R410A、R404A、R407C在水平强化换热管外的凝结换热

欧阳新萍，舒涛，刘冰翛

（上海理工大学能源与动力工程学院，上海 200093）

R410A、R404A、R407C在水平强化换热管外的凝结换热

欧阳新萍，舒涛，刘冰翛

（上海理工大学能源与动力工程学院，上海 200093）

研究了R410A、R404A、R407C在水平强化管外的凝结换热，并进行了换热性能的对比。实验管为常用的管内螺纹、管外斜翅的三维低肋管。应用威尔逊图解法对实验数据进行处理，得到管内对流换热系数并给出Dittus-Boelter形式的强化管管内对流换热关联式，再根据热阻分离的方法得到管外凝结换热系数。结果表明，在相同换热参数下，凝结换热系数大小依次为R410A、R404A、R407C。3种制冷工质应用于该强化换热管的换热增强倍率分别在9.53～14.07、6.81～11.48和3.23～5.28的范围。而R410A、R404A和R407C在强化管内的强化倍率分别为1.77、1.73和1.76，三者相差不大。R410A管外凝结换热系数随着壁面过冷度的增大而减小，与单一制冷工质这一冷凝特性相同；而R404A和R407C与R410A不同，随着壁面过冷度的增大，管外凝结换热系数增大，这主要是非共沸制冷工质管外凝结过程存在的气膜热阻所致。

凝结换热；强化换热；混合制冷剂；强化管

在R22的替换制冷剂中，R410A与R22热力学性能相近，并且是一种近共沸混合制冷剂，具有较高的压缩效率，是目前已发现的环保工质中最有希望替代R22的制冷剂之一[1]。在日本和美国家用空调领域，R410A是主要的替代工质。目前国内外对于R410A在管内沸腾换热的研究比较多，但是对于R410A在水平强化管外的凝结换热性能研究不多。成昌锐等[2]对R407C在水平单管外凝结换热性能做了实验研究，结果表明：随着热流密度的增加，R407C在管外凝结的换热系数增加；JUNG等[3]对R22、R407C以及R410A在水平强化管外的冷凝做了对比实验研究，结果表明：非共沸制冷工质R407C与R22以及R410A表现出完全不同的凝结现象，其凝结换热系数要低50%，且R407C在强化管外的凝结换热系数随着壁面过冷度的增加而增加。ZHANG等[4]对R22在光滑以及3种强化管管外凝结换热做了实验研究，结果表明：在35℃工况下，C32管（二维低肋管）、C33（肋片密度比C36小的三维强化管）、C36（在C32基础上制成的三维强化管）相比于光管的平均强化倍率分别为8.72、9.37、11.07。Al-BADRI等[5]对R134a在单管以及管束外的凝结换热性能做了实验研究，结果表明：单管时，强化的翅片管（在普通翅片管基础上改造的具有非均匀翅片翅片的强化管）外的凝结换热性能明显比普通翅片管好，但随着管束的增多，强化翅片管的管外凝结系数比普通翅片管降低得快。马虎根等[6]对R410A在水平微翅管内沸腾换热做了实验研究，获得工质热通量、干度以及质量流量对传热系数的影响关系。

相关的替换制冷剂R404A、R407C是非共沸混合制冷剂，将这3种混合制冷剂进行管外冷凝的对比研究有重要意义。

随着机械加工以及制造水平的不断发展，强化换热管的开发和应用已趋于成熟，从低肋管到形式多样的三维结构管，换热性能日趋提升。此次实验采用的就是较成熟且常用的管内螺纹、管外斜翅的双侧强化管。

本文对R410A、R407C和R404A等3种制冷剂在水平单根强化管管外冷凝的换热特性进行了实验对比研究。实验工况为：在保持冷凝温度为34.5℃、热流密度为23000W/m2情况下，使管内冷却水在1.0～3.0m/s之间变化，以通过威尔逊图解法研究管内对流换热性能；在保持冷凝温度为34.5℃、管内水流速为2m/s情况下，使热流密度在10000～28000W/m2之间变化，以对比研究3种制冷剂的管外凝结换热性能。

1 实验系统

实验系统见图1所示，由3个部分组成：制冷工质循环系统、水循环系统和乙二醇水溶液循环系统。制冷工质的蒸发和冷凝均在一个水平放置的蒸发冷凝桶中进行，桶的中间由丁字板隔开。蒸发冷凝桶底部的制冷工质被屏蔽泵输送至蒸发侧的上部喷淋，喷淋至蒸发管表面后被管内较高温度的水加热蒸发成制冷剂蒸气。制冷剂蒸气扩散至冷凝侧，被冷凝管内较低温度的冷却水冷凝为液体、落入桶的底部[7-8]。

图1 实验系统

水循环系统又可以分为蒸发侧水循环回路和冷凝侧水循环回路。冷凝侧的水经过水泵输送，流过板式换热器从而被乙二醇水溶液冷却，再流入冷凝管内用于冷凝制冷工质，完成冷凝侧水循环。该系统中安装有电磁流量计、水阀和测温装置，分别用于测量、调节冷却水流速以及测量冷凝进出口温度。蒸发侧的水经过水泵输送，流过电磁流量计以及加热器，进入蒸发管管内用于加热制冷工质，完成蒸发侧水循环[9]。为了冷却水的散热，实验设置了乙二醇循环系统。乙二醇箱里的乙二醇水溶液被制冷机组降温后，由泵输送进入板式换热器给冷却水降温，再回到乙二醇箱，完成乙二醇水溶液循环。此循环中安装有加热器调节冷却水温度[10]。

表1 强化换热管参数

实验用管为一种管内螺纹、管外斜翅的双侧强化管。其主要结构参数如表1所示。本实验台采用由Aligent34970A数据采集仪模块、340903A开关控制模块、340907A多功能模块以及计算机组成的控制系统控制。实验系统各仪表的参数见表2。

表2 实验系统各仪表的技术参数

对于R404A以及R407C，由于其属于非共沸制冷工质，在定压冷凝条件下，其饱和温度线是一条斜线。本文采用冷凝压力下的泡点温度和露点温度的算术平均值作为其冷凝温度[11-12]。

2 实验数据处理方法

本文主要研究R410A在水平强化管管外的凝结换热性能，因此，需要得到制冷工质在管外凝结换热的换热系数。最直接的实验方法是测量强化管管壁温度，但准确测量管壁温度难度很大。因此，本文应用分离热阻的方法来得到管外凝结换热的换热系数。本次实验采用的是内螺纹管，尚没有比较可靠的换热系数关联式计算出管内换热系数，所以采用常用的威尔逊图解法求管内换热系数[13]，再通过热阻分离得到管外凝结换热的换热系数。

2.1 管内换热系数

本次实验所用的强化管为新管，因此，传热过程中的污垢热阻可以近似为0。则实验管的总传热热阻关系可表示为式(1)。

式中，K为总换热系数，W/(m2·K)；do为强化管的外径，m；di为强化管的内径，m；hi为强化管管内侧换热系数，W/(m2·K)；ho为强化管管外侧换热系数，W/(m2·K)；Rw为管壁换热热阻，m2·K/W。

当管中的水流动为旺盛湍流时，实验表明管内对流换热系数hi与管内水的流速ui的0.8次方成正比，即为式(2)。

式中，ui为管内水流速，m/s。

将式(2)代入式(1)中得式(3)。

式中，Rw为定值；ho与管子的几何尺寸、壁面温度以及冷凝温度有关。管子的几何尺寸是个定值，实验时冷凝温度可以保持不变，但冷却水流速变化时会使壁温变化[14-15]。经典的管外光管凝结放热系数的计算式为式(4)。

式中，λ为冷凝液膜的导热系数，W/(m·K)；γ为冷凝液膜的重度系数，kg/m3；μ为冷凝液膜的黏性系数，Pa·s；r是液体在凝结压力下的潜热，J/kg；tw、ts分别为冷凝温度，℃；do为管子外径，m。

部分学者认为，实验过程中保持强化管外制冷工质冷凝温度不变，就可以近似地认为h0不变[16-18]。事实上，壁面过冷度的变化对冷凝换热系数有重大影响。因此，本文除了控制冷凝温度不变以外，还通过控制实验过程中的热流密度基本不变，来实现壁面过冷度的基本不变，从而达到h0基本不变的目的。则式(3)变为式(5)。

将不同管内水流速时测得的K点在坐标图上表示（1/K为纵坐标、为横坐标），即可得到一条直线。求出直线的斜率，即可得到常数c，从而得到管内侧换热系数。

2.2 管外凝结换热系数

由式(3)分离出管外凝结换热系数，见式(6)。

2.3 不确定度分析

采用文献[19]中的方法分析本次实验数据的不确定度。结果表明，本次实验得到的管外凝结换热系数的不确定度为10.27。

3 实验结果与分析

3.1 管内换热性能

实验在定冷凝温度和热流密度的条件下，冷凝管内冷却水水流速在1～3m/s范围内变化，可得到3种制冷剂在强化管外凝结换热时管内水对流换热系数的威尔逊图如图2所示。

图2 3种制冷剂实验的威尔逊图

图2中，u为管内水的流速，m/s；K为总换热系数，W/(m2·s)。

结合公式(1)～式(3)以及式(5)，可得3种工质用威尔逊图解法得到的管内对流换热系数简单关联式分别为式(7)～式(9)。

制冷剂为R410A时

制冷剂为R404A时

制冷剂为R407C时

式中，u为强化管管内水的流速，m/s；hi为强化管管内对流换热系数，W/(m2·s)。

将以上公式整理成Dittus-Boelter形式的强化管管内对流换热关联式为式(10)～式(12)。

制冷剂为R410A时

式中，Re为管内水流动的雷诺数；Pr为管内水的普朗特数。

结合光管管内强制对流换热关联式，可得当管外分别为R410A、R404A和R407C冷凝时，实验所用内螺纹强化换热管的管内对流换热系数的强化倍率分别为1.77、1.73和1.76，其中光管管内的对流换热系数由式(13)计算得出。

该式适用于具有中等以下壁温差的工况下。式中热力学参数的定性温度均采用流体进出口温度的算术平均值。适用范围：Re=104～1.2×105，Pr=0.7～120，l/do≥60。

由公式可以看出，3种制冷工质对应的管内对流换热关联式非常接近但略有差别。由于对同一种强化管而言，管内对流换热系数主要取决于管内工质参数和强化管结构参数，与管外工质无关，因此关联式相近是正常的，其微小差别是由试验误差造成的。

该冷凝强化管的管内对流换热性能优于光管的主要原因在于以下两方面[20]：第一，管内表面的螺纹结构对近壁流体的起到了一定的限制作用，促使管内的水产生一种螺旋运动，进而使得近壁流体与管壁表面的相对运动速度增大，增强了流体的扰动，进而使传热边界层的厚度变薄，提高了传热速率；另一方面，凸起的内齿起到人工表面粗糙物的作用，不仅形成周期性的扰动，而且在内齿的前后产生逆向压力梯度，迫使流体在齿后形成二次流动，破坏了和减薄了流动边界层，增强了对管内流体的扰动，从而增强了换热效率。

3.2 管外凝结换热性能

3.2.1 壁面过冷度对管外冷凝的影响

为了比较R410A和R404A、R407C的冷凝换热，做了3种制冷工质在同一强化管、不同壁面过冷度管外凝结换热系数的比较。实验结果如图3、图4所示。

由式(4)可知，管外凝结换热系数与壁面过冷度的1/4次方成反比，随着过冷度的增大，则管外凝结换热系数减小。近共沸制冷剂R410A基本符合这一规律，但在图3、图4中可以看出，制冷剂R404A以及R407C在管外凝结的换热系数是随着过冷度的增大而增大的，这是因为R404A和R407C作为非共沸制冷工质，具有一定的滑移温度，分别在0.6K和7K左右，在蒸气冷凝开始时先是沸点较高的组分冷凝，而沸点较低的组分后冷凝，则沸点小的制冷剂会在气液的交界面上形成气体层，加上强化管表面翅间空间狭小，增大了传质的热阻，并且由于气体的传热热阻远大于液体的传热热阻，从而降低了管外凝结换热效率；但随着壁面过冷度的增大，传热驱动力加大，蒸气扩散能力增强，强化管管外制冷工质的凝结换热系数得到提高。而R410A是近共沸制冷工质，基本不存在气膜阻力，因此相同条件下R410A管外凝结换热系数比R404A和R407C大。

图3 R410A、R404A管外凝结换热系数

图4 R407C实验的管外凝结换热系数

为获取强化管管外的增强效果，本文对近共沸制冷工质R404A在光管管外的凝结换热进行了实验，实验结果表明：实验值与Nusselt理论式(4)计算值误差不超过5%。由于R410A的滑移温度小于R404A，因此，本文中R410A和R404A在光管管外的凝结换热系数均由式(4)计算得出。而R407C为非共沸制冷工质，Nusselt理论已不适用，其光管管外凝结换热系数采用文献[21]经实验得出的拟合公式计算见式(14)。

式中，hfg为蒸气相变热，J/kg；g为重力加速度，m/s2；λl为制冷工质液相导热系数，W/(m·K)；ρl为制冷工质液相密度，kg/m3；μl为制冷工质液相黏度，Pa·s；ts为蒸气饱和温度，℃；two为冷凝管外壁温度，℃。

R410A、R404A和R407C在斜翅形翅片管管外的凝结换热系数均高于光管，强化倍率分别为9.53～14.07、6.81～11.48和3.23～5.28，强化效果的大小为R410A＞R404A＞R407C。

考虑到R407C的温度滑移比其他两种制冷工质大很多，本实验特别增大其实验时的壁面过冷度，以研究过冷度对R407C管外冷凝的影响[22]。

3.2.2 热流密度的影响

为研究热流密度和制冷工质对总换热系数的影响，本实验控制冷凝温度不变，实验冷凝强化管管内水流速为2m/s，热流密度变化范围为10000～28000W/m2，分别进行R410A、R404A和R407C在冷凝强化换热管管外的凝结换热实验。3种制冷剂在强化管外凝结的总传热系数与热流密度的关系如图5所示。

由图5可见，3种制冷剂在强化管外凝结换热时的管外凝结换热系数随热流密度的变化趋势与其随壁面过冷度的变化趋势大致相同，原因也相似。

上述R410A与其他两种制冷剂的管外凝结换热系数与壁面过冷度的关系的差异，主要是由制冷工质的液膜阻力和气膜阻力综合造成的。也可以说是在同一换热设备、工况下的凝结量有关。通过3种制冷剂在管外凝结换热系数与热流密度关系的实验也验证了上述讨论。

图5 管外凝结换热系数与热流密度关系

4 结论

本文通过对R410A、R404A和R407C在强化管管外的凝结换热实验，可以得出以下结论。

（1）实验所用内螺纹强化换热管的管内对流换热系数的强化倍率分别为1.77、1.73和1.76。

（2）随着壁面过冷度的增大，R410A在管外的凝结换热系数增大，而R404A和R407C在管外的凝结换热系数减小。

（3）在实验范围内，在相同条件下，R410A、R404A和R407C在斜翅形翅片管管外的凝结换热系数均高于光管，强化倍率分别为9.53～14.07、6.81～11.48和3.23～5.28，强化效果为R410A＞R404A＞R407C。

（4）非共沸制冷工质管外凝结换热影响因素与共沸工质不同，气膜阻力对非共沸工质管外凝结换热影响较大。

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Experimental study of condensation heat transfer performance of R410A，R404A and R407C on horizontal enhanced tubes

OUYANG Xinping，SHU Tao，LIU Bingxiao
（School of Energy and Power Engineering，University of Shanghai for Science and Technology，Shanghai 200093，China）

The performance of condensation heat transfer of R410A、R407C and R404A were experimentally studied and compared to horizontal tubes. The enhanced tubes in this study have three dimensional inner screw and outer diagonal fins. The Wilson plot method was used to treat experimental data and obtain the coefficient of convective heat transfer in tubes and convective heat transfer correlation in the form of Dittus-Boelter. Then the condensation heat transfer coefficient on tubes can be figured out on the basis of separation of thermal resistance. The results showed that under the same conditions，the condensation heat transfer coefficient is the sequence of R410A＞R404A ＞R407C. The outer enhancement factor of these three refrigerants is 9.53—14.07、6.81—11.48 and 3.23—5.28. The enhancement ratio of R410A、R404A and R407C is 1.77，1.73，1.76. The condensation heat transfer coefficient of R410A decreased with the increasing degree of super-cooling，the same as the condensation characteristics of the single refrigerant. However，as the increasing degree of super-cooling，the condensation heat transfer coefficients of 404A and R407C increase. The reason is that a layer of vapor film forms in the condensation process of the non-azeotropic，which increased the heat transfer resistance.

condensation heat transfer；heat transfer enhancement；mixed refrigerant；enhanced tube

TK172

：A

：1000–6613（2017）02–0481–06

10.16085/j.issn.1000-6613.2017.02.011

2016-07-05；修改稿日期：2016-08-15。

及联系人：欧阳新萍（1964—），男，教授，主要研究方向为制冷换热器及强化换热、制冷技术与设备、换热器测试技术等。E-mail：xpoy@163.com。