R134a在微肋管内的冷凝换热特性

(上海理工大学能源与动力工程学院 上海 200093)

随着能源危机和环境污染的加重，能源的高效利用逐渐成为研究的重点。换热器在石油、化工、电力、制冷等领域均得到广泛应用，人们对换热设备紧凑性、高效化、低成本的要求越来越高。微肋管自20世纪70年代出现以来，由最初的二维矩形、梯形肋发展到现在的三维强化管[1-2]，其内部复杂的几何结构使得本已十分复杂的流动蒸发/冷凝换热变得更加复杂[3]。针对现有制冷剂，如R22、R410A、R417A、R404A、R407C等，许多学者研究了在强化管外的换热，并取得一定的成果[4-9]。

需特别指出的是R134a凭借其优越的热物理性质已被广泛应用于制冷空调领域[10]。很多学者实验研究了R134a在各种强化管的强化机理，分析了在流动沸腾/冷凝换热工况下，不同管型尺寸、水力条件对传热系数、压降等指标的影响，并取得了很大成果。在K.Jatuporn等[11]微型多管道换热器实验中，当换热通道从14锐减到8时，换热器平均传热系数增加50%～70%，并对比了实验结果与经典关联式，选取相应工况下最佳预测公式。S.Kittipong等[12]调节实验工况以保证微通道内制冷剂流型为环状流，实验结果表明表面传热系数随蒸气干度、质量密度、热流密度的增加而增加，随饱和温度的增加而降低。在M.H.Al-Hajeri等[13]的研究中选取表面传热系数、压降两个评价指标，证实制冷剂表面传热系数和压降均随质量流量的增加而增加，随饱和温度的增加而降低。S.Kittipong 等[14]对压降进行了实验分析，在相应工况下摩擦压降占总压降绝大比例，并验证：摩擦压降随质量流量、蒸气干度的增加而增加，且饱和温度、管径尺寸对摩擦压降也具有很大影响。G. G. Jr等[15]把压降细分为摩擦压降、加速压降、膨胀压降、重力压降等，并实验验证了摩擦压降约占总压降的95%，除探究摩擦压降受外界工况的影响外，还对比了实验结果与相应关联式，选出相应工况下最佳的预测公式。

有关微通道的研究大多针对某一特性进行实验，并没有提出一个综合指标来对换热器整体进行评价。本文以R134a为工质，在新型搭建的单管换热实验台上进行实验，对3种规格微肋管进行了流动冷凝实验研究，在改变冷凝温度、质量流量的工况下，研究强化管两侧换热性能随工况的变化，对两种流体间的传热热阻进行了详细分析，此外还对管内表面传热系数/压降受饱和温度、质量流量、强化管结构参数等因素的影响进行了研究，以单位压降内的表面传热系数为指标，对微肋管进行了综合性能评价。

1 实验装置

本实验在管内冷凝换热实验台上运行，系统原理如图1所示，实验装置包括4个循环：制冷循环、实验段水循环、乙二醇水溶液循环、数据采集系统。

图1 实验装置原理Fig.1 The principle of experiment device

在制冷循环中，选用型号为SJ3-M-200/2.8的隔膜泵代替压缩机提供整个系统的循环动力，其额定流量范围为0～200 L/h，测量精度为±1%。过冷制冷剂在隔膜泵的驱动下由储液器流出，经脉动阻尼器、质量流量计进入预热器，在预热器内被加热到设定状态，并通过视液镜观察制冷剂所处状态，过热制冷剂蒸气在实验段完全冷却完成冷凝实验，由实验段流出的过冷制冷剂经电子膨胀阀节流后经干燥过滤器进入储液器，重复下一循环。实验运行时，通过调节隔膜泵的运转频率、改变活塞行程相结合的方法改变制冷剂在系统内的循环流量，隔膜泵后设有旁通回路，可使制冷剂流回储液器，同样可起到对制冷剂流量的调节作用，测试段的饱和压力则通过调节电磁膨胀阀的开度进行控制。储液器压力为整个系统的基准压力，经室外风冷机组处理的乙二醇水溶液对储液器内的制冷剂进行温度过冷调节，进而实现大范围的系统压力实验。其中，经室外风冷机组处理的乙二醇水溶液可提供-25 ℃的低温热源。实验段水循环主要用于与制冷剂的热量交换，满足制冷剂在测试管内的冷凝工况要求，主要由电磁流量计、水泵、板式换热器组成，在板式换热器内，乙二醇水溶液与测试水换热，带走制冷剂冷凝放出的热量。

实验段制冷剂侧及水侧温度均采用测量精度为0.1 ℃的PT100铂电阻进行测量，使用前分别对其进行水浴标定，所得相对误差均小于0.1%；为解决制冷剂管路中温度、压力测量的准确度与密封性问题，特别设计了温度测量模块与压力测量模块，剖面如图2所示。测量中，制冷剂流体迎着铂电阻的测温头，制冷剂管路与模块通过纳子连接以保证良好的密封性。测试段进出口压力及储液器压力选用德鲁克GE5072型号压力变送器进行测量，量程为0～4.2 MPa，测量精度为0.2级；选用由RHM03传感器与RHE14变送器组成的质量流量计测量制冷剂循环流量，量程为0.05～6 kg/min，测量精度为0.1%；选用控制-显示一体型电磁流量计测量测试水流量，精度为0.5级;选用西门子PLC S7-300监控系统参数，用三维力控程序采集参数数据，观察系统运行主要参数及参数趋势。

(a)测温模块剖面图 (b)测压模块剖面图 图2 测量模块Fig.2 Measuring module

实验段选用水平套管式换热器，其密封装配剖面如图3所示，制冷剂在测试铜管内流动，测试水在管外环形通道内流动，呈逆向流。测试强化管选取外径分别为6.35、7、8 mm的内螺纹强化管，在实验段有效换热长度为2 000 mm，结构参数见表1。不锈钢套管装有放气阀，用以排除测试水中不凝结气体，且管外包有隔热层，减少实验段与外界环境的漏热损失。

1六角螺母；2端盖；3密封圈；4不锈钢套管；5实验管；6水进口。图3 实验段密封装配剖面图Fig.3 The assembly section of test section

表1 测试管结构参数

实验选用R134a为测试工质，其物性参数见表2。实验运行时，实验段冷凝温度分别设定为35、40、45 ℃，根据不同外径内螺旋管具体换热情况，制冷剂质量流量的调节范围为30～120 kg/h。考虑到实验设备的测试局限性，为方便制冷剂换热量的计算，设定制冷剂在测试段进出口均保持3 ℃左右的过热/过冷度，通过对测试段两侧视液镜的观察确保制冷剂处于单相状态。

表2 R134a物性参数

2 实验数据处理

由实验仪表可得：制冷剂质量流量Gr、实验段制冷剂进出口温度trin/trout、测试水流量Gw、实验段测试水进出口温度twin/twout、实验段压差Δp。根据制冷剂在实验段进、出口所测温度、压力值求得对应焓值，得：

制冷剂在实验段的换热量(W)为：

Φr=Gr(hrout-hrin)

(1)

测试水在实验段吸收热量(W)为：

Φw=Gwcp(twout-twin)

(2)

实验段换热量(W)为：

Φ=(Φr+Φw)/2

(3)

实验段漏热率：

n=|Φr-Φw|/φ

(4)

式中：Gr为制冷剂质量流量，kg/s;hrin、hrout分别为制冷剂在实验段进、出口焓值,kJ/kg;Gw为测试水质量流量，kg/s;tmin、twout分别为测试水在实验段进出口温度，℃;cp为测试水的定压比热容,kJ/(kg5K)。对于所有测试的任一工况，只有根据式(4)所计算得的n<5%时，才足以说明实验段达到平衡效果，所测数据有效，然后以式(3)计算的Φ作为实验段换热量的计算标准。

测试管中制冷剂与测试水之间换热的总热阻等于管内侧热阻(制冷剂侧)、管壁热阻、管外侧热阻(测试水侧)之和，考虑到测试管为新订制铜管，故可忽略壁面结垢热阻，即：

(5)

式中：Ai、A0分别为强化管内、外表面积，m2;λ为测试管导热系数，W/(m5K);hr为制冷剂侧表面传热系数，W/(m25K);hw为测试水侧表面传热系数，W/(m25K)；δ为测试管厚度，m;Δt为测试管内外两侧温差,℃。

总传热系数K,W/(m25K)：

K=Φ/(AoΔtm)

(6)

其中Δtm为对数平均温差(℃)，定义为：

(7)

式中：ts为测试管内制冷剂饱和温度，℃。根据实验段出口所测压力和实验段压差计算可得。

式(5)中的hw可由Dittus-Doelter[16]公式计算得到：

(8)

式中：k为测试水导热系数，W/(m5K)；Dhw为环形管道水力半径，m。

把由式(6)、式(8)计算所得的K、hw带入式(5)即可得到hr。

本实验的目的在于得到不同工况下实验段的K、hwhr，为确保计算结果的准确性，利用式(9)[17]对其不确定度进行计算。

(9)

式中：∂R为独立变量R的不确定度；y为影响因素；∂y为变量y的不确定度。

例如K的不确定度可由式(10)计算得到：

(10)

可得：K、hw、hr的不确定度均小于5%。实验段压降Δp由压差变送器直接测得，不确定度小于0.14%。

3 实验数据分析

微肋管内流动冷凝换热的影响因素很多，工况调节参数主要包括测试水流量及进口温度、制冷剂质量流量、饱和温度。本实验主要研究制冷剂质量流量、冷凝饱和温度这两个参数对R134a在强化管内的流动冷凝换热的影响，并分析了微肋管结构参数对冷凝换热的影响。

3.1 系统可靠性检测

为确保实验台各测量参数值的准确性，选取实验段制冷剂进出口温度、压力值，测试水进出口温度值，制冷剂质量流量值，测试水流量值进行了重复性实验。在此，仅以测试水流量值为例进行验证。

对于测试水流量，选取1.1、1.0、0.9 m3/h三个值进行重复性测试，测试水质量流量随时间的变化如图4所示，测量误差为±0.005 m3/h，完全符合实验数据的精度要求。对于系统热平衡检测，选取8 mm强化管，45 ℃冷凝的工况条件进行验证，取n为纵坐标，具体计算见公式(4)。由图5可得， 取值为0.98～1.03，说明实验段具有较好的保温效果，符合实验条件要求。

图4 测试水质量流量随时间的变化Fig.4 Water-testing mass flow changes with time

图5 实验段热平衡检测Fig.5 The thermal balance test

使用实验台对微肋管进行冷凝测试前，首先对φ12.7 mm光管进行了单相冷凝实验，将所得数据与V.Gnielinski[18]公式计算值进行对比，发现实验数据与理论计算数据相差在5%以内，进一步验证了实验台的可靠性。

3.2 换热特性的分析

图6(a)、(b)、(c)分别为冷凝温度保持在(35±0.3)℃、(40±0.3)℃、(45±0.3)℃时，三根微肋管总传热系数K随制冷剂质量流量的变化，由图6可知K随质量流量的增加而增大，随冷凝温度的升高而降低，这是因为随冷凝温度的降低，R134a汽化潜热值增大，在换热面积、换热温差不变的情况下，K随热通量的增加而变大。此外，在相同冷凝温度、质量流量下，3#微肋管的K大于2#微肋管，1#微肋管的K最低，这是因为在相同制冷剂流量下，管径越小制冷剂在管内的流速越大，对应更强的湍流度，具有更好的换热效果。

测试水侧/制冷剂侧传热系数随饱和温度、质量流量的变化分别如图7(a)、(b)、(c)所示。实验结果表明：hr随质量流量的增加而增大，而hw随质量流量的增加而稍有降低。

图6 总传热系数K随冷凝温度、质量流量的变化Fig.6 Total heat transfer coefficient changing with condensation temperature and Gr

图7 测试水侧/制冷剂侧传热系数随冷凝温度、质量流量的变化Fig.7 Surface heat transfer coefficient of water-testing/refrigerant changes with condensation temperature and Gr

实验运行时，随着制冷剂质量流量的增加，实验段热通量增大。为保持制冷剂在实验段进出口设定状态，保持实验段内测试水流量不变，通过控制进水温度来实现热通量的控制。随着质量流量的增加，测试水进口水温降低，测试水黏度增大，最终导致水侧换热边界层厚度增加，使hw随质量流量的增加而稍有降低。

实验所用微肋管内部均是滚轧出的与轴线成28°的螺旋槽，在管内壁形成凸出的螺旋线，齿高均在0.2 mm左右。当制冷剂在管内流动时，靠近内壁的工质将沿着螺旋面旋转流动，还有部分工质在内壁沿轴线流动，在经过凸起的螺旋槽时形成周期性扰动，从而起到强化换热的目的。由图7可得，在相同冷凝温度、质量流量下，2#微肋管的hr约为1#微肋管hr的1.5～3.5倍，3#微肋管的hr约为2#微肋管hr的1.5～2.5倍。这主要是因为：1)相同质量流量下，管径越小对应的制冷剂流速越大，流体的湍流度更大；2)各微肋管除外径不同外，其内部齿形参数完全相同，相同高度齿高在小外径强化管内对制冷剂的扰动能力更强；3)微肋管外径越小其内表面扩展倍率越大。此外还可发现：冷凝温度越低，hr越大，且质量流量越大不同温度间hr之间的差值越大。这是因为：1)对于R134a，随着冷凝温度的降低，气液密度比值越大，气液速度差值增大，气液界面间剪切力的增大使换热边界层厚度减小；2)质量流量的增加对气液速度差值的增大起到促进作用，能够产生更大的气液剪切力，增强换热。

3.3 流阻特性的分析

图8 压降随冷凝温度、质量流量的变化Fig.8 Pressure drop changing with condensation temperature and Gr

微肋管内制冷剂压降Δp随冷凝温度、质量流量的变化如图8所示，Δp随质量流量的增加而增大，随冷凝温度的增大而减小，且管径越小、质量流量越大，冷凝温度对压降的影响越大。

对比不同外径微肋管压降的变化关系发现，在相同质量流量下，管径越小其对应压降越大，其中2#微肋管的Δp约为1#微肋管Δp的1.2～1.5倍，3#微肋管Δp约为2#微肋管Δp的1.2～1.4倍，且随着质量流量的增加两者的比值均逐渐增大。这是因为：1)Δp与流速的平方成正比，质量流量的增加表征管内流速的增大，且相同质量流量下，管径越小流速越大，流体在管内流动的功耗增加；2)随着饱和温度的降低，制冷剂R134a的黏度增大，对压降的增加起促进作用。

3.4 综合性能评价

以强化管外表面为基准，对换热器总热阻进行明细化分析，由总传热系数K、测试水侧表面传热系数hw以及制冷剂侧表面传热系数hr，可得总传热热阻R、制冷剂侧传热热阻Rr、测试水侧传热热阻Rw。对于同一类型强化管，其外径等结构参数保持不变，即管壁导热热阻保持不变，在热阻分析计算中可忽略不计。

图9 水侧/制冷剂侧热阻随冷凝温度、质量流量的变化Fig.9 Thermal resistance of water-side/refrigerant changes with condensation temperature and Gr

微肋管制冷剂侧与水侧热阻占总热阻的比值变化如图9所示，由图可得：1)在实验的研究范围内，制冷剂侧热阻小于水侧热阻，且管径越小，两者的差值越大；2)随着制冷剂质量流量的增加，水侧热阻占总热阻得比值逐渐增加，而制冷剂侧所占比值逐渐减小，达到一定条件下，影响传热阻值的主导因素将发生转变；3)冷凝温度越低，水侧热阻与制冷剂侧热阻所占总热阻之间的比值差值越大。这与刘启斌等[19]采用R123在水平双侧强化管外池沸腾换热的研究结果相吻合。

考虑到换热器换热性能的增加一般伴有系统能耗的增加，在选择换热器时，要对换热器的换热能力和流阻特性进行综合考虑，本文采用单位压降内的传热系数hr/Δp这一指标来评价换热器综合性能。

图10 单位压降表面传热系数随冷凝温度、质量流量的变化Fig.10 Surface heat transfer coefficient per pressure drop changes with condensation temperature and Gr

微肋管hr/Δp随饱和温度、质量流量的变化如图10所示，由图可得：1)在实验的研究范围内，三种规格微肋管的hr/Δp随质量流量的增加呈先减小后增大的变化趋势，且管径越小、饱和温度越低，这一变化趋势越明显；2)在相同工况下，hr/Δp随着饱和温度的降低而增大，且管径越小其增大的比例越大；3)在特定冷凝温度、质量流量下，管径越小越大，hr/Δp越大，其中3#微肋管的hr/Δp约是2#微肋管的0.9～1.5倍，2#微肋管的hr/Δp约是1#微肋管的0.8～1.6倍。

综上所述：饱和温度、质量流量对表面传热系数、压降均产生一定影响，但质量流量占主导地位。结合图10所示，hr/Δp随质量流量的增加呈减小趋势说明质量流量增加引起的压降增加比例大于表面传热系数的增加比例，hr/Δp呈增大趋势则说明质量流量增加引起的压降增加比例小于表面传热系数的增加比例。冷凝温度通过改变制冷剂气液密度值来影响，通过改变制冷剂黏度来影响压降，而随着质量流量的增加，冷凝温度对hr影响逐渐增大，说明随着质量流量的增加，制冷剂气液密度值对换热器综合性能的促进作用要优于因制冷剂黏度引起的阻碍效果。

4 结论

本文研究了R134a在水平微肋管中的冷凝换热特性，获得实验段中总表面传热系数K、测试水侧表面传热系数hw、制冷剂侧表面传热系数hr以及压降Δp随制冷剂质量流量、冷凝温度、微肋管的几何尺寸等因素的变化关系，并根据实验数据对微肋管进行了热阻分析、综合性能评价，为强化换热器的研究方向提供了一定的理论依据。

1)K、hr、Δp均随质量流量的增加而增大，且对应冷凝温度越低、管径越小其值越大，其中，2#微肋管hr、Δp分别约为1#微肋管hr、Δp的1.5～3.5倍、1.2～1.5倍，3#微肋管hr、Δp分别约为2#微肋管hr、Δp的1.5～2.5倍、1.2～1.4倍；水侧表面传热系数hw随质量流量的增加而稍有降低，冷凝温度对其值影响并不大。

2)热阻分析中，随制冷剂质量流量的增加，水侧热阻占总热阻的比值逐渐增加，而制冷剂侧所占比值逐渐减小，但制冷剂侧热阻总小于水侧热阻，且冷凝温度越低，管径越小，两者的差值越大。

3)综合性能评价中，三种强化管的hr/Δp均随质量流量的增加呈先减小后增大的变化趋势，并随着冷凝温度的降低、管径的减小，其值逐渐增大；其中在特定冷凝温度、质量流量下，3#微肋管的hr/Δp约为2#微肋管的0.9～1.5倍，2#微肋管的hr/Δp约为1#微肋管的0.8～1.6倍。

本文受上海市动力工程多相流动与传热重点实验室开放基金(13DZ2260900)资助。(The project was provided by the Opening Project of Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering(No.13DZ2260900).)

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