三维双侧强化管内R410a 蒸发工程模型研究

2022-01-01郑博仁董泽冠顾宗保

低温工程 2022年6期

关键词：流型水纹传热系数

王旭郭雨郑博仁董泽冠顾宗保

(1 内蒙古农业大学能源与交通工程学院呼和浩特 010018)

(2 陕西空天动力研究院有限公司西安 710003)

(3 浙江大学能源工程学院杭州 310027)

(4 山东华夏神舟新材料有限公司淄博 256401)

(5 甘肃省武威市凉州医院武威 733000)

1 引言

被动强化传热技术可以显著提高换热器传热性能,并且压降增加不明显。因此微翅片管、波纹管等早已引起研究人员的关注,广泛应用于制冷、空调等工业领域。

Webb 和Kim[1]的研究表明,三维强化管可以增加表面积、成核位置,促进流体混合、二次流的产生、边界层的分离以及增加湍流强度,因而是一种优势明显的强化传热技术。Vicente 等[2]对低雷诺数下的波纹管进行了研究,Kukulka 和Smith[3]对涟漪纹管进行了研究,结果均表明,强化管的传热性能提高了500%以上,且在雷诺数接近1 000 附近时过渡到了湍流。Shafaee 等[4]的研究表明使用强化管可以提高蒸发传热,然而Kukulka 等[5]研究显示,光滑管的蒸发传热性能要优于强化管。

郭思璞[6]的研究表明,涟漪纹管的蒸发传热系数是光滑管的1.2—1.4 倍,人字形微翅片管的传热系数高于光滑管、低于涟漪纹管。唐苇羽[7]的研究表明强化管的蒸发换热高于光滑管;随着质量流速和热流密度的增加,强化管的传热倍率逐渐增加。陈景祥[8]的研究表明,三维强化管的综合能效因子PF随着质量流速的增加呈线性增加趋势,PF最高可达到1.44。孙志传[9]验证了已有模型对强化管内蒸发截面含气率的计算精度,分析了管内蒸发流型,最后得出1EHTa 型涟漪纹铜管蒸发传热系数是光滑管的1.26—1.93 倍,而1EHTa 不锈钢管是光滑管0.83—1.64 倍。石绮云[10]、沈坤荣[11]、马祥[12]等的研究也得出了类似的结论,三维强化管会提高蒸发传热性能。

三维强化管的蒸发传热性能对传热系统和设备的设计、开发和评价具有重要意义。而不同强化管的传热性能可能优于光滑管,也可能差于光滑管。强化管的真实换热性能依赖实验研究,可应用于工业设计的工程模型也有待实验数据的验证和修正。本文将对光滑管、人字纹管、螺旋纹管、人字/涟漪纹管、人字/疏水纹管开展实验研究,分析并评估不同管型的蒸发传热性能。

2 实验设备

实验测试装置示意图如图1 所示。测试段呈水平逆流布置,制冷剂在强化管内流动,冷却水在强化管外环形套管内流动。冷却水由质量流量计测量,经过测试段后返回恒温水箱;其温度由Pt100 铂电阻测量。制冷剂在进入测试段之前,被加热到预定的温度和干度。从测试段流出的制冷剂在冷凝器中被完全冷凝和过冷。制冷剂流量计位于增压泵和预热段之间。预热段、测试段进口处制冷剂温度均有Pt100 铂电阻测量,绝对压力由压力计测量。总压差由压差计测量。所有测量的数据均由20 通道数据采集仪自动记录并储存到计算机。

图1 实验测试装置示意图Fig.1 Schematic diagram of experimental test device

研究采用的管型包括光滑管、人字纹管、螺旋纹管、人字/涟漪纹管、人字/疏水纹管等。管材质均为不锈钢,管外径为12.7 mm,内径为11.5 mm。图2 是强化管表面参数,表1 为不同强化管翅片物理参数,图3 是强化管外表面照片,其中图3 d 中人字/疏水纹管表面是疏水纹表面和人字纹表面的结合。

表1 不同强化管翅片物理参数Table 1 Physical measurements of enhancement patterns used in various tubes.

图2 强化管表面参数Fig.2 Surface parameters of enhanced tubes

图3 强化管外表面照片Fig.3 Photographs of external surfaces of enhanced tubes

3 实验工况和数据演算

3.1 实验工况

选用的制冷剂为R410a,蒸发的测试工况:饱和温度6 ℃,截面质量流速为50—200 kg/(m2·s),热流密度介于6.1—30.3 kW/m2,测试段进口平均干度为0.2,出口平均干度为0.8。

3.2 数据演算

直接测量或采集到的数据需要经过演算才能得到强化管内制冷剂两相传热系数。测试段总的热交换量通过管外水的热平衡计算得到。

式中:mw,ts为测试段水流量,kg/s;cpl,w,ts为测试段水的平均比热容,kJ/(kg·K);Tw,ts,out为测试段出口水温,℃;Tw,ts,in为测试段进口水温,℃。

测试段制冷剂进口干度xin通过预热段水的热交换量计算得出。制冷剂总传热量Qt,ph有由制冷剂液相显热Qsens和液气相态转变潜热Qlat两个方面组成。

式中:mw,ph为预热段水流量,kg/s;cpl,w,ph为预热段水的平均比热容,kJ/(kg·K);Tw,ph,out为预热段出口水温,℃;Tw,ph,in为预热段进口水温,℃;

式中:mref为制冷剂质量流量,kg/s;cpl,ref为制冷剂的平均比热容,kJ/(kg·K);Tsat为制冷剂饱和温度,℃;Tref,ph,in为预热段制冷剂进口温度,℃;

式中:hlv为预热段制冷剂汽化潜热,kJ/kg。

测试段出口干度Xout通过式(5)计算:

对数平均温差LMTD由强化管外侧进出口水温度以及管内制冷剂的饱和温度共同决定。

由于选用的强化管是未使用过的全新产品,因此可以忽略污垢热阻。在忽略污垢热阻的情况下,强化管内侧制冷剂侧蒸发时传热系数hev为:

式中:Ani为基于强化管内的实际传热面积来计算,m2;Ao为测试管的外表面面积,m2;do为强化管外直径,m。

前人的研究已证实Gnielinski 关联式可用于光管侧单相湍流传热系数的计算,在所依据的800 多个实验数据中,90%数据与关联式的偏差在±20%以内,大部分在±10%以内;其适用范围为0.5 ＜Pr＜2 000以及3 000 ＜Re＜5 ×106。对于光滑管外侧水侧传热系数ho可采用Gnielinski 关联式计算:

Fanning 摩擦系数f通过Petukhov 关联式[13](适用于3 000 ＜Re＜5 ×106的光管)计算得到:

由于测试采用的强化管内外表面均不光滑,因此管外水侧传热系数需要使用传热增强因子C对Gnielinski 公式进行修正。传热增强因子C是强化管水侧传热系数和光滑管水侧传热系数的比值。威尔逊图解法可以用来修正Gnielinski 公式。

式中:U为总传热系数。

摩擦压降ΔPf用式(11)计算。

式中:ΔPt为总压降,Pa;ΔPg为重力压降,Pa;ΔPm为动压降,Pa;ΔPse为截面积突扩压降,Pa;ΔPsc为截面积突扩缩降,Pa。

本次测试,所有管型均为水平放置,因此ΔPg等于0。

ΔPm用式(12)计算。

式中:G为质量流速,x为制冷剂干度;ε为空泡率;ρv为制冷剂气体密度,kg/m3;ρl为制冷剂液体密度,kg/m3。ε通过Rouhani 和Axeleeon[14]公式(13)计算得到。

ΔPse和ΔPsc分别通过公式(14)和(15)计算。

式中:ζ为面积比率。

3.3 实验不确定度

实验中测量仪器设备包括Pt100 温度传感器、差压计、压力计、流量计等。这些仪器均经过检定,精度满足实验需要。直接测量和间接得到的参数均按照Moffat[15]描述的步骤计算了不确定度。在预热段和测试段实验数据中,管外水侧和管内制冷剂侧传热量的偏差均在5% 以内。压强和压降为最大偏差为量程的±0.007 5%,传热系数的最大偏差为±10.55%。实验误差分析见表2。

表2 主要参数及计算参数的不确定度Table 2 Accuracy of various primary and calculated parameters

4 数据分析

4.1 光滑管蒸发关联式评价

Fang[16]、Liu 和Winterton[17]以及Gungor 和Winterton[18]分别提出了光滑管内蒸发传热关联式。Fang[16]和Liu 和Winterton[17]模型中,均假设对流蒸发传热由强制对流和核态沸腾两部分组成。Gungor和Winterton[18]模型中,蒸发传热系数是由这两部分相加;而Liu 和Winterton[17]模型中蒸发传热系数是由这两部分平方根得到。而Fang[16]模型中采用了无量纲数Fa,用于蒸发传热系数的预测。

如图4 所示,3 个关联式预测光滑管内蒸发传热实验值的偏差均在±20%之内,Liu 和Winterton[17]模型预测的偏差在±2%,精度最高。

图4 蒸发关联式与光滑管实验结果的比较Fig.4 Comparison of evaporation correlations for use with smooth tubes

4.2 强化管内蒸发流型

两相流流型的变化会影响传热传质过程,因而分析制冷剂蒸发过程的流型至关重要。传热性能取决于制冷剂流型,尤其是对作用在液膜上的惯性力和重力。一些研究表明,在低质量流速时,流体流动过程中重力起主导作用,流体倾向于在管底部集聚;在高质量流速时,流体在气相剪切力的作用下,呈圆周分布。基于上述研究结果,Cavalliniet 等提出了一种简单的光滑管流型准则,通过传热系数是否取决于温差(ΔT)来定义不同的流型。流型通过修正的弗劳德数(JG)和Martinelli 参数(Xtt)的函数曲线来判断。

如图5 所示,所有实验数据点都位于ΔT-dependent 区域。在沿水平方向的蒸发传热过程中,流型始终处于波状分层流动区。液膜的厚度和内部扰动成为影响传热的主要因素。此外,管内的液膜是由重力形成的。

图5 使用Cavallini 等绘制的强化管中制冷剂蒸发流型Fig.5 Evaporation flow pattern of refrigerant in enhanced tubes using Cavallini,et al.

4.3 强化管内蒸发强化传热因子

为评价三维双侧强化管内R410a 蒸发传热系数,引入换热强化因子(EFh),通过式(16)计算,该因子定义为相同工况下强化管和等径光滑管的传热系数之比。

式中:he为强化管传热系数,hs为光滑管传热系数。

三维双侧强化管换热强化因子如图6 所示。由图6 可知,人字/疏水纹管的强化传热因子最高,螺旋纹管和人字纹管次之;人字/涟漪纹管最低,没有明显带来传热系数的提升。

图6 三维双侧强化管的蒸发换热强化因子(EFh)Fig.6 Enhancement factor of evaporation heat transfer in enhanced tubes

人字/涟漪纹管表面的涟漪纹尺寸偏大,不仅减少了核态沸腾的成核点,也减低了强制对流过程流体的扰动,这导致其传热系数低于光滑管。人字/疏水纹管的疏水纹增加了成核点数量,人字形和疏水纹的结合增加来了流体的扰动、增强湍流强度,从而导致了更高的强化传热效果。螺旋纹管和人字纹管增加了流体的扰动,但是成核点并没有显著增加,因而它们的强化传热因子并不是最高的。

4.4 强化管内蒸发强化传热性能评估

无量纲参数(PF)是强化管和光滑管之间的强化传热因子与压降代价倍率之比[7]。PF由式(17)计算:

式中:pe为强化管摩擦压降,ps为相同工况下光滑管摩擦压降。

图7 为不同强化管的换热性能。由图可知,在质量流速高于100 kg/(m2·s)时,人字/疏水纹管、螺旋纹管PF均大于1;人字/涟漪纹管PF始终小于1。在质量流速低于100 kg/(m2·s)时,所有强化管PF均小于1。随着质量流速的增加,人字/疏水纹管、螺旋纹管、人字纹管的PF均呈上升趋势,而人字/涟漪纹管PF呈下降趋势。人字/疏水纹管、螺旋纹管具有最佳综合传热-阻力特性,在蒸发传热过程中综合性能最佳;人字纹管表现次之;而人字/涟漪纹管综合性能最差,甚至不如光滑管。

图7 不同强化管的换热性能Fig.7 Heat transfer performance of different enhanced tubes

4.5 强化管内蒸发关联式评价

已有不少研究者提出了基于光滑管的蒸发传热模型。Liu 和Winterton[17]、Gungor 和Winterton[18]关联式均采用增强因子和抑制因子来改进对流沸腾和核态沸腾项。Kandlikar[19]关联式则通过对流数Co和Frlo来判断流动处于对流沸腾还是核态沸腾,并引入与工质种类相关的参数ffl,来提高预测精度。然而,以上关联式均基于光滑管,对强化管的预测效果有待核实。上述关联式对强化管内蒸发传热的预测结果见图8,由图8 可以看出,3 个关联式对螺旋纹管、人字/疏水纹管的预测趋势一致,这与前面分析的结果也相一致,主要是由于螺旋纹管、人字/疏水纹管的换热强化因子(EFh)趋势相同。

图8 不同关联式对强化管的预测效果Fig.8 Prediction effect of different correlations on enhanced tubes

3 个关联式对螺旋纹管、人字/疏水纹管的预测值偏低,而对人字/涟漪纹管的预测值偏高;这与换热强化因子(EFh)趋势正好相反,测量传热系数值偏高的,其预测值偏低。Gungor 和Winterton[18]关联式可预测95.8% 的数据点在± 30 之内;Kandlikar[19]关联式可预测83.3% 的数据点在± 30 之内;Liu 和Winterton[17]关联式可预测58.3%的数据点在±30 之内。

由于已有的关联式对强化管蒸发传热的预测值偏离实测值较大,并不适用于指导工程设计,因此有必要对现有的关联式进行修正,使其不仅适用于强化管,而且偏差在可接受范围内。修正后的关联式的预测情况见图9。