技术探讨：5mm小管径内Ｒ290流动沸腾换热特性

为了节能省材，换热器的更新趋于小型化，换热器的小型化已成为行业内的研究热点。外径为5 mm 小管径的铜管现已大量应用于小型换热器，然而铜管的管径变小后，换热特性与9. 52、7 mm等较大管径不尽相同，管内制冷剂侧的沸腾换热表面传热系数 ( 以下简称表面传热系数) 会增大。此外，小管径铜管齿高和螺旋角均增加，强化了内螺纹对制冷剂的扰动作用，液膜厚度减薄，降低热阻，进一步强化了换热。因此，有必要研究Ｒ290在5 mm内螺纹铜管内流动沸腾的换热特性。

本文对Ｒ290在5 mm内螺纹铜管内的流动沸腾换热特性进行实验研究，研究了热流密度、质量流率及饱和温度对沸腾换热表面传热系数的影响。

1、实验装置与原理

1. 1 实验装置与测试流程

小管径内沸腾换热特性的测试系统原理如图1所示。

测试回路由柱塞计量泵、科式流量计、预热器、测试部分、冷凝器、储液罐、再冷器和过滤器组成。柱塞计量泵替代压缩机为系统内制冷剂提供循环动力，用科式流量计测量质量流量。通过预热器控制实验段入口工质的干度; 冷凝器用于冷凝测试段出口处高温制冷剂; 储液器确保循环系统中有充足的制冷剂; 再冷器保证制冷剂在进入柱塞泵之前完全冷凝。

在测试装置运行时，储液器中流出的液态Ｒ290经过再冷器过冷，以保证单相，再由柱塞计量泵传送至测试段。工质经过预热器时，通过PID精确调节输入预热器的功率可以控制测试段入口Ｒ290干度。测试段排出的Ｒ290气体进入冷凝器中被冷凝成液体后再次进入储液器完成一个循环。实验系统的饱和温度主要由冷凝压力控制，系统通过PID 控制调节冷凝器中乙二醇载冷剂的流量，以此调节冷凝器内的冷凝压力达到对测试段出口压力的控制。系统的质量流量由调节柱塞计量泵的行程调节旋钮控制，流量大小直接由质量流量计测量。实验系统所需测试的温度、压力分别采用热电偶与压力传感器获得。

实验对象为外径 5 mm 的水平内螺纹铜管，内径为4. 32 mm，测试段具体参数为: 螺纹数 38，螺旋角 18°，齿顶角40°，齿高0. 14 mm，底壁厚0. 20 mm。为消除入口段对表面传热系数的影响，需满足 L /D＞60，因此设置测试段总长为500 mm，以此测定充分发展段的表面传热系数。测试段加热方法是使用电加热丝均匀的缠绕在加热段上，并用玻璃棉垫隔热，以减少对周围环境的热量损失。对测试段所施加的电功率由功率计直接测得。同时，在测试段的6个位置设置热电偶测量外壁温度。

为保证测量温度的精确度，采用同一测点不同位置测量取平均值的方法，在每个测点的上、下、左、右4个方向布置贴片式热电偶，4 个测点两两中心对称。整个加热段共布置24个热电偶，具体布置方式如图2所示。

图2测试段热电偶轴向和径向布置( 单位:mm) Fig．2 Axial and radial layout of thermometer inexperiment phase( Unit: mm) 实验要研究Ｒ290 在 5 mm 小管径内流动沸腾换热过程中不同的饱和温度、质量流率、热流密度等参数对沸腾换热表面传热系数的影响，因此需综合考量上述参数，确定实验装置能够测试的范围。测试工况如表 1 所示，其中干度划分为低干度区间 ( 0.1～0.3］、中干度区间( 0.3～0.75］、高干度区间 ( 0.75～0.9］。

1 .2 实验原理

1) 沸腾换热表面传热系数

2) 测试段的热流密度

3) 平均内壁温度

4) 制冷剂饱和温度由于管内工质的饱和温度Tr 随着流动沸腾的压降而降低

所以通过实验段进出口安装的压差传感器获得实验段压差，然后用线性插值计算法获得对应点的饱和压力，再借助工质热物性软件NIST查询获得对应饱和压力下的饱和温度。

5) 测试段入口干度

6) 局部干度

7) 实验参数不确定度分析

考虑到实验本身的系统误差，实验过程中各个参数均具有一定的不确定度，其中一些通过二次计算得来的参数，其不确定度还具有传播性。故需要对测试数据进行不确定度分析，采用文献［MOFAT Ｒ J． Describing the uncertainties in experimental results［J］． Experimental Thermal and Fluid Science， 1988，1( 1) : 3－17．］中提出的方法分析，并总结于表 2 中。表面传热系数测定的最大不确定度＜8%。

2、实验结果与分析

2. 1 热流密度对沸腾换热特性的影响

选取饱和温度 T = 25 ℃、质量流率 G = 100 kg /( m ² ·s) 不变的工况，控制热流密度范围在10～60 kW / m ² ，定性定量研究热流密度对5 mm小管径内Ｒ290 沸腾换热特性的影响，如图3所示。

由图 3 可知，在中低干度区间，随着热流密度的提高Ｒ290 的表面传热系数显著增大。原因是热流密度上升直接导致壁面过热度变大，壁面气泡的生长速度和脱离频率均随之加快，同时内螺纹管的齿也使气泡受到更大的扰动。上述综合强化了核态沸腾换热作用，所以表面传热系数显著增加，此时管内主要换热形式为核态沸腾换热。

而在高干度区间，局部表面传热系数急速下降，且表面传热系数下降的程度随热流密度的上升而更加剧烈。因为此时管内工质开始干涸，对流换热起核心作用。一方面液膜减薄，降低了传热热阻，使管壁面温度下降，核态沸腾换热受到抑制; 另一方面，热流密度的增大加速了管内流型的转变，恶化了换热效果。由此可以看出，对沸腾换热大小起决定性作用的是核态沸腾换热。实验结果表明，当饱和温度和质量流率一定，热流密度的上升使干涸现象提前发生，且更加剧烈。在中低干度区间，提升热流密度明显强化换热效果; 干涸现象发生后，热流密度的上升使表面传热系数的下降更加剧烈。

2. 2 质量流率对沸腾换热特性的影响

质量流率对于Ｒ290 沸腾换热特性的影响如图4所示，实验控制质量流率的范围在50～200kg /( m ² ·s) ，选取工况为温度 T = 25 ℃，热流密度q = 10 kW / m ² 。

由图 4 可知，在低干度区间，表面传热系数受质量流率影响很小; 中干度区间，表面传热系数伴随质量流率的增加有明显提高; 干涸现象发生之后，表面传热系数随着质量流率的增大略有提高。原因是: 在低干度区间，管内换热方式以核态沸腾换热为主，所以干度在低干度区间质量流率对表面传热系数的影响较小; 而在中干度区间，核态沸腾换热逐渐向对流换热转变，由于流速的增加使雷诺数增大，此时质量流率的增大使表面传热系数逐渐增大。且在干涸发生前的0. 6～0. 7干度区间，表面传热系数的增长更为明显。这是因为流速越快，管内流态越接近于环状流。而在质量流率为 200 kg /( m ² ·s) 时，所测干度的范围内并未发生干涸现象。

实验结果表明，当饱和温度和热流密度一定，在低干度区间，表面传热系数受质量流率影响很小;中干度区间，表面传热系数随着质量流率的上升而提高; 高干度区间，伴随质量流率的增加表面传热系数略有增加。

2. 3 饱和温度对沸腾换热特性的影响

根据实验结果可得，饱和温度对Ｒ290在5mm小管径内流动沸腾换热具有重要影响，选取热通量为 q = 10 kW / m ² 的工况，质量流率 G = 100 kg /( m ² ·s) ，如图 5所示。在低干度区间，饱和温度对表面传热系数影响较小，表面传热系数随饱和温度的提高略有增加，因为较高的饱和压力有利于形成汽化核心，强化了核态沸腾换热。但干度增至 0. 3 以后，表面传热系数反而随着饱和温度的提升而下降，原因是: 在q = 10 kW / m ² 的低热流密度工况下，壁面过热度较低，气泡的产生和扰动均较小，核态沸腾换热作用较小，因此饱和温度的提升对表面传热系数的影响较小。此时对流换热起主导作用，饱和温度的下降使工质导热系数增大，强化了对流换热作用。

改变测试工况为热流密度q = 60 kW / m ² ，质量流率 G = 100 kg /( m ² ·s) ，如图6所示。

由图6可知，在热流密度较高为60 kW/ m ² 的工况下，表面传热系数随着饱和温度的增大而提高。原因是饱和温度越高，制冷剂液相动力黏度越低，表面张力也会下降，促使汽化核心的脱离，强化了核态沸腾换热，表面传热系数增大。

实验结果表明，当质量流率一定，较低热流密度工况下，在中干度区间表面传热系数会随着饱和温度的提高而降低; 较高热流密度工况下，表面传热系数与饱和温度呈正相关性。同时饱和温度的提高会使干涸现象提前发生，加快干涸发展的过程。

3、结论

本文实验研究了Ｒ290在5 mm小管径管内流动沸腾换热特性，在饱和温度为15～25 ℃、热流密度为10～60 kW / m ² 、质量流率为50～200 kg /( m ² ·s) 的工况下，就不同因素对换热及干涸特性的影响进行了理论分析，得到如下结论:

1) 热流密度的上升能够有效提升表面传热系数，加剧干涸过程。当饱和温度和质量流率一定，在中低干度区间，热流密度的提升可以明显强化换热效果，增大传热系数; 干涸现象发生后，热流密度的升高使表面传热系数下降更加剧烈。

2) 提高质量流率对表面传热系数有显著提升。在饱和温度和热流密度一定时，表面传热系数随质量流率的增大而增加。尤其在干度为0. 6～0. 7时，表面传热系数增大尤为明显。同时，质量流率也能提前干涸发生的时机。

3) 饱和温度的升高使干涸现象提前发生，同时加快干涸发展的过程。但饱和温度对表面传热系数的影响较为复杂。保持质量流率不变，在较低热流密度工况下，中干度区间内的表面传热系数随饱和温度的提高不增反降; 然而较高热流密度工况下，表面传热系数与饱和温度呈正相关性。