（工程热物理专业论文）水平三维内微肋管内凝结流型及换热.pdf

水平三维内微肋管内凝结流型及换热 摘要 在制冷与空调行业，一方面面临着c f c 制冷荆向绿色环保制冷荆的过渡：另一方面 制造商为了提高制冷系统性能则要求在强化传热方面取得实质进展因此，替代工质传 热及强化问题具有广泛的工程应用背景和重要的理论研究价值本文对近几年才出现的 一种新型徽肋管三维内徽肋管内的凝结过程进行了系统的实验和分析研究 本文首次采用新型环保制冷工质r 1 3 4 a 对三维内微肋管内凝结流型进行了实验研 究，同时通过实验比较了三维内徽肋管和光滑管内凝结流型之阅的差异b 实验结果发 现：在目前沸腾和凝结汽液两相流研究较为流行的流型图中，经修正后m a n d h a n e 流型 图以及s o l i m a n 流型图对于水平光滑管内凝结流型具有较高的预测精度。实验结果证实 s o l i m a n 的判据f r = 7 能较好地预测水平光滑管内环状流区与波状流区之间的转换此外， 在s o l i m a n 流型圈中。还得到了光滑管内塞状流的分界大约是在，瑚4 左右根据三维 内徽肋管内流型实验结果和本文提出的流型分区，还首次绘制t - - 维内徽肋管f r 。管和 t 2 管) 内凝结换热的s o l i m a n 流型图和m a l 3 d h a n c 流型图，并且在s o l i m a n 流型图中分别 提出了三维内微肋管内r 1 3 4 a 和r 2 2 两种工质对应的环状流区与分层波状流区的转换判 据r 1 3 4 a 对应的判据为，m ；而r 2 2 对应的判据为，纠3 r 一 在流蜘f 究方面，作者首次对管内凝结流型与沸腾流型之间的差异以及进口汽体过 热对三维内i 虬h 管内凝结流型及流型发展的影响进行了有益的实验观测乐验发现；在 微观方面凝结汽一液两相流型与沸腾汽液两相流型= 者在某些方面存在较大的差别 另外，进口汽体过热对兰维内微肋管内凝结流型及流型发展有较为明显的影响且过热 度越大影响也越明显以上的流型研究结果，在一定程度上丰富了目前的管内凝结流型 研究成果，填朴了兰维内徽肋管内凝结流型研究的些空白。为三维内徽肋管内凝结换 热按不同流型建立计算模型提供了实验依据1 一 管相比r 1 3 4 a 凝结换热平均强化比为3 3 9 - 1 7 1 虽然t 2 管的周向肋数比t l 管的周向肋 数多一倍，但t 2 管总体平均换热系数比t i 管仅提高了1 2 2 这说明：对于凝结换热 来说，管内表面徽肋密度并不是影响三维内徽肋管凝结换热性能的主要因素这一实验 彳卜，卜k；卜卜， 、， 结果对于三维内微肋管的加工制造以及微肋几何尺寸的优化具有非常重要的指导作用 此外，t 管和t 2 管的局部换热系数都是随着干度的增大而增大。在环状结构为主的高干 度区( x o 6 ) 和分层结构为主的低千度区( x o 3 ) 三维微肋强化凝结换热的作用更为明 显；在0 3 o 6 ) e n di nt h es t r a t i f i e d - w a v yf l o wd o m i n a t e dr e g i o n “0 3 ) t h eh e a tt r a n s f e r e n h a n c e m e n t sa r eh i g h e r a n di nt h er e g i o no f0 3 1 2 5 。 ( 1 z ) 式中：r 。为l o c k a r tm a r t i n e l l i 参数，g a 为c r a l i e o 数通过实验得到的波状流与环状流 之间的转换判据悬f r = 7 ，当f r 7 时为环状流 对于环状流与雾状流之间的流型转变，s o l i m a n 假设：形成雾状流的主要作用力是 气体的惯性力；而盟碍形成雾状流的力是液体的粘性力和表面张力采用以下经修正的 无因次w e b e r 准则数代表上述三种力作用的强弱： w e = 2 4 5 研南 斛2 s 嘞 p t 鲁，r 器r e l 1 2 5 0 ， 其中飘为s u r a t m a n 数，由实验得到的环状流与雾状流之间的流型转换判据，当 w e 3 0 时总为雾状流而用参数f r 和w e 为坐标的流型图。 称之为s o l i m a n 流型图如图1 - 5 所示 另外，一些研究者通过对流型及流型转变的机理分析，也提出了相应的流型判据和 流型图 ，。6 1 0 0 1 0 o 1 ； 雾状 i波状 ： 环状 - - - - - - - 0 - 0 0 lo _ 0 1 0 1 丹l 1 0 1 0 0 ， 图1 - 5s o l i m l n 流型图 1 9 7 4 年m a n d h a n e 等【l3 】根据空气和水在水平管内流动的大量实验数据，采用在实验 段的压力和温度下计算的汽、液相折算速度为坐标绘制流型图，即：m a n d h a n e 流型图。 此后，有人将这种流型图用于水平管内流动凝结过程。但实验发现m a n d h a n e 流型图用 于制冷剂两相流动流型预测以实验观测结果有较大偏差其原因是原始的m a n d h a n e 流 型图是建立在常温常压下空气一水的实验数据基础之上。而常温常压下空气的密度为 1 1 5 k g m 3 ，这仅为相同条件下r 1 3 4 a 蒸汽密度的1 2 0 1 5 0 。h a n r a t t g y 指出，考虑到汽 相密度的巨大差异，可采用如下的式子对汽相折算速度进行修正，使m a n 血a n e 流型图 与实验吻合得较好，即 1 0 1 o 1 0 0 1 0 0 10 111 01 0 0 1 0 0 0 ，。盯 圈1 - 6m a n d h a n e 漉型图 7 g y r = 瓯j ，( 1 - 5 ) 式中，p 。是空气的密度对汽相折算速度也作同样的修正从物理的观点来看，修正 后的汽相折算速度，y 正比于汽相动能的平方根。m 础e 流型图如图l - 6 所示。 t a i t e l 和d u l c l c ，1 1 对m d l l e 流型图进行理论分析，用以下参数： 以：【( 咖肚) 。渖胁) 。t：l ( 印肚) 。i ( p ，一风) 井 k 。：k 。吒甜，( p 。一风) g y 。 构成不同的坐标系统来描述流型的转变。所得到的流型图后来被称为t a i t e l d u k o r 流 型图。如图1 7 所示。 l 。 l 争 。l 0 0 0 1 0 0 0 l0 0 l0 111 0 1 0 01 0 0 0 x 图1 - 7t a i t e l - d u l d e f 漉型图 j a s t e r 和k o s k y ! ”11 9 7 6 年在预示水平管内的凝结换热时指出；可以通过轴向剪切力 和重力之比b ( = 击) 来确定是否为环状流并指出当b 2 9 时，总是出现环状流。 p a l e n 等1 0 在1 9 7 7 年提出了另一种流型判据他们在观测玻璃管内的膜状凝结后发 现：借助于w a l l i s 所用的无因次汽体速度z 来区别不同的流型z 定义为： j ，= 三 l d g p ，( 岛一p ，) 1 2 与一 一r 惫 州 当z 1 5 时为环状流，当o5 z e ( o 删 n f i e ( 4 7 当0 9 5 r 0 9 6 7 5 5 n f i 0 9 6 7 5 5 n f l e ( 一2 7 + 聃n ，8 ) 间歇流：当r 5 1 0 4 】) n u = 5 0 3 p r ：3r e q l 肛r e q 5 1 0 4 ( 1 - 1 2 ) 式中，r e 。是等效雷诺数，定义为： s e c q = r e ，( 鲁) ( 0 5 0 + r e ， ( 1 - 1 3 ) 该方程被a s h r a e h a n d b o o k o f f u n d a m e n t a l s 推荐为凝结设计计算式。 c a v a l l i n i s nz c c c h i n 【州通过整理r i i ，r 1 2 ，r 2 1 ，r 2 2 ，r l l 3 及r i l 4 蒸汽在竖管和水平 管内的凝结数据，也提出了类似的经验关联式 n u = 0 0 5r e 。“。p p ”( 1 - 1 4 ) 式中的等效雷诺数r e 。的定义与a c k c z s 公式中的类似，即 r e ”= r e v ( 等) “”+ r e ， 公式( 1 - 1 4 ) 的适用范围为r e 。= 1 6 1 0 3 1 9 3 1 0 5 。 ( 3 ) 基于剪切力的关联式 c a r p e n t e r 和c o l b u r n ”l ( 1 9 5 1 ) 岫：由于蒸汽的剪切作用，凝结液膜由层流到紊流 的过渡，与没有剪切的情形相比，发生在低得多的雷诺数下；并且，凝结换热的主要阻 力来自于液膜紊流流动的层流底层，0 _ , i f 3 考虑到作用在液膜上的主要力是界面剪切，因 此，液膜内的速度分布可以从管内液体单相流动的类似情形来估算根据这一考虑，得 出了局部换热系数关联式为 【兰粤】= o j d 4 5 【每刍f ? ：( i - 1 5 ) k , p z 畅 s o k m 柚嘲等借助于进一步的实验数据，改进了c a 御衙和c o i b m 的处理，并对 其推荐的关系式进行了修正，得到了以下的关联式 券1 = 0 0 3 6 【半】0 6 5 f ， ( 1 - 1 6 ) 其中f 。为层流底层外缘的剪切力。 ( 4 ) 基于边界层的关联式 1 9 7 3 年，t r a v i s s 和r o h s e n o w 等推荐了一个计算环状流时的局部努谢尔特数的 关联式： 胁：r e r ? 9p rif(x)1(1-17) ，( 托) = 0 1 5 ( - 杰- - u + f 2 8 5 ，) ( 1 - 1 8 ) 式中，f 2 的计算式随r e ，而变： e = 0 7 0 7 p r r e o 5 e = 5 p r + 5 1 n 1 + p r ( o 0 9 6 3 6 r e ? ”5 一1 ) 】 r e j 5 0 ( 1 - 1 9 ) 5 0 r e j 1 1 2 5 ( 1 - 2 1 ) c h i s h o l m l 2 。1 对于管内紊流膜状凝结，他假设液体以均匀的液膜厚度沿管壁流动，并 忽略重力和剪切应力的影响根据边界层理论导出了凝结换热系数计算式 砉= 南卜万p l 一 m ： 式中， 当1 5 0 0 r e l 2 0 0 0 0 及0 7 5 p r 5 0 ，系数r 1 2 分层流凝结换热关联式 分层流时具有蒸汽流速小、界面剪切力低的特点这时。换热分析一般以努谢尔特 层流膜状凝结理论为基础，并加以适当的修正。 在低流速下，c h a 幻【嚣】将水平管外层流膜状凝结分析解应用到管内分层流上部的降 膜凝结部分，得到水平管内分层流凝结换热系数计算式 肌等一o s s s 【出k ，6 瑟( 皆彤 。一z ， 岛 。 l l ) 1 。 上式的使用范围是r e v = 鲁 3 5 0 0 ，k 按管进口状态计算。作者用氟利昂- 1 1 3 进行实验所得到的数据与他所建议的分析计算很好的吻合 1 9 7 6 年j e s t c r 和k o s k y 1 5 蜓出了一个与c h a t o 的计算式类似的分层流换热系数计算 式 n u = 0 7 2 8 a ) r 者掣簪弘 m z 。， 式中，空泡份额口用z i v i 的关联式计算 吲l + 字( 争阶1 1 3 间隙流凝结换热关联式 1 9 6 5 年，r o s s o n 和m y e r s 等对间隙流区内，甲醇和丙酮的凝结换热进行了测量， 发现凝结换热系数沿管周变化比较大在管顶部，汽体的剪切作用对凝结换热系数不能 忽略，他们建议用下式计算： n u 。o p = 0 31 啪嚆硭学， m z s ， 式中用参数r e ：反映蒸汽剪切力作用的影响，在管底部，他们假设为液体受迫对流换热 采用热传递和动量传递的类比来计算换热系数，故 n u s o , 2 币可而高j 8 硫r 而e 氟， 式中 办n = 则周向平均努谢尔特数由下式计算 n u = 肌+ 1 1 一) 胁 式中卢取值为： 当里生0=61l05 6 4 x l o - s k j a 时，户= 篱r e fk e ， y 其中g a 为伽利略数。 d o b s 锄和c h a t o 川在给出环状流两相乘子凝结换热关联式的同时，也提出了与 r o s s o n 和m y e r s 相类似的间隙流凝结换热计算关联式： 胁= 等等t 等，- 一争删 m z s ， 式中谚是从管顶到形成液体水平面的弦所对的角妇，为液体j a k o b 准则数， 而 m 伽为管底部液池受迫对流换热的努谢尔特准则数，m 加用下列关联式计算 = 0 0 1 9 5 r e o 。p 妒4 办( z 。) 办( 石。) = 对于0 0 2 5 时，其凝结换热性能高于传 统的微肋管；而在质量流率g = 1 0 0 ( k gm - 2s 。) 时，人字型微肋管 凝结换热性能与传统的微肋管接 近，甚至还稍低于传统的微肋管。 也就是说，人字型微肋只是在汽 体剪切力控制的环状流区才表现h e 雕喇翻e t 埔e 出明显的强化效果。圈1 1 6 人字型徽肋管与传统徽肋管环状流型的比较 l - 3 本课题的主要工作 1 3 1 已有研究工作的不足 从以上对水平管内凝结换热及换热强化的研究文献综述表明：目前对于水平光滑管 内的凝结换热，已有大量的研究报告。在流型方面，从公开发表的研究报告来看，对于 水平光滑管内凝结换热过程将会出现的主要流型，通过可视化观察实验已经有了较为深 入的了解。根据不同的流型分区而提出的几种主要的流型图( s o l i m a a 流型图、m a n d h a n e 流型图和t a i t e l - - d u k l c r 流型图) ，在定的程度上和一定范围内，也已经可以大致确定 流型之间的转变。但对于流型、流型分区以及流型转换判据还没有得到一致公认的研究 结果。对此，仍然需要作进一步的深入研究。在换热方面，所提出的众多凝结换热关联 式中，大部分是根据实验数据回归得到的经验式或半经验式，尽管各研究者都声称自己 所提出的关联式与实验结果能较好地吻合，但不同的研究者提出的关联式之间还存在较 大的差别，其中，由s h 射州( 1 9 7 9 ) 提出的管内凝结换热关联式得到较多的认可 对于单螺旋沟槽( 二维) 微肋管，b e r g l e s 在他撰写的“h e a tt r a n s f e re n h n n c e m e n t - - t h e m a t u r i n g o f s e c d n d - g e n o r a t i o n h e a t t r a n s f e r t e c h n o l o g y 一文中对微肋管研究中的 不足，作了如下的阐述； 对于微肋管，在研究制冷机互溶性润滑油对微肋管性能影响方面已做了大 量的工作，此外，也测试了替代工质在微肋管内的换热性能徽肋管引起人们 注意的一个重要方面就是微肋管内的流动压降增大的幅度适中，并且大大地低 于热性能提高的幅度，这在强化传热方面也是少有的对于这一点，目前还没 有得到较好的解释因此，还有待于做进一步的深入研究。” 徽肋管自七十年代末诞生以来，吸引了众多研究者的兴趣，在短短的一二十年内就 已广泛应用于制冷与空调的蒸发器与冷凝器，所进行的研究包括：微肋几何形状、微肋 高度、肋数以及螺旋角等参数对微肋管抉热性能和阻力特性的影响；对于不同制冷工质 ( 纯工质和混合工质) 以及含油工质在徽肋管内的凝结换热也发表了大量的实验研究报 告由于徽肋管内凝结换热的复杂性，大部分的研究只是针对微肋管的总体性能的比较， 对于徽肋管内凝结流型及流型转变与光滑管内凝结流型及流型转变的比较，以及微肋管 内不同流型区域的凝结换热情况还缺乏深入的研究 在= 维微肋管被广泛应用的同时，国内外的研究者在传统的= 维徽肋管的基础上， 也在不断寻求性能更为优良的徽肋强化换热譬从本文所收集到的相关研究报告来看， 新型徽肋警有以下两种：一种是具有双向沟槽的徽肋警这种新型徽肋管也被称为t h r e e d i m e m i o n a lm i e r o f m 恤l ，。( 三维微肋管) 、c r o s s - f mt u b e 、c r o s sg r o o v e dt u b e 或x - h a t c ht i i b e ； 另一种则是被称为h e n i n g b o n e t u b e 的人字型微肋管现有的实验结果表明：以上两种 新型微肋管的凝结换热性能比传统的= 维徽肋管有较大幅度的提高从发展趋势来看， 它们有逐步替代传统的= 维徽肋管的可能但目前的研究遥非常有限，在已发表的少数 几篇论文中，涉及的制冷工质也不多。对于环保工质r 1 3 4 a 在新型微肋管内的凝结换热 以及流型的研究还没有报道因此，对于新型徽肋管内的凝结过程还有待作进一步的深 入研究 i 3 i 本文的主要工作 基于上述分析，本文将对如下几个方面进行较深入的研究 1 在杜扬等人工作的基础上，对三维内徽肋管的加工方法进行改进，以提高加工 工效、降低加工成本。力图使这种无逢三维内微肋管的推广应用成为可能。 ，一+一。，、。，r一 t ， + ， ， ， 一 一 ， 一 h 。 ， 一 p 2 根据对三维内微肋管进行实验研究的需要，设计专门的管内对流凝结换热过程 流型及性能综合实验铡试台。并且完成实验台的加工、安装、调试和实验。 3 对于光滑管及三维内微肋管，完成r 1 3 4 a 和r 2 2 制冷工质的对流凝结流型的实 验观测。并将实验观测到的流型数据与目前应用较多的t a i t e i - d u k l e x 流型图、m a n d h a n e 流型图和s o l i m a n 流型图进行对比，分析和比较三种不同的流型图预测流型转换的准确 度。 4 在凝结换热性能方面，对r 1 3 4 a 在光滑管和三维内微肋管管内凝结换热不同流 型区域的换热性能进行测试，并且也对r 2 2 在三维内徽肋管内凝结抉热不同流型区域的 换热性能进行测试将r 2 2 的实验测试结果与r 1 3 4 a 的实验测试结果进行分析和比较。 以便考察物性对三维内徽肋管内凝结换热性能的影响，同时对实验数据按流型分区进行 回归提出相应的实验关联式 5 在进行流型观测实验和凝结换热性能实验的同时。完成三维内微肋管内凝结过 程流动阻力特性的测试。 6 对于制冷与空调工程实际应用中存在的管内过热汽体的凝结过程进行深入研 究探讨对光滑管内过热汽体的凝结过程进行理论分析和数值求解，通过实验，测试三 维内徽肋管内过热汽体的凝结特性 p j ， t ， + 十 ， p j ， t ， + 十 ， ， 一 ， ， ， _ - r j ，_ r 厂 ， r 第二章三维内微肋管结构及管 内对流凝结实验装置 微肋管自七十年代末诞生以来。在过去的一、二十年内，已广泛应用于制冷与空调 的蒸发器与冷凝器，目前使用的微肋管都是采用铜管和铝管加工，管壁厚度一般小于 l m m ，管内徽肋高度在o 1 5 , - 0 3 5 r a m 之间，微肋螺旋角为1 0 - 2 0 。，微肋数为7 0 - 8 0 。对 于管内沸腾和凝结，微肋管换热性能增加的幅度大于流动阻力增加的幅度，这一点在其 它的管内沸腾和凝结强化措施中是少有的，虽然对微肋管己进行了大量的研究，而且在 相对较短的时间内得到了广泛的应用，但目前对微肋管还没有得出公认的换热和阻力模 型及计算关联式。因此，国内外仍在对微肋管作进一步的深入研究。同时，在现有的单 螺旋微肋管的基础上，不断地开发出新型微肋结构的微肋管及加工方法。 2 1 新型微肋结构及加工方法 1 9 9 5 年，杜扬、辛明道1 1 1 开发了一种新型微肋管，它是在单向螺旋微肋管的基础 上，沿管轴线方向上用线切割加工形成三维内微肋( 图2 1 ) ，因此称之为三维内微肋管 ( t h r e e - d i m e n s i o n a lm i c r o f i nt u b e ) 辛明道，杜杨，王志军等人的研究结果表明【拍l1 4 7 j ， 三维微肋管的凝缩传热性能较之二维微肋管有所提高，丽流阻增加不多但这种三维微 肋管的一大缺陷是线切割加工工艺复杂。不适合商业生产 幽2 1 杜杨辛明迸p 研发的新型徽肋瞥 1 9 9 6 年美国o l i n 铜材公司与宾夕法尼亚州立大学的rl w e b b 教授合作开发出一 种称为c r o s s 盘 o o v e s ( m c g l 的三微内徽肋管( 图2 - 2 ) ，这种三维内徽肋管是在铜带上滚 压出三维微肋后。用高频焊接设备焊接成型的三维内微肋强化换热管 图2 - 3 是芬兰o u t o k u m p u 公司开发的被称之为x h a t c h 的三微内微肋管。这种三管 同样也是采用高频焊接方法成型的。 一 一 ， 一 ， ， ， ，。，。量，童r 主耋r 耋篓t 窒 i 丝篓。董- 垫- 圣茎i 窒耋垄堡垒童鬯窒望量鼍，曼一 图2 - 2 美国o l i n 铜材公司开发的三维微肋管 图2 - 3 芬兰o u t o k u m p u 公司开发的三维微肋管 此外，德国k m e 公司开发出分别针对制冷剂在管内流动沸腾和凝结过程的新型三 维内微肋强化管。其中，被称为m e t o f i n 9 的三维内微肋管是用于制冷与空调设备的蒸发 器；而被称为c r o s s f m o ( j 虱z - 4 ) 的三维内微肋管是用于制冷与空调设备的冷凝器。该公 司没有说明其三微内微肋管加工方法。 本文在杜杨、辛明道等人工作的基础上，对三维内微肋管的加工方法和工艺进行了 完善和改进，这种三维内微肋管采用机械加工成型；首先，用挤压的方法在无缝光滑管 内壁加工轴向沟槽，然后用切削的方法加工周向螺旋沟槽。与杜杨的加工方法相比，新 的加工方法提高了工效，降低了成本，从而使这种性能优越的新型三维内微肋管有可能 进行商品化批量生产，图2 5 是用新方法加工的新型三维内微肋管两种管型。 2 6 ， 一 + 一 叶 一 ， ， 一 一 一 一 。 ， ， ， ， 。 ， 一 ， ， 一 ， 。 从微肋管的生产加工工艺来看，目前在制冷空调设备中广泛使用的单螺旋( 二维) 内 微肋管是用无缝光滑管扎制而成。由于扎制设备的加工工效较高，而且加工设备成本相 ( b ) t 2 管 圈2 - 5 本文两种不同徽肋几何尺寸的三微内微肋管 对较低，因而被广泛采用。但用扎制方法不能完成三维内微肋管的加工过程。国外研制 开发的三维内微肋管是采用高频焊接方法。该方法是：首先在铜带的一侧滚压出微肋， 然后进行成型、焊接和定径加工。这种焊接加工方法的优点是：能保证均匀一致的微肋 2 7 一 一 一， ， 一 + 。 ， r、， 一 、 一 ， 一 | ， 一， 一， 一 ， ， ， ，7 几何尺寸，加工生产的三维内微肋管不受管长和管径大小的限制，且生产工效高。例如， 日本森机械制造公司( m 耐m a c h i n e r yc 0 叼嘶) 生产的三维内微肋管焊接成套设备其 生产工效达到了2 0 0 m m i n 。但这种三维内微肋管焊接成套设备昂贵，且高频焊管的承 压能力受焊接质量的影响，因而其应用领域会受到一定的影响。目前，这种三维内微肋 焊管主要用于生产家用空调蒸发器和冷凝器。而对于工业生产过程中的工艺冷源、舰船 用制冷与空调设备以及轻化工等行业中的蒸发器与冷凝器，则要求采用承压能力高的无 缝强化换热管。 本文采用的三维内微肋管加工工艺解决了用无缝管加工三维内微肋管的难题，虽然 单台设备的加工工效比国外的三维内微肋管焊接成套设备低，但单台设备的价格低于国 外的三维内微肋管焊接成套设备的价格。因此，仍然具有较高的使用价值。图2 - 5 是本 文用新的加工工艺加工的两种三维内微肋管。 2 2 实验装置及测量 由于对三维内微肋管的研究还很有限，甚至对微肋管还没有得出公认的换热和阻力 模型及计算关联式，而且不同的徽肋结构和不同的微肋几何参数，其对应的换热性能和 阻力特性也有较大的差别。到目前为止，实验依然是进行强化换热研究，尤其是管内流 动凝结和沸腾换热强化研究的主要手段。本文对三维内微肋管内流动凝结的研究也是以 实验研究为主。为此，专门设计建造了一个两相流动与传热实验台( 如图2 - 6 所示) ，它 既可进行凝结换热实验，又可进行沸腾换热实验。实验装置系统图示意在图2 7 中。 该装置包括三个循环回路： ( 1 ) 制冷工质回路：由实验测试段5 ，汽液分离器6 ，过冷器7 ，冷凝器8 ，贮液罐1 ， 图2 - 6 两相流动与传热实验台 2 8 ， ， ， ， j 厂 ， ， 厂 。 。 一 一 ， ， 磁力驱动工质泵2 ，前置蒸发器4 ，电加热器等组成。 ( 2 ) 加热水回路：热水在加热水箱中经电加热器加热后，由水泵输送至前置蒸发器， 换热后回到加热水箱 ( 3 ) 冷却水回路：冷却水出冷水箱经风冷冷水机组冷却后，由水泵分别输送至实验 测试段冷却水夹套，冷凝器，过冷器，换热后回到冷水箱- 口 图2 - 7 实验装置示意圈 实验测试段为一套管式冷凝嚣，有效长度为4 o m 。其中工质和冷却水以逆流方式换 热实验段由l o 段长度均为4 0 0 m m 的实验管件组成，实验段进出口处以及各段之间用 耐压石英玻璃管连接( 图2 - s ) ，用于观察凝结过程中流型沿管长的变化，石英玻璃管与 图2 - 8 可视段连接及结构示意圈 实验管件具有相同内径。长度为6 0 n u n 实验段入口之前设有1 s m 的稳定段，以消除进 口不稳定对实验工况的影响 一 1 一 ， ， ， ，厂 ， 一， i 一 ，一 。- 玺耋耋鹫丝箜盥翌丝蝥鳖崔邕蛰一 考虑到在4 m 长的实验测试管段不能使各种流量下的凝结过程从干度为l 到完全凝 结( 干度为0 ) 。因此，实验台在稳定段之前加设了一个电加热器。通过它可使得进口干 度控制在较小值。这样在大流量下分两次进行实验，就可得到千度范围较广的实验数据。 电加热器的输入电压用一台接触式调压器进行调节加热功率用一台安培表和一台伏特 表测量。通过热平衡可计算得出实验段的进口干度 冷却水夹套外套有p v c 管其闻填充聚胺脂泡沫进行保温。经测试，该材料保温效 果非常好，以至于在实验中可认为冷却水从环境吸热可忽略不计实验装置的其它冷热 水管路以及工质管路皆用复合硅酸盐保温材料包裹，以使实验装置与环境之间有良好的 隔热。 图2 - 5 的实验管件的几何参数列于表2 1 。实验测量的参数包括温度、流量和压力。 ( 1 ) 温度测量 表2 1 实验蕾件几何尺寸 温度的测量包括管壁温度，工质 温度和冷却水温的测量这些温度都 采用由0 2 衄的铜一康铜热电偶作为 温度传感嚣溺量壁沮时，热电偶敷 设在实验管侔外表面，根据管壁的厚 薄情况，对t l 管采用嵌入式安装方 法，对t 2 管采用点焊接安装方法，如 图2 9 所示热电偶在管壁上布置的 位置如图2 - 9 所示 在每一实验分段进口断面上布 置4 对测量冷却水沮的热电偶，用它 们的平均值作为该断面处冷却水的温 度工质温度的渊量用自制套管式热 电偶在每一实验分段的进口处插入到 管道中测量该套管式热电偶的感温 头直接暴露在流体中，以硪小测量误 差热电儡插入的深度，以摩温头恰 处于管道中心轴线上为准 用冰点作为热电偶的冷端补偿。 热电偶的电势信号用美国惠普公司的 h p 3 4 5 7 a ：3 4 8 8 数据采集系统采集、 瞥型f ln 内径i z l m1 2 1 4 外径n1 61 6 肋头数 3 4 钾 一奠角( ) 8 & s 8 8 5 肋高m i l l 仉2o 2 肋闻距m i l l1 i n 7 擅童乱3 so 3 5 肋i c m l 9 02 3 7 面积比1 弘1 n - 撬里 图2 - 9 热电偶安装示意圈 转换得到再将铜一康铜热电偶的标准分度表输入计算机通过计算机处理得到相应的温 度值 一 _ i i i _ l _ l i l _ l i l _ l _ - i - _ l _ l _ _ l _ l _ _ _ _ l - _ l 。 ( 2 ) 流量的测量 工质的流量用l u 浮子流量计测量。该流量计安装在工质泵的出口，其精度等级为 2 5 级由于该流量计的刻度是以2 0 的水标定的，根据使用说明书上提供的不同介质 流量修正系数公式我们对实际得到的r 1 3 4 a 和r 2 2 的漉量进行了修正。 对冷却水的流量我们用了两种方法来测量，一是实验台本身安装了一个玻璃转子流 量计，可直接读出水的体积流量；另外，在冷却水出实验段夹套的地方我们安装了一 个旁路，可直接将冷却水放出而不使其回到冷水箱，这样我们用秒表和量筒，用即可测 出冷却水单位时间的体积流量，这种方法的精度比玻璃转子流量计的精度还高。 不论工质流量，还是冷却水流量，实验中直接测得的都是体积流量，我们再根据流 体的温度确定出流体的物性。这样再计算出流体的质量流量以供实验数据处理之用。 ( 3 ) 压力与压差的测量 工质的进出口压力用西 安仪表厂生产的y b l 6 6 b 型 精密压力表测量，其测量范围 是0 - 1 6 j 垭p s , 精度锋级为0 2 5 级，因此测量值绝对误差小于 4 k p a 为度量流体流过管道的 阻力，用测量管道进出口压力 差的方式前人的实验证明， 此类实验中流动压降本身不 大耍将每一实验分段的压降 囊2 - 2 实t 一元件误差 舅量参簸传感嚣绝对误差 置度 o 2 t 型燕电儡 士0 i 疗 冷却水眭量转子漉量计士1 6 k s h 工质流量浮子流量计士2 o k g h 差压u 型f 差压计士t 0 0 p a 压力糟密压力衰2 o k p a 都铡出来是比较困难的因此本实验仍选用测量整个实验段有效长度的压降的方法，将 自制的水银u 型管差压计连接到实验段进出口的溯压孔即可，其测量误差来自于肉眼读 数误差，为i m m 汞柱，即1 3 3 p a 左右 表2 - 2 中列出了本实验中测t 的参数和所使用的测量设备及其测量绝对误差 2 3 实验台的调试及实验过程 实验台建成后- 对整个实验管路系统及容器进行了气密性和耐压性能试验r 1 3 4 a 在4 0 c 时的绝对压力是1 0 1 6 m p a ，因此，进行耐压试验时，向系统充入了表压达1 4 m p a 的氮气维持2 4 小时，系统内压力降小于o o i m p a ，因为本实验中凝结温度均低于4 0 ，故可认为实验台符合压力条件的要求 接下来，就应将r 1 3 4 a 充灌到实验系统的工质回路中在充灌之前，先用真空泵对 整个回路抽真空，待真空度达到足够高时。卵充入少量制冷荆再抽真空，再充入少量 ” 制冷剂，如此重复五次，以使系统中不再含有空气等不凝结性气体t 另外，由于实验段 的气液分离器上方设有一排气阀，在实验进行过程中也可开启该阀门，排出不凝结气体 实验可按如下步骤进行： 1 切换冷、热水回路中的阀门，以使其符合做凝结实验的要求a 开启冷水机组， 降低冷水箱中的水温；开启热水箱中的电加热器，加热水箱中的水。 2 待冷热水均达到合适温度后，依次开启工质循环泵，冷却水循环泵和热水循 环泵系统进入正常运转 3 根据实验准备测量的工况调节工质流量及冷却水的流量至预期水平 4 开启数据采集系统，监视实验段工质蒸汽进口温度，根据压力表显示的相应饱 和压力，判断进口是否处于过熟状态，如果工质蒸汽尚未过热，则适当加大前置蒸发器 中的热水循环流量或者加大热水箱加热器功率以升高水温；如果过热度太大，则降低热 水水温或减小热水流量使得进口蒸汽过热度控制在1 5 c 以内如果做的是进口千度 不为l 的实验，则应开启前置电加热器，并将功率调至适当大小 5 让系统运行一段时问，同时通过数采和计算机监视进口7 - 质蒸汽温度进口压 力、冷却水温度待上述各量的示值基本保持不变或仅是在一个小范围内波动时，则认 为系统工况已经稳定，开始读取数据 6 待个工况下的数据全部记录完毕后调节工质流量冷却水流量进入下一个 待测工况，重复4 ，5 两步。 实验中，温度信号在数据采集系统上显示的是相应热电势的值，输入计算机根据 校准后的温度热电势曲线，计算出对应温度值流量：压力信号均为表盘示值。由眼 读出后，输入计算帆待处理 2 4 实验数据的处理 数据处理过程中，管壁温度取备实验分段管壁上九个点实溯温度的平均值，工质温 度由测得的实验段进出口压力计算得到或者直接取用实测的温度值，各分段热流密度由 测得的各分段冷却水进出口的温度，按热平街计算而得这样，各段平均换热系数 可 由下式计算： 2 i c z - 。 式中：各段热流密度q 。由下式计算 一& 争 管内壁温度l 。由管外壁温度l 内推得到，即 ( 2 - 2 ) t w ，, - - k 一南l n ( 鲁) 彳 ( 2 3 ) 在本实验中，控制工质进口状态为微度过热。而经过第一段实验管换热后工质达到 饱和状态，因此计算第一段工质出口千度时，考虑过热蒸汽影响，计算式为 铲垫竺篙竺型 ， 从第二段开始，各段的出口干度可由下式计算 一r 等茅 协s ， 各段平均干度受n 取该段进出口千度的平均值 当实验段进口干度不为i 时( 采用电加热器加热工质) ，进口干度的计算用下式： x ： 丝 ( 2 6 ) 一2 面矿丽 “。6 以上计算中。管内径取肋根处直径，即相同内径的光管内径，因此热流密度和换热 系数都取相同内径光管的内表面积作为计算基准 另外，r 1 3 4 的物性全部用朱明善等编著的r 1 3 4 a 的物性手册l 墉1 进行计算 2 5 本章小结 本章对目前国内外已开发出的几种新型微肋管的结构和加工方法进行了比较，发现 这几种新型微肋管的徽肋几何形状基本相同对于无缝三维微肋管的加i ，本课题采用 机械切削加工工艺代替线切割加工工艺。成功地实现了无缝三维微肋管的加工成型实 际的加工过程证明这种加工工艺能够达到三维微肋管的加工要求与线切割加工工艺相 比，具有加工工效高和成本低的优势 根据课题的要求，专门为实验研究设计、加工和安装了实验测试装置，该实验装置 不仅能够完成三维微肋管的性能试验。而且实现了三维徽肋管内凝结过程流型的可视化， 从而使本课题能够进行凝结过程流型的实验研究 第三章三维内微肋管内凝结时的两相 流动与流型实验 3 1 概述 对于水平管内凝结换热过程，众多的研究结果证实，其换热与压降规律与两相流流 型密切相关因此，当采用未考虑流型影响的所谓的通用设计计算关联式进行冷凝器设 计时，有可能会出现达不到设计要求而不能满足实际需蔓或超出设计要求而造成浪费的 情况而采用根据流型得出的具有良好理论基础的计算式可以提高计算精度尤其是在 计算机得到广泛应用的今天，基于流型的各种设计计算方法量终将取代不考虑流型影响 的计算方法这也促使许多研究者对水平管内凝结换热过程的流型及其转变规律进行实 验及分析研究 9 - ”j 进行流型研究的目的，一方面是通过流型研究进一步揭示水平管 内凝结换热在不同流型下的换热机理及规律；另一方面则是给出不同条件下流型发生转 换的判据，为冷凝器设计计算选用更为合理的计算关联式提供可靠的依据尽管目前对 于水平管内的凝结流型已有大量的研究，但对于三维内徽肋管内的凝结流型还没有报道， 本章将通过实验重点讨论三维徽肋管内凝结滚型的特征及流型变化规律 3 2 水平三维内微肋管内凝结流型观察及流型分区 在第二章对实验装置的描述中。介绍了本实验为观察流型而采取的可视化手段：在 实验中将整个实验段分为l o 段，在各段之问采用石英玻璃管连接，共计有1 1 个可视观 察口这样能对流型进行较细致的观