C包括油影响和强化表面的R134单管喷淋蒸发传热

1、包括油影响和强化表面结果的R134单管喷淋蒸发传热Shane A Moeykens Wade W. Huebsch Michael B. Pate翻译：huym摘要为了评价平均换热系数，对七种商用铜管进行了单管喷淋蒸发实验测试。为评价相似条件下壳侧换热强化的影响，供液量保持不变。由于喷淋蒸发现象很不同于池内沸腾，对冷凝强化管和蒸发强化管都进行了实验。通过对所有铜管的结果进行的比较表明，冷凝强化管的性能比蒸发强化管要好。另外，26pfi管表面的性能比40pfi管表面要明显好。少量浓度的聚酯油产生的发泡效应增强了换热性能。这种趋势在粘度为32cs和68cs的聚酯油中都看到了。用W-40和Tu-Ci

2、i两种铜管对68cs聚酯油分别在浓度0.0、0.5、1.0、3.0和5.0下进行了实验，在大部分被试热流密度范围内，实验的结果显示，浓度一直到3%为止性能都不断提高，在被试热流密度范围靠上的一段，1.0%浓度的性能最好。32cs油产生的趋势与68cs油相似。用光管、W-40和Tu-Cii管分别在浓度1.0%、2.0%和3.0%下进行了实验。在最大被试热流密度时是2.0%的浓度而非1.0%的浓度产生了最好性能。这种差别肯定是由于油的粘度的不同。介绍随着氯氟碳（CFC）制冷剂的禁用，当前存在一个开发对臭氧层友好的非CFC制冷系统的需求，并希望继续维持制冷系统的高效率。喷淋蒸发系统（也称为降膜蒸发器

3、）是一个满足新的系统效率要求的可能途径。但是，有必要评价新型非氯氟碳制冷剂在使用不同商用管时的单管喷淋蒸发表现，因为过去的研究已经表明并不是所有表面在喷淋蒸发模式下的性能都好于传统的池内沸腾模式（Chyu和Bergles 1989）。在喷淋蒸发器中的换热是一个蒸发过程还是一个沸腾过程，要视液膜供应量、管壁热流密度、饱和状态、流体性质和管表面形状而定。在受热圆柱表面上已经进行了一些水的降膜蒸发研究。Chyu等人（1982）以及Chyu和Bergles（1985a,1985b）用水作为工作流体对25.4mm强化沸腾铜圆柱表面和圆柱光滑表面进行了单管实验。Chyu介绍，在较低热流对流区，光管在降膜蒸

4、发模式下能够产生比池内沸腾模式更大的换热系数。Chyu和Bergles（1985a,1985b，1989）也陈述了T型翅表面通过增加表面积提高了对流换热系数，该系数受液膜供应量和管壁热流密度的影响。但是，要注意T型翅表面不会产生和池内沸腾一样高的换热系数。Chyu等人（1982）以及Chyu和Bergles（1989）报告了高热流密度表面和多孔表面在降膜环境中在低过热度时出现初始沸腾，因而产生了高换热系数。该换热系数显示出只在非沸腾区与液膜供应量和供液高度有关系。已有文献记载非水工作流体的降膜换热性能。Hillis等人(1979)介绍了用氨作为工作流体的多孔表面管束实验,证实只要底排管束完全润

5、湿，沸腾换热系数与热流密度或液膜供应量无关。通过使用制冷剂R11作为工作流体对强化竖板表面进行的大量实验， Nakayama 等人(1982)对制冷剂降膜换热系数的初始数据充实工作作出了重大贡献。Nakayama陈述了多孔表面，作为一种强化沸腾表面，产生了比垂直槽形表面更高的换热系数。多孔板的传热系数与供液量无关而与热流密度稍稍相关，而垂直槽形表面（大致像翅化管）与供液量和热流密度有关。在以前的研究中还没有提及小油含量对降膜蒸发或沸腾的影响，但小油含量对池内沸腾传热的影响已进行了大量工作。已经证实冷冻油可能引起发泡而增强传热。Sauer等人(1978、1980)发表了制冷剂R12和R11单管池

6、内沸腾实验结果，并总结出油浓度小于等于7%时能增强换热性能。Sauer说油粘度是改变池内沸腾性能的主要影响因素，而油的其他性质对性能影响很小或几乎没有什么影响。 Stephan和Mitrovic(1981)也发表R12的实验结果，并揭示油浓度小于等于6%时可能增强换热。数据有些不一致。更近的工作由Webb和McQuade(1993)用R123和R11完成，结果显示两种制冷剂甚至在油浓度为0.5%时池内沸腾换热性能就下降了。这些差别很可能是由于一些制冷剂和冷冻油的组合表现出比其他制冷剂更多的发泡趋势。当发泡存在时，换热系数可能比用无油制冷剂所作实验的结果更高些。测试装置本研究的实验装置Moeyk

7、ens和Pate（1994）进行过描述。装置能够进行19.1mm铜管的单管实验，用于评价平均壳侧对流换热系数。装置包括几个主要部分：实验段、喷淋喷嘴、制冷剂回路、乙二醇/水回路和数据采集设备。实验装置原理图如图1。图1。实验装置原理图喷淋喷嘴沿实验段轴线在顶部按76.2mm的间距装配了5个喷嘴。对于本实验，采用喉部直径为1.58mm的低压降宽角喷嘴。喷嘴前后的压降为1.72X104Pa，供液量为2.8kg/min（译者注：对应喷淋密度为2.172kg/s.m2）。实验铜管本研究对7种不同表面的铜管进行了评价。按照Webb和Pais(1991)命名，被试铜管是W-SE管（Wieland 1993

8、c）、W-SC管（Wieland 1993b）、Tu-B管（Wolverine 1993a）、Tu-Cii管（Wolverine 1993b）、W-26管（Wolverine 1993c）、W-40管（Wolverine 1993d）和光管（Wieland 1993a）。所有铜管总长为470mm，一端的光段长度为76.2mm。管子的其他尺寸规格见表1。表1。铜管尺寸规格尺寸Tu-CiiTu-BW-40W-26W-SCW-SE光管翅段外径（mm)18.8918.6719.119.119.5719.5719.45壁厚（mm)0.710.710.710.710.800.801.07翅根径（mm)17

9、.1217.4817.115.917.4717.47/翅/米157515751575102410241024/每种铜管装了9个T型热偶。从铜管自由端算起热偶安装位置分别为152.4mm、177.8mm和203.2mm。在这些轴向位置每个截面的顶壁、侧壁和底壁按90度角各锡焊一个热偶。图2表示出了热偶位置。每个热偶穿过铜管壁钻的小孔而被锡焊上。热偶电线刚好穿过管式加热器外表面和铜管内表面之间的空间（而不与两者接触-译者加）。在9个热偶焊到铜管上后，在铜管内插入了一个12.7mm直径功率 860W的管式加热器，并在加热器和铜管之间空间填满导热脂。管式加热器的功率规格供给铜管外表面的热流密度刚好为4

10、0KW/m2（译注：经计算，加热器的长度为358mm）。实验管的光段端用压缩接头固定在管板上，铜管的自由端用铜圆片钎焊密封。 图2。热偶位置图实验方法从540KW/m2的热流密度范围内实验段保持常压314.5kPa下获得所有数据。从一个数据点到下一个之间按照5KW/m2的功率幅度进行变化。管式加热器的功率通过一个自耦变压器控制，功率值用一个功率变送器和数据采集系统读取。整个实验中喷淋盒的质量流量维持在2.8kg/min。如果所有液体都淋到了管表面，此喷淋盒的质量流量对应于液膜供液量（a）0.066kg/(s.m)（译注：经计算，a应为0.1301kg/(s.m)，原文似有问题）。然而，本研究中

11、所用的实心宽角喷嘴产生一种宽角制冷剂喷淋锥形状，类似于管束蒸发器首排供液喷嘴。过去单管降膜蒸发研究曾使用过孔板或窄槽分布滴供器。喷嘴产生的流场增加了液滴速度，与滴供器相比可能提高对流换热系数。在2.8kg/min的系统流量下进行了收集器实验，正如Moeykens和Pate（1994）所述。实验结果表明收集器实验因子（CTF）为19.3%。用下述公式可得到有效液膜供应量（e）:e=（a）（CTF）=0.066X0.193=0.013 kg/(s.m)(1)为了获得在油影响实验时获得所希望的油浓度，在进行系统充注时先称量了制冷剂质量。知道了系统制冷剂质量后，加入定量的冷冻油从而得到所希望的冷冻油质

12、量份数。在每次注入冷冻油后，都将系统运转五小时以确保油和制冷剂的均匀混合。表2给出了两种所用聚酯油的特性。表2。所用聚酯油的特性特性32cs油68cs油动力粘度，40（cs）3268动力粘度，100 （cs）5.78.8倾点（）-54-39闭口闪点（）245250总酸份数（mgKOH/g）0.150.15氢氧基份数（mgKOH/g）22含水量（ppm）5050色度300300数据整理管表面的热流密度基于测得的管式加热器的功率和根据名义管径即19.1mm计算得的面积。只按管式加热器的实际加热长度来计算热流密度。管子表面每个热偶按位置加权，因为从顶部开始90度的位置只在一侧安装热偶而代表两侧都安装

13、了。也正如后文实验误差分析中所考虑的，布于侧壁的这些热偶测得的温度按2倍进行计算。下述公式用于确定管壁热流密度： （2）式中：q”=管壁热流密度（KW/m2），Qhtr=加热器功率（KW），A=名义管径表外表面积（m2）。平均壳侧对流换热系数按下述牛顿冷却公式计算： （3）式中：h=平均壳侧对流换热系数（KW/m2 .K），Ts=平均管壁温度（。C），Tr=平均制冷剂蒸气温度（。C），实验段再供比，即供给实验段制冷剂液体质量流量与铜管表面蒸发的制冷剂量的比值，用下述公式表示： （4）式中：=测量的喷淋盒中制冷剂液体质量流量；=流出实验段的制冷剂气体的计算质量流量；x=中蒸发的份数。实验段再供比

14、通过利用热平衡进行计算，此处的公式只用于无油实验。（5）（6）（7）式中：=基于所测喷淋盒中温度对应的饱和液体焓；=基于实验段两个蒸气出口平均测量温度所对应的气体焓；=基于所测实验段出口温度对应的饱和液体焓；=流出实验段的制冷剂液体的计算质量流量。联立求解公式5、6和7可得出再供比。由于每次数据获得时制冷剂供应量保持不变，故液膜供液量保持不变但实验段再供比却是变化的。因为实验段热平衡与换热性能之间没有函数关系，对于每种铜管在其相应的热流密度下的再供比是大致相等的。过供比定义成接触铜管表面的制冷剂量与实验段中制冷剂（铜管表面）蒸发量的比值。除了考虑供给实验段的制冷剂没有接触铜管表面这部分以外，这

15、个比值类似于实验段再供比。过供比由实验段再供比与收集器实验因子（19.3%）相乘计算得到。实验段再供比和过供比示于表3。表3。实验段再供比和过供比名义管壁热流密度（KW/m2）实验段再供比（RCR）过供比（RCR）（CTF）577.214.91043.18.31531.26.02024.04.62518.93.63016.03.13513.82.74012.22.4实验误差分析用Beck等人（1982）推荐的误差累积方法来估计换热系数的实验误差。实验仪表的精度如下：T/C温度 ±0.2。C功率变送器 ±0.2%量程质量流量计 ±0.0056kg/minT/S压力

16、±758Pa实验段RCR ±12% 在更高的热流密度下，因为管壁过热度增加，换热系数的误差减小。表4显示喷淋蒸发模式下无油R134A七种铜管的表面对流换热系数误差。表4。壳侧对流换热系数。管类型W-SC W-SE Tu-B Tu-Cii W-26W-40光管10KW/m2误差（%)±15.3±12.5±13.3±13.3±12.6±10.7±4.140KW/m2误差（%)±4.3±2.9±1.9±3.1±3.1±2.1±1.0为了确定实

17、验装置的精度，进行了随机抽样，确认实验数据是可重复的。本实验的结果表明装置的重复性精度在47%之间。结果讨论无油制冷剂实验以下结果集中显示喷淋蒸发环境下不同强化表面包括翅化表面的相对性能。选择饱和压力314.5kPa进行比较，因为该压力属于工业制冷机的典型蒸发温度范围压力，对应的饱和温度为2。C。整个实验的饱和压力和供液量保持不变。图3显示四种强化表面管和光管的换热性能。两种冷凝管W-SC和Tu-Cii在此四种强化管中表现最好。图4显示两种翅化表面管和光管的换热性能。W-26和W-40的性能表现相似，但W-26管的换热系数稍微高些。所有铜管的对比显示，强化表面管的换热系数比翅化表面管高出20%

18、。正如所料，在相同的环境下，六种改进表面管的换热性能全部比光管高得多。热流密度为40KW/m2时，Tu-B和W-40管的换热系数在数量级上与光管在满液式环境中换热系数差不多。图5显示在喷淋模式下性能最好的两种强化管和一种翅化管，与满液模式下光管性能的比较。图3。强化表面管在无油制冷剂中换热结果（Tsat=2。C）图4。翅化表面管在无油制冷剂中换热结果（Tsat=2。C）对于喷淋蒸发模式下所有被试的七种管子而言，换热系数显示出依赖于热流密度和管壁过热度。但是，有些管子显示出比其他管子对热流密度更强的相关性。例如，图3显示W-SC管和管壁热流密度关系不大，此情形下换热模式主要是蒸发，因而与热流密度

19、无关。在管子底部的液膜层最厚，在这附近观察到了核态沸腾。很可能，在管子圆周的不同位置，蒸发和沸腾同时都发生了。Chyu和Bergles（1985a,1985b）发表了在热发展区和完全形成区的管表面液膜层模型。膜层厚度与供液量的三次方根成正比，用液膜厚度来定义喷淋蒸发的边界层半径长度。因为在池内沸腾模式中的热边界层更厚，比降膜蒸发模式在较低的热流密度下更容易产生气泡。在本实验中，在管子的大部分表面为什么气泡没有变得更活跃，可能原因是液膜厚度不够。普遍的趋势是换热性能随着热流密度的增加而增强，达到一个最大值，然后随着热流密度的进一步增加而下降。换热性能的下降很可能是管子表面已部分蒸干了。有趣的是强

20、化冷凝管（W-SC，Tu-Cii）的性能比强化蒸发管（W-SE，Tu-B）好，如图3所示。由低压降宽角喷嘴所创造的喷淋蒸发环境可能类似于商用制冷机冷凝器下部管排所看到的环境。强化冷凝管最初是被设计用于液体薄膜换热时提供高的两相换热系数。由于冷凝和降膜蒸发环境的相似性，强化冷凝管的性能可能好于或等于强化蒸发管。图5。喷淋蒸发性能与光管池内沸腾结果的比较（Tsat=2。C）油影响实验实验中所用的聚酯油引起管表面的发泡，而使换热系数得到了实质上的增强。图6、7和8分别显示32cs油对光管、W-40管和Tu-Cii管的实验结果。用32cs油评价了1.0%、2.0%和3.0%的影响。被试三种管子在5KW

21、/m2热流密度点的换热系数都是油浓度为3.0%时最高。在此浓度和此热流密度点，光管的换热系数增强了111%，Tu-Cii管增强了30%。被试三种管子在40KW/m2热流密度点的换热系数却是油浓度为2.0%时最高。热流密度从5KW/m2增加到40KW/m2而伴随的过供比下降，可能是3.0%油浓度出现最高换热性能转移到2.0%油浓度出现最高换热性能的原因。（油浓度高时而具有的-译者加）较高的混合物粘度，以及在40KW/m2时更薄的液膜（由于蒸发），减弱了传热系数中对流部分的贡献。图6。换热系数和热流密度的关系（Psat=314.5Pa；光管，32cs油）图7。换热系数和热流密度的关系（Psat=3

22、14.5Pa；W-40管，32cs油）图8。换热系数和热流密度的关系（Psat=314.5Pa；Tu-Cii管，32cs油）图9。换热系数和热流密度的关系（Psat=314.5Pa；W-40管，68cs油）图10。换热系数和热流密度的关系（Psat=314.5Pa；Tu-Cii管，68cs油）图9和10显示68cs油对W-40管和Tu-Cii管的实验结果。用68cs油评价了0.5%、1.0%、3.0%和5.0%的影响。这两种管在大部分被试热流密度范围内都是油浓度3.0%时换热系数最高。在40KW/m2时，1.0%油浓度时产生了最高的换热系数。这种变化趋势和32cs油观察到的现象类似。（译者注：

23、根据对图6图10的观察，在油浓度较小时（<2%）,由于油的发泡作用，当热流密度增加时，基本上没有观察到干蒸点的发生。当含油量较大时（>2%）,由于粘度增加不利于液膜的分布，都出现了明显的干蒸发生点。）图11表示换热系数增强因子，增强因子定义为：（8）式中：h=含油时的换热系数，h oo=无油时的换热系数。图中显示三种热流密度10KW/m2、20KW/m2和35KW/m2的增强因子。图11a、11b和11c显示32cs油在2%和3%的浓度时光管的增强因子最大。七种被试管的无油制冷剂实验中产生最高换热系数的Tu-Cii管，在添加油时的增强因子却最小。图11d、11e和11f揭示了68cs油对W-40管和Tu-Cii管的类似的增强因子。实验表明，在油含量较小时，在喷淋蒸发环境下，油粘度的增加并不会带来换热系数实质上的减小。结论用七种不同的强化管和翅化管所进行的喷淋蒸发实验的结果总结如下。实验时，有效液膜供应量为0.013kg/s.m, 伴随管壁热流密度的变化，过供比从14.9变化到2.4。