R134A在水平强化管外的沸腾换热

第 32 卷 　第 3 期 　1998 年 3 月 　　　 　　　西 　安 　交 　通 　大 　学 　学 　报 JOURNAL OF XI′AN J IAO TON G UN IV ERSIT Y 　　　 　Vo1. 32 　№3 　　Mar. 1998 新工质 R134a 在水平强化管外的池沸腾换热 3 李芳明　李沛文　李　妩　陶文铨 (西安交通大学 , 710049 , 西安) 摘要　对新型替代工质 R134a 在水平强化管外的核态池沸腾换热进行了实验研究. 查明了热流密 度、蒸发压力和沸腾换热系数的关系 ,拟合了适合于本强化管的沸腾换热系数计算式. 并对 R22 和 R134a 在强化管外池沸腾换热的特性进行了对比. 关键词 　替代工质 　沸腾换热 　换热强化 中国图书资料分类法分类号 　T K124 Pool Boil ing of R134a outside a Horizontal Enhanced Tube L i Fangming 　L i Peiwen 　L i W u 　Tao Wenquan (Xi′an Jiaotong University , 710049 , Xi′an) Abstract 　Pool boiling outside a horizontal enhanced tube with the new refrigerant R134a was experimentally investigated. The correlation among the heat t ransfer coefficient , heat flux and saturation pressure was obtained by using the multi2variables linear least2square method. The enhancement cha2racteristics of heat t ransfer coefficient of the enhanced tube against smooth tube were also analyzed. The results showed that for the enhanced tube studied the boiling heat t ransfer coefficients of R134a is lower than that of R22. Keywords 　substit ute ref rigerant 　boili ng heat t ransf er 　heat t ransf er enhancement 　　由于氟里昂类物质对地球大气臭氧层的破坏 , 新型替代工质在制冷、空调及热泵系统中的应用已 成为世界范围为保护人类生存环境的必然趋势. 大 量的研究已经明确 ,R134a 是 R12 的最可能替代物 之一[1 ] . 另外 , R134a 也是用混合物替代 R22 的最 可能组分之一[2 ] . 在对 R134a 热力学特性的研究业 已成熟的情况下 ,对其在水平管外的蒸发换热特性 及其强化研究是当前重要的研究课题. 本文针对 R134a 在水平强化管外旺盛核态池沸腾的换热特性 进行实验研究 ,同时与 R22 的换热特性进行对比. 1 　实验系统和实验过程 试验是在水平管外沸腾与凝结换热试验台上进 行的. 试验台由冷却水系统和制冷剂蒸发Ο冷凝循环 系统组成 ,详见文献 [ 3 ] . 实验所采用的强化管是选 用外径为 18 mm、壁厚分别为 1 mm 和 2 mm 的光 管加工成形的 ,蒸发 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 面微结构的凸缘高度均为0. 2 　　收到日期 :1996Ο10Ο07. 　李芳明 :男 ,1966 年 11 月生 ,能源与动力工程学院热工教研室 ,硕士生 . 　3 国家计委“八五”科技攻关项目 (85Ο519Ο20Ο01)和动力工程多相流国家重点 实验室 17025实验室iso17025实验室认可实验室检查项目微生物实验室标识重点实验室计划 资助课题. ～0. 25 mm ,如图 1 所示. 强化管实验段的有效长度 为 200 mm ,水平放置在蒸发器内 ,并采用电加热的 方式. 在测量蒸发管的表面温度时 ,为避免破坏表面 结构 ,测温热电偶埋设在管的内侧 ,试验元件的横截 面结构如图 1b 所示. (a)表面微结构 　　　(b)横截面结构 1 :试验管 ; 　2 :热电偶埋设管 ; 　3 :管状加热器 ; 4 :浇铸焊锡层 ; 　5 :热电偶安装槽 图 1 　试验元件结构图 　　在向试验系统充入制冷剂前 ,首先对系统进行 气密性试验和排除系统内的不凝性气体 ,使系统充 入制冷剂后用系统压力推算得出的工质饱和温度与 热电偶测得的饱和温度相差在 ±0. 3 ℃以内. 系统 充入工质后经过 12 h 才可进行试验 ,这时工质已将 试验元件表面充分润湿. 为了避开沸腾换热的热滞 后现象[4 ] ,按电加热功率由大到小的顺序选取实验 工况. 为了确保工况的稳定性和可靠性 ,实验测试的 每个工况均满足蒸气凝结释热与电加热功率的热平 衡偏差不超过 ±5 %. 蒸发表面的温度 tw 是从试件 内热电偶测得的温度出发 ,根据加热功率用一维稳 态导热方程外推得出. 以蒸发器内饱和压力的推算 值和热电偶实测值的平均值作为蒸发液体的饱和温 度 t sat . 加热表面的热流密度是以强化管的胚管外表 面积为基准计算的. 沸腾换热系数 h 可表示为 h = QF( tw - t sat) 　　整理实验结果所用到的 R134a 和 R22 的物性 选自文献[5 ] . 2 　实验结果及讨论 2 . 1 　校核性实验 R134a 在水平光管外的沸腾换热系数可采用 Cooper 公式进行预测[6 ] . 为了检验试验系统的可靠 性 ,首先进行了 R134a 水平光管外的沸腾换热试 验. 当蒸发温度为 t sat = 19. 6 ℃时 ,热流密度对沸腾 换热系数的影响如图 2a 所示. 光管外表面的粗糙度 按 R P = 0. 4μm 计算. 用 Cooper 公式预测上述实验 结果 ,最大偏差为 ±15 %. 　　另外 ,在热流密度 q = 33 . 5 kW/ m2 时 ,对不同 压力下的沸腾换热系数进行测定. 从图 2b 中可看 出 ,实验值与 Cooper 公式的预测值之间的最大偏差 为 + 8 %. 上述两方面的考察均 说明 关于失联党员情况说明岗位说明总经理岗位说明书会计岗位说明书行政主管岗位说明书 实验值与预测值 吻合较好. 2 . 2 　水平强化管外池沸腾特性 2. 2. 1 　热流密度对沸腾换热系数的影响 　在蒸发 温度分别为 5、10. 2、14. 5 ℃时 ,热流密度与核态 沸腾换热系数的关系曲线示于图 3. 在一定的蒸发 温度下 ,增大热流密度 q 可促进沸腾换热系数 h 的 提高. 由于热流密度的增加 ,壁面过热度将会增加 , 这使得原来不能活化的空穴进一步活化 , 形成新的 (a) h2q 曲线 　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　(b) h2psat曲线 图 2 　光管校核实验 16第 3 期　　　　　　　　　　　　　　李芳明等 :新工质 R134a 在水平强化管外的池沸腾换热 图 3 　不同蒸发温度时的 h2q 关系曲线 汽化核心 ,汽化核心数的增加将使沸腾换热系数增 加. 另外. 热流密度增大会使汽泡运动加剧 ,这将使 过热流体以显热形式所带走的热量增加. 这两方面 的效果使得沸腾换热系数随热流密度的增加而得以 提高. 2 . 2 . 2 　蒸发压力对沸腾换热系数的影响 　在热流 密度 q = 26 . 5 kW/ m2 时 ,沸腾换热系数 h 随不同 的沸腾压力的变化曲线示于图 4 , 沸腾压力 psat 在 图 4 　蒸发压力 psat对 h 的影响曲线 460. 24～559. 94 kPa 的范围内变化. 显然 ,蒸发压 力升高时 ,沸腾换热系数有所增加. 这是由于蒸发压 力升高时 ,会使流体的表面张力下降 ,从而对于一定 尺寸的表面空穴来说 ,使之活化所需要的壁面过热 度将减小 ,使得换热系数得以提高. 2. 2. 3 　综合关联式 　应用本文实验获取的共 99 个 数据 ,采用最小二乘法进行多元线性回归 ,得到了适 合于本文强化管的沸腾换热系数关联式 h = 16 . 17 q0. 31 p0. 559 式中 :热流密度 q 的单位为 W/ m2 ;压力 p 的单位 为 kPa. 公式应用的蒸发温度范围为 5～19. 6 ℃,蒸 发压力为 349. 70～564. 68 kPa. 热流密度范围为 16 ～70 kW/ m2 . 经验证 ,95 %的实验数据与拟合公式 计算值的偏差范围不超过 ±6 % ,如图 5 所示. 图 5 　拟合公式计算值与实验值的比较 2. 2. 4 　强化管的强化效果 　在相同的热流密度和 蒸发温度下 ,强化管沸腾换热系数 h E 与光管的换 热系数 hp 的比值可以用强化倍率来表示. 以 Coo2 per 公式计算得出的光管外池沸腾换热系数为比较 基础 ,在不同的热流密度和蒸发温度下 ,本强化管的 强化倍率均在 1. 45 以上. 在相同的蒸发温度时 ,强 化管在低热流密度下强化效果比较好 ,如图 6 所示. 在热流密度较大时 , 光管外表面也能大量形成汽化 图 6 　强化倍率 hE/ hp 与 q、tsat的关系 核心 ,从而使沸腾换热系数大幅度提高 ,所以 ,这时 强化倍率就减小了. 而在相同的热流密度下 ,蒸发温 度高时强化倍率也高一些 ,这是由于蒸发温度高时 , 26 西　安　交　通　大　学　学　报　　　　　　　　　　　　　　　　　　第 32 卷 表面张力下降 ,强化管表面会有更多的空穴形成新 的汽化核心 ,而光管表面可产生的新汽化核心相对 要少一些. 因此 ,在蒸发温度高时 ,强化倍率会提高. 上述结论对工程 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 具有明显的实际意义. 2. 2. 5 　R134a 与 R22 强化管外沸腾换热特性的比 较 　在相同的蒸发温度 t sat = 5 ℃下 ,R134a 与 R22 沸腾换热系数的比较如图 7 所示. 在相同的热流密 度下 ,R22 的沸腾换热系数高于 R134a. 在低热流密 度下可高出约 20 % ,而在较高的热流密度下仅高出 图 7 　R134a 与 R22 沸腾换热系数的比较 约 4 %. 这是因为 R134a 和 R22 对沸腾换热过程有 影响的物性是比较接近的 ,两者的沸腾换热系数应 相差不大. 但在较小热流密度下 ,表面张力的大小对 沸腾换热系数的影响较明显. 由于在相同温度下 , R22 的表面张力比 R134a 低 ,因此 ,这时 R22 的沸 腾换热系数明显高于 R134a 的沸腾换热系数. 3 　结　论 通过实验研究 ,对 R134a 和 R22 在本实验用强 化管外的沸腾换热系数进行了比较 ,结果表明 ,R22 的沸腾换热系数高于 R134a. 参 考 文 献 1 　Thome J R. Two2phase heat transfer to new refrigerants. In : Hewitt G G ed. Proceeding of the Tenth International Heat Transfer Conference. London : Chameleon Press , 1994. 19～41 2 　Torikoshi K , Ebisu T. Heat transfer and pressure drop characteristics of R134a , R32 , and a mixture of R32/ R134a inside a horizontal tube. ASHRAE Transactions , 1993 , 99 (2) : 90～96 3 　李妩 ,彭海涛 ,李芳明等 . 非共沸混合工质 R22/ R152a 水 平单管外凝结换热的实验研究. 西安交通大学学报 , 1995 , 29 (11) : 111～116 4 　朱长新 ,温志敏 ,周芳德等 . 水平管束沸腾滞后的实验研 究. 工程热物理学报 ,1993 , 14 (4) : 424～428 5 　Thomas B R. ASHRAE handbook , fundamentals. New York: American Society of Heating Refrigerating and Air Conditioning Engineers , 1993 6 　Webb R L , Pais C. Pool boiling data for five refrigerants of three tube geometries. ASHRAE Trans , 1991 , 97( Part1) : 72～78 (编辑 　蒋慧姝) 36第 3 期　　　　　　　　　　　　　　李芳明等 :新工质 R134a 在水平强化管外的池沸腾换热