張吉禮，陳敬東，馬志先，王永輝（大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部土木學(xué)院，遼寧 大連 116024）

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蒸發(fā)溫度對水平正反齒壓花齒型肋管池沸騰換熱的影響

張吉禮，陳敬東，馬志先，王永輝
（大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部土木學(xué)院，遼寧 大連 116024）

摘要：隨著節(jié)能減排的大力推廣，管外沸騰強(qiáng)化傳熱技術(shù)得到了廣泛的研究和發(fā)展。設(shè)計(jì)建立了水平雙側(cè)強(qiáng)化管管外沸騰試驗(yàn)系統(tǒng)，以R134a為循環(huán)工質(zhì)試驗(yàn)研究了不同熱通量工況下，蒸發(fā)溫度對正反齒壓花齒型三維肋管池沸騰換熱特性影響，并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果分析探討了其理論描述方法。結(jié)果表明：蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度變化趨勢線的斜率隨熱通量呈現(xiàn)非線性變化；在同一蒸發(fā)溫度下，管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均隨熱通量單調(diào)遞增，但增長率隨熱通量增加而逐步降低；回歸分析獲得不同熱通量下蒸發(fā)溫度對正反齒壓花齒型蒸發(fā)管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)影響的統(tǒng)一表達(dá)式；等熱通量工況強(qiáng)化傳熱因子在熱通量超過10 kW·m?2后升至2以上，在熱通量接近20 kW·m?2時達(dá)到極大值2.588，但在熱通量接近5 kW·m?2時接近1；蒸發(fā)溫度及其與熱通量合同對正反齒壓花齒型蒸發(fā)管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的作用機(jī)理與理論描述方法有待進(jìn)一步深入研究。

關(guān)鍵詞：強(qiáng)化管；沸騰；蒸發(fā)溫度；水平管；傳熱系數(shù)

2015-11-02收到初稿，2016-01-24收到修改稿。

聯(lián)系人：馬志先。第一作者：張吉禮(1969—)，男，博士，教授。

Received date: 2015-11-02.

Foundation item: supported by the National Natural Science Foundation of China (51578102) and the Fundamental Research Funds for the Central Universities (DUT14ZD210, DUT15RC(4)24).

引　言

在國家大力推進(jìn)節(jié)能減排的形勢下，開發(fā)高效換熱器、提高其換熱效率、降低成本消耗勢在必行，進(jìn)而管外沸騰技術(shù)得到了高度重視，工質(zhì)在管外沸騰換熱性能是高效換熱管的基礎(chǔ)熱工參數(shù)，因此眾多學(xué)者分別對制冷劑和管型結(jié)構(gòu)在不同蒸發(fā)溫度下強(qiáng)化管外沸騰傳熱進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究[1]。

近年來強(qiáng)化管的類型層出不窮，研究人員通過與光管的對比試驗(yàn)來說明其換熱特性。張定才等[2-5]在不同制冷劑下，對強(qiáng)化管與光管的管外沸騰傳熱系數(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明強(qiáng)化管傳熱系數(shù)至少是光管2倍以上。在此基礎(chǔ)上，為了進(jìn)一步提高換熱性能，研究制冷劑、管型結(jié)構(gòu)、核態(tài)沸騰[6-7]及蒸發(fā)溫度變得尤為重要。

以R134a為首的高效、環(huán)保制冷工質(zhì)得到了普遍的認(rèn)可。張定才等[8-12]針對R134a及其二元、三元混合工質(zhì)來研究不同熱通量下強(qiáng)化換熱管管外傳熱系數(shù)的變化規(guī)律。此外，文獻(xiàn)[4,13-14]對其他種類制冷劑(R123、R22、R600a、R600等)研究其對強(qiáng)化管管外傳熱特性的影響。

制冷劑在管外進(jìn)行沸騰換熱的過程中，蒸發(fā)溫度是衡量其換熱能力的重要參數(shù)，Nae等[11-12,15]分別針對蒸發(fā)溫度為?3.58℃和4.44℃的單一工況，研究熱通量與強(qiáng)化管管外傳熱系數(shù)的規(guī)律。而對于兩種或兩種以上工況，費(fèi)繼友等[5,16-18]研究蒸發(fā)溫度為5、10℃工況下對不同類型強(qiáng)化管管外傳熱的影響。Webb等[19]研究了蒸發(fā)溫度為4、27℃，對不同管型管外傳熱的影響。歐陽新萍等[20]通過改變蒸發(fā)溫度(5.6，0，?2，?4，?6，?8℃)和熱通量(4～55 kW·m?2)，對水平壓花強(qiáng)化管進(jìn)行管外核態(tài)沸騰實(shí)驗(yàn)研究，得到了管外沸騰換熱系數(shù)隨熱通量和蒸發(fā)溫度的變化規(guī)律。

綜上所述，前期大部分文獻(xiàn)僅針對一種或兩種蒸發(fā)溫度下，熱通量和管外傳熱系數(shù)的變化規(guī)律進(jìn)行研究，而在多工況下對三者變化規(guī)律的描述較少，難以形成有效的理論分析，故本文在文獻(xiàn)[20]的基礎(chǔ)上，增加蒸發(fā)溫度的工況點(diǎn)(?8～5.6℃間8種工況)和熱通量(5～65 kW·m?2)范圍，選用R134a為循環(huán)工質(zhì)進(jìn)行管外沸騰換熱的試驗(yàn)研究，為今后繼續(xù)研究不同蒸發(fā)溫度下，熱通量對管外沸騰換熱特性的影響提供可參考的依據(jù)。

1　試　驗(yàn)

1.1試驗(yàn)系統(tǒng)

設(shè)計(jì)并建立了HFC134a水平雙側(cè)強(qiáng)化管外蒸發(fā)傳熱性能測試系統(tǒng)，對應(yīng)試驗(yàn)系統(tǒng)原理如圖1所示，該系統(tǒng)由制冷工質(zhì)自然循環(huán)系統(tǒng)、熱介質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)、冷介質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)、溫控系統(tǒng)和計(jì)算機(jī)數(shù)據(jù)監(jiān)測系統(tǒng)5部分組成，如下簡介各子系統(tǒng)。

1.1.1制冷工質(zhì)自然循環(huán)系統(tǒng)制冷劑在蒸發(fā)試驗(yàn)段1殼程吸收來至管程熱介質(zhì)提供的熱量后汽化，生產(chǎn)的飽和蒸氣經(jīng)管路引入冷凝器2，飽和蒸氣在冷凝器殼側(cè)遇冷凝結(jié)，形成的工質(zhì)液體在重力作用下匯集到冷凝器底部并流回蒸發(fā)器，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)制冷工質(zhì)的自然循環(huán)。

1.1.2熱介質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)熱介質(zhì)箱5出液腔內(nèi)達(dá)到設(shè)定溫度的熱介質(zhì)（體積分?jǐn)?shù)為15%的乙二醇溶液）經(jīng)熱介質(zhì)循環(huán)泵3提升壓力后送入試驗(yàn)段管程，在試驗(yàn)管內(nèi)放熱降溫后的熱介質(zhì)途經(jīng)渦輪流量計(jì)4回流入熱介質(zhì)箱5回液腔，與該腔內(nèi)介質(zhì)混合后進(jìn)入熱介質(zhì)箱加熱腔被該腔內(nèi)電加熱器加熱，升至設(shè)定溫度的熱介質(zhì)經(jīng)消能篩板濾波后進(jìn)入熱介質(zhì)箱5出液腔，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)熱介質(zhì)的循環(huán)。循環(huán)中通過溢流實(shí)現(xiàn)熱介質(zhì)箱出水腔液面的穩(wěn)定性，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)該循環(huán)的水力穩(wěn)定性；循環(huán)中根據(jù)試驗(yàn)段入水溫度設(shè)定值來控制熱介質(zhì)加熱腔內(nèi)電加熱器的加熱量，以保證該循環(huán)的熱力穩(wěn)定性。

1.1.3冷卻介質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)冷卻介質(zhì)箱8出液腔內(nèi)達(dá)到設(shè)定溫度的冷卻介質(zhì)（體積分?jǐn)?shù)為50%的乙二醇溶液）經(jīng)冷介質(zhì)循環(huán)泵6提升壓力后送入冷凝器管程，在試驗(yàn)管內(nèi)吸熱升溫后的介質(zhì)途經(jīng)渦輪流量計(jì)進(jìn)入冷凍機(jī)蒸發(fā)器7降溫（溫度降至冷凝器入口介質(zhì)溫度之下），之后冷卻介質(zhì)回流入冷卻介質(zhì)箱8回液腔，與回水腔內(nèi)介質(zhì)混合后進(jìn)入冷卻介質(zhì)箱加熱腔被該腔內(nèi)電加熱器加熱，升至設(shè)定溫度后經(jīng)篩板濾波后進(jìn)入冷卻介質(zhì)箱出液腔，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)冷卻介質(zhì)循環(huán)。該循環(huán)中實(shí)現(xiàn)介質(zhì)水力與熱力穩(wěn)定性的方法同熱介質(zhì)循環(huán)的相似，不再贅述。

1.1.4溫控系統(tǒng)試驗(yàn)段熱介質(zhì)進(jìn)口溫度與冷凝器冷卻介質(zhì)入口溫度通過人為干預(yù)的溫控系統(tǒng)調(diào)節(jié)，試驗(yàn)中，通過PID溫控器來調(diào)控置于熱介質(zhì)箱與冷卻介質(zhì)箱內(nèi)的電加熱器的加熱量；利用計(jì)算機(jī)監(jiān)測系統(tǒng)顯示的熱介質(zhì)與冷卻介質(zhì)監(jiān)控點(diǎn)溫度（試驗(yàn)段與冷凝器入口介質(zhì)溫度，截?cái)嗟? mK），結(jié)合試驗(yàn)人員既有調(diào)控經(jīng)驗(yàn)來動態(tài)調(diào)整兩PID溫控器的設(shè)定值，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)熱介質(zhì)與冷卻介質(zhì)溫度的精密調(diào)控，并借此實(shí)現(xiàn)蒸發(fā)溫度與試驗(yàn)熱通量兩工況的精密調(diào)控。

1.1.5計(jì)算機(jī)監(jiān)測與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng) 試驗(yàn)中，采用四線制PT100溫度傳感器（選用A級PT100元件自制，制作流程與檢定流程見文獻(xiàn)[21]）監(jiān)測試驗(yàn)段進(jìn)出介質(zhì)溫度與試驗(yàn)段內(nèi)工質(zhì)溫度T、0.5級渦輪流量計(jì)測量試驗(yàn)管中介質(zhì)流量Q（利用稱重法校準(zhǔn)）、0.1級的絕對壓力變送器測試試驗(yàn)段內(nèi)工質(zhì)飽和蒸氣壓力P（如表1所示），各傳感器產(chǎn)生的電信號通過Keithley2700數(shù)字萬用表（配備兩塊7708采集板）采樣并通過RS232輸入到計(jì)算機(jī)存儲、顯示與處理。

表1　試驗(yàn)儀器參數(shù)Table1　Test instrument parameters

1.2試驗(yàn)段

蒸發(fā)試驗(yàn)段結(jié)構(gòu)如圖2所示，在管子的進(jìn)口和出口布置溫度傳感器，蒸發(fā)器內(nèi)布有兩個溫度傳感器，分別測量氣態(tài)和液態(tài)制冷劑的溫度，中心布有壓力傳感器，測試制冷劑的飽和蒸發(fā)壓力。在圖2中局部放大的部分為測試管插入蒸發(fā)器的裝配圖，采用外壓板加密封圈和密封套的外壓接技術(shù)，為今后更換測試管提供了便利條件。

圖2　管外蒸發(fā)試驗(yàn)段Fig.2　Structure of test section1—gas refrigerant outlet; 2—chamber; 3—shell of evaporator; 4—sight glass; 5—enhanced tube; 6—liquid refrigerant inlet; 7—medium inlet; 8—medium outlet; 9—temperature sensor; 10—pressure sensor; 11—bolt; 12—nut; 13—external pressure plate; 14—sealing ring; 15—seal cartridge; 16—sealing ring; 17—seal cartridge of external pressure; 18—see drawing of partial enlargement

1.3試驗(yàn)管

試驗(yàn)管表面結(jié)構(gòu)示意圖與照片如圖3(a)、(b)所示，該管表面結(jié)構(gòu)成型工藝：首先在光管表面加工二維肋型，然后對強(qiáng)化管表面結(jié)構(gòu)采用正反齒夾角為90°的壓花工藝[22]，其管表面肋結(jié)構(gòu)如圖3(c)所示。對比分析本文試驗(yàn)管表面結(jié)構(gòu)[圖3(c)]與傳統(tǒng)單齒壓花結(jié)構(gòu)[圖3(d)]可知，本文試驗(yàn)管表面結(jié)構(gòu)相當(dāng)于用正齒在二維肋頂部壓花形成的傳統(tǒng)單齒壓花結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，利用反齒在單齒壓花后形成的二次肋的肋頂部進(jìn)行二次壓花，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)拓展肋頂部面積與縮小肋間已形成腔體上部開口、強(qiáng)化傳熱的目的。

試驗(yàn)管結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示，其中do為管外徑，di為管內(nèi)徑；h為肋高；p為肋基間距；試驗(yàn)段中強(qiáng)化管有效換熱長度為1000 mm。

表2　強(qiáng)化管結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2　Structure parameter of enhanced tube

圖3　強(qiáng)化管表面結(jié)構(gòu)Fig.3　Structure of enhanced tube1—fin shape of tube surface; 2—incision line; 3—tube wall

1.4試驗(yàn)工質(zhì)及工況

制冷工質(zhì)選用HFC134a，熱介質(zhì)選用體積分?jǐn)?shù)為15%的乙二醇溶液，冷卻介質(zhì)選用體積分?jǐn)?shù)為50%的乙二醇溶液。

試驗(yàn)測試過程中肋管完全浸沒在制冷劑中，測試蒸發(fā)溫度工況：?8～4℃（間隔為2℃，控制精度±0.1℃），5.6℃(±0.1℃)；在同一蒸發(fā)溫度下，熱通量變化范圍為5～65 kW·m?2（間隔為5 kW·m?2，控制精度±1%）。

1.5試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

1.5.1管內(nèi)對流傳熱系數(shù)根據(jù)改進(jìn)的Wilson圖解法試驗(yàn)[23]確定管內(nèi)對流傳熱系數(shù)表達(dá)式。其中，管內(nèi)對流傳熱系數(shù)采用帶經(jīng)驗(yàn)參數(shù)Ci修正的Gnielinski公式[24]表示[式（1）]，管外沸騰傳熱系數(shù)保持恒定（通過保持蒸發(fā)溫度與熱通量恒定實(shí)現(xiàn)），試驗(yàn)測試一系列溶液流速與總傳熱系數(shù)的對應(yīng)關(guān)系后，即可獲得一系列管內(nèi)對流傳熱熱阻項(xiàng)與總傳熱熱阻項(xiàng)的對應(yīng)關(guān)系[式（3）]，進(jìn)而可通過最小二乘法圖解確定Ci。

式中，K為總傳熱系數(shù)，W·m?2·℃?1；hGni為管內(nèi)對流傳熱系數(shù)，W·m?2·℃?1；f為摩擦阻力系數(shù)；Ref為冷凍水Reynolds數(shù)；Prf為冷凍水Prandtl數(shù)；Ci為管內(nèi)對流傳熱系數(shù)修正系數(shù)；Co為管壁熱阻；hi為修正后管內(nèi)對流傳熱系數(shù)，W·m?2·℃?1。

1.5.2管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)試驗(yàn)待定管內(nèi)對流傳熱系數(shù)計(jì)算表達(dá)式后，可根據(jù)熱阻分離法從總熱阻中分離出管外傳熱系數(shù)ho

式中，ho為管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)，W·m?2·℃?1；Rw為管壁熱阻，m2·℃·W?1；di為換熱管公稱內(nèi)徑，mm；do為換熱管公稱外徑，mm；hi根據(jù)式(1)求得。

1.5.3試驗(yàn)誤差通過文獻(xiàn)[21]的誤差計(jì)算分析方法可得管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)的試驗(yàn)誤差，計(jì)算分析結(jié)果表明總傳熱系數(shù)K的試驗(yàn)誤差均在±3.57%之內(nèi)，蒸發(fā)傳熱系數(shù)ho的試驗(yàn)誤差均在±6.95%之內(nèi)。

1.6標(biāo)模試驗(yàn)

對水平光管進(jìn)行管外沸騰換熱的試驗(yàn)，針對R134a制冷劑選取目前得到較為廣泛應(yīng)用的Cooper公式[25][式(5)～式(7)]，來衡量試驗(yàn)系統(tǒng)獲得管外換熱的可靠性，如圖4所示，圖中2#為光管，通過試驗(yàn)點(diǎn)與Cooper模型的對比可知，試驗(yàn)獲得的管外傳熱系數(shù)偏差落在預(yù)測模型的±10%范圍以內(nèi)，符合校驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)。

圖4　水平光管管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)與Cooper模型的對比Fig.4　Comparison between boiling heat transfer coefficient of horizontal smooth tube and Cooper model

式中，Mr為液體的相對分子質(zhì)量；pr為對比壓力(液體壓力與該液體的臨界壓力之比)；Rp為表面均勻粗糙度，μm，對一般工業(yè)用管材表面Rp=0.3～ 0.4 μm；q為熱通量，W·m?2；ho為光管管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1。

2　試驗(yàn)結(jié)果與分析

首先，給出試驗(yàn)管總傳熱系數(shù)與Wilson圖解法試驗(yàn)結(jié)果；其次，結(jié)合與光管試驗(yàn)結(jié)果的對比分析介紹試驗(yàn)管蒸發(fā)傳熱系數(shù)結(jié)果；最后，結(jié)合理論分析介紹蒸發(fā)溫度對試驗(yàn)管蒸發(fā)傳熱系數(shù)影響試驗(yàn)結(jié)果及其統(tǒng)一描述方法。

2.1總傳熱系數(shù)

試驗(yàn)用雙側(cè)強(qiáng)化蒸發(fā)管總傳熱系數(shù)K隨蒸發(fā)溫度與熱通量的變化如圖5所示，圖示結(jié)果表明，傳熱系數(shù)總體上隨熱通量與蒸發(fā)溫度的增加而增大，最大熱通量（65 kW·m?2）時傳熱系數(shù)值接近最小熱通量（5 kW·m?2）時對應(yīng)值的5倍。圖中出現(xiàn)傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度升高而降低的趨勢由管內(nèi)流速改變所致，圖6結(jié)果對應(yīng)換熱管內(nèi)乙二醇溶液流速。

圖5　總傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度與熱通量變化Fig.5　Heat transfer coefficient of enhanced tube against heat flux and evaporation temperatureq/kW·m?2: □　5; ○　15;　△　25; ▽　35; ◇　45;　 55;　 65

圖6　強(qiáng)化管流速隨蒸發(fā)溫度的變化Fig.6　Velocity of enhanced tube against evaporation temperatureq/kW·m?2: □　5; ○　15;　△　25; ▽　35; ◇　45;　 55;　 65

2.2Wilson圖解法

通過改進(jìn)的Wilson圖解法獲得的管內(nèi)對流傳熱熱阻do/(dihi)與總傳熱熱阻1/K的對應(yīng)關(guān)系如圖7所示，其中1#管為強(qiáng)化管，圖示結(jié)果對應(yīng)Ci值為2.686(Re＞9500)。

圖7　Wilson圖解試驗(yàn)結(jié)果Fig.7　Result of modified Wilson plot method

2.3強(qiáng)化管與光管沸騰傳熱系數(shù)對比分析

在強(qiáng)化管與光管試驗(yàn)結(jié)果對比中，常以等熱通量工況（蒸發(fā)溫度、試驗(yàn)管入口流體溫度與試驗(yàn)熱通量全同）強(qiáng)化因子[26]、等壁溫工況（蒸發(fā)溫度、試驗(yàn)管入口流體溫度與換熱管平均壁溫全同）強(qiáng)化因子[27]或等換熱管入口工況（蒸發(fā)溫度、試驗(yàn)管入口流體溫度與流體流量全同）強(qiáng)化因子來表征強(qiáng)化管與光管蒸發(fā)傳熱系數(shù)的比值，通過該比值來展示強(qiáng)化管強(qiáng)化傳熱的效果。鑒于等熱通量工況強(qiáng)化因子與等壁溫工況強(qiáng)化因子互為函數(shù)，如下通過等熱通量工況強(qiáng)化因子與等換熱管入口工況強(qiáng)化因子展示試驗(yàn)結(jié)果。

（1）等熱通量工況強(qiáng)化傳熱因子蒸發(fā)溫度?4℃時，HFC134a在光管與雙側(cè)強(qiáng)化管外沸騰傳熱系數(shù)隨熱通量變化如圖8所示，圖中1#管為強(qiáng)化管，2#管為光管。圖中兩管蒸發(fā)傳熱系數(shù)比值參見表3。

結(jié)合圖8與表3所示結(jié)果可知：① 熱通量在5 kW·m?2左右時，強(qiáng)化管與光管的蒸發(fā)傳熱系數(shù)相近，三維肋結(jié)構(gòu)不能有效強(qiáng)化管外側(cè)的傳熱；② 隨熱通量增大到10 kW·m?2之后，強(qiáng)化管與光管蒸發(fā)傳熱系數(shù)比值迅速增至2以上且始終維持在2.3左右；③ 熱通量在15～20 kW·m?2范圍，強(qiáng)化管與光管蒸發(fā)傳熱系數(shù)比出現(xiàn)極大值。

圖8　光管與強(qiáng)化管蒸發(fā)傳熱系數(shù)對比Fig.8　Comparison between smooth tube and enhanced tube for evaporation heat transfer coefficient

表3　強(qiáng)化管與光管蒸發(fā)傳熱系數(shù)比值隨熱通量變化Table 3　Ratio of enhanced and smooth tube vary with heat flux

（2）等換熱管入口工況強(qiáng)化傳熱因子換熱管入口溶液溫度與流量相同時，HFC134a在光管與雙側(cè)強(qiáng)化管外沸騰傳熱系數(shù)隨溶液入口流速變化如圖9所示，圖中1#管為強(qiáng)化管，2#管為光管。圖中強(qiáng)化管與光管蒸發(fā)傳熱系數(shù)比值參見表4。

圖9　不同流速下光管與強(qiáng)化管蒸發(fā)傳熱系數(shù)的關(guān)系Fig.9　Evaporation heat transfer coefficient comparison between smooth tube and enhanced tube under different velocity

表4　不同熱通量下強(qiáng)化管與光管蒸發(fā)傳熱系數(shù)及二者比值隨流速的變化Table 4　Ratio of enhanced and smooth tube vary with velocity with different conditions of heat flux

結(jié)合圖9與表4所示，在強(qiáng)化管(1#)與光管(2#)熱通量不一致的工況下，保證流速相同，結(jié)果可知：①在試驗(yàn)工況下光管與強(qiáng)化管蒸發(fā)傳熱系數(shù)均隨管內(nèi)流體流速的增加而增大，但強(qiáng)化管與光管蒸發(fā)傳熱系數(shù)比值隨管內(nèi)流體流速的增加出現(xiàn)先增大再減小的變化趨勢；② 常規(guī)設(shè)計(jì)流速下（2 m·s?1），強(qiáng)化管蒸發(fā)傳熱系數(shù)接近光管的4.5倍。

對比表3與表4數(shù)據(jù)可知，等換熱管入口工況強(qiáng)化因子數(shù)值接近等熱通量工況強(qiáng)化因子的2倍，但二者數(shù)值隨自變量增加先增后降的變化趨勢相似。

2.4蒸發(fā)溫度對管外沸騰傳熱系數(shù)影響

（1）試驗(yàn)結(jié)果蒸發(fā)溫度對管外沸騰傳熱系數(shù)影響試驗(yàn)結(jié)果如圖10所示。圖示結(jié)果表明：① 同熱通量工況下，管外沸騰傳熱系數(shù)與蒸發(fā)溫度之間呈現(xiàn)線性對應(yīng)關(guān)系，且沸騰傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度的升高而增大；② 在同蒸發(fā)溫度工況下，沸騰傳熱系數(shù)隨著熱通量的增加而增大，但增大幅度逐漸變小。進(jìn)一步結(jié)合圖5所示不同熱通量下?lián)Q熱管蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨溫度變化趨勢可知，各趨勢線變化趨勢雖為線性，但線與線之間并不平行，且在同一蒸發(fā)溫度下的相鄰兩試驗(yàn)熱通量對應(yīng)的傳熱系數(shù)差值不同，如q在40～65 kW·m?2之間時，各熱通量對應(yīng)趨勢線近似平行；但q<40 kW·m?2時，不同熱通量對應(yīng)趨勢線并不平行。

圖10　不同蒸發(fā)溫度與管外蒸發(fā)傳熱系數(shù)的關(guān)系Fig.10　Evaporation heat transfer coefficient of outside tube against saturation temperature

（2）試驗(yàn)結(jié)果回歸分析結(jié)合圖10所示結(jié)果分析可知，熱通量一定時，蒸發(fā)傳熱系數(shù)可以表示為蒸發(fā)溫度的一次函數(shù)

熱通量變化時，式（8）中的斜率k與截距b改變，進(jìn)而可知k與b均為熱通量q的函數(shù)，相應(yīng)的蒸發(fā)傳熱系數(shù)的表達(dá)式轉(zhuǎn)變?yōu)?/p>

進(jìn)一步結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果回歸分析確定k(q)與b(q)的表達(dá)式，即可獲得蒸發(fā)溫度對不同熱通量下沸騰傳熱系數(shù)影響的經(jīng)驗(yàn)描述。本文試驗(yàn)結(jié)果（圖10）對應(yīng)k(q)與b(q)及其回歸分析結(jié)果見圖11與圖12。(注：圖11、圖12中A、B、C均為多項(xiàng)式系數(shù))

圖11　蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度趨勢線斜率與熱通量關(guān)系Fig.11　Slope of evaporation heat transfer coefficient vary with saturation temperature against heat flux

圖12　蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度趨勢線截距與熱通量關(guān)系Fig.12　Intercept of evaporation heat transfer coefficient vary with saturation temperature against heat flux

結(jié)合圖11與圖12所示結(jié)果可知，k隨熱通量的變化趨勢較復(fù)雜，q≤25 kW·m?2時，k隨熱通量的增加而增大；25 kW·m?240 kW·m?2后，k隨熱通量的增加而緩慢增加，但總體變化幅度不大。q≤40 kW·m?2時，采用熱通量的四次方程可較好地逼近試驗(yàn)熱通量范圍內(nèi)獲得的k值；q>40 kW·m?2時，采用熱通量的三次方程可較好地逼近試驗(yàn)熱通量范圍內(nèi)獲得的k值。b隨熱通量的變化趨勢較為單一，整個試驗(yàn)熱通量范圍內(nèi)b均隨熱通量的增加而增大，且采用熱通量的二次方程可較好地描述b(q)的變化趨勢。

（3）回歸模型與試驗(yàn)結(jié)果偏差分析圖11與圖12中給出的k與b的表達(dá)式代入式（8）可得試驗(yàn)管蒸發(fā)傳熱系數(shù)的回歸模型（其中k為分段函數(shù)），回歸模型與試驗(yàn)結(jié)果偏差如圖13所示。

圖13　試驗(yàn)值與擬合值的偏差Fig.13　Deviation of test and fit value

由圖13可知，通過前述方法獲得的回歸模型與試驗(yàn)值的極限偏差在±7%之內(nèi)（平均偏差為±3%），這證實(shí)存在描述蒸發(fā)溫度對池沸騰傳熱系數(shù)影響的統(tǒng)一表達(dá)式，且該表達(dá)式可通過本文使用的前述方法獲得，但蒸發(fā)溫度對池沸騰傳熱系數(shù)影響的作用機(jī)制，有待進(jìn)一步深入研究。

3　結(jié)　論

（1）試驗(yàn)熱通量范圍內(nèi)，正反齒壓花齒型蒸發(fā)管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨蒸發(fā)溫度近線性遞增，但蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度變化趨勢線的斜率隨熱通量呈現(xiàn)非線性變化，且在熱通量超過50 kW·m?2后各趨勢線斜率接近一恒定值。

（2）試驗(yàn)蒸發(fā)溫度范圍內(nèi)，正反齒壓花齒型蒸發(fā)管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均隨熱通量單調(diào)遞增，但增長率隨熱通量增加而逐步降低。

（3）溫差步長降至2℃，可通過試驗(yàn)結(jié)果的回歸分析獲得不同熱通量下蒸發(fā)溫度對正反齒壓花齒型蒸發(fā)管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)影響的統(tǒng)一表達(dá)式（表達(dá)式預(yù)測值與試驗(yàn)結(jié)果偏差均在±7.0%之內(nèi)）

（4）正反齒壓花齒型強(qiáng)化蒸發(fā)管的等熱通量工況強(qiáng)化傳熱因子在熱通量超過10 kW·m?2后升至2以上，在熱通量接近20 kW·m?2時達(dá)到極大值2.588，但在熱通量接近5 kW·m?2時接近1（即強(qiáng)化管蒸發(fā)傳熱系數(shù)與光管在該熱通量下的蒸發(fā)傳熱系數(shù)相近）。

（5）蒸發(fā)溫度及其與熱通量合同對正反齒壓花齒型蒸發(fā)管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的作用機(jī)理與理論描述方法有待進(jìn)一步深入研究。

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Effect of evaporation temperature on boiling heat transfer in horizontal ribbed and embossing finned tube pool

ZHANG Jili, CHEN Jingdong, MA Zhixian, WANG Yonghui
(Faculty of Infrastructure Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, Liaoning, China)

Abstract:Under a promotion of energy conservation and emission reduction, efforts on research and development of the technologies related to boiling heat transfer enhancement of outer tube have been conducted extensively. In this article, a testing system for boiling heat transfer outside the horizontal double-side enhanced tubes was established. Using R134a as a cyclic working medium, the effect of evaporation temperature on the characteristics of boiling heat transfer in three-dimensional ribbed and embossing finned tube under conditions of varied heat flux was investigated, on basis of which theoretical descriptive method was discussed. It showed that , the curve slope of evaporation heat transfer coefficient as a function of evaporation temperature is non-linearly related to the heat flux. At the same evaporation temperature, it shows a monotonic increase in the heat transfer coefficient on tube surface with the heat flux, of which the slope gradually decreases with the heat flux. By means of regression analysis, an unified formula for the heat transfer coefficient on ribbed and embossing finned tube surface as a function of evaporation temperature under conditions of varied heat flux was achieved. Under operation condition of the same heat flux, the factor of heat transfer enhancement approaches 1, exceeds 2, and reaches the maximum 2.588 at 5, 10 and 20 kW·m?2of heat flux, respectively. The mechanism and theoretic description of the heat transfer coefficient on ribbed and embossing finned tube surface as functions of evaporation temperature and heatflux, need to be further studied.

Key words:enhanced tube; boiling; evaporation temperature; horizontal tube; heat transfer coefficient

中圖分類號：TK 124

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：0438—1157（2016）06—2230—09

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151641

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51578102)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)(DUT14ZD210, DUT15RC(4)24)。

Corresponding author:MA Zhixian, mazhixian@dlut.edu.cn