光管在R134A中的喷淋蒸发换热性能
摘要
建造了一个进行喷淋蒸发实验的装置，报告了铜合金水平光管的实验结果。另外，论证了喷嘴型式、供液量和管径对换热系数的影响。也进行了池内沸腾实验，并与相似条件下的喷淋蒸发实验结果进行了比较。本研究中用的铜管管径为12.7mm和19.1mm,并在管内插入管式电加热器进行加热。通过用贴在管壁的热偶测量铜管表面平均温度和热偶探针测量气相空间的温度，计算了平均换热系数。12.7mm管径铜管的表现比19.1mm的铜管好，一旦干蒸变得显著时，换热性能明显受供液量得影响。在被试供液量范围内，喷淋蒸发换热系数在低热流密度时比池内沸腾大，在较高热流密度时比池内沸腾小（ 注：因为高热流密度时出现了干蒸）。
介绍
除了铜管不浸入液池内，喷淋蒸发器和满液式蒸发器相似。喷淋蒸发器是从管束上方的喷嘴中喷出接近饱和状态的液体制冷剂，液滴或液雾喷在管子上而发生蒸发。没有蒸发的制冷剂与从冷凝器来的液体一起再循环回到喷嘴。喷淋蒸发器（也称为降膜蒸发器）在管束表面通过液膜的蒸发或沸腾实现热量交换。降膜换热在制冷机械、脱盐蒸发装置应用、能源部（ 注：指美国能源部）海洋热能转换计划和化工厂中获得了应用。喷淋或降膜蒸发器的主要优点是可能比池内蒸发器有更高的换热系数，通过减少制冷剂充注量而而减少制冷剂的充注费用。降膜蒸发的其他优点还包括消除浸没管束中较低管排的静液压头，并可能减小管表面和制冷剂之间的温差。
随着氯氟碳（CFC）制冷剂的禁用，当前存在一个开发非CFC制冷系统的需求，并希望继续维持制冷系统的高效率，以使系统电功率的需求最小。喷淋蒸发系统是一个满足系统最高效率要求的可能途径。但是，在喷淋蒸发制冷机投入工业运用之前，仍有许多问题需要解决，诸如喷嘴间距、喷嘴尺寸和型式、以及制冷剂供液量。
过去用水和氨已经进行了许多降膜换热分析。但对于常用的制冷剂来说，汽化热、比热和导热率都要比相同饱和温度下的水或氨小（ 注：参见文后 收集的对比数据）。这可能意味着从制冷剂膜状流获得的好处不会像从水或氨膜状流获得的好处大。过去由一些作者诸如Chun和Seban（1972）以及Chyu等人（1982）所进行的水的蒸发模式和关系式可能因流体性质的不同而对制冷剂无效。清楚的是液膜换热性能随着管表面、工作流体类型和流动状态的不同而有很大的变化。
Hillis等人(1979)用高热流表面和氨, Chyu和Bergles（1985a,1985b,1989）用多孔高热流表面以及用水作为换热流体，介绍了降膜沸腾实验。Chyu和Bergles也进行了其他更简单的管型如光管和翅化管的实验。依赖于管型以及不同的实验条件，换热过程可能主要是存在气泡的对流沸腾，或者只是蒸发状态，而后者在受热表面没有任何气泡产生。Chyu和Bergles总结出，与被试供液量范围内低热流密度下的池内沸腾模式相比，光管表面在降膜蒸发模式下能产生更大的换热系数。
Parken等人（1990）介绍了用水作为工作流体时管径为25.4mm和50.8mm黄铜光管的沸腾和蒸发实验。他们总结出平均非沸腾换热系数随着供液量和供液温度的增加而增大，但与热流密度无关（ 注：非沸腾可能是无气泡的自然对流蒸发状态，供液量的增加可能增加了紊流程度，供液温度增加将增大过热度，因而换热系数增加。在这一范围内与热流密度无关。）。Parken等人也叙述了平均沸腾换热系数随着供液温度和热流密度的改变而改变，但与供液量稍稍相关（ 注：此时应该已经是紊流核态沸腾区了，供液量的增加对紊流的增加程度有限）。
本文主要评价喷淋蒸发环境下光铜管的性能并将其性能与池内沸腾进行比较。并调查了供液量、管径和喷嘴型式的影响。
测试装置
用于本研究的实验装置能够测量池内沸腾和喷淋蒸发的壳侧对流换热系数。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、实验铜管（束）和数据采集设备。实验装置原理图如图1，详细描述如下。
图1。实验装置原理图
实验段
不锈钢实验段装配了两个玻璃观察区（一侧一个），并在一端装了一个101.6mm的圆形观察区。另一端用两个螺纹口连接了一个观察窗和管板。实验段直径101.6mm长406.4mm。在实验段的顶部是五个与螺纹接口相连的喷淋喷嘴。喷嘴间隔76.2mm。在离顶部成45度的两侧相对位置有两个制冷剂蒸汽出口。沿着实验段的最底部是两个液体出口。管板上有一个螺纹压缩接头，以便插入试验铜管。试验段装配了两个热偶用于测量制冷剂气相温度。有一个压力接头用于测量饱和压力，这个压力用于确定饱和温度。试验段的照片见图2。
图2。装置实验段
喷淋喷嘴
用两种喷嘴型式，主要是低压降和高压降喷嘴进行了实验。高压降实心锥喷嘴用于管径12.7mm的实验。实验时高压降喷嘴前后的压降维持在8.617X105Pa以上，因而能够产生细雾锥体。对芯部尺寸为0.635mm、0.7366mm和0.8128mm的高压降喷嘴进行了实验。
第二种型式喷嘴的喉部直径为1.58mm，能够产生低压降宽角实心锥。这些喷嘴沿着管子的长度方向可以提供很宽的制冷剂液滴分布。用这些喷嘴对两种管径的管子都进行了实验。
制冷剂回路
制冷剂回路是一个闭式回路，将期望饱和条件的制冷剂输送到实验段。利用一个3/4马力无磨损电机驱动的屏蔽泵，制冷剂在闭式回路中流动。屏蔽泵的主要优点是，自润滑并与制冷剂侧分隔开。因此，泵在无油时不会磨损，可以进行无油工作流体实验。制冷剂被泵送经过一个coriolis型流量计并到达一个240V的加热器段。此加热器将液体温度升高到实验段饱和温度。从加热器出来的制冷剂再流经一个过滤干燥器和一个筒形过滤器，最后进入喷淋盒。
首先安装的喷淋盒所用的高压降喷嘴有五个可变压降的的分支。使用小尺寸喉部喷嘴来均匀供应制冷剂，产生的充足压降使每个喷嘴获得一致的制冷剂供液量。当使用宽角低压降喷嘴流量为3.0kg/min时，发现穿过喷淋盒的压差才17.2KPa，该压差不足以均分流量到五个喷嘴。因此，建造了一个有大内径主盒的新喷淋盒，并用五根等长的供液管与主盒和实验段相连。用新喷淋盒对铜管进行了实验，五个喷嘴供液量的均匀性，通过在铜管上部表面的温度测量得到了验证。
制冷剂被喷入实验段，然后喷到试验铜管上，铜管固定在实验段中心线（径向）位置。制冷剂在被加热的铜管上蒸发，然后从两个蒸气出口流到冷凝器中。未蒸发的制冷剂和从管子上溅起液体制冷剂汇成液滴，从实验段底部的两个液体出口流出。这些液体与从冷凝器来的制冷剂汇合，流向过冷器。过冷器保证供应到屏蔽泵的制冷剂为单相液体。图1显示了系统温度和测点的位置。
乙二醇/水回路
利用一个辅助回路，乙二醇溶液用于冷却实验装置的几个部件。乙二醇/水的混合物从一个30冷吨制冷机储存箱被泵送到实验装置的分液箱。从这经流量调节阀分别将冷却液输送到过冷器和冷凝器。到冷凝器的冷却液先流经一个5KW的环形加热器。环形加热器可让冷凝器供液温度上升，以便维持实验段的饱和条件。此过程由一个温度控制器自动控制。分别从过冷器和冷凝器流出的乙二醇水溶液混合后又回到30冷吨制冷机储存箱。
实验铜管（束）
喷淋蒸发实验中用了两种不同直径的铜管：12.7mm和19.1mm。12.7mm的铜管插入了一个572W的加热器，19.1mm的铜管插入了一个860W的加热器。两种铜管装入相应功率的加热器是为了供给每种铜管外表面的热流密度都为40KW/m2。在管式加热器上加工装配了几个定位支架，以使加热器定位在管内中心线位置。
热偶穿过铜管上钻的孔而安装在管壁上，孔用锡铅焊填满。锡铅焊的导热系数大约是铜的十分之一。钻孔尺寸刚好能插进热偶，以使焊珠温度能尽可能接近实际管壁温度。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- 加）。
图3。热偶位置图
数据采集设备
数据采集依靠一台个人电脑、一个万用表、一个50通路的采集器来进行。个人电脑上的控制程序与万用表和采集器交换数据。采集到的温度、压力、功率和流量数据在CRT上显示，并可将数据写入磁盘以便整理数据。数据采集系统监测2个压力传感器、2个功率变送器、1个流量计和20个热偶。
实验程序
下面是本文发表的所有结果所用实验装置数据采集程序的一个描述。通过控制供给冷凝器乙二醇溶液的流量和温度而维持实验段的饱和条件。在5~40KW/m2的热流密度范围内每个数据点按照5KW/m2的幅度进行变化。管式加热器由一个自耦变压器控制，功率值用一个功率变送器读取。
如果只用一根管子进行实验，则管子位于实验段轴线上。实验段的尺寸限制使得两根19.1mm的管子不能同时进行实验，但两根12.7mm的管子可以。进行多管实验时，第二根管子直接平行安装在上一根管子的下方且管间距为28.6mm。在多管实验中，每根管子的功率单独变化，以使得每次采集数据时上下管子热流密度一样（±2KW/m2）。
每个点的数据为至少5次数据采集扫描的平均值。为了保证精度，只有当被测实验段温度与饱和温度之间的差值小于0.1。C时才采集数据。
数据整理
管表面的热流密度根据测得的管式加热器的功率和面积进行计算，面积基于名义管径即12.7mm或19.1mm。面积计算用的长度取管式加热器的实际加热长度355.6mm。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。热流密度计算公式是：
（1）
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：
（2）
图4。制冷剂蒸气从实验段带出的热量和加热器输入功率的关系（Tsat=2。C；管径=12.7mm）
以前进行过许多使用液体分配器而非喷嘴的降膜蒸发研究。这些分配器依靠液体的重力而使所有的液体制冷剂直接接触试验铜管表面。使用喷嘴与使用分配器相似，分配器多用于大型工业喷淋蒸发系统中（ 注：在大系统中如使用许多喷嘴将使成本很高）。因此，在单管分析试验中，喷嘴液锥确实没有全部接触管表面。为了确定铜管表面飞溅的制冷剂量与供液量的百分比，用两种不同规格的收集器进行了一系列的收集试验（ 注：“飞溅”译自原文hitting,而没有译为“接触”，是因为按照CTF=0.193推理，应该是从铜管上溅落的制冷剂量而非蒸发量）。即，一种收集器的上部宽度与19.1mm管径相等，长度等于加热器的加热长度。第二种收集器的长度一样，而上部宽度只有12.7mm。两种收集器在深度方向上宽度增大，这种斜侧壁使得溅出的量最小，从而增加收集试验的精度。供液量2.8kg/min时从铜管表面飞溅的液体份数，可用术语收集器试验系数（CTF）表示。这些系数按每种管径说明如下。请注意这些系数只是针对本文的管径和实验条件，并没有进行2.3kg/min和3.0kg/min的收集试验。
对于19.1mm的铜管，CTF=0.193（19.3%）。对于12.7mm的铜管，CTF=0.143（14.3%）。
使用系数CTF，从铜管表面飞溅的有效液体量（）是：
装置仪表精度
用光管进行了池内沸腾和单相自然对流实验。将管径19.1mm的单相对流实验数据与由Churchill和Chu(Incropera和Dewitt 1990)提出的长圆柱单相换热关系式进行了比较（见图5a）。单相实验进行到700W/m2为止，因为当热流密度高于这个值时在热偶安装区域的管子底部截面 上开始出现出现沸腾气泡。正如从图5a中可看到的，关系式的结果与实验结果符合得相当好，只在被试热流密度范围的中部段有一个最大25%的偏离。
图5a。热流密度和过热度的关系（外部自然对流，满液式蒸发器；Tsat=2。C；管径=19.1mm）
图5b显示了在5。C时的满液蒸发数据与Stephan和Abdelsalam(1980)提出的沸腾关系式以及Webb和Pais(1992) 在4.4。C时的满液蒸发数据的比较结果。在Stephan和Abdelsalam关系式所述的精度22.3%的范围内，数据符合得很好。实验数据与关系式的最大偏差19%发生在热流密度40KW/m2时。与Webb和Pais的数据的最大偏差9%也是发生在这个热流密度。
图5b。换热系数和热流密度的关系（满液式蒸发器，管径=19.1mm）
实验结果和讨论
12.7mm和19.1mm光管在R134A中喷淋蒸发换热实验结果显示在图6到图10中。实验仅在无油R134A和饱和温度2。C时进行。
12.7mm光管，宽角低压降喷嘴实验结果
不像19.1mm的管子，小直径管子（12.7mm）既进行了单管也进行了双管实验。对于双管实验，第一根管子布置在实验段的筒体中心线上，第二根管子正好布置在第一根管子的正下方，两管的管间距为28.6mm。图6表示三种不同喷淋量下的单管换热性能结果。图7表示对应喷淋量下的双管换热结果。
（ 注：图6供液量对应的喷淋密度为：2.3：2.7018kg/(m2.s); 2.8：3.2892kg/(m2.s); 3.0：3.5241kg/(m2.s)）
图6。换热系数和热流密度的关系，单管实验（Tsat=2。C；管径=12.7mm）
图7。换热系数和热流密度的关系，多管实验（Tsat=2。C；管径=12.7mm）
图6显示换热性能在整个被试范围都随热流密度变化。这表明换热过程中存在着沸腾。依赖于实验条件，被测换热性能既有蒸发换热也有沸腾换热。图6表明开始发生干蒸之后，换热性能依赖于制冷剂供液量。可在图6中看到从25KW/m2数据点开始曲线变平。在此热流密度点，当供液量增加了约20%也即从2.3kg/min增加到2.8kg/min时，平均换热系数增加了12%。但是，在较低热流密度范围内，换热性能和供液量关系不大。在干蒸发生之前所得到的这些数据与Parken等人发表的沸腾换热结果一致。Parken论述了沸腾换热系数随热流密度而变化但仅与供液量有一点点关系。
图7显示双管实验时3.0kg/min的供液量不能充分润湿下面一根管子，当下面一根管子的热流密度增加时，其换热性能急剧下降。甚至在管表面还看不到干蒸点时，在此供液量下随着热流密度的增加，通过测量表面温度表明干蒸已经很严重了。
和19.1mm管的实验结果一起，12.7mm管在喷淋量2.8kg/min下实验数据也合并到了图8中。在被试热流密度范围内小管径铜管的平均换热系数大约要比19.1mm管高5%到10%。这是因为在管顶部的对流换热系数最高，而沿着管壁圆周往下换热系数减小，越往下蒸发换热系数越小。
19.1mm光管，宽角低压降喷嘴实验结果
19.1mm光管实验的热流密度达到了40KW/m2。如图8所示，大约在22.5KW/m2点开始, 喷淋蒸发换热性能比池内沸腾低。在热流密度达到25KW/m2时换热系数增加到最高值，然后随着热流密度的进一步增加而下降。这种现象与以前获得的水和氨的降膜换热数据不一样，由于R134A的热动力和传递性质与水或氨相比有很大不同，这种差别能够预料到。而且，本实验的有效供液量而形成的液膜供应量比Chyu和Bergles（1985a,1985b,1989）以及Parken等人（1990）所进行的光管降膜蒸发实验要小。由于有效液膜供应量小，平均换热系数随管壁热流密度的变化而发生的这种变化是十分可能的。（ 注：按照液膜在管表面的分布难度想象，大管应比小管困难，因此大管的干蒸点应比小管提前出现，为何在图8中没有看到？）
图8。换热系数和热流密度的关系（Tsat=2。C）
在换热系数随着热流密度的变化而达到最大值之后，已观察到换热系数与供液量强烈相关，且干蒸现象变得很明显。图9显示出当提高供液量时换热系数显著增加。当供液量从2.8kg/min增加到3.9kg/min时，在40KW/m2点的平均换热系数增加了25%。
（ 注：图9供液量对应的喷淋密度为： 2.8：2.1871kg/(m2.s); 3.9：3.0462kg/(m2.s)）
图9。换热系数和热流密度的关系（Tsat=2。C；管径=19.1mm）
12.7mm光管高压降喷嘴实验结果
用孔尺寸为0.7366mm的高压降喷嘴进行了有限的实验，结果示于图10.在整个被试热流密度范围高压降喷嘴的换热性能超过辽池内沸腾。在热流密度大于30KW/m2时，该点的喷嘴喷淋换热系数降到低于相同管表面池内沸腾平均换热系数。图10的数据与图8中宽角喷嘴结果比较，考虑到喷淋蒸发换热随饱和温度的增加而增强，高压降喷嘴有比低压降喷嘴获得更高换热性能的潜力。这与池内沸腾换热性能对饱和温度的变化关系相似。
图10。换热系数和热流密度的关系（Tsat=-14。C；管径=12.7mm）
图11a显示了高压降喷嘴所创造的R134A喷淋形状，图11b显示的是低压降宽角喷嘴的喷淋形状。这些图中的实验管管式加热器没有通电。高压降喷嘴的喷淋形状是在8.62X105Pa的喷嘴压降下产生的。与低压降宽角喷嘴的柔雨相比，高压降喷嘴的喷淋形状很混乱。
图11a高压降喷嘴的喷淋形状，125psi 图11b低压降宽较喷嘴的喷淋形状，3psi
结论
本研究显示干蒸变得明显时，制冷剂供液量严重影响喷淋蒸发换热性能。也观察到，至少对于所试液膜供液量，换热性能随热流密度变化。光管实验结果总结如下：
1.管径12.7mm的铜管的换热系数比19.1mm高5%到10%。
2.如果没有发生干蒸，沸腾换热性能只和供液量有一点点关系。
3.高压降喷嘴产生高换热性能。但是，高压降喷嘴要求较大的泵送功率，与低压降喷嘴相比，对给定的管束需要更多的喷嘴。而且，高压降喷嘴在顶排管束上增加的液滴速度，用于工业制冷机较多的管排数时，所获得的益处可能并不大。
符号
BDC=管子顶部
CTF=收集器实验因子
H=壳侧对流换热系数（KW/m2.K）
i=喷淋盒中制冷剂的焓（kj/kg）
=质量流量(kg/min)
q”=热流密度（KW/m2）
Q=加热器功率（KW）
T=温度（。C）
TDC=管子底部
T/S=实验段
x=供应量中的蒸发分数
下标
e=有效的
f=饱和液体
g=饱和蒸气
htr=铜管内的管式加热器
liq=实验段液体出口
r=制冷剂气相空间
s=实验铜管表面
spr=喷淋盒
vap=实验段蒸气出
译注：几种制冷剂的物性（液体@4.4。C）
|
介质 |
比热（j/kg.k） |
动力粘度（pa.s） |
导热系数（w/(m.k)） |
Pr |
25。C表面张力(达因/cm) |
|
R718 |
4101 |
0.00152784851 |
057703 |
10.86 |
90 |
|
R134A |
1341 |
0.000258996379 |
0.0929675 |
3.736 |
30 |
|
R22 |
1186 |
0.000228621445 |
0.097922 |
2.769 |
|
|
R407C |
1478 |
0.0002051710 |
0.0983088 |
3.085 |
|
|
R717 |
4584 |
0.0001805423 |
0.528771 |
1.565 |
|
