本文將選擇內徑為4、6 mm 的微肋管進行R290的管內沸騰傳熱特性的研究，探索R290在小管徑微肋管內的沸騰傳熱機理及干涸特性，并進一步獲得更多的實驗數據。

1 、實驗系統(tǒng)和數據處理

1.1 實驗系統(tǒng)組成實驗系統(tǒng)原理   

如圖 1 所示，實驗系統(tǒng)的主要結構由一個封閉的制冷劑回路組成。（具體實驗步驟在這里不詳細闡述）

實驗測量儀器及參數見表 1，實驗段結構如圖 2所示。實驗中熱水在內外管環(huán)形空間內流動，并對內管中流動的制冷劑進行加熱。實驗段內管為微肋管，結構見圖 3，微肋管結構參數見表 2，可得出 4、6 mm 管內徑時單位管長微肋管內表面積和內外表面積的比值分別為1.668和1.478。

1.2 熱平衡測試   

為保證實驗結果的準確性，在實驗前對實驗段進行熱平衡測試，測試時實驗段內管流體為冷水，內外管環(huán)形空間內流體為熱水，當管兩側冷水和熱水的進出口溫度保持穩(wěn)定時，記錄冷水側和熱水側的進出口溫度和體積流量，并計算冷水側和熱水側的換熱量，以此計算冷、熱水側換熱量的漏熱率，如式（1）所示：

熱平衡測試數據如表 3 所示。由表 3 可得，不同體積流量下冷、熱水側漏熱率均小于 3%，因此漏熱率對實驗結果的影響可忽略不計，故實驗系統(tǒng)能滿足沸騰傳熱的實驗要求。

1.3 數據處理  

2、結果分析

研究質量流量密度、飽和溫度、熱通量、干度及管型對沸騰傳熱系數及臨界干度的影響，因6 mm管徑下的變化趨勢與 4 mm 管徑相似，限于篇幅，故僅以4 mm管內徑為例進行說明。

2.1 質量流量密度對傳熱系數的影響

由圖 4 可得，飽和溫度為 11℃，熱通量為 13kW·m -2時，沸騰傳熱系數隨質量流量密度的增大而增大，且該增大趨勢在干度較高的區(qū)域（約0.35~0.6）更明顯。例如，當質量流量密度由 100 kg·m -2·s -1增至 250 kg·m -2·s -1時，傳熱系數增加了約 20.54%。這是由于質量流量密度的增加使得流體與管內壁的相對速度增加，紊流擾動更劇烈，傳熱更加充分。

且 R290 在管內的沸騰傳熱主要分為核態(tài)沸騰傳熱和強制對流傳熱兩部分。在干度較低的區(qū)域（約0.03~0.35），管內傳熱以核態(tài)沸騰為主，質量流量密度的增加對核態(tài)沸騰的強化作用不明顯，因此沸騰傳熱系數增幅較小。在干度較高區(qū)域，管內傳熱以強制對流為主，且隨著液相 R290 吸熱汽化，管內R290氣相占比逐漸增加，因此該區(qū)域氣液相接觸面積增大，強化了傳熱；同時該區(qū)域內質量流量密度的增加使得氣液界面剪切力增加，流體擾動更加劇烈，剪切力的切削作用也使得貼近管內壁的R290液膜變薄而減小了傳熱熱阻；綜上可得，傳熱系數在高干度區(qū)增大更明顯。

2.2 飽和溫度對傳熱系數的影響  

由圖 5 可得，質量流量密度為 100 kg·m -2·s -1，熱通量為 13 kW·m -2時，沸騰傳熱系數隨飽和溫度的升高而增大，且該增大趨勢在低干度區(qū)域（約 0.03~0.35）更顯著。例如，當飽和溫度由 7℃升高至 11℃時，沸騰傳熱系數增加了約 12.55%。這是由于飽和溫度與制冷劑的熱物性相關，飽和溫度的升高使得液相R290的熱導率降低，液相密度降低而氣相密度增大，以及表面張力減小。

在低干度區(qū)，熱導率的降低使得管內壁溫度升高，從而增大了壁面的過熱度，且該區(qū)域的流體以核態(tài)沸騰傳熱為主，過熱度的增加有利于管內壁汽化核心的形成；同時表面張力的減小使得氣泡的脫離直徑較小，更利于氣泡從管內壁面脫離，進一步強化了核態(tài)沸騰傳熱，因此傳熱更加充分，傳熱系數增幅較大。而高干度區(qū)（約 0.35~0.6）以強制對流傳熱為主，飽和溫度的升高使得制冷劑物性變化而導致的強化傳熱作用相對較弱。因此可得，傳熱系數在低干度區(qū)增大效果更明顯。

2.3 熱通量對傳熱系數與臨界干度的影響   

由圖 6 可得，當熱通量增大至 20 kW·m -2時，沸騰傳熱系數隨熱通量的增大出現先增后減現象，這有別于熱通量為 13 kW·m -2時，傳熱系數隨熱通量的增大而增大的規(guī)律。這是由于 R290 剛開始沸騰時，管內以核態(tài)沸騰為主，熱通量的增加顯著增大了管內壁溫度從而增大了過熱度，汽化核心顯著增多，明顯強化了傳熱。

隨著液相 R290 不斷吸熱汽化，管內傳熱以強制對流為主，R290 氣相占比的不斷增加導致氣液相接觸面積增加，氣液界面擾動增強，紊流擾動更劇烈；同時氣相占比增大，導致 R290氣相表觀速度增大，導致氣液界面剪切力增大，切削了附著在管內壁的液膜厚度，使得傳熱熱阻減小進而強化了傳熱；以上綜合作用使得傳熱更加充分，傳熱系數增大。

隨著 R290 吸熱汽化的進行，傳熱系數增加至一極值點后開始不斷降低，這是由于貼近管內壁的制冷劑流體蒸干而出現了干涸現象，此時對應的干度稱為臨界干度。干涸的產生使得管內壁與氣相 R290 直接接觸，傳熱急劇惡化，管內壁溫度急劇上升，傳熱系數大幅下降。可以得到，熱通量越大，臨界干度越小，例如，熱通量分別為20、24 kW·m -2時對應的臨界干度分別為 5.3、4.8，說明熱通量越大時越易導致干涸現象的產生。

2.4 干度對傳熱系數與臨界干度的影響  

由圖 6 可得，當熱通量增大至 20 kW·m -2時，沸騰傳熱系數隨干度的增大出現先增后減的變化趨勢，這有別于熱通量為 13 kW·m -2時傳熱系數隨干度的增大而增大的規(guī)律。可以從以下方面進行解釋：干度較低時，管內傳熱以核態(tài)沸騰為主，隨著R290 流體的不斷吸熱，液相 R290 內部汽化核心不斷形成，強化了傳熱。

隨著液相 R290 吸熱汽化，管內R290氣相占比增加而液相占比減小，使得氣液界面?zhèn)鳠峤佑|面積增加，以及使得貼近管內壁的液相290 厚度減小，導致傳熱熱阻減小而進一步強化了傳熱，傳熱系數不斷增大。隨著干度的不斷增加，管內壁液相R290出現干涸現象，此時管內壁與氣相R290直接接觸，傳熱變得惡化，傳熱系數逐漸降低。

2.5 管型對傳熱系數與臨界干度的影響  

為了探討管型對沸騰傳熱系數與臨界干度的影響，對比分析了戴源德等相同工況相同管徑下光滑管內 R290 沸騰傳熱的數據，結果如圖 7 所示。

 圖片

由圖 7 可得，微肋管的沸騰傳熱系數始終大于相同條件下的光滑管的傳熱系數，且4 mm管徑微肋管的傳熱系數約為對應管徑光滑管傳熱系數的 1.2~1.5倍。

這是由于 3 個方面的原因：

①微肋管肋的結構有助于R290汽化核心的形成，強化了管內的核態(tài)沸騰傳熱；

②微肋管中肋的凹凸結構可以使制冷劑在近壁處產生一種旋轉運動，因而增加了制冷劑與管內壁之間的相對運動速度，增強了紊流核心區(qū)對近壁區(qū)的擾動從而增強了制冷劑與管內壁間的換熱能力；

③微肋管肋的結構能夠迫使制冷劑在肋后形成二次紊流,使制冷劑徑向速度增加而邊界層變薄,產生很大的離心力使兩相流中密度較高的液體沖向壁面,而密度較低的氣體則積聚到管道中心，進而強化了傳熱。

因此在相同的條件下,微肋管傳熱系數要比光滑管的大，該結果與歐陽新萍等對R404A、R407C 在微肋管內強化傳熱的結果較為一致。同樣由圖 7 可得，微肋管內的臨界干度相比于光滑管均較大，較晚出現干涸現象。例如4 mm微肋管內的臨界干度約為 0.55，而 4 mm 光滑管內的臨界干度約為 0.45。這一方面是由于微肋管肋的凹凸結構而形成的旋轉作用利于液相制冷劑駐留在管壁上部，延緩了干涸現象的產生。另一方面是由于微肋管肋的凹凸結構能夠迫使制冷劑在肋后形成二次紊流,產生很大的離心力使兩相流中密度較高的液體沖向壁面，從而抑制了干涸現象的產生。

3、 預測關聯式對比 

制冷劑在管內沸騰傳熱是一個影響因素眾多的復雜的物理過程，因此開發(fā)出用于R290管內流動沸騰傳熱的預測關聯式具有重要意義。本文選取 6個常用的且工況與實驗工況較為一致的，用于預測R290在小管徑內沸騰傳熱的關聯式來預測 R290 的沸騰傳熱系數，并將預測值與實驗值進行對比，如圖8所示。

表 4 中 ω 表示沸騰傳熱系數實驗值在給定范圍內的數據點占總數據點的比例。但目前用于預測R290在小管徑強化管內沸騰傳熱的關系式較少且預測精度低，亟需開發(fā)新的預測關聯式，用于指導生產及實踐。

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