哪种能提供更多的潜在的汽化核 心

  内螺纹铜管齿形参数对传热性能的影响_图文(精)_职业技术培训_职业教育_教育专区。内螺纹铜管齿形参数对传热性能的影响_图文(精)

  第9卷 第6期制冷与空调 2009 年 12 月 REFRIGERA TION AND A IR CONDITIONIN G 35238 收稿日期 :2009208225 通信作者 :郭宏林 ,Email :guohonglin2@126. com 内螺纹铜管齿形参数对传热性能的影响 董志强 郭宏林 蔡运亮 安鹏涛 (金龙精密铜管集团股份有限公司 摘 要 利用 R 22 单管传热试验台 , 对相同工况下不同结构参数的内螺纹 强化管进行蒸发冷凝换热试验 。 通过对比分析试验数据 , 发现改变齿形参数对内 螺纹管换热系数影响较大 , 且 Tube 2N EW 换热性能优于其 他管型 。 关键词 内螺纹强化管 ; 蒸发 ; 冷凝 ; 换热系数 ; 齿形 ; 制冷 ; 空调 Influence of tooth prof ile parameters of inner 2grooved copper tube on heat transfer performance Dong Zhiqiang Guo Honglin Cai Yunliang An Pengtao (G olden Dragon Precise Copper Tube Group Inc. ABSTRACT By using of t he single t ube laboratory for R 22, test s and compares t he evap 2oration and co ndensation heat t ransfer performance wit h different toot h p rofile parameters of inner 2grooved t ube. The result s show t hat toot h p rofile parameters of inner 2grooved t ube have enormous influence on heat transfer coefficient , and Tube 2N EW has t he best heat t ransfer coefficient. KE Y WOR DS inner 2grooved t ube ; evaporation ; co ndensation ; heat transfer coefficient ; toot h p rofile ;ref rigeration ;air 2conditioning 自 20 世纪 70 年代首次应用于空调换热器 , 内 螺纹铜管已经成为制冷换热设备中不可或缺的材 料 。 由于内螺纹强化管比光 面管的换热性能有显 著提高 , 因而在蒸发器和冷凝器中已得到广泛应 用 。 内螺纹 强化管不仅能够提高制冷系统的传热 效率从而提高空调能效比 , 而且对降低空调制 造 和运行成本也起到了关键的促进作用 [1]。随着全 球经济的快速发展 , 在人类寄 于生存的地球上 , 环 保压力与能源危机让我们感到越来越沉重 , 大到 国民经济的发 展 , 小到制冷空调行业的趋势 , 节 能 、 环保是必由之路 。 我国于 2004 年发布了 《房间空气调节器能效 限定值及能源效率等级》 标准 (1~5 级 , 1 级为最 高 [2], 近 期将要求我国房间空调器的能源效率等 级到 2010 年达到 2 级以上 , 低于该等级能 效比的 产品将禁止进入我国市场 [324]。 高能效空调器的发 展需求 , 使得现有制冷 元器件换热能力的提升成 为关键 。 内螺纹管作为空调器的主要换热部件 , 对其研究的深入 , 验证各齿形 参数对换热性能的 影响程度 , 才能把握内螺纹铜管管型的设计尺度 , 优化各齿形参 数 , 从而研发高效传热管以满足市 场需求 。 笔者针对其所在公司开发的不同齿形铜管进 行传热试验 , 并对比分析各参数对 传热性能的影 响 , 从而以此为方向优化出更高效内螺纹铜管 , 使 其对空 调 系 统 和 换 热 器 的 能 效 提 高 起 到 促 进 作用 。 1 单管传热性能试验的目的 目前家用空调市场上 , 各厂家都在加紧研制 高能效比 、 低成本的空调系统 。 内螺纹铜管的传 热性能对空调换热器能效比有重要影响 , 同时优 化齿形对降低其 单位长度质量 、 节省原材料有很 大帮助 。 通过模拟内螺纹单管空调工况 , 找出各 齿形参数 (齿高 、 齿顶角 、 齿条数 、 螺旋角 、 螺纹数 ? 36 制 冷 ? 与 空 调第9卷 对内螺纹单管传热性能的影响程度 。利用得到的 蒸发冷凝传热性能数据 , 从 综合的角度分析改进 各主要参数 , 从而期待设计出一种综合性能大幅 提高并且能 够大批量生产的内螺纹铜管 。 2 传热性能试验方案及数据处理方法 在相同试验工况下 , 对具有相同外径不同管 内齿形参数的内螺纹管分别进行传 热试验 。由于 试验时严格控制试验工况使其保持不变 , 因此试 验测得的不同管型 的蒸发 、 冷凝传热性能数据具 有可对比性 。 通过试验得到各管型传热测试的多组数据 , 经取直修正处理形成性能线性图 。 由图可以算得 线性斜率及管型传热性能随制冷剂质量流量变化 的线性方程 , 并由 方程式得到每个质量流速所对 应的换热系数 。 以普通齿 (开发较早 , 齿形参数简 单 , 易加工 , 并广为应用 的内表面换热性能系数 为基准 , 将其他管型参数的内螺纹 管与其进行对 比 , 从而可知齿高 、 齿顶角 、 螺旋角 、 齿条数中的任 一种具体参 数对此规格内螺纹管性能的影响 。然 后 , 利用对比得出的各种数据分析各管型传 热性 能的优劣 , 并确定新型内螺纹管的优化方向 。最 后 , 结合内螺纹管加工工艺 进行科学的管型优化 设计并制造出一种新的内螺纹管型 。对这种新管 型再次进行 相同工况条件下的蒸发 、 冷凝传热性 能试验 , 并与普通齿单管传热试验数据作图 对比 , 得出管型优化的方向 [5]。 2. 1 传热试验装置和试验方法 单管传热试验装置系统如图 1 所示 , 试验装置 主要由压缩机 、 油分离器 、 贮液罐 、 质量流量计 、 电 磁膨胀阀 、 冷凝试 验段及蒸发试验段组成 , 制冷工 质为 R 22, 试验管长 3m , 试验计算过程中 , 铜的导 热系数为 398W/(m ? K 。 图1 单管传热试验装置系统图 试验段为套管式换热器 , 其内管为所测试验 样管 。管内为制冷剂 , 管外为水 , 二者逆向流动 。 为保证试验精度 , 试验装置采用高精度温度 、 压力 传感器和数据采集系统 , 通过变频器调节压缩机 频率和电子膨胀阀调节制冷剂流量 [627]。 利用上述 调节 手段使试验样管进出口条件达到试验工况 (见表 1 , 并在一段时间内保持不变 。 表1 蒸发 冷凝 饱和压力 0. 6MPa 饱和温度 45℃ 入口干度 0. 16~0. 18 入口过热 15~25℃ 出口 过热 5~6℃ 出口过冷 2~3℃ 质量流速 150~500kg/(m 2 ? s 质量流速 150~500kg/(m 2? s 根据所测得水侧与冷媒侧的进出口温度 、 压 工况条件 力参数进行热阻分析 , 通过计算可分别获得内螺 纹管的蒸发与冷凝内表面传热 系数 : h= k -2 λln d i -h w d o (1 其中 , k =-A ln (1-ε (2 h w =0. 023 λ d Re 0. 8 Pr n (3 Q w =m w c w t wo -t wi Q r =m r h o -h i 式中 :h 为管内换热系数 (W/(m 2? K ; A 为换热 面积 (m 2 ; m 为质量流量 (kg/s ; h i 和 h o 分别为 进出口焓值 (J /kg ; c w 为水 的定压比热容 (J /(kg ? K ; d i 和 d o 分 别 为 供 测 试 管 的 内 径 或 外 径 (mm ; Re 为雷诺数 ; Pr 为普朗特数 ; 冷凝时 n = 0. 4, 蒸发时 n =0. 3; ε 为效能 ; λ 为导热系数 (W/(m ? K ; k 为总换热系数 (W/(m 2? K ; Q 为总换 热量 (J ; 下标 w 表示水 ,r 表示制冷剂 。 2. 2 试验样管 作为螺纹管的重要规格参数 , 齿型参数也是 影响内表面换热系数的重要因 素 。内螺纹管的强 化换热机制属于被动式强化换热技术 , 它通过机 械加工扩展接 触面积或改变管子内表面形态等措 施达到强化管内制冷剂侧的蒸发换热的目的 。 制 冷系统中管内蒸发换热的主要形式是流动沸腾换 热 。 沸腾是通过大量气泡的生 成 、 成长 、 运动 , 使 制冷剂由液态转化为气态的一种剧烈的蒸发换热 过程 , 所以 沸腾受到两相流的流动和沸腾换热相 变的双重影响 。 对沸腾换热在总体上产生影 响的 是表面活化穴的分布 。以上内螺纹管内表面都含 第 6 期 董志强 等 :内螺纹铜管齿形参数对传热性能的影响 ? 37 ? 有微型翅片槽 , 哪种能提供更多的潜在的汽化核 心 , 核态沸腾越强就越有利于 增强换热效果 。 根据以上分析 , 以 Tube 2GF 为基准管进行单 一参数上的改变而 得到的 4 种管型 (A ,B ,C ,D , 并根据 4 种管型 的试验 结果 , 进一 步改 进得到 Tube 2N EW , 内螺纹管管型示意图如图 2 所示 。 具 体齿形参数见表 2, 其中 ,A 管型加 大了齿顶角度 , B 管型增加了齿条数量 , C 管型降低了齿高度 ,D 管型增大了螺旋角 度 , Tube 2N EW 管型是综合各 个参数优化设定的 。对这 6 种内螺纹试验管进行 单管传热性能测试 。图2 表2 内螺纹铜管齿型示意图 各内螺纹管齿形参数 编号 Tube 2GF Tube 2A Tube 2B Tube 2C Tube 2D Tube 2N EW 管型 普通齿内 螺纹铜管 大齿顶角内螺纹管 多齿条数内螺纹管 低齿高内螺纹管 大螺旋角内螺纹管 新型内螺纹铜管 外径 D /mm 777777 底壁厚 δw /mm 0. 250. 250. 250. 250. 250. 24 齿高 H f /mm 0. 180. 180. 180. 100. 180. 14 齿顶角 α/(° 0 螺纹角度 β/(° 5 齿条数 n 0 单位长度内表面积 / (mm 2/cm 334. 08320. 52357. 95275. 18359. 85393. 23 单位长度质量 /(g/m 57. 4759. 3559. 5351. 4858. 2753. 65 3 试验结果与分析 3. 1 蒸发试验数据及分析 图 3 为不同管型内螺纹铜管的蒸发传热性能 随制冷剂质量流速的变化情况 。 图 3 可以看出 : Tube 2N EW 内表面蒸发换热系数最高 , 比 Tube 2 GF 的内表面蒸发 换热系数高 28%左右 , 而且随质 量流速的增加其换热系数增长得最快 。 Tube 2A 和 Tube 2C 的内表面蒸发换热系数比 Tube 2GF 分 别低 4%和 9%左右 , 而 Tube 2B 和 Tube 2D 内表面 换热系数则比 Tube 2GF 高 7%和 17%。 由表 3 可 知 , 各管型蒸 发压损各不相同 , 其中 Tube 2N EW 虽 然因螺旋角增加使得压损较大 , 但相对于 Tube 2 GF 只增加了 7% 。 图3 不同管型蒸发换热系数随制冷剂流速变化对比 表 3 制冷剂质量流速 为 400kg/(m 2? s 时蒸发 、 冷凝压力损失 编号 Tube 2GF Tube 2A Tube 2B Tube 2C Tube 2D Tube 2N EW 蒸 发压力损失 /(Pa/m 093709524 冷凝压力损失 /(Pa/m 225232675 A ,B , C ,D 四种管型都是以普通齿为基准管 进行单一参数上的改变而得 到的管型 , 有的参数 的改变可以增加换热性能 , 有的则相反 。这其中 :① Tube 2A 相比 Tube 2GF 的齿顶角增大 15° , 但换 热系数却下降了 4%, 这表明内螺纹管齿顶 角的增 大对蒸发换热系数的影响是负面的 , 减小齿顶角 能增大内螺纹管的蒸发换 热系数 , 减小齿顶角增 大了换热面积是换热系数增大的主因 。 ② Tube 2B ? 38 制 冷 ? 与 空 调第9卷 齿型变化主要在内齿数目的增加 , 增加了 10 条齿 数带来了换热性能上 7%的 提高 。齿数的增加导 致汽化核心的增加 , 从而使蒸发沸腾换热得到进 一步加强 , 选择较多的齿条数有利于提高换热性 能 。 ③ Tube 2C 与 Tube 2GF 齿型参数上的 差别主 要体 现 在 齿 高 上 , Tube 2C 的 齿 高 降 低 了 0. 08mm , 这使得其蒸发换热 系数有将近 10%的下降 。 通过对管内表面积进行计算得知 , 增加齿高使得 换热内 表面积增加 , 可见齿高对内螺纹管的蒸发 换热起着重要的作用 。 ④ Tube 2D 在齿 型参数上 采用了较大的螺旋角 , 螺旋角增加 10° , 换热系数 增加了 17%左右 。众所 周知 , 内螺纹管中螺旋角 的存在是为了使流体旋转 , 使管道中流体产生与 径向不同 的二次流 , 增加湍流的强度 , 从而使对流 换热得到加强 , 换热系数随之增加 , 所以 增大螺旋 角能明显增强换热系数 。 试验数据显示 , 在内螺纹管的众多参数中 , 螺 旋角相比其他参数起着较大作用 , 它对换热系数 的提高有很大的促进作用 , 但考虑到螺旋角增大 会导致阻力变大 , 因 此 , 不能一味地增大螺旋角 度 。 减小齿顶角能够增加汽化核心的稳定性 , 增 加齿 条数能够增加汽化核心的数目 , 都是有利于 沸腾换热的举措 。另外 , 从扩展换热面 积的角度 来看 , 增加齿高 、 螺旋角 、 齿条数和减小齿顶角都 能增大内螺纹管的 内表面换热面积 , 这也是有效 提高换热系数的重要方法 。由于影响换热性能的 因 素很多 、 很复杂 , 并不能只靠简单的改变一种或 几种参数就能达到理想的效果 。 图4 3. 2 不同管型冷凝换热系数随制冷剂流量变化对比 冷凝试验数据及分析 不同质量流速下 , 不同管型的冷凝内表面换 热系数见图 4。由图可以看出 , 各管型中 Tube 2 N EW 的冷凝换热系数最高 , 比 Tube 2GF 的冷凝 换热系数高 7%左右 。 Tube 2A 和 Tube 2C 的冷凝 换热系数比 Tube 2GF 分别 低大约 5%和 22%。 Tube 2B 和 Tube 2D 的冷凝换热系数比 Tube 2GF 分别高 4%和 3%左右 。表 3 数据显示 , 各管型冷 凝压力损失差别不大 。 冷凝管内换热主要以凝结换热为主 :① 与蒸 发换热情况一样 , Tube 2A 管子的 冷凝换热性能降 低 。 主要原因是增大齿顶角 , 槽底宽则相应减小 , 使凝液不能及 时从管内排出 , 降低了冷凝液流动 换热系数 。 ② Tube 2B 达到了加强换热的目的 , 因 为增加齿条数使得管内壁内润周长增大 , 有效提 高了换热面积 。 ③ Tube 2C 冷 凝换热系数下降最 明显 , 这是由于冷凝液的表面张力起了反作用 。 内螺纹管肋顶 或锯齿顶有将液膜刺破拉薄的作 用 , 减薄管内槽底部的液膜厚度 , 从而使液膜的流 动呈波动流状态 , 且减小了由液膜形成的传递热 阻 , 凝结换热才能得到加强 。所以 应尽可能增大 齿高 , 增加换热面积和刺破液膜的能力 。 ④ Tube 2D 也有效提高了 冷凝换热系数 。 根据 “ Gregoring ” 效应 (冷凝液膜分布不均减小了平均热阻 , 大螺 旋角的应用使冷凝在管上部的液体易于流向管的 底部 , 从而使管内侧上部腾出空间 使制冷剂饱和 气体较大面积地与壁面直接接触 , 有减小热阻 、 提 高传热效率的效 果。4 影响换热系数的主要因素 从以上分析可知 , 优化齿形设计和扩大换热 面积 , 都能够增强换热性能 。增加 管内表面积最 直接的办法是增加内螺纹齿条数 , 但是 , 如果齿条 数过多 , 齿间距过 小 , 反而减小了管内流体的被搅 拌强度 , 且加大了齿间液膜厚度 , 增大了热阻 , 从 而降低了换热能力 。由表 2 可以看出 , Tube 2B 与 Tube 2D 的内表面积相近 , 但蒸发试验中表现出的 蒸发换热性能差异很大 , Tube 2D 比 Tube 2B 换热 系数高 7%。 可见 , 增加换 热面积不会无限提高换 热系数 , 管型内表面积在增大到一定程度后 , 对换 热系数的 提高就要通过其他参数的影响予以实 现 , 合理优化齿形参数比单独增大换热面积对 换 热性能的影响更有实际意义 。由于蒸发 、 冷凝换 热机制不同 , 多个参数对换热系数的影响和效果 是相互制约的 , 这就须从强化 换热机制出发 , 通过 试验验证和科学理论指导 , 优化管型参数设计 , 从 (下转第 45 页 第 6 期 高磊 等 :空气源热泵热水机性能测试台的研制 ? 45 ? 加热一个周期的总耗功 (kW ? h 。 性能系数用下式计算 : CO P =Q h /E (5 3 试验测定与分析 为验证所建试验装置的可靠性 , 分别对环境 侧做极限高温和极限低温试验 。 测试数据显示 , 环境室达到了 G B 21362— 2008 和用户的要求 。 水侧标定试验 , 为验证试验装置测试精度 , 用 电加热取代空气源热泵热水机进行试验 。一次加 热 式热水机选用 0. 3kW 的加热量 , 初始温度和终 止温度分别为 15℃ 和 55℃ 。循环 加热式热水机 试验标定加热量分别取 3, 4, 6, 8, 10, 12, 14kW , 初始温度和终止温度 分别为 15℃ 和 55℃ ; 环境侧 干湿球温度分别为 20℃ 和 15℃ 。各加热量对应 的 系统稳定性系数均在 0. 98 以上 。 数据符合可靠 性试验要求 。 4 结束语 笔者根据 G B/T 21362— 2008《商业或工业用 及类似用途的热泵热水机》 的 规定及用户要求研 制了一套热水机性能测试装置 。详细介绍了试验 台针对一次加 热式和循环加热式 2 种被测机的特 点而进行的水系统单独设计 。建成后测试数据 达 到设计要求并通过相关部门验收 , 目前运行状态 良好 , 对同类测试系统的设计有 一定参考作用 。 参 考 文 献 [1] 3:22223. 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(上接第 38 页 中找出蒸发 、 冷凝换热性能都表现优良的管型参 数 。 Tube 2N EW 从单一参 数来讲 , 其齿高和齿条 数不是 6 种管型中最高的 , 但齿顶角很小 , 关键是螺 旋角做 到了的 35° , 所以换热性能明显提高。 同时 , 此 新齿型降低了单位长度质量 , 从而 节约了原材料 。 5 结论 1 齿形参数是内表面换热系数的主要影响因 素 , 优化方向包括减小齿顶角 , 增 加齿高 , 增大螺 旋角 , 增加齿条数 。优化时应在试验的基础上综 合考虑各因素 。 2 增大内表面积对提高换热系数有促进作 用 , 但是存在局限性 。 3 由于蒸发和冷凝时工质的换热机制不同 , 蒸发换热方面 , 主要是考虑增强紊 流和增加稳定 汽化核心数 , 优化时主要改变齿高 、 齿条数 , 增大 螺旋角 。 从增强 冷凝换热角度 , 考虑 “ Gregoring ” 效应 , 则应找到合适的齿高以利于刺破液膜 , 再 结 合减小齿顶角 , 增加螺纹角度 。 4 Tube 2N EW 作为综合以上 3 点优化出的大 螺旋角管型 , 较普通管型蒸发换 热性能提高 20%以上 , 冷凝有近 10%的提高 , 单位长度质量也有所 降低 。 由以上结论可知 , 新型内螺纹铜管通过增大 螺旋角等齿形优化得到了良好的效 果 , 强化了管 内换热 , 大幅度提高制冷剂的换热系数 , 从而为提 高制冷系统的整机 效率 、 空调节能降耗和降低成 本提供了帮助 。 参考文献 [1] 黄翔 . 空调工程 . 北京 :机械工业出版社 , 2006. [2] G B 12021. 3— 2004 房间空气调节器能效限定值及能 源效率等级 . [3] 约翰 ? 瓦特 (John R Watt , 威尔 ? 布朗 (Will K Brown (美 . 蒸发冷却空 调技术手册 . 黄翔 , 武俊 梅 , 译 . 北京 :机械工业出版社 , 2008. [4] 黄翔 , 汪超 , 吴志湘 . 国内外蒸发冷却空调标准初探 . 暖通空调 , 2008, 38(12 :45250. [5] 陈儿同 , 王芳 , 贺运红 , 等 . 多功能低温实验台的研制 与实 验 方 法 . 上 海 理 工 大 学 学 报 , 2004, 24(3 : 2702277. 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