V型导液槽对HFC245fa水平管束外冷凝换热影响

试验研究了HFC245fa在水平光管与强化管管束外的冷凝换热特性,提出在管束中加装V型导液槽来消除管束效应的方法,并通过试验研究了V型导液槽对管束冷凝换热特性的影响。试验管束由4列排深为5排的列管构成,带导液槽管束的前4排管下方加装了两段长度为450 mm的导液槽;试验换热管公称外径为19.05 mm、换热长度为1000 mm。试验中,以Wilson描点法获得强化换热管水侧对流传热系数,以对比试验方法研究了V型导液槽对水平管束外冷凝换热性能的影响。结果表明：传统的管束效应模型仅在较小的热通量范围适用;凝液在管间的迁移形态与流态随管上作用凝液量的系列变化是导致管束效应变化的主要因素;加装导液槽可有效控制凝液在管间的迁移,控制管束效应;加装导液槽使光管单管冷凝传热能力下降10%左右,使光管管束总体换热能力提升4.5%相似文献   

锚型导液器对HFC245fa水平管束外冷凝换热的影响

提出采用锚型导液器消除水平管束外膜状凝结换热管束效应的方法,通过对比试验研究了导液器对HFC245fa水平管束外膜状凝结换热特性的影响。设计了带锚型导液器的试验管束,试验管束由4列排深为5排的列管构成,试验换热管包括光管、二维肋管与三维肋管,试验换热管公称外径均为19.05 mm。结果表明：① 锚型导液器可有效控制管束效应对光管与三维肋管外膜状凝结换热影响,使排深为5处光管与排深为4处三维肋管冷凝传热系数分别提升33%与80%;② 锚型导液器对管束中单管冷凝换热性能的影响可忽略;③ 加装锚型导液器可使DN600卧式光管（或三维肋管）管束降低管材消耗20%（或30%）以上。     

锚型导液器对HFC245fa水平管束外冷凝换热的影响

提出采用锚型导液器消除水平管束外膜状凝结换热管束效应的方法,通过对比试验研究了导液器对HFC245fa水平管束外膜状凝结换热特性的影响。设计了带锚型导液器的试验管束,试验管束由4列排深为5排的列管构成,试验换热管包括光管、二维肋管与三维肋管,试验换热管公称外径均为19.05 mm。结果表明:①锚型导液器可有效控制管束效应对光管与三维肋管外膜状凝结换热影响,使排深为5处光管与排深为4处三维肋管冷凝传热系数分别提升33%与80%;②锚型导液器对管束中单管冷凝换热性能的影响可忽略;③加装锚型导液器可使DN600卧式光管(或三维肋管)管束降低管材消耗20%(或30%)以上。     

R134a/R125混合工质水平管外凝结换热

对纯工质R134a以及R134a/R125在三种不同组成比例下的混合工质,在光管和相同肋密度的二维及三维强化管外进行凝结换热试验研究。结果表明:R134a在光管外凝结表面传热系数与Nusselt数理论值的相对偏差均在±10%以内,R134a在光管及强化管外凝结表面传热系数变化趋势与Nusselt数理论解相一致。与纯R134a相比,含R125的混合工质管外凝结表面传热系数均所有下降;对于光管,含R125的混合工质管外凝结表面传热系数随壁面温差的增大而下降,但对于强化管,含6%及以上的R125混合工质,其凝结表面传热系数随壁面温差的增大而增大,有接近纯R134a凝结表面传热系数的趋势,表明混合工质凝结换热热阻分布与纯工质有较大差异。相同组分的工质,三维强化管凝结表面传热系数均高于二维强化管,二维强化管亦明显高于光管,在壁面温差为8K时,强化管HT-3D、HT-2D相对于光管的传热强化倍率分别为9.83和7.85。     

竖直多孔管降膜蒸发传热实验

研究了内表面烧结型多孔管对降膜蒸发换热效果的影响。采用单管降膜蒸发器,由壳程的蒸汽加热管程的水降膜传热。在热通量q=13~90 kW·m^-2,传热温差ΔT=2.87~9.5℃,液体Reynolds数Re_L=4500~15000 范围内,求不同工况下管内降膜传热系数,并将其与相对应的光管换热性能进行比较。比较数据可知:多孔管的管内降膜传热系数是光管的2.03 倍,总传热系数是光管的1.78 倍,多孔管强化传热效果明显。     

HFC134a水平二维与三维肋管外冷凝换热特性

环保工质与高效冷凝管的应用对制冷行业实现节能减排意义重大,工质在强化管外膜状凝结换热特性是二者推广应用的关键。建立了水平管外膜状凝结换热试验系统,研究了HFC134a在4种二维肋管与2种三维肋管外的膜状凝结传热特性。试验管公称外径为19.05 mm、有效换热长度为1000 mm;试验中,通过改进的Wilson图解法获取试验管水侧对流传热系数。结果表明： HFC134a水平二维与三维肋管外冷凝传热系数分别达到同热通量下光管的11倍与19倍以上;HFC134a工质对应最佳二维肋管的肋密度在1069～1575fpm（肋每米）之间、肋高在0.7～1.5 mm之间,对应最优三维肋管（与本文试验肋型相似）肋密度低于2000fpm;既有二维肋管膜状凝结换热模型需要进一步完善,肋管结构优化过程中应遵循优先提升肋密度的原则。     

HFC134a水平二维与三维肋管外冷凝换热特性

环保工质与高效冷凝管的应用对制冷行业实现节能减排意义重大,工质在强化管外膜状凝结换热特性是二者推广应用的关键。建立了水平管外膜状凝结换热试验系统,研究了HFC134a在4种二维肋管与2种三维肋管外的膜状凝结传热特性。试验管公称外径为19.05 mm、有效换热长度为1000 mm;试验中,通过改进的Wilson图解法获取试验管水侧对流传热系数。结果表明:HFC134a水平二维与三维肋管外冷凝传热系数分别达到同热通量下光管的11倍与19倍以上;HFC134a工质对应最佳二维肋管的肋密度在1069~1575fpm(肋每米)之间、肋高在0.7~1.5 mm之间,对应最优三维肋管(与本文试验肋型相似)肋密度低于2000fpm;既有二维肋管膜状凝结换热模型需要进一步完善,肋管结构优化过程中应遵循优先提升肋密度的原则。     

水平管束沸腾传热的实验研究

实验研究了水平单管管外沸腾以及二排、三排、六排管束的沸腾传热特性。结果表明,管束下排管热负荷大小影响上排管的沸腾传热系数。上排管的传热系数不仅取决于本身热负荷的大小,也和下排管或下几排管的热负荷大小有关。     

R134a/R125混合工质水平管外凝结换热

对纯工质R134a以及R134a/R125在三种不同组成比例下的混合工质,在光管和相同肋密度的二维及三维强化管外进行凝结换热试验研究。结果表明：R134a在光管外凝结表面传热系数与Nusselt数理论值的相对偏差均在±10%以内,R134a在光管及强化管外凝结表面传热系数变化趋势与Nusselt数理论解相一致。与纯R134a相比,含R125的混合工质管外凝结表面传热系数均所有下降;对于光管,含R125的混合工质管外凝结表面传热系数随壁面温差的增大而下降,但对于强化管,含6%及以上的R125混合工质,其凝结表面传热系数随壁面温差的增大而增大,有接近纯R134a凝结表面传热系数的趋势,表明混合工质凝结换热热阻分布与纯工质有较大差异。相同组分的工质,三维强化管凝结表面传热系数均高于二维强化管,二维强化管亦明显高于光管,在壁面温差为8 K时,强化管HT-3D、HT-2D相对于光管的传热强化倍率分别为9.83和7.85。     

中间流体气化器丙烷相变换热实验

为了模拟中间流体气化器(IFV)中中间介质丙烷的换热情况,设计并搭建了一个IFV换热模拟实验台。采用水作为热源,冷氮气为冷源,在两个套管式光滑圆管中进行了丙烷的沸腾和冷凝换热实验,分析了水入口温度、水流量和实验管倾斜程度对丙烷换热的影响。结果发现丙烷的沸腾传热系数随着热通量的增大而增大,换热管倾斜时,其换热有所增强,实验值与Cooper方程对其换热的预测值的变化趋势是一致的,误差基本在30%以内。丙烷的冷凝传热系数随着壁面过冷度的增大而减小,传热管倾斜时,其换热也有所增强,传热系数的实验值和Nusselt方程预测值的变化趋势一致,误差在40%以内。     

强制对流冷凝传热强化

研究了强制对流条件下，非共沸混合工质Ｒ１１／Ｒ１１３在三排水平直列光滑管及花瓣形翅片管束外的冷凝传热。实验结果表明：花瓣形翅片管由于具有特殊的三维翅片结构，既能激发流动的蒸气产生强烈地湍流，减小其气膜热阻，又能充分发挥冷凝液表面张力的作用，减少其液膜热阻，从而显著地强化了非共沸混合工质在管束外的冷凝传热。在相同热流率下，其管束平均冷凝传热系数是光滑管管束的３～５倍。     

氟里昂R-113在水平管束管外池沸腾实验研究

通过对氟里昂R-113在水平管束管外地沸腾的实验研究,分析了管束沸腾的滞后现象及沸腾换热系数的管束效应.得出了管束沸腾换热系数的经验关系式,并讨论了关系式中系数和指数与换热机理的内在联系.     

水平管内低压蒸汽的冷凝

对水平管内低压蒸汽冷凝现象进行了实验研究.考察了冷却水流量、温度恒定条件下热流密度、蒸汽压力、蒸汽流速对冷凝传热膜系数及总传热系数的影响关系,同时考察了总传热温差、蒸汽进出口温差及压降随热流密度变化的关系.关联出了相应的水平管内冷凝传热膜系数的计算式,计算值与实测值的偏差在±15%以内.     

水平管内R245fa/R141b沸腾换热特性的实验研究

针对新型混合工质R245fa/R141b,开展水平光滑管(外径10 mm)内工质沸腾换热特性的实验研究,对比纯工质与混合工质的换热性能及4种常用关联式的预测精度。结果表明：纯工质与混合工质的沸腾传热系数均随质量流速和热通量的增加而增大,随饱和压力的增加而减小;随干度的增加,沸腾传热系数均先增大后减小,即存在“过渡干度”,且混合工质的过渡干度大于纯工质;干度小于0.55时,混合工质传热系数小于纯工质;干度大于0.55后,混合工质的传热系数更高;随R245fa质量分数的增加,混合工质的沸腾传热系数增大。在所选关联式中,Gungor-Winterton关联式能准确地预测工质在光滑管内的沸腾换热特性,平均相对误差为16.67%。     

高热通量水平管外池沸腾传热

在制冷空调的满液式蒸发器中,制冷剂在壳侧沸腾蒸发,管内为水的单相对流传热。实验研究了高热通量下R134a在一根光管和一根强化管（No.1）外的池沸腾传热,并将光管实验结果和Cooper公式进行了比较。在不同的饱和温度下,热通量10～250 kW·m^-2的范围内,研究了R134a在光管和强化管外的沸腾传热系数随热通量的变化关系。光管和强化管外径分别为15.93 mm 和 25.36 mm。通过研究发现,在热通量10～250 kW·m^-2的范围内,光管的池沸腾传热系数和Cooper公式符合较好,偏差小于±15%。在双对数坐标下传热系数和热通量实验结果拟合直线斜率为0.67。在较高热通量,即热通量大于250 kW·m^-2时,光管的传热系数相对Cooper公式偏差开始增大。对于高效管,在小于40 kW·m^-2热通量下的传热效果最好。强化管的强化倍率随热通量增加一直减小,在较高热通量250 kW·m^-2下,强化管的传热系数和光管相同,甚至比光管小。     

氟里昂R-113在水平管束管外池沸腾实验研究

通过对氟里昂R-113在水平管束管外地沸腾的实验研究,分析了管束沸腾的滞后现象及沸腾换热系数的管束效应.得出了管束沸腾换热系数的经验关系式,并讨论了关系式中系数和指数与换热机理的内在联系.