不同强化换热管内流动沸腾换热特性对比

采用实验方法对比制冷剂R410A在6根强化换热管和1根光滑管内的流动沸腾换热特性. 实验测试段饱和温度为6 ℃,进出口干度分别为0.2和0.9,质量流速变化范围为80～350 kg/（m²s）.实验结果表明：三维强化管相对光滑管流动沸腾换热系数的强化倍率可达1.14～1.53,因为强化表面上的凹痕阵列能够增强两相间湍动、提高汽化核心数目并打断液膜边界层制造分离流和二次流从而强化换热. 三维强化管中,管1EHT在低质量流速范围内具有较好的换热性能,而管2EHT在相对较高的质量流速时强化性能更优;齿形参数不同的3根内螺纹管间的换热系数差距较大,其中当内螺纹管螺旋角足够大时齿高与液膜厚度之比相近的内螺纹管具有较好的换热性能.     

R410A水平三维强化管蒸发换热实验

针对传热管内蒸发换热特性,开展了R410A在铜及不锈钢光管和涟漪纹管管内换热特性的实验研究,分析了部分流型对管内蒸发的换热机理。实验工况：饱和温度为6℃,制冷剂质量流速为100～200 kg·(m²·s)^-1,干度范围0.1～0.9。验证了光滑管内的流型,结果与Wojtan流型图的预测具有较好的一致性。实验结果表明：蒸发换热系数随质量流速增加而增加。换热系数与流型相关。压降主要取决于质量流速和干度。与光滑管相比较,传热强化率为1.27～1.96,沸腾压降增加了11%～36%。     

微小内螺纹管冷凝实验结果及关联式评价

为了研究不同顶角的内螺纹管单相及冷凝的压降及换热性质,对具有相同外径(5 mm)、相同螺旋角(18°)的内螺纹管进行实验,使用制冷剂为R22和R410A,质量流速为200~650 kg/(m2·s）,饱和温度为320 K,进出口干度分别为0.8和0.1.结果表明,内部实际换热面积增加比Aai/Afr是和强化换热系数直接正相关的.其中R22为工质的1#管和R410A为工质的7#管具有相对高的换热系数和相对低的压降.且在计算压降时,应用了Churchill模型［27］得出的摩擦系数及一个合适的相对粗糙度来修正光管的压降关联式.对Kedzierski和Goncalves关联式［11］进行修正,用基于齿根直径的换热面积代替实际内部换热面积,使误差在20%以内. 关键词：     

水平管道过冷沸腾换热的非稳态数值计算

为研究循环式冷却系中涉及的过冷沸腾流动传热特性,基于VOF多相流模型和Lee相变模型对一水平管道中的过冷流动沸腾过程进行非稳态数值计算。考虑到沸腾起始点的影响,在Lee模型的基础上引入Bergles提出的沸腾起始点关联式以对其进行修正。从热边界层发展和沸腾阶段的发展两方面分析水平管道过冷沸腾换热过程中的流动换热特性及其波动规律,总结了不同热流密度工况下相关参数的分布关系以及对流换热系数沿流动方向的分布规律。结果表明：热边界层的发展和沸腾不断加剧使得流场的不稳定性增加,加热区域后部对流换热系数的波动幅值是入口附近的2倍;热流密度的增加使得流动和换热参数沿流动方向的变化速度加快,热流密度为250 kW/m²工况下,热边界层发展所影响区域约为150 kW/m²工况下的60%;热边界层的发展使得加热段前部的对流换热系数呈现前高后低的特点。当受热区域热流密度较大时,换热设备可以通过减小换热通道长度的方式,在提升换热效率同时减小沸腾带来的换热系数波动的影响。     

螺旋翅片-槽管式EGR冷却器流体换热性能分析

针对螺旋槽管式废气再循环系统(EGR)冷却器强化换热引起流动阻力增大的问题,通过计算流体力学(CFD)仿真计算及试验探究螺旋槽管式EGR冷却器流体换热性能后,提出螺旋翅片与螺旋槽管配合的新型EGR冷却器.通过CFD法将优化结构与光管、螺旋槽管、螺旋翅片-光管式冷却器进行对比,对螺旋翅片的高、长及螺距于流动换热的影响进行仿真预测.结果表明:螺旋槽管式EGR仿真与试验结果对比显示换热系数最大偏差3.9%,压降值最大偏差6.8%,在工程应用接受范围内,保证了分析方法的可靠性.螺旋翅片-槽管式EGR冷却器相比螺旋槽管式能增强换热并减小流阻,翅片形成螺旋流与螺旋槽形成螺旋流相似,能减小流阻近20%,翅片产生的螺旋流使螺旋槽处扰流效果增强,较螺旋槽管式冷却器出口温度最大下降4.5%;螺旋翅片总长增大半个螺距长度,出口温度最大降幅达6.2%,螺距长度按160mm均分,每减少一个螺距,对应流阻降幅达10%,翅片高度对性能影响不大,适当减小尺寸可减少加工材料,节约成本.     

基于 RBF神经网络的水平光管内R407C流动沸腾换热预测

基于 RBF神经网络建立了水平光管内混合工质 R407C流动沸腾换热的预测模型,以质流密度(G),热通量(q),干度(x),饱和温度(Tsat)和光管内径(D)作为网络输入,流动沸腾换热系数(h)作为网络输出,神经网络模型通过训练学习,对水平光管内 R407C的流动沸腾换热系数进行预测,经实验数据验证,预测结果与实验结果吻合较好,网络预测的平均误差为-0.9%,绝对误差为5.5%,均方根误差为10.9%,并且网络预测结果与四个传统关联式的计算结果相比有了明显的改善.由此说明该模型适用于水平光管内 R407C的流动沸腾换热预测,对采用 R407C制冷系统管式蒸发器的优化设计具有一定的指导意义     

波纹内翅片管流动与换热特性的实验研究

以空气作为媒介,针对6种不同型号、不同结构参数和不同焊接材料的中心被堵波纹内翅片强化换热管的流动与换热性能进行了实验研究,结合换热效率和阻力系数的变化就翅片数、堵管直径、传热管长和焊接材料对换热性能的影响进行了分析和对比。研究表明,中心被堵波纹内翅片强化换热管换热性能明显优于普通波纹内翅片换热管。     

表面增强型强化传热管换热特性实验研究

对制冷工质R22在表面增强型强化传热管外的凝结与沸腾换热进行实验研究.实验分别使用4根不同几何参数的表面增强型蒸发强化传热管和3根不同几何参数的表面增强型凝结强化管.实验结果表明:管内水流速为0.3~1.3 m/s范围内,4根蒸发管中2#管和4#管换热性能最好;管内水流速为0.4~2.0 m/s,3根冷凝管中2#管换热性能最佳.     

管型对螺旋折流板翅片管油冷器性能的影响

油冷器广泛应用于各类化工过程及机械加工过程中.通过实验研究了不同结构参数的螺旋折流板冠形翅片管油冷器,获得了油冷器的传热与阻力性能曲线.结果表明,此类油冷器的壳侧传热膜系数可达1 100～1 300 W/(m2·K),比弓形折流板光滑管油冷器提高了1倍,而压降降低30%～50%;传热管的翅片间距和翅片高度必须在合理的范围内,两者均在1.0～1.2 mm时才能保持较佳的油冷器性能.     

流动冲击角对流体绕流管束换热的影响

运用计算流体动力学软件FLUENT,对流动冲击角分别为45°、60°、75°和90°,流体绕流6排87根错排管束下的换热进行三维数值模拟.管束的纵向和横向管间距分别为9.5 mm和11 mm.考查管束的平均换热努赛尔数和模型进出口压降,并与茹卡乌斯卡斯的实验关联式进行对比.当雷诺数为5 000~20 000时,给出4种流动冲击角下管束换热努赛尔数的拟合公式,并对管周向局部换热特点进行细观分析.结果表明:湍流边界层在周向夹角为大约105°时从管壁面分离,此时换热最差;流动冲击角越大,管束的平均换热努赛尔数和模型进出口压降越大;流动冲击角为45°时综合换热性能较好.     

风冷垂直管吸收器外部冷却过程数值研究

对吸收器风冷方式进行探讨,并利用CFD软件对双排风冷垂直管吸收器的翅片表面的空气流动及换热过程进行了数值模拟。通过研究获得不同结构参数下翅片表面流体流动特性和换热性能。获得的结论对于风冷吸收器结构设计具有一定的指导意义。     

风冷垂直管吸收器外部冷却过程数值研究

对吸收器风冷方式进行探讨,并利用CFD软件对双排风冷垂直管吸收器的翅片表面的空气流动及换热过程进行了数值模拟。通过研究获得不同结构参数下翅片表面流体流动特性和换热性能。获得的结论对于风冷吸收器结构设计具有一定的指导意义。     

水平涟漪纹管及光管管内冷凝换热机理实验研究

实验研究了制冷剂R410A在两种管径(9.52 mm和12.7 mm)的光管和涟漪纹管(1EHT管)管内冷凝换热特性,并根据部分工况下的流型对管内冷凝的换热机理进行了分析。实验中控制冷凝饱和温度为45℃,制冷剂流速范围为100～450 kg·(m²·s)^-1,干度控制在0.1～0.9之间。通过光管实验结果与预测关联式预测的对比表明,使用的单相和冷凝关联式都可以在较小的误差范围内预测实验数据,Hajal流型图可以准确的预测光管的流态,证实了实验设施的可靠性。实验结果表明：随着实验中制冷剂质量流速和干度的增加,光管和涟漪纹管的换热系数都随之增加且涟漪纹管的换热系数是光管的1.15～2.05倍。较小的管径可以通过影响制冷剂的流动状态进而提升换热系数来提高传热效率。     

R245fa传热特性的实验研究

对R245fa水平光滑管管内流动沸腾换热特性进行了实验研究,主要包括加热水质量流速、工质质量流速、蒸发温度以及干度对局部换热系数的影响,结果表明在相同蒸发温度及加热水质量流速下,随着工质质量流速增大,管内流动沸腾换热系数迅速升高;在相同工质质量流速及蒸发温度下,随着加热水质量流速的增大,管内流动沸腾换热系数升高;在相同工质质量流速及加热水质量流速下,随着蒸发温度的升高,管内流动沸腾换热系数降低。分别采用Chen公式、Liu-Winterton公式、Shah公式计算了与本实验相同工况下R245fa的管内流动沸腾换热系数,其结果表明:3个预测公式的计算结果与实验值之间的平均误差分别为31.6%、6.3%、37.4%。采用Liu-Winterton公式计算R245fa的流动沸腾换热系数满足工程实际的要求。     

螺旋折流板换热器的开发与研究(Ⅱ)——低粘度流体的中试研究

以新型的螺旋折流板换热器同普通的垂直折流板换热器,在水系统下进行了对比实验研究,并对实验数据进行了关联,得到了螺旋折流板换热器壳程对流传热系数的近似模型。实验结果表明,对水这样的低粘度流体,相同流量下单位压降的壳程对流传热系数,螺旋折流板约为普通折流板的２．４倍,显示螺旋折流板换热器是一种结构更加合理的新型换热设备,其优良的结构特点决定了其优良的传热性能,具有广阔的开发应用前景。     

纳米流体导热系数影响因素分析

为了将复合纳米流体应用于微道通,以水为基液,以聚乙烯吡咯烷酮为表面活性剂,采用两步法制备了体积分数为0.1%~0.4%且稳定性好的Al₂O₃-TiO₂复合纳米流体,用热物性分析仪（Hot-Disk 2500S）测试了其导热系数.将其应用于直线型和折线型微通道散热器,实验研究了体积浓度、入口温度、Re以及微通道结构对微散热器流动换热性能的影响.结果表明：较于直通道,复合纳米流体在折线通道内的强化换热效果更为显著;提高入口温度、Re和纳米颗粒的体积分数都能增加复合纳米流体的换热能力.当入口温度为30℃、体积流量为30 mL/min时,相较于去离子水,体积分数为0.4%的复合纳米流体在折线形微通道内的对流换热系数提高30.9%,综合性能提高了18.7%,压降提高了6.86%.

     

螺旋槽管的污垢特性及其防垢性能实验研究

通过实验测定了螺旋槽管内的结垢情况,并与光滑管进行了比较.实验中定时测定了螺旋槽管和光滑管的传热阻力,分别描绘了螺旋槽管和光滑管的结垢曲线.实验结果显示轧槽管的污垢热阻约为光滑管的0.52～0.88倍.与光滑管相比,螺旋槽管具有较低的污垢热阻,且热阻与时间的关系能够用污垢曲线模型具有蕴育期来解释.实验结果显示螺旋槽管的污垢渐近线值约为光滑管的52%～70%,并且污垢热阻随着流速增大显著减小,螺旋槽管的污垢热阻是流速的强函数.当其它参数不变,流速从0.25 m/s 增大到 0.75 m/s时,污垢热阻减小到原来的66.7%.努塞尔特准数值约为光滑管的1.8倍.     

波纹翅片管换热器空气侧流动换热的三维数值模拟

基于有限容积法建立波纹翅片管换热器流体流动与传热的计算模型,在不同送风速度工况下,分别对6种不同波纹倾角结构换热器内流体的流动及传热进行了数值模拟,分析了流道内的温度场、压力场及速度场的变化规律,得到了换热量、压降以及出口温度随入口风速变化的规律。结果表明,换热量、压降以及出口温度均随波纹倾角的增加而增大;换热量随着送风速度的加快而增加,压降及出口温度随着送风速度的加快而降低;翅片板间流体的流动与传热存在比较明显的不均性,导致换热管背风侧存在明显的传热"死区"。     

翅片间距对两流路双排管蒸发器换热影响分析

翅片管蒸发器换热性能直接影响制冷空调机组能效,调整翅片间距是增大换热面积、改进换热效果的有效途径。文章建立了翅片管蒸发器的流体流动简化模型,利用EVAP-COND软件模拟了外掠气流中三角风速分布工况下,不同翅片间距对两流路双排管蒸发器换热性能的影响。结果表明:翅片间距越大,蒸发器的换热量越小,翅片间距为1.75、2.00、2.25、2.50 mm时的换热量分别比1.50 mm时减小了4.4%、9.02%、14.1%和18.2%;翅片间距越大,制冷剂流量就越小,蒸发器的总换热量也就越小;蒸发器中显热比随翅片间距的增大而降低,综合考虑空气阻力损失及换热,翅片间距为2.00 mm较为合理;不同翅片间距工况下,制冷剂在不同支路每根管内吸热对外掠空气降温影响与换热量一致。     

双层复合表面材料管传热过程的研究

分别从蒸馏水、NaOH 溶液为实验介质,研究了光滑管、复合材料管表面上的相变沸腾传热过程。认为采用热喷涂—化学法处理的复合表面材料管,可以增大相变传热系数,以达到强化沸腾传热的目的。