混合制冷剂水平管内沸腾换热计算方法的回顾和评价

2005年第33卷第1期 流 体 机 械 63

文章编号: 1005 0329(2005) 01 0063 03

混合制冷剂水平管内沸腾换热计算方法的

回顾和评价

姜盈霓1, 2, 袁秀玲2, 胡信步1

(1. 武警工程学院, 陕西西安 710086; 2. 西安交通大学, 陕西西安 710049)

摘 要: 对混合制冷剂水平管内局部沸腾换热系数的计算方法及计算公式进行了分析比较, 筛选出了与实验数据吻合较好的计算公式。结果表明, 陈民公式对预测混合制冷剂管内局部沸腾换热系数准确度较好。关键词: 局部沸腾换热系数; 混合制冷剂; 水平管中图分类号: T B61 文献标识码: A

Review and Evaluation of Investigation on Evaporation of

Mixture Refrigerant inside Horizontal Tube

JIANG Ying -ni , YUAN Xiu -ling , HU Xin -bu

1, 2

2

1

(1 Engineering College of Armed Police Force, Xi an 710086, Chi na; 2 Xi an Jiaotong University, Xi an 710049, China) Abstract: Methods and formulations for calculating local flow boiling heat transfer coefficien ts of mixture refrigerants inside horizontal tubes are compared and analyzed. The formulate presenting the good agreement of the heat transfer coefficients with experimental data have been selected. The results show that chenmin formula is a more accurate formulation. Key words: local flow boiling heat transfer coefficients; mixture refri gerants; horizontal tubes

1 前言

混合制冷剂沸腾和纯质制冷剂沸腾有显著不同, 其影响因素有组分对核化的影响、物性随组分的显著变化以及气液变换和蒸发机制的阻力等。

一般情况下, 混合物的沸腾换热系数低于有相同物性的纯质的沸腾换热系数。本文对混合制冷剂水平管内沸腾换热计算方法做了回顾, 并对各计算方法进行了比较, 筛选出与实验数据吻合良好的计算方法及公式。

2 混合物管内流动沸腾换热系数计算方法

混合工质水平管内流动沸腾换热的关系式有两类:分流型按机理导出的半经验关系式和不分流型的纯经验拟合式。

2 1 分流型的半经验关系式

混合工质管内流动沸腾可以粗略地分为饱和

; 核态沸腾区和两相受迫对流区。对于饱和核态沸腾区, Stephan 和Kerner 建议按下式对池沸腾进行修正而得出沸腾换热系数h nb [1]:

~~=(+) (1+ |y -x |) h nb Sh A Sh B ~

~

~

~

(1)

式中 x , y 液相、气相中易挥发组分B 的摩

尔成分

h A , h B 相同热流密度下纯组分A 、B 的

池内核沸腾换热系数

S 由Chen 引入的抑制因子

S =

1+2. 53 10-6Re tp 1. 17

1. 25

Re tp =Re l F 1. 25=GD(1-x ) / l F

1. 0 (F =

2. 35(1/X tt +0. 213) 0. 736

(

0. 1) X tt

>0. 1) X tt

64 FLUID MACHINERY Vol 33, No 1, 2005

= 0(0. 88+0. 12p )

式中 p 系统压力

0 由特定的二元系统所决定的一个常数, 参见文献[1]中的表7-20

对于两相受迫对流区, Bel-l Ghaley 法的模型是以膜理论为基础建立起来的, 其经过简单处理后按机理导出的半经验关系式为:

q sv /q t =+h h l h sv

h sv =0. 023Re v 0. 8Pr v 0. 4 v /d

式中 h 沸腾侧局部总换热系数

h l 液膜的换热系数

h sv 气相显热换热系数 Re v 气相雷诺数 Pr v 气相普朗特数 v 气相导热系数 d 管径

1/h 总热阻 1/h l 液膜热阻 (q sv /q t ) /h sv 气膜热阻 q sv 气相显热通量 q t 总热通量

Bel-l Ghaley 将q s v /q t 用Z 表示如下:

q sv /q t =Z =x d h m p g

式中 x 混合工质的干度

T 温度

h m 焓

C p g 气相定压比热

文献[1]没有给出区分流型的判据, 本文按文献[2]的判据进行区分, 即上面两个换热区的分界, 视质量流速与热流密度的关系确定。当v m

0. 538

(B /y ) 0. 769 时, 按饱和核态沸腾换热(式(1) )

0. 538

计算; 当v m >(B /y ) 0. 769 时, 应按两相受迫对

N =

+C me Fh l (3) C un p ool

4048X tt 1. 22Bo 1. 13 (X tt

h mi x =

-0. 28

-0. 33

(2)

2. 0-0. 1X tt Bo (1 X tt 5) C un =[1+(b 2+b 3) (1+b 4) ](1+b 5) b 2=(1-X ) ln [(1. 01-X ) /(1. 01-Y) ]

X ln (X /Y) +|Y -X |1. 5

0 (X 0. 01) b 3=0. 1

(Y/X ) -1 (X

b 4=152(P /P c ) 3. 9

0. 001

0. 66

b 5=0. 92|Y -X |(P/P c ) h p oo l =(X 1/h 1+X 2/h 2) -1

式中 X , Y 混合工质中易挥发组分的液、气

相摩尔浓度

P c 易挥发组分的临界压力h 1和h 2为按Stephan -Abdelsalam 公式计算的

[4]

纯组分池沸腾换热系数, 即:

k l 0. 745 v 0. 5810. 533

h =207bd (k T ) () Pr l

l sat l bd =0. 0146 {2 /[g ( l - v ) ]}

1. 56

C me =1-0. 35|Y -X | (0. 9

F =2. 37(0. 29+1/X tt ) 0. 85

k l 0. 8

h l =0. 023[GD(1-x ) / Pr l 0. 4l ]D

式中 接触角, =35

Kandlikar 也将他先前提出的用于纯工质管内沸腾换热计算的公式推广到二元混合物范围[5], 增加考虑的因素包括液相传质对核态沸腾的影响以及气相浓度和混合工质物性带来的影响, 其具体形式为(以下简称Kandlikar 公式) :

=h tp /h l (4)

当104 Re l 5 106时:

h l =Re l Pr l (f /2) k l D /[1. 07

+12. 7(Pr l 2/3-1) (f /2) 0. 5]当2300 Re l 104时:

h l =(Re l -1000) Pr l (f /2) k l D/[1. 0

+12. 7(Pr l 2/3-1) (f /2) 0. 5]

其中Re l =G(1-x ) D/ l

f =[1. 58ln (Re l ) -2. 38]-2

=max ( CBD , NBD ) -0. 9

(1-x ) 0. 8f (F r ) +667. 2Bo 0. 7CBD =1. 136Co

(1-x ) 0. 8/[1+|Y -X |(a/D 12) 0. 5]0. 7F f l , m

-0. 2

(1-x ) 0. 8f (Fr ) NBD =0. 6683Co

+1058. 0Bo (1-x ) /[1+|Y -X |

(a/0. 50. 73

其中 0. 7

0. 8

0. 5

流换热(式(2) ) 计算(其中, v m , B , y , 的意义见文献[2]) 。

2 2 不区分流型的经验关系式

针对混合工质管内流动沸腾所提出的换热系数计算式非常少。Jung 等在原用于纯工质管内流动沸腾换热的经验公式的基础上[2], 引进了一个修正核态沸腾混和效应的因子C un 和一个修正强制对流蒸发项传质阻力的因子C me , 其具体形式(

) :

2005年第33卷第1期 流 体 机 械 65 当(25F r ) 0. 3>1或者为竖管时:

2

Fr =G 2/( l gD )

F f l , m =X 1F f l, 1+X 2F f l, 2

式中 F f l 流体依赖因子, 需根据实验数据确

定

陈民利用自己实验获得的R32/R134a 混合工质管内沸腾换热系数的实验数据拟合出一个新的关系式(以下简称陈民公式, 所有的物性用混合工质的特性值)

[6]

值与实验结果相比主要表现为正偏差, 其绝对平均偏差为31%。本文将R22/R114局部沸腾换热系数数据与陈民公式计算值进行了比较, 与陈民公式的绝对平均偏差为23%。文献[6]中对Jung 公式、陈民公式的计算值与其实验得到的2098个R32/R134a 混合工质的管内局部沸腾换热系数进行了对比, 其计算值与实验值间的绝对平均偏差分别为33. 4%、24. 7%。再结合本文的比较, 可见对于R22/R114、R32/R134a的管内沸腾换热系数的计算, 陈民公式的计算精度要高一些。但Jung 公式具有比较清晰的物理意义, 准确度也是可以接受的。

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作者简介:姜盈霓(1976-) , 女, 在读博士研究生, 主要从事教学和暖通设计工作, 讲师, 通讯地址:710086武警工程学院建工系环保教研室。

:

h p ool 1. 8

) +(C me Fh l ) 1. 8]1/1. 8C un

(5)

h m ix =[(

其中C un =[1+(b 2+b 3) (1+b 4) ](1+b 5)

b 2=(1-X ) ln [(1. 01-X ) /(1. 01-Y) ]

+ln (X /Y) +|Y -X |1. 5

0 (X 0. 01) b 3=

(Y/X ) 0. 1-1 (X

b 5=0. 92|Y -X |0. 001(P/P c ) 0. 66h pool =55(P /P c ) [-lg (P /P c ) ]M

C me =1-0. 75|Y -X |1. 6

F =1+1. 75/X tt 0. 3+4 107Bo 2l 0. 8[GD/ Pr l 0. 4l ]D

式中 Pr l 液体普朗特数

h l =0. 023

3 计算结果与分析

利用已有的R22/R114、R32/R134a 等常用混合制冷剂在多种浓度配比下的实验数据与上述各关系式的计算结果进行了比较。结果显示, 分流型法计算得出的沸腾换热系数数值与实验值的比较后的绝对平均偏差为51%。

Kandlikar 公式因含有流体依赖因子而使其使用有很大的局限性。且公式中有些系数(如D 12) 计算很烦琐, 故本文未作比较。Jung 公式的计算

0. 12

-0. 55

-0. 52/3

q

(上接第55页)

[5] John Judge, et al. A Transient and Steady State Study of

Pure and M i xed Refrigerants in a Residential Heat Pump, Cen ter for Environmental Energy Engineering, University of M aryland

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作者简介:张小松(1960-) , 男, 硕士, 教授, 博士生导师, 通讯地址:210096江苏南京市四牌楼2号东南大学动力工程系。

(5) :534-537

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