Ｒ４０４Ａ是Ｒ２２的替代工質之一，其消耗臭氧潛能值ＯＤＰ為零，但ＧＷＰ較高，因此一些專家學者提出了減量延續技術。減量延續技術在降膜蒸發器中可應用，這種蒸發器具有換熱效能好、蒸發器體積小、製冷劑充注量少、回油效能好等優點，國內外學者主要從噴淋密度、蒸發溫度、熱流密度等引數變化對其換熱效能的影響展開了實驗研究。
本期，我們將針對一種新型的Ｙ形翅水平強化管，採用Ｒ４０４Ａ 在管外進行降膜蒸發實驗，研究各種引數對其換熱效能的影響。
實驗裝置與方法
１．１ 實驗裝置
水平管外降膜蒸發實驗系統如圖１所示。該實驗臺由管外降膜蒸發和管外冷凝兩部分組成，實驗系統主要由如下三部分構成。
１）製冷劑迴圈迴路：
筒體底部——過冷器過冷——流經質量流量計——布液器——噴淋管噴淋——在蒸發管表面形成均勻分佈的薄膜——吸收蒸發管內熱水的熱量後變為氣體——經蒸發冷凝筒體的丁字形隔板進入冷凝側——管壁進行換熱凝結成製冷劑液體回到筒體底部。
２）蒸發側熱水迴圈迴路：
迴圈水在水泵的驅動下，經電加熱器加熱至所需溫度，而後經電磁流量計流入蒸發管內，為蒸發管外製冷劑蒸發提供熱量、完成迴圈。
３）冷凝側乙二醇水溶液迴圈迴路：
乙二醇溶液在乙二醇箱中被室外風冷製冷機組降溫，由電加熱器調控溫度後流入冷凝管內，為管外製冷劑提供冷量，再返回乙二醇箱中完成迴圈。
本次實驗中，實驗管件為管外Ｙ形翅＋內螺紋雙側強化管，簡稱為Ｙ形管。
圖２,３分別為Ｙ形管的管外微觀結構圖和剖面圖。
圖４為Ｙ形管的幾何結構圖。
Ｙ形管表面結構引數如表１所示。
１．２實驗方法
實驗的主要目的是研究換熱管的管外換熱特性。首先進行蒸發管內熱水換熱量Ｑｅ和冷凝管內乙二醇水溶液換熱量 Ｑｃ的計算，再根據熱平衡關係式進行校核，本次實驗熱平衡誤差在５％以內。具體公式如下。
本次實驗資料處理中，為研究管外換熱效能，採用熱阻分離法將管外表面換熱係數ｈｏ從總傳熱係數Ｋ中分離出來，具體過程闡述如下。由於翅片材料為銅，且翅高不到１ｍｍ，其翅效率接近１，故翅面總效率也近似取１。忽略汙垢熱阻，則傳熱過程方程可表示為：
2、結果與分析
２．１ 噴淋密度對Ｙ形管換熱特性的影響
實驗過程中，保持蒸發管內水速為２ｍ／ｓ，蒸發溫度為５ ℃，熱流密度為２５ｋＷ／ｍ２，調節遮蔽泵的轉速，控制單位管長單側製冷劑噴淋密度 Γ在０．０３９～０．０５６ｋｇ／（ｍ·ｓ）之間變化，進而得到Ｙ形管的總傳熱係數Ｋ和管外降膜蒸發傳熱係數ｈｏ的變化趨勢，如圖５所示。
由圖５可以看到，Ｙ形管Ｋ和ｈｏ隨著Γ 的增加呈現先增加後下降的趨勢，並存在最佳噴淋密度值。這是由於在低噴淋密度下，換熱管表面覆蓋液膜較薄，液膜波動比較小，黏滯力起主要作用，傳熱過程主要依靠導熱來完成，ｈｏ比較小。
隨著Γ 的不斷增加，液膜對壁面擾動增強，ｈｏ不斷增大；同時Ｙ形管具有較高的翅片高度，液膜覆蓋區域較大，增加換熱面積，從而強化換熱效果。
隨著Γ 的繼續增大，液膜逐漸加厚，則壁面換熱熱阻不斷增加，其效果強於液膜對壁面的擾動，從而ｈｏ呈現下降趨勢。當液膜的波動對ｈｏ的增強效果與液膜厚度的增加對傳熱過程的減弱效果達到平衡時，傳熱效果達到最佳，因而存在最佳噴淋密度值，Ｋ的變化過程與ｈｏ相似。
本次實驗結果表明，當Γ 達到０．０５２５ｋｇ／（ｍ·ｓ）附近時，傳熱係數可達到最大值。在實際應用中，可將噴淋密度範圍控制在最佳值附近，以獲取更大的傳熱係數。
２．２蒸發溫度對Ｙ形管換熱特性的影響
實驗工況：Γ 維持在０．０４３ｋｇ／（ｍ·ｓ），蒸發管內水流速為２ｍ／ｓ，熱流密度為２５ｋＷ／ｍ２，蒸發溫度ｔ從５℃增加至２０ ℃，每隔５ ℃為一個工況點。Ｙ形管傳熱係數隨蒸發溫度的變化如圖６所示。由圖６可以看出，Ｙ形管Ｋ和ｈｏ隨著ｔ的升高呈現先減小後增大的趨勢。
上述變化趨勢與製冷劑的物性相關，主要由製冷劑Ｒ４０４Ａ的導熱係數、表面張力及黏度三者共同作用決定。隨著ｔ的升高，Ｒ４０４Ａ的導熱係數不斷減小，從而使傳熱係數不斷減小，此時導熱係數的影響占主導地位。隨著ｔ的進一步升高（ｔ高於１０℃），Ｒ４０４Ａ 的表面張力及黏度逐漸減小，其對換熱效能的影響開始顯現，表面張力減小，液膜波動幅度增大，黏度減小使得液膜慣性力增強，流速加快，厚度減小，在表面張力和黏度的作用下，導熱係數對傳熱係數的影響不再起主導作用，Ｋ和ｈｏ開始增大。
２．３ 熱流密度對Ｙ形管換熱特性的影響
實驗工況：Γ 維持在０．０４３ｋｇ／（ｍ·ｓ），蒸發管內水流速為２ｍ／ｓ，蒸發溫度為５℃，熱流密度ｑ在１５～３０ｋＷ／ｍ２範圍內變化。Ｙ形管傳熱係數隨熱流密度的變化如圖７所示。呈現先減小後增大的趨勢。
上述變化趨勢與製冷劑的物性相關，主要由製冷劑 Ｒ４０４Ａ 的導熱係數、表面張力及黏度三者共同作用決定。隨著ｔ的升高，Ｒ４０４Ａ的導熱係數不斷減小，從而使傳熱係數不斷減小，此時導熱係數的影響占主導地位。隨著ｔ的進一步升高（ｔ高於１０℃），Ｒ４０４Ａ 的表面張力及黏度逐漸減小，其對換熱效能的影響開始顯現，表面張力減小，液膜波動幅度增大，黏度減小使得液膜慣性力增強，流速加快，厚度減小，在表面張力和黏度的作用下，導熱係數對傳熱係數的影響不再起主導作用，Ｋ和ｈｏ開始增大。
２．３熱流密度對Ｙ形管換熱特性的影響
實驗工況：Γ 維持在０．０４３ｋｇ／（ｍ·ｓ），蒸發管內水流速為２ｍ／ｓ，蒸發溫度為５℃，熱流密度ｑ在１５～３０ｋＷ／ｍ２範圍內變化。Ｙ形管傳熱係數隨熱流密度的變化如圖７所示。
管壁溫度升高，壁面過熱度增大，實驗過程中所提供的Γ 太小，無法滿足蒸發的需求，使得換熱管壁面區域性出現“乾涸”，從而傳熱係數有所下降。為進一步探究噴淋密度、熱流密度對換熱效能的影響，針對Ｙ形管進行了２種不同噴淋密度下的變熱流密度實驗，實驗結果如圖８所示。
由圖８可以看出，熱流密度對強化管降膜蒸發換熱效能的影響受到噴淋密度的制約，在不同的噴淋量下，隨著熱流密度的增大，傳熱係數曲線的斜率明顯不同。在較低噴淋量下，當壁面過熱度很小時，Ｒ４０４Ａ對Ｙ形管頂端氣泡捕捉較為敏感，氣泡擾動作用增強，傳熱係數上升較快。而隨著熱流密度的繼續增加，噴淋量 不足 以滿足蒸發量的情況下，在較低噴淋量下傳熱係數下降趨勢更快，說明壁面乾涸對傳熱惡化效果更強。而在２種噴淋量下，出現乾涸狀況熱流密度的轉折點不同。因此，在實際應用過程中，需要根據熱流密度來採用合適的噴淋密度，避免管壁出現乾涸現象。
２．４ Ｙ 形管降膜蒸發正交試驗設計
綜合上述實驗結果，探究了降膜蒸發的單一因素對換熱效能的影響。為了尋找出影響降膜蒸發換熱效能的主要影響因素，並找到最佳實驗狀態點組合，達到最好的強化換熱水平，本次實驗對Ｙ形管進行了降膜蒸發正交試驗設計。
本次試驗的影響因素分別為Ａ噴淋密度、Ｂ蒸發溫度、Ｃ熱流密度。對各因素狀態點的組合進行了１６組試驗，並採用極差分析的方法得到了最優組合。極差分析最終結果表明３個因素的影響程度依次為Ｃ＞Ａ＞Ｂ。即對於降膜蒸發傳熱係數而言，熱流密度的影響最大，噴淋密度的影響緊隨其後，蒸發溫度的影響最小。
根據３個試驗因素對降膜蒸發傳熱係數的影響程度，在設計試驗工況時需要重點考慮熱流密度和噴淋密度工況點選擇，儘可能避免有效工況點的遺漏。表２為正交試驗因素和水平，以因素的不同水平取值為橫座標，以ｈｏ為縱座標，得到如圖９所示的影響趨勢圖。從圖９ 可以看出，當 Γ＝０．０４６５ｋｇ／（ｍ·ｓ）、ｔ＝２０℃、ｑ＝２０ｋＷ／ｍ２時對應的降膜蒸發傳熱係數最大，最優組合為 Ａ３、Ｂ４、Ｃ２。
２．５ 降膜蒸發傳熱關聯式的預測
針對製冷劑 Ｒ４０４Ａ在Ｙ形管上的降膜蒸發實驗結果，利用量綱一分析及多元非線性迴歸進行降膜蒸發傳熱關聯式的擬合。參照Ｂａｒｕａｈ等人和 Ｃｈｒｉｓｔｉａｎｓ等人的量綱一分析方法，本次關聯式擬合採用式（１１）所示的量綱一數。
圖１０為傳熱預測關聯式計算所得到的降膜蒸發傳熱係數與實驗所得到的降膜蒸發傳熱係數的誤差圖，可以看到降膜蒸發傳熱係數實驗值與計算值的偏差在 ±２０％之內（置信度為９５％），說明關聯式合理。
3、結論
１）透過實驗資料的對比分析，得出了Ｒ４０４Ａ在上述各引數變化下針對Ｙ形管換熱效能的變化規律。並透過正交試驗的設計和極差分析的方法得出：對於Ｙ形管降膜蒸發傳熱係數而言，熱流密度對其影響最大，噴淋密度的影響緊隨其後，蒸發溫度的影響最小。
２）熱流密度對Ｙ形管的降膜蒸發換熱效能的影響受到噴淋密度的制約，在實際應用過程中，需要根據熱流密度採用合適的噴淋密度，避免管壁出現乾涸現象。在本實驗條件下，存在最佳噴淋密度值。蒸發溫度對換熱效能的影響與製冷劑的物性有關。
３）針對Ｙ形管的降膜蒸發傳熱關聯式擬合所採用的理論模型可以延伸用於翅片結構引數變化對強化換熱管降膜蒸發換熱效能的影響。
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