臥式螺旋管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱惡化特性及其判斷準(zhǔn)則

冀翠蓮 韓吉田 陳常念 劉曉鵬

(1 山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，濟(jì)南250061)

(2 山東城市建設(shè)職業(yè)學(xué)院市政與環(huán)境工程系，濟(jì)南250103)

隨著螺旋管式換熱器在工業(yè)領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用，螺旋管內(nèi)的流動(dòng)沸騰傳熱惡化也成為關(guān)注的重點(diǎn).在換熱設(shè)備運(yùn)行過(guò)程中，在控制熱流條件下極小的加熱壁面熱流密度增加即會(huì)導(dǎo)致壁面溫度的大幅上升或者在控制壁溫條件下極小的加熱壁面溫度增加會(huì)導(dǎo)致熱流密度的大幅下降，而這2 種情況極易導(dǎo)致?lián)Q熱設(shè)備燒毀.一些學(xué)者對(duì)臥式螺旋管內(nèi)流動(dòng)沸騰換熱特性進(jìn)行了研究，并提出了預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式或計(jì)算模型［1-6］.郭烈錦等［7］對(duì)臥式螺旋管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱惡化產(chǎn)生的條件和機(jī)理進(jìn)行分析，并提出了不同質(zhì)量流速范圍內(nèi)的臨界熱負(fù)荷計(jì)算式.Chen 等［8］以R134a 為介質(zhì)對(duì)臥式螺旋管流動(dòng)沸騰傳熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，指出當(dāng)發(fā)生傳熱惡化時(shí)壁溫會(huì)急劇增加，且前側(cè)和后側(cè)壁溫均大于其他兩側(cè).Crain 等［9］對(duì)立式螺旋管流動(dòng)沸騰傳熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明:同一截面的上下兩側(cè)傳熱惡化最先發(fā)生，外側(cè)次之，而內(nèi)側(cè)一直保持較高的傳熱水平，二次流的存在有助于內(nèi)側(cè)液膜的穩(wěn)定性.文獻(xiàn)［10］也得到了類似的結(jié)論.Cumo 等［11］以R12 為工質(zhì)對(duì)立式螺旋管和相同管徑直管的干涸特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得出螺旋管內(nèi)臨界熱流密度高于直管，且傳熱惡化發(fā)生時(shí)壁溫飛升幅度較直管小的規(guī)律.

目前對(duì)臥式螺旋管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱惡化特性和機(jī)理的研究尚不夠深入，也缺乏明確的預(yù)測(cè)模型.因此，本文在較寬干度范圍內(nèi)對(duì)臥式螺旋管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱特性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，分析螺旋管內(nèi)不同截面的壁溫飛升情況，并建立流動(dòng)沸騰傳熱惡化發(fā)生時(shí)的預(yù)測(cè)模型.

1 實(shí)驗(yàn)裝置與傳熱惡化判定方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括實(shí)驗(yàn)工質(zhì)回路、冷卻水回路、測(cè)量系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，如圖1所示.預(yù)熱段與實(shí)驗(yàn)段均采用穩(wěn)壓直流電源直接加熱.整個(gè)循環(huán)由泵提供動(dòng)力，工質(zhì)R134a 由計(jì)量泵輸出，經(jīng)質(zhì)量流量計(jì)測(cè)得流量值，到達(dá)預(yù)熱段被加熱到所需工況，然后進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段進(jìn)行加熱測(cè)量，而后在套管式冷凝器內(nèi)與冷水機(jī)組輸送的冷卻劑流量逆向換熱，Rl34a被冷卻為液體，儲(chǔ)存于儲(chǔ)液罐中以進(jìn)行連續(xù)循環(huán).

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

實(shí)驗(yàn)段由直徑di為8 mm 的不銹鋼06Cr19Ni10彎制而成(見(jiàn)圖2(a))，管長(zhǎng)為3.2 mm，有效加熱長(zhǎng)度為2.7 mm，螺旋直徑Dcoil為380 mm，節(jié)距為42 mm;沿著螺旋管周向每隔45°均勻布置8 組T型熱電偶(見(jiàn)圖2(b));在每一處沿著管徑布置4對(duì)T 形熱電偶(見(jiàn)圖2(c)).實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中相應(yīng)位置的壓力由壓力傳感器測(cè)得.該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中所有溫度、壓力、流量數(shù)據(jù)及其輸出信號(hào)均由Agilent34980 A 軟件采集和預(yù)處理.螺旋管順著流動(dòng)方向，劃分為左側(cè)(β=90°)、右側(cè)(β=270°)、外側(cè)(β=0°)和內(nèi)側(cè)(β=180°).

圖2 實(shí)驗(yàn)段及熱電偶布置圖

1.2 傳熱惡化判定方法

實(shí)驗(yàn)段進(jìn)、出口均裝有壓力變送器和鎧裝熱電偶.首先增加預(yù)熱段(與實(shí)驗(yàn)段型號(hào)材質(zhì)相同)熱負(fù)荷;當(dāng)壓力、流量和實(shí)驗(yàn)段進(jìn)口干度達(dá)到所需值時(shí)，再逐步增加實(shí)驗(yàn)段熱負(fù)荷，直至實(shí)驗(yàn)段出口壁溫發(fā)生脈動(dòng)或伴有上升趨勢(shì)，即認(rèn)為開(kāi)始發(fā)生傳熱惡化;然后繼續(xù)增加熱負(fù)荷，同時(shí)觀察螺旋管出口附近的壁溫是否發(fā)生飛升，若壁溫飛升值超過(guò)20 ℃，即認(rèn)為發(fā)生傳熱惡化;重復(fù)上述步驟，以取得足夠多且有重復(fù)性的數(shù)據(jù)為止.本實(shí)驗(yàn)結(jié)合Agilent Bench Link Data Logger Pro.采集軟件可編程功能建立了基于壁溫突升事件驅(qū)動(dòng)的傳熱惡化判定方法.

實(shí)驗(yàn)參數(shù)范圍為:壓力P=0.50 ～1.25 MPa，質(zhì)量流速G=50 ～800 kg/(m2·s)，熱流密度q=0 ～100 kW/m2，入口熱平衡干度X= －0.15 ～1.00.

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 壁溫周向分布

由螺旋管內(nèi)壁溫分布曲線可知(見(jiàn)圖3)，在低干度區(qū)(X ＜0.65)，螺旋管內(nèi)流動(dòng)的工質(zhì)因受到離心力的作用，外側(cè)流體流速比內(nèi)側(cè)要大，所以外側(cè)傳熱能力比內(nèi)側(cè)強(qiáng)，致使外側(cè)壁溫相對(duì)內(nèi)側(cè)低.隨著干度的增加，干度大約在0.65 ～0.75 范圍內(nèi)外側(cè)壁溫飛升，較內(nèi)側(cè)高.這是因?yàn)樵跉庀鄪A帶作用和離心力共同作用下外側(cè)點(diǎn)處液膜被迅速蒸干變薄，而內(nèi)側(cè)點(diǎn)因二次流作用得以保持一定厚度的液膜層，使得內(nèi)側(cè)點(diǎn)傳熱優(yōu)于外側(cè)點(diǎn).在本實(shí)驗(yàn)條件下，干度達(dá)到0.75 ～0.85 范圍內(nèi)時(shí)，壁溫迅速飛升，導(dǎo)致傳熱惡化發(fā)生.在高干度區(qū)，低質(zhì)量流速時(shí)一般內(nèi)側(cè)壁溫先飛升，外側(cè)壁溫后飛升，但起飛點(diǎn)的間距較小，且飛升點(diǎn)在干度為0.73 左右(見(jiàn)圖3(a));高質(zhì)量流速時(shí)，內(nèi)外側(cè)壁溫幾乎同時(shí)飛升，飛升點(diǎn)發(fā)生在干度為0.78 附近(見(jiàn)圖3(b)).

圖3 各點(diǎn)壁溫沿周向變化曲線(P=1.05 MPa，Dcoil/di=30)

如圖4所示，在實(shí)驗(yàn)壁溫變化范圍內(nèi)，臨界熱流密度qCHF也會(huì)隨著干度的變化而變化.在低干度范圍內(nèi)(X ＜0.3)，臨界熱流密度較高，這主要原因是核態(tài)沸騰區(qū)域內(nèi)主流流體宏觀對(duì)流和管壁附近存在著較強(qiáng)的微觀對(duì)流作用，壁面上氣泡的形成、長(zhǎng)大和脫離，不僅帶走本身的潛熱，而且把近壁面的過(guò)熱液體推向中心主流，氣泡脫離后的位置又由中心主流的較冷流體來(lái)補(bǔ)充，吸收邊界層熱量，致使臨界熱流密度較高.在干度為0.5 左右時(shí)，臨界熱流密度降到最低點(diǎn)，此處容易發(fā)生干涸，導(dǎo)致傳熱惡化.當(dāng)干度為0.5 ～0.8 時(shí)，汽相速度逐漸增大，導(dǎo)致汽液界面剪切力增強(qiáng)，液膜被拉薄，液相向汽相的蒸發(fā)傳熱過(guò)程加劇，強(qiáng)化了液相與管壁間的傳熱，臨界熱流密度值變大.當(dāng)干度達(dá)到0.8 時(shí)，臨界熱流密度又開(kāi)始急劇降低，主要原因是隨著流體干度的增大，環(huán)狀流貼近壁面的液膜不斷變薄，最終被主流蒸汽撕裂，因而壁面出現(xiàn)局部不能被液膜覆蓋的現(xiàn)象，導(dǎo)致壁溫升高，最終促使環(huán)狀流變?yōu)殪F狀流，使得干涸再次發(fā)生.

圖4 干度對(duì)臨界熱流密度的影響

對(duì)于較低熱流密度，低干度區(qū)沸騰傳熱系數(shù)隨著干度的增大而增大.而當(dāng)干度達(dá)到臨界值后，沸騰傳熱系數(shù)隨干度的增大而減小.熱流密度增加到30 kW/m2時(shí)，傳熱系數(shù)在干度為0.72 左右就開(kāi)始降低，而且降低的幅度加劇，說(shuō)明高熱負(fù)荷時(shí)容易發(fā)生干涸現(xiàn)象，導(dǎo)致傳熱惡化，如圖5所示.

圖5 熱流密度對(duì)平均傳熱系數(shù)的影響(P=0.95 MPa，G=200 kg/(m2·s))

2.2 螺旋管內(nèi)傳熱惡化計(jì)算模型

壁溫飛升主要取決于壁面與工質(zhì)間的傳熱系數(shù)［12］，而傳熱系數(shù)除了與熱流密度、壓力、質(zhì)量流速、干度等系統(tǒng)參數(shù)有關(guān)，還與螺旋管徑比、螺旋圓周角等因素有關(guān).因此，將壁溫飛升最大值關(guān)聯(lián)為

式中，tb為主流溫度;qcr為臨界熱負(fù)荷;ρl為液相密度;ρv為氣相密度;C0～C5為參數(shù)，由實(shí)驗(yàn)確定.由于螺旋管內(nèi)離心力和壁溫均隨著圓周角α 的變化而變化，對(duì)螺旋管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱過(guò)程產(chǎn)生一定的影響.為了考慮圓周角α 對(duì)傳熱惡化的影響，可將圓周角α 視為g(α)的函數(shù)，即

由于麥夸特法(Marquardt's algorithm)具有對(duì)初始值要求低、收斂效果好的優(yōu)點(diǎn)，特別適合于回歸非線性多參數(shù)復(fù)雜管型的傳熱預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián).因此，本文采用麥夸特法分別對(duì)β=0°，90°，180°，270°共520 個(gè)傳熱數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行非線性回歸計(jì)算，得到了如表1所示的擬合結(jié)果.

表1 關(guān)聯(lián)式的指數(shù)計(jì)算結(jié)果(x≤0.72)

由表1可知，隨著β 的不同，參數(shù)C0～C5也有所不同，為了綜合考慮螺旋管管徑4 個(gè)測(cè)點(diǎn)對(duì)傳熱惡化的影響，計(jì)算C0～C5的幾何平均值，得到螺旋管傳熱惡化發(fā)生后壁溫飛升關(guān)聯(lián)式為

式(3)的適用范圍為:G=50 ～800 kg/(m2·s)，P=0.20 ～1.25 MPa，q=0 ～100 kW/m2，X=0.1 ～1.0，Dcoil/di=25 ～130，Re=1 000 ～20 000.

實(shí)驗(yàn)值texp與計(jì)算值tcal的結(jié)果比較如圖6所示.由圖可見(jiàn)，實(shí)驗(yàn)值絕大部分落在±20% tcal范圍內(nèi)，二者吻合較好.因此，式(3)可用于預(yù)測(cè)臥式螺旋管傳熱的惡化.

圖6 實(shí)驗(yàn)值texp與計(jì)算值tcal比較

3 結(jié)語(yǔ)

本文以R134a 為工質(zhì)，實(shí)驗(yàn)研究了臥式螺旋管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱惡化特性及其影響因素.研究結(jié)果表明，當(dāng)干度達(dá)到0.75 ～0.85 范圍內(nèi)時(shí)，壁溫迅速飛升，導(dǎo)致傳熱惡化發(fā)生;隨著熱流密度的增大換熱系數(shù)也在不斷地增大，但在干度達(dá)到約0.72時(shí)，傳熱系數(shù)由極值點(diǎn)開(kāi)始降低.基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果采用麥夸特法提出了流動(dòng)沸騰傳熱惡化的預(yù)測(cè)準(zhǔn)則關(guān)系式，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，可以用于臥式螺旋管傳熱惡化的預(yù)測(cè)分析.

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