豎直微肋管內(nèi)LNG流動沸騰傳熱特性的分析

徐彬，石玉美

（上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海200240）

引 言

作為一種清潔、高效、經(jīng)濟(jì)的能源，天然氣（NG）被越來越廣泛地應(yīng)用在工業(yè)生產(chǎn)、運(yùn)輸業(yè)以及民用等各領(lǐng)域。為方便儲運(yùn)，天然氣通常經(jīng)過除雜、液化，以液化天然氣 （LNG）的形式進(jìn)行儲存和輸運(yùn)［1］。最終使用時，液化天然氣需經(jīng)過氣化轉(zhuǎn)化為常溫氣體。在天然氣液化以及LNG氣化過程中，換熱器的設(shè)計以及傳熱特性的研究顯得尤為重要。

雖然早在20世紀(jì)60年代就已開始了兩相流動沸騰的研究［2］，然而，在公開發(fā)表的文獻(xiàn)中很難找到針對LNG的兩相流動沸騰的研究報告。目前，針對強(qiáng)化管內(nèi)兩相流動沸騰研究的流動介質(zhì)多為制冷劑［3］。胡 海 濤 等［4］對 R410A－油 混 合物在7mm強(qiáng)化管內(nèi)流動沸騰的傳熱特性進(jìn)行了研究。Kravchenko等［5］研究了甲烷在豎直管內(nèi)的池沸騰傳熱特性。Kim等［6］研究了R22在7mm和9.52mm光管和微肋管內(nèi)流動沸騰傳熱特性，得出在7mm和9.52mm微肋管內(nèi)傳熱系數(shù)分別是光管內(nèi)傳熱系數(shù)的1.2～1.8倍、2.2～3.3倍的結(jié)論。Colombo等［7］對R134A在微肋管內(nèi)冷凝、蒸發(fā)的傳熱及壓降特性進(jìn)行了實驗研究，并且可視化分析了微肋對流型的影響。Wellsandt等［8］基于R134A的實驗數(shù)據(jù)，開發(fā)了微肋管內(nèi)換熱關(guān)聯(lián)式，關(guān)聯(lián)式平均誤差為1.5%，標(biāo)準(zhǔn)差為21%。然而，目前已有的關(guān)于強(qiáng)化管內(nèi)兩相流動的研究大部分是以常溫下的制冷劑作為流動工質(zhì)的［9］。

本文針對豎直內(nèi)螺紋管內(nèi)LNG的流動沸騰，實驗研究LNG在流動沸騰過程中的傳熱特性，分析熱通量、質(zhì)量流量以及入口壓力對LNG兩相流動傳熱特性的影響。針對實驗工況分別采用Kim、Koyama以及兩種不同F(xiàn)tp系數(shù)的Wellsandt關(guān)聯(lián)式對傳熱系數(shù)進(jìn)行預(yù)測，并將實驗結(jié)果與預(yù)測結(jié)果進(jìn)行比較。

1 實驗裝置

實驗系統(tǒng)如圖1所示，主要由LNG流動管路、真空杜瓦、信號采集系統(tǒng)3部分組成。通過調(diào)節(jié)高壓儲罐自增壓閥和減壓閥得到所需的測試管段入口壓力。調(diào)節(jié)液氮生物容器中液氮的液位高度，對管路中的LNG進(jìn)行預(yù)冷。測試段出口處LNG進(jìn)入汽化器實現(xiàn)完全汽化，并通過質(zhì)量流量計測量流量后排入空氣。各待測點的溫度、壓力以及加熱直流電源的電壓和電流信號均通過數(shù)據(jù)采集儀采集，質(zhì)量流量信號直接通過質(zhì)量流量計采集并儲存在計算機(jī)中。

實驗管段為豎直內(nèi)螺紋圓管，紫銅材質(zhì)，測試管有效加熱長度為1000mm，外直徑為12.7mm，翅根壁厚為0.457mm，翅高為0.254mm，翅頂角度為40°，翅片數(shù)為60，螺旋角為18°。內(nèi)螺紋管外觀圖、剖面圖以及結(jié)構(gòu)示意圖分別如圖2（a）、（b），圖3所示。測試段結(jié)構(gòu)如圖4、圖5所示，6個測溫截面在測試段上均勻布置，每個截面對稱布有2個鉑電阻。此外，在測試段出口位置布置1個鉑電阻對出口截面的管外壁面溫度進(jìn)行測量，在測試段入口處設(shè)計了測溫沉孔，用于測量入口LNG流體溫度。如圖3所示，測試管段外部均勻纏繞加電熱絲，并均勻涂抹導(dǎo)熱硅酯以使得加熱均勻，有效加熱長度為1m。電加熱絲外部依次包裹有羊毛氈、鋁箔，且整個測試段置于真空杜瓦中以減少漏熱。

2 實驗研究

2.1 數(shù)據(jù)測量及不確定性分析

主要測量參數(shù)為：測試管段進(jìn)口壓力、進(jìn)出口壓差、LNG流量、流動方向上7個不同截面處的管外壁面溫度以及入口處流體溫度，電加熱絲兩端的電壓及電加熱絲上流過的電流。

圖1 實驗裝置系統(tǒng)Fig.1 System diagram of experimental apparatus

圖2 內(nèi)螺紋微肋管實物圖Fig.2 Photography of helix micro－fin tube

圖3 內(nèi)螺紋微肋管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of helix micro－fin tube’s structure

圖4 測試段結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of test section

圖5 測試段截面示意圖Fig.5 Schematic diagram of test tube cross－section

實驗管段內(nèi)徑、有效加熱長度、溫度的測量不確定度分別為±0.001mm、±0.5mm、±0.1K，壓力傳感器的測量不確定度均為±0.3kPa，壓差傳感器的測量不確定度均為±0.175kPa，質(zhì)量流量計標(biāo)定精度為讀數(shù)的±0.8%。

實驗的不確定度采用NIST［10］建議的方法進(jìn)行計算。主要的實驗不確定度在表1中列出。

表1 不確定性分析Table 1 Summary of uncertainty analysis

2.2 漏熱分析

系統(tǒng)的漏熱量主要包含兩部分：加熱管段輻射漏熱和兩端的軸向?qū)崧?。根?jù)文獻(xiàn) ［11］，加熱管段兩端的軸向?qū)崧崃克急壤苄?，因此只考慮輻射漏熱。

D′為包扎后直徑，且D′＝80mm，Tw1、Tw2分別為杜瓦壁面溫度和包扎層溫度，按溫差最大情況取值，Tw1＝293.0K，Tw2＝110K，ε1、ε2分別為杜瓦不銹鋼壁面和實驗管段外層鋁箔片的發(fā)射率，均取為0.1。計算得到dQ＝5.42W，按照最小加熱功率Q＝200W，得到dQ／Q＝2.71%。

2.3 實驗工況

實驗測量了入口壓力Pin＝0.3～0.9MPa，質(zhì)量流量G＝24.91～99.62kg·m－2·s－1，熱通量q＝5.05～25.18kW·m－2范圍內(nèi)的96組工況。表2列出了具體的實驗工況點。

2.4 數(shù)據(jù)處理

熱通量由加熱絲兩端的電壓和電流值確定

管內(nèi)壁面溫度可由測得的管外壁面溫度，利用熱傳導(dǎo)方程進(jìn)行計算得到

局部傳熱系數(shù)為

式中，Tf，z為z處管內(nèi)主流流體溫度。

各測試截面的管內(nèi)LNG物性參數(shù)如Tf，z、干度、黏度、氣液組分比等，綜合考慮混合物相平衡以及熱平衡計算得到。本文選用的相平衡方程為Peng－Robinson方程。各測試截面的壓力由測得的入口壓力以及實驗段壓差，采用線性差分計算得到。實驗所用LNG的組分表由上海天然氣管網(wǎng)有限公司提供，如表3所示。

3 實驗結(jié)果與分析

3.1 熱通量對傳熱系數(shù)的影響

如圖6所示，分別比較了不同熱通量對傳熱系數(shù)的影響。圖6（a）～（d）分別給出了入口壓力Pin＝0.3～0.9MPa，質(zhì)量流量G＝24.91～99.62 kg·m－2·s－112組不同的工況中，當(dāng)熱通量不同時，各測試截面的局部傳熱系數(shù)隨截面干度變化的曲線?？梢钥闯觯诟啥容^低的區(qū)域，隨著熱通量的增加，各測試截面的局部傳熱系數(shù)呈明顯增大的趨勢。從傳熱機(jī)理的角度進(jìn)行分析，根據(jù)Chen［12］的經(jīng)典傳熱理論，流動沸騰是由核態(tài)沸騰和強(qiáng)制對流兩部分組成，在干度較小的區(qū)域內(nèi)，核態(tài)沸騰占據(jù)主導(dǎo)地位，而核態(tài)沸騰與熱通量關(guān)系密切，隨著熱通量的增加而增加，核態(tài)沸騰換熱增強(qiáng)，因此局部傳熱系數(shù)增加。

此外，沿著液化天然氣的流動方向，局部傳熱系數(shù)都呈現(xiàn)先上升而后下降的趨勢。這是由于在靠近入口的加熱起始階段，管內(nèi)天然氣的截面干度較低，兩相流動沸騰中核態(tài)沸騰占主導(dǎo)地位，對總的換熱效果影響較大。隨著加熱的進(jìn)行，管內(nèi)天然氣不斷被氣化，截面干度逐漸增加，流動逐漸由核態(tài)沸騰主導(dǎo)區(qū)域向強(qiáng)制對流換熱主導(dǎo)區(qū)域進(jìn)行轉(zhuǎn)變，換熱效果增強(qiáng)，總的傳熱系數(shù)增加。而當(dāng)加熱繼續(xù)，管內(nèi)天然氣干度達(dá)到較高的值，此時管段內(nèi)天然氣氣體比例較高，液相組分很容易脫離加熱管段內(nèi)壁面，傳熱出現(xiàn)惡化，局部傳熱系數(shù)明顯下降。

表2 實驗工況點Table 2 Experimental conditions list

表3 LNG組分Table 3 Composition of LNG／% （mol）

圖6 熱通量對傳熱系數(shù)的影響Fig.6 Effect of heat flux on heat transfer coefficient

3.2 質(zhì)量流量對傳熱系數(shù)的影響

圖7（a）～（f）分別給出了當(dāng)入口壓力Pin＝0.3、0.6、0.9MPa，而熱通量q＝15.04W·m－2和q＝25.18W·m－2時，不同質(zhì)量流量下的局部傳熱系數(shù)隨截面干度的變化曲線。結(jié)果表明，局部傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流量的變化很明顯，隨著質(zhì)量流量的增加，傳熱系數(shù)明顯增大。原因分析：根據(jù)經(jīng)典傳熱理論，在干度較大的區(qū)域，強(qiáng)制對流傳熱在整個流動沸騰傳熱中占主導(dǎo)地位，而強(qiáng)制對流傳熱系數(shù)是被加熱工質(zhì)流動速度的正相關(guān)函數(shù)，隨著質(zhì)量流量的增加，流速增加，強(qiáng)制對流傳熱效果增強(qiáng)，總的傳熱系數(shù)增加。較高的質(zhì)量流量能夠增強(qiáng)管內(nèi)流動的湍流效應(yīng)，這將有助于增加管內(nèi)流體的不均勻性，使得氣液兩相之間的相互作用增強(qiáng)，從而最終也將使得流動沸騰的換熱效果增強(qiáng)，傳熱系數(shù)增大。

3.3 入口壓力對傳熱系數(shù)的影響

圖8比較了不同入口壓力時，流動沸騰傳熱系數(shù)沿著截面干度的變化情況?？梢钥闯?，在相同的干度范圍內(nèi)，隨著入口壓力的增加，傳熱系數(shù)呈現(xiàn)下降的趨勢。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因可能是過高的入口壓力抑制了LNG在流動沸騰過程氣泡的生成，從而減弱了沸騰的強(qiáng)度，導(dǎo)致?lián)Q熱性能降低，傳熱系數(shù)下降。相應(yīng)地，當(dāng)入口壓力較低時，氣泡更容易形成和生長，從而有效地強(qiáng)化了沸騰換熱效果，使得局部傳熱系數(shù)增加。

4 與已有關(guān)聯(lián)式的比較

4.1 微肋管管內(nèi)流動沸騰換熱關(guān)聯(lián)式

以往研究中，強(qiáng)化管內(nèi)流動沸騰的流動工質(zhì)多為制冷劑等常規(guī)工質(zhì)。表4為本文所采用關(guān)聯(lián)式的具體形式。

Kim關(guān)聯(lián)式中的系數(shù)C1～C9如表5所示。

圖7 質(zhì)量流量對沸騰傳熱系數(shù)的影響Fig.7 Effect of mass flow rate on heat transfer coefficient

圖8 入口壓力對沸騰傳熱系數(shù)的影響Fig.8 Effect of inlet pressure on heat transfer coefficient

表4 流動沸騰傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式Table 4 Flow boiling heat transfer correlation used in this paper

Continued

表5 Kim關(guān)聯(lián)式中C1～C9系數(shù)Table 5 C1—C9in Kim’s correlation

4.2 換熱關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)的比較

如圖9所示，將質(zhì)量流量為24.9～112.1kg·m－2·s－1，熱通量為5.1～25.1kW·m－2和入口壓力為0.37～1.02MPa的224個實驗數(shù)據(jù)點分別與上述3種關(guān)聯(lián)式的預(yù)測值進(jìn)行了比較。

表6列出了實驗工況范圍內(nèi)4個不同關(guān)聯(lián)式的預(yù)測值與實驗值之間的偏差情況，其中包括平均絕對誤差和標(biāo)準(zhǔn)誤差。比較發(fā)現(xiàn)，在整個實驗工況范圍內(nèi)，Koyama關(guān)聯(lián)式的準(zhǔn)確性最好，平均絕對誤差和標(biāo)準(zhǔn)誤差均最小，分別為38.7%和25.6%。

表6 各關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果與實驗值之間的偏差Table 6 Deviation between predicted HTC and experimental data

5 結(jié) 論

（1）分析熱通量、質(zhì)量流量以及入口壓力對液氮兩相流動傳熱特性的影響。實驗結(jié)果表明，在干度較小的區(qū)域，隨著熱通量的增加，傳熱系數(shù)增大，換熱效果明顯增強(qiáng)；沿著液化天然氣的流動方向，局部傳熱系數(shù)都呈現(xiàn)先上升而后下降的趨勢。局部傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流量的變化很明顯，隨著質(zhì)量流量的增加，傳熱系數(shù)明顯增大。隨著入口壓力的增加，傳熱系數(shù)減小，分析認(rèn)為此時入口壓力的增加抑制了氣泡的生成，從而使換熱效果減弱。

（2）采用4種微翅管內(nèi)流動沸騰換熱關(guān)聯(lián)式，即Kim、Koyama以及兩種不同F(xiàn)tp系數(shù)的Wellsandt關(guān)聯(lián)式分別對實驗工況下的傳熱系數(shù)進(jìn)行預(yù)測，并與實驗結(jié)果比較。結(jié)果表明，在實驗工況范圍內(nèi)，Koyama關(guān)聯(lián)式準(zhǔn)確性最好。

符 號 說 明

Ac，As——分別為流道截面積、流道有效受熱面積，m2

Di，Do——分別為實驗管段內(nèi)徑、外徑，m

G——質(zhì)量流量，kg·s－1

h——局部傳熱系數(shù)

hi，ho——分別為入口焓、出口焓，J·kg－1

hlv——汽化潛熱，J·kg－1

I——電流，A

l，lsc——分別為實驗段長度、過冷段長度，m

M——分子量

圖9 實驗數(shù)據(jù)與4種常用關(guān)聯(lián)式的比較Fig.9 Experimental data compared with 4commonly used correlations

P——壓力，Pa

Pr——Prandtl數(shù)

Q——加熱量，W

q——熱通量，W·m－2

Re——Reynolds數(shù)

T——熱力學(xué)溫度，K

U——電壓，V

Xtt——Martinelli參數(shù)

x——干度

z——坐標(biāo)

λ——熱導(dǎo)率，W·m－1·K－1

μ——動力黏度，Pa·s－1

ρ——密度，kg·m－3

下角標(biāo)

f——管內(nèi)流體

in——實驗段入口

out——實驗段出口

sat——飽和狀態(tài)

TP——兩相

w——壁面

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