水平光滑管內R245fa軸向均勻沸騰傳熱特性實驗研究

涂俊平，黃計康，羅向龍，陳健勇，楊 智，梁穎宗，陳 穎

（廣東工業(yè)大學 材料與能源學院，廣東 廣州510006）

流動沸騰是低溫發(fā)電系統(tǒng)、制冷系統(tǒng)及化工過程中常見的傳熱過程，流動沸騰傳熱特性直接關系到系統(tǒng)的熱經濟性、安全性及可靠性[1]，對于各類系統(tǒng)中蒸發(fā)器設計具有重要意義[2]。有機朗肯循環(huán)(ORC)是最具推廣潛力的中低溫余熱發(fā)電技術，ORC的中低溫熱源溫度一般為100～250℃，蒸發(fā)溫度為50～150℃，R245fa是應用最廣泛的工質之一[3-4]，因此學者們圍繞該工質開展了傳熱流動實驗研究。Guo等[5]在水平光滑管內進行針對R245fa在蒸發(fā)溫度33℃和混合工質R134a/R245fa在組分0.82/0.18、蒸發(fā)溫度65 ℃的流動沸騰傳熱實驗研究，并修正了Liu等[6]半經驗關聯式系數。Gholamreza等[7]分析了在水平管和垂直管中，R245fa在20℃和40℃下重力矢量對流動沸騰傳熱特性的影響規(guī)律。Cristiano等[8]研究了R245fa和R134a在不銹鋼圓管內，22℃、31 ℃、41℃下兩相流動沸騰傳熱機理，并對Saitoh等[9]和Zhang等[10]的半經驗關聯式計算值與實驗值偏差進行了對比分析。Cristiano等[11]分析了R245fa在水平圓管內低溫流動沸騰傳熱特性和微尺度摩擦壓降的關系。Chao等[12]研究了混合工質R134a/R245fa在組分分別為0.1/0.9、0.3/0.7和蒸發(fā)溫度22℃、26℃、30℃下的核池沸騰傳熱特性實驗。

從以上研究可以看出，盡管目前學者們圍繞R245fa開展了一定的傳熱流動特性研究，然而大多兩相流動沸騰傳熱特性實驗研究是針對熱泵和制冷系統(tǒng)的低溫蒸發(fā)過程，蒸發(fā)溫位基本低于60℃[13-15]。而由低溫蒸發(fā)獲得的傳熱流動特性及關聯式，應用于有機朗肯循環(huán)系統(tǒng)高溫高壓蒸發(fā)過程時，偏差較大，無法直接用于工程實踐。為了彌補高溫位流動沸騰傳熱特性實驗數據的缺乏，本文搭建了有機工質高溫高壓單管傳熱流動實驗臺，并開展了蒸發(fā)壓力1.006 MPa、蒸發(fā)溫度90℃條件下R245fa兩相區(qū)的蒸發(fā)傳熱特性實驗研究。

1 實驗裝置和計算模型

1.1 實驗裝置

圖1為水平光滑管內有機工質相變傳熱性能測試裝置圖，該裝置共包括3個循環(huán)系統(tǒng)：工質循環(huán)系統(tǒng)、水循環(huán)系統(tǒng)、電控采集系統(tǒng)。工質循環(huán)系統(tǒng)主要由液壓隔膜柱塞泵、流量計、工位前加熱段、工位測試段、工位后過熱段、節(jié)流閥、冷凝器、過冷器等部件構成。儲液罐中的工質經過過冷器保證過冷狀態(tài)，進入液壓隔膜柱塞泵傳輸，出口分為兩路，一路經旁路節(jié)流閥進入低壓管路返回泵入口，另一路進入工位后過熱段加熱至過熱狀態(tài)再經高壓管路的調節(jié)閥節(jié)流；節(jié)流后的工質進入冷凝器冷凝后返回儲液罐，完成一個工質循環(huán)。液壓隔膜柱塞泵出口壓力和流量采用解耦方式調節(jié)，高壓管路調節(jié)閥保證閥前壓力，閥后壓力由冷凝器調節(jié)，過冷器負責液壓隔膜柱塞泵入口過冷度的控制，上述調節(jié)均由各個PID調節(jié)器控制，可保證實驗裝置具有穩(wěn)定性高、波動小、易調節(jié)、不沖突、控制精度優(yōu)等性能。

水循環(huán)系統(tǒng)由兩個不同溫度范圍的冷水箱及各自的水泵、球閥、水冷機組等部件組成，冷水箱1號給過冷器提供5～20℃低溫冷卻水，冷水箱2號給冷凝器提供15～30 ℃的常溫冷卻水，水冷機組和一臺9 kW變功率加熱器共同控制冷水箱1號和2號的溫度。兩個不同溫度的水箱滿足過冷器和冷凝器的水溫要求，保證實驗中低壓管路的正常安全工作。

圖1 水平光滑管兩相傳熱性能測試裝置圖Fig.1 Schematic of the test r ig for two phase heat tr ansfer performance investigation

電控采集系統(tǒng)由數據采集模塊、PID調節(jié)器、西門子PLC保護模塊、控制柜等部件構成，數采頻率可達1次/s。實驗過程中各個溫度、壓力、流量均由PID負反饋調節(jié)相應的設備裝置進行控制；報警裝置通過西門子PLCS7-200編寫并實現光管傳熱性能測試系統(tǒng)的高低壓、超溫、缺水等保護，保證本測試系統(tǒng)實驗過程中安全穩(wěn)定工作。

實驗裝置調試期間，選用工質R22在壓力為2.3 MPa，流量為50 kg/h和100 kg/h，出口溫度為80～150℃時進行預熱段、蒸發(fā)測試段、過熱段的分段和聯合漏熱實驗；為精準修正3個加熱段的漏熱量，對每個加熱段進行管壁、前后銅排、前后導線漏熱修正，保證預熱段、蒸發(fā)測試段、過熱段的熱平衡比均在4%以內。

1.2 工位測試段

工位側管內沸騰傳熱測試段示意圖如圖2所示，該測試段采用304不銹鋼水平光管，內徑為10 mm、外徑為14 mm，有效長度為1500 mm。R245fa制冷劑在管內側沸騰傳熱。同時，熱量由焦耳熱效應和工質流動反方向的直流電作用在不銹鋼管上提供。為此，在不銹鋼管兩端上焊接了兩個銅排(見A點和B點、距離1 420 mm)，用兩根橫截面為300 mm2、長度為1000 mm的電纜與直流穩(wěn)壓電源相連。兩個銅排與電量表連接，直接測量測試段不銹鋼管電壓，并計算熱流量。在測試段銅排進口50 mm處、出口100 mm處均裝有壓力傳感器及壓差計，測量工位測試段進出口壓力及壓差。測試段進出口溫度由鉑電阻測量，壁溫由24個K型熱電偶貼壁均勻安裝在1500 mm測試段的8個熱電偶截面處，兩端熱電偶截面距離銅排均為45 mm，各熱電偶截面間距190 mm，每個熱電偶截面布置3個熱電偶，分別頂部、左下側、右下側各相差120°，可以更好地評價測試段的平均傳熱系數。

圖2 沸騰傳熱測試段示意圖Fig.2 Schematic of boiling heat transfer test section

1.3 實驗原理與計算模型

根據熱力學第一定律，絕熱條件下熱源輸入熱量等于工質吸收熱量，工位測試段進口干度由工位前加熱段熱平衡推出，工位測試段出口干度由工位后加熱段和工位測試段熱平衡推出。

因測試段加熱管采用電流熱效應原理均勻發(fā)熱，穩(wěn)定狀態(tài)下同等變化時間內的熱流量是恒定的。且因直流電和一維徑向傳熱向管壁內側提供的均勻熱流，忽略溫度微小變化對金屬導熱系數的影響，不銹鋼管導熱系數λtube為16.26 W/(m·K)[16]。兩相平均沸騰傳熱系數htp、不銹鋼測試段管外側面積A、各測點的內壁溫Ti[16]與測試段的平均內壁溫Twall通過式(1)～(4)進行計算：

1.4 實驗不確定度分析

計算出的傳熱系數誤差與鉑電阻、熱電偶、電量表等設備的精度及實驗操作條件等因素有關。實驗不確定度計算關聯式如式(8)所示。

表1 測試變量不確定度Table 1 Uncertainties of the measured quantities and calculated quantities

2 結果與討論

本實驗所有工況數據都是在穩(wěn)定狀態(tài)運行5 min的平均值，實驗測試工況如表2所示。

表2 實驗測試工況Table 2 Experimental testing conditions

2.1 干度、質量流率對傳熱系數的影響

圖3是R245fa在蒸發(fā)溫度90℃和熱流密度6.03～16.76 kW/m2時，管內對流沸騰傳熱系數在不同質量流率G下隨干度的變化規(guī)律。結果顯示干度為0.2條件下，擾動不劇烈，傳熱近似為單相液體的對流傳熱過程，強制對流傳熱占主導因素；在干度為0.2～0.4區(qū)域時，一方面，在較高蒸發(fā)壓力、蒸發(fā)溫度條件下，低干度區(qū)域頂部更容易發(fā)生干涸，管內以分層流為主，隨著干度的增大頂部干涸現象進一步擴大[3]，熱阻增大，不利于工質與管壁間的熱交換，對流沸騰傳熱系數降低；另一方面，隨著干度的增大，工質導熱系數是降低的，對流沸騰傳熱系數和導熱系數成正比，此過程的傳熱系數減小；干度在0.4～0.6時，水平光管內工質干度逐步增大，一方面，管壁液膜變薄，熱阻降低，利于工質與管壁間的熱交換，對流沸騰傳熱系數增大；另一方面，管內沸騰傳熱過程中的核沸騰開始增強，壁面產生氣泡逐步增多，氣泡對管內液相工質的擾動加強了傳熱，對流沸騰傳熱過程增強，此過程的傳熱系數增大；干度在0.6～0.8時，水平光管內工質干度的進一步增大，一方面，此時管內工質干度屬于高干度區(qū)域，隨干度增大管壁液膜由大部分干涸到接近全部干涸，熱阻增大，不利于工質與管壁間的熱交換，對流沸騰傳熱系數降低；高干度下氣體分子間的距離增大，不利于工質與管壁間的熱交換，對流沸騰傳熱系數明顯降低；另一方面，此時汽化核心數量減少，管內沸騰傳熱過程中的核沸騰減弱，對流沸騰傳熱過程并沒有得到增強，此過程的傳熱系數減小。

圖3 不同質量流率，流動沸騰傳熱系數隨平均干度的變化Fig.3 Variation of flow boiling heat transfer coefficient with mean quality under different mass flux

但干度范圍保持固定時，隨著質量流率增大，沸騰傳熱系數逐漸增大，這與傳熱流速的增大有關。Giovanni等[17]認為流動沸騰傳熱系數不受工作流體的質量流率影響，因為比較大的質量流率會阻止管內壁表面的溫度的升高，從而抑制較為活躍成核位點的形成。但是，本實驗中質量流率不高，不存在上述情況，因相同光管隨質量流率的升高雷諾數增大，沸騰傳熱系數增大。

圖4是管內流動沸騰傳熱系數在不同干度的條件下隨質量流率的變化規(guī)律?？梢钥闯觯嗤啥认?，隨著質量流率的增大，氣液兩相雷諾數增大，導致沸騰傳熱系數增大。從圖5和圖6看出，隨著質量流率的增大，傳熱量增大，而壁溫卻在逐步減小，沸騰傳熱系數進一步增大。質量流率范圍保持固定時，隨著干度的增大，流動沸騰傳熱系數呈現一定波動的變化，主要是受不同干度時流型不同的影響。

圖4 不同平均干度，流動沸騰傳熱系數隨質量流率的變化Fig.4 Variation of flow boiling heat transfer coefficient with mass flux under different mean quality scope

圖5 平均干度0.3，質量流率不同時壁溫沿測試段管程的變化Fig.5 Variation of wall temperature distribution with mass velocity at mean quality of 0.3

2.2 干度、質量流率對沿程壁溫分布規(guī)律的影響

圖5和圖6是管內流動沸騰傳熱系數在干度分別為0.3和0.7時，不同質量流率下，壁溫沿管程分布的變化規(guī)律。可以看出，干度在0.3和0.7，相同質量流率時，壁溫沿管程整體呈先上升后下降的趨勢；雖然測試段的熱流量隨直流電移動距離的增加而增加，但熱流密度是處處相等的，說明沿管程方向上的局部傳熱系數是先減弱后增強。又隨著質量流率增大，沿管程各點壁溫明顯降低，主要由于沸騰傳熱增強，工質與管壁的熱交換能力變好，導致管壁沿程壁溫降低。

圖6 平均干度0.7，質量流率不同時壁溫沿測試段管程的變化Fig.6 Variation of wall temperature distribution with mass velocity at mean quality of 0.7

在干度為0.3時，入口段壁溫和干度為0.7時有些不同。干度為0.3時，入口段干度趨近于0.2，此時管內液相占比相對于干度0.7時較大，液相的導熱系數遠大于氣相的導熱系數,及水平光管沿程內壁溫分布的不均勻性，故干度為0.3時入口段壁溫存在下降的情況。

圖7和圖8是管內流動沸騰傳熱系數在質量流率分別為176.93和318.47 kg/(m2·s)時，不同干度下壁溫沿管程分布的變化規(guī)律?？梢钥闯觯瑑蓚€不同質量流率，相同干度，壁溫沿管程整體呈先上升后下降趨勢，說明此時沿管程方向上局部傳熱系數是先減弱后增強。隨著干度增大，沿管程各點壁溫明顯存在上升的趨勢，這主要由于管內工質氣相占比增多，工質與管壁間的熱交換能力變差導致。

圖7 質量流率176.96 kg/m2s，平均干度不同時壁溫沿測試段管程的變化Fig.7 Variation of wall temperature distribution with mean quality at mass velocity of 176.96 kg/(m2·s)

圖8 質量流率318.47 kg/m2·s，平均干度不同時壁溫沿測試段管程的變化Fig.8 Variation of wall temperature distribution with mean quality at mass velocity of 318.47 kg/(m2·s)

從圖7和圖8可以看出，相同質量流率、不同干度下壁溫沿管程的波動會有些許區(qū)別：第一，不同干度時，液相工質存在的量不同，影響工質和管壁間的傳熱效果；第二，不同干度時，管內工質流型的不一致，影響工質和管壁間的熱交換效果；第三，圖7中沿管程275～655 mm，干度最小時，壁溫最低，因干度最小時，管壁除頂部少部分干涸外，其他部分處于未干涸狀態(tài)，壁溫受工質蒸發(fā)溫度影響較大；同質量流率，不同干度時，各點壁溫存在或大或小的不一致性，一方面水平光管內壁溫的分布的不均勻、另一方面熱電偶測溫精度為±0.5℃。

3 實驗值和半經驗關聯式計算值比較

3.1 水平光管內沸騰傳熱基本關聯式

目前，在文獻報道了多種水平光管沸騰傳熱關聯式，本文選取Liu & Winterton[6]關聯式、Chen[18]關聯式、Zhang[10]關聯式3個相關使用最廣泛的半經驗關聯式與現有實驗數據比較，從相關性方面評價本次實驗使用的預測關聯式。

Chen[18]提出沸騰傳熱機制包括常見的宏觀對流機制和與氣泡成核成長有關的微觀對流機制。該關聯式指出沸騰傳熱是由強制對流傳熱和微對流時的核沸騰及相互的影響因子共同組成。Chen[18]半經驗關聯式為

3.2 實驗值和各半經驗關聯式計算值的比較

分別采用Liu等[6]關聯式、Chen[18]關聯式、Zhang[10]關聯式方程預測值和R245fa同工況實驗傳熱系數進行比較。計算結果表明，3個關聯式方程的預測值與實驗值的平均絕對誤差誤差分別為38%、39%、20%。

由圖9～圖11可見，采用Liu and Winterton[6]傳熱關聯式、Chen[18]傳熱關聯式的計算值與實驗值誤差較大，因Liu &Winterton[6]傳熱關聯式是針對垂直管和水平管兩種管型，Chen[18]傳熱關聯式是在鍋爐水冷壁中應用中提出來的，均不能同時滿足兩種管型干度區(qū)間跨度較大的半經驗關聯式，雖然Chen[18]傳熱關聯式和Zhang[10]傳熱關聯式都引入了抑制因子S和兩相乘數F，但Zhang[10]關聯式是針對水平單管蒸發(fā)器使用，80%的數據點絕對誤差在25%以內。

圖9 沸騰傳熱系數實驗值和Liu等[6]計算值間的比較Fig.9 Comparison of boiling heat transfer coefficient between present experimental results and Liu & Winterton[6]

4 結論

本文搭建了有機工質單管實驗臺，實驗研究了R245fa在90℃蒸發(fā)傳熱特性，并與經典半經驗傳熱關聯式進行了對比分析。主要結論如下：

(1)因沸騰傳熱過程中的核態(tài)沸騰傳熱、強制對流沸騰傳熱、相變等過程相互影響，在質量流率不變時，隨干度的增大，沸騰傳熱系數先減小，再增大，隨后又減小，呈波動狀態(tài)，在干度0.2或0.6～0.7時分別達到峰值；在干度不變時，隨質量流率的增大，沸騰傳熱系數增大，由汽液兩相雷諾數的增大導致。

圖10 沸騰傳熱系數實驗值和Chen[18]計算值間的比較Fig.10 Comparison of boiling heat transfer coefficient between present experimental values and Chen[18]

圖11 沸騰傳熱系數實驗值和Zhang[10]計算值間的比較Fig.11 Comparison of boiling heat transfer coefficient between present experimental values and Zhang[10]

(2)平均干度在0.3和0.7，質量流率相同條件下，壁溫沿管程整體呈先上升后下降趨勢，在工質入口845～1035 mm處壁溫達到峰值；質量流率分別為176.93和318.47 kg/(m2·s)，平均干度相同時，壁溫沿管程整體呈先上升后下降的趨勢，在工質入口845～1035 mm處壁溫達到峰值；沿管程方向上局部傳熱系數具有先減弱后增強的趨勢。隨著質量流率的增大，沸騰傳熱效果增強，工質與管壁熱交換能力變好，沿管程上各點壁溫逐漸降低；隨著干度的增大，管壁間的氣相占比增大，液膜逐漸干涸，熱阻增大，工質與管壁間的熱交換能力變差，沿管程上各點壁溫逐漸升高。

(3)Liu &Winterton[6]、Chen[18]、Zhang[10]半經驗關聯式預測純工質R245fa在水平光管內沸騰傳熱系數的平均偏差為38%、39%、20%，采用Zhang[10]半經驗關聯式計算純工質R245fa均勻熱流密度的沸騰傳熱系數具有較高的精度。

(4)本文后續(xù)工作將研究更多的蒸發(fā)溫度下的蒸發(fā)特性，在經典關聯式基礎上，修正傳熱關聯式，以期指導工程實踐。