細(xì)通道內(nèi)R717沸騰干涸特性及關(guān)聯(lián)式評價(jià)

張汝行 ，柳建華 ，2，張 良 ，林金地

（1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093；2.上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093）

關(guān)鍵字：細(xì)通道；氨；兩相流；干涸

0 引言

現(xiàn)階段，由于流動(dòng)沸騰傳熱的能維持較高的傳熱系數(shù)，沸騰傳熱的研究有很多，涵蓋常規(guī)管道、細(xì)管道、微細(xì)管道［1］，涵蓋的制冷劑包括HFCs、HCFC、以及天然制冷劑。而且沸騰傳熱已經(jīng)在大量的工程上得到了實(shí)踐。在沸騰傳熱過程中，與常規(guī)管道相比，細(xì)通道、微細(xì)通道內(nèi)的換熱與摩擦壓降有明顯的不同。這是因?yàn)殡S著管道直徑逐漸減小至微細(xì)尺度，管道內(nèi)的重力和慣性力的作用慢慢削弱，表面張力和剪切力的作用逐漸凸顯，這會(huì)使管內(nèi)的流態(tài)向高速環(huán)狀流轉(zhuǎn)變。由于流型轉(zhuǎn)變會(huì)重新排列液相和氣相的分布，KIM和MUDAWAR［2-3］認(rèn)為不同的流態(tài)對傳熱系數(shù)和兩相壓降有不同的影響。BOHDAL等［4］將文獻(xiàn)［5-8］中的4個(gè)摩擦壓降關(guān)聯(lián)式與R134a和R404A在0.31～3.3 mm內(nèi)徑管道中的冷凝的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較，結(jié)果發(fā)現(xiàn)FRIEDEL［5］關(guān)聯(lián)式和GARIMELLA［7］關(guān)聯(lián)式的方法可以提供令人滿意的預(yù)測。Cavallini等［8-13］認(rèn)為兩相流應(yīng)分為氣相和液相，然后選擇相應(yīng)的單相摩擦系數(shù)來計(jì)算摩擦壓降。SUN等［14］對13種飽和流沸騰傳熱預(yù)測關(guān)聯(lián)式進(jìn)行評價(jià)。結(jié)果表明，LAZAREK等［15］關(guān)聯(lián)式和KEW等［16］關(guān)聯(lián)式的準(zhǔn)確性較高，MAD分別為35.4%和35.2%。

氨是對環(huán)境最友好的制冷劑之一，利用REFPROP物性查詢軟件可以查得，氨的表面張力、汽化潛熱、導(dǎo)熱系數(shù)均高于相同溫度下的傳統(tǒng)制冷劑。這些優(yōu)越的熱物性有利于減緩環(huán)狀流液膜的干涸，增大臨界熱流密度，強(qiáng)化沸騰換熱。在微細(xì)尺度內(nèi)，氨的優(yōu)越熱物性會(huì)被放大，而且現(xiàn)階段眾多的管內(nèi)流動(dòng)沸騰換熱關(guān)聯(lián)式與摩擦壓降關(guān)聯(lián)式大多是基于傳統(tǒng)制冷劑開發(fā)，它們能否準(zhǔn)確捕捉到微細(xì)通道內(nèi)氨干涸后的衰減還有待于考證。本文搭建了氨制冷劑的3 mm管徑的沸騰換熱試驗(yàn)臺(tái)，對實(shí)測傳熱系數(shù)與摩擦壓降的變化趨勢以及現(xiàn)存關(guān)聯(lián)式的適用性進(jìn)行分析。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)系統(tǒng)由動(dòng)力泵、質(zhì)量流量計(jì)、套管式過冷器、預(yù)熱器、測試段、節(jié)流閥、套管式冷凝器、儲(chǔ)液器、傳感器、安全閥組成。動(dòng)力泵為液態(tài)氨制冷劑提供循環(huán)動(dòng)力，質(zhì)量流量計(jì)用來監(jiān)測氨制冷劑循環(huán)流量。預(yù)熱器用來控制測試段的入口干度。預(yù)熱器采用直流電壓加熱，可以通過改變電流大小控制預(yù)熱器的加熱量。測試段的壓力的依靠調(diào)節(jié)氨制冷劑的冷凝溫度來調(diào)節(jié)。儲(chǔ)液器能在循環(huán)系統(tǒng)中工質(zhì)運(yùn)行壓力改變時(shí)起到緩沖作用。過冷器可以使氨制冷劑保持過冷狀態(tài)，避免氨制冷劑因管路阻力而出現(xiàn)閃蒸。由于氨遇水后對銅合金有腐蝕性，試驗(yàn)系統(tǒng)采用不銹鋼管道，主要的流通配件均采用耐腐蝕性材質(zhì)。由于氨具有較大毒性，試驗(yàn)臺(tái)搭建在通風(fēng)位置處，同時(shí)利用氨氣泄露探測儀進(jìn)行查漏。系統(tǒng)原理如圖1所示，試驗(yàn)系統(tǒng)測量儀器型號見表1。

圖1 試驗(yàn)原理Fig.1 Schematic diagram of the experiment

表1 試驗(yàn)系統(tǒng)測量儀器Tab.1 The measuring instruments of experimental system

測試段的管道是一個(gè)內(nèi)徑為3 mm、外徑為32 mm的不銹鋼管。每個(gè)測溫點(diǎn)的上、下、左、右側(cè)均裝有熱電偶，其測溫位置如圖5所示，測溫時(shí)采用平均值法測得管外壁溫。測試段采用穩(wěn)壓電源直接加熱法，便通過調(diào)節(jié)電壓改變加熱量，銅絲均勻緊密纏繞在測試段管路上來保證均勻加熱。冷凝器和過冷器的所需冷量由乙二醇冷水機(jī)組提供，該冷水機(jī)組可以穩(wěn)定提供-20～5 ℃的冷卻水。在測試段的進(jìn)出口、預(yù)熱器的進(jìn)口處裝有壓力傳感器和溫度傳感器。預(yù)熱器進(jìn)出口的氨制冷劑焓值可由該處的溫度壓力計(jì)算得出。冷凝器的飽和溫度和飽和壓力可由測試段的進(jìn)口與出口處壓力線性差值計(jì)算出。試驗(yàn)前進(jìn)行單相流的換熱測試，以檢驗(yàn)系統(tǒng)的合理性、準(zhǔn)確性。試驗(yàn)工況見表2。

圖2 測試管熱電偶的軸向和徑向布置Fig.2 The axial and radial layout of the test tube thermocouple

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

2.1 氨制冷劑的計(jì)算

測試段的進(jìn)口干度xin：

式中 Q1——預(yù)熱器中的加熱量，kW；

G——氨的質(zhì)量流率，kg/（m2·s）；

S ——測試段的流通截面積，m2；

h2——測試器入口氨制冷劑的焓值，kJ/kg；

h1——預(yù)熱器入口氨制冷劑的焓值，kJ/kg；

γ——氨制冷劑的汽化潛熱，kJ/kg。

測試段的熱流密度q：

式中 U ——加在測試段兩端的電壓，V；

I ——通過測試段的電流，A；

QLeak——測試段漏熱量，W；

r ——測試段鋼管內(nèi)半徑，m；

L ——測試段鋼管長度，m。

測試段漏熱量：

式中 K—— 輻射與對流的復(fù)合漏熱系數(shù)，W/（m2·K）；

A——測試段的外表面積，m2；

Tw——測試段管外壁溫度，K；

Tair——環(huán)境空氣溫度，K。

利用單相流試驗(yàn)來計(jì)算輻射與對流的復(fù)合漏熱系數(shù)K。具體方法是通過調(diào)節(jié)電加熱使試驗(yàn)段溫度保持在同一水平，此時(shí)測試段與空氣間換熱達(dá)到平衡，再根據(jù)環(huán)境溫度、管外壁溫度來計(jì)算復(fù)合漏熱系數(shù)，如下式所示：

式中 tw，average——測試段外壁平均溫度，K。

測試段的某處的干度：

式中 d ——測試段某測點(diǎn)到入口處的距離，m；

測試段鋼管的內(nèi)壁溫度Tiw可通過一維導(dǎo)熱微分方程計(jì)算：

式中 λs——測試鋼管的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；

R ——測試段鋼管外半徑，m。

氨制冷劑管內(nèi)沸騰的換熱系數(shù)：

式中 T0——制冷劑的飽和溫度，℃。

根據(jù)測試段的進(jìn)口與出口處壓力的線性差值可計(jì)算出相應(yīng)的飽和壓力，同時(shí)即可通過軟件REFPROP查得該飽和壓力下的飽和溫度。

2.2 摩擦壓降的計(jì)算

式中 ΔP ——測試段的進(jìn)出口總壓降，Pa；

ΔPf——測試段摩擦壓降，Pa；

ΔPm——加速壓降，Pa；

ΔPg——重力阻力壓降，Pa。

由于是水平微細(xì)管，忽略掉重力壓降。

加速壓降可由下式計(jì)算：

式中 ρL，ρV——液相、氣相制冷劑的密度，kg/m3；

α——空隙率。

空隙率α計(jì)算式：

式中 σ——氨制冷劑的表面張力，N/m2。

2.3 試驗(yàn)不確定度的計(jì)算

試驗(yàn)過程中的采用多次測量取平均值的方法來減小誤差。為了使試驗(yàn)結(jié)果可信度更高，依據(jù)不確定度評定規(guī)范對測試數(shù)據(jù)進(jìn)行合成不確定度分析，結(jié)果見表3。

表3 試驗(yàn)不確定度分析Tab.3 Analysis of experimental uncertainty

不確定度計(jì)算過程：

3 數(shù)據(jù)分析

3.1 干涸對傳熱及摩擦壓降的影響

圖3，4分別示出了不同質(zhì)量流率下傳熱系數(shù)與摩擦壓降的變化趨勢。圖中流態(tài)曲線是WOJTAN［17］版本的管內(nèi)沸騰流態(tài)。WOJTAN 等［17］通過測量R-22和R-410A動(dòng)態(tài)孔隙率以及分析局部傳熱測量的變化趨勢，對Taitel-Kattan-Thome流態(tài)模型的進(jìn)行了更新。根據(jù)WOJTAN［17］的流態(tài)圖可以發(fā)現(xiàn)流態(tài)依次出現(xiàn)塞狀流S、間歇流I、波狀流W、環(huán)形流A、干涸流D以及霧化流M。

圖3 T0=-5 ℃，q=25 kW/m2，不同質(zhì)量流率下3 mm鋼管內(nèi)傳熱系數(shù)Fig.3 Heat transfer coefficient in 3 mm steel tubee at T0=-5 ℃，q=25 kW/m2 different mass flow rate

圖4 T0=-5 ℃，q=25 kW/m2，不同質(zhì)量流率下3 mm鋼管內(nèi)摩擦壓降Fig.4 Friction pressure drop in a 3 mm steel tube at T0=-5 ℃，q=25 kW/m2 and different mass flow rates

結(jié)合流態(tài)來分析沸騰過程中的傳熱系數(shù)和摩擦壓降的變化。在低干度區(qū)，流態(tài)為間歇流，液相的流速相對較低，因而傳熱系數(shù)與摩擦壓降提升較少。中干度區(qū)，流態(tài)為環(huán)狀流，氣芯的高流速會(huì)強(qiáng)化管內(nèi)的對流換熱，也會(huì)導(dǎo)致摩擦壓降的攀升。然而在高干度區(qū)，液膜開始出現(xiàn)干涸，當(dāng)液膜完全干涸后氣相充注于管內(nèi)。由于氣相導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)小于液相，造成傳熱系數(shù)急劇降低。而且干涸后，液膜表面的粘性剪切應(yīng)力會(huì)消失，這就出現(xiàn)了摩擦壓降的衰減。

3.2 流動(dòng)沸騰關(guān)聯(lián)式評價(jià)

通過對換熱系數(shù)與流態(tài)耦合性可以看出，干涸前后換熱系數(shù)的變化較大?，F(xiàn)階段的關(guān)聯(lián)式是基本是建立在單相流動(dòng)傳熱基礎(chǔ)之上，以層流或者紊流作為流態(tài)，但干涸作為動(dòng)態(tài)的相變過程，往往伴隨著傳熱惡化，現(xiàn)有關(guān)聯(lián)式對氨的適配性以及能否準(zhǔn)確捕捉到干涸動(dòng)態(tài)性特征也有待考證。考慮到不同的兩相傳熱關(guān)聯(lián)式的數(shù)據(jù)庫存在一定差異，利用210組實(shí)測傳熱系數(shù)對8個(gè)具有一定代表性的管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱關(guān)聯(lián)式進(jìn)行評價(jià)［18-24］，分析結(jié)果見表 4。

式中 y(i)pred——關(guān)聯(lián)式的預(yù)測值；

y(i)exp——試驗(yàn)測得的實(shí)際值。

表4顯示了關(guān)聯(lián)式全部數(shù)據(jù)以及干涸前后的預(yù)測值偏差，R代表合理試驗(yàn)數(shù)據(jù)的百分比。根據(jù)分析結(jié)果可知FANG［18］關(guān)聯(lián)式的跟隨性是最好的，也能很好的預(yù)測干涸前后管內(nèi)流動(dòng)沸騰換熱，干涸前的MRD=-17.4%，R=84.5%，干涸后的 MRD=-12.9%，R=82.7%。KEW 等［16］關(guān)聯(lián) 式也能很好的預(yù)測流動(dòng)沸騰換熱，對干涸前后的預(yù)測準(zhǔn)確性非常高，干涸前的MRD低至-9.0%，R=83.4%，干涸后的MRD也僅有26.2%，R=68.9%。從整體結(jié)果來看STEPHAN［22］關(guān)聯(lián)式的預(yù)測準(zhǔn)確性也很好，這與王昊［25］利用1 157組氨的數(shù)據(jù)得出的評價(jià)結(jié)果一致。STEPHAN［22］關(guān)聯(lián)式干涸前的MRD=-9.1%，R=63.0%，但干涸后的MRD=-27.0%，R=58.6%，表明 STEPHAN［22］關(guān)聯(lián)式對干涸的動(dòng)態(tài)捕捉性略低。而且STEPHAN［22］關(guān)聯(lián)式預(yù)測值是逐漸降低的，沒有體現(xiàn)出傳熱系數(shù)先增加后惡化的變化趨勢。KAEW-ON［21］關(guān)聯(lián)式能更好的預(yù)測干涸后傳熱系數(shù)，干涸前的MRD=28.1%，R=45.9%，但干涸后的MRD=20.2%，R=37.9%。而且KAEW-ON［21］關(guān)聯(lián)式的整體預(yù)測結(jié)果偏大，合理試驗(yàn)數(shù)據(jù)的占比非常低。LI等［24］關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果也比較理想。這里值得注意的是 LI等［24］關(guān)聯(lián)式與 FANG 等［18］關(guān)聯(lián)式是基于氣泡的形成與蒸發(fā)開發(fā)，不同于其他的單相流關(guān)聯(lián)式。KENNING 等［25］關(guān)聯(lián)式、GUNGOR 等［20］關(guān)聯(lián)式、KANDLIKAR等［19］關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果較差，整體預(yù)測結(jié)果較高，2個(gè)關(guān)聯(lián)式的MAD均大于30%，對干涸前后換熱系數(shù)的預(yù)測也不準(zhǔn)確。圖 5示出了 FANG 等［18］關(guān)聯(lián)式和 KEW 等［16］關(guān)聯(lián)式的偏差，從圖中可以看出它們的預(yù)測準(zhǔn)確性較高。

表4 流動(dòng)沸騰傳熱關(guān)聯(lián)式預(yù)測值的偏差百分比Tab.4 Deviation percentage of predicted value for flow boiling heat transfer correlation %

圖5 傳熱系數(shù)的理論預(yù)測和試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較Fig.5 Comparison of theoretical prediction and experimental data for heat transfer coefficient

3.3 兩相流摩擦壓降關(guān)聯(lián)式評價(jià)

干涸作為沸騰傳熱過程的特殊現(xiàn)象，往往伴隨著傳熱惡化。從試驗(yàn)中可以看到干涸前后的摩擦壓降也呈現(xiàn)出不同的變化趨勢?，F(xiàn)利用210組實(shí)測摩擦壓降對文獻(xiàn)［5，10，26-28］中的關(guān)聯(lián)式捕捉干涸動(dòng)態(tài)性的能力進(jìn)行評價(jià)。將預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的±30%偏差作為試驗(yàn)數(shù)據(jù)合理的范圍，R代表合理范圍內(nèi)的數(shù)據(jù)占比，以傳熱系數(shù)的峰值作為干涸臨界干度，分別比較干涸前、干涸后的預(yù)測準(zhǔn)確性，比較結(jié)果見表5。

表5 兩相流摩擦壓降關(guān)聯(lián)式預(yù)測值的偏差百分比Tab.5 Deviation percentage of predicted value for two-phase flow frictional pressure drop correlation %

通過表5可以發(fā)現(xiàn)LOCKHART等［10］關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果在合理范圍內(nèi)，但整體偏低，干涸前 MAD=26.3%，R=78.1%，干涸后 MAD=17.1%，R=92.1%。MüLLER-STEINHAGEN 等［28］關(guān) 聯(lián)式的摩擦壓降預(yù)測值與實(shí)測值式十分接近，干涸前 MAD=25.8%，R=74.1%，干涸后 MAD=16.1%，R=92.1%。FRIDEL等［5］關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果較差，整體結(jié)果的預(yù)測偏差不理想。GR?NNERUD［26］關(guān)聯(lián)式對干涸后的預(yù)測準(zhǔn)確性更高，干涸前MAD=41.2%，R=73.5%，干涸后MAD=22.8%，R=72.5%。XU等［27］關(guān)聯(lián)式的MAD都大于30%，它的預(yù)測準(zhǔn)確性也不高。圖6示出了LOCKHART等［10］關(guān)聯(lián)式與 MüLLER-STEINHAGEN 等［28-32］關(guān)聯(lián)式的偏差，從圖中可以看出它們的預(yù)測準(zhǔn)確性較高。

圖6 摩擦壓降的理論預(yù)測和試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較Fig.6 Comparison of theoretical prediction and experimental data for friction pressure drop

4 結(jié)論

（1）干涸前，隨著的蒸汽質(zhì)量的增加，氣相的流速也逐漸攀升，這就導(dǎo)致傳熱系數(shù)與摩擦壓降都是逐漸增加的。干涸后，氣相與管內(nèi)壁形成強(qiáng)制對流換熱，出現(xiàn)傳熱惡化。干涸后，氣液分界面的粘性剪切應(yīng)力消失，導(dǎo)致摩擦壓降出現(xiàn)衰減。

（2）根據(jù)對流動(dòng)沸騰傳熱關(guān)聯(lián)式干涸前后的預(yù)測準(zhǔn)確性發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)ANG 等［18］關(guān)聯(lián)式、KEW 等［16］關(guān)聯(lián)式對流動(dòng)沸騰換熱的預(yù)測準(zhǔn)確性較高，也能較為準(zhǔn)確的預(yù)測干涸后的傳熱惡化。

（3）根據(jù)對兩相流摩擦壓降關(guān)聯(lián)式干涸前后的預(yù)測準(zhǔn)確性發(fā)現(xiàn)，LOCKHART等［10］關(guān)聯(lián)式以及 MüLLER-STEINHAGEN 等［28］關(guān)聯(lián)式能較為準(zhǔn)確的捕捉到干涸后摩擦壓降的衰減。

（4）干涸的發(fā)生往往會(huì)導(dǎo)致傳熱惡化和摩擦壓降衰減。在微細(xì)換熱管的設(shè)計(jì)與研發(fā)過程中，有效的防止干涸的發(fā)生具有重要意義。從目前的研究來看，氨的干涸模型還有待于發(fā)展。