水平管內(nèi)四氟甲烷流動沸騰傳熱實驗研究

汪 勝 公茂瓊 陳高飛 吳劍峰 孫兆虎 鄒 鑫

1 引言

混合工質(zhì)節(jié)流制冷技術(shù)作為一種重要的制冷技術(shù)，由于其結(jié)構(gòu)簡單、無低溫運動部件，并且穩(wěn)定高效，因此在深冷溫區(qū)有著其它制冷機無可比擬的優(yōu)勢［1］。混合工質(zhì)節(jié)流制冷機所采用的混合制冷劑通常由多種工質(zhì)組成，四氟甲烷(R14)是其中一種經(jīng)常使用到的組分，并且研究發(fā)現(xiàn)在烷烴類混合制冷劑中加入一定量的全氟化物能有效改善制冷劑的等溫節(jié)流效應［2-3］。

水平管內(nèi)的兩相流動沸騰傳熱現(xiàn)象廣泛存在于許多工業(yè)領(lǐng)域的換熱器中，對其傳熱特性的研究對于優(yōu)化換熱器設計和提高其穩(wěn)定性有著重要意義。盡管過去在混合制冷劑中添加R14作為組分已經(jīng)有了很長的一段時間，但是有關(guān)其飽和流動沸騰傳熱特性的研究報道卻很少見，相關(guān)的實驗數(shù)據(jù)更是缺乏。因此，為了更清楚的了解全氟烷烴類物質(zhì)飽和流動沸騰的換熱規(guī)律，對于R14在水平管內(nèi)飽和流動沸騰傳熱的實驗研究就顯得很有必要。

影響水平管內(nèi)飽和流動沸騰換熱特性的因素主要有含氣率、質(zhì)量流量、熱流密度、飽和壓力以及測試工質(zhì)本身的熱物理性質(zhì)。實驗測定了R14在內(nèi)徑為6 mm的水平管內(nèi)兩相流動沸騰傳熱特性。實驗測試的壓力范圍為0.22—0.60 MPa，熱流密度范圍 19.9—73.6 kW/m2，質(zhì)量流量范圍 370—862 kg/m2s。

2 實驗裝置及原理

2.1 實驗系統(tǒng)

基于鄒鑫［4］工作基礎(chǔ)上進行改進的實驗系統(tǒng)，其示意圖如圖1所示。該系統(tǒng)包括兩個循環(huán)回路:測試工質(zhì)循環(huán)回路以及用于冷凝測試工質(zhì)的制冷循環(huán)回路。一套自行研制的深冷混合工質(zhì)節(jié)流制冷機將測試工質(zhì)冷凝為液體，并由一個可調(diào)速的磁力泵驅(qū)動循環(huán);泵后安裝了一臺科氏力流量計，用于測量流體的質(zhì)量流量;液體進入預熱器后，通過調(diào)節(jié)預熱器的加熱量來獲得所需的含氣率和飽和氣體壓力值;兩個可視觀察鏡分別設置在試驗段的入口和出口，用以觀察測試流體的流型;試驗段的實物圖如圖2所示，8段內(nèi)徑6 mm，外徑30 mm，長度50 mm的紫銅加熱段由一系列內(nèi)徑6 mm，外徑6.4 mm，長度60 mm的不銹鋼連接段通過真空焊接連接而成，試驗段同軸度及內(nèi)壁面一致性經(jīng)處理后檢測滿足實驗要求。圖2及圖3顯示試驗加熱段的實物圖及截面圖，測試段表面緊密纏繞加熱絲并通過直流電源進行加熱;位于每個測試段中間部位的頂部、底部和側(cè)部安裝了3只PT100溫度計用于測量壁面溫度;試驗段入口處安裝有壓力傳感器用于測量試驗段的絕對壓力，進出口之間安裝有一個壓差傳感器用于測量試驗段壓降值。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

圖2 試驗段整體實物圖Fig.2 Photo of test section

2.2 測量方法

對于每一個加熱銅段，流體的局部傳熱系數(shù)可通過下式計算得到:

圖3 試驗段加熱部分橫截面圖Fig.3 Transversal surface of heated segment

式中:q為通過加熱壁面的熱流密度，kW/m2，通過測量加載的電壓及電流，并依據(jù)下式計算得到:

Tw試驗段的內(nèi)壁面溫度，不能直接測量得到，是通過測量試驗段加熱壁面上的溫度并按照一維徑向穩(wěn)態(tài)導熱方程計算得到:

式中:Ti為安裝在各個測試段中間部位的3只溫度計的測量平均值，K;Qi為每個試驗段上的加熱量，W;Do和Din分別為加熱銅段的內(nèi)、外直徑，m;L為試驗段長度，mm;k為銅的導熱系數(shù)，W/(m·K)。Tsat管內(nèi)流體的飽和溫度，K，也是管內(nèi)的熱平衡溫度，其數(shù)值不能直接測量，可通過測量試驗段出口壓力及試驗段壓差，并依據(jù)線性插值的方法得到各試驗段的壓力，查找Refprop可得到對應的飽和溫度值。

此外，每個加熱段的平均含氣率的可通過能量平衡計算得到。整個試驗段入口處的含氣率可通過下式計算得到:

式中:Qpreh為預熱器的加熱功率，W;Hlv為汽化潛熱，J/kg;m是通過試驗段截面的質(zhì)量流量，kg/m2s;Tin為試驗段進口液體溫度，K;Ti為進入預熱器的過冷液體溫度，K。則第一段試驗段出口處的干度為:

其中，Q1是第一段上的加熱功率，W。那么第一段試驗段的平均含氣率可表示為:

依此方法，可以得到每個測試段上的平均含氣率。

2.3 不確定度分析

實驗中所使用的溫度、壓力、壓差、質(zhì)量流量及電壓電流測量儀器的型號、測量范圍及其不確定度如表1所示。實驗中的所有數(shù)據(jù)點均在穩(wěn)態(tài)條件下獲得，其判定標準是壁面溫度在十分鐘的時間內(nèi)變化范圍小于0.1 K.依據(jù)文獻［5］中的計算方法，取置信區(qū)間為95%，得到流動沸騰換熱系數(shù)的擴展不確定度為 6.2%—15.6%。

表1 測量參數(shù)的不確定度Table 1 Parameters and estimated uncertainties

3 數(shù)據(jù)分析及關(guān)聯(lián)式比較

圖4所示壓力為0.4 MPa時，R14在4種熱流密度條件下:(1)19.9 kW/m2;(2)35.1 kW/m2;(3)50.8 kW/m2;(4)73.6 kW/m2;局部傳熱系數(shù)在不同質(zhì)量流率下隨含氣率的變化關(guān)系。由實驗結(jié)果可以看出，低干度條件下R14飽和流動沸騰局部傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流率的增大呈現(xiàn)上升的趨勢，且隨著干度的增加，其上升趨勢更加顯著。分析其原因主要是當干度較小時，核態(tài)沸騰機制占主導作用，而強制對流機制的影響相對較小，質(zhì)量流率的影響就不是很明顯;而隨著干度的增加，強制對流機制的作用得以加強，質(zhì)量流率的增加使得實驗工質(zhì)的管內(nèi)的流動速度上升，顯著加強了流動傳熱的效果。

比較圖4中4種工況發(fā)現(xiàn)，不同熱流密度條件下局部傳熱系數(shù)的大小有著明顯差別，其原因主要體現(xiàn)在熱流密度的差異上。對比4種不同熱流密度下局部傳熱系數(shù)的數(shù)值，可以看出熱流密度高的條件下，其對應的局部傳熱系數(shù)的平均值也越大。

為了研究熱流密度的變化對于局部傳熱系數(shù)的影響，如圖5所示，實驗測試了壓力為0.4 MPa，質(zhì)量流率600 kg/m2s，干度為0.2時，熱流密度在5—65 kW/m2的變化范圍內(nèi)局部傳熱系數(shù)的數(shù)值。可以看出，局部傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化呈顯著上升的趨勢，且其變化趨勢近似于線性關(guān)系。從傳熱機理上分析，雖然熱流密度的變化對與強制對流蒸發(fā)機制的影響較小，但是對于核態(tài)沸騰機制的影響卻很大。熱流密度增加時，氣泡脫離加熱壁面的速率顯著上升，而且加熱壁面上一些更小尺寸的氣體空穴被活化，從而導致核態(tài)沸騰傳熱部分的影響顯著增大。

圖4 4種不同熱流密度條件下局部傳熱系數(shù)在不同質(zhì)量流率下隨含氣率的變化Fig.4 Variation of boiling heat transfer coefficient for different mass fluxes under four different heat fluxes

圖5 局部傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化關(guān)系Fig.5 Boiling heat transfer coefficient for different heat fluxes

圖6 所示為局部傳熱系數(shù)隨飽和蒸發(fā)壓力的變化關(guān)系。實驗結(jié)果表明，在熱流密度為51.6 kW/m2，質(zhì)量流率為600 kg/m2s，干度為0.2的條件下，局部傳熱系數(shù)隨飽和蒸發(fā)壓力的升高而不斷增大。飽和蒸發(fā)壓力變化時，工質(zhì)的熱物理性質(zhì)也相應發(fā)生變化，汽化潛熱和表面張力隨著壓力的增加而逐漸降低，成核所需的過熱度也降低，因此核化密度增加，核態(tài)沸騰機制的效應增強，從而導致傳熱系數(shù)上升。

圖6 局部傳熱系數(shù)隨飽和蒸發(fā)壓力的變化關(guān)系Fig.6 Boiling heat transfer coefficient for different evaporation pressure

4 實驗與文獻關(guān)聯(lián)式的比較

本文選用了5種常用的計算飽和流動沸騰傳熱系數(shù)的文獻關(guān)聯(lián)式與實驗結(jié)果進行比較，分別是Kandlikar［6］模型，Liu-Winterton［7］模型，Gungor-Winterton［8］模型，Bennett-Chen［9］模型，以及 Shah［10］模型，實驗結(jié)果與關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果如圖7所示。

圖7 局部傳熱系數(shù)實驗值與關(guān)聯(lián)式計算值的比較Fig.7 Comparison between experimental and calculated heat transfer coefficients

表2顯示的是R14飽和流動沸騰局部傳熱系數(shù)實驗值與關(guān)聯(lián)式計算值的平均偏差。由表中可以看出，Liu-Winterton關(guān)聯(lián)式和Bennett-Chen關(guān)聯(lián)式的平均偏差接近30%，尤其是局部傳熱系數(shù)實驗值較大的區(qū)域，Liu-Winterton關(guān)聯(lián)式和Bennett-Chen關(guān)聯(lián)式的計算結(jié)果偏差明顯較大;而Kandlikar關(guān)聯(lián)式、Gungor-Winterton關(guān)聯(lián)式以及Shah關(guān)聯(lián)式對本實驗的預測結(jié)果較好，平均偏差均在15%以內(nèi)。

表2 R116飽和流動沸騰傳熱系數(shù)實驗值與計算值的平均偏差Table 2 Deviations between calculated and measured heat transfer coefficient

5 結(jié)論

實驗研究了四氟甲烷在內(nèi)徑為6 mm的水平光滑管內(nèi)飽和流動沸騰傳熱特性，實驗的壓力范圍為0.22—0.60 MPa，熱流密度范圍 19.9—73.6 kW/m2，質(zhì)量流量范圍370—862 kg/m2s。分析了飽和壓力、質(zhì)量流率、質(zhì)量含氣率及熱流密度對四氟甲烷飽和流動沸騰換熱特性的影響。實驗結(jié)果表明，低干度條件下R14飽和流動沸騰局部傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流率的增大呈現(xiàn)上升的趨勢，且隨著干度的增加，其上升趨勢更加顯著;而熱流密度及飽和壓力與傳熱系數(shù)呈明顯的正相關(guān)關(guān)系，前者通過增強氣泡脫離加熱壁面的速率來強化核態(tài)沸騰的作用;后者則是由于壓力變化條件下，工質(zhì)的熱物理性質(zhì)的變化，成核所需的過熱度降低，核化密度增加，核態(tài)沸騰機制的效應增強，從而導致傳熱系數(shù)上升。本文選用了5種常用的計算飽和流動沸騰傳熱系數(shù)的文獻關(guān)聯(lián)式與實驗結(jié)果進行比較，結(jié)果表明 Kandlikar關(guān)聯(lián)式、Gungor-Winterton關(guān)聯(lián)式以及Shah關(guān)聯(lián)式對本實驗的預測結(jié)果較好，平均偏差均在15%以內(nèi)。

1 公茂瓊.深冷多元混合工質(zhì)回熱式節(jié)流制冷劑的熱力分析及其實驗研究［D］.北京:中國科學院理化技術(shù)研究所，2002.

2 吳劍峰，公茂瓊，羅二倉.適用于200-240 K制冷溫區(qū)的多元混合工質(zhì)節(jié)流制冷劑.中國，03121466.5［P］.2003-12-10.

3 公茂瓊，吳劍峰，羅二倉.適用于深冷溫區(qū)的多元混合工質(zhì)節(jié)流制冷劑.中國，03121423.1［P］.2004-2-18.

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