水平細通道內CO2流動沸騰換熱流態特性實驗研究

(1 上海理工大學制冷與低溫工程研究所 上海 200093；2 上海市計量測試技術研究院 上海 200093)

在CO2制冷循環系統中使用細通道換熱器，可有效提高制冷循環系統運行效率，減小對自然環境的破壞作用[1]。但由于CO2熱物性較為特殊，如表面張力較小使初始核化所需過熱度值較小，加熱壁面上能夠快速產生較多的汽化核心，核態沸騰換熱作用得到強化，破壞表面生成的液膜，導致環狀流液膜不穩定；液體導熱系數較大使壁面熱量能夠更快的導入貼近壁面的液膜內，提高換熱初始過熱度，有利于氣泡的形成；液體黏度較小使壁面生成液膜較薄，表面剪切力較小；液氣密度較小使兩相流相變換熱過程中流體平均速度變化較小，同時氣相和液相之間相對速度差也較小。因此，CO2流態轉變特性較為特殊，由常規制冷劑修正而來的理論流態預測數學計算模型對CO2流態預測偏差較大[2-6]。可能由于CO2制冷系統運行壓力較高，對其管內實際流態可視化研究較少，尤其針對飽和溫度低于-20 ℃時的流態研究很少，專門針對CO2理論流態預測數學模型的可靠性有待商榷[7-8]。針對上述現象，本文對細通道內CO2實際流態進行可視化研究，驗證CO2理論流態預測數學計算模型的可靠性，并對其進行更新。

1 實驗裝置與數據處理

1.1 實驗系統介紹

本實驗系統由3部分組成：1)CO2循環系統；2)脈管制冷機系統；3)數據采集系統。實驗系統原理如圖1所示，實驗系統主要設備參數如表1所示。

表1 實驗系統主要設備參數Tab.1 Main parameters of equipments in experimental system

圖1 實驗系統原理Fig.1 The principle of experimental system

CO2循環系統主要由部件測試段、套管式冷凝器、儲液器、套管式過冷器、磁力蠕動泵、質量流量計、預熱器、安全器組成，實驗系統內部工質循環動力由磁力蠕動泵提供。由于CO2制冷系統運行壓力較高，且實驗過程中還需要對流態進行可視化研究，所以本實驗系統中沒有使用制冷壓縮機，而是采用磁力蠕動泵作為循環系統動力驅動裝置，這樣不僅能夠有效降低整個循環系統運行壓力，還方便實現飽和溫度的控制。實驗系統運行時，液態CO2從儲液器中泵出，經套管式過冷器過冷后由Coriolis質量流量計測得液態CO2循環質量流量，液態CO2過冷可防止由于管路阻力出現閃蒸和漏熱現象導致的部分液態CO2汽化，影響質量流量計測量精度。通過ABB變頻器調節磁力蠕動泵的頻率或轉速精準控制CO2液體流量。為方便控制測試段CO2入口干度，在進入測試段前裝有預熱器，在預熱器表面均勻纏繞電阻絲，采用大電流、低電壓直接對其進行加熱，通過調節輸入電流來控制輸入預熱器中的熱量，輸入熱量直接由WT330功率計采集得到。從測試段排出的高干度CO2兩相流進入套管式冷凝器中冷凝為液體。系統中裝有儲液器為CO2循環系統提供足夠的液體量，同時在調節系統運行壓力時也能起到緩沖作用。停機后，為保證實驗系統在恢復至環境溫度過程中不會因CO2液體快速氣化壓力迅速上升而造成管路和設備的爆裂，系統中裝有安全容器和安全閥。

由于實驗系統中采用磁力蠕動泵取代壓縮機為循環系統提供動力，所以在套管式冷凝器很難獲得高冷凝壓力，且實驗工況飽和溫度較低，跨度區間較大，因此由測試段排出的CO2高干度蒸汽由脈管制冷機組提供的冷量冷凝。為保證質量流量計能夠準確測量CO2液體流量，在進入質量流量計前裝有套管式過冷器對CO2液體進行過冷，過冷器冷量同樣由脈管制冷機組提供。

1.2 可視化與測試段

可視化實驗系統由可視化實驗段和圖像處理軟件兩部分組成。可視化實驗段包括石英玻璃段、真空密閉腔、高速攝像機、可調光源、PC機及通訊線，圖2所示為可視化實驗系統結構。由于CO2循環系統運行壓力較高，為保證測試的安全性，對可視段采用法蘭夾持的結構形式。在不影響觀測效果的前提下可視段采用壁厚為5 cm石英玻璃。進行流態動態觀測時，為排除可視段與外部環境之間熱傳遞對內部流態及其轉變特性造成影響，實驗系統將可視段置于密閉矩形腔內，用真空泵抽空密閉矩形腔內的空氣，保證可視段處于真空環境中，以避免外界環境熱量進入可視段內影響流態動態觀測。在真空密閉矩形腔兩側安裝石英玻璃可視窗，一側安裝可調光源，有效發光面積為100 mm×100 mm，另一側架設Basler高速攝像機實時采集CO2動態流態。利用基于LabView圖形化語言編制的圖像處理軟件對動態流態錄像進行后期處理和分析。

圖2 可視化實驗系統結構Fig.2 The structure of visualization experiment system

測試段為水平放置內外表面光滑不銹鋼圓管，總長為300 mm，外徑為6 mm，內徑為1.5 mm，內表面粗糙度為16 μm，其中加熱段長為150 mm。將電加熱絲均勻緊密纏繞于測試段上，考慮人身安全問題，采用可調穩壓電源提供大電流、低電壓直接加載在電加熱絲兩端對測試段加熱，通過可調穩壓電源控制加載在電加熱絲兩端的電流即可無極調節測試段加熱量，測試段電加熱量直接由功率計WT330測得，在測試段外壁的3個位置的上、下、左、右4個方向布置12個貼片式鉑電阻對測試段外壁溫進行測量，在加熱段前后布置引壓管接入壓差傳感器中測量總壓差，測試段布置如圖3所示。

圖3 測試段布置圖Fig.3 Test section layout

1.3 數據處理及不確定度

加熱段焓值的變化由加熱段位置z計算獲得，局部干度通過線性內插法獲得，具體計算如式(1)、式(2)[9-10]所示。

(1)

(2)

為減少隨機誤差，數據存儲都是基于工況穩定后進行的，數據采集系統會自動進行識別工況，一旦判斷穩定自動開始存儲數據。數據存儲周期為2 s，每存10組數據做一次平均值并保存，每個穩定工況均取5 min內的實驗數據進行計算。由于儀器儀表本身具有精度等級，所以實驗測試過程中各參數均具有一定的不確定度，由于不確定度具有可傳播性，所以二次計算量干度具有不確定度。為使實驗數據及后期實驗結果的分析具有較高的置信區間，根據技術規范對測試數據進行不確定度評定。

由式(1)可知，蒸氣干度通過計算z處焓值，結合線性內插法計算獲得，因此干度不確定度計算如式(3)～式(7)所示：

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：εhz為測試段中間位置焓值的不確定度；εhl為制冷劑飽和液體焓值不確定度，εhlv為制冷劑汽化潛熱值不確定度；εq為熱流密度不確定度。根據測試段電加熱功率測量精度為±0.2%；漏熱實驗漏熱量熱平衡差小于2.3%；測試段內徑為1.5 mm，加熱段長為150 mm，測量精度為0.01 mm；質量流量計精度為±0.1%，預熱器電加熱功率測量精度為±0.2%，焓值不確定度計算干度最大不確定度為3.1%。

2 理論流態預測模型

M.J.Quiben等[11-12]基于334組CO2實驗數據基礎上獲得了流態預測理論數學計算模型，適用工況范圍：質量流率170～570 kg/(m2·s)，熱流密度5 ～32 kW/m2，飽和溫度：-5～25 ℃，通道尺寸0.8～10 mm，干度0～1。流態預測理論數學計算模型如式(8)～式(16)所示：

(8)

Gwavy=50+

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

圖4～圖6分別為不同實驗工況下理論流態圖。圖中B為泡狀流區域；I為間歇流區域；A為環狀流區域；S為塞狀流區域；SW為分層流區域；W為波狀流區域；D為干涸區域；M為霧狀流區域，Gbubble為泡狀流-間歇流/彈狀流區域邊界轉變曲線；Gwavy為波狀流-環狀流區域邊界轉變曲線；Gstrat為分層流-波狀流區域邊界轉變曲線；XIA為間歇流-環狀流區域邊界轉變曲線；Gdryout為環狀流-干涸區域邊界轉變曲線；Gmist為干涸-霧狀流區域邊界轉變曲線。根據質量流率和干度確定流態形式，基于流態形式對換熱過程進行劃分，如圖中紅色虛線所示。

圖4 飽和溫度Tsat=-10 ℃、質量流率G=400 kg/(m2·s)、熱流密度q=7.5 kW/m2、內徑Di=1.5 mm時CO2理論預測流態圖Fig.4 Theoretical flow pattern diagram for CO2 at Tsat=-10 ℃，G=400 kg/(m2·s)，q=7.5 kW/m2,Di=1.5 mm

圖5 飽和溫度Tsat=-10 ℃、質量流率G=400 kg/(m2·s)、熱流密度q=30 kW/m2、內徑Di=1.5 mm時CO2理論預測流態圖Fig.5 Theoretical flow pattern diagram for CO2 at Tsat=-10 ℃，G=400 kg/(m2·s)，q=30 kW/m2,Di=1.5 mm

圖6 飽和溫度Tsat=-35 ℃、質量流率G=300 kg/(m2·s)、熱流密度q=30 kW/m2、內徑Di=1.5 mm時CO2理論預測流態圖Fig.6 Theoretical flow pattern diagram for CO2 at Tsat=-35 ℃，G=300 kg/(m2·s)，q=30 kW/m2,Di=1.5 mm

由基于流態預測理論數學計算模型繪制的理論流態圖(圖5)可以看出，質量流率直接決定了換熱過程中所經歷的流態形式，有些流態只有在質量流率較小時才能表現出來，如分層流、塞狀流等[12]。由圖5可以看出，隨著質量流率的增大，Gdryout、Gmist均向左上方延伸，分界點對應的干度值有減小的趨勢。因為隨著質量流率的增大，在相同干度下，氣液兩相相對速度差增大導致氣液兩相界面上剪切力增大，對連續液膜造成破壞，加劇了液膜的不穩定性，同時高速氣流夾帶液滴作用增強，使局部干涸現象在較小干度就發生，所以Gdryout、Gmist向左上方移動[13]。

熱流密度對Gdryout、Gmist具有重要影響。隨著熱流密度的增大，代表環狀流區域的面積A和干涸區域的面積D均變小，環狀流和干涸區域對應的干度分布范圍變小，霧狀流區域對應的干度分布范圍擴大。因為熱流密度增大，管內液體蒸發劇烈，干涸現象提前發生，且干涸進程加快，所以環狀流和干涸區域對應的干度分布范圍變小，霧狀流區域擴大。隨著熱流密度的增大，Gdryout、Gmist均向左移。這是因為熱流密度的增加使管內工質相變換熱更為劇烈，液相工質氣化更為迅速，所以局部干涸現象提前發生，Gdryout、Gmist均向左移。

飽和溫度對流型轉變具有重要影響，隨著飽和溫度的上升，XIA向右移，Gdryout、Gmist向左移。這是因為隨著飽和溫度的增加，液氣密度比減小，氣液相速度比減小，間歇流中的氣泡聚合困難，難以形成連貫的氣芯，所以XIA向右移，間歇流區域增大；較高的飽和溫度表面張力較小，在高干度區域液膜容易破裂，局部干涸現象提前出現，所以Gdryout、Gmist向左移。隨著飽和溫度的降低，代表干涸區域的面積越小，甚至在環狀流與霧狀流之間消失，主要是因為隨著飽和溫度的降低，液氣密度比、表面張力、液體黏度均增大，使管內氣流速度加快，液相流體能夠更好的附著在管內壁面形成環狀流，在高熱流密度高質量流率工況下，管內液滴夾帶現象明顯增強，管內流態直接由環狀流轉向霧狀流轉變。

3 流態可視化研究

基于可視化研究裝置，對CO2在1.5 mm細通道內氣泡動態運動進行初步分析。結果表明：僅當在質量流率較小時，才能夠觀測到較多的流態形式，這與流態預測理論數學計算模型反映的趨勢一致。一般情況下細通道內換熱速度較快，為了清晰分辨各流態，熱流密度要處于較小的工況下。圖7所示為CO2在細通道內氣泡動態生長過程。從壁面脫離后的氣泡因浮力作用懸浮于管道上方，隨著主流液體一起向前運動，由于換熱進程較快，氣泡很快長大脫離壁面，但氣泡內徑略小于管徑，如圖7(a)、圖7(b)所示；隨著換熱持續進行，氣泡繼續生長直至管徑般大小，壁面上剛核化形成的小氣泡還沒來得及脫離就被吞并形成更大的氣泡，形成的大氣泡能夠截獲更多的氣泡，由于管內徑向尺寸的限制，氣泡只能沿軸向延伸，氣泡形狀也由自然形成的圓形轉變為子彈型，流態也呈現為塞狀流或間歇流狀態，如圖7(c)～圖7(h)所示；隨著換熱的進一步進行，氣泡間的液塞蒸發殆盡，氣泡與氣泡直接相連，此時管內流速較低，因受到重力作用，氣相工質集中在管上部，液體沉積在管底部流動，氣液兩相分界面較為光滑，如圖7(f)～圖7(j)所示；隨著換熱的進行干度增加，管內流速也增加，尤其氣相流速的增加導致液體薄層表面液體沿流動方向翻滾，在氣液分界面上形成波，且沿著流動方向往下游傳遞，形成波狀流，如圖7(k)所示；當氣流速度足夠大時，擠壓沉積在底部液體至管兩側，當兩側液膜在管頂部接觸時，管橫截面上形成了連續的環形液膜，中心為高速流動的蒸汽核心，環狀液膜與蒸汽核心之間存在強烈的擾動現象，尤其在環狀流后期中心高速氣流夾帶氣液分界面上表層液體分子以液滴的形式彌散在中心氣流中，如圖7(l)所示；在換熱的最后階段，液膜逐漸變薄甚至蒸干，氣相為連續流體，液體完全以液滴的形式彌散在高速流動的氣體中，進入霧狀流區域，如圖7(m)所示。

圖7 CO2氣泡動態生長過程Fig.7 Dynamic grow progress of CO2 bubble

圖8 質量流率為100 kg/(m2·s)時，相同飽和溫度下CO2管內流態隨熱流密度的變化Fig.8 The flow pattern variation for CO2 with different heat flux at mass flow rate G=100 kg/(m2·s)and the same saturation temperature

圖8所示為在質量流率為100 kg/(m2·s)時，相同飽和溫度下CO2管內流態隨熱流密度的變化。由圖8可知，隨著熱流密度的增大，沉積在管底部的液膜逐漸變薄直至蒸干，隨著管內液相逐漸蒸發為氣相，管內流速迅速增加，帶動氣液分界面上表層液體分子隨流動方向翻滾，管內流態由分層流發展為波狀流，最終發展為霧狀流。熱流密度的大小對管內CO2由液相轉變為氣相的轉變速率具有決定性作用，而對流態形式沒有影響。對相同質量流率相同熱流密度不同飽和溫度下流態變化進行研究發現，飽和溫度對流態的影響與熱流密度類似，主要原因是不同飽和溫度下汽化潛熱不同，相當于改變熱流密度，所以飽和溫度對流態的影響與熱流密度類似。

圖9所示為在熱流密度為7.5 kW/m2時，相同飽和溫度下CO2管內流態隨質量流率的變化。當質量流率為50 kg/(m2·s)時，管內流態為氣液界面較為光滑的分層流；當質量流率提升至150 kg/(m2·s)時，管內為氣液界面擾動較為強烈的波狀流；當質量流率提升至300 kg/(m2·s)以上時，管內流態則為中心高速蒸汽核心的環狀流。由此可見質量流率直接決定換熱過程中流態形式，隨著質量流率的增加，氣液兩相相對速度差增大，對氣液界面的擾動作用增強，造成液膜不穩定，流態由分層流向波狀流/環狀流轉變，管內表面上部容易出現局部干涸，這與流態預測理論數學計算模型研究相一致。

圖9 熱流密度為7.5 kW/m2時，相同飽和溫度下CO2管內流態隨質量流率的變化Fig.9 The flow pattern variation for CO2 with different mass flow rate at heat flux q=7.5 kW/m2 the same saturation temperature

對比實際觀測CO2動態流態與理論流態預測數學計算模型可知，由理論流態預測數學計算模型繪制的理論流態圖能夠較好的反映CO2在細通道內所需經歷的流態；對比研究不同工況下觀測到的流態發現，質量流率、熱流密度和飽和溫度對流態及其轉變特性的影響與不同工況下理論流態圖對比研究反映的變化趨勢一致。

流態可視化研究表明：當前由理論流態預測數學計算模型繪制的理論流態圖中流態邊界轉變曲線預測偏差較大，尤其對干涸區域和霧狀流區域預測偏差較大，與理論流態圖對比研究發現，理論流態圖對Gdryout、Gmist預測較為提前，這是因為本文實驗研究工況飽和溫度較低，液體黏度較大，附著在壁面的液膜較厚，汽化潛熱較大等特性延緩了干涸現象的出現，而Cheng L.X.等[12]理論流態預測數學計算模型適合工況-5～25 ℃，因此對低溫工況下理論流態預測出現偏差。

4 流態理論預測模型更新

理論分析液氣黏度比、表面張力及液氣密度比等均對CO2干涸現象有影響，因此本文研究水平細圓管內CO2干涸特性時對臨界熱流密度理論模型進行了更新[14-15]，添加了液氣黏度比無量綱因子，結合實驗數據重新擬合臨界熱流密度預測關聯式，如式(17)所示。

(17)

基于更新后的臨界熱流密度理論預測數學計算模型和流態可視化研究對Gdryout、Gmist分別進行更新，利用計算機算法對式(18)、式(19)中系數重新進行擬合，擬合結果如表2、表3所示。

表2 環狀流-干涸區域邊界轉變曲線系數Tab.2 The coefficient of transformation curve at the annular to the dryout area

表3 干涸-霧狀流區域邊界轉變曲線系數Tab.3 The coefficient of transformation curve at the dryout area to mist area

(18)

(19)

由流態可視化研究可知，流態及流態變化受質量流率和熱流密度影響較大[16-18]，而Cheng L.X.等[12]理論流態預測模型中間XIA數學計算式中未能體現質量流率與熱流密度的作用，所以考慮加入沸騰數Bo作為影響因子，數學計算模型如式(20)～式(22)所示，擬合結果如表4所示。

(20)

(21)

(22)

表4 間歇流-環狀流區域邊界轉變曲線系數Tab.4 The coefficient of transformation curve at the Intermittent to annular

圖10所示為更新后CO2流態圖，新建CO2流態預測數學計算模型與統計不同工況不同干度下流態數據進行對比分析，可視化研究得到的流態89.4%符合新建CO2流型圖對于流型的劃分，因此可以認為新建CO2流態預測數學計算模型與實驗結果吻合較好。

圖10 飽和溫度Tsat=-10 ℃、質量流率G=400 kg/(m2·s)、熱流密度q=30 kW/m2、內徑Di=1.5 mm下CO2更新理論流態圖Fig.10 The updated theoretical flow pattern diagram for CO2 at Tsat= -10 ℃，G=400 kg/(m2·s)，q=30 kW/m2,Di=1.5 mm

實驗過程中由于間歇流、環狀流、干涸區域及霧狀流的流態特征較為明顯，在可視化研究過程中出現頻率高，且容易觀測辨別，便于將相應工況下流態與表面傳熱系數和摩擦壓降對應；而泡狀流、分層流、波狀流等流態由于換熱極快，所以流態只是短暫的出現過，分界線不明顯難以觀察分辨，且流態可視化研究過程中存在筆者觀測主觀性，不能保證實驗觀測流態與實驗測試表面傳熱系數和摩擦壓降能夠準確對應，為保證更新CO2流態圖的可靠性，本文不對這些模棱兩可的流態進行統計，所以不對泡狀流、分層流及波狀流邊界轉變曲線進行更新。

5 結論

本文針對CO2在水平細通道管內流動沸騰換熱過程流態特性進行了理論分析。當熱流密度為7.5～30 kW/m2，質量流率為50～600 kg/(m2·s)，飽和溫度為-40～0 ℃，干度為0～1，內徑為1.5 mm時，對水平細通道內氣泡動態生長過程進行可視化實驗研究，對比分析實驗結果與理論流態預測模型，并對理論流態預測模型進行更新，得到如下結論：

1)通過對不同工況下理論流態圖對比分析可知，質量流率對換熱過程中所經歷的流態具有決定性作用，隨著質量流率的增大，環狀流-干涸區域、干涸-霧狀流區域邊界轉變曲線均往向左上方延伸；熱流密度對干涸區域和霧狀流區域有決定性作用，隨著熱流密度增大，環狀流-干涸區域、干涸-霧狀流區域邊界轉變曲線向左移；飽和溫度對流型轉變特性具有重要影響，隨著飽和溫度的上升，間歇流-環狀流區域邊界轉變曲線向右移，環狀流-干涸區域、干涸-霧狀流區域邊界轉變曲線向左移。

2)對CO2在水平細通道內氣泡動態生長過程進行可視化研究，結果表明：僅當質量流率和熱流密度均較小時，才能夠容易觀測到較多的流型。對比實際CO2動態流態與理論流態圖可知，理論流態圖能夠較好的反映CO2在流動沸騰換熱過程中所經歷的流態。通過對不同工況下流態可視化的研究發現，不同工況下理論流態圖所反映的流態變化趨勢符合實際流態變化規律；但理論流態圖對CO2流態轉變的預測偏差較大，尤其在干涸區域和霧狀流區域。

3)基于實驗數據和更新后臨界熱流密度理論預測模型對理論流態圖中環狀流-干涸區域、干涸-霧狀流區域邊界轉變曲線進行更新，對間歇流/彈狀流-環狀流邊界轉變曲線更新中引入了沸騰數Bo表征質量流率和熱流密度對流態轉變的影響；可視化研究獲得的流態數據中89.4%符合新建CO2流型圖對流型的劃分。

符號說明

A——面積，m2

Bo——沸騰數

D——水力直徑，m

Fr——費勞德數

G——質量流率，kg/(m2·s)

h——焓值，kJ/kg

H——無量綱液面高度

L——加熱段長度，m

M——摩爾分子量，kg/kmol

Pr——普朗特數

P——無量綱液體濕周

式中65ZB為河南省人口老齡化系數；CZHL為河南省城鎮化率；LNFYB表示河南省老齡人口撫養比；WSJGS為河南省衛生機構數。

q——熱流密度，W/m2

qm——質量流量，kg/s

Q——熱量，W

x——干度

σ——表面張力，N/m

θ——潤濕角，rad

g——重力加速度，9.81 m/s2

ρ——密度，kg/m3

u——速度，m/s

We——韋伯數

ε——不確定度

μ——黏度，Pa·s

z——距離，m

下標

CHF——臨界

pre——預熱

sul——過冷

v——氣體

l——液體

waly——波狀流

bubbly——泡狀流

dryout——干涸

IA——間歇流轉換環流

LD——液相占管橫截面

leak——泄漏

lv——液相轉氣相

mist——霧狀流

strat——分層流

VD——氣相占管橫截面