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(jiǎn)單、無(wú)低溫運(yùn)動(dòng)部件，并且穩(wěn)定高效，因此在深冷溫區(qū)有著其它制冷機(jī)無(wú)可比擬的優(yōu)勢(shì)［1］?；旌瞎べ|(zhì)節(jié)流制冷機(jī)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(lèi)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(yīng)［2-3］。

水平管內(nèi)的兩相流動(dòng)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(duì)其傳熱特性的研究對(duì)于優(yōu)化換熱器設(shè)計(jì)和提高其穩(wěn)定性有著重要意義。盡管過(guò)去在混合制冷劑中添加R14作為組分已經(jīng)有了很長(zhǎng)的一段時(shí)間，但是有關(guān)其飽和流動(dòng)沸騰傳熱特性的研究報(bào)道卻很少見(jiàn)，相關(guān)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)更是缺乏。因此，為了更清楚的了解全氟烷烴類(lèi)物質(zhì)飽和流動(dòng)沸騰的換熱規(guī)律，對(duì)于R14在水平管內(nèi)飽和流動(dòng)沸騰傳熱的實(shí)驗(yàn)研究就顯得很有必要。

影響水平管內(nèi)飽和流動(dòng)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(cè)試工質(zhì)本身的熱物理性質(zhì)。實(shí)驗(yàn)測(cè)定了R14在內(nèi)徑為6 mm的水平管內(nèi)兩相流動(dòng)沸騰傳熱特性。實(shí)驗(yàn)測(cè)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(shí)驗(yàn)裝置及原理

2.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

基于鄒鑫［4］工作基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，其示意圖如圖1所示。該系統(tǒng)包括兩個(gè)循環(huán)回路:測(cè)試工質(zhì)循環(huán)回路以及用于冷凝測(cè)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(jī)將測(cè)試工質(zhì)冷凝為液體，并由一個(gè)可調(diào)速的磁力泵驅(qū)動(dòng)循環(huán);泵后安裝了一臺(tái)科氏力流量計(jì)，用于測(cè)量流體的質(zhì)量流量;液體進(jìn)入預(yù)熱器后，通過(guò)調(diào)節(jié)預(yù)熱器的加熱量來(lái)獲得所需的含氣率和飽和氣體壓力值;兩個(gè)可視觀察鏡分別設(shè)置在試驗(yàn)段的入口和出口，用以觀察測(cè)試流體的流型;試驗(yàn)段的實(shí)物圖如圖2所示，8段內(nèi)徑6 mm，外徑30 mm，長(zhǎng)度50 mm的紫銅加熱段由一系列內(nèi)徑6 mm，外徑6.4 mm，長(zhǎng)度60 mm的不銹鋼連接段通過(guò)真空焊接連接而成，試驗(yàn)段同軸度及內(nèi)壁面一致性經(jīng)處理后檢測(cè)滿足實(shí)驗(yàn)要求。圖2及圖3顯示試驗(yàn)加熱段的實(shí)物圖及截面圖，測(cè)試段表面緊密纏繞加熱絲并通過(guò)直流電源進(jìn)行加熱;位于每個(gè)測(cè)試段中間部位的頂部、底部和側(cè)部安裝了3只PT100溫度計(jì)用于測(cè)量壁面溫度;試驗(yàn)段入口處安裝有壓力傳感器用于測(cè)量試驗(yàn)段的絕對(duì)壓力，進(jìn)出口之間安裝有一個(gè)壓差傳感器用于測(cè)量試驗(yàn)段壓降值。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

圖2 試驗(yàn)段整體實(shí)物圖Fig.2 Photo of test section

2.2 測(cè)量方法

對(duì)于每一個(gè)加熱銅段，流體的局部傳熱系數(shù)可通過(guò)下式計(jì)算得到:

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

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

Tw試驗(yàn)段的內(nèi)壁面溫度，不能直接測(cè)量得到，是通過(guò)測(cè)量試驗(yàn)段加熱壁面上的溫度并按照一維徑向穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱方程計(jì)算得到:

式中:Ti為安裝在各個(gè)測(cè)試段中間部位的3只溫度計(jì)的測(cè)量平均值，K;Qi為每個(gè)試驗(yàn)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(yàn)段長(zhǎng)度，mm;k為銅的導(dǎo)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(cè)量，可通過(guò)測(cè)量試驗(yàn)段出口壓力及試驗(yàn)段壓差，并依據(jù)線性插值的方法得到各試驗(yàn)段的壓力，查找Refprop可得到對(duì)應(yīng)的飽和溫度值。

此外，每個(gè)加熱段的平均含氣率的可通過(guò)能量平衡計(jì)算得到。整個(gè)試驗(yàn)段入口處的含氣率可通過(guò)下式計(jì)算得到:

式中:Qpreh為預(yù)熱器的加熱功率，W;Hlv為汽化潛熱，J/kg;m是通過(guò)試驗(yàn)段截面的質(zhì)量流量，kg/m2s;Tin為試驗(yàn)段進(jìn)口液體溫度，K;Ti為進(jìn)入預(yù)熱器的過(guò)冷液體溫度，K。則第一段試驗(yàn)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(yàn)段的平均含氣率可表示為:

依此方法，可以得到每個(gè)測(cè)試段上的平均含氣率。

2.3 不確定度分析

實(shí)驗(yàn)中所使用的溫度、壓力、壓差、質(zhì)量流量及電壓電流測(cè)量?jī)x器的型號(hào)、測(cè)量范圍及其不確定度如表1所示。實(shí)驗(yàn)中的所有數(shù)據(jù)點(diǎn)均在穩(wěn)態(tài)條件下獲得，其判定標(biāo)準(zhǔn)是壁面溫度在十分鐘的時(shí)間內(nèi)變化范圍小于0.1 K.依據(jù)文獻(xiàn)［5］中的計(jì)算方法，取置信區(qū)間為95%，得到流動(dòng)沸騰換熱系數(shù)的擴(kuò)展不確定度為 6.2%—15.6%。

表1 測(cè)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(shí)，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(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，低干度條件下R14飽和流動(dòng)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(shì)，且隨著干度的增加，其上升趨勢(shì)更加顯著。分析其原因主要是當(dāng)干度較小時(shí)，核態(tài)沸騰機(jī)制占主導(dǎo)作用，而強(qiáng)制對(duì)流機(jī)制的影響相對(duì)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(qiáng)制對(duì)流機(jī)制的作用得以加強(qiáng)，質(zhì)量流率的增加使得實(shí)驗(yàn)工質(zhì)的管內(nèi)的流動(dòng)速度上升，顯著加強(qiáng)了流動(dòng)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(duì)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(duì)應(yīng)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(duì)于局部傳熱系數(shù)的影響，如圖5所示，實(shí)驗(yàn)測(cè)試了壓力為0.4 MPa，質(zhì)量流率600 kg/m2s，干度為0.2時(shí)，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?？梢钥闯觯植總鳠嵯禂?shù)隨熱流密度的變化呈顯著上升的趨勢(shì)，且其變化趨勢(shì)近似于線性關(guān)系。從傳熱機(jī)理上分析，雖然熱流密度的變化對(duì)與強(qiáng)制對(duì)流蒸發(fā)機(jī)制的影響較小，但是對(duì)于核態(tài)沸騰機(jī)制的影響卻很大。熱流密度增加時(shí)，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(dǎo)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(shí)驗(yàn)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(shí)，工質(zhì)的熱物理性質(zhì)也相應(yīng)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(guò)熱度也降低，因此核化密度增加，核態(tài)沸騰機(jī)制的效應(yīng)增強(qiáng)，從而導(dǎo)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(shí)驗(yàn)與文獻(xiàn)關(guān)聯(lián)式的比較

本文選用了5種常用的計(jì)算飽和流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)的文獻(xiàn)關(guān)聯(lián)式與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)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(shí)驗(yàn)結(jié)果與關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果如圖7所示。

圖7 局部傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值與關(guān)聯(lián)式計(jì)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(dòng)沸騰局部傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值與關(guān)聯(lián)式計(jì)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(shí)驗(yàn)值較大的區(qū)域，Liu-Winterton關(guān)聯(lián)式和Bennett-Chen關(guān)聯(lián)式的計(jì)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(duì)本實(shí)驗(yàn)的預(yù)測(cè)結(jié)果較好，平均偏差均在15%以?xún)?nèi)。

表2 R116飽和流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值的平均偏差Table 2 Deviations between calculated and measured heat transfer coefficient

5 結(jié)論

實(shí)驗(yàn)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(dòng)沸騰傳熱特性，實(shí)驗(yàn)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(duì)四氟甲烷飽和流動(dòng)沸騰換熱特性的影響。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，低干度條件下R14飽和流動(dòng)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(shì)，且隨著干度的增加，其上升趨勢(shì)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(guò)增強(qiáng)氣泡脫離加熱壁面的速率來(lái)強(qiáng)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(guò)熱度降低，核化密度增加，核態(tài)沸騰機(jī)制的效應(yīng)增強(qiáng)，從而導(dǎo)致傳熱系數(shù)上升。本文選用了5種常用的計(jì)算飽和流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)的文獻(xiàn)關(guān)聯(lián)式與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)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(duì)本實(shí)驗(yàn)的預(yù)測(cè)結(jié)果較好，平均偏差均在15%以?xún)?nèi)。

1 公茂瓊.深冷多元混合工質(zhì)回?zé)崾焦?jié)流制冷劑的熱力分析及其實(shí)驗(yàn)研究［D］.北京:中國(guó)科學(xué)院理化技術(shù)研究所，2002.

2 吳劍峰，公茂瓊，羅二倉(cāng).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(guó)，03121466.5［P］.2003-12-10.

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

4 Zou Xin，Gong Maoqiong，Chen Gaofei，et al.Experimental study on saturated flow boiling heat transfer of R170/R290 mixtures in a horizontal tube［J］.International Journal of Refrigeration，2010，33:371-380.

5 Moffat R J.Describing the uncertainties in experimental results［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，1988(1):3-17.

6 Kandlikar SG.A general correlation for saturated two-phase flow boiling heat transfer inside horizontal and vertical tubes［J］.Journal of Heat Transfer，1990，112:219-228.

7 Liu Z，Winterton R H S.A general correlation for saturated and subcooled flow boiling in tubes and annuli，based on a nucleate pool boiling equation ［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，1991，34:2759-2766.

8 Gungor K E，Winterton R H S.A general correlation for flow boiling in tubes and annuli［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，1986，29:351-358.

9 Bennett DL，Chen JC.Forced convective boiling in vertical tubes for saturated pure components and binary mixtures［J］.AICHE Journal，1980，26:454-461.

10 Shah M M.Chart correlations for saturated boiling heat transfer:equations and further studies.ASHRAE Transactions［J］.ASHRAE Transactions，1982，88:185-196.