（工程热物理专业论文）r134a水平微细圆管内流动沸腾换热的实验研究.pdf

山尔人学硕十学位论文 中文摘要 本文对氟利昂r 1 2 的替代工质r 1 3 4 a 在水平微细圆管内的流动 沸腾换热特性进行了实验研究。，实验段采用不锈钢光滑圆管，圆管 内径1 6 4 r a m ，外径1 9 9 r a m 。沸腾换热实验的工况范围为：热流密 度q ：1 0 2 8 k w i m 2 ：质量流速g ：2 0 0 6 0 0 堙m ：j ；于度x ：0 ) r 一 0 8 5 ：) 本文主要探讨了流动沸腾换热系数随热流密度、质量流速、 及干度等主要参数的变化规律，并对常规直径下的沸腾换热关系式 对微细圆管内流动沸腾的预测准确度进行了比较分析。 厂 实验结果显示：流动沸腾换热系数随干度的增加呈单调上升趋 l 势，但不同沸腾数b o 与比密度p ，p ，条件下，换热系数随干度的 上升程度有所不同。热流密度和质量流速对沸腾换热系数的影响在 不同干度范围内表现出不同的变化规律：干度较小的区域内，沸腾 换热系数受热流密度的影响较大，受质量流速影响较小，表现出核 态沸腾对整个换热过程的贡献较大：干度较大的区域，沸腾换热系 数受质量流速的影响较大，随热流密度的变化较小，表现出此时的 沸腾换热以两相对流蒸发换热为主。整个干度范围内，没有表现出 核态沸腾或强制对流蒸发受到完全抑制的现象。在本文的实验不确 定度范围内，实验结果显示r 1 3 4 a 在1 6 4 r a m 通道内的流动沸腾换 热与常规水力直径下的流动沸腾换热有基本相似的特征。 利用本文实验获得的r 1 3 4 a 微细圆管内流动沸腾换热系数的实 验数据，与文献中的十三个管内流动沸腾换热经验关系式的预测值 进行了对比。其中，j u n g ( 1 9 8 9 ) 公式和y ue ta 1 ( 1 9 9 9 ) 公式对本实 l n 尔人学硕 ：学位论文 ! ii _ _ _ i _ _ - - l - - - - _ _ _ _ _ - _ _ i _ _ - _ _ _ - 验的预测准确度要好于其它公式，与实验值的绝对平均偏筹分别为 1 1 4 1 和1 2 6 6 。，：，一一 j 关键词：r 1 3 4 a 、微细圆管、流动沸腾 一 、 省尘厶誊罂土主2 鎏兰 f l o wb o i l i n gh e a tt r a n s f e ro fr 1 3 4 a i nah o r i z o n t a lm i n i t u b e a b s t r a c t a ne x p e r i m e n t a l i n v e s t i g a t i o no n f l o wb o i1i n gh e a t t r a n s f e rc h a r a c t e r i s t i c so fr 1 3 4 ai nah o t i z o n t a ls m o o t ht u b e is r e p o r t e d t h et e s ts e c t i o ni sm a d eo fas t a i n l e s ss t e e l t u b e ，w it hah e a t e dl e n g t ho f9 2 0 r a ma n do u t s i d ea n di n s i d e d i a m e t e r so f1 9 9 r a ma n d1 6 4 r a mr e s p e c t i v e l y l o c a lh e a t t r a n s f e rc o e f f i c i e n t sa r em e a s u r e df o rar a n g eo fh e a tf l u x 1 0 2 8 k w m 2 m a s sf l u x2 0 0 6 0 0 k g m 2 j ，a n dv a p o rq u a i t yo 0 8 5 t h ee f f e c t so fh e a tf l h x ，m a s sf l u xa n dv a p o rq u a l it y o nh e a tt r a n s f e ra r ed i s c u s s e d t h ee x p e r i m e n t a ld a t aa r e c o m p a r e dw i t ht h e s ec a l c u l a t e d f r o mc o n v e n t i o n a lb o i l i n gh e a t t r a n s f e rc o r r e l a t i o n sr e p o r t e di n1 it e r a t u r e t h ee x p e r i m e n t ss h o w e dt h a t ：t h el o c a lh e a tt r a n s f e r c o e f f i c i e n ti n c r e a s e sw i t ht h ei n c r e a s i n go fv a p o rq u a l i t y ， b u tt h ed e g r e e so ft h ei n f l u e n c ew i t hd i f f e r e n tb oa n dp i p 。 o nh e a tt r a n s f e rc o e f f i c i e n ta r ed i f f e r e n t t h ee f f e c t so f t h eh e a tf l u xa n dm a s sf l u xo nf l o wb o i l i n gh e a tt r a n s f e ra r e d i f f e r e n tf o rd i f f e r e n tv a p o rq u a l i t i e s i nl o w e r xr a n g e ， t h eh e a tt r a n s f e rc o e f f i c i e n ti sas t r o n gf u n c t i o no ft h eh e a t f l u x ，o n l yw e a k l yd e p e n d e n t so nm a s sf l u x ，a n d s h o w sa 1 1 1 省尘厶主鎏土：尘；鹜兰 d o m i n a n c eo l t h en u c l e a t i o nb o i l i n gm e c h a n is m i nh i g h e r v a p o rq u a lit yr a n g e ，t h eh e a t t r a n s f e rc h a r a c t e r ss h o wa d o m i d a n c eo ft h ec o n v e c t i v ee v a p o r a t i o nm e c h a n is m ，w h i c his as t r o n gf u n c t i o no ft h em a s sf l u x i ng e n e r a l ，t h es m a l lt u b e b o i ii n gh e a tt r a n s f e rc o e f f i c i e n te x h i b i t e dt h es i m i l a r c h a r a c t e r i s t i c sa n d t r e n d sf o u n di n 1 a r g e r t u b e s t h eo b t a i n e df e s u l t sa r eu s e dt oc o m p a r ew i t ht h i r t e e n e x i s t i n ge m p i r i c a lc o r r e l a t i o n sf o ri n t u b eb o i l i n gh e a t t r a n s f e ra v a i l a b l ei nl i t e r a t u r e s t h ec o r r e l a t i o no f j u n g ( 1 9 8 9 ) a n dt h a to fy ue ta l ( 1 9 9 9 ) a r ei ng o o da g r e e m e n t w i t ht h ee x p e r i m e n t a ld a t a ，w i t ht h em e a nd e v i a t i o no f1 2 4 1 p e r c e n ta n d 1 2 6 6 p e r c e n t ，r e s p e c t i v e l y k e y w o r d s ：r 1 3 4 a ，f l o wb o i l i n g ，m i n i t u b e i “尔人学硕十学位论文 竺! ! ! ! ! ! ! ! ! ! ! ! ! ! - i _ _ _ _ - _ _ _ _ - - _ _ i _ _ i i _ _ - 一 主要符号表 a 导温系数，m ! s a表面积，m ? a 截面积，m ! b o 沸腾数，b o = q g h 成 c 。对流数， c o ：( 上兰) ”( ) 。s z p l c 。比热，k j k g k d圆管内径，m n ，圆管外径，m e热电势，m v f 两相对流强化因子 f f r o u d e 骂筏，f r ? ：g 11 9 , 2 9 d g重力加速度，g = 9 8 m s 2 g 质量流速，k g m ! s h换热系数，w m 2 k h 。汽化潜热，k j k g i 电流，a k导热系数，w m k l加热段长度，m l 。过冷长度， i n m分子量 p压力，p a p ， 比压力，p ，= p p j ) r 普朗特数 ) r 液相普朗特数，p l ：墼 k ， q热流密度，k w i l l 2 q热流量，w ； 体积流量，m l m i n r e 雷诺数 r e ，液相雷诺数，r e ，：g d ， s 核念沸腾抑制因子 t 温度，或k u电压，v v 比容，m 3 k g x 于度 x ，l o c k h a r t m a r t i n e l i t 参数，x 。：( 旦2 ) ”( 旦) 05 ( 丝) 。一 琴瞪字母 b接触角 。 表面张力m ：均方根偏差 p密瘦妇幢 u动力粘度p a s q热效率 i ，强化因子 山尔人学硕士学位论文 卜标 c l t 计算值 c b两撩对流蒸发 e x o 实验值 i 内佼4 i n入门 l液念 n b核念沸瞪 。钤溅 o u t 出口 p o o l 池沸腾 s a t 饱和状念 t p两柏流 v汽惫 w壁面 山尔人学硕十学何论文 第一章绪论 1 - 1 课题背景及意义 换热器作为一种不同介质问热交换的通用j 艺设备，被广泛应 用在化工、动力、冶金、能源、航天等各种工程领域，其性能的每 一份提高都会带来极其巨大的经济与社会效益。在世界各国科学家 的努力下，换热器及其相关技术近2 0 年来迅速发展，几乎在其研 究的各个领域都取得了令人鼓舞的进步 1 。近十几年，紧凑式换 热器得到了迅速的发展和广泛的应用。 紧凑式换热器的主要特点是换热面积与体积之比很大，根据 s h a h 2 给出的定义，紧凑式换热器的表面积与体积之比大于 7 0 0 m ! m 1 ；而根据r e a y 3 的定义，该比值只须大于_ 2 0 0m 2 m 。与 常规换热器相比，紧凑式换热器具有许多优点，如效率高、体积小、 重量低，并能在较低的壁面过热度下工作：通常( 尽管不是全部) 较小的物理尺寸对应着相对较低的资本费用；元件尺寸的减小，大 大降低了安装成本：相对较少的工质总量既对降低成本有好处，对 安全也更有保障。当然，紧凑式换热器也有不足之处，如流动的阻 力变大等。然而，与其在换热方面所带来的好处相比，这些缺点有 时是可以接受的，而且在某些情况下，换热器的换热性能远比流动 阻力更为重要。 正因为此，紧凑式换热器得到了越来越广泛的应用。如有相变 的紧凑式换热器，已不仅被广泛应用在有工质输送的工业中，如制 冷空调系统的蒸发器和冷凝器等；而且也f 被广泛地应用在化工等 其他工业领域，如碳氢化合物的分离、气体液化及氮氧分离中的低 温工艺系统以及对温度敏感的一些控制系统等 4 。再如在航空航 天领域内，紧凑式换热器的研究更是倍受重视，人们希望研制出重 量和尺寸尽可能小而换热能力尽可能高的换热器，以适应航空航天 的特殊要求。 近年来，材料、制造技术及微加工技术的发展，促进了整体设 备的微型化、轻巧化，元件的散热及热控制问题已经成为影响乃至 阻碍许多设备发展的突出问题，这就要求相应的换热设备不仅要有 高的换热性能，而且重量和体积都要尽可能的小。 综上所述，紧凑式换热器在许多工程技术乃至现代高新技术领 域中都有着广泛的应用前景，对紧凑式换热器中的流动特性、传热 特性等方面进行深入的实验研究和理论分析有重要意义。 第l 页 山尔人学硕十等。位论文 ! ! ! ! ! ! ! ! ! ! ! ! 。! _ _ ! ! ! ! ! - _ - _ _ _ - i _ _ - _ _ _ _ _ - - - - - 1 2 微细管内流动沸腾的研究现状 到目j j i 为止，关于紧凑式换热器的两相流和换热研究的文献仍 然很少 5 。为了促进实际工业中紧凑式换热器的应用，有必要掌 握紧凑式换热器流动通道内两相流动和换热的基本问题。而材料与 制造技术的不断发展，促进了设备的不断微型化，也为紧凑式换热 器的更加“紧凑”提供了条件；与之对应，就有更多的流动沸腾发 生在微细通道，因此对微细通道内的流动沸腾的研究就变得非常迫 切和必要。 相对于微细通道内的单相换热研究，关于微细通道内流动沸腾 换热的发表在公丌文献上的相关研究还很少。微细通道内的流动沸 腾换热规律仍还没有被很好的理解。虽然最近也有旨在探讨微通道 内流动沸腾换热的研究，但大多数实验研究都是针对某特定工质或 某特定换热器或者蒸发器的相关结构 6 。对于更大范围的工程设 计和其他应用仍没有足够的信息和可靠的数据，对微细通道内流动 沸腾的换热机理的认识还远不够清晰，仍需要大量的实验研究和理 论分析来探讨微细通道内的流动沸腾换热机理。 关于常规直径的管内流动沸腾人们已经做了大量的各种实验， 如j u n g 等人 7 的实验表明制冷剂在大直径通道内的流动沸腾换热 机理为：当干度大于2 0 一3 0 耐，管内流动沸腾换热是以强制对 流蒸发换热的贡献为主。而与此相反，许多研究者对于微细通道内 沸腾换热机理的研究结果还不尽相同。 w a m b s g a n s s 等人 8 实验研究了r l l 3 在内径2 9 2 m m 的水平圆 管内的流动沸腾换热特性，结果显示实验工况范围内局部沸腾换热 系数是热流密度的强函数，受质量流速和干度影响较弱。在沸腾数 较高的情况下，管内流动沸腾换热以核态沸腾换热为主导。其比较 管内沸腾换热的经验关系式c h e n ( 1 9 6 6 ) 公式、s h a h ( 1 9 7 6 ) 公式、 g a n d l ik a r ( 】9 9 0 ) 公式及j u n g ( 1 9 8 9 ) 等公式计算值与实验结果之 问的绝对平均偏差分别为3 6 o 、1 7 6 、。1 9 7 、1 6 0 。 t r a n 等人对r 1 2 内径2 4 6 m m 圆管内流动沸腾的换热特性的实 验研究 9 发现：除最低过热度外所有工况下的流动沸腾换热系数 都是热流密度的函数，与质量流速无关。实验结果同样显示：在整 个实验f 度范围内都是核态沸腾换热占主导作用；而对较低过热度 t 。 2 7 5 条件下，质量流速对沸腾换热系数的影响才变得比较 明显。 p e n g w a n g 等 1 0 对水和甲醇在微矩形通道内受迫对流和流 动沸腾特性进行了实验研究，发现微型槽道内过冷液体的流动沸腾 第2 页 山尔人学硕十学位论文 ! ! ! | 一 i i i i i i i i i - _ - - - _ - _ 一 曲线没有明显的部分核态沸腾阶段，一丌始沸腾就进入h 土盛阶段， 并且核念沸腾传热得到很大强化，壁面过热度仅为5 8 。c 。作者提 出了“汽化空脚”和“拟沸腾”的新概念 11 。 b a o 等人 6 对r 1 1 和h c f c l 2 3 在1 9 5 m m 光滑圆管内的流动沸 腾换热进行了更广范围内的实验研究。实验显示：沸腾换热系数是 热流密度和系统压力的强函数，受质量流速和干度的影响非常小。 核态沸腾在流动沸腾中起主要作用，b a o 认为雷诺数和工质的液态 导热系数较低是造成强制对流蒸发换热的贡献较小的原因。实验结 果与常规直径条件总结出的一些沸腾换热经验关系式计算值之间 的偏差较大。 以上实验研究都认为微细通道内的流动沸腾换热是核念沸腾起 主导作用，但很多其他研究者对此同一问题的研究却有着完全不同 的结论。 k u r e t a 等人 1 2 对内径分别为2 m m 和6 m m 圆管内的水在常压下 流动沸腾的换热特性及压降进行了实验研究，根据实验数据他们拟 合出一个换热关系式_ “= ( 9 7 1 0 6 d 1 ”h + 1 3 4 2 d r e o “。式中 r e 。是入口条件下液念水的雷诺数。此关系式显示流动沸腾换热系 数只是蒸汽干度的函数，完全不受热流密度的影响，表明没有核态 沸腾的存在 1 3 。 0 h 等人 1 4 对r 1 3 4 a 分别在0 7 5 m m 、i m m 和2 m m 的水平圆管内 流动沸腾的实验研究则显示：实验工况范围内，没有观察到核态沸 腾的存在；而不同干度的范围，强制对流蒸发换热的特点不同：低 干度区，换热系数随干度的增加升高较慢；高干度区换热系数随干 度的增加提高较快：更高干度区的换热系数的下降则是由于局部蒸 干现象的发生。 y a n 等人 1 5 对r 1 3 4 a 在2 8 根直径2 0 m m 圆管管束内流动沸腾 换热及压降的实验研究，则显示沸腾换热系数是质量流速、饱和温 度和热流密度的函数。换热系数随着热流密度的提高而升高( 高干 度区除外) ；而随着质量流速和饱和温度的升高换热系数也有所提 高。根据他们的实验结果，很难判断出到底是核态沸腾还是强制对 流蒸发在流动沸腾中起主要作用。 k u w a h a t a 等人 1 6 对内径为2 o m m 和0 8 4 m m 的不锈钢圆管内 流动沸腾的换热特性及压降进行了实验研究，结果显示：通道尺寸 似乎不是影响流动沸腾换热特性的主要参数；微细圆管内蒸发换热 特性与常规直径管内的蒸发换热基本相似。 第3 页 山东人学硕= ：学位论文 叫以看出，关于微细通道内的流动沸腾换热机制的认识还远巧i 够清晰，要掌握微细通道内流动沸腾的换热特性仍还需要大量的实 验研究及理论分析；对水平光滑管内流动沸腾换热规律的研究以及 t i j 靠的基础数据的获得都是非常必要和非常迫切的。 1 - 3c f c s 及h c f c s 的问题 自从上个世纪三十年代，氟利昂就作为制冷剂、清洁剂、发泡 剂和灭火剂等被广泛应用。但1 9 7 4 年m o l i f i n 和r o w l a n d 研究发现 氟利昂扩散到大气同温层，受紫外线的照射会分解，释放出氯离子 与同温层中的臭氧发生反应，使臭氧层受到破坏 1 7 。臭氧层的破 坏导致了地球上的紫外线辐射量大大增加。直接后果就是：1 ) 、 危及人类健康，使皮肤癌、白内障的发病率增加，破坏人体免疫能 力；2 ) 、危及动植物，便农作物减产，不利于生物的生长和繁殖； 3 ) 、产生附加温室效应，从而加剧全球气候变暖。因此，减少有 害氟利昂的使用，保护大气臭氧层已经称为当前的一项全球性的紧 迫任务。 为此，国际社会于1 9 8 7 年在加拿大的蒙特利尔签署关于消耗 臭氧层物质的蒙特利尔议定书，从1 9 8 9 年1 月开始限制两类共 八种氟利昂的生产和使用。1 9 9 2 年，又在丹麦的哥本哈根对议定书 进行了修币，议定书修正案正式规定该组织的缔约国将于1 9 9 5 年 底停止生产使用c f c 类氟利昂，h c f c 类氟利昂物质将于2 0 2 0 年停 止使用。我国于1 9 9 1 年作为第三类协议承担国加入该组织 1 8 。 c f c 、h c f c 以及h f c 是目前国际上通用的种对氟利昂类物质 作标识的方法，以区分各种氟利昂对大气臭氧层的破坏程度。以c f c 表示碳氢化合物中的氢原子完全被氯或氟置换的生成物，例如r 1 2 以c f c 1 2 表示，该类氟利昂对大气臭氧层有严重的破坏作用；以 h c f c 表示碳氢化合物中的氢原予部分地被氯或氟所置换后的生成 物，例如r 2 2 表示成h c f c - 2 2 ，该类氟利昂对大气臭氧层有较轻的 破坏作用；以h f c 表示碳氢化合物中氢原子只有一部分被氟所置换， 而且不含氯原子的生成物，例如r 1 3 4 a 表示为h f c 1 3 4 a ，r 3 2 表示 为h f c 3 2 ，该类氟利昂对大气臭氧层没有破坏作用。 c f c 类及h c f c 类氟利昂的禁用和限产，使得全球的制冷、空调 行业面临严峻的挑战。由于r 1 2 和r 2 2 具有优异的物理、化学以及 热力学性质，在过去的几十年中一直被广泛应用在制冷和空调等工 业中，对它们替代物的研究就更加迫切。r 1 2 替代物的研究开展的 较早一些，在目前的替代物中，以r 1 3 4 a 的研究较为充分和应用最 山尔人学硕十。学能沦文 j ，但仍存在要求对压缩机进行改进，以及现用的润滑油、1 ：燥剂 等都不适用、有“镀铜现象”及吸水性强等问题，而且对r 13 4 a 的 传热性能的研究还不够完整。 作为c f c 类和h c f c 类制冷剂的首要替代物，r 1 3 4 a 在紧凑式换 热器中有广泛的应用前景。目的，r 1 3 4 a 已经有了比较完整的热力 学和物理、化学性质数据，但是对其传热性能的研究，尤其是在微 细通道内的流动沸腾换热的研究还较少 1 9 ，2 0 2 3 。因此，进一 步研究r 1 3 4 a 在微细通道内流动沸腾换热特性就非常必要。 1 _ 4 本课题拟完成的主要任务 本文对r 1 3 4 a 在光滑水平微细圆管内流动沸腾的换热特性进行 了实验研究，获得了一批较为可靠的实验数据。本文拟完成的主要 任务是：1 ) 、微细圆管内流动沸腾换热系数随干度的变化规律；2 ) 、 微细圆管内流动沸腾换热系数随热流密度的变化规律；3 ) 、微细圆 管内流动沸腾换热系数随质量流速的变化规律；4 ) 、利用本文实验 获得的r 1 3 4 a 在微细圆管内流动沸腾换热系数的实验数据对文献中 的十三个管内流动沸腾换热经验关系式的预测准确度进行了对比 分析，进一步探讨微细通道内与常规通道内的流动沸腾换热特性上 的区别。 山尔人学硕十学伉论文 第二章管内流动沸腾的换热特征 2 1 流动沸腾的定义 流动沸腾与大空问的沸腾不同，它是指在定向运动的液体中发 生的沸腾。这种定向运动既可由外力驱动，也可幽自然对流而形成。 流体既有无相变的强迫或者自然对流，又存在着出子大量气泡成长 和运动所引起的对流。 管内受迫流动沸腾换热过程是流动和沸腾两个基本物理过程的 联合作用，包含着两相流体的流动与沸腾换热的相互影响。工质的 定向流动使得沸腾过程的汽泡跃离直径变小而频率增高；而汽泡大 小、形状与频率的改变必然也会使两相流流动状况发生改变；液相 与汽相之问的转换过程对流场 和流型也产生影响，沸腾使工质 的流动发生变化，而这种变化反 过来又影响工质的沸腾过程 2 4 。管内流动沸腾比大空间的 沸腾要复杂的多。 2 - 2 管内流动沸腾的流动 型式 当液体在受热通道内蒸发 时，液体及其所产生的蒸汽就具 有不同的形态，即所谓的流动型 式。特定的流动型式取决于压 力、流量、热负荷及通道的几何 形状等参数。下面列举了一些能 够清晰的区分并被公认的流动 型式。 竖直通道内流动沸腾的流动 型式如图2 一l 所示为具有均匀 图2 一l 币赢蒸发管内流动型式 的低热负荷的受热垂直管道内 的流型示意图。管道下部供以稍 皇尘：兰堡：j ：笙苎 低，饱和温度的液体 2 5 。 n ：起始的单相区域中，液体被加热到饱和温度，在壁面i ：形成 热边界层，从而建立了径向温度分柿。工质向上流动的过程中被j j l i 热，擘温将超过饱和温度，壁面上具备了泡化的条件，汽泡丌始小 断q i 成、长大，最后脱离而形成泡状流动；沿着管长向上，汽泡总 数不断增加，汽泡聚合合并成汽弹，形成弹状流动，然后在后荫f 段管长f ：，汽弹之间的液体越来越少，直至没有液体，中心形成禽 有水滴的圆柱形汽柱，四周形成环状的水膜，膜中形成汽泡，c l h , j 流动为蚪状流动；此后液膜越来越薄，以致不能在此液膜上生产汽 泡这时热量完全依靠液体的对流和导热，由壁面传给液体，然后 在液商上蒸发，以后的汽泡就是在液膜一汽核分界面上由蒸发形成 的，汽核速度加快将导致液体以小液滴的形式被夹带进去，形成滴 状流动：当液膜被此失带过程和蒸发过程耗尽时，液膜就被完全蒸 干。而小液滴仍继续存在并慢慢蒸发，直到变为纯单相蒸汽。 幽2 2 水平蒸发管内的流动】弘式 水平管道内流动沸腾的流动型式图2 - 2 为水平管道承受热负葡 均匀加热时的流动型式典型示意图。这里展示的流动型式顺序是对 较低的入口速度( l m s ) 而言的。从管道入口的单相液体丌始分 别经历泡状流动、塞状流动、弹状流动、波状流动、环状流动直至 最后蒸干区的纯单相蒸汽流动。与垂直通道内流动沸腾不同的是较 低流速下的水平通道内的流动沸腾产生的汽泡趋于沿管道的上半 部流动。从传热观点看来，在波动流动区，管道上部表面可能会被 问断的干燥和再润湿，而在环状流动区中，在较长一段管的上部管 壁周围将出现逐步扩大的蒸干。而当液体的入口流速较高时，重力 的影响相对不太明显，相分布变得更加对称，从而也就更接近垂直 流动中观察到的流动型式。 2 - 3 管内流动沸腾的换热模式 f 面以液体在壁面受热的垂直流道中的上升流动为例，来分析 各种流动沸腾工况下的传热问题。当热流密度高于一定值时，对流 第7 页 省2 ：主鎏：丝2 ；鎏兰 换热的强度就不足以防止壁面温度高于冷却工质的饱和温度。壁商 温度提高就使得和壁面接触的液体过热，使一些汽化成核地点被活 化产生汽泡，形成沸腾的起始。初始阶段，仅在受热表面j 二的部 分出现汽核生成，此时强制对流换热仍占主导地位，这种 况称为 部分核态沸腾；当热流密度再提高时，更多汽核生成地点被活化， 汽泡数目逐步增加，一直达到充分形成核态沸腾时，所有表面就处 于核态沸腾的状态；进一步增加热流密度，使得更多的汽核生成地 点被活化，直至达到临界热流密度。超过临界热流密度后，就出现 个传热不稳定的区域，称为部分膜态沸腾或者过渡沸腾。当壁面 温度高于l e i d e n f r o s t 点时，就逐步转变为稳定膜态沸腾。 核态沸腾 核态沸腾时，热量从受热表面至液体的传递是通过下列几种机 理进行的。1 ) 、靠汽泡的汽化潜热的热量转移；2 ) 、当汽泡还附 着在壁面上时，靠汽泡底部的连续蒸发和汽泡顶部的凝结所形成的 热量转移；3 ) 、由于汽泡对附面层的扰动，引起液体一蒸汽间的 交换所造成的传热；4 ) 、汽泡密集层之间单相对流的传热 2 6 。 研究核态流动沸腾的任务就在于各种核态沸腾工况下各种机理所 起到的作用。 、 部分核态沸腾：从强制对流到核态沸腾的过渡过程，构成了部 分核态沸腾的工况。为确定部分核态沸腾时的沸腾曲线形状， b e r g l e s 和r o h s e n o w 对同一批不锈钢管进行了流动沸腾和大容积 沸腾的实验。研究发现过冷度对大容积沸腾有强烈的影响：同时发 现流动沸腾的流体力学的特征与大容器饱和沸腾的区别是显著的。 由此得出一个结论，即流动沸腾曲线不能用大容器饱和沸腾的数据 为依据，而必须用实际的流动沸腾数据。 充分形成的核态流动沸腾：在充分形成的核态流动沸腾中，热 流密度要受压力和壁温而不受流速的影响。由现有的充分形成沸腾 的数据表明，过冷度和质量流速对充分形成沸腾的强弱均没有影 响。 强制对流蒸发 在充分形成核态沸腾，截面含汽率高的环状流动，有一个蒸汽 核心和一个液体环，发生核态沸腾使核心蒸汽流速很高，汽液界面 上的紊流程度变得很强烈，随着蒸汽干度的增加，在此后的区域内， 加热表面上的薄层液膜厚度经常达到这样的程度，以至于有效的热 传导足以抑制与壁面接触的液体过热达到汽泡泡化的温度。通过液 膜中的强制对流，把从壁面上取走的热量加到液膜一汽核分界面 上，在该界面上产生蒸发过程。此时既然泡化完全被制止，那么这 第8 页 山尔人学颂扛学位论文 种传热过程就不能再叫“沸腾”，而叫强制对流蒸发换热，在陔转 变以后的l 毳域称为传热的双相强制对流区。泡化受到了抑制，此时 的换热情况受流动工况的影响很大。 幽2 - 3 竖直管内沸腾两相流流型与换热模式 山尔人学硕十学位论文 2 _ 4 管内流动沸腾过程流动与换热的综合分析 管内流动沸腾过程是流动与沸腾两种基本物理过程的联合作 刖。流动与沸腾两种不同的物理过程并存，相互影响，相互制约， 构成了两者纵横交错的复杂关系。下面以竖直管内水的上升流为 例，综合分析管内流动沸腾的流型和换热模式。 如图2 - 3 所示，设沿管长均匀加热，管道进口处为具有一定的 过冷度的水，出口为纯蒸汽。在全管长内其换热工况( 或者模式) 可以分为下列几个区域： 单相液体对流换热区域 当水进入管道后被加热，由于这时壁温及近壁面的液体边界层 温度较低，没有达到在水中产生汽泡的温度。在这一区域内液体与 壁面之问的换热机理与单相液体的管内对流换热相同，而壁面温度 与液体温度之差基本保持不变。 高过冷沸腾区域 又称局部过冷沸腾区域或壁面含汽区域( w a l l - - v o i dr e g i m e ) 。 在此区域内，虽然水的主流温度仍然有很高的过冷度，但壁面温度 高于水的饱和温度，在壁厦及近壁的水边界层的某些地方已经具备 汽泡的形成条件，于是在这些地方产生了数量有限的汽泡。将此初 始形成汽泡的地点称为沸腾起始点。而在没有形成汽泡的壁面上仍 然继续保持着水与壁面侧的单相对流。由于水的主流具有高过冷 度，近壁面的液体边界层的温度亦有一定的限度，因而这些在壁面 上初次形成的汽泡就基本上在跃离壁面之前就自行破灭。虽然这些 汽泡的数量不多，也完不成成长、跃离的全过程。但毕竟形成了工 质的流动己由单相流动进入了泡状流的初期，汽泡的形成与破灭对 液体边界层起到了扰动作用，再加上液汽两相的蒸发一凝结，都使 高过冷沸腾区域的换热强度较单相液体对流区高一些。而在这个区 域内，壁面与液体间的温差呈线性规律降低。 低过冷沸腾区域 又称为充分发展过冷沸腾区域或离壁含汽区。随着液体不断地 被加热，液体主流的过冷度降低，壁面及靠近壁面的液体边界层温 度升高。因此壁面上汽化核心增多，以致使汽泡布满壁面，从而使 壁面与管内流体的换热丰要由壁面泡态沸腾控制，而且由于近壁面 的液体温度升高，汽泡得以从壁面跃离并上升到主流后才被凝结而 破灭，由此两相流进入了泡状流中期。显然由于汽泡数量的增多、 汽泡寿命和运动路程的延长，均使沸腾对总换热过程起着更加重要 第1 0 页 的作用，并使此时的换热烈度比高过冷度沸腾区域的高。而擘向t 。 ：流问的温差继续降低。 饱和泡态沸腾区域 泡念饱和沸腾区又称为主流沸腾区域。当液体主流达到饱和温 度时，来自壁面的汽泡不再凝结而是弥散在主流中，与液体均匀混 合在一起向上运动，形成典型的泡念流形态。如果两相流流体的速 度和热流密度不是太高，当汽泡数量继续增加时，在运动中，将相 7 1 合并成为一些较大的弹状汽泡，形成弹状流。由于此时汽泡数量 和两相流流速都比泡状流区高，故使换热系数能在较高水平的状况 f 略有增长。必须指出，由于p ， d ，而在同一压力梯度下，密度 较小的蒸汽必然比密度较大的液体具有较高的流速，而随着沿管长 的加热持续下去，两相流含汽率的不断增加，汽泡逐渐集中到流道 中一心的高速流动区域。当流速和含汽率达到某个极限值时，就形成 了环状流。在环状流初期，液体附在壁面上形成较厚的环状层，层 内仍有一定数量的汽泡在继续形成、成长和运动，而位于管道中 心的蒸汽具有很高的流速，上述两种效应相互结合促使换热系数达 到较高水平并保持不变。 强制对流蒸发区域 出于液体的不断蒸发，环状液膜逐渐变薄，当液膜厚度达到某 临界值后，膜层内的泡态沸腾受到完全的抑制，于是两相流进入了 典型的环状流流型。由于坏状液膜厚度变薄，且膜内对流换热更加 强烈，因而在液膜的液汽界面上形成液体的剧烈蒸发，于是便进入 了强制对流蒸发换热阶段。由于管道中心两相流的高速流动和汽液 界面液体的剧烈蒸发，强制对流蒸发后区较上一个区域有更高的换 热强度，其换热系数又稍有增加，而壁面和主流之间的温差进一步 降低。 缺液的膜态沸腾区域 由于液体蒸发过程十分剧烈，附在壁面上的环形液膜将越来越 薄，最后完全消失，出现了所谓的干涸点，于是形成了雾状流流型。 但在雾状流中仍悬浮着被央带的液滴，故称为缺液区。由于壁面与 流体之问的液体膜层已由汽液混合物所代替，因而换热状况恶化， 换热系数陡降。但当汽、液混合物中的液滴撞击壁面时，仍将使壁 面润湿，并在壁面上蒸发而吸热，故使得壁温有所降低，换热系数 有所提高。随着两相流继续被加热，于度提高，液滴逐渐减少，蒸 发量就随之降低。对于一定材料组成的，并具有一定粗糙度的壁面 来说，当液滴的大小及数量、流动参数及作用力等达到一定数值时， 壁面上将形成稳定的蒸汽膜，此时壁面温度不再降低而是上升。但 第1 1 页 山尔人学硕十学位论文 i j l l 。管内两棚流流速甚高，而且随着壁温的升高，辐射换热增火， 敞其总换热系数将稍有提高。 单相汽体对流区域 当汽流中所夹带的液滴全部蒸发完毕，即x = 1 时，汽流在接受 来自壁面的热流后温度继续上升，成为过热蒸汽。在此期间，过热 幽2 4 流动沸腾曲线 蒸汽与壁面之间的换热完全转变为单相蒸汽对流换热。汽体与壁面 之间的温差又保持基木不变的状况。 图2 - 4 是l a h e y & m o o d y 以壁温为控制变量进行流动沸腾实验回 归整理实验数据后，得到的与大空间沸腾曲线相类似的强制对流流 动沸腾曲线，由图可知一般强制对流流动沸腾过程一般由下列工况 组成：单相液体对流换热( 卜2 ) ；过冷沸腾( 2 - 3 ) ，对应于泡态 流初期，包括高、低过冷沸腾两部分；饱和泡态沸腾( 3 4 ) 对应 于泡状流、弹状流和环状流初期：强制对流蒸发( 4 - 5 ) ，对应于 环状流：过渡沸腾或部分膜态沸腾( 5 - 6 ) ，对应于雾状流初期、 中期；稳定膜态沸腾( 6 - 7 ) ，对应于雾状流后期及单相汽体对流 区，其中由强制对流蒸发到部分膜态沸腾要经过于涸点5 ，在t 涸 点出现了两种不同换热模式的转折。从干涸点开始，热流密度下 降，此转折点的性质于大空间沸腾中的沸腾临界点类似，故又称为 沸腾临界热负荷、沸腾危机，又称为下涸点或沸腾转折点( b o i lin g t r a n s i t i o n ，简称为b t ) 。 第1 2 页 l 【泺人学硕十学位论文 幽2 5 以x 与q 为参数的流动沸腾过科| ! | 热流密度升高时，若管内两相流的于度x 出低到高变化，其所 经历的换热工况有所不同，如图2 - 5 所示，当处于较低热流密度如 q l 的条件下，工质将经历以下各种工况：液体单相对流( a ) 区域， 过冷沸腾( b ) 区域，饱和泡念沸腾( c 、d ) 区，强制对流蒸发( e 、 f ) 区，缺液膜念沸腾( g ) 区及单相汽体对流区全过程。此过程虽 然经过干涸区，但由于热流密度较低，不会发生实际上的烧毁现象。 当热流密度较高时，由于流体的过冷沸腾开始较早，经过饱和沸腾 区域时出现干涸点，而且不经过强迫对流蒸发阶段就直接转入膜态 沸腾区及缺液区。若热流密度再高，流体在过冷沸腾区就会发生沸 腾i 临界工况，可能导致管壁的实际烧毁。 综上所述，对管内流动沸腾换热方面的研究已经取得了显著的 成果，这些成果不仅已经被用来解决工程技术中所遇到的设计和运 行问题，而且也奠定了进一步开展研究和探索的基础。各种实验， 诸于j u n 9 1 9 8 9 等人的实验表明制冷剂在大直径通道内的流动沸腾 换热机理：当干度大于2 0 一3 0 时，管内流动沸腾换热是以强制 第1 3 页 l i 尔人学硕十学位论文 埘流蒸发换热的贡献为主。近年来，由于设备微型化的发展趋势， 越来越多的流动沸腾发生在微细通道内。而到目前为止，对微细通 道内的流动沸腾的换热机理仍没有形成统一的认以，仍然需要进一 步的理论分析和大量的可靠的基础实验数据。本文主要通过实验方 法探讨了r 1 3 4 a 在内径1 6 4 m m 的不锈钢圆管内流动沸腾的换热特 性。 ! ! ! ! ! ! ! ! ! 坐茎鎏：；：芷鲨銮 第三章水平圆管内流动沸腾换热实验 剑i jf i ；i 黄j 止，对r 1 3 4 a 在微细圆管内流动沸腾换热特性的研究 还较少t 而且对其换热特性的认识还不够清晰，因此对它们进行细 致的实验测量，获得批可靠的数据，并在此基础上研究其规律就 最得很有必要和迫切。 3 - 1 实验装置 为了达到本论文实验研究的目的，作者在清华大学传热强化j 过程节能教育部重点实验室搭建了水平管内流动沸腾换热实验台， 实验系统如图3 一l 所示： 一、实验系统： 本实验系统主要有一个氟利昂工质回路和冷却水回路。如图所 示，j 质回路主要包括储液罐、磁力驱动泵、过滤器、涡轮转予流 量计、预冷器、实验段、冷凝器、阀门及管路系统等组成。冷却水 同路i i | 冷水机组、水箱、水泵、流量计及管路系统等组成。 l 璺| 3 - 1 实验系统示意图 进行管内流动沸腾换热实验的时候，构成如下的实验回路：储 液罐内的液态r 1 3 4 a 受磁力泵的驱动，流经过滤器、流量计，进入 预冷器，从预冷器出来的是一定温度下的过冷液态工质，进入实验 段受热沸腾，经过一个较短的单相对流换热( 或许还有过冷沸腾) 第1 5 页 “i 尔人学硕十学位沦史 阶段后进入饱和流动沸腾换热阶段，从实验段出来的饱和蒸汽或饱 和蒸汽与饱和液体的混合物被送入冷凝器凝结，因为冷凝器是按过 量负荷设汁的，因此从冷凝器出来的是过冷或饱和的液态：【：质，l 质被送面i 储液罐，完成一个循环。 幽3 - 2 实验装置照片 实验段的加热负荷是通过对实验段管壁直接通直流电实现的。 通过直流电源供应器可以调节实验段的输入电流、电压大小，从而 控制实验段的加热功率。 f l o w 幽3 - 3 实验段示意幽 第1 6 页 二、实验段 图3 - 3 为实验段示意图。实验段采用内径1 6 4 m m ，外径1 9 9 m m 的光滑表面不锈钢圆管，有效换热长度为9 2 0 m m 。在9 2 0 m m 的有效 长度上，我们在实验段的外表面共布置3 0 对热电偶，分别处于1 5 个截面的上下位置。为了避免电流直接加热管壁对热电偶的温度测 量的影响，我们敷设热电偶的方法是：先在实验段外壁面涂以绝缘 导热的环氧树脂薄层，然后将热电偶的感温头固定在薄层上，再将 热电偶垂直引出。由于实验段管子壁厚只有0 1 8 m m ，而且热电偶采 用中0 1 5 m m 的铜一康铜热电偶，所以在数据处理时，忽略管壁面的 径向导热，认为热电偶测量的温度就是实验段内壁面的温度。 实验段的两端，各设有一个测量管内工质温度和压力的混合腔， 其中温度测量也采用m o 1 5 m m 的铜一康铜热电偶，将热电偶感温头 伸至大约位于管子中心线的位置，然后固定密封。压力测量则通过 毛细管引出到通向压力表的阀门，用来测量实验的压力。混合腔采 用绝缘材料，可以断丌实验段和管路其他的电流回路，保证加热负 荷全部施加在实验段上。 为使实验段向外界环境的散热损失尽可能的少，除包裹保温层 外，我们在实验段的保温层间又另敷设了由加热丝和温控器组成的 热保护层( t h e r m a l - - g u a r d ) 。 3 - 2 参数的测量 如上所述，在实验段共采用了3 0 对热电偶来测量管壁面温度， 同时在实验段的进出口端都有工质温度及压力的测量点，再加上实 验段的电压信号和流量计的流量信号等等，在每一个实验工况下总 共需要采集近四十个数掘信号。本文使用美国f 1 u k e 公司的 n e t d a q 一2 6 4 0 a 型数据采集仪器，获取的数据通过网络即时传送到 p c 机，因此可以同步监测并记录实验数据。 1 、温度： 本文中所有温度测量都使用中0 1 5 m m 的铜一康铜热电偶。热电 偶的冷端采用冰浴法。除实验段测壁温的3 0 对热电偶外，实验段 前后的混合腔内各布簧两个测量工质进出口温度的热电偶。经过严 格标定，在0 5 0 c 温度范围内对本实验使用的热电偶进行标定( 由 于我们使用的均是同一批生产的铜丝和康铜丝，并且采用相同的手 段同一批制作，因此认为热电偶的不均匀性可以忽略) ，以o 。c 为 参比温度，标定得到的温度与热电势之间的关系用最d x - - 乘法回归 得到如下的关系式： 第1 7 页 山尔人学硕十学位论文 热电偶： t = 0 3 4 2 8 8 + 2 5 1 8 2 4 e 一0 4 8 9 17 t ! j ( 3 1 ) 式中热电势e 的单位为m v 。关系式的计+ 算值与标定值之间的最 人偏差为0 ，0 1 4