（工程热物理专业论文）co2单管池沸腾换热实验研究.pdf

中文摘要 随着国际上对自然工质c 0 2 跨临界循环研究的深入，提高c c h 跨临界制冷 循环系统各部件的效率，加快其向实用化迈进是当前研究的关键问题。本文通过 理论分析，实验研究相结合，重点对c 0 2 满液式蒸发器开展了研究。 通过对c 0 2 管内和管外沸腾关联式的计算和对比，得出了c 0 2 池沸腾换热 效果要好于管内沸腾换热，并为实验数据与关联式的对比提供了依据。 论文对亚临界区c 0 2 与常规工质的物性进行了比较，研究了c 0 2 管内沸腾 换热干涸问题和沸腾成核机理，提出了c c h 满液式蒸发器设计的设想。这些都 有助于了解c c h 沸腾换热特性，可为设计高效、大型c 0 2 满液式蒸发器提供必 要的理论基础。 本文自行设计和制造了c 0 2 单管满液式蒸发器，并在原有c 0 2 热泵系统上进 行改造，减少了实验成本。通过对c 0 2 单管满液式蒸发器进行实验研究，得出了 满液式沸腾换热系数与热流密度、压力之间的变化关系，并与经验关联式进行了 对比分析，发现实验结果与c o o p e r 法吻合，平均偏差为9 8 5 。实验还对c 0 2 池 沸腾进行了可视化研究，观察了c 0 2 沸腾气泡的变化情况。最后，总结出了二氧 化碳单管池沸腾换热的实验关联式，和蒸发器换热系数表，为今后c 0 2 池沸腾蒸 发器的研究和设计提供了实验基础和数据参考。 关键词：c 0 2 热泵；池沸腾：满液式蒸发器；可视化 a b s t r a c t a sm o r ea n dm o r ei n t e r n a t i o n a lr e s e a r c h e sh a v ec o n c e r n e do nn a t u r a lw o r k i n g f l u i dc 0 2t r a n s c r i t i c a l c y c l e ，i m p r o v e m e n to fe a c hr e f r i g e r a t i o nc y c l e sp a r t p e r f o r m a n c ea n dt h ep r o m o t i o no fi t sp r a c t i c a l i t ya l lb e c o m et h ek e yp r o b l e m so f c u r r e n tc o n c e r n i n gr e s e a r c h t h r o u g ht h e o r e t i c a la n a l y s i si nt h et h e s i s , c o m b i n e dw i t h e x p e r i m e n t a lr e s e a r c h ，c 0 2p o o l - b o i l i n ge v a p o r a t o rw a ss t u d i e d t h r o u g hc a l c u l a t i o na n dc o m p a r i s o nb o i l i n gc o r r e l a t i o n so u t s i d e - t u b ew i t ht h o s e o fi n - t u b e ，i ti sf o u n dt h a tc 0 2p o o l b o i l i n gh e a tt r a n s f e rc o e f f i c i e n ti sm u c hh i g h e r t h a ni n - t u b eh e a tt r a n s f e rc o e f f i c i e n t t h ea n a l y s i sr e s u l t sa l s os u p p l yt h eb a s i cd a t a f o rt h ec o m p a r i s o nw i t he x p e r i m e n t a ld a t a t h et h e r m o p h y s i c a lp r o p e r t i e so fc a r b o nd i o x i d ei nt h es u b e r i t i c a lr e g i o na r e a n a l y z e da n dc o m p a r e dw i t ht h o s eo ft h ec o n v e n t i o n a lr e f r i g e r a n t si n t h i st h e s i s d r y - u pp h e n o m e n ao fc 0 2i n 缸l b eb o i l i n gh e a tt r a n s f e ri sa n a l y z e d t h ec h a r a c t e r i s t i c s c 0 2n u c l e a t i o ng r o w t hm e c h a n i s ma r ei n v e s t i g a t e d 1 n h ec o n c e p to fc 0 2p o o l b o i l i n g e v a p o r a t o ri sp r e s e n t e d a l lt h ea b o v es t u d i e sc a l lh e l pt ou n d e r s t a n dt h et h e o r e t i c a l f o rd e s i g n i n gc 0 2p o o l - b o i l i n ge v a p o r a t o ri nh i g he f f i c i e n c ya n dp r a c t i c a l i t y ac 0 2 s i n g l et u b ep o o l b o i l i n ge v a p o r a t o rw a sd e s i g n e da n dm a d eb yo u r s e l v e s t h ep r i m a r yc 0 2h e a tp u m ps y s t e mw a si m p r o v e d t h r o u g he x p e r i m e n tr e s e a r c ho n c 0 2s i n g l et u b ep o o l b o i l i n gh e a tt r a n s f e r , t h er e l a t i o n s h i po fh e a tt r a n s f e rc o e f f i c i e n t v a r i e t yw i t hh e a tf l u xa n dp r e s s u r ew a sf o u n d ，a n dc o m p a r e dw i t ht h ee x p e r i m e n t a l c o r r e l a t i o n s t h ee x p e r i m e n td a t aa r ec l o s e dt ot h e r e t i c a lr e s u l t so fc o o p e rc o r r e l a t i o n ， a v e r a g ee r r o ri s9 8 5 t h eb e h a v i o r so fb u b b l e si nt h ee x p e r i m e n to fc 0 2 p o o l - b o i l i n gw e r eo b s e r v e d f i n a l l y , a ne x p e r i m e n t a lc o r r e l a t i o no fc 0 2s i n g l et u b e p o o l - b o i l i n ga n dad i a g r a mo fe v a p o r a t o rh e a tt r a n s f e rc o e f f i c i e n ti ss u m m a r i z e di n t h i st h e s i s a l lt h er e s u l t sw i l lg i v eh e l p sf o rs t u d ya n dd e s i g no fc 0 2p o o l b o i l i n g e v a p o r a t o rf r o me x p e r i m e n t sa n dd a t a k e yw o r d s ：c c hh e a tp u m p ；p o o lb o i l i n g ；f l a s h i n ge v a p o r a t o r ；v i s u a lm a t h o d 独创性声明 本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的 研究成果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表 或撰写过的研究成果，也不包含为获得苤鲞盘堂或其他教育机构的学位或证 书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中 作了明确的说明并表示了谢意。 学位论文作者签名：岁傍 签字日期： 2 ( ) 口7 年 7 月2 尹日 学位论文版权使用授权书 本学位论文作者完全了解墨注盘堂有关保留、使用学位论文的规定。 特授权墨鲞盘堂可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检 索，并采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编以供查阅和借阅。同意学校 向国家有关部门或机构送交论文的复印件和磁盘。 ( 保密的学位论文在解密后适用本授权说明) 学位论文作者签名： 乡博 签字日期：2 哆年月彳日 新签名：国人 签字日期：纱7 年月节日 天津大学硕士学位论文 c o z 单管池沸腾换热实验研究 1 1 研究背景和研究意义 第一章绪论 在16 0 多年的制冷发展历史中，已经有5 0 多种物质被用于压缩式制冷和热 泵装置的制冷工质，首先是应用乙醚( r 7 4 7 ) 作为制冷工质在p e r k i n s 船舶( 18 3 4 ) 发明的世界第一台制冷装置中和随后h a r r i s o n ( 1 8 5 6 ) $ 1 j 冷装置中。自1 9 世纪7 0 年代以后，性能更优越的化合物如c 0 2 、n h 3 、s 0 2 等被引人到制冷空调领域， 并且应用了相当长的时间。自2 0 世纪3 0 年代开始，r 1 2 等人工合成类新型的卤 代烃制冷工质在制冷空调领域开始获得了广泛的应用并很快取代了传统的自然 制冷工质。 1 9 7 4 年，r o w l a n d 和m o l i n a 发表的论文证实卤代烃物质在大气等温层中由 于光线照射而分解出的氯原子会对大气臭氧层产生强烈的破坏作用，从而导致对 地球环境有害紫外线的增加。为保护大气臭氧层，关于消耗臭氧层物质的蒙特 利尔议定书要求禁止使用c f c 类制冷工质并逐步淘汰h c f c 类制冷工质，c f c s 的禁用，使全球制冷、空调行业面临一场新的挑战，各国的科学家和工程师开始 寻找替代物。h f c 类制冷工质( 如r 1 3 4 a ) 自8 0 年代以来，相继投人市场并越来 越得到推广应用。h f c s 虽然o d p 值为零，但是由于其较高的g w p 值，在1 9 9 7 年1 2 月的京都议定书中已被列为受限的6 类温室气体之一。 到2 0 0 0 年，世界每年由于汽车空调和单元式空调器导致的氯氟烃排放量为 l o 万吨，其相应的g w p 值与1 5 0 0 0 万吨c 0 2 的排放量相当【l 】。由于人工合成类 制冷工质的绝大部分最终都会排放到大气中去，对地球生态环境的长期影响难以 预料，大量的事实表明，许多人工合成的物质，尽管从一开始看对人类是有益的， 但随着该物质的大量和长期的使用，就逐步显现出对生态环境的巨大破坏作用， 在制冷空调领域也是如此。痛定思痛，人们开始重新将目光转向那些在大气中存 在了千百万年、对地球生态系统无害的水、氨、二氧化碳、空气、碳烃化合物等 自然制冷工质。在众多的自然工质中，c 0 2 以其独特的性能赢得了越来越多的关 注。 c 0 2 作为自然界存在的一种物质，在早年制冷行业的应用中，曾因为系统笨 重且效率很低而被人t s t j 冷剂所替代。由于c f c s 等人工制冷剂替代形势所迫， 第一章绪论 前国际制冷协会主席l o r e n t z e n 于19 9 3 年大力提倡使用自然工质，如c c h 、n h 3 、 碳氢化合物、水和空气，尤其c 0 2 ，由于自身特点而被誉为“一种接近理想的制 冷剂”1 2 。 c 0 2 作为制冷剂除了没有人工合成物对环境污染的问题以外，还具有许多不 可替代的优点： ( 1 ) 安全性好。 c 0 2 具有无毒、不可燃、不爆炸和无嗅的特点，即使在高温下也不分解产生 有害气体。并且，因为c 0 2 是碳的最高氧化状态，具有非常稳定的化学性质。 c t h 与水混合时呈弱酸性，可腐蚀碳钢等普通金属，但不腐蚀不锈钢和铜类金属。 输送的c 0 2 比较干燥( 含水率小于8 p p m ) 时，采用普通的碳素钢即可。 ( 2 ) 来源广泛，价格低廉。 c 0 2 无论直接天然开采还是从工业副产品获得都有广泛的来源。价格便宜。 维护成本低，无需回收或再生，操作与运行的费用也较低。 ( 3 ) 单位容积制冷量大。 c q 制冷机的工作压力较高，因此其压缩机吸气比容较小，单位容积制冷量 大( 高达2 2 6 m j m 3 ) ，约为传统制冷剂的5 8 倍。同时c 0 2 优良的流动和传热特 性，可显著减小压缩机与系统的尺寸，使整个系统非常紧凑，而且运行维护也比 较简单，具有良好的经济性能。 ( 4 ) 压比小。 虽然二氧化碳压缩机的排气压力大，在l1 m p a 甚至更高，但吸气压力与常 规制冷循环相比大了很多，使得压比小，压缩机的容积效率较高。 表1 1 为c 0 2 与几种常见制冷剂性质的比较。 表1 1 几种常用制冷剂性质比较 c o sc 3 i h r 1 2r 2 2r 1 3 4 ar 4 0 7 cr 4 l o a r 7 4 4r 2 9 0 自然工质是是否否否否否 o d p g w po lo o1 8 5 0 0 0 0 5 17 0 0o 1 3 0 0o 1 6 0 0 0 1 9 0 0 可燃性毒性否否影否否否否否否否否否否否 临界温度( ) 3 1 19 6 81 1 2 09 6 o1 0 1 18 6 17 0 2 临界压力( m p a ) 7 3 84 2 64 1 l4 9 74 0 74 6 44 7 9 泡点( ) 7 8 4- 4 2 2- 2 9 8- 4 0 82 6 2_ 4 3 85 2 6 单位容积制冷 2 2 5 4 53 8 8 22 7 3 44 3 5 62 8 6 84 0 2 96 7 6 3 量( k j m 3 ，0 c ) 2 天津大学硕士学位论文 c 0 2 单管池沸腾换热实验研究 对c 0 2 跨临界循环制冷热泵系统及其各部件性能的研究，在国内外都是一 个新点和热点，美国、德国、日本、挪威、丹麦等国家的一些研究机构、高等院 校和公司企业进行了大量的理论与实验研究。到目前为止，各种专用的c 0 2 压 缩机已经研制成功，并投入使用，为适用不同场合的要求，也正在对高效热交换 器( 蒸发器、冷凝器和回热器) 、泵、阀门以及膨胀机构等进行研究和开发。以便 进一步提高c 0 2 跨临界循环制冷热泵系统的性能。 1 2 二氧化碳热泵系统中的沸腾换热研究 1 2 1 国内外二氧化碳沸腾换热发展动态 跨临界二氧化碳热泵系统主要由压缩机、节流阀、蒸发器、气体冷却器等部 件组成，由于二氧化碳的物性，研究者开发了不同形式的膨胀机代替节流阀，以 减少系统的节流损失，提高系统性能。关于二氧化碳压缩机和膨胀机的研究发展 情况已有许多文献进行了详细的阐述【3 4 】。下面对国内# b - - 氧化碳沸腾换热的研 究情况进行介绍。 b r e d e s e n 等人p j 采用直径为7 m m 的铝管对c 0 2 在水平光管内流动蒸发换热 进行了实验研究，并与传统卤代烃制冷剂进行了对比，发现c 0 2 的换热系数高 于卤代烃，而压力降低于卤代烃。他们发现，当质量流速较低，蒸发温度较高时， 核态沸腾占主导地位；当质量流速较高，蒸发温度较低时，对流沸腾占主导地位。 将实验数据与几个常用的换热关联式进行了比较，发现实验测量值几乎是计算值 的两倍。 y u n 等人【6 j 研究了c 0 2 在管径为2 0 m m 和0 9 8 m m 水平管内的流动沸腾换热 特性及流型情况。文中提出一般情况下干涸发生在干度为0 3 0 4 时，干涸现象 发生后，换热系数快速下降，并且干涸对换热系数的影响主要取决于质量流速。 文中还给出了干涸前和干涸后两个换热关联式。在干涸前，实验数据和关联式符 合得很好。但是在干涸后，由于临界干度预测不够准确，并且缺少实验数据，两 者之间存在较大的偏差。 a s p am i t r a n l 7 1 等采用实验研究的方法，预测了c c h 流体管内沸腾换热系数。 他们采用内径分别为1 5 m m 和3 0 m m ，长度分别为2 m 和3 m 的两根水平光滑细 管，在不同质流量和热流量的情况下，研究了c 0 2 管内沸腾换热系数；并在( h e n j c 瞵j 提出的关联式的基础上，利用实验测试的9 7 3 个数据点，得到了一个新的经 验关联式，经检测新关联式预测c 0 2 管内沸腾换热系数的误差缩小为1 0 2 1 ， 平均误差缩小为4 7 。 第一章绪论 s h i n - y o u n gk a n 9 1 9 1 等也对水平光滑管内c 0 2 蒸发换热特性进行实验研究，得 出管内c 0 2 蒸发换热系数随热流密度和进口温度的增高而升高，但质量流量不 对管内c 0 2 蒸发换热系数产生影响等结论。 p e t t e r s e n 等人1 1 0 j 对c 0 2 在微通道管内的流动沸腾换热进行了试验研究，其 微通道管管径为0 7 9 m m 。测得c 0 2 蒸发换热系数在5 1 5 k w ( m 2 l ( ) 范围之内， 并研究了质量流速、热流密度以及蒸发温度对换热系数的影响。p e t t e r s e n l l l , 1 2 1 还 对微通道管中c 0 2 的蒸发过程进行研究和对流型进行了可视化分析。指出c 0 2 蒸发换热情况受到干涸现象的影响，尤其是在高质量流量和高温下。两相流的流 型表明质量流速较高时，环状流占主导地位，夹带明显增加，液膜厚度不规则， 在中等干度区，就可能出现传热中的干涸问题，因此换热性能下降。 j b c h o i 等人【l3 】对c 0 2 在竖直管中的沸腾换热特性进行了研究，并与c h o 等人1 1 4 】所研究的c 0 2 在水平管内的换热情况进行了比较。文中指出在低干度区， c 0 2 在竖直管内的换热系数随干度的增加而增加；而在水平管内，换热系数随干 度的增加而降低。对此现象的解释是：由于c 0 2 较低的粘性和表面张力的影响， c 0 2 在水平管和竖直管内的沸腾换热特点是不同的。c 0 2 在水平管内流动时，管 壁上部的液膜在低干度区就已破碎，因此换热系数下降；而在竖直管内，由于重 力作用，液膜沿圆周均匀分布，液膜厚度慢慢减薄，所以换热系数在低干度区是 增加的。 r i n 1 5 1 等人对c 0 2 在管径为0 6 m m 微通道管内的流动沸腾换热进行了试验研 究，文中指出了c 0 2 特殊的物性、流型和干涸现象对质量流量、热流密度和蒸发 温度的影响。而且根据试验数据对比得出在同样条件下c 0 2 的蒸发换热系数比 r 1 3 4 a 高4 7 。 ， 图1 1c 0 2 与r 1 3 4 a 的换热系数比较 图l 一2c c h 与r 1 3 4 a 的压降比较 同样在z h a o 等人1 6 1c 0 2 在微通道换热器中的沸腾换热研究中，与传统制冷 剂r 1 3 4 a 相比，c 0 2 具有较高的流动沸腾换热系数和较低的压降，分别如图1 1 4 天津大学硕士学位论文c 0 2 单管池沸腾换热实验研究 和图l - 2 所示。文中指出质量流速和热流密度对换热系数的影响几乎可以忽略。 这说明c 0 2 在微通道中的换热机理可能取决于微通道的大小和几何结构等其它 参数。 s t e p h a nk o t t h o f f 和d i e t e rg o r e n f l o i l 7 1 对c 0 2 池沸腾换热进行了理论和试 验研究，并进行了可视化观察，对比沸腾现象，测得物性参数对c 0 2 沸腾换热 的影响，并与其他工质和有机物进行对比，得出同样的变化趋势，但c 0 2 池沸 腾明显好于r 3 2 等其他工质。而且池沸腾换热系数主要受核沸腾的影响，其中 压力和热流密度等核沸腾特性对池沸腾换热系数影响较大。而质量流量和气体质 量等对流特性对池沸腾换热的影响却很小。 l o e b l 等1 1 8 , 1 9 对c 0 2 在不同材料和不同换热壁面水平管池沸腾换热进行了试 验研究，并与之前b i e r 等【2 0 】的数据和之前v d i 热图表法结果进行对比，得出 了不同材料c 0 2 池沸腾换热系数，和壁面情况对c 0 2 池沸腾的影响。 目前，对c 0 2 沸腾换热的研究日渐增加，大多数研究主要集中在单管或微 通道内c 0 2 的换热机理、换热性能以及压降情况，主要是寻求更加准确的c q 沸腾换热关联式和压降关联式，以及各种换热材料和壁面对换热系数的影响，以 便为能够设计出高效的c 0 2 蒸发器提供理论依据。 1 2 2 二氧化碳制冷蒸发器研究现状 c 0 2 蒸发器的发展过程类似于气体冷却器，如 图1 3 所示1 2 2 j 第一代为机械扩展管翅式结构，首先 被开发应用于汽车空调。第二代蒸发器由一些小直 径圆管组成，为解决耐压问题和小管径涨管加工困 难，开发了第三代“平行流”微通道蒸发器。图l _ 4 为c 0 2 蒸发器及其积液管和传热微管的截面示意图 1 2 2 1 。为了增强空气侧的换热性能，采用多个扁平板 组成传热管，扁平板被挤压出微通道管，管径在 0 7 - 2 m m 之间，传热管插入垂直积液管。如图1 5 所示，为了减小空气侧换热热阻，增强换热，将折 图1 3 第一代c 0 2 汽车 空调用蒸发器 叠翅片安装在扁平板中间。图1 - 6 为汽车空调用c 0 2 蒸发器与r 13 4 a 蒸发器的样 机比较。左边是传统制冷剂r 1 3 4 a 用蒸发器，右边是c 0 2 微通道蒸发器。从外 形看，c 0 2 蒸发器非常紧凑，迎风面积较小，但制冷能力却比较大【2 4 】。另外， c 0 2 家用空调蒸发器形式也有所不同。 第一章绪论 图1 1 5 c 0 2 微通道蒸发器折叠翅片 闰1 6 c o ，与r i3 4 a 蒸发嚣样机比较 埘c 0 2 蒸发器的研究现主要集中在微通道蒸发器的研究上，k i m 等人 就对c 0 2 汽车空滑系统用微通道蒸发器的性能进行了研究。通过廊用有限容积 法建立蒸发器的模型，验证空气侧的质量和热量传递，并与实验数据进行对比， 结果吻合很好，为c 0 2 微通道蒸发器的设计和开发提供了依据。o r t i z 和g r o l 2 q 提出了一个c 0 2 微通道蒸发器有限元模型，用来定性计算温度和热流的分布情 况。通过模型他们发现，制冷量随空气侧换热系数的增大而增大，而制冷剂侧的 挟热系数对制冷量的影响很小，而且试验数据也能验诩：这一点。 对于消除c 0 2 微通道换热器备通道千度分配不均匀问题，k u l k a r n i 等人1 2 7 l 进行了研究= j = 提h ；很多解决干度分配不均匀的 法：种方法足借助惯性产生 的流动来克服重力分层的影响但是较高的加速度和速度在集箱造成压力降使 质量流速分配币均匀；还有使用特殊的喷嘴在低s t o k e s 数时产生小的液滴。他 们研究方法主要是将低压侧储液器移到蒸发器之前然后安装了一个短管来旁路 节流后产生的蒸气，使得只有液相制冷剂通过蒸发器管。实验中将此方法与理想 分配系统的性能进行了比较，结果表明此方法是可行的。 目前在c 0 2 跨临界制冷循环系统中已公开的研究成果都是基于管内流动， 或是微通道内流动在管内流动沸腾换热过程中，干涸通常被认为相当于临界热 天津大学硕士学位论文c 0 2 单管池沸腾换热实验研究 流或沸腾危机，称为第二类传热恶化。干涸现象一般发生在环状流区域，而c 0 2 的流动型式以环状流占主导地位，干涸现象发生后，换热系数急剧下降，严重影 响蒸发器的换热性能。现今用于二氧化碳的微通道管的直径约在0 8 r a m 左右。 二氧化碳在微通道管内的换热情况与在常规尺寸的流道内的换热情况有所不同， 但是人们对于这方面的了解却不多。微通道管中二氧化碳沸腾以核态沸腾为主， 微通道管的水利直径小，所以换热系数较高。但是压降也高。其中微通道换热器 集气管的几何形状对换热系数和压降的影响也很大，集气管设计不好很可能会导 致流动分布的不均匀性加强，从而使换热系数显著降低，特别是在干度比较高的 情况下。 c 0 2 热泵系统中，气体冷却器因压力高，管内流动和微通道内流动是唯一首 选的设计。但对于蒸发器，是否有管外沸腾蒸发等其他的可能性呢? 应做一个探 讨。 管外沸腾蒸发，一般是满液式蒸发器，多适合于大容量制冷设备。c 0 2 目前 还不能涉足较大容量的装置，但根据已有的分析，c 0 2 在管内沸腾会较早出现干 涸现象，而管内表面的强化对于小管径难度较大。若让沸腾发生在管外，出现干 涸现象可能较小，表面强化也较容易。因此开展这方面研究的课题，即在中小型 c 0 2 水一水热泵或冷水机组中使用满液式蒸发器代替干式蒸发器进行理论和试 验研究。 1 3 研究的内容、方法和意义 1 3 1 研究内容 根据对c 0 2 沸腾换热的理论研究和c 0 2 蒸发器应用现状的分析，本文以c 0 2 跨临界热泵系统中满液式蒸发器为研究重点，旨在通过理论分析和试验研究总结 出c 0 2 单管池沸腾换热关联式，并将实验数据与已发表的c 0 2 池沸腾换热关联 式进行比较，为今后c 0 2 满液式蒸发器研究提供理论指导和依据。主要内容包 括： ( 1 ) 对c 0 2 物性进行分析，并研究已有沸腾换热经验关联式。 ( 2 ) 分析c 0 2 管内流动沸腾换热干涸现象，及c 0 2 沸腾成核理论。 ( 3 ) 根据原有c 0 2 热泵实验台进行改造，搭建实验台，通过改变外部及内部 工况对c 0 2 满液式蒸发进行实验研究和可视化分析，在实验基础上总结c 0 2 池 沸腾换热关联式。 第一章绪论 1 3 2 研究目的和意义 当今国际上对c ( h 制冷热泵系统及其各部件性能的研究已经越来越成熟 了，已有专用c 0 2 压缩机研制成功并投入使用。而换热器对于制冷热泵系统性 能和重量等的影响是举足轻重的，本课题立足于对c ( h 跨临界循环水水热泵系 统蒸发器进行理论和实验研究，对c 0 2 管外沸腾换热进行实验研究，旨在进一 步提高c 0 2 跨临界循环制冷热泵系统的性能，以及为c 0 2 满液式蒸发器的设计 与研究提供理论指导和实验验证，为加快其向实用化起到促进作用。 1 4 本章小结 本章首先介绍了c 0 2 自然工质的复兴和c 0 2 作为制冷工质的独特优点，而 后介绍了c 0 2 跨临界循环系统中沸腾换热的研究情况和c 0 2 蒸发器的研究现 状。并提出了c 0 2 管外沸腾蒸发。最后介绍了本论文的主要研究内容、研究目的 和意义。 3 天津大学硕士学位论文c 0 2 单管池沸腾换热实验研究 第二章二氧化碳沸腾换热关联式的介绍与比较 换热器的设计及其传热效果的优劣影响着整个c 0 2 跨临界循环系统的性能， 因此必须对换热器内的传热过程进行研究，对换热机理进行分析，得出有使用价 值的关联式，为进一步设计换热器提供依据。换热关联式形式也存在很大差别， 应该区分对待。因此，研究能淮确描述c 0 2 沸腾换热关联式，为c 0 2 跨临界制冷 循环蒸发器的优化设计提供理论依据，是非常必要的。近些年对于c 0 2 沸腾换 热的研究多集中在c 0 2 管内换热研究，而对于c 0 2 管外沸腾换热的研究比较少， 所以对于c 0 2 ，管外沸腾换热关联式相对管内沸腾换热关联式与c 0 2 相适应的较 少，需要对比分析，根据c 0 2 的具体物性和换热特性，并通过理论于实验值的 对比进行修正，得出更适合c 0 2 的管外沸腾换热关联式。 2 1c 0 5 管内流动沸腾换热关联式 许多研冗者根据实验结果开发出了多种形式的流动沸腾换热关联式。 1 9 6 6 年，c h e n t 2 8 1 通过对大量实验数据拟合，得到了一个竖直管内饱和沸腾 关联式。c h e n 关联式多用于垂直流动的情况。而用于水平流动时，须重新考虑 修正系数。关联式利用传热机理叠加原理，总的换热系数等于核态沸腾与强制对 流蒸发换热系数之和。核态沸腾传热由f o s t e r 和z u b e r 的池沸腾方程来计算， 强制对流蒸发换热由d i t t u s b o e l t e r 方程来计算： h = h 曲+ k ( 2 - 1 ) k = o 0 2 3 ( 軎) r e 酽 r e 舻：m 0 - x ) df ( x ) 一：s 五- m a r t i n e l l i 参数 瓦= ( m 榭。5 0 1 f l x n ) - - 1 d ，x 。1 0 f ( 以) = 2 3 5 ( 0 2 1 3 + x 。) 嘣，以 1 0 h b = 0 0 0 1 2 2 f 筹卜坩伽卜驽 第二章二氧化碳沸腾换热关联式的介绍与比较 s = ( 1 + 2 5 6 x1 0 。r e 善7 ) 。1 式中k 为对流换热系数，k 为核态池沸腾换热系数，j 为干度，d 为当量 直径，肘为工质分子质量；p 为压力，仃为表面张力，为动力粘度，为潜 热值，下标，为液态，为气态。 1 9 7 6 年s h a h 2 9 1 提出一种可应用于水平通道的对c h e n l 2 8 1 方法的修正图解法。 后来，他提出代替作图法的关联式。s h a h 方法的不足之处是仅使用了沸腾数 b o 模拟核态沸腾。 h = 向沙( 2 - 2 ) r e ，：m ( 1 - x ) d h l 岛= 0 0 2 3 r e t o + 8 吖4 粤 口 f ，= 2 3 0 b o o 5 b o = q l ( m h h , ) 式中m 为质量通流密度，忽为液体单独流动时的换热系数， 系数，朋为饱和液体粘度，乃为饱和液体导热系数，g 为热流量， p r 为普朗特数，r e 雷诺数，为汽化潜热。 b e n n e t t - c h e n 关联式( 1 9 8 0 ) 是对c h e n 关系式的改进【3 1 】： h = k + 玩。 k = h t f 伍。) p 妒崩 h 为沸腾换热 b o 为沸腾数， ( 2 - 3 ) k=。22i：丢,t毛07崭9 0 4 5 0 4 9 7 l f ，一r 。，) ) 0 2 4 妇删。，) 一所) o 。7 5 s 。一1 - e x p - f ( x 。h x o 乃) f 心舢| x o h ，= 0 0 2 3 畔8 酽 丘_ 0 0 4 1 【孟与j r e ：m ( i - x ) d 。 弘| f ( k ) = 1 0 ，以1 0 f ( 以) = 2 3 5 ( 0 2 1 3 + 3 ( , ，) 蝴，以 1 0 式中x 为干度，e r , 为液体普朗特数，下标，为液态，1 ，为气态。 1 9 8 7 年，g u n g o r 和w i n t e r t o n 3 2 】同样利用传热机理叠加原理给出了用于计 算水平管和竖直管内的流动沸腾换热关联式。计算精度较c h e n 关联式高，适用 于水，制冷剂和乙二醇等流体。 1 0 天津大学硕士学位论文c 0 2 单管池沸腾换热实验研究 = e h i + s h p o , i ， ( 2 - 4 ) e ：1 + 2 4 0 0 0 b d l 1 6 + 1 2 3 f 上1 ix 。，j s ：i l + 1 1 5 i o - 。6 e 2r e ：”- 1 虻o 0 2 3 学卜酽生d l，l 办刚= ) 5 ) p p ，0 1 2 ( - l o gp ，- 0 5 5m 卸_ 5 9 0 6 7 b o = q ( gx 吆) 式中，e 为对流增强因子：s 为核沸腾抑制因子；岛为液相换热系数； 为池沸腾换热系数；m 为工质分子质量；办为对比压力；q 为热流密度；以是 m a r t i n e l l i 参数；肋为沸腾数，g 为质量通流密度。 19 9 1 年l i u 和w i n t e r t o n l 3 3 1 通过实验数据计算出管内和环形空问的流动沸腾 换热关联式。 = ( 叻) 2 + ( ，) 2 ( 2 - 5 ) h t = 0 0 2 3 鼬p ， = 0 0 0 1 2 2 l 南, 1 0 7 9 0 4 5 0 4 9 - 卜i 删n 2 4 州7 5 e = 1 + x p r , 惦a 一1 ) r 3 5 s = o + o 0 5 5 e 0 。1 r e o 1 6 ) _ 1 式中，e 和s 分别为加强因子和抑制因子；岛为全液相换热系数；j i 删，为池 沸腾换热系数。 由于c 0 2 的热物理参数与传统制冷剂存在较大的差别，而大多数工程上使 用的两相流关联式都是e h 传统制冷剂发展而来，所以需要对它们进行修正，或发 展新的c 0 2 沸腾换热关联式，以便更好地设计c 0 2 蒸发器。 在b r e d e s e n 等人3 4 1 实验结果的基础上，h w a n g 等人1 3 5 1 分析对比了六个管内 沸腾换热经验关联式，与实验数据比较相差较大，因此他们根据c 0 2 的物性特 征，提出一种c 0 2 水平光管内的流动沸腾换热的关联式，经过他们的计算比较 与b r e d e s e n 等人i 3 4 1 的实验结果相差在1 4 以内。 k = h ，1 6 + k ( 2 6 ) h,b=000122x(；糕阮一瓦讲。，汗一瞄。，g。)一p，】0。s k = h , s ( x 。) p ， 第二章二氧化碳沸腾换热关联式的介绍与比较 s ：一 七， x o = 0 0 5 x ( 、i 与j f ( x 。j = 1 0以1 0 ，x t ) = 2 0 ( o 2 1 3 + x ：- 1 ) o 7 拍x u 万2 ，对于接触角大于的z r 2 情形，称 固体表面不被液体所润湿，简称不润湿。当矽= 7 时，则称完全不润湿。 ( a )(b)ta)toj 图3 - 7 液体在水平固体表面的润湿情况图3 3 液体在竖直固体表面的润湿情况 天津大学硕士学位论文 c 0 2 单管池沸腾换热实验研究 ( 2 )液体滴能够在水平表面上流布，如图3 7 ( b ) ，或在竖直壁上呈3 8 ( b ) 所示形状。根据接触角的定义，上述两种情形中的0 z r 2 。当0 氏 管路在内压下的应力： 如果忽略管路自重、其他持续外载和偶然载荷对管路应力的影响时，管道在 内压下的应力必须满足以下两方面的要求： ( 1 ) 管道在工作状态下，由内压产生的折算应力不得大于管材在设计温度下的 许用应力，即： = p o _ 5 d o i - y _ ( 8 - 一o e ) h ( 3 1 3 ) 式中，一内压折算应力( m p a ) 万一管道实测最小壁厚( m m ) y 一温度对计算管子壁厚的修正系数，低温时其值为0 4 其余符号意义同上。 ( 2 ) 管道在工作状态下，由内压产生的轴向应力必须满足： 吼：善尝p 1 ( 3 - 1 4 ) 砺一( 0 0 2 万) 2 第三章二氧化碳沸腾换热理论研究 式中吼一由内压产生的轴向应力( m p a ) ，其余符号意义同上 文献【5 l 】计算出由内压产生的折算应力对可靠性的影响大于由内压产生的 轴向应力对可靠性的影响，即管路受内压作用时，只要能满足式( 3 1 3 ) ，就一定 能满足式( 3 1 4 ) 。故本文以后的计算和分析将以满足式( 3 1 3 ) 为前提来进行。 3 4 2c 0 2 满液式蒸发器壳程材料及壁厚的选择 对于蒸发器壳侧材料的选择一般有铜管、不锈钢管、钢管及合金钢管这几种。 铜管的导热性好，不锈钢管多用于有腐蚀要求及压力较高的场所，这两种材料价 格相对钢管较贵，且蒸发器壳侧要求绝热性要高，一般蒸发器壳程多采用钢管。 本实验蒸发器壳程采用的是无缝钢管。表3 1 给出了国内常用钢号及其许用应力 值。 表3 1 中国常用钢号及其许用应力【5 2 】 壁厚 在下列温度( ) 下的许用 钢管标准钢号应力0 v t p a )备注 ( m m ) 2 01 0 01 5 0 1 0 1 0l1 211 21 0 8 g b 8 1 6 3 8 7低中压用无缝钢管 2 0 1 0 1 3 01 3 01 3 0 1 0 1 6l1 2l1 21 0 8 g b 9 9 4 8 8 低中压用无缝钢管 2 0 1 61 3 71 3 71 3 2 1 0 1 6l1 2l1 21 0 8 2 0 gs 1 61 3 71 3 71 3 2 g b 6 4 7 9 8 高压用无缝钢管 1 6 m n s 1 6 1 6 31 6 31 6 3 1 5 m n v 5 1 6 1 7 01 7 01 7 0 作者分别对蒸发器设计冷量为3 k w 、10 k w 、5 0 k w 、2 0 0 k w 的壳体强度和壁 厚进行计算。由于c t h 系统的平衡压力可达到8 m p a ，故将设计压力定为8 + 0 8 m p a 。由于当传热面一定时，增大管子长度可使热交换器的直径减小，从而 使换热器的成本有所降低，而且小管径可增大承压，换热管长度和壳体直径比通 常为6 1 0 ，本文对蒸发器设计时选取1 0 。 对设计冷量为3 k w 和1 0 k w 的蒸发器，都设计成单管，设计管长分别为l m 和 2 m 。壳体直径分别为1 0 0 r a m 和2 0 0 m m ，对于管材为1 0 号钢的高压无缝钢管而言， 其壳体的安全厚度为3 5 + 0 3 5 m m 和6 9 + 0 6 9 m m ，由于g b 8 1 6 3 8 7 无缝钢管壁厚 最大为1 0 m m ，g b 8 1 6 3 8 7 就可满足要求。 对设计冷量为5 0 k w 的蒸发器，换热管设计成七根管的管束，设计管长为2 m 。 天津大学硕士学位论文 c 0 2 单管池沸腾换热实验研究 壳体直径为2 0 0 r a m ，对管材为1 0 号钢的高压无缝钢管，其壳体的安全厚度为7 0 + 0 7 m m ，而对于管材为2 0 号钢的高压无缝钢管，其壳体的安全厚度为6 0 + 0 6 m m ，同样g b 8 1 6 3 8 7 无缝钢管可满足要求。 蒸发器的计冷量为2 0 0 k w 时，换热管设计为1 9 根管的管束，设计管长为3 m 。 壳体直径为3 0 0 m m ，对管材为l o 号钢的高压无缝钢管，其壳体的安全厚度为l o 4 + 1 0 4 m m ，而对于管材为2 0 号钢的高压无缝钢管，安全厚度为9 0 + 0 9 m m ，为 了安全系数更高，我们可以选取g b 9 9 4 8 8 型无缝钢管，其可靠性要高于 g b 8 1 6 3 8 7 无缝钢管。 从以上的分析和计算我们可以看出，设计3 2 0 0 k w 冷量的c 0 2 满液式蒸发 器时，普通的无缝钢管就可以满足其强度要求，今后可考虑大型c 0 2 满液式蒸 发器的设计与实验研究。由于时间关系，本文只计算了满液式蒸发器的壳体强度， 由于内换热管为外压，根据之前的实验已证明其安全性，本文就不再做具体计算。 本文中为设计冷量3 k w 的单管满液式蒸发器。 3 5 本章小结 本章首先分析了亚临界c 0 2 流体的性质，并与传统制冷剂进行了比较。然 后分析了c 0 2 管内两相流动干涸现象，并从c 0 2 流动沸腾传热特点以及c 0 2 成 核理论及凹穴等几方面对c 0 2 沸腾换热进行了理论分析。所得结论如下： ( 1 ) 与传统制冷剂相比，c 0 2 具有良好的流动性和传输性，比较有利于提高其 沸腾传热性能。 ( 2 ) 环状流是c 0 2 两相流动的主要型式，c 0 2 的物性特点导致其发生干涸现象 较早，对其换热性能影响较大，为管内换热蒸发器的设计造成很大的障碍。 ( 3 ) 成核理论分析表明，c 0 2 形成气化核心时的临界半径较传统工质小，有利 于气泡的形成，能够增强其沸腾传热性能。凹穴能够降低形成气化核心所 需的过热度和活化能。c 0 2 跃离直径较小，使得c 0 2 气泡脱离更容易，增 强了沸腾传热性能。 ( 4 ) 通过对制冷量3 k w 、10 k w 、5 0 k w 、2 0 0 k w 的满液式蒸发器壳体强度的 计算，得出制冷量2 0 0 k w 内的满液式蒸发器壳体采用普通无缝钢管就能 满足安全要求。可进行较大制冷量c 0 2 满液式蒸发器的研究与设计。 ( 5 ) 针对c 0 2 特殊的热物理性质，解决c 0 2 蒸发器管内沸腾过早干涸的问题， c 0 2 蒸发器应设计成管外沸腾换热形式，增强沸腾，减小蒸发器的体积和 重量。基于对c 0