李曉花，邵　杰，劉瑞璟，馬騰飛，郭振江，田曉亮

（青島大學(xué)能源工程研究所，山東 青島 266071）

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動力型熱管內(nèi)R134a流動沸騰傳熱過程的特性

李曉花，邵杰，劉瑞璟，馬騰飛，郭振江，田曉亮

（青島大學(xué)能源工程研究所，山東 青島 266071）

針對動力型熱管內(nèi)兩相流沸騰過程復(fù)雜未知，實驗復(fù)現(xiàn)性差的問題，搭建了動力型熱管兩相流沸騰傳熱實驗裝置，對水平管內(nèi)R134a工質(zhì)沸騰傳熱過程的沿程阻力特性及對流傳熱系數(shù)進行了實驗研究，并將獲得的實驗數(shù)據(jù)與前人總結(jié)的壓降、對流傳熱系數(shù)計算關(guān)聯(lián)式進行對比分析。研究表明，Muller-Steinhagen-Heck壓降關(guān)聯(lián)式的積分值與實驗結(jié)果吻合較好，誤差在±10%以內(nèi)；Mohseni關(guān)聯(lián)式在干度大于0.1時所得對流傳熱系數(shù)與實驗結(jié)果具有較好一致性，誤差在±10%以內(nèi)，但在干度小于0.1時存在較大偏差，部分誤差已超30%，為此重新擬合了干度小于0.1時的對流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式。該結(jié)果可為該類換熱器的實驗研究、數(shù)值模擬及優(yōu)化設(shè)計提供有效的理論參考標準。

動力型熱管；氣液兩相流；流動；沸騰；傳熱；對流傳熱系數(shù)；壓降梯度

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151713

引　言

熱管作為一種高效傳熱元件，它利用工質(zhì)的流動與相變傳遞熱量，已被廣泛應(yīng)用于空調(diào)冷量回收及余熱回收等場合［1-3］。近年來，本課題組利用熱管原理研發(fā)出的動力型分離式熱管系統(tǒng)，具有低能耗高密度的冷、熱能量輸運等優(yōu)點［4］。與其他熱管系統(tǒng)相比，該系統(tǒng)在輸運能量過程中，溶液泵為工質(zhì)提供動力，其循環(huán)倍率一般大于1.5，故在蒸發(fā)段內(nèi)經(jīng)沸騰傳熱流出時干度較低，通常小于65%。另外，蒸發(fā)段內(nèi)工質(zhì)流動沸騰傳熱過程中，由于氣液交界面易于發(fā)生變形，所以會形成不同的相界面，從而構(gòu)成不同流型。流型的變化不僅意味著氣液兩相交界面的變化，更意味著氣液兩相之間動量、熱量等傳遞過程的變化，從而影響著兩相流系統(tǒng)中管路沿程壓降大小以及管路的設(shè)計。在過去的幾十年里，眾多學(xué)者通過實驗對管內(nèi)工質(zhì)換熱過程的流型、沿程阻力特性、傳熱特性進行了廣泛而深入的研究，Nasr等［5］對R600a流動沸騰傳熱過程的流型與對流傳熱系數(shù)進行了實驗研究；Manavela等［6］與Akhavan-Behabadi等［7］通過實驗對R134a流動沸騰傳熱過程的對流傳熱系數(shù)、壓降梯度進行了研究，但遺憾的是，對于兩相流壓降與對流傳熱系數(shù)的理論計算，目前仍都沒有統(tǒng)一精確的參考關(guān)聯(lián)式［8-10］。

因此，本文通過對動力型熱管裝置水平管內(nèi)R134a氣液兩相流沸騰傳熱過程進行實驗研究，分析研究水平管內(nèi)氣液兩相流沸騰傳熱過程的流型、沿程阻力特性及對流傳熱系數(shù)，并探究適用于水平管內(nèi)R134a氣液兩相流傳熱過程中沿程阻力和對流傳熱系數(shù)計算的理論關(guān)聯(lián)式，以期為提高該類熱管系統(tǒng)的換熱效率提供理論依據(jù)，為該類兩相流換熱器優(yōu)化設(shè)計提供計算公式，為沸騰相變過程數(shù)值模擬提供比較標準。

1　實驗裝置及方法

1.1實驗裝置

圖1為實驗裝置示意圖，由圖可知實驗系統(tǒng)主要由溶液泵，流量計，冷凝器，預(yù)熱段，1 m實驗段，透明管段，壓差計，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，高頻攝像機等裝置組成。實驗段是水平安置的內(nèi)徑10 mm，外徑12 mm的光滑銅管，電加熱帶緊密而均勻地纏繞在銅管上，其最大加熱功率為350 W，加熱功率的大小通過調(diào)節(jié)輸入電壓來控制；在加熱帶外面包覆一層保溫棉，確保電加熱帶產(chǎn)生的焦耳熱全部傳給管內(nèi)工質(zhì)。實驗段的外壁面溫度用Pt1000鉑熱電阻測量，測溫點布置位置如圖2所示，每個測溫點溫度取銅管外壁面頂部、中部以及底部三點溫度的算術(shù)平均值。透明管段安裝在實驗段后120 mm處，其內(nèi)徑與實驗段相同，長度為100 mm。安裝透明管段的目的是觀測流型，且利于通過高頻攝像機進行記錄。

圖1　動力型熱管實驗裝置示意圖Fig.1　Schematic representation of pump-assisted separated heat pipe expremental facility1—reservoir；2—pump；3—mass flowmeter；4—condenser；5—camera；6—electric tracers；7—test evaporator；8—steady-flow zoon；9—pre-evaporator；10—sight glass；11—differential pressure transducer；12—date acquisition system

圖2　實驗段測溫點布置Fig.2　Arrangement of temperature measuring at test section

1.2實驗過程及數(shù)據(jù)采集

實驗過程中選用飽和蒸氣壓相對較低的R134a作為工質(zhì)，工質(zhì)從儲液罐中抽出，經(jīng)溶液泵加壓后流經(jīng)流量計，并依次進入預(yù)熱段、實驗段，工質(zhì)先后受到電加熱棒（功率0～2500 W）與電加熱帶（功率0～350 W）的加熱，形成氣液混合物，然后進入透明管段，最后進入冷凝器中冷凝成液體，返回儲液罐中完成一個循環(huán)。

實驗中分別針對263、340及440 kg·m-2·s-1三組不同的質(zhì)量流量進行實驗，操作參數(shù)變化范圍如表1所示。流量大小通過科里奧利質(zhì)量流量計調(diào)節(jié)，流體進出口溫度通過Pt1000鉑熱電阻測量，同時利用Agilent 34970A型數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集羅蒙斯特3051CD1A22A1AB4M5測壓裝置測得的實驗段進出口壓差及通過Pt1000鉑熱電阻測得的各測溫點溫度等相關(guān)數(shù)據(jù)；針對每組流量均重復(fù)實驗，提高實驗結(jié)果的復(fù)現(xiàn)性，并取有效結(jié)果的算術(shù)平均值；在每組實驗中通過調(diào)節(jié)預(yù)熱段加熱棒及實驗段加熱帶的功率來調(diào)節(jié)實驗段進出口處工質(zhì)的干度，并根據(jù)能量守恒原理計算出進出口干度，如式（1）所示，Qpre與Qt分別為預(yù)熱段與實驗段轉(zhuǎn)化為汽化潛熱的有效加熱量（通過管內(nèi)為純液體時，流體吸收的熱量與加熱功率的對比可得預(yù)熱段與實驗段的最大熱損失率分別為4%、2%，Qpre與Qt中已去除該偏差，并也去除了由于液體過冷吸收的顯熱量）。

表1　R操作參數(shù)Table 1　Range of operating parameters

2　單相流驗證

為測試兩相流實驗裝置的可靠性，確保實驗結(jié)果準確，首先在該裝置上進行了單相流的驗證實驗，根據(jù)單相流壓降、對流傳熱系數(shù)經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式進行理論計算，推導(dǎo)出壓降及傳熱系數(shù)的理論值，并與實驗結(jié)果進行對比，從而證明本實驗所得壓降、對流傳熱系數(shù)等數(shù)據(jù)的可信性及真實性。

2.1單相流壓降驗證

根據(jù)流體力學(xué)理論中的Darcy-Weisbach公式［式（2）］及尼古拉茲公式［式（4）、式（5）］［11］可計算出不同質(zhì)量流量對應(yīng)的壓降梯度，并將實驗結(jié)果與關(guān)聯(lián)式計算值進行對比，如圖3所示。由圖3可知，壓降梯度實驗值與關(guān)聯(lián)式計算值的偏差大小在±10%范圍內(nèi)，由此可知，本實驗測得的壓降及流量數(shù)據(jù)準確可靠，具有可信性。

圖3　單相流壓降梯度實驗值與理論值對比Fig.3　Single phase pressure gradient results versus predictions

（1）在26.98（d/ε）8/7＜Re＜2308（d/ε）0.85范圍內(nèi)，流動處于紊流粗糙管過渡區(qū)，沿程阻力系數(shù)可按式（4）計算，即

（2）在2308（d/ε）0.85＜Re范圍內(nèi)，流動處于紊流粗糙管平方阻力區(qū)，沿程阻力系數(shù)可按式（5）計算，即

2.2單相流對流傳熱系數(shù)驗證

本實驗中，當(dāng)液相工質(zhì)的質(zhì)量流量為263 kg·m-2·s-1時，對應(yīng)的最小Re值仍大于12000，流動處于湍流充分發(fā)展區(qū)，因此，對流傳熱系數(shù)可按傳熱學(xué)理論中的Dittus-Boelter湍流強制對流傳熱關(guān)聯(lián)式［式（6）～式（8）］［12］預(yù)算。將實驗結(jié)果與對流傳熱關(guān)聯(lián)式計算值進行對比，如圖4所示。由圖4可知，實驗值與對流傳熱關(guān)聯(lián)式計算值的偏差大小在±10%范圍內(nèi)。由此可知，實驗所得對流傳熱系數(shù)真實可靠。

圖4　單相流對流傳熱系數(shù)實驗值與理論值對比Fig.4　Single phase heat transfer coefficient results versus predictions

（1）低黏度流體

適用條件：L/d≥60，Re＞10000，0.7＜Pr＜120，μ＜2×10-3Pa·s；其中，加熱：n=0.4，冷卻：n=0.3。

（2）較大黏度流體

適用條件：Re＞10000，0.7＜Pr＜16700，L/d≥60；其中，流體被加熱（μ/μw）0.14=1.05，流體被冷卻（μ/μw）0.14=0.95。

3　實驗結(jié)果與分析

3.1流型實驗結(jié)果

因為流型影響兩相流的傳熱過程，因此正確判別氣液兩相流的流型是非常必要的。為此，本文將實驗所得的流型圖與最新的Wojtan-Ursenbacher-Thome流型圖［13］進行對比，并將所有實驗工況在該流型圖上標出，如圖5所示，其判別方法與Mastrullo等［14-15］的判別方法一致。由于篇幅所限，僅列舉出通過高頻攝像機記錄的部分具有代表性的流型圖，如圖6、圖7所示。通過對比分析可知，本實驗所得的流型圖與Wojtan等的流型圖預(yù)測結(jié)果相同。

圖5　實驗流型圖與Wojtan-Ursenbacher-Thome流型圖對比Fig.5　Flow pattern map for present date flowing Wojtan-Ursenbacher-Thome model

圖6　間歇流Fig.6　Intermittent flow

圖7　環(huán)狀流Fig.7　Annular flow

3.2實驗壓降梯度與關(guān)聯(lián)式比較

許玉等［16］通過對近幾十年兩相流摩擦壓降的研究成果進行分析總結(jié)，得出盡管Friedel模型被學(xué)者引用次數(shù)最多，但是Muller-Steinhagen-Heck模型在多數(shù)應(yīng)用中均表現(xiàn)出良好的預(yù)測準確度，且Didi等［17］及Li等［18］的驗證也都曾對其給予肯定，因此推薦在理論計算中優(yōu)先選用該模型。Muller-Steinhagen-Heck 模型如式（9）～式（11）所示［19］

由于電加熱帶對實驗段施加了恒定的熱流，因此，在實驗段沿著流體流動方向，氣體的體積分數(shù)逐漸增加，則實驗段的壓降表示為式（12），式（12）是通過對Muller-Steinhagen-Heck壓降關(guān)聯(lián)式（9）積分所得

圖8為不同質(zhì)量流量及干度下管路壓降梯度實驗值，圖9為壓降梯度實驗值與Muller-Steinhagen-Heck壓降關(guān)聯(lián)式的積分值的對比情況。由圖8可知，壓降梯度隨著工質(zhì)質(zhì)量流量與氣體干度的增大而增大，其原因是：當(dāng)流量相同時，隨著氣體干度增大，兩相流密度減小而速度增加，湍流強度增強，氣液兩相間的相互作用愈加強烈，因此壓降梯度增大，而當(dāng)干度相同，流量增大時，流體的速度也會增加，仍會使得壓降梯度增大；此外，由圖9可知，實驗所得的壓降梯度與Muller-Steinhagen-Heck壓降關(guān)聯(lián)式的積分值吻合很好，絕大部分誤差在±10%內(nèi)。因此，Muller-Steinhagen-Heck壓降關(guān)聯(lián)式的積分式可用于計算氣液兩相流沸騰相變過程的沿程阻力，為該類蒸發(fā)器的管路優(yōu)化設(shè)計提供理論指導(dǎo)。

圖8　不同質(zhì)量流量及干度下管路壓降梯度實驗值Fig.8　Comparison of pressure drop variation with vapor quality at different mass flow rate

3.3實驗對流傳熱系數(shù)與關(guān)聯(lián)式比較

通過測得的實驗段外壁面溫度Two及西門子QBE9000-P16壓力傳感器測得的進口壓力對應(yīng)的飽和溫度Ts，并根據(jù)傳熱學(xué)單層圓筒壁傳熱系數(shù)計算式（14），計算各組實驗的對流傳熱系數(shù)。

利用進出口干度的算術(shù)平均值通過式（15）～式（17）計算出對流傳熱系數(shù)。其中，式（15）～式（17）為Mohseni等［20］在干度x≥0.2，質(zhì)量流量為53～170 kg·m-2·s-1的工況下通過實驗值擬合所得，且Mohseni等認為式（15）所得的對流傳熱系數(shù)與實驗值的偏差范圍為-12%～12%。

圖9　壓降梯度實驗值與關(guān)聯(lián)式計算值比較Fig.9　Comparison of pressure drop with correlation

圖10　不同質(zhì)量流量及干度下管路對流傳熱系數(shù)實驗值Fig.10　Comparison of heat transfer coefficient variation withvapor quality at different mass flow rate

圖10為不同質(zhì)量流量及干度下管路的局部對流傳熱系數(shù)實驗值，圖11為對流傳熱系數(shù)實驗值與Mohseni對流傳熱關(guān)聯(lián)式及本文修正關(guān)聯(lián)式計算值的對比情況。由圖10可知，相同干度下，對流傳熱系數(shù)隨著工質(zhì)質(zhì)量流量的增大而增大，其原因是當(dāng)其他條件都相同，質(zhì)量流量增大時，流體的流速增大，湍流強度增強，強制對流換熱隨之增強，對流傳熱系數(shù)也增大；此外在相同流量下，當(dāng)干度在一定范圍內(nèi)增大時，對流傳熱系數(shù)增大，其原因是：隨著干度增加，流體流速增大，湍流強度增強，強制對流換熱隨之增強，對流傳熱系數(shù)也增大；但當(dāng)干度增大到某個值時，壁面上附著的液體越來越少，導(dǎo)致?lián)Q熱惡化，故隨著干度的繼續(xù)增大，對流傳熱系數(shù)反而減小。由圖11可知，當(dāng)干度x≥0.1時，實驗值與Mohseni對流傳熱關(guān)聯(lián)式的計算值吻合性較好，絕大部分誤差在±10%內(nèi)。因此，Mohseni對流傳熱關(guān)聯(lián)式盡管是通過小流量下的實驗數(shù)據(jù)獲得的，但同樣也適用于大流量下的工況。同時由圖10、圖11可知，當(dāng)干度x≤0.1時，實驗值與Mohseni對流傳熱關(guān)聯(lián)式的計算值的偏差較大，部分誤差已超±30%。其原因是兩相流沸騰傳熱的機理是核態(tài)沸騰、強制對流傳熱或兩者共存。兩相流對流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式不同之處在于：核態(tài)沸騰與強制對流傳熱所占的比重。一般來說，如果傳熱系數(shù)幾乎不受工質(zhì)的質(zhì)量流量與氣體干度影響，而受熱通量影響，此時氣液兩相流的沸騰機理可認為主要是核態(tài)沸騰；如果傳熱系數(shù)幾乎不受熱通量影響，而受工質(zhì)的質(zhì)量流量與氣體干度影響，此時氣液兩相流的沸騰機理可認為主要是強制對流傳熱。Manavela等［6］得出在小干度區(qū)（部分工況干度可達0.2）核態(tài)沸騰為主。

圖11　對流傳熱系數(shù)實驗值與關(guān)聯(lián)式計算值比較Fig.11　Comparison of heat transfer coefficient with correlations

本文通過干度x≤0.1的實驗對流傳熱系數(shù)值和Mohseni對流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式的計算值進行對比，從而將Mohseni對流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式修正為式（19）。將式（19）的計算值與實驗值再一次進行對比分析，如圖11所示，并可知，在氣體質(zhì)量分數(shù)x≥0的范圍內(nèi)，式（19）的對流傳熱系數(shù)計算值與實驗值的誤差范圍為-10%～10%。因此，修正式（19）可用于預(yù)算該類蒸發(fā)器管路的局部對流傳熱系數(shù)，為蒸發(fā)器的強化傳熱提供理論指導(dǎo)。

4　結(jié)　論

本文對不同流量及干度下的R134a工質(zhì)流動沸騰傳熱過程的局部對流傳熱系數(shù)與壓降梯度進行實驗研究，并將實驗結(jié)果與前人的關(guān)聯(lián)式計算值進行了對比分析，主要得出以下結(jié)論。

（1）實驗壓降梯度與Muller-Steinhagen-Heck壓降關(guān)聯(lián)式的積分值一致性較好，誤差在±10%以內(nèi)，該關(guān)聯(lián)式的積分式可用于計算管路內(nèi)氣體干度逐變的沿程壓降。

（2）干度大于0.1時，實驗對流傳熱系數(shù)與Mohseni對流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式的計算值吻合較好，絕大部分誤差在±10%以內(nèi)。

（3）獲得一個可以計算任何干度下的對流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式，其計算值與實驗值的誤差范圍為-10%～+10%，該關(guān)聯(lián)式可用于計算工質(zhì)流動沸騰相變傳熱過程的局部對流傳熱系數(shù)。

（4）Muller-Steinhagen-Heck壓降關(guān)聯(lián)式的積分式與對流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式可為該類換熱器的實驗研究與數(shù)值模擬優(yōu)化提供有效的理論參考標準，并可用于指導(dǎo)該類兩相流換熱器的優(yōu)化設(shè)計。

符號說明

Bo ——沸騰數(shù)

Di，Do——分別為管內(nèi)徑和管外徑，m

G ——質(zhì)量流量，kg·m-2·s-1

g ——重力加速度，m·s-2

h ——對流傳熱系數(shù)， W·m-2·K-1

hf——單位質(zhì)量流體壓降，Pa

hLH——潛熱，J·kg-1

k ——熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1

L——實驗段長度，m

Nu——Nusselt數(shù)

Pr——Prandtl數(shù)

Q——電加熱功率，W

q——熱通量，W·m-2

Re——Reynolds數(shù)

T——溫度，K

v——速度，m·s-1

Xtt——Martinelli數(shù)

x——氣體干度

ε——絕對粗糙度，m

λ——沿程損失系數(shù)

μ——動力黏度，kg·m-1·s-1

ρ——密度，kg·m-3

下角標

in——進口

l——液相

out——出口

pre——預(yù)熱段

s——飽和

t——實驗段

v——汽相

w——壁面

wo——外壁面

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Characteristics of flow boiling heat transfer for R134a in pump-assisted separated heat pipe

LI Xiaohua， SHAO Jie， LIU Ruijing， MA Tengfei， GUO Zhenjiang， TIAN Xiaoliang
（Energy Engineering Research Institution， Qingdao University， Qingdao 266071， Shandong， China）

In order to address the complexity of the process of two-phase flow boiling in pump-assisted separated heat pipe and the poor experimental reproducibility， an experimental apparatus of pump-assisted separated heat pipe was built to study the pressure gradient and heat transfer coefficient of boiling heat transfer for R134a serving as a medium of heat transfer， which were compared with those in open literature. It showed that the integration of pressure gradient by Muller-Steinhagen-Heck correlation fits experimental result well with an error bar below ±10%. Moreover， at vapor quality above 0.1， Mohseni correlation predicts the experimental heat transfer coefficient with an error bar of ±10%， while at vapor quality below 0.1， it does with some error bars above 30%. For the purpose of minimizing the large error bars a modified correlation was built. Efforts of above correlation results were conducted as a reference standard for experimental study， numerical simulation and optimization design of heat pipe system.

pump-assisted separated heat pipe； gas-liquid flow； flow； boiling；heat transfer； heat transfer coefficient； pressure gradient

date： 2015-11-13.

Prof. TIAN Xiaoliang， txl6666@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China （51205214）.

TK 124

A

0438—1157（2016）05—1822—08

2015-11-13收到初稿，2016-01-22收到修改稿。

聯(lián)系人：田曉亮。第一作者：李曉花（1989—），女，碩士研究生。

國家自然科學(xué)基金項目（51205214）。