动力型热管内R134a流动沸腾传热过程的特性

李晓花，邵　杰，刘瑞璟，马腾飞，郭振江，田晓亮

（青岛大学能源工程研究所，山东 青岛 266071）



动力型热管内R134a流动沸腾传热过程的特性

李晓花，邵杰，刘瑞璟，马腾飞，郭振江，田晓亮

（青岛大学能源工程研究所，山东 青岛 266071）

针对动力型热管内两相流沸腾过程复杂未知，实验复现性差的问题，搭建了动力型热管两相流沸腾传热实验装置，对水平管内R134a工质沸腾传热过程的沿程阻力特性及对流传热系数进行了实验研究，并将获得的实验数据与前人总结的压降、对流传热系数计算关联式进行对比分析。研究表明，Muller-Steinhagen-Heck压降关联式的积分值与实验结果吻合较好，误差在±10%以内；Mohseni关联式在干度大于0.1时所得对流传热系数与实验结果具有较好一致性，误差在±10%以内，但在干度小于0.1时存在较大偏差，部分误差已超30%，为此重新拟合了干度小于0.1时的对流传热系数关联式。该结果可为该类换热器的实验研究、数值模拟及优化设计提供有效的理论参考标准。

动力型热管；气液两相流；流动；沸腾；传热；对流传热系数；压降梯度

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151713

引　言

热管作为一种高效传热元件，它利用工质的流动与相变传递热量，已被广泛应用于空调冷量回收及余热回收等场合［1-3］。近年来，本课题组利用热管原理研发出的动力型分离式热管系统，具有低能耗高密度的冷、热能量输运等优点［4］。与其他热管系统相比，该系统在输运能量过程中，溶液泵为工质提供动力，其循环倍率一般大于1.5，故在蒸发段内经沸腾传热流出时干度较低，通常小于65%。另外，蒸发段内工质流动沸腾传热过程中，由于气液交界面易于发生变形，所以会形成不同的相界面，从而构成不同流型。流型的变化不仅意味着气液两相交界面的变化，更意味着气液两相之间动量、热量等传递过程的变化，从而影响着两相流系统中管路沿程压降大小以及管路的设计。在过去的几十年里，众多学者通过实验对管内工质换热过程的流型、沿程阻力特性、传热特性进行了广泛而深入的研究，Nasr等［5］对R600a流动沸腾传热过程的流型与对流传热系数进行了实验研究；Manavela等［6］与Akhavan-Behabadi等［7］通过实验对R134a流动沸腾传热过程的对流传热系数、压降梯度进行了研究，但遗憾的是，对于两相流压降与对流传热系数的理论计算，目前仍都没有统一精确的参考关联式［8-10］。

因此，本文通过对动力型热管装置水平管内R134a气液两相流沸腾传热过程进行实验研究，分析研究水平管内气液两相流沸腾传热过程的流型、沿程阻力特性及对流传热系数，并探究适用于水平管内R134a气液两相流传热过程中沿程阻力和对流传热系数计算的理论关联式，以期为提高该类热管系统的换热效率提供理论依据，为该类两相流换热器优化设计提供计算公式，为沸腾相变过程数值模拟提供比较标准。

1　实验装置及方法

1.1实验装置

图1为实验装置示意图，由图可知实验系统主要由溶液泵，流量计，冷凝器，预热段，1 m实验段，透明管段，压差计，数据采集系统，高频摄像机等装置组成。实验段是水平安置的内径10 mm，外径12 mm的光滑铜管，电加热带紧密而均匀地缠绕在铜管上，其最大加热功率为350 W，加热功率的大小通过调节输入电压来控制；在加热带外面包覆一层保温棉，确保电加热带产生的焦耳热全部传给管内工质。实验段的外壁面温度用Pt1000铂热电阻测量，测温点布置位置如图2所示，每个测温点温度取铜管外壁面顶部、中部以及底部三点温度的算术平均值。透明管段安装在实验段后120 mm处，其内径与实验段相同，长度为100 mm。安装透明管段的目的是观测流型，且利于通过高频摄像机进行记录。

图1　动力型热管实验装置示意图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

图2　实验段测温点布置Fig.2　Arrangement of temperature measuring at test section

1.2实验过程及数据采集

实验过程中选用饱和蒸气压相对较低的R134a作为工质，工质从储液罐中抽出，经溶液泵加压后流经流量计，并依次进入预热段、实验段，工质先后受到电加热棒（功率0～2500 W）与电加热带（功率0～350 W）的加热，形成气液混合物，然后进入透明管段，最后进入冷凝器中冷凝成液体，返回储液罐中完成一个循环。

实验中分别针对263、340及440 kg·m-2·s-1三组不同的质量流量进行实验，操作参数变化范围如表1所示。流量大小通过科里奥利质量流量计调节，流体进出口温度通过Pt1000铂热电阻测量，同时利用Agilent 34970A型数据采集系统采集罗蒙斯特3051CD1A22A1AB4M5测压装置测得的实验段进出口压差及通过Pt1000铂热电阻测得的各测温点温度等相关数据；针对每组流量均重复实验，提高实验结果的复现性，并取有效结果的算术平均值；在每组实验中通过调节预热段加热棒及实验段加热带的功率来调节实验段进出口处工质的干度，并根据能量守恒原理计算出进出口干度，如式（1）所示，Qpre与Qt分别为预热段与实验段转化为汽化潜热的有效加热量（通过管内为纯液体时，流体吸收的热量与加热功率的对比可得预热段与实验段的最大热损失率分别为4%、2%，Qpre与Qt中已去除该偏差，并也去除了由于液体过冷吸收的显热量）。

表1　R操作参数Table 1　Range of operating parameters

2　单相流验证

为测试两相流实验装置的可靠性，确保实验结果准确，首先在该装置上进行了单相流的验证实验，根据单相流压降、对流传热系数经验关联式进行理论计算，推导出压降及传热系数的理论值，并与实验结果进行对比，从而证明本实验所得压降、对流传热系数等数据的可信性及真实性。

2.1单相流压降验证

根据流体力学理论中的Darcy-Weisbach公式［式（2）］及尼古拉兹公式［式（4）、式（5）］［11］可计算出不同质量流量对应的压降梯度，并将实验结果与关联式计算值进行对比，如图3所示。由图3可知，压降梯度实验值与关联式计算值的偏差大小在±10%范围内，由此可知，本实验测得的压降及流量数据准确可靠，具有可信性。

图3　单相流压降梯度实验值与理论值对比Fig.3　Single phase pressure gradient results versus predictions

（1）在26.98（d/ε）8/7＜Re＜2308（d/ε）0.85范围内，流动处于紊流粗糙管过渡区，沿程阻力系数可按式（4）计算，即

（2）在2308（d/ε）0.85＜Re范围内，流动处于紊流粗糙管平方阻力区，沿程阻力系数可按式（5）计算，即

2.2单相流对流传热系数验证

本实验中，当液相工质的质量流量为263 kg·m-2·s-1时，对应的最小Re值仍大于12000，流动处于湍流充分发展区，因此，对流传热系数可按传热学理论中的Dittus-Boelter湍流强制对流传热关联式［式（6）～式（8）］［12］预算。将实验结果与对流传热关联式计算值进行对比，如图4所示。由图4可知，实验值与对流传热关联式计算值的偏差大小在±10%范围内。由此可知，实验所得对流传热系数真实可靠。

图4　单相流对流传热系数实验值与理论值对比Fig.4　Single phase heat transfer coefficient results versus predictions

（1）低黏度流体

适用条件：L/d≥60，Re＞10000，0.7＜Pr＜120，μ＜2×10-3Pa·s；其中，加热：n=0.4，冷却：n=0.3。

（2）较大黏度流体

适用条件：Re＞10000，0.7＜Pr＜16700，L/d≥60；其中，流体被加热（μ/μw）0.14=1.05，流体被冷却（μ/μw）0.14=0.95。

3　实验结果与分析

3.1流型实验结果

因为流型影响两相流的传热过程，因此正确判别气液两相流的流型是非常必要的。为此，本文将实验所得的流型图与最新的Wojtan-Ursenbacher-Thome流型图［13］进行对比，并将所有实验工况在该流型图上标出，如图5所示，其判别方法与Mastrullo等［14-15］的判别方法一致。由于篇幅所限，仅列举出通过高频摄像机记录的部分具有代表性的流型图，如图6、图7所示。通过对比分析可知，本实验所得的流型图与Wojtan等的流型图预测结果相同。

图5　实验流型图与Wojtan-Ursenbacher-Thome流型图对比Fig.5　Flow pattern map for present date flowing Wojtan-Ursenbacher-Thome model

图6　间歇流Fig.6　Intermittent flow

图7　环状流Fig.7　Annular flow

3.2实验压降梯度与关联式比较

许玉等［16］通过对近几十年两相流摩擦压降的研究成果进行分析总结，得出尽管Friedel模型被学者引用次数最多，但是Muller-Steinhagen-Heck模型在多数应用中均表现出良好的预测准确度，且Didi等［17］及Li等［18］的验证也都曾对其给予肯定，因此推荐在理论计算中优先选用该模型。Muller-Steinhagen-Heck 模型如式（9）～式（11）所示［19］

由于电加热带对实验段施加了恒定的热流，因此，在实验段沿着流体流动方向，气体的体积分数逐渐增加，则实验段的压降表示为式（12），式（12）是通过对Muller-Steinhagen-Heck压降关联式（9）积分所得

图8为不同质量流量及干度下管路压降梯度实验值，图9为压降梯度实验值与Muller-Steinhagen-Heck压降关联式的积分值的对比情况。由图8可知，压降梯度随着工质质量流量与气体干度的增大而增大，其原因是：当流量相同时，随着气体干度增大，两相流密度减小而速度增加，湍流强度增强，气液两相间的相互作用愈加强烈，因此压降梯度增大，而当干度相同，流量增大时，流体的速度也会增加，仍会使得压降梯度增大；此外，由图9可知，实验所得的压降梯度与Muller-Steinhagen-Heck压降关联式的积分值吻合很好，绝大部分误差在±10%内。因此，Muller-Steinhagen-Heck压降关联式的积分式可用于计算气液两相流沸腾相变过程的沿程阻力，为该类蒸发器的管路优化设计提供理论指导。

图8　不同质量流量及干度下管路压降梯度实验值Fig.8　Comparison of pressure drop variation with vapor quality at different mass flow rate

3.3实验对流传热系数与关联式比较

通过测得的实验段外壁面温度Two及西门子QBE9000-P16压力传感器测得的进口压力对应的饱和温度Ts，并根据传热学单层圆筒壁传热系数计算式（14），计算各组实验的对流传热系数。

利用进出口干度的算术平均值通过式（15）～式（17）计算出对流传热系数。其中，式（15）～式（17）为Mohseni等［20］在干度x≥0.2，质量流量为53～170 kg·m-2·s-1的工况下通过实验值拟合所得，且Mohseni等认为式（15）所得的对流传热系数与实验值的偏差范围为-12%～12%。

图9　压降梯度实验值与关联式计算值比较Fig.9　Comparison of pressure drop with correlation

图10　不同质量流量及干度下管路对流传热系数实验值Fig.10　Comparison of heat transfer coefficient variation withvapor quality at different mass flow rate

图10为不同质量流量及干度下管路的局部对流传热系数实验值，图11为对流传热系数实验值与Mohseni对流传热关联式及本文修正关联式计算值的对比情况。由图10可知，相同干度下，对流传热系数随着工质质量流量的增大而增大，其原因是当其他条件都相同，质量流量增大时，流体的流速增大，湍流强度增强，强制对流换热随之增强，对流传热系数也增大；此外在相同流量下，当干度在一定范围内增大时，对流传热系数增大，其原因是：随着干度增加，流体流速增大，湍流强度增强，强制对流换热随之增强，对流传热系数也增大；但当干度增大到某个值时，壁面上附着的液体越来越少，导致换热恶化，故随着干度的继续增大，对流传热系数反而减小。由图11可知，当干度x≥0.1时，实验值与Mohseni对流传热关联式的计算值吻合性较好，绝大部分误差在±10%内。因此，Mohseni对流传热关联式尽管是通过小流量下的实验数据获得的，但同样也适用于大流量下的工况。同时由图10、图11可知，当干度x≤0.1时，实验值与Mohseni对流传热关联式的计算值的偏差较大，部分误差已超±30%。其原因是两相流沸腾传热的机理是核态沸腾、强制对流传热或两者共存。两相流对流传热系数关联式不同之处在于：核态沸腾与强制对流传热所占的比重。一般来说，如果传热系数几乎不受工质的质量流量与气体干度影响，而受热通量影响，此时气液两相流的沸腾机理可认为主要是核态沸腾；如果传热系数几乎不受热通量影响，而受工质的质量流量与气体干度影响，此时气液两相流的沸腾机理可认为主要是强制对流传热。Manavela等［6］得出在小干度区（部分工况干度可达0.2）核态沸腾为主。

图11　对流传热系数实验值与关联式计算值比较Fig.11　Comparison of heat transfer coefficient with correlations

本文通过干度x≤0.1的实验对流传热系数值和Mohseni对流传热系数关联式的计算值进行对比，从而将Mohseni对流传热系数关联式修正为式（19）。将式（19）的计算值与实验值再一次进行对比分析，如图11所示，并可知，在气体质量分数x≥0的范围内，式（19）的对流传热系数计算值与实验值的误差范围为-10%～10%。因此，修正式（19）可用于预算该类蒸发器管路的局部对流传热系数，为蒸发器的强化传热提供理论指导。

4　结　论

本文对不同流量及干度下的R134a工质流动沸腾传热过程的局部对流传热系数与压降梯度进行实验研究，并将实验结果与前人的关联式计算值进行了对比分析，主要得出以下结论。

（1）实验压降梯度与Muller-Steinhagen-Heck压降关联式的积分值一致性较好，误差在±10%以内，该关联式的积分式可用于计算管路内气体干度逐变的沿程压降。

（2）干度大于0.1时，实验对流传热系数与Mohseni对流传热系数关联式的计算值吻合较好，绝大部分误差在±10%以内。

（3）获得一个可以计算任何干度下的对流传热系数关联式，其计算值与实验值的误差范围为-10%～+10%，该关联式可用于计算工质流动沸腾相变传热过程的局部对流传热系数。

（4）Muller-Steinhagen-Heck压降关联式的积分式与对流传热系数关联式可为该类换热器的实验研究与数值模拟优化提供有效的理论参考标准，并可用于指导该类两相流换热器的优化设计。

符号说明

Bo ——沸腾数

Di，Do——分别为管内径和管外径，m

G ——质量流量，kg·m-2·s-1

g ——重力加速度，m·s-2

h ——对流传热系数， W·m-2·K-1

hf——单位质量流体压降，Pa

hLH——潜热，J·kg-1

k ——热导率，W·m-1·K-1

L——实验段长度，m

Nu——Nusselt数

Pr——Prandtl数

Q——电加热功率，W

q——热通量，W·m-2

Re——Reynolds数

T——温度，K

v——速度，m·s-1

Xtt——Martinelli数

x——气体干度

ε——绝对粗糙度，m

λ——沿程损失系数

μ——动力黏度，kg·m-1·s-1

ρ——密度，kg·m-3

下角标

in——进口

l——液相

out——出口

pre——预热段

s——饱和

t——实验段

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。

联系人：田晓亮。第一作者：李晓花（1989—），女，硕士研究生。

国家自然科学基金项目（51205214）。