卧式螺旋管内过冷沸腾换热特性实验研究

第35卷第11期中国电机工程学报V ol.35 No.11 Jun. 5, 2015 2788 2015年6月5日Proceedings of the CSEE ©2015 Chin.Soc.for Elec.Eng. DOI：10.13334/j.0258-8013.pcsee.2015.11.017 文章编号：0258-8013 (2015) 11-2788-08 中图分类号：TK121卧式螺旋管内过冷沸腾换热特性实验研究孔令健，韩吉田，陈常念，逯国强，冀翠莲(山东大学能源与动力工程学院，山东省济南市 250061)An Experimental Investigation on Subcooled Boiling Heat Transferin a Horizontal Helical CoilKONG Lingjian, HAN Jitian, CHEN Changnian, LU Guoqiang, JI Cuilian (School of Energy and Power Engineering, Shandong University, Jinan 250061, Shandong Province, China)ABSTRACT: The subcooled boiling heat transfer of R134a in a helical tube was experimentally investigated. The experiments were carried out at pressure ranging from 0.41 to 0.63MPa, subcooled from 6 to12℃, heat flux from 0.11 to 10.9 kW⋅m−2 and mass flux from 147 to 249kg⋅m−2⋅s−1. The wall temperature distribution of a horizontal helical coil was analyzed on the conditions of subcooled boiling. The experimental results indicate that the wall temperature distributions of the cross sections are non-uniform. The location of the cross section was found to has a significant impact on the transition from partial to fully developed subcooled flow boiling. The effects of the boiling heat flux, refrigerant mass flux, system pressure and inlet subcooling of R-134a on the coefficient of subcooled boiling heat transfer were explored in detail. The R134a subcooled flow boiling heat transfer coefficient increases with an increase in heat flux and system pressure. However, raising the inlet subcooling can cause a reduction on boiling heat transfer coefficient. Besides, the mass flux exhibits rather slight effects on heat transfer coefficient. The correlation of subcooled boiling heat transfer coefficient in horizontal helical coil was developed on the basis of regression analysis of experimental data.KEY WORDS: horizontal helical coil; subcooled boiling; wall temperature; heat transfer coefficient; correlation摘要：在系统压力p=0.41~0.63MPa，过冷度ΔT sub=6~12℃，热流密度q=0.11~10.90kW⋅m−2，质量流量G=147~249kg⋅m−2⋅s−1的条件下，对卧式螺旋管内R134a过冷流动沸腾的换热特性进行了实验研究。

分析过冷沸腾条件下螺旋管不同截面上的壁温分布表明：截面周向壁温呈现不均匀分布；螺旋管的截面位置对部分过冷沸腾向充分发展过冷沸腾的转变产生了很大影响。

分析了各实验参数对充分发展过冷沸腾基金项目：国家自然科学基金项目(51076084)。

Project Supported by National Natural Science Foundation of China (51076084). 换热系数的影响趋势：随着热流密度、系统压力的增大换热系数不断增大；但是，当入口过冷度增大时换热系数却在减小；质量流量对换热系数的影响并不明显。

对实验数据进行回归分析，发展了适用于卧式螺旋管内充分发展过冷沸腾换热系数的关联式。

关键词：卧式螺旋管；过冷沸腾；壁面温度；换热系数；关联式0 引言过冷沸腾作为一种高效的换热手段，在核反应堆、发动机冷却水套、核潜艇动力系统以及超导体线圈冷却等方面有着广泛的应用[1-4]。

如我国自行设计研制的国际首个全超导托卡马克装置(EAST装置)，EAST 第一壁[5]中直接受到等离子体高温作用部件上的热流密度高达4MW⋅m−2。

已有的冷却方法是将冷却水管与热沉通过钎焊的方法联接在一起，通过水的单相对流进行换热，但是随着运行参数的提高，单相换热已很难满足换热要求，必须采用过冷沸腾换热方式。

过冷流动沸腾传热是汽液两相流动与相变传热这两种复杂物理现象的耦合[6]。

与饱和沸腾不同的是：过冷沸腾整体处于热力学不平衡状态。

此时由壁面进入的热量不完全用于气液相变，部分热量将用于流体温度的提升。

因此，研究过冷沸腾的特性与机理具有重要的意义。

国内外学者对过冷沸腾已经进行了大量的研究[7-11]。

在早期的研究中，Bergles[7]通过实验与理论分析计算相结合的方法对沸腾起始点和传热状况进行了研究，Levy[8]则通过理论分析建立了过冷沸腾中气相体积分数的计算模型，并通过实验数据验证了模型的准确性。

Hong Gang[9]等通过实验对矩形窄通道在静态和起伏状态下过冷沸腾起始点进行了研究。

研究结果表明：第11期孔令健等：卧式螺旋管内过冷沸腾换热特性实验研究 2789传统关联式不再适合矩形窄通道内过冷沸腾情况，并通过实验建立了静态条件下矩形窄通道内过冷沸腾起始点的关联式；管道的起伏状态影响了质量流量的波动，同时过冷沸腾起始点的热流密度和过热度随着起伏频率的增大而降低。

Lin等[10]和Ahmadi[11]利用高速摄像仪通过可视化方法分别对低压和中压条件下过冷沸腾中气泡动力学特性进行了研究。

Lin等主要对成核点分布、气泡的生长、脱离频率和直径进行了研究。

Ahmadi的研究主要集中于净蒸汽产生点的气泡行为。

研究结果表明，在达到净蒸汽产生点后随着气泡数量的增加，气泡直径的范围也在增大，会出现较大直径的气泡。

当螺旋管卧式放置时，流体在管内流动过程中所受的离心力和重力的夹角在不断的变化，工质在卧式螺旋管管内的流动情况更为复杂，对其传热特性具有很大的影响。

因此，研究者们对卧式螺旋管内的换热情况开展了大量研究[12-14]。

陈常念[12]等对卧式螺旋管内流动沸腾临界热流密度(critical heat flux，CHF)特性进行了研究。

研究结果表明，CHF 现象一般首先发生在管圈的出口截面，沿同一截面周向CHF发生的先后顺序不分明；CHF值随干度的增大近似线性减小，流量较大时变化趋势更为明显，且流量对CHF值的影响最大，而压力对CHF 值的影响较小。

邵莉[13]和Solana[14]等主要对卧式螺旋管内两相流的流型进行了研究，发展了相应的流型图。

但是，已有文献中未发现对螺旋管内过冷沸腾的实验研究。

因此，对螺旋管内过冷沸腾进行实验研究和机理分析具有重要的意义。

本文在较低压力和流量参数范围内，对R134a 在卧式螺旋管内过冷流动沸腾的传热特性进行了实验研究。

在实验研究的基础上，对螺旋管不同截面的壁温分布特性进行了分析，研究了各实验参数对换热系数的影响，并发展了过冷沸腾换热系数的关联式。

1 实验装置及数据处理方法1.1 实验装置实验系统如图1所示，实验工质采用制冷剂R134a。

工质由计量泵加压输出后，经质量流量计测得流量，在预热段将工质加热至所需工况，然后进入实验段进行加热测量，而后在套管式冷凝器内R134a与冷水机组输送的冷却剂逆向流动换热，R134a被冷却为过冷液体储存于储液罐中以进行连续循环。

预热段与实验段均采用低电压大电流直流图1实验系统图Fig. 1 Schematic of experimental loop稳压电源直接加热，其最大加热功率分别为24V× 200A、60V×500A。

冷水机组单机最大制冷量为44kW。

实验所用实验段由Φ10×0.8mm的304不锈钢制作而成。

螺旋管总长3100mm，有效加热长度2 829.2mm，螺旋直径300mm，节距45mm。

在预热段和实验段两端固定加热电极，采用高精密直流稳压电源通电，利用不锈钢(SUS304)管段的电阻热效应直接加热。

如图2所示，θ与η角各位置上分别布置Φ0.5mm的T型热电偶，每圈总计布置32支热电偶，用于测量螺旋管外壁的壁面温度。

在实验段和预热段的进出口分别装有铠装热电偶直接对流体的温度进行测量。

在实验系统中的相应位置用压力传感器测得系统中不同位置的压力。

该实验系统中所有温度、压力、流量数据及其输出信号均由Agilent34980A采集和预处理。

=270θ=90η=270°A—A图2热电偶布置图Fig .2 Schematic of the installation of thermocouples 1.2 数据处理方法实验系统中质量流量计所测质量流量为m，由此可计算得到工质的质量流速G，计算式为3 600imGA=(1)214i iA d=π(2)2790 中 国 电 机 工 程 学 报 第35卷式中：G 为工质面积质量流速，kg ⋅m −2⋅s −1；m 为质量流量计所测工质的质量流量，kg ⋅h −1；A i 为实验管段截面面积，m 2。