新型制冷劑在水平微細管內流動沸騰換熱及臨界熱流密度特性研究碩士學位論文

1、<p><b>　　中圖分類號：</b></p><p><b>　　TB69</b></p><p>　　學校代碼：10252</p><p>　　學 號：122400078</p><p>　　上海理工大學碩士學位論文</p><p>　　新型制冷劑在水平

2、微細管內流動沸騰換熱</p><p>　　及臨界熱流密度特性研究</p><p>　　姓 名 姜林林</p><p>　　系 別 能動與動力工程學院</p><p>　　專 業(yè) 制冷及低溫工程</p><p>　　研究方向 制冷空調新技術</p><p>　　指

3、導教師柳建華 教授</p><p>　　學位論文完成日期 2014年12月</p><p>　　THE STUDY ON NEW TYPE REFRIGERANT’S</p><p>　　CHARACTERISTICS OF FLOW BOILING HEAT TANSFER AND</p><p>　　CRITICAL HEAT

4、FLUX IN HORIZONTAL MINI-CHANNELS</p><p><b>　　by</b></p><p>　　Jiang Lin Lin</p><p>　　A Thesis Submitted to University of Shanghai for Science & Technology in Partial

5、Fulfillment of the Requirements for</p><p>　　the Degree of Master</p><p>　　Under the Supervision of</p><p>　　Professor Liu Jian Hua</p><p>　　University of Shanghai for

6、 Science & Technology</p><p>　　December 2014</p><p>　　學位論文版權使用授權書</p><p>　　本學位論文作者完全了解學校有關保留、使用學位論文的規(guī)定，同意學位論文保留并向國家有關部門或機構送交論文的復印件和電子版。允許論文被查閱和借閱。本人授權上海理工大學可以將本學位論文的全部內容或部分內容編入有

7、關數據庫進行檢索，可以采用影印、縮印或掃描等復制手段保存和匯編本學位論文。</p><p><b>　　本學位論文屬于</b></p><p>　　學位論文作者簽名： 指導教師簽名：</p><p>　　年 月 日 年 月 日</p><p&g

8、t;<b>　　聲 明</b></p><p>　　本人鄭重聲明：所呈交的學位論文，是本人在導師的指導下,獨立進行研究工作所取得的成果。除文中已注明引用的內容外，本論文不包含任何其他個人或集體已經公開發(fā)表或撰寫過的作品成果。對本文的研究做出重要貢獻的個人和集體，均已在文中以明確方式標明。</p><p>　　本聲明的法律責任由本人承擔。</p><

9、;p><b>　　學位論文作者簽名：</b></p><p><b>　　年 月 日</b></p><p><b>　　摘 要</b></p><p>　　如何能夠提高制冷系統(tǒng)效率與避免其對環(huán)境的破環(huán)是當前制冷研究領域最熱門的話題，而采用高效換熱器與環(huán)保型制冷劑是解決上述問題最根本的

10、手段。R290作為R22比較有潛力的一種典型替代工質，其不僅具有出色的物理及化學特性，而且ODP值與GWP值均接近0。但是目前關于R290在水平管內流動沸騰換熱的研究還不多，對R290在管內流動沸騰換熱的機理的研究還不夠充分，認識也很局限，對其中觀察到的現象還無法很好地去解釋，故還需從理論與實驗兩方面來深入探討。</p><p>　　本課題針對R290在微細通道內流動沸騰換熱特性、干涸特性及其發(fā)生干涸時臨界熱流密

11、度特性進行實驗研究與理論分析，為設計高效R290微細通道換熱器提供理論基礎與數據支持。</p><p>　　針對上述研究目標，本文主要進行了以下方面工作：</p><p>　?。?）研究了微細通道內流動沸騰換熱模型，分析了微細通道內換熱特性差異與干涸形成機理，介紹了微細通道內流動沸騰換熱系數、干涸及流態(tài)轉變的數學模型。</p><p>　?。?）R290在水平微細光

12、管內流動沸騰換熱特性實驗研究。測定不同熱流密度、不同飽和溫度、不同質量流率、不同管徑下，R290在水平微細光管內流動沸騰換熱系數，分析其變化規(guī)律。</p><p>　　（3）對R290管內流態(tài)及管表面溫度進行可視化研究。對發(fā)生干涸的機理及影響因素進行理論與實驗對比研究，通過換熱過程中觀測的流型分析流態(tài)轉變與換熱系數之間相互關系。</p><p>　?。?）R290在水平微細管內流動沸騰臨界

13、熱流密度特性實驗研究。測定不同飽和溫度、不同質量流率、不同管徑，不同入口干度下，R290在水平微細管內流動沸騰臨界熱流密度，分析其變化規(guī)律。</p><p>　　根據上述研究內容，得到如下主要結論：</p><p>　?。?）R290在微細通道內熱流密度的增加對強化管內核態(tài)沸騰換熱具有顯著影響；質量流率對換熱系數的影響則相對較小；管徑的微尺度化使得原有的大管徑內換熱模型不再適用；隨著飽和溫

14、度的增加換熱系數呈現單調增加的趨勢。</p><p>　?。?）通過對動態(tài)流態(tài)的可視化研究和對流態(tài)影響因素與轉變特性的分析，發(fā)現R290在微細通道內的流動沸騰換熱過程中換熱系數與流態(tài)有著明顯的對應關系，且干涸發(fā)生主要在環(huán)狀流-霧狀流、波狀流-霧狀流轉變狀態(tài)以及不穩(wěn)定環(huán)狀流狀態(tài)時。</p><p>　　（3）針對微細通道內R290臨界熱流密度的實驗研究表明，臨界熱流密度隨著質量流率、換熱管徑

15、的增大而增大；隨著飽和溫度、入口干度的增大而單調減小。</p><p>　　本課題所做的工作是在前人的基礎上進行了一定程度的創(chuàng)新。在整個換熱實驗過程中針對R290在微細通道內熱流密度、質量流率、飽和溫度等參數對流態(tài)及其轉變特性的影響進行了可視化的處理分析，同時對換熱管的表面溫度進行紅外觀測。結合流態(tài)與紅外觀測，系統(tǒng)性地總結了R290在微細通道內流動沸騰換熱特性及對換熱過程中干涸特性，為微細通道換熱器的設計提供了理

16、論基礎與數據支持。</p><p>　　關鍵詞：R290 微細通道 流動沸騰換熱特性 臨界熱流密度 流態(tài) 干涸</p><p><b>　　ABSTRACT</b></p><p>　　How to improve the COP of the refrigeration system and avoid polluting the envir

17、onment is the most popular topic in the refrigeration field. Application of high efficient heat exchanger and environment-friendly refrigerant is the most fundamental means to solve the above problem.

18、 As the most potential alternative refrigerant to R22, R290 has not only excellent physical and chemical characteristics, but also the ozone depletion potential (ODP) and global warming potential (GWP) which are all clos

19、</p><p>　　The objective of this study is to investigate boiling heat transfer characteristics of R290 in mini-channel, the dry-out characteristics during heat transfer process and critical heat flux (CHF) ch

20、aracteristics when dry-out happens through experiment and theoretical analysis, which is used to provide theoretical basis and data support for mini-channel heat exchanger design.</p><p>　　In order to achiev

21、e above aims, this paper mainly works for the following aspects:</p><p>　　(1)Study the model for flow boiling heat transfer in mini-channel. Systematically analyze the mechanism of flow boiling heat transfer

22、 and dry-out phenomenon, and introduce the mathematical model of heat transfer coefficient, dry-out and flow pattern transition is introduced.</p><p>　　(2)The experimental research about R290 flow boiling he

23、at transfer characteristics in horizontal mini-channel is carried out. The R290 flow boiling heat transfer coefficient in mini-channel is tested at different heat flux, saturation temperature, flow rate, diameter, and th

24、en analyze its changing rules.</p><p>　　(3)The visual researches about R290 flow pattern and tube surface temperature are carried out and the dry-out mechanism and effects are investigated by comparative stu

25、dy of theoretical analysis and experimental evidence. The relationship between flow pattern and heat transfer coefficient is discussed through flow observation in the heat transfer process.</p><p>　　(4) The

26、experimental research about R290 flow boiling heat transfer CHF characteristics in horizontal mini-channel is carried out. The R290 flow boiling heat transfer CHF in mini-channel is tested at different saturation tempera

27、tures, flow rates, diameters, entrance dry-out qualities and then analysis its changing rules.</p><p>　　The main results obtained in present work are as follows:</p><p>　　(1) For R290 in the min

28、i-channel, heat flux has significant influence on intensifying nucleate boiling heat transfer; and flow rate has little influence on heat transfer; the traditional diameter tube heat transfer model no longer fit the mic

29、ro tube diameter; the heat transfer coefficient increases with the monotonic increase of saturation temperature.</p><p>　　(2) The results show a obvious corresponding relationship between heat transfer coeff

30、icient and flow pattern through visual studies of dynamic flow patterns and the analysis of its transition characteristics. In addition results also indicate that dry-out mainly occurs during annual-mist flow, wavy-mist

31、transition process and unstable annual flow.</p><p>　　(3) The studies for R290 in mini-channel shows that the CHF increases with the increase of flow rate and heat pipe diameter, and the CHF decreases with t

32、he monotonic increase of saturation temperature and entrance dry-out quality.</p><p>　　Concluding from the work done in this thesis, the study conducted some degree of innovation on the basis of previous stu

33、dy. Effect of heat flux, flow rate, saturation temperature on flow patterns and flow patter transition is analyzed by flow pattern visualization research, while test tube surface temperature is monitored with infrared im

34、aging. Combined with flow patterns and infrared imaging, The R290flow boiling heat transfer characteristics in mini-channel and dry-out characteristics during h</p><p>　　Key words: R290, mini-channels, flow

35、boiling heat transfer, critical heat flux, flow pattern, dry-out</p><p><b>　　目 錄</b></p><p><b>　　中文摘要</b></p><p><b>　　ABSTRACT</b></p><

36、;p><b>　　第一章 緒論1</b></p><p>　　1.1微細通道的概念1</p><p>　　1.2研究背景與意義1</p><p>　　1.2.1節(jié)能減排1</p><p>　　1.2.2環(huán)境保護2</p><p>　　1.3國內外研究現狀3</p>

37、<p>　　1.4本文問題的提出及主要研究內容5</p><p>　　第二章 微細通道流動沸騰換熱模型研究7</p><p>　　2.1微細通道換熱模型研究7</p><p>　　2.1.1核態(tài)沸騰與強制對流疊加換熱模型7</p><p>　　2.1.2三區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型8</p><p>　　2

38、.2微細通道內流動沸騰干涸模型12</p><p>　　2.3微細通道流動沸騰流態(tài)模型14</p><p>　　2.4本章小結16</p><p>　　第三章 實驗系統(tǒng)設計與可視化實現17</p><p>　　3.1實驗系統(tǒng)設計17</p><p>　　3.1.1實驗目的及內容17</p>&

39、lt;p>　　3.1.2實驗原理18</p><p>　　3.1.3實驗系統(tǒng)簡介22</p><p>　　3.1.4漏熱系數標定與干度測量27</p><p>　　3.1.5可視化裝置設計27</p><p>　　3.2參數控制與流程29</p><p>　　3.2.1實驗參數控制29</p&g

40、t;<p>　　3.2.2實驗測試流程30</p><p>　　3.3本章小結31</p><p>　　第四章 R290換熱與干涸特性分析32</p><p>　　4.1熱流密度對換熱系數與干涸的影響32</p><p>　　4.2質量流率對換熱系數與干涸的影響36</p><p>　　4.3飽

41、和溫度對換熱系數與干涸的影響42</p><p>　　4.4管徑對換熱系數與干涸的影響44</p><p>　　4.5干度對換熱系數與干涸的影響46</p><p>　　4.6干涸特性對換熱系數的影響46</p><p>　　4.7流態(tài)對換熱系數的影響47</p><p>　　4.8本章小結52</p

42、><p>　　第五章 R290管內臨界熱流密度特性分析54</p><p>　　5.1質量流率對臨界熱流密度的影響54</p><p>　　5.2管徑對臨界熱流密度的影響55</p><p>　　5.3飽和溫度對臨界熱流密度的影響56</p><p>　　5.4入口干度對臨界熱流密度的影響57</p>

43、<p>　　5.5本章小結58</p><p>　　第六章 結論與展望59</p><p><b>　　6.1結論59</b></p><p><b>　　6.2展望60</b></p><p><b>　　主要符號表62</b></p>

44、<p><b>　　參考文獻64</b></p><p>　　在讀期間公開發(fā)表的論文和承擔科研項目及取得成果68</p><p><b>　　致 謝69</b></p><p><b>　　第一章 緒 論</b></p><p>　　1.1微細通道的概念<

45、/p><p>　　由于通道尺寸變小之后通道內流沸騰換熱現象不能用常規(guī)通道的換熱機理去解釋，所以在微細通道沸騰換熱研究過程中，首要的問題就是如何來區(qū)分常規(guī)通道與微細通道。Kandlikar[1]在2002年基于單相流動的平均分子自由程、表面張力影響以及兩相流動的流動形式等，提出了對于流體流動通道的最新分類方法：</p><p>　　常規(guī)通道Dh≥3mm</p><p>　

46、　細通道200μm≤Dh<3mm</p><p>　　微通道l0μm≤Dh<200μm</p><p>　　過渡性通道0.1μm < Dh<10μm</p><p>　　分子納米通道Dh≤0.1μm</p><p>　　本文所進行的R290管內流動沸騰換熱實驗研究通道的水力直徑介于1mm～3mm之間，根據上述通道分類的

47、標準，屬于微細通道的范圍。</p><p>　　1.2研究背景與意義</p><p><b>　　1.2.1節(jié)能減排</b></p><p>　　目前，各個國家都在研究如何提高能源利用率以及如何才能使人類與大自然環(huán)境和諧共存下去。但是大面積化石燃料的使用使得環(huán)境破環(huán)嚴重、水資源污染、土壤污染、霧霾、溫室效應以及臭氧層破壞等，這些都成為了制約社會

48、向前更好發(fā)展的頑疾。然而隨著科技的發(fā)展人們生活質量得到提高，制冷空調設備正以前所未有的速度在增加，而作為傳統(tǒng)耗能大戶，在制冷領域為了實現上述目標必須通過不斷的技術改進甚至是技術創(chuàng)新來提高能源利用率，使得人類社會得以持續(xù)發(fā)展下去。</p><p>　　隨著政府推行的家電下鄉(xiāng)政策的實行以及節(jié)能惠民措施的實施，制冷空調設備正以更新更快速度推進，根據相關部門的預測，未來5年內制冷設備在我國的銷售增長依然能夠維持在20%以

49、上，而且根據市場調查現在消費者更多的傾向于購買節(jié)能環(huán)保的制冷空調設備，因此降低制冷空調能耗成為行業(yè)內提升競爭力的關鍵[2]。為了能夠通過技術升級實現規(guī)模化效應，必須要在制冷行業(yè)具有共性的技術上獲得突破性的進展，因此目前業(yè)內許多專家主要在環(huán)保制冷劑替代技術、高效換熱設備技術、智能控制技術以及制冷系統(tǒng)結構等方面進行大量實驗與理論研究，而對于空調設備中耗材最多的換熱器的改進一直都是研究的重中之重。微細通道換熱器能夠極大的提高換熱量的同時并不提

50、高微細通道換熱器的運行溫度，是目前提高換熱效果最有效的手段之一[3]。</p><p>　　雖然微細通道換熱器在汽車空調及冰箱上已經逐步推廣使用，但是在家用和商用制冷產品上的應用并沒有得到普及。由于微細通道換熱器有很高的傳熱系數，相比于傳統(tǒng)換熱器，其能夠設計成更小更輕的機組，也就意味是其更加便于包裝運輸。微細通道換熱器還能夠做的更加緊湊，相比于傳統(tǒng)換熱器，其所消耗的金屬材料也更少，并且換熱器可以采用全鋁設計，能夠

51、有效解決翅片與鋁的腐蝕問題，產品易于回收循環(huán)利用。此外由于微細通道換熱器風阻的減少不僅降低了風機的能耗，還能夠大幅降低風機的噪聲，使其在制冷系統(tǒng)應用中極具競爭優(yōu)勢。根據對行業(yè)的發(fā)展進行評估，在未來一段時間內微細通道換熱器的市場份額將大幅提升[4]。然而目前微細通道換熱器應用于家用和商用空調系統(tǒng)還處于初始階段，其換熱形式與尺寸也與汽車空調存在巨大差異，對于微細通道換熱器的實際應用并沒有取得技術上的突破，其仍然存在諸多急需解決的問題。諸如，

52、由于微細通道換熱器制冷劑充注量遠少于傳統(tǒng)換熱器，制冷劑充注量對系統(tǒng)性能影響顯著；換熱過程中出現干涸現象，導致換熱性能急劇下降；微細通道內的摩擦阻力計算值與經典理論值的差距甚遠，微細通道強化換熱特性與常規(guī)通道有所不同；層流向湍流轉化的臨界</p><p><b>　　1.2.2環(huán)境保護</b></p><p>　　臭氧層破壞與溫室效應一直都是全球人類所面臨的重要環(huán)境問題

53、。在制冷空調行業(yè)中，由于氯氟烴類化合物CFCS具有出色的物理及化學特性，自問世以來就被廣泛的使用，并且其還被大量用作清潔劑、發(fā)泡劑等。自1974年美國的兩位科學家Molina和Rowlnad發(fā)表的論文中提出氟氯烴類物質是破壞大氣臭氧層的罪魁禍首到現在，人們對于氟氯烴對臭氧層的破環(huán)作用有了相當多的了解，溫室效應所造成的危害也有了更加清醒的認識。因此人們一直致力于尋找能夠替代正在被廣泛使用的CFCS及HCFCs等傳統(tǒng)制冷工質。而中國作為最大

54、的HCFCs生產國與消費國，中國對于HCFCs制冷劑的替代進程與替代措施在世界范圍內都具有舉足輕重的影響[5]。根據蒙特利爾議定書規(guī)定對于HCFCs淘汰時間的要求，絕大多數國家往往將HFCs制冷劑作為過渡性制冷劑以減少制冷設備的改動，從而節(jié)約改造設備的成本。然而對于制冷劑的替換需要全方位的戰(zhàn)略考慮，制冷劑不僅要求對臭氧層無破壞作用，還要能夠滿足溫室氣體的排放要求。HFCs雖然對臭氧層幾乎沒有破環(huán)作用，但是其仍屬于減排的氣體，所以在不久的

55、將來HFCs類制冷劑也將面臨新一輪的淘汰問題，因此家用和商用空調</p><p>　　1.3國內外研究現狀</p><p>　　隨著生產的發(fā)展與科技的進步，人們越來越清楚的認識到了解流動沸騰換熱機理、精確預測水平蒸發(fā)管內換熱系數的重要性，換熱系數的精確計算既可以避免蒸發(fā)器設計裕量的過度放大，節(jié)約原材料；也可以防止換熱面積的不足，保證系統(tǒng)正常穩(wěn)定的運行。此外對光管內流動沸騰換熱特性與臨界熱流

56、密度特性進行精確的預測，開發(fā)出能夠反映其換熱規(guī)律的換熱關系式，對探索出水平蒸發(fā)管強化換熱的新途徑也很有幫助[6-8]，因此對水平光管內流動沸騰換熱與臨界熱流密度特性研究很有必要。從目前國內外研究學者發(fā)表的文獻來看[9,10]，大多數學者都研究替代制冷劑在水平管內流動沸騰換熱特性、壓降特性以及流態(tài)轉換等，但是對于微通道對換熱機理的影響仍未研究清楚，對環(huán)保制冷劑R290在微通道內流動沸騰換熱研究很有限，實驗數據也很少。</p>

57、<p>　　張小力、蔡祖恢等[11]人對R134a和R12在水平管內流動沸騰換熱進行了實驗研究。實驗工況為：質量流量10-38.5g/s，熱流密度0.5-50kW/m2，進口壓力0.37-0.445Mpa，干度0-1，管長5.7m。研究發(fā)現，在實驗工況下，R134a比R12的換熱系數高32%-43%，并且發(fā)現質量流量對R134a與R12水平管內流動沸騰換熱系數之比的影響較大，干度和熱流密度對其影響相對較小。</p>

58、;<p>　　陳民[12]對R134a純工質在水平光管內流動沸騰換熱特性進行了實驗研究。實驗工況為：質量流率80-600kg/m2s，熱流密度2-30kW/m2，飽和溫度12-38℃，干度0-1。研究結果表明管內流動沸騰換熱是核態(tài)沸騰與兩相強制對流蒸發(fā)換熱的共同作用，并且局部換熱系數隨著干度與質量流率的增加幾乎單調增加，而飽和溫度高時的換熱系數大于飽和溫度低時的換熱系數。</p><p>　　張良等

59、[13]對CO2在微細通道內流動沸騰換熱過程機理進行了詳細的闡述，針對熱流密度、質量流率、飽和溫度、管徑等參數對其換熱的影響進行了理論計算與實驗分析。研究顯示在管徑微型化后，原有常規(guī)管徑換熱模型將不再適用，熱流密度的增加強化了核態(tài)沸騰換熱作用，而質量流率對于換熱系數的影響相對較小，飽和溫度對CO2的物性造成極大的影響，從而導致其在不同溫度時換熱特性差異較大。</p><p>　　唐汝寧等[14]對R290作為空調

60、制冷劑的可行性進行了研究，利用數值解法編程計算了R290工質小型制冷系統(tǒng)毛細管的長度，并對R290的熱物性和理論循環(huán)進行了分析。結果表明R290是一種很好的替代工質，。</p><p>　　Wambsganss等[15]對微細通道內R113沸騰換熱進行了系統(tǒng)實驗研究。在質量流率為50kg/m2·s，熱流密度在8-16kW/m2之間變化時，換熱系數基本上沒有變化；而當質量流率在100-30050 kg/m

61、2s，熱流密度在16-63kW/m2之間變化時，換熱系數對質量流率與熱流密度的變化相當敏感，該文還著重分析了核態(tài)沸騰和對流沸騰對總換熱系數的影響，并將實驗數據與已有的關聯式預測值進行比較，發(fā)現Lazarek和Black[16]關聯式的平均誤差在±20%之內。</p><p>　　在Wambsganss等人的研究基礎上，Tran等[17]對R12在細圓管內流動沸騰進行了實驗研究，認為對于寬廣熱流密度范圍而

62、言，核態(tài)沸騰占主導作用。</p><p>　　Chang等[18]對采用新型制冷劑R290的熱泵系統(tǒng)進行了性能測試。其蒸發(fā)器采用逆流套管的形式，管子采用銅管，內徑為8mm，外徑為13.8mm，總長為9.6m。研究發(fā)現R290性能與R22較為接近，其制冷能力與制熱能力稍遜于R22，但其COP值略高于R22。作者還將其實驗值與Wattelet經驗關聯式的預測值相比較，發(fā)現其平均誤差在20%之內。</p>

63、<p>　　Mathur[19]公開發(fā)表了R290在光管內單相及相變傳熱進行了理論計算。在理論分析中，蒸發(fā)溫度為-6.7℃和4.4℃，管子外徑為9.53mm，壁厚為0.64mm，質量流率范圍為50-800 kg/m2s，并將R290的換熱系數與R12、R134a進行比較，結果顯示環(huán)保制冷劑R290的換熱系數遠遠高于R12與R134a。</p><p>　　Boissieux[20]對水平光滑管內R41

64、0A流動沸騰換熱進行了實驗研究。實驗工況為：質量流率170-460 kg/m2s，熱流密度27-52kW/m2，飽和溫度-3-5℃，干度0-1。作者將所測得的實驗值與Gungor，Shah，Kattan的經典關聯式進行了比較，經比較發(fā)現，這些經典關聯式的預測值與實驗測得結果偏差較小，其標準誤差為13%。</p><p>　　Corre和Yao等[21]的研究表明，在一維尺度很細的空間內，流體的沸騰特性與池沸騰換熱

65、特性截然不同，通過與大空間池沸騰實驗對比研究，發(fā)現低熱流密度下狹小空間的換熱性能能夠大幅度的提高，臨界熱流密度隨著狹縫空間的減少而降低。</p><p>　　Katto Y[22]，Bowring R W[23]以及Shah[24]等人都提出了微細通道內干涸臨界熱流密度的經驗關聯式，Revellin R等人也給出了理論分析模型[25]。眾多實驗研究表明，在微通道內發(fā)生臨界熱流密度時，管內工質的狀態(tài)一定處于環(huán)狀流，

66、當出現干涸的時候，壁面液膜被蒸干（液膜厚度為0），蒸氣與壁面進行強制對流換熱，導致換熱系數大幅下降。</p><p>　　綜上所述，盡管近年來對于水平管內流動沸騰換熱的研究已經深入化、多樣化，各種類型替代工質在水平光管內流動換熱特性、微細管道內的流動沸騰特性以及各類新型強化管內換熱特性等方面的研究也更加活躍，同時也取得了不凡的成果及工程上廣泛的應用。但是目前關于R290在水平管內流動沸騰換熱的研究還不多，對R29

67、0在管內流動沸騰換熱的機理的研究還不夠充分，認識也很有局限性，應用也不多見，對其中觀察到的許多現象還無法很好的用現有的理論去解釋，故還需從理論與實驗兩方面來深入探討核態(tài)沸騰與對流蒸發(fā)的相互關系，研究流動沸騰換熱過程中的干涸現象以及與干涸現象相對應的臨界熱流密度問題，結合動態(tài)流態(tài)觀測分析影響換熱機理、干涸現象及與之對應的臨界熱流密度影響因素。</p><p>　　1.4本文問題的提出及主要研究內容</p>

68、;<p>　　目前對于碳氫化合物的使用還沒有形成規(guī)模，相關機構也沒有明令禁止其使用。但是業(yè)界內的一些專家以及一些科研機構普遍認為，采用碳氫化合物作為替代制冷劑是切實可行的，并且中國作為最大的發(fā)展中國家如果能夠牢牢把握住機會，率先對其展開科學研究，在保證安全的前提下，率先大力推廣使用，那么一定能夠在未來的日子里至少在制冷領域占有一定的先機。</p><p>　　在這樣的背景條件下，結合國內外相關的研究

69、進展，選擇R290制冷劑作為研究對象，針對其在微細通道內的流動沸騰換熱特性及其發(fā)生干涸時臨界熱流密度進行實驗研究，分析熱流密度、質量流率、飽和溫度、管徑等對換熱系數的影響，研究與干涸現象相對應的臨界熱流密度特性，為制冷系統(tǒng)中的微細通道換熱器設計提供理論基礎及實驗數據支持。</p><p>　　針對上述研究目的，本文主要進行的工作有：</p><p>　?。?）微細通道內流動沸騰換熱機理研究

70、。系統(tǒng)分析了微細通道內換熱特性及干涸形成機理，研究微細通道內換熱過程中換熱系數、干涸以及流態(tài)轉變理論模型。</p><p>　　（2）測試實驗臺的搭建。本論文是以實驗研究為基礎，因此搭建與本課題相適應的試驗臺是本文重點工作之一。實驗臺設計是否合理、測試手段是否完善等都直接關系到本文所用實驗數據的準確性與可靠性。</p><p>　?。?）R290在水平微細光管內流動沸騰換熱特性實驗研究。測

71、定不同熱流密度、不同飽和溫度、不同質量流率、不同管徑下，R290在水平微細光管內流動沸騰換熱系數，分析其變化規(guī)律；與此同時研究飽和溫度、質量流率以及管徑對臨界熱流密度的影響。</p><p>　　（4）對R290管內流態(tài)進行可視化研究。對發(fā)生干涸的機理及影響因素進行理論與實驗對比研究，通過換熱過程中的流態(tài)圖分析流態(tài)與換熱系數之間相互關系。</p><p>　　第二章 微細通道流動沸騰換熱模

72、型研究</p><p>　　2.1微細通道換熱模型研究</p><p>　　在微細通道內兩相流動換熱過程的機理要遠遠比單相流動換熱過程的機理復雜，隨著換熱通道尺度的減少，微尺度效應的提升，換熱性能與熱流密度、質量流率、換熱管徑以及一些流體本身的物性都存在密切的聯系。然而從目前很多研究中可以發(fā)現，在微細通道內換熱過程中氣泡的生成、生長以及合并，能夠較快地達到管徑尺寸，因此流態(tài)能夠迅速地轉變，

73、然而在大尺度通道內流動沸騰換熱過程中某些流態(tài)甚至從來都不出現，所以傳統(tǒng)的大尺度流動沸騰換熱的相關結論及機理已經不能來解釋微細通道內的一些現象，包括一些經典的關聯式，因此針對微細通道內的換熱系數預測模型成為理論研究的重點之一。</p><p>　　2.1.1核態(tài)沸騰與強制對流疊加換熱模型</p><p>　　核態(tài)沸騰換熱與強制對流疊加換熱模型是目前微細通道內換熱系數宏觀預測最常采用的方法之一

74、。通過實驗研究微細通道內換熱機理，許多以往針對大管徑或者池沸騰換熱研究的關聯式被重新擬合修正用于預測微細通道內換熱系數，其中像Oh J T等人[26]認為微細通道內流動沸騰換熱機理就是由核態(tài)沸騰換熱與強制對流換熱組成的，因此將核態(tài)沸騰換熱與強制對流換熱疊加可預測微細通道內流動沸騰換熱系數，如式（2-1），其中核態(tài)沸騰對換熱的影響由核態(tài)沸騰抑制因子S控制，強制對流對換熱的影響由兩相對流乘數F控制，如式（2-2）（2-3），兩者均為并流兩相

75、摩擦因子的函數，如式（2-6）（2-7）。</p><p><b>　?。?- 1）</b></p><p><b>　　（2- 2）</b></p><p><b>　?。?- 3）</b></p><p>　　式（2-1）中核態(tài)沸騰換熱系數目前常常采用基于Cooper[27

76、]的池沸騰關聯式，如式（2-4），而強制對流換熱系數則需要根據雷諾數的不同進行選擇，此外對于不同的工質預測的關聯式也有所不同，式（2-5）為不同雷諾數范圍內預測關聯式。</p><p><b>　?。?- 4）</b></p><p><b>　　（2- 5）</b></p><p><b>　?。?- 6）&l

77、t;/b></p><p>　　其中Martinelli因子 、兩相并流壓降因子 與摩擦因子 可由式（2-7）~（2-9）求得。</p><p><b>　?。?- 7）</b></p><p><b>　　（2- 8）</b></p><p><b>　?。?- 9）</b&

78、gt;</p><p>　　2.1.2三區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型1</p><p>　　許多傳統(tǒng)理論的研究認為微細通道內流動沸騰換熱時流體的狀態(tài)主要為相連的液氣兩段區(qū)組成，對其微元的理論分析也是建立在液態(tài)及氣態(tài)兩個獨立的微單元基礎上的。Thome J R等[28]研究人員在液氣二區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型的基礎上發(fā)展了三區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型，用以描述微細通道內部氣泡的生成與生長過程。模型著重分析了氣泡流動

79、頻率對換熱過程的影響以及換熱系數周期變化，獲得了局部基于時間的平均換熱系數、液膜厚度與發(fā)生干涸現象時最小液膜厚度以及在整個流動沸騰換熱過程中局部動態(tài)換熱系數等關鍵參數的預測方法。三區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型的建立是基于假設微細通道內流動換熱蒸發(fā)過程中氣泡迅速生長并達到管徑尺寸，通道內連續(xù)流動的氣泡受管徑的限制而逐漸加長，液柱長度不斷減少，氣泡與管內壁之間的液膜不斷蒸發(fā)并逐漸變薄直至干涸，而下一個液柱還沒有到達時，中間會形成一個完整的蒸汽段。如圖

80、2-1所示為在絕熱工況下微細通道內空氣與水流動時的流態(tài)圖。</p><p>　　圖2-1 空氣-水絕熱流動氣泡流圖</p><p>　　Fig.2-1 Image of bubble flow of air and water at adiabatic condition</p><p>　　對于圖2-1展示的流態(tài)圖，研究人員認為氣泡流中的液柱由純液體組成且不含任何

81、氣體，同時氣泡與管內壁之間形成的液膜也由液柱中的液體補充。如果在建立模型的時候不考慮因液膜蒸干而干涸產生的蒸汽段，僅僅認為存在液柱段與氣泡段，那么這樣的模型即為二區(qū)模型；如果在建立模型的時候考慮到干涸現象產生了蒸汽段將其分為液柱段、氣泡段以及蒸汽段，如圖2-2所示即為三區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型示意圖。</p><p>　　圖2-2 三區(qū)蒸發(fā)模型示意圖</p><p>　　Fig.2-2 Sche

82、matic diagram of the three-zone evaporation model</p><p>　　三區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型也存在適用條件的，即三區(qū)流動模型的建立也是基于下列假設：（1）管內壁熱流密度均勻且穩(wěn)定；（2）換熱管內部均勻流動且氣體速度與液體速度相同；（3）氣體與液體均沒有過熱；（4）相對于管徑，液膜厚度非常??；（5）管壁的熱慣性可以忽略不計；（6）局部飽和溫度由飽和壓力決定；（7）所有

83、液體在流動過程中產生氣泡后氣泡逐漸生長直至管徑大小；（8）氣泡液膜始終附著于管壁上，蒸汽的剪切力可以忽略不計。</p><p>　　基于上述假設條件，氣泡生長半徑及氣泡形成頻率可按照式（2-10）、（2-11）計算：</p><p><b>　?。?- 10）</b></p><p><b>　　（2- 11）</b>&l

84、t;/p><p>　　根據質量平衡原理，對三區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型建立方程如下（2-12）、（2-13）：</p><p><b>　?。?- 12）</b></p><p><b>　?。?- 13）</b></p><p>　　根據假設條件，在初始生長過程中液柱與氣體段質量流率是恒定的，氣泡長度完全由氣

85、泡分離頻率決定，見式（2-14）、（2-15），氣液兩相段的初始長度 為兩者之和。</p><p><b>　?。?- 14）</b></p><p><b>　　（2- 15）</b></p><p><b>　?。?- 16）</b></p><p>　　而實驗段流體入口平

86、均干度可由式（2-17）氣液模型段質量流率計算得到。</p><p><b>　?。?- 17）</b></p><p>　　基于測試管路施加恒定的熱流密度建立能量平衡方程，、由式（2-18）、（2-19）計算干度為1時實驗段的長度。假設測試管內蒸汽干度隨著沿程長度呈線性變化，可由式（2-20）求得在測試管 位置 。</p><p><b

87、>　　（2- 18）</b></p><p><b>　?。?- 19）</b></p><p><b>　　（2- 20）</b></p><p>　　根據假設管內流體速度均勻的條件，可由式（2-21）~（2-24）液體、氣體速度相等求出含氣率 與管內微元段流速 。</p><p&g

88、t;<b>　　（2- 21）</b></p><p><b>　?。?- 22）</b></p><p><b>　　（2- 23）</b></p><p><b>　?。?- 24）</b></p><p>　　在測試管任意位置經過時間 即為流過的微元

89、段長度，因此液體段長度、氣體段長度、微元段平均長度以及與之相對應的滯留時間可由式（2-25）~（2-30）計算所得。</p><p><b>　?。?- 25）</b></p><p><b>　?。?- 26）</b></p><p><b>　?。?- 27）</b></p><

90、;p><b>　?。?- 28）</b></p><p><b>　?。?- 29）</b></p><p><b>　?。?- 30）</b></p><p>　　在三區(qū)流動蒸發(fā)模型中液膜的厚度對換熱系數起著非常重要的影響，綜合考慮現有研究成果，對換熱系數計算較為成熟公式如（2-31）、（2-

91、32），其中 還需要從微細通道內流動沸騰換熱實驗參數中擬合與工質相對應的最佳值。</p><p><b>　?。?- 31）</b></p><p><b>　?。?- 32）</b></p><p>　　在計算換熱系數時，根據不同的雷諾數采用VDI[29]提供的不同關聯式分別計算層流與湍流努塞爾數，見式（2-33）~（2

92、-35）。根據Churchill S W[30]等人提出的漸進法獲得基于雷諾數的平均換熱系數連續(xù)表達式（2-36），微元段流管內經局部位置的時間平均換熱系數則由式（2-37）求得。</p><p><b>　?。?- 33）</b></p><p><b>　?。?- 34）</b></p><p><b>　　

93、（2- 35）</b></p><p><b>　?。?- 36）</b></p><p><b>　?。?- 37）</b></p><p>　　2.2微細通道內流動沸騰干涸模型</p><p>　　由于微細通道內微尺度效應使得制冷劑在換熱的過程中容易向環(huán)狀流甚至是霧狀流轉變，傳熱表面

94、干涸現象也更容易出現。圖2-3所示為水平管內流動沸騰換熱環(huán)狀液膜蒸干的原理圖，將理論模型簡化為A、B兩個，分別對應環(huán)狀區(qū)域與環(huán)狀流向干涸發(fā)展區(qū)域。</p><p>　　圖2-3 水平管內干涸原理圖</p><p>　　Fig.2-3 Schematic of dry-out mechanism in horizontal tube</p><p>　　圖2-4所示為

95、換熱系數隨管內兩相流蒸汽干度變化，由圖2-3與2-4對比研究可知目前對于管內流動沸騰換熱系數的預測主要集中在A區(qū)域即干涸現象發(fā)生前，許多研究人員通過大量的實驗研究擬合獲得了干涸前換熱系數預測關聯式。對于區(qū)域B管內壁液膜開始部分蒸干導致換熱系數偏離原有換熱模型，但是換熱系數并沒有立即下降，而是在B區(qū)內達到最大值后迅速下降，對于這一區(qū)域的換熱特性目前還沒有很成熟的理論與實驗研究。干涸現象的發(fā)生與臨界熱流密度密切相關，如果能夠準確的預測到微細

96、通道內發(fā)生干涸時的起始干度與臨界熱流密度無疑將有助于改善現有的干涸前干涸后的換熱預測模型，實現對微細通換熱器的精確設計。</p><p>　　圖2-4 換熱系數隨蒸汽干度變化</p><p>　　Fig.2-4 Variation of heat transfer coefficient (h) with vapor quality (x)</p><p>　　目前

97、已經有多個關聯式可以預測微細通道內換熱系數的變化規(guī)律。在通過比對研究這些關聯式時發(fā)現換熱系數跟干度之間是存在著某種規(guī)律的。換熱系數可以隨著干度增大、減小或者不變，這都要取決于兩個關鍵的參數，分別為沸騰數Bo，液相與汽相的密度比（ρL/ρG），其中沸騰數Bo的計算公式如下：</p><p><b>　?。?- 38）</b></p><p>　　式中：G—質量流量，kg

98、/s；</p><p>　　q—熱流密度，kW/m2；</p><p>　　iLG—汽化潛熱，J/kg。</p><p>　　Kandliar研究了換熱系數隨干度變化的規(guī)律。在沸騰數較小時，管內對流換熱占據主導作用，此時換熱系數隨著干度增大而增大；當沸騰數較大時，管內核態(tài)沸騰換熱占據主導作用，換熱系數隨著干度的增加而增加；當干度大到一定程度時，換熱形式轉變，換熱系數

99、隨著干度的增加而減小。Kandliar提出的公式能夠準確的預測這一趨勢，相比較而言其他一些學者提出的關聯式顯示任何流體的換熱系數總是隨著干度的增加而增加的，因此Kandliar1990年提出的關聯式很具有研究的價值，其換熱系數經驗公式如下[31-36]：</p><p><b>　　（2- 39）</b></p><p><b>　?。?- 40）</

100、b></p><p><b>　　（2- 41）</b></p><p><b>　?。?- 42）</b></p><p><b>　?。?- 43）</b></p><p><b>　?。?- 44）</b></p><p&g

101、t;<b>　?。?- 45）</b></p><p><b>　?。?- 46）</b></p><p>　　式中FFl為液體表面參數。不同的液體數值不一樣，可通過查表獲得。</p><p>　　2.3微細通道流動沸騰流態(tài)模型</p><p>　　流態(tài)的觀測研究對于理解復雜多變的兩相流現象及流動沸

102、騰換熱特性具有非常重要的作用，目前對于工質在微細通道內流動沸騰換熱過程所具有的流態(tài)主要有以下幾種，如圖2-5所示。</p><p>　　泡狀流（B）：氣泡分散存在于連續(xù)的液柱中。</p><p>　　層流（SW）：在較低流速下氣液兩相分界明顯，液體由于重力作用在管底部流動。</p><p>　　間歇流（l）：這種流態(tài)發(fā)生在較低氣體流速和中等液體流速時的間歇流，此時管

103、內氣泡被液柱隔開，液柱仍舊處于連續(xù)的狀態(tài)，氣泡直徑略小于管徑。</p><p>　　波狀流（W）：當層流時管上部氣體流速較快時，會在氣液分界面上形成波，這些波沿著工質流動方向傳播。</p><p>　　柱塞流（S）：與間歇流相比氣體流速進一步增加，流動液內含有小氣泡，流動更加混亂，氣泡與液段界面變得模糊。</p><p>　　環(huán)狀流（A）：高速流動的氣體使液體在管路

104、內表面形成一層連續(xù)的液膜。由于核心氣流存在擾動，薄膜液滴可能會以霧狀分散在氣體中。</p><p>　　霧狀流（M）：氣相是連續(xù)的流體，液體流態(tài)以液滴夾帶的形式存在于高速流動的氣體中。</p><p>　　干涸區(qū)（D）：環(huán)狀流與霧狀流之間的轉變區(qū)，對于較大管徑通常起始于管路環(huán)狀流頂部液膜變薄，至管路底部液膜干涸進入霧狀流，此過程發(fā)生在一定干度范圍內。</p><p>

105、;　　圖2-5 水平管內流體兩相流態(tài)圖</p><p>　　Fig.2-5 Sketches of flow regimes for flow of fluid liquid/vapor mixtures in a horizontal tube</p><p>　　目前對于微細通道內流態(tài)的觀測研究還處于起步階段，對于同一流體在相同的工況下，不同的研究人員也沒有取得一致性的結論。國內外很多

106、研究人員采用視覺觀測的方法對流態(tài)進行研究，并結合獲得的數據庫擬合一些經驗關聯式，這種主觀意識的研究方法導致他們獲得研究結論并不一致，所以到目前為止還沒有完善的流態(tài)轉變準則和流態(tài)圖。Taitel Y[37]等人提出氣液兩相半理論數學模型，根據水平管內流態(tài)轉變導出的參數群（Martinelli參數 、測試管路傾角 、弗勞德數 、 、 等）進行流態(tài)預測，見式（2-47）~（2-49）。圖2-6所示為Taitel Y等提出的水平管內流態(tài)轉變曲線

107、，其中波狀層流與光滑層流轉變曲線 由 與 經理論推導獲得，波狀層流、環(huán)形分散流、分散氣泡流、間歇流轉變曲線 與 （ =1.6）分別由 與 獲得，分散氣泡流與間歇流轉變曲線 由 與 獲得。</p><p><b>　?。?- 47）</b></p><p><b>　?。?- 48）</b></p><p><b>

108、;　?。?- 49）</b></p><p>　　圖2-6 水平管內流態(tài)轉變曲線圖</p><p>　　Fig.2-6 The flow pattern transition curves of horizontal tube</p><p><b>　　2.4本章小結</b></p><p>　　本章根據現

109、有的理論研究，著重介紹了微細通道內流動沸騰換熱過程中換熱系數、干涸以及流態(tài)的理論模型。</p><p>　?。?）介紹了微細通道內的換熱模型：核態(tài)沸騰與強制對流疊加換熱模型與三區(qū)流動蒸發(fā)換熱模型。</p><p>　　（2）分析了微細通道內流動沸騰干涸機理，介紹了通用性較好的光滑管內的沸騰換熱系數計算關聯式。</p><p>　?。?）給出了微細通道流動沸騰換熱過程

110、中主要流態(tài)的文字描述，介紹了目前能夠較好預測流態(tài)轉變的數學模型。</p><p>　　第三章 實驗系統(tǒng)設計與可視化實現</p><p><b>　　3.1實驗系統(tǒng)設計</b></p><p>　　3.1.1實驗目的及內容</p><p>　　在各種類型的換熱器設計中，采用小管徑管或者微通道管將是今后的發(fā)展方向之一，它們通

111、過增加換熱器的換熱面積，改變管內流態(tài)，來達到強化熱量傳遞的目的。由于微通道管的管徑要求小于200μm，對它的觀察與測量都存在一定的難度，但是有研究表明微細通道與微通道在換熱特性上存在諸多的相似性，因此可以通過對微細通道研究來達到對微通道換熱特性及臨界熱流密度特性的初步認識。目前國內外對R290純工質在微細通道內的流動沸騰換熱特性以及臨界熱流密度特性研究的并不多，而且在僅有的研究文獻中，實驗數據差異比較大，對換熱機理的解釋也不盡相同，甚至