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    豎直微肋管內(nèi)LNG流動沸騰傳熱特性的分析

    2015-06-15 06:51:18徐彬石玉美
    化工學(xué)報 2015年2期
    關(guān)鍵詞:干度傳熱系數(shù)管內(nèi)

    徐彬,石玉美

    (上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所,上海200240)

    引 言

    作為一種清潔、高效、經(jīng)濟(jì)的能源,天然氣(NG)被越來越廣泛地應(yīng)用在工業(yè)生產(chǎn)、運(yùn)輸業(yè)以及民用等各領(lǐng)域。為方便儲運(yùn),天然氣通常經(jīng)過除雜、液化,以液化天然氣 (LNG)的形式進(jìn)行儲存和輸運(yùn)[1]。最終使用時,液化天然氣需經(jīng)過氣化轉(zhuǎn)化為常溫氣體。在天然氣液化以及LNG氣化過程中,換熱器的設(shè)計以及傳熱特性的研究顯得尤為重要。

    雖然早在20世紀(jì)60年代就已開始了兩相流動沸騰的研究[2],然而,在公開發(fā)表的文獻(xiàn)中很難找到針對LNG的兩相流動沸騰的研究報告。目前,針對強(qiáng)化管內(nèi)兩相流動沸騰研究的流動介質(zhì)多為制冷劑[3]。胡 海 濤 等[4]對 R410A-油 混 合物在7mm強(qiáng)化管內(nèi)流動沸騰的傳熱特性進(jìn)行了研究。Kravchenko等[5]研究了甲烷在豎直管內(nèi)的池沸騰傳熱特性。Kim等[6]研究了R22在7mm和9.52mm光管和微肋管內(nèi)流動沸騰傳熱特性,得出在7mm和9.52mm微肋管內(nèi)傳熱系數(shù)分別是光管內(nèi)傳熱系數(shù)的1.2~1.8倍、2.2~3.3倍的結(jié)論。Colombo等[7]對R134A在微肋管內(nèi)冷凝、蒸發(fā)的傳熱及壓降特性進(jìn)行了實驗研究,并且可視化分析了微肋對流型的影響。Wellsandt等[8]基于R134A的實驗數(shù)據(jù),開發(fā)了微肋管內(nèi)換熱關(guān)聯(lián)式,關(guān)聯(lián)式平均誤差為1.5%,標(biāo)準(zhǔn)差為21%。然而,目前已有的關(guān)于強(qiáng)化管內(nèi)兩相流動的研究大部分是以常溫下的制冷劑作為流動工質(zhì)的[9]。

    本文針對豎直內(nèi)螺紋管內(nèi)LNG的流動沸騰,實驗研究LNG在流動沸騰過程中的傳熱特性,分析熱通量、質(zhì)量流量以及入口壓力對LNG兩相流動傳熱特性的影響。針對實驗工況分別采用Kim、Koyama以及兩種不同F(xiàn)tp系數(shù)的Wellsandt關(guān)聯(lián)式對傳熱系數(shù)進(jìn)行預(yù)測,并將實驗結(jié)果與預(yù)測結(jié)果進(jìn)行比較。

    1 實驗裝置

    實驗系統(tǒng)如圖1所示,主要由LNG流動管路、真空杜瓦、信號采集系統(tǒng)3部分組成。通過調(diào)節(jié)高壓儲罐自增壓閥和減壓閥得到所需的測試管段入口壓力。調(diào)節(jié)液氮生物容器中液氮的液位高度,對管路中的LNG進(jìn)行預(yù)冷。測試段出口處LNG進(jìn)入汽化器實現(xiàn)完全汽化,并通過質(zhì)量流量計測量流量后排入空氣。各待測點的溫度、壓力以及加熱直流電源的電壓和電流信號均通過數(shù)據(jù)采集儀采集,質(zhì)量流量信號直接通過質(zhì)量流量計采集并儲存在計算機(jī)中。

    實驗管段為豎直內(nèi)螺紋圓管,紫銅材質(zhì),測試管有效加熱長度為1000mm,外直徑為12.7mm,翅根壁厚為0.457mm,翅高為0.254mm,翅頂角度為40°,翅片數(shù)為60,螺旋角為18°。內(nèi)螺紋管外觀圖、剖面圖以及結(jié)構(gòu)示意圖分別如圖2(a)、(b),圖3所示。測試段結(jié)構(gòu)如圖4、圖5所示,6個測溫截面在測試段上均勻布置,每個截面對稱布有2個鉑電阻。此外,在測試段出口位置布置1個鉑電阻對出口截面的管外壁面溫度進(jìn)行測量,在測試段入口處設(shè)計了測溫沉孔,用于測量入口LNG流體溫度。如圖3所示,測試管段外部均勻纏繞加電熱絲,并均勻涂抹導(dǎo)熱硅酯以使得加熱均勻,有效加熱長度為1m。電加熱絲外部依次包裹有羊毛氈、鋁箔,且整個測試段置于真空杜瓦中以減少漏熱。

    2 實驗研究

    2.1 數(shù)據(jù)測量及不確定性分析

    主要測量參數(shù)為:測試管段進(jìn)口壓力、進(jìn)出口壓差、LNG流量、流動方向上7個不同截面處的管外壁面溫度以及入口處流體溫度,電加熱絲兩端的電壓及電加熱絲上流過的電流。

    圖1 實驗裝置系統(tǒng)Fig.1 System diagram of experimental apparatus

    圖2 內(nèi)螺紋微肋管實物圖Fig.2 Photography of helix micro-fin tube

    圖3 內(nèi)螺紋微肋管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of helix micro-fin tube’s structure

    圖4 測試段結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of test section

    圖5 測試段截面示意圖Fig.5 Schematic diagram of test tube cross-section

    實驗管段內(nèi)徑、有效加熱長度、溫度的測量不確定度分別為±0.001mm、±0.5mm、±0.1K,壓力傳感器的測量不確定度均為±0.3kPa,壓差傳感器的測量不確定度均為±0.175kPa,質(zhì)量流量計標(biāo)定精度為讀數(shù)的±0.8%。

    實驗的不確定度采用NIST[10]建議的方法進(jìn)行計算。主要的實驗不確定度在表1中列出。

    表1 不確定性分析Table 1 Summary of uncertainty analysis

    2.2 漏熱分析

    系統(tǒng)的漏熱量主要包含兩部分:加熱管段輻射漏熱和兩端的軸向?qū)崧?。根?jù)文獻(xiàn) [11],加熱管段兩端的軸向?qū)崧崃克急壤苄?,因此只考慮輻射漏熱。

    D′為包扎后直徑,且D′=80mm,Tw1、Tw2分別為杜瓦壁面溫度和包扎層溫度,按溫差最大情況取值,Tw1=293.0K,Tw2=110K,ε1、ε2分別為杜瓦不銹鋼壁面和實驗管段外層鋁箔片的發(fā)射率,均取為0.1。計算得到dQ=5.42W,按照最小加熱功率Q=200W,得到dQ/Q=2.71%。

    2.3 實驗工況

    實驗測量了入口壓力Pin=0.3~0.9MPa,質(zhì)量流量G=24.91~99.62kg·m-2·s-1,熱通量q=5.05~25.18kW·m-2范圍內(nèi)的96組工況。表2列出了具體的實驗工況點。

    2.4 數(shù)據(jù)處理

    熱通量由加熱絲兩端的電壓和電流值確定

    管內(nèi)壁面溫度可由測得的管外壁面溫度,利用熱傳導(dǎo)方程進(jìn)行計算得到

    局部傳熱系數(shù)為

    式中,Tf,z為z處管內(nèi)主流流體溫度。

    各測試截面的管內(nèi)LNG物性參數(shù)如Tf,z、干度、黏度、氣液組分比等,綜合考慮混合物相平衡以及熱平衡計算得到。本文選用的相平衡方程為Peng-Robinson方程。各測試截面的壓力由測得的入口壓力以及實驗段壓差,采用線性差分計算得到。實驗所用LNG的組分表由上海天然氣管網(wǎng)有限公司提供,如表3所示。

    3 實驗結(jié)果與分析

    3.1 熱通量對傳熱系數(shù)的影響

    如圖6所示,分別比較了不同熱通量對傳熱系數(shù)的影響。圖6(a)~(d)分別給出了入口壓力Pin=0.3~0.9MPa,質(zhì)量流量G=24.91~99.62 kg·m-2·s-112組不同的工況中,當(dāng)熱通量不同時,各測試截面的局部傳熱系數(shù)隨截面干度變化的曲線??梢钥闯觯诟啥容^低的區(qū)域,隨著熱通量的增加,各測試截面的局部傳熱系數(shù)呈明顯增大的趨勢。從傳熱機(jī)理的角度進(jìn)行分析,根據(jù)Chen[12]的經(jīng)典傳熱理論,流動沸騰是由核態(tài)沸騰和強(qiáng)制對流兩部分組成,在干度較小的區(qū)域內(nèi),核態(tài)沸騰占據(jù)主導(dǎo)地位,而核態(tài)沸騰與熱通量關(guān)系密切,隨著熱通量的增加而增加,核態(tài)沸騰換熱增強(qiáng),因此局部傳熱系數(shù)增加。

    此外,沿著液化天然氣的流動方向,局部傳熱系數(shù)都呈現(xiàn)先上升而后下降的趨勢。這是由于在靠近入口的加熱起始階段,管內(nèi)天然氣的截面干度較低,兩相流動沸騰中核態(tài)沸騰占主導(dǎo)地位,對總的換熱效果影響較大。隨著加熱的進(jìn)行,管內(nèi)天然氣不斷被氣化,截面干度逐漸增加,流動逐漸由核態(tài)沸騰主導(dǎo)區(qū)域向強(qiáng)制對流換熱主導(dǎo)區(qū)域進(jìn)行轉(zhuǎn)變,換熱效果增強(qiáng),總的傳熱系數(shù)增加。而當(dāng)加熱繼續(xù),管內(nèi)天然氣干度達(dá)到較高的值,此時管段內(nèi)天然氣氣體比例較高,液相組分很容易脫離加熱管段內(nèi)壁面,傳熱出現(xiàn)惡化,局部傳熱系數(shù)明顯下降。

    表2 實驗工況點Table 2 Experimental conditions list

    表3 LNG組分Table 3 Composition of LNG/% (mol)

    圖6 熱通量對傳熱系數(shù)的影響Fig.6 Effect of heat flux on heat transfer coefficient

    3.2 質(zhì)量流量對傳熱系數(shù)的影響

    圖7(a)~(f)分別給出了當(dāng)入口壓力Pin=0.3、0.6、0.9MPa,而熱通量q=15.04W·m-2和q=25.18W·m-2時,不同質(zhì)量流量下的局部傳熱系數(shù)隨截面干度的變化曲線。結(jié)果表明,局部傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流量的變化很明顯,隨著質(zhì)量流量的增加,傳熱系數(shù)明顯增大。原因分析:根據(jù)經(jīng)典傳熱理論,在干度較大的區(qū)域,強(qiáng)制對流傳熱在整個流動沸騰傳熱中占主導(dǎo)地位,而強(qiáng)制對流傳熱系數(shù)是被加熱工質(zhì)流動速度的正相關(guān)函數(shù),隨著質(zhì)量流量的增加,流速增加,強(qiáng)制對流傳熱效果增強(qiáng),總的傳熱系數(shù)增加。較高的質(zhì)量流量能夠增強(qiáng)管內(nèi)流動的湍流效應(yīng),這將有助于增加管內(nèi)流體的不均勻性,使得氣液兩相之間的相互作用增強(qiáng),從而最終也將使得流動沸騰的換熱效果增強(qiáng),傳熱系數(shù)增大。

    3.3 入口壓力對傳熱系數(shù)的影響

    圖8比較了不同入口壓力時,流動沸騰傳熱系數(shù)沿著截面干度的變化情況??梢钥闯?,在相同的干度范圍內(nèi),隨著入口壓力的增加,傳熱系數(shù)呈現(xiàn)下降的趨勢。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因可能是過高的入口壓力抑制了LNG在流動沸騰過程氣泡的生成,從而減弱了沸騰的強(qiáng)度,導(dǎo)致?lián)Q熱性能降低,傳熱系數(shù)下降。相應(yīng)地,當(dāng)入口壓力較低時,氣泡更容易形成和生長,從而有效地強(qiáng)化了沸騰換熱效果,使得局部傳熱系數(shù)增加。

    4 與已有關(guān)聯(lián)式的比較

    4.1 微肋管管內(nèi)流動沸騰換熱關(guān)聯(lián)式

    以往研究中,強(qiáng)化管內(nèi)流動沸騰的流動工質(zhì)多為制冷劑等常規(guī)工質(zhì)。表4為本文所采用關(guān)聯(lián)式的具體形式。

    Kim關(guān)聯(lián)式中的系數(shù)C1~C9如表5所示。

    圖7 質(zhì)量流量對沸騰傳熱系數(shù)的影響Fig.7 Effect of mass flow rate on heat transfer coefficient

    圖8 入口壓力對沸騰傳熱系數(shù)的影響Fig.8 Effect of inlet pressure on heat transfer coefficient

    表4 流動沸騰傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式Table 4 Flow boiling heat transfer correlation used in this paper

    Continued

    表5 Kim關(guān)聯(lián)式中C1~C9系數(shù)Table 5 C1—C9in Kim’s correlation

    4.2 換熱關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)的比較

    如圖9所示,將質(zhì)量流量為24.9~112.1kg·m-2·s-1,熱通量為5.1~25.1kW·m-2和入口壓力為0.37~1.02MPa的224個實驗數(shù)據(jù)點分別與上述3種關(guān)聯(lián)式的預(yù)測值進(jìn)行了比較。

    表6列出了實驗工況范圍內(nèi)4個不同關(guān)聯(lián)式的預(yù)測值與實驗值之間的偏差情況,其中包括平均絕對誤差和標(biāo)準(zhǔn)誤差。比較發(fā)現(xiàn),在整個實驗工況范圍內(nèi),Koyama關(guān)聯(lián)式的準(zhǔn)確性最好,平均絕對誤差和標(biāo)準(zhǔn)誤差均最小,分別為38.7%和25.6%。

    表6 各關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果與實驗值之間的偏差Table 6 Deviation between predicted HTC and experimental data

    5 結(jié) 論

    (1)分析熱通量、質(zhì)量流量以及入口壓力對液氮兩相流動傳熱特性的影響。實驗結(jié)果表明,在干度較小的區(qū)域,隨著熱通量的增加,傳熱系數(shù)增大,換熱效果明顯增強(qiáng);沿著液化天然氣的流動方向,局部傳熱系數(shù)都呈現(xiàn)先上升而后下降的趨勢。局部傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流量的變化很明顯,隨著質(zhì)量流量的增加,傳熱系數(shù)明顯增大。隨著入口壓力的增加,傳熱系數(shù)減小,分析認(rèn)為此時入口壓力的增加抑制了氣泡的生成,從而使換熱效果減弱。

    (2)采用4種微翅管內(nèi)流動沸騰換熱關(guān)聯(lián)式,即Kim、Koyama以及兩種不同F(xiàn)tp系數(shù)的Wellsandt關(guān)聯(lián)式分別對實驗工況下的傳熱系數(shù)進(jìn)行預(yù)測,并與實驗結(jié)果比較。結(jié)果表明,在實驗工況范圍內(nèi),Koyama關(guān)聯(lián)式準(zhǔn)確性最好。

    符 號 說 明

    Ac,As——分別為流道截面積、流道有效受熱面積,m2

    Di,Do——分別為實驗管段內(nèi)徑、外徑,m

    G——質(zhì)量流量,kg·s-1

    h——局部傳熱系數(shù)

    hi,ho——分別為入口焓、出口焓,J·kg-1

    hlv——汽化潛熱,J·kg-1

    I——電流,A

    l,lsc——分別為實驗段長度、過冷段長度,m

    M——分子量

    圖9 實驗數(shù)據(jù)與4種常用關(guān)聯(lián)式的比較Fig.9 Experimental data compared with 4commonly used correlations

    P——壓力,Pa

    Pr——Prandtl數(shù)

    Q——加熱量,W

    q——熱通量,W·m-2

    Re——Reynolds數(shù)

    T——熱力學(xué)溫度,K

    U——電壓,V

    Xtt——Martinelli參數(shù)

    x——干度

    z——坐標(biāo)

    λ——熱導(dǎo)率,W·m-1·K-1

    μ——動力黏度,Pa·s-1

    ρ——密度,kg·m-3

    下角標(biāo)

    f——管內(nèi)流體

    in——實驗段入口

    out——實驗段出口

    sat——飽和狀態(tài)

    TP——兩相

    w——壁面

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