流動方向對超臨界二氧化碳流動傳熱特性的影響*

程亮元 徐進良2)?

1) (華北電力大學,低品位能源多相流與傳熱北京市重點實驗室,北京 102206)

2) (華北電力大學,電站能量傳遞轉化與系統教育部重點實驗室,北京 102206)

1 引言

超臨界流體具有較高的對流換熱系數和換熱效率,可廣泛應用于超臨界水冷核反應堆[1]、超臨界燃煤電廠[2]、近臨界氦冷卻超導電磁鐵[3]、石油化工的萃取[4].而二氧化碳因其較低的臨界條件(Tc=31.05 ℃,Pc=7.38 MPa),相比于其他傳統超臨界流體,具有提供更高熱效率的潛力[5].在這些先進的系統中,超臨界二氧化碳(sCO2)的熱工水力特性無疑是主要問題之一.

目前已發表的文獻中,研究者們對超臨界壓力流體的傳熱進行了大量的研究.大多數研究集中在垂直管道內的傳熱特性[6–8],只有小部分文獻集中在水平管道內[9,10].水平管壁溫表現為周向不均勻性,頂母線壁面溫度總是高于底母線壁面溫度,而垂直管壁溫周向分布均勻.Xu 和Yi[11]以及Yu 等[12]發現不同流動方向的超臨界流體換熱之間并不是毫無聯系,在一定qw/G(qw為熱流密度,G為質量流量)下,水平管和傾斜管的底面換熱存在相似性.除此之外,Huang 等[13]發現在傳熱惡化模式下水平管和垂直管之間存在明顯的壁溫差異,但是關于水平流和垂直流換熱差異研究較少.Yamagata等[14]對超臨界水在水平管和垂直管中的傳熱進行實驗研究,發現在較低的熱流密度下,水平管內截面周向換熱均勻,傳熱系數與垂直管傳熱系數相似.當熱流密較高時,垂直管換熱系數高于水平管底部的換熱系數,低于水平管頂部的換熱系數.Lei 等[15]在sCO2在圓形水平和垂直(向下和向上)微通道中進行換熱實驗,發現垂直向下流動傳熱性能高于水平流動.Lei 等[16]研究了超臨界水在內徑32 mm的水平和垂直向上管道的傳熱特性,發現在低qw/G情況下,垂直流動內壁溫度與水平管底部溫度基本一致.但在高qw/G情況下,垂直管的內壁溫度高于水平管的中間母線,甚至遠遠超過頂部母線的最大值.

在過去的幾十年里,對超臨界流體的傳熱分析大多基于單相理論的浮升力和加速效應[17],但是其并不能很好地預測傳熱惡化和提升傳熱現象[13].Zhang 等[18]實驗證明超臨界流體的異常傳熱行為與浮升力和流動加速并無明確聯系.Brassington和Cairns[19]對超臨界氦研究時發現傳熱惡化發生位置并不總是在擬臨界點附近,僅靠流體在擬臨界點附近熱物性突變引發的浮升力效應很難解釋其發生原因.近年來,Simeoni 等[18]通過X 射線證明了超臨界流體具有多相性.Gallo 等[20]和Xu 等[21]通過分子動力學模擬表明,超臨界水和氬原子存在類似于亞臨界的兩相狀態,可以引入亞臨界壓力下公認的多相理論來處理復雜的超臨界流體.He 等[22]通過引入頻譜和熵分析光纖探針信號特征,提出基于多尺度熵的超臨界流體擬沸騰傳熱模式的定量判據.

通過與亞臨界沸騰的類比,本課題組提出了超臨界擬沸騰三區模型[23],其中包括類液(LL)區、類兩相區(TPL)和類氣(VL)區,我們將其應用到本文研究中.實驗采用內徑為8 mm,壁厚2 mm的不銹鋼水平圓管,實驗參數范圍為: 質量流量G=(496—1100) kg/(m2·s);熱流密度qw=(54.4—300.2) kW/m2;壓力P=(7.531—20.513) MPa.需要說明的是,本文垂直向上管實驗數據選自華北電力大學低品位能源多相流與傳熱北京市重點實驗室[8,24].本文比較了不同質量通量、熱流密度和壓力下水平管與垂直向上管的流動和換熱特性差異.最后引入擬沸騰理論來處理sCO2的流動和傳熱,通過擬沸騰無量參數SBO數和弗勞德數(Frave)解釋了蒸發動量力[24]、重力和慣性力在sCO2不同流向換熱過程中的作用,并用Frave在水平管中頂底壁溫差異與壓降之間建立聯系.

2 實驗系統和數據處理

實驗系統主要采用華北電力大學超高參數CO2流動傳熱試驗臺[24],最大運行壓力為25 MPa,最大加熱功率可達120 kW.實驗段采用規格為φ8 mm×2 mm 的1 Cr18 Ni9 Ti 不銹鋼圓管,總長3600 mm,其中加熱段長度為2000 mm.實驗段幾何結構和測溫點布置如圖1(a)所示,垂直段幾何結構和測溫點布如圖1(b)所示[8].進出口工質溫度采用直徑1 mm 的NiCr-Nisi 護套熱電偶.因為水平管段內工質容易出現徑向溫度分布不均的現象,為了消除重力的影響獲得準確的出口平均工質溫度,出口工質溫度測量點布置在垂直段.外壁面溫度采用Omega 鎧裝K 型熱電偶.試驗段外表面包裹厚度不低于50 mm 的硅酸保溫棉以達到減少熱損失的目的.

圖1 實驗段及測點布置 (a) 水平管;(b) 垂直向上管Fig.1.Test tubes and the measuring point disposition: (a) Horizontal tube;(b) vertical upward tube.

本文涉及的測量值中的量程和不確定度為:G由量程為0—1000 kg/m3的科里奧利質量流量計測量,不確定度為2.05%.ΔP由兩塊Rosemount 3051 壓力傳感器測量,量程為0—50 kPa,通過浮球壓力計進行校正,不確定度為2.12%.P由量程為0—35 MPa 的Rosemount 1151 壓力傳感器測量,不確定度為0.95%.熱電偶溫度測量精度為0.5 ℃.

據熱量守恒公式,實驗段內壁熱流密度qw為

式中din為管壁內徑(m),P為電加熱功率(kW),L為實驗加熱有效長度(m).

實驗段加熱功率由電流和電壓變送器提供,兩個變送器精度為0.5%,電流變送器在0—5 mA 時最小讀數為2 mA,電壓變送器量程為0—36 V 時,最小讀數為6 V.因此Pe的不確定度為

實驗熱效率采用下式進行計算:

式中η 為熱效率;m為質量流量速率 (kg/s);iin和iout進出口工質焓值 (kJ/kg),這兩個值分別通過NIST 物性軟件查得;U和I分別為施加到實驗段兩端的電壓 (V)和通過實驗段電流 (A).本實驗熱效率在96%以上,η 不確定度為

經過重復測試測量面積不確定度取0.5%,qw不確定度為

假設主流焓值沿加熱段軸向線性增大,根據能量守恒可得:

式中z為加熱段軸向位置(m).

對于垂直向上管,可以忽略軸向和周向導熱,本文運用具有內熱源的一維穩態導熱方程處理垂直向上管數據,將實驗段在管壁內導熱過程看作徑向一維導熱問題.內壁溫采用參考文獻[18]中穩態一維熱傳導模型計算.對于水平管流,周向壁溫周向的存在[25]不均勻分布,外徑上的壁溫與圓角的關聯表明內壁面傳熱系數周向分布與圓角有關.本文假定管流的軸向熱通量均勻分布,內壁溫采用Xu 和Chen[26]建立的穩態二維熱傳導模型計算,兩管內壁溫詳細計算過程詳見文獻[18,26,27].

總壓降ΔP和摩擦壓降ΔPf的關系為

其中ΔP為實驗直接測得的壓差值 (kPa).ΔPf是通道壁面摩擦及VL 膜孔口收縮效應引發的壓頭降落[8],由下式定義:

其中ρ 為工質密度 (kg/m3).ΔPac是流體的流動加速壓降,由下式定義:

下角標in 和out 表示進口和出口.ΔPg為重力引起的重力壓降,由下式定義:

下角標b 表示主流工質,g=9.8 kg/(m2·s),ΔH為兩個測壓點間的距離.因為對于水平管θ=0,可知水平管重力壓降ΔPg=0.所以重力壓降僅在垂直向上管存在,水平管阻力壓降公式為

垂直向上管阻力壓降公式為

通過(12)式可以確定摩擦因子f.

3 實驗結果與討論

3.1 正常傳熱和傳熱惡化下的傳熱特性

圖2(a)給出了一組低qw/G條件下水平和垂直向上流動換熱特性對比結果.因為垂直向上管內同一截面上溫度幾乎相同[28],因此垂直向上管僅給出一條溫度曲線.水平管壁溫周向分布不均勻,頂、側和底母線位置內壁溫度依次降低,側底母線內壁溫差異較小.這是由于重力作用導致分層效應[29],高溫、低密度、傳熱能力較弱的VL 工質匯聚在頂母線位置,底部主要為高密度、傳熱能力突出的LL 工質.在相同壓力,質量流量和熱流密度條件下,垂直向上向流動壁溫分布與水平管底母線內壁溫壁溫幾乎相同,水平管頂母線壁溫始終保持最高值.當qw/G的增大為0.34 kJ/kg 時,垂直向上管發生傳熱惡化且壁溫高于水平管頂母線壁溫,水平管未出現傳熱惡化現象,見圖2(b).

圖2 水平管和垂直向上管內流動內壁溫分布 (a) qw/G=0.18 kJ/kg;(b) qw/G=0.34 kJ/kgFig.2.Inner-wall temperature in horizontal and vertical upward flow: (a) qw/G=0.18 kJ/kg;(b) qw/G=0.34 kJ/kg.

3.2 熱流密度的影響

因為側母線與底母線溫度接近,下文討論過程中僅對頂底母位置內壁溫進行分析.圖3(a)給出了壓力為8.138 MPa,質量流量為773 kg/(m2·s)時,不同熱流密度下兩種流向的內壁溫隨工質焓增的分布.兩管內壁溫均隨著熱流密度的增大而升高,垂直向上管內流動在熱流密度為178.3 kW/m2和242.7 kW/m2時均發生傳熱惡化,但水平管內壁溫在兩種熱流密度下均未出現壁溫峰值.隨著熱流的增大而增大,垂直向上管壁溫峰值靠近甚至高于水平管頂母線溫度.在傳熱惡化之后,水平管底母線內壁溫開始高于垂直向上管內壁溫度.當熱流增大至242.7 kW/m2時,垂直向上管qw/G為0.31,雖然低于0.34,但壁溫峰值高于圖2(b)中垂直向上管的壁溫峰值,這是因為壓力的增大能減緩VL 膜的增長,抑制垂直向上管中傳熱惡化程度[24].對于水平管,當熱流密度為178.3 kW/m2時,底母線內壁溫在擬臨界點附近隨熱流的增長趨勢較為平緩,這是因為工質熱力學干度較低[30],橫截面內工質大部分處于擬臨界點附近,比熱較大,工質攜帶熱量的能力較強,內壁溫上升較慢.Zhang 等[8]發現垂直向上管傳熱惡化時會產生額外的阻力壓降,所以正常傳熱和傳熱惡化模式下垂直向上管阻力壓降隨熱流密度的增長斜率不同,傳熱惡化會導致斜率增大,見圖3(b).因為未發生傳熱惡化現象,水平管內阻力壓降與熱流密度的斜率近乎恒定,相同參數條件下,水平管阻力壓降始終高于垂直向上管阻力壓降.

圖3 不同熱流密度下水平管和垂直向上管換熱和流動特性比較 (a)內壁溫分布;(b)阻力壓降Fig.3.Comparison of the heat transfer and flow characteristics in horizontal and vertical upward tubes at different heat fluxes: (a) Inner-wall temperature distribution;(b) friction pressure drop.

3.3 質量流量的影響

圖4(a)給出了不同質量流量下水平和垂直向上管內壁溫度隨工質焓值的分布.對于水平管,頂底母線壁溫隨著質量流量的增大而降低,且頂底壁溫差逐漸減小,這是流速增大導致慣性力的增大[23],減弱了管內分層效應.兩種質量流量下頂底母線壁溫均沿流動方向分布均勻,無壁溫峰值.雖然質量流量的增大使得傳熱性能得到改善,但是垂直向上管在兩種質量流量下均表現為傳熱惡化模式,當質量流量為1000 kg/(m2·s)時,壁溫峰值接近對應焓值下的水平管頂母線壁溫.質量流量降為700 kg/(m2·s)時,壁溫峰值高于對應焓值下的水平管頂母線壁溫近100 ℃.當壁溫恢復之后,垂直向上管內壁溫隨著加熱量的增大上升趨勢平緩,內壁溫度逐漸被水平管頂底母線壁溫超越.結合圖3(a)不難發現,在傳熱惡化模式下,壁溫峰值與對應焓值位置水平管頂母線壁溫的關系與qw/G有關,垂直向上管壁溫峰值在大qw/G條件下遠高于水平管頂母線壁溫,這與Lei 等[16]結論一致.圖4(b)給出了不同質量流量情況下水平管和垂直向上管的阻力壓降.垂直向上管在傳熱惡化模式下的阻力壓降小于水平管阻力壓降,隨著質量流量的增大,兩管的阻力壓降差異逐漸減小,當質量流量高于1000 kg/(m2·s)時,垂直向上管和水平管的阻力壓降幾乎相同.

圖4 不同質量流量下水平管和垂直向上管換熱和流動特性比較 (a)內壁溫分布;(b)阻力壓降Fig.4.Comparison of the heat transfer and flow characteristics in horizontal and vertical upward tubes at different mass fluxes: (a) Inner-wall temperature distribution;(b) friction pressure drop.

3.4 壓力的影響

圖5(a)表示不同壓力下,質量流量為1032 kg/(m2·s),熱流密度為168.4 kW/m2時水平和垂直向上管內壁溫分布隨工質焓值的分布.對于水平管,頂底母線位置壁溫差異隨壓力的增大而逐漸減小,這是由于VL 和LL 工質的熱物性(如比熱cp)差異隨壓力的增大而減小緩導致的.此外,隨著壓力的增長,頂母線壁溫底母線內壁溫較頂母線內壁溫有明顯的升高,這是因為高壓下頂母線VL 工質熱物性隨壓力的變化不如底母線的LL 工質敏感[31].垂直向上管壁溫隨壓力的變化與水平管相反,壁溫隨壓力的升高而降低.值得注意的是兩種壓力下的qw/G相近,在傳熱惡化模式下(8 MPa),垂直向上管傳熱惡化位置內壁溫明顯高于對應焓值處水平管頂母線內壁溫度;在正常傳熱模式下(20 MPa),垂直向上管內壁溫度與水平管底母線內壁溫基本相似,所以垂直向上管內壁溫與水平管壁溫的關系不僅取決于qw/G,還與壓力有關.壓力的增大會減小傳熱惡化時垂直向上管壁溫峰值與對應焓值水平管頂母線的壁溫差異.圖5(b)中表示不同壓力下,水平管和垂直向上管的阻力壓降.當壓力遠離Pc時,水平管阻力壓降的下降速率逐漸減小,壓力提高至15 MPa 附近時,水平管阻力壓降幾乎不再受壓力的影響,這與管內分層效應有關,后文會詳細說明.但是垂直管的阻力壓降隨壓力的的增大而減小,且下降斜率增大.

圖5 不同壓力下水平管和垂直向上管換熱和流動特性比較 (a) 內壁溫分布;(b) 阻力壓降Fig.5.Comparison of the heat transfer and flow characteristics in horizontal and vertical upward tubes at different pressures: (a) Inner-wall temperature distribution;(b) friction pressure drop.

3.5 水平管與垂直向上管換熱和流動機理分析

近年來,超臨界擬沸騰概念越來越引起人們的興趣,并被用來解釋超臨界流體的傳熱.通過對超臨界傳熱和亞臨界沸騰的類比,我們提出了一個超臨界擬沸的三區模型[23]: LL 流體、TPL 流體和VL 流體,類比亞臨界兩相流傳熱.三區模型具體提出了如何描述在TPL 狀態下LL 和VL 流體之間的相互作用,包括如何定義一組無量綱參數來表征兩相之間的質量、動量和能量的相互作用.對于水平管和垂直向上管中的sCO2傳熱,考慮到在該過程中起重要作用的力包括慣性力、蒸發動量力和重力,因此選用弗勞德數(Frave)和SBO數被用于反映這些力的競爭.下面簡要介紹這兩個參數,并將其用于分析實驗結果.

垂直向上管中,SBO數是區分正常傳熱和傳熱惡化的關鍵參數[24],代表了蒸發動量力和慣性力之間的競爭:

其中,ipc為擬臨界焓值,qw和G分別為熱流密度和質量流量.

根據前面關于傳熱和壓降關系的討論,圖6(a)為水平管和垂直向上管中SBO數對摩擦因子f的影響.對于垂直向上管中,f呈現兩種分布,在正常傳熱下比較小,當SBO＞5.126×10–4時,傳熱模式變為傳熱惡化,摩擦因子急劇增加.Zhang 等[8]認為這與近壁VL 流體形成孔口收縮效應有關.在水平管中,f不再依賴SBO數,大小與垂直管傳熱惡化時的f相近.在亞臨界壓力下的兩相系統中,Fr被用于傾斜管和水平管中的流動和傳熱[32,33],Fr表示慣性力和重力之間的競爭,定義式為

圖6 水平管和垂直向上管摩擦因子比較 (a) 垂直向上管摩擦因子取決于SBO;(b)水平管摩擦因子取決于FraveFig.6.Comparison of friction pressure drop in horizontal and vertical upward tubes: (a) f of vertical upward tube depending on SBO;(b) f of horizontal tube depending on Frave.

Frave為給定工作條件下整個管道的平均值,ρb,ave為進出口之間的工質平均溫度時的密度.Lu 等[34]認為亞臨界壓力下水平管內分層效應會導致壓降的增加.圖6(b)給出了f隨Frave的變化分布,這里需要說明的是: 由(14)式可知,在單一管徑下,Frave正比于(G/ρave)2=,即Frave為平均速度uave的單值函數.為了強調Frave對f的影響,避免產生f的變化是由uave影響的歧義,本文引入內徑為10 mm 的水平管數據[35],將din作為為變量.如圖6(b)所示,兩管徑的摩擦因子均隨著Frave增大而逐漸變小,直至趨近于恒定值.較大的Frave表征慣性力占主導,分層效應減弱導致VL和LL 工質間的相互作用[36]減弱,f僅受慣性力影響,這與圖4(b)中較大質量流量下水平管和垂直向上管的阻力壓降相近的實驗現象相吻合.當壓力較大時,VL 和LL 工質物性差異減小,趨近于單相工質,f不再受壓力影響,因此圖5(b)中當壓力超過15 MPa 以后水平管阻力壓降不再受壓力影響.綜上所述,超臨界流體阻力壓降的變化趨勢與亞臨界兩相流的阻力壓降比單相流大的規律[37]相似.

傳熱方面,圖7(a)給出了水平管中SBO和Frave和ΔTmax的關系.ΔTmax主要與SBO有關.為了進一步了解重力的影響,圖7(b)給出了Frave=30—150 范圍內的兩者對ΔTmax的影響.不難發現,ΔTmax對SBO比Frave更敏感,當Frave＜100時,ΔTmax由SBO和Frave共同作用;當Frave＞100時,慣性力占主導,密度引發的浮力作用較小[23],ΔTmax主要由SBO主導.因此超臨界壓力下水平方向的重力效應表現為: 當SBO較大時,水平管內頂底母線位置傳熱表現出明顯的不均勻性,研究發現這與Kumar 和Hardik[38]在亞臨界條件下觀察的現象極為相似.因此無論是水平管還是垂直向上管,VL 工質的分布是主導兩管傳熱的關鍵.在水平管內VL 膜主要匯聚在頂母線,相比底母線,較大蒸發動量力導致頂母線VL 膜厚度更大,而底母線位置VL 膜厚度較薄,頂底母線位置傳熱差異增大.

圖7 SBO 和Frave 對水平管最大上下壁溫差的影響 (a) 三維圖;(b) 等溫線圖Fig.7.Effect of SBO and Frave on the maximum temperature difference between top generatrix and bottom generatrix: (a) Threedimensional figure;(b) isotherm figure.

為了更好理解上述傳熱機制,圖8 給出了兩管傳熱機理圖.類比亞臨界核態沸騰,高熱流密度會導致近壁面形成蒸氣層.引入擬沸騰的概念,對于被通道壁面加熱的超臨界流體,當Tw＞Tpc＞Tb時,管內流動結構為靠近壁面的VL 流體和管芯的LL 流體.兩管在正常傳熱模式下,壁面溫度沿流動方向緩慢上升(見圖8(a),(b)).對于垂直向上管,當SBO超過臨界值時,蒸發動量力占主導地位,局部VL 層開始變厚,由于VL 流體導熱系數較低,較大的熱阻引發壁溫急劇升高.類似亞臨界壓力下的偏離核態沸騰,管內截面內的VL 流體對LL 流體形成孔口效應(見圖8(c))導致LL 流體流動速度增大[8],慣性力的增大使得氣膜厚度減小,傳熱惡化逐漸恢復,這解釋了傳熱惡化后垂直向上管內壁溫隨著加熱量的增大上升緩慢.此外,由于局部流體的限制產生了額外的壓降,所以傳熱惡化時摩擦因子較大.對于水平管,由于重力的作用,VL 流體很容易在頂壁附近積聚,形成較厚的VL 膜,因為VL 傳熱性能較差,所以頂母線壁面溫度始終高于底母線壁溫,壓力、質量流量和熱流量密度對頂母線壁溫影響較小[15].由于流動分層,水平管壁附近的VL 層更傾向于沿管生長(見圖8(a)),不同于垂直向上管中壁溫峰值之后再恢復[24].在本次實驗水平管工況均未發現傳熱惡化現象(未出現明顯的壁溫峰值),在已發表關于超臨界水的文獻[12,16]中提到在大qw/G條件下,水平管頂母線位置會出現不同于垂直管的壁溫峰值.綜上,相比于垂直向上管,超臨界流體在水平管內發生傳熱惡化條件為: 更靠近Pc的壓力和更高的qw/G(即更大的SBO數).

圖8 水平管和垂直向上管流動傳熱機理圖 (a) 水平管;(b) 正常傳熱模式的垂直向上管;(c) 傳熱惡化模式的垂直向上管Fig.8.Schematics showing the mechanisms for heat transfer and flow characteristics in horizontal and vertical upward tubes:(a) Horizontal tube;(b) vertical upward tube in normal heat transfer mode;(c) vertical upward tube in heat transfer deterioration mode.

兩管的阻力壓降差異可能歸因于VL 與LL 工質密度差異引發的“二次流”[30].對于垂直向上的流動,二次流方向與慣性力方向相同.而水平流動中,結合圖2 不難發現,水平管中VL 和LL 工質徑向分布并不均勻,二次流動方向垂直與慣性力方向,在質量流量不高時,這會導致劇烈的相互作用,因而水平管阻力壓降要高于垂直向上管的阻力壓降,上述現象與Saisorn 等[39]在亞臨界條件下的實驗結果極為相似.當質量流量較高時,慣性力作用遠高于二次流的作用,所以如圖4(b)所示兩者阻力壓降幾乎相同.對于垂直向上管: 阻力壓降ΔPf主要來自近壁面的VL 膜和管芯LL 工質相互作用和孔口收縮效應引發的壓頭降落[8],當壓力增大時,SBO減小,壁面類氣膜厚度減小,氣膜阻力減小,垂直管阻力壓降減小(圖6);對于水平管: 阻力壓降主要來自分層效應引發的VL 和LL 工質間的相互作用,隨著壓力增大,分層效應逐漸減弱,摩擦因子僅受慣性力影響,慣性力受壓力影響較小,所以當壓力較高時,水平管阻力壓降隨壓力的變化較小(圖5(b)).

4 結論和展望

本文比較分析了水平流和垂直向上流的流動和傳熱特性.實驗參數覆蓋范圍:G=(496—1100) kg/(m2·s);qw=(54.4—300.2) kW/m2;P=(7.531—20.513) MPa,并采用一維導熱和控制體積計算方法獲得垂直向上管和水平管準確的內壁溫度.

1) 討論了熱通量、質量通量和壓力對壁溫和壓降的影響.研究發現,熱流密度越大,兩管壁溫越高.隨著質量通量的增大,兩管壁溫減小.但壓力的升高會使得垂直管的壁溫降低,而使水平管底母線壁溫升高.對于水平管,熱通量、質量通量和壓力對LL 工質的影響明顯高于VL 工質.無論是正常換熱和傳熱惡化,水平管阻力壓降都高于垂直向上管阻力壓降.

2) 在正常傳熱模式下垂直向上管內壁溫和水平管底母線內壁溫基本一致,水平管頂母線內壁溫最高.當垂直向上管發生傳熱惡化時,垂直向上管的壁溫峰值與對應焓值的水平管頂母線內壁溫的關系取決于SBO: 在大SBO情況下,垂直向上管壁溫峰值會遠遠超過對應焓值的水平管頂母線內壁溫.

3) 與單相流體假設的經典處理不同,本文引入亞臨界下公認的多相理論處理復雜的超臨界流體,將超臨界流體視為包括管壁上為VL 層和管芯為LL 工質的多相結構.發現垂直向上管中傳熱惡化發生在SBO＞5.126×10–4.而在水平管中,當Frave＞100 時,SBO主導頂底壁面最大壁溫差,當SBO較大時,水平管內頂底母線位置傳熱表現出明顯的不均勻性,與亞臨界流體相似.

4) 相比于垂直向上管,相同壓力下的超臨界流體在水平管內發生傳熱惡化需要更高的qw/G.雖然在本次實驗水平管工況均未發現傳熱惡化,但相較于傳熱惡化模式下的垂直向上管,水平管頂母線位置往往擁有整個換熱過程中的最大壁溫.

5) 引起垂直向上管壓降斜率增高的機理是孔口收縮效應.主導水平管壓降變化的機理是分層效應,并用Frave在水平管中頂底壁溫差異與壓降之間建立聯系.

本課題組主要通過管外壁溫數據推測管內流體狀態,并提出VL 膜的分布狀態是造成傳熱惡化的主要原因.鑒于超臨界流體與亞臨界流體傳熱行為的相似性,未來建議將亞臨界沸騰的實驗和數值方法引入超臨界流體中,并將類兩相界面間的“界面力”作為一個懸而未決的問題進行深入研究.