陳雙雙，紀(jì)馨，林文勝

（上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海200240）

引 言

近年來，隨著經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展和對環(huán)境的日益重視，液化天然氣 （liquefied natural gas，LNG）作為重要的清潔能源，將迎來高需求時代。LNG依靠海上運(yùn)輸，進(jìn)口LNG需要LNG接收站進(jìn)行接收儲存和氣化后才能進(jìn)行利用，浮式儲存再氣化裝置［1］（floating storage and re－gasification unit，F(xiàn)SRU）作為海上LNG接收終端的主要形式，發(fā)展越來越迅速。

再氣化模塊是LNG－FSRU天然氣外輸前的核心處理模塊，為了大力發(fā)展LNG－FSRU產(chǎn)業(yè)，推動中間流體氣化器 （intermediate fluid vaporizer，IFV）的國產(chǎn)化進(jìn)程，需對其進(jìn)行分析研究，主要對中間介質(zhì)丙烷與LNG、丙烷與海水這兩個換熱過程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，分析其換熱特性，為IFV的具體應(yīng)用提供指導(dǎo)。

近幾十年來，國內(nèi)外專家學(xué)者對于流體的相變換熱已做了很多研究，但對于丙烷作為一種中間介質(zhì)在不同傾斜程度下光滑圓套管內(nèi)的靜態(tài)相變換熱研究還較少。

關(guān)于沸騰換熱，Cooper在1984年提出的針對制冷介質(zhì)在管外池沸騰的換熱方程是目前相對來說被大家廣為接受的，得到了廣泛的使用［2］。

后來，Liu和 Winterton（1991）針對對流沸騰，對Cooper公式進(jìn)行了修正，得到了Liu－Winterton換熱關(guān)聯(lián)式［3］。Lee等［4］研究了碳?xì)浠衔镒鳛橐环N制冷劑在光滑管中的蒸發(fā)傳熱特性，實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示烴類化合物的局部蒸發(fā)傳熱效果比R22好，并且其傳熱系數(shù)隨著質(zhì)量流量的增加而上升。2009年，Choi等［5］做了丙烷在水平微細(xì)通道內(nèi)的蒸發(fā)換熱研究，發(fā)現(xiàn)質(zhì)量流量、熱通量、管子的內(nèi)徑和飽和溫度均會對丙烷的換熱產(chǎn)生影響。2010年，Zou等［6］進(jìn)行了R170／R290二元混合物在水平管內(nèi)的飽和流動沸騰傳熱實(shí)驗(yàn)。研究了混合比、飽和壓力、熱通量、質(zhì)量流量等因素對換熱的影響。2013年，Maqbool等［7］研究了丙烷在豎直環(huán)形細(xì)管中的兩相傳熱特性，發(fā)現(xiàn)熱通量和丙烷飽和溫度對傳熱的影響很大，傳熱系數(shù)會隨著它們的增大而增大，另外Cooper，Liu－Winterton方程能很好地預(yù)測該實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

至于冷凝換熱情況，早在20世紀(jì)初，Nusselt就開始理論分析氣體凝結(jié)的機(jī)理和影響因素，通過量綱1分析方法得出了層流膜狀凝結(jié)的換熱關(guān)聯(lián)式，后經(jīng)Dhir等修正為［2］

當(dāng)多個水平換熱管縱向排列時，由于上面管子的冷凝液會流向下部換熱管，導(dǎo)致下部管子表面凝液增厚，換熱會有所減弱，此時平均傳熱系數(shù)應(yīng)稍作調(diào) 整［8］。 之 后，Cavallini［9］、Shah［10］等 又 都 陸續(xù)通過實(shí)驗(yàn)研究和理論分析提出了修正的冷凝換熱關(guān)聯(lián)式。Dobson等［11］考慮引力和剪切力的影響后也提出了新的換熱關(guān)聯(lián)式。2006年，Lee等［12－13］研究了烴制冷劑的冷凝傳熱特性，發(fā)現(xiàn)碳?xì)渲评鋭≧－1270、R－290 和 R－600a）的冷凝換熱效果比R22好，隨著質(zhì)量流量的增加，平均冷凝傳熱系數(shù)也增加。Miyara等［14］也仔細(xì)分析過丙烷的管內(nèi)凝結(jié)研究狀況，發(fā)現(xiàn)對于水平光滑管內(nèi)的層流凝結(jié)狀況，Nusselt分析解就已經(jīng)可以起到很好的預(yù)測作用。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)處理

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的介紹

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)圖Fig.1 Experimental system

圖1是丙烷換熱實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)圖。該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由丙烷蒸發(fā)冷凝循環(huán)回路、熱源水回路和冷源冷氮?dú)馔方M成。丙烷在沸騰換熱段套管9中被水加熱蒸發(fā)，產(chǎn)生的蒸汽直接進(jìn)入上端的冷凝換熱段套管4中被冷凝，冷凝液在重力的作用下再自然回落到套管9中，形成一個閉路循環(huán)。而水在恒溫水箱中被處理到一定溫度后，在輸送泵11的作用下進(jìn)入套管9中加熱丙烷，自身被冷卻后再流回水箱被電熱絲加熱。冷氮?dú)庾鳛槔湓磸囊旱獌蕹鰜砗筮M(jìn)入套管4中冷凝丙烷，之后升溫后直接放空。

恒溫水箱中的水可以通過冷水機(jī)組和電加熱器共同控制調(diào)節(jié)水溫，熱源水和冷源冷氮?dú)獾牧髁慷伎梢酝ㄟ^調(diào)節(jié)閥門進(jìn)行控制，而后用流量計(jì)進(jìn)行測定。

兩個實(shí)驗(yàn)換熱段都采用套管式結(jié)構(gòu)，內(nèi)管為φ20×2的不銹鋼圓管，外管為φ51×2的不銹鋼圓管，總長度為2000mm，其中前400mm與后400mm為充分發(fā)展流動段。

1.2 數(shù)據(jù)處理

氣化實(shí)驗(yàn)段中，水在內(nèi)管進(jìn)行流動換熱，丙烷在外管處于靜止沸騰狀態(tài)，兩者進(jìn)行換熱，由于整個實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行保溫處理，海水溫度與環(huán)境溫度相差較小，因此可以認(rèn)為海水提供的熱量幾乎全部被丙烷吸收

熱通量為

水側(cè)的流動傳熱系數(shù)為

由于丙烷一直處于飽和狀態(tài)，溫度是恒定的，因此總傳熱系數(shù)為

根據(jù)總傳熱系數(shù)的表達(dá)式

可以求出丙烷的沸騰傳熱系數(shù)

冷凝實(shí)驗(yàn)段也是一個套管式換熱器，冷氮?dú)庠趦?nèi)管進(jìn)行流動換熱，丙烷在外管處于靜止冷凝狀態(tài)，兩者進(jìn)行換熱。當(dāng)系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)時，由于進(jìn)行了很好的保溫處理，冷氮?dú)馓峁┑睦淞繋缀醯扔诒榉懦龅臒崃俊?/p>

由于冷氮?dú)庖彩翘幱趩蜗嗔鲃?，其傳熱系?shù)的求取跟水側(cè)傳熱系數(shù)求得的方法一致

2 結(jié)果與分析

進(jìn)行換熱實(shí)驗(yàn)時，換熱工質(zhì)為丙烷、水和冷氮?dú)猓渲欣涞獨(dú)獾某跏紬l件是確定的，實(shí)驗(yàn)變量為水的流速、入口溫度和實(shí)驗(yàn)管傾角，具體為水的流速分別為2.1、2.4、2.8、3.2m·s－1，水入口溫度分別為19、22、25℃，傾角分別為0°、10°。

2.1 丙烷沸騰換熱結(jié)果與分析

首先分析丙烷的沸騰換熱情況，由于在氣化套管實(shí)驗(yàn)段中水走內(nèi)管，丙烷在外管，且丙烷處于靜止飽和狀態(tài)，因此熱通量是影響其沸騰換熱的重要因素。

觀察圖2可以發(fā)現(xiàn)，水入口溫度一定時，當(dāng)熱通量增大時，丙烷的沸騰傳熱系數(shù)也會增大，且增幅有所平緩。這是由于熱通量增大，氣化過程加強(qiáng)，氣泡產(chǎn)生速度加快，離開液面的頻率也會有所提高，因此換熱會得到加強(qiáng)。從圖3中可以看到，當(dāng)水流速一定時，隨著熱通量的增加，丙烷的傳熱系數(shù)也在逐漸增大。

圖2 熱通量對丙烷沸騰換熱的影響 （一）Fig.2 Effect of heat flux on boiling of propane （1）

觀察圖4可以發(fā)現(xiàn)在不同傾角時，丙烷的換熱也都是隨著熱通量的增大而增大的，而且換熱段傾斜10°時，其沸騰傳熱系數(shù)大于水平狀態(tài)下的。當(dāng)換熱管處于傾斜狀態(tài)時，氣泡與氣泡之間會產(chǎn)生沖刷，互相發(fā)生擾動，使換熱得到了加強(qiáng)，也增加了氣泡脫離的速度，而且管子傾斜時，氣體上升移動更為方便，減小了氣體沉積，也會加強(qiáng)丙烷的沸騰傳熱。

圖3 熱通量對丙烷沸騰換熱的影響 （二）Fig.3 Effect of heat flux on boiling of propane （2）

圖4 熱通量對丙烷沸騰換熱的影響 （三）Fig.4 Effect of heat flux on boiling of propane （3）

由于丙烷和水的換熱在套管中進(jìn)行，外管的管徑較大，達(dá)到了51mm，丙烷的沸騰類似于池沸騰換熱，因此采用經(jīng)典的池沸騰換熱關(guān)聯(lián)式Cooper方程對該工況下的丙烷換熱進(jìn)行預(yù)測。圖5對實(shí)驗(yàn)值和Cooper方程預(yù)測值進(jìn)行了對比，丙烷沸騰換熱系數(shù)的實(shí)驗(yàn)值和Cooper方程預(yù)測值的變化趨勢是一致的，實(shí)驗(yàn)值略小于Cooper方程預(yù)測值，這可能由于丙烷雖在管外進(jìn)行沸騰換熱，但是管外空間仍是受限的，與大空間的池沸騰換熱還是有一定區(qū)別。

為了更直觀地分析實(shí)驗(yàn)測得的丙烷傳熱系數(shù)與Cooper方程預(yù)測值的差異，圖6給出了這兩者之間的誤差分析。發(fā)現(xiàn)兩者的誤差基本都在30%以內(nèi)，這誤差對于沸騰換熱實(shí)驗(yàn)來說在可接受范圍之內(nèi)，因此可以初步認(rèn)為本實(shí)驗(yàn)求得的丙烷沸騰傳熱系數(shù)與Cooper方程還是比較匹配的。

圖5 熱通量對丙烷沸騰換熱的影響 （四）Fig.5 Effect of heat flux on boiling of propane （4）

圖6 實(shí)驗(yàn)值與Cooper方程預(yù)測值的對比Fig.6 Comparison of experiment data and Cooper predictive value of boiling of propane

2.2 丙烷冷凝換熱結(jié)果與分析

接下來分析丙烷的冷凝換熱情況，在冷凝套管實(shí)驗(yàn)段中，丙烷與冷氮?dú)膺M(jìn)行換熱，冷氮?dú)庾邇?nèi)管，丙烷在外管，一直處于靜止飽和狀態(tài)，因此其冷凝換熱原理類似于自然對流下的冷凝換熱機(jī)理，其中壁面過冷度是影響丙烷冷凝換熱的重要因素。

圖7給出了當(dāng)水入口溫度為22℃時，壁面過冷度對丙烷冷凝換熱的影響。發(fā)現(xiàn)丙烷的冷凝傳熱系數(shù)隨著壁面過冷度增大而減小，且減小幅度有所平緩。由于丙烷一直處于飽和狀態(tài)，其飽和溫度幾乎不發(fā)生變化，因此壁面過冷度增大意味著內(nèi)管外壁的溫度下降，氣體不斷冷凝，冷凝量變大，使內(nèi)管外壁面的冷凝液膜增厚，傳熱熱阻變大，傳熱效果減弱。當(dāng)水的流速設(shè)定為2.8m·s－1時，隨著壁面過冷度的增加，丙烷的傳熱系數(shù)總體趨勢也是在下降的。

實(shí)驗(yàn)管處于不同傾角時，丙烷的冷凝換熱基本都隨著壁面過冷度的增大而減小，當(dāng)換熱管傾斜10°時，其冷凝傳熱系數(shù)略大于水平狀態(tài)下的換熱系數(shù)。由于丙烷蒸氣在內(nèi)管外壁受冷冷凝，冷凝液不斷積累形成冷凝液液膜，直至到一定量時冷凝液在重力的作用下自然下滴。水平狀態(tài)時，冷凝液膜較厚，傾斜狀態(tài)時，由于重力的作用，冷凝液膜會隨著管子方向稍作流動，使液膜厚度有所減小，傳熱阻力減小，改善了冷凝換熱效果。

在本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中，丙烷的冷凝是靜止的膜狀冷凝，因此采用Nusselt層流膜狀凝結(jié)換熱關(guān)聯(lián)式對該工況下的丙烷冷凝換熱進(jìn)行預(yù)測。圖10對實(shí)驗(yàn)值和Nusselt方程預(yù)測值進(jìn)行了對比，發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)值和Nusselt方程預(yù)測值隨壁面過冷度的變化趨勢是一致的，都是隨著壁面過冷度的增大而減小，且減幅有所平緩。Nusselt方程的預(yù)測值大于實(shí)驗(yàn)值，造成這種結(jié)果的原因可能是丙烷在管外處于靜止冷凝狀態(tài)，沒有運(yùn)動，導(dǎo)致管外的液膜較厚，因此其換熱效果會較Nusselt方程預(yù)測值偏低一些。

圖7 壁面過冷度對丙烷冷凝換熱的影響 （一）Fig.7 Effect of wall subcooling on condensing of propane （1）

圖8 壁面過冷度對丙烷冷凝換熱的影響 （二）Fig.8 Effect of wall subcooling on condensing of propane （2）

圖9 壁面過冷度對丙烷冷凝換熱的影響 （三）Fig.9 Effect of wall subcooling on condensing of propane （3）

圖10 壁面過冷度對丙烷冷凝換熱的影響 （四）Fig.10 Effect of wall subcooling on condensing of propane （4）

圖11 實(shí)驗(yàn)值與Nusselt方程預(yù)測值的對比Fig.11 Condensing of propane with experiment data and Nusselt predictive value

為了更直觀地分析實(shí)驗(yàn)測得的丙烷冷凝換熱系數(shù)與Nusselt方程預(yù)測值的差異，圖11給出了這兩者之間的誤差分析，發(fā)現(xiàn)兩者的誤差基本都在40%以內(nèi)。

3 結(jié) 論

本文基于光滑圓管內(nèi)丙烷換熱特性的實(shí)驗(yàn)研究，考察了水入口溫度、水流量和實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)傾斜程度等實(shí)驗(yàn)變量對丙烷換熱的影響，重點(diǎn)分析了熱流密度對丙烷沸騰換熱以及壁面過冷度對丙烷冷凝換熱的影響。得到了以下結(jié)論：

（1）丙烷的沸騰傳熱系數(shù)會隨著熱通量的增大而增大，且增幅有所平緩。當(dāng)換熱管傾斜時，其沸騰傳熱系數(shù)大于水平狀態(tài)下的傳熱系數(shù)。

（2）用Cooper方程對丙烷沸騰換熱進(jìn)行預(yù)測，傳熱系數(shù)預(yù)測值與實(shí)驗(yàn)值的變化趨勢是一致的，不過實(shí)驗(yàn)值會偏小，誤差基本在30%以內(nèi)。

（3）丙烷的冷凝傳熱系數(shù)隨著壁面過冷度的增大而減小，且減小幅度有所平緩。在小角度下，換熱管傾斜時，丙烷的冷凝傳熱系數(shù)略大于水平狀態(tài)下的傳熱系數(shù)。

（4）用Nusselt方程對其冷凝過程進(jìn)行了預(yù)測，發(fā)現(xiàn)傳熱系數(shù)的實(shí)驗(yàn)值和Nusselt方程預(yù)測值的變化趨勢是一致的，但Nusselt方程的預(yù)測值大于實(shí)驗(yàn)值，誤差在40%以內(nèi)。

［1］ Yacine Z，Benoit P.First step in optimizing LNG storages for offshore terminals ［J］.JournalofNaturalGasScienceand Engineering，2011，3 （5）：582－590.

［2］ Yang Shiming （楊世銘），Tao Wenquan （陶文銓）.Heat Transfer（傳熱學(xué)） ［M］.Beijing：Higher Education Press，2006：246－322.

［3］ Liu Z，Winterton R H S.A general correlation for saturated and sub cooled flow boiling in tubes and annuli，based on a nucleate pool boiling correlation ［J］.HeatandMass Transfer，1991，34：2759－2766.

［4］ Lee H S，Yoon J I，Kim J D，Bansal P.Evaporating heat transfer and pressure drop of hydrocarbon refrigerants in 9.52and 12.70mm smooth tube ［J］.InternationalJournal ofHeatandMassTransfer，2005，48：2351－2359.

［5］ Choi K I，Pamitran A S，Oh J T，Saito K.Pressure drop and heat transfer during two－phase flow vaporization of propane in horizontal smooth minichannels ［J］.International JournalofRefrigeration，2009，32：837－845.

［6］ Zou X，Gong M Q，Chen G F，Sun Z H，Zhang Y，Wu J F.Experimental study on saturated flow boiling heat transfer of R170／R290mixtures in a horizontal tube ［J］.InternationalJournalofRefrigeration，2010，33：371－380.

［7］ Maqbool M H，Palm B，Khodabandeh R.Investigation of two phase heat transfer and pressure drop of propane in a vertical circular minichannel ［J］.ExperimentalThermal andFluidScience，2013，46：120－130.

［8］ Qian Songwen （錢 頌 文 ）.Handbook of Heat Transfer Design（換熱器設(shè)計(jì)手冊）［M］.Beijing：Chemical Industry Press，2002：59－67

［9］ Cavallini A，Zecchin R.Dimensionless correlation for heat transfer in forced convection condensation／／6th International Heat Transfer Conference ［C］.Tokyo，1974：309－313.

［10］ Shah M M.Heat transfer during film condensation in tubesand annuli：a review of the literature ［J］.ASHRAE Transactions，1981，87：1086－1105.

［11］ DobsonM K，Chato J C.Condensation in smooth horizontal tubes ［J］.JournalofHeatTransfer，1998，120：193－213.

［12］ Lee H S，Yoon J I，Kim J D，Bansal P K.Condensing heat transfer and pressure drop characteristics of hydrocarbon refrigerants ［J］.InternationalJournalofHeatandMass Transfer，2006，49：1922－1927.

［13］ Lee H S，Yoon J I，Kim J D，Bansal P K.Characteristics of condensing and evaporating heat transfer using hydrocarbon refrigerants ［J］.AppliedThermalEngineering，2006，26：1054－1062.

［14］ Miyara A.Condensation of hydrocarbons—a review ［J］.InternationalJournalofRefrigeration，2008，31：621－632.