在近临界和超临界压力下对CO2圆形管垂直向上流动的对流传热的测量
H. Zahlan a,b , D. Groeneveld a,b , S. Tavoularis b
摘要：
最近在渥太华大学的超临界压力测试设施（SCUOL）完成了一项详尽的传热测量实验。在内径为8和22mm的直接加热管中进行了，超临界，亚临界，远离临界压力状态下对二氧化碳的垂直向上流动热 - 水力学测试。试验的条件转换为水力当量时，可以适用到当前超临界水冷反应堆设计。并且包括能获得在文献中很少能到的数据的方法。这些数据显着地补充了现有的实验数据库，并被用于推导和验证渥太华大学正在进行的新的传热预测方法。相同的数据也适用于评估其他传热预测方法的准确性和近临界和超临界压力的流体 - 流体比例定律。此外，他们为进一步研究先前的关系提供了思路，该关系描述了在高亚临界压力下的临界热通量和后干燥传热系数以及近临界和超临界压力下恶化/增强的传热区域的边界。本文研究的测量值涵盖了几种亚临界传热模式，包括单相液体传热，泡核沸腾，临界热流，后干燥传热和过热蒸汽传热;它们还包括几种超临界传热模式，包括向液体状超临界流体的传热和向蒸汽状超临界流体的传热，发生在管的下游部分。收集的数据被删节并编译。得到的传热数据库由8mm和22mm管中的17,000多个数据点组成，包括8mm管的压降数据。热传递和压降数据表以电子格式提供为单独的文件。结果以壁温和传热系数与块体流体焓的关系曲线表示。对这些壁面上的直径，质量通量，压力和热通量的参数趋势进行了绘制并讨论了温度和传热系数曲线。目前的超临界传热测量与其他研究者报告的相应结果非常符合。
1.引言
自20世纪50年代以来，已经报道了超临界（SC）水和其他流体中的传热的实验研究，并且它们最初支持SC化石燃料发电厂。 由于超临界水冷反应堆（SCWR）概念是第四代国际论坛推荐的潜在新核能系统之一，因此该主题最近在核能领域得到了新的关注。 与现有系统相比，这些新型创新核能系统的吸引人的特点包括增加安全性，更紧凑的尺寸，更低的能源生产成本和减少的核废料量。目前的研究是为了支持加拿大国家计划的发展。
在临界和超临界压力下的流体中的传热具有明显的特征，这些特征在亚临界压力下不存在。当SC流体接近它们的临界值时，温度的微小变化可以引起热物理性质的大的变化，并且传热可能增强或劣化。这种突然的变化物理性质延伸到临界温度附近的超临界压力，但随着压力增加，对SCWR的安全性特别重要的是传热劣化（HTD）现象。各种研究人员试图预测其存在或在超临界状态下没有HTD现象。早期实验研究向上管中的流动显示出壁面温度峰值的出现表明局部传热恶化，然而，大多数情况下解释相关机制的尝试是基于SC传热和亚临界沸腾现象（临界热通量（CHF）和薄膜沸腾）的类比，最终没有产生有用的解释。壁面温度峰值接近加热起始段归因于与热边界层发展相关的传热退化（Pioro和Duffey，2007），而在远离热进入区域的位置观察到的峰值归因于混合对流中的浮力效应（Fewster和Jackson，2004）。温度上升后的壁温下降归因于浮力效应的进一步发展，这导致传热增强（Lee，2006; Jackson，2011）。据报道，HTD可以由于局部密度下降导致的近壁流体而加剧（Jackson et al。，2011），特别是在相对较高质量流量下（Licht等，2008）。在某些条件下，HTD可以沿着加热的测试部分延伸，而不会在壁面上出现热点（Petukhov和Polyakov，1988）。
SC水中的实验对于SCWR的开发是必要的，但是它们执行起来困难且昂贵。为了在广泛的流动条件下更好地理解SC传热，我们报告了使用二氧化碳作为模拟流体的一系列实验的结果，与水中的相应实验相比，它更容易，更安全，执行成本更低。本工作的一个目的是补充CO2的实验数据库，在先前数据稀缺或不可用的条件下进行测量。这些数据将用于填补跨临界实验数据库中的一些空白
传热查表（Zahlan et al，2014b）CO2数据将在使用适当的标度转换为水当量值后纳入跨临界查询表数据库（Zahlan等，2014a）。此外，在高亚临界压力下获得的数据将用于填补实验数据库中的一些空白，这些空白可用于开发和验证CHF和薄膜沸腾查表和沸腾传热相关性。值得注意的是，近临界压力下的数据在文献中特别稀缺。我们希望目前的结果将有助于提高我们对劣化和增强传热的理解，并有助于测试近临界压力状态下现有传热相关性的准确性。
2.超临界测试设施与程序
2.1渥太华大学超临界环设施（SCUOL）
渥太华大学超临界环设施（SCUOL）用二氧化碳作为冷却剂，最大工作压力为10MPa。循环如图1所示，通过并联连接的两个齿轮泵使CO 2循环通过回路。使用氮气作为次级流体的五个波纹管式蓄能器连接到回路以抑制流量和压力振荡并提供压力调节装置。电力为直接通过整流电源提供测试部分的加热，额定最大电压为直流60V和最大电流2833A。离开测试部分的流体通过两个串联的热交换器，并由中央供应的冷水流和/或从单独的制冷系统供应的乙二醇冷却。循环的操作程序是根据目标的最佳状态制定的。强调人员的安全性，收集数据的可靠性和质量保证。
2.2 测试部分
测量收集在两个直接加热，垂直安装的圆管中进行，CO 2向上流动。第一根管的内径为8mm，壁厚为1mm，由高鎳合金600制成，而第二根管的内径为22mm，厚度为1.5mm，由高鎳合金 625制成。 两个管的长度L h分别为1940和2000mm，前段是未加热的部分，长度分别为890和728mm，这确保了进入加热部分的流动基本上完全发展并且没有入口效应。每个测试部分用两层或三层厚度为0.8mm的玻璃纤维布隔热; 橡胶泡沫绝缘管提供额外的绝热，围绕玻璃纤维带。图2和3是具有热电偶和其他仪器的位置的两个测试部分的示意图。
2.3 仪表参数
测试部分壁温度的测量使用的T型（铜-康铜）热电偶（Omega SA1XL-T-SRTC）制成，具有0.5 K（所有结果精确度的不确定性，在95％的置信水平，即，不确定性等于重复值的两个标准差）和小于0.15秒的时间常数。使用硅树脂粘合剂将热电偶连接到每个测试部分的外壁，该粘合剂可以承受高达260℃的温度。测试部分的入口和出口以及环路的其他位置处的大量流体温度使用超精密浸入式RTD传感器（Omega PM-1 / 10-1 / 8-5-1 / 2-G-15）测量，在0到100°C范围内具有0.35 K的不确定度。 8mm测试部分入口压力通过压力传感器（Omega PX01C1-3KA5T）测量，最大误差为21 kPa，而22 mm测试部分入口压力通过不同的压力传感器（Rose-mount 3051TG4M2B21AM5C6Q4）测量，由低碳制成不锈钢316L，全范围从-101到27,580 kPa，但校准范围为0到10342 kPa，最大误差为7.8 kPa。
用差压变送器（Omega PX771A-300DI）测量每个测试部分的加热长度上的压降，其具有75Pa的不确定性。压降读数针对变送器和压力接头之间的高度差进行校正。用科里奥利流量计（Micro Motion reg;ELMreg;CFM050M320N0A2E2ZZ）测量CO2质量流速，对于液体流动具有0.05％的不确定度。使用24位数字电压测量模块（National Instrument NI 9225）测量测试部分的加热长度上的瞬时电压降，其具有plusmn;300V的范围和0.034V的误差。电势差以360Hz的频率波动，并以更高的采样率进行采样。从测量的时间平均电压和测试部分的测量电阻计算提供给测试部分的电功率。使用专用的计算机数据采集系统来监视和控制不同的循环操作并记录数据。机箱（NI PXIe-1065 PXI Express机箱）用于连接不同模块以用于不同的输入信号类型。
3.数据简化
3.1 传热数据简化
测试壁面部分的体积热通量又下面公式计算
其中，Qe是供给测试的测量电功率，ro和ri分别是管外半径和内半径，并且L h是加热长度。内壁温度Tw由测量的外壁温度Tw，o使用热扩散方程计算，在圆柱坐标系中具有均匀的内能产生（Incropera et al.，2007）
其中，忽略了对周围环境的热量损失q损失k是高鎳合金600或625的导热系数，在此处评估局部T w，o。通过测试部分的壁热通量计
假设没有环境损失或轴向传导效应。 然而，必须指出的是，由于使用了大型铜钳，位于最接近加热测试部分任一端的两个热电偶的读数受轴向热传导的影响。结果是这些热电偶读取的温度低于没有传导的情况; 这种误差在高壁温度下明显可见，但在其他方面则无关紧要。 然后，计算沿加热的测试部分的体积流体比焓使用简化能量方程
其中，Hin是入口处的比焓，m是质量流量速率，zh是沿加热部分的轴向距离。使用NIST软件（Lemmon et al.，2002）计算相应的局部本体流体温度Tb和二氧化碳的热物理性质。 最后，局部传热系数（HTC）h计算如下：
3.2 压降数据简化
测试部分的平均摩擦系数如下方式计算
其中，L = 1.94和2.00 m分别是8和22mm管的加热长度。Ub是体积流速，是沿加热长度的摩擦压降。后者是从动量方程的应用得到的，控制体积沿管的加热长度为
在该等式中，[P (0) minus; P (L)] 是总压降测试部分的加热长度; 这是用差压变送器测量的，并针对变送器和压力水龙头之间的高度差进行了校正。加热长度的入口和出口两者之间的静水压力差，当地的堆积密度由NIST热力学性质表确定(Lemmon et al., 2002)。 G[U b (L) minus; U b (0)]是加热导致流体密度发生变化从而使流体加速产生的压降。平均动能由方程式(6)计算
计算出的平均摩擦系数以标准化形式表示为其中fF是通过以下相关性（Filonenko，1954）预测的摩擦系数值
这对于接近大气压的管道流量是有效的，适用于广泛的Re，包括本研究中的范围。
3.3 测量步骤和数据采集
在确定了期望的操作条件P，G，q和Tin（由测试计划得到）后，有足够时间可以让循环和仪器达到稳态条件。数据以10个样本/秒的速率进行采样，每个数据记录都有一个持续时间至少10秒。 收集的数据平均如下去除其值与平均值相差3的异常值或更多样本的标准偏差。
4．结果
4.1 流动条件
表1列出了本实验流动条件的范围及其水当量值。 压力在高亚临界和超临界区域，条件范围包括加拿大SCWR感兴趣的水当量条件。
4.2跟之前的测量比较和质量保证测试
江等人最近报告了SCUOL的调试测试（2012）。进行了额外的调试测试以检查SCUOL重现在不同实验室中收集的CO2回路中测量的超临界热传递（SCHT）数据的能力。其中包括Fewster和Jackson（2004）报告的超临界压力略超过临界值（P / P c = 1.03）的一组结果和Song等人的两组结果（2008）。关于与SCWR操作相关的超临界压力（P / P c = 1.10）。 表2显示，目前的实验条件与先前测试中的实验条件非常接近，尽管由于回路的设计，测试部分的直径和长度以及入口温度的差异导致不可能完全匹配，这导致了实验体积焓范围的差异。
由Fewster和Jackson测量的壁温（2004）显示出明显的传热恶化。第一个峰值随着入口温度的升高向上浮动。图4表明我们的结果非常一致。如图5所示，目前的壁温和传热系数测量结果也是与Song等人的两次试验相应的结果（2008）很相近。总而言之，很明显回路中的传热结果可以放心地处理，正如他们所证明的，文献结果具有良好的重现性。
质量保证（Q / A）测试：在每次测试期间，实时计算提供给测试部分的电功率Q e与传递给流体Q t的热量之间的差值（从能量方程估算）。
其中，入口和出口流体比焓是在测量的测试部分入口和出口流体温度下由相关的NIST CO2性质表计算的。 图6显示热平衡差异的幅度小于4％。作为不同的Q / A测试，我们检查了在满足饱和沸腾的亚临界压力下的流量的压力和温度读数。 通过测试部分的入口/出口处的RTD测量的饱和状态下的流体温度与测量的入口/出口压力评估的相应饱和温度之间的差异在压力和温度测量的不确定性内。
在一些测试期间，环路经历了流速的低频振荡（大约0.05Hz），伴随着记录温度的振荡。 在文献中偶尔报道了类似的流动振荡(Zahlan et al.,2014b)。 需要进一步调查以澄清这种现象的原因。 这些情况被排除在当前数据库之外，因此在循环的稳定操作期间获得以下部分中报告的所有结果。
4.3 超临界换热测量
该部分和以下部分包含传热测试的代表性结果，表示为壁温Tw和相应的传热系数h与体积流体焓Hb的关系曲线。 一些图还包括Tw和h与加热部分入口的距离z h的曲线图。 这些图中的虚线表示SC情况的假临界焓或温度或亚临界情况的饱和温度。 在图上
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资料编号：[939]
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