宋嘉梁,陳 健,趙 銳,程文龍,陳永東

(1.合肥通用機械研究院有限公司 傳熱技術(shù)與裝備研究所,合肥 230031;2.中國科學(xué)技術(shù)大學(xué) 熱科學(xué)和能源工程系,合肥 230027)

0 引言

超臨界二氧化碳(SCO2)布雷頓循環(huán)系統(tǒng)是一種極具潛力的能量轉(zhuǎn)換方式，在第四代先進核能系統(tǒng)、太陽能熱發(fā)電以及燃煤發(fā)電等領(lǐng)域具有巨大的應(yīng)用潛力[1-7]。換熱器(包括中間換熱器/主換熱器、回?zé)崞骷袄鋮s器)是SCO2循環(huán)中數(shù)量最多、體積最大的設(shè)備，其成本約占整體系統(tǒng)成本的50%以上。此外，其對于系統(tǒng)安全、穩(wěn)定運行，系統(tǒng)整體效率的提高具有重要作用，是系統(tǒng)中最為關(guān)鍵的設(shè)備之一。

印刷電路板式換熱器(PCHE)通過光化學(xué)蝕刻及擴散焊技術(shù)加工，其緊湊度可達1 000 m2/m3以上，并能承受極端的高溫高壓，因此目前被眾多學(xué)者提出可用于SCO2循環(huán)中[8-11]。然而隨著系統(tǒng)效率與功率的不斷提高，一方面在溫度更高的應(yīng)用場合下(例如透平進口CO2溫度在750 ℃以上)，此時需要采用高溫合金材料(如鎳基合金)制造換熱器，但目前我國尚未掌握鎳基合金的蝕刻與擴散焊工藝技術(shù)，此時，普遍采用不銹鋼進行加工的PCHE 可能并不適用；另一方面，當(dāng)系統(tǒng)發(fā)電功率達到幾十兆瓦甚至更高時，受限于擴散焊爐體的尺寸，此時回?zé)崞餍枰獙⒍嗯_PCHE并聯(lián)組合，這會導(dǎo)致巨大的制造成本。另外，PCHE做主換熱器時，其較小的通道尺度會導(dǎo)致流道不好清洗、難以維護，不太適用于以液態(tài)金屬和顆粒等做熱媒的場合。

目前，也有學(xué)者提出采用管殼式換熱器用作SCO2回?zé)崞?，盡管占地面積有所增加，但適用范圍更廣[12-13]。纏繞管式換熱器(SWHE)是一種特殊的管殼式換熱器，它是在與管板相連的中心筒上，以螺旋狀交替纏繞數(shù)層小直徑換熱管形成管束，再將管束放入殼體內(nèi)的一種高效緊湊式旋流強化換熱設(shè)備[14-15]。相較于PCHE，SWHE 同樣耐高壓，并在高溫環(huán)境中適應(yīng)性更好，熱應(yīng)力更小，制造成本更低。特別是在采用氣體透平間接循環(huán)的高溫氣冷堆中間換熱器(氦-二氧化碳)、基于太陽能顆粒集熱的光熱發(fā)電系統(tǒng)主換熱器(顆粒-二氧化碳)以及高溫域/大流量SCO2循環(huán)回?zé)崞髦芯哂歇毺氐膬?yōu)勢。因此，將纏繞管式換熱器代替目前普遍使用的PCHE 用于SCO2循環(huán)有可能成為一種新方法。

在纏繞管式SCO2回?zé)崞?換熱器中，一般溫度較低而壓力較高的SCO2流經(jīng)管程，被溫度較高而壓力較低的殼程介質(zhì)加熱。不同于直管，SCO2在受熱旋流通道內(nèi)流動時，會受到離心力二次流與浮升力二次流的雙重作用[16]。此外，當(dāng)CO2在超臨界壓力下被加熱并經(jīng)歷從“類液體區(qū)”到“類氣體區(qū)”的轉(zhuǎn)變時，其物性(如密度、定壓比熱、黏度、導(dǎo)熱系數(shù)等)在假臨界溫度(即給定壓力下比定壓熱容最大值對應(yīng)的溫度)附近變化異常劇烈，從而也會引發(fā)強烈的浮升力效應(yīng)，使得管內(nèi)發(fā)生混合對流[17-19]。因此，超臨界狀態(tài)下的變物性過程流體和旋流強化的支撐體交互作用，使得纏繞管式回?zé)崞髀菪ǖ纼?nèi)SCO2的傳熱與流動機理非常復(fù)雜。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對SCO2在受熱旋流通道內(nèi)的對流換熱開展過一系列的研究[20]，但以數(shù)值模擬研究為主[21-28]。由于搭建一套SCO2實驗裝置難度大、成本高、時間長，而且局部物理量的精準測量也有難度，導(dǎo)致目前的試驗研究還十分匱乏。XU等[29]對超臨界壓力CO2在內(nèi)徑0.953 mm、曲率直徑8.01 mm的垂直蛇形管內(nèi)的湍流對流傳熱進行試驗，研究了不同的進口雷諾數(shù)、熱通量和流動方向下的變物性、浮升力效應(yīng)和離心力效應(yīng)，并與直管進行了對比。ZHANG等[30]在恒熱流條件下，對超臨界壓力CO2在內(nèi)徑9 mm、繞徑283 mm、節(jié)距32 mm的螺旋管內(nèi)垂直上升混合對流的傳熱特性進行了試驗研究，基于試驗數(shù)據(jù)，得出了計算Nu的試驗關(guān)聯(lián)式。ZHANG等[31]通過試驗方法研究了SCO2在內(nèi)徑4 mm、螺旋直徑160 mm、節(jié)距20 mm的加熱豎直螺旋管內(nèi)的傳熱與流動特性,用試驗數(shù)據(jù)驗證了各種浮升力影響準則的適用性,并提出了新的考慮幾何因子和浮升力因子的螺旋管內(nèi)傳熱關(guān)聯(lián)式。目前，文獻[30]中的試驗數(shù)據(jù)幾乎被所有的研究者所采用并作為數(shù)值模型驗證的參考，且僅有文獻[30-31]基于試驗數(shù)據(jù)得出了螺旋管內(nèi)的換熱關(guān)聯(lián)式。因此，螺旋通道內(nèi)SCO2對流換熱的試驗研究工作亟待繼續(xù)開展與豐富。

本文利用現(xiàn)有平臺，對其進行改造，搭建一套SCO2閉式循環(huán)測試系統(tǒng)?；谠囼炂脚_，對超臨界壓力下CO2在受熱豎直上升旋流通道中的對流換熱特性進行分析，并與直管進行對比，揭示質(zhì)量流率、熱流密度、壓力、進口溫度等關(guān)鍵參數(shù)對螺旋管與直管湍流傳熱特性的耦合調(diào)控規(guī)律，并得出新的傳熱關(guān)聯(lián)式。

1 試驗系統(tǒng)

1.1 實驗裝置

本裝置是在已經(jīng)搭建完畢的SCO2回?zé)崞骶C合性能測試平臺[32]基礎(chǔ)上進行了部分改造，改造后的SCO2傳熱與流動性能測試系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 SCO2傳熱與流動性能測試系統(tǒng)示意

高壓鋼瓶中的液態(tài)CO2通過減壓閥變?yōu)闅鈶B(tài)并注入到CO2低壓儲氣罐中，然后被隔膜壓縮機壓縮，被壓縮后的高壓CO2通過質(zhì)量流量計和流量控制器(節(jié)流閥，減壓后控制壓力不低于臨界壓力7.38 MPa)后，被水浴加熱(加熱后控制溫度低于其臨界溫度31 ℃)，達到合適的溫度和壓力后進入測試段。在測試段中，管內(nèi)超臨界壓力CO2從“類液體區(qū)”被加熱至“類氣體區(qū)”。最后，測試段出口的SCO2由于節(jié)流過程中降溫明顯，被另一套水浴系統(tǒng)加熱后進入CO2低壓儲氣罐，以達到合適的壓縮機進口溫度，完成一個回路。改造后的測試裝置照片如圖2所示。

圖2 SCO2傳熱與流動性能測試裝置照片

該套SCO2傳熱與流動性能測試裝置的創(chuàng)新性在于CO2是由壓縮機驅(qū)動，而之前幾乎所有的SCO2測試裝置中CO2是靠柱塞泵驅(qū)動的[29-30，33-34]。該設(shè)計方案的優(yōu)勢是在小流量條件下可以獲得更高試驗壓力的CO2，可以模擬真實布雷頓循環(huán)系統(tǒng)回?zé)崞鞲邏旱蜏貍?cè)工況。

1.2 測試段

測試段如圖3(a)所示。測試段管道材料為316L不銹鋼，管外徑D=6.35 mm，管內(nèi)徑d=4.57 mm，螺距P=50 mm，螺旋直徑=80 mm，螺旋段總長度=1 000 mm(即加熱段總長)，上下兩個直管段作為發(fā)展過渡區(qū)。加熱段銅電極板與管路焊接，通過銅編線接入直流穩(wěn)壓電源，在管壁上形成均勻熱流。測試段的兩端裝有絕緣法蘭，為避免對進出口溫度壓力測量造成影響。測試段纏有保溫材料以盡量減少熱量損失，全工況范圍加熱效率可達94%～97%。測試段進出口CO2的溫度測量采用PT100傳感器，最大不確定度為±0.15 ℃。CO2進口的壓力由壓力傳感器測量，全尺度不確定度為±0.2%。質(zhì)量流量計的精度為全量程的±0.4%。螺旋管外壁安裝有44個T型熱電偶對外壁溫進行測量，精度為±0.5 ℃。每間隔100 mm布置一個測溫點，共11個點，每個測溫點布置4只熱電偶(周向間隔90°布置1只)。布置后的測試段如圖3(b)所示。對于直管，其加熱測試段長度也為1 000 mm，每隔50 mm布置一個測溫點，每個測溫點布置2只熱電偶。

圖3 待測螺旋管試驗段

1.3 數(shù)據(jù)處理

×ln(din/dout)

因此，管內(nèi)對流換熱系數(shù)為：

hexp,n=qlocal,n/(Twi,n-Tb,n)

管內(nèi)努塞爾數(shù)為：

2 結(jié)果與分析

2.1 周向傳熱特性

螺旋管內(nèi)沿程不同截面處周向溫度分布如圖4所示?？梢钥闯觯诼菪苤校黧w在流動時會受到浮升力以及離心力的雙重影響，沿管周向溫度分布不均勻，沿螺旋管外側(cè)(90°)壁溫較低，沿內(nèi)側(cè)(270°)壁溫較高。這與直管中的壁溫分布有很大的區(qū)別。

(a)

2.2 與直管的對比

在P=8 MPa，Tin=25 ℃，G=400 kg/(m2·s),q=50 kW/m2工況下，螺旋管和直管的管壁溫度與管內(nèi)換熱系數(shù)的對比見圖5。

(a)

從圖5可以看出，在相同工況下，直管中壁溫出現(xiàn)了明顯的峰值，換熱系數(shù)出現(xiàn)低谷，說明此時發(fā)生換熱惡化，螺旋管中壁溫逐漸上升，換熱系數(shù)逐漸上升并在假臨界溫度點附近達到峰值，直管平均換熱系數(shù)為2 601.1 W/(m2·K)，螺旋管平均換熱系數(shù)為4 646.5 W/(m2·K)，較直管提升了78.6%；在假臨界點換熱系數(shù)差別較小，此時物性對換熱起主導(dǎo)作用。

2.3 G,q,P,Tin的影響

在P=8 MPa，Tin=25 ℃，q=40 kW/m2工況下，不同質(zhì)量流率G影響下的螺旋管與直管的對比如圖6,7所示?？梢钥闯?，螺旋管與直管換熱系數(shù)均隨質(zhì)量流率增加而增加；當(dāng)質(zhì)量流率G<450 kg/(m2·s)，直管壁溫會出現(xiàn)局部峰值，螺旋管最高管壁溫度比直管的低40 ℃左右；螺旋管內(nèi)換熱系數(shù)整體先上升、后下降，在假臨界溫度點附近達到峰值。

(a)

(a)

在P=8 MPa，Tin=25 ℃，G=400 kg/(m2·s)工況下，不同熱流密度q影響下的螺旋管與直管的對比如圖8,9所示。可以看出，螺旋管與直管換熱系數(shù)均隨熱流密度增加而降低；當(dāng)熱流密度q>40 kW/m2，直管壁溫出現(xiàn)局部峰值，螺旋管最高管壁溫度比直管的低40 ℃左右；螺旋管內(nèi)換熱系數(shù)整體先上升、后下降，在假臨界溫度點附近達到峰值。

(a)

(a)

在Tin=25 ℃，G=400 kg/(m2·s)，q=50 kW/m2工況下，不同壓力P影響下的螺旋管與直管的對比如圖10,11所示?？梢钥闯?，螺旋管與直管內(nèi)的換熱系數(shù)受壓力影響不大，當(dāng)壓力較低時，換熱效果略好一點，因為壓力低時接近其臨界壓力，比熱較大。

(a)

(a)

不同進口溫度Tin(288,293,298 K)影響下的螺旋管和直管壁溫與換熱系數(shù)的對比如圖12,13所示?？梢钥闯?，螺旋管與直管內(nèi)的換熱系數(shù)受進口溫度影響很小。

(a)

(a)

2.4 傳熱關(guān)聯(lián)式

對1 071個試驗工況數(shù)據(jù)點進行擬合，得到SCO2在螺旋管內(nèi)豎直向上流動的傳熱關(guān)聯(lián)式(18 564≤Re≤90 700，1.6≤Pr≤48.8)如下：

擬合的傳熱關(guān)聯(lián)式與試驗數(shù)據(jù)的偏差如圖14所示?？梢钥闯觯渥畲笃畈怀^20%，具有較高的精度。另外，與直管不同，密度修正項指數(shù)為0.001 7，密度修正項值接近于1，說明密度差對傳熱影響不大。

圖14 擬合的傳熱關(guān)聯(lián)式與試驗數(shù)據(jù)的偏差

3 結(jié)論

本文搭建了一套SCO2傳熱與流動特性測試系統(tǒng)，對超臨界壓力下CO2在受熱旋流通道豎直向上流動下的復(fù)雜傳熱特性進行了試驗研究，并與直管進行了對比，得到主要結(jié)論如下。

(1)該閉式循環(huán)試驗系統(tǒng)由壓縮機驅(qū)動，可實現(xiàn)小流量、高壓力條件下的精確調(diào)節(jié)，為模擬真實布雷頓循環(huán)系統(tǒng)回?zé)崞鞲邏簜?cè)工況奠定了試驗基礎(chǔ)。

(2)相較于超臨界壓力CO2在豎直上升直管內(nèi)的流動，螺旋管內(nèi)不會發(fā)生傳熱惡化的現(xiàn)象，螺旋管內(nèi)平均換熱系數(shù)較直管提升了78.6%。

(3)螺旋管與直管換熱系數(shù)均隨質(zhì)量流率增加而增加，螺旋管內(nèi)局部換熱系數(shù)整體先上升、后下降，在假臨界溫度點附近達到峰值；螺旋管與直管換熱系數(shù)均隨熱流密度增加而降低，螺旋管內(nèi)局部換熱系數(shù)整體先上升、后下降，在假臨界溫度點附近達到峰值；螺旋管與直管內(nèi)的換熱系數(shù)受壓力影響不大，當(dāng)壓力接近其臨界壓力時，換熱效果略好一點；螺旋管與直管內(nèi)的換熱系數(shù)受進口溫度影響很小。

(4)基于1 071個試驗工況數(shù)據(jù)得出了新的傳熱準則式，為纏繞管式回?zé)崞鳠崃υO(shè)計方法奠定了基礎(chǔ)。