R134a水平微細管內流動沸騰換熱的實驗研究

丁 楊 柳建華 葉方平 姜林林 鄂曉雪 吳 昊

(1上海理工大學能源與動力工程學院 上海 200093; 2 浙江新勁空調設備有限公司 龍泉 323700)

R134a水平微細管內流動沸騰換熱的實驗研究

丁 楊1柳建華1葉方平2姜林林1鄂曉雪1吳 昊1

(1上海理工大學能源與動力工程學院 上海 200093; 2 浙江新勁空調設備有限公司 龍泉 323700)

本文對R134a在水平微細管內的流動沸騰進行了實驗研究。實驗測試段選用了內徑為1 mm、2 mm、3 mm共3種不同的水平光滑不銹鋼管，實驗的飽和溫度為5～30 ℃，熱流密度為2～70 kW/m2，流量范圍為200～1500 kg/(m25s)。實驗結果表明：相同條件下，干涸前2 mm管較3 mm管換熱系數平均增幅為11.6%，1 mm管較2 mm管換熱增幅為26.3%，1 mm管徑換熱系數比3 mm管徑平均增大40.8%。隨著管徑的減小，換熱系數在更低的干度開始減小，質量流速和強制對流蒸發作用對換熱系數的影響變小，熱流密度的影響依然顯著；塞狀流和彈狀流區域減小，泡狀流和環狀流區域增大。

R134a；微細管；流動沸騰；干涸；換熱系數

在能源日益緊缺的今天，高效、緊湊的換熱器由于在制冷、空調系統中表現出良好的節能效應而日益受到大家的關注，微小型換熱器的研制也成為研究熱點。因此，研究微小尺度管徑下制冷劑的流動沸騰換熱特性，具有非常重要的實際意義。盡管從最早Lazarek G M & Black S H[1]對管內流動沸騰的實驗到現在已經超過30年，已經有大量關于這一方面的研究，但是在微細管徑(管徑小于3 mm)下的流動沸騰換熱中，各個文獻之間的換熱系數趨勢與熱流密度、飽和溫度、質量流速、干度等等因素的變化關系存在較大差異，普遍的換熱機理以及管徑、流型等因素對換熱的影響尚不明確[2-4]。

首先，微細通道內流動沸騰換熱機理存在較大的爭議，根據Ong C L & Thome J R[5]總結主要的換熱機理主要分為四種：1)核態沸騰，換熱與熱流密度有著很強的關聯性，如Lazarek G M & Black S H[1]、Bao Z Y等[6]所述；2)對流沸騰，換熱與質量流速和干度有很強的依賴性，與熱流密度關聯不大，如Qu W & Mudawar I[2]、Kuwahara K等[7]所述；3)核態沸騰和對流沸騰共存，即低干度區核態沸騰主導，高干度區對流沸騰主導，兩種機理此消彼長的混合換熱機理，如Lin S等[8-9]、Yan Y Y & Lin T F[10]所述；4)薄膜蒸發，即管內加長氣泡與內壁之間薄膜的蒸發換熱機理，與氣泡的產生頻率有關，進而與熱流密度相關，如Consolini L & Thome J R[11]所述。其次，微細通道流動沸騰換熱的實驗結果有很大的差異[12-14]，甚至存在規律完全相反的情況。如Lin S等[8-9]研究R141b在不同管徑下的流動沸騰換熱結果顯示，在干涸點以前，換熱系數一直隨著干度的增加而增加；而Huo X[15]研究R134a水平圓管內流動沸騰換熱時發現在較大的干度范圍內，換熱系數隨著干度的增加而減小。

本文利用實驗方法，研究R134a在3種不同管徑水平管內的流動沸騰換熱特性，重點在于系統地分析管道尺寸不斷減小的條件下，質量流速、熱流密度以及流型對管內流動沸騰換熱的影響，為緊湊型換熱器的設計提供有效的數據支持。同時將實驗結果與文獻關聯式進行比較，找出預測效果較好的關聯式類型。

1 實驗裝置與原理

1.1 實驗裝置

以R134a為實驗工質，R134a管內流動沸騰換熱實驗系統由兩個循環系統(實驗工質循環系統和水系統)和一套測控系統組成。實驗系統原理圖如圖1所示。

實驗工質循環系統由柱塞計量泵、質量流量計、預熱器、實驗段、節流閥、冷凝器、儲液器和過冷器組成。實驗時，R134a液體由柱塞計量泵壓出，流過質量流量計，在預熱器中被加熱，再經過實驗段，然后在冷凝器中被冷凝成飽和液體，流進過冷器，最后進入柱塞計量泵完成一個循環。預熱器對R134a進行預熱以達到實驗所要求的干度，根據預熱器入口溫度、壓力傳感器分別計算出其對應焓值與實驗段入口制冷劑焓值之差，再根據制冷劑流量可計算預熱器進出口加熱量，調節預熱器加熱量從而可實現實驗段入口干度的控制，由此來看，預熱段前工質的溫度是實驗段入口處干度計算的重要參數。冷凝器可調節R134a的冷凝溫度，以維持實驗段的壓力，過冷器使進入柱塞計量泵的R134a保持過冷，防止R134a通過柱塞計量泵的進出口閥組時產生閃發蒸氣。

1.2 測量方法

實驗段水平放置在預熱器之后，節流閥之前，實驗段的進出口分別裝有相同內徑的石英玻璃管，可利用高速攝像機記錄進出測試管的流型。實驗過程中，實驗段兩端固定電極與直流穩壓電源連接，通過低電壓、大電流的方法直接加熱，這樣實驗段的加熱均勻且調節方便。

實驗段外壁溫Tw,o是一個很重要的參數，分別在實驗段外壁的相隔均勻的12個位置的上、下、左、右四個方向上各布置4個T型熱電偶，對實驗段外壁溫進行測量，通過求平均值獲得外壁溫。具體實驗條件見表1，實驗中各測量裝置與參數的不確定度見表2。

為了整個實驗系統測試的可靠性和穩定性，首先對單相對流換熱系數進行了測試，在所有實驗工況下，熱平衡偏差<2.5%。在此熱平衡測試的基礎上，進行了兩相流動沸騰換熱實驗。換熱系數由公式(1)得出。

(1)

式中：Tw,i為實驗段管內壁溫，測試過程中制冷劑在圓管換熱可假設為常物性、具有內熱源的一維穩態導熱模型，由下式(2)和式(3)計算得出：

(2)

(3)

式中：Tr為制冷劑溫度，制冷劑進入實驗段時為過冷或飽和狀態，制冷劑從過冷直至飽和時的溫度通過能量平衡方程得出，見式(4)；飽和后制冷劑的溫度通過飽和壓力計算而得，假定L>Lsat時的壓降是線性的，實驗段位置z處飽和壓力和溫度如公式(5)和(6)所示：

(4)

(5)

Tr(z)=Tsat(psat(z))

(6)

當某測試工況下系統運行穩定后，所有的溫度、壓力和流量測量信號均由數據采集儀采集并輸入計算機，利用VB采集軟件處理和存儲。數據分析時用到的流體熱物性通過NIST的Refprop v8.0[16]查得。

2 實驗結果與分析

2.1 熱流密度(q)和質量流速(G)對換熱系數的影響

圖2(a)～(c)分別顯示了飽和溫度10 ℃時熱流密度q和質量流速G對3種管徑條件下流體沸騰換熱的影響, 圖中的橫坐標和縱坐標分別為工質的干度和換熱系數。以圖2(a)所示的3 mm管徑為例，在低干度區(x<0.6)，當質量流速G=300 kg/(m2·s)，熱流密度q=24 kW/m2條件下的換熱系數要高于q=15 kW/m2，而當熱流密度q保持在15 kW/m2，質量流速G=200 kg/(m2·s)條件下的換熱系數與G=300 kg/(m2·s)時相近；相比之下，在高干度區(x>0.6)，當熱流密度q保持在15 kW/m2，質量流速G=300 kg/(m2·s)條件下的換熱系數要高于G=200 kg/(m2·s)，而當質量流速G固定為300 kg/(m2·s)，熱流密度q=24 kW/m2條件下的換熱系數與q=15 kW/m2時相近。類似的規律在其他曲線也比較明顯，這些實驗結果表明：在低干度區R134a流動沸騰換熱系數隨熱流密度的增大而增大，與質量流速的關系很小，可推斷此時的流動沸騰換熱由核態沸騰換熱占主導；在高干度區R134a流動沸騰換熱系數隨質量流速的增大而顯著增大，而與熱流密度的關系很小，可推斷此時的流動沸騰換熱由強制對流換熱占主導。3種管徑對比來看，隨著管徑的減小，在低干度區熱流密度對R134a流動沸騰換熱呈明顯的正相關關系，單獨的熱流密度q和質量流速G的增大對換熱的加強都是有利的，且當管徑減小時，對流沸騰換熱的主導作用在削弱，核態沸騰換熱作用依舊顯著，尤其是1 mm管徑下熱流密度對換熱的提升十分巨大，說明此時核態沸騰占據絕對的主導地位。

總體來看：相同條件下干涸前1 mm管徑換熱系數要高出2 mm管徑和3 mm管徑，2 mm管徑較3 mm管換熱平均增幅較小為11.6%，1 mm管較2 mm管徑換熱平均增幅較大為26.3%，1 mm管比3 mm管平均增加40.8%；隨著干度的增加，3 mm管徑在x<0.5區域換熱不隨干度而改變，2 mm管徑這個區域變小至x<0.4，而1 mm管徑的換熱系數在整個干度區域內已消失平緩區，整個換熱曲線全部呈上升趨勢，且明顯陡于2 mm和3 mm管徑下的換熱曲線，說明一定范圍內管徑的減小確實有利于換熱系數的提升。另外管徑減小時，換熱系數hexp的減小發生在更低的干度條件下，3 mm管在干度x=0.9處換熱驟減，2 mm管和1 mm管則分別在x=0.82和x=0.6處，即管徑的減小，導致表面張力成為主導力，此時微尺度效應顯現，干涸在更低的干度下發生。

2.2 流型對換熱系數的影響

換熱系數的變化與流型的轉變密不可分，從流型的角度研究換熱以及干涸，可以更好地理解換熱規律和干涸現象[4,17]。

隨著管道直徑逐漸減小至微細尺度，管道內的流型與常規尺度的流型存在很大的不同，這是由于管道內的重力和慣性力的作用慢慢變小，取而代之的是表面張力和剪切力的作用逐漸變大。Revellin R & Thome J R[18]對微尺度流型研究表明：在常規大尺度管中的層流或者分層波狀流受到抑制，彈狀流和柱塞流的聚合形成了長氣泡流型，長氣泡流態在較低的干度下轉化成混狀環流或環狀流。

本實驗通過德國MIKROTRONCube4高速攝像機實現可視化研究，觀察到泡狀流、塞狀流、彈狀流和環狀流，而常規管徑下的光滑分層流和波狀分層流現象在微尺度管徑的流型研究實驗中都沒有觀察到。在微尺度管徑的流型實驗中觀察到的流型轉變的界線非常明顯，易于捕捉和記錄。下圖3(a)～(c)分別顯示了飽和溫度為30 ℃時1～3 mm管徑下R134a的流型圖以及轉變界線，流型圖的橫坐標和縱坐標分別為流體的氣相速度和液相速度，圖中的粗實線為流型轉變的邊界線，虛線為一定質量流速下流型隨著干度的變化曲線。

圖3(a)是管徑3 mm下的流型圖，從圖中可以看出：在質量流速為300 kg/(m2·s)和600 kg/(m2·s)時，隨著干度的增大，流型由塞狀流轉變為彈狀流，再轉變為環狀流；質量流速為1500 kg/(m2·s)時，流型保持為泡狀流；從各個圖之間的對比來看，隨著管徑的減小，泡狀流、塞狀流和彈狀流的區域減小，環狀流的區域增大，尤其是1 mm和3 mm對比，泡狀流和彈狀流的差距十分明顯；一定質量流速下，如當G=300 kg/(m2·s)時，塞狀流和彈狀流的臨界干度、彈狀流和環狀流的臨界干度從3 mm管徑下的0.098、0.4下降為1 mm管徑下的0.084、0.15，即一定質量流速時，隨著管徑的下降，塞狀流和彈狀流的區域范圍減小，環狀流區域增大；隨著管徑的減小，泡狀流的區域也在減小，在實驗條件質量流速G=1500 kg/(m2·s)以內，3 mm管徑下G≥1000 kg/(m2·s)時會出現泡狀流，1 mm管徑下G≥1350 kg/(m2·s)時才會出現泡狀流，即隨著管徑的下降，管內產生泡狀流的臨界質量流速G增大。從以上規律可以看出：在一定質量流速范圍內，微尺度條件下管徑的下降縮小了泡狀流的區域，致使產生泡狀流的臨界質量流速增大，說明縮小管徑有利于氣泡的成長、變大，有利于氣泡從孤立小氣泡轉變為聚合大氣泡，對塞狀流和彈狀流的產生有促進作用；同時，管徑的減小也縮小了塞狀流和彈狀流的區域，促使核態沸騰的主導機制在更低的干度結束，環狀流區域的增大，促使對流沸騰的主導機制在更低干度開始；這樣的結果是隨著管徑的減小，換熱系數在干涸點以前有所增大，但同時干涸點的提前造成的換熱系數下降對管內流動沸騰換熱存在不利影響。

2.3 與關聯式比較

根據對核態沸騰傳熱和強制對流傳熱兩種傳熱機理的合成方式可將關聯式分為三種類型：加和模型、增強模型和漸進模型。從適用工質來看，可以分為通用關聯式和專用關聯式，鑒于通用關聯式對于R134a的換熱預測普遍不如專用關聯式，本文選取了R134a專用關聯式：Saitoh公式[19]和Fang公式[20]，旨在找出預測R134a換熱精度較高的關聯式，為換熱器的設計運算提供數據基礎。Saitoh公式在原有Chen公式[21]基礎上考慮到管徑的影響，通過加入韋伯數對公式進行了修正；Fang公式以19篇文獻的2286組R134a數據為基礎，運用了與流動沸騰換熱緊密相關的無量綱數Fa，并體現出較高的精確度。

Saitoh公式如下：

hTP=Fhl+Shn

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

ReTP=RelF1.25

(13)

Fang公式如下：

(14)

(15)

(16)

(17)

(18)

圖4和圖5分別顯示了實驗值與Saitoh關聯式和Fang關聯式的對比情況，圖中的橫坐標為換熱實驗值hexp，縱坐標為關聯式計算值hcal。從對比可以看出，Saitoh公式對3 mm管的預測效果較好，90.9%點都處于±30%以內，干涸區域有部分偏差；對于2 mm管和1 mm管的預測精度要差一些，尤其在干度小于0.2和大于0.8時誤差最大，2 mm管的實驗值偏大，而1 mm管的實驗值偏小。Fang公式對三種管徑的換熱預測都要好于Saitoh公式，尤其是3 mm管和2 mm管的預測精度很高，而1 mm管的較多實驗值偏小，盡管在干度很小和很大的情況誤差也增大，但也好于Saitoh公式。共同點方面來看，兩個公式與實驗值的趨勢是吻合的，都是換熱隨干度先增大、后減小，Fang公式的跟隨性更好。基于以上對比分析，可以推導流動沸騰換熱在低干度區為核態沸騰主導，此時換熱與干度無關，隨著干度增加至干涸或部分干涸前，核態沸騰和對流換熱共同影響換熱，對流換熱作用增強，當換熱到達峰值后，出現部分干涸致使換熱系數下降。雖然以上對比是在飽和溫度為10 ℃的情況下，但其他工況下數據的規律和適用性是一致的，Fang公式無論是整體的精確度還是單一管徑的適用度都要好于Saitoh公式。

3 結論

通過實驗對內徑分別為1 mm、2 mm和3 mm的3種水平不銹鋼光滑管內R134a的流動沸騰換熱進行了研究，重點在于研究管徑對于流動沸騰換熱的影響，實驗的飽和溫度為5～30 ℃，熱流密度為2～70 kW/m2，流量范圍為200～1500 kg/(m2·s)。通過實驗得到以下結論：

1)3種管徑下，單獨的熱流密度q和質量流速G的增大對換熱的加強都是有利的，當管徑減小時，對流沸騰換熱的主導作用在削弱，核態沸騰換熱作用依舊顯著。

2)一定條件下，管徑的減小確實有利于換熱系數的提升，但同時導致表面張力成為主導力，此時微尺度效應顯現，干涸在更低的干度下發生。

3)流型與換熱系數的變化密不可分，隨著管道直徑逐漸減小至微細尺度，常規通道下的光滑分層流和波狀分層流都沒有觀察到。小管徑有利于氣泡的成長、變大，有利于氣泡從孤立小氣泡轉變為聚合大氣泡，對塞狀流和彈狀流的產生有促進作用；管徑的減小也促使核態沸騰的主導機制在更低的干度結束，流沸騰的主導機制在更低干度開始；最終的結果是隨著管徑的減小，換熱系數在干涸點以前有所增大，但同時干涸點的提前造成的換熱系數下降對管內流動沸騰換熱存在不利影響。

4)Saitoh公式對3 mm管的換熱預測效果較好，對于2 mm管和1 mm管的預測精度要差一些；Fang公式對三種管徑的換熱預測都要好于Saitoh公式，尤其是3 mm管和2 mm管的預測精度很高。

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About the author

Ding Yang, male, master candidate, School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology,+86 21-55271153,E-mail: dingyang19900102@163.com.Research fields: refrigeration testing technology and automation.

Experimental Studies on Flow Boiling of R134a in Horizontal Small Tubes

Ding Yang1Liu Jianhua1Ye Fangping2Jiang Linlin1E Xiaoxue1Wu Hao1

(1.School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai, 200093, China; 2.Zhejiang Xinjing Air Conditioning Equipment Co., Ltd., Longquan, 323700, China)

Experimental investigation on the flow boiling of R134a in horizontal mini-channels was carried out in this study. The test sections are three different horizontal smooth stainless steel tubes with inner diameter of 1mm, 2mm and 3mm. The experiment was performed on the saturated temperatures ranging from 5 to 30 ℃, heat fluxes from 2 to 70 kW/m2and mass fluxes from 200 to 1500 kg/(m25s). The results indicated that on the same conditions the pre-dryout heat transfer coefficients in 2-mm-ID tube increased 11.6% averagely than the 3-mm-ID tube, the coefficients in 1-mm-ID tube increased 26.3% averagely than the 2-mm-ID tube and the heat transfer coefficients in the 1-mm-ID tube were 40.8% greater in average than those in the 3-mm-ID tube. With decreasing tube diameter the coefficients started decreasing at lower vapor quality, the effect of mass flux and the contribution of forced convective evaporation on the local heat transfer coefficient decreased while the effect of heat flux was still strong in all three tubes, the zone of plug flow and slug flow decreased while the zone of bubbly flow and annular flow increased.

R134a; mini-channel; flow boiling; dryout; heat transfer coefficient

0253- 4339(2015) 01- 0090- 08

10.3969/j.issn.0253- 4339.2015.01.090

2014年3月17日

TB61+2; TQ051.5; TB61+1

A

丁楊，男，碩士研究生，上海理工大學能源與動力工程學院，(021)55271153，E-mail：dingyang19900102@163.com。研究方向：制冷測試技術與自動化。