丁 杨 柳建华 叶方平 姜林林 鄂晓雪 吴 昊

(1上海理工大学能源与动力工程学院 上海 200093; 2 浙江新劲空调设备有限公司 龙泉 323700)

R134a水平微细管内流动沸腾换热的实验研究

丁 杨1柳建华1叶方平2姜林林1鄂晓雪1吴 昊1

(1上海理工大学能源与动力工程学院 上海 200093; 2 浙江新劲空调设备有限公司 龙泉 323700)

本文对R134a在水平微细管内的流动沸腾进行了实验研究。实验测试段选用了内径为1 mm、2 mm、3 mm共3种不同的水平光滑不锈钢管，实验的饱和温度为5～30 ℃，热流密度为2～70 kW/m2，流量范围为200～1500 kg/(m25s)。实验结果表明：相同条件下，干涸前2 mm管较3 mm管换热系数平均增幅为11.6%，1 mm管较2 mm管换热增幅为26.3%，1 mm管径换热系数比3 mm管径平均增大40.8%。随着管径的减小，换热系数在更低的干度开始减小，质量流速和强制对流蒸发作用对换热系数的影响变小，热流密度的影响依然显著；塞状流和弹状流区域减小，泡状流和环状流区域增大。

R134a；微细管；流动沸腾；干涸；换热系数

在能源日益紧缺的今天，高效、紧凑的换热器由于在制冷、空调系统中表现出良好的节能效应而日益受到大家的关注，微小型换热器的研制也成为研究热点。因此，研究微小尺度管径下制冷剂的流动沸腾换热特性，具有非常重要的实际意义。尽管从最早Lazarek G M & Black S H[1]对管内流动沸腾的实验到现在已经超过30年，已经有大量关于这一方面的研究，但是在微细管径(管径小于3 mm)下的流动沸腾换热中，各个文献之间的换热系数趋势与热流密度、饱和温度、质量流速、干度等等因素的变化关系存在较大差异，普遍的换热机理以及管径、流型等因素对换热的影响尚不明确[2-4]。

首先，微细通道内流动沸腾换热机理存在较大的争议，根据Ong C L & Thome J R[5]总结主要的换热机理主要分为四种：1)核态沸腾，换热与热流密度有着很强的关联性，如Lazarek G M & Black S H[1]、Bao Z Y等[6]所述；2)对流沸腾，换热与质量流速和干度有很强的依赖性，与热流密度关联不大，如Qu W & Mudawar I[2]、Kuwahara K等[7]所述；3)核态沸腾和对流沸腾共存，即低干度区核态沸腾主导，高干度区对流沸腾主导，两种机理此消彼长的混合换热机理，如Lin S等[8-9]、Yan Y Y & Lin T F[10]所述；4)薄膜蒸发，即管内加长气泡与内壁之间薄膜的蒸发换热机理，与气泡的产生频率有关，进而与热流密度相关，如Consolini L & Thome J R[11]所述。其次，微细通道流动沸腾换热的实验结果有很大的差异[12-14]，甚至存在规律完全相反的情况。如Lin S等[8-9]研究R141b在不同管径下的流动沸腾换热结果显示，在干涸点以前，换热系数一直随着干度的增加而增加；而Huo X[15]研究R134a水平圆管内流动沸腾换热时发现在较大的干度范围内，换热系数随着干度的增加而减小。

本文利用实验方法，研究R134a在3种不同管径水平管内的流动沸腾换热特性，重点在于系统地分析管道尺寸不断减小的条件下，质量流速、热流密度以及流型对管内流动沸腾换热的影响，为紧凑型换热器的设计提供有效的数据支持。同时将实验结果与文献关联式进行比较，找出预测效果较好的关联式类型。

1 实验装置与原理

1.1 实验装置

以R134a为实验工质，R134a管内流动沸腾换热实验系统由两个循环系统(实验工质循环系统和水系统)和一套测控系统组成。实验系统原理图如图1所示。

实验工质循环系统由柱塞计量泵、质量流量计、预热器、实验段、节流阀、冷凝器、储液器和过冷器组成。实验时，R134a液体由柱塞计量泵压出，流过质量流量计，在预热器中被加热，再经过实验段，然后在冷凝器中被冷凝成饱和液体，流进过冷器，最后进入柱塞计量泵完成一个循环。预热器对R134a进行预热以达到实验所要求的干度，根据预热器入口温度、压力传感器分别计算出其对应焓值与实验段入口制冷剂焓值之差，再根据制冷剂流量可计算预热器进出口加热量，调节预热器加热量从而可实现实验段入口干度的控制，由此来看，预热段前工质的温度是实验段入口处干度计算的重要参数。冷凝器可调节R134a的冷凝温度，以维持实验段的压力，过冷器使进入柱塞计量泵的R134a保持过冷，防止R134a通过柱塞计量泵的进出口阀组时产生闪发蒸气。

1.2 测量方法

实验段水平放置在预热器之后，节流阀之前，实验段的进出口分别装有相同内径的石英玻璃管，可利用高速摄像机记录进出测试管的流型。实验过程中，实验段两端固定电极与直流稳压电源连接，通过低电压、大电流的方法直接加热，这样实验段的加热均匀且调节方便。

实验段外壁温Tw,o是一个很重要的参数，分别在实验段外壁的相隔均匀的12个位置的上、下、左、右四个方向上各布置4个T型热电偶，对实验段外壁温进行测量，通过求平均值获得外壁温。具体实验条件见表1，实验中各测量装置与参数的不确定度见表2。

为了整个实验系统测试的可靠性和稳定性，首先对单相对流换热系数进行了测试，在所有实验工况下，热平衡偏差<2.5%。在此热平衡测试的基础上，进行了两相流动沸腾换热实验。换热系数由公式(1)得出。

(1)

式中：Tw,i为实验段管内壁温，测试过程中制冷剂在圆管换热可假设为常物性、具有内热源的一维稳态导热模型，由下式(2)和式(3)计算得出：

(2)

(3)

式中：Tr为制冷剂温度，制冷剂进入实验段时为过冷或饱和状态，制冷剂从过冷直至饱和时的温度通过能量平衡方程得出，见式(4)；饱和后制冷剂的温度通过饱和压力计算而得，假定L>Lsat时的压降是线性的，实验段位置z处饱和压力和温度如公式(5)和(6)所示：

(4)

(5)

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

(6)

当某测试工况下系统运行稳定后，所有的温度、压力和流量测量信号均由数据采集仪采集并输入计算机，利用VB采集软件处理和存储。数据分析时用到的流体热物性通过NIST的Refprop v8.0[16]查得。

2 实验结果与分析

2.1 热流密度(q)和质量流速(G)对换热系数的影响

图2(a)～(c)分别显示了饱和温度10 ℃时热流密度q和质量流速G对3种管径条件下流体沸腾换热的影响, 图中的横坐标和纵坐标分别为工质的干度和换热系数。以图2(a)所示的3 mm管径为例，在低干度区(x<0.6)，当质量流速G=300 kg/(m2·s)，热流密度q=24 kW/m2条件下的换热系数要高于q=15 kW/m2，而当热流密度q保持在15 kW/m2，质量流速G=200 kg/(m2·s)条件下的换热系数与G=300 kg/(m2·s)时相近；相比之下，在高干度区(x>0.6)，当热流密度q保持在15 kW/m2，质量流速G=300 kg/(m2·s)条件下的换热系数要高于G=200 kg/(m2·s)，而当质量流速G固定为300 kg/(m2·s)，热流密度q=24 kW/m2条件下的换热系数与q=15 kW/m2时相近。类似的规律在其他曲线也比较明显，这些实验结果表明：在低干度区R134a流动沸腾换热系数随热流密度的增大而增大，与质量流速的关系很小，可推断此时的流动沸腾换热由核态沸腾换热占主导；在高干度区R134a流动沸腾换热系数随质量流速的增大而显著增大，而与热流密度的关系很小，可推断此时的流动沸腾换热由强制对流换热占主导。3种管径对比来看，随着管径的减小，在低干度区热流密度对R134a流动沸腾换热呈明显的正相关关系，单独的热流密度q和质量流速G的增大对换热的加强都是有利的，且当管径减小时，对流沸腾换热的主导作用在削弱，核态沸腾换热作用依旧显著，尤其是1 mm管径下热流密度对换热的提升十分巨大，说明此时核态沸腾占据绝对的主导地位。

总体来看：相同条件下干涸前1 mm管径换热系数要高出2 mm管径和3 mm管径，2 mm管径较3 mm管换热平均增幅较小为11.6%，1 mm管较2 mm管径换热平均增幅较大为26.3%，1 mm管比3 mm管平均增加40.8%；随着干度的增加，3 mm管径在x<0.5区域换热不随干度而改变，2 mm管径这个区域变小至x<0.4，而1 mm管径的换热系数在整个干度区域内已消失平缓区，整个换热曲线全部呈上升趋势，且明显陡于2 mm和3 mm管径下的换热曲线，说明一定范围内管径的减小确实有利于换热系数的提升。另外管径减小时，换热系数hexp的减小发生在更低的干度条件下，3 mm管在干度x=0.9处换热骤减，2 mm管和1 mm管则分别在x=0.82和x=0.6处，即管径的减小，导致表面张力成为主导力，此时微尺度效应显现，干涸在更低的干度下发生。

2.2 流型对换热系数的影响

换热系数的变化与流型的转变密不可分，从流型的角度研究换热以及干涸，可以更好地理解换热规律和干涸现象[4,17]。

随着管道直径逐渐减小至微细尺度，管道内的流型与常规尺度的流型存在很大的不同，这是由于管道内的重力和惯性力的作用慢慢变小，取而代之的是表面张力和剪切力的作用逐渐变大。Revellin R & Thome J R[18]对微尺度流型研究表明：在常规大尺度管中的层流或者分层波状流受到抑制，弹状流和柱塞流的聚合形成了长气泡流型，长气泡流态在较低的干度下转化成混状环流或环状流。

本实验通过德国MIKROTRONCube4高速摄像机实现可视化研究，观察到泡状流、塞状流、弹状流和环状流，而常规管径下的光滑分层流和波状分层流现象在微尺度管径的流型研究实验中都没有观察到。在微尺度管径的流型实验中观察到的流型转变的界线非常明显，易于捕捉和记录。下图3(a)～(c)分别显示了饱和温度为30 ℃时1～3 mm管径下R134a的流型图以及转变界线，流型图的横坐标和纵坐标分别为流体的气相速度和液相速度，图中的粗实线为流型转变的边界线，虚线为一定质量流速下流型随着干度的变化曲线。

图3(a)是管径3 mm下的流型图，从图中可以看出：在质量流速为300 kg/(m2·s)和600 kg/(m2·s)时，随着干度的增大，流型由塞状流转变为弹状流，再转变为环状流；质量流速为1500 kg/(m2·s)时，流型保持为泡状流；从各个图之间的对比来看，随着管径的减小，泡状流、塞状流和弹状流的区域减小，环状流的区域增大，尤其是1 mm和3 mm对比，泡状流和弹状流的差距十分明显；一定质量流速下，如当G=300 kg/(m2·s)时，塞状流和弹状流的临界干度、弹状流和环状流的临界干度从3 mm管径下的0.098、0.4下降为1 mm管径下的0.084、0.15，即一定质量流速时，随着管径的下降，塞状流和弹状流的区域范围减小，环状流区域增大；随着管径的减小，泡状流的区域也在减小，在实验条件质量流速G=1500 kg/(m2·s)以内，3 mm管径下G≥1000 kg/(m2·s)时会出现泡状流，1 mm管径下G≥1350 kg/(m2·s)时才会出现泡状流，即随着管径的下降，管内产生泡状流的临界质量流速G增大。从以上规律可以看出：在一定质量流速范围内，微尺度条件下管径的下降缩小了泡状流的区域，致使产生泡状流的临界质量流速增大，说明缩小管径有利于气泡的成长、变大，有利于气泡从孤立小气泡转变为聚合大气泡，对塞状流和弹状流的产生有促进作用；同时，管径的减小也缩小了塞状流和弹状流的区域，促使核态沸腾的主导机制在更低的干度结束，环状流区域的增大，促使对流沸腾的主导机制在更低干度开始；这样的结果是随着管径的减小，换热系数在干涸点以前有所增大，但同时干涸点的提前造成的换热系数下降对管内流动沸腾换热存在不利影响。

2.3 与关联式比较

根据对核态沸腾传热和强制对流传热两种传热机理的合成方式可将关联式分为三种类型：加和模型、增强模型和渐进模型。从适用工质来看，可以分为通用关联式和专用关联式，鉴于通用关联式对于R134a的换热预测普遍不如专用关联式，本文选取了R134a专用关联式：Saitoh公式[19]和Fang公式[20]，旨在找出预测R134a换热精度较高的关联式，为换热器的设计运算提供数据基础。Saitoh公式在原有Chen公式[21]基础上考虑到管径的影响，通过加入韦伯数对公式进行了修正；Fang公式以19篇文献的2286组R134a数据为基础，运用了与流动沸腾换热紧密相关的无量纲数Fa，并体现出较高的精确度。

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)

图4和图5分别显示了实验值与Saitoh关联式和Fang关联式的对比情况，图中的横坐标为换热实验值hexp，纵坐标为关联式计算值hcal。从对比可以看出，Saitoh公式对3 mm管的预测效果较好，90.9%点都处于±30%以内，干涸区域有部分偏差；对于2 mm管和1 mm管的预测精度要差一些，尤其在干度小于0.2和大于0.8时误差最大，2 mm管的实验值偏大，而1 mm管的实验值偏小。Fang公式对三种管径的换热预测都要好于Saitoh公式，尤其是3 mm管和2 mm管的预测精度很高，而1 mm管的较多实验值偏小，尽管在干度很小和很大的情况误差也增大，但也好于Saitoh公式。共同点方面来看，两个公式与实验值的趋势是吻合的，都是换热随干度先增大、后减小，Fang公式的跟随性更好。基于以上对比分析，可以推导流动沸腾换热在低干度区为核态沸腾主导，此时换热与干度无关，随着干度增加至干涸或部分干涸前，核态沸腾和对流换热共同影响换热，对流换热作用增强，当换热到达峰值后，出现部分干涸致使换热系数下降。虽然以上对比是在饱和温度为10 ℃的情况下，但其他工况下数据的规律和适用性是一致的，Fang公式无论是整体的精确度还是单一管径的适用度都要好于Saitoh公式。

3 结论

通过实验对内径分别为1 mm、2 mm和3 mm的3种水平不锈钢光滑管内R134a的流动沸腾换热进行了研究，重点在于研究管径对于流动沸腾换热的影响，实验的饱和温度为5～30 ℃，热流密度为2～70 kW/m2，流量范围为200～1500 kg/(m2·s)。通过实验得到以下结论：

1)3种管径下，单独的热流密度q和质量流速G的增大对换热的加强都是有利的，当管径减小时，对流沸腾换热的主导作用在削弱，核态沸腾换热作用依旧显著。

2)一定条件下，管径的减小确实有利于换热系数的提升，但同时导致表面张力成为主导力，此时微尺度效应显现，干涸在更低的干度下发生。

3)流型与换热系数的变化密不可分，随着管道直径逐渐减小至微细尺度，常规通道下的光滑分层流和波状分层流都没有观察到。小管径有利于气泡的成长、变大，有利于气泡从孤立小气泡转变为聚合大气泡，对塞状流和弹状流的产生有促进作用；管径的减小也促使核态沸腾的主导机制在更低的干度结束，流沸腾的主导机制在更低干度开始；最终的结果是随着管径的减小，换热系数在干涸点以前有所增大，但同时干涸点的提前造成的换热系数下降对管内流动沸腾换热存在不利影响。

4)Saitoh公式对3 mm管的换热预测效果较好，对于2 mm管和1 mm管的预测精度要差一些；Fang公式对三种管径的换热预测都要好于Saitoh公式，尤其是3 mm管和2 mm管的预测精度很高。

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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

丁杨，男，硕士研究生，上海理工大学能源与动力工程学院，(021)55271153，E-mail：dingyang19900102@163.com。研究方向：制冷测试技术与自动化。