制冷劑在微通道扁平T型管內(nèi)的氣液兩相流相分配特性研究

徐肖肖，張世杰，李怡，2，劉朝

（1 重慶大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶400030；2 海信家電集團(tuán)股份有限公司，廣東佛山528303）

引 言

微通道平行流換熱器作為近年來(lái)新興的高效換熱器，有著比表面積大、傳熱效率高等諸多優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于汽車空調(diào)、家用空調(diào)以及微電子元件[1-4]。微通道平行流換熱器中多流程、多支管的結(jié)構(gòu)使制冷劑由集管流入微通道支管的過(guò)程中伴隨著流量分配不均的情況，對(duì)換熱器性能造成極大的影響[4]。Kulkarni 等[5]研究表明制冷劑分配不均會(huì)使換熱器效率降低達(dá)25%以上。

以常規(guī)圓管為集管、微通道扁平管為支管的T型管（簡(jiǎn)稱扁平T型管）可看作微通道平行流換熱器的組成單元。研究制冷劑在扁平T型管內(nèi)的氣液兩相流相分配特性對(duì)于改善微通道平行流換熱器的換熱效率具有指導(dǎo)意義。在T 型管中，進(jìn)入支管的氣液兩相流的流量和干度受到諸多因素的影響。已有學(xué)者對(duì)常規(guī)T型管內(nèi)氣液兩相流相分配特性做了大量研究[6-11]，并提出了適用于不同流型的相分配模型。Shoham 等[10]研究了空氣-水組成的兩相流在集管和支管直徑都為51 mm 的T型管中的相分配特性，假定集管截面中存在一條分界線將管內(nèi)流體分為進(jìn)入支管和直接流向集管下游的兩部分，通過(guò)氣液相在集管截面內(nèi)所占面積比計(jì)算得到相應(yīng)的氣液相分離比。Ballyk 等[11]在氣液兩相流相分配模型中加入了T 型管交叉處的壓力變化，根據(jù)實(shí)驗(yàn)所測(cè)的兩相進(jìn)口流量、干度和氣相密度，預(yù)測(cè)了T型管內(nèi)的氣液相分離比。Lu 等[12]通過(guò)數(shù)值模擬研究了各類參數(shù)對(duì)常規(guī)T 型管內(nèi)相分配特性的影響，結(jié)果表明兩相流進(jìn)口流量對(duì)相分配的影響最為顯著，而進(jìn)口干度與飽和溫度的影響可以忽略。由于尺度效應(yīng)，微通道內(nèi)表面張力和表面粗糙度對(duì)流體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的影響愈發(fā)明顯。Chen 等[13]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了塞狀流在微通道T 型管里的流動(dòng)特性，其集管與支管尺寸都為400 μm×400 μm 的方形微通道，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)氣相分離比對(duì)液相分離比的影響很小。Ren 等[14]建立了基于微通道扁平T型管的相分配模型。該理論模型的基本是聯(lián)合求解集管流量分布的質(zhì)量守恒方程，并基于Hwang 等[15]的劃分流線模型開(kāi)發(fā)一個(gè)補(bǔ)充方程，從而得到流量分布和干度分布。Azzi等[16]研究了各參數(shù)對(duì)微通道T 型管內(nèi)相分配特性的影響，結(jié)果表明管道尺寸對(duì)管內(nèi)塞狀流的相分配影響不大。He 等[17]在水中加入十二烷基硫酸鈉降低水的表面張力，將此類水與空氣混合后用以探究表面張力對(duì)微通道T 型管內(nèi)氣液兩相流相分配的影響。實(shí)驗(yàn)表明，對(duì)于塞狀流和環(huán)狀流，降低液相的表面張力會(huì)使液相分離比減小。Li等[18]考慮了氣液相黏度與表面張力的影響，通過(guò)量綱分析得到了適用于微通道T 型管相分配計(jì)算經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。陳龍[19]以劃分流線模型為基礎(chǔ)，推算劃分流線高度與集管內(nèi)氣液相流速的關(guān)系，得到了扁平T 型管內(nèi)的相分配半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。

如上所述，已有氣液兩相流相分配理論模型的應(yīng)用范圍大多僅限于常規(guī)T 型管，主要適用于氣液相界面穩(wěn)定的流型，如分層流和環(huán)狀流，且研究多采用空氣/水作為工質(zhì)來(lái)研究T 型管內(nèi)的相分配特性。相較于常規(guī)T型管，由于微通道支管的作用，扁平T 型管內(nèi)集管的流動(dòng)受到的相間作用力、滑速比等因素的影響更為復(fù)雜，對(duì)于扁平T 型管內(nèi)氣液兩相流相分配特性的研究還比較少見(jiàn)。本文將以制冷劑R134a 為工質(zhì)，實(shí)驗(yàn)研究制冷劑在泡狀流下進(jìn)口流速、干度等參數(shù)對(duì)扁平T 型管內(nèi)氣液兩相流相分配特性的影響，并把實(shí)驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)有模型預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比?？蔀閮?yōu)化微通道換熱器設(shè)計(jì)和改善傳熱性能提供科學(xué)依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

圖1 為實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖，制冷劑R134a 被恒溫水槽冷卻至過(guò)冷態(tài)后，由磁力泵泵至銅塊1 進(jìn)行預(yù)熱，得到一定干度的R134a進(jìn)入集管，一部分流體直接流向集管下游，另一部分流體轉(zhuǎn)向進(jìn)入微通道扁平支管，經(jīng)過(guò)流量計(jì)、壓力傳感器與溫度傳感器測(cè)量后重新匯聚，返回至恒溫水槽完成循環(huán)。

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的測(cè)試部分為集管與微通道扁平支管組成的T 型管。集管為半透明的聚氯乙烯（PVC）圓管，可以觀察管內(nèi)流型變化，PVC 圓管長(zhǎng)614 mm，內(nèi)徑為32.4 mm。微通道扁平支管由20根截面尺寸為1.36 mm×0.849 mm 的矩形微通道組成，材質(zhì)為鋁，具體尺寸如圖2 所示。將微通道扁平管豎直插入PVC圓管中即組成了扁平T型管，如圖3所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

圖2 扁管截面尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of cross-sectional dimensions of flat tubes

圖3 微通道扁平T型管實(shí)物圖Fig.3 Physical picture of micro-channel flat T-junction tube

實(shí)驗(yàn)通過(guò)改變加熱量實(shí)現(xiàn)兩相流進(jìn)口干度的控制；調(diào)節(jié)泵的轉(zhuǎn)數(shù)改變集管進(jìn)口流量；調(diào)節(jié)針閥開(kāi)度改變支管與集管流量比。本實(shí)驗(yàn)采用的各類儀器精度與各參數(shù)變化范圍如表1和表2所示。

實(shí)驗(yàn)中制冷劑R134a進(jìn)入集管的干度無(wú)法直接測(cè)得，需要通過(guò)制冷劑的焓值變化推算得出，R134a在集管進(jìn)口的干度計(jì)算式為：

表1 實(shí)驗(yàn)儀器精度Table 1 The measurement uncertainties

表2 實(shí)驗(yàn)參數(shù)變化范圍Table 2 Variation range of two-phase flow experimental parameters

式中，hG和hL分別為R134a 飽和氣相焓值與飽和液相焓值；h′為工質(zhì)未被加熱前的焓值，可根據(jù)測(cè)得的溫度和壓力查詢物性參數(shù)軟件Refprop 9.0 獲得；Q1為加熱銅塊1的加熱量；φ為熱量吸收系數(shù)；m1為集管進(jìn)口流量。

支管內(nèi)R134a被加熱前的干度為：

式中，Q2為加熱銅塊2 的加熱量，h″為工質(zhì)過(guò)熱狀態(tài)下的焓值，m3為支管流量。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

不同流型的兩相流流動(dòng)特性差異很大，要研究氣液兩相流在管內(nèi)的相分配特性首先需要明確兩相流的流型。通過(guò)半透明PVC 集管觀察到管內(nèi)流型為泡狀流，再結(jié)合流型圖對(duì)實(shí)驗(yàn)流型進(jìn)行進(jìn)一步的判定。已有文獻(xiàn)提出了很多適用于不同工況的流型圖[20-23]。Hewitt 等[24]使用直徑31.2 mm 的圓管，觀測(cè)了兩相流在管內(nèi)垂直向上流動(dòng)的流型，并做出了以液氣相動(dòng)量密度和為橫縱坐標(biāo)的流型圖，該實(shí)驗(yàn)工況與本文實(shí)驗(yàn)條件相似，但采用的工質(zhì)為空氣-水混合物。Weisman 等[25]進(jìn)一步研究了管徑和流體物性對(duì)流型的影響并提出了修正系數(shù)Φ1和Φ2，并加入到流型圖的橫縱坐標(biāo)中，得到了新的流型圖，其適用范圍更加廣泛。因此，本文采用Weisman流型圖結(jié)合集液管中所觀察到的流型來(lái)判斷實(shí)驗(yàn)流體的流型，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)所在區(qū)域如圖4所示。

本次實(shí)驗(yàn)進(jìn)口流量值m1較小，使得管內(nèi)氣液相流速較低，大多數(shù)數(shù)據(jù)點(diǎn)位于流型圖左下方，由此可以確定本實(shí)驗(yàn)大部分流型為泡狀流以及少部分間歇流。

圖4 豎直管內(nèi)流型分布Fig.4 Distribution of flow patterns in vertical pipes

本實(shí)驗(yàn)探究了氣液相流速、干度以及流量比對(duì)扁平T 型管內(nèi)相分配特性的影響，得到了135 組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。使用氣相分離比FG與液相分離比FL表示R134a 在集管與支管內(nèi)的分配狀態(tài)。FG與FL相近時(shí)，表示兩相制冷劑在T 型管內(nèi)均勻分配，F(xiàn)G與FL相差大表明管內(nèi)氣相與液相分離[19]，氣液相分配不均。

式中，mG3、mL3分別表示進(jìn)入支管的氣液相流量，mG1、mL1分別為集管進(jìn)口氣液相流量。

2.1 氣液相流速對(duì)相分配特性的影響

集管內(nèi)氣液相流速UG和UL的計(jì)算式為：

式中，管內(nèi)平均空泡份額αm由變密度模型計(jì)算得到。

圖5顯示了保持氣相進(jìn)口流速不變的情況下改變液相進(jìn)口流速對(duì)氣液相分離比產(chǎn)生的影響。圖中斜線為相等分線，位于斜線上方的點(diǎn)FL大于FG，表示與氣相相比液相更易于進(jìn)入支管。反之，斜線下方的點(diǎn)表示氣相更易于進(jìn)入支管。圖5中顯示增加液相流速會(huì)使液相分離比減小，而氣相分離比增大。液相在豎直集管內(nèi)受到重力、管壁摩擦力、慣性力以及兩相間界面切應(yīng)力，由于液相密度遠(yuǎn)大于氣相，受重力作用明顯。在流速較小時(shí)，液相容易轉(zhuǎn)向進(jìn)入支管。增大液相流速使液相慣性力增大，能夠克服重力直接流向集管下游從而使液相分離比減小。因此，增大集管進(jìn)口的液相流速使液相慣性增加，更多的液相直接流向集管下游使液相分離比減小。

圖6 表明了氣相進(jìn)口流速對(duì)扁平T 型管內(nèi)氣液相分配的影響。由圖可知，保持液相進(jìn)口流速不變時(shí)改變氣相進(jìn)口流速，氣液相分離比變化不大。該趨勢(shì)與Mak 等[26]采用集管和支管管徑為5 mm 的T型管得到的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相似。但Azzopardi[27]在管徑更大的T型管中發(fā)現(xiàn)氣相流速減小會(huì)使液相分離比增大。這是因?yàn)槠鋵?shí)驗(yàn)中的流型為環(huán)狀流，氣相流速大于液相流速。氣相流速減小會(huì)使氣相中的夾帶液滴減少，從而使管壁液膜變厚，更多液相進(jìn)入支管。本實(shí)驗(yàn)中主要流型為泡狀流，氣相流速小，對(duì)管內(nèi)液相分布影響較小，因此氣液相分離比不隨氣相流速改變而產(chǎn)生明顯變化。

圖5 液相進(jìn)口流速對(duì)相分離比的影響Fig.5 Effect of liquid inlet velocity on phase separation ratio

圖6 氣相進(jìn)口流速對(duì)相分離比的影響Fig.6 Effect of gas-phase inlet flow rate on phase separation ratio

2.2 兩相流干度對(duì)相分配特性的影響

圖7 表示氣相分離比FG和液相分離比FL隨進(jìn)口干度x1的變化情況。如圖所示，在進(jìn)口干度為0.17～0.69 范圍內(nèi)保持支管與集管流量比m3/m1一定，氣相分離比隨進(jìn)口干度的增大而減小，液相分離比隨進(jìn)口干度的增大而增大。

氣液兩相流進(jìn)口干度增大使集管內(nèi)氣相占比增多。氣泡體積增大，因而受到的浮力增加，從而使氣泡更容易上升進(jìn)入集管頂端，而且扁平T 型管中的支管水力直徑很小，體積微小的氣泡可以直接進(jìn)入支管。當(dāng)氣泡直徑大于孔口時(shí)，支管需要克服氣泡表面張力才能將氣體吸入管內(nèi)，所以進(jìn)口干度增加會(huì)使支管內(nèi)氣相分離比降低。另外，隨著氣泡體積增大，氣泡間相互聚并，管內(nèi)的泡狀流會(huì)開(kāi)始向間歇流轉(zhuǎn)變，液相在管壁堆積形成液膜，靠近支管入口的液膜液相流速低，更容易轉(zhuǎn)向進(jìn)入支管，使液相分離比增加。從圖7中還可以看出保持進(jìn)口干度不變，氣液相分離比都隨支管與集管流量比增大而增大，且FG比FL增幅更大。進(jìn)入支管的總流量m3增多時(shí)氣相比液相的軸向動(dòng)量小，所以更多的氣相被吸入支管。簡(jiǎn)而言之，進(jìn)口干度增加會(huì)使氣泡體積增大，氣相受到的浮力增大，更容易直接流向集管下游使氣相分離比減小。

圖7 兩相流進(jìn)口干度對(duì)氣、液相分離比的影響Fig.7 Effect of inlet dryness of two-phase flow on gas and liquid phase separation ratio

圖8 氣液相分配均勻時(shí)的氣、液相分離比Fig.8 Gas-liquid separation ratio when gas-liquid distribution is uniform

集管進(jìn)口干度x1增加時(shí)氣相分離比FG減小，液相分離比FL增加，則存在某一范圍內(nèi)的x1使FG與FL相近，扁平T 型管內(nèi)氣液相分配均勻。本實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在進(jìn)口干度范圍為0.45～0.5（m1=0.786～5.96 g/s，m3/m1=0.1～0.6，T1=292.9～304.2 K）時(shí)，氣、液相分離比相近，如圖8所示。

2.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)有模型預(yù)測(cè)值對(duì)比

現(xiàn)有的氣液兩相流相分配理論計(jì)算模型大多適用于常規(guī)T 型管，扁平T 型管內(nèi)的相分配模型較少且大多為基于特定實(shí)驗(yàn)工況的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，至于扁平T 型管內(nèi)的相分配理論模型則更為少見(jiàn)[28]。為了驗(yàn)證已有相分配模型在扁平T 型管內(nèi)適用與否，文中選取了三個(gè)經(jīng)典的流量分配模型，將模型預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比。Azzopardi[27]假定進(jìn)入支管的氣液相來(lái)自集管中的同一扇形區(qū)域，其中液相全部來(lái)自集管中的液膜，從而提出了集管與支管都為常規(guī)圓管，流型為混狀流與環(huán)狀流的相分配模型。Li 等[18]考慮了表面張力與黏性力的影響，通過(guò)量綱分析得到了集管與支管為100 μm×800 μm 的矩形微通道、流型為塞狀流的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。Hart 等[29]使用雙流線模型，假設(shè)氣相與液相在交叉處的摩擦損失系數(shù)變化相同，并考慮集管與支管尺寸差異的影響，模型中引入了集管與支管直徑比。在實(shí)驗(yàn)工況為m1=2.5 g/s，x1=0.5，實(shí)驗(yàn)值與模型預(yù)測(cè)值的對(duì)比結(jié)果如圖9所示。

圖9 相分配模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.9 Comparison of phase assignment model and experimental results

Azzopardi 等[30]將常規(guī)T 型管的集管內(nèi)進(jìn)入支管的氣液兩相流體定義為“影響區(qū)域”，如圖10 所示，建立了圓心角θ 與集管、支管內(nèi)氣液相流量的關(guān)聯(lián)式：

圖10 T型管內(nèi)的“影響區(qū)域”示意圖[30]Fig.10 Schematic diagram of the“influenced area”in the T-junction[30]

Azzopardi模型[30]的預(yù)測(cè)值與本實(shí)驗(yàn)結(jié)果相差最大，實(shí)驗(yàn)值中的液相分離比FL遠(yuǎn)小于預(yù)測(cè)值，這是因?yàn)楸馄絋 型管的支管尺寸非常小，支管水平放置時(shí)動(dòng)量較大的液相更容易經(jīng)過(guò)支管管口直接流向集管下游。早期提出的常規(guī)T 型管經(jīng)典相分配模型[10,15,30]大多假設(shè)集管內(nèi)氣液相界面保持不變，對(duì)環(huán)狀流等相界面穩(wěn)定的流型相分配預(yù)測(cè)更為準(zhǔn)確，但不適用于本實(shí)驗(yàn)中的泡狀流。

圖9 中Li 等[18]的相分配模型是通過(guò)量綱分析得到的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，如式（9）所示，適用于集管與支管都是微通道的T型管。

經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式（9）包含了氣液相黏度和表面張力，相比于常規(guī)T 型管內(nèi)的相分配模型，式（9）的預(yù)測(cè)值與本實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏差較小，但在氣相分離比FG較大時(shí)，液相分離比FL的預(yù)測(cè)值小于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。因?yàn)槲⑼ǖ繲 型管中集管也是微通道，重力對(duì)管內(nèi)流體流動(dòng)影響較小。本實(shí)驗(yàn)中的扁平T型管的集管為常規(guī)圓管，豎直放置的集管內(nèi)密度較大的液相向上流動(dòng)時(shí)受到重力作用流速降低，使得液相分離比FL偏大。

圖9 中第三種相分配模型由Hart 等[29]提出，該模型考慮了支管與集管尺寸差異的影響：

式中，βG與βL分別為氣、液相速度分布的常數(shù)，如圖9所示Hart模型在氣相分離比較低時(shí)的預(yù)測(cè)值與本實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為符合，但該模型主要適用于空泡份額較大的兩相流，本實(shí)驗(yàn)中氣相分離比較高時(shí)氣相在集管內(nèi)占比較小，因此模型預(yù)測(cè)值在FG較大時(shí)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏差較大。

3 結(jié) 論

本文對(duì)制冷劑R134a 在扁平T 型管內(nèi)的氣液兩相流相分配特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得到如下結(jié)論。

（1）制冷劑R134a 在扁平T 型管內(nèi)的液相分離比隨液相進(jìn)口流速增加而減??；氣相分離比隨液相進(jìn)口流速增加而增大。氣相進(jìn)口流速對(duì)扁平T型管內(nèi)泡狀流的相分配影響較小。

（2）扁平T 型管內(nèi)的液相分離比隨進(jìn)口干度增加而增大；氣相分離比隨進(jìn)口干度增加而減小。在本文實(shí)驗(yàn)工況下（m1=0.786～5.96 g/s，m3/m1=0.1～0.6，T1=292.9～304.2 K），進(jìn)口干度為0.45～0.5時(shí)扁平T型管內(nèi)制冷劑R134a氣液相分配均勻。

（3）對(duì)比氣液兩相流相分配模型預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值可知，現(xiàn)有的相分配模型還無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)扁平T型管內(nèi)泡狀流的氣液相分離比。

符 號(hào) 說(shuō) 明

p——壓力，Pa

α——截面含氣率

θ——角度

μ——?jiǎng)恿︷ざ?，Pa·s

ξ——局部阻力損失系數(shù)

ρ——密度，kg/m3

φ——兩相摩擦乘子

下角標(biāo)

G——?dú)庀?/p>

L——液相

1——集管上游

2——集管下游

3——側(cè)管