水平管內R1234yf的流動沸騰換熱特性

馮龍龍，鐘珂，張羽森，商慶春，賈洪偉

（1 東華大學環(huán)境科學與工程學院，上海 201620；2 山東電力建設第一工程有限公司，山東 濟南 250200）

《基加利修正案》已于2021 年9 月15 日起對中國生效，具有高全球變暖潛能值（GWP）的HFCs 類制冷劑將會被加速淘汰。低溫室效應工質R1234yf具有與R134a 相近的熱物性，如表1 所示，被認為是一種極具潛力可替代R134a的環(huán)保制冷劑。國內外學者也針對R1234yf 和R134a 的換熱性能對比及替代應用展開了實驗研究。例如，Yang 等和Longo 等通過實驗對比了R1234yf 與R134a在4mm管內流動沸騰的換熱性能。Yang 等的結果表明R1234yf的換熱系數(shù)比R134a低約17%；而Longo等發(fā)現(xiàn)＜0.3時兩種制冷劑的換熱系數(shù)非常接近，而＞0.3 時R1234yf 的換熱系數(shù)略低于R134a。Lu 等的實驗結果則發(fā)現(xiàn)兩種制冷劑在3.9mm 銅管內的換熱系數(shù)差別很小。在應用方面，王銳等的實驗研究發(fā)現(xiàn)R1234yf 可替代R134a 和R410A，作為噴霧冷卻輔助激光手術治療的替代制冷劑。孟照峰等的實驗結果表明混合制冷劑R1234yf/R134a（質量分數(shù)89%/11%）可以在汽車空調中直接替代R134a。楊夢等的實驗表明R1234yf 與R134a 的混合制冷劑R513A（質量分數(shù)56%/44%）可直接用于替代家用冰箱中的R134a，并且其性能要優(yōu)于R134a。

表1 R1234yf和R134a在飽和溫度為17℃時的部分熱物性參數(shù)

近年來，微細/微小通道因其緊湊的結構、較少的工質充注量、較低的材料成本和優(yōu)異的換熱性能等優(yōu)點，在R1234yf 的研究中也逐漸受到關注。De Del Col 等對R1234yf 在0.96mm 管內的流動沸騰換熱進行了實驗，結果表明，換熱系數(shù)與熱流密度強烈相關，而質量流速幾乎沒有影響。Saitoh 等研究了R1234yf 在2mm 管內的流動換熱特性，發(fā)現(xiàn)低干度時熱流密度對兩相換熱的影響較大，而高干度時質量流速的影響更顯著。Anwar等通過實驗研究了R1234yf 在1.6mm 微通道內豎直向上流動的換熱特征，結果表明換熱系數(shù)由熱流密度控制，而質量流速和干度幾乎不影響換熱系數(shù)變化趨勢。Ribatski 等研究了低GWP 制冷劑[R1234yf、R1234ze(E)、R600a]和R134a 在1.1mm管內流動的沸騰換熱，并基于實驗測得的3409 個數(shù)據(jù)點提出了一個新的換熱系數(shù)預測關聯(lián)式。

總結前人的研究結果，發(fā)現(xiàn)對R1234yf在管徑更?。ǎ?mm）的微細通道內流動沸騰換熱特性研究以及該尺度條件下與傳統(tǒng)制冷劑的換熱性能對比均較為缺乏，因此本文對制冷劑R1234yf 在0.5mm微通道內的流動沸騰換熱特性進行了實驗研究。實驗數(shù)據(jù)可以擴充R1234yf在微細通道內流動沸騰換熱的數(shù)據(jù)庫，主要結論也可為R1234yf的高效應用和推廣提供研究基礎和實驗依據(jù)。

1 實驗裝置

1.1 實驗系統(tǒng)

圖1為實驗系統(tǒng)示意圖，主要由儲液罐、齒輪泵、質量流量計、預熱段、冷凝器以及實驗段組成。儲液罐用于儲存和回收系統(tǒng)中的制冷劑。質量流量（）通過控制齒輪泵的轉速和旁通閥門的開度進行調節(jié)，并由質量流量計實時測量。預熱段為一段外壁面纏繞加熱絲的銅管，通過調節(jié)單相調壓器可控制預熱段的加熱量，并保證制冷劑在實驗段入口處保持一定過冷度（＜3K）。在質量流量計和預熱段的前端以及實驗段的后端分別裝有一個冷凝器（與低溫恒溫槽連接的板式換熱器）用來冷卻系統(tǒng)中的制冷劑。測量數(shù)據(jù)通過安捷倫34972A 記錄并存儲在電腦中。為了減少系統(tǒng)漏熱，所有設備表面覆蓋有一層厚度約為9mm、熱導率約為0.034 W/(m·K)的保溫棉。

圖1 實驗裝置示意圖

1.2 實驗段介紹

圖2 為實驗段示意圖。實驗段為內徑0.5mm、外徑1.5mm、長度300mm 的不銹鋼水平光滑圓管，通過光學3D 表面輪廓儀（SuperView W1）測得管道內表面平均粗糙度約為1.065μm。外管壁上等間距布置11只T形熱電偶用于測量外壁面溫度，熱電偶用聚亞酰胺膠帶固定。管道兩端焊接有四通結構，并在其垂直方向上分別裝有一個鎧裝熱電偶和一個壓力傳感器，分別用于測量制冷劑在實驗段進出口處的溫度和壓力。實驗段兩端直接連接一個直流電源（5V，200A），根據(jù)焦耳效應（Joule effect）對實驗管段進行加熱，并通過調節(jié)輸出電壓改變加熱量。

圖2 實驗段及熱電偶貼附示意圖

2 數(shù)據(jù)分析

2.1 數(shù)據(jù)處理及單相實驗驗證

進行兩相沸騰實驗之前，需要通過單相流動換熱實驗測定系統(tǒng)的加熱效率（）。由于R1234yf 和R134a 在常壓下的沸點較低，為了更接近R1234yf 和R134a 的沸騰實驗中實驗段外壁面的溫度條件，以便更準確地估算有效加熱量，單相實驗采用了常壓沸點較高的R245fa 作為流動工質。為了避免工質在實驗段內發(fā)生相變，在單相測試過程中應保持實驗段溫度始終低于制冷劑在對應壓力下的飽和溫度。由熱平衡可知，直流電源輸出功率（）等于有效加熱量（）與熱損失（）之和，如式(1)。

式中，=×，為直流電源的輸出功率，W；是工質流過實驗段吸收的熱量，單相換熱僅為顯熱變化，可寫為式(2)。

式中，c是定壓比熱容，J/(kg·K)；和分別是實驗段進出口過冷制冷劑流體的溫度。定義為與的比值，如式(3)。

通過上述步驟可獲得加熱效率，結果如圖3所示。可以看到本實驗臺的平均加熱效率約為78.91%。

圖3 實驗段加熱效率

此外，將獲得的單相流動換熱的Nusselt 數(shù)與Gnielinski關聯(lián)式(4)的預測結果進行比較，如圖4所示?？梢钥吹綄嶒灉y得的單相換熱Nusselt 數(shù)與預測關聯(lián)式吻合較好。并且從圖4(b)可以看出，97.9%的單相流動數(shù)據(jù)點都落在±15%的誤差范圍內，這也表明本文實驗裝置具有較好的可靠性。

圖4 單相Nusselt數(shù)與Gnielinski[21]關聯(lián)式預測值的對比

根據(jù)實驗獲得的加熱效率可以估算實驗段加熱的有效熱流密度（），如式(5)。

同時，沿程各熱電偶測點對應的內壁面溫度（）可通過Fourier定律估算，如式(6)。

式中，為外壁面溫度；為實驗段管外徑；為不銹鋼熱導率。

于是可獲得局部換熱系數(shù)（），如式(7)。

質量流速（）為質量流量與通道截面積的比值，如式(8)。

各熱電偶測點處對應的干度（）可通過熱平衡計算，如式(9)。

式中，是進口液體制冷劑在進口溫度和進口壓力下的焓值；是飽和段起始點處的焓值；是制冷劑氣化潛熱。

上述數(shù)據(jù)處理過程均由MATLAB 編程實現(xiàn)，計算過程中所需要的制冷劑的熱物性參數(shù)通過調用物性軟件REFPROP 9.1動態(tài)數(shù)據(jù)庫直接獲得。

2.2 不確定性分析

實驗所用的熱電偶都經過標準熱電偶校準，精度為±0.2K。壓力傳感器的滿量程精度為±0.25%；質量流量計的精度為0.1%；數(shù)字電流表和電壓表分別用來顯示直流電源的輸出電流及電壓，不確定度均為±0.5%。數(shù)據(jù)處理過程中涉及的計算參數(shù)的不確定度可通過Moffat的方法計算得到，如式(10)。

式中，δ表示參數(shù)的絕對不確定度；為自變量；δ為其絕對不確定度。各參數(shù)的相對不確定度分別為δ/和δ/。不確定度計算結果如表2所示。

表2 實驗參數(shù)的不確定度

3 結果與討論

3.1 熱流密度對換熱的影響

圖5 是R1234yf 在不同熱流密度下局部換熱系數(shù)（）隨著沿程干度（）的變化。由圖5 可知，在同一干度條件下，均隨著熱流密度的增大而增大。這是因為隨著熱流密度的增加，管道內壁面上更多的核化點被激活，氣泡數(shù)量增多，同時流體擾動也更加劇烈，換熱能力得到顯著增強。熱流密度對兩相流動換熱具有顯著的促進作用，核態(tài)沸騰為沸騰換熱的主導機制。＜0.7時，的變化趨勢基本保持一致，干度對流動換熱的影響較小。熱流密度較低時，隨著干度的增加換熱系數(shù)略微下降。在低干度區(qū)，干度的增大使更多的核化點被激活，管內流型多為泡狀流；在中高干度區(qū)，隨著小氣泡的生長和大氣泡的合并，管內流型過渡到拉長氣泡流。熱流密度較高時，換熱系數(shù)整體呈略微上升的趨勢。較高的熱流密度使管內成核點在干度較低時就已經被高度激活，換熱系數(shù)處在較高水平；隨著干度的增加，管內流型更早的向拉長氣泡流和環(huán)狀流轉變。0.7 時，實驗段后端的出現(xiàn)明顯的下降，表明管內制冷劑出現(xiàn)干涸。此時管內流型多為彌散流，即制冷劑氣體與管道內壁面直接接觸，制冷劑液滴以彌散狀態(tài)分散在管道中心位置，氣態(tài)制冷劑的導熱熱阻成為阻礙換熱的主要原因。由于熱量不能被迅速帶走而不斷積聚使得壁面過熱度迅速增加，導致?lián)Q熱系數(shù)顯著下降。此外，當熱流密度增大時，管內流動的干涸點位置會提前。

圖5 熱流密度對局部換熱系數(shù)的影響

3.2 質量流速對換熱的影響

圖6為R1234yf在=1000～2500kg/(m·s)范圍內局部換熱系數(shù)隨著沿程干度的變化。當=50kW/m時，數(shù)據(jù)點的整體平均換熱系數(shù)（） 約為6.52kW/(m·K)；當增加到58kW/m時，約為7.45kW/(m·K)。相同熱流密度下的局部換熱系數(shù)基本在同一水平，質量流速對換熱的影響較小。當=58kW/m、=1000kg/(m·s)時，實驗段后端已經出現(xiàn)換熱惡化，而其他質量流速工況還未出現(xiàn)，因此高質量流速能延緩干涸的發(fā)生[圖6(b)]。

圖6 質量流速對局部換熱系數(shù)的影響

圖7 為不同質量流速下R1234yf 的平均換熱系數(shù)（）隨熱流密度的變化。由圖7可知，在干涸發(fā)生之前，沿程平均換熱系數(shù)均隨熱流密度的增加而增加，同一熱流密度下，不同質量流速的平均換熱系數(shù)差別很小。R1234yf 的兩相流動換熱受熱流密度的影響較大，而質量流速的影響作用較小。在較高熱流密度時，由于靠近實驗段出口處出現(xiàn)換熱惡化，從而導致平均換熱系數(shù)隨熱流密度變化的斜率變小，并且質量流速越大，轉折點對應的熱流密度越大。這是因為達到干涸所需的熱流密度與質量流速成正比，在高質量流速下，壁面熱量可以被迅速帶走，使壁面溫度在較高熱流密度時仍保持較低水平。

圖7 沿程平均換熱系數(shù)隨熱流密度的變化

3.3 R1234yf與R134a的換熱特性對比

圖8 對比了R1234yf 和R134a 的局部換熱系數(shù)隨干度的變化?？梢钥闯鰞煞N制冷劑具有相似的換熱趨勢。但是由于R1234yf 的汽化潛熱比R134a 低約18%，通過相變換熱帶走相同熱量所需的制冷劑蒸發(fā)量更多，所以在同一熱流密度下，相同測點處R1234yf的干度略大于R134a。此外，由于R1234yf的表面張力比R134a 低約21%，在高熱流密度下，R1234yf 的近壁面液膜更易破碎，也更易出現(xiàn)換熱惡化。當=58.68kW/m時，R1234yf在測點P-10和P-11處出現(xiàn)換熱系數(shù)急劇下降，當進一步增加至66.96kW/m時，在測點P-9 處就已出現(xiàn)換熱惡化，而R134a在熱流密度達到66.96kW/m時仍未出現(xiàn)換熱惡化現(xiàn)象。

圖8 R1234yf與R134a的局部換熱系數(shù)對比

圖9 對比了R1234yf 和R134a 的平均換熱系數(shù)（） 隨熱流密度的變化。在干涸發(fā)生前，R1234yf和R134a的分布基本重合，相同熱流密度下的差別很小。而隨著熱流密度進一步升高，兩種工質的管內流動均會出現(xiàn)換熱惡化，平均換熱系數(shù)的斜率變小，并且轉折點的熱流密度均隨質量流速的增大而增大，但R1234yf干涸出現(xiàn)時的熱流密度顯著小于R134a。

圖9 R1234yf與R134a的平均換熱系數(shù)對比

3.4 實驗數(shù)據(jù)與預測模型對比

實驗所得的R1234yf 與R134a 的平均換熱系數(shù)與Cooper和Tran 等提出的核沸騰主導的換熱系數(shù)預測模型進行了對比，并采用實驗數(shù)據(jù)與關聯(lián)式預測值的平均絕對誤差（MAE）來評估預測模型的準確性，如式(11)。

圖10(a)是R1234yf 與R134a 的平均換熱系數(shù)與Cooper模型的對比結果。兩種制冷劑的實驗數(shù)據(jù)與關聯(lián)式預測值的MAE 分別為10.32%和9.96%。R1234yf 有98.25%的實驗值與預測值的偏差可以維持在±30%以內；R134a 有94.74%的實驗值與預測值的偏差可以維持在±30%以內。R1234yf 與R134a的平均換熱系數(shù)與Tran等的模型對比結果如圖10(b)所示，兩種制冷劑的實驗數(shù)據(jù)與關聯(lián)式預測值的MAE 分別為5.3%和25.97%。R134a 有70.18%的實驗值與預測值的偏差可以維持在±30%以內，而R1234yf的全部實驗值與預測值的偏差都在±30%以內?？傮w來說，兩種模型均對R1234yf在微通道內沸騰換熱具有較好的預測。

圖10 換熱系數(shù)實驗結果與模型計算結果的對比

4 結論

（1）在0.5mm 微通道內，R1234yf 的沸騰換熱系數(shù)隨熱流密度的增大而增大，熱流密度對兩相換熱具有顯著的促進作用，而質量流速和干度的影響較小，核態(tài)沸騰為其主導換熱機制。

（2）微尺度條件下，R1234yf 和R134a 呈現(xiàn)相似的換熱趨勢。相同工況下，兩種工質的換熱系數(shù)幾乎一致，但R1234yf出現(xiàn)干涸時的熱流密度小于R134a。

（3）實驗測得的平均換熱系數(shù)與Cooper和Tran等的模型預測結果進行對比，發(fā)現(xiàn)兩種模型都能對R1234yf 進行較為準確的預測，但對于R134a，Cooper模型的預測結果優(yōu)于Tran等模型。

—— 質量流速，kg/(m·s)

GWP—— 全球變暖潛能值（global worming potential）

HTC—— 換熱系數(shù)（heat transfer coefficient），kW/(m·K)

—— 換熱系數(shù)，kW/(m·K)

—— 焓，J/kg

MAE—— 平均絕對誤差（mean absolute error），%

—— 質量流量，kg/s

ODP—— 消耗臭氧潛能值（ozone depletion potential）

—— 壓力，Pa

—— 熱流密度，kW/m

—— 溫度，℃

—— 干度

—— 加熱效率，%

下角標

ave—— 平均值

exp—— 實驗值

l—— 液態(tài)

local—— 局部值

pre—— 預測值

sat—— 飽和值

v—— 氣態(tài)