徐肖肖，張世杰，李怡，2，劉朝

（1 重慶大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點實驗室，重慶400030；2 海信家電集團股份有限公司，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，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程中伴隨著流量分配不均的情況，對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使換熱器效率降低達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)流體分為進入支管和直接流向集管下游的兩部分，通過氣液相在集管截面內(nèi)所占面積比計算得到相應(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)實驗所測的兩相進口流量、干度和氣相密度，預(yù)測了T型管內(nèi)的氣液相分離比。Lu 等[12]通過數(shù)值模擬研究了各類參數(shù)對常規(guī)T 型管內(nèi)相分配特性的影響，結(jié)果表明兩相流進口流量對相分配的影響最為顯著，而進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流體運動狀態(tài)的影響愈發(fā)明顯。Chen 等[13]通過實驗研究了塞狀流在微通道T 型管里的流動特性，其集管與支管尺寸都為400 μm×400 μm 的方形微通道，實驗發(fā)現(xiàn)氣相分離比對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]的劃分流線模型開發(fā)一個補充方程，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微通道T 型管內(nèi)氣液兩相流相分配的影響。實驗表明，對于塞狀流和環(huán)狀流，降低液相的表面張力會使液相分離比減小。Li等[18]考慮了氣液相黏度與表面張力的影響，通過量綱分析得到了適用于微通道T 型管相分配計算經(jīng)驗關(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)集管的流動受到的相間作用力、滑速比等因素的影響更為復(fù)雜，對于扁平T 型管內(nèi)氣液兩相流相分配特性的研究還比較少見。本文將以制冷劑R134a 為工質(zhì)，實驗研究制冷劑在泡狀流下進口流速、干度等參數(shù)對扁平T 型管內(nèi)氣液兩相流相分配特性的影響，并把實驗結(jié)果與現(xiàn)有模型預(yù)測值進行對比?？蔀閮?yōu)化微通道換熱器設(shè)計和改善傳熱性能提供科學(xué)依據(jù)。

1 實驗系統(tǒng)

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

實驗系統(tǒng)的測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 實驗系統(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型管實物圖Fig.3 Physical picture of micro-channel flat T-junction tube

實驗通過改變加熱量實現(xiàn)兩相流進口干度的控制；調(diào)節(jié)泵的轉(zhuǎn)數(shù)改變集管進口流量；調(diào)節(jié)針閥開度改變支管與集管流量比。本實驗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。

實驗中制冷劑R134a進入集管的干度無法直接測得，需要通過制冷劑的焓值變化推算得出，R134a在集管進口的干度計算式為：

表1 實驗儀器精度Table 1 The measurement uncertainties

表2 實驗參數(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)過熱狀態(tài)下的焓值，m3為支管流量。

2 實驗結(jié)果與分析

不同流型的兩相流流動特性差異很大，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)合流型圖對實驗流型進行進一步的判定。已有文獻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，觀測了兩相流在管內(nèi)垂直向上流動的流型，并做出了以液氣相動量密度和為橫縱坐標(biāo)的流型圖，該實驗工況與本文實驗條件相似，但采用的工質(zhì)為空氣-水混合物。Weisman 等[25]進一步研究了管徑和流體物性對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判斷實驗流體的流型，實驗數(shù)據(jù)點所在區(qū)域如圖4所示。

本次實驗進口流量值m1較小，使得管內(nèi)氣液相流速較低，大多數(shù)數(shù)據(jù)點位于流型圖左下方，由此可以確定本實驗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

本實驗探究了氣液相流速、干度以及流量比對扁平T 型管內(nèi)相分配特性的影響，得到了135 組實驗數(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，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分別表示進入支管的氣液相流量，mG1、mL1分別為集管進口氣液相流量。

2.1 氣液相流速對相分配特性的影響

集管內(nèi)氣液相流速UG和UL的計算式為：

式中，管內(nèi)平均空泡份額αm由變密度模型計算得到。

圖5顯示了保持氣相進口流速不變的情況下改變液相進口流速對氣液相分離比產(chǎn)生的影響。圖中斜線為相等分線，位于斜線上方的點FL大于FG，表示與氣相相比液相更易于進入支管。反之，斜線下方的點表示氣相更易于進入支管。圖5中顯示增加液相流速會使液相分離比減小，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，由于液相密度遠大于氣相，受重力作用明顯。在流速較小時，液相容易轉(zhuǎn)向進入支管。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 表明了氣相進口流速對扁平T 型管內(nèi)氣液相分配的影響。由圖可知，保持液相進口流速不變時改變氣相進口流速，氣液相分離比變化不大。該趨勢與Mak 等[26]采用集管和支管管徑為5 mm 的T型管得到的實驗結(jié)果相似。但Azzopardi[27]在管徑更大的T型管中發(fā)現(xiàn)氣相流速減小會使液相分離比增大。這是因為其實驗中的流型為環(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，更多液相進入支管。本實驗中主要流型為泡狀流，氣相流速小，對管內(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 液相進口流速對相分離比的影響Fig.5 Effect of liquid inlet velocity on phase separation ratio

圖6 氣相進口流速對相分離比的影響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隨進口干度x1的變化情況。如圖所示，在進口干度為0.17～0.69 范圍內(nèi)保持支管與集管流量比m3/m1一定，氣相分離比隨進口干度的增大而減小，液相分離比隨進口干度的增大而增大。

氣液兩相流進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入支管。當(dāng)氣泡直徑大于孔口時，支管需要克服氣泡表面張力才能將氣體吸入管內(nèi)，所以進口干度增加會使支管內(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)的泡狀流會開始向間歇流轉(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)向進入支管，使液相分離比增加。從圖7中還可以看出保持進口干度不變，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。進入支管的總流量m3增多時氣相比液相的軸向動量小，所以更多的氣相被吸入支管。簡而言之，進口干度增加會使氣泡體積增大，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 兩相流進口干度對氣、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 氣液相分配均勻時的氣、液相分離比Fig.8 Gas-liquid separation ratio when gas-liquid distribution is uniform

集管進口干度x1增加時氣相分離比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。本實驗結(jié)果表明，在進口干度范圍為0.45～0.5（m1=0.786～5.96 g/s，m3/m1=0.1～0.6，T1=292.9～304.2 K）時，氣、液相分離比相近，如圖8所示。

2.3 實驗結(jié)果與現(xiàn)有模型預(yù)測值對比

現(xiàn)有的氣液兩相流相分配理論計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驗工況的經(jīng)驗關(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[28]。為了驗證已有相分配模型在扁平T 型管內(nèi)適用與否，文中選取了三個經(jīng)典的流量分配模型，將模型預(yù)測結(jié)果與實驗值進行對比。Azzopardi[27]假定進入支管的氣液相來自集管中的同一扇形區(qū)域，其中液相全部來自集管中的液膜，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。在實驗工況為m1=2.5 g/s，x1=0.5，實驗值與模型預(yù)測值的對比結(jié)果如圖9所示。

圖9 相分配模型與實驗結(jié)果對比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)測值與本實驗結(jié)果相差最大，實驗值中的液相分離比FL遠小于預(yù)測值，這是因為扁平T 型管的支管尺寸非常小，支管水平放置時動量較大的液相更容易經(jīng)過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，對環(huán)狀流等相界面穩(wěn)定的流型相分配預(yù)測更為準(zhǔn)確，但不適用于本實驗中的泡狀流。

圖9 中Li 等[18]的相分配模型是通過量綱分析得到的經(jīng)驗關(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)測值與本實驗結(jié)果偏差較小，但在氣相分離比FG較大時，液相分離比FL的預(yù)測值小于實驗結(jié)果。因為微通道T 型管中集管也是微通道，重力對管內(nèi)流體流動影響較小。本實驗中的扁平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時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的預(yù)測值與本實驗結(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，本實驗中氣相分離比較高時氣相在集管內(nèi)占比較小，因此模型預(yù)測值在FG較大時與實驗結(jié)果偏差較大。

3 結(jié) 論

本文對制冷劑R134a 在扁平T 型管內(nèi)的氣液兩相流相分配特性進行了實驗研究，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口流速增加而減?。粴庀喾蛛x比隨液相進口流速增加而增大。氣相進口流速對扁平T型管內(nèi)泡狀流的相分配影響較小。

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

（3）對比氣液兩相流相分配模型預(yù)測值與實驗值可知，現(xiàn)有的相分配模型還無法準(zhǔn)確預(yù)測扁平T型管內(nèi)泡狀流的氣液相分離比。

符 號 說 明

p——壓力，Pa

α——截面含氣率

θ——角度

μ——動力黏度，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——氣相

L——液相

1——集管上游

2——集管下游

3——側(cè)管