馮龍龍，鐘珂，張羽森，商慶春，賈洪偉

（1 東華大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201620；2 山東電力建設(shè)第一工程有限公司，山東 濟(jì)南 250200）

《基加利修正案》已于2021 年9 月15 日起對(duì)中國(guó)生效，具有高全球變暖潛能值（GWP）的HFCs 類制冷劑將會(huì)被加速淘汰。低溫室效應(yīng)工質(zhì)R1234yf具有與R134a 相近的熱物性，如表1 所示，被認(rèn)為是一種極具潛力可替代R134a的環(huán)保制冷劑。國(guó)內(nèi)外學(xué)者也針對(duì)R1234yf 和R134a 的換熱性能對(duì)比及替代應(yīng)用展開了實(shí)驗(yàn)研究。例如，Yang 等和Longo 等通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)比了R1234yf 與R134a在4mm管內(nèi)流動(dòng)沸騰的換熱性能。Yang 等的結(jié)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(shí)兩種制冷劑的換熱系數(shù)非常接近，而＞0.3 時(shí)R1234yf 的換熱系數(shù)略低于R134a。Lu 等的實(shí)驗(yàn)結(jié)果則發(fā)現(xiàn)兩種制冷劑在3.9mm 銅管內(nèi)的換熱系數(shù)差別很小。在應(yīng)用方面，王銳等的實(shí)驗(yàn)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(shù)治療的替代制冷劑。孟照峰等的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明混合制冷劑R1234yf/R134a（質(zhì)量分?jǐn)?shù)89%/11%）可以在汽車空調(diào)中直接替代R134a。楊夢(mèng)等的實(shí)驗(yàn)表明R1234yf 與R134a 的混合制冷劑R513A（質(zhì)量分?jǐn)?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(shí)的部分熱物性參數(shù)

近年來(lái)，微細(xì)/微小通道因其緊湊的結(jié)構(gòu)、較少的工質(zhì)充注量、較低的材料成本和優(yōu)異的換熱性能等優(yōu)點(diǎn)，在R1234yf 的研究中也逐漸受到關(guān)注。De Del Col 等對(duì)R1234yf 在0.96mm 管內(nèi)的流動(dòng)沸騰換熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明，換熱系數(shù)與熱流密度強(qiáng)烈相關(guān)，而質(zhì)量流速幾乎沒(méi)有影響。Saitoh 等研究了R1234yf 在2mm 管內(nèi)的流動(dòng)換熱特性，發(fā)現(xiàn)低干度時(shí)熱流密度對(duì)兩相換熱的影響較大，而高干度時(shí)質(zhì)量流速的影響更顯著。Anwar等通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了R1234yf 在1.6mm 微通道內(nèi)豎直向上流動(dòng)的換熱特征，結(jié)果表明換熱系數(shù)由熱流密度控制，而質(zhì)量流速和干度幾乎不影響換熱系數(shù)變化趨勢(shì)。Ribatski 等研究了低GWP 制冷劑[R1234yf、R1234ze(E)、R600a]和R134a 在1.1mm管內(nèi)流動(dòng)的沸騰換熱，并基于實(shí)驗(yàn)測(cè)得的3409 個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)提出了一個(gè)新的換熱系數(shù)預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式。

總結(jié)前人的研究結(jié)果，發(fā)現(xiàn)對(duì)R1234yf在管徑更?。ǎ?mm）的微細(xì)通道內(nèi)流動(dòng)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(duì)比均較為缺乏，因此本文對(duì)制冷劑R1234yf 在0.5mm微通道內(nèi)的流動(dòng)沸騰換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以擴(kuò)充R1234yf在微細(xì)通道內(nèi)流動(dòng)沸騰換熱的數(shù)據(jù)庫(kù)，主要結(jié)論也可為R1234yf的高效應(yīng)用和推廣提供研究基礎(chǔ)和實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

圖1為實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖，主要由儲(chǔ)液罐、齒輪泵、質(zhì)量流量計(jì)、預(yù)熱段、冷凝器以及實(shí)驗(yàn)段組成。儲(chǔ)液罐用于儲(chǔ)存和回收系統(tǒng)中的制冷劑。質(zhì)量流量（）通過(guò)控制齒輪泵的轉(zhuǎn)速和旁通閥門的開度進(jìn)行調(diào)節(jié)，并由質(zhì)量流量計(jì)實(shí)時(shí)測(cè)量。預(yù)熱段為一段外壁面纏繞加熱絲的銅管，通過(guò)調(diào)節(jié)單相調(diào)壓器可控制預(yù)熱段的加熱量，并保證制冷劑在實(shí)驗(yàn)段入口處保持一定過(guò)冷度（＜3K）。在質(zhì)量流量計(jì)和預(yù)熱段的前端以及實(shí)驗(yàn)段的后端分別裝有一個(gè)冷凝器（與低溫恒溫槽連接的板式換熱器）用來(lái)冷卻系統(tǒng)中的制冷劑。測(cè)量數(shù)據(jù)通過(guò)安捷倫34972A 記錄并存儲(chǔ)在電腦中。為了減少系統(tǒng)漏熱，所有設(shè)備表面覆蓋有一層厚度約為9mm、熱導(dǎo)率約為0.034 W/(m·K)的保溫棉。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

1.2 實(shí)驗(yàn)段介紹

圖2 為實(shí)驗(yàn)段示意圖。實(shí)驗(yàn)段為內(nèi)徑0.5mm、外徑1.5mm、長(zhǎng)度300mm 的不銹鋼水平光滑圓管，通過(guò)光學(xué)3D 表面輪廓儀（SuperView W1）測(cè)得管道內(nèi)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(cè)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(jié)構(gòu)，并在其垂直方向上分別裝有一個(gè)鎧裝熱電偶和一個(gè)壓力傳感器，分別用于測(cè)量制冷劑在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口處的溫度和壓力。實(shí)驗(yàn)段兩端直接連接一個(gè)直流電源（5V，200A），根據(jù)焦耳效應(yīng)（Joule effect）對(duì)實(shí)驗(yàn)管段進(jìn)行加熱，并通過(guò)調(diào)節(jié)輸出電壓改變加熱量。

圖2 實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

進(jìn)行兩相沸騰實(shí)驗(yàn)之前，需要通過(guò)單相流動(dòng)換熱實(shí)驗(yàn)測(cè)定系統(tǒng)的加熱效率（）。由于R1234yf 和R134a 在常壓下的沸點(diǎn)較低，為了更接近R1234yf 和R134a 的沸騰實(shí)驗(yàn)中實(shí)驗(yàn)段外壁面的溫度條件，以便更準(zhǔn)確地估算有效加熱量，單相實(shí)驗(yàn)采用了常壓沸點(diǎn)較高的R245fa 作為流動(dòng)工質(zhì)。為了避免工質(zhì)在實(shí)驗(yàn)段內(nèi)發(fā)生相變，在單相測(cè)試過(guò)程中應(yīng)保持實(shí)驗(yàn)段溫度始終低于制冷劑在對(duì)應(yīng)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(zhì)流過(guò)實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口過(guò)冷制冷劑流體的溫度。定義為與的比值，如式(3)。

通過(guò)上述步驟可獲得加熱效率，結(jié)果如圖3所示?？梢钥吹奖緦?shí)驗(yàn)臺(tái)的平均加熱效率約為78.91%。

圖3 實(shí)驗(yàn)段加熱效率

此外，將獲得的單相流動(dòng)換熱的Nusselt 數(shù)與Gnielinski關(guān)聯(lián)式(4)的預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較，如圖4所示?？梢钥吹綄?shí)驗(yàn)測(cè)得的單相換熱Nusselt 數(shù)與預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式吻合較好。并且從圖4(b)可以看出，97.9%的單相流動(dòng)數(shù)據(jù)點(diǎn)都落在±15%的誤差范圍內(nèi)，這也表明本文實(shí)驗(yàn)裝置具有較好的可靠性。

圖4 單相Nusselt數(shù)與Gnielinski[21]關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值的對(duì)比

根據(jù)實(shí)驗(yàn)獲得的加熱效率可以估算實(shí)驗(yàn)段加熱的有效熱流密度（），如式(5)。

同時(shí)，沿程各熱電偶測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的內(nèi)壁面溫度（）可通過(guò)Fourier定律估算，如式(6)。

式中，為外壁面溫度；為實(shí)驗(yàn)段管外徑；為不銹鋼熱導(dǎo)率。

于是可獲得局部換熱系數(shù)（），如式(7)。

質(zhì)量流速（）為質(zhì)量流量與通道截面積的比值，如式(8)。

各熱電偶測(cè)點(diǎn)處對(duì)應(yīng)的干度（）可通過(guò)熱平衡計(jì)算，如式(9)。

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

上述數(shù)據(jù)處理過(guò)程均由MATLAB 編程實(shí)現(xiàn)，計(jì)算過(guò)程中所需要的制冷劑的熱物性參數(shù)通過(guò)調(diào)用物性軟件REFPROP 9.1動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)庫(kù)直接獲得。

2.2 不確定性分析

實(shí)驗(yàn)所用的熱電偶都經(jīng)過(guò)標(biāo)準(zhǔn)熱電偶校準(zhǔn)，精度為±0.2K。壓力傳感器的滿量程精度為±0.25%；質(zhì)量流量計(jì)的精度為0.1%；數(shù)字電流表和電壓表分別用來(lái)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(guò)程中涉及的計(jì)算參數(shù)的不確定度可通過(guò)Moffat的方法計(jì)算得到，如式(10)。

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

表2 實(shí)驗(yàn)參數(shù)的不確定度

3 結(jié)果與討論

3.1 熱流密度對(duì)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?yàn)殡S著熱流密度的增加，管道內(nèi)壁面上更多的核化點(diǎn)被激活，氣泡數(shù)量增多，同時(shí)流體擾動(dòng)也更加劇烈，換熱能力得到顯著增強(qiáng)。熱流密度對(duì)兩相流動(dòng)換熱具有顯著的促進(jìn)作用，核態(tài)沸騰為沸騰換熱的主導(dǎo)機(jī)制。＜0.7時(shí)，的變化趨勢(shì)基本保持一致，干度對(duì)流動(dòng)換熱的影響較小。熱流密度較低時(shí)，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(diǎn)被激活，管內(nèi)流型多為泡狀流；在中高干度區(qū)，隨著小氣泡的生長(zhǎng)和大氣泡的合并，管內(nèi)流型過(guò)渡到拉長(zhǎng)氣泡流。熱流密度較高時(shí)，換熱系數(shù)整體呈略微上升的趨勢(shì)。較高的熱流密度使管內(nèi)成核點(diǎn)在干度較低時(shí)就已經(jīng)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(nèi)流型更早的向拉長(zhǎng)氣泡流和環(huán)狀流轉(zhuǎn)變。0.7 時(shí)，實(shí)驗(yàn)段后端的出現(xiàn)明顯的下降，表明管內(nèi)制冷劑出現(xiàn)干涸。此時(shí)管內(nèi)流型多為彌散流，即制冷劑氣體與管道內(nèi)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(dǎo)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(guò)熱度迅速增加，導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)顯著下降。此外，當(dāng)熱流密度增大時(shí)，管內(nèi)流動(dòng)的干涸點(diǎn)位置會(huì)提前。

圖5 熱流密度對(duì)局部換熱系數(shù)的影響

3.2 質(zhì)量流速對(duì)換熱的影響

圖6為R1234yf在=1000～2500kg/(m·s)范圍內(nèi)局部換熱系數(shù)隨著沿程干度的變化。當(dāng)=50kW/m時(shí)，數(shù)據(jù)點(diǎn)的整體平均換熱系數(shù)（） 約為6.52kW/(m·K)；當(dāng)增加到58kW/m時(shí)，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(zhì)量流速對(duì)換熱的影響較小。當(dāng)=58kW/m、=1000kg/(m·s)時(shí)，實(shí)驗(yàn)段后端已經(jīng)出現(xiàn)換熱惡化，而其他質(zhì)量流速工況還未出現(xiàn)，因此高質(zhì)量流速能延緩干涸的發(fā)生[圖6(b)]。

圖6 質(zhì)量流速對(duì)局部換熱系數(shù)的影響

圖7 為不同質(zhì)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(zhì)量流速的平均換熱系數(shù)差別很小。R1234yf 的兩相流動(dòng)換熱受熱流密度的影響較大，而質(zhì)量流速的影響作用較小。在較高熱流密度時(shí)，由于靠近實(shí)驗(yàn)段出口處出現(xiàn)換熱惡化，從而導(dǎo)致平均換熱系數(shù)隨熱流密度變化的斜率變小，并且質(zhì)量流速越大，轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的熱流密度越大。這是因?yàn)檫_(dá)到干涸所需的熱流密度與質(zhì)量流速成正比，在高質(zhì)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(shí)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(duì)比

圖8 對(duì)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(shì)。但是由于R1234yf 的汽化潛熱比R134a 低約18%，通過(guò)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(cè)點(diǎn)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(dāng)=58.68kW/m時(shí)，R1234yf在測(cè)點(diǎn)P-10和P-11處出現(xiàn)換熱系數(shù)急劇下降，當(dāng)進(jìn)一步增加至66.96kW/m時(shí)，在測(cè)點(diǎn)P-9 處就已出現(xiàn)換熱惡化，而R134a在熱流密度達(dá)到66.96kW/m時(shí)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(duì)比

圖9 對(duì)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(jìn)一步升高，兩種工質(zhì)的管內(nèi)流動(dòng)均會(huì)出現(xiàn)換熱惡化，平均換熱系數(shù)的斜率變小，并且轉(zhuǎn)折點(diǎn)的熱流密度均隨質(zhì)量流速的增大而增大，但R1234yf干涸出現(xiàn)時(shí)的熱流密度顯著小于R134a。

圖9 R1234yf與R134a的平均換熱系數(shù)對(duì)比

3.4 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與預(yù)測(cè)模型對(duì)比

實(shí)驗(yàn)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(dǎo)的換熱系數(shù)預(yù)測(cè)模型進(jìn)行了對(duì)比，并采用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值的平均絕對(duì)誤差（MAE）來(lái)評(píng)估預(yù)測(cè)模型的準(zhǔn)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(duì)比結(jié)果。兩種制冷劑的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值的MAE 分別為10.32%和9.96%。R1234yf 有98.25%的實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值的偏差可以維持在±30%以內(nèi)；R134a 有94.74%的實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值的偏差可以維持在±30%以內(nèi)。R1234yf 與R134a的平均換熱系數(shù)與Tran等的模型對(duì)比結(jié)果如圖10(b)所示，兩種制冷劑的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值的MAE 分別為5.3%和25.97%。R134a 有70.18%的實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值的偏差可以維持在±30%以內(nèi)，而R1234yf的全部實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值的偏差都在±30%以內(nèi)。總體來(lái)說(shuō)，兩種模型均對(duì)R1234yf在微通道內(nèi)沸騰換熱具有較好的預(yù)測(cè)。

圖10 換熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模型計(jì)算結(jié)果的對(duì)比

4 結(jié)論

（1）在0.5mm 微通道內(nèi)，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(duì)兩相換熱具有顯著的促進(jìn)作用，而質(zhì)量流速和干度的影響較小，核態(tài)沸騰為其主導(dǎo)換熱機(jī)制。

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

（3）實(shí)驗(yàn)測(cè)得的平均換熱系數(shù)與Cooper和Tran等的模型預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)兩種模型都能對(duì)R1234yf 進(jìn)行較為準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)，但對(duì)于R134a，Cooper模型的預(yù)測(cè)結(jié)果優(yōu)于Tran等模型。

—— 質(zhì)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(duì)誤差（mean absolute error），%

—— 質(zhì)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(biāo)

ave—— 平均值

exp—— 實(shí)驗(yàn)值

l—— 液態(tài)

local—— 局部值

pre—— 預(yù)測(cè)值

sat—— 飽和值

v—— 氣態(tài)