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)。
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
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
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。
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
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
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
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
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
(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)