王雨晨 方奕棟,2 蘇 林,2 楊文量 張 昭

(1 上海理工大學能源與動力工程學院 上海 200093；2 上海市多相流動與傳熱重點實驗室 上海 200093)

隨著動力電池散熱需求的不斷提升，利用制冷劑流動沸騰換熱的直冷技術近年來逐漸引起關注[1-5]。然而，相比于大規(guī)模應用的單相液冷，直冷板內制冷劑相變過程中的摩擦壓降對其沸騰換熱特性影響顯著，過大的壓降不僅會增加泵的功耗，還會導致局部傳熱系數(shù)的振蕩和流動失穩(wěn)[6-7]，影響電池散熱的均勻性。

近年來，不少學者對制冷劑管內流動沸騰的摩擦壓降開展了大量研究。Yang Zhiqiang等[8]研究了R600a在水平單管內的摩擦壓降，結果表明質量通量的增加會導致摩擦壓降增加。Chen Tailian等[9]對FC-77在平行通道內流動沸騰進行實驗時也觀察到類似現(xiàn)象，且進一步發(fā)現(xiàn)在沸騰狀態(tài)下兩相流動摩擦壓降對質量通量的依賴性很小。Huang Houxue等[10]對R1233zd(E)在平行通道中流動沸騰的摩擦壓降進行實驗研究，發(fā)現(xiàn)在低質量通量下，壓降隨干度上升的增速較慢，而在高質量通量下的增速較快。C. B. Tibiri?等[11]對R245fa在水平單管內流動沸騰進行研究時發(fā)現(xiàn)，熱流密度的增加會導致制冷劑摩擦壓降的增大。Yu Jiawen等[12]研究了混合烴制冷劑在垂直矩形小通道中流動沸騰，結果表明，在制冷劑干度不變的情況下，熱流密度對摩擦壓降的影響較小。Qu Weilin等[7]對R134a在平行通道熱沉內流動沸騰進行了研究，結果表明當通道內制冷劑完全蒸發(fā)時，摩擦壓降增速減慢。M. S. Ali等[13]研究了5種不同制冷劑在圓管中的兩相摩擦壓降，進一步研究了飽和壓力的影響，結果表明高飽和壓力下，摩擦壓降會減小。

本文針對動力電池直冷板的典型結構，對新型制冷劑R1233zd(E)[14]在平行小通道直冷板中的摩擦壓降進行研究，分析熱流密度、制冷劑質量通量等因素對制冷劑摩擦壓降的影響規(guī)律，從而為電池直冷板的結構設計提供理論依據(jù)。

1 實驗裝置與數(shù)據(jù)處理

1.1 實驗系統(tǒng)

圖1所示為平行通道直冷板流動沸騰實驗系統(tǒng)。制冷劑由無油齒輪泵驅動，經(jīng)過預熱器達到一定溫度后進入直冷板，在冷板內吸收熱量后進入冷凝器，在其中冷凝至過冷液體后進入儲液罐。水浴A、B分別為預熱器和冷凝器提供熱量和冷量，達到控制制冷劑進口過冷度及系統(tǒng)冷凝壓力的目的。電加熱模塊置于直冷板的底部，用于模擬實驗所需的熱流密度。

圖1 平行通道直冷板流動沸騰實驗系統(tǒng)

圖2所示為實驗段平行通道結構，采用6061鋁合金加工而成，包含21個通道，單根通道截面積為1.5 mm×1.5 mm，長度為140 mm，通道間隔板厚度為0.5 mm。

圖2 平行通道結構

實驗過程中，采用科氏力質量流量計測量制冷劑質量流量；在制冷劑回路不同位置，通過 T型熱電偶和壓力傳感器測量制冷劑溫度與壓力；實驗中使用的主要設備配置如表1所示，采用NI-Compact Rio采集溫度和壓力信號，并通過LabView程序實現(xiàn)數(shù)據(jù)采集和控制。

表1 實驗系統(tǒng)主要設備配置

1.2 實驗工況

實驗過程中，質量通量和熱流密度范圍的確定極為重要。有研究顯示，鋰離子電池和燃料電池正常工作時的熱流密度范圍為0.5～2 W/cm2[15]，考慮到熱失控等極端條件，最終確定質量通量和熱流密度范圍為0～1 300 kg/(m2·s)和0.5～20 W/cm2。入口過冷度ΔTsub分別設為2.5、5、8 K，通道內的飽和壓力psat分別設置為110、125、150 kPa。

1.3 數(shù)據(jù)處理

為得到制冷劑在通道內的壓降，需對冷板進、出口的壓力數(shù)據(jù)進行處理。圖3所示為壓降分解示意圖，排除冷板進出口處由于流動面積突擴和突縮產(chǎn)生的壓力損失后可得到制冷劑在通道內流動時產(chǎn)生的壓力損失。

圖3 壓降分解示意圖

直冷板進出口的總壓降為：

Δptotal=Δpinlet+Δpch+Δpoutlet

(1)

式中：Δpinlet為入口段壓降，kPa；Δpoutlet為出口段壓降損失，kPa;Δpch為通道壓降， kPa。

由于制冷劑在通道入口處保持過冷狀態(tài)，所以根據(jù)單相壓力損失[14]計算入口處的壓力損失。

(2)

(3)

式中：Gch為通道制冷劑質量通量，kg/(m2·s),由于目前尚無法準確測量不同通道內的質量流量，本文對各通道的制冷劑質量流量進行了均一化處理。ρl為液相制冷劑密度，kg/m3；σe=Ach/Apl，σc=Apl/Ach為突擴和突縮面積比；Apl、Ach分別為入口/出口混合腔及通道的截面積，m2；Kc和Ke分別為單相流突縮不可逆壓力損失系數(shù)和突擴不可逆壓力恢復系數(shù)[16]，表達式為:

Ke=-2×1.33σe(1-σe)

(4)

Kc=0.008 8ar2-0.178 5ar+1.602 7

(5)

式中：ar為通道寬高比。

通道出口為兩相狀態(tài)，目前常用均相模型和分離模型計算兩相流體壓降，根據(jù)相關文獻中的分析方法，分別采用分離模型和均相模型計算通道出口和實驗段出口處的壓力損失[6,17-18]。

兩相流動突縮時，采用均相模型：

(6)

(7)

(8)

兩相流動突擴時，采用分離模型：

(9)

(10)

制冷劑在通道內的壓降由單相/兩相制冷劑的摩擦壓降及加速壓降構成。通過計算單相摩擦壓降與兩相加速壓降可分離得兩相摩擦壓降。

Δpf=Δpch-Δpa-Δpsp,f

(11)

式中：Δpa為加速段壓降，kPa；Δpsp,f為單相段摩擦壓降，kPa；Δpf為兩相摩擦壓降，kPa。

制冷劑單相流動的摩擦壓降和氣相加速壓降的表達式[18-19]如式 (12)～式(15)所示。

(12)

(13)

(14)

(15)

式中：摩擦因子f=8.058/Re[10]；Lsp為通道內單相段長度，m；Dh為通道的水力直徑，m；cp,l為液相制冷劑比容，kJ/(kg·K)；M為質量流率，kg/s；Tsat為制冷劑飽和溫度，℃；Tin為制冷劑入口溫度，℃；ρv為氣相制冷劑密度，kg/m3；x為蒸氣干度；qeff為熱流密度，kW/m2；Wch為通道寬度，m；g為重力加速度，m/s2；σ為制冷劑表面張力，N/m。將出口干度代入求得加速壓降，最終得到兩相摩擦壓降。本文基于R.J.Moffat[20]提出的方法進行不確定度分析，主要參數(shù)的不確定度如表2所示。

表2 主要參數(shù)不確定度

2 實驗結果與分析

2.1 單相壓降驗證

實驗開始前，將單相狀態(tài)下通道入口與出口制冷劑壓降實驗值Δpch與單相壓降理論計算值Δpsp,f進行對比，以驗證壓降分析的可靠性。單相實驗過程中，質量通量范圍為588～1 300 kg/(m2·s)，熱流密度為0.5 W/cm2和1 W/cm2，從而保證制冷劑始終處于過冷狀態(tài)。

圖4所示為單相狀態(tài)下通道壓降的實驗值與理論計算值對比，可以看出，通道內壓降的預測值與實驗值接近，誤差在-7%～1%以內。在單相狀態(tài)時，隨著質量通量的增加，摩擦壓降逐漸增大。而在相同流量下，熱流密度的變化對壓降的影響較小，0.5 W/cm2和1 W/cm2時的摩擦壓降相差在1%以內。

圖4 單相摩擦壓降實際測量值與預測值對比

2.2 兩相摩擦壓降

圖5所示為直冷板通道內摩擦壓降隨熱流密度的變化。由圖5可知，不同質量通量下，摩擦壓降隨熱流密度的變化趨勢存在差異。當質量通量為118 kg/(m2·s)時，摩擦壓降隨熱流密度呈單調上升；而當質量通量為294、588 kg/(m2·s)時，摩擦壓降首先略有下降，然后出現(xiàn)上升趨勢。這是由于當質量通量較大時，制冷劑在低熱流密度下處于單相過冷狀態(tài)，而熱流密度的增加使制冷劑溫度上升、黏度降低，最終導致摩擦壓降下降。

圖5 摩擦壓降隨熱流密度的變化

當熱流密度上升至一定程度時，制冷劑進入沸騰狀態(tài)，摩擦壓降隨熱流密度的變化出現(xiàn)拐點。熱流密度的上升使氣相制冷劑占比增大，兩相區(qū)摩擦壓降和加速壓降增大，導致摩擦壓降迅速上升：當質量通量為588 kg/(m2·s)時，摩擦壓降從4 W/cm2時的0.68 kPa升至10 W/cm2時的14.88 kPa。此外，隨著熱流密度的升高，實驗段進出口壓力由于兩相流動失穩(wěn)會產(chǎn)生小幅波動。如圖6所示，當熱流密度為7.5 W/cm2時，實驗段進口壓力波動最大值約為±2 kPa，且呈現(xiàn)低頻振蕩趨勢，因此對高熱流密度下進口壓力數(shù)據(jù)進行了平滑處理，忽略了流動失穩(wěn)時的低頻壓力波動。

圖6 通道入口處壓力波動

在高質量通量條件下，通道內制冷劑進入兩相區(qū)所需的熱流密度增加，制冷劑從單相區(qū)摩擦壓降至兩相區(qū)摩擦壓降突增轉折點對應的熱流密度增大。由圖5可知，當質量通量為588 kg/(m2·s)時，摩擦壓降突增點對應的熱流密度為3.57 W/cm2；而質量通量為294 kg/(m2·s)下突增點對應的熱流密度則降至2 W/cm2。這是由于在高質量通量下，通道內產(chǎn)生氣化核心的位置延后，制冷劑在通道內的單相換熱占比上升，導致進入兩相狀態(tài)所需的熱流密度升高。

圖7所示為不同過冷度下直冷板通道內摩擦壓降隨熱流密度的變化。由圖7可知，當入口過冷度為2.5 K時，通道內摩擦壓降較大。隨著過冷度的增大，相同熱流密度下的摩擦壓降減小。這是由于過冷度越大，通道內制冷劑平均溫度更低，使制冷劑單相流動產(chǎn)生的摩擦壓降占通道總摩擦壓降的比重更大；此外，低溫下的強凝結效應顯著降低了空隙率和相變對摩擦壓降的影響[21]，最終導致通道內摩擦壓降減小。

圖7 不同入口過冷度下摩擦壓降的變化

2.3 氣液相速度差

已有研究表明，通道內制冷劑氣液相速度差會改變氣液分界面摩擦壓降，是影響兩相摩擦壓降的因素之一[22]。因此本文進一步分析了制冷劑氣液相速度及其速度差的變化規(guī)律。制冷劑氣液相速度及其速度差通過式(16)～式(18)計算[22]。

氣相速度μv：

(16)

液相速度μl：

(17)

氣液相速度差μlv：

μlv=μv-μl

(18)

式中：ε為空隙率[19]，計算式見式(15)；G為通道內制冷劑質量通量，kg/(m2·s)；xout為通道出口干度。

圖8所示為直冷板通道內制冷劑液相速度及其速度差隨熱流密度的變化。由圖8可知，在不同質量通量下，隨著熱流密度的增加，制冷劑液相速度和氣液相速度差的上升趨勢存在差異。當質量通量為588 kg/(m2·s)時，制冷劑液相流速隨熱流密度增加較為顯著，從4 W/cm2時的0.98 m/s增至10 W/cm2時的2.09 m/s。這是由于制冷劑沸騰后，熱流密度的增加導致更多的制冷劑蒸發(fā)，制冷劑平均干度增加，從而使通道內空隙率更高；同時，制冷劑液相密度隨空隙率的增加而減小，導致平均液相速度增加[23-24]。

圖8 氣液相相對速度和液相速度的變化

由圖8還可知，制冷劑氣液相速度差隨液相速度的增加而增加，這是由于高質量通量下工質摩擦阻力上升引起。當質量通量為588 kg/(m2·s)時，兩相相對速度從1.05 m/s增至8.11 m/s。對比圖5和圖8可知，質量通量越大，制冷劑液相速度越快，通道內摩擦壓降越大。

圖9所示為直冷板通道內制冷劑氣液相速度差隨出口干度的變化。由圖9可知，隨著質量通量的增大，制冷劑的氣液相速度差越大，且隨干度變化越顯著。當質量通量為588 kg/(m2·s)時，制冷劑兩相相對速度由0.88 m/s增至8.88 m/s；當質量通量為118 kg/(m2·s)時，制冷劑的兩相相對速度則由0.75 m/s增至1.67 m/s。對比圖5和圖9可知，質量通量越大，同出口干度下通道內氣液相速度差越大，摩擦壓降增速越快。

圖9 氣液相相對速度隨出口干度的變化

3 結論

本文對R1233zd(E)在平行通道直冷板中的流動沸騰壓降特性進行實驗研究，分析了質量通量、熱流密度等因素對R1233zd(E)摩擦壓降的影響規(guī)律，得到結論如下:

1)在單相換熱狀態(tài)下，熱流密度的增加導致摩擦壓降出現(xiàn)減小的趨勢，而在制冷劑開始沸騰后，摩擦壓降隨熱流密度的上升迅速增加。

2)質量通量的增加導致通道內沸騰起始點延后，使通道內兩相換熱區(qū)占比減小，使摩擦壓降隨熱流密度突變的拐點延后。

3)過冷度較小的情況下，通道內的摩擦壓降較大。過冷度的增加使通道內制冷劑更難達到沸騰的條件，制冷劑單相換熱區(qū)域產(chǎn)生的摩擦壓降在總摩擦壓降中占比更大。

4)隨著熱流密度的上升，制冷劑液相與氣液相對速度增加，制冷劑摩擦阻力增大，摩擦壓降顯著增加。同干度下制冷劑氣液相速度差越大，摩擦壓降增速越快。