王雨晨 方奕棟,2 蘇 林,2 楊文量 張 昭

(1 上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 上海 200093；2 上海市多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 上海 200093)

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

近年來，不少學(xué)者對(duì)制冷劑管內(nèi)流動(dòng)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(nèi)的摩擦壓降，結(jié)果表明質(zhì)量通量的增加會(huì)導(dǎo)致摩擦壓降增加。Chen Tailian等[9]對(duì)FC-77在平行通道內(nèi)流動(dòng)沸騰進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時(shí)也觀察到類似現(xiàn)象，且進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)在沸騰狀態(tài)下兩相流動(dòng)摩擦壓降對(duì)質(zhì)量通量的依賴性很小。Huang Houxue等[10]對(duì)R1233zd(E)在平行通道中流動(dòng)沸騰的摩擦壓降進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)在低質(zhì)量通量下，壓降隨干度上升的增速較慢，而在高質(zhì)量通量下的增速較快。C. B. Tibiri?等[11]對(duì)R245fa在水平單管內(nèi)流動(dòng)沸騰進(jìn)行研究時(shí)發(fā)現(xiàn)，熱流密度的增加會(huì)導(dǎo)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(dòng)沸騰，結(jié)果表明，在制冷劑干度不變的情況下，熱流密度對(duì)摩擦壓降的影響較小。Qu Weilin等[7]對(duì)R134a在平行通道熱沉內(nèi)流動(dòng)沸騰進(jìn)行了研究，結(jié)果表明當(dāng)通道內(nèi)制冷劑完全蒸發(fā)時(shí)，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(jìn)一步研究了飽和壓力的影響，結(jié)果表明高飽和壓力下，摩擦壓降會(huì)減小。

本文針對(duì)動(dòng)力電池直冷板的典型結(jié)構(gòu)，對(duì)新型制冷劑R1233zd(E)[14]在平行小通道直冷板中的摩擦壓降進(jìn)行研究，分析熱流密度、制冷劑質(zhì)量通量等因素對(duì)制冷劑摩擦壓降的影響規(guī)律，從而為電池直冷板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與數(shù)據(jù)處理

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

圖1所示為平行通道直冷板流動(dòng)沸騰實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。制冷劑由無油齒輪泵驅(qū)動(dòng)，經(jīng)過預(yù)熱器達(dá)到一定溫度后進(jìn)入直冷板，在冷板內(nèi)吸收熱量后進(jìn)入冷凝器，在其中冷凝至過冷液體后進(jìn)入儲(chǔ)液罐。水浴A、B分別為預(yù)熱器和冷凝器提供熱量和冷量，達(dá)到控制制冷劑進(jìn)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(shí)驗(yàn)所需的熱流密度。

圖1 平行通道直冷板流動(dòng)沸騰實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

圖2所示為實(shí)驗(yàn)段平行通道結(jié)構(gòu)，采用6061鋁合金加工而成，包含21個(gè)通道，單根通道截面積為1.5 mm×1.5 mm，長(zhǎng)度為140 mm，通道間隔板厚度為0.5 mm。

圖2 平行通道結(jié)構(gòu)

實(shí)驗(yàn)過程中，采用科氏力質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量制冷劑質(zhì)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(cè)量制冷劑溫度與壓力；實(shí)驗(yàn)中使用的主要設(shè)備配置如表1所示，采用NI-Compact Rio采集溫度和壓力信號(hào)，并通過LabView程序?qū)崿F(xiàn)數(shù)據(jù)采集和控制。

表1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要設(shè)備配置

1.2 實(shí)驗(yàn)工況

實(shí)驗(yàn)過程中，質(zhì)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(shí)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(zhì)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(shè)為2.5、5、8 K，通道內(nèi)的飽和壓力psat分別設(shè)置為110、125、150 kPa。

1.3 數(shù)據(jù)處理

為得到制冷劑在通道內(nèi)的壓降，需對(duì)冷板進(jìn)、出口的壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行處理。圖3所示為壓降分解示意圖，排除冷板進(jìn)出口處由于流動(dòng)面積突擴(kuò)和突縮產(chǎn)生的壓力損失后可得到制冷劑在通道內(nèi)流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的壓力損失。

圖3 壓降分解示意圖

直冷板進(jìn)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(jì)算入口處的壓力損失。

(2)

(3)

式中：Gch為通道制冷劑質(zhì)量通量，kg/(m2·s),由于目前尚無法準(zhǔn)確測(cè)量不同通道內(nèi)的質(zhì)量流量，本文對(duì)各通道的制冷劑質(zhì)量流量進(jìn)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(kuò)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(kuò)不可逆壓力恢復(fù)系數(shù)[16]，表達(dá)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(jì)算兩相流體壓降，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)中的分析方法，分別采用分離模型和均相模型計(jì)算通道出口和實(shí)驗(yàn)段出口處的壓力損失[6,17-18]。

兩相流動(dòng)突縮時(shí)，采用均相模型：

(6)

(7)

(8)

兩相流動(dòng)突擴(kuò)時(shí)，采用分離模型：

(9)

(10)

制冷劑在通道內(nèi)的壓降由單相/兩相制冷劑的摩擦壓降及加速壓降構(gòu)成。通過計(jì)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(dòng)的摩擦壓降和氣相加速壓降的表達(dá)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(nèi)單相段長(zhǎng)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(zhì)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(jìn)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(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 單相壓降驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)開始前，將單相狀態(tài)下通道入口與出口制冷劑壓降實(shí)驗(yàn)值Δpch與單相壓降理論計(jì)算值Δpsp,f進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證壓降分析的可靠性。單相實(shí)驗(yàn)過程中，質(zhì)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(shí)驗(yàn)值與理論計(jì)算值對(duì)比，可以看出，通道內(nèi)壓降的預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值接近，誤差在-7%～1%以內(nèi)。在單相狀態(tài)時(shí)，隨著質(zhì)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(duì)壓降的影響較小，0.5 W/cm2和1 W/cm2時(shí)的摩擦壓降相差在1%以內(nèi)。

圖4 單相摩擦壓降實(shí)際測(cè)量值與預(yù)測(cè)值對(duì)比

2.2 兩相摩擦壓降

圖5所示為直冷板通道內(nèi)摩擦壓降隨熱流密度的變化。由圖5可知，不同質(zhì)量通量下，摩擦壓降隨熱流密度的變化趨勢(shì)存在差異。當(dāng)質(zhì)量通量為118 kg/(m2·s)時(shí)，摩擦壓降隨熱流密度呈單調(diào)上升；而當(dāng)質(zhì)量通量為294、588 kg/(m2·s)時(shí)，摩擦壓降首先略有下降，然后出現(xiàn)上升趨勢(shì)。這是由于當(dāng)質(zhì)量通量較大時(shí)，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(dǎo)致摩擦壓降下降。

圖5 摩擦壓降隨熱流密度的變化

當(dāng)熱流密度上升至一定程度時(shí)，制冷劑進(jìn)入沸騰狀態(tài)，摩擦壓降隨熱流密度的變化出現(xiàn)拐點(diǎn)。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(dǎo)致摩擦壓降迅速上升：當(dāng)質(zhì)量通量為588 kg/(m2·s)時(shí)，摩擦壓降從4 W/cm2時(shí)的0.68 kPa升至10 W/cm2時(shí)的14.88 kPa。此外，隨著熱流密度的升高，實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口壓力由于兩相流動(dòng)失穩(wěn)會(huì)產(chǎn)生小幅波動(dòng)。如圖6所示，當(dāng)熱流密度為7.5 W/cm2時(shí)，實(shí)驗(yàn)段進(jìn)口壓力波動(dòng)最大值約為±2 kPa，且呈現(xiàn)低頻振蕩趨勢(shì)，因此對(duì)高熱流密度下進(jìn)口壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行了平滑處理，忽略了流動(dòng)失穩(wěn)時(shí)的低頻壓力波動(dòng)。

圖6 通道入口處壓力波動(dòng)

在高質(zhì)量通量條件下，通道內(nèi)制冷劑進(jìn)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(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的熱流密度增大。由圖5可知，當(dāng)質(zhì)量通量為588 kg/(m2·s)時(shí)，摩擦壓降突增點(diǎn)對(duì)應(yīng)的熱流密度為3.57 W/cm2；而質(zhì)量通量為294 kg/(m2·s)下突增點(diǎn)對(duì)應(yīng)的熱流密度則降至2 W/cm2。這是由于在高質(zhì)量通量下，通道內(nèi)產(chǎn)生氣化核心的位置延后，制冷劑在通道內(nèi)的單相換熱占比上升，導(dǎo)致進(jìn)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(nèi)摩擦壓降隨熱流密度的變化。由圖7可知，當(dāng)入口過冷度為2.5 K時(shí)，通道內(nèi)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(nèi)制冷劑平均溫度更低，使制冷劑單相流動(dòng)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(qiáng)凝結(jié)效應(yīng)顯著降低了空隙率和相變對(duì)摩擦壓降的影響[21]，最終導(dǎo)致通道內(nèi)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(nèi)制冷劑氣液相速度差會(huì)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(jìn)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(jì)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(jì)算式見式(15)；G為通道內(nèi)制冷劑質(zhì)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(nèi)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(zhì)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(shì)存在差異。當(dāng)質(zhì)量通量為588 kg/(m2·s)時(shí)，制冷劑液相流速隨熱流密度增加較為顯著，從4 W/cm2時(shí)的0.98 m/s增至10 W/cm2時(shí)的2.09 m/s。這是由于制冷劑沸騰后，熱流密度的增加導(dǎo)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(nèi)空隙率更高；同時(shí)，制冷劑液相密度隨空隙率的增加而減小，導(dǎo)致平均液相速度增加[23-24]。

圖8 氣液相相對(duì)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(zhì)量通量下工質(zhì)摩擦阻力上升引起。當(dāng)質(zhì)量通量為588 kg/(m2·s)時(shí)，兩相相對(duì)速度從1.05 m/s增至8.11 m/s。對(duì)比圖5和圖8可知，質(zhì)量通量越大，制冷劑液相速度越快，通道內(nèi)摩擦壓降越大。

圖9所示為直冷板通道內(nèi)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(zhì)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(dāng)質(zhì)量通量為588 kg/(m2·s)時(shí)，制冷劑兩相相對(duì)速度由0.88 m/s增至8.88 m/s；當(dāng)質(zhì)量通量為118 kg/(m2·s)時(shí)，制冷劑的兩相相對(duì)速度則由0.75 m/s增至1.67 m/s。對(duì)比圖5和圖9可知，質(zhì)量通量越大，同出口干度下通道內(nèi)氣液相速度差越大，摩擦壓降增速越快。

圖9 氣液相相對(duì)速度隨出口干度的變化

3 結(jié)論

本文對(duì)R1233zd(E)在平行通道直冷板中的流動(dòng)沸騰壓降特性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，分析了質(zhì)量通量、熱流密度等因素對(duì)R1233zd(E)摩擦壓降的影響規(guī)律，得到結(jié)論如下:

1)在單相換熱狀態(tài)下，熱流密度的增加導(dǎo)致摩擦壓降出現(xiàn)減小的趨勢(shì)，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(zhì)量通量的增加導(dǎo)致通道內(nèi)沸騰起始點(diǎn)延后，使通道內(nèi)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(diǎn)延后。

3)過冷度較小的情況下，通道內(nèi)的摩擦壓降較大。過冷度的增加使通道內(nèi)制冷劑更難達(dá)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(duì)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。