制冷剂在微通道扁平T型管内的气液两相流相分配特性研究

2021-05-15徐肖肖张世杰李怡刘朝

化工学报 2021年4期

徐肖肖，张世杰，李怡，2，刘朝

（1 重庆大学能源与动力工程学院，低品位能源利用技术及系统教育部重点实验室，重庆400030；2 海信家电集团股份有限公司，广东佛山528303）

引言

微通道平行流换热器作为近年来新兴的高效换热器，有着比表面积大、传热效率高等诸多优点，广泛应用于汽车空调、家用空调以及微电子元件[1-4]。微通道平行流换热器中多流程、多支管的结构使制冷剂由集管流入微通道支管的过程中伴随着流量分配不均的情况，对换热器性能造成极大的影响[4]。Kulkarni 等[5]研究表明制冷剂分配不均会使换热器效率降低达25%以上。

以常规圆管为集管、微通道扁平管为支管的T型管（简称扁平T型管）可看作微通道平行流换热器的组成单元。研究制冷剂在扁平T型管内的气液两相流相分配特性对于改善微通道平行流换热器的换热效率具有指导意义。在T 型管中，进入支管的气液两相流的流量和干度受到诸多因素的影响。已有学者对常规T型管内气液两相流相分配特性做了大量研究[6-11]，并提出了适用于不同流型的相分配模型。Shoham 等[10]研究了空气-水组成的两相流在集管和支管直径都为51 mm 的T型管中的相分配特性，假定集管截面中存在一条分界线将管内流体分为进入支管和直接流向集管下游的两部分，通过气液相在集管截面内所占面积比计算得到相应的气液相分离比。Ballyk 等[11]在气液两相流相分配模型中加入了T 型管交叉处的压力变化，根据实验所测的两相进口流量、干度和气相密度，预测了T型管内的气液相分离比。Lu 等[12]通过数值模拟研究了各类参数对常规T 型管内相分配特性的影响，结果表明两相流进口流量对相分配的影响最为显著，而进口干度与饱和温度的影响可以忽略。由于尺度效应，微通道内表面张力和表面粗糙度对流体运动状态的影响愈发明显。Chen 等[13]通过实验研究了塞状流在微通道T 型管里的流动特性，其集管与支管尺寸都为400 μm×400 μm 的方形微通道，实验发现气相分离比对液相分离比的影响很小。Ren 等[14]建立了基于微通道扁平T型管的相分配模型。该理论模型的基本是联合求解集管流量分布的质量守恒方程，并基于Hwang 等[15]的划分流线模型开发一个补充方程，从而得到流量分布和干度分布。Azzi等[16]研究了各参数对微通道T 型管内相分配特性的影响，结果表明管道尺寸对管内塞状流的相分配影响不大。He 等[17]在水中加入十二烷基硫酸钠降低水的表面张力，将此类水与空气混合后用以探究表面张力对微通道T 型管内气液两相流相分配的影响。实验表明，对于塞状流和环状流，降低液相的表面张力会使液相分离比减小。Li等[18]考虑了气液相黏度与表面张力的影响，通过量纲分析得到了适用于微通道T 型管相分配计算经验关联式。陈龙[19]以划分流线模型为基础，推算划分流线高度与集管内气液相流速的关系，得到了扁平T 型管内的相分配半经验关联式。

如上所述，已有气液两相流相分配理论模型的应用范围大多仅限于常规T 型管，主要适用于气液相界面稳定的流型，如分层流和环状流，且研究多采用空气/水作为工质来研究T 型管内的相分配特性。相较于常规T型管，由于微通道支管的作用，扁平T 型管内集管的流动受到的相间作用力、滑速比等因素的影响更为复杂，对于扁平T 型管内气液两相流相分配特性的研究还比较少见。本文将以制冷剂R134a 为工质，实验研究制冷剂在泡状流下进口流速、干度等参数对扁平T 型管内气液两相流相分配特性的影响，并把实验结果与现有模型预测值进行对比。可为优化微通道换热器设计和改善传热性能提供科学依据。

1 实验系统

图1 为实验系统示意图，制冷剂R134a 被恒温水槽冷却至过冷态后，由磁力泵泵至铜块1 进行预热，得到一定干度的R134a进入集管，一部分流体直接流向集管下游，另一部分流体转向进入微通道扁平支管，经过流量计、压力传感器与温度传感器测量后重新汇聚，返回至恒温水槽完成循环。

实验系统的测试部分为集管与微通道扁平支管组成的T 型管。集管为半透明的聚氯乙烯（PVC）圆管，可以观察管内流型变化，PVC 圆管长614 mm，内径为32.4 mm。微通道扁平支管由20根截面尺寸为1.36 mm×0.849 mm 的矩形微通道组成，材质为铝，具体尺寸如图2 所示。将微通道扁平管竖直插入PVC圆管中即组成了扁平T型管，如图3所示。

图1 实验系统示意图Fig.1 Schematic diagram of experimental system

图2 扁管截面尺寸示意图Fig.2 Schematic diagram of cross-sectional dimensions of flat tubes

图3 微通道扁平T型管实物图Fig.3 Physical picture of micro-channel flat T-junction tube

实验通过改变加热量实现两相流进口干度的控制；调节泵的转数改变集管进口流量；调节针阀开度改变支管与集管流量比。本实验采用的各类仪器精度与各参数变化范围如表1和表2所示。

实验中制冷剂R134a进入集管的干度无法直接测得，需要通过制冷剂的焓值变化推算得出，R134a在集管进口的干度计算式为：

表1 实验仪器精度Table 1 The measurement uncertainties

表2 实验参数变化范围Table 2 Variation range of two-phase flow experimental parameters

式中，hG和hL分别为R134a 饱和气相焓值与饱和液相焓值；h′为工质未被加热前的焓值，可根据测得的温度和压力查询物性参数软件Refprop 9.0 获得；Q1为加热铜块1的加热量；φ为热量吸收系数；m1为集管进口流量。

支管内R134a被加热前的干度为：

式中，Q2为加热铜块2 的加热量，h″为工质过热状态下的焓值，m3为支管流量。

2 实验结果与分析

不同流型的两相流流动特性差异很大，要研究气液两相流在管内的相分配特性首先需要明确两相流的流型。通过半透明PVC 集管观察到管内流型为泡状流，再结合流型图对实验流型进行进一步的判定。已有文献提出了很多适用于不同工况的流型图[20-23]。Hewitt 等[24]使用直径31.2 mm 的圆管，观测了两相流在管内垂直向上流动的流型，并做出了以液气相动量密度和为横纵坐标的流型图，该实验工况与本文实验条件相似，但采用的工质为空气-水混合物。Weisman 等[25]进一步研究了管径和流体物性对流型的影响并提出了修正系数Φ1和Φ2，并加入到流型图的横纵坐标中，得到了新的流型图，其适用范围更加广泛。因此，本文采用Weisman流型图结合集液管中所观察到的流型来判断实验流体的流型，实验数据点所在区域如图4所示。

本次实验进口流量值m1较小，使得管内气液相流速较低，大多数数据点位于流型图左下方，由此可以确定本实验大部分流型为泡状流以及少部分间歇流。

图4 竖直管内流型分布Fig.4 Distribution of flow patterns in vertical pipes

本实验探究了气液相流速、干度以及流量比对扁平T 型管内相分配特性的影响，得到了135 组实验数据。使用气相分离比FG与液相分离比FL表示R134a 在集管与支管内的分配状态。FG与FL相近时，表示两相制冷剂在T 型管内均匀分配，FG与FL相差大表明管内气相与液相分离[19]，气液相分配不均。

式中，mG3、mL3分别表示进入支管的气液相流量，mG1、mL1分别为集管进口气液相流量。

2.1 气液相流速对相分配特性的影响

集管内气液相流速UG和UL的计算式为：

式中，管内平均空泡份额αm由变密度模型计算得到。

图5显示了保持气相进口流速不变的情况下改变液相进口流速对气液相分离比产生的影响。图中斜线为相等分线，位于斜线上方的点FL大于FG，表示与气相相比液相更易于进入支管。反之，斜线下方的点表示气相更易于进入支管。图5中显示增加液相流速会使液相分离比减小，而气相分离比增大。液相在竖直集管内受到重力、管壁摩擦力、惯性力以及两相间界面切应力，由于液相密度远大于气相，受重力作用明显。在流速较小时，液相容易转向进入支管。增大液相流速使液相惯性力增大，能够克服重力直接流向集管下游从而使液相分离比减小。因此，增大集管进口的液相流速使液相惯性增加，更多的液相直接流向集管下游使液相分离比减小。

图6 表明了气相进口流速对扁平T 型管内气液相分配的影响。由图可知，保持液相进口流速不变时改变气相进口流速，气液相分离比变化不大。该趋势与Mak 等[26]采用集管和支管管径为5 mm 的T型管得到的实验结果相似。但Azzopardi[27]在管径更大的T型管中发现气相流速减小会使液相分离比增大。这是因为其实验中的流型为环状流，气相流速大于液相流速。气相流速减小会使气相中的夹带液滴减少，从而使管壁液膜变厚，更多液相进入支管。本实验中主要流型为泡状流，气相流速小，对管内液相分布影响较小，因此气液相分离比不随气相流速改变而产生明显变化。

图5 液相进口流速对相分离比的影响Fig.5 Effect of liquid inlet velocity on phase separation ratio

图6 气相进口流速对相分离比的影响Fig.6 Effect of gas-phase inlet flow rate on phase separation ratio

2.2 两相流干度对相分配特性的影响

图7 表示气相分离比FG和液相分离比FL随进口干度x1的变化情况。如图所示，在进口干度为0.17～0.69 范围内保持支管与集管流量比m3/m1一定，气相分离比随进口干度的增大而减小，液相分离比随进口干度的增大而增大。

气液两相流进口干度增大使集管内气相占比增多。气泡体积增大，因而受到的浮力增加，从而使气泡更容易上升进入集管顶端，而且扁平T 型管中的支管水力直径很小，体积微小的气泡可以直接进入支管。当气泡直径大于孔口时，支管需要克服气泡表面张力才能将气体吸入管内，所以进口干度增加会使支管内气相分离比降低。另外，随着气泡体积增大，气泡间相互聚并，管内的泡状流会开始向间歇流转变，液相在管壁堆积形成液膜，靠近支管入口的液膜液相流速低，更容易转向进入支管，使液相分离比增加。从图7中还可以看出保持进口干度不变，气液相分离比都随支管与集管流量比增大而增大，且FG比FL增幅更大。进入支管的总流量m3增多时气相比液相的轴向动量小，所以更多的气相被吸入支管。简而言之，进口干度增加会使气泡体积增大，气相受到的浮力增大，更容易直接流向集管下游使气相分离比减小。

图7 两相流进口干度对气、液相分离比的影响Fig.7 Effect of inlet dryness of two-phase flow on gas and liquid phase separation ratio

图8 气液相分配均匀时的气、液相分离比Fig.8 Gas-liquid separation ratio when gas-liquid distribution is uniform

集管进口干度x1增加时气相分离比FG减小，液相分离比FL增加，则存在某一范围内的x1使FG与FL相近，扁平T 型管内气液相分配均匀。本实验结果表明，在进口干度范围为0.45～0.5（m1=0.786～5.96 g/s，m3/m1=0.1～0.6，T1=292.9～304.2 K）时，气、液相分离比相近，如图8所示。

2.3 实验结果与现有模型预测值对比

现有的气液两相流相分配理论计算模型大多适用于常规T 型管，扁平T 型管内的相分配模型较少且大多为基于特定实验工况的经验关联式，至于扁平T 型管内的相分配理论模型则更为少见[28]。为了验证已有相分配模型在扁平T 型管内适用与否，文中选取了三个经典的流量分配模型，将模型预测结果与实验值进行对比。Azzopardi[27]假定进入支管的气液相来自集管中的同一扇形区域，其中液相全部来自集管中的液膜，从而提出了集管与支管都为常规圆管，流型为混状流与环状流的相分配模型。Li 等[18]考虑了表面张力与黏性力的影响，通过量纲分析得到了集管与支管为100 μm×800 μm 的矩形微通道、流型为塞状流的经验关联式。Hart 等[29]使用双流线模型，假设气相与液相在交叉处的摩擦损失系数变化相同，并考虑集管与支管尺寸差异的影响，模型中引入了集管与支管直径比。在实验工况为m1=2.5 g/s，x1=0.5，实验值与模型预测值的对比结果如图9所示。

图9 相分配模型与实验结果对比Fig.9 Comparison of phase assignment model and experimental results

Azzopardi 等[30]将常规T 型管的集管内进入支管的气液两相流体定义为“影响区域”，如图10 所示，建立了圆心角θ 与集管、支管内气液相流量的关联式：

图10 T型管内的“影响区域”示意图[30]Fig.10 Schematic diagram of the“influenced area”in the T-junction[30]

Azzopardi模型[30]的预测值与本实验结果相差最大，实验值中的液相分离比FL远小于预测值，这是因为扁平T 型管的支管尺寸非常小，支管水平放置时动量较大的液相更容易经过支管管口直接流向集管下游。早期提出的常规T 型管经典相分配模型[10,15,30]大多假设集管内气液相界面保持不变，对环状流等相界面稳定的流型相分配预测更为准确，但不适用于本实验中的泡状流。

图9 中Li 等[18]的相分配模型是通过量纲分析得到的经验关联式，如式（9）所示，适用于集管与支管都是微通道的T型管。

经验关联式（9）包含了气液相黏度和表面张力，相比于常规T 型管内的相分配模型，式（9）的预测值与本实验结果偏差较小，但在气相分离比FG较大时，液相分离比FL的预测值小于实验结果。因为微通道T 型管中集管也是微通道，重力对管内流体流动影响较小。本实验中的扁平T型管的集管为常规圆管，竖直放置的集管内密度较大的液相向上流动时受到重力作用流速降低，使得液相分离比FL偏大。

图9 中第三种相分配模型由Hart 等[29]提出，该模型考虑了支管与集管尺寸差异的影响：