(1 中國科學院理化技術研究所 中國科學院低溫工程學重點實驗室 北京 100190； 2 中國科學院大學 北京 100049； 3 華商國際工程有限公司 北京 100069)

在臭氧層破壞和全球變暖等環(huán)境危機的背景下，天然制冷劑的應用又重新得到了重視。氨(R717)是天然制冷劑，它應用于大型工業(yè)制冷系統(tǒng)中已經超過一個世紀[1-2]。氨具有極好的熱物理性質和環(huán)境友好性，因此在小型制冷系統(tǒng)中的應用也引起了廣泛關注[3-7]。由于氨制冷劑存在一定的可燃性和毒性，減小其在制冷系統(tǒng)中的充注量極為重要[6-8]。小管徑換熱管通常可以提供更高的表面?zhèn)鳠嵯禂礫9]，因此它的應用可以提升換熱器的緊湊性，同時減少系統(tǒng)中制冷劑的充注量。

準確的換熱及壓降預測模型對于換熱器的設計極為重要，而開發(fā)相應的預測模型需要基于精確的實驗數據[10-13]。J. R. Thome等[12]綜述了氨制冷劑在管內的流動沸騰特性，對比文獻中的實驗數據得出：氨制冷劑管內流動沸騰換熱及壓降的實驗數據需要在精度和工況范圍兩方面進行提升及擴充。氨制冷劑管內流動沸騰換熱及兩相摩擦壓降的實驗基本是在相對較大管徑內(大于8 mm)進行的，目前在小管徑內飽和溫度低于0 ℃的實驗數據較少。

本文搭建了氨制冷劑管內流動沸騰換熱及壓降測試實驗裝置，對氨制冷劑在小管徑水平光管內的流動沸騰換熱及壓降進行測試，并詳細分析干度、質量流速及熱流密度對傳熱及壓降特性的影響。

1 實驗裝置

圖1所示為實驗系統(tǒng)原理。實驗系統(tǒng)共包括4個循環(huán)：制冷劑主循環(huán)、過冷器和冷凝器的冷卻循環(huán)、預熱器的加熱循環(huán)、控制加熱器的加熱循環(huán)。

圖1 實驗系統(tǒng)原理Fig.1 Principle of experimental setup

制冷劑主循環(huán)包括儲氨罐、過冷器、氨泵、氨質量流量計、預熱器、傳熱測試段、壓降測試段、可視段、控制加熱器和冷凝器。從儲氨罐流出的氨制冷劑先經過過冷器產生一定的過冷度，過冷后的氨制冷劑再通過氨泵加壓進入質量流量計測量環(huán)路內的質量流量，然后氨制冷劑進入預熱器加熱到所需測試干度，產生的兩相氨制冷劑依次進入傳熱測試段、壓降測試段和可視段，分別測試流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂怠上嗄Σ翂航岛土餍?，測試完成后進入控制加熱器加熱，最終通過冷凝器冷凝成液相后回到儲氨罐。

過冷器和冷凝器的冷卻循環(huán)采用的介質為乙二醇水溶液，箱體內的低溫乙二醇水溶液通過溶液泵輸送至過冷器和冷凝器中進行冷卻，而箱體內的乙二醇水溶液通過一臺獨立的R404A制冷機組進行冷卻。為了精確控制過冷器和冷凝器中的冷量，箱體內的乙二醇水溶液通過PID控制布置在箱體內的加熱器的加熱量維持恒定溫度。

預熱器采用乙二醇水溶液加熱方式。預熱器的加熱循環(huán)主要由乙二醇水溶液箱體、溶液泵和體積流量計組成。箱體內放置了潛水式電加熱棒，電加熱功率通過調壓器進行控制。加熱后高溫乙二醇水溶液通過溶液泵輸送至預熱器內加熱制冷劑，乙二醇水溶液的流量通過體積流量計進行測量，同時在預熱器的進出口布置熱電偶分別測量乙二醇水溶液的進出口溫度。

控制加熱器循環(huán)也是通過溶液泵將高溫乙二醇水溶液輸送至控制加熱器內加熱制冷劑?？刂萍訜崞鞯淖饔檬钦{節(jié)測試段內的飽和壓力，通過PID調節(jié)乙二醇水溶液箱體內加熱器的加熱量來穩(wěn)定測試段內的飽和壓力。

換熱測試段為一個內徑與測試管內徑相同，而外徑較大的不銹鋼塊。在不銹鋼塊外表面均勻布置柔性電加熱膜，在不銹鋼塊中部打孔布置熱電偶測溫，通過一維導熱方程計算管內壁的溫度。該方式將電加熱與測溫分離，可增加熱流密度的均勻性及壁面溫度的準確性。換熱測試段實物如圖2所示。柔性電加熱膜通過直流電源供電加熱，在加熱膜外表面先布置保溫層，再在保溫層外表面纏繞鋁箔膠帶減少輻射換熱。在換熱測試段的上、中、下對稱布置4支鎧裝熱電偶用于測量壁面溫度，在布置熱電偶前需先向孔內填充導熱硅脂，減小導熱熱阻。

對于水平管的壓降測試，已有文獻中多采用的方式是直接測量換熱測試段的壓降，減去由于加熱產生的加速壓降，進而得到摩擦壓降。但該方式誤差較大，所以本文在換熱測試段后專門設置了絕熱壓降測試段。本文壓降測試段為一段不銹鋼水平直光管，在管外壁布置保溫層用以隔熱。

圖2 換熱測試段實物Fig.2 Object of the heat transfer test section

除換熱測試段的電加熱功率需手動錄入外，其它所有信號均采用Agilent 34 970 A進行采集，為了便于信號的處理及顯示，本文自行開發(fā)了Labview采集程序。在每一個測試工況運行穩(wěn)定后，開始保存采集的數據，持續(xù)5 min。

J. R. Thome等[12]建議氨制冷劑流動沸騰實驗測試工況范圍為：-30 ℃≤Tsat≤20 ℃，q<10 kW/m2。由于氨的潛熱較大，在實際應用中，氨制冷劑質量流速范圍為：10 kg/(m2·s)≤G≤ 80 kg/(m2·s)[14]?？紤]到實際應用情況及實驗臺的可操作性，本文的測試工況如表1所示。

表1 測試工況Tab.1 Test conditions

2 數據處理

2.1 干度計算

預熱器中的加熱量計算：

Qpre=cp,mixρmixVmix(Tmix,in-Tmix,out)

(1)

式中：cp,mix、ρmix和Vmix分別為乙二醇水溶液的比熱容(kJ/(kg·K))、密度(kg/m3)和體積流量(m3/s)；Tmix,in和Tmix,out分別為預熱器中乙二醇水溶液的進、出口溫度，K。

換熱測試段進口干度為：

換熱測試段出口干度為：

式中：Qtest為換熱測試段的加熱功率，kW。

換熱測試段的平均干度為進出口干度的平均值：

2.2 表面?zhèn)鳠嵯禂涤嬎?/h3>

局部表面?zhèn)鳠嵯禂担?/p>

式中：q為換熱測試段的熱流密度，kW/m2；Tw為內壁面溫度，K；Tsat為制冷劑飽和溫度，K。換熱測試段熱流密度：

式中：Qloss為漏熱量，kW；D為換熱測試段內徑，m；Lh為換熱測試段加熱長度，m。內壁面溫度Tw根據測點溫度Tm通過一維導熱方程推出：

式中：λ為不銹鋼的導熱系數，kW/(m·K)；Dm為溫度測點位置的直徑，m。

制冷劑飽和溫度取換熱測試段進出口飽和溫度的平均值：

2.3 摩擦壓降計算

在壓降測試段中，總壓降Δpt(kPa)由三部分組成：重力壓降Δpg(kPa)、加速壓降Δpm(kPa)和摩擦壓降Δpf(kPa)。

Δpt=Δpg+Δpm+Δpf

(9)

本文測試的是水平管中的壓降，故重力壓降Δpg=0；且壓降測試段為絕熱，故加速壓降Δpm≈0。即壓降測試段測得的壓差可認為是摩擦壓降。

2.4 不確定度分析

由于測量儀器的限制、實驗條件的影響、測量方法的問題，實驗中不可避免會產生誤差。不確定度是指由于測量誤差的存在，對實驗結果不能肯定的程度。本文根據R. J. Moffat[15]的誤差傳遞分析方法對實驗數據的不確定度進行分析。測量參數不確定度如表2所示，計算可得表面?zhèn)鳠嵯禂档牟淮_定度為±8.3%。

表2 測量參數不確定度Tab.2 Parameter uncertainties

3 實驗結果和討論

3.1 表面?zhèn)鳠嵯禂?/h3>

圖3所示為在4 mm管內飽和溫度為-5 ℃工況下，流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂翟诓煌|量流速和熱流密度下隨干度的變化。由圖3可知，流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂惦S著干度的增加而增加。且質量流速越大，表面?zhèn)鳠嵯禂翟酱螅@是由于對流蒸發(fā)換熱增大導致。表面?zhèn)鳠嵯禂祻馁|量流速為50 kg/(m2·s)到80 kg/(m2·s)的增長幅度遠大于從80 kg/(m2·s)到100 kg/(m2·s)的增長幅度。該特性可以通過不同質量流速下流型的轉變解釋。質量流速為50 kg/(m2·s)時，流型在全干度范圍內主要為分層波狀流。當質量流速增至80 kg/(m2·s)和100 kg/(m2·s)后，流型將在一定干度下從分層波狀流轉變?yōu)榄h(huán)狀流，且質量流速越大，轉變時的干度越小。隨著干度的增加，對流蒸發(fā)增強，而核態(tài)沸騰被抑制。且質量流量越大，核態(tài)沸騰抑制發(fā)生的越早，導致不同質量流速下的流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂翟诟吒啥葏^(qū)域相接近。

圖3 當Tsat=-5 ℃時，流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂翟诓煌|量流速和熱流密度下隨干度的變化Fig.3 Variation of flow boiling surface coefficient of heat transfer with vapor quality under different mass fluxes and heat fluxes when Tsat=-5 ℃

對比圖3(a)和3(b)可知，熱流密度增大可以增大流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂?，同時可以減弱對核態(tài)沸騰的抑制。這是因為高熱流密度可以激活更多的成核點，加速氣泡的產生和從壁面的脫離，強化了核態(tài)沸騰換熱。此外，根據K. E. Gungor等[16]的預測模型可知，熱流密度越大，沸騰數Bo=q/(GHlv)越大，而沸騰數的增大使對流蒸發(fā)換熱的強化因子變大，進而強化對流蒸發(fā)換熱。熱流密度對流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂档挠绊懯沁@兩者共同作用的結果。

圖4 兩相摩擦壓力梯度在不同質量流速下隨干度的變化Fig.4 Variation of two-phase frictional pressure gradients with vapor quality under different mass fluxes

3.2 摩擦壓降

圖4所示為在4 mm管內飽和溫度為-5.5 ℃時，兩相摩擦壓力梯度在不同質量流速下隨干度的變化。由圖4可知，對于不同質量流速，兩相摩擦壓降均隨干度的增加而增大，這是由于隨著干度的增加，管內的流速增大造成的。但兩相摩擦壓降增大的速率在低干度區(qū)域要高于高干度區(qū)域。此外，在固定干度下兩相摩擦壓降呈現出隨質量流速增大而增大的趨勢。這是由于質量流速增大會引起氣相和液相的速度顯著增大導致。

4 結論

本文實驗研究了氨制冷劑在4 mm管內流動沸騰換熱和兩相摩擦壓降的特性，分析了干度、質量流速和熱流密度對流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂岛蛢上嗄Σ翂航档挠绊?，得到以下結論：

1)流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂惦S著干度的增加而增大。且質量流速越大，流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂翟酱?，但當流型轉換到環(huán)狀流后，表面?zhèn)鳠嵯禂档脑龃筅厔轀p緩。增大熱流密度可使流動沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂翟龃?，同時可以減弱對核態(tài)沸騰的抑制。

2)隨著干度的增大，兩相摩擦壓降增大，但在高干度區(qū)域兩相摩擦壓降增大的速率減緩。干度相同時，兩相摩擦壓降隨質量流速的增大而增大，這是由于質量流速增大會引起氣相和液相的速度顯著增大導致。

本文受中國科學院低溫工程學重點實驗室開放課題(CRY0201709)項目資助。(The project was supported by the Open Fund of CAS Lab of Cryogenics, TIPC (No. CRY0201709).)