矩形管内R134a两相流动压降特性分析

刘猛洪

（济宁职业技术学院汽车工程系，山东济宁272037）

矩形管内R134a两相流动压降特性分析

刘猛洪*

（济宁职业技术学院汽车工程系，山东济宁272037）

为研究水力工况、换热管结构参数对换热管内制冷剂功耗的影响，本实验选用了R134a为工质，以干度、质量流量、饱和温度、热流密度、换热管水力半径为影响因素，以压降为制冷剂在换热管内功耗损失的衡量指标。实验结果显示：R134a在换热管内的压降随着干度值、质量流量的增加而增加，随着换热管管径的减小、饱和温度的降低而增大；热流密度对制冷剂在换热管内的影响并不大。

流动冷凝；R134a；热流密度；质量流量；干度

0 引言

随着能源危机的加深、环境污染的加重，能源的高效利用逐渐成为大家关注的焦点。由早期的二维矩形、梯形低肋管发展到现在的三维强化管（如Thermoexcel-C管、Turbo-C管等）[1-2]，各种强化管凭借其换热效率高、占地面积小、工质充注量低等优点，被广泛应用于各种换热器中，但换热效果的提高一般伴有能耗的增加，为进一步降低制冷剂在换热管内的能量损失，诸多研究者从实验、理论计算模型两个方面着手分析了高效换热管内的功耗机理。

理论计算中假定两相换热压降是单相换热压降的倍数，并在此基础上延伸出适用于各工况及新型换热管道的预测模型[3-6]。此外，HOSSAIN 等[7]选用R1234ze(E)、R32和R410A这3种制冷剂在光管内进行了冷凝实验，分析了质量流量、饱和温度、制冷剂物性对压降的影响，并把实验数据与压降关联式进行对比，进而对关联式的实用性进行实验验证。CAVALLINI等[8]同样选用一些新型氢氟烃制冷剂为工质在水平光管内进行了流动冷凝实验，除了对干度、质量流量、饱和温度、温差等因素对换热特性的影响进行分析外，还在实验工况对流型影响的基础上对换热预测模型进行了实用性验证。ZHANG 等[9]选用冷凝温度为 30 ℃和 40 ℃、质量通量为300 kg/m2s ～600 kg/m2s的实验工况，在内径为1.088 mm和1.289 mm的微型管进行了 R22、R410A、R407C的冷凝换热研究，除了分析外界工况对换热系数、压降的影响外，还将实验数据与经典关联式进行了对比。

国内许多相关研究[10-15]取得了一定成就。宁静红等[10]对R290在水平管内的冷凝换热和压降的研究现状进行了汇总。张雪东等[11]也对替代工质在水平管内的流动冷凝换热进行了综述研究。鲍伟等[12]对低沸点工质在微通道内的流动沸腾压降特性进行了分析研究。邱金友等[13]以R1234zw(E)为工质研究了其在水平圆管内的流动沸腾换热过程中的压降特性。但是，大多数分析研究均在沸腾换热的基础上进行，对冷凝实验的压降换热特性分析较小。

本研究以R134a为制冷剂，在两种不同孔径方形管内进行实验，以干度、质量流量、饱和温度、热流密度、强化管结构参数为研究对象，以压降为制冷剂在换热管内能耗损失的衡量指标，分析了水力工况、管型结构对工质流体在不同强化管内功耗的影响，为研发出节能换热器提供方向。

1 实验装置

冷凝实验在一单管换热实验平台上运行，具体实验装置如图1所示。为避免润滑油对实验结果准确性的影响，系统采用隔膜泵代替压缩机为整个系统提供循环动力，通过调节隔膜泵的运转频率及运转行程来调节制冷剂循环流量。

实验系统主要包括三大部分：制冷剂循环、冷冻水循环、测试水循环。制冷剂循环中，过冷制冷剂在泵的驱动下由储液器流出流向预热器，在预热器内被加热到测试管要求的进口状态，通过调节预热器内加热电压、电流来调整其对制冷剂的加热量。两相制冷剂在测试管内通过与管外的测试水进行热量交换完成冷凝实验。通过测试管两侧的视液镜观察制冷剂在测试管进出口状态。两相制冷剂在冷凝器内完全冷凝，达到过冷状态后进入储液器，进行下一步循环。冷冻水循环、测试水循环中除配有泵、流量计外，还配有恒温水箱，通过调节恒温水箱温度来模拟恒定的外界实验环境。

图1 实验装置原理图

实验段为一逆流套管式冷凝器，具体结构图见图 2；制冷剂在测试管内流动，测试水在环形管道内流动。在不锈钢套管外套有保温层，以减小实验段漏热损失、确保实验数据的准确性。测试管选用两种不同型号矩形管，其截面图见图3，具体尺寸参数见表1。

图2 实验段示意图

图3 测试管截面图

表1 测试管尺寸参数

实验采用精度为0.1 ℃的PT100铂电阻测量制冷剂及测试水温度，所有铂电阻使用前均进行水浴标定，所得相对误差均小于0.1%；选用量程为0～42 bar、测量精度为0.2级的德鲁克GE5072型号压力变送器对制冷剂在测试管进出口的压力及储液器压力进行测量；采用由RHM03传感器与RHE14变送器组成的量程为 0.05 kg/min～6 kg/min、测量精度为0.1%的质量流量计测量制冷剂循环流量；选用控制-显示一体型电磁流量计测量测试水流量，精度为0.5级。实验中，制冷剂压降由压力变送器直接测量获得，因此，所选压力变送器的精度直接关系到压降的测量精度；实验选用量程为 0～0.06 MPa、精度为±0.1%的EJA110A型压差变送器对压降进行直接测量，完全符合实验的测量要求。

实验选用R134a为测试工质，在不同温度条件下其具体物性参数见表 2。实验运行时，外界水力工况设定为：质量流量 350 kg/(m2·s)～600 kg/(m2·s)，热流密度15 kW/m2～25 kW/m2，饱和温度35 ℃～45 ℃，干度 0.1～0.8.

表2 R134a物性参数

2 数据分析

制冷剂在测试管内的压降主要由摩擦压降、加速压降、重力压降三部分组成[16]，由于实验中测试管水平放置，故重力压降可以忽略不计；考虑制冷剂在测试管与实验台管道之间流动孔径的突变，制冷剂压降考虑了突变压降（包括突涨压降、突缩压降两部分）。由于实验装置的局限性，本实验利用压差变送器直接测量的制冷剂流过测试管的压力损失为总压降，数据分析中加速压降及突变压降均经计算获得。

制冷剂在测试管进口焓值：

式中：

il——制冷剂在预热器进口处焓值；

Q——在预热器内对制冷剂的加热量；

mr——制冷剂在系统的质量流量。

制冷剂在测试管出口焓值：

公式(2)中，QT为制冷剂在测试管与管外水循环之间的换热量[17]：

制冷剂在测试管进口干度值：

公式(4)中，iTl为制冷剂在对应饱和压力下的液体焓值；iv为制冷剂在对应饱和压力下的气化潜热值。

制冷剂在测试管出口处干度值：

实验中，以制冷剂在测试管进出口干度的平均值作为制冷剂在测试管内换热干度值的计算标准，即：

突扩压降[11]：

突缩压降[11]：

加速压降：

公式(9)中，ρl、ρv分别为制冷剂在饱和压力下的液体、气体密度；α可由公式(10)计算可得：

3 实验结果

本实验旨在研究外界水力工况、管型尺寸对制冷剂在测试管内压降的影响，实验数据分析时选用制冷剂质量流量、饱和温度、热流密度和干度值来表征外界水力工况，选用管径来表征管型尺寸，选用压降作为换热功耗的衡量指标。

3.1 压降组分比重

在 350 kg/m2s质量流量和 40 ℃饱和温度下，压降各组成成分在不同热流密度下所占比重如图 4所示。结果显示摩擦压降约占实验所测总压降的90%左右，突变压降、加速压降所占比重之和小于总压降的10%。所以，水力工况及管型尺寸对压降的影响可以通过两者对摩擦压降的影响进行解释。

3.2 水力工况下对压降的影响

实验中，在对水力工况对压降的影响进行研究时，选择1#测试管为研究对象。在热流密度为25 kW/m2、饱和温度为40 ℃的工况下，探究干度和质量流量对压降的影响，具体实验结果如图5所示。由图可知，制冷剂在测试管内的压降随着干度值的增加、制冷剂质量流量的增大而增大，且对应干度值越大，其质量流量对压降的影响比值越大。这主要是因为制冷剂的气液速度差随着干度的增加、质量流量的增大而增大，进而导致管内制冷剂气液界面剪切力的增大，这不仅会导致气液界面间摩擦压降的增大，还导致制冷剂液膜与内壁面之间摩擦压降的增加，进而增加制冷剂在管内的流动功耗[18-19]。

图4 压降成分比重与热流密度的关系

饱和温度对换热压降的影响如图6所示，在350 kg/m2s和15 kW/m2的实验工况下，换热压降随着冷凝温度的升高而逐渐降低。可能的原因分析如下：R134a的液体粘度随着饱和温度的降低而增加，导致制冷剂液膜与管内壁之间摩擦压降的增加；R134a气液密度比随着饱和温度的增加而增大，进而引起气液速度差随着饱和温度的增大而减小，这些均会导致较大的剪切力，造成气液界面间更大的摩擦损失。

冷凝实验中，制冷剂蒸汽与管内壁之间的换热必须通过液膜，液膜的换热特性直接影响到整体的换热特性。在 40 ℃饱和温度和 500 kg/m2s质量流量的条件下，压降与热流密度之间的关系如图7所示。由图可知，在相同干度值、不同热流密度值的条件下，制冷剂压降的区别并不大，即热流密度对压降的影响极小。这就表明热流密度对管内液膜的粘度、密度和导热系数等理化参数的影响较小，不足以对制冷剂在管内的功耗损失产生较大干扰。

图5 压降与质量流量的关系

图6 压降与饱和温度的关系

图7 压降与热流密度的关系

3.3 矩形管的结构参数对压降的影响

由于换热管均为矩形管，所以选用水力半径（Hydraulic Radius，hr）来表征测试管内径。为了研究不同尺寸测试管内压降的不同，实验台上同样运行了40 ℃饱和温度、500 kg/m2s质量流量、25 kW/m2热流密度的水力条件下的两种测试管内的压降实验，具体实验结果如图 8所示。1#管压降明显高于2#管，且1#管压降约为2#管压降的1.19倍。虽然制冷剂在两测试管内具有相同的质量速度[20]，但其在测试管90o拐角处，在制冷剂表面张力的作用下，小管径测试管中的液膜沉积更严重，液膜厚度增大，显著加大了制冷剂压降，导致制冷剂在1#管流动时消耗更多能量。

图8 压降与管型尺寸的关系

4 结论

实验以R134a为工质，在两种不同尺寸矩形管内，以质量流量、饱和温度、热流密度和测试管结构参数为研究对象，以压降为制冷剂在换热管内能耗损失的衡量指标，分析了水力工况、管型结构对制冷剂在矩形管内压降特性的影响，实验结果表明：

1）制冷剂压降随着干度、质量流量的增加而增大，随着饱和温度的增大而降低，热流密度对管内压降的影响较小；

2）制冷剂在小管径测试管内的流动压降更大，当水力直径由1.2 mm减小到1.1 mm时，压降增大了19%。

[1]马志先,张吉礼,孙德兴.HFC245fa 水平光管与强化管管束外冷凝换热[J].化工学报,2010,61(5):1097-1106.

[2]张定才,刘启斌,陶文铨,等.R22在水平双侧强化管外的凝结换热[J].化工学报, 2005, 56(10): 1865-1868.

[3]CHISHOLM D,LAIRD A.Twophaseflow in rough tubes[J]. ASME Trans, 1958, 80: 276-286.

[4]FRIEDEL L. Pressure drop during gas/vapor-liquid flow in pipes[J].International Journal of Chemical Engineering, 1980, 20(3): 352-367.

[5]STEINHAGEN HM,HECK K.A simple friction pressure drop correlation for two phase flow in pipes[J].Chemical Engineering and Processing,1986,20(6):297-308.

[6]张智,赵夫峰,王三辉,等.宽片与窄片组合的翅片管换热器数值模拟与实验研究[J].制冷技术, 2014, 34(6):21-26.

[7]HOSSAIN M A, ONAKA Y, MIYARA A. Experimental study on condensation heat transfer and pressure drop in horizontal smooth tube for R1234ze(E),R32and R410A[J].International Journal of Refrigeration,2012,35(4): 927-938.

[8]CAVALLINI A, CENSI G, COL D D, et al. Experimental investigation on condensation heat transfer and pressure dropof new HFCrefrigerants(R134a,R125,R32,R410A,R236ea)in a horizontal smooth tube[J].International Journal of Refrigeration, 2001, 24(1): 73-87.

[9]ZHANG HY,LI J M,LIU N,et al.Experimental investigation of condensation heat transfer and pressure dropof R22,R410A and R407Cin mini-tubes[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2012,55(13/14): 3522-3532.

[10]宁静红,刘敬坤.R290水平管内凝结换热和压降的研究现状[J].流体机械, 2013, 41(7): 66-71.

[11]张雪东,公茂琼,吴剑峰.替代工质水平管内流动凝结换热研究综述[J]. 2013, 34(5): 28-33.

[12]鲍伟,马虎根,白健美,等.微通道内低沸点工质流动沸腾压降特性[J].化工学报, 2011, 62(5): 118-122.

[13]邱金友,张华,余晓明,等.R1234zw(E)在水平圆管内的流动沸腾换热过程中摩擦压降特性实验研究[J].制冷学报, 2016, 37(1): 32-37.

[14]闫畅迪,黄永华,喻志广,等.带芯波纹管内液氮流动压降特性的实验研究[J].制冷技术, 2016, 36(2): 1-5.

[15]胡海涛,丁国良,黄翔超,等.小管径铜管内含油制冷剂流动冷凝换热与压降特性的实验研究[J].制冷技术,2012, 32(2): 10-14.

[16]COLLIIER J G,THOME J R. Convective Boiling and Condensation[M].3rd ed.Oxford:Oxford University Press, 1994.

[17]施骏业,陈晓宁,陆冰清,等.家用空调室外机波纹型翅片管换热器空气侧传热与压降性能研究[J].制冷技术, 2015, 35(5): 13-17.

[18]武永强,罗忠. R140A和R22在水平强化管内的蒸发和冷凝性能[J].工程热物理学报, 2006, 27(2): 292-294.

[19]魏义平,陶乐仁,密洁霞,等. R410A和R22在水平内螺纹管内冷凝性能的实验研究[J].低温与超导,2012,40(12): 46-49.

[20]吴晓敏,李辉,龚鹏,等.水平微肋管内蒸发及冷凝换热性能研究[J].工程热物理学报, 2006, 27(3): 460-462.

Analysis on Two-phase Flow Pressure Drop Characteristics of R134a inside Rectangular Tube

LIU Menghong*
(Department of Automotive Engineering, Jining Polytechnic, Jining, Shangdong 272037, China)

To study the influences of working conditions and structural parameters of the heat transfer tube on the refrigerant power consumption inside the heat transfer tube, R134a was selected as the working fluid, and the vapor quality, mass flux, saturation temperature, heat flux and inner diameter of the heat transfer tube were selected as the influence factors; the pressure drop was used as the measurement index of refrigerant power consumption inside heat transfer tube. The experimental results show that pressure drop of R134a inside the heat transfer tube increases with increasing vapor quality and mass flux, and it increases with decreasing saturation temperature and inner diameter of the heat transfer tube; heat flux has little effect on the pressure drop.

Flow condensation; R134a; Heat flux; Mass flux; Vapor quality

10.3969/j.issn.2095-4468.2017.05.202

*刘猛洪（1975-），男，副教授。研究方向：汽车设计、汽车空调制冷。联系地址：济宁市任城区金宇路3号，邮编：272037。联系电话：15216768626。E-mail：jiazhibin152@163.com。