鐘天明　陳穎　鄭文賢　樂文璞　羅向龍　楊慶成（廣東工業(yè)大學(xué)材料與能源學(xué)院　廣州　510006）

多管程布置微通道分液冷凝器的熱力性能

鐘天明陳穎鄭文賢樂文璞羅向龍楊慶成
（廣東工業(yè)大學(xué)材料與能源學(xué)院廣州510006）

分液式微通道冷凝器（LSMC）是一種新型的微通道平行流冷凝器。本文通過理論計算并實驗驗證了不同管程布置方案LSMC的管內(nèi)換熱系數(shù)和壓力降，并采用懲罰因子（PF）對其綜合性能進(jìn)行評價。結(jié)果表明：管程數(shù)（NP）和每管程換熱管數(shù)（TNPP）對平行流冷凝器的熱力性能都有明顯影響。在完全分液效果下，優(yōu)化的4、5管程LSMC的換熱系數(shù)分別比3管程LSMC提高了5.7％和13.8％，而4、5管程LSMC的壓降也分別比3管程LSMC增大超過23.5％和138.7％。與此比較，LSMC的傳熱系數(shù)和壓降在不同TNPP的變化較小，說明優(yōu)化區(qū)間內(nèi)管程數(shù)比每管程換熱管數(shù)對LSMC單一的熱力性能影響更大。此外，實現(xiàn)完全分液的LSMC比部分分液的LSMC熱力綜合性能好。與實驗值比較，LSMC理論傳熱系數(shù)和壓降的最大偏差分別為25.6％ 和20.8％。

微通道分液冷凝器；管程組合；冷凝傳熱系數(shù)；懲罰因子

風(fēng)冷管翅式冷凝器廣泛應(yīng)用于各種制冷系統(tǒng)和冷卻系統(tǒng)中，是系統(tǒng)中進(jìn)行能量傳遞的關(guān)鍵部件，因此其熱力性能的優(yōu)劣對系統(tǒng)的整體性能有重要影響。微通道平行流冷凝器因其突出的緊湊性和較高的傳熱效率，在工業(yè)應(yīng)用中越來越受到青睞。對于平行流冷凝器，通過恰當(dāng)?shù)墓艹膛浜希錈崃π阅芸色@得顯著的提高。龔堰玨等［1］以R134a為工質(zhì)，對換熱管數(shù)為36、水力直徑約為3 mm的五種5管程布置的平行流冷凝器熱力性能進(jìn)行仿真模擬。表明在制冷劑流量為0.05 kg/s時，熱力性能最好的10-9-8-5-4（管程依次的管數(shù)，下同）冷凝器比熱力性能最差的9-8-8-7-4冷凝器換熱量高0.15％，壓降低8.3％。Bullard C W等［2］通過數(shù)值模擬方法研制了水力直徑為1.9 mm、優(yōu)化管程為38-24-9的3管程微通道平行流冷凝器，并應(yīng)用在R410A空調(diào)測試系統(tǒng)，在達(dá)到同等換熱能力時，其能耗比采用外管徑為9.5 mm，且未經(jīng)優(yōu)化的基準(zhǔn)平行流冷凝器低25％。在實際工作中，對優(yōu)化工作者而言，管程優(yōu)化設(shè)計往往是唯一可選擇的自由度。微通道冷凝過程的換熱物理機(jī)制較常規(guī)尺度的管內(nèi)冷凝有很大的不同，氣液兩相界面之間的剪切力起主要作用。Yan Y Y等［3］在管內(nèi)徑為2.0 mm、制冷劑截面質(zhì)量流速為100～200 kg/（m2.s）的細(xì)管中使用R134a，進(jìn)行傳熱實驗并提出傳熱模型，得到平均偏差約10％的較好結(jié)果，但是在較高流量下（約350～650 kg/（m2.s））未得到實驗驗證。Kima N H等［4］采用Webb微通道傳熱關(guān)聯(lián)式，計算R22和R410a在水力直徑為1.41 mm和1.56 mm的微通道管的傳熱系數(shù)，發(fā)現(xiàn)有較大比例預(yù)測值至與實驗值的偏差超過30％。Koyama S等［5］以水力直徑為0.81 mm、1.1 mm的微通道在流量范圍為 100～700 kg/（m2.s）下進(jìn)行實驗，并根據(jù)大量實驗數(shù)據(jù)提出平均偏差在20％以內(nèi)的微通道傳熱關(guān)聯(lián)式。

不少學(xué)者對微通道管內(nèi)兩相流壓降進(jìn)行了研究。Friedel L［6］根據(jù)25000組平行流和垂直流的實驗數(shù)據(jù)，提出了適合兩相流動摩擦壓降計算的關(guān)聯(lián)式，隨后用管徑為4 mm的細(xì)管進(jìn)行了實驗驗證。Zhang M［7］基于Friedel L關(guān)聯(lián)式提出改進(jìn)適用于水力直徑為0.96～2.64 mm的微通道管兩相壓降關(guān)聯(lián)式，與119組實驗數(shù)據(jù)對比，發(fā)現(xiàn)其平均偏差僅為11.5％。

Peng X F等［8］提出分液式冷凝強(qiáng)化方法，有效解決了冷凝器后管束內(nèi)因冷凝液不斷增多導(dǎo)致?lián)Q熱能力下降的問題。由于分液冷凝器的聯(lián)箱內(nèi)的氣液分離作用和管程設(shè)計導(dǎo)致各管程中管內(nèi)兩相流動流量與干度不連續(xù)變化，以致無法用統(tǒng)一的方法計算整個冷凝器的熱力性能參數(shù)。陳二雄等［9］、Chen Y等［10-11］對于常規(guī)尺度（管外徑為7 mm和9.52 mm）的氣液分離冷凝器的管程優(yōu)化策略進(jìn)行了較深入的研究，提出了一種逐程計算方法，成功獲得分液冷凝器的管程優(yōu)化方案。本文我們將繼續(xù)利用這種方法探討管程數(shù)以及不同程度的分液效果對微通道分液冷凝器熱力性能的影響，并找出討論條件下的最優(yōu)管程組合。

1　微通道分液冷凝器

微通道氣液分離冷凝器（LSMC）的結(jié)構(gòu)圖如圖1所示，由微通道管排和兩側(cè)聯(lián)箱組成。聯(lián)箱的適當(dāng)位置上設(shè)置了多孔圓形薄鋁板，稱為氣液分離器。隔板上小孔的孔徑為0.5～2.0 mm。這些隔板將冷凝器劃分為多個擁有不同換熱管數(shù)的流程，除了第一管程以外，各管程進(jìn)口處的氣-液兩相混合物均進(jìn)行了氣液分離，并將冷凝液直接從聯(lián)箱中排走。有效的氣液分離是通過制冷劑混合物氣-液相之間的重力差（密度差）、小孔的毛細(xì)作用力和氣液分離器兩側(cè)的壓差實現(xiàn)的。通過匹配分液小孔的大小、數(shù)量以及開孔位置，大部分液態(tài)制冷劑能通過小孔沿著聯(lián)箱排走，而剩下的一部分液體則在氣液分離器上形成一層薄液膜，阻隔氣態(tài)制冷劑通過分液小孔，氣相制冷劑繼續(xù)進(jìn)入下一個換熱管程進(jìn)行冷凝。這樣各個管程的換熱管內(nèi)都能維持較高的平均干度，從而提升冷凝換熱系數(shù)。

2　管程的理論優(yōu)化方法

2.1傳熱與壓降關(guān)聯(lián)式的選取

在管內(nèi)強(qiáng)制對流兩相換熱過程，制冷劑的流型對平均冷凝傳熱系數(shù)（AHTC）有重要影響。當(dāng)兩相流型為環(huán)狀流及霧狀流型時，傳熱管將獲得較優(yōu)的傳熱特性。本文采用基于湍流理論和努塞爾理論的Koyama S等［5］冷凝傳熱模型。

由于多管程冷凝器冷凝過程的總壓降可由下式計算：

式中：Δpf為摩擦壓降，Pa；Δpb為局部壓降，Pa；Δpa為加速度壓降，Pa；Δpg為重力壓降，Pa。對于微通道平行流冷凝器，加速度壓降和重力壓降較其他兩項壓降小得多，可忽略不計。因此LSMC的總壓降可簡化為：

本文中摩擦壓降計算應(yīng)用上述Zhang M［7］模型，而局部壓降計算則采用Payne W T［12］模型。

2.2懲罰因子

本文采用Cavallini A［13］提出的懲罰因子（PF）對冷凝器的管內(nèi)熱力性能進(jìn)行評價。PF是工質(zhì)冷凝過程中飽和溫度與管壁的傳熱溫差和飽和溫度降的乘積，PF值越小，表明冷凝器的熱力性能越好。其簡化的計算式為：

式中：dp/dz是冷凝過程中的壓力梯度，Pa/m。

2.3管程優(yōu)化的方法

對管程進(jìn)行理論優(yōu)化之前，需要給出幾個必要的假設(shè)，以便簡化優(yōu)化過程：

1）冷凝過程中，整個冷凝器中制冷劑的飽和溫度和管壁溫度為恒定值；

2）制冷劑的物性參數(shù)，包括運動粘度、表面張力、比熱容等在換熱過程均為常數(shù)；

3）制冷劑在各管程的換熱管內(nèi)質(zhì)量流率相同。

管程優(yōu)化的迭代求解過程應(yīng)用Hua N等［14］優(yōu)化換熱器采取的分管程迭代方法，Hua N等［14］以大量的實驗數(shù)據(jù)驗證了此方法能準(zhǔn)確獲得優(yōu)化管程的冷凝器。冷凝器迭代獲得的總熱負(fù)荷滿足設(shè)定值時，AHTC和管內(nèi)總壓降用下式計算：

通過計算LSMC的懲罰因子可知，在換熱面積一定時，最小PF值對應(yīng)下的管程分配方案為LSMC的最優(yōu)管程配合。

3　管程優(yōu)化的案例分析

LSMC的熱力性能受到管程方案影響，管程方案包括管程數(shù)（NP，Number of Pass）和每管程管子數(shù)目（TNPP，Tube Number Per Pass）。本節(jié)通過案例闡述怎樣對LSMC的管程進(jìn)行優(yōu)化，前提條件：兩種冷凝器的換熱面積和換熱管的結(jié)構(gòu)參數(shù)相同（見表1），并且總換熱管數(shù)都為48。制冷劑采用R134a，熱流密度為2.45 kW/m2，冷凝溫度為45℃，工質(zhì)在冷凝器進(jìn)口為飽和氣態(tài)。本文在兩類條件下分析它們的熱力性能。

第一類條件：假設(shè)LSMC的氣液分離效果最佳，即各管程中制冷劑的進(jìn)口干度均假設(shè)為理想值1.0。制冷劑在冷凝器進(jìn)口處的質(zhì)量流率變化范圍為0.017～0.033 kg/s。

第二類條件：制冷劑在冷凝器進(jìn)口處的質(zhì)量流率為恒值0.02 kg/s，氣液分離不完全，第二個流程及其以后流程中換熱管的進(jìn)口干度在0.75～1.0范圍內(nèi)變化。

本文逐一計算冷凝器管程數(shù)分別為3、4與5管程下不同管數(shù)組合LSMC的熱力性能。

表1　微通道管的結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Parameter of the microchannel tube

4　結(jié)果分析

根據(jù)冷凝傳熱的特點，為獲得換熱器整體較為均勻的換熱效果，平行流冷凝器前一管程的管子數(shù)應(yīng)不少于后一管程的管子數(shù)（因冷凝液不斷排出），而且防止Re數(shù)過大造成的熱力性能迅速下降，最后管程的換熱管數(shù)也應(yīng)達(dá)到一定數(shù)量，通過初步計算，3管程LSMC的最后管程換熱管數(shù)應(yīng)不低于8，存在25種換熱管排列組合方式，4管程LSMC的最后管程換熱管數(shù)應(yīng)不低于7，有21種管組合方式，5管程LSMC的最后管程換熱管數(shù)也應(yīng)不低于6，有14種組合方式（僅示出每種管程中的5個代表性組合于各圖中）。

如圖2所示，在制冷劑質(zhì)量流率為 0.017～0.033 kg/s范圍內(nèi)，3、4和5管程LSMC的PF隨流量變化規(guī)律。PF值最小的換熱管組合（最佳LSMC）分別為21-15-12，19-12-9-8和13-10-9-9-7，其PF值用線條標(biāo)示在圖上，其他組合方式的結(jié)果用點標(biāo)示在圖上。相同管程數(shù)LSMC中，3管程LSMC的最大PF比最小PF高7.4％～13.1％，類似地，4管程和5管程中不同TNPP下LSMC的PF值分別相差15.0％～17.3％和11.6％～16.8％，可見TNPP對LSMC綜合熱力性能影響明顯。

圖2　不同管程LSMC的PF變化Fig.2 The PF of different tube pass LSMC

考察管程數(shù)對LSMC的作用，發(fā)現(xiàn)所列管程布置策略中，4管程LSMC的PF值范圍與3管程LSMC的PF值范圍相當(dāng)，5管程LSMC的PF值比3管程和4管程LSMC的PF值范圍都有較明顯的增加。其中4管程最優(yōu)LSMC排列（19-12-9-8）的PF在質(zhì)量流率為0.017～0.029 kg/s范圍下于所有冷凝器中最低，較5管程最優(yōu) LSMC排列（13-10-9-9-7）的 PF低16.4％～26.2％，在質(zhì)量流率為0.029～0.033 kg/s下，3管程最優(yōu)LSMC排列（21-15-12）的PF最低，較5管程最優(yōu)LSMC的PF低15.7％～17.1％。分別總體看來，不同NP對LSMC的PF值影響比TNPP對PF影響更大，且隨著進(jìn)口流量增大越發(fā)突出。

圖3給出了制冷劑質(zhì)量流率對三種管程中各種換熱管組合方式下LSMC的管內(nèi)傳熱系數(shù)的影響。同樣，圖上的曲線表示三種管程中最佳LSMC的管內(nèi)換熱系數(shù)，其他排列方式的數(shù)據(jù)用點表示。從圖中可看出，在制冷劑質(zhì)量流率為0.017～0.033 kg/s范圍內(nèi)，相同管程中TNPP不同，換熱系數(shù)略有區(qū)別，在3管程中它們之間相差2.0％ ～3.1％（最大與最小相比），在4管程中它們之間相差2.4％ ～4.3％。在5管程中它們之間相差1.7％ ～3.2％。NP對換熱能力影響更大，不同管程的最佳LSMC的AHTC有明顯的區(qū)別，5管程最佳LSMC（13-10-9-9-7）的AHTC比3管程最佳LSMC（21-15-12）的AHTC高11.9％ ～13.8％，4管程最佳LSMC（19-12-9-8）的AHTC比3管程的AHTC高4.9％～5.7％。

各管程LSMC的總壓降隨制冷劑質(zhì)量流量增加的變化趨勢如圖4所示。圖中的曲線表示三種管程中最佳LSMC的壓降，其他排列方式的數(shù)據(jù)用點表示?？梢钥吹酵艹虜?shù)不同TNPP的LSMC壓降差別明顯，在3管程中它們之間相差14.2％ ～29.1％（最大與最小相比），在 4管程中它們之間相差16.2％～27.8％，在5管程中它們之間相差17.5％ ～22.3％。而不同管程數(shù)對LSMC的壓降影響更突出，5管程最佳LSMC的壓降比3管程最優(yōu)LSMC的壓降比高138.7％～155.8％，4管程最優(yōu)LSMC的壓降比3管程最優(yōu)LSMC的壓降比高23.5％～41.8％。此外，質(zhì)量流量的增加對高管程數(shù) LSMC影響更劇烈。

圖3　AHTC隨制冷劑流量增大的變化Fig.3 The effect of mass flow on the AHTC

圖4　總壓降隨制冷劑流量增大的變化Fig.4 The effect of mass flow on the pressure drop

圖5～圖7表示在第二類條件下LSMC的熱力性能變化特征。

圖5為LSMC的PF隨分液后制冷劑干度變化的規(guī)律。假設(shè)各流程（除了第一流程）制冷劑的進(jìn)口干度在分液作用下保持同步變化。最佳LSMC的傳熱系數(shù)仍用曲線表示，其他排列方式的數(shù)據(jù)用點表示。可知3、4和5管程LSMC的最佳管程配合仍為21-15-12、19-12-9-8和13-10-9-9-7。隨著各管程制冷劑的進(jìn)口干度增大，冷凝器PF值不斷下降。當(dāng)分液后制冷劑干度由0.75增至1.0時，3管程25組管程配合LSMC的PF值下降幅度為4.9％～8.7％，類似地，4管程21組管程配合LSMC的PF值下降幅度為10.4％～11.9％，5管程14組管程配合LSMC的PF值下降幅度為15.4％～17.3％。增大各管程進(jìn)口處制冷劑干度有利于提高冷凝器的熱力性能。

圖5　不同分液效果下的PFFig.5 The PF at incompletely liquid-vapor separation

圖6給出了LSMC管內(nèi)傳熱系數(shù)隨各管程進(jìn)口制冷劑干度（經(jīng)分液后）變化的規(guī)律。曲線表示3種管程數(shù)下最優(yōu)管程下的AHTC。當(dāng)熱流密度為2.45 kW/m2時，隨著管程進(jìn)口干度的增大，冷凝器的換熱系數(shù)都持續(xù)增長。當(dāng)分液后干度由0.75增至1.0時，3管程不同管程組合 LSMC的換熱系數(shù)增大2.2％～3.1％，而對于4、5管程LSMC，其換熱系數(shù)分別增大了2.3％～3.5％和5.2％～5.6％?？梢?，分液后下管程進(jìn)口干度越高，換熱越好。在質(zhì)量流量為0.02 kg/s下，當(dāng)分液后干度從1.0到0.75下降時，不同TNPP導(dǎo)致的最高與最低AHTC之差越接近于NP變化對AHTC造成的變化。

圖6　LSMC管內(nèi)傳熱系數(shù)Fig.6 The AHTC of the LSMC

圖7所示為LSMC總壓降隨分液后制冷劑干度變化的規(guī)律。曲線表示3種管程數(shù)下最優(yōu)管程下的壓降。可以看到，在不同的TNPP下，當(dāng)分液后下管程的進(jìn)口干度由0.75增至1.0時，3管程LSMC的壓降下降了2.1％～7.3％，4管程LSMC的壓降下降了8.4％～10.0％，5管程LSMC壓降下降了7.6％ ～11.9％，表明NP較少時，TNPP對LSMC壓降的作用受管程間的分液效果影響不大，而管程數(shù)增加時，TNPP受分液效果影響也增大。此外當(dāng)分液后干度為1.0時，19-12-9-8和13-10-9-9-7管程組合LSMC的壓降比組合為21-15-12的LSMC分別高32.6％和152.8％，而在分液后干度為0.75時，其百分比變?yōu)?0.0％和165.1％，表明不完全分液增大了管程數(shù)對壓降的影響。

圖7　LSMC總壓降Fig.7 The total pressure drop of the LSMC

5　實驗驗證

5.1實驗過程及分析

本文應(yīng)用Zhong T M等［15］文中使用的實驗平臺對4管程最優(yōu)管排布置19-12-9-8進(jìn)行實驗驗證。實驗件采用與理論計算相同的結(jié)構(gòu)參數(shù)，而且96個T型熱電偶被焊接在換熱管的外表面，測量其傳熱壁溫。實驗中的用到的測量儀器和精度列于表2，經(jīng)計算，實驗系統(tǒng)的最大誤差為9.5％。

表2　實驗儀器精度Tab.2 Uncertainty of the measuring apparatus

5.2數(shù)據(jù)處理

5.2.1熱負(fù)荷

空氣側(cè)與制冷劑側(cè)的熱負(fù)荷由下式計算：

所有的制冷劑物性參數(shù)根據(jù)REFPROP 7.0軟件獲得。

5.2.2平均傳熱系數(shù)

式中：tr，m和tw，m分別為制冷劑平均溫度和外管壁溫平均溫度，℃。

5.2.3壓降計算

制冷劑流動壓降可由下式計算：

5.2.4標(biāo)準(zhǔn)偏差計算

本文采用均方根誤差（RMS）分別評價理論傳熱系數(shù)和壓降與實驗值之間的偏差，表達(dá)式可表述為：

5.3結(jié)果比較

圖8為在質(zhì)量流率為0.015～0.035 kg/s時，模型計算傳熱系數(shù)與實驗值的對比。實驗范圍內(nèi)，理論模型計算LSMC的傳熱系數(shù)與實驗獲得的LSMC的傳熱系數(shù)偏差較小，為6.1％～25.6％，特別地，在高流量時理論值與實驗值非常吻合，偏差低于15％。低流量時，理論值與實驗值偏差相對增大，因為在定熱流密度的條件下，進(jìn)口質(zhì)量流率越低，工質(zhì)具有的動能較小，而且分液隔板兩側(cè)的壓力差較小，導(dǎo)致分液隔板未能充分發(fā)揮分液作用，因此與按照完全分液的理論計算偏差增大，而當(dāng)流量不斷增加時，分液隔板的分液作用較充分發(fā)揮，故計算值與實驗值偏差較小。

圖9是模型計算壓降與實驗值的偏差范圍。由于模型同時計算了冷凝過程的摩擦壓降還有局部壓降，因此模型計算的總壓降與實驗值比較吻合，偏差范圍為5.5％～20.8％，可見理論計算得到的優(yōu)化管程，能正確反映不同LSMC熱力性能的優(yōu)劣。

6　結(jié)論

1）質(zhì)量流率為0.017～0.029 kg/s范圍內(nèi)，管程數(shù)（NP）以及每管程換熱管數(shù)（TNPP）對分液式微通道冷凝器管內(nèi)冷凝換熱系數(shù)和壓力降均有明顯影響，即合理管程的布置對冷凝器的熱力性能有明顯的改善，而管程數(shù)的選擇在換熱器優(yōu)化中占更重要的位置。

圖8　模型計算傳熱系數(shù)與實驗值的對比Fig.8 Theoretical AHTC and experimental results

圖9　模型計算壓降與實驗值的對比Fig.9 Theoretical and experimental pressure drop

2）質(zhì)量流率為0.017～0.029 kg/s范圍內(nèi)，管程數(shù)增加時，TNPP對LSMC換熱系數(shù)和壓降的影響受各管程進(jìn)口干度變化影響增大。而且管程進(jìn)口干度降低時，不同管程布置的LSMC之間的熱力性能差異增大。

3）質(zhì)量流率為0.02 kg/s時，管程間的氣液分離效果對分液式微通道冷凝器的換熱系數(shù)有較大的影響。分離效果越好，LSMC的綜合熱力性能越好。

本文受粵港關(guān)鍵領(lǐng)域重點突破項目（2009Z011）和廣州市科技計劃（7411804865260）項目資助。（The project was supported by the Critical Breakthrough on Key Fields in Guangdong and Hong Kong（No.2009Z011）and Guangzhou Science and Technology Plan Project（No.7411804865260）.）

符號說明

Ai——管程傳熱面積，m2

αi——傳熱系數(shù)，W/（m2.K）

n——管程數(shù)

qv——截面質(zhì)量流速，kg/（m2.s）

G——質(zhì)量流率，kg/s

dh——水力直徑，m

q″——熱流密度，W/m2

DTsr——冷凝溫度降，K

DTdr——傳熱溫差，K

h——比焓，J/kg

下標(biāo)

V，L——氣相，液相

M——平均值

w——換熱管壁

S——飽和態(tài)

r，a——制冷劑，空氣

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About the corrosponding author

Chen Ying，female，professor，School of Material and Energy，Guangdong University of Technology，+86 20-39322581，E-mail：chenying@gdut.edu.cn.Research fields：heat transfer enhancement in cooling and refrigeration application.

Effect of Tube Pass Arrangement on the Thermodynamic Performance of Liquid-vapor Separation Microchannel Condenser

Zhong Tianming Chen Ying Zheng Wenxian Le Wenpu Luo Xianglong Yang Qingcheng
（School of Materials and Energy，Guangdong University of Technology，Guangzhou，510006，China）

Liquid-vapor separation microchannel condenser（LSMC）is a novel microchannel condenser.This paper calculated heat transfer coefficient and pressure drop theoretically，and the theoretical results have been verified by experiments.Penalty factor（PF）was employed to evaluate the thermodynamic performance of the LSMC.The results showed number of pass（NP）and tube number per pass （TNPP）have obvious effect on the thermodynamic performance.Under the condition of completely liquid-vapor separation，the 4-tubepass and 5-tube-pass LSMC showed 5.7％and 13.8％higher heat transfer coefficient than 3-tube-pass LSMC separately.In addition，the pressure drop of 4-tube-pass and 5-tube-pass LSMC is also 23.5％and 138.7％more than 3-tube-pass LSMC separately.In contrast，the TNPP showed a less effect on the heat transfer coefficient and pressure drop.It showed that the NP had a larger effect on simplex performance than the TNPP within the research scope.The thermodynamic performance for the LSMC with completely liquid-vapor separation was better than that with incompletely liquid-vapor separation.Compared with the experimental results，the theoretical heat transfer coefficient showed a maximum deviation of 25.6％and the theoretical pressure drop showed a maximum deviation of 20.8％.

liquid-vapor separation microchannel condenser；tube pass scheme；heat transfer coefficient；penalty factor

TB61+1；TB657.5

A

0253-4339（2015）05-0030-07

10.3969/j.issn.0253-4339.2015.05.030

國家自然科學(xué)基金（U0934006）資助項目。（The project was supported by the National Natural Science Foundation of China（No. U0934006）.）

2015年1月8日

簡介

陳穎，女，教授，廣東工業(yè)大學(xué)材料與能源學(xué)院，（020）39322581，E-mail：chenying@gdut.edu.cn。研究方向：制冷空調(diào)強(qiáng)化傳熱技術(shù)的研究。