(上海理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院 上海 200093)

隨著能源危機(jī)和環(huán)境污染的加重，能源的高效利用逐漸成為研究的重點。換熱器在石油、化工、電力、制冷等領(lǐng)域均得到廣泛應(yīng)用，人們對換熱設(shè)備緊湊性、高效化、低成本的要求越來越高。微肋管自20世紀(jì)70年代出現(xiàn)以來，由最初的二維矩形、梯形肋發(fā)展到現(xiàn)在的三維強化管[1-2]，其內(nèi)部復(fù)雜的幾何結(jié)構(gòu)使得本已十分復(fù)雜的流動蒸發(fā)/冷凝換熱變得更加復(fù)雜[3]。針對現(xiàn)有制冷劑，如R22、R410A、R417A、R404A、R407C等，許多學(xué)者研究了在強化管外的換熱，并取得一定的成果[4-9]。

需特別指出的是R134a憑借其優(yōu)越的熱物理性質(zhì)已被廣泛應(yīng)用于制冷空調(diào)領(lǐng)域[10]。很多學(xué)者實驗研究了R134a在各種強化管的強化機(jī)理，分析了在流動沸騰/冷凝換熱工況下，不同管型尺寸、水力條件對傳熱系數(shù)、壓降等指標(biāo)的影響，并取得了很大成果。在K.Jatuporn等[11]微型多管道換熱器實驗中，當(dāng)換熱通道從14銳減到8時，換熱器平均傳熱系數(shù)增加50%～70%，并對比了實驗結(jié)果與經(jīng)典關(guān)聯(lián)式，選取相應(yīng)工況下最佳預(yù)測公式。S.Kittipong等[12]調(diào)節(jié)實驗工況以保證微通道內(nèi)制冷劑流型為環(huán)狀流，實驗結(jié)果表明表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨蒸氣干度、質(zhì)量密度、熱流密度的增加而增加，隨飽和溫度的增加而降低。在M.H.Al-Hajeri等[13]的研究中選取表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)、壓降兩個評價指標(biāo)，證實制冷劑表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和壓降均隨質(zhì)量流量的增加而增加，隨飽和溫度的增加而降低。S.Kittipong 等[14]對壓降進(jìn)行了實驗分析，在相應(yīng)工況下摩擦壓降占總壓降絕大比例，并驗證：摩擦壓降隨質(zhì)量流量、蒸氣干度的增加而增加，且飽和溫度、管徑尺寸對摩擦壓降也具有很大影響。G. G. Jr等[15]把壓降細(xì)分為摩擦壓降、加速壓降、膨脹壓降、重力壓降等，并實驗驗證了摩擦壓降約占總壓降的95%，除探究摩擦壓降受外界工況的影響外，還對比了實驗結(jié)果與相應(yīng)關(guān)聯(lián)式，選出相應(yīng)工況下最佳的預(yù)測公式。

有關(guān)微通道的研究大多針對某一特性進(jìn)行實驗，并沒有提出一個綜合指標(biāo)來對換熱器整體進(jìn)行評價。本文以R134a為工質(zhì)，在新型搭建的單管換熱實驗臺上進(jìn)行實驗，對3種規(guī)格微肋管進(jìn)行了流動冷凝實驗研究，在改變冷凝溫度、質(zhì)量流量的工況下，研究強化管兩側(cè)換熱性能隨工況的變化，對兩種流體間的傳熱熱阻進(jìn)行了詳細(xì)分析，此外還對管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)/壓降受飽和溫度、質(zhì)量流量、強化管結(jié)構(gòu)參數(shù)等因素的影響進(jìn)行了研究，以單位壓降內(nèi)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為指標(biāo)，對微肋管進(jìn)行了綜合性能評價。

1 實驗裝置

本實驗在管內(nèi)冷凝換熱實驗臺上運行，系統(tǒng)原理如圖1所示，實驗裝置包括4個循環(huán)：制冷循環(huán)、實驗段水循環(huán)、乙二醇水溶液循環(huán)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

圖1 實驗裝置原理Fig.1 The principle of experiment device

在制冷循環(huán)中，選用型號為SJ3-M-200/2.8的隔膜泵代替壓縮機(jī)提供整個系統(tǒng)的循環(huán)動力，其額定流量范圍為0～200 L/h，測量精度為±1%。過冷制冷劑在隔膜泵的驅(qū)動下由儲液器流出，經(jīng)脈動阻尼器、質(zhì)量流量計進(jìn)入預(yù)熱器，在預(yù)熱器內(nèi)被加熱到設(shè)定狀態(tài)，并通過視液鏡觀察制冷劑所處狀態(tài)，過熱制冷劑蒸氣在實驗段完全冷卻完成冷凝實驗，由實驗段流出的過冷制冷劑經(jīng)電子膨脹閥節(jié)流后經(jīng)干燥過濾器進(jìn)入儲液器，重復(fù)下一循環(huán)。實驗運行時，通過調(diào)節(jié)隔膜泵的運轉(zhuǎn)頻率、改變活塞行程相結(jié)合的方法改變制冷劑在系統(tǒng)內(nèi)的循環(huán)流量，隔膜泵后設(shè)有旁通回路，可使制冷劑流回儲液器，同樣可起到對制冷劑流量的調(diào)節(jié)作用，測試段的飽和壓力則通過調(diào)節(jié)電磁膨脹閥的開度進(jìn)行控制。儲液器壓力為整個系統(tǒng)的基準(zhǔn)壓力，經(jīng)室外風(fēng)冷機(jī)組處理的乙二醇水溶液對儲液器內(nèi)的制冷劑進(jìn)行溫度過冷調(diào)節(jié)，進(jìn)而實現(xiàn)大范圍的系統(tǒng)壓力實驗。其中，經(jīng)室外風(fēng)冷機(jī)組處理的乙二醇水溶液可提供-25 ℃的低溫?zé)嵩?。實驗段水循環(huán)主要用于與制冷劑的熱量交換，滿足制冷劑在測試管內(nèi)的冷凝工況要求，主要由電磁流量計、水泵、板式換熱器組成，在板式換熱器內(nèi)，乙二醇水溶液與測試水換熱，帶走制冷劑冷凝放出的熱量。

實驗段制冷劑側(cè)及水側(cè)溫度均采用測量精度為0.1 ℃的PT100鉑電阻進(jìn)行測量，使用前分別對其進(jìn)行水浴標(biāo)定，所得相對誤差均小于0.1%；為解決制冷劑管路中溫度、壓力測量的準(zhǔn)確度與密封性問題，特別設(shè)計了溫度測量模塊與壓力測量模塊，剖面如圖2所示。測量中，制冷劑流體迎著鉑電阻的測溫頭，制冷劑管路與模塊通過納子連接以保證良好的密封性。測試段進(jìn)出口壓力及儲液器壓力選用德魯克GE5072型號壓力變送器進(jìn)行測量，量程為0～4.2 MPa，測量精度為0.2級；選用由RHM03傳感器與RHE14變送器組成的質(zhì)量流量計測量制冷劑循環(huán)流量，量程為0.05～6 kg/min，測量精度為0.1%；選用控制-顯示一體型電磁流量計測量測試水流量，精度為0.5級;選用西門子PLC S7-300監(jiān)控系統(tǒng)參數(shù)，用三維力控程序采集參數(shù)數(shù)據(jù)，觀察系統(tǒng)運行主要參數(shù)及參數(shù)趨勢。

(a)測溫模塊剖面圖 (b)測壓模塊剖面圖 圖2 測量模塊Fig.2 Measuring module

實驗段選用水平套管式換熱器，其密封裝配剖面如圖3所示，制冷劑在測試銅管內(nèi)流動，測試水在管外環(huán)形通道內(nèi)流動，呈逆向流。測試強化管選取外徑分別為6.35、7、8 mm的內(nèi)螺紋強化管，在實驗段有效換熱長度為2 000 mm，結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。不銹鋼套管裝有放氣閥，用以排除測試水中不凝結(jié)氣體，且管外包有隔熱層，減少實驗段與外界環(huán)境的漏熱損失。

1六角螺母；2端蓋；3密封圈；4不銹鋼套管；5實驗管；6水進(jìn)口。圖3 實驗段密封裝配剖面圖Fig.3 The assembly section of test section

表1 測試管結(jié)構(gòu)參數(shù)

實驗選用R134a為測試工質(zhì)，其物性參數(shù)見表2。實驗運行時，實驗段冷凝溫度分別設(shè)定為35、40、45 ℃，根據(jù)不同外徑內(nèi)螺旋管具體換熱情況，制冷劑質(zhì)量流量的調(diào)節(jié)范圍為30～120 kg/h?？紤]到實驗設(shè)備的測試局限性，為方便制冷劑換熱量的計算，設(shè)定制冷劑在測試段進(jìn)出口均保持3 ℃左右的過熱/過冷度，通過對測試段兩側(cè)視液鏡的觀察確保制冷劑處于單相狀態(tài)。

表2 R134a物性參數(shù)

2 實驗數(shù)據(jù)處理

由實驗儀表可得：制冷劑質(zhì)量流量Gr、實驗段制冷劑進(jìn)出口溫度trin/trout、測試水流量Gw、實驗段測試水進(jìn)出口溫度twin/twout、實驗段壓差Δp。根據(jù)制冷劑在實驗段進(jìn)、出口所測溫度、壓力值求得對應(yīng)焓值，得：

制冷劑在實驗段的換熱量(W)為：

Φr=Gr(hrout-hrin)

(1)

測試水在實驗段吸收熱量(W)為：

Φw=Gwcp(twout-twin)

(2)

實驗段換熱量(W)為：

Φ=(Φr+Φw)/2

(3)

實驗段漏熱率：

n=|Φr-Φw|/φ

(4)

式中：Gr為制冷劑質(zhì)量流量，kg/s;hrin、hrout分別為制冷劑在實驗段進(jìn)、出口焓值,kJ/kg;Gw為測試水質(zhì)量流量，kg/s;tmin、twout分別為測試水在實驗段進(jìn)出口溫度，℃;cp為測試水的定壓比熱容,kJ/(kg5K)。對于所有測試的任一工況，只有根據(jù)式(4)所計算得的n<5%時，才足以說明實驗段達(dá)到平衡效果，所測數(shù)據(jù)有效，然后以式(3)計算的Φ作為實驗段換熱量的計算標(biāo)準(zhǔn)。

測試管中制冷劑與測試水之間換熱的總熱阻等于管內(nèi)側(cè)熱阻(制冷劑側(cè))、管壁熱阻、管外側(cè)熱阻(測試水側(cè))之和，考慮到測試管為新訂制銅管，故可忽略壁面結(jié)垢熱阻，即：

(5)

式中：Ai、A0分別為強化管內(nèi)、外表面積，m2;λ為測試管導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m5K);hr為制冷劑側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m25K);hw為測試水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m25K)；δ為測試管厚度，m;Δt為測試管內(nèi)外兩側(cè)溫差,℃。

總傳熱系數(shù)K,W/(m25K)：

K=Φ/(AoΔtm)

(6)

其中Δtm為對數(shù)平均溫差(℃)，定義為：

(7)

式中：ts為測試管內(nèi)制冷劑飽和溫度，℃。根據(jù)實驗段出口所測壓力和實驗段壓差計算可得。

式(5)中的hw可由Dittus-Doelter[16]公式計算得到：

(8)

式中：k為測試水導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m5K)；Dhw為環(huán)形管道水力半徑，m。

把由式(6)、式(8)計算所得的K、hw帶入式(5)即可得到hr。

本實驗的目的在于得到不同工況下實驗段的K、hwhr，為確保計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，利用式(9)[17]對其不確定度進(jìn)行計算。

(9)

式中：?R為獨立變量R的不確定度；y為影響因素；?y為變量y的不確定度。

例如K的不確定度可由式(10)計算得到：

(10)

可得：K、hw、hr的不確定度均小于5%。實驗段壓降Δp由壓差變送器直接測得，不確定度小于0.14%。

3 實驗數(shù)據(jù)分析

微肋管內(nèi)流動冷凝換熱的影響因素很多，工況調(diào)節(jié)參數(shù)主要包括測試水流量及進(jìn)口溫度、制冷劑質(zhì)量流量、飽和溫度。本實驗主要研究制冷劑質(zhì)量流量、冷凝飽和溫度這兩個參數(shù)對R134a在強化管內(nèi)的流動冷凝換熱的影響，并分析了微肋管結(jié)構(gòu)參數(shù)對冷凝換熱的影響。

3.1 系統(tǒng)可靠性檢測

為確保實驗臺各測量參數(shù)值的準(zhǔn)確性，選取實驗段制冷劑進(jìn)出口溫度、壓力值，測試水進(jìn)出口溫度值，制冷劑質(zhì)量流量值，測試水流量值進(jìn)行了重復(fù)性實驗。在此，僅以測試水流量值為例進(jìn)行驗證。

對于測試水流量，選取1.1、1.0、0.9 m3/h三個值進(jìn)行重復(fù)性測試，測試水質(zhì)量流量隨時間的變化如圖4所示，測量誤差為±0.005 m3/h，完全符合實驗數(shù)據(jù)的精度要求。對于系統(tǒng)熱平衡檢測，選取8 mm強化管，45 ℃冷凝的工況條件進(jìn)行驗證，取n為縱坐標(biāo)，具體計算見公式(4)。由圖5可得， 取值為0.98～1.03，說明實驗段具有較好的保溫效果，符合實驗條件要求。

圖4 測試水質(zhì)量流量隨時間的變化Fig.4 Water-testing mass flow changes with time

圖5 實驗段熱平衡檢測Fig.5 The thermal balance test

使用實驗臺對微肋管進(jìn)行冷凝測試前，首先對φ12.7 mm光管進(jìn)行了單相冷凝實驗，將所得數(shù)據(jù)與V.Gnielinski[18]公式計算值進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)實驗數(shù)據(jù)與理論計算數(shù)據(jù)相差在5%以內(nèi)，進(jìn)一步驗證了實驗臺的可靠性。

3.2 換熱特性的分析

圖6(a)、(b)、(c)分別為冷凝溫度保持在(35±0.3)℃、(40±0.3)℃、(45±0.3)℃時，三根微肋管總傳熱系數(shù)K隨制冷劑質(zhì)量流量的變化，由圖6可知K隨質(zhì)量流量的增加而增大，隨冷凝溫度的升高而降低，這是因為隨冷凝溫度的降低，R134a汽化潛熱值增大，在換熱面積、換熱溫差不變的情況下，K隨熱通量的增加而變大。此外，在相同冷凝溫度、質(zhì)量流量下，3#微肋管的K大于2#微肋管，1#微肋管的K最低，這是因為在相同制冷劑流量下，管徑越小制冷劑在管內(nèi)的流速越大，對應(yīng)更強的湍流度，具有更好的換熱效果。

測試水側(cè)/制冷劑側(cè)傳熱系數(shù)隨飽和溫度、質(zhì)量流量的變化分別如圖7(a)、(b)、(c)所示。實驗結(jié)果表明：hr隨質(zhì)量流量的增加而增大，而hw隨質(zhì)量流量的增加而稍有降低。

圖6 總傳熱系數(shù)K隨冷凝溫度、質(zhì)量流量的變化Fig.6 Total heat transfer coefficient changing with condensation temperature and Gr

圖7 測試水側(cè)/制冷劑側(cè)傳熱系數(shù)隨冷凝溫度、質(zhì)量流量的變化Fig.7 Surface heat transfer coefficient of water-testing/refrigerant changes with condensation temperature and Gr

實驗運行時，隨著制冷劑質(zhì)量流量的增加，實驗段熱通量增大。為保持制冷劑在實驗段進(jìn)出口設(shè)定狀態(tài)，保持實驗段內(nèi)測試水流量不變，通過控制進(jìn)水溫度來實現(xiàn)熱通量的控制。隨著質(zhì)量流量的增加，測試水進(jìn)口水溫降低，測試水黏度增大，最終導(dǎo)致水側(cè)換熱邊界層厚度增加，使hw隨質(zhì)量流量的增加而稍有降低。

實驗所用微肋管內(nèi)部均是滾軋出的與軸線成28°的螺旋槽，在管內(nèi)壁形成凸出的螺旋線，齒高均在0.2 mm左右。當(dāng)制冷劑在管內(nèi)流動時，靠近內(nèi)壁的工質(zhì)將沿著螺旋面旋轉(zhuǎn)流動，還有部分工質(zhì)在內(nèi)壁沿軸線流動，在經(jīng)過凸起的螺旋槽時形成周期性擾動，從而起到強化換熱的目的。由圖7可得，在相同冷凝溫度、質(zhì)量流量下，2#微肋管的hr約為1#微肋管hr的1.5～3.5倍，3#微肋管的hr約為2#微肋管hr的1.5～2.5倍。這主要是因為：1)相同質(zhì)量流量下，管徑越小對應(yīng)的制冷劑流速越大，流體的湍流度更大；2)各微肋管除外徑不同外，其內(nèi)部齒形參數(shù)完全相同，相同高度齒高在小外徑強化管內(nèi)對制冷劑的擾動能力更強；3)微肋管外徑越小其內(nèi)表面擴(kuò)展倍率越大。此外還可發(fā)現(xiàn)：冷凝溫度越低，hr越大，且質(zhì)量流量越大不同溫度間hr之間的差值越大。這是因為：1)對于R134a，隨著冷凝溫度的降低，氣液密度比值越大，氣液速度差值增大，氣液界面間剪切力的增大使換熱邊界層厚度減小；2)質(zhì)量流量的增加對氣液速度差值的增大起到促進(jìn)作用，能夠產(chǎn)生更大的氣液剪切力，增強換熱。

3.3 流阻特性的分析

圖8 壓降隨冷凝溫度、質(zhì)量流量的變化Fig.8 Pressure drop changing with condensation temperature and Gr

微肋管內(nèi)制冷劑壓降Δp隨冷凝溫度、質(zhì)量流量的變化如圖8所示，Δp隨質(zhì)量流量的增加而增大，隨冷凝溫度的增大而減小，且管徑越小、質(zhì)量流量越大，冷凝溫度對壓降的影響越大。

對比不同外徑微肋管壓降的變化關(guān)系發(fā)現(xiàn)，在相同質(zhì)量流量下，管徑越小其對應(yīng)壓降越大，其中2#微肋管的Δp約為1#微肋管Δp的1.2～1.5倍，3#微肋管Δp約為2#微肋管Δp的1.2～1.4倍，且隨著質(zhì)量流量的增加兩者的比值均逐漸增大。這是因為：1)Δp與流速的平方成正比，質(zhì)量流量的增加表征管內(nèi)流速的增大，且相同質(zhì)量流量下，管徑越小流速越大，流體在管內(nèi)流動的功耗增加；2)隨著飽和溫度的降低，制冷劑R134a的黏度增大，對壓降的增加起促進(jìn)作用。

3.4 綜合性能評價

以強化管外表面為基準(zhǔn)，對換熱器總熱阻進(jìn)行明細(xì)化分析，由總傳熱系數(shù)K、測試水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hw以及制冷劑側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hr，可得總傳熱熱阻R、制冷劑側(cè)傳熱熱阻Rr、測試水側(cè)傳熱熱阻Rw。對于同一類型強化管，其外徑等結(jié)構(gòu)參數(shù)保持不變，即管壁導(dǎo)熱熱阻保持不變，在熱阻分析計算中可忽略不計。

圖9 水側(cè)/制冷劑側(cè)熱阻隨冷凝溫度、質(zhì)量流量的變化Fig.9 Thermal resistance of water-side/refrigerant changes with condensation temperature and Gr

微肋管制冷劑側(cè)與水側(cè)熱阻占總熱阻的比值變化如圖9所示，由圖可得：1)在實驗的研究范圍內(nèi)，制冷劑側(cè)熱阻小于水側(cè)熱阻，且管徑越小，兩者的差值越大；2)隨著制冷劑質(zhì)量流量的增加，水側(cè)熱阻占總熱阻得比值逐漸增加，而制冷劑側(cè)所占比值逐漸減小，達(dá)到一定條件下，影響傳熱阻值的主導(dǎo)因素將發(fā)生轉(zhuǎn)變；3)冷凝溫度越低，水側(cè)熱阻與制冷劑側(cè)熱阻所占總熱阻之間的比值差值越大。這與劉啟斌等[19]采用R123在水平雙側(cè)強化管外池沸騰換熱的研究結(jié)果相吻合。

考慮到換熱器換熱性能的增加一般伴有系統(tǒng)能耗的增加，在選擇換熱器時，要對換熱器的換熱能力和流阻特性進(jìn)行綜合考慮，本文采用單位壓降內(nèi)的傳熱系數(shù)hr/Δp這一指標(biāo)來評價換熱器綜合性能。

圖10 單位壓降表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨冷凝溫度、質(zhì)量流量的變化Fig.10 Surface heat transfer coefficient per pressure drop changes with condensation temperature and Gr

微肋管hr/Δp隨飽和溫度、質(zhì)量流量的變化如圖10所示，由圖可得：1)在實驗的研究范圍內(nèi)，三種規(guī)格微肋管的hr/Δp隨質(zhì)量流量的增加呈先減小后增大的變化趨勢，且管徑越小、飽和溫度越低，這一變化趨勢越明顯；2)在相同工況下，hr/Δp隨著飽和溫度的降低而增大，且管徑越小其增大的比例越大；3)在特定冷凝溫度、質(zhì)量流量下，管徑越小越大，hr/Δp越大，其中3#微肋管的hr/Δp約是2#微肋管的0.9～1.5倍，2#微肋管的hr/Δp約是1#微肋管的0.8～1.6倍。

綜上所述：飽和溫度、質(zhì)量流量對表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)、壓降均產(chǎn)生一定影響，但質(zhì)量流量占主導(dǎo)地位。結(jié)合圖10所示，hr/Δp隨質(zhì)量流量的增加呈減小趨勢說明質(zhì)量流量增加引起的壓降增加比例大于表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的增加比例，hr/Δp呈增大趨勢則說明質(zhì)量流量增加引起的壓降增加比例小于表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的增加比例。冷凝溫度通過改變制冷劑氣液密度值來影響，通過改變制冷劑黏度來影響壓降，而隨著質(zhì)量流量的增加，冷凝溫度對hr影響逐漸增大，說明隨著質(zhì)量流量的增加，制冷劑氣液密度值對換熱器綜合性能的促進(jìn)作用要優(yōu)于因制冷劑黏度引起的阻礙效果。

4 結(jié)論

本文研究了R134a在水平微肋管中的冷凝換熱特性，獲得實驗段中總表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)K、測試水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hw、制冷劑側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hr以及壓降Δp隨制冷劑質(zhì)量流量、冷凝溫度、微肋管的幾何尺寸等因素的變化關(guān)系，并根據(jù)實驗數(shù)據(jù)對微肋管進(jìn)行了熱阻分析、綜合性能評價，為強化換熱器的研究方向提供了一定的理論依據(jù)。

1)K、hr、Δp均隨質(zhì)量流量的增加而增大，且對應(yīng)冷凝溫度越低、管徑越小其值越大，其中，2#微肋管hr、Δp分別約為1#微肋管hr、Δp的1.5～3.5倍、1.2～1.5倍，3#微肋管hr、Δp分別約為2#微肋管hr、Δp的1.5～2.5倍、1.2～1.4倍；水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hw隨質(zhì)量流量的增加而稍有降低，冷凝溫度對其值影響并不大。

2)熱阻分析中，隨制冷劑質(zhì)量流量的增加，水側(cè)熱阻占總熱阻的比值逐漸增加，而制冷劑側(cè)所占比值逐漸減小，但制冷劑側(cè)熱阻總小于水側(cè)熱阻，且冷凝溫度越低，管徑越小，兩者的差值越大。

3)綜合性能評價中，三種強化管的hr/Δp均隨質(zhì)量流量的增加呈先減小后增大的變化趨勢，并隨著冷凝溫度的降低、管徑的減小，其值逐漸增大；其中在特定冷凝溫度、質(zhì)量流量下，3#微肋管的hr/Δp約為2#微肋管的0.9～1.5倍，2#微肋管的hr/Δp約為1#微肋管的0.8～1.6倍。

本文受上海市動力工程多相流動與傳熱重點實驗室開放基金(13DZ2260900)資助。(The project was provided by the Opening Project of Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering(No.13DZ2260900).)

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