動力型熱管內R134a流動凝結傳熱過程的特性

邵杰，馬騰飛，張笛笛，曹宵瑜，田曉亮

（青島大學能源工程研究所，山東 青島 266071）

動力型熱管內R134a流動凝結傳熱過程的特性

邵杰，馬騰飛，張笛笛，曹宵瑜，田曉亮

（青島大學能源工程研究所，山東 青島 266071）

針對動力型熱管內流動凝結傳熱過程中的特性復雜未知，搭建了動力型熱管冷凝特性測試實驗臺。對不同流量及干度下的R134a管內流動凝結過程中的壓降特性和傳熱特性進行了實驗研究，實驗結果表明：壓降隨著管內工質質量流量和氣體干度的增加而增加，與文獻中3種不同壓降模型進行了比較，得出Muller-Steinhagen-Heck模型能更好地預測管內流動凝結過程中的壓降特性。傳熱系數隨著管內工質質量流量和氣體干度的增加而增加，并且低干度區的增長斜率要明顯大于高干度區的增長斜率，與文獻中 4種不同傳熱模型進行了比較，得出 Chen模型能更好地預測管內流動凝結過程中的傳熱特性。該研究為泵的選擇、換熱器的設計、系統的優化以及兩相流凝結相變過程的研究提供了理論參考。

動力型熱管；壓降；傳熱；流動；凝結；模型

引 言

熱管是一種依靠潛熱進行能量輸運的元件，具有傳熱系數高，等溫性好，環境適應性強的特點，在能量回收和高效節能方面應用廣泛[1-2]。動力型熱管是一種依靠機械泵驅動的熱管，該熱管克服了普通熱管高度差的限制，并且可以實現遠距離傳輸，具有低能耗、高密度、可控性強等特點[3]，在空調、鍋爐、化工等領域具有光明的應用前景[4-5]。任杰等[6]對動力型熱管的充注量和啟停特性進行了實驗研究，得出了動力型兩相流熱管的啟停運行規律和最佳充注量。Guo等[7]對動力型熱管在空調系統中的應用進行了探究，得出動力型熱管在冷量回收和除濕方面具有顯著的優越性。李曉花等[8]對動力型熱管流動沸騰傳熱特性進行了實驗研究。但是對動力型熱管內流動凝結傳熱特性的研究較少，動力型熱管內流動凝結傳熱特性研究屬于兩相流相變特性的研究范疇，對于管內兩相流相變傳熱特性的研究，近年來相關學者進行了一定的理論和實驗研究[9-12]，但鑒于其復雜性，仍沒有得出統一的規律，對其機理仍需要進一步探索研究。

與普通熱管相比，動力型熱管在能量輸運過程中，溶液泵為工質提供循環動力，其循環倍率一般大于1.5，故在蒸發段出口的氣體干度較低，通常小于65%。本文對動力型熱管內流動凝結傳熱過程中的壓降和傳熱特性進行了研究，并對不同壓降模型和傳熱模型進行了比較分析，該研究為泵的選擇、換熱器的設計、系統的優化以及兩相流凝結相變過程的研究提供了理論參考，該研究結果同樣適用于普通管內流動凝結傳熱過程，具有重要的理論指導意義。

1 實驗裝置及方法

1.1 實驗裝置

為準確測量動力型熱管流動凝結傳熱過程中的特性，搭建了高精度動力型熱管冷凝特性測試實驗臺，實驗裝置原理如圖1所示。該實驗系統主要由溶液泵、流量計、蒸發段、冷凝測試段、壓差計、恒溫水箱、透明管可視段、高頻攝像機、過冷段及儲液罐等裝置組成。其中溶液泵為磁力齒輪泵，加熱段的加熱方式為電加熱，過冷段采用風冷，冷凝測試段采用水冷，其低溫水由恒溫水箱提供。

冷凝測試段由套管式換熱器組成，其內管為外徑12 mm、內徑10 mm的光滑銅管，外管為外徑54 mm、內徑52 mm的光滑銅管，管長1 m。測試段的外壁面溫度用Pt1000鉑電阻測量，測溫點布置如圖2所示，每個測溫點溫度取銅管外壁面頂部、中部以及底部三點溫度的算術平均值。

圖1 實驗裝置原理圖Fig.1 Schematic diagram of experimental facility

圖2 實驗段測溫點布置Fig.2 Arrangement of temperature measuring at test section

實驗裝置的循環過程為：溶液泵從儲液罐中抽取液體工質，從溶液泵中流出的液體一部分經旁通支路、冷凝器流回儲液罐，另一部分液體經流量計進入蒸發段，并在蒸發段中吸熱汽化。從蒸發器中流出的氣液混合物進入冷凝測試段，在該段吸收冷量，發生凝結過程，其中的冷量由恒溫水箱中的低溫水提供。冷凝后的氣液混合物進入透明管可視段，并通過高頻攝像機拍攝流型。從可視段流出的工質進入過冷段，進一步冷凝為純液體，純液體進入儲液罐完成一個循環。

1.2 實驗方法及數據采集

實驗的測試過程為：首先開啟過冷段風機以及恒溫水箱，一段時間后開啟溶液泵，該泵為變頻泵，由變頻器控制。通過調節變頻器以及主路和支路的閥門共同調節進入冷凝測試段的流量。待系統穩定后，首先測量純液體的壓降及傳熱系數。然后通過調節調壓器電壓，控制蒸發段加熱量，從而控制冷凝測試段進口干度。該系統的流量采用科里奧利質量流量計測量，壓力采用西門子QBE2002-P20壓力傳感器測量，壓降采用羅蒙斯特壓差計測量，溫度采用 Pt1000鉑電阻測量。選用環保制冷劑 R134a作為工質，實驗測試工況如表1所示。

表1 實驗測試工況Table 1 Test conditions of experiment

實驗數據通過Agilent 34970A型數據采集儀采集，實驗裝置中安裝了穩壓器以減少電壓波動對測量儀器精度的影響。實驗中所用溫度傳感器已與標準溫度計校準，所用壓力傳感器已與標準壓力計校準，所用流量計在每次實驗前需進行零點校準。為減少熱損失，管外包覆保溫棉，并通過熱平衡計算進行熱損失測定。測量儀器精度與相關參數不確定性分析如表2所示。

表2 不確定性分析Table 2 Uncertainties of measured and calculated parameters

1.3 數據處理

1.3.1 干度 實驗干度通過能量守恒原理計算得出，其進口干度由式（1）得出，Qh為蒸發段有效加熱量，該加熱量由電能表測出的總加熱量與熱損失之差獲得。出口干度由式（2）得出，Qc為冷凝測試段有效冷凝量，該冷凝量由進出口水溫及流量得出的總冷凝量與熱損失之差獲得。

1.3.2 壓降 管內兩相流流動的壓降主要由3部分組成[式（3）]：摩擦壓降、加速壓降以及重力壓降。本文中所研究的壓降為摩擦壓降，在水平管中，重力壓降可以忽略不計，加速壓降可由式（4）計算得出，其中的截面含氣率α使用Carey[13]推薦的式（5）。

1.3.3 傳熱系數 通過測得的冷凝測試段外壁面算術平均溫度Two及壓力傳感器測得的管內壓力對應的飽和溫度Ts，求得實驗傳熱系數，求解公式如下

式中

2 實驗結果與討論

2.1 單相流驗證

為了檢驗實驗裝置的可行性，本文做了單相流驗證。將單相流壓降實驗結果、傳熱實驗結果分別與理論計算值進行比較，從而證明本實驗所得數據的可信性與真實性。

圖3 單相流壓降梯度實驗值與理論值對比Fig.3 Single phase pressure drop experimental results versus predictions

2.1.1 單相流壓降驗證 單相流壓降理論值由柯西公式計算得到，如式（9）、式（10）所示。柯西公式中的沿程損失系數λ由Nikuradse實驗[14]獲得。實驗結果與公式計算值比較結果如圖3所示，從圖中可以看出，實驗結果與公式計算結果吻合性較好，偏差都在±10%以內。

2.1.2 單相流傳熱系數驗證 單相流傳熱系數理論值由Dittus-Boelter關聯式[15]計算得到。實驗結果與公式計算值比較結果如圖4所示，從圖中可以看出，實驗結果與公式計算結果吻合性較好，偏差都在±10%以內。從以上結果可以得出，本實驗測得的數據準確可靠，本實驗裝置具有較高的可信性。

圖4 單相流傳熱系數實驗值與理論值對比Fig.4 Single phase heat transfer coefficient experimental results versus predictions

2.2 流型

流型對壓降和傳熱有重要影響，為準確分析流動凝結傳熱過程中的壓降特性和傳熱特性，本文通過高頻攝像機對流型進行了拍攝記錄，實驗工況下的流型結果如圖5所示，從圖中可以看出，在該實驗工況下的流型依次為間歇流、過渡流及環狀流，產生這一流型結果的原因是：管內凝結液體首先在壁面產生，高干度區氣體流速較快，氣液之間的剪切應力大于重力作用，快速流動的氣體會將液體沖起，所以產生環狀流；而在低干度區，氣體流速較慢，重力作用占主導地位，凝結液體受重力作用，聚集到管底部，形成間歇流，其代表流型如圖 6、圖7所示。該實驗流型結果與Breber流型圖[16]吻合性較好。

圖5 流型圖Fig.5 Flow pattern map

圖6 間歇流Fig.6 Intermittent flow

圖7 環狀流Fig.7 Annular flow

2.3 壓降分析

2.3.1 壓降實驗結果分析 不同質量流量下的壓降隨干度變化的實驗結果如圖8所示，從圖中可以看出壓降隨著管內工質質量流量和氣體干度的增加而增加。導致這一現象的原因是：當質量流量相同時，氣體干度增加導致氣液兩相流的密度減小，根據連續性方程，密度的減小勢必會引起速度增大，從而使湍流強度增強，并且氣液兩相間的相互作用更加強烈，因此壓降增大。同樣，當干度相同時，工質質量流量的增加也會導致流體速度的增加，從而引起壓降增大。

圖8 不同質量流量及干度下壓降梯度實驗值Fig.8 Comparison of pressure drop gradient variation with vapor quality at different mass flow rate

2.3.2 壓降模型分析 目前，兩相流壓降模型主要分為兩大類：均相模型和分相模型。均相模型是采用合適的方法，把氣液兩相流參數折合成一個平均參數，從而把兩相流看作準單相流，用單相流摩擦因子來計算壓降；分相模型是把氣液兩相分為兩股流體，假設每股流體單獨占有管道，并假設每一股流體的速度在流域內恒定。均相模型對不同數據庫的表現較穩定，但其準確度較難提高，所以發展緩慢，僅有少量模型被提出。而分相模型發展比較迅速[17-19]，在相關文獻中，Friedel模型[20]、Cavallini模型[21]和 Muller-Steinhagen-Heck模型[22]受到的關注度較高，3種模型都是通過定義全相摩擦因子φlo來求解兩相流壓降，其求解方程如式（11）所示，φlo在3種模型中的具體形式，如下所述。

（1）Friedel模型

Friedel[20]考慮了重力和表面張力等因素的影響，提出

式中

（2）Cavallini模型

Cavallini等[21]根據鹵化制冷劑在水平光滑管內的冷凝流動實驗數據，提出

（3）Muller-Steinhagen-Heck模型

Muller-Steinhagen和 Heck[22]根據數據庫中的9313個實驗數據，提出

本文的研究對象為冷凝段壓降，干度在冷凝過程中是不斷變化的，而上述3種模型中涉及到的干度為恒定值，為使模型更好地預測冷凝過程中的壓降特性，本文通過數學工具 MATLAB對模型計算壓降進行了積分運算。其方程如下

冷凝過程中的實驗壓降與通過對模型進行積分運算所得的計算壓降比較結果如圖 9～圖 11所示。從圖中結果可以看出，Friedel模型與實驗結果吻合性較差；Cavallini模型與實驗結果在高干度條件下吻合性較好，低干度條件下吻合性較差；Muller-Steinhagen-Heck模型與實驗結果吻合性較好。

圖9 壓降梯度實驗值與模型計算值比較(G=260 kg·m-2·s-1)Fig.9 Comparison of pressure drop gradient with models at G=260 kg·m-2·s-1

針對該比較結果，本文對模型進行了進一步的深入分析，發現Friedel模型考慮了重力和表面張力的影響，但Chen等[23]認為，小管徑時Friedel模型可能低估了表面張力的影響而高估了重力的影響，本文管徑為10 mm，接近于小管徑的范疇，從而產生較大偏差，另外從圖中可以看出Friedel模型在低干度條件下的預測值偏高，高干度條件下的預測值偏低，說明在整個冷凝過程中重力和表面張力對壓降影響所占的主導地位應該是不同的；Cavallini模型是根據鹵化制冷劑在水平光滑管內的冷凝流動實驗數據得出的，但所用數據主要基于環狀流流型，本實驗工況中，在低干度條件下流型以間歇流為主，流型對壓降結果影響較大，故造成在低干度條件下偏差較大；Muller-Steinhagen-Heck模型與本文實驗結果吻合性較好，所以在冷凝過程的壓降計算中本文優先推薦Muller-Steinhagen-Heck模型。

圖10 壓降梯度實驗值與模型計算值比較(G=347 kg·m-2·s-1)Fig.10 Comparison of pressure drop gradient with models at G=347 kg·m-2·s-1

圖11 壓降梯度實驗值與模型計算值比較(G=434 kg·m-2·s-1)Fig.11 Comparison of pressure drop gradient with models at G=434 kg·m-2·s-1

2.4 傳熱分析

2.4.1 傳熱實驗結果分析 不同質量流量下的傳熱系數隨干度變化的實驗結果如圖12所示，從圖中可以看出傳熱系數隨管內工質質量流量和氣體干度的增加而增加。導致這一現象的原因是：當質量流量相同時，氣體干度增加導致氣液兩相流的密度減小，根據連續性方程，密度的減小勢必會引起速度增大，從而使湍流強度增強，并且氣液兩相間的相互作用更加強烈，擾動加強，強制對流也隨之增強，因此傳熱系數增大。同樣，當干度相同時，工質質量流量的增加也會導致流體速度的增加，從而引起傳熱系數增大。另外，從圖中可以看出在低干度區的傳熱系數增長斜率要明顯大于高干度區的傳熱系數增長斜率。這是因為在低干度區，氣體流速較低，上方凝結液體受重力作用下降，流型以間歇流為主，無法形成完整液膜，氣體直接與管壁接觸，導致傳熱系數增長較快；在高干度區，氣體流速較快，將液膜沖起，形成環狀流，液膜附著在管壁的四周，影響換熱，導致傳熱系數增長相對緩慢。

圖12 不同質量流量及干度下管路傳熱系數實驗值Fig.12 Comparison of heat transfer coefficient variation with vapor quality at different mass flow rate

2.4.2 傳熱模型分析 目前，傳熱模型主要分為 3大類：剪切力控制模型、重力控制模型以及單相流修正模型。剪切力控制模型是在高干度區，蒸氣流速較快，形成環狀流，此時蒸氣剪切力對凝結液的流動起控制作用，凝結液的重力作用可以忽略不計；重力控制模型是在低干度區，液體量不斷積累，蒸氣流速較低，形成非環狀流，此時凝結液主要受重力作用的控制，蒸氣剪切力的作用可以忽略；單相流修正模型是在單相流傳熱模型的基礎上加兩相流修正因子。其中，剪切力控制模型和重力控制模型因其適用性受限制，發展相對緩慢。而單相流修正模型具有適用性強，準確度高的特點，發展比較迅速。在相關文獻中[24-27]，Shah模型[28]，修正Shah模型[29]，Boyko模型[30]，Chen模型[31]受到的關注度較高。4種模型的具體形式，如下所述。

（1）Shah模型

Shah[28]綜合了不同文獻的實驗結果，用474個數據得出如下模型

（2）修正Shah模型

Bivens等[29]在 Shah模型的基礎上加入質量流率修正，其修正公式如下

式中

（3）Boyko模型

Boyko等[30]以對流傳熱和摩擦阻力之間的類比關系為基礎，研究了摩擦力占優勢時的管內凝結傳熱過程，得出如下模型

（4）Chen模型

陳民[31]利用從不同文獻中收集到的以及自己實驗的693個數據，通過數據擬合得出如下模型

流動凝結過程中的傳熱系數與通過模型計算所得的傳熱系數比較結果如圖13～圖15所示。從圖中結果可以看出，Boyko模型和Shah模型與實驗結果吻合性較差；修正Shah模型與實驗結果在高干度條件下吻合性較好，低干度條件下吻合性較差；Chen模型與實驗結果吻合性較好。

圖13 傳熱系數實驗值與模型計算值比較(G=260 kg·m-2·s-1)Fig.13 Comparison of heat transfer coefficients with models at G=260 kg·m-2·s-1

圖14 傳熱系數實驗值與模型計算值比較(G=347 kg·m-2·s-1)Fig.14 Comparison of heat transfer coefficients with models at G=347 kg·m-2·s-1

圖15 傳熱系數實驗值與模型計算值比較(G=434 kg·m-2·s-1)Fig.15 Comparison of heat transfer coefficients with models at G=434 kg·m-2·s-1

針對該比較結果，本文對模型進行了進一步的深入分析。Boyko模型是以對流傳熱與摩擦阻力之間的類比關系為基礎，通過對摩擦阻力占優勢時的管內凝結傳熱研究得出的，從實驗結果可以看出該模型在低干度條件下預測值偏低，中間干度吻合性較好，但在高干度范圍內隨著干度增加偏差逐漸增大，所以該模型不能很好地描述冷凝的完整過程；修正Shah模型相比于Shah模型加入了質量流率修正，從比較結果可以看出，修正 Shah模型相比于Shah模型吻合性更好，說明對Shah模型加入質量流率修正是有必要的；修正Shah模型與實驗結果在高干度條件下吻合性較好，低干度條件下吻合性較差，這是因為Shah模型是基于膜狀凝結得出的，但在低干度條件下，氣體流速較低，上方凝結液體受重力作用下降，流型以間歇流為主，無法形成完整液膜，部分氣體直接與管壁接觸，此時以珠狀凝結為主，所以偏差較大，而且都是負偏差，說明珠狀凝結換熱特性要優于膜狀凝結，而在高干度條件下氣體流速很快，形成環狀流，液膜可以附著在管壁的四周形成膜狀凝結，所以吻合性較好。Chen模型與本文實驗結果吻合性較好，所以在流動凝結過程的傳熱系數計算中優先推薦Chen模型。

3 結 論

本文對動力型熱管內流動凝結傳熱過程中的特性進行了研究，搭建了動力型熱管冷凝特性測試實驗臺，并通過單相流驗證了該實驗臺的可靠性及準確性。對不同流量及干度下的R134a管內流動凝結過程中的壓降特性和傳熱特性進行了實驗研究，并對不同壓降模型和傳熱模型進行了比較分析，得出以下結論。

（1）壓降隨著管內工質質量流量和氣體干度的增加而增加，產生這一現象的原因主要與流速的增加，湍流強度的增強，以及氣液兩相間的相互作用有關。

（2）實驗結果與文獻中3種不同壓降模型進行了比較，結果表明：Friedel模型與實驗結果吻合性較差；Cavallini模型與實驗結果在高干度條件下吻合性較好，低干度條件下吻合性較差；Muller-Steinhagen-Heck模型與實驗結果吻合性較好，該模型能較好地預測管內流動凝結過程中的壓降特性。

（3）傳熱系數隨管內工質質量流量和氣體干度的增加而增加，產生這一現象的原因主要與流速的增加，湍流強度的增強，擾動更加強烈以及強制對流的增強有關。傳熱系數在低干度區的增長斜率要明顯大于高干度區的增長斜率，這主要由在凝結過程中能否形成完整液膜有關，在低干度區無法形成完整液膜，以珠狀凝結為主，而在高干度區以膜狀凝結為主，珠狀凝結的換熱特性要優于膜狀凝結。

（4）實驗結果與文獻中4種不同傳熱模型進行了比較，結果表明：Boyko模型和Shah模型與實驗結果吻合性較差；修正Shah模型與實驗結果在高干度條件下吻合性較好，低干度條件下吻合性較差；Chen模型與實驗結果吻合性較好，該模型能較好地預測管內流動凝結過程中的傳熱特性。

符 號 說 明

cp——比定壓熱容，J·kg-1·K-1

di,do——分別為管內徑和管外徑，m

G ——質量流率，kg· m-2· s-1

g ——重力加速度，m· s-2

k ——熱導率，W·m-1·K-1

h ——傳熱系數，W·m-2·K-1

hf——沿程損失，m

hlv——潛熱，J·kg-1

L——長度，m

P——壓力，Pa

Pr——Prandtl數

Qc——冷凝量，W

Qh——加熱量，W

q——熱通量，W·m-2

Re ——Reynolds數

T——溫度，K

v——速度，m· s-1

x——氣體干度

α——截面含氣率

λ——沿程損失系數

μ ——動力黏度，kg·m-1·s-1

ρ——密度，kg·m-3

σ——表面張力，N·m-1

下角標

f——流體

in——進口

l——液相

lo——全為液相

out——出口

sub——過冷

tp——兩相流

v——氣相

vo——全為氣相

wi——內壁面

wo——外壁面

[1] SRIMUANG W, AMATACHAYA P. A review of the applications of heat pipe heat exchangers for heat recovery[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2012, 16(6)： 4303-4315.

[2] CHAUDHRY H N, HUGHES B R, GHANI S A. A review of heat pipe systems for heat recovery and renewable energy applications[J].Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2012, 16(4)： 2249-2259.

[3] 田小亮, 劉瑞璟, 劉春濤, 等. 一種氣液兩相流能量輸運方法：102519288A[P]. 2012-06-27.TIAN X L, LIU R J, LIU C T, et al. An energy transport method of gas liquid two phase flow： 102519288A[P]. 2012-06-27.

[4] 田小亮, 李曉花, 孫暉, 等. 一種節能型冷凍深度除濕空氣處理裝置： 104819526 A[P]. 2015-08-05.TIAN X L, LI X H, SUN H, et al. An energy saving air treatment device for freezing depth desiccant： 104819526 A[P]. 2015-08-05.

[5] 田小亮, 李曉花, 孫暉, 等. 一種動力型熱管式余熱鍋爐裝置：104089268A[P]. 2014-10-08.TIAN X L, LI X H, SUN H, et al. A waste heat boiler device with pump-assisted heat pipe： 104089268A[P]. 2014-10-08.

[6] 任杰, 田曉亮, 周溫泉, 等. 動力型兩相平行流熱管充注量及啟停特性研究[J]. 青島大學學報(工程技術版), 2014, 29(1)： 47-51.REN J, TIAN X L, ZHOU W Q, et al. Experimental study of the working fluid’s quality and start-stop characteristic to the two-phase flow and parallel tubes heat pipe with mechanical pump[J]. Journal of Qingdao University(Engineering and Technology Edition), 2014,29(1)： 47-51.

[7] GUO Z J, SHAO J, LI X H, et al. Application of a pump-assisted separate heat pipe on dehumidifying enhancement in air conditioning systems[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 98： 374-379.

[8] 李曉花, 邵杰, 劉瑞璟, 等. 動力型熱管內R134a流動沸騰傳熱過程的特性[J]. 化工學報, 2016, 67(5)： 1822-1899.LI X H, SHAO J, LIU R J, et al. Characteristics of flow boiling heat transfer for R134a in pump-assisted separated heat pipe[J]. CIESC Journal, 2016, 67(5)： 1822-1899.

[9] 陳常念, 韓吉田, 邵莉, 等. R134a兩相流換熱可視化平臺設計與運行[J]. 中國電機工程學報, 2010, 30(14)： 83-89.CHEN C N, HAN J T, SHAO L, et al. Design and operation of visual two-phase flow experiment platform using R134a as working fluid[J].Proceedings of the CSEE, 2010, 30(14)： 83-89.

[10] OLIVIER S P, MEYER J P, PAEPE M D, et al. The influence of inclination angle on void fraction and heat transfer during condensation inside a smooth tube[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2016, 80： 1-14.

[11] 張井志, 李蔚. 水平圓形與方形微小通道內 R134a冷凝數值模擬[J]. 化工學報, 2016, 67(5)： 1748-1754.ZHANG J Z, LI W. Numerical simulation of condensation in horizontal circular and square minichannels using R134a[J]. CIESC Journal, 2016, 67(5)： 1748-1754.

[12] MACDONALD M, GARIMELLA S. Hydrocarbon condensation in horizontal smooth tubes(Ⅱ)： Heat transfer coefficient and pressure drop modeling[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer,2016, 93： 1248-1261.

[13] CAREY V P. Liquid-Vapor Phase-Change Phenomena[M]. London：Taylor and Francis, 1992： 112.

[14] NIKURADSE J. Gesetzm??igkeiten der turbulenten Str?mung in glatten Rohren (Nachtrag)[J]. Forschung Auf Dem Gebiet Des Ingenieurwesens A, 1933, 4(1)： 44.

[15] DITTUS F W, BOELTER L M K. Heat transfer in automobile radiator of the tubular type[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 1985, 12(1)： 3-22.

[16] BREBER G, PALEN J W, TABOREK J, et al. Prediction of horizontal tubeside condensation of pure components using flow regime criteria[J]. Journal of Heat Transfer, 1980, 102(3)： 471-476.

[17] DIDI M B O, KATTEN N, THOME J R. Prediction of two-phase pressure gradients of refrigerants in horizontal tubes[J]. International Journal of Refrigeration, 2002, 25(7)： 935-947.

[18] DALKILIC A S, AGRA O, TEKE I, et al. Comparison of frictional pressure drop models during annular flow condensation of R600a in a horizontal tube at low mass flux and of R134a in a vertical tube at high mass flux[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer,2010, 53(9/10)： 2052-2064.

[19] LI W, WU Z. A general correlation for adiabatic two-phase pressure drop in micro/mini-channels[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2010, 53(13/14)： 2732-2739.

[20] FRIEDEL L. Improved friction pressure drop correlations for horizontal and vertical two-phase pipe flow[C]. European Two-phase Flow Group Meeting. Ispra, Italy, 1979： 485-492.

[21] CAVALLINI A, CENSI G, DELCOl D, et al. Condensation of halogenated refrigerants inside smooth tubes[J]. HVAC and R Research, 2002, 8(8)： 429-451.

[22] MULLER-STEINHAGEN H, HECK K. A simple friction pressure drop correlation for two-phase flow in pipes[J]. Chemical Engineering Progress, 1986, 20(6)： 297-308.

[23] CHEN I Y, YANG K S, CHANG Y J, et al. Two-phase pressure drop of air-water and R-410A in small horizontal tubes[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2001, 27(7)： 1293-1299.

[24] 李沛文, 陳民, 陶文銓. R134a水平管內流動凝結換熱的實驗研究[J]. 工程熱物理學報, 1997, 18(1)： 73-76.LI P W, CHEN M, TAO W Q. An experimental study on forced-convective condensation heat transfer of R134a inside a horizontal tube[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 1997,18(1)： 73-76.

[25] GANAPATHY H, SHOOSHTARI A, CHOO K, et al. Volume of fluid-based numerical modeling of condensation heat transfer and fluid flow characteristics in microchannels[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 65(5)： 62-72.

[26] YANG Y, JIA L. Experimental investigation on heat transfer coefficient during upward flow condensation of R410A in vertical smooth tubes[J]. Journal of Thermal Science, 2015, 24(2)：155-163.

[27] 馮健美, 屈宗長, 司玉寶, 等. 純質制冷劑管內冷凝換熱的計算方法[J]. 流體機械, 2000, 28(9)： 60-64.FENG J M, QUN Z C, SI Y B, et al. Calculation method of condensation heat transfer for pure refrigerant in tube[J]. Fluid Machinery, 2000, 28(9)： 60-64.

[28] SHAH M M. A general correlation for heat transfer during film condensation inside pipes[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1979, 22(4)： 547-556.

[29] BIVENS D B, YOKOZEKI A. Heat transfer coefficients and transport properties for alternative refrigerants[C]//International Refrigeration and Air Conditioning Conference. Indiana： Purdue University, 1994：299-304

[30] BOYKO L D, KRUZHILIN G N. Heat transfer and hydraulic resistance during condensation of steam in a horizontal tube and in a bundle of tubes[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer,1967, 10(3)： 361-373.

[31] 陳民. R134a及 R32/R134a水平管內流動凝結與沸騰換熱的研究[D]. 西安： 西安交通大學, 1997.CHEN M. Study on flow condensation and boiling heat transfer in horizontal tube of R134a and R32/R134a[D]. Xi’an： Xi’an Jiaotong University, 1997.

Characteristics of flow condensation heat transfer for R134a in pump-assisted heat pipe

SHAO Jie, MA Tengfei, ZHANG Didi, CAO Xiaoyu, TIAN Xiaoliang

(Institute of Energy Engineering, Qingdao University, Qingdao 266071, Shandong, China)

The experimental facility about the test of pressure drop and heat transfer coefficient in pump-assisted heat pipe was built for the study of characteristics during flow condensation heat transfer. The experimental investigation about characteristics during flow condensation heat transfer of R134a in pump-assisted heat pipe at different mass flux and vapor quality was conducted. The experimental results indicated that pressure drop increases with the increasing vapor quality and the mass flux. The experimental results were compared with three different pressure drop models and the conclusion that Muller-Steinhagen-Heck model can better predict the characteristics of pressure drop in the process of flowing condensation is obtained. In addition, the experimental results indicated that heat transfer coefficient increases with the increasing vapor quality and the mass flux and the growth slope of low vapor quality is higher than that of high vapor quality. The experimental results were compared with four different heat transfer models and the conclusion that Chen model can better predict the characteristics of heat transfer in the process of flowing condensation is obtained. The study provides a theoretical reference for the selection of the pump, the design of the heat exchanger, the optimization of the system and the study of two-phase flow condensation.

pump-assisted heat pipe; pressure drop; heat transfer; flow; condensation; model

date:2017-02-06.

Prof. TIAN Xiaoliang, txl6666@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China (51205214).

TK 124

A

0438—1157（2017）07—2713—09

10.11949/j.issn.0438-1157.20170111

2017-02-06收到初稿，2017-04-07收到修改稿。

聯系人：田曉亮。

邵杰（1990—），男，碩士研究生。

國家自然科學基金項目（51205214）。