R513A在水平管內沸騰換熱及壓降特性的實驗研究

中圖分類號：TK123；TK124 文獻標志碼：A

Experimental study on boiling heat transfer and pressure drop characteristics of R513A inside horizontal tubes

ZHANG Qing1， HUANG Lihao12， ZHANG Jiani3， TAO Leren12，ZHU Tianyi1， CHEN Jianhong1 （1.SchoolofEnergyandPowerEngineering， UniversityofShanghai forScienceandTechnology，Shanghai2oo93，Chind; 2.Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transferin Power Engineering， Shanghai 2Oo093，China; 3. Shanghai Institute of Quality Inspection and Technical Research， Shanghai 2oo2l4， China）

Abstract： The growing problem of global warming in the refrigeration industry requires the replacement

Citation： ZHAQi，HUALaoHAJanal.Expetaludyatraeandpresudaracteriso1Ainside horizontal tubes[J]. Journal of University ofShanghai for Science and Technology，2025，47（2）： 139-147.

of existing refrigerants and further enhancement of heat transfer eficiency in heat exchangers. The boiling heat transfer characteristics ofR513A in the horizontal smooth tubes and internally ribbed tubes with outer diameter 9.52， 12.70mm were experimentally investigated to analyze the mechanism of changes in heat transfer coeficients and pressure drops by heat flux， tube diameter， mass flux and saturation temperature. The results show that the boiling heat transfer coefficient increases and then decreases with the increase of heat flux. The disturbance of refrigerant in the 9.52mm smooth tube is more intense， and the heat transfer coefficient is increased by 13.91%～19.77% compared with that of the 12.70mm tubes. The pressure drop in the 9.52mm tubes is 1.4～3.8 times that of the 12.70mm tubes. Both the increase in saturation temperature and the increase in mass flux contribute to the heat transfer coeffcient. It is easier to reach the local drying point at low mass fluxes， when the boiling heat transfer coefficient decreases sharply. The Cooper and Liu-Winterton correlations were compared to predict the heat transfer coefficients. Before the drying out， both of them can predict the flow boiling heat transfer characteristics of R513A in the horizontal smooth tube very well. After the drying out， the Liu-Winterton correlation is more accurate， with mean absolute deviation of 18.53% and 28.36% before and after the drying out， respectively.

Keywords： R5l3A; flow boiling; internally ribbed tube; heat transfer coefficient; pressure drop

目前我國冷水（熱泵）機組主要采用的制冷劑為 Rl34a 、R22和 R407C 。以R134a為例，雖然其消耗臭氧潛能值（ODP）為0，但其全球變暖潛能值（GWP）高達1300，因此替代工質的研究迫在眉睫。R513A是一種零ODP、低GWP（GWP為631）的混合制冷劑，由質量分數為 56% 的R1234yf和質量分數為 44% 的 Rl34a 組成，可作為R134a的替代制冷劑[]。R513A符合當前保護臭氧層、緩解全球變暖的要求，因此，對其在實際應用中的性能進行研究具有重要意義。

近年來，許多學者對R513A的實際應用進行了研究，但是大多集中在蒸汽壓縮系統實驗上。Makhnatch等[2在小容量蒸汽壓縮制冷系統中針對R450A、R513A替代R134a進行了實驗，結果表明，R513A比R134a、R450A的性能更好，在壓力比、排氣溫度和質量流量方面表現更優。Mota-Babiloni等[3在蒸汽壓縮系統中分別對R134a和R513A進行了36次實驗，R513A得益于更高的吸氣密度和更低的操作壓力比，獲得了更好的制冷效果。王紅燕等[4和Zhang等[5進行了R513A對雙螺桿壓縮機性能影響的理論和實驗研究，討論了冷凝溫度和轉速對系統性能的影響，發現R513A和R134a的容積效率和絕熱效率相差很小，R513A的制冷系數（COP）略低，驗證了R513A作為R134a的替代制冷劑的可行性。Yildiz等對Rl34a 、R1234yf和R513A在相同的蒸發溫度 （-10， -5^°C 和 0^°C ）和冷凝溫度（ 35^°C ）下進行測試，結果表明：在蒸發溫度為 -10^°C 和 -5^°C 時，R513A的COP高于R134a的；但蒸發溫度為 0^°C 時，R513A的COP低于R134a的。

此外，為了提高能源利用率，如何提高換熱器的性能受到廣泛關注，該方向的研究多數集中在對強化管的分析上。Wang等[研究了R1234yf在水平內螺紋管內的換熱特性，分析了運行參數（壓力、熱流密度、質量流速）對換熱的影響，并比較了R134a和R1234yf在超臨界工況下的差異。Diani等[8-9進行了R134a在內徑 3.4， 2.4mm 的內螺紋管內的流動沸騰實驗， 2.4mm 管的傳熱系數顯著高于 3.4mm 管的，且干涸點延遲出現。Longo 等[10-12]分別以 R1233zd（E） 、R245fa、R134a為工質，在內徑為 4.3mm 的小直徑內螺紋管內進行流動沸騰實驗，采集傳熱系數和摩擦壓降數據，評估了幾種流動沸騰換熱和壓降估算模型的可靠性。Jige等[13]研究了R32在當量直徑為2.1、2.6、 3.1mm 的3種水平小直徑內螺紋管內的流動沸騰換熱和摩擦壓降，發現在低熱流密度的情況下，內螺紋管的結構對傳熱的影響占主導地位。

目前，針對R513A在管內兩相換熱方面的研究仍然較少。Diani等14-15]以R513A為工質，通過實驗比較了內徑 3.5mm 的光管和內徑 3.4mm 的內螺紋管的換熱性能，結果表明，內螺紋管比光管具有更好的強化換熱效果，但在高質量流速的情況下，強化效果不明顯。Arcasi等[1研究了R513A在內徑 6.00mm 水平不銹鋼管內的流動沸騰換熱，給出了飽和溫度、質量流量和熱通量對傳熱系數的影響，并與相同工況下的R134a進行對比，對傳熱系數關聯式進行了評估。

針對R513A在管內流動沸騰換熱性能的研究較少，且現有研究僅限于小管徑。本文利用自主搭建的單管管內兩相流動換熱測試平臺，進行R513A在水平光滑管和內螺紋管（外徑9.52、 12.70mm 管內的流動沸騰換熱實驗研究，分析質量流速、蒸發溫度、管徑、熱流密度等因素對管內流動沸騰傳熱系數和兩相流動壓降的影響，并且將實驗結果與現有的傳熱系數經驗關聯式進行比較，為新型環保制冷劑R513A的推廣和使用提供相關的數據支持和理論依據

實驗系統

實驗臺集冷凝實驗與蒸發實驗于一體，圖1為實驗裝置示意圖。該系統主要由3個循環回路構成：制冷工質測試循環、冷卻水循環和乙二醇水溶液循環。在制冷工質循環回路中，儲存在儲液罐里的過冷制冷劑在隔膜泵的驅動下，經過脈沖阻尼器、質量流量計，進入實驗測試段。實驗測試段為套管結構，內管為待測銅管，外管為不銹鋼管，制冷劑在銅管內流動，冷卻水在銅管和不銹鋼套管之間的套環內相對于制冷劑逆向流動。當蒸發實驗時，制冷劑液體通過實驗段時被高于制冷劑液體溫度的水蒸發為氣體，制冷劑氣體經過后端冷凝器被冷凝為液體，流回儲液罐，再重復下一次循環。制冷劑在進入測試段之前可通過與乙二醇水溶液的熱交換控制其進口狀態；制冷劑出口狀態的控制則是通過調節水側入口溫度、改變制冷劑與水側的換熱量來實現的

1—視液鏡；2—電磁膨脹閥；3—過冷器；4—儲液罐；5—隔膜 泵；6—預熱器；7—電磁流量計；8—變頻水泵；9—板式換熱 器；10—電加熱器；11—膨脹水箱；12—閥門；13—恒溫水 箱；14—質量流量計；15—溫度/壓力傳感器。

本實驗選取的制冷劑為R513A，研究其在外徑分別為9.52、 12.70mm 的水平光滑管及內螺紋管內的傳熱及壓降特性，測試管的主要參數如表1所示，內螺紋管示意圖如圖2所示，圖中， d_i 為測試管內徑。實驗工況如下：蒸發溫度分別為5、7、 10^°C ；質量流速分別為100、150、 200kg/（m²?s） 冷卻水流量為 1.4m³/h 。

2 數據處理與誤差分析

2.1 數據處理

首先，根據牛頓冷卻公式計算出總傳熱系數；再用努塞爾法來計算水側傳熱系數；最后，用熱阻分離法求出制冷劑側傳熱系數。

水側換熱量 Q_w 的計算公式為

Q_w=c_wm_w（T_w，out-T_w，in）

式中： c_w 為進、出口平均水溫對應的比熱容；m_W 為水的質量流量； T_w，in 、 T_w，out 分別為水的進、出口溫度。

制冷劑側換熱量 Q_r 的計算公式為

Q_r=m_r（H_r，in-H_r，out）

式中： m_r 為制冷劑的質量流量； H_r，in 、 H_r，out 分別為制冷劑在測試管進、出口的焓值，可根據對應的制冷劑溫度和壓力用軟件REFPROP9.0查出。

測試管的總傳熱系數 K 為

式中： A₀ 為測試管外表面積； ΔT_m 為管內外的平均傳熱溫差，可由下式計算：

式中： ΔT_max=T_w，in-T ； ΔT_min=T-T_w，out ； T_w，in 為實驗段冷卻水進口水溫； T_w.out 為實驗段冷卻水出口水溫； T 為制冷劑的蒸發溫度。

對于水側努塞爾數 Nu ，采用Gnielinski經驗關聯式[17]：

式中： f=（1.82logRe-1.64）^-2 ; Pr_f 1 Pr_w 分別表示流體、以壁面溫度為定性溫度的流體的普朗特數； d 為套管當量直徑； l 為測試管長度； Re 為水的雷諾數。

水側表面傳熱系數 h_w 為

式中， λ 為平均水溫對應的導熱系數。

制冷劑側表面傳熱系數 h_r 可由熱阻分離法得到，

式中： A_i 為測試管內表面積。

2.2 誤差分析

2.2.1熱平衡校核

實驗工況中，制冷劑的出口狀態為兩相流體，無法直接求得制冷劑流體的吸熱量。根據熱力學第一定律，在不考慮漏熱的情況下，采用水側換熱量作為總換熱量。為了使實驗數據可靠，有必要驗證實驗系統的熱平衡。

采用純工質R134a在外徑為 12.7mm 的光滑管內進行完全蒸發傳熱實驗，測試段的進口為過冷液體，出口為過熱蒸汽，過冷度和過熱度均大于 5^°C ，保證進、出口為單相流體，制冷劑的質量流量為 10～ 90kg/h ，對應的質量流速為 25.85～232.65kg/（m²?s） 水流量為 1.6m³/h 。分別采用式（1）和式（2）計算水側換熱量和制冷劑側換熱量，熱平衡校核結果如圖3所示。完全蒸發實驗所有的數據點都在15% 的誤差線內，這表明實驗系統的漏熱率很小，實驗測試系統的熱平衡性可以滿足要求，因此，可以用水側換熱量代表制冷劑側的換熱量。

2.2.2不確定度分析

由于實驗設備本身存在精度誤差，直接測量值的不確定度就是實驗設備自身的精度誤差，而間接測量值的誤差在計算過程中具有疊加性。

由式（1）可得，測試段水側換熱量的不確定度為

由式（3）可得，總傳熱系數的不確定度為

其余間接測量值的不確定度同理，實驗中主要參數的測量和計算的不確定度如表2所示。

表2不確定度分析

3 結果與數據分析

3.1 傳熱系數分析

3.1.1熱流密度對傳熱系數的影響

圖4給出了R513A質量流速 G 為 100kg/（m²?s） 外徑為 9.52mm 的光滑管和內螺紋管的傳熱系數隨熱流密度的變化情況。隨著熱流密度 q 的增大，傳熱系數 h_r 先增大后減小。對于強制對流沸騰，總傳熱量主要由核態沸騰和對流換熱組成，在低干度下，核態沸騰（隨干度增大而減小）相對于對流換熱占主導作用。因此，無論是光滑管還是內螺紋管，熱流密度對傳熱系數的影響都是顯著的。由圖4還可以看出，光滑管的傳熱系數隨熱流密度變化的斜率相較于內螺紋管的更大。這種差異說明R513A在光滑管的相變過程中，核態沸騰起主導作用。因為隨著熱流密度的增大，管道內壁面上更多的核化點被激活，核態沸騰效應增強；而內螺紋管中是兩相強制對流起主導作用。

3.1.2管徑對傳熱系數的影響

圖5為R513A在蒸發溫度為 7% 、不同質量流速、不同管徑的光滑管內的傳熱系數對比。可以發現：在相同質量流速下，外徑 9.52mm 光滑管的傳熱系數比 12.70mm 光滑管的傳熱系數高13.91%～19.77% ；并且在同一管徑下，隨著熱流密度的增大，制冷劑的傳熱系數先增大后減小。

單位傳熱面積上的制冷劑質量流量 m_r^′ 可以表示為

對于不同管徑的傳熱管，由式（10）可知：管徑越大，單位傳熱面積上的制冷劑越多，傳熱熱阻也就越大；而管徑越小，制冷劑汽化后強制對流對壁面的沖刷越強，邊界層與中心流體的換熱越充分。因此，在出現局部干涸之前，管徑越大，沸騰傳熱系數越小。隨著熱流密度的增大，傳熱系數逐漸增大到某一臨界點后開始顯著減小，個別工況進入了干涸點，此時，管內多為彌散流[18]。制冷劑氣體和測試管內壁面直接接觸，制冷劑液滴以彌散狀態分布在管道中心，氣相R513A的導熱熱阻成為阻礙換熱的主要原因，管壁面由于熱流無法被帶走而不斷積聚，使得壁面過熱度迅速增加，導致換熱惡化，傳熱系數減小。

3.1.3蒸發溫度對傳熱系數的影響

圖6為R513A在外徑 9.52mm 光滑管內、質量流速 200kg/（m²?s） 、不同蒸發溫度下，傳熱系數與熱流密度的關系。可以發現，傳熱系數隨著蒸發溫度的升高逐漸增大。為深入分析沸騰換熱機理，表3給出了不同蒸發溫度下R513A的物性參數。由表3可知，蒸發溫度越高，表面張力越小，氣泡生成所需的最小尺寸也越小，汽化核心數增加，核態沸騰換熱增強。由于測試管較長，管內的沸騰換熱過程大多處于環狀流狀態，隨著飽和溫度的升高，管內制冷劑R513A的氣相黏度增大，液相黏度減小，氣液黏度比增大，液膜厚度變薄，沸騰傳熱系數增大。

3.1.4質量流速對傳熱系數的影響

圖7為R513A在不同管徑的光滑管內、蒸發溫度 7% 時，不同質量流速對傳熱系數的影響。可以看出，傳熱系數隨著質量流速的增大而增大。這是因為質量流速的增大可以促進流體中心區域與邊界層的摻混，強制對流換熱增強，從而增強傳熱；同時，受流體的沖刷作用，氣泡在更高的質量流速下脫離速度更快，核態沸騰得到增強，沸騰傳熱系數增大。如表3所示，制冷劑氣體和液體由于較大的密度差導致較大的速度差，隨著質量流速的增大，氣液流速差也增大，湍流程度更劇烈，換熱效果更強。

當質量流速增大時，軸向切應力對液膜施加的力增大，液膜變薄，換熱阻力減小，沸騰傳熱系數增大。隨著換熱過程的進行，液膜更薄且氣體流速更快，液膜在剪切力的作用下發生“破碎”，出現局部干涸，導熱系數較低的制冷劑蒸汽和管壁直接接觸，傳熱發生惡化，壁面溫度也隨之升高。在相同的熱流密度下，低質量流速時更容易出現局部干涸點，這是因為測試管中制冷劑質量流量小，在相同熱流密度下更容易被蒸干，同時，在高質量流速下壁面熱量可以被迅速帶走，從而使得壁面溫度保持較低水平，

由圖7還可以看出，在相同的質量流速下，小管徑的傳熱系數較大管徑的更大，這主要是因為管徑較小時流體對壁面的沖刷更強，換熱更充分。并且，在 9.52mm 管中局部干涸發生得更早，這主要是因為換熱管管徑越小，分布在管壁面上的制冷量越少，受限空間內的液體在汽化為氣體后，體積迅速膨脹且流速變快，氣體對壁面的沖刷作用變強，管壁上液態制冷劑在相同的熱流密度下更容易被蒸干，使得局部干涸提早出現，

3.2 壓降分析

3.2.1 管徑對壓降的影響

圖8給出了質量流速為 150kg/（m²?s） 時管徑對流動沸騰壓降的影響。可以看出，無論是光滑管還是內螺紋管，管內流動沸騰壓降隨著管徑的變小而增大。對于光滑管來說， 9.52mm 銅管對應的壓降是 12.70mm 銅管的 1.4～2.4 倍；對于內螺紋管， 9.52mm 銅管的壓降為 12.70mm 銅管的 2.4～3.8 倍。這是由于發生汽化后流體迅速膨脹，管徑越小，流體對壁面和液膜的沖刷越劇烈，摩擦壓降也越大。內螺紋管的總壓降是光滑管的 1.06～1.8 倍，這主要是因為內螺紋存在一定的螺旋角，對流體的流動有阻礙作用。除此之外，內螺紋會使制冷劑與傳熱管的接觸面積增大，摩擦壓降也隨之增大。根據文獻[19]，摩擦壓降占管內總壓降的 90% 以上，因此，當管徑越小且具有內螺紋結構時，摩擦壓降越大，總壓降也越大。

3.2.2蒸發溫度對壓降的影響

圖9為光滑管內R513A質量流速為 150kg/（m²?s） 時蒸發溫度對流動沸騰壓降的影響，隨著蒸發溫度的降低，總壓降提高了 23.70%～50.32% 。對于同一根換熱管，在干度和質量流速相同時，加速壓降占管內總壓降比例較小，管內總壓降的變化主要受摩擦壓降的影響。由表3可知：在相同熱流密度下，當蒸發溫度降低時，R513A的氣相密度減小，體積流量增大，使得兩相流的平均流速和氣相流速增大，從而導致摩擦壓降的增大；且隨著蒸發溫度的降低，R513A飽和液體的黏度顯著增大，流體表面張力作用增強，壁面與液體的摩擦壓降增大，相同熱流密度下對應的總壓降更大。

R513A在管內蒸發時，液體生成大量氣泡，氣泡在受限空間內迅速生長和聚集，阻礙液體的流動，導致壓降增加，從而誘發熱擁塞現象。在相同熱流密度及質量流速的情況下，蒸發溫度從10% 降低到 5^°C 時，由表3可以算出液體的汽化潛熱升高 2.12% ，氣相密度降低 15.00% ，進而可以算出蒸發的氣體量減少了 2.08% ，氣體體積增加了 15.20% ，氣相對液體的流動阻礙作用更強，使得摩擦壓降增大。因此，總壓降也相應增大。

3.3 沸騰傳熱系數實驗值與預測值的對比

本研究選用Cooper[20]和Liu-Winterton[21]關聯式對R513A在外徑為9.52、 12.7mm 的水平光滑管中流動沸騰換熱系數進行預測。這兩種關聯式的預測結果如圖10及表4所示，下標cal表示預測值，下標exp表示實驗值。由表4可知：在干涸發生前，R513A在9.52、 12.7mm 水平管內流動沸騰傳熱系數的預測準確度均較高，Liu-Winterton關聯式的平均相對誤差在 20% 以內；在干涸發生后，Cooper關聯式的預測偏差較大，這主要是因為關聯式對于干涸時的臨界干度預測性較差，沒有考慮局部干涸的發生。

Fig.10Comparison betwen the experimental values ofboiling heat transfercoeficientandthe predictedvaluesoftecorrelations

4結論

以外徑 9.52mm 和 12.70mm 的光滑管及內螺紋管為研究對象，進行了R513A在管內流動沸騰的換熱實驗，研究了質量流速分別為100、150、200kg/（m²?s） ，蒸發溫度分別為5、7、 10^°C ，熱流密度為 5～55kW/m² 的實驗工況下，各因素對傳熱系數和兩相流動壓降的影響。得到以下結論：

a.質量流速越大，管內傳熱系數越大，質量流速從 100kg/（m²?s） 增大到 200kg/（m²?s） ，管內傳熱系數增大了 15.38%～42.33% 。在相同熱流密度下，低質量流量工況更容易達到局部干涸點。

b.蒸發溫度越高，管內沸騰傳熱系數越大，蒸發溫度為 10% 時的傳熱系數比 5^°C 時增大了25.26%～47.26% ；壓降隨著蒸發溫度的降低而升高，蒸發溫度從 10% 降到 5^°C 時，總壓降提高了 23.70%～50.32% ，這主要是由于R513A液體黏度的變化。

c.管徑越小，管內的沸騰傳熱系數越大，管內壓降也越大。 9.52mm 光滑管內傳熱系數比 12.70mm 光滑管的高 13.91%～19.77% ， 9.52mm 換熱管內流動沸騰壓降是 12.70mm 管內壓降的 1.4～3.8 倍。螺紋管內的特征結構使得管內流體擾動增強，增強了換熱性能，但也增大了壓降。

d.隨著熱流密度的增加，R513A在管內的沸騰傳熱系數出現先增大后減小的趨勢。在光滑管中，當流體發生相變時，核態沸騰起主導作用，而在內螺紋管中強制對流起主導作用。

f.基于光滑管管內流動沸騰換熱實驗結果，對Cooper和Liu-Winterto沸騰換熱關聯式預測結果進行了比較，Liu-Winterton關聯式預測精度更高，干涸前平均絕對誤差為 18.53% ，干涸后平均絕對誤差為 28.36% 。

參考文獻：

[1］陳光明，高能，樸春成.低碳制冷劑研究及應用最新進展 [J].制冷學報，2016，37（1）： 1-11，31.

[2]MAKHNATCH P， MOTA-BABILONI A， LOPEZBELCHf A， et al. R450A and R513A as lower GWP mixturesforhighambienttemperaturecountries： experimental comparison with R134a[J].Energy，2019， 166： 223-235.

[3]MOTA-BABILONI A， MAKHNATCH P， KHODABANDEH R， et al. Experimental assessment of R134a anditslower GWP alternative R513A[J]. International Journal of Refrigeration， 2017， 74： 682-688.

[4]王紅燕，章立標，白新成，等.R513A替代R134a應用于 螺桿式冷水（熱泵）機組的試驗研究[J].制冷與空調， 2021，21（4）： 76-81.

[5] ZHANG Z P， WANG Y， WU X K， et al. Theoretical and experimental research on the performance of twin screw compressorusing R513A as Rl34a replacement[J]. Procedings of the Institution of Mechanical Engineers， Part E： Journal of Process Mechanical Engineering， 2021， 235（2）： 170-177.

[6] YILDIZ A， YILDIRIM R. Investigation of using R134a， R1234yf and R5l3A as refrigerant in a heat pump[J]. International Journal of Environmental Science and Technology，2021， 18（5）： 1201-1210.

[7] WANG D B， FANG JH， LI L L， et al. Experimental study of the heat transfer of supercritical R1234yf as a substitute for R134a in a horizontal micro-fin tube[J]. International Journal of Refrigeration， 2022， 144： 1-13.

[8]MANCIN S，DIANI A， ROSSETTO L. Experimental measurements of Rl34a flow boiling inside a 3.4-mm ID micro-fin tube[J]. Heat Transfer Engineering， 2015， 36（14/15）： 1218-1229.

[9] DIANI A， ROSSETTO L. Experimental analysisof tubes[J]. Heat and Mass Transfer，2018， 54（8）： 2315-2329.

[10] LONGO G A， MANCIN S， RIGHETTI G， et al. Saturated R134a flow boiling inside a 4.3mm inner diameter microfin tube[J]. Science and Technology for the Built Environment， 2017， 23（6）： 933-945.

[11] LONGO G A， MANCIN S， RIGHETTI G， et al. R245fa flow boiling inside a 4.2mmID microfin tube[J]. Journal of Physics： Conference Series， 2017， 923： 012016.

[12] RIGHETTI G， LONGO G A， ZILIO C， et al. R1233zd（E） flowboiling insidea 4.3mm IDmicrofin tube[J]. International Journal of Refrigeration， 2018， 91： 69-79.

[13] JIGE D， INOUE N. Flow boiling heat transfer and pressure drop of R32 inside 2.1mm ， 2.6mm and 3.1mm microfin tubes[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer， 2019，134： 566-573.

[14] DIANI A，BRUNELLO P， ROSSETTO L. R513A condensation heat transfer inside tubes： microfin tube vs. smooth tube[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer， 2020，152： 119472.

[15] DIANI A， ROSSETTO L. R513A flow boiling heat transfer inside horizontal smooth tube and microfin tube[J]. International Journal of Refrigeration，2019，107： 301-314.

[16] ARCASI A， MASTRULLO R， MAURO A W，et al. Experiments of convective evaporation of refrigerant R513A in a horizontal stainless-steel tube[J]. Journal of Physics： Conference Series，2023，2509： 012025.

[17] GNIELINSKI V. New equations for heat and mass transfer inturbulent pipe and channel flows[J].International Chemical Engineering，1976，16（2）： 359-368.

[18] TORFEH S， KOUHIKAMALI R. Numerical investigation of mist flow regime in a vertical tube[J]. International Journal of Thermal Sciences， 2015， 95： 1-8.

[19] COLOMBO L P M， LUCCHINI A， MUZZIO A. Flow patterns，heat transfer and pressure drop for evaporation andcondensation of Rl34A in microfin tubes[J]. International Journal of Refrigeration， 2012，35（8）： 2150-2165.

[20] COOPER M G. Heat flow rates in saturated nucleate pool boiling-awide-rangingexaminationusingreduced properties[J]. Advances in Heat Transfer，1984，16： 157-239.

[21] GUNGOR K E，WINTERTON R H S. A general correlation for flow boiling in tubesand annuli[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer， 1986， 29（3）： 351-358.

（編輯：董偉）

收稿日期：2023-12-18

基金項目：資助項目（13DZ2260900，2019KJFZ201）第一作者：張青（2000—），女，碩士研究生．研究方向：強化傳熱．E-mail：18990818390@163.com通信作者：黃理浩（1983—），男，副教授．研究方向：強化換熱．E-mail：huanglihaol208@163.com

引文格式：張青，黃理浩，張佳妮，等．R513A在水平管內沸騰換熱及壓降特性的實驗研究[J]．學報，2025，47（2）：139-147.