歐陽(yáng)新萍，陳靜竹，李泰宇

（1 上海理工大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海 200093；2 電裝（中國(guó)）投資有限公司上海技術(shù)中心，上海 201108）

引 言

沸騰傳熱強(qiáng)化技術(shù)在強(qiáng)化傳熱領(lǐng)域中占有非常重要的地位。其目的是為了進(jìn)一步提高換熱設(shè)備的效率，更合理和有效地利用能源。強(qiáng)化傳熱的基本途徑主要有增加傳熱面積、增加傳熱溫差和增加總傳熱系數(shù)3 種方式[1-2]。利用強(qiáng)化傳熱技術(shù)，通過(guò)強(qiáng)化換熱管件及其支撐結(jié)構(gòu)，是提高換熱器換熱性 能的基本手段[3]。由于管內(nèi)有相變的沸騰換熱與工質(zhì)流型有著密不可分的關(guān)系，導(dǎo)致傳熱機(jī)理較為復(fù)雜。近些年來(lái)，國(guó)內(nèi)外有眾多學(xué)者對(duì)強(qiáng)化管管內(nèi)沸騰換熱性能進(jìn)行了研究[4-9]。Murata 等[10]對(duì)光管及內(nèi)螺紋管進(jìn)行了較寬干度范圍的局部管內(nèi)沸騰實(shí)驗(yàn)研究，研究表明內(nèi)螺紋管內(nèi)傳熱系數(shù)平均約比光管高56.5%，從而為管內(nèi)沸騰換熱提供了數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。Eckels 等[11]以R134a 為工質(zhì)，在3 種蒸發(fā)溫度下，對(duì)管內(nèi)沸騰換熱進(jìn)行研究，得到沸騰傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度的上升而增加的結(jié)論。Oh 等[12]研究了內(nèi)螺紋管螺旋角對(duì)沸騰換熱的影響，實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，在固定螺旋角的情況下，在環(huán)狀流和層狀流下的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)與流體的質(zhì)量流速及熱通量有較大關(guān)系。張一帆等[13]研究了內(nèi)螺紋管型結(jié)構(gòu)對(duì)流動(dòng)阻力的影響，提出了并聯(lián)管路模型。張小艷等[14]對(duì)非共沸制冷劑R417a 在光管及內(nèi)螺紋管內(nèi)的沸騰換熱進(jìn)行研究，總結(jié)了質(zhì)量流速、熱通量、干度及管型參數(shù)對(duì)沸騰換熱的影響。程建等[15]對(duì)R410a 和R22在內(nèi)螺紋強(qiáng)化管內(nèi)的沸騰換熱性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，以尋找R410a 替代R22 在沸騰換熱中的可行性。

本文實(shí)驗(yàn)所用工質(zhì)為R22。R22 在常溫下為無(wú)色、無(wú)味、無(wú)腐蝕性的氣體。雖然研究表明，R22會(huì)破壞臭氧層，但是不可否認(rèn)的是，R22 具有穩(wěn)定的化學(xué)性能及熱力性能?，F(xiàn)階段，替代R22 制冷工質(zhì)的研究正在進(jìn)行，R22 在各工況點(diǎn)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)性作用也就更加突出，因此對(duì)R22 制冷工質(zhì)在各實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)下的研究，仍然有著一定的意義。

目前關(guān)于管內(nèi)沸騰換熱的研究主要集中在水平管內(nèi)R22、R417a、R134a[16-17]等不同制冷劑的沸騰換熱性能以及壓降規(guī)律的實(shí)驗(yàn)研究，分析和對(duì)比制冷劑的物性對(duì)傳熱系數(shù)的影響。對(duì)于內(nèi)螺紋管管內(nèi)沸騰換熱性能的研究也主要是在管型參數(shù)和工況點(diǎn)等方面展開(kāi)討論。本文進(jìn)行了3 根內(nèi)螺紋管管內(nèi)R22 沸騰換熱性能的實(shí)驗(yàn)，并進(jìn)行了綜合性的分析研究。在分析質(zhì)量流量及內(nèi)螺紋管內(nèi)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)管內(nèi)沸騰換熱性能的影響的同時(shí)，還分析了單位流動(dòng)阻力下管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)綜合性能，這對(duì)于內(nèi)螺紋管的設(shè)計(jì)和優(yōu)化是很有意義的。本實(shí)驗(yàn)為基礎(chǔ)性研究提供了數(shù)據(jù)，同時(shí)也可為蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)計(jì)算提供一定的理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及試件參數(shù)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，主要是由管內(nèi)R22 制冷劑循環(huán)，管外（套管管間）加熱水循環(huán)和冷卻用乙二醇循環(huán)系統(tǒng)組成。其中將測(cè)試段設(shè)計(jì)成套管換熱器形式，在被測(cè)試管件外套一根較大直徑的外管。

3 個(gè)內(nèi)螺紋銅管均為外徑7.92 mm，內(nèi)徑6.9 mm，其他詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1。套管為不銹鋼管，內(nèi)徑15 mm。實(shí)驗(yàn)測(cè)試有效段總長(zhǎng)為2 m。制冷劑R22在管內(nèi)流動(dòng)，水在管間流動(dòng)，兩種介質(zhì)逆向流動(dòng)。管內(nèi)和管間的進(jìn)出口均布置了Pt100 鉑電阻溫度計(jì)，用來(lái)測(cè)量工質(zhì)及水的進(jìn)出口溫度。管內(nèi)進(jìn)出口處布置了壓差傳感器，用來(lái)測(cè)量進(jìn)出口壓力，以獲得管內(nèi)流動(dòng)阻力，具體測(cè)試點(diǎn)見(jiàn)圖1。

實(shí)驗(yàn)工況：蒸發(fā)溫度為4.5℃，制冷劑入口干度為18%，出口過(guò)熱度為4℃，管間水速2 m·s-1。內(nèi)螺紋管的結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示，參數(shù)如表1所示，實(shí)物微觀結(jié)構(gòu)如圖3所示。通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究不同制冷劑質(zhì)量流速[100～360 kg·(m2·s)-1]對(duì)3 種不同內(nèi)螺紋管管內(nèi)沸騰換熱性能的影響。

圖2 內(nèi)螺紋結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of internal thread structure

圖3 內(nèi)螺紋管實(shí)物微觀結(jié)構(gòu)Fig.3 Schematic diagram of enhanced tubes

為檢驗(yàn)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的可靠性，對(duì)一根外徑14 mm，壁厚0.9 mm 的不銹鋼光管進(jìn)行了對(duì)流換熱實(shí)驗(yàn)，得到了以Dittus-Boelter公式形式的管內(nèi)旺盛湍流的對(duì)流換熱關(guān)聯(lián)式

經(jīng)典傳熱學(xué)理論給出的管內(nèi)旺盛湍流的對(duì)流換熱關(guān)聯(lián)式為

兩式的系數(shù)僅相差2%，說(shuō)明實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)是可靠的。

表1 內(nèi)螺紋管參數(shù)Table 1 Structure parameters of enhanced tube

2 實(shí)驗(yàn)方法及數(shù)據(jù)處理

根據(jù)圖1所示測(cè)點(diǎn)測(cè)量管內(nèi)制冷劑的流量、進(jìn)出口溫度和壓力、進(jìn)口前加熱帶的加熱量；測(cè)量管外水的流量、進(jìn)出口溫度。根據(jù)加熱帶的加熱量及進(jìn)口溫度和壓力可以計(jì)算出制冷劑的入口焓值，根據(jù)出口溫度和壓力可以計(jì)算出制冷劑出口焓值。管外水側(cè)換熱量QW與管內(nèi)制冷劑側(cè)換熱量QR分別為

式中，cp,w為水的比熱容，J·kg·K-1；qm,w為水的質(zhì)量流量，kg·s-1；rin為制冷劑的進(jìn)口焓值，J·kg-1；rout為制冷劑的出口焓值，J·kg-1；tw,in、tw,out分別為水進(jìn)、出口溫度，℃；

當(dāng)QW和QR之間的熱平衡誤差滿(mǎn)足給定的精度要求時(shí)，取兩者的算術(shù)平均值Q作為換熱量，傳熱系數(shù)k計(jì)算式為

式中，A為傳熱面積（光管外表面積）；Δt為對(duì)數(shù)平均溫差。

為了分離管內(nèi)傳熱系數(shù)，可利用熱阻分離法進(jìn)行。傳熱過(guò)程的總熱阻可表示成各傳熱過(guò)程熱阻之和，即

式中，Dout為強(qiáng)化管外徑，m；Din為強(qiáng)化管內(nèi)徑，m；Rf為污垢熱阻，m2·K·W-1；Rwall為管壁導(dǎo)熱熱阻，m2·K·W-1；hout為管外對(duì)流傳熱系數(shù)，W·(m2·K)-1；hin為管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)，W·(m2·K)-1；

由于實(shí)驗(yàn)所用強(qiáng)化管從未使用過(guò)，污垢熱阻較小，因此污垢熱阻Rf可以省略。管外（套管管間）流動(dòng)工質(zhì)為水，且根據(jù)實(shí)驗(yàn)工況可以判斷出，水流動(dòng)狀態(tài)處于旺盛湍流區(qū)，因此水側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)hout可以采用經(jīng)典的Dittus-Boelter旺盛湍流換熱關(guān)聯(lián)式進(jìn)行計(jì)算，但關(guān)聯(lián)式中的特征長(zhǎng)度需取當(dāng)量直徑。本試件的當(dāng)量直徑D=7.08×10-3m。這樣，管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)可由式(7)計(jì)算

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，保持管外水的流速2.0 m·s-1不變，改變管內(nèi)的質(zhì)量流速（95～360 kg·m-2·s-1）；通過(guò)調(diào)節(jié)冷卻用乙二醇的溫度控制蒸發(fā)溫度在（4.5±0.5）℃；通過(guò)調(diào)節(jié)加熱帶的功率控制制冷劑的入口干度在18%；通過(guò)調(diào)節(jié)加熱水的溫度控制制冷劑的出口過(guò)熱度在（4±0.5）℃。對(duì)應(yīng)質(zhì)量流速的變化范圍，3 根管的熱通量變化范圍在11300～45800 W·m-2之間。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 傳熱性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

在前述的實(shí)驗(yàn)工況條件下，實(shí)驗(yàn)的總傳熱系數(shù)與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系如圖4所示。由式(5)分離得到管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)，其與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系如圖5所示。

為分析內(nèi)螺紋管的沸騰換熱性能增強(qiáng)程度，采用了與本實(shí)驗(yàn)工況接近的Kuo 等[18]的光管管內(nèi)R22 沸騰換熱實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。該實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)同樣在圖5中顯示。

圖4 總傳熱系數(shù)與質(zhì)量流速的關(guān)系Fig.4 Overall heat transfer coefficients vs mass velocity

圖5 管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系Fig.5 Boiling heat transfer coefficients inside tubes vs refrigerant mass velocity

從圖5中可以看出，1#管的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)比光管高60%～80%，2#管比光管高80%～120%，3#管比光管高80%，3 根管的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)均有較大幅度提高，2#管的增強(qiáng)程度最高，其次是3#管和1#管。

從強(qiáng)化傳熱的角度來(lái)看，有多種原因?qū)е聝?nèi)螺紋管的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)比光管高，具體原因如下：第一，相比于光管，由于內(nèi)螺紋管內(nèi)螺紋的存在，熱邊界層更容易被破壞、減薄，使得換熱增強(qiáng)；第二，內(nèi)螺紋管內(nèi)更易產(chǎn)生二次環(huán)流，同樣會(huì)增強(qiáng)傳熱系數(shù)；第三，在層狀流下，內(nèi)螺紋管將會(huì)產(chǎn)生虹吸現(xiàn)象，內(nèi)壁面液膜升高，導(dǎo)致內(nèi)螺紋管內(nèi)有更大的液相潤(rùn)濕面積；而在環(huán)狀流下，螺紋結(jié)構(gòu)的螺旋作用更有利于液相液體成膜，環(huán)繞在管內(nèi)壁，使得沸騰換熱增強(qiáng)。

內(nèi)螺紋管管內(nèi)結(jié)構(gòu)的差異會(huì)使得沸騰換熱的強(qiáng)化效果不同。

當(dāng)流動(dòng)處于層狀流或者層狀流與環(huán)狀流的過(guò)渡區(qū)時(shí)，氣相工質(zhì)仍位于管道上部，液相工質(zhì)未能均勻覆蓋管壁，沸騰傳熱系數(shù)主要取決于工質(zhì)潤(rùn)濕壁面的情況，而壁面潤(rùn)濕情況則取決于氣體流速及管槽內(nèi)的虹吸作用。當(dāng)螺旋角較大時(shí)，虹吸作用更強(qiáng)，液相沿螺紋槽上升高度更高。2#管的螺旋角相比最大，故2#管在入口處壁面潤(rùn)濕情況比1#、3#管好。當(dāng)流體處于環(huán)狀流時(shí)，液膜沿順時(shí)針?lè)较蛴幸欢ń嵌鹊男D(zhuǎn)，且螺紋頭數(shù)越多，旋轉(zhuǎn)角度越大。這個(gè)旋轉(zhuǎn)過(guò)程，將會(huì)使液膜表面產(chǎn)生波動(dòng)，同時(shí)也會(huì)促進(jìn)管壁上邊界層的波動(dòng)，促進(jìn)強(qiáng)制對(duì)流蒸發(fā)。隨著強(qiáng)制對(duì)流蒸發(fā)的進(jìn)行，氣相表觀速度增大，同樣會(huì)使液膜表面產(chǎn)生波動(dòng)。當(dāng)液膜減薄到一定程度時(shí)，較高的螺紋將會(huì)露出液膜，與氣相工質(zhì)接觸，導(dǎo)致傳熱轉(zhuǎn)弱，沸騰傳熱系數(shù)將會(huì)降低。2#管的螺紋頭數(shù)比1#、3#管多，而螺紋高度比1#、3#管低，因此2#管的沸騰傳熱系數(shù)比1#、3#管高。此外，2號(hào)管相比1#、3#管的螺紋頂寬尺寸大、螺紋槽寬尺寸小，可能也是造成差異的原因之一，具體機(jī)理還有待研究。

對(duì)比1#管與3#管，結(jié)構(gòu)參數(shù)主要在螺紋高及螺紋頂部形狀上有所差別。分析認(rèn)為造成傳熱系數(shù)有所差別的原因之一是螺紋高，1#管螺紋比3#管高13.6%，導(dǎo)致傳熱系數(shù)低6.8%。Kimura 等[19]提出，平頂?shù)穆菁y比圓弧形螺紋更能強(qiáng)化傳熱，這也是3#管傳熱系數(shù)高于1#管的原因之一。

3.2 阻力性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

通過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)管段進(jìn)出口壓力的測(cè)量，獲得了3根內(nèi)螺紋管管內(nèi)流動(dòng)阻力與質(zhì)量流速的關(guān)系，并采用Muzzio 等[20]通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到的光管流動(dòng)阻力的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。

圖6 單位管長(zhǎng)流動(dòng)阻力與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系Fig.6 Flow resistance vs mass velocity

由圖6可以看出，3 根螺紋管管內(nèi)流動(dòng)阻力相差不大，3#管略低。說(shuō)明3 根管結(jié)構(gòu)上的差別對(duì)管內(nèi)流動(dòng)阻力影響不大。分析認(rèn)為3#管內(nèi)較大的槽寬和較小的螺紋頂角是其流動(dòng)阻力略低的原因。經(jīng)數(shù)據(jù)擬合，3 根內(nèi)螺紋管的流動(dòng)阻力與質(zhì)量流速G1.71呈正比，這個(gè)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與Kubanek 等[21]獲得的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相吻合。

為分析3 根螺紋管傳熱與流動(dòng)阻力的綜合性能，繪制了單位流動(dòng)阻力下管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系圖，如圖7所示。圖7顯示，2#管綜合性能最優(yōu)，且在質(zhì)量流速為100 kg·m-2·s-1時(shí)體現(xiàn)出的綜合性能最佳，約比1#、3#管高35%。在中、高質(zhì)量流速下，3 根管的綜合性能相差不大，2#管略好，且隨著質(zhì)量流速的增加，3 根管的綜合 性能數(shù)值越來(lái)越接近。因此，螺紋參數(shù)的差異對(duì)綜合性能的影響主要體現(xiàn)在低、中質(zhì)量流速，高質(zhì)量流速下基本沒(méi)有影響。

圖7 單位流動(dòng)阻力下沸騰傳熱系數(shù)與質(zhì)量流速的關(guān)系Fig.7 Boiling heat transfer coefficients with unit flow resistance coefficients vs mass velocity

4 誤差分析

參照誤差傳布理論，可根據(jù)基本測(cè)量的誤差，計(jì)算得到傳熱系數(shù)、管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)的誤差。

對(duì)于式(5)這樣的傳熱系數(shù)計(jì)算式，根據(jù)誤差傳布理論的基本式可推導(dǎo)出：傳熱系數(shù)的相對(duì)誤差等于計(jì)算式中各參變量的平方和的平方根。由于該式中換熱量Q為QW和QR的平均值，且QW和QR之間的相對(duì)誤差小于5%（即滿(mǎn)足熱平衡要求），因此，Q的相對(duì)誤差最大為2.5%；溫度測(cè)量元件的測(cè)量相對(duì)誤差為0.5%，可推算出對(duì)數(shù)平均溫差Δt的相對(duì)誤差為0.99%；由此計(jì)算出實(shí)驗(yàn)所得的傳熱系數(shù)k的相對(duì)誤差為2.69%。同樣根據(jù)式(7)和誤差傳布理論，并取hout的相對(duì)誤差為10%，計(jì)算出管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)hin的相對(duì)誤差為7.07%。以上誤差對(duì)應(yīng)的置信度均為99.7%。

5 結(jié) 論

（1）3 根內(nèi)螺紋管的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)較光管有60%～120%的提高，強(qiáng)化換熱效果明顯，但3根管強(qiáng)化效果存在差異。

（2）當(dāng)流動(dòng)處于層狀流或者層狀流與環(huán)狀流的過(guò)渡區(qū)時(shí)，較大的螺旋角虹吸作用更強(qiáng)，壁面潤(rùn)濕情況更好，有利于沸騰換熱。當(dāng)流體處于環(huán)狀流時(shí)，較多的螺紋頭數(shù)，使得流體旋轉(zhuǎn)作用更強(qiáng)、液膜表面波動(dòng)效果更好，促進(jìn)強(qiáng)制對(duì)流蒸發(fā)。較低的螺紋高度在沸騰換熱后期更有利于換熱。

（3）3 根螺紋管管內(nèi)流動(dòng)阻力相差不大，其中3#管略低，分析認(rèn)為該管管內(nèi)較大的槽寬和較小的螺紋頂角是其流動(dòng)阻力略低的原因。

（4）通過(guò)比較單位流動(dòng)阻力下管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)綜合性能，2#管最優(yōu)，在質(zhì)量流速為 100 kg·m-2·s-1時(shí)體現(xiàn)出的綜合性能最佳，約比1#、3#管高35%。在中、高質(zhì)量流速下，3 根管的綜合性能相差不大。因此，螺紋參數(shù)的差異對(duì)綜合性能的影響主要體現(xiàn)在低、中質(zhì)量流速，高質(zhì)量流速下基本沒(méi)有影響。

[1]Gu Weizao (顧維藻).Heat Transfer Enhancement (強(qiáng)化傳熱) [M].Beijing:Science Press,1990.

[2]Lin Zonghu (林宗虎),Wang Jun (汪軍),Li Ruiyang (李瑞陽(yáng)).Heat Transfer Enhancement Technology (強(qiáng)化傳熱技術(shù)) [M].Beijing:Chemical Industry Press,2007.

[3]Li Jun’an (李軍安),Xing Guiju (刑貴菊),Zhou Liwen (周麗雯).Progress in study on technology of heat transfer enhancement for heat exchanger [J].Energy for Metallurgical Ⅰndustry(冶金能源),2008,(1):50-54.

[4]Chen Jianbo (陳劍波),Cai Zuhui (蔡祖恢),Ding Yiming (丁一鳴).Study on boiling heat transfer of R12 flowing inside horizontal smooth [J].Journal of Shanghai Ⅰnstitute of Mechanical(上海機(jī)械學(xué)院學(xué)報(bào)),1992,14 (30):1-10.

[5]Hideyuki Kimura,Masaaki Ito.Evaporating heat transfer in horizontal internal spiral-grooved tubes in the region of low flow rates [J].Bulletin of the JSME,1981,24 (195):1602-1607.

[6]Timothy A Shedd,Ty A Newell.Visualization of two-phase flow through micro grooved tubes for understanding enhanced heat transfer [J].Ⅰnternational Journal of Heat and Mass Transfer,2003,46:4169-4177.

[7]Timothy A Shedd,Ty A Newell,Pei Keow Lee.The effects of the number and angle of microgrooves on the liquid film in horizontal annular two-phase flow [J].Ⅰnternational Journal of Heat and Mass Transfer,2003,46:4179-4189.

[8]Zhou Jie (周杰),Xin Mingdao (辛明道).Two-phase flow pattern in three-dimensional rib tube flow boiling heat transfer [J].Journal of Chongqing University(重慶大學(xué)學(xué)報(bào)),2003,26 (8):109-113.

[9]Akhavan-Behabadi M A,Mohseni S G,Najafi H,et al.Heat transfer and pressure drop characteristics of force convective evaporation in horizontal tubes with coiled wire inserts [J].Ⅰnternational Communications in Heat and Mass Transfer,2009,36:1089-1095.

[10]Murata K,Hashizume K.Forced convective boiling of nonazeotropic refrigerant mixtures inside tubes [J].Heat Transfer-JapRes,1990,19 (2):95-109.

[11]Eckels S J,Pate M B.An experimental comparison of evaporation and condensation heat transfer coefficients for HFC-134a and CFC-12 [J].Ⅰnt.J.Refrigeration,1991,14 (3):70-77.

[12]Oh Se-Yoon,Bergles Arthur E.Experimental study of the effects of the spiral angle on evaporative heat transfer enhancement in micro-fin tubes [J].ASHRAE Transactions,1998,19 (1):1137-1143.

[13]Zhang Yifan (張一帆),Li Huixiong (李會(huì)雄),Zhang Yuqian (張煜乾).The influence of internally ribbed tube geometry on pipe flow resistance [J].Journal of Engineering Thermophysics（工程熱物理學(xué)報(bào)）,2011,32 (7):1161-1164.

[14]Zhang Xiaoyan (張小艷),Yuan Xiuling (袁秀玲),Tian Huanzhang (田懷璋).Evaporation heat transfer of R417A flowing inside horizontal smooth and internally grooved tubes [J].Journal of Xi’an Jiaotong University(西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)),2007,41 (1):18-22.

[15]Cheng Jian (程建),Tao Leren (陶樂(lè)仁),Wei Yiping (魏義平).Experimental study on evaporation heat transfer of R410A and R22 in a rifled tube [J].Fluid Machinery(流體機(jī)械),2013,41 (3):54-57.

[16]Akhavan-Behabadi M A,Ravi Kumar,Jamali M.Investigation on heat transfer and pressure drop during swirl flow boiling of R134a in a horizontal tube [J].Ⅰnternational Journal of Heat and Mass Transfer,2009,52:1918-1927.

[17]Liu Rong (劉榮),Tao Leren (陶樂(lè)仁),Gao Libo (高立博).Experimental study on boiling heat transfer of R410A without lubricant oil in the inner-grooved copper tubes [J].Journal of Refrigeration(制冷學(xué)報(bào)),2011,32 (4):20-24.

[18]Kuo C S,Wang C C.In tube evaporation of HCFC-22 in a 9.52mm micro-fin/smooth tube [J].Ⅰnt.J.Heat Mass Transfer,1996,39 (12):2559-2569.

[19]Kimura Hideyuki,Ito Masaaki.Evaporating heat transfer in horizontal internal spiral-grooved tubes in the region of low flow rates [J].Bulletin of the JSME,1981,195 (24):1602-1607.

[20]Muzzio A,Niro A,Arosio S.Heat transfer and pressure drop during evaporation and condensation of R22 inside 9.52mm O.D.microfin tubes of different geometries [J].Enhanced Heat Transfer,1998,(5):39-52.

[21]Kubanek G R,Miletti D L.Evaporative heat transfer and pressure drop performance of internally-finned tubes with refrigerant 22 [J].J.Heat Transfer,1979,101:447-452.