鋸齒扁管內(nèi)沸騰換熱試驗(yàn)

詹宏波， 文濤， 張大林

南京航空航天大學(xué) 航空宇航學(xué)院， 南京 210016

鋸齒扁管內(nèi)沸騰換熱試驗(yàn)

詹宏波， 文濤， 張大林*

南京航空航天大學(xué) 航空宇航學(xué)院， 南京 210016

建立以等熱流密度方式進(jìn)行試驗(yàn)件加熱的沸騰換熱試驗(yàn)系統(tǒng)，分別對(duì)當(dāng)量直徑為1.28 mm和1.59 mm鋸齒扁管內(nèi)R134a工質(zhì)的沸騰換熱特性進(jìn)行研究，試驗(yàn)參數(shù)范圍：制冷劑質(zhì)量流率為68.5～305.5 kg/(m2·s)，工作飽和壓力為0.27～0.46 MPa，加熱熱流密度為9～42 kW/m2。試驗(yàn)結(jié)果表明:相同結(jié)構(gòu)的通道，當(dāng)量直徑小換熱能力更強(qiáng)；熱流密度和飽和壓力對(duì)沸騰換熱的影響與一個(gè)干度值有關(guān)。當(dāng)干度小于此值時(shí)，沸騰換熱系數(shù)會(huì)隨著熱流密度及飽和壓力增大而增大；而當(dāng)干度大于此值時(shí)，沸騰換熱系數(shù)隨著干度增大而急劇下降，熱流密度和飽和壓力對(duì)換熱的影響較??；該干度值會(huì)隨著熱流密度或飽和壓力增大而逐漸變小。質(zhì)量流率對(duì)沸騰換熱的影響與熱流密度有關(guān)，隨著熱流密度增大，質(zhì)量流率的影響趨向大干度區(qū)域。通過分析各參數(shù)對(duì)沸騰換熱的影響，建立了一個(gè)預(yù)測(cè)試驗(yàn)工況下微小尺寸鋸齒扁管的沸騰換熱系數(shù)計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式。

沸騰； 換熱； 兩相流； 制冷劑R134a； 鋸齒扁管

目前，對(duì)于微小通道沸騰換熱的研究已有許多有價(jià)值的成果，很多學(xué)者已對(duì)不同試驗(yàn)條件下微小通道內(nèi)沸騰換熱的機(jī)理及影響因素進(jìn)行分析，并有部分學(xué)者建立了適用于特定工況的沸騰換熱計(jì)算公式。

Oh[1]和Copetti[2]等對(duì)當(dāng)量直徑為2.6 mm水平管沸騰換熱特性的研究發(fā)現(xiàn)，質(zhì)量流率對(duì)沸騰換熱的影響與一個(gè)干度的閾值有關(guān)，當(dāng)干度大于此閾值時(shí)，質(zhì)量流率的影響才開始顯現(xiàn)，且隨著熱流密度增大，此閾值也增大。熱流密度對(duì)換熱的影響在小干度區(qū)域很明顯，而在大干度區(qū)域，其影響很微弱。換熱系數(shù)會(huì)隨著飽和壓力增大而增大。筆者建立了一個(gè)新的沸騰換熱計(jì)算公式，其計(jì)算值與試驗(yàn)值的平均絕對(duì)相對(duì)誤差為15.28%。Tibirica和Ribatski[3]對(duì)當(dāng)量直徑為2.3 mm圓管的研究發(fā)現(xiàn)，無論在多大質(zhì)量流率下，熱流密度對(duì)沸騰換熱的影響都非常明顯，但沸騰換熱受飽和壓力的影響較微弱。Shiferaw等[4]對(duì)當(dāng)量直徑為1.1 mm圓管所做的研究表明，沸騰換熱受質(zhì)量流率的影響比較微弱，當(dāng)干度小于0.5時(shí)，其主要受熱流密度的影響，當(dāng)干度大于0.5且熱流密度較大時(shí)，換熱系數(shù)只會(huì)隨著干度變化而變化。

本文研究的是被航空緊湊式換熱器廣泛應(yīng)用的鋸齒扁管，其形狀可以看作為將平直通道截?cái)喑稍S多短小的節(jié)段，相鄰節(jié)段彼此錯(cuò)開一定間隔而形成的間斷式翅片，這種翅片對(duì)促進(jìn)流體的湍流、破壞熱阻邊界層十分有效[5]。現(xiàn)在對(duì)于鋸齒扁管的研究，主要集中在對(duì)鋸齒扁管單相的阻力和傳熱計(jì)算上，采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法，得到用于特定翅片的阻力和傳熱計(jì)算的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[6-8]。在單相研究中，鋸齒扁管顯現(xiàn)出比相似尺寸平直通道更強(qiáng)的換熱能力。目前對(duì)鋸齒扁管兩相換熱的研究還較少。

Pulvirenti等[9]對(duì)相同尺寸的平直通道與鋸齒扁管兩相換熱能力的比較發(fā)現(xiàn)，在熱流密度較大時(shí)，內(nèi)部結(jié)構(gòu)對(duì)兩相換熱沒有影響，而在熱流密度較小時(shí)，鋸齒扁管比平直通道的換熱能力更強(qiáng)。Kim和Sohn[10]對(duì)當(dāng)量直徑為2.84 mm鋸齒扁管的研究發(fā)現(xiàn)，適用于光滑圓管沸騰換熱計(jì)算的雷諾因子數(shù)也適用于鋸齒扁管沸騰換熱的計(jì)算，并建立了一個(gè)包含核態(tài)沸騰和對(duì)流換熱的沸騰換熱計(jì)算公式，計(jì)算值與試驗(yàn)值偏差在25%以內(nèi)。

本文對(duì)當(dāng)量直徑分別為1.28 mm和1.59 mm鋸齒扁管的沸騰換熱特性進(jìn)行試驗(yàn)研究，探究影響其換熱能力的主要因素，并建立適用于本試驗(yàn)工況的微小尺寸鋸齒扁管沸騰換熱計(jì)算公式，為后續(xù)鋸齒扁管的工程應(yīng)用提供理論和數(shù)據(jù)支撐。

1 試驗(yàn)方法

1.1 沸騰換熱試驗(yàn)系統(tǒng)

沸騰換熱試驗(yàn)系統(tǒng)(圖1)由2部分組成：制冷劑回路系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

在制冷劑回路系統(tǒng)中，采用R134a為工質(zhì)。制冷劑儲(chǔ)存于風(fēng)冷式冷凝器中，由一套穩(wěn)定可調(diào)的制冷系統(tǒng)提供冷風(fēng)對(duì)冷凝器中的制冷劑進(jìn)行冷卻。過冷的制冷劑經(jīng)磁力齒輪泵驅(qū)動(dòng)，依次流過質(zhì)量流量計(jì)、加熱器和試驗(yàn)件，接著流回冷凝器并再次被冷卻，完成一個(gè)循環(huán)過程。加熱器用于對(duì)工質(zhì)進(jìn)行預(yù)熱，調(diào)節(jié)其進(jìn)口干度。試驗(yàn)件由一個(gè)直流電源提供能量，通過加熱膜提供均勻熱流進(jìn)行加熱。

數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括計(jì)算機(jī)、NI數(shù)據(jù)采集器和測(cè)量用傳感器。

1.2 試驗(yàn)件

試驗(yàn)中使用的鋸齒扁管如圖2所示，材料為鋁，其尺寸如表1所示。

圖3所示為鋸齒扁管試驗(yàn)件實(shí)物圖。試驗(yàn)件上表面是透明的有機(jī)玻璃板，可用于觀察通道內(nèi)流體的流態(tài)。在鋸齒扁管的一側(cè)沿程均勻排布有10根熱電偶，用于測(cè)量通道的壁面溫度。在扁管的背面緊貼有一整塊加熱膜，用于為試驗(yàn)件提供等熱流密度加熱條件。試驗(yàn)件兩端是穩(wěn)流段，其內(nèi)部各布置有一個(gè)熱電偶和一個(gè)壓力傳感器，以測(cè)量流體的進(jìn)出口溫度和壓力。

Table 1 Structure size of rectangular channels with offset fins

TubeTube1Tube2Channelheight/mm1.401.70Channelwidth/mm1.181.50Equivalentdiameter/mm1.281.59Numberofchannel54Length/mm274274

1.3 數(shù)據(jù)處理

試驗(yàn)中對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)的熱量平衡進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試。將試驗(yàn)件進(jìn)口的制冷劑處于過冷狀態(tài)，其焓值hin可由進(jìn)口壓力pin和溫度Tin計(jì)算得到；加熱試驗(yàn)件使出口制冷劑處于過熱態(tài)，出口焓值hout也可由出口溫度Tout和出口壓力pout計(jì)算得到；則制冷劑所吸收熱量Qs可表示為

(1)

將其與加熱膜加熱量進(jìn)行對(duì)比，多次試驗(yàn)結(jié)果表明其相對(duì)誤差最大不超過3%。說明試驗(yàn)系統(tǒng)熱平衡良好。

(2)

試驗(yàn)中試驗(yàn)件進(jìn)出口壓降較小，取進(jìn)出口壓力的平均值作為制冷劑的飽和壓力psat，其對(duì)應(yīng)的溫度Tsat作為制冷劑的飽和溫度，對(duì)應(yīng)的飽和液態(tài)焓值和氣態(tài)焓值分別為hsat,l和hsat,g。

試驗(yàn)件采用等熱流密度加熱方式，對(duì)于試驗(yàn)件上沿程均勻布置的每個(gè)熱電偶k，由于已知其所對(duì)應(yīng)的加熱段長(zhǎng)度Lk，則每個(gè)熱電偶點(diǎn)對(duì)應(yīng)的該段通道內(nèi)制冷劑的焓值為

(3)

式中：L為加熱段總長(zhǎng)度；k為1～10 的整數(shù)。

各段通道內(nèi)制冷劑干度為

(4)

各段通道的制冷劑局部沸騰換熱系數(shù)為

(5)

式中：q為熱流密度，即為Q/A，A為沸騰換熱面積，包括底板面積和翅片面積；tk為各熱電偶的測(cè)量值，即壁面溫度。

平均相對(duì)誤差(MRD)和平均絕對(duì)相對(duì)誤差(MARD)的定義為

(6)

(7)

式中：αk,cal為換熱系數(shù)的公式計(jì)算值；αk,exp為換熱系數(shù)的試驗(yàn)值。

表2所示為數(shù)據(jù)處理時(shí)所計(jì)算的質(zhì)量流率G、干度x、換熱系數(shù)α、熱流密度q和飽和壓力p等參數(shù)的不確定度。

表2 所計(jì)算參數(shù)的不確定度Table 2 Uncertainty of calculation parameters

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 當(dāng)量直徑對(duì)沸騰換熱的影響

當(dāng)量直徑Dh對(duì)沸騰換熱的影響如圖4所示。相同試驗(yàn)條件下，當(dāng)量直徑小的扁管比當(dāng)量直徑大的換熱系數(shù)大[11]。本文試驗(yàn)件中，當(dāng)量直徑小的扁管內(nèi)參與換熱的表面積大，在相同的熱流密度下能夠產(chǎn)生更多的氣泡，增大了扁管內(nèi)的擾動(dòng)，因此尺寸更小通道的換熱能力更強(qiáng)。

2.2 質(zhì)量流率對(duì)沸騰換熱的影響

質(zhì)量流率對(duì)沸騰換熱的影響如圖5所示。由圖5(a)可知，在熱流密度為q=16 kW/m2工況下，干度大于0.2時(shí)，質(zhì)量流率對(duì)沸騰換熱的影響開始顯現(xiàn)，且換熱系數(shù)會(huì)隨著質(zhì)量流率增大而增大。在熱流密度為q=27 kW/m2工況下，如圖5(b)和圖5(c)所示，干度小于0.6時(shí)，沸騰換熱受質(zhì)量流率的影響不明顯，而當(dāng)干度大于0.6時(shí)，質(zhì)量流率開始顯現(xiàn)其影響。由此可知，質(zhì)量流率對(duì)沸騰換熱的影響與熱流密度有關(guān)，隨著熱流密度增大，質(zhì)量流率的影響趨向大干度區(qū)域。

2.3 熱流密度對(duì)沸騰換熱的影響

熱流密度對(duì)沸騰換熱的影響如圖6所示。圖6(a)3組試驗(yàn)工況結(jié)果中，制冷劑工作飽和壓力相同，所對(duì)應(yīng)的質(zhì)量流率和熱流密度不同。由圖可知，所有沸騰換熱系數(shù)隨干度的變化曲線均表現(xiàn)為當(dāng)干度大于某一干度值時(shí)(稱為干度拐點(diǎn))，沸騰換熱系數(shù)急劇下降[12]；當(dāng)干度小于該干度值時(shí)，同一干度條件下，沸騰換熱系數(shù)幾乎僅與熱流密度相關(guān)，隨著熱流密度增大而增大；當(dāng)干度大于該干度值時(shí)，熱流密度的不同所引起沸騰換熱系數(shù)的變化不明顯；一般認(rèn)為，在熱流密度對(duì)沸騰換熱有較強(qiáng)影響的區(qū)域內(nèi)，隨著熱流密度增大，流體中氣泡產(chǎn)生速率增大，增加了通道中的空隙率，從而增大流體的流動(dòng)速度并提高湍流度，導(dǎo)致其換熱能力增強(qiáng)。由圖6(a)和圖6(b)可知，干度拐點(diǎn)值會(huì)隨著熱流密度增大而減小。

2.4 飽和壓力對(duì)沸騰換熱的影響

飽和壓力psat對(duì)沸騰換熱的影響如圖7所示。由圖7(a)和圖7(b)所示，飽和壓力對(duì)沸騰換熱的影響規(guī)律與熱流密度的相似，且隨著飽和壓力增大，沸騰換熱系數(shù)出現(xiàn)驟降時(shí)所對(duì)應(yīng)干度拐點(diǎn)值也減小。當(dāng)干度小于干度拐點(diǎn)值時(shí)，飽和壓力對(duì)沸騰換熱影響明顯[13]，飽和壓力的增大導(dǎo)致流體潛熱降低，為了完全吸收加熱量，需要蒸發(fā)更多液體，導(dǎo)致附著在壁面上的液膜厚度降低，且提高了產(chǎn)生氣泡的速率，從而增強(qiáng)了其換熱能力[14]。

3 沸騰換熱經(jīng)驗(yàn)公式

由上述分析可知，影響沸騰換熱的主要參數(shù)有熱流密度、工作飽和壓力、當(dāng)量直徑和質(zhì)量流率等，選擇合理的準(zhǔn)則參數(shù)，仿文獻(xiàn)[15]建立一個(gè)適用于本試驗(yàn)工況沸騰換熱計(jì)算的經(jīng)驗(yàn)公式，其兩相換熱系數(shù)αtp表述為

(8)

式中：αnb為核態(tài)沸騰換熱系數(shù)。

(9)

αsp為單相對(duì)流換熱系數(shù)。

αsp=x·αsp,go+(1-x)·αsp,lo

(10)

(11)

S=(Bo·We)0.06

凱斯和倫敦[16]對(duì)21種常見鋸齒扁管的傳熱j因子進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并整理出j因子與雷諾數(shù)的關(guān)系圖，因此可將其文獻(xiàn)中與本文通道尺寸相近的鋸齒扁管的j因子用于αsp的計(jì)算。

圖8所示為一組試驗(yàn)工況下試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較，由圖可知，此公式能較好地預(yù)測(cè)在整個(gè)沸騰換熱過程中沸騰換熱系數(shù)隨干度的變化。在小干度區(qū)域，核態(tài)沸騰是沸騰換熱的最主要形式，此時(shí)沸騰換熱主要受熱流密度和飽和壓力的影響[17]。隨著干度增大，核態(tài)沸騰逐漸減弱。當(dāng)干度大于拐點(diǎn)值時(shí)，核態(tài)沸騰換熱系數(shù)驟降，流動(dòng)進(jìn)入干涸區(qū)。結(jié)合公式可知，在小熱流密度工況下，核態(tài)沸騰較弱，此時(shí)對(duì)流換熱在沸騰換熱中所占比重較大，因此質(zhì)量流率對(duì)沸騰換熱影響較為明顯。隨著熱流密度增大，對(duì)流換熱所占比重逐漸減小，質(zhì)量流率的影響逐漸削弱。

如圖9所示，在換熱系數(shù)較大的區(qū)域，公式計(jì)算值與試驗(yàn)值能較好地吻合，而在換熱系數(shù)較小的區(qū)域，計(jì)算值與試驗(yàn)值存在一定的相對(duì)誤差，但其絕對(duì)誤差仍然較小。本文公式計(jì)算值與試驗(yàn)值的平均絕對(duì)相對(duì)誤差僅為13.9%，平均相對(duì)誤差為-4.3%，且有78.9%的數(shù)據(jù)的相對(duì)誤差在±20% 以內(nèi)。將本文公式與已有的Liu[18]、Kew[19]和Fang[20]等公式的預(yù)測(cè)結(jié)果比較，結(jié)果如表3所示，可知此公式對(duì)本試驗(yàn)工況下微小尺寸鋸齒扁管沸騰換熱系數(shù)的預(yù)測(cè)結(jié)果較好。

表3 本文公式與已有公式預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比

Table 3 Comparison between predictions of the proposed correlation and several existing correlations

NameofcorrelationMRD/%MARD/%Theproposed-4.313.9Bertsch[18]22.424.0Liu[18]37.243.3Kew[19]53.153.9Fang[20]16.725.7

4 結(jié) 論

1) 當(dāng)量直徑較小的通道內(nèi)參與換熱的表面積更大，流體與壁面更充分的接觸能有效地提高通道換熱能力。

2) 質(zhì)量流率對(duì)沸騰換熱的影響與熱流密度有關(guān)。隨著熱流密度增大，質(zhì)量流率的影響趨向大干度區(qū)域。

3) 熱流密度對(duì)沸騰換熱的影響與干度拐點(diǎn)值有關(guān)。當(dāng)干度小于拐點(diǎn)值時(shí)，沸騰換熱系數(shù)會(huì)隨熱流密度增大而明顯增大，而當(dāng)干度大于拐點(diǎn)值時(shí)，沸騰換熱系數(shù)急劇下降，熱流密度對(duì)沸騰換熱沒有明顯影響。拐點(diǎn)值會(huì)隨著熱流密度增大而逐漸減小。

4) 飽和壓力對(duì)沸騰換熱的影響與熱流密度的類似，其主要體現(xiàn)在干度小于拐點(diǎn)值的區(qū)域，隨著飽和壓力增大，換熱系數(shù)逐漸增大。拐點(diǎn)值會(huì)隨著飽和壓力增大而減小。

5) 建立沸騰換熱計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式，其計(jì)算值與試驗(yàn)值的平均絕對(duì)相對(duì)誤差為13.9%，平均相對(duì)誤差為-4.3%，且有78.9%的數(shù)據(jù)的相對(duì)誤差在±20%以內(nèi)。

[1] OH J T, PAMITRAN A S, CHOI K I, et al. Experimental investigation on two-phase flow boiling heat transfer of five refrigerants in horizontal small tubes of 0.5, 1.5 and 3.0 mm inner diameters[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2011, 54(s 9-10): 2080-2088.

[2] COPETTI J B, MACAGNAN M H, ZINANI F, et al. Flow boiling heat transfer and pressure drop of R-134a in a mini tube: an experimental investigation[J]. Experimental Thermal & Fluid Science, 2011, 35(4): 636-644.

[3] TIBIRICA C B, RIBATSKI G. Flow boiling heat transfer of R134a and R245fa in a 2.3 mm tube[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2010, 53(s 11-12): 2459-2468.

[4] SHIFERAW D, KARAYIANNISS T G, KENNING D B R. Flow boiling in a 1.1 mm tube with R134a: Experimental results and comparison with model[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2009, 48(2): 331-341.

[5] 余建祖. 換熱器原理與設(shè)計(jì)[M]. 北京：北京航空航天大學(xué)出版社， 2006: 43-44. YU J Z. Principle and design of heat exchanger[M]. Beijing: Beihang University Press, 2006: 43-44 (in Chinese).

[6] DUBROVSKY E V, VASILIEV V Y. Enhancement of convective heat transfer in rectangular ducts of interrupted surfaces[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 1988, 31(4): 807-818.

[7] MOCHIZUKI S, YAGI Y, YANG W J. Transport phenomena in stacks of interrupted parallel-plate surfaces[J]. Experimental Heat Transfer, 1987, 1(2): 127-140.

[8] MANGLIK R M, BERGLES A E. Heat transfer and pressure drop correlations for the rectangular offset strip fin compact heat exchanger[J]. Experimental Thermal & Fluid Science, 1995, 10(2): 171-180.

[9] PULVIRENTI B, MATALONE A, BARUCCA U. Boiling heat transfer in narrow channels with offset strip fins: Application to electronic chipsets cooling[J]. Applied Thermal Engineering, 2010, 30(s 14-15): 2138-2145.

[10] KIM B, SOHN B. An experimental study of flow boiling in a rectangular channel with offset strip fins[J]. International Journal of Heat & Fluid Flow, 2006, 27(3): 514-521.

[11] CHOI K I, PAMITRAN A S, OH C Y, et al. Boiling heat transfer of R-22, R-134a, and CO2in horizontal smooth minichannels[J]. International Journal of Refrigeration, 2007, 30(8): 1336-1346.

[12] YEN T H, KASAGI N, SUZUKI Y. Forced convective boiling heat transfer in microtubes at low mass and heat fluxes[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2003, 29(12): 1771-1792.

[13] BERTSCH S S, GROLL E A, GARIMELLA S V. Effects of heat flux, mass flux, vapor quality, and saturation temperature on flow boiling heat transfer in microchannels[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2009, 35(2): 142-154.

[14] VAKILI-FARAHANI F, AGOSTINI B, THOME J R. Experimental study on flow boiling heat transfer ofmultiport tubes with R245fa and R1234ze(E)[J]. International Journal of Refrigeration, 2013, 36(2): 335-352.

[15] BERTSCH S S, GROLL E A, GARIMELLA S V. A composite heat transfer correlation for saturated flow boiling in small channels[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2009, 52(7-8): 2110-2118.

[16] 凱斯 W M， 倫敦 A L. 緊湊式熱交換器[M]. 北京：科技出版社， 1997: 285-326. KAYS W M, LONDON A L. Compact heat exchangers[M]. Beijing: Science and Technology Press, 1997:285-326 (in Chinese).

[17] FELDMAN A, MARVILLET C, LEBOUCHE M. Nucleate and convective boiling in plate fin heat exchangers[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2000, 43(18): 3433-3442.

[18] LIU Z, WINTERTON R H S. A general correlation for saturated and subcooled flow boiling in tubes and annuli, based on a nucleate pool boiling equation[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 1991, 34(11): 2759-2766.

[19] KEW P A, CORNWELL K. Correlations for the prediction of boiling heat transfer in small-diameter channels[J]. Applied Thermal Engineering, 1997, 17(8-10): 705-715.

[20] FANG X. A new correlation of flow boiling heat transfer coefficients based on R134a data[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2013, 66(6): 279-283.

(責(zé)任編輯：張晗)

URL：www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160928.0927.002.html

＊Corresponding author. E-mail: zhangdalin@nuaa.edu.cn

Test of boiling heat transfer in rectangular channels with offset fins

ZHAN Hongbo, WEN Tao, ZHANG Dalin*

CollegeofAerospaceEngineering,NanjingUniversityofAeronauticsandAstronautics,Nanjing210016,China

A boiling heat transfer test system is built to investigate the boiling heat transfer characteristics of two kinds of rectangular channels with offset fins，with R134a as the working medium. The hydraulic diameters of the channels are 1.28 mm and 1.59 mm. The experiments are performed at mass flow rate of refrigerant between 68.5 and 305.5 kg/(m2·s), heat flux between 9 and 42 kW/m2, and saturation pressure between 0.27 and 0.45 MPa, with constant heat flux heating mode. The results show that the channel with smaller hydraulic diameter has stronger heat transfer capability. The influences of heat flux and saturation pressure on boiling heat transfer are related to a value of vapor quality. If the vapor quality is less than this value, the increase of heat flux or saturation pressure would lead to the increase of heat transfer coefficients. If the vapor quality is greater than this value, the boiling heat transfer coefficient will sharply decrease with the increase of vapor quality, and the influences of heat flux and saturation pressure will be much weaker. The value will gradually decrease with the increase of heat flux or saturation pressure. The effect of mass flow rate on boiling heat transfer is related to heat flux. With the increase of heat flux, the influence of mass flow rate tends to the region with greater vapor quality. On the basis of the analysis of these parameters, a new correlation is proposed to predict the boiling heat transfer coefficients of the small sized channels with offset fins under the experimental conditions.

flow boiling; heat transfer; two-phase flow; refrigerant R134a; rectangular channel with offset fins

2016-04-19； Revised：2016-07-03； Accepted：2016-08-31； Published online：2016-09-28 09:27

http://hkxb.buaa.edu.cn hkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2016.0248

2016-04-19； 退修日期：2016-07-03； 錄用日期：2016-08-31； 網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016-09-28 09:27

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160928.0927.002.html

＊通訊作者.E-mail: zhangdalin@nuaa.edu.cn

詹宏波， 文濤， 張大林. 鋸齒扁管內(nèi)沸騰換熱試驗(yàn)[J]. 航空學(xué)報(bào), 2017， 38(3): 120329. ZHAN H B， WEN T， ZHANG D L. Test of boiling heat transfer in rectangular channels with offset fins[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica， 2017， 38(3): 120329.

V231.1； TK124

A

1000-6893(2017)03-120329-08