水平微肋管內(nèi)有機(jī)工質(zhì)R245fa的沸騰換熱性能

王志奇，劉力文，賀妮，夏小霞, 2，彭德其，張建平，明鎮(zhèn)洋

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水平微肋管內(nèi)有機(jī)工質(zhì)R245fa的沸騰換熱性能

王志奇1，劉力文1，賀妮1，夏小霞1, 2，彭德其1，張建平1，明鎮(zhèn)洋1

(1. 湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 湘潭，411005； 2. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙，410083)

為增強(qiáng)有機(jī)朗肯循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)中蒸發(fā)器的傳熱能力，對水平微肋管內(nèi)新型有機(jī)工質(zhì)R245fa的沸騰換熱性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。研究結(jié)果表明：R245fa沸騰換熱系數(shù)隨質(zhì)量流速增大而提高，隨飽和溫度和熱流密度增大而減??；隨著干度增大，沸騰換熱系數(shù)先增大后降低，存在1個(gè)臨界干度；在實(shí)驗(yàn)條件下，臨界干度約為0.4，并與實(shí)驗(yàn)工況有關(guān)；超過臨界干度時(shí)，質(zhì)量流速對R245fa沸騰換熱系數(shù)的強(qiáng)化作用增大，而飽和溫度對沸騰換熱的抑制作用增大；在4種常用關(guān)聯(lián)式中，KANDLIKAR關(guān)聯(lián)式對R245fa沸騰換熱性能的預(yù)測較精確，預(yù)測值與91.6%的實(shí)驗(yàn)值偏差在±25%以內(nèi)，絕對平均偏差為11.2%，能滿足工程設(shè)計(jì)要求。

微肋管；R245fa；沸騰換熱；預(yù)測關(guān)聯(lián)式

有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)可以將低品位熱能轉(zhuǎn)換成電能，具有設(shè)備簡單、熱效率高等優(yōu)點(diǎn)，其市場應(yīng)用前景廣闊[1?2]。在眾多有機(jī)工質(zhì)中，R245fa作為第4代制冷劑，具有良好的熱物理屬性和優(yōu)越的環(huán)保特性，是一種非常適合于有機(jī)朗肯循環(huán)的低沸點(diǎn)工質(zhì)[3?4]。微肋管強(qiáng)化傳熱技術(shù)可以增強(qiáng)蒸發(fā)器的傳熱效率，減少換熱面積，進(jìn)而提高ORC系統(tǒng)的整體性能。目前，國內(nèi)外一些研究者對光滑管內(nèi)R245fa的沸騰換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，指出管徑、熱流密度及含氣率會對沸騰換熱系數(shù)產(chǎn)生一定的影響，并認(rèn)為Liu-Winterton關(guān)聯(lián)式可以較精確地預(yù)測R245fa的沸騰換熱性能[5?7]。在強(qiáng)化管內(nèi)沸騰換熱特性研究方面，張小艷[8]認(rèn)為微肋管可以強(qiáng)化非共沸制冷劑R417A的沸騰換熱能力。通過對比微肋管內(nèi)R410A和R22的沸騰換熱能力，程建等[9?10]指出質(zhì)量流速和管徑是影響制冷劑沸騰換熱能力的重要因素，且R22具有更高的沸騰換熱系數(shù)。ECKELS等[11]研究了不同蒸發(fā)溫度下R134a的流動沸騰換熱性能，得出沸騰換熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度增大而呈線性增大。此外，歐陽新萍等[12]研究了微肋管幾何參數(shù)對沸騰換熱的影響，認(rèn)為較大螺旋角與螺旋數(shù)有利于沸騰換熱。WU等[13]對微肋管強(qiáng)化傳熱機(jī)理進(jìn)行了研究，指出較高的肋片與齒頂角能增強(qiáng)液膜的湍流，從而強(qiáng)化沸騰換熱。目前人們針對R245fa沸騰換熱的研究主要集中于光滑管，而對微肋管方面的研究較少。為此，本文作者對微肋管內(nèi)R245fa的沸騰換熱特性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，并確定新型制冷劑的沸騰換熱預(yù)測關(guān)聯(lián)式，以便為ORC系統(tǒng)高效蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

R245fa沸騰換熱性能實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)見圖1。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由制冷劑回路、冷卻水回路、電加熱系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等幾部分組成。

在制冷劑回路中，實(shí)驗(yàn)工質(zhì)由多級離心泵提供動力，經(jīng)調(diào)節(jié)閥和干燥過濾器后進(jìn)入轉(zhuǎn)子流量計(jì)，然后流入預(yù)熱段與實(shí)驗(yàn)段。從實(shí)驗(yàn)段出來的工質(zhì)經(jīng)過減壓閥節(jié)流降壓，再流入板式換熱器中被冷卻水冷卻，回到儲液罐，完成整個(gè)循環(huán)。

工質(zhì)預(yù)熱段與實(shí)驗(yàn)段都采用電熱絲加熱的方式，加熱時(shí)電壓通過調(diào)壓器進(jìn)行調(diào)節(jié)，2部分的最大加熱功率分別為5 kW與1 kW。預(yù)熱段采用光滑銅管，其外徑為8 mm，長度為2 m。實(shí)驗(yàn)段為微肋銅管，外徑為7 mm，總長為1.5 m。微肋管的結(jié)構(gòu)如圖2所示，其主要結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)流程圖

實(shí)驗(yàn)段沿長度方向共布置10組測溫?zé)犭娕?，每組測溫裝置相隔150 mm。每組熱電偶由3個(gè)微細(xì)T型熱電偶組成，分別布置在實(shí)驗(yàn)段各截面的頂部、底部以及側(cè)部。為保證實(shí)驗(yàn)段與預(yù)熱段的絕緣性與保溫性能，管段表面纏繞導(dǎo)熱絕緣膠帶，并用保溫材料對管道進(jìn)行保溫處理。此外，預(yù)熱段進(jìn)口、實(shí)驗(yàn)段出口設(shè)有壓力、溫度測量裝置，用于測量實(shí)驗(yàn)中工質(zhì)的壓力與溫度。在實(shí)驗(yàn)過程中，溫度與壓力信號由無紙記錄儀采集。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中的主要測量儀器性能如表2所示。

圖2 微肋管結(jié)構(gòu)示意圖

表1 微肋管主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

表2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)所用主要測量儀器及參數(shù)

2 實(shí)驗(yàn)原理

微肋管內(nèi)R245fa沸騰換熱系數(shù)的計(jì)算公式為

式中：為實(shí)驗(yàn)段的傳熱量，W；w,in為微肋管內(nèi)壁溫度，℃；為實(shí)驗(yàn)段銅管外壁面積，m2；e為工作壓力下R245fa的飽和溫度，℃。本實(shí)驗(yàn)假定實(shí)驗(yàn)段壓力沿流動方向上呈線性變化，選取石英玻璃管出口處的壓力作為實(shí)驗(yàn)段出口壓力，再根據(jù)差壓變送器讀數(shù)即可確定實(shí)驗(yàn)段任意截面的工作壓力。

根據(jù)一維徑向穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱方程，可計(jì)算內(nèi)壁溫度w,in：

式中：out為微肋管的外直徑，m；in為微肋管內(nèi)徑，m；為實(shí)驗(yàn)段銅管加熱的有效長度，m；w為微肋管的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；w,o為實(shí)驗(yàn)段的管外壁溫度，℃。外壁溫度取3個(gè)測點(diǎn)的平均值，根據(jù)式(3)計(jì)算得到內(nèi)外壁溫差僅為0.02 ℃，可認(rèn)為內(nèi)外壁溫相等。

根據(jù)熱平衡方程，可計(jì)算實(shí)驗(yàn)段各測點(diǎn)間制冷劑的干度變化：

式中：為制冷劑的焓，kJ/kg；為干度；為制冷劑的潛熱，J/g；為制冷劑流量，kg/s；下標(biāo)表示第測試段；in和out分別表示進(jìn)口與出口；y表示預(yù)熱段。根據(jù)R245fa的入口溫度與壓力，可以確定制冷劑的入口焓，結(jié)合各測試段電熱絲的加熱量可求得出口焓。2個(gè)測點(diǎn)間的平均干度x為

3 結(jié)果與分析

在實(shí)驗(yàn)研究過程中，制冷劑的質(zhì)量流速范圍為96~339 kg/(m2·s), 熱流密度為3~16 kW/m2，干度為0.07~0.65, 蒸發(fā)溫度為25~45 ℃。在該實(shí)驗(yàn)工況下，干度對R245fa沸騰換熱系數(shù)的影響見圖3(其中，為熱流密度，為質(zhì)量流速)。

從圖3可見：沸騰換熱系數(shù)隨干度增大先增大后降低，即存在1個(gè)峰值，該峰值對應(yīng)的干度稱為臨界干度；在工況1下，當(dāng)干度從0.07增大至臨界干度0.40時(shí)，沸騰換熱系數(shù)從2.078 kW/(m2·K)增大至3.547 kW/(m2·K)，提高了70.7%；當(dāng)干度從0.4升高至0.6時(shí)，沸騰換熱系數(shù)降至2.987 kW/(m2·K)，與最大值相比降低了15.8%。這主要是由于低干度區(qū)的氣態(tài)制冷劑含量較少，核態(tài)沸騰起主導(dǎo)作用，氣泡數(shù)量的增大有利于迅速帶走管壁熱量，使沸騰換熱能力提高；隨著干度增大，強(qiáng)制對流蒸發(fā)逐步起決定作用，而氣態(tài)制冷劑含量增大，導(dǎo)致氣泡直接接觸翅片的概率增大，不利于對流蒸發(fā)的進(jìn)行。

從圖3還可以看出：臨界干度也會隨著工況發(fā)生變化；工況1、工況2和工況3所對應(yīng)的臨界干度分別為0.40，0.44和0.38。管內(nèi)沸騰換熱主要是核態(tài)沸騰換熱和強(qiáng)制對流蒸發(fā)綜合作用的過程。在不同流型區(qū)域?qū)藨B(tài)沸騰和強(qiáng)制對流蒸發(fā)影響程度不一樣，沸騰換熱能力也會出現(xiàn)一定變化。在工質(zhì)流動過程中，受熱流密度、質(zhì)量流速、工作壓力、工質(zhì)物性的綜合影響，氣泡生成速率和氣泡直徑發(fā)生變化，引起干度發(fā)生改變進(jìn)而引起流型發(fā)生變化，形成臨界干度。

圖3 沸騰換熱系數(shù)隨干度的變化規(guī)律

當(dāng)質(zhì)量流速為192 kg/(m2?s)、飽和溫度為35 ℃時(shí)，熱流密度及干度對沸騰換熱系數(shù)的影響如圖4所示。

圖4 不同熱流密度q下沸騰換熱系數(shù)隨干度的變化規(guī)律

從圖4可以看出：沸騰換熱系數(shù)隨熱流密度的增大而減小；當(dāng)干度為0.38時(shí)，熱流密度從3 kW/m2增大至16 kW/m2，R245fa的沸騰換熱系數(shù)從4.137 kW/(m2·K)減小至2.869 kW/(m2·K)，降低了30.7%；微肋管的翅片含有許多汽化核心，隨著熱流密度升高，管壁過熱度增大，加快了氣泡形成與脫離頻率。大量氣泡會使環(huán)狀流提前到來，進(jìn)而產(chǎn)生較大的抑制作 用[14]。同時(shí)，生成的大量氣泡減薄了翅片表面液膜，從而降低了沸騰換熱效果。

當(dāng)熱流密度為16 kW/m2、飽和溫度為25 ℃時(shí)，質(zhì)量流速對沸騰換熱系數(shù)的影響如圖5所示。

從圖5可見：隨著質(zhì)量流速增大，R245fa沸騰換熱系數(shù)不斷提高；當(dāng)干度大于臨界干度時(shí)，質(zhì)量流速對沸騰換熱系數(shù)的影響增大；當(dāng)質(zhì)量流速從96 kg/(m2·s)增大至339 kg/(m2·s)時(shí)，干度為0.3時(shí)對應(yīng)的沸騰換熱系數(shù)提高52.6%，而干度為0.5時(shí)對應(yīng)的沸騰換熱系數(shù)提高151.4%。造成上述結(jié)果的主要原因是：當(dāng)干度小于臨界干度時(shí)，核態(tài)沸騰占主導(dǎo)地位，氣泡產(chǎn)生的速度直接主導(dǎo)沸騰換熱系數(shù)，換熱系數(shù)隨質(zhì)量流速變化幅度較小；當(dāng)干度大于臨界干度時(shí)，對流換熱處于優(yōu)勢地位，在翅片擾動下流速對邊界層的影響加劇，強(qiáng)化了質(zhì)量流速對沸騰換熱的影響。當(dāng)熱流密度為16 kW/m2、質(zhì)量流速為339 kg/(m2·s)時(shí)，飽和溫度對沸騰換熱的影響如圖6所示。

圖5 不同質(zhì)量流速G下沸騰換熱系數(shù)隨干度的變化

在圖6可以看出：當(dāng)R245fa的飽和溫度增大時(shí)，沸騰換熱系數(shù)逐漸降低；當(dāng)干度為0.3時(shí)，飽和溫度在25 ℃與45 ℃時(shí)R245fa的沸騰換熱系數(shù)分別為3.137 kW/(m2·K)和2.763 kW/(m2·K)，降低了13.5%；當(dāng)干度大于臨界干度時(shí)，飽和溫度升高產(chǎn)生的抑制作用更加明顯；當(dāng)干度為0.5時(shí)，R245fa從25 ℃升高至45 ℃，所對應(yīng)的沸騰換熱系數(shù)下降36.7%。飽和溫度的升高帶來2個(gè)方面的影響：1) 有利于內(nèi)螺紋管內(nèi)壁壁面氣化核心的生成，增大核態(tài)沸騰能力；2) 影響制冷劑物性參數(shù)，如兩相雷諾數(shù)、氣化潛熱等。在低干度區(qū)，核態(tài)沸騰占主導(dǎo)地位，氣化核心生成速度對沸騰換熱的促進(jìn)作用明顯；在高干度區(qū)，強(qiáng)制對流蒸發(fā)占主導(dǎo)地位，沸騰換熱系數(shù)與液膜本身直接換熱關(guān)系更大，氣泡帶走熱量所占比例降低，工質(zhì)物性所起的作用更大。制冷劑的沸騰換熱系數(shù)主要受制冷劑的熱物性參數(shù)和實(shí)驗(yàn)工況的雙重影響，這2種影響綜合作用，導(dǎo)致R245fa在低干度區(qū)熱熱系數(shù)隨溫度的變化幅度沒有高干度區(qū)的大。

圖6 不同飽和溫度下沸騰換熱系數(shù)隨干度的變化

4 沸騰換熱預(yù)測關(guān)聯(lián)式

由于管內(nèi)流動沸騰換熱過程的復(fù)雜性，目前對沸騰換熱進(jìn)行預(yù)測時(shí)主要采用半經(jīng)驗(yàn)半理論關(guān)聯(lián)式。在制冷劑沸騰換熱性能預(yù)測關(guān)聯(lián)式中，GUNGOR- WINTERTON，LIU-WINTERTON，CHIOU以及KANDLIKAR是4種應(yīng)用較多的關(guān)聯(lián)式。

GUNGOR-WINTERTON關(guān)聯(lián)式認(rèn)為流動沸騰是核態(tài)沸騰換熱和強(qiáng)制對流蒸發(fā)換熱共同作用的結(jié)果，其關(guān)聯(lián)式可表示為[15]

式中：sp為單相強(qiáng)制對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；pool為池沸騰換熱系數(shù)，W/(m2·K)；為對流強(qiáng)化因子；為核態(tài)沸騰抑制因子。LIU-WINTERTON關(guān)聯(lián)式將核態(tài)沸騰和對流沸騰簡單的算術(shù)疊加轉(zhuǎn)變成漸進(jìn)疊加的方式，其預(yù)測關(guān)聯(lián)式可表示為[16]

CHIOU關(guān)聯(lián)式的具體形式如下[17]：

4種沸騰換熱預(yù)測關(guān)聯(lián)式對本實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的預(yù)測結(jié)果如圖7所示。

從圖7可以看出：與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比，LIU- WINTERTON關(guān)聯(lián)式與CHIOU關(guān)聯(lián)式的預(yù)測值偏大，預(yù)測的絕對平均偏差分別為24.5%與31.5%；GUNGOR-WINTERTON關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果偏小，預(yù)測的絕對平均偏差為30%。在這4個(gè)關(guān)聯(lián)式中，KANDLIKAR關(guān)聯(lián)式最大的優(yōu)勢是引入了流體因子，考慮到不同流體的物性不同而調(diào)整量綱一參數(shù)，從成熟的單相流傳熱關(guān)聯(lián)式推導(dǎo)出來，有很強(qiáng)的適應(yīng)性。KANDLIKAR關(guān)聯(lián)式對水平微肋管內(nèi)R245fa沸騰換熱系數(shù)的預(yù)測精度最高，預(yù)測值有91.6%落在±25%偏差范圍內(nèi)，且預(yù)測的絕對平均偏差為11.2%，能滿足工程設(shè)計(jì)需求。

圖7 不同關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果

5 結(jié)論

1) 在實(shí)驗(yàn)工況下，水平微肋管內(nèi)R245fa的沸騰換熱系數(shù)隨干度的增大先增大后減小，存在臨界干度，且臨界干度受工質(zhì)運(yùn)行條件的影響。

2) R245fa沸騰換熱系數(shù)隨著質(zhì)量流速增大而增大，隨飽和溫度和熱流密度增大而降低；當(dāng)干度超過臨界干度時(shí)，增大質(zhì)量流速可大幅度提升沸騰換熱系數(shù)，而提高飽和溫度會加劇對沸騰換熱的抑制作用。

3) 4種代表性預(yù)測關(guān)聯(lián)式中，KANDLIKAR關(guān)聯(lián)式對R245fa沸騰換熱性能的預(yù)測精度最高，預(yù)測值有91.6%落在實(shí)驗(yàn)值±25%偏差范圍內(nèi)，絕對平均偏差為11.2%。

[1] EYERER S, WIELAND C, VANDERSICKEL A, et al. Experimental study of an ORC (organic rankine cycle) and analysis of R1233zd-E as a drop-in replacement for R245fa for low temperature heat utilization[J]. Energy, 2016, 103(13): 660?671.

[2] TCHANCHE B F, LAMBRINOS G, FRANGOUDAKIS A, et al. Low-grade heat conversion into power using organic Rankine cycles-a review of various applications[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2011, 15(8): 3963?3979.

[3] HE C, LIU C, GAO H. The optimal evaporation temperature and working fluids for subcritical organic cycle[J]. Energy, 2012, 38(1): 136?143.

[4] 宋建忠, 張小松. 一種低溫太陽能熱發(fā)電循環(huán)系統(tǒng)的理論分析[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2012, 43(10): 4075?4080. SONG Jianzhong, ZHANG Xiaosong. A theoretical study on low-temperature solar thermal power cycle[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2012, 43(10): 4075?4080.

[5] REVELLIN R, THOME J R. Experimental investigation of R-134a and R-245fa two-phase flow in microchannels for different flow conditions[J]. International Journal of Heat & Fluid Flow, 2007, 28(1): 63?71.

[6] TIBIRI?á 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(11): 2459?2468.

[7] 黃曉艷, 王華, 王輝濤. R245fa傳熱特性的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 33(3): 67?71. HUANG Xiaoyan, WANG Hua, WANG Huitao. Experimental study on evaporating heat transfer characteristics of HFC-245fa[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2011, 33(3): 67?71.

[8] 張小艷. 417A在水平光滑管與微肋管內(nèi)的流動沸騰換熱計(jì)算[J]. 西安科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2009, 29(3): 348?352.ZHANG Xiaoyan. Calculation of boiling heat transfer for R417A flowing inside horizontal smooth and micro-fin tubes[J]. Journal of Xi’an University of Science and Technology, 2009, 29(3): 348?352.

[9] 程建, 陶樂仁, 魏義平, 等. R410A和R22在一種內(nèi)螺紋強(qiáng)化管管內(nèi)蒸發(fā)性能研究[J]. 流體機(jī)械, 2013, 41(3): 54?57. CHENG Jian, TAO Leren, WEI Yiping, et al. Experimental study on evaporation heat transfer of R410A and R22 in a rifled tube [J]. Fluid Machinery, 2013, 41(3): 54?57.

[10] 劉榮, 陶樂仁, 高立博, 等. R410A在內(nèi)螺紋管內(nèi)無潤滑油沸騰換熱實(shí)驗(yàn)研究[J]. 制冷學(xué)報(bào), 2011, 32(4): 20?24. LIU Rong, TAO Leren, GAO Libo, et al. Experimental study on boiling heat transfer of R410A without lubricant oil in the inner-grooved copper tubes[J]. Journal of Refrigeration, 2011, 32(4): 20?24.

[11] ECKELS S J, PATE M B. An experimental comparison of evaporation and condensation heat transfer coefficients for HFC-134a and CFC-12[J]. International Journal of Refrigeration, 1991, 14 (3): 70?77.

[12] 歐陽新萍, 陳靜竹, 李泰宇. 3種管內(nèi)強(qiáng)化管沸騰換熱性能對比[J]. 化工學(xué)報(bào), 2015, 66(6): 2076?2081. OUYANG Xinping, CHEN Jingzhu, LI Taiyu. Boiling heat transfer performance in three internal enhanced tubes[J]. CIESC Journal, 2015, 66(6): 2076?2081.

[13] WU Z, WU Y, SUNDéN B, et al. Convective vaporization in micro-fin tubes of different geometries[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2013, 44: 398?408.

[14] CHARNAY R, BONJOUR J, REVELLIN R. Experimental investigation of R-245fa flow boiling in minichannels at high saturation temperatures: Flow patterns and flow pattern maps[J]. International Journal of Heat & Fluid Flow, 2014, 46(4): 1?16.

[15] GUNGOR K E, WINTERTON R H S. Simplified general correlation for saturated flow boiling and comparisons with data[J]. Chemical Engineering Research & Design, 1987, 65(2): 148?156.

[16] 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.

[17] CHIOU C B, LU D C, CHEN C C, et al. Heat transfer correlations of forced convective boiling for pure refrigerants in micro-fin tubes[J]. Applied Thermal Engineering, 2011, 31(5): 820?826.

[18] KANDLIKAR S G. A General Correlation for saturated Two-phase Flow Boiling Heat Transfer Inside Horizontal and Vertical Tubes[J]. Journal of Heat Transfer , 1990, 112: 219?228.

(編輯 陳燦華)

Flow boiling heat transfer characteristics of R245fa in horizontal micro-fin tube

WANG Zhiqi1, LIU Liwen1, HE Ni1, XIA Xiaoxia1, 2, PENG Deqi1, ZHANG Jianping1, MING Zhenyang1

(1. Institute of Mechanical Engineering, Xiangtan University, Xiangtan 411005, China; 2. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

To intensify the heat transfer process of evaporator in organic Rankin cycle (ORC), flow boiling heat transfer characteristics of R245fa in a horizontal micro-fin tube were tested. The results show that boiling heat transfer coefficient increases with the increase of mass velocity of R245fa, while it decreases with the increase of saturation temperature and heat flux density. With the increase of vapor quality, boiling heat transfer coefficient reaches the maximum at a critical vapor quality. The critical vapor quality is about 0.4, and it is varied according to the operating conditions. When vapor quality is larger than the critical value, heat transfer coefficient can be promoted more remarkably at higher mass velocity or lower saturation temperature. Among the four widely used correlations, KANDLIKAR correlation has high forecast accuracy, the deviation between the forecast value and 91.6% of experimental values is within ±25%, and the absolute mean deviation is 11.2%.The correlation is more precise to predict boiling heat transfer coefficients, and it can be used for the design of evaporator in ORC.

micro-fin tube; R245fa; flow boiling; prediction correlations

TK124

A

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.03.030

1672?7207(2018)03?0741?06

2017?04?10；

2017?06?15

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51405415)；湘潭大學(xué)博士基金資助項(xiàng)目(13QDZ04) (Project(51405415) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(13QDZ04) supported by the Scientific Research Foundation for Doctors of Xiangtan University)

王志奇，博士，副教授，從事強(qiáng)化傳熱研究；E-mail: wangzhiqi@xtu.edu.cn