主動配液式蒸發(fā)器的壓降特性

李俊杰 陳健勇 陳 穎 羅向龍 梁穎宗 楊 智 何嘉誠

（廣東工業(yè)大學(xué)材料與能源學(xué)院 廣州 510006）

蒸發(fā)器是空調(diào)/熱泵系統(tǒng)的重要部件，其性能對系統(tǒng)能效的影響比冷凝器更大[1]。蒸發(fā)器壓降過大會導(dǎo)致壓縮機(jī)功耗增加、制冷劑質(zhì)量流量下降及性能系數(shù)降低等問題[2]。祁照崗[3]指出雖然蒸發(fā)器中的多管程增加了每個管程的制冷劑質(zhì)量通量，但卻引起壓降增大，而高壓降又會抵消多管程的傳熱強(qiáng)化效果，因此，蒸發(fā)器設(shè)計應(yīng)在保證換熱性能的同時盡量降低壓降。

學(xué)者們對流動沸騰壓降開展了大量研究。邵天成[4]研究了不同強(qiáng)化管內(nèi)的制冷劑流動特性，指出制冷劑通過特定表面結(jié)構(gòu)時流體邊界層遭到破壞，但往往造成流動壓降增加，相比光管，波紋管和縮放管的壓降分別增加203%和374%。孫海[5]研究不同參數(shù)對管內(nèi)流動阻力影響，結(jié)果表明，管壁粗糙度、雷諾數(shù)和材質(zhì)的物理化學(xué)性質(zhì)都會影響阻力系數(shù)，其中碳鋼管阻力系數(shù)為不銹鋼的1.14倍，為銅管的1.32倍。Yang Chengmin等[6]對微肋管內(nèi)流動沸騰進(jìn)行可視化研究，觀察制冷劑在不同流型下的流動特性，發(fā)現(xiàn)微小凹槽等粗糙表面結(jié)構(gòu)有利于形成氣化核心及氣泡脫離導(dǎo)致傳熱效果提升，但同時也會造成壓降增加?？梢?，常見的強(qiáng)化管大多均通過壁面粗糙度或特殊結(jié)構(gòu)擾亂邊界層達(dá)到強(qiáng)化傳熱的效果，不可避免地使壓降增加。S. M. Kim等[7]整理了微肋管中流動沸騰的52組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及其壓降計算模型，對比計算精度及適用范圍，發(fā)現(xiàn)壓降受干度和質(zhì)量流速影響最大，其中干度增加，壓降梯度先上升后急劇下降；壓降隨質(zhì)量流速的增加而增加。綜上所述，強(qiáng)化管一般均會導(dǎo)致壓降增加，而管內(nèi)流動沸騰壓降主要由制冷劑的質(zhì)量流速和干度決定，一方面質(zhì)量流速增大導(dǎo)致制冷劑與管壁及制冷劑各流層間摩擦阻力增大，另一方面干度增加使氣液界面增大，速度滑移增加同樣導(dǎo)致摩擦阻力增大。如何維持流動沸騰傳熱性能且減小壓降亟需深入探索。

在相變過程中，主動調(diào)配工質(zhì)的質(zhì)量流速和干度沿程分布有望實(shí)現(xiàn)壓降降低。Peng Xiaofeng等[8-9]提出一種通過氣液分離裝置調(diào)節(jié)換熱器內(nèi)干度和質(zhì)量流速分布，實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化傳熱同時降低壓降的思想。鐘天明[10]通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)帶該氣液分離結(jié)構(gòu)冷凝器（分液冷凝器）的壓降降低了57.1%，空調(diào)系統(tǒng)能效（energy efficiency ratio, EER）提高9.5%。Chen Jianyong等[11]進(jìn)一步研究了帶氣液分離換熱器的空調(diào)系統(tǒng)在制冷和制熱模式下的性能，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在制冷模式（室外機(jī)是分液冷凝器）下該系統(tǒng)EER相比普通系統(tǒng)提升9.8%，制熱模式（室外機(jī)是帶氣液分離結(jié)構(gòu)的蒸發(fā)器）下（coefficient of performance, COP）也提升7.3%。Fan Chaochao等[12]同樣發(fā)現(xiàn)帶氣液分離結(jié)構(gòu)的蒸發(fā)器可降低蒸發(fā)器壓降3.1%～25.3%，從而提升熱泵系統(tǒng)性能。上述研究僅針對帶氣液分離結(jié)構(gòu)蒸發(fā)器的空調(diào)和熱泵系統(tǒng)研究，并沒有對該蒸發(fā)器本身性能的研究，特別是局部壓力的變化和壓降減小的機(jī)制未見報道。

本文提出一種帶氣液分離的主動配液式蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)，對其壓降特性進(jìn)行研究。首先建立壓降數(shù)學(xué)模型，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證；然后研究不同流量下主動配液式蒸發(fā)器（adjusted-liquid evaporator, AE）和普通蒸發(fā)器（conventional evaporator, CE）的沿程質(zhì)量流速和干度分布，最后總結(jié)主動配液式蒸發(fā)器壓降和換熱量的變化規(guī)律。

1 主動配液蒸發(fā)器的模型

1.1 物理模型

圖1 主動配液式蒸發(fā)器原理Fig.1 Principle of adjustment evaporator

圖1所示為主動配液式蒸發(fā)器的原理。制冷劑的流動方向?yàn)橄逻M(jìn)上出，其中左下和右上兩個隔板為開有若干小孔的分液隔板，另外兩個隔板為無分液小孔的盲板。當(dāng)制冷劑經(jīng)過第一管程蒸發(fā)至一定干度后到達(dá)第一個分液隔板下方，在慣性力和壓差作用下液相會沖擊隔板下方，形成液膜，導(dǎo)致部分液相通過隔板上的小孔分離并與第三管程的兩相制冷劑混合至第四管程入口，此時制冷劑干度提升，質(zhì)量流量下降，并進(jìn)入第二管程繼續(xù)換熱。同理，當(dāng)制冷劑到達(dá)第二個分液隔板下方時，部分液相分離至第五管程入口。當(dāng)制冷劑到達(dá)第四管程入口時，與第一次分離液相混合，此時干度下降，質(zhì)量流量增加，當(dāng)制冷劑到達(dá)最后一個管程再次與第二次分離的液相混合。通過上述兩個分液隔板，將部分液相排至蒸發(fā)器后半部分，實(shí)現(xiàn)蒸發(fā)器內(nèi)部質(zhì)量流量和干度的主動調(diào)整。

1.2 數(shù)學(xué)模型

制冷劑在蒸發(fā)器中的流動過程復(fù)雜，為了簡化數(shù)學(xué)模型，進(jìn)行如下假設(shè)：

1）制冷劑在管內(nèi)為一維流動，空氣側(cè)來流均勻分配流動，且垂直通過蒸發(fā)器；

2）同一管程不同支管的流量和干度均勻分配；

3）忽略聯(lián)箱的換熱和壓降，液膜平鋪在分液小孔處，起到阻氣排液作用；

4）忽略管外翅片間的導(dǎo)熱及不同支管間的導(dǎo)熱。

基于以上假設(shè)，對制冷劑側(cè)的傳熱系數(shù)和壓降及空氣側(cè)的傳熱系數(shù)分別進(jìn)行計算，采用S. Mehendale等[13-16]模型，具體表達(dá)式如表1所示。

本文利用集中參數(shù)法建立了蒸發(fā)器的數(shù)學(xué)模型。由于主動配液式蒸發(fā)器的不同管程布置導(dǎo)致入口質(zhì)量流速發(fā)生改變，其壓降計算需分管程處理；此外，制冷劑物性、狀態(tài)參數(shù)及管壁溫不斷變化，每個管程進(jìn)一步劃分微元段。從第一個微元段開始假設(shè)壁溫，分別計算空氣側(cè)和制冷劑側(cè)的換熱量，對比兩側(cè)熱量并修正壁溫重新計算，直到偏差滿足要求時結(jié)束循環(huán)，并計算該微元段的流動壓降。計算完一個微元段后將其出口參數(shù)作為下一微元段入口參數(shù)重復(fù)進(jìn)行上述迭代計算，直到最后一個微元段。最終獲得整個換熱器沿程干度、壓力、壓降梯度等參數(shù)變化，具體計算流程如圖2所示。

主動配液式蒸發(fā)器與普通蒸發(fā)器主要區(qū)別在于氣液分離小孔處是否發(fā)生配液，主動配液式蒸發(fā)器中制冷劑質(zhì)量流量再分配以及入口干度不連續(xù)，而普通蒸發(fā)器中質(zhì)量流量和干度連續(xù)變化。因此，定義分液效率η為分離制冷劑液相的質(zhì)量流量與總液相質(zhì)量流量之比，如式（1）所示，當(dāng)η>0為主動配液式蒸發(fā)器，η=0為普通蒸發(fā)器。

表1 采用的傳熱系數(shù)和壓降關(guān)聯(lián)式Tab.1 Correlations of the heat transfer coefficient and pressure drop

（1）

2 實(shí)驗(yàn)與模型驗(yàn)證

2.1 實(shí)驗(yàn)裝置

圖3所示為蒸發(fā)器測試臺原理，主要由空氣側(cè)回路和制冷劑側(cè)回路兩部分組成?？諝鈧?cè)回路為焓差實(shí)驗(yàn)室的室內(nèi)側(cè)，由蒸發(fā)器、加熱器、加濕器、排風(fēng)機(jī)、空氣取樣器和電子控制回路組成，空氣取樣器將焓差實(shí)驗(yàn)室內(nèi)干濕球溫度實(shí)時反饋給電子控制回路，后者通過計算處理發(fā)出控制信號給蒸發(fā)器、加熱器和加濕器，調(diào)節(jié)加熱量和加濕量，使房間達(dá)到設(shè)定的干濕球溫度。測試蒸發(fā)器的風(fēng)量由風(fēng)洞裝置控制，內(nèi)部的空氣取樣裝置可測量風(fēng)洞裝置內(nèi)空氣狀態(tài)，通過噴嘴數(shù)量和噴嘴兩側(cè)壓差計算出進(jìn)入風(fēng)洞裝置的風(fēng)量，最終獲得換熱量（不確定度±1.67%）。制冷劑側(cè)回路由變頻壓縮機(jī)、冷凝器、電子膨脹閥及不同的傳感器組成，該回路與普通制冷循環(huán)原理相同。壓縮機(jī)提供制冷劑循環(huán)的動力，冷凝器對壓縮后制冷劑進(jìn)行冷卻，再經(jīng)過電子膨脹閥節(jié)流至一定壓力后進(jìn)入測試蒸發(fā)器。回路中的流量由質(zhì)量流量計（AXF015G，精度±0.2%）獲得，蒸發(fā)器進(jìn)出口溫度、壓力、壓差由T型熱電偶、壓力變送器（MIK-P300）和壓差變送器（MIK-2051）測得，精度分別為：±0.5 ℃、±0.5%、±0.1%。

圖2 計算流程圖Fig.2 Flow chart of the calculation

1 蒸發(fā)器；2 加熱器；3 加濕器；4 排風(fēng)機(jī)；5 噴嘴；6 變頻風(fēng)機(jī)；7 空氣取樣器；8 微壓差傳感器；9 溫度傳感器;10 壓力傳感器；11 流量計；12 電子膨脹閥；13 壓差傳感器；14 壓縮機(jī)；15 冷凝器；16 測試蒸發(fā)器。圖3 蒸發(fā)器實(shí)驗(yàn)測試平臺Fig.3 Evaporator experimental setup

在實(shí)驗(yàn)過程中，首先設(shè)定焓差實(shí)驗(yàn)室的干濕球溫度和風(fēng)道中風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速，等待室內(nèi)環(huán)境工況達(dá)到設(shè)定值后啟動制冷劑回路的變頻壓縮機(jī)。調(diào)節(jié)壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速可控制蒸發(fā)器入口流量，調(diào)節(jié)電子膨脹閥開度控制蒸發(fā)器入口壓力。通過傳感器實(shí)時觀察蒸發(fā)器進(jìn)出口溫度、壓力變化，當(dāng)所有測量參數(shù)處于穩(wěn)定狀態(tài)。在穩(wěn)定狀態(tài)下每隔10 s記錄一次測量數(shù)據(jù)，每組工況下記錄35 min，取平均值作為最終測量值。

圖4所示為兩種測試蒸發(fā)器實(shí)物圖，管程布局均為4-4-5-5-6，具有相同的管內(nèi)徑、管數(shù)和翅片類型等幾何參數(shù)，如表2所示。兩者主要區(qū)別為主動配液式蒸發(fā)器左下和右上兩個隔板為分液隔板，而普通蒸發(fā)器4個隔板均為普通盲板，當(dāng)工質(zhì)到達(dá)分液隔板下方時發(fā)生氣液分離，部分液相通過分液隔板分離到后面管程，從而實(shí)現(xiàn)蒸發(fā)器內(nèi)干度和質(zhì)量流量的調(diào)整。

2.2 模型驗(yàn)證

基于蒸發(fā)器測試臺，在相同入口壓力（pin=1.25 MPa）和入口干度（xin=0.15）下，對主動配液式蒸發(fā)器和普通蒸發(fā)器分別進(jìn)行不同入口質(zhì)量流量的實(shí)驗(yàn)研究，并與基于數(shù)學(xué)模型的計算值進(jìn)行對比，如圖5所示。由圖5可知，模型計算壓降和實(shí)驗(yàn)測量值偏差在±15%內(nèi)，可較好預(yù)測蒸發(fā)器的壓降。此外，主動配液式蒸發(fā)器和普通蒸發(fā)器的壓降均隨流量增加而增加，兩者變化趨勢一致，在相同條件下主動配液式蒸發(fā)器的壓降均低于普通蒸發(fā)器，且隨著流量增加二者壓降的差值逐漸增大。

圖4 兩種蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)Fig.4 Structures of two kinds of evaporators

表2 蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)Tab.2 Structural parameters of evaporator

圖5 計算模型壓降驗(yàn)證Fig.5 Pressure drop comparisons of experiment and calculation

3 結(jié)果與討論

由于管內(nèi)流動沸騰的壓降與質(zhì)量流速和干度相關(guān)，有必要研究流動過程中各參數(shù)的沿程變化特點(diǎn)和壓力的沿程變化規(guī)律。選取實(shí)驗(yàn)所用的主動配液式蒸發(fā)器（AE）和普通蒸發(fā)器（CE），如圖4和表2所示，設(shè)定空氣側(cè)工況為干球溫度35 ℃和濕球溫度24 ℃（防止結(jié)露），設(shè)定制冷側(cè)工況為入口壓力pin=1.2 MPa，入口干度xin=0.1。在實(shí)驗(yàn)工況范圍內(nèi)選取14、20、26 g/s三組流量，對各管程沿程干度、質(zhì)量流速及壓力的變化進(jìn)行分析。

3.1 質(zhì)量流量為14 g/s時兩蒸發(fā)器內(nèi)部參數(shù)變化

圖6（a）所示為入口質(zhì)量流量為14 g/s時干度及質(zhì)量流速的沿程變化?？芍?，對于普通蒸發(fā)器，隨著換熱的進(jìn)行，干度從0.1不斷增加并在第五管程達(dá)到過熱，同時，由于4-4-5-5-6的管程布局，第三和第五管程的換熱管數(shù)增加，導(dǎo)致質(zhì)量流速突然下降。對于主動配液式蒸發(fā)器，具有相同的結(jié)構(gòu)尺寸和入口條件，第一管程的質(zhì)量流速和干度與普通蒸發(fā)器相同，由于配液發(fā)生在第二和第三管程入口，因此當(dāng)制冷劑到達(dá)第二管程入口時，部分液相通過分液隔板上的小孔排到第四管程入口，導(dǎo)致第二管程質(zhì)量流速下降和入口干度增加，當(dāng)制冷劑到達(dá)第三管程入口時發(fā)生再次配液，此時質(zhì)量流速進(jìn)一步降低，僅為普通蒸發(fā)器的56.8%，而干度進(jìn)一步增加達(dá)到普通蒸發(fā)器的1.82倍，并在后半段出現(xiàn)局部過熱。當(dāng)制冷劑到達(dá)第四管程入口時與第一次分離的液體混合，質(zhì)量流速有所提升但仍低于普通蒸發(fā)器，而由于氣液混合引起干度顯著降低；同樣地，第五管程入口與第二次分離的液體混合后質(zhì)量流速恢復(fù)至普通蒸發(fā)器水平，且干度有所下降，最終在出口處達(dá)到過熱狀態(tài)。

圖6 入口流量14 g/s時制冷劑沿程狀態(tài)變化Fig.6 Refrigerant state change along the evaporator at inlet mass flow rate of 14 g/s

圖6（b）所示為沿程壓降梯度及壓力分布。在普通蒸發(fā)器中，壓力沿程連續(xù)不斷下降，壓降梯度在同一管程中線性增加，但在第三和第五管程由于質(zhì)量流速發(fā)生改變導(dǎo)致壓降梯度突然下降，而在第五管程中大部分為過熱狀態(tài)，壓降梯度非常小。在主動配液式蒸發(fā)器中，雖然一二和三四管程間支管數(shù)相同，但分液作用導(dǎo)致質(zhì)量流速改變，因此它們的壓降梯度在這些管程之間發(fā)生變化，同時在第三和第五管程中均出現(xiàn)局部過熱現(xiàn)象，壓降梯度突然下降。通過對比兩者的壓力變化可知，主動配液式蒸發(fā)器的壓降相比普通蒸發(fā)器降低4.3 kPa。

在流動沸騰過程中壓降梯度隨干度的增加而增加，隨質(zhì)量流速的降低而降低，兩者相互耦合決定了壓降梯度的大小。主動配液蒸發(fā)器中第二和三管程的質(zhì)量流速雖有所下降但干度卻提升了，最終結(jié)果是局部壓降梯度降低，導(dǎo)致主動配液式蒸發(fā)器的壓降減小。

3.2 質(zhì)量流量為20 g/s時兩蒸發(fā)器內(nèi)部參數(shù)變化

圖7 入口流量20 g/s時制冷劑沿程狀態(tài)變化Fig.7 Refrigerant state change along the evaporator at inlet mass flow rate of 20 g/s

如圖7所示，當(dāng)入口質(zhì)量流量為20 g/s時，主動配液式蒸發(fā)器和普通蒸發(fā)器中制冷劑質(zhì)量流速的變化與入口質(zhì)量流量為14 g/s時相同。對于干度，制冷劑在普通蒸發(fā)器內(nèi)均處于兩相狀態(tài)，無過熱；而主動配液式蒸發(fā)器由于在第二管程和第三管程入口發(fā)生氣液分離，干度明顯增加，且在第三管程末端仍出現(xiàn)局部過熱。同時由于質(zhì)量流速遠(yuǎn)低于普通蒸發(fā)器，故第二管程和第三管程的壓力梯度小于普通蒸發(fā)器，壓力明顯高于普通蒸發(fā)器。在第四管程入口由于氣液混合，主動配液式蒸發(fā)器的干度與普通蒸發(fā)器幾乎相同，此時質(zhì)量流速仍低于普通蒸發(fā)器。同樣地，在第五管程入口再一次氣液混合，雖然質(zhì)量流速與普通蒸發(fā)器相同，但干度仍低于普通蒸發(fā)器。因此，主動配液式蒸發(fā)器在第四和第五管程的壓力梯度也小于普通蒸發(fā)器，出口壓力比普通蒸發(fā)器降低13.8 kPa。

3.3 質(zhì)量流量為26 g/s時兩蒸發(fā)器內(nèi)部參數(shù)變化

隨質(zhì)量流速進(jìn)一步增至26 g/s，制冷劑沿程狀態(tài)變化如圖8所示。主動配液式蒸發(fā)器和普通蒸發(fā)器中制冷劑一直處于兩相狀態(tài)，主動配液式蒸發(fā)器中第二、第三和第四管程的干度均高于普通蒸發(fā)器，而第五管程的干度僅比普通蒸發(fā)器略低；雖然主動配液式蒸發(fā)器在第二、第三和第四管程的質(zhì)量流速比普通蒸發(fā)器低，但兩者出口干度僅相差0.02，可近似認(rèn)為兩者換熱量相等，說明干度增加彌補(bǔ)了其質(zhì)量流速降低對傳熱的影響。但主動配液式蒸發(fā)器的壓降比后者顯著降低14.9 kPa，具有更優(yōu)的換熱器性能。

圖8 入口流量26 g/s時制冷劑沿程狀態(tài)變化Fig.8 Refrigerant state change along the evaporator at inlet mass flow rate of 26 g/s

3.4 三種質(zhì)量流量下壓降及換熱量對比

圖9所示為主動配液式蒸發(fā)器和普通蒸發(fā)器的壓降及換熱量對比。隨著流量的增加，兩種蒸發(fā)器的壓降及換熱量均有所增加，其中主動配液式蒸發(fā)器的壓降顯著低于普通蒸發(fā)器，且兩者差值隨流量增加而不斷增大，在26 g/s時，相比普通蒸發(fā)器壓降降低21.5%，表明壓縮機(jī)吸氣壓力提升，制冷劑比體積減少，在壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速不變下可提高系統(tǒng)回路的流量，減少壓縮機(jī)單位容積功耗。雖然主動配液式蒸發(fā)器換熱量低于普通蒸發(fā)器，原因是分液效率過大導(dǎo)致中間出現(xiàn)局部過熱狀態(tài)造成傳熱惡化，但在26 g/s時兩者換熱量僅相差2.5%，可近似認(rèn)為主動配液蒸發(fā)器換熱量與普通蒸發(fā)器相當(dāng)。對比三種流量可知，隨著流量的增加主動配液式蒸發(fā)器壓降降低效果提升，換熱量逐漸接近普通蒸發(fā)器。一方面由于流量增加，第三管程的局部過熱區(qū)減小并在26 g/s時完全消失；另一方面第四管程整體干度隨流量增加而逐漸上升，并在26 g/s時超過普通蒸發(fā)器，使主動配液式蒸發(fā)器高效傳熱面積進(jìn)一步擴(kuò)大。說明主動配液式蒸發(fā)器在高質(zhì)量流量下具有優(yōu)異的綜合性能提升。

圖9 兩種蒸發(fā)器壓降及換熱量對比Fig.9 Comparison of pressure drop and heat transfer between two evaporators

此外，需要指出的是本研究中主動配液式蒸發(fā)器和普通蒸發(fā)器的管程相同，由于管程影響質(zhì)量流速及其出口干度，如進(jìn)一步對管程進(jìn)行優(yōu)化，在一定條件下有可能實(shí)現(xiàn)大幅降低壓降的同時保持甚至提升傳熱系數(shù)。

4 結(jié)論

本文建立了主動配液蒸發(fā)器的數(shù)學(xué)模型并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，在不同流量下與常規(guī)蒸發(fā)器進(jìn)行對比，研究沿程干度、質(zhì)量流速及壓力變化，得到結(jié)論如下：

1）相同管程和入口條件下，普通蒸發(fā)器內(nèi)沿程干度不斷增加，質(zhì)量流速隨管程數(shù)增加而減少。相比前者主動配液式蒸發(fā)器的配液作用會導(dǎo)致第二、三管程干度提升，質(zhì)量流速降低。

2）在質(zhì)量流量14 g/s下,主動配液式第三管程入口干度為普通蒸發(fā)器的1.82倍，質(zhì)量流速僅為后者的56.8%，說明分液隔板可提升分液后管程的干度，降低質(zhì)量流速，使換熱器高效換熱區(qū)域增加，但在小流量（14、20 g/s）下會出現(xiàn)局部過熱。

3）相同入口條件下主動配液式蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降均低于普通蒸發(fā)器，入口流量為26 g/s時壓降降幅最大為14.9 kPa。

4）隨著流量增加，主動配液式蒸發(fā)器壓降降低效果提升，換熱量逐漸接近普通蒸發(fā)器，進(jìn)一步優(yōu)化管程及分液效率有望實(shí)現(xiàn)換熱量增加同時壓降降低。

符號說明

Nutp——兩相流努塞爾數(shù)

NuFC——?dú)庀嗯麪枖?shù)

C0——計算系數(shù)，0.037 71

μl——液相動力黏度，Pa·s

μv——?dú)庀鄤恿︷ざ?，Pa·s

ρv——?dú)庀嗝芏?，kg/（m3·s）

ρl——液相密度，kg/（m3·s）

Δρ——?dú)庖好芏炔?，kg/（m3·s）

fl——液相摩擦因子

fr——兩相摩擦因子

fFC——?dú)庀嗄Σ烈蜃?/p>

Prl——液相普朗特數(shù)

Mr——制冷劑摩爾質(zhì)量，g/mol

MH2——?dú)錃饽栙|(zhì)量，g/mol

Re——雷諾數(shù)

ReDc——空氣側(cè)雷諾數(shù)

Φ——兩相數(shù)

Δxq——進(jìn)出口干度差

hlg——制冷劑潛熱，J/kg

Di——管內(nèi)齒頂圓直徑，m

Dr——管內(nèi)齒根圓直徑，m

vo——出口比容，m3/kg

vi——入口比容，m3/kg

j——柯爾本因子

dr——管內(nèi)翅根直徑，m

dh——管內(nèi)水利直徑，m

Dc——管外肋高，m

Dh——管外水利直徑，m

e——翅片高，m

Fp——管外翅片間距，m

g——重力加速度，m/s2

G——質(zhì)量流速，kg/（m2·s）

htp——兩相傳熱系數(shù)，W/（m2·K）

hlv——潛熱，J/kg

kl——導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）

L——支管長度，m

m——質(zhì)量流量，kg/s

M——分子摩爾質(zhì)量，g/mol

nf——翅片數(shù)

p——壓力，Pa

Pt——支管橫向間距，m

P1——支管縱向間距，m

v——流速，m/s

x——干度

q——熱流密度，W/m2

β——螺旋角，（°）

γ——齒頂角，（°）

ρ——密度，kg/m3

σ——表面張力，N/m

μ——動力黏度，Pa·s

本文受佛山市促進(jìn)高?？萍汲晒?wù)產(chǎn)業(yè)發(fā)展扶持項目“基于氣液調(diào)配強(qiáng)化傳熱和儲熱的高效熱泵研發(fā)及產(chǎn)業(yè)化”資助。（The project was supported by Foshan Support Program of Promote Development of Scientific and Technological Achievements Service Industry: Research and industrialization of high efficiency heat pump based on gas-liquid adjustment to enhance heat transfer and heat storage.）