佟振李震趙勇劉曉華

（1清華大學建筑學院 北京 100084；2清華大學航天航空學院 北京 100084）

分離式CO2熱管傳熱性能分析

佟振1李震2趙勇1劉曉華1

（1清華大學建筑學院 北京 100084；2清華大學航天航空學院 北京 100084）

用CO2替代R22應(yīng)用于分離式熱管系統(tǒng)對于環(huán)境保護很有意義。從目前已有的實驗結(jié)果來看，CO2的流動沸騰和凝結(jié)傳熱系數(shù)要明顯高于常規(guī)制冷劑，說明其在提高熱管系統(tǒng)傳熱性能方面具有潛力。但考慮到熱管內(nèi)工質(zhì)的沸騰和凝結(jié)換熱系數(shù)較高，相對來說，熱管系統(tǒng)的主要熱阻集中在管外空氣側(cè)或水側(cè)的對流換熱熱阻。因此，盡管CO2替代常規(guī)制冷劑時管內(nèi)沸騰凝結(jié)換熱系數(shù)可以成倍提高，但熱管系統(tǒng)整體傳熱性能的提高可能較為有限。本文通過實驗對比了CO2熱管和R22熱管的傳熱性能，并結(jié)合相關(guān)的傳熱模型，分析了分離式熱管中的各部分熱阻，結(jié)果顯示，由于CO2的管內(nèi)沸騰凝結(jié)換熱熱阻小于R22，使得CO2熱管的整體傳熱性能優(yōu)于R22熱管，其總熱阻比R22熱管降低22%～25%。

分離式熱管；CO2；流動傳熱；熱阻

分離式熱管是一種高效傳熱設(shè)備，它與傳統(tǒng)熱管形式的區(qū)別在于:首先，它的驅(qū)動力是重力作用而不是毛細作用力；其次，它的蒸發(fā)段和冷凝段之間可以相距較遠的距離，兩段之間通過兩條絕熱管路連接起來，形成一個閉合環(huán)路。

目前在暖通領(lǐng)域，分離式熱管系統(tǒng)已經(jīng)在數(shù)據(jù)機房這樣的建筑中得到了一定的應(yīng)用，有很多學者［1-5］對其進行了研究?？紤]到制冷劑的傳熱性能和價格等因素，目前數(shù)據(jù)機房中的熱管系統(tǒng)多采用R22作為制冷劑。隨著人們對CFCs（已被淘汰）和HCFCs制冷劑對大氣臭氧層和生態(tài)環(huán)境影響的認識不斷深入，天然工質(zhì)CO2以優(yōu)良的熱物理性能和對環(huán)境的友好性而受到越來越多的關(guān)注。

目前針對CO2管內(nèi)流動沸騰換熱的研究主要有兩方面，一方面是實驗測試 CO2沸騰傳熱系數(shù)［6-10］，另一方面是傳熱模型的提出［11-18］。 研究結(jié)果顯示，CO2的管內(nèi)流動沸騰換熱系數(shù)要明顯高于R22和R134a等常規(guī)制冷劑。將CO2應(yīng)用于分離式熱管，管內(nèi)循環(huán)工質(zhì)換熱系數(shù)的提高必然會帶來熱管系統(tǒng)傳熱性能的改善，但熱管系統(tǒng)的蒸發(fā)器和冷凝器通常是與空氣或水進行換熱的，空氣或水的對流換熱系數(shù)和管內(nèi)工質(zhì)的相變換熱系數(shù)相比往往較小，因此，制約熱管系統(tǒng)傳熱性能的主要因素在于空氣側(cè)或水側(cè)的換熱。分離式熱管系統(tǒng)中的各部分熱阻是如何分配的？采用CO2作為循環(huán)工質(zhì)到底能給熱管系統(tǒng)的傳熱性能帶來多大的改善？實際應(yīng)用中所能帶來的效果是怎樣的？這就是本研究主要關(guān)注的問題。

本文采用CO2和R22作為熱管工質(zhì)進行對比實驗，分別測試了兩者的傳熱性能，將較有代表性的管內(nèi)沸騰和凝結(jié)換熱模型進行了總結(jié)，并選取其中的模型用于熱管系統(tǒng)傳熱性能的分析，計算了熱管系統(tǒng)的各部分熱阻，結(jié)合實驗數(shù)據(jù)對CO2熱管和R22熱管進行了傳熱性能的對比，分析了以CO2替代R22作為熱管內(nèi)的循環(huán)工質(zhì)，其管內(nèi)沸騰和凝結(jié)換熱系數(shù)的提高對熱管系統(tǒng)傳熱性能所帶來的影響。

1　分離式CO2熱管工作原理及工質(zhì)的選用

分離式熱管的正常工作需要兩個換熱器之間具有一定的高差和溫差（即冷凝器的位置高于蒸發(fā)器，蒸發(fā)器側(cè)的溫度高于冷凝器側(cè)），并通過管內(nèi)工質(zhì)的相變過程進行熱量的傳遞。如圖1所示，工質(zhì)在蒸發(fā)器內(nèi)吸熱沸騰，全部（或部分）液態(tài)工質(zhì)發(fā)生相變變成氣態(tài)，隨著沸騰過程的進行，蒸發(fā)器內(nèi)沿工質(zhì)流動方向干度逐漸增大。氣態(tài)（或氣液混合）工質(zhì)沿上升管上升并進入冷凝器，在冷凝器內(nèi)工質(zhì)放熱凝結(jié)，全部（或部分）氣態(tài)工質(zhì)發(fā)生相變變成液態(tài)，隨著凝結(jié)過程的進行，冷凝器內(nèi)沿工質(zhì)流動方向干度逐漸減小。最終，液態(tài)（或氣液混合）工質(zhì)沿下降管下降并回到蒸發(fā)器，由此完成一個循環(huán)。由于上升管內(nèi)工質(zhì)的干度大、平均密度小，而下降管內(nèi)工質(zhì)的干度小、平均密度大，兩邊的密度差為管內(nèi)工質(zhì)的循環(huán)提供了驅(qū)動力。

圖1　分離式熱管工作示意圖Fig.1 Schematic diagram of the TPTL

工質(zhì)在管內(nèi)循環(huán)需要克服管道的摩擦阻力，而總的摩擦阻力應(yīng)與熱管自身所能提供的動力相等。工質(zhì)的流動阻力越小、熱管自身所能提供的動力越大，對于熱管的運行就會越有利。

與常規(guī)的氟代烴類制冷劑相比，CO2的物理性質(zhì)非常特殊（見表1），這導致了它們換熱性能和流動性能的差別。根據(jù)目前國內(nèi)外學者［19-20］對CO2換熱系數(shù)的研究，CO2的換熱性能要明顯優(yōu)于R22等制冷劑，這意味著CO2在分離式熱管中的應(yīng)用有望進一步降低熱管的傳熱熱阻。另外，從一些對CO2流動壓降的研究［20-21］中也可以看出，CO2管內(nèi)流動的摩阻壓降相對更低，這意味著CO2在熱管中循環(huán)流動的摩擦阻力更低。但由于CO2的氣液密度差較小，相同情況下CO2熱管所能提供的循環(huán)動力也較小，因此，在循環(huán)流動方面，CO2與常規(guī)制冷劑的比較還需要進行定量計算才能確定。

表1　CO2與R22和R134a的物性對比Tab.1 Property comparison between R22，R134a and CO2

2　分離式熱管實驗

2.1實驗臺及實驗方法

如圖2所示，實驗臺分為兩個獨立的空間:室內(nèi)環(huán)境模擬室和室外環(huán)境模擬室。分離式熱管的蒸發(fā)器安裝在室內(nèi)環(huán)境模擬室，冷凝器安裝在室外環(huán)境模擬室，冷凝器的位置高于蒸發(fā)器，兩者之間的高度差為1.8 m，兩個換熱器通過上升管和下降管相連。工質(zhì)通過下降管底部的閥門進行充注，并通過位于蒸發(fā)器頂部的視液鏡確定充注量。室內(nèi)環(huán)境模擬室中有一功率可調(diào)的電加熱器，用于模擬室內(nèi)不同的發(fā)熱量，室外環(huán)境模擬室中通過空調(diào)機組和電加熱器的共同調(diào)節(jié)維持一個恒定的室外溫度，實驗中室外溫度設(shè)定為18℃。由于實驗臺圍護結(jié)構(gòu)的總傳熱系數(shù)不高于0.12 W/（m2·℃），即在10℃的溫差下，通過圍護結(jié)構(gòu)的總傳熱量僅有10 W左右，因此可以忽略實驗臺圍護結(jié)構(gòu)的傳熱量。

圖2　實驗臺系統(tǒng)圖Fig.2 Schematic diagram of the test bench

蒸發(fā)器和冷凝器是兩個完全相同的銅管加鋁翅片的換熱器，每個換熱器是由頂部和底部的兩個匯管以及中間的一排換熱管構(gòu)成，換熱管共24根。兩個換熱器上各安裝一個風機。圖3所示為換熱器的照片，表2中列出了換熱器的基本參數(shù)。

圖3　換熱器照片F(xiàn)ig.3 Photo of the heat exchanger

表2　換熱器基本參數(shù)Tab.2 Basic parameters of the heat exchanger

實驗中采用精度為±0.1℃的熱電偶進行溫度測量。熱管管內(nèi)工質(zhì)的溫度是通過將熱電偶貼在管壁上進行測量的，由于對管壁進行了保溫，可以認為管壁溫度即為管內(nèi)工質(zhì)的溫度。在蒸發(fā)器進出口、冷凝器進出口、上升管中間位置以及下降管中間位置都進行了溫度測量。另外，在蒸發(fā)器和冷凝器的進出風口也布置了多個測點，進行進出風溫度的測量。實驗中室內(nèi)發(fā)熱量變化范圍為1 000～4 000W，共測試了七個不同工況。室外環(huán)境模擬室的溫度始終保持恒定，每個工況下，當室內(nèi)環(huán)境模擬室的溫度也達到穩(wěn)定時即認為熱管系統(tǒng)運行達到穩(wěn)定狀態(tài)，記錄穩(wěn)定狀態(tài)下的實驗數(shù)據(jù)，作為計算和分析的依據(jù)。對于相同的分離式熱管系統(tǒng)，先后充入CO2和R22分別進行實驗，充注時以液面到達蒸發(fā)器頂部的視液鏡為準，保證兩種工質(zhì)實驗時的充液率相同。

2.2實驗結(jié)果

圖4所示為CO2熱管和R22熱管在不同傳熱量下蒸發(fā)器和冷凝器進排風的平均溫度。實驗中測得每個換熱器的風量約為4 200 m3/h，由于風量較大，蒸發(fā)器和冷凝器的進排風溫差都較低，傳熱量最大時也在3℃以內(nèi)。由于實驗中控制室外溫度在18℃，因此冷凝器的進排風溫度隨傳熱量變化并不明顯，但蒸發(fā)器的進排風溫度隨傳熱量的增大有明顯增大的趨勢，且R22熱管的蒸發(fā)器進排風溫度要高于CO2熱管。

圖4　不同工況下蒸發(fā)器和冷凝器的進排風溫度Fig.4 Inlet and outlet air tem perature of the evaporator and condenser under different working conditions

利用熱管在不同傳熱量下運行所需的驅(qū)動溫差（蒸發(fā)器進風溫度與冷凝器進風溫度之差）作為熱管系統(tǒng)傳熱性能的評價標準，驅(qū)動溫差越小，意味著相

同傳熱量下熱管系統(tǒng)的總傳熱熱阻越小。表3給出了在不同傳熱量工況下CO2熱管和R22熱管分別對應(yīng)的驅(qū)動溫差，結(jié)果顯示，相同傳熱量下CO2熱管所需的驅(qū)動溫差小于R22熱管，由此可見CO2熱管的傳熱性能優(yōu)于R22熱管。

表3　CO2熱管與R22熱管驅(qū)動溫差對比Tab.3 Comparison of the driving temperature difference between CO2and R22 TPTL

當傳熱量為2 000W時，CO2熱管和R22熱管所需的驅(qū)動溫差分別是8.1℃和10.1℃，相比之下，采用CO2作為循環(huán)工質(zhì)使驅(qū)動溫差降低了2℃。假設(shè)原來的冷源溫度為室外20℃的空氣干球溫度，使用CO2熱管之后，冷源溫度可以提高至22℃，以北京的氣相參數(shù)為例，全年直接利用室外自然冷源進行供冷的時間可以延長486 h。

對于分離式熱管系統(tǒng)，運行時消耗的電能只有兩個換熱器風機的電耗。根據(jù)實驗測試結(jié)果，將5.0～ 15.0℃驅(qū)動溫差所對應(yīng)的系統(tǒng)EER（EER定義見公式（1））進行擬合，表4給出了CO2熱管與R22熱管系統(tǒng)EER的對比結(jié)果。從中可以看到，即使在5℃這樣小的驅(qū)動溫差下，熱管系統(tǒng)的EER已經(jīng)超過4，高于一般的空調(diào)系統(tǒng)，隨著驅(qū)動溫差的增大，熱管系統(tǒng)的EER增加明顯。整體來看，CO2熱管的系統(tǒng)EER比R22熱管更高。

表4　CO2熱管與R22熱管系統(tǒng)EER對比Tab.4 Com parison of EER between CO2and R22 TPTL

式中:Q為傳熱量，W；W為消耗的電能，W。

3　分離式熱管熱阻分析

分離式熱管系統(tǒng)的熱阻主要分為三部分:管內(nèi)工質(zhì)的相變換熱熱阻、管壁的導熱熱阻以及管外空氣的對流換熱熱阻。其中，受工質(zhì)種類影響的主要是管內(nèi)工質(zhì)的相變換熱熱阻。

3.1沸騰和凝結(jié)傳熱模型

管內(nèi)流動沸騰和凝結(jié)換熱過程較為復雜，影響因素多，目前難以進行理論性的推導，因此，目前的傳熱模型基本都是在實驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上提出的經(jīng)驗公式。表5中總結(jié)了部分具有代表性的沸騰和凝結(jié)傳熱模型。其中沸騰傳熱模型主要可以分為兩類:一類是針對常規(guī)介質(zhì)提出的模型，比較具有代表性的是Gungor和Winterton［12］模型、Jung［13］模型、Liu和Winterton［14］模型和K-T-F［15］模型；另一類是專門針對CO2物性特點提出的新模型或是對已有模型的改進，比較具有代表性的是Thome［16］模型和Yoon［17］模型。對于凝結(jié)傳熱，由Nusselt提出了最早的膜狀凝結(jié)換熱理論，隨后在此基礎(chǔ)上出現(xiàn)了很多針對管內(nèi)流動的凝結(jié)換熱模型，表5中給出了較有代表性的Shah［22］模型、Wang［23］模型和Dobson和Chato［24］模型。

表5　傳熱模型Tab.5 Heat transfer models

目前這些模型所依據(jù)的實驗數(shù)據(jù)中，水平流工況較多，垂直流工況較少，而管內(nèi)質(zhì)量流速的范圍也主要為強迫對流下的高質(zhì)量流速，涉及到100 kg/（m2· s）以下的低質(zhì)量流速的實驗數(shù)據(jù)較少。表5中匯總了各模型的提出所依據(jù)的實驗數(shù)據(jù)的工況范圍。在分離式熱管的實際運行工況下，一方面由于工質(zhì)的流動是重力驅(qū)動的，管內(nèi)質(zhì)量流速本就較低，另一方面由于換熱段往往是多管并聯(lián)的結(jié)構(gòu)，單根換熱管的質(zhì)量流速更低，往往都在30 kg/（m2·s）以下，因此，在利用目前的傳熱模型進行分離式熱管計算時仍然具有一定的局限性。

（續(xù)表5）

3.2整體計算模型

根據(jù)熱管系統(tǒng)熱阻的三個組成部分對其總熱阻進行計算。對于蒸發(fā)器或者冷凝器，熱阻都可由公式（2）計算得到。

式中:R為蒸發(fā)器或者冷凝器的總熱阻，℃/W；ha和hf分別為空氣管內(nèi)工質(zhì)的換熱系數(shù)，W/℃；Rc為管壁的導熱熱阻，℃/W；τ為肋化系數(shù)，對于實驗中的換熱器，τ=25.9；C1為與氣流狀況有關(guān)的系數(shù)；C2為與結(jié)構(gòu)尺寸有關(guān)的系數(shù)；λ為空氣平均導熱系數(shù)，W/（m·℃），de為空氣通道斷面的當量直徑，m；L為沿氣流方向肋片長度，m；Re為雷諾數(shù)；ηf為肋片效率；Af為肋片面積，m2，Ap為肋間面積，m2；A為肋壁側(cè)面積，m2；Ai為管內(nèi)側(cè)面積，m2。

根據(jù)換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)和實測風速，由公式（3）計算得到的空氣側(cè)對流換熱系數(shù)（ha）大約為50 W/ （m2·℃），并且該值在不同工況時的變化很小。計算中，選用Gungor和 Winterton［4］模型對管內(nèi)工質(zhì)的流動沸騰換熱系數(shù)（hf-e）進行計算，分別計算0.1，0.2，0.3，…，0.9干度下的換熱系數(shù)取平均作為整個蒸發(fā)段的平均沸騰換熱系數(shù)。冷凝段的凝結(jié)換熱系數(shù)（hf-c）采用Dobson和Chato［12］關(guān)聯(lián)式進行計算。熱管管壁的導熱熱阻非常小，根據(jù)管子的材料物性和結(jié)構(gòu)尺寸進行計算。

3.3各部分熱阻對比

表6中給出了CO2熱管和R22熱管在不同傳熱量下各部分熱阻的對比，從結(jié)果中可以看出，空氣側(cè)熱阻較大，但CO2熱管和R22熱管之間幾乎沒有差別；管壁導熱熱阻很小，可以忽略；兩者之間最大的差別在于制冷劑側(cè)的沸騰和凝結(jié)傳熱熱阻，由于CO2的管內(nèi)沸騰和凝結(jié)換熱系數(shù)較高，使得CO2的沸騰和凝結(jié)傳熱熱阻明顯低于R22，約為R22的1/2。對于CO2熱管，空氣側(cè)熱阻在總熱阻中所占的比例為68%～82%；對于R22熱管，空氣側(cè)熱阻在總熱阻中所占的比例約為52%～66%。圖5中同時給出了CO2熱管和R22熱管總熱阻的實測結(jié)果和計算結(jié)果。隨著傳熱量的增大，管內(nèi)沸騰和凝結(jié)換熱過程得到強化，應(yīng)表現(xiàn)為熱管的總熱阻逐漸減小，由于傳熱量較小時實驗誤差較大，在小傳熱量下，計算結(jié)果與實測結(jié)果偏差較大，而在大傳熱量下，計算結(jié)果與實測結(jié)果較為吻合。這里以計算結(jié)果為參考依據(jù)，將CO2熱管和R22熱管的總熱阻進行對比，結(jié)果顯示，不同工況下CO2熱管比R22熱管總熱阻降低22%～25%。這就是實驗中CO2熱管所需的驅(qū)動溫差較小的原因。

表6　CO2熱管與R22熱管各部分熱阻Tab.6 Each part of thermal resistance of CO2and R22 TPTL

4　結(jié)論

CO2不僅是一種天然環(huán)保工質(zhì)，其沸騰和凝結(jié)換熱系數(shù)也高于一般的氟代烴類制冷劑，本文研究了將CO2應(yīng)用于分離式熱管對熱管系統(tǒng)傳熱性能所帶來的影響，主要結(jié)論如下:

1）實驗測得在傳熱量一定的情況下，CO2熱管所需的驅(qū)動溫差小于R22熱管，當2 000 W傳熱量時，CO2熱管的驅(qū)動溫差比R22熱管小2℃，意味著采用CO2作為制冷劑，熱管系統(tǒng)利用自然冷源進行免費制冷的時間可以有所延長。

2）在很小的驅(qū)動溫差下（如5℃），熱管系統(tǒng)的EER已經(jīng)超過一般的空調(diào)系統(tǒng)，隨著驅(qū)動溫差的增大，熱管系統(tǒng)的EER明顯提高，尤其是CO2熱管。

圖5　不同傳熱量下熱管的總熱阻Fig.5 Total thermal resistance under different heat transfer rate

3）在分離式熱管的各部分熱阻中，空氣側(cè)的對流換熱熱阻占主要部分，因此，采用CO2后其管內(nèi)制冷劑側(cè)換熱系數(shù)的提高所帶來的熱管系統(tǒng)總熱阻的降低程度有限。計算結(jié)果表明，對于本實驗裝置，在1 000～4 000 W傳熱量下CO2熱管比R22熱管總熱阻降低22% ～25%。由此可見，提高熱管系統(tǒng)傳熱性能應(yīng)主要著眼于空氣側(cè)對流換熱的強化。

［1］ 錢曉棟，李震，李志信.數(shù)據(jù)機房熱管空調(diào)系統(tǒng)的實驗研究［J］.工程熱物理學報，2012，33（7）:1217-1220. （QIAN Xiaodong，LI Zhen，LI Zhixin.Experimental study on data center heat pipe air conditioning system［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2012，33（7）:1217-1220.）

［2］ 劉清，周健健，馮劍超.數(shù)據(jù)機房分布式熱管冷卻系統(tǒng)及其應(yīng)用研究［J］.智能建筑，2013（10）:44-46.（LIU Qing，ZHOU Jianjian，F(xiàn)ENG Jianchao.Research and application of distributed heat pipe cooling system in data center［J］.Intelligent Building，2013（10）:44-46.）

［3］ 田浩.高產(chǎn)熱密度數(shù)據(jù)機房冷卻技術(shù)研究［D］.北京:清華大學，2012.（TIAN Hao.Research on cooling technology for high heat density data center［D］.Beijing:Tsinghua University，2012.）

［4］ 金鑫，瞿曉華，祁照崗，等.分離式熱管型機房空調(diào)性能實驗研究［J］.暖通空調(diào)，2011，41（9）:133-136. （JIN Xin，QU Xiaohua，QIZhaogang，et al.Performance experiment of separate heat pipe air conditioning units for electronic equipment rooms［J］.Journal of HV&AC，2011，41（9）:133-136.）

［5］ 劉書浩，張海濤，黃良趙，等.數(shù)據(jù)中心熱管背板空調(diào)應(yīng)用實測研究——機房空氣流場分析［J］.制冷與空調(diào)（北京），2015，15（2）:51-56.（LIU Shuhao，ZHANG Haitao，HUANG Liangzhao，et al.Experimental study on application of heat pipe backboard air-conditioner in data centers—analysis of air flow field in computer room［J］. Refrigeration and Air-conditioning，2015，15（2）:51-56.）

［6］ Rin Yun，Yongchan Kim，Min Soo Kim，et al.Boiling heat transfer and dryout phenomenon of CO2in a horizontal smooth tube［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2003，46（13）:2353-2361.

［7］ Wu J，Koettig T，F(xiàn)ranke C，et al.Investigation of heat transfer and pressure drop of CO2two-phase flow in a horizontalminichannel［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2011，54（9/10）:2154-2162.

［8］ Ducoulombier M，Colasson S，Bonjour J，etal.Carbon dioxide flow boiling in a singlemicrochannel-Part II:heat transfer［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，2011，35（4）:597-611.

［9］ Huai X，Koyama S，Zhao T S，et al.An experimental study of flow boiling characteristics of carbon dioxide in multiport mini channels［J］.Applied Thermal Engineering，2004，24（10）:1443-1463.

［10］Mastrullo R，Mauro AW，Rosato A，etal.Carbon dioxide local heat transfer coefficients during flow boiling in a horizontal circular smooth tube［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2009，52（19/20）:4184-4194.

［11］Cheng L，Ribatski G，Wojtan L，et al.New flow boiling heat transfermodel and flow patternmap for carbon dioxide evaporating inside horizontal tubes［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2006，49（21/22）:4082-4094.

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

［13］Jung D S，Mclinden M，Radermacher R，et al.A study offlow boiling heat transfer with refrigerantmixtures［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，1989，32 （9）:1751-1764.

［14］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 and Mass Transfer，1991，34（11）:2759-2766.

［15］Kattan N，Thome JR，F(xiàn)avrat D.Flow boiling in horizontal tubes:Part 3-Development of a new heat transfer model based on flow pattern［J］.Journal of Heat Transfer，1998，120（1）:156-165.

［16］Thome JR，Hajal JE.Flow boiling heat transfer to carbon dioxide:general prediction method［J］.International Journal of Refrigeration，2004，27（3）:294-301.

［17］Yoon SH，Cho ES，Yun W H，etal.Characteristics ofevaporative heat transfer and pressure drop of carbon dioxide and correlation development［J］.International Journal of Refrigeration，2004，27（2）:111-119.

［18］Chen JC.Correlation for boiling heat-transfer to saturated fluids in convective flow［J］.Industrial&Engineering Chemistry Process Design and Development，1966，5（3）: 322-339.

［19］Hoo-Kyu Oh，Chang-Hyo Son.Flow boiling heat transfer and pressure drop characteristics of CO2in horizontal tube of 4.57-mm inner diameter［J］.Applied Thermal Engineering，2011，31（2/3）:163-172.

［20］Oh H K，Ku H G，Roh G S，et al.Flow boiling heat transfer characteristics of carbon dioxide in a horizontal tube［J］.Applied Thermal Engineering，2008，28（8/9）: 1022-1030.

［21］Park C Y，Hrnjak P S.CO2and R410A flow boiling heat transfer，pressure drop，and flow pattern at low temperatures in a horizontal smooth tube［J］.International Journal of Refrigeration，2007，30（1）:166-178.

［22］Shah M M.A general correlation for heat transfer during film condensation inside pipes［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，1979，22（4）:547-556.

［23］Wang WWW，Radcliff TD，Christensen R N.A condensation heat transfer correlation for millimeter-scale tubing with flow regime transition［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，2002，26（5）:473-485.

［24］Dobson M K，Chato JC.Condensation in smooth horizontal tubes［J］.Transaction of the ASME，1998，120（1）: 193-213.

About the author

Li Zhen，male，associate professor，Department of Engineering Mechanics，Tsinghua University，+86 10-62794679，E-mail: lizh@tsinghua.edu.cn.Research fields:air-conditioning and refrigeration，environment control of data center，industrial energy saving and heat-electricity conversion.

Heat Transfer Performance Analysis on the CO2Two-phase Thermosyphon Loop

Tong Zhen1Li Zhen2Zhao Yong1Liu Xiaohua1

（1.Department of Building Science，Tsinghua University，Beijing，100084，China；2.Department of Engineering Mechanics，Tsinghua University，Beijing，100084，China）

In terms of environmental conservation，it is verymeaningful to use CO2as working fluid in the two-phase thermosyphon loop （TPTL）to replace R22.According to the experimental results in some research，the flow boiling or condensation heat transfer coefficient of CO2ismuch higher than thatof the conventional refrigerants，whichmeans CO2has the potential in improving the heat transfer performance of the TPTL system.Considering the high heat transfer coefficientof the refrigerant，the convective thermal resistance of the air/water outside is themain restriction of the performance.Thus，the improvement of the heat transfer performance by using CO2may be limited. The present study compares the heat transfer performance of CO2and R22 TPTL through experiment.Combined with some heat transfer model，each part of the thermal resistance is analyzed.The result shows that the total thermal resistance of CO2TPTL is22%-25%lower than that of R22 TPTL due to the reduction of the boiling and condensation thermal resistance.

two-phase thermosyphon loop；CO2；flow heat transfer；thermal resistance

TB61+1；TQ051.5；TK124

A

0253-4339（2016）05-0017-09

10.3969/j.issn.0253-4339.2016.05.017

國家科技支撐計劃（2014BAJ02B01）資助項目。（The project was supported by the Key Technologies R&D Program of China（No. 2014BAJ02B01）.）

2016年1月22日

李震，男，副教授，清華大學航天航空學院，（010）62794679，E-mail:lizh@tsinghua.edu.cn。研究方向:空調(diào)制冷，數(shù)據(jù)中心環(huán)境控制，工業(yè)節(jié)能，熱電轉(zhuǎn)換。