歐陽新萍，舒濤，劉冰翛

（上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093）

R410A、R404A、R407C在水平強(qiáng)化換熱管外的凝結(jié)換熱

歐陽新萍，舒濤，劉冰翛

（上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093）

研究了R410A、R404A、R407C在水平強(qiáng)化管外的凝結(jié)換熱，并進(jìn)行了換熱性能的對(duì)比。實(shí)驗(yàn)管為常用的管內(nèi)螺紋、管外斜翅的三維低肋管。應(yīng)用威爾遜圖解法對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)并給出Dittus-Boelter形式的強(qiáng)化管管內(nèi)對(duì)流換熱關(guān)聯(lián)式，再根據(jù)熱阻分離的方法得到管外凝結(jié)換熱系數(shù)。結(jié)果表明，在相同換熱參數(shù)下，凝結(jié)換熱系數(shù)大小依次為R410A、R404A、R407C。3種制冷工質(zhì)應(yīng)用于該強(qiáng)化換熱管的換熱增強(qiáng)倍率分別在9.53～14.07、6.81～11.48和3.23～5.28的范圍。而R410A、R404A和R407C在強(qiáng)化管內(nèi)的強(qiáng)化倍率分別為1.77、1.73和1.76，三者相差不大。R410A管外凝結(jié)換熱系數(shù)隨著壁面過冷度的增大而減小，與單一制冷工質(zhì)這一冷凝特性相同；而R404A和R407C與R410A不同，隨著壁面過冷度的增大，管外凝結(jié)換熱系數(shù)增大，這主要是非共沸制冷工質(zhì)管外凝結(jié)過程存在的氣膜熱阻所致。

凝結(jié)換熱；強(qiáng)化換熱；混合制冷劑；強(qiáng)化管

在R22的替換制冷劑中，R410A與R22熱力學(xué)性能相近，并且是一種近共沸混合制冷劑，具有較高的壓縮效率，是目前已發(fā)現(xiàn)的環(huán)保工質(zhì)中最有希望替代R22的制冷劑之一[1]。在日本和美國家用空調(diào)領(lǐng)域，R410A是主要的替代工質(zhì)。目前國內(nèi)外對(duì)于R410A在管內(nèi)沸騰換熱的研究比較多，但是對(duì)于R410A在水平強(qiáng)化管外的凝結(jié)換熱性能研究不多。成昌銳等[2]對(duì)R407C在水平單管外凝結(jié)換熱性能做了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明：隨著熱流密度的增加，R407C在管外凝結(jié)的換熱系數(shù)增加；JUNG等[3]對(duì)R22、R407C以及R410A在水平強(qiáng)化管外的冷凝做了對(duì)比實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明：非共沸制冷工質(zhì)R407C與R22以及R410A表現(xiàn)出完全不同的凝結(jié)現(xiàn)象，其凝結(jié)換熱系數(shù)要低50%，且R407C在強(qiáng)化管外的凝結(jié)換熱系數(shù)隨著壁面過冷度的增加而增加。ZHANG等[4]對(duì)R22在光滑以及3種強(qiáng)化管管外凝結(jié)換熱做了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明：在35℃工況下，C32管（二維低肋管）、C33（肋片密度比C36小的三維強(qiáng)化管）、C36（在C32基礎(chǔ)上制成的三維強(qiáng)化管）相比于光管的平均強(qiáng)化倍率分別為8.72、9.37、11.07。Al-BADRI等[5]對(duì)R134a在單管以及管束外的凝結(jié)換熱性能做了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明：?jiǎn)喂軙r(shí)，強(qiáng)化的翅片管（在普通翅片管基礎(chǔ)上改造的具有非均勻翅片翅片的強(qiáng)化管）外的凝結(jié)換熱性能明顯比普通翅片管好，但隨著管束的增多，強(qiáng)化翅片管的管外凝結(jié)系數(shù)比普通翅片管降低得快。馬虎根等[6]對(duì)R410A在水平微翅管內(nèi)沸騰換熱做了實(shí)驗(yàn)研究，獲得工質(zhì)熱通量、干度以及質(zhì)量流量對(duì)傳熱系數(shù)的影響關(guān)系。

相關(guān)的替換制冷劑R404A、R407C是非共沸混合制冷劑，將這3種混合制冷劑進(jìn)行管外冷凝的對(duì)比研究有重要意義。

隨著機(jī)械加工以及制造水平的不斷發(fā)展，強(qiáng)化換熱管的開發(fā)和應(yīng)用已趨于成熟，從低肋管到形式多樣的三維結(jié)構(gòu)管，換熱性能日趨提升。此次實(shí)驗(yàn)采用的就是較成熟且常用的管內(nèi)螺紋、管外斜翅的雙側(cè)強(qiáng)化管。

本文對(duì)R410A、R407C和R404A等3種制冷劑在水平單根強(qiáng)化管管外冷凝的換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)對(duì)比研究。實(shí)驗(yàn)工況為：在保持冷凝溫度為34.5℃、熱流密度為23000W/m2情況下，使管內(nèi)冷卻水在1.0～3.0m/s之間變化，以通過威爾遜圖解法研究管內(nèi)對(duì)流換熱性能；在保持冷凝溫度為34.5℃、管內(nèi)水流速為2m/s情況下，使熱流密度在10000～28000W/m2之間變化，以對(duì)比研究3種制冷劑的管外凝結(jié)換熱性能。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)見圖1所示，由3個(gè)部分組成：制冷工質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)、水循環(huán)系統(tǒng)和乙二醇水溶液循環(huán)系統(tǒng)。制冷工質(zhì)的蒸發(fā)和冷凝均在一個(gè)水平放置的蒸發(fā)冷凝桶中進(jìn)行，桶的中間由丁字板隔開。蒸發(fā)冷凝桶底部的制冷工質(zhì)被屏蔽泵輸送至蒸發(fā)側(cè)的上部噴淋，噴淋至蒸發(fā)管表面后被管內(nèi)較高溫度的水加熱蒸發(fā)成制冷劑蒸氣。制冷劑蒸氣擴(kuò)散至冷凝側(cè)，被冷凝管內(nèi)較低溫度的冷卻水冷凝為液體、落入桶的底部[7-8]。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

水循環(huán)系統(tǒng)又可以分為蒸發(fā)側(cè)水循環(huán)回路和冷凝側(cè)水循環(huán)回路。冷凝側(cè)的水經(jīng)過水泵輸送，流過板式換熱器從而被乙二醇水溶液冷卻，再流入冷凝管內(nèi)用于冷凝制冷工質(zhì)，完成冷凝側(cè)水循環(huán)。該系統(tǒng)中安裝有電磁流量計(jì)、水閥和測(cè)溫裝置，分別用于測(cè)量、調(diào)節(jié)冷卻水流速以及測(cè)量冷凝進(jìn)出口溫度。蒸發(fā)側(cè)的水經(jīng)過水泵輸送，流過電磁流量計(jì)以及加熱器，進(jìn)入蒸發(fā)管管內(nèi)用于加熱制冷工質(zhì)，完成蒸發(fā)側(cè)水循環(huán)[9]。為了冷卻水的散熱，實(shí)驗(yàn)設(shè)置了乙二醇循環(huán)系統(tǒng)。乙二醇箱里的乙二醇水溶液被制冷機(jī)組降溫后，由泵輸送進(jìn)入板式換熱器給冷卻水降溫，再回到乙二醇箱，完成乙二醇水溶液循環(huán)。此循環(huán)中安裝有加熱器調(diào)節(jié)冷卻水溫度[10]。

表1 強(qiáng)化換熱管參數(shù)

實(shí)驗(yàn)用管為一種管內(nèi)螺紋、管外斜翅的雙側(cè)強(qiáng)化管。其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。本實(shí)驗(yàn)臺(tái)采用由Aligent34970A數(shù)據(jù)采集儀模塊、340903A開關(guān)控制模塊、340907A多功能模塊以及計(jì)算機(jī)組成的控制系統(tǒng)控制。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)各儀表的參數(shù)見表2。

表2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)各儀表的技術(shù)參數(shù)

對(duì)于R404A以及R407C，由于其屬于非共沸制冷工質(zhì)，在定壓冷凝條件下，其飽和溫度線是一條斜線。本文采用冷凝壓力下的泡點(diǎn)溫度和露點(diǎn)溫度的算術(shù)平均值作為其冷凝溫度[11-12]。

2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法

本文主要研究R410A在水平強(qiáng)化管管外的凝結(jié)換熱性能，因此，需要得到制冷工質(zhì)在管外凝結(jié)換熱的換熱系數(shù)。最直接的實(shí)驗(yàn)方法是測(cè)量強(qiáng)化管管壁溫度，但準(zhǔn)確測(cè)量管壁溫度難度很大。因此，本文應(yīng)用分離熱阻的方法來得到管外凝結(jié)換熱的換熱系數(shù)。本次實(shí)驗(yàn)采用的是內(nèi)螺紋管，尚沒有比較可靠的換熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式計(jì)算出管內(nèi)換熱系數(shù)，所以采用常用的威爾遜圖解法求管內(nèi)換熱系數(shù)[13]，再通過熱阻分離得到管外凝結(jié)換熱的換熱系數(shù)。

2.1 管內(nèi)換熱系數(shù)

本次實(shí)驗(yàn)所用的強(qiáng)化管為新管，因此，傳熱過程中的污垢熱阻可以近似為0。則實(shí)驗(yàn)管的總傳熱熱阻關(guān)系可表示為式(1)。

式中，K為總換熱系數(shù)，W/(m2·K)；do為強(qiáng)化管的外徑，m；di為強(qiáng)化管的內(nèi)徑，m；hi為強(qiáng)化管管內(nèi)側(cè)換熱系數(shù)，W/(m2·K)；ho為強(qiáng)化管管外側(cè)換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Rw為管壁換熱熱阻，m2·K/W。

當(dāng)管中的水流動(dòng)為旺盛湍流時(shí)，實(shí)驗(yàn)表明管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)hi與管內(nèi)水的流速ui的0.8次方成正比，即為式(2)。

式中，ui為管內(nèi)水流速，m/s。

將式(2)代入式(1)中得式(3)。

式中，Rw為定值；ho與管子的幾何尺寸、壁面溫度以及冷凝溫度有關(guān)。管子的幾何尺寸是個(gè)定值，實(shí)驗(yàn)時(shí)冷凝溫度可以保持不變，但冷卻水流速變化時(shí)會(huì)使壁溫變化[14-15]。經(jīng)典的管外光管凝結(jié)放熱系數(shù)的計(jì)算式為式(4)。

式中，λ為冷凝液膜的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；γ為冷凝液膜的重度系數(shù)，kg/m3；μ為冷凝液膜的黏性系數(shù)，Pa·s；r是液體在凝結(jié)壓力下的潛熱，J/kg；tw、ts分別為冷凝溫度，℃；do為管子外徑，m。

部分學(xué)者認(rèn)為，實(shí)驗(yàn)過程中保持強(qiáng)化管外制冷工質(zhì)冷凝溫度不變，就可以近似地認(rèn)為h0不變[16-18]。事實(shí)上，壁面過冷度的變化對(duì)冷凝換熱系數(shù)有重大影響。因此，本文除了控制冷凝溫度不變以外，還通過控制實(shí)驗(yàn)過程中的熱流密度基本不變，來實(shí)現(xiàn)壁面過冷度的基本不變，從而達(dá)到h0基本不變的目的。則式(3)變?yōu)槭?5)。

將不同管內(nèi)水流速時(shí)測(cè)得的K點(diǎn)在坐標(biāo)圖上表示（1/K為縱坐標(biāo)、為橫坐標(biāo)），即可得到一條直線。求出直線的斜率，即可得到常數(shù)c，從而得到管內(nèi)側(cè)換熱系數(shù)。

2.2 管外凝結(jié)換熱系數(shù)

由式(3)分離出管外凝結(jié)換熱系數(shù)，見式(6)。

2.3 不確定度分析

采用文獻(xiàn)[19]中的方法分析本次實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的不確定度。結(jié)果表明，本次實(shí)驗(yàn)得到的管外凝結(jié)換熱系數(shù)的不確定度為10.27。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 管內(nèi)換熱性能

實(shí)驗(yàn)在定冷凝溫度和熱流密度的條件下，冷凝管內(nèi)冷卻水水流速在1～3m/s范圍內(nèi)變化，可得到3種制冷劑在強(qiáng)化管外凝結(jié)換熱時(shí)管內(nèi)水對(duì)流換熱系數(shù)的威爾遜圖如圖2所示。

圖2 3種制冷劑實(shí)驗(yàn)的威爾遜圖

圖2中，u為管內(nèi)水的流速，m/s；K為總換熱系數(shù)，W/(m2·s)。

結(jié)合公式(1)～式(3)以及式(5)，可得3種工質(zhì)用威爾遜圖解法得到的管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)簡(jiǎn)單關(guān)聯(lián)式分別為式(7)～式(9)。

制冷劑為R410A時(shí)

制冷劑為R404A時(shí)

制冷劑為R407C時(shí)

式中，u為強(qiáng)化管管內(nèi)水的流速，m/s；hi為強(qiáng)化管管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·s)。

將以上公式整理成Dittus-Boelter形式的強(qiáng)化管管內(nèi)對(duì)流換熱關(guān)聯(lián)式為式(10)～式(12)。

制冷劑為R410A時(shí)

式中，Re為管內(nèi)水流動(dòng)的雷諾數(shù)；Pr為管內(nèi)水的普朗特?cái)?shù)。

結(jié)合光管管內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流換熱關(guān)聯(lián)式，可得當(dāng)管外分別為R410A、R404A和R407C冷凝時(shí)，實(shí)驗(yàn)所用內(nèi)螺紋強(qiáng)化換熱管的管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)的強(qiáng)化倍率分別為1.77、1.73和1.76，其中光管管內(nèi)的對(duì)流換熱系數(shù)由式(13)計(jì)算得出。

該式適用于具有中等以下壁溫差的工況下。式中熱力學(xué)參數(shù)的定性溫度均采用流體進(jìn)出口溫度的算術(shù)平均值。適用范圍：Re=104～1.2×105，Pr=0.7～120，l/do≥60。

由公式可以看出，3種制冷工質(zhì)對(duì)應(yīng)的管內(nèi)對(duì)流換熱關(guān)聯(lián)式非常接近但略有差別。由于對(duì)同一種強(qiáng)化管而言，管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)主要取決于管內(nèi)工質(zhì)參數(shù)和強(qiáng)化管結(jié)構(gòu)參數(shù)，與管外工質(zhì)無關(guān)，因此關(guān)聯(lián)式相近是正常的，其微小差別是由試驗(yàn)誤差造成的。

該冷凝強(qiáng)化管的管內(nèi)對(duì)流換熱性能優(yōu)于光管的主要原因在于以下兩方面[20]：第一，管內(nèi)表面的螺紋結(jié)構(gòu)對(duì)近壁流體的起到了一定的限制作用，促使管內(nèi)的水產(chǎn)生一種螺旋運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而使得近壁流體與管壁表面的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度增大，增強(qiáng)了流體的擾動(dòng)，進(jìn)而使傳熱邊界層的厚度變薄，提高了傳熱速率；另一方面，凸起的內(nèi)齒起到人工表面粗糙物的作用，不僅形成周期性的擾動(dòng)，而且在內(nèi)齒的前后產(chǎn)生逆向壓力梯度，迫使流體在齒后形成二次流動(dòng)，破壞了和減薄了流動(dòng)邊界層，增強(qiáng)了對(duì)管內(nèi)流體的擾動(dòng)，從而增強(qiáng)了換熱效率。

3.2 管外凝結(jié)換熱性能

3.2.1 壁面過冷度對(duì)管外冷凝的影響

為了比較R410A和R404A、R407C的冷凝換熱，做了3種制冷工質(zhì)在同一強(qiáng)化管、不同壁面過冷度管外凝結(jié)換熱系數(shù)的比較。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3、圖4所示。

由式(4)可知，管外凝結(jié)換熱系數(shù)與壁面過冷度的1/4次方成反比，隨著過冷度的增大，則管外凝結(jié)換熱系數(shù)減小。近共沸制冷劑R410A基本符合這一規(guī)律，但在圖3、圖4中可以看出，制冷劑R404A以及R407C在管外凝結(jié)的換熱系數(shù)是隨著過冷度的增大而增大的，這是因?yàn)镽404A和R407C作為非共沸制冷工質(zhì)，具有一定的滑移溫度，分別在0.6K和7K左右，在蒸氣冷凝開始時(shí)先是沸點(diǎn)較高的組分冷凝，而沸點(diǎn)較低的組分后冷凝，則沸點(diǎn)小的制冷劑會(huì)在氣液的交界面上形成氣體層，加上強(qiáng)化管表面翅間空間狹小，增大了傳質(zhì)的熱阻，并且由于氣體的傳熱熱阻遠(yuǎn)大于液體的傳熱熱阻，從而降低了管外凝結(jié)換熱效率；但隨著壁面過冷度的增大，傳熱驅(qū)動(dòng)力加大，蒸氣擴(kuò)散能力增強(qiáng)，強(qiáng)化管管外制冷工質(zhì)的凝結(jié)換熱系數(shù)得到提高。而R410A是近共沸制冷工質(zhì)，基本不存在氣膜阻力，因此相同條件下R410A管外凝結(jié)換熱系數(shù)比R404A和R407C大。

圖3 R410A、R404A管外凝結(jié)換熱系數(shù)

圖4 R407C實(shí)驗(yàn)的管外凝結(jié)換熱系數(shù)

為獲取強(qiáng)化管管外的增強(qiáng)效果，本文對(duì)近共沸制冷工質(zhì)R404A在光管管外的凝結(jié)換熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：實(shí)驗(yàn)值與Nusselt理論式(4)計(jì)算值誤差不超過5%。由于R410A的滑移溫度小于R404A，因此，本文中R410A和R404A在光管管外的凝結(jié)換熱系數(shù)均由式(4)計(jì)算得出。而R407C為非共沸制冷工質(zhì)，Nusselt理論已不適用，其光管管外凝結(jié)換熱系數(shù)采用文獻(xiàn)[21]經(jīng)實(shí)驗(yàn)得出的擬合公式計(jì)算見式(14)。

式中，hfg為蒸氣相變熱，J/kg；g為重力加速度，m/s2；λl為制冷工質(zhì)液相導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；ρl為制冷工質(zhì)液相密度，kg/m3；μl為制冷工質(zhì)液相黏度，Pa·s；ts為蒸氣飽和溫度，℃；two為冷凝管外壁溫度，℃。

R410A、R404A和R407C在斜翅形翅片管管外的凝結(jié)換熱系數(shù)均高于光管，強(qiáng)化倍率分別為9.53～14.07、6.81～11.48和3.23～5.28，強(qiáng)化效果的大小為R410A＞R404A＞R407C。

考慮到R407C的溫度滑移比其他兩種制冷工質(zhì)大很多，本實(shí)驗(yàn)特別增大其實(shí)驗(yàn)時(shí)的壁面過冷度，以研究過冷度對(duì)R407C管外冷凝的影響[22]。

3.2.2 熱流密度的影響

為研究熱流密度和制冷工質(zhì)對(duì)總換熱系數(shù)的影響，本實(shí)驗(yàn)控制冷凝溫度不變，實(shí)驗(yàn)冷凝強(qiáng)化管管內(nèi)水流速為2m/s，熱流密度變化范圍為10000～28000W/m2，分別進(jìn)行R410A、R404A和R407C在冷凝強(qiáng)化換熱管管外的凝結(jié)換熱實(shí)驗(yàn)。3種制冷劑在強(qiáng)化管外凝結(jié)的總傳熱系數(shù)與熱流密度的關(guān)系如圖5所示。

由圖5可見，3種制冷劑在強(qiáng)化管外凝結(jié)換熱時(shí)的管外凝結(jié)換熱系數(shù)隨熱流密度的變化趨勢(shì)與其隨壁面過冷度的變化趨勢(shì)大致相同，原因也相似。

上述R410A與其他兩種制冷劑的管外凝結(jié)換熱系數(shù)與壁面過冷度的關(guān)系的差異，主要是由制冷工質(zhì)的液膜阻力和氣膜阻力綜合造成的。也可以說是在同一換熱設(shè)備、工況下的凝結(jié)量有關(guān)。通過3種制冷劑在管外凝結(jié)換熱系數(shù)與熱流密度關(guān)系的實(shí)驗(yàn)也驗(yàn)證了上述討論。

圖5 管外凝結(jié)換熱系數(shù)與熱流密度關(guān)系

4 結(jié)論

本文通過對(duì)R410A、R404A和R407C在強(qiáng)化管管外的凝結(jié)換熱實(shí)驗(yàn)，可以得出以下結(jié)論。

（1）實(shí)驗(yàn)所用內(nèi)螺紋強(qiáng)化換熱管的管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)的強(qiáng)化倍率分別為1.77、1.73和1.76。

（2）隨著壁面過冷度的增大，R410A在管外的凝結(jié)換熱系數(shù)增大，而R404A和R407C在管外的凝結(jié)換熱系數(shù)減小。

（3）在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，在相同條件下，R410A、R404A和R407C在斜翅形翅片管管外的凝結(jié)換熱系數(shù)均高于光管，強(qiáng)化倍率分別為9.53～14.07、6.81～11.48和3.23～5.28，強(qiáng)化效果為R410A＞R404A＞R407C。

（4）非共沸制冷工質(zhì)管外凝結(jié)換熱影響因素與共沸工質(zhì)不同，氣膜阻力對(duì)非共沸工質(zhì)管外凝結(jié)換熱影響較大。

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Experimental study of condensation heat transfer performance of R410A，R404A and R407C on horizontal enhanced tubes

OUYANG Xinping，SHU Tao，LIU Bingxiao
（School of Energy and Power Engineering，University of Shanghai for Science and Technology，Shanghai 200093，China）

The performance of condensation heat transfer of R410A、R407C and R404A were experimentally studied and compared to horizontal tubes. The enhanced tubes in this study have three dimensional inner screw and outer diagonal fins. The Wilson plot method was used to treat experimental data and obtain the coefficient of convective heat transfer in tubes and convective heat transfer correlation in the form of Dittus-Boelter. Then the condensation heat transfer coefficient on tubes can be figured out on the basis of separation of thermal resistance. The results showed that under the same conditions，the condensation heat transfer coefficient is the sequence of R410A＞R404A ＞R407C. The outer enhancement factor of these three refrigerants is 9.53—14.07、6.81—11.48 and 3.23—5.28. The enhancement ratio of R410A、R404A and R407C is 1.77，1.73，1.76. The condensation heat transfer coefficient of R410A decreased with the increasing degree of super-cooling，the same as the condensation characteristics of the single refrigerant. However，as the increasing degree of super-cooling，the condensation heat transfer coefficients of 404A and R407C increase. The reason is that a layer of vapor film forms in the condensation process of the non-azeotropic，which increased the heat transfer resistance.

condensation heat transfer；heat transfer enhancement；mixed refrigerant；enhanced tube

TK172

：A

：1000–6613（2017）02–0481–06

10.16085/j.issn.1000-6613.2017.02.011

2016-07-05；修改稿日期：2016-08-15。

及聯(lián)系人：歐陽新萍（1964—），男，教授，主要研究方向?yàn)橹评鋼Q熱器及強(qiáng)化換熱、制冷技術(shù)與設(shè)備、換熱器測(cè)試技術(shù)等。E-mail：xpoy@163.com。