涂俊平，黃計(jì)康，羅向龍，陳健勇，楊 智，梁穎宗，陳 穎

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

流動(dòng)沸騰是低溫發(fā)電系統(tǒng)、制冷系統(tǒng)及化工過(guò)程中常見(jiàn)的傳熱過(guò)程，流動(dòng)沸騰傳熱特性直接關(guān)系到系統(tǒng)的熱經(jīng)濟(jì)性、安全性及可靠性[1]，對(duì)于各類系統(tǒng)中蒸發(fā)器設(shè)計(jì)具有重要意義[2]。有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)是最具推廣潛力的中低溫余熱發(fā)電技術(shù)，ORC的中低溫?zé)嵩礈囟纫话銥?00～250℃，蒸發(fā)溫度為50～150℃，R245fa是應(yīng)用最廣泛的工質(zhì)之一[3-4]，因此學(xué)者們圍繞該工質(zhì)開(kāi)展了傳熱流動(dòng)實(shí)驗(yàn)研究。Guo等[5]在水平光滑管內(nèi)進(jìn)行針對(duì)R245fa在蒸發(fā)溫度33℃和混合工質(zhì)R134a/R245fa在組分0.82/0.18、蒸發(fā)溫度65 ℃的流動(dòng)沸騰傳熱實(shí)驗(yàn)研究，并修正了Liu等[6]半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式系數(shù)。Gholamreza等[7]分析了在水平管和垂直管中，R245fa在20℃和40℃下重力矢量對(duì)流動(dòng)沸騰傳熱特性的影響規(guī)律。Cristiano等[8]研究了R245fa和R134a在不銹鋼圓管內(nèi)，22℃、31 ℃、41℃下兩相流動(dòng)沸騰傳熱機(jī)理，并對(duì)Saitoh等[9]和Zhang等[10]的半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值偏差進(jìn)行了對(duì)比分析。Cristiano等[11]分析了R245fa在水平圓管內(nèi)低溫流動(dòng)沸騰傳熱特性和微尺度摩擦壓降的關(guān)系。Chao等[12]研究了混合工質(zhì)R134a/R245fa在組分分別為0.1/0.9、0.3/0.7和蒸發(fā)溫度22℃、26℃、30℃下的核池沸騰傳熱特性實(shí)驗(yàn)。

從以上研究可以看出，盡管目前學(xué)者們圍繞R245fa開(kāi)展了一定的傳熱流動(dòng)特性研究，然而大多兩相流動(dòng)沸騰傳熱特性實(shí)驗(yàn)研究是針對(duì)熱泵和制冷系統(tǒng)的低溫蒸發(fā)過(guò)程，蒸發(fā)溫位基本低于60℃[13-15]。而由低溫蒸發(fā)獲得的傳熱流動(dòng)特性及關(guān)聯(lián)式，應(yīng)用于有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)高溫高壓蒸發(fā)過(guò)程時(shí)，偏差較大，無(wú)法直接用于工程實(shí)踐。為了彌補(bǔ)高溫位流動(dòng)沸騰傳熱特性實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的缺乏，本文搭建了有機(jī)工質(zhì)高溫高壓?jiǎn)喂軅鳠崃鲃?dòng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)，并開(kāi)展了蒸發(fā)壓力1.006 MPa、蒸發(fā)溫度90℃條件下R245fa兩相區(qū)的蒸發(fā)傳熱特性實(shí)驗(yàn)研究。

1 實(shí)驗(yàn)裝置和計(jì)算模型

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

圖1為水平光滑管內(nèi)有機(jī)工質(zhì)相變傳熱性能測(cè)試裝置圖，該裝置共包括3個(gè)循環(huán)系統(tǒng)：工質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)、水循環(huán)系統(tǒng)、電控采集系統(tǒng)。工質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)主要由液壓隔膜柱塞泵、流量計(jì)、工位前加熱段、工位測(cè)試段、工位后過(guò)熱段、節(jié)流閥、冷凝器、過(guò)冷器等部件構(gòu)成。儲(chǔ)液罐中的工質(zhì)經(jīng)過(guò)過(guò)冷器保證過(guò)冷狀態(tài)，進(jìn)入液壓隔膜柱塞泵傳輸，出口分為兩路，一路經(jīng)旁路節(jié)流閥進(jìn)入低壓管路返回泵入口，另一路進(jìn)入工位后過(guò)熱段加熱至過(guò)熱狀態(tài)再經(jīng)高壓管路的調(diào)節(jié)閥節(jié)流；節(jié)流后的工質(zhì)進(jìn)入冷凝器冷凝后返回儲(chǔ)液罐，完成一個(gè)工質(zhì)循環(huán)。液壓隔膜柱塞泵出口壓力和流量采用解耦方式調(diào)節(jié)，高壓管路調(diào)節(jié)閥保證閥前壓力，閥后壓力由冷凝器調(diào)節(jié)，過(guò)冷器負(fù)責(zé)液壓隔膜柱塞泵入口過(guò)冷度的控制，上述調(diào)節(jié)均由各個(gè)PID調(diào)節(jié)器控制，可保證實(shí)驗(yàn)裝置具有穩(wěn)定性高、波動(dòng)小、易調(diào)節(jié)、不沖突、控制精度優(yōu)等性能。

水循環(huán)系統(tǒng)由兩個(gè)不同溫度范圍的冷水箱及各自的水泵、球閥、水冷機(jī)組等部件組成，冷水箱1號(hào)給過(guò)冷器提供5～20℃低溫冷卻水，冷水箱2號(hào)給冷凝器提供15～30 ℃的常溫冷卻水，水冷機(jī)組和一臺(tái)9 kW變功率加熱器共同控制冷水箱1號(hào)和2號(hào)的溫度。兩個(gè)不同溫度的水箱滿足過(guò)冷器和冷凝器的水溫要求，保證實(shí)驗(yàn)中低壓管路的正常安全工作。

圖1 水平光滑管兩相傳熱性能測(cè)試裝置圖Fig.1 Schematic of the test r ig for two phase heat tr ansfer performance investigation

電控采集系統(tǒng)由數(shù)據(jù)采集模塊、PID調(diào)節(jié)器、西門(mén)子PLC保護(hù)模塊、控制柜等部件構(gòu)成，數(shù)采頻率可達(dá)1次/s。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中各個(gè)溫度、壓力、流量均由PID負(fù)反饋調(diào)節(jié)相應(yīng)的設(shè)備裝置進(jìn)行控制；報(bào)警裝置通過(guò)西門(mén)子PLCS7-200編寫(xiě)并實(shí)現(xiàn)光管傳熱性能測(cè)試系統(tǒng)的高低壓、超溫、缺水等保護(hù)，保證本測(cè)試系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中安全穩(wěn)定工作。

實(shí)驗(yàn)裝置調(diào)試期間，選用工質(zhì)R22在壓力為2.3 MPa，流量為50 kg/h和100 kg/h，出口溫度為80～150℃時(shí)進(jìn)行預(yù)熱段、蒸發(fā)測(cè)試段、過(guò)熱段的分段和聯(lián)合漏熱實(shí)驗(yàn)；為精準(zhǔn)修正3個(gè)加熱段的漏熱量，對(duì)每個(gè)加熱段進(jìn)行管壁、前后銅排、前后導(dǎo)線漏熱修正，保證預(yù)熱段、蒸發(fā)測(cè)試段、過(guò)熱段的熱平衡比均在4%以內(nèi)。

1.2 工位測(cè)試段

工位側(cè)管內(nèi)沸騰傳熱測(cè)試段示意圖如圖2所示，該測(cè)試段采用304不銹鋼水平光管，內(nèi)徑為10 mm、外徑為14 mm，有效長(zhǎng)度為1500 mm。R245fa制冷劑在管內(nèi)側(cè)沸騰傳熱。同時(shí)，熱量由焦耳熱效應(yīng)和工質(zhì)流動(dòng)反方向的直流電作用在不銹鋼管上提供。為此，在不銹鋼管兩端上焊接了兩個(gè)銅排(見(jiàn)A點(diǎn)和B點(diǎn)、距離1 420 mm)，用兩根橫截面為300 mm2、長(zhǎng)度為1000 mm的電纜與直流穩(wěn)壓電源相連。兩個(gè)銅排與電量表連接，直接測(cè)量測(cè)試段不銹鋼管電壓，并計(jì)算熱流量。在測(cè)試段銅排進(jìn)口50 mm處、出口100 mm處均裝有壓力傳感器及壓差計(jì)，測(cè)量工位測(cè)試段進(jìn)出口壓力及壓差。測(cè)試段進(jìn)出口溫度由鉑電阻測(cè)量，壁溫由24個(gè)K型熱電偶貼壁均勻安裝在1500 mm測(cè)試段的8個(gè)熱電偶截面處，兩端熱電偶截面距離銅排均為45 mm，各熱電偶截面間距190 mm，每個(gè)熱電偶截面布置3個(gè)熱電偶，分別頂部、左下側(cè)、右下側(cè)各相差120°，可以更好地評(píng)價(jià)測(cè)試段的平均傳熱系數(shù)。

圖2 沸騰傳熱測(cè)試段示意圖Fig.2 Schematic of boiling heat transfer test section

1.3 實(shí)驗(yàn)原理與計(jì)算模型

根據(jù)熱力學(xué)第一定律，絕熱條件下熱源輸入熱量等于工質(zhì)吸收熱量，工位測(cè)試段進(jìn)口干度由工位前加熱段熱平衡推出，工位測(cè)試段出口干度由工位后加熱段和工位測(cè)試段熱平衡推出。

因測(cè)試段加熱管采用電流熱效應(yīng)原理均勻發(fā)熱，穩(wěn)定狀態(tài)下同等變化時(shí)間內(nèi)的熱流量是恒定的。且因直流電和一維徑向傳熱向管壁內(nèi)側(cè)提供的均勻熱流，忽略溫度微小變化對(duì)金屬導(dǎo)熱系數(shù)的影響，不銹鋼管導(dǎo)熱系數(shù)λtube為16.26 W/(m·K)[16]。兩相平均沸騰傳熱系數(shù)htp、不銹鋼測(cè)試段管外側(cè)面積A、各測(cè)點(diǎn)的內(nèi)壁溫Ti[16]與測(cè)試段的平均內(nèi)壁溫Twall通過(guò)式(1)～(4)進(jìn)行計(jì)算：

1.4 實(shí)驗(yàn)不確定度分析

計(jì)算出的傳熱系數(shù)誤差與鉑電阻、熱電偶、電量表等設(shè)備的精度及實(shí)驗(yàn)操作條件等因素有關(guān)。實(shí)驗(yàn)不確定度計(jì)算關(guān)聯(lián)式如式(8)所示。

表1 測(cè)試變量不確定度Table 1 Uncertainties of the measured quantities and calculated quantities

2 結(jié)果與討論

本實(shí)驗(yàn)所有工況數(shù)據(jù)都是在穩(wěn)定狀態(tài)運(yùn)行5 min的平均值，實(shí)驗(yàn)測(cè)試工況如表2所示。

表2 實(shí)驗(yàn)測(cè)試工況Table 2 Experimental testing conditions

2.1 干度、質(zhì)量流率對(duì)傳熱系數(shù)的影響

圖3是R245fa在蒸發(fā)溫度90℃和熱流密度6.03～16.76 kW/m2時(shí)，管內(nèi)對(duì)流沸騰傳熱系數(shù)在不同質(zhì)量流率G下隨干度的變化規(guī)律。結(jié)果顯示干度為0.2條件下，擾動(dòng)不劇烈，傳熱近似為單相液體的對(duì)流傳熱過(guò)程，強(qiáng)制對(duì)流傳熱占主導(dǎo)因素；在干度為0.2～0.4區(qū)域時(shí)，一方面，在較高蒸發(fā)壓力、蒸發(fā)溫度條件下，低干度區(qū)域頂部更容易發(fā)生干涸，管內(nèi)以分層流為主，隨著干度的增大頂部干涸現(xiàn)象進(jìn)一步擴(kuò)大[3]，熱阻增大，不利于工質(zhì)與管壁間的熱交換，對(duì)流沸騰傳熱系數(shù)降低；另一方面，隨著干度的增大，工質(zhì)導(dǎo)熱系數(shù)是降低的，對(duì)流沸騰傳熱系數(shù)和導(dǎo)熱系數(shù)成正比，此過(guò)程的傳熱系數(shù)減小；干度在0.4～0.6時(shí)，水平光管內(nèi)工質(zhì)干度逐步增大，一方面，管壁液膜變薄，熱阻降低，利于工質(zhì)與管壁間的熱交換，對(duì)流沸騰傳熱系數(shù)增大；另一方面，管內(nèi)沸騰傳熱過(guò)程中的核沸騰開(kāi)始增強(qiáng)，壁面產(chǎn)生氣泡逐步增多，氣泡對(duì)管內(nèi)液相工質(zhì)的擾動(dòng)加強(qiáng)了傳熱，對(duì)流沸騰傳熱過(guò)程增強(qiáng)，此過(guò)程的傳熱系數(shù)增大；干度在0.6～0.8時(shí)，水平光管內(nèi)工質(zhì)干度的進(jìn)一步增大，一方面，此時(shí)管內(nèi)工質(zhì)干度屬于高干度區(qū)域，隨干度增大管壁液膜由大部分干涸到接近全部干涸，熱阻增大，不利于工質(zhì)與管壁間的熱交換，對(duì)流沸騰傳熱系數(shù)降低；高干度下氣體分子間的距離增大，不利于工質(zhì)與管壁間的熱交換，對(duì)流沸騰傳熱系數(shù)明顯降低；另一方面，此時(shí)汽化核心數(shù)量減少，管內(nèi)沸騰傳熱過(guò)程中的核沸騰減弱，對(duì)流沸騰傳熱過(guò)程并沒(méi)有得到增強(qiáng)，此過(guò)程的傳熱系數(shù)減小。

圖3 不同質(zhì)量流率，流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)隨平均干度的變化Fig.3 Variation of flow boiling heat transfer coefficient with mean quality under different mass flux

但干度范圍保持固定時(shí)，隨著質(zhì)量流率增大，沸騰傳熱系數(shù)逐漸增大，這與傳熱流速的增大有關(guān)。Giovanni等[17]認(rèn)為流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)不受工作流體的質(zhì)量流率影響，因?yàn)楸容^大的質(zhì)量流率會(huì)阻止管內(nèi)壁表面的溫度的升高，從而抑制較為活躍成核位點(diǎn)的形成。但是，本實(shí)驗(yàn)中質(zhì)量流率不高，不存在上述情況，因相同光管隨質(zhì)量流率的升高雷諾數(shù)增大，沸騰傳熱系數(shù)增大。

圖4是管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)在不同干度的條件下隨質(zhì)量流率的變化規(guī)律?？梢钥闯?，相同干度下，隨著質(zhì)量流率的增大，氣液兩相雷諾數(shù)增大，導(dǎo)致沸騰傳熱系數(shù)增大。從圖5和圖6看出，隨著質(zhì)量流率的增大，傳熱量增大，而壁溫卻在逐步減小，沸騰傳熱系數(shù)進(jìn)一步增大。質(zhì)量流率范圍保持固定時(shí)，隨著干度的增大，流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)呈現(xiàn)一定波動(dòng)的變化，主要是受不同干度時(shí)流型不同的影響。

圖4 不同平均干度，流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流率的變化Fig.4 Variation of flow boiling heat transfer coefficient with mass flux under different mean quality scope

圖5 平均干度0.3，質(zhì)量流率不同時(shí)壁溫沿測(cè)試段管程的變化Fig.5 Variation of wall temperature distribution with mass velocity at mean quality of 0.3

2.2 干度、質(zhì)量流率對(duì)沿程壁溫分布規(guī)律的影響

圖5和圖6是管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)在干度分別為0.3和0.7時(shí)，不同質(zhì)量流率下，壁溫沿管程分布的變化規(guī)律。可以看出，干度在0.3和0.7，相同質(zhì)量流率時(shí)，壁溫沿管程整體呈先上升后下降的趨勢(shì)；雖然測(cè)試段的熱流量隨直流電移動(dòng)距離的增加而增加，但熱流密度是處處相等的，說(shuō)明沿管程方向上的局部傳熱系數(shù)是先減弱后增強(qiáng)。又隨著質(zhì)量流率增大，沿管程各點(diǎn)壁溫明顯降低，主要由于沸騰傳熱增強(qiáng)，工質(zhì)與管壁的熱交換能力變好，導(dǎo)致管壁沿程壁溫降低。

圖6 平均干度0.7，質(zhì)量流率不同時(shí)壁溫沿測(cè)試段管程的變化Fig.6 Variation of wall temperature distribution with mass velocity at mean quality of 0.7

在干度為0.3時(shí)，入口段壁溫和干度為0.7時(shí)有些不同。干度為0.3時(shí)，入口段干度趨近于0.2，此時(shí)管內(nèi)液相占比相對(duì)于干度0.7時(shí)較大，液相的導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)大于氣相的導(dǎo)熱系數(shù),及水平光管沿程內(nèi)壁溫分布的不均勻性，故干度為0.3時(shí)入口段壁溫存在下降的情況。

圖7和圖8是管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱系數(shù)在質(zhì)量流率分別為176.93和318.47 kg/(m2·s)時(shí)，不同干度下壁溫沿管程分布的變化規(guī)律?？梢钥闯觯瑑蓚€(gè)不同質(zhì)量流率，相同干度，壁溫沿管程整體呈先上升后下降趨勢(shì)，說(shuō)明此時(shí)沿管程方向上局部傳熱系數(shù)是先減弱后增強(qiáng)。隨著干度增大，沿管程各點(diǎn)壁溫明顯存在上升的趨勢(shì)，這主要由于管內(nèi)工質(zhì)氣相占比增多，工質(zhì)與管壁間的熱交換能力變差導(dǎo)致。

圖7 質(zhì)量流率176.96 kg/m2s，平均干度不同時(shí)壁溫沿測(cè)試段管程的變化Fig.7 Variation of wall temperature distribution with mean quality at mass velocity of 176.96 kg/(m2·s)

圖8 質(zhì)量流率318.47 kg/m2·s，平均干度不同時(shí)壁溫沿測(cè)試段管程的變化Fig.8 Variation of wall temperature distribution with mean quality at mass velocity of 318.47 kg/(m2·s)

從圖7和圖8可以看出，相同質(zhì)量流率、不同干度下壁溫沿管程的波動(dòng)會(huì)有些許區(qū)別：第一，不同干度時(shí)，液相工質(zhì)存在的量不同，影響工質(zhì)和管壁間的傳熱效果；第二，不同干度時(shí)，管內(nèi)工質(zhì)流型的不一致，影響工質(zhì)和管壁間的熱交換效果；第三，圖7中沿管程275～655 mm，干度最小時(shí)，壁溫最低，因干度最小時(shí)，管壁除頂部少部分干涸外，其他部分處于未干涸狀態(tài)，壁溫受工質(zhì)蒸發(fā)溫度影響較大；同質(zhì)量流率，不同干度時(shí)，各點(diǎn)壁溫存在或大或小的不一致性，一方面水平光管內(nèi)壁溫的分布的不均勻、另一方面熱電偶測(cè)溫精度為±0.5℃。

3 實(shí)驗(yàn)值和半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算值比較

3.1 水平光管內(nèi)沸騰傳熱基本關(guān)聯(lián)式

目前，在文獻(xiàn)報(bào)道了多種水平光管沸騰傳熱關(guān)聯(lián)式，本文選取Liu & Winterton[6]關(guān)聯(lián)式、Chen[18]關(guān)聯(lián)式、Zhang[10]關(guān)聯(lián)式3個(gè)相關(guān)使用最廣泛的半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式與現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)比較，從相關(guān)性方面評(píng)價(jià)本次實(shí)驗(yàn)使用的預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式。

Chen[18]提出沸騰傳熱機(jī)制包括常見(jiàn)的宏觀對(duì)流機(jī)制和與氣泡成核成長(zhǎng)有關(guān)的微觀對(duì)流機(jī)制。該關(guān)聯(lián)式指出沸騰傳熱是由強(qiáng)制對(duì)流傳熱和微對(duì)流時(shí)的核沸騰及相互的影響因子共同組成。Chen[18]半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式為

3.2 實(shí)驗(yàn)值和各半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算值的比較

分別采用Liu等[6]關(guān)聯(lián)式、Chen[18]關(guān)聯(lián)式、Zhang[10]關(guān)聯(lián)式方程預(yù)測(cè)值和R245fa同工況實(shí)驗(yàn)傳熱系數(shù)進(jìn)行比較。計(jì)算結(jié)果表明，3個(gè)關(guān)聯(lián)式方程的預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值的平均絕對(duì)誤差誤差分別為38%、39%、20%。

由圖9～圖11可見(jiàn)，采用Liu and Winterton[6]傳熱關(guān)聯(lián)式、Chen[18]傳熱關(guān)聯(lián)式的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值誤差較大，因Liu &Winterton[6]傳熱關(guān)聯(lián)式是針對(duì)垂直管和水平管兩種管型，Chen[18]傳熱關(guān)聯(lián)式是在鍋爐水冷壁中應(yīng)用中提出來(lái)的，均不能同時(shí)滿足兩種管型干度區(qū)間跨度較大的半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，雖然Chen[18]傳熱關(guān)聯(lián)式和Zhang[10]傳熱關(guān)聯(lián)式都引入了抑制因子S和兩相乘數(shù)F，但Zhang[10]關(guān)聯(lián)式是針對(duì)水平單管蒸發(fā)器使用，80%的數(shù)據(jù)點(diǎn)絕對(duì)誤差在25%以內(nèi)。

圖9 沸騰傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值和Liu等[6]計(jì)算值間的比較Fig.9 Comparison of boiling heat transfer coefficient between present experimental results and Liu & Winterton[6]

4 結(jié)論

本文搭建了有機(jī)工質(zhì)單管實(shí)驗(yàn)臺(tái)，實(shí)驗(yàn)研究了R245fa在90℃蒸發(fā)傳熱特性，并與經(jīng)典半經(jīng)驗(yàn)傳熱關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了對(duì)比分析。主要結(jié)論如下：

(1)因沸騰傳熱過(guò)程中的核態(tài)沸騰傳熱、強(qiáng)制對(duì)流沸騰傳熱、相變等過(guò)程相互影響，在質(zhì)量流率不變時(shí)，隨干度的增大，沸騰傳熱系數(shù)先減小，再增大，隨后又減小，呈波動(dòng)狀態(tài)，在干度0.2或0.6～0.7時(shí)分別達(dá)到峰值；在干度不變時(shí)，隨質(zhì)量流率的增大，沸騰傳熱系數(shù)增大，由汽液兩相雷諾數(shù)的增大導(dǎo)致。

圖10 沸騰傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值和Chen[18]計(jì)算值間的比較Fig.10 Comparison of boiling heat transfer coefficient between present experimental values and Chen[18]

圖11 沸騰傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值和Zhang[10]計(jì)算值間的比較Fig.11 Comparison of boiling heat transfer coefficient between present experimental values and Zhang[10]

(2)平均干度在0.3和0.7，質(zhì)量流率相同條件下，壁溫沿管程整體呈先上升后下降趨勢(shì)，在工質(zhì)入口845～1035 mm處壁溫達(dá)到峰值；質(zhì)量流率分別為176.93和318.47 kg/(m2·s)，平均干度相同時(shí)，壁溫沿管程整體呈先上升后下降的趨勢(shì)，在工質(zhì)入口845～1035 mm處壁溫達(dá)到峰值；沿管程方向上局部傳熱系數(shù)具有先減弱后增強(qiáng)的趨勢(shì)。隨著質(zhì)量流率的增大，沸騰傳熱效果增強(qiáng)，工質(zhì)與管壁熱交換能力變好，沿管程上各點(diǎn)壁溫逐漸降低；隨著干度的增大，管壁間的氣相占比增大，液膜逐漸干涸，熱阻增大，工質(zhì)與管壁間的熱交換能力變差，沿管程上各點(diǎn)壁溫逐漸升高。

(3)Liu &Winterton[6]、Chen[18]、Zhang[10]半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)純工質(zhì)R245fa在水平光管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)的平均偏差為38%、39%、20%，采用Zhang[10]半經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算純工質(zhì)R245fa均勻熱流密度的沸騰傳熱系數(shù)具有較高的精度。

(4)本文后續(xù)工作將研究更多的蒸發(fā)溫度下的蒸發(fā)特性，在經(jīng)典關(guān)聯(lián)式基礎(chǔ)上，修正傳熱關(guān)聯(lián)式，以期指導(dǎo)工程實(shí)踐。