蒸发式冷凝器在空气流动下优化设计数值模拟

利用FLUENT软件对3种常用的管形蒸发式冷凝器在空气流动状态下进行了优化设计的数值模拟,比较分析了在不同入口风速下的压降变化规律;对来流速度大小与来流角进行了优化设计,得到最适宜的来流速度在2.4—3.3 m/s,入口来流角θ范围为-15°—15°;在不同空气流量下管排的纵向间距与横向间距之比(S/L)模拟结果表明,在一定空气流量下,不同管形管排的S/L存在着一个最佳值,使得单位压降下换热盘管的平均表面传热系数最大,而且随着流量的增加,最佳的比值呈减小趋势。为蒸发式冷凝器的优化设计提供了重要依据。     

蒲河洪水对沈阳油田生产的灾害分析与科学防治

蒲河发源于铁岭县横道子乡想儿山,流经沈阳市新城子区、东陵区、于洪区,新民市,至辽中县老观坨乡黑鱼沟村西汇入浑河。河道全长205km,流域面积2496km2。其中棋盘山水库距沈阳油田75km。蒲河河道允许泄流量为396m3/s,河滩平稳比降为4‰。主槽平均宽为40米,平摊流量为52m3/s。主要靠河滩行洪。沈阳油田采油二区目前在河套内有7座计量站、1个单井点。油井192口,开井142口,水井80口,开井67口。日产原油370吨,日注水4680方。     

基于PIV技术的七喷嘴气化炉流场研究

为研究七喷嘴气化炉的流场分布,建立了顶置七喷嘴气化冷模试验装置,采用激光粒子成像测速系统(PIV)在气化炉的上部、中部及下部视窗进行了流场测试,比较分析了颗粒流量、分散风流量对气化炉流场的影响。结果表明,在颗粒流量20~150 kg/h,分散风流量740~880 m3/h的工艺条件下,气化炉上部流场呈现自由射流特点,射流长度为40 cm,平均射流速度为25 m/s,中下部流场则以返混区为主,流速在8 m/s以下;颗粒流量增大会使得最大射流速度由40 m/s降低至15 m/s,且气化炉上部射流粒子束的径向脉动增强,造成射流弥散;分散风流量增大使得最大射流速度由25 m/s增至35 m/s,射流长度无明显变化。颗粒流量和分散风流量对流场的影响主要体现在气化炉上部,对中下部流场的影响逐渐减弱。     

管径和管路压力降的计算

1前言在化工厂设计中,合理的选择管径具有一定的经济意义。管径太小,物料流速大,管路压降大,增加了输送设备的动力消耗,操作费用增加。反之管径选取过大,建设费用就明显提高。只有选取最佳管径才能取得最佳经济效益。2管径的计算和选取2.1管径的计算一般是根据流体介质的特性和操作过程可能出现的最大流量及最大压降来求最经济的管径,对于单相流体介质可按下式计算：式中,d：管中内径mm;U：介质的平均流速m/s;p：介质密度kg/m3;F：介质量流量kg/h;Q：介质体积流量m3／h;G：介质质量流量t/h。2．2介质流速的选取从式（1）（2）…     

地下水曝气过程中气体流型的实验研究

以自行设计安装的二维砂箱,并首次采用乙炔作为示踪气体模拟了地下水曝气(air sparging,AS).研究表明,在20～40目白色石英砂多孔介质体系中,AS总曝气压力基本不随气体流量变化,但气体影响半径和平均饱和度随流量增加而增加.在流量为0.15m3/h时, ROI为18cm,气体的平均饱和度为0.017;当流量增为0.30m3/h时,ROI增大到37cm.平均饱和度增加为0.031.另外,曝气流量越大,水位上升越高,达到稳定所需时间越长.由乙炔示踪的AS气体分布研究中发现,在0.05m3/h曝气流量下,AS气体的分布稀疏而且分散;当曝气流量为0.15m3/h时,AS气体的分布均匀,形状近似为对称抛物形,抛物线中部区域气体的密度较高,浓度梯度较小,而抛物线边缘区域中气体的密度较低,浓度梯度较大;在0.30m3/h曝气流量条件下,气体的分布非常不均匀,较易形成优先流.     

浅析清水江某航电枢纽工程施工导流设计

清水江某航电枢纽工程所在清水江水系属典型的山区雨源型河流,洪枯悬殊,年内分配不均,洪峰流量大,洪枯流量及水位变幅大。同时该河段航道基本上仍为天然河道,河道落差较大,湾多水浅,险滩流急,运行船舶多为7t~12t机动货船,且多为区间分段运行。因此如何合理的选择施工导流的时段和方式,才能同时兼顾工程效益最大化和通航要求将影响工程的顺利实施。     

井下双级串联式水力旋流器的结构参数优化

基于正交试验设计,以底流含油质量浓度低为优化目标,将欧拉-欧拉法与大涡模拟(LES)相结合,优化其主要结构参数并与试验结果进行对比。结果表明,总分流比为0.3,0.4,0.5,0.6时,数值模拟预测的优化后底流含油质量浓度较优化前分别平均减小14.4%,13.1%,15.1%,15.7%,与试验结果(13.6%,11.6%,13.8%,13.0%)相比,误差均小于5%;总分流比为0.3—0.6时,随着入口流量的增大,底流含油质量浓度先减小后增大;入口流量为75—215 m3/d时,随着总分流比的增大,底流含油质量浓度先减小后增大。入口流量为118—183 m3/d且总分流比为0.3—0.7时,优化后的双级串联式水力旋流器的底流含油质量浓度不大于200 mg/L。试验验证了数值模拟的可靠性。     

旋流型管壁取样分配器整流特性分析

为克服管壁取样测量气液两相流体流量方法中环状流不均匀稳定的缺点,在旋流叶片下游采用整流元件将旋流形成的环状流整改成液膜厚度均匀稳定的环状流型,增强取样的代表性,并在整流器下游增设了两个取样位置,以确定装置最佳取样位置。分析表明,在取样位置1处形成的环状流比较均匀稳定;随着流量的增大,均匀环状流稳定流动的时间延长。本实验装置存在最小正常工作范围:气相折算速度为30.50 m/s,液相折算速度为0.08 m/s。当流量超过这一特定值时,流型整改效果良好。     

多喷嘴对置式撞击流反应器流场的数值模拟

为探讨多股撞击流反应器内流场的特点,利用Fluent软件对两喷嘴对置式和四喷嘴对置式撞击流反应器内流场进行模拟,研究了在不同工况下这两种撞击流反应器内的流场结构,设定进口流速分别为5 m/s、10 m/s、15 m/s、20 m/s、25 m/s。模拟结果表明,进口流速由5 m/s增加到25 m/s时,反应器内流体流动的平均速度及压力波动增大为原来的4.1倍和16.2倍,其速度梯度和压力平均波幅也增大为原来的5.0倍和25.4倍。通过对两种不同结构的撞击流反应器的比较可以得到四喷嘴对置式撞击流反应器内流体流动产生的速度梯度和压力平均波幅更大,其值都约为二喷嘴对置式撞击流反应器的1.2倍,因而四喷嘴对置式撞击流反应器内剪切力场更强,脉动更强烈,更有利于反应器内的湍动混合。     

N形折流反应器内颗粒停留时间分布研究

针对磷石膏矿化反应在搅拌反应器中易发生沉积形成死角的缺点,提出颗粒流化状态良好的内置双层导流筒的N形液固折流反应器,采用计算流体力学软件(CFD)模拟得到石膏颗粒在反应器中平均停留时间,并运用多釜串联模型来表达不同外循环量、进出料流量和颗粒不同粒径条件下反应器的返混程度。结果表明:在泵循环流量1.35、3.00、5.00 m~3/h条件下,模拟结果和实验结果吻合较好;反应器级数为1~3,反应器靠近全混流,理论级数、平均停留时间与进出料流量和泵循环流量成反比;磷石膏颗粒粒径越大,平均停留时间越长,粒径100μm的颗粒平均停留时间为71.5 min,而15μm的颗粒只有52.0 min。