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本文对单弓形折流板管壳式换热器的流死区进行了理论分析,并用有色注射液分光光度计实测,对理论公式计算出流动死区。并与纵向流异型孔板式折流板对比,说明了前者确定存在较大的死区,而后者死区基本消失,性能远优于单弓形折流板结构,从这一点上也说明了纵向流换热器,尤其是异型孔板式纵向流换热器是值得开发的一种新型换能器。 相似文献
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本文采用控制变量法对混合流状态下的鼓泡式换热板片喷淋水侧的换热性能进行实验研究,分析不同参数对鼓泡板片喷淋水侧热质传递以及阻力性能的影响。结果表明:适当增加喷淋水量可以改善鼓泡板片表面水膜分布的均匀性,提升鼓泡板片的换热效果,建议不低于0.347 kg/(s·m);板片间距从20 mm增至30 mm时,板间空气的进出口压损下降较为显著,随着间距的进一步增大,空气的流通截面积并不会对板间空气的进出口压损产生很大影响;综合考虑,喷淋侧板间距为25 mm、平均截面风速为6.66 m/s时兼顾了压损影响和换热性能,为最优方案;相较于正位布置,板片错位布置更合理,换热性能更好,换热效果是正位布置的1.1~1.4倍。 相似文献
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利用数值模拟法,通过改变套管双壳程内壳直径探究螺旋折流板换热器传热和阻力特性,获得其(壳侧外直径为250 mm系列的换热器)局部压力、温度及流场分布,同时分析不同内壳程管径对螺旋折流板换热器性能的影响。结果表明:合理的管径设置可以让换热器壳侧总压降最大降低比率达53.2%~55.4%,壳侧传热系数最大提升至4.32%~10.7%,内壳直径为108 mm时换热器的综合性能最好;内壳直径低于某一值(约95 mm)时,壳侧压降增长剧烈,而高于该值时,随着管径的增大,压降波动相对平缓,管径过大或过小均会弱化换热能力;套管双壳程结构虽然能有效改善螺旋折流板换热器性能,但是其管径的设置会舍弃掉部分换热管束,换热管束数量牺牲过多时,限制了换热能力的上限,即最优的管径布置也弥补不了它的换热缺陷。 相似文献
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以锥形螺旋弹性管束(conical spiral elastic tube bundle,CSETB)换热器为研究对象,通过在换热器内增设脉动/引流折流板,以期获得具有更高传热性能的弹性管束换热设备。通过采用双向流固耦合计算方法,研究了不同壳程入口流速和不同结构方案下CSETB换热器的振动强化传热性能。研究表明,CSETB的振幅随流速的增加而增加,仅增设脉动折流板可使CSETB表现为相对大幅高频振动,同时增设脉动、引流折流板可使CSETB表现为相对大幅低频振动。增设折流板可使流体流动的规律性和温度场分布的层次性增强,且能使换热器的壳程传热能力获得大幅提高。振动能够实现强化传热,这种强化传热的程度在高流速时更明显,且增设折流板能明显提高CSETB的振动强化传热性能。此外,引流折流板的存在使换热器的综合传热性能降低。 相似文献
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为改进换热器内螺旋传热元件的振动均匀性及提高换热器的综合传热性能,提出一种带有螺旋折流板(hollow helical baffle, HHB)的中空换热器,采用双向流固耦合计算方法,研究了入口流速及折流板安装位置对换热器振动及传热特性的影响。结果表明:带螺旋折流板的中空换热器可有效均衡振动特性,提高传热特性;增加入口流速,传热元件振动幅值和换热系数增大;折流板安装在换热器上部时,平均振动幅值最大,平均传热系数最小,传热均匀性最好;带螺旋折流板中空换热器的PEC(performance evaluation criteria)值大于1,实现了强化传热的效果,折流板安装在换热器的下部、上部、左部和右部时换热器的PEC值比传统螺旋弹性管束换热器的PEC值分别提高了2.04%,7.87%,1.32%和0.03%,折流板安装在上部时PEC值最大,综合传热性能最好。 相似文献
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《制冷与空调(北京)》2020,(6)
建立电冰箱换热器试验台,对具有百叶窗翅片的微通道冷凝器制冷剂侧的传热和压降进行测试。结果表明:随着制冷剂质量流速的增加,冷凝器换热量、换热系数及制冷剂流动压降均增大,在冷凝压力为1.46MPa,制冷剂质量流速从90 kg/(m~2·s)增加到150 kg/(m~2·s)时,换热量、换热系数和压降分别增加63%,116%和166%;随着冷凝压力的升高,换热量增大,换热系数减小,在制冷剂质量流速为150 kg/(m~2·s)时,冷凝压力为1.46 MPa与冷凝压力为1.16 MPa相比,换热量增加12%,换热系数降低39%。 相似文献
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本文介绍了不同材料、不同材料组合和不同表面涂层的管带式冷凝器海水对比实验,得出了不同冷凝器的海水实验数据,通过分析和总结,在寿命方面对设计提出了建议. 相似文献
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徐新雷 《制冷与空调(北京)》2021,(12):39-44
采用Fluent对管-板型、平板型及S型3种蒸发式冷凝器换热板外表面传热特性进行对比研究.将模拟所得到的温度场和空气进出口平均焓值分别代入相关的试验关联式,计算液膜与换热板外表面间的局部对流换热系数及液膜与空气界面间的平均对流换热系数,进一步利用刘易斯关系式计算液膜与空气间的传质系数.结果表明:管-板型液膜平均厚度最大... 相似文献
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实验研究了小管径铜管内R410A-油混合物的流动冷凝换热与压降特性。测试管为外径为5mm的光管和强化管。实验结果表明,润滑油的存在总是恶化5mm光管和强化管内的换热特性,最大分别恶化24.8%和25.1%。润滑油的存在对光管和强化管内的冷凝压降影响不同。对于光管,润滑油总是降低冷凝压降,最大降低19%。对于强化管,干度小于0.6时,润滑油的存在降低强化管内的压降,最大降低18%;干度大于0.6时,润滑油的存在增大强化管内的压降,最大增强9%。相同工况下,5mm强化管与光管相比,换热系数增大60%~130%、压降增大40%~65%。 相似文献
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文章在立式激波管中对工业燃料 C5H8.68、环氧丙烷 (PO)、正己烷、癸烷与空气混合物进行了直接起爆 ,测定了不同燃料不同当量比的云雾直接引爆的临界起爆能。在本实验系统条件下 ,发现 PO-空气混合物当量比为 1.0 5时 ,其临界起爆能值最小 ;正己烷 -空气混合物当量比为1.12时 ,其临界起爆能值最小 ;癸烷 -空气混合物当量比为 1.15时 ,其临界起爆能值最小 ;工业燃料C5H8.68-空气混合物当量比为 1.17时 ,其临界起爆能值最小。 C5H8.68-空气混合物的临界起爆能与当量比为“U”型曲线关系 ,在当量比为 1.17时达到最小临界起爆能 0 .2 8MJ· m-2 ,略大于 PO,而明显小于烷烃类 ;C5H8.68-空气混合物的可爆下限为当量比 0 .5 ,在当量比大于 1.17的一定范围内 ,爆压稳定在 2 .6 MPa左右 相似文献
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对13个微通道冷凝器空气侧性能进行实验研究,分析空气侧换热系数和压降与迎面空气流速、翅片片距、百叶窗翅片开窗数、扁管宽度及扁管高度之间的关系,并将实验值与3个不同的百叶窗翅片换热及压降关联式的预测值进行比较。结果表明:翅片片距和扁管宽度对空气侧性能影响较大,3个关联式中Kim—Bullard关联式预测偏差相对最小,换热系数的预测偏差在0~-30%以内,摩擦系数的偏差在±20%偏差范围内。最后基于已有实验数据,对KimBullard关联式进行重新拟合。 相似文献
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新型单、双排平行流冷凝器应用于冷柜制冷系统中,并与原管片式冷凝器冷柜制冷系统进行对比实验分析。结果表明,应用单、双排平行流和管片式冷凝器的冷柜制冷系统分别在充灌量为550g、650g和800g时,周期内压缩机平均功耗最小,其中双排平行流冷凝器周期内压缩机平均功耗最小,单排平行流和管片式冷凝器相当。平行流冷凝器的空气侧换热性能明显优于管片式冷凝器。实验所用单、双排平行流冷凝器仅为管片式冷凝器换热体积的四分之一和二分之一,将平行流冷凝器应用于冷柜系统中将有利于解决冷柜冷凝器在恶劣环境下运行换热量不足的问题和降低成本费用。 相似文献
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利用数值模拟方法比较分析了扇叶型折流板换热器及螺旋折流板换热器流动传热性能及传热机理。结果表明:两种换热器壳程流动状态相近,流体倾斜于管束流动;扇叶型折流板换热器壳程传热系数和压降大于螺旋折流板换热器;雷诺数2 500—5 500时扇叶型折流板换热器综合性能低于螺旋折流板换热器,当雷诺数大于6 500时扇叶型折流板换热器综合性能略高于螺旋折流板换热器;扇叶型折流板换热器内壳程流体要比螺旋折流板换热器中的壳程流体更早的进入充分发展阶段,导致扇叶型折流板换热性能较高;扇叶型折流板换热器壳程流体流场和温度场协同性优于螺旋折流板换热器,因此前者具有更好的对流传热性能。 相似文献
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为探究板壳间的振动传递机理,建立一种L型板-圆柱壳耦合结构有限元模型,并结合有限元理论给出板壳间振动传递功率的计算方法。利用ANSYS计算板-壳耦合结构的振动传递功率,分析L型板夹角、板长、板厚及激励等因素对结构振动传递的影响。研究发现,可以通过减小L型板夹角、增大板长和板厚、合理调整激励方向及位置等方式降低结构振动传递功率,减小板壳间振动传递的能量,改善结构的振动传递特性。 相似文献
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分液器是制冷系统中重要的辅助设备,分液不均会引起换热器面积不能充分利用,制冷能力下降,蒸发器出风温度不均,膨胀阀阀芯振动等问题,合理选择和设计分液器对制冷系统高效运行有着重要的意义。文中介绍了压降式、离心式和贮液式三种分液器的工作原理,并且通过实验定量地研究了质量流量50~110 kg/h,入口干度0.1~0.3工作条件下,质量流量和入口干度对三种分液器分配特性的影响,引入各支路间质量和干度的标准偏差STDm和STDx评估分液均匀性。实验结果表明,当质量流量从50 kg/h增大到110 kg/h时,三种分液器的STDm减小,质量流量的均匀性得到改善。其中对压降型和离心式的影响较大,STDm分别降低了77%和51%,而对贮液型的影响较小,STDm降低了21%。当入口干度增大时,分液均匀性有所下降。 相似文献