水平管内含空气蒸汽流动冷凝局部换热特性

通过进行含空气蒸汽在水平管内强制对流冷凝换热实验,结合流型判断结果,详细分析了空气质量分数、混合气流速和压力以及换热管内壁面过冷度对局部冷凝传热系数的影响。结果表明:局部冷凝传热系数始终随空气质量分数的增加而减小,随混合气总压的增加而增大;在环状流下,局部传热系数主要受混合气流速影响;在波状流下,局部传热系数大小由局部空气含量和波状流的发展程度决定;在分层流下,局部传热系数受壁面过冷度影响。     

煤油和空气的混合物水平管内冷凝换热

引　言不凝气体存在于蒸汽中会严重削弱凝结换热效果已是众所周知的事实 ,在空气的质量含量只有0 .5 %时 ,大空间凝结换热系数就下降 5 0 % [1] ,这是在蒸汽为静止状态下得到的 .罗棣等[2 ] 用水蒸气 -空气在波纹竖槽管内进行冷凝换热的研究 .Ｓｐａｒｒｏｗ等[3] 关于水蒸气 -空气在水平管外的冷凝研究表明 ,对于不同的冷凝换热表面 ,不同混合气体的流速对于含不凝气体的冷凝换热有着不可忽视的影响 .煤油是多组分物质 ,而且随温度和压力的不同气态组分也不同 ,相应的煤油蒸气的冷凝过程是不等温等压过程 .关于煤油蒸气冷凝换热的实验研…     

水平微翅管内环状流两相强制对流蒸发换热的计算模型

对水平微翅管内的环状流流动和换热特性进行了分析.考虑微翅管内环状流液膜中的扰动和二次流的作用,借用粗糙管速度分布和摩擦相似函数建立了水平微翅管内环状流两相强制对流蒸发换热系数的预测模型.理论计算值与实验数据相比较,结果较令人满意.     

水平管内低压蒸汽的冷凝

对水平管内低压蒸汽冷凝现象进行了实验研究.考察了冷却水流量、温度恒定条件下热流密度、蒸汽压力、蒸汽流速对冷凝传热膜系数及总传热系数的影响关系,同时考察了总传热温差、蒸汽进出口温差及压降随热流密度变化的关系.关联出了相应的水平管内冷凝传热膜系数的计算式,计算值与实测值的偏差在±15%以内.     

水平管束冷凝换热设计计算问题讨论

针对大型水平管束冷凝换热设计计算,对水平管束膜状冷凝换热系数典型公式进行了对比分析;结合管束结构及冷凝液膜流动行为,阐明了相关公式的适用条件、计算结果差异及原因。然后通过工程实例计算对比和壳程蒸汽流动模拟进一步表明,现有相关公式因未能充分考虑冷凝加热器中蒸汽流动的多方向性及其对冷凝液膜的扰动,其换热系数计算值明显低于实际;并针对大型水平管束冷凝换热工程计算模型的完善,对进一步的研究工作提出了建议。     

R513A在水平螺纹管内冷凝换热性能与压降

为研究R513A在内螺纹管中的冷凝换热性能与流动特性,通过实验对R513A在外径为12.7 mm和9.52 mm的光滑管和内螺纹管中的冷凝换热系数和压降进行分析,实验工况为：质量流速50—270 kg/(m²·s),冷凝温度33、35、38、40℃。结果表明：R513A与R134a在光滑管内的冷凝换热系数差值为-18.8%—-25.5%,在螺纹管内差值为-5.5%—0.8%,螺纹管对于R513A的管内冷凝换热效果的增强更为显著;R513A的压降比R134a低5.6%—17.8%;随着管径的减小,R513A的管内冷凝换热系数和压降均增大。Oliver关联式对所测试螺纹管的管内冷凝换热系数的预测精度最高,平均误差值约为14.56%;对于管内压降的预测,所选关联式的计算结果与部分实验值存在较大误差;新拟合的压降关联式对R513A在内螺纹管内冷凝的压降预测结果较好,95.32%的数据点在30%误差线之内。     

低质量流率蒸汽真空水平管内凝结传热特性的实验研究

对换热长度为3.4 m、内径为38 mm的真空水平管内的蒸汽凝结流动换热特性进行了实验研究。分析了蒸汽质量流率小于9 kg/(m²·s),蒸汽饱和温度为50、60和70℃,换热温差为3~7℃时对凝结过程的影响。通过对分层流动冷凝换热机理分析,建立了热分区角计算模型。实验结果表明,热分区角随着质量流率的增加而增加,随着传热温差的增大而增大;饱和温度对管内凝结的局部传热系数和热分区角影响较小。通过以热分区角为分区界限,建立了局部传热系数经验关联式,在预测实验工况下,对于管顶部膜状冷凝区,预测精度在±25%以内;对于管底部冷凝液对流换热区,预测精度在+25%~-35%。     

PP中空纤维换热管外表面改性强化蒸汽冷凝传热

针对塑料换热管传热性能不佳的问题,采用界面聚合法,以间苯二胺(MPD)为水相单体,均苯三甲酰氯(TMC)为有机相单体,对聚丙烯(PP)中空纤维换热管疏水性外表面进行局部亲水性改性,以形成呈"孤岛"分布的亲水性聚酰胺层,从而构建蒸汽冷凝用亲-疏水性组合表面.在此基础上,研究改性PP换热管强化蒸汽冷凝传热效果.换热管改性后...     

HFC245fa水平光管与强化管管束外冷凝换热

试验研究了新型环保工质HFC245fa在光管与强化换热管管束上的冷凝换热特性。试验管束由4列排深为5排的列管构成,换热管公称外径为19.05mm、有效换热长度为1000mm。试验中,通过改进的Wilson图解法获得强化换热管水侧对流传热系数,利用2接点温差电偶测试蒸气与冷却水温差(±0.025℃),利用热电偶通过小周期标定法获取试验管进出水温差(±0.01℃);考察了冷凝温度、热通量对冷凝换热的影响。研究结果表明:HFC245fa在光管单管外冷凝传热系数与Nusselt模型预测值一致性较好;同热通量下,强化换热管单管上的冷凝传热系数为光管的13.5倍;光管管束上的试验结果比Nusselt管束模型预测值高20%～50%;强化管冷凝换热性能受作用热通量的影响较大。试验结果对工质与新管材推广、应用具有指导意义。     

采用扩展温度振荡法测量超临界CO2扁管内对流换热特性

引　言近年来ＣＯ2 跨临界制冷系统已引起了学术界和工业界的极大关注 .在空调、热泵及系统组件方面已进行了大量研究工作[1～ 4 ] .对车辆空调和一些一体化机组而言 ,紧凑、质量轻的热交换器十分必要 ,小直径换热管或微通道换热管有可能扮演重要角色[5] ,并且也有利于解决系统的高压设计问题 .在实际应用中一个需要深入研究的问题是ＣＯ2 跨临界制冷系统气体冷却器内的超临界换热过程 .文献 [6]对一般应用条件下的超临界换热做了详尽评述 .文献 [7]则针对ＣＯ2 制冷的应用条件对超临界换热做了介绍 .总体而言 ,现有的可用实验数据范围有限 …     

水平光滑细管内R32冷凝换热的流型特性

采用可视化的方法,对流体R32在内径2 mm 的水平光滑圆管内冷凝换热的流型进行了观测实验,实验设定的流体饱和温度为40℃,质量流量分别为100、200、400 kg·m^-2·s^-1。观测到的主要流型为塞状流、弹状流、环波状流和环状流。通过实验观察,发现随着流量的增加环状流的流型区域增加,流型由环波状流转换成间歇流的干度推迟,其分界线为一条斜线,主要是由于随着流量的增大,气液表面剪切力增大促进了环波状流的形成。借鉴量纲1准则数提出间歇流与环波状流分界线公式。将实验值与其他5种流型模型进行了对比分析,发现只有与Yang-Shieh模型比较吻合。     

振动流化床中大颗粒与水平管局部传热特性

在二维振动流化床中,以平均粒径1.83 mm的玻璃珠为物料,研究了大颗粒与水平管间局部传热规律;考察了气速、振动频率等因素对局部传热系数的影响,同时与小米和小玻璃珠实验结果进行对比。结果表明:大颗粒与小颗粒局部传热系数有很大差异;对于大颗粒,低速下局部传热系数随振动频率的增大先增加后减小,高速下局部传热系数随着振动频率的增加而降低;一定振动频率下,气速小时局部传热系数在60°左右达到最大,气速逐渐增加后,其最大值向90°转移。通过实验数据得到了计算大颗粒与水平管局部传热系数的关联式,计算值与实验值吻合较好,误差在±20%范围内。结果可为带浸没水平管的振动流化床设计和研究提供参考。     

卧式螺旋管内流动换热壁温分布特性

螺旋管是一种高效换热管型,在卧式螺旋管内流动时受到重力和离心力的作用,工质流动方向时刻改变,产生二次回流,从而表现出了不同于其他管型的流动与传热特性。以卧式螺旋管为研究对象,选取底部截面、上升段截面、顶部截面三个具有代表性的位置截面,采用逐渐增大热通量法研究了其在单相对流和过冷沸腾条件下壁温的分布特性。为螺旋管换热器的设计与应用提供了参考依据。     

自然工质R290管内凝结换热特性的数值模拟

对现有的管内凝结传热系数关联式分析比较,选择出合适的自然工质R290管内凝结换热计算模型,并计算得到R290管内凝结过程两相流动的流型图。通过计算并与实验值比较得到,相同工况下,预测与实验的R290凝结传热系数值相差不大。R290的凝结传热系数较R22的凝结传热系数大,并随着蒸气干度的增加差值加大,R290表现出良好的凝结换热特性。     

波纹管管外冷凝特性的研究

以煤油蒸汽和水蒸气为工质研究了波纹管管外冷凝时的传热特性。试验中采用内管为波纹单管的套管换热器,分为水平和垂直2种布置方式。在不同流速下,根据试验测量的温度和流量等参数计算波纹管管外传热系数;并与相同参数(流速、温度)条件下光管管外传热系数的理论计算值进行比较。结果表明:随液相雷诺数的提高,传热系数随之提高,相对光管,波纹管管外传热系数有明显提高;波纹管有效地增强了管外冷凝传热;水作为单一工质相对于多组分的煤油,波纹管对其管外冷凝强化效果更好。     

H2O-CO2、H2O-N2、H2O-He水平管外自然对流凝结换热特性研究

不凝性气体制约换热设备安全和系统效率,为研究不凝性气体-蒸气于水平管外自然对流凝结换热机理和特性,实验测量了不凝性气体He、N₂、CO₂质量分数分别为1.16%~18.18%、7.56%~60.86%、11.39%~70.95%,壁面过冷度为5~25 K,总压力为5~101 kPa的H₂O-He、H₂O-N₂、H₂O-CO₂自然对流条件下水平管外凝结换热特性,对比分析了H₂O-He、H₂O-N₂、H₂O-CO₂的不凝性气体质量含量、壁面过冷度以及压力因素的影响。压力和壁面过冷度一定,相同质量分数时,实验凝结传热系数与Nusselt理论解的比值(Q/Q_Nu)由大到小依次为：H₂O-CO₂、H₂O-N₂、H₂O-He;相同摩尔分数时,Q/Q_Nu由大到小依次为：H₂O-He、H₂O-N₂、H₂O-CO₂。相同总压力和不凝性气体质量分数时,H₂O-He的Q/Q_Nu随着壁面过冷度的增加下降最为缓慢。相同不凝性气体质量分数和壁面过冷度时,H₂O-He的Q/Q_Nu值最小,其受压力影响最为显著。     

H2O-CO2、H2O-N2、H2O-He水平管外自然对流凝结换热特性研究

不凝性气体制约换热设备安全和系统效率,为研究不凝性气体-蒸气于水平管外自然对流凝结换热机理和特性,实验测量了不凝性气体He、N₂、CO₂质量分数分别为1.16%~18.18%、7.56%~60.86%、11.39%~70.95%,壁面过冷度为5~25 K,总压力为5~101 kPa的H₂O-He、H₂O-N₂、H₂O-CO₂自然对流条件下水平管外凝结换热特性,对比分析了H₂O-He、H₂O-N₂、H₂O-CO₂的不凝性气体质量含量、壁面过冷度以及压力因素的影响。压力和壁面过冷度一定,相同质量分数时,实验凝结传热系数与Nusselt理论解的比值(Q/Q_Nu)由大到小依次为：H₂O-CO₂、H₂O-N₂、H₂O-He;相同摩尔分数时,Q/Q_Nu由大到小依次为：H₂O-He、H₂O-N₂、H₂O-CO₂。相同总压力和不凝性气体质量分数时,H₂O-He的Q/Q_Nu随着壁面过冷度的增加下降最为缓慢。相同不凝性气体质量分数和壁面过冷度时,H₂O-He的Q/Q_Nu值最小,其受压力影响最为显著。