空气横掠单管强迫对流的换热实

范文一：空气横掠单管强迫对流的换热实验

空气横掠单管强迫对流的换热实验

热交换器中广泛使用各种管子作为传热元件, 其外侧通常为流体横向掠过管子的强制对流换热方式, 因此测定流体横向掠过管子时的平均换热系数是传热中的基本实验。本实验是测定空气横向掠过单圆管时代平均换热系数。一、实验目的及要求

1、了解实验装置, 熟悉空气流速及管壁的测量方法,掌握测试仪器、仪表的使用方法。

2、通过对实验数据的综合、整理,掌握强制对流换热实验数据整理的方法。

3、实验测定空气横掠单管时的平均换热系数;了解空气横掠管子时的换热规律。、二、实验原理

1. 根据牛顿冷却公式:

) (f w t t hF Q -= (W) (6-2-1) 得

)

(f w t t F Q

h -=

(W/m2?℃ ) (6-2-2)

式中 Q —对流换热的热流, [W]; h —对流换热系数, [W/m2?℃ ]; F —与流体接触的物体表面面积, [m2]; t f —流体平均温度, [℃ ]; t w —物体表面温度, [℃ ]。

本实验采用电加热的放热圆管, 空气外掠圆管表面, 当换热稳定时,测出加热电功率,即可得出对流换热热流 Q ,即: Q IU = (W) (6-2-3) 2. 根据对流换热的分析, 强制对流稳定时的换热规律可用下列准则关系式来表示:

Nu f =(Re,Pr) (6-2-4)

对于空气,因温度变化范围不大,上式中的普朗特数 Pr 变化很小, 可作为常数看待,故式 (6-2-4)化简为:

Nu f =(Re) (6-2-4a) 式中努谢尔特数 λhD

Nu =

雷诺数

νvD

h —空气横掠单管时的平均换热系数, [W/m2?℃ ]; v —空气来流速度, [m/s]; D —定型尺寸,取管子外径, [m]; λ—空气的导热系数, [W/m?℃ ]; ν—空气的运动粘度, [m2/s]。

要通过实验确定空气横掠单圆管时的 Nu 与 Re 的关系,就需要测定不同流速 v 及不同管子直径 D 时换热系数 h 的变化。因此,本实验中要测量的基本量为管子所处的空气流速 v 、空气温度 t f 、管子表面温度 t w 及管子表面散出的热量 Q 。三、实验装置及测量系统

实验装置本体是由一风源和试验段构成。风源为一箱式风洞, 风机、稳压箱、收缩口都设置在工作台内。风箱中央为空气出风口,形成均匀流速的空气射流。试验段的风道直接放置在出风口上。风道内的空气流量由变频器 19来调节,可以改变实验段风道中空气流速。

图 4-1为测定空气横掠单管平均换热系数的试验段简图。

1、电源开关 2、仪表开关 3、交流供电开关 4、交流调压旋钮 5、直流大功率电源 6、差压表 7、交流功率表 8、电流表 9、电压表 10、十六路温度巡检仪 11、四路温度巡检仪 12、毕托管 13、风道 14、单管试件 15、供电电极 16、热电偶(测管壁温) 17、热电偶(测来流温) 18、分流器 19、变频器

实验段风道 13由有机玻璃制成。试验件 14为不锈钢薄壁管,横

置于风道中间。为了保证管子加热测量及管壁温度测量的准确性, 管子用低压直流电直接通电加热, 管子两端经接座与电源导板 15连接, 并易于更换不同直径的试验管。为了准确测定试验管上的加热功率, 在离管端一定距离处有两个电压测点 a 、 b ,以排除管子两端的影响。铜 -康铜电偶 16设在管内, 在绝热条件下准确测出管内壁温度, 从而确定管外壁温度。

试验管加热用的低压大功率直流电源 5供给,输出电流(压)可改变对管子的加热功率,电路中串联一标准电阻 18。用直流电压表 9测量电阻 18上的电压降,然后确定流过单管试件的电流量。试件两测压点 a 、 b 间的电压亦用直流电压表测量。

为了简化测量系统, 测量管内壁温度 t w 的热电偶, 其参考点温度不是摄氏零度,而是来流空气温度 t f 。即热电偶的热端 16设在管内,冷端 17则放在风道空气中。所以热电偶反映的为管内壁温度与空气温度之差(t w -t f ) 。

风道上装有比托管 12,通过差压变送器由压力表直接读数,测出试验段气流的动压 △ P ,以确定试验段中气流的速度 v 。

四、实验步骤

(1) 连接并检查所有线路和设备,合上背板上的空气开关,打开电源、仪表开关。此时交流供电开关应处于关闭状态!打开实验台右侧的变频器开关,调节风机频率到 50Hz 即最大风量观察毕托管测定风压值。

(2)打开大功率直流电源,将电流(压)调节旋钮旋至输出电

流为 20-25A 。 (注意:稳压电源提供的是恒流源。对试件的加热量主要看供给的电流大小,仪表会同时显示其输出电压值。 )稳定后即可测量各有关数据。

(3)保持加热功率不变,风机频率减小,稳定后又可测到一组数据。试验时对每一种直径的管子,空气流速可调整 8个工况。加热电流(压)保持不变,亦可根据管子直径及风速大小适当调整,保持管壁与空气中有适当的温差。每调整一个工况,须待压力表,热电偶读数等稳定后方能测量各有关数据。五、实验数据的计算与整理试验用二根不锈钢管:

直径 D=4.0mm和 6.3mm 范围,管长为 200 mm,测压点 ab 间距约 100mm

1. 空气的来流速度 v

根据伯努力方程,毕托管所测得的气流动压 ?P (N/m2)与气流速度 v (m/s)的关系:

?P v =

122

ρ (Pa) (6-2-5)

v ???=

2 (m/s) (6-2-6)

式中 ρ为空气的密度(kg/m3),由空气温度 t f 查表确定。 2、管壁温度 t w

由铜 -康铜热电偶测得 , 试验管为有内热源的圆筒形壁,且内壁绝热,因此,内壁温度 t 1大于外壁温度 t w 。由于所用管壁很薄,仅

0.2-0.3mm , 且空气对外管的换热系数较小, 可足够确认的认为 t w = t 1。 3、试验管工作段 ab 间的发热量 Q

Q = IU W (6-2-7) 4 、空气流过管外壁时的平均换热系数 )

(f w t t A Q

h -=

W/(m℃ ) (6-2-8)

其中:A--电压测点 ab 间试验管的外表面积㎡ 5. 换热准则方程式

根据每一实验工况所测得的数值可计算出相应的 Nu 值及 Re 值, 然后,在双对数坐标纸上,以 Nu 为纵轴, Re 为横轴,将各工况点描出,它们的规律可近似地用一直线表示,即:

lg lg Re Nu a m =+ (6-2-9)

则 Nu 和 Re 之间的关系可近似表示为一指数方程的形式: Nu C m

=Re (6-2-10)

其中 a C =lg

如用 x =lg Re , y Nu =lg ,上式则可表示为:

y a mx =+ (6-2-11)

根据最小二乘法原理,系数 a 及 m 可按下式计算:

a xy x y x x n x

--∑∑∑∑2

() (6-2-12)

m x y n xy x n x

--∑∑∑() 2

(6-2-13)

式中:n —实验点的数目;

xy Nu =(lgRe)(lg) ;

x 22

=(lgRe) 。

在计算 Nu 及 Re 时所用的空气导热系数 λ、运动粘度 ν,可根据

边界层的平均温度作为 t

t t

f w

2作为定性温度查表。

六、实验报告要求

1. 在双对数坐标纸上描绘出各实验点, 并用最小二乘法求出强迫对流换热的准则方程式;

2. 将实验结果与有关参考书给出的空气横掠单管时换热的准则方程式和曲线图进行比较;

3. 对实验结果进行分析与讨论。

七思考题

1结合实验数据,分析对流换热系数和风速的关系。

2测试得到的准则方程式与理论公式误差产生的原因。

八、注意事项

1、首先了解试验装置的各个组成部分,并熟悉仪表的使用,以免损坏仪器。

2、为确保管壁温度不至超出允许的范围, 启动及工况改变时都必须注意操作顺序。启动电源之前,先将电源调节旋钮转至零位:

3、启动时必须先开风机,调整风速,然后对试验管通电加热,并调整到要求的工况。注意电流表上的读数, 不允许超出工作电流参考值。试验完毕时,必须先关加热电源,待试件冷却后,再关风机。

4电流极限值 27安加热管壁温不能超过 100℃,皮托管压差不能小于 25kPa

范文二：低熔点熔盐圆管内强迫对流换热

第66

卷第2期化工学报 V ol.66No.22015年2月 CIESC Journal February 2015

低熔点熔盐圆管内强迫对流换热

刘闪威1，吴玉庭1，崔武军1，熊亚选2，陈夏1，鹿院卫1，马重芳1

（1北京工业大学传热强化与过程节能教育部重点实验室暨传热与能源利用北京市重点实验室，北京 100124；

北京建筑工程学院供热、供燃气、通风及空调工程北京市重点实验室，北京100044）

摘要：熔融盐具有使用温度高、热稳定性和传热性能好等优点，被认为是太阳能热发电系统中最有前途的传热、蓄热介质之一。通过搭建槽式太阳能熔盐集热传热实验台，进行了低熔点熔盐管内受迫对流换热实验，获得了不同熔盐流速下套管式熔盐-水传热单元的总传热系数；通过最小二乘法获得了低熔点熔盐管内充分发展紊流段对流换热Nusselt 数随Reynolds 数的变化曲线和实验关联式，并与经典关联式进行了对比，结果表明，实验数据和Dittus-Boelter 方程、Colburn 方程、Seider-Tate 方程以及Gnielinski 方程最大偏差分别为+23%、+13%、?10%和?20%，实验数据和经典公式符合较好。

关键词：低熔点熔盐；强迫对流；对流传热系数 DOI ：10.11949/j.issn.0438-1157.20140861

中图分类号：TK 51 文献标志码：A 文章编号：0438—1157（2015）02—0530—07

Forced convection heat transfer with low-melting point molten salt

in circular pipe

LIU Shanwei1, WU Yuting1, CUI Wujun1, XIONG Yaxuan2, CHEN Xia1, LU Yuanwei1, MA Chongfang1

(1Key Laboratory of Enhanced Heat Transfer and Energy Conservation of Ministry of Education, Key Laboratory of Heat Transfer and

Energy Conversion of Beijing Municipality, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China;

Key Laboratory of HVAC, Beijing University of Civil Engineering and Architecture, Beijing 100044, China)

Abstract : Molten salt as one of the most promising heat transfer and heat storage media in the concentrating solar power (CSP) system has such advantages as high and wide liquid temperature, good heat transfer performance, low operation pressure and good thermal stability. An experimental study on turbulent convective heat transfer with low-melting point molten salt in a circular tube was conducted by using a self-made parabolic trough solar collecting and heat transfer system with molten salt. The total heat transfer coefficients from water to salt in a concentric tube heat exchanger at different flow rates were obtained. The change of Nusselt number of low-melting point molten salt with Reynolds number was calculated with the least-square method and the experimental correlation were obtained. Comparison was also made between experimental data and well-known convective heat transfer correlations, with the maximum deviations between the present data and curves predicted by Dittus-Boelter, Colburn, Seider-Tate, and Gnielinski equations of +23%, +13% ?10% and ?20% respectively. Key words: low-melting point molten salt; forced convection; convective heat transfer coefficient

2014-06-09收到初稿，2014-11-15收到修改稿。

联系人：吴玉庭。第一作者：刘闪威（1986—），男，科研助理。基金项目：国家自然科学基金国际(地区) 合作与交流项目（51361135702）；国家重点基础研究发展计划项目（2011CB707202）。

Received date: 2014-06-09.

Corresponding author: WU Yuting, wuyuting@bjut.edu.cn

Foundation item: supported by the International and Exchange of the National Natural Science Foundation of China (51361135702) and the National Basic Research Program of China (2011CB707202).

第2期刘闪威等：低熔点熔盐圆管内强迫对流换热

·531·

引言

太阳能热发电可与低成本、大规模蓄热系统相结合，可提供连续稳定可调的高品质电能，被国际公认为是一种很有前景的可再生能源发电，传热技术是太阳能热发电系统中需要解决的关键技术之一。太阳能热发电中可采用的传热工质有导热油、蒸汽、空气、熔融盐，由于熔盐具有广泛的使用温度范围、比热容大、低黏度、传热效率高、热稳定性好、工作压力低等诸多优点，将高温熔盐作为传热蓄热工质应用到太阳能热发电中，能够使传统的太阳能热发电系统的传热、蓄热温度从390℃提高到550℃以上，从而太阳能系统的整个热利用率得

到显著提高[1-2]，

采用熔盐作为太阳能热发电系统中的传热工质已成为国际前沿技术领域。目前使用的混合熔融盐还存在熔点高、使用温度低等缺陷，还不能满足太阳能热发电高参数、高可靠性和多样化的需求。如在意大利的Archimede 示范电站中，已

成功使用二元硝酸盐Solar Salt（NaNO 3 60%；

KNO 3 40%）作为传热工质[3]，

然而Solar Salt盐熔点较高，增加了系统冻堵的风险，以及为防冻堵所付出的代价。Raade 等[4]最新开发出一种新型五元混合硝酸盐，其熔点降到了65℃，可谓是新型熔盐的一大革命，但其上限使用温度为500℃。本文作者所在的课题组配制了130多种混合熔盐配方，特别是配制出了熔盐熔点在100℃左右的低熔点熔盐，其使用温度最高可达600℃以上[5-7], 并且在二元硝酸盐的基础上，通过添加适当比例的添加剂，成功配制出了熔点86℃，最高使用温度高达600℃的低熔点熔盐，并将该低熔点熔盐成功应用到了课题组自行设计、搭建的槽式太阳能熔盐集热传热实验台，实现了长时间的成功运行。

熔盐吸热器、换热器是熔盐传热、蓄热太阳能热发电的关键部件，熔盐受迫对流传热机理的研究可为吸热器和熔盐换热器的设计提供基础数据和计算方法。1940 年，Kirst 等[8]首先报道了三元混合硝酸盐管内对流传热系数的测试结果。Silverman 等[9]对混合硝酸盐、混合氟化盐在管内的强迫对流换热进行了深入细致的研究，获得了电加热管道内的对流传热系数，并与Colburn 方程进行了对比。Grele 等[10]也对三元氟化盐的电加热管内对流传热系数进行了分析和研究。Hoffman 等[11-12]对LiF-NaF-KF 和 NaNO3-KNO 3-NaNO 2共晶熔盐的管内湍流和过渡流传热进行了测试，获得了对流传热

系数，未与经典传热关联式进行比较。作者所在课题组前期已经进行了三元硝酸盐和硝酸锂的管内受迫对流换热实验，并综合文献实验数据获得了通用实验关联式，验证了经典关联式对高温熔盐传热的适用性[13-15]。还没有对课题组开发的低熔点熔盐进行受迫对流换热实验。

本文利用课题组搭建的槽式聚光太阳能熔盐集热传热实验台，进行了低熔点熔盐的管内受迫对流换热实验，其目的是获得低熔点熔盐-水总传热系数随Reynolds 数的变化规律和以及低熔点熔盐Nusselt 数随Prandtl 数的变化规律和实验关联式，验证经典关联式对低熔点熔盐传热的适用性。

1 槽式太阳能熔盐集热传热实验系

统及设备

1.1 实验系统

整个实验系统可分为熔盐主回路系统、水路循环系统、冷却水路循环系统、电加热系统和测量设备等。

熔盐主回路主要由熔盐罐、高温熔盐泵、循环管路、水-盐套管式换热器、聚光集热器等组成。由于熔盐熔点为86℃，常温下易凝固，冻堵管路设备，因此熔盐主回路管路都包裹一定厚度的保温棉，并辅助有相应的伴热措施。套管式换热器流体流动采用逆流布置方式，内管流动工质为熔融盐，外管流动工质为水，管长1.2 m。内管采用外径32 mm，厚度2 mm的304型号的钢管，外管采用外径57 mm ，厚度3.5 mm的304型号的不锈钢管。熔融盐、水进出口处均设置有混合室，保证流体温度测量的准确性。其设备布置图如图1所示。设计的套管式换热器如图2所示。

水路循环系统包括的设备有水罐、循环水泵、水冷却器、电加热器等。

冷却水路循环系统主要由水泵、散热器、冷却水管段组成，该系统是为了冷却运行中的高温熔盐泵轴。

1.2 主要实验设备

高温熔盐泵，GY 型，变频电机功率5.5 kW，额定流量4.0 m3，扬程30 m，最高工作温度600℃，江苏飞越科技有限公司；循环水泵，CM5-3离心水泵，格兰富集团；科里奥利质量流量计，首科实华自动化设备有限公司，流量范围0～2777.78 g·s ?1，精度±0.2%；熔盐温度传感器，铠装K 型热电偶，

· 532 · 化工学报第66卷

图1 实验系统流程

Fig.1

Flow diagram of test system

图2 套管换热器设计图

Fig.2 Schematic diagram of double-pipe heat exchanger

测温范围0～1100℃，精度等级I 级；水温传感器，铠装热电阻Pt100，测温范围0～500℃，精度等级A 级；数据采集仪，Agilent 数据采集系统，安捷伦科技有限公司。

表1 熔盐主要热物性参数 Table 1 Properties of molten salt

Temperature

/℃

Density /g·cm ?3

Specific heat /J·g ?1·K ?1

Viscosity /mPa·s

200.2 1.925 1.519 4.248 250.2 1.896 1.536 3.644 300.2 1.867 1.553 3.155 355.4 1.836 1.453 2.719 401.2 1.810 1.423 2.425 440.2 1.788 1.402 2.215

2 实验方案及数据处理方法

实验中熔融盐与水通过套管式换热器交换热量，通过熔盐罐和管路中的加热器来控制套管式换热器进口的熔盐温度，通过对熔盐泵变频调节来控制熔盐的流速。实验中通过测量得到套管式换热器的进出口水温、熔盐温度和水的流量，利用课题组测试的低熔点熔盐相关热物性参数计算得到熔盐与水的总传热系数，并利用最小二乘法得出熔盐的平均对流传热系数。实验中当水的质量流量波动小于±20 kg·h ?1，温度波动小于±0.2℃时，认为系统达到稳定状态，开始记录实验数据。

实验所用到的熔盐的主要热物性参数如表1 所示。

实验中熔盐的Reynolds 数Re ＞104，熔盐在水平管内的流动处于充分发展紊流区。对于稳态无相变的紊流强制对流换热现象，其准则方程可表示为

Nu =f (Re , Pr ) (1)

为了求取的方便，可将式（1）简化成如下指数函数的形式[16]

Nu =CRe n Pr m (2)

换热器总传热系数U 可由式（3）得到

U =

(3) A ΔT

熔盐的质量流量利用热平衡方程进行计算，套管式换热器的热平衡方程为

Q =m s c p s ΔT s =m w c p w ΔT w +Q loss (4)

总传热系数U 与熔盐侧对流传热系数h s 关系式可由式(5)得出

11A d A

=+i ln o +i

(5) U h s 2πkL d i h w A o

第2期刘闪威等：低熔点熔盐圆管内强迫对流换热

·533·

其中，h s 可由式(6)表示

h n m s =C

Re i Pr (6)

将式(6)代入式(5)得出

1U =d 1C λPr m Re n +A i ln d o +A i

h (7)

i 2πkL d i w A o

根据实验所测的多组数据并应用最小二乘法[17]对式(7)进行计算，可得到4个未知数C 、n 、m 和h w ，将h w 代入式(5)可得到熔盐的平均对流传热系数。

3 实验结果分析

水-盐换热器的总传热系数在不同温度下随熔盐Re 的变化如图3所示，由图3可知本实验中熔盐的Reynolds 数在15000～35000之间变化，熔盐-水的总传热系数在600～1200 W·m ?2·K ?1之间变化，换热器总传热系数随熔盐Re 及熔盐温度的增加而逐渐增大，分析认为：实验过程中熔盐泵和水泵的频率不变，而随着熔盐温度的升高，熔盐黏度会相应的降低，因此熔盐的流量会有所增加，导致熔盐侧的对流传热系数增加，从而换热器的总传热系数增加。

由最小二乘法对实验数据进行处理得到C =0.0239，n =0.804，m =0.33。Nu 与Re 关联式如式(8)所示，拟合结果如图4所示，实验数据和拟合公式符合较好，实验数据偏差在7%以内，实验数据的Reynolds 数和Prandtl 数范围分别为14000＜Re ＜35000，9.5＜Pr ＜12.2。

Nu =0.0239Re 0.804Pr 0.33

(8)

图3 换热器总传热系数随熔盐Re 的变化

Fig.3

Total heat transfer coefficient of heat exchanger

图4 熔盐实验数据关联式以及偏差

Fig.4

Correlation of present data with molten salt and errors

图5 实验数据和Dittus-Boelter 方程的比较

Fig.5 Comparison between present data and Dittus-Boelter

equation

将实验数据和经典关联式进行比较，结果如图5～图8所示。实验数据和Dittus-Boelter 方程、Colburn 方程的最大偏差分别为+23%、+13%，都是正的百分数；实验数据和Seider-Tate 方程以及Gnielinski 方程最大偏差分别为?10%和?20%，都是负的百分数；在图5中，实验数据和Dittus-Boelter 方程更是出现了较大的偏离。分析认为前两者没有考虑热物性剧烈改变对工质Reynolds 数和传热特性的影响的结果。低熔点熔融盐随温度的改变其热物性变化非常明显，在实验中熔融盐的主流温度和壁面温度相差很大，例如，在某一实验工况下，当熔融盐近水处壁温为175℃时，熔融盐主流温度已

· 534 ·

化工学报第66卷

图6 实验数据和Colburn 方程的比较

Fig.6 Comparison between present data and

Colburn equation

图7 实验数据和Seider-Tate 方程的比较

Fig.7 Comparison between present data and Seider-Tate

equation

经达到了286℃，两者温差大于100℃，而它们对应的熔盐动力黏度分别为4.83 mPa·s 和3.34 mPa ·s ，二者相差近0.5倍，因而热物性参数的变化会对传热性能产生较大的影响，不能忽略。通过对以上经典传热关联式的比较，低熔点熔融盐传热可以通过这些方程来准确描述。

为了比较不同工质对Nusselt 数的影响，将其他研究者对不同工质对流换热实验的原始数据与本文的低熔点熔盐数据在一起进行比较，如图9所示。文献[12]为混合硝酸盐在低Reynolds 数加热流动情况下的数据，文献[13]为硝酸锂盐，文献

[15]

图8 实验数据和Gnielinski 方程的比较

Fig.8 Comparison between present data and

Gnielinski equation

图9 各种工质充分发展紊流对流换热Nu 随Pr 的变化 Fig.9 Prandtl number dependence of Nusselt number of

turbulent flow in circular tube

为HITEC 盐。由图中可以看出，低熔点熔盐的传热特性和其他熔盐的传热特性没有本质区别，熔融盐的传热特性都可以应用经典的传热学方程进行表述，而低熔点熔盐具有较低的熔点，具有较宽的使用温度范围，能够更好地将所吸收的热量传递给其他工质。文献[18]中的工质是水、乙烯和乙二醇三者按照不同比例得到的混合物，文献[19]工质是水，这些实验数据都是对工质进行加热得到的，Nu 和Pr 的0.4次方吻合较好。本文所使用的低熔点熔融盐在管内是被冷却的，Pr 应取0.3，可以看到实验数据是在两者之间，与经典的传热关联式有较好的一致性。

第2期刘闪威等：低熔点熔盐圆管内强迫对流换热

表2 实验测量参数和误差

Table 2 Parameters of measurement and error

measurement parameters molten salt inlet temperature molten salt outlet temperature water inlet temperature water outlet temperature flow of water calculated parameter flow of molten salt heat transfer

total heat transfer coefficient Nusselt number of molten salt

200.6—286.9℃ 195.9—273.8℃ 35.4—45.3℃ 38.8—53.2℃ 0.796 kg·s ?1

1.3—1.6 kg·s ?1 11.1—26.1 kJ

570.1—1117.0 W·m ?2·K ?1

111.2—196.4

±0.2℃ ±0.2℃ ±0.2℃ ±0.2℃ ±0.7%

±9.1% ±9.3% ±9.6% ±7.0%

·535·

Parameter Range Error

4 误差分析

实验中大部分参数，如温度、流量、黏度、比

热容等，可直接测量得到，其误差由仪器精度和随机误差造成，间接测量参数误差的确定可采用二次方公式进行误差传递，即间接测量参数R 与n 个直接测量参数X 1，X 2, " ，X n 之间具有函数关系[20]，如式(9)所示

R =f (X 1, X 2, " , X n ) (9)

联式对实验数据的适用性。

（3）通过套管式水-盐换热器中，水-盐换热的实验结果分析，得到了熔盐在一定温度下，水-盐换热的总传热系数随熔盐Reynolds 数的变化规律，为熔盐能够大规模应用到太阳能热发电中提供相关实验依据。

符号说明

A ——换热面积，m 2

A i , A o ——分别为换热器内管外壁面和内壁面换热面

积，m 2

式中，若X 1，X 2, " ，X n 是相互独立的直接测量参数，则间接计算参数R 的误差可用式(10)表示

δR C ——常数

c p s ——熔盐比热容，J ·kg ?1·K ?1 c p w ——水的比热容，J ·kg ?1·K ?1 d ——当量直径，m

d i , d o ——换热器内管内径和外径，m

h s ——熔盐侧对流传热系数，W ·m ?2·K ?1 h w ——水侧对流传热系数，W ·m 2·K ?1 k ——管壁热导率，W ·m ?1·K ?1 L ——换热器长度，m M ——常数

m s ——熔盐质量流量，kg ·s ?1 m w ——水的质量流量，kg ·s ?1 n ——常数 Q ——总换热量，kJ Q loss ——散热损失，kJ ΔT ——对数平均温差，℃ ΔT s ——熔盐温差，℃ ΔT w ——水温差，℃

U ——换热器总传热系数，W ·m ?2·K ?1

式中，δX 1，δX 2，" ，δX n 为直接测量参数X 1，X 2, " ，X n 的误差。

实验之前对温度传感器和流量传感器都进行了严格标定，实验通过测量及计算得到的误差如表2所示。

5 结论

（1）本文将课题组自行配制的一种低熔点熔盐成功应用到自行搭建的槽式太阳能实验系统中，实验系统反复运行时间在1000 h以上，熔融盐槽式太阳能实验系统运行良好。

（2）本文对配制的低熔点熔盐在圆管内的强迫对流换热进行了相关实验分析，并应用最小二乘法计算得到了实验关联式，验证了低熔点熔盐在充分发展紊流段时，Dittus-Boelter 方程、Colburn 方程、Seider-Tate 方程以及Gnielinski 方程等经典关

· 536 · 化工学报第66卷

λ ——热导率，W ·m ?1·K ?1

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低熔点熔盐圆管内强迫对流换热

作者：作者单位：

刘闪威，吴玉庭，崔武军，熊亚选，陈夏，鹿院卫，马重芳， LIU Shanwei， WU Yuting， CUI Wujun ， XIONG Yaxuan， CHEN Xia， LU Yuanwei， MA Chongfang

刘闪威,吴玉庭,崔武军,陈夏,鹿院卫,马重芳,LIU Shanwei,WU Yuting,CUI Wujun,CHEN Xia,LU Yuanwei,MAChongfang(北京工业大学传热强化与过程节能教育部重点实验室暨传热与能源利用北京市重点实验室,北京,100124) ，熊亚选,XIONG Yaxuan(北京建筑工程学院供热、供燃气、通风及空调工程北京市重点实验室,北京,100044)化工学报

CIESC Jorunal2015(2)

刊名：英文刊名：年，卷(期)：

参考文献(20条)

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引用本文格式：刘闪威. 吴玉庭. 崔武军. 熊亚选. 陈夏. 鹿院卫. 马重芳. LIU Shanwei. WU Yuting. CUI Wujun. XIONG Yaxuan. CHEN Xia. LU Yuanwei . MA Chongfang 低熔点熔盐圆管内强迫对流换热[期刊论文]-化工学报 2015(2)

范文三：空气横掠单圆管时强迫对流换热实验1

空气横掠单圆管时强迫对流换热实验报告

一、实验原理可根据相似理论,空气横掠单圆管强迫对流的换热规律可用下列准则关系式来表示:

n Nu CRe = (1)

式中,努谢尔特准则数为: /Nu hD λ= (2)

雷诺准则数为: /Re uD v = (3) 这里, λ为空气的导热系数, ν为空气的运动粘度 , 是平均温度 2) /(m f w t t t =+的函数, 其中 w t 为管外壁温, f t 为空气温度; D 为实验管的外径, u 为空气的流速。关键的是对流换热平均表面传热系数 h 的确定。由对流换热平均表面传热系数 h 的定义:

(/) w f h Qa F t t =-

式中, Qa 为管外表面与周围空气之间的对流换热量,管的外表面积 F DL π=, L 为横管的有效长度。考虑到管外表面在与周围空气对流换热同时, 与周围环境间存在辐射换热。即管实际传出热量为 :

480+10() () a f w f w f Q Q Q hF t t C F T T ε-=+=?--

其中, ε为实验管外表面的黑度, 黑体辐射系数 24

05.67C Wm K --= 。这里, 假定环境温度即空气温度。因此, 横管外表面对流换热平均表面传热系数就可以由下式确定:

480[() /10/ ]() w f w f h Q F C T T t t ε-=?---

因此, 对给定实验管, 通过测量管的实际传出热量 Q 、管外壁温 w t 、来流空气的温度 f t 就可通过实验确定管外表面与周围空气之间对流换热平均表面传热系数 h 。由式(2)

和(3)通过改变气流速度或实验管直径,就可得到一系列 Nu-Re 对应数据。在数据足够多、 Re 变化范围足够大的条件下,就可确定式 (1)中的 C 和 n 的值。

二、实验数据列表

一、实验结果及分析

作出 lg ~lg Re

Nu 拟合曲线如下

拟合公式 log 0.5814log Re 0.5748

Nu =-,

则得到 0.5814

0.2662Re

Nu =

即 0.2662, 0.581

C n

产生偏差的原因可能是:

(1)准则方程式在 Re=4000~40000时的情况较为接近,而实验中有部分 Re 值小于 4000造成了误差;

(2)管内存在阻力损失使压力测量有偏差,导致速度测量不准确;

(3)管壁也不是严格的等壁温条件,在 tf 、 tw 的计算上会产生误差。速度测量时由于温度偏差带来偏差使雷诺数与理论值不同;

(4)加热功率计算未考虑电路损失,计算 h 时产生了误差;

一、实验思考

(2)空气的 Pr 随温度变化较小,在拟合时可视作常数包含在常数 C 中。

(2)在远处流道收缩处测速, 测速较大, 可减少实验设备带来的相对误差, 而且在远端测速,空气的温度与外部空气温度接近,用伯努利方程计算速度时可以减小误差。

范文四：多孔介质强迫对流换热及研究进展_张尉然

第 31卷第 4期河北理工大学学报 (自然科学版 ) V ol 131No 14 2009年 11月 Journal of H ebei Polytechnic University (Natural Sc ience Ed ition) N ov . 2009

文章编号 :1674-0262(2009) 04-0011-03

多孔介质强迫对流换热及研究进展

张尉然 1, 赵斌 1, 2

(1. 河北理工大学河北省现代冶金技术重点实验室 , 河北唐山 063009; 2. 华北电力大学电站设备状态监测与控制教育部重点实验室 , 北京 102206)

关键词 :多孔介质 ; 强迫对流 ; 换热

摘要 :基于多孔介质本身的结构和特性 , 可知其对强化换热起到了一定的积极作用。通过对

多孔介质强迫对流换热及研究进展的理论分析 , 介绍了多孔介质换热机理和多孔介质在强迫

对流换热中的应用 , 给出了多孔介质的研究进程 , 提出了多孔介质的应用及前景。

中图分类号 :TF 061123文献标志码 :A

0引言

在人类生活的地球上 , 多孔介质广泛存在。多孔介质中流体的流动和传热是自然现象和工程实际中常见的基本过程 [1]。顾名思义 , 多孔介质是一种内部含有

传统的传热包括导热 , 对流和辐射三种基本方式。其中对流分为自然对流和强迫对流两种 , 多孔介质中除了发生自然对流还存在有强迫对流和混合对流。强迫对流和混合对流均比自然对流的换热量要大。由于多孔介质的性质 , 这里主要讲的是强迫对流中应用多孔介质从而达到强化传热的目的 , 进一步介绍了多孔介质强迫对流换热技术、发展及其应用前景。

1多孔介质换热机理分析

1. 1多孔介质定义及特点

多孔介质是指含有大量孔隙的固体。也就是说 , 是指固体材料中含有孔隙、微裂缝等各种类型毛细管体系的介质。概括起来 , 可用以下几点来描述多孔介质 :1) 多孔介质 (或多孔材料 ) 是多相介质占据一块空间 , 其中固相部分称为固体骨架 , 而未被固相占据的部分空间称为孔隙。孔隙内可以是气体或液体 , 也可以是多相流体 ; 2) 固相应遍布整个介质 , 孔隙亦遍布整个介质 , 就是说介质中取一适当大小的体元 , 该体元内必须有一定比例的固体颗粒和孔隙 ; 3) 孔隙空间应有一部分或大部分是相互连通的 , 且流体可在其中流动 , 这部分孔隙空间称为有效孔隙空间 , 而不连通的孔隙空间或虽然连通但属死端孔隙的这部分空间是无效孔隙空间。对于流体通过孔隙的流动而言 , 无效孔隙空间实际上可视为固体骨架 [3]。

多孔介质的一个基本特点是固体骨架的比表面积较大 , 由于具有很大的表面积 , 所以有良好的蓄热和换热性能 [3], 可以在多个领域中发挥重要作用。这个特点在很多方面决定了多孔介质孔隙内流体的性状 ; 它

-03-11

另一个的主要特点是构成孔隙空间的间隙比较狭窄 ; 还有就是其孔隙结构往往是极其不规则的 [2]。

1. 2多孔介质换热机理

由于多孔介质孔隙结构的复杂性 , 多孔结构中的传热过程也因多孔介质的结构特点而变得十分复杂 , 它是由固体骨架内部和空隙中流体内部的导热、二者间的对流换热和辐射换热等组成的耦合传热过程。如果多孔结构中流体发生相变 , 那么传热过程将更为复杂。对于换热过程 , 影响多孔材料换热过程的因素是众多的 , 其中 , 既包括多孔介质固体基质的物性、孔隙尺寸形状及分布 , 又包含孔隙内流体的种类、组分、形态和特性 , 另外 , 压力和温度等环境因素对多孔介质的导热过程也有影响 [3]。

多孔介质是由多相物质所占据的空间 , 也是多相共存的一种组合体 ; 从任一相来说 , 其它相均弥散在其中 , 故又称多孔介质为弥散材料 , 一般来说 , 多孔介质的这种结构增大了换热面积 , 同时孔隙通道曲折、多变因而具有强烈的弥散效应 , 即使流速不太高的流体流过多孔介质孔隙时 , 也会产生相互叠加的径向位移和螺旋流的三维流 , 从而诱发湍流。另外 , 插入管内的多孔介质必然有一部分与壁面接触或非常接近壁面 , 导致壁面流体边界层变薄且在层内产生扰动。上述效应是形成多孔介质强化对流换热的机理 [1]。

2多孔介质换热分析

多孔介质常规研究方法有理论分析、数值模拟和实验研究。其中以理论研究的应用最为广泛 [4]。下面着重对理论研究进行分析。

理论研究方法可分为分子水平、微观水平和宏观水平三类。其中宏观水平的研究方法较为常用。这是由于分子水平的研究对象是流体的分子运动 , 所涉及的数学方程多且难于求解 ; 微观水平的研究方法将多孔介质中的固体骨架及其孔隙中的流体视为流体连续介质 , 研究对象是流体质点或微元体 , 但要把其中固体骨架边界微细结构处的传热和流动情况作为边界条件 , 对此的定量描述既困难又不准确。宏观水平的研究方法也是连续介质的观点 , 取包含研究点在内的一个很小区域 (远小于整个流体区域 , 但比单个孔隙空间大得多 ) 为控制体 (称作表征体元 , Representative E le m entary Vo l u m e , 记为 RE V ), 在 REV 上对流体参数和固体参数实行体积平均 , 获得假想介质在 REV 上的平均参数 , 进而分析其中的传热和流动过程。此方法无需考虑固体骨架的微细结构处的传热和流动情况 , 又可利用连续性假设所带来的便利。另外 REV 与参数宏观测量的传感器尺寸一致 , 使参数具有宏观可测性。由于宏观方法所依据的物理模型与客观的微观运动情况有一定偏差 , 所以其研究结果往往不能与实测结果完全吻合 , 这需要通过增加调整系数的办法来修正。当多孔介质边壁区域孔隙率发生显著变化时 , 在边壁区域引起流动速度的分布不均 , 产生边界层的边壁沟流效应 , 通过数据计算可得 :孔隙率从壁面到中心的衰减对换热不利 , 减小近壁面处的孔隙率可增大多孔介质换热效应 [4]。

3多孔介质换热的研究进展

3. 1多孔介质研究方法

研究多孔介质换热过程的完整数学模型由连续方程、动量方程和能量方程构成。多孔介质的早期研究就是在未经修正的 Darcy 实验定律基础上进行的。 Darcy 定律表明 , 容积平均流速与压力梯度成线性关系。但是 Darcy 定律有很大的局限性 , 它忽略了界面效应和惯性效应对流动和传热的影响 , 只适合于低流速、低孔隙率及非多组分的情况 , 不适合高流速和无滑移的边界条件。随后的科学家进一步修正和推动了多孔介质研究的进展。若干年来 , 人们在利用数学模型分析多孔介质中流动和换热的同时 , 也采用了实验的方法进行研究。除了常规的实验手段 , 最近人们还发展了 X 射线层析成像技术、核磁共振成像技术和物理模拟技术等。采用了先进的实验方法后 , 多孔介质的实验研究方面取得了重大进展 [4]。

随着科技的进步 , 人们也逐步采用新方法研究多孔介质中的问题。陈永平和施明恒用分形理论研究了多孔介质的有效导热系数和渗透率 ; 徐世英等人对多孔介质中热对流二次分岔进行了数值分析 , 得到了长宽比为 1~2矩形区域内多孔介质中热对流二次分岔点的 R a 数及相应的流场和温度场 ; 孔祥言和余敏用高阶差分法研究了在不同 Ra 数下多孔介质中自然对流随时间进展的演化情况 , 发现了混沌窗口和振发性现象 [4]

12河北理工大学学报 (自然科学版 ) 第 31卷

3. 2多孔介质中对流换热的研究

多孔介质中的对流问题作为多孔介质流体动力学的一个基础研究课题 , 有重要的理论意义。同时 , 在许多不同的实际问题和领域中有着广泛的应用 , 这些因素极大地促进了该项研究的发展。关于多孔介质中对流的研究早在 20世纪 40年代已经开始 , 最早的研究是由 H orton &Rogers 和 Lapwood 开展的。他们讨论了稳定性问题并给出对流流动的判据。从那以后人们对多孔介质中发生的自然对流、强迫对流和混合对流展开了研究。研究表明对于物性不同的各种工质的沸腾换热 , 多孔表面具有不同的强化效应。与一般平滑壁面沸腾换热相比 , 其沸腾换热系数提高 6~10倍 , 但此强化沸腾换热效应是在一定的约束条件下实现的。多年来人们在研究利用多孔介质强化对流换热的过程中采用了不同的方法 , 有在通道壁面铺设多孔块的 , 有铺设多孔层的 , 有在通道中插入多孔结构的等等 , 从而对应着不同的换热强度。许多专家学者已经对多孔介质中的传热和流动进行了广泛深入的研究 , 建立了不同的模型研究了颗粒种类、颗粒直径、多孔结构形式、孔隙率、热弥散、有效导热系数以及热平衡模型与非热平衡模型等因素对多孔介质中流动和传热的影响 [1]。从目前国内外学者的研究结果中发现 , 只要合理地选择与设计多孔层固体骨架材质、多孔层孔隙率和多孔层厚度等 , 就可以在结构中采用多孔介质来达到强化换热的目的。

可见 , 随着科技的进一步发展 , 人们将在多孔介质研究方面有更多的发现。

3. 3多孔介质的应用实例

应用多孔介质可以强化传热 , 而强化传热技术能进一步提高能源利用率 , 降低能源成本费用 , 从而节约能源 , 减少浪费 , 提高企业经济效益和社会效益。当前钢铁企业中 , 烧结和焦化工序均利用了多孔介质的换热机理 , 而且建筑上的泡沫保温材料 [6], 原理亦是多孔介质的换热机理 , 也正受到广泛的推广使用。

以焦化工序中的干熄焦技术为例 :干法熄焦是目前国内外较广泛应用的一项节能技术 , 其英文名称为 Coke Dry Quenching , 简称 CDQ 。其工艺流程为干熄炉内循环气体自下而上、焦炭自上而下运动 , 二者在逆向运动中完成换热过程。这个过程从本质上讲是焦炭颗粒组成的多孔移动床内的强迫对流换热 , 工艺的核心就是干熄炉内循环气体流动、焦炭下降运动和循环气体与焦炭之间热交换的规律 , 此即多孔介质强迫对流换热的本质 [7]。在能源问题日益突出成为企业发展瓶颈的今天 , 干熄焦技术作为炼铁系统最大的节能和环保技术正受到越来越多国内外企业的关注 , 对各钢铁企业具有十分重要的指导意义和现实意义。所以推广干熄焦技术势在必行。

4结论

综上所述 , 通过对强迫对流中使用多孔介质进行换热机理的研究分析 , 提出了对其应用的前景。随着科技和社会的发展 , 多孔介质换热机理有待人们更深入地去研究和探讨。新型的多孔介质换热研究将会带来更大的经济效益 , 社会效益和环境效益 , 将其应用到更广泛的领域 , 为社会和企业提供更为便捷的使用途径。参考文献 :

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(下转第 28页 )

Develop m ent of A l-l purpose Si m ulation Soft w are

for Secondary Cooli n g i n Slab Continuous Casting

Z HAO Jun -hua , Z HU L-i guang , SUN L iang , SONG Y a -x ian

(11Schoo l o fM etallur gy and Energy Resources , H ebe i Po l y technic University , Tangshan H ebei 063009, Ch i n a ; 21Tanggang -qing l o ng -charg i n g -co -ltd , Q inhuangdao H ebei 066501, Ch i n a)

K ey w ords :p late continuous casti n g ; secondary cooling ; m athe m ati c m odel

Abst ract :This artic le summ arizes the prog ress o f researching secondary cooling technique , In all u si o n to techn ics o f t h e slab C ontinuous Casting and m o lten steel freezi n g process , bu ild i n g casti n g b lank so lidify i n g heat transfer si m u -lation m at h e m atic m ode. l According to technics of Conti n uous Casti n g and m ass criteri o n , al-l purpose co m puter si m -u lation so ft w are for secondary coo li n g process i n slab Conti n uous C asti n g is desi g ned and developed by m eans o f progra mm ing language V isua lBasic . Through si m ulati v e ca lculation by usi n g the so ft w are , the operati n g para m enters i n con ti n uous can be designed and opti m ized . The interface of the so ft w are is viaualized and friend l y , the accuracy is h i g h .

(上接第 13页 )

During the Forced Convection Applying t he PorousM ediu m

to Enhance the Exchange H eat and Develop m ent of R esearch

Z HANG W e-i ran 1, Z HAO B in 1, 2

(1. H ebei Po lytechn ic Un i v ersity , H ebeiK ey Laboratory o fM odern M etall u rgy Techno l o gy ,

Tangshan H ebe i063009, Ch i n a ; 2. N orth Ch i n a E l e ctric Power U niversity , K ey Laboratory o f Conditi o n M on itoring and Contr o l for Po w er Plant Equ i p m entM inistry o f Education , B eiji n g 102206, Ch i n a)

K ey w ords :po r ous m edi u m; forced convecti o n; exchange heat

Abst ract :Based on the str ucture and characteristic of t h e porous m ediu m, w e know that the po r ous m edium w ou l d m ake a positive function on enhanci n g the exchange hea. t V i a analysi n g t h e fo rced convecti o n apply i n g the porous m edi u m to enhance the exchange hea, t w e i n troduced the m echanis m o f the po r ousm ed i u m and t h e app l y lica ti o n i n t h e course of forced convecti o n , prov iding the research process of the porous m edium , and putting f o r w ard the app l y -l icati o n and the fo reground of t h e porous m ed i u m.

范文五：空气横掠单管强迫对流的换热实验-2013(1)

实验 2 空气横掠单管强迫对流的换热实验

1、了解实验装置, 熟悉空气流速及管壁的测量方法,掌握测试仪器、仪表的使用方法。

2、通过对实验数据的综合、整理,掌握强制对流换热实验数据整理的方法。

3、实验测定空气横掠单管时的平均换热系数;了解空气横掠管子时的换热规律。、二、实验原理

1. 根据牛顿冷却公式: )

(f w t t hF Q -= (W) (6-2-1)

得

) (f w t t F Q

h -=

(W/m2?℃ ) (6-2-2)

式中 Q —对流换热的热流, [W]; h —对流换热系数, [W/m2?℃ ]; F —与流体接触的物体表面面积, [m2]; t

f —流体平均温度, [℃ ]; t w —物体表面温度, [℃ ]。

Nu f =(Re,Pr) (6-2-4)

对于空气,因温度变化范围不大,上式中的普朗特数 Pr 变化很小, 可作为常数看待,故式 (6-2-4)化简为:

Nu f =(Re) (6-2-4a)

式中努谢尔特数 λhD

Nu =

雷诺数

νvD

要通过实验确定空气横掠单圆管时的 Nu 与 Re 的关系,就需要测定不同流速 v 及不同管子直径 D 时换热系数 h 的变化。因此,本实验中要测量的基本量为管子所处的空气流速 v 、空气温度 t

f 、管子表面温度 t w 及管子表面散出的热量 Q 。三、实验装置及测量系统

图 4-1为测定空气横掠单管平均换热系数的试验段简图。

实验段风道 13由有机玻璃制成。试验件 14为不锈钢薄壁管,横

风道上装有比托管 12,通过差压变送器由压力表直接读数,测出试验段气流的动压 △ P ,以确定试验段中气流的速度 v 。

四、实验步骤

(2)打开大功率直流电源,将电流(压)调节旋钮旋至输出电

流为 20-25A 。 (注意:稳压电源提供的是恒流源。对试件的加热量主要看供给的电流大小,仪表会同时显示其输出电压值。 )稳定后即可测量各有关数据。

直径 D=4.0mm和 6.3mm 范围,管长为 200 mm,测压点 ab 间距约 100mm

1. 空气的来流速度 v

根据伯努力方程,毕托管所测得的气流动压 ?P (N/m2)与气流速度 v (m/s)的关系:

?P v =

122

ρ (Pa) (6-2-5) ρ

v ???=

2 (m/s) (6-2-6)

式中 ρ为空气的密度(kg/m3),由空气温度 t

f 查表确定。 2、管壁温度 t w

由铜 -康铜热电偶测得 , 试验管为有内热源的圆筒形壁,且内壁绝热,因此,内壁温度 t 1大于外壁温度 t w 。由于所用管壁很薄,仅

0.2-0.3mm , 且空气对外管的换热系数较小, 可足够确认的认为 t w = t 1。 3、试验管工作段 ab 间的发热量 Q

Q = IU W (6-2-7) 4 、空气流过管外壁时的平均换热系数 )

(f w t t A Q

h -=

W/(m℃ ) (6-2-8)

其中:A--电压测点 ab 间试验管的外表面积㎡ 5. 换热准则方程式

lg lg Re Nu a m =+ (6-2-9)

则 Nu 和 Re 之间的关系可近似表示为一指数方程的形式: Nu C m

=Re (6-2-10)

其中 a C =lg

如用 x =lg Re , y Nu =lg ,上式则可表示为:

y a mx =+ (6-2-11)

根据最小二乘法原理,系数 a 及 m 可按下式计算:

a xy x y x x n x

--∑∑∑∑2

() (6-2-12)

m x y n xy x n x

--∑∑∑() 2

(6-2-13)

式中:n —实验点的数目;

xy Nu =(lgRe)(lg) ;

x 22

=(lgRe) 。

在计算 Nu 及 Re 时所用的空气导热系数 λ、运动粘度 ν,可根据

边界层的平均温度作为 t

t t

f w

2作为定性温度查表。

六、实验报告要求

1. 在双对数坐标纸上描绘出各实验点, 并用最小二乘法求出强迫对流换热的准则方程式;

2. 将实验结果与有关参考书给出的空气横掠单管时换热的准则方程式和曲线图进行比较;

3. 对实验结果进行分析与讨论。

七思考题

1结合实验数据,分析对流换热系数和风速的关系。

2测试得到的准则方程式与理论公式误差产生的原因。

八、注意事项

1、首先了解试验装置的各个组成部分,并熟悉仪表的使用,以免损坏仪器。

2、为确保管壁温度不至超出允许的范围, 启动及工况改变时都必须注意操作顺序。启动电源之前,先将电源调节旋钮转至零位:

4电流极限值 27安加热管壁温不能超过 100℃,皮托管压差不能小于 25kPa

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