一、多孔体内插物强化蒸汽凝结换热实用计算关联式（论文文献综述）
王雨[1]（2021）在《基于“两流体+湍流”模型的蒸汽发生器三维热工水力数值模拟》文中提出蒸汽发生器作为一回路和二回路的换热枢纽,其流动传热特性对核电站安全与经济运行至关重要。由于其高温高压的工作环境,难以直接探测,不能直观的观察蒸汽发生器内部汽液两相流真实的流动特性;但蒸汽发生器内部汽液两相流的流动特性与寿期内传热管和其他部件的振动、热损、应力腐蚀和凹陷等都有直接关系,从世界范围内核电站的运行经验来看,蒸汽发生器传热管破裂事故是核电厂发生频率较高的事故之一。因此有必要对蒸汽发生器二次侧的流动行为和传热特性进行研究,为机械设计、水化学、材料技术等的研究提供基础信息,以期为蒸汽发生器的结构设计提出优化方案,提高传热效率和安全性。目前,对于蒸汽发生器热工水力学的研究一般分为实验研究和数值模拟。实验研究多为工程性试验,试验中大多采用局部或缩比模型装置来验证工程设计的合理性,由于真实蒸汽发生器体型巨大、传热管数目众多加之高温高压参数,试验中难以获得其内部三维流场和温度场的精确参数,而这些参数对于蒸汽发生器的优化设计是十分重要的。在数值模拟方面,虽然商业CFD软件发展相对成熟,功能也齐全,但其应用于蒸汽发生器的数值模拟因其注重于通用性而缺少专用性,在蒸汽发生器的设计中未能广泛应用。因此,世界上大多数蒸汽发生器专业机构还是致力于专用蒸汽发生器三维热工水力程序的研究与开发。在现有的专用软件开发研究中,对于二次侧汽液两相流的描述大多使用均相流或漂移流模型。近几年为了更精确的描述流场流动行为,已有学者采用了两流体模型分别对汽液两相进行精确描述,但在数值模拟程序中,并未考虑湍流模型,但湍流对流场流动和传热影响不可忽视。另一方面,为提高计算效率,大多数程序采用多孔介质模型,但多孔介质的计算精度还有待进一步提高。此外,上述数值模拟的结果也有待进一步获得实验数据的验证。综上所述,开发基于“两流体+湍流”模型的蒸汽发生器三维数值模拟程序、优化多孔介质计算方法和验证计算方法的有效性等工作已成为未来发展的趋势。本文应用两流体模型对蒸汽发生器二次侧流场进行描述,考虑到二次侧汽液两相流流动复杂,引入了同时考虑液相流动和相间动量交换的三维各向异性代数湍流模型。加入了一、二次侧热量耦合传递模型、流动阻力模型及相间的传质传热和动量交换模型。应用多孔介质模型模拟蒸汽发生器内部复杂结构,提出了能够精确快速计算多孔介质系数的方法:基于传热管和网格位置关系的优化多孔介质计算方法（Modified method based on grid combined with tube geometry,M-GTG）。应用国际水和蒸汽性质协会发布的最新标准（IAPWS-IF97公式）实现对物性参数的实时更新。基于Fortran语言编写程序对蒸汽发生器开展真实建模仿真,开发出蒸汽发生器三维瞬态热工水力数值模拟程序2T-THAP（Thermo-Hydraulic Analysis Program based on Two fluid-Turbulence model）。选取以大亚湾蒸汽发生器为原型的小型缩比可视化实验台架的实验数据对程序进行验证,完成合理性验证后,将其应用于大亚湾核电站蒸汽发生器中,对不同给水方式和不同负荷下的热工水力特性进行分析,将含汽率、一次侧温度、二次侧温度压力及传热系数等关键参数及其分布规律与同类程序的计算结果及蒸汽发生器设计参数进行对比,程序对比结果显示各参数变化趋势一致,计算结果与设计参数符合良好,初步验证了多孔介质模型的有效性及程序的准确性。经分析发现:二次侧汽相速度大于液相速度,两者增长趋势一致,流速在直管段出口达到最大值,进入上方倒锥形环腔后,由于流通面积扩大且受传热管阻碍,流速减小。在直管段,受密度差驱动,流体出现从冷侧向热侧的微小偏转;在弯管段,受结构影响,流体出现从热侧向冷侧旋转流动的趋势。流体横向流动对直管段产生的作用力十分小,流体能量（平均横向流体动能）小于10J/m3,对于弯管段,流体能量在冷侧40°和热侧140°左右最大,且相比之下,冷侧流体能量较大。冷、热两侧含汽率呈不均匀分布,改变给水方式对含汽率分布的影响主要体现在管束入口段,非均匀给水时,壁面温降较快,减少了传热管热疲劳失效的风险。传热管热阻占比最大,约占50%以上。传热管出现结垢会使总传热系数减小,降低传热效率,因此随着蒸汽发生器运行年限增长,结垢和堵管增多,需要优化运行方案保证设计功率输出。
党伟[2]（2021）在《管内插绕花丝强化传热特性的实验与数值研究》文中研究说明换热器是暖通空调、化工石油、电力机械领域中不可或缺的设备,可以实现多种介质的热量转换,有非常重要的使用价值。强化管内换热是增加换热器传热性能很好的手段,尤其是管内流动高黏度流体时,可实现设备的经济运行,达到节能减排的效果。论文基于被动强化传热技术,实验研究了管内插绕花丝流动与传热特性,并用数值方法研究了流动结构、温度分布、涡量、二次流强度等,在此基础上对管内插绕花丝强化传热的机理做了深入研究。论文还对不同绕花丝结构参数对内插绕花丝强化换热管内的流动与换热特性做了详细研究。论文主要研究结论如下:（1）通过实验研究了内插不同螺旋线圈圈数对管内插入绕花丝的传热与阻力特性的影响。在相同的工作条件下,内插绕花丝强化传热管的传热性能远高于不插绕花丝光滑管。内插绕花丝强化传热管具有较好的传热性能;（2）对管束换热换热器管内插不同螺旋线圈圈数的绕花丝传热与流动特性实验研究。研究发现,在所研究的雷诺数范围内,管束换热换热器管内插不同螺旋线圈圈数的绕花丝后,强化传热因子JF1和JF2都随Re的增大先增大后减小;（3）对管翅换热换热器管内插不同螺旋线圈圈数的绕花丝传热与流动特性实验研究。研究发现,在所研究的雷诺数范围内,管翅换热换热器管内插不同螺旋线圈圈数的绕花丝后,强化传热因子JF1和JF2都随Re的增大而减小;（4）数值方法研究内插绕花丝强化传热机理,当流体在内插绕花丝强化传热管的管内流动时,在绕花丝的引导下,流体开始旋转,切向速度产生的离心力增大,推动管中心区域的流体向近壁区域移动,近壁区域的流体向管中心区域移动。在这一过程中,管内产生了纵向涡,二次流强度大大提高,不同温度的流体混合增强,从而提高了管内的换热性能;（5）当Re为400-1800时,内插绕花丝强化传热管的努塞尔数Nu/Nup约为12.0-38.2,摩擦系数f/fp约为7.7-18.1。在相同的质量流量下,Re=1000时的强化传热因子JF最大值可达2.16;（6）不同结构参数（主要包括中心骨架丝径,螺旋线圈丝径,绕花丝螺旋线圈直径,绕花丝螺旋线圈圈数等）的绕花丝平均换热特性和阻力特性研究,得出管内插绕花丝相比光管在阻力增加不多的情况下可以大大提高管内换热系数;（7）对绕花丝结构参数,流体的速度等工况下内插绕花丝管内强化传热进行优化评价,并拟合出传热特性与阻力性能的关联式,为管内强化的设计与应用提供可靠的基础数据。对内插不同绕花丝结构参数的强化传热管三个方向的涡量和传热特性进行对比,并分析传热特性与三个方向绝对涡量的关系,得到换热系数与三个方向绝对涡量的关联式。
王浩[3]（2020）在《浸没燃烧天然气加热装置水浴传热特性分析及数值模拟研究》文中研究表明浸没燃烧天然气加热装置应用于管道天然气加热中较为新颖,相较于传统的水套炉加热方式,具有结构紧凑、能源利用率高的优势。本课题组研发出国内首台浸没燃烧天然气加热装置,并将其投入使用。该装置实际运行期间,天然气温升、烟气与水浴间的换热效果均能达到既定设计目标。但在前期加热装置换热计算中,由于水浴流动及传热的复杂性给设计工作带来较大困难。为简化该类型加热装置推广应用的换热计算流程、提升换热效率。本文结合加热装置实际运行数据,对其水浴传热特性进行理论分析与数值模拟研究,以期为国内后续浸没燃烧加热装置的研发和设计提供参考依据。首先,本文介绍了加热装置的应用背景,简述国内外常用的天然气加热技术,归纳整理了与加热装置传热机理相类似的气液两相流横掠管束传热研究现状。最终选择水浴临界蒸发温度60℃作为换热设计参数,并且对加热装置内部水浴传热过程进行理论分析计算,选择合适的关联式得到设计综合传热系数。为后续加热装置的水浴传热特性分析奠定理论基础。其次,结合加热装置在不同功率稳定运行时的实测数据,分析加热装置换热系统温度分布特性,结果表明:烟气对水浴整体扰动效果较好,水浴各层温度分布较为接近,且烟气与水浴热交换充分,烟气排放温度低于水浴温度,表明加热装置的换热结构布置合理;随着加热装置运行功率增大,烟气对水浴的扰动更为剧烈,水浴稳定温度和天然气换热温差均会有所升高。然后,通过理论计算水浴综合传热系数并进行分析,明确了水浴温度与被加热天然气流量对实际综合传热系数的影响程度。又利用实际管外对流换热系数反算得到水浴流速值,拟合得到功率与水浴流速的关系式,通过拟合式计算加热装置在200kW运行时水浴流速为0.59m/s,为同结构类型的换热器设计时的水浴流速取值提供参考。再通过加热装置实测数据对管内对流换热系数进行计算,通过数据拟合的方式得到额定设计工况下的实际综合传热系数,计算结果为1709.50W/（m2·K）。最后,通过计算流体力学数值模拟的方法,得到加热装置不同功率运行时的速度场和温度场分布,直观反映了烟气对水浴的扰动程度及传热特性。同时,在几何模型的换热管束区域创建监测点,利用密度区分点的性质,通过监测点为水的平均速度对上述传热反算得到的水浴流速进行验证。
沈仁东[4]（2018）在《LNG梯级汽化器汽化性能分析与数值模拟》文中认为液化天然气作为一种燃烧热值高,对环境污染性小的清洁能源,受到社会各界的广泛关注,有关液化天然气汽化设备的研究已成为学术的热点。LNG梯级汽化器是一种通过合理布置热管的蒸发段与冷凝段,实现了海水、丙烷及LNG三种工质在同一壳体内梯级换热的热管式换热器。目前热管式换热器用于低温液体汽化的研究较少,本文将该热管式换热器应用于LNG汽化,通过理论分析和数值模拟相结合的方法对该汽化器壳体中LNG、丙烷、海水三种工质耦合换热特性进行研究。本文首先对该LNG梯级汽化器进行热力学分析,建立该汽化器的热阻分析模型并利用数值仿真的方法研究不同结构参数下LNG梯级汽化器内部腔体中流体的流场分布、温度分布及压力分布。为验证文中模拟方法的合理性,将利用热阻模型计算得到的理论结果与数值模拟结果进行对比,对比结果表明本文建立的热阻模型是可行的,模拟结果是可靠的。为得到LNG梯级汽化器各腔体中热管的最佳结构参数,利用数值模拟的方法研究热管排列方式及横向管间距分别对LNG腔体、丙烷腔体及海水腔体中流体的出口温度、平均对流换热系数、流动压降的影响。研究结果表明:LNG腔体中热管排列为顺排排列,横向管间距为40 mm时,综合换热性能最佳;丙烷腔体内热管排列为叉排排列、横向管间距为40 mm时,综合换热性能最佳;海水腔体中热管为顺排排列,横向管间距为40 mm且未装配垂直折流板时,综合换热性能最佳。为研究不同运行参数对LNG梯级汽化器换热性能的影响,利用本文提出的热阻模型研究该汽化器在实际尺寸和工况下,冷、热流体质量流量及热流体进口温度对整个汽化器换热性能的影响。研究结果表明:通过增加LNG侧质量流量能提高LNG侧换热能力,且当LNG侧质量流量为2.8 kg/s时,其出口温度达到281.6 K,在换热能力提高的同时还能保证出口温度达到汽化要求;增加海水侧的质量流量对LNG侧流体出口温度提高并不显着,当海水侧质量流量分别80 kg/s和160 kg/s时,NG出口温度分别为278 K和292.2 K,温度增幅远小于流量增幅;同时,增加质量流量会大大增加流动阻力,当海水侧质量流量为160 kg/s,其压降约为海水侧质量流量为80 kg/s的3.6倍,因此,并不是质量流量越高越好。通过提高海水腔体热流体入口温度能效改善该LNG梯级汽化器的换热性能。
冯军胜[5]（2017）在《烧结矿余热回收竖罐内气固传热过程及其应用研究》文中研究指明烧结矿余热竖罐式回收是本研究团队针对于目前环冷机模式的余热回收存在的漏风率高、余热回收率低和出口热载体（即冷却空气）品质较低等自身难以克服的弊端,借鉴干熄焦炉的结构和工艺提出的一种烧结矿余热高效回收利用技术,其吨矿发电量有望比目前国内平均指标提高一倍。烧结矿余热回收竖罐技术已作为示范推广的节能减排技术之一被纳入我国《钢铁工业调整升级规划（2016-2020年）》中。竖罐内冷却空气与烧结矿之间的传热与流动耦合,是决定竖罐式回收是否可行的关键科学问题之一。根据余热回收系统3类变量关系可知,竖罐的结构和操作参数决定罐体内烧结矿层流动与传热过程,进而决定着罐体出口热载体的数量和品质,以及竖罐系统的余热回收率和吨矿发电量。通过开展竖罐内气固传热过程研究,并结合气体流动阻力特性研究,弄清竖罐结构和操作参数与余热回收指标的定量关系,藉此确定竖罐适宜的结构和操作参数,为后续的工程实施和技术改造奠定理论基础,改变目前工程界单纯依赖干熄焦炉确定竖罐结构和操作参数的局面。从热工角度而言,竖罐是一种典型的竖式炉窑,罐体内烧结矿层气固传热属于竖式大颗粒移动床层气固逆流式传热范畴,且可近似为稳态传热。目前,有关烧结矿层气固传热数值计算主要采用基于局部非热力学平衡的非稳态传热模型,而涉及到竖罐烧结矿层内气固稳态传热的数值计算还鲜有文献研究;烧结矿层气固传热模型中所需的气固传热系数和阻力特性系数,以及气体流动状态的判定尚基于球体等均匀颗粒填充床的通用经验关联式,而有关烧结矿层内气固传热系数、阻力特性系数和气体流态判定的研究还鲜有文献报导;基于竖式烧结矿层气固逆流式传热过程的试验研究尚为空白。基于此,本文在本团队已有的相关研究基础上,采用实/试验和数值计算手段,对竖罐内烧结矿层气固传热基本规律、主要影响因素及其影响规律加以研究,进而确定竖罐适宜的结构和操作参数。主要研究工作及其成果如下:（1）克服边缘效应的影响,设计并搭建了烧结矿层内气体阻力特性实验台,考察了气体表观流速和烧结矿粒径对阻力特性的影响,确定了烧结矿层流动状态的判据,拟合了气体阻力的实验关联式。研究结果表明:在实际生产工况下,①单位床层高气流压力降随气体表观流速增加呈2次方关系增大,随烧结矿粒径增大呈指数关系减小;②烧结矿颗粒床层内不存在达西流流动状态,而在非达西流区,Forchheimer流向湍流转变的临界颗粒雷诺数随颗粒直径的增大呈3次方关系增大。（2）设计并搭建了烧结矿层气固传热实验平台,考察了气体表观流速和烧结矿粒径对床层内气固传热系数的影响,拟合了烧结矿床层内气固传热Nu数实验关联式;攻克连续密闭排料和烧结矿加热等技术难点,砌筑了焙烧面积分别为1.0m2和5.6m2、设计处理量为5t/h和25t/h的小试竖罐平台,研究了冷却空气流量、烧结矿下料量和烧结矿进口温度对竖罐内气固传热过程的影响。研究结果表明:①床层内气体表观流速越大,烧结矿粒径越小,烧结矿温度越高,床层内气固传热系数就越大;②冷却空气流量越小,烧结矿下料量越大,烧结矿进口温度越高,竖罐出口冷却空气温度就越高。当烧结矿进口温度一定时,冷却空气水当量与烧结矿水当量的比值越小,即气固水当量比越小,冷却空气出口温度越高。（3）采用FLUENT软件求解竖罐内烧结矿层气固传热过程中,基于多孔介质理论和气固传热学理论分析推导了适用于求解竖罐内稳态气固传热的局部非热力学平衡双能量方程,确定了实际生产工况下竖罐内烧结矿层气体流动状态和流动模型;以罐体内冷却段为计算区域,采用ICEM CFD网格划分软件对计算区域进行结构化网格划分,并进行网格无关性验证;将实验所得的烧结矿层气流阻力系数和气固传热系数等参数,以及固体能量方程中描述烧结矿颗粒下移速度的对流项以自定义函数UDF的形式解释或编译到竖罐内烧结矿层气固传热模型中;采用小试试验结果对数值计算模型进行验证。模拟结果与小试数据对比分析可知:罐体出口冷却空气温度的计算结果与试验结果的平均误差为4.92%,最大误差在6%以内。（4）根据上述计算模型,以国内某360m2烧结机配套的余热回收竖罐为研究对象,开展罐体内烧结矿层气固传热过程数值计算,藉此分析了竖罐内气固传热基本规律、主要因素及其影响规律。研究结果表明:①随着冷却段高度的增加,床层内冷却空气的实际流速不断增加,在冷却段出口处达到最大值,且单位高度的冷却空气流速的增加幅度变得越来越小;②随着冷却段高度的增加,竖罐内气体的静压力逐渐变小,同一高度处气体的静压力基本相同,并且单位高度气流压力降的增加幅度变得越来越大;③由于中心风帽的存在,竖罐中心区域的烧结矿温度和冷却空气温度均比同一高度下的要低;④随着冷却空气进口流量的减小、烧结矿进口温度的增加、冷却空气进口温度的增加,冷却空气和烧结矿出口温度均逐渐增加;冷却段内径和高度的增加将导致冷却空气出口温度的增加和烧结矿出口温度的降低;⑤随着烧结矿进口温度的增加,以及冷却段内径和高度的增加,回收的空气热量和热量（?）均逐渐增加。随着冷却空气进口流量的增加,回收的空气热量逐渐增加,而回收的空气热量烟呈现出先增加后减小的情况,当冷却空气进口流量为180kg/s时,回收的空气热量（?）达到最大值42.4MW。随着冷却空气进口温度的增加,回收的空气热量逐渐减小,而回收的空气热量（?）也呈现出先增加后减小的情况,当冷却空气进口温度为353K时,回收的空气热量（?）达到最大值43.33MW。因此,通过调节冷却空气进口流量和进口温度可获得罐体出口空气的较为理想的热量（?）。（5）采用正交试验设计方法对上述360m2烧结机所对应的竖罐结构和操作参数进行了优化分析,确定了以竖罐出口冷却空气的焓（?）为正交试验指标,研究了竖罐结构和操作参数对出口冷却空气焓（?）的影响规律,藉此得出了竖罐适宜的结构和操作参数。研究结果表明:①冷却空气出口焓（?）随烧结矿进口温度和冷却段内径的增加而逐渐增加,而随冷却空气进口流量和温度的增加呈现出先增加后减小的趋势。当冷却空气进口流量超过某一限定值时,随着冷却段高度的增加,竖罐内冷却空气出口焓（?）会呈现出先增加后减小的趋势。②单罐条件下,竖罐冷却段内径和高度分别为9.0m和8.0m,冷却空气进口流量为180kg/s,冷却空气进口温度353K,此时竖罐出口冷却空气焓（?）为41.27MW;③双罐条件下,竖罐冷却段内径和高度分别为6.4m和8.0m,冷却空气进口流量为85kg/s,冷却空气进口温度343K,此时两个竖罐的出口冷却空气焓（?）为42.6MW。
蒋明刚[6]（2016）在《纯工质水平管内凝结换热特性研究》文中认为随着环境污染和能源危机的日益加剧,强化换热技术成为现今制冷空调行业的研究重点。对于强化凝结来讲,在特定位置排液的方案因对流动阻力的影响较小而被认为是优化冷凝器设计最适用的技术。本文立足于这一思想,针对纯工质在水平管内的凝结换热的特性,从仿真计算和实验分析两方面展开了研究。论文主要内容如下:（1）针对水平管管内凝结的仿真计算的需求,基于MH81方程建立了适用于过冷区与过热区的热物性计算模型。该模型在过热区只需少量常数及一个状态点的数据即可实现过热区p,v,T参数的计算。而在过冷区则保持其数学形式不变,只是相应系数的计算由最小二乘法拟合得到。在保证形式统一的基础上做到了与过热区同样的精度,易于编程实现。（2）基于两相流型图,通过组合Dobson,Thome,kim三个公式构建了用于管内凝结换热的传热关联式。通过将不同组合的计算值与实验数据进行对比,结果显示,kim公式最适合用于本实验4.38mm管径的微内管仿真计算,而Thome适用于8mm的常规管径计算。这三个公式总体的平均误差都在30%左右。（3）搭建了关于R245fa水平管内凝结换热可视化实验台。该实验台有三部分组成,分别是冷却水循环段,蒸气循环段以及测试管段。其中测试管段由铜管和石英管并联而成,分别对两相流体的换热系数及流型变化进行研究。循环段以冷却盘管冷却剩余气体,以电加热再生蒸气,并控制入口干度。而冷却水段则通过冷却塔进行冷却,并保证冷却水流量,以达到理想的冷却效果。（4）针对水平管内凝结换热两相流动的传热系数,空泡率,液膜厚度,液池过冷度等参数进行了理论分析并建立了相关计算模型。设计了纯工质水平管内凝结换热的仿真流程,通过各模型的组合及迭代求解,得出了关于干度,空泡率等参数沿流动方向的变化关系。
白贵平[7]（2016）在《胶片涂布线热风冲击干燥特性及节能优化研究》文中指出涂布干燥是胶片生产的关键工序,也是胶片生产过程能耗最高工序。胶片干燥根据工艺需求,干燥过程分为冷定型、恒速干燥、降速干燥和热湿平衡四个阶段。每段的干燥温度要求不同,热湿传递的主要动力不同,影响干燥速率的因素也不同。为了提高产品的稳定性,工程设计中采取“降低胶片移动速度,加长干燥线长度”的措施。这样的设计导致了生产效率低,设备占用空间大,运行能耗高。对于低湿恒温干燥,循环空气的热湿处理采用转轮除湿,除湿能耗非常高。本文以“提高干燥胶片速率、降低能耗”为目标,研究胶片热风冲击射流干燥过程的机理及特性,并对干燥箱结构、热湿处理方法、冷热源系统等进行优化。本文的研究工作和成果主要包括:（1）针对胶片乳剂涂层,采用多孔介质热湿耦合传递理论,引入“非平衡热力学理论”,对干燥过程中其内部的热湿迁移和干燥速率进行了模拟分析研究。结果表明,由于胶片乳剂涂层内部温度梯度与含湿量梯度方向相反,湿分在某些特定的条件下,会向内部移动,内部某一区域呈现局部含湿量高于两侧含湿量的情况;对于降速干燥段,表面传热系数对干燥速率的影响并不大,此过程干燥速率主要受内部因素影响,在干燥工艺允许的情况下,适当提高干燥温度是提高该段干燥速率的有效方法。（2）通过数值模拟,研究了在胶片热风冲击射流干燥过程中,空气的温度、湿度、速度、胶片的移动速度等关键因素对干燥速率的影响。研究过程考虑了胶片移动与自然浮力等影响因素,并采用非稳态方法进行求解。结果表明,冲击射流的垂直轨迹和平板对射流尾部流体的剪切力不同,这可能增大或减小热浮力。冲击射流速度小于0.1m/s时,热浮力流起主要作用,同时可能出现两个逆时针的环流,在这种情况下,热湿分布出现分层,由于受到热湿分层的阻挡,传热传质速率被严重抑制。随着冲击射流速度的增加,热浮力的作用相对逐渐减弱,传热传湿速率提高。（3）针对纵置式和横置式两种风口布置形式,以送风“不均匀系数”和“布风特性系数”评价指标,通过三维数值模拟对干燥箱结构进行了优化设计。结果表明,喷嘴正对位置气流速度最大,带走水分和热量的速度也最快。偏离喷嘴正对越远,壁流速度逐渐减小,相应的干燥效率越低;喷嘴结构相同时,送风口风速增大,干燥箱的气体不均匀系数也随之增大,不利于胶片干燥,这说明并非送风速度越大,胶片干燥效果越好;当送风量一定时,喷嘴结构对干燥箱的气体流场影响较大;在喷嘴的水力直径D和风口距离冲击面高度H之间的关系满足D≈H/5条件下,适当提高干燥箱的空间,有利于增加射流体的逸出空间,提高干燥箱内气体流场的均匀性,提高干燥效率。（4）通过（火用）分析计算得到了冷冻除湿在该干燥领域的应用极限条件,首次把溶液除湿应用于胶片热风冲击干燥系统。对不同干燥段选用不同的除湿方法进行了能耗对比,并对不同干燥段如何选用冷热源及处理方法进行了定性研究。结果表明,对于没有采用热回收的冷冻除湿系统,能耗最高,经济性最差;当采用热回收时,采用冷冻除湿经济性大幅度提高,运行成本要低于无热回收措施的转轮除湿与溶液除湿。当处理后的空气干球温度低于10.5℃时,常规冷水机组提供的冷冻水就不能满足要求。当热源采用生物质能等廉价清洁能源时,转轮除湿与带热回收冷冻除湿系统的优越性逐步提升。当采用天然气时,冷却除湿的成本低于溶液除湿。但当采用生物质时,转轮除湿在高温段的运行成本更低。溶液除湿在不同干燥段运行成本均相对较低,当可以使用生物质热能时,溶液除湿为最佳方案;当采用天然气作为再生热源时,低温段采用溶液除湿,高温段采用冷冻除湿更经济。
程国鹏[8]（2015）在《管壳式换热器壳侧沸腾换热模拟研究》文中提出管壳式换热器由于结构相对简单、使用可靠性高、维护容易、对环境要求不高等特点,在核电站、石油化工、大型动力电站及制冷空调工程等众多领域被广泛使用。但传统无相变的换热过程效率相对较低,已经不能有效应对有限的能源储备和无休止使用间的矛盾,在能源愈发紧缺和价格不断飙升的现状下,怎样最大限度地提高管壳式换热器的换热效率、强化传热已成为摆在人们面前的重要课题。管壳式换热器壳侧沸腾传热是一种相变传热过程,往往较无相变过程的传热效率更高,因此沸腾传热成为了一种研究的趋势。但管壳式换热器壳侧沸腾换热研究并不多,且大多集中在单相流动研究,主要原因是不完全成熟的多相流理论和相对复杂的换热使得管壳式换热器模拟研究变得困难,特别是涉及到相变时,多相流仿真变得更加困难。但FLUENT软件由于其强大的计算处理能力使得对复杂相变流动的模拟变成可能,软件自带的网格制作软件GAMBIT可以绘制出高质量的网格,而FLUENT软件的求解器拥有多种湍流模型和两相流模型,这些特点使它完全可以用于管壳式换热器壳侧沸腾换热的模拟研究,并能够得到较为理想的结果。为了研究管壳式换热器壳侧沸腾换热流动传热特点,本论文将使用GAMBIT软件对管壳式换热器进行划分网格等前处理,然后通过采用标准k-ε湍流模型、混合物多相流模型,编写相应的沸腾换热自定义函数UDF,用FLUENT软件对其进行壳侧沸腾换热计算,得到两相流、速度和温度等分布图,结果证明壳侧流动在弓形板后面形成了“换热死区”,水蒸气产生主要集中于后部,并向上聚集,分析了对换热器性能、寿命等的影响并提出了相应的改善办法,为管壳式换热器的设计和使用提供理论参考,最后对传统管壳式换热器未来的改进发展进行了展望。
魏彪[9]（2012）在《列管式降膜蒸发器加热管内钢丝螺旋防垢技术研究》文中进行了进一步梳理管式降膜蒸发器作为一种高效换热设备被广泛应用。然而其加热管内壁污垢问题一直未得到有效解决。在综合分析降膜流动特性及现有针对管式降膜蒸发器污垢防治方法的基础上，提出降膜钢丝螺旋防垢技术。通过钢丝螺旋的运动以及液膜流场的共同作用实现防垢的效果。通过对结晶以及边界层理论的分析，得到了管式降膜蒸发器加热管内钢丝螺旋防垢技术防垢机理：（1）固液界面速度边界层及温度边界层的改变延缓污垢形成；（2）边界层内的机械扰动及时除去细小结晶。应用FLUENT对一端固定钢丝螺旋的降膜管内流场进行数值模拟分析表明：管内设置钢丝螺旋后，液膜厚度呈周期性变化。虽然受钢丝螺旋阻力影响，液膜出口轴向速度比空管平均减小15%，但由于产生了径向及切向速度，并且液膜湍流强度提高，对于防垢具有重要意义。降膜管内插入钢丝螺旋后强化了液膜的对流传热，与空管相比，总传热系数平均提高32%。以清水为工质建立冷模试验平台，从利于防垢角度确定了螺旋布膜器及钢丝螺旋尺寸参数：采用单个螺距螺旋流道、15°螺旋角的螺旋布膜器布膜效果较好，且阻力仅使管口以上液面升高50mm；螺距在18～22mm，与管壁间隙在0～2.25mm，丝径为1.5mm的钢丝螺旋最利于液膜流动。同时发现，液膜的名义流速及钢丝螺旋的弹性系数作为影响钢丝螺旋轴向振动的重要因素，在设计钢丝螺旋时需重点考虑。通过对降膜管内钢丝螺旋防垢技术进行传热试验研究发现：插入钢丝螺旋的降膜管具有防垢效果；初始结垢速率与防垢速率保持平衡时的临界csur随名义流速提高而增大；随着名义流速增加，轴向振动将作为防垢的主要因素，在防垢能力所占的比重越来越大；管内名义流速在0.32～0.4m/s之间，无旋转钢丝螺旋与旋钢丝转螺旋防垢能力差距在9%以内，可用无旋转钢丝螺旋代替旋转钢丝螺旋实现防垢。当名义流速在0.32m/s以下，虽然无旋转钢丝螺旋防垢能力不如旋转钢丝螺旋，但由于减少了磨损，其仍有较好的应用价值。
付天亮[10]（2010）在《中厚板辊式淬火机冷却过程数学模型的研究及控制系统的建立》文中认为中厚板辊式淬火机因其具有冷却强度高、冷却均匀性好及多功能冷却等特点,因此在国内外中厚板淬火过程中成为首选设备形式。由于中厚板淬火工艺复杂、控制难度大,所以必须开发精确的冷却数学模型及相应的控制系统,以实现淬火过程的精确控制。本文以东北大学轧制技术及连轧自动化国家重点实验室（RAL）自主研发的中厚板辊式淬火机为研究对象,针对中厚板淬火工艺特点,建立水冷过程、汽雾冷却过程、空冷室强风冷却过程数学模型及淬透层深度预测模型。在此基础上,构建辊式淬火机过程控制系统,实现我国自主开发辊式淬火机的自动化、精确化控制,进而提高中厚板的综合性能质量。论文主要工作和成果如下：（1）本文根据射流冲击换热理论,对不同喷嘴形式下钢板表面努塞尔数（Nu）分布规律进行了研究,通过引入交互作用影响函数,建立了钢板温降与冷却强度、冷却时间等参数之问的定量关系,进而给出了各水冷段的综合换热系数模型,同时对影响淬火模型计算精度的主要因素进行了详细的分析,在此基础上,建立了淬火机射流冲击水冷模型,制定了多冷却段组合策略,明显提高了模型的计算精度。实现了不同喷水形式的辊式淬火机淬火过程温度、组织的精确控制。（2）利用现场实测数据,通过气液两相流耦合计算,建立了喷射角和喷射参数计算模型。通过钢板表面换热规律的研究,发现稳定的膜态沸腾是汽雾冷却的主要换热形式。在研究板厚、辊速及水量等参数对汽雾冷却换热系数的影响规律的基础上,基于大容器膜态沸腾理论,建立了汽雾冷却换热系数模型,进而给出了水-气喷射模型和汽雾冷却换热模型,使汽雾冷却在中厚板离线热处理领域得到成功应用,为薄规格钢板淬火提供了新的途径。（3）通过对空冷室结构特点的分析,指出气体射流冲击换热是其主要换热形式。在此基础上,提出了利用过程离散化分析方法解决循环介质的喷射参数计算和钢板表面换热等问题。通过分析钢板表面Nu分布与板厚、雷诺数（Re）、气体喷射量、喷嘴排布方式等因素的关系,给出了气体射流换热系数的分布规律。考虑到Nu测量比较困难,本文采用集总参数法计算对流换热系数,为风冷模型的应用奠定了基础。将强制风冷换热模型应用到6mm以下不锈钢及高温合金固溶处理中,实现了空冷室自动化控制。（4）针对传统淬透层深度预测方法的预测精度不高,很难适用于中厚板辊式淬火机的具体情况,提出了中厚板淬透层深度的概念。以修正的Grossmann法为基础,通过对含碳量、奥氏体晶粒度及合金元素对不同钢理想临界直径的影响规律的研究,引入合金交互作用函数,建立了碳钢和低合金钢的淬透性预测模型。同时,结合CCT蓝线和等温转变C曲线,分别采用修正Maynier法、Eldis法和等温曲线法对临界冷速进行了计算,结果表明等温曲线法是较优的临界冷速计算模型。淬透层深度预测模型的建立为辊式淬火机淬后钢板性能预测提供了有效的方法。（5）采用Fuzzy-PID控制法对淬火机喷水系统进行改进,该系统具有快速响应、抗干扰能力强、稳定性好等特点。结合已建立的相关冷却模型,建立了淬火机过程控制系统,通过规程分配、功能触发和淬火参数计算,淬火机实现了高精度温度控制、板形控制和淬火模型自学习。通过建立稳定快速的通讯系统、精确的跟踪系统和数据库,实现淬火机自动淬火功能,进而实现了自主开发的淬火机自动化、精确化控制。建立的控制系统已成功应用于宝钢、南钢等辊式淬火机,解决了辊式淬火机控制复杂和控制精度不高等难题。通过上述中厚板辊式淬火机冷却模型的研究和控制系统的建立,开发出了具有自主知识产权的成套中厚板辊式淬火机控制系统软件。相关结论作为研究成果的一部分获得了2010年中国冶金科学技术奖一等奖,为企业创造良好的经济效益。
二、多孔体内插物强化蒸汽凝结换热实用计算关联式（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、多孔体内插物强化蒸汽凝结换热实用计算关联式（论文提纲范文）
（1）基于“两流体+湍流”模型的蒸汽发生器三维热工水力数值模拟（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 主要符号表 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究的目的和意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 实验研究现状 |
| 1.2.2 数值研究现状 |
| 1.2.3 研究现状小结 |
| 1.3 主要研究内容 |
| 第2章 理论与方法 |
| 2.1 蒸汽发生器两流体计算模型 |
| 2.2 一、二次侧热量传递 |
| 2.2.1 一、二次侧耦合换热 |
| 2.2.2 传热热阻计算 |
| 2.3 流动压降计算 |
| 2.4 湍流模型 |
| 2.4.1 选择湍流模型依据 |
| 2.4.2 Van Der Welle湍流模型 |
| 2.5 两相相变模型 |
| 2.5.1 汽泡热力学 |
| 2.5.2 汽泡动力学 |
| 2.5.3 两相界面传递特性 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 数值方法及程序开发 |
| 3.1 数值离散方法 |
| 3.1.1 控制方程离散 |
| 3.1.2 速度压力修正 |
| 3.1.3 边界条件 |
| 3.2 多孔介质计算方法及验证 |
| 3.2.1 多孔介质参数计算 |
| 3.2.2 计算方法流程 |
| 3.2.3 方法验证 |
| 3.3 水和蒸汽物性参数计算方法及验证 |
| 3.3.1 计算理论模型 |
| 3.3.2 热力学物性参数计算 |
| 3.3.3 热迁移物性参数计算 |
| 3.3.4 程序结构 |
| 3.3.5 程序验证 |
| 3.4 程序编制 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 程序验证 |
| 4.1 实验简介及主要参数 |
| 4.2 对实验建模与分析 |
| 4.2.1 对比计算模型 |
| 4.2.2 对比结果及讨论 |
| 4.3 本章小结 |
| 第5章 程序应用 |
| 5.1 蒸汽发生器主要技术参数 |
| 5.2 程序计算模型 |
| 5.2.1 计算模型及控制体 |
| 5.2.2 边界条件与换热面积 |
| 5.3 计算结果及分析 |
| 5.3.1 满负荷下计算结果分析 |
| 5.3.2 不同工况下计算结果分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 总结 |
| 6.1 研究结论 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 攻读博士学位期间参加的科研工作 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（2）管内插绕花丝强化传热特性的实验与数值研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 换热器强化传热的分类 |
| 1.3 管内强化传热研究现状 |
| 1.3.1 异形管 |
| 1.3.2 粗糙表面 |
| 1.3.3 插入物 |
| 1.4 论文的主要研究工作 |
| 2 管内插入绕花丝实验研究 |
| 2.1 绕花丝的介绍 |
| 2.1.1 绕花丝的简介 |
| 2.1.2 绕花丝制作工艺 |
| 2.1.3 绕花丝制作设备 |
| 2.2 实验系统 |
| 2.2.1 实验台位 |
| 2.2.2 散热单节 |
| 2.2.3 实验介质 |
| 2.3 数据处理及实验准确性分析 |
| 2.3.1 数据处理 |
| 2.3.2 实验不确定性分析 |
| 2.4 准确性验证 |
| 2.4.1 管外实验准确性验证 |
| 2.4.2 管内实验准确性验证 |
| 2.5 实验结果与讨论 |
| 2.5.1 管束换热器传热与阻力特性 |
| 2.5.2 管翅换热器传热与阻力特性 |
| 2.6 Nu和Re,f和Re的关联式 |
| 2.6.1 管束换热器内插绕花丝管内Nu与f的实验关联式 |
| 2.6.2 管翅换热器内插绕花丝管内Nu与f的实验关联式 |
| 2.7 本章小结 |
| 3 管内插绕花丝数值模型及计算方法 |
| 3.1 数值计算模型 |
| 3.1.1 物理模型 |
| 3.1.2 数学公式 |
| 3.1.3 参数定义 |
| 3.2 数值方法 |
| 3.2.1 网格系统 |
| 3.2.2 网格独立性考核 |
| 3.3 数值方法准确性验证 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 管内插绕花丝的传热机理 |
| 4.1 局部努塞尔数的分布 |
| 4.1.1 管壁面局部努塞尔数分布 |
| 4.1.2 沿主流方向不同截面上局部努塞尔数分布 |
| 4.2 横向平均局部努塞尔数与截面平均绝对涡通量 |
| 4.3 平均努塞尔数 |
| 4.4 流场特性 |
| 4.4.1 三维流线 |
| 4.4.2 沿主流方向流场特性 |
| 4.4.3 沿y和z方向流场特性 |
| 4.5 温度场特性 |
| 4.6 绝对涡通量与传热的关系 |
| 4.7 本章小结 |
| 5 管内插绕花丝的参数影响 |
| 5.1 中心骨架丝径的影响 |
| 5.1.1 局部努塞尔数分布 |
| 5.1.2 横向平均努塞尔数分布 |
| 5.1.3 平均努塞尔数 |
| 5.1.4 流动特性 |
| 5.1.5 温度场特性 |
| 5.1.6 涡量特性 |
| 5.2 螺旋线圈丝径的影响 |
| 5.2.1 局部努塞尔数分布 |
| 5.2.2 横向平均努塞尔数分布 |
| 5.2.3 平均努塞尔数 |
| 5.2.4 流动特性 |
| 5.2.5 温度场特性 |
| 5.2.6 涡量特性 |
| 5.3 螺旋线圈直径的影响 |
| 5.3.1 局部努塞尔数分布 |
| 5.3.2 横向平均努塞尔数分布 |
| 5.3.3 平均努塞尔数 |
| 5.3.4 流动特性 |
| 5.3.5 温度场特性 |
| 5.3.6 涡量特性 |
| 5.4 螺旋线圈圈数的影响 |
| 5.4.1 局部努塞尔数分布 |
| 5.4.2 横向平均努塞尔数分布 |
| 5.4.3 平均努塞尔数 |
| 5.4.4 流动特性 |
| 5.4.5 温度场特性 |
| 5.4.6 涡量特性 |
| 5.5 本章小结 |
| 6 管内插绕花丝流动阻力与传热特性的关联式 |
| 6.1 管内插入绕花丝Nu的关联式 |
| 6.2 管内插入绕花丝f的关联式 |
| 6.3 本章小结 |
| 7 管内插绕花丝传热特性与涡量的关系 |
| 7.1 绕花丝中心骨架丝径对涡量的影响 |
| 7.2 绕花丝螺旋线圈丝径对涡量的影响 |
| 7.3 绕花丝螺旋线圈直径对涡量的影响 |
| 7.4 绕花丝螺旋线圈圈数对涡量的影响 |
| 7.5 内插绕花丝强化管涡量与传热系数的关系 |
| 7.6 本章小结 |
| 结论 |
| 本文的主要创新点 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 主要符号表 |
| 攻读学位期间的研究成果 |
（3）浸没燃烧天然气加热装置水浴传热特性分析及数值模拟研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景与意义 |
| 1.1.1 冻堵问题介绍 |
| 1.1.2 天然气加热技术简介 |
| 1.1.3 研究意义 |
| 1.2 加热装置换热原理 |
| 1.3 加热装置水浴传热研究现状 |
| 1.3.1 国内研究现状 |
| 1.3.2 国外研究现状 |
| 1.4 本文研究内容 |
| 第2章 加热装置水浴传热理论基础 |
| 2.1 加热装置传热过程 |
| 2.1.1 浸没燃烧传热 |
| 2.1.2 两相流横掠管束传热 |
| 2.2 天然气物性参数 |
| 2.3 加热装置传热系数计算模型 |
| 2.3.1 水侧换热 |
| 2.3.2 管壁导热 |
| 2.3.3 天然气侧换热 |
| 2.3.4 综合传热系数 |
| 2.4 加热装置换热结构 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 加热装置水浴传热特性分析 |
| 3.1 加热装置实例应用简介 |
| 3.2 加热装置数据采集系统 |
| 3.2.1 数据采集系统 |
| 3.2.2 数据测量仪器 |
| 3.3 加热装置实际运行效果 |
| 3.3.1 烟气及水浴温度分布 |
| 3.3.2 天然气换热效果 |
| 3.3.3 加热装置热效率 |
| 3.4 管外水浴流速分析 |
| 3.4.1 管外水浴流速计算流程 |
| 3.4.2 管外水浴流速数学模型 |
| 3.5 水浴综合传热系数分析 |
| 3.5.1 实际综合传热系数计算 |
| 3.5.2 实际综合传热系数影响因素 |
| 3.6 数据不确定度分析 |
| 3.7 本章小结 |
| 第4章 加热装置水浴传热数值模拟研究 |
| 4.1 流体力学软件介绍 |
| 4.2 数值模型 |
| 4.2.1 物理模型及简化 |
| 4.2.2 网格划分及无关性验证 |
| 4.2.3 基本控制方程 |
| 4.2.4 湍流模型 |
| 4.2.5 多相流模型 |
| 4.3 求解器设置与边界条件 |
| 4.4 数值计算模型有效性验证 |
| 4.5 模拟结果及分析 |
| 4.5.1 水浴相态分布 |
| 4.5.2 水浴温度分布 |
| 4.5.3 水浴流动速度分布 |
| 4.6 管外水浴流速验证 |
| 4.7 本章小结 |
| 第5章 结论与展望 |
| 5.1 主要结论 |
| 5.2 前景展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（4）LNG梯级汽化器汽化性能分析与数值模拟（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题的背景及研究意义 |
| 1.2 汽化器的国内外研究现状 |
| 1.3 热管换热器的国内外研究现状 |
| 1.4 本文主要研究内容 |
| 第2章 热管与热管换热器的设计计算方法 |
| 2.1 热管的工作原理 |
| 2.2 热管的设计 |
| 2.2.1 热管的工质 |
| 2.2.2 吸液芯的选择 |
| 2.2.3 管壳材料的选取 |
| 2.2.4 设计计算 |
| 2.3 热管换热器的的设计方法 |
| 2.3.1 常规设计计算法 |
| 2.3.2 离散型计算方法 |
| 2.3.3 定壁温计算法 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 LNG梯级汽化器理论分析与研究 |
| 3.1 LNG梯级汽化器热力学模型 |
| 3.1.1 热阻模型 |
| 3.1.2 管外换热关联式的选用 |
| 3.2 流动阻力 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 数学模型及数值方法 |
| 4.1 计算流体力学概述 |
| 4.2 FLUENT软件概述 |
| 4.3 控制方程 |
| 4.4 湍流模型 |
| 4.5 多相流模型 |
| 4.6 流体相变的UDF函数 |
| 4.7 本文模拟方法的选取 |
| 4.8 本章小结 |
| 第5章 LNG梯级汽化器数值模拟与结果分析 |
| 5.1 物理模型 |
| 5.2 网格划分 |
| 5.3 边界条件 |
| 5.4 计算参数 |
| 5.5 LNG腔体模拟结果分析 |
| 5.5.1 LNG腔体流场特性分析 |
| 5.5.2 LNG腔体流动传热特性分析 |
| 5.5.3 模型验证 |
| 5.5.4 误差分析 |
| 5.6 丙烷腔体模拟结果分析 |
| 5.6.1 丙烷腔体流场特性分析 |
| 5.6.2 丙烷腔体流动传热特性分析 |
| 5.7 海水腔体模拟结果分析 |
| 5.7.1 海水腔体流场特性分析 |
| 5.7.2 海水腔体流动传热特性分析 |
| 5.8 不同运行工况下LNG梯级汽化器换热性能分析 |
| 5.9 本章总结 |
| 第6章 总结与展望 |
| 6.1 全文总结 |
| 6.2 研究展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文 |
| 致谢 |
（5）烧结矿余热回收竖罐内气固传热过程及其应用研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 烧结过程余热资源回收与利用现状 |
| 1.1.1 国外发展现状 |
| 1.1.2 国内发展现状 |
| 1.2 烧结矿余热竖罐式回收利用技术 |
| 1.2.1 基于环/带式冷机模式的余热回收存在的弊端 |
| 1.2.2 烧结矿竖罐式回收工艺流程及其关键热工问题 |
| 1.3 非流态化颗粒床层内流动与传热研究现状 |
| 1.3.1 床层内气体流动阻力特性研究现状 |
| 1.3.2 床层内气固传热特性的研究现状 |
| 1.3.3 床层内气固传热过程的数值研究现状 |
| 1.4 本文的主要研究内容和方法 |
| 第2章 烧结矿床层内气体流动阻力特性实验研究 |
| 2.1 实验目的与原理 |
| 2.1.1 实验目的 |
| 2.1.2 实验原理 |
| 2.1.3 实验方案 |
| 2.2 实验装置与过程 |
| 2.2.1 实验装置 |
| 2.2.2 实验过程 |
| 2.3 实验结果与讨论 |
| 2.3.1 床层内气流压力降的影响因素分析 |
| 2.3.2 床层内颗粒临界雷诺数的确定 |
| 2.3.3 修正Ergun方程阻力系数的确定 |
| 2.3.4 床层内颗粒摩擦因子的确定 |
| 2.4 小结 |
| 第3章 烧结矿床层内气固传热过程实/试验研究 |
| 3.1 烧结矿床层内气固传热系数实验研究 |
| 3.1.1 实验目的与原理 |
| 3.1.2 实验装置与过程 |
| 3.1.3 实验结果与讨论 |
| 3.2 烧结矿小试竖罐内气固传热过程试验研究 |
| 3.2.1 试验内容与目的 |
| 3.2.2 试验装置与方法 |
| 3.2.3 试验结果与分析 |
| 3.3 小结 |
| 第4章 烧结矿竖罐内气固传热模型建立 |
| 4.1 竖罐内气固传热分析及物理模型的确定 |
| 4.1.1 竖罐内气固传热过程分析 |
| 4.1.2 竖罐物理模型及其基本假设 |
| 4.2 竖罐内气固传热数学模型的确定 |
| 4.2.1 竖罐内流动与传热基本方程 |
| 4.2.2 竖罐内气体流动模型的设定 |
| 4.3 网格划分及模型计算方法 |
| 4.3.1 模型计算软件的选择 |
| 4.3.2 网格划分及边界条件设置 |
| 4.3.3 数值计算方法的确定 |
| 4.3.4 模型参数UDF的设定 |
| 4.4 模型可靠性验证及分析 |
| 4.4.1 模型网格的无关性验证 |
| 4.4.2 模型的可靠性验证 |
| 4.5 小结 |
| 第5章 烧结矿竖罐内气固传热过程数值计算 |
| 5.1 竖罐内速度场、压力场和温度场的模拟结果分析 |
| 5.1.1 速度场的模拟结果分析 |
| 5.1.2 压力场的模拟结果分析 |
| 5.1.3 温度场的模拟结果分析 |
| 5.2 竖罐内气固传热的影响因素及其影响规律分析 |
| 5.2.1 影响因素及其计算工况的确定 |
| 5.2.2 冷却空气进口流量的影响 |
| 5.2.3 烧结矿进口温度的影响 |
| 5.2.4 冷却空气进口温度的影响 |
| 5.2.5 冷却段内径的影响 |
| 5.2.6 冷却段高度的影响 |
| 5.3 小结 |
| 第6章 余热回收竖罐结构参数和操作参数研究 |
| 6.1 竖罐适宜热工参数判据的确定 |
| 6.1.1 竖罐适宜热工参数判据的提出 |
| 6.1.2 竖罐适宜热工参数判据的计算方法 |
| 6.2 试验设计方法及方案的确定 |
| 6.2.1 试验设计方法的确定 |
| 6.2.2 试验方案的确定 |
| 6.3 单罐条件下竖罐适宜结构参数和操作参数的确定 |
| 6.3.1 正交试验工况的计算结果 |
| 6.3.2 试验结果的极差分析 |
| 6.3.3 适宜热工参数的确定 |
| 6.4 双罐条件下竖罐适宜结构参数和操作参数的确定 |
| 6.5 小结 |
| 第7章 结论及创新点 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 创新点 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读学位期间发表论着及科研获奖情况 |
（6）纯工质水平管内凝结换热特性研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 前言 |
| 1.1 强化换热研究背景及其意义 |
| 1.1.1 能源危机 |
| 1.1.2 人口环境问题 |
| 1.1.3 强化换热背景 |
| 1.2 水平管内凝结换热的研究进展 |
| 1.2.1 流形图 |
| 1.2.2 换热系数 |
| 1.2.3 液膜厚度 |
| 1.2.4 液位角 |
| 1.2.5 空泡率 |
| 1.3 本文研究的目的及意义 |
| 1.4 本文所做的主要工作 |
| 1.5 本章小结 |
| 第二章 R245fa基于MH81方程的热物性计算模型 |
| 2.1 前言 |
| 2.2 公式推导 |
| 2.2.1 模型建立 |
| 2.3 计算 |
| 2.3.1 基本参数 |
| 2.3.2 MH81方程系数计算 |
| 2.3.3 饱和蒸气压力与饱和温度的关联式 |
| 2.3.4 已知两参数求第三参数 |
| 2.3.5 各区物性计算式系数值 |
| 2.4 对比分析 |
| 2.5 本章小结 |
| 第三章 实验内容 |
| 3.1 实验装置简述 |
| 3.1.1 冷却水循环 |
| 3.1.2 测试管段 |
| 3.1.3 蒸气循环 |
| 3.2 数据处理 |
| 3.2.1 传热系数与干度的确定 |
| 3.2.2 图片处理 |
| 3.3 实验步骤 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 概率流型图 |
| 4.1 流型与传热 |
| 4.2 概率流形图判别式 |
| 4.3 传热模型 |
| 4.4 传热模型具体表达式 |
| 4.5 对比不同组合之间的优劣 |
| 4.6 对比结果分析 |
| 4.7 本章小结 |
| 第五章 仿真计算 |
| 5.1 空泡率模型 |
| 5.2 液膜分布模型 |
| 5.3 凝液量模型 |
| 5.4 液池能量平衡 |
| 5.5 仿真流程 |
| 5.6 计算结果分析 |
| 5.7 最佳排液点的确定 |
| 5.8 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 发表论文及参加科研情况说明 |
| 致谢 |
（7）胶片涂布线热风冲击干燥特性及节能优化研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 胶片生产及干燥 |
| 1.1.1 胶片涂布生产工艺 |
| 1.1.2 胶片涂布干燥 |
| 1.1.3 胶片涂布干燥系统的组成 |
| 1.1.4 胶片涂布线干燥特点 |
| 1.2 胶片涂布干燥方法 |
| 1.2.1 微波干燥 |
| 1.2.2 红外干燥 |
| 1.2.3 热风冲击射流干燥 |
| 1.3 热风冲击射流干燥与传热传质模型的研究进展 |
| 1.3.1 实验研究 |
| 1.3.2 数值模拟研究 |
| 1.3.3 计算模型的发展 |
| 1.3.4 层流状况冲击射流研究的必要性 |
| 1.3.5 层流状况下移动平板冲击射流研究进展 |
| 1.3.6 节能研究 |
| 1.4 胶片热风冲击干燥主要存在问题及研究重点 |
| 1.4.1 目前研究存在的问题 |
| 1.4.2 本文研究重点 |
| 1.5 本文研究的主要内容及创新 |
| 1.5.1 研究内容 |
| 1.5.2 创新之处 |
| 第2章 胶片冲击射流热风干燥过程传质机理 |
| 2.1 胶片的分类及用途 |
| 2.2 涂布线干燥方法 |
| 2.3 干燥过程 |
| 2.3.1 湿物料性质 |
| 2.3.2 干燥速率受控条件 |
| 2.3.3 乳剂的分段干燥 |
| 2.3.4 平衡含湿量 |
| 2.3.5 乳剂涂层 |
| 2.4 影响干燥效率的关键因素 |
| 2.5 冲击射流传热传质理论 |
| 2.5.1 射流流动边界层 |
| 2.5.2 传热理论 |
| 2.5.3 传热与传质的类比 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 热风冲击干燥箱的优化设计 |
| 3.1 胶片热风冲击干燥箱介绍 |
| 3.2 评价标准 |
| 3.3 数学模型建立 |
| 3.3.1 控制方程 |
| 3.3.2 物理模型 |
| 3.3.3 研究工况设定条件 |
| 3.4 计算结果与分析 |
| 3.4.1 横置式喷嘴气流组织分析 |
| 3.4.2 不同喷嘴高度H干燥箱流场分析 |
| 3.4.3 不同喷嘴宽度B变化时干燥箱流场分析 |
| 3.4.4 胶片表面附近速度场分析 |
| 3.4.5 喷嘴纵向布置的气流组织分析 |
| 3.4.6 不同喷嘴布置方式的气流组织分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 条缝冲击射流定型干燥动力学模型 |
| 4.1 狭缝形冲击射流传热传质的数值模型建立 |
| 4.1.1 模型简介 |
| 4.1.2 微分方程 |
| 4.1.3 边界条件 |
| 4.1.4 摩擦系数 |
| 4.1.5 数值模型求解 |
| 4.2 模型结果与讨论 |
| 4.2.1 格拉晓夫数Gr和冲击射流高度H的影响 |
| 4.2.2 冲击射流速度的影响 |
| 4.2.3 平板移动速度的影响 |
| 4.3 结论 |
| 第5章 乳剂涂层传质机理及干燥方法研究 |
| 5.1 多孔介质及干燥机理 |
| 5.1.1 乳剂涂层干燥的热质传递机理 |
| 5.1.2 乳剂涂层热湿迁移计算模型 |
| 5.2 不可逆过程热力学理论 |
| 5.2.1 不可逆过程热力学的提出与发展 |
| 5.2.2 熵产率的定义 |
| 5.3 乳剂涂层内部热湿迁移过程的唯象方程 |
| 5.4 热湿迁移的数学模型 |
| 5.5 系数确定 |
| 5.6 乳剂干燥数值计算 |
| 5.6.1 控制方程 |
| 5.6.2 边界条件 |
| 5.6.3 求解说明 |
| 5.7 降速干燥段设计 |
| 第6章 涂布线热湿处理（火用）成本分析及优化 |
| 6.1 涂布生产线热湿处理要求 |
| 6.1.1 乳剂干燥过程特点 |
| 6.1.2 乳剂干燥空气处理要求 |
| 6.1.3 空气除湿方法 |
| 6.1.4 胶片涂布干燥三段空气特点 |
| 6.2 冷冻除湿“温湿度”极限 |
| 6.2.1 理想送风参数 |
| 6.2.2 实际送风参数 |
| 6.2.3 冷冻除湿“温湿度”极限 |
| 6.3 热湿处理方法与处理过程 |
| 6.3.1 处理过程模型参数 |
| 6.3.2 不同处理方法除湿能力及影响因素 |
| 6.3.3 除湿方法的适应性 |
| 6.4 处理能耗分析 |
| 6.4.1 冷冻除湿 |
| 6.4.2 转轮除湿 |
| 6.4.3 溶液除湿 |
| 6.4.4 能量输入分析 |
| 6.5 （火用）成本方法介绍 |
| 6.5.1 冷量能耗模型及能耗计算 |
| 6.5.2 用热（火用）成本模型 |
| 6.5.3 （火用）成本计算结果 |
| 6.6 方案优化及特性研究 |
| 6.6.1 不同干燥区冷（热）量需求 |
| 6.6.2 不同干燥区冷（热）能耗分析 |
| 6.6.3 冷冻除湿在不同干燥区的能耗特性 |
| 6.6.4 转轮除湿在不同干燥区的能耗特性 |
| 6.6.5 溶液除湿在不同干燥区的能耗特性 |
| 6.6.6 不同干燥区干燥方法的比较 |
| 6.7 小结 |
| 结论与展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附录A（攻读博士学位期间所发表的论文与获得成果） |
| 附录B（攻读博士学位期间所参加的课题） |
（8）管壳式换热器壳侧沸腾换热模拟研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 管壳式换热器的发展 |
| 1.3 国内外理论实验研究现状 |
| 1.3.1 国外研究现状 |
| 1.3.2 国内研究现状 |
| 1.4 论文主要内容 |
| 第二章 数值模拟可行性探究 |
| 2.1 湍流数值模拟 |
| 2.1.1 直接模拟 |
| 2.1.2 大涡模拟 |
| 2.1.3 时均方程模拟 |
| 2.2 常用湍流模型 |
| 2.2.1 零方程模型 |
| 2.2.2 一方程模型(k方程模型) |
| 2.2.3 双方程模型 |
| 2.3 FLUENT软件介绍 |
| 2.4 研究可行性总结 |
| 2.5 本章小结 |
| 第三章 沸腾换热及两相流动分析 |
| 3.1 沸腾换热研究进展 |
| 3.2 沸腾换热的相关理论 |
| 3.2.1 沸腾传热过程介绍 |
| 3.2.2 沸腾换热机理分析 |
| 3.2.3 沸腾换热影响因素 |
| 3.3 两相流的相关理论 |
| 3.3.1 两相流基本类型 |
| 3.3.2 两相流机理分析 |
| 3.3.3 两相流模型 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 管壳式换热器壳侧沸腾换热数值模拟 |
| 4.1 参数设定 |
| 4.2 前处理 |
| 4.3 计算模型选择及UDF制作 |
| 4.3.1 湍流模型选择 |
| 4.3.2 沸腾换热计算 |
| 4.3.3 两相流模型选择 |
| 4.3.4 质量能量转移(UDF)程序制作 |
| 4.4 FLUENT设置分析及迭代计算 |
| 4.4.1 算法选择 |
| 4.4.2 管侧温度设置 |
| 4.4.3 参数引入 |
| 4.4.4 迭代计算 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 模拟结果分析与实际对比 |
| 5.1 模拟结果 |
| 5.1.1 迭代完成 |
| 5.1.2 相关结果 |
| 5.2 综合分析 |
| 5.3 与实验调查结果对比 |
| 5.4 本章小结 |
| 第六章 结论和展望 |
| 6.1 主要结论 |
| 6.2 未来发展探讨 |
| 6.2.1 改进传统折流板形式 |
| 6.2.2 改善进出口流动换热效率 |
| 6.2.3 在相邻折流板中间设置扰流导流装置 |
| 6.2.4 改变管束样式 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录Ⅰ |
| 附录Ⅱ |
（9）列管式降膜蒸发器加热管内钢丝螺旋防垢技术研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 主要符号对照表 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 管内降膜流动研究现状 |
| 1.2.1 液膜流动状态 |
| 1.2.2 液膜平均厚度 |
| 1.2.3 液膜波动的稳定性研究 |
| 1.3 管式降膜蒸发器污垢防治问题研究进展 |
| 1.3.1 降膜式蒸发器存在的污垢问题及研究意义 |
| 1.3.2 管式降膜蒸发器污垢防治方法 |
| 1.3.3 螺旋传热强化及清洗技术 |
| 1.4 本文研究的主要内容 |
| 第2章 结垢过程影响因素及钢丝螺旋防垢理论分析 |
| 2.1 结垢过程影响因素分析 |
| 2.1.1 结垢速率表达式及其影响因素 |
| 2.1.2 边界层对结晶污垢形成的影响 |
| 2.2 降膜管内钢丝螺旋防垢技术的理论分析 |
| 2.2.1 液膜边界层内速度场和温度场的改变 |
| 2.2.2 液膜边界层内的机械扰动 |
| 2.2.3 钢丝螺旋的防垢能力与影响因素 |
| 2.3 本章小结 |
| 第3章 降膜管内插钢丝螺旋的流场数值模拟 |
| 3.1 物理模型及其相关简化 |
| 3.2 网格划分 |
| 3.3 数学模型 |
| 3.3.1 控制方程 |
| 3.3.2 边界条件与计算方法 |
| 3.4 计算结果与分析 |
| 3.4.1 液相分布状态 |
| 3.4.2 管内流体速度场分布 |
| 3.4.3 液膜的湍流强度 |
| 3.4.4 降膜管内插螺旋的传热性能 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 降膜管内钢丝螺旋防垢技术的冷模试验研究 |
| 4.1 冷模试验目的 |
| 4.2 冷模试验方案 |
| 4.2.1 试验装置与流程 |
| 4.2.2 试验内容 |
| 4.2.3 试验方法 |
| 4.3 试验结果及分析 |
| 4.3.1 螺旋布膜器螺旋角对液膜均布的影响 |
| 4.3.2 钢丝螺旋对液膜流动的影响 |
| 4.3.3 钢丝螺旋轴向振动的影响因素 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 降膜管内螺旋防垢技术的传热试验研究 |
| 5.1 传热试验的目的与原理 |
| 5.2 传热试验方案 |
| 5.2.1 试验物料选择 |
| 5.2.2 试验装置与流程 |
| 5.2.3 试验方法 |
| 5.2.4 注意问题 |
| 5.3 试验结果及分析 |
| 5.3.1 空管结垢试验分析 |
| 5.3.2 钢丝螺旋防垢能力试验分析 |
| 5.3.3 影响钢丝螺旋防垢的主要因素分析 |
| 5.3.4 旋转与非旋转钢丝螺旋防垢能力分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 全文总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附录 A 传热试验测量数据记录表 |
| 附录 B 攻读硕士学位期间公开发表的论文 |
（10）中厚板辊式淬火机冷却过程数学模型的研究及控制系统的建立（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 目录 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 前言 |
| 1.1.1 国外中厚板热处理行业现状 |
| 1.1.2 国内中厚板热处理行业现状及存在问题 |
| 1.2 中厚板淬火设备及工艺技术的发展 |
| 1.2.1 中厚板淬火设备的发展 |
| 1.2.1.1 国外辊式淬火机介绍 |
| 1.2.1.2 国内辊式淬火机的发展 |
| 1.2.2 中厚板淬火工艺技术的发展 |
| 1.2.2.1 冷却介质和冷却方式的发展 |
| 1.2.2.2 淬火工艺自动化的发展 |
| 1.2.2.3 淬火过程数值模拟的发展 |
| 1.3 中厚板淬火技术存在的问题 |
| 1.3.1 淬火过程自动控制 |
| 1.3.2 淬火过程数学模型精度 |
| 1.3.2.1 与温度有关的非线性参数计算 |
| 1.3.2.2 淬火过程参数测量 |
| 1.3.3 淬火机喷水系统精确控制 |
| 1.3.4 淬火过程模拟 |
| 1.4 本文研究的背景、目的及主要内容 |
| 1.4.1 本文研究背景及目的 |
| 1.4.2 本文研究主要内容 |
| 第2章 以射流冲击换热为主的水冷模型的建立 |
| 2.1 高效喷水系统喷水规律及参数计算 |
| 2.1.1 辊式淬火机基本喷水规律 |
| 2.1.2 淬火机供水模型的建立 |
| 2.1.2.1 供水管路水力模型 |
| 2.1.2.2 供水管路水锤现象分析 |
| 2.1.3 水元法计算射流出流参数 |
| 2.2 冲击射流强化换热机理 |
| 2.3 冲击射流传热特性 |
| 2.3.1 Re及Pr计算 |
| 2.3.2 Nu计算及射流换热特性分析 |
| 2.4 射流冲击综合换热系数模型的建立 |
| 2.4.1 基于Nu分布的局部换热系数建模 |
| 2.4.2 基于反传热法的综合换热系数建模 |
| 2.4.2.1 淬火机各冷却段温降测定 |
| 2.4.2.2 综合换热系数影响因素分析 |
| 2.4.2.3 综合换热系数模型最终形式 |
| 2.5 射流冲击换热模型的建立 |
| 2.5.1 导热方程及边界条件 |
| 2.5.2 有限元模型与求解方法 |
| 2.5.2.1 二维有限单元模型 |
| 2.5.2.2 有限单元网格划分 |
| 2.5.2.3 时间步长确定 |
| 2.5.3 相变潜热处理 |
| 2.5.4 水冷冷却策略的制定 |
| 2.6 模型计算精度影响因素研究 |
| 2.6.1 氧化铁皮对钢板表面换热的影响 |
| 2.6.2 热物性参数模型的建立 |
| 2.6.2.1 钢种分类 |
| 2.6.2.2 热物性参数计算模型的建立 |
| 2.7 射流冲击换热模型的应用 |
| 2.7.1 模型实验室验证 |
| 2.7.2 现场测试验证 |
| 2.7.3 生产现场应用情况 |
| 2.8 本章小结 |
| 第3章 汽雾冷却两相参数计算及换热模型建立 |
| 3.1 汽雾冷却系统概述 |
| 3.2 气液两相流耦合计算模型 |
| 3.2.1 气相分布规律及参数计算 |
| 3.2.1.1 气体管内流动基本规律 |
| 3.2.1.2 管内流速变化影响因素 |
| 3.2.1.3 供气管路压力计算 |
| 3.2.1.4 喷嘴气体出流计算 |
| 3.2.2 液相参数计算关联式 |
| 3.2.3 气液两相耦合计算 |
| 3.2.3.1 喷射角影响因素分析及计算模型建立 |
| 3.2.3.2 二级参数计算模型 |
| 3.3 基于大容器膜态沸腾的汽雾冷却换热机理研究 |
| 3.4 汽雾冷却综合换热系数模型建立 |
| 3.4.1 钢板表面气液膜厚度计算 |
| 3.4.2 汽雾冷却综合换热系数理论修正计算 |
| 3.4.3 汽雾冷却综合换热系数分布规律 |
| 3.5 汽雾冷却温降模型的建立 |
| 3.5.1 汽雾冷却策略 |
| 3.5.2 汽雾冷却温降模型的应用 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 空冷室强制风冷换热模型及空冷温度模型的建立 |
| 4.1 强制风冷技术简介 |
| 4.1.1 气体射流冲击技术概述 |
| 4.1.2 空冷室强制风冷系统概述 |
| 4.2 空冷室高速射流供风系统参数计算 |
| 4.2.1 强制风冷过程离散化分析 |
| 4.2.2 供风参数初始化计算 |
| 4.2.3 气体喷射温度计算 |
| 4.3 气体射流冲击换热系数的研究 |
| 4.3.1 Nu分布规律及对流换热系数理论计算 |
| 4.3.1.1 单喷嘴射流冲击换热实验结果及分析 |
| 4.3.1.2 多喷嘴射流冲击换热研究 |
| 4.3.2 集总参数法计算对流换热系数 |
| 4.3.2.1 集总参数法适用条件 |
| 4.3.2.2 对流换热系数经验模型的建立 |
| 4.3.2.3 变量处理 |
| 4.4 空冷室强制风冷换热模型的建立及应用 |
| 4.4.1 换热模型的建立 |
| 4.4.2 换热模型应用情况 |
| 4.5 空冷过程传热方式及传热特性 |
| 4.5.1 非接触空冷温降模型 |
| 4.5.2 对流换热系数计算方法 |
| 4.5.2.1 辐射换热系数替代法 |
| 4.5.2.2 热边界层法 |
| 4.5.3 辐射及对流换热影响因子 |
| 4.5.4 基于半无限体非稳态导热的接触空冷温降模型 |
| 4.6 空冷温降模型的应用 |
| 4.6.1 汽雾冷却前空冷温降计算 |
| 4.6.2 亚共析钢淬前空冷参数计算 |
| 4.6.2.1 模型的建立 |
| 4.6.2.2 模型验证及应用 |
| 4.7 本章小结 |
| 第5章 典型钢种淬透层深度预测及固溶处理性能研究 |
| 5.1 中厚板淬透层深度定义 |
| 5.2 中低碳钢淬火过程组织演变规律 |
| 5.3 基于修正GROSSMANN法的中低碳钢淬透性预测模型 |
| 5.3.1 淬透性预测模型的建立 |
| 5.3.1.1 原始模型描述 |
| 5.3.1.2 基本临界直径的修正 |
| 5.3.1.3 单一合金元素的影响 |
| 5.3.1.4 合金元素交互作用影响 |
| 5.3.2 淬透性预测模型的验证 |
| 5.4 淬火临界冷却速率模型 |
| 5.4.1 基于CCT曲线的冷却速率计算 |
| 5.4.1.1 修正Maynier法 |
| 5.4.1.2 Eldis法 |
| 5.4.2 等温曲线法 |
| 5.4.3 临界冷却速率计算模型验证 |
| 5.5 辊式淬火机淬后淬透层深度计算 |
| 5.6 奥氏体不锈钢固溶处理性能影响因素研究 |
| 5.6.1 碳化物析出影响因素 |
| 5.6.1.1 化学成分对碳化物析出的影响 |
| 5.6.1.2 临界冷速对碳化物析出的影响 |
| 5.6.2 奥氏体不锈钢固溶处理对晶间腐蚀的影响 |
| 5.6.2.1 奥氏体不锈钢晶间腐蚀机理及合金元素的影响 |
| 5.6.2.2 加热温度及加热时间对晶间腐蚀的影响 |
| 5.6.2.3 冷却速率对晶间腐蚀的影响 |
| 5.7 本章小结 |
| 第6章 中厚板辊式淬火机自动控制系统的建立 |
| 6.1 淬火机控制系统的构成 |
| 6.2 基于FUZZY-PID的淬火机喷水精确控制 |
| 6.2.1 淬火机PLC系统功能概述 |
| 6.2.2 现有系统传递函数计算 |
| 6.2.3 淬火机水量Fuzzy-PID控制 |
| 6.2.3.1 水量PID控制算法 |
| 6.2.3.2 水量模糊控制策略 |
| 6.3 自动淬火功能的实现 |
| 6.3.1 数据传递及功能触发的自动实现 |
| 6.3.1.1 淬火机自动通讯功能 |
| 6.3.1.2 淬火机精确跟踪功能 |
| 6.3.2 数据存取与自动收发功能的实现 |
| 6.4 淬火机过程控制系统的设计与实现 |
| 6.4.1 过程控制系统概述 |
| 6.4.2 过程控制系统结构 |
| 6.4.2.1 各模块函数构成 |
| 6.4.2.2 系统层次及功能分配 |
| 6.4.3 过程控制系统功能设计及实现 |
| 6.4.3.1 规程设定计算及在线修正功能 |
| 6.4.3.2 过程控制系统自学习 |
| 6.5 本章小结 |
| 第7章 中厚板辊式淬火机模型及控制系统应用 |
| 7.1 RAL中厚板辊式淬火机设备技术参数 |
| 7.2 模型及控制系统实际使用效果 |
| 7.2.1 模型及控制系统考核结果 |
| 7.2.2 淬后钢板板型控制效果 |
| 7.2.3 淬火过程钢板温度控制效果 |
| 7.2.3.1 温度均匀性控制效果 |
| 7.2.3.2 温度模型计算精度 |
| 7.2.4 钢板淬后组织性能控制效果 |
| 7.2.4.1 性能测试结果 |
| 7.2.4.2 组织分析 |
| 7.3 中厚板辊式淬火机过程控制系统界面 |
| 7.4 本章小结 |
| 第8章 结论 |
| 参考文献 |
| 附图及附表 |
| 致谢 |
| 攻读博士学位期间完成的工作 |
| 作者从事科学研究和学习经历的简介 |
四、多孔体内插物强化蒸汽凝结换热实用计算关联式（论文参考文献）
- [1]基于“两流体+湍流”模型的蒸汽发生器三维热工水力数值模拟[D]. 王雨. 华北电力大学(北京), 2021(01)
- [2]管内插绕花丝强化传热特性的实验与数值研究[D]. 党伟. 兰州交通大学, 2021(01)
- [3]浸没燃烧天然气加热装置水浴传热特性分析及数值模拟研究[D]. 王浩. 北京建筑大学, 2020(07)
- [4]LNG梯级汽化器汽化性能分析与数值模拟[D]. 沈仁东. 江苏科技大学, 2018(03)
- [5]烧结矿余热回收竖罐内气固传热过程及其应用研究[D]. 冯军胜. 东北大学, 2017(08)
- [6]纯工质水平管内凝结换热特性研究[D]. 蒋明刚. 天津商业大学, 2016(02)
- [7]胶片涂布线热风冲击干燥特性及节能优化研究[D]. 白贵平. 湖南大学, 2016(02)
- [8]管壳式换热器壳侧沸腾换热模拟研究[D]. 程国鹏. 昆明理工大学, 2015(01)
- [9]列管式降膜蒸发器加热管内钢丝螺旋防垢技术研究[D]. 魏彪. 湘潭大学, 2012(01)
- [10]中厚板辊式淬火机冷却过程数学模型的研究及控制系统的建立[D]. 付天亮. 东北大学, 2010(07)