優(yōu)化內(nèi)螺紋管傳熱特性實(shí)驗(yàn)研究

陳一平，楊東，呂當(dāng)振，于鵬峰

(1．湖南省電力公司科學(xué)研究院，湖南長(zhǎng)沙 410007;2．西安交通大學(xué)，陜西西安 710049)

我國(guó)煤炭?jī)?chǔ)量中，無(wú)煙煤占13%，依據(jù)當(dāng)前燃燒政策和能源利用現(xiàn)狀，電站鍋爐燃用無(wú)煙煤、貧煤等低反應(yīng)、劣質(zhì)煤比例約為24.2%。以往電站鍋爐在燃燒無(wú)煙煤時(shí)主要選用直流燃燒器四角切圓燃燒方式的固態(tài)排渣煤粉爐，但在實(shí)際運(yùn)行中存在著火困難、燃燒穩(wěn)定性差、燃料灰熔點(diǎn)低時(shí)易結(jié)渣、飛灰可燃物含量高以及低負(fù)荷需投油穩(wěn)燃等問(wèn)題。目前美國(guó)CE公司和FW公司、英國(guó)Babcock公司、法國(guó)Stein公司、德國(guó)MAN公司等在利用劣質(zhì)煤，特別是低揮發(fā)分的無(wú)煙煤時(shí)，廣泛采用W火焰燃燒技術(shù)。W火焰鍋爐綜合了強(qiáng)化無(wú)煙煤燃燒的多種措施，在燃燒低揮發(fā)分無(wú)煙煤方面具有較為突出的技術(shù)優(yōu)勢(shì)。目前世界上運(yùn)行的W火焰鍋爐都屬于亞臨界參數(shù)機(jī)組，而超臨界W火焰鍋爐一直是個(gè)空白，為了將新型的優(yōu)化內(nèi)螺紋管垂直管圈水冷壁技術(shù)應(yīng)用于超臨界W火焰鍋爐的設(shè)計(jì)中，文中針對(duì)Φ32 mm×6.3 mm四頭12Cr1MoVG優(yōu)化內(nèi)螺紋管在亞臨界、近臨界、超臨界區(qū)的流動(dòng)傳熱特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究。

關(guān)于內(nèi)螺紋管傳熱特性研究早在上世紀(jì)60年代Swenson等〔1〕就已開(kāi)展，Swenson提出了水冷壁內(nèi)采用內(nèi)螺紋結(jié)構(gòu)，能夠顯著改善其傳熱性能，相比于光管，核態(tài)沸騰臨界條件下質(zhì)量流速更低，蒸汽含汽率更高;隨后 Nishikawa等〔2〕、Watson等〔3〕和鄭建學(xué)等〔4-5〕在亞臨界壓力條件下研究了內(nèi)螺紋管沸騰傳熱特性和臨界熱負(fù)荷特性;Iwabuchchi等〔6〕、雄大紀(jì)等〔7〕、Kohler 等〔8〕、陳聽(tīng)寬等〔9〕和鄭建學(xué)等〔10〕在亞臨界、近臨界壓力條件下研究了內(nèi)螺紋管傳熱和阻力特性。當(dāng)前大型電站在爐膛高熱負(fù)荷區(qū)域，尤其是燃燒器區(qū)域附近，廣泛采用內(nèi)螺紋管水冷壁來(lái)改善傳熱，提高臨界熱負(fù)荷，防止或者推遲傳熱惡化。由于內(nèi)螺紋管中兩相流傳熱機(jī)理的復(fù)雜性和內(nèi)螺紋管結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)傳熱的顯著影響，文中深入研究了優(yōu)化內(nèi)螺紋管 (OMLR)傳熱特性，為世界首臺(tái)600 MW超臨界W火焰鍋爐水冷壁內(nèi)螺紋管設(shè)計(jì)和運(yùn)行提供可靠數(shù)據(jù)。

1 試驗(yàn)臺(tái)架和方法

試驗(yàn)在高壓汽水兩相流及傳熱試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，試驗(yàn)系統(tǒng)包括升壓系統(tǒng)和加熱系統(tǒng)，升壓系統(tǒng)提供最大壓力為42 MPa，最大流量4.5 t/h;加熱系統(tǒng)最大功率為150 kW，試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，詳細(xì)介紹請(qǐng)見(jiàn)參考文獻(xiàn)〔4〕。試驗(yàn)參數(shù)包括亞臨界、近臨界和超臨界區(qū)，壓力范圍:P=12～30 MPa;質(zhì)量流速:G=270～1 400 kg/(m2s);外壁熱負(fù)荷:q=70～380 kW/m2。試驗(yàn)在各壓力、流量和熱負(fù)荷下，逐步增加預(yù)熱段功率，直到試驗(yàn)段壁溫發(fā)生飛升，在此過(guò)程中測(cè)定受熱管的壁溫分布，從而得出內(nèi)螺紋管在不同工況下的傳熱特性。

圖1 高壓汽水兩相流試驗(yàn)回路系統(tǒng)

試驗(yàn)管采用Φ32 mm×6.3 mm、平均內(nèi)徑為Φ19.4 mm、材質(zhì)為12Cr1MoVG的內(nèi)螺紋管，該管為600 MW超臨界W火焰鍋爐水冷壁，其結(jié)構(gòu)如圖2所示。內(nèi)螺紋管試驗(yàn)段熱電偶布置見(jiàn)圖3，其加熱長(zhǎng)度為2 000 mm，沿管子周圍共布置Φ0.5 mm鎳鉻－鎳硅熱電偶30對(duì)，用來(lái)測(cè)量管外壁溫度。而內(nèi)壁溫度Twi則通過(guò)將系統(tǒng)簡(jiǎn)化為具有內(nèi)熱源的一維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問(wèn)題〔5〕，然后用R－K法進(jìn)行數(shù)值求解。

圖2 四頭內(nèi)螺紋管結(jié)構(gòu)

圖3 試驗(yàn)段結(jié)構(gòu)及測(cè)點(diǎn)布置

2 垂直上升內(nèi)螺紋管強(qiáng)化換熱特性

2.1 亞臨界壓力區(qū)傳熱特性

圖4 亞臨界區(qū)不同熱負(fù)荷下管壁溫度隨焓值h(干度)的變化曲線

圖4示出了壓力P=12 MPa、質(zhì)量流速G=270 kg/(m2s)、不同熱負(fù)荷時(shí)試驗(yàn)管壁及工質(zhì)溫度隨焓值 (干度)的變化規(guī)律。如圖4所示，在亞臨界壓力區(qū)由于內(nèi)螺紋管的旋流作用，壁面上產(chǎn)生的蒸汽迅速脫離進(jìn)入主流，傳熱強(qiáng)化作用顯著，使得流體與管壁的換熱系數(shù)很高，因此即使在低質(zhì)量流速 (G=270 kg/(m2s))工況下，內(nèi)螺紋管壁在很寬的蒸汽干度范圍內(nèi)都能得到流體的良好冷卻，壁溫飛升發(fā)生時(shí)的蒸汽干度值也較高，圖5(a)中質(zhì)量流速G=360 kg/(m2s)的壁溫變化也具有同樣特性。同時(shí)從圖4可以看出，在過(guò)冷沸騰區(qū)，隨主流過(guò)冷度減小，工質(zhì)溫度升高，換熱系數(shù)逐漸增大;在兩相蒸發(fā)區(qū)，換熱系數(shù)達(dá)到最大，并基本維持不變;隨著工質(zhì)焓進(jìn)一步增大，直到干度達(dá)到0.91時(shí) (q=120 kW/m2)，由于液相蒸干而引起傳熱惡化，換熱系數(shù)降低，壁溫開(kāi)始升高，在焓值從2 581.12 kJ/kg升高到2 827.05 kJ/kg過(guò)程中，內(nèi)壁溫從334.32℃升高到463.09℃，外壁溫從343.43℃升高到475.82℃，仍遠(yuǎn)低于材料的安全許可溫度。同時(shí)從圖4中可以看出壁面熱負(fù)荷對(duì)傳熱影響顯著，熱負(fù)荷越高，壁溫飛升點(diǎn)干度越小，關(guān)于這一點(diǎn)會(huì)在后續(xù)部分進(jìn)一步闡述。

圖5 亞臨界區(qū)不同質(zhì)量流速下管壁溫度隨焓值h(干度)的變化曲線

圖5示出了壓力P=16 MPa、熱負(fù)荷q=200和q=250 kW/m2時(shí)、不同質(zhì)量流速下管壁及工質(zhì)溫度隨焓值 (干度)的變化規(guī)律。從圖5可以看出，隨著質(zhì)量流速的提高，亞臨界壓力下壁溫飛升時(shí)的蒸汽干度顯著提高。如圖5(a)所示，當(dāng)G=360 kg/(m2s)時(shí)，發(fā)生傳熱惡化的干度值為0.8;當(dāng)G=600 kg/(m2s)時(shí)，發(fā)生傳熱惡化的干度值提高到0.9左右;隨著質(zhì)量流速進(jìn)一步升高，當(dāng)G=800 kg/(m2s)時(shí)，內(nèi)螺紋管內(nèi)壁溫飛升在接近工質(zhì)蒸干時(shí)才開(kāi)始發(fā)生，這主要是由于質(zhì)量流速提高時(shí)，兩相流體強(qiáng)制對(duì)流的湍流強(qiáng)度得到加強(qiáng)，強(qiáng)化了湍流傳熱。

此外，由圖5(a)可知，當(dāng)熱負(fù)荷q=200 kW/m2時(shí)，在未發(fā)生傳熱惡化的兩相正常傳熱區(qū)，質(zhì)量流速G分別為360，600和800 kg/(m2s)時(shí)，對(duì)應(yīng)的內(nèi)壁溫度分別為465.45℃，428.41℃和357.68℃左右。與圖5(a)相比，在相同工質(zhì)焓值的試驗(yàn)點(diǎn)下圖5(b)內(nèi)螺紋管壁溫度普遍升高，當(dāng)熱負(fù)荷q=250 kW/m2，質(zhì)量流速為G=600和G=800 kg/(m2s)時(shí)，發(fā)生傳熱惡化的干度值分別為0.68和 0.72，內(nèi)壁溫分別為 500.32℃和464.37℃。試驗(yàn)結(jié)果表明，質(zhì)量流速對(duì)內(nèi)螺紋管傳熱的影響是顯著的，在相同的壓力和熱負(fù)荷條件下，質(zhì)量流速越高，傳熱效果越好，隨著質(zhì)量流速的增大，內(nèi)螺紋管的內(nèi)壁溫水平降低，傳熱惡化發(fā)生時(shí)的干度減小。

2.2 近臨界壓力區(qū)傳熱特性

圖6示出了壓力P=21 MPa、質(zhì)量流速G=700 kg/(m2s)、不同熱負(fù)荷時(shí)管壁及工質(zhì)溫度隨焓值(干度)的變化規(guī)律。如圖6所示，近臨界壓力區(qū)傳熱特性與亞臨界壓力區(qū)相似，在未發(fā)生傳熱惡化的兩相區(qū)，內(nèi)壁溫度與工質(zhì)溫度差在50～70℃左右。當(dāng)q=250 kW/m2時(shí)，發(fā)生壁溫飛升時(shí)的工質(zhì)焓值為2 130.57 kJ/kg，對(duì)應(yīng)的工質(zhì)干度為0.53;當(dāng)熱負(fù)荷q減小到150 kW/m2時(shí)，直到工質(zhì)干度接近1.0左右才發(fā)生壁溫飛升。試驗(yàn)結(jié)果表明降低熱負(fù)荷可以有效地推遲或避免傳熱惡化發(fā)生。

圖6 近臨界區(qū)不同熱負(fù)荷下管壁溫度隨焓值h(干度)的變化曲線

圖7 近臨界區(qū)不同質(zhì)量流速下管壁溫度隨焓值h(干度)的變化曲線

圖7給出了近臨界壓力區(qū)，壓力P=21 MPa、熱負(fù)荷q=250 kW/m2時(shí)、不同質(zhì)量流速下管壁溫度隨焓值 (干度)的變化規(guī)律。由圖7可知，在近臨界壓力區(qū) (P=21 MPa)時(shí)，隨著質(zhì)量流速的增加，管內(nèi)流體湍流強(qiáng)度增加，強(qiáng)化管壁與流體之間換熱的同時(shí)，也使得主流帶走壁面上汽泡的能力增強(qiáng)，迫使壁面無(wú)法形成連續(xù)的汽泡層，從而顯著加強(qiáng)了換熱效果，使得管壁溫度大幅降低和發(fā)生傳熱惡化的干度卻明顯升高，在兩相區(qū)內(nèi)內(nèi)壁溫較管內(nèi)工質(zhì)溫度高約30℃，傳熱惡化被有效滯后。如圖7(a)管壁溫度隨焓值 (干度)的變化規(guī)律，當(dāng)G=500 kg/(m2s)時(shí)，發(fā)生傳熱惡化的干度是0.8左右;當(dāng)G=700 kg/(m2s)時(shí)，發(fā)生傳熱惡化的干度被推遲滯后到約0.9，而當(dāng)質(zhì)量流速進(jìn)一步增大到900 kg/(m2s)時(shí)，工質(zhì)發(fā)生傳熱惡化時(shí)的干度卻沒(méi)有明顯的變化，仍為0.9左右，原因在于當(dāng)壓力低于臨界壓力時(shí)，內(nèi)螺紋管內(nèi)沸騰傳熱具有界限質(zhì)量流速，接近或超過(guò)此流速，可避免壁溫飛升發(fā)生。

此外對(duì)比圖5和圖7，可以明顯看出，近臨界壓力小質(zhì)量流速時(shí)發(fā)生壁溫飛升的干度顯著減小，這主要是由于在近臨界壓力范圍內(nèi)，內(nèi)螺紋管中旋流改善傳熱的能力迅速減弱，壁溫飛升點(diǎn)焓值減小，關(guān)于這個(gè)結(jié)論與文獻(xiàn)〔11〕報(bào)道一致。

2.3 超臨界壓力區(qū)的傳熱特性

圖8 超臨界區(qū)不同熱負(fù)荷下管壁溫度隨焓值h的變化曲線

圖8示出了超臨界壓力區(qū)P=25 MPa，P=28 MPa和P=30 MPa，質(zhì)量流量G=700 kg/(m2s)，G=850 kg/(m2s)和G=950 kg/(m2s)，不同熱負(fù)荷下管壁溫度隨焓值的變化規(guī)律。如圖8所示，在壓力和質(zhì)量流速相同的情況下，內(nèi)壁溫度隨著熱負(fù)荷的增大而增大;從圖8中可以得到當(dāng)P=25 MPa時(shí)，對(duì)應(yīng)的擬臨界溫度為384.47℃，擬臨界焓值為2 136.25 kJ/kg;當(dāng)P=28 MPa時(shí)，對(duì)應(yīng)的擬臨界溫度為394.04℃，擬臨界焓值為2 149.66 kJ/kg;當(dāng)壓力進(jìn)一步升高到30 MPa時(shí)，對(duì)應(yīng)的擬臨界溫度為399.84℃，擬臨界焓值為2 157.92 kJ/kg。

在超臨界壓力下，汽—液密度差消失，內(nèi)螺紋管中旋流改善傳熱的能力進(jìn)一步減弱，管壁溫度與工質(zhì)的平均溫差在100～200℃。同時(shí)在擬臨界點(diǎn)(hcr=2 149.6 kJ/kg)前后的換熱規(guī)律不同，在擬臨界焓值附近，管壁溫度曲線較為平緩，即壁溫上升速度較慢，這是由于當(dāng)流體溫度小于擬臨界溫度而壁溫大于擬臨界溫度時(shí)，出現(xiàn)了與過(guò)冷流動(dòng)核態(tài)沸騰現(xiàn)象類似的傳熱強(qiáng)化現(xiàn)象，此時(shí)管壁與流體之間的溫度差減小，之后內(nèi)壁溫度與工質(zhì)溫度之差隨焓值的增加而增加，放熱系數(shù)隨焓值的增加逐漸降低，表明超臨界水的傳熱好于超臨界汽的傳熱。如圖8(b)所示，以壓力P=28 MPa，質(zhì)量流速G=950 kg/m2s，熱負(fù)荷q=350 kW/m2為例來(lái)說(shuō)明管壁和工質(zhì)溫度隨焓值的變化規(guī)律。當(dāng)焓值從1 322.70 kJ/kg增加至2 115.06 kJ/kg，流體溫度從298.66℃升高到392.19℃，內(nèi)壁溫度卻從386.19℃升至434.55℃;當(dāng)焓值從2 161.169 kJ/kg增加至2 617.134 kJ/kg，流體溫度從394.67℃升至417.03℃，內(nèi)壁溫度卻從448.65℃大幅度升至543.39℃，升高了94.74℃。

3 內(nèi)螺紋管中對(duì)流換熱系數(shù)

3.1 單相水對(duì)流換熱

單相介質(zhì)在光管內(nèi)的湍流強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)計(jì)算式為Dittus-Boelter公式:

內(nèi)螺紋管相對(duì)光管有強(qiáng)化傳熱的作用，通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的線性回歸，可以擬合得到內(nèi)螺紋管內(nèi)單相介質(zhì)的換熱系數(shù)試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式:

式 (2)適用范圍:壓力P=12～21 MPa，質(zhì)量流速G=270～900 kg/(m2s)，外壁熱負(fù)荷q=60～250 kW/m2，Re數(shù)范圍為 28 500～251 000，Pr數(shù)范圍為0.87～2.26，相對(duì)誤差小于12.8%。

3.2 兩相對(duì)流換熱

由于內(nèi)螺紋管的旋流作用，核態(tài)沸騰僅在含汽率很小時(shí)存在，而兩相強(qiáng)制對(duì)流區(qū)沿管長(zhǎng)方向占有很大部分，因而本文認(rèn)為內(nèi)螺紋管內(nèi)沸騰換熱系數(shù)的研究著重在兩相強(qiáng)制對(duì)流區(qū)。利用Lockhart-Martinelli關(guān)系式中系數(shù)Xtt來(lái)關(guān)聯(lián)試驗(yàn)數(shù)據(jù):

式 (3)中 αtp為兩相對(duì)流換熱系數(shù);αlo為全液相流換熱系數(shù);Xtt為L(zhǎng)－M參數(shù):

當(dāng)汽液兩相均為紊流時(shí)，參數(shù)Xtt為:

考慮到壓力和質(zhì)量流速的影響，兩相強(qiáng)制對(duì)流區(qū)的換熱系數(shù)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)可整理為:

式 (6)中 αlo為全液相對(duì)流換熱系數(shù)，由式 (1)來(lái)確定;Pcr為臨界壓力，Pcr=22.115 MPa;Gmax為試驗(yàn)中的最大質(zhì)量流速，亞臨界壓力區(qū)為Gmax=800 kg/(m2s)。

對(duì)382個(gè)工況的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可以得到兩相換熱系數(shù)計(jì)算關(guān)聯(lián)式為:

式 (7)適用范圍:壓力 P=12～20.5 MPa，質(zhì)量流速G=270～900 kg/(m2s)，外壁熱負(fù)荷q=70～350 kW/m2，平均誤差小于15%。

3.3 干涸后的傳熱

試驗(yàn)研究表明，內(nèi)螺紋管干涸傳熱主要發(fā)生在高干度區(qū)，根據(jù)光管的研究結(jié)果可知，影響干涸后傳熱的主要因素包括:壓力、質(zhì)量流速、熱負(fù)荷和干度等。干涸發(fā)生時(shí)流動(dòng)結(jié)構(gòu)基本上是霧狀流動(dòng)，汽相傳熱起主要作用，因此用汽相參數(shù)對(duì)換熱公式進(jìn)行整理:

根據(jù)式 (8)，利用Slaughterback經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，并考慮到壓力P/Pcr修正，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合后可得干涸后換熱系數(shù)計(jì)算關(guān)聯(lián)式為:

式中 kcr=0.914為熱力學(xué)臨界點(diǎn)的導(dǎo)熱系數(shù);Prg，w為以壁溫為定性溫度得到的汽相Pr數(shù)，其他物性以飽和溫度為定性溫度。

式 (9)適用范圍:壓力P=12～21 MPa，質(zhì)量流速G=270～900 kg/(m2s)，外壁熱負(fù)荷q=70～350 kW/m2，平均誤差為12.3%。

4 結(jié)論

基于優(yōu)化內(nèi)螺紋管在600 MW超臨界W火焰鍋爐水冷壁的設(shè)計(jì)與應(yīng)用，文中研究了Φ32 mm×6.3 mm四頭12Cr1MoVG優(yōu)化內(nèi)螺紋管內(nèi)壁在亞臨界、近臨界、超臨界區(qū)，不同質(zhì)量流量、不同熱負(fù)荷下的流動(dòng)傳熱特性，并擬合建立了單相、兩相換熱系數(shù)以及干涸后傳熱計(jì)算關(guān)聯(lián)式。壓力、質(zhì)量流速、壁面熱負(fù)荷對(duì)換熱性能都有顯著的影響，試驗(yàn)結(jié)果表明:在亞臨界壓力區(qū)，內(nèi)螺紋管內(nèi)壁換熱性能良好，發(fā)生傳熱惡化的臨界熱負(fù)荷高;在近臨界壓力區(qū)，傳熱特性與亞臨界壓力區(qū)相似，但內(nèi)螺紋管中旋流改善傳熱的能力迅速減弱，使得抑制傳熱惡化的能力降低;在超臨界壓力區(qū)，內(nèi)螺紋管中旋流改善傳熱的能力進(jìn)一步削弱，管壁溫度與工質(zhì)的平均溫差在100～200℃。同時(shí)，由試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)內(nèi)螺紋管在擬臨界點(diǎn)附近具有不同換熱機(jī)理，管壁溫度曲線較為平緩，出現(xiàn)與過(guò)冷流動(dòng)核態(tài)沸騰現(xiàn)象類似的傳熱強(qiáng)化現(xiàn)象，從而有效改善了管壁的換熱性能。

〔1〕Swenson，H.S.et al.The effect of nucleate boiling versus film boiling on heat transfer in power boiler tubes〔J〕．Trans.ASME，Ser.A，1962，84:365-371.

〔2〕Nishikawa，K.Fujii，T.Yoshida，S.et al.Flow boiling crisis in grooved boiler-tubes〔C〕 ∥Proce.5th Int.HeatTransfer Conf.Tokyo:Tokyo University Press，1974，270-274.

〔3〕Watson，G.B，Robert，A.L，Niener，M，et al.Critical heat flux in inclined and vertical smooth and ribbed tubes〔C〕∥Proce.5th Int.Heat Transfer Conf.Tokyo:Tokyo University Press，1974，275-279.

〔4〕鄭建學(xué)，陳聽(tīng)寬，羅毓珊，等.高壓汽水兩相流內(nèi)內(nèi)螺紋管壁溫與臨界熱負(fù)荷特性的研究〔J〕．西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，1995，29(5):63-69.

〔5〕鄭建學(xué)，陳聽(tīng)寬，陳學(xué)俊，等.600 MW變壓運(yùn)行直流鍋爐水冷壁內(nèi)螺紋管內(nèi)壁換熱特性的研究〔J〕．中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，1996，(4):271-275.

〔6〕Iwabuchchi，M．et al.Heat transfer characteristics of ribbed tube in the near critical pressure region〔C〕∥7th Int Heat Transfer Conf.Munich，1982，5:313-318.

〔7〕熊大紀(jì)，王孟浩，朱才廣，等.氣水雙相混合物在四頭內(nèi)螺紋管中的流動(dòng)特性〔J〕．動(dòng)力工程，1983，(6):20-26.

〔8〕 Kohler，W.and Kaster，W.Heat transfer and pressure loss in rifledtubes〔C〕 ∥ Proc.8th Int.Heat Transfer Conf.SanFrancisco，CAUSA.NewYork Press，1986，5:2861-2865.

〔9〕陳聽(tīng)寬，陳宣政，陳學(xué)俊，等，內(nèi)螺紋管高壓汽水兩相流摩擦壓降特性的研究〔J〕.動(dòng)力工程，1989，(3).

〔10〕鄭建學(xué)，陳聽(tīng)寬，羅毓珊，等，內(nèi)螺紋管高壓汽水兩相流摩擦阻力特性的研究〔J〕.西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，1994，(5).

〔11〕陳聽(tīng)寬，陳宣政，鄭建學(xué)，等，垂直光管和內(nèi)螺紋沸騰傳熱特性的試驗(yàn)研究〔J〕.西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，1990，24(11):89-98.