三分螺旋折流板的疏液結(jié)構(gòu)對(duì)立式冷凝器性能的影響

周家豪 吳嘉峰 陳亞平

(東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院, 南京 210096)(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)

三分螺旋折流板的疏液結(jié)構(gòu)對(duì)立式冷凝器性能的影響

周家豪 吳嘉峰 陳亞平

(東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院, 南京 210096)(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)

為了改進(jìn)立式冷凝器的性能,對(duì)強(qiáng)化凝結(jié)傳熱性能的三分螺旋折流板疏液結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行了試驗(yàn)研究．試驗(yàn)立式冷凝器采用公用殼體可置換芯體結(jié)構(gòu),比較分析了6件三分螺旋折流板芯體和1件弓形折流板芯體的殼側(cè)凝結(jié)換熱性能．結(jié)果表明：三分螺旋折流板立式冷凝器的殼側(cè)換熱系數(shù)是弓形折流板方案殼側(cè)換熱系數(shù)的1.48～2.65倍,其中最佳的雙頭變角度帶擋液堰方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比弓形折流板殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高了144.4%；單頭變角度方案殼側(cè)換熱系數(shù)比單頭定角度方案殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高25.47%;雙頭變角度方案殼側(cè)換熱系數(shù)比單頭變角度方案殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高15.74%;帶擋液堰方案殼側(cè)換熱系數(shù)比不帶擋液堰方案殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高6.37%．

立式冷凝器;三分螺旋折流板;換熱系數(shù);變角度折流板;擋液堰

冷凝器是換熱器的重要類型之一,廣泛應(yīng)用于發(fā)電、化工、煉油、食品和制藥等行業(yè)．立式冷凝器比臥式冷凝器占地面積小、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、維修方便、成本低．立式冷凝器蒸發(fā)過程是通過管內(nèi)的降膜式或強(qiáng)制循環(huán)加熱式蒸發(fā)來(lái)實(shí)現(xiàn),加熱蒸汽在其殼側(cè)凝結(jié)放熱．這種管內(nèi)蒸發(fā)管外冷凝的立式換熱器可以應(yīng)用于濃縮、海水淡化等重要流程．然而由于傳統(tǒng)弓形折流板結(jié)構(gòu)的立式冷凝器的管外凝結(jié)液在重力作用下沿壁面聚集,管束表面的凝結(jié)傳熱熱阻沿程增大很快等原因,導(dǎo)致立式冷凝器殼側(cè)凝結(jié)換熱系數(shù)明顯低于臥式冷凝器,限制了其應(yīng)用．所以尋找一種提高立式冷凝器換熱系數(shù)的方法,對(duì)于推廣立式冷凝器的應(yīng)用是一個(gè)極大的突破．

Nusselt[1]在1916年提出的豎壁層流凝結(jié)經(jīng)典分析方法一直是液膜凝結(jié)換熱的理論基礎(chǔ)．針對(duì)具體的凝結(jié)換熱條件,許多學(xué)者[2-4]先后對(duì)Nusselt理論解進(jìn)行了修正和完善,并發(fā)展了一些數(shù)值模擬的方法．

對(duì)于工業(yè)過程中占主導(dǎo)地位的膜狀凝結(jié)來(lái)說(shuō),減薄液膜是強(qiáng)化凝結(jié)傳熱的關(guān)鍵．彭曉峰等[5]提出了利用凝結(jié)初始段液膜較薄、換熱系數(shù)較高的原理,構(gòu)造短管分段凝結(jié)中間排液的思路,并根據(jù)該原理設(shè)計(jì)了一種板翅式冷凝器．Zhong等[6]對(duì)管翅式換熱器的彎頭處采用類似的中間疏液方法進(jìn)行了強(qiáng)化凝結(jié)傳熱研究．對(duì)于應(yīng)用領(lǐng)域更為廣泛的管殼式換熱器,Chen等[7-10]在三分螺旋折流板換熱器基礎(chǔ)上,提出了三分螺旋折流板立式冷凝器方案．針對(duì)管殼式換熱器的殼側(cè)凝結(jié)過程,布置變傾斜角度的周向重疊三分螺旋折流板,將管束分隔成流通截面積分段縮小的短管段,不斷將管束上的冷凝液刮下并穿過疏液缺口沿殼體內(nèi)壁流至換熱器的底部,從而減薄換熱管表面的液膜厚度,增強(qiáng)凝結(jié)換熱．林麗等[11-12]對(duì)三分螺旋折流板立式冷凝器進(jìn)行了凝結(jié)性能和流場(chǎng)的數(shù)值模擬研究．Wu等[13]對(duì)4種螺旋折流板立式冷凝器進(jìn)行了性能試驗(yàn)研究,但由于試驗(yàn)方案沒有包括定角度的方案,故未能對(duì)螺旋折流板立式冷凝器強(qiáng)化凝結(jié)傳熱作用進(jìn)行結(jié)構(gòu)因素的分析．

本文著重對(duì)三分螺旋折流板立式冷凝器強(qiáng)化疏液的幾種折流板結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行深入的試驗(yàn)研究,并通過綜合比較單頭、雙頭,定角度、變角度,帶擋液堰、不帶擋液堰等不同結(jié)構(gòu)的傳熱效果,進(jìn)一步揭示了螺旋折流板結(jié)構(gòu)強(qiáng)化凝結(jié)傳熱的機(jī)理．

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

本文采用試驗(yàn)方法研究了6種不同結(jié)構(gòu)的三分螺旋折流板立式冷凝器(DVBH, DVH, SVBH, SVH, SBH35°, SH35°)的換熱性能，并與弓形折流板方案(SEG)進(jìn)行對(duì)比．螺旋折流板方案命名規(guī)則如下:首字母D或S分別表示雙頭和單頭螺旋;V表示變角度,由35°,25,15°三段不同傾斜角的通道串聯(lián)組成;B表示有擋液堰;H表示螺旋折流板;35°表示定角度螺旋折流板的傾斜角．

本文所研究的系統(tǒng)以水蒸氣和水為換熱工質(zhì),冷凝器管內(nèi)流冷卻水,殼側(cè)流水蒸氣．試驗(yàn)裝置由電加熱蒸發(fā)器和立式冷凝器組成的熱虹吸式自然循環(huán)工質(zhì)回路、冷卻水循環(huán)回路和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成,具體試驗(yàn)流程如圖1所示．

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)流程示意圖

電加熱蒸發(fā)器殼體內(nèi)布置6根U形電加熱管,額定功率24 kW,采用電腦程序設(shè)置占空比,通過固態(tài)繼電器調(diào)節(jié)功率．電加熱蒸發(fā)器采用螺旋折流板引導(dǎo)汽流,電加熱管上部的功率密度小于下部,用于產(chǎn)生微過熱蒸汽,以彌補(bǔ)連接管的散熱,蒸汽通過連接管道進(jìn)入立式冷凝器內(nèi)凝結(jié)．凝結(jié)液由冷凝器下部接口排入凝結(jié)液儲(chǔ)罐中,在重力作用下又流入電加熱蒸發(fā)器的殼體內(nèi)，循環(huán)使用．設(shè)置凝結(jié)液儲(chǔ)罐中的液位,防止電加熱表面被燒干．冷凝器的循環(huán)冷卻水由儲(chǔ)水箱提供,并可通過泵、閥門調(diào)節(jié)排水和補(bǔ)水的比例來(lái)控制冷卻水進(jìn)口溫度和流量．

冷凝器管程和殼程均按照單程逆流布置．冷凝器殼體公用,內(nèi)徑為φ81 mm,試驗(yàn)件芯體折流板外徑為φ80 mm．各方案試驗(yàn)件芯體的換熱管數(shù)目均為16根,換熱管尺寸為φ8 mm×1 mm×832 mm,并且布置3根拉桿,拉桿外設(shè)有φ8 mm的套管．本文所測(cè)試比較的方案分別是:雙頭變角度帶擋液堰的DVBH方案和不帶擋液堰的DVH方案;單頭變角度帶擋液堰的SVBH方案和不帶擋液堰的SVH方案;單頭35°定角度帶擋液堰的SBH35°方案和不帶擋液堰的SH35°方案,以及弓形折流板冷凝器SEG方案,見圖2和表1．

(a) 立式冷凝器

(b) DVBH

(c) DVH

(d) SVBH

(e) SVH

(f) SBH35°

(g) SH35°

(h) SEG

參數(shù)變角度雙頭變角度單頭35°25°15°35°23°15°SBH35°SEG螺旋節(jié)距/mm7550．360150100．56015064折流板數(shù)量11181069101612

螺旋折流板在立式冷凝器中除起到支撐管束的作用外,還有強(qiáng)化凝結(jié)液排泄的效果．螺旋折流板分為帶與不帶擋液堰2種,擋液堰設(shè)置在出口邊,在橢圓弧2端設(shè)置疏液缺口．螺旋折流板的強(qiáng)化傳熱機(jī)理主要體現(xiàn)在管束上的液膜遇到傾斜折流板后不斷排走,因而在折流板下方的管束表面將以相對(duì)干燥的表面凝結(jié)蒸汽;蒸汽由上而下螺旋運(yùn)動(dòng)時(shí)受到的離心力也會(huì)使得凝結(jié)液流動(dòng)方向指向外圍,將汽流中的液滴甩向四周;扇形折流板出口邊由中心指向外圍向下傾斜的結(jié)構(gòu)更容易引導(dǎo)凝結(jié)液朝外圍殼體內(nèi)壁流動(dòng),設(shè)置擋液堰和疏液缺口可有效實(shí)現(xiàn)將管束上凝結(jié)液經(jīng)殼體內(nèi)壁排向底部,避免折流板上的液體再次進(jìn)入蒸汽流演化為復(fù)雜兩相流．

試驗(yàn)中直接采集管程冷卻水流量、冷卻水進(jìn)出口溫度、殼側(cè)壓力、殼程蒸汽/凝結(jié)水進(jìn)出口溫度和壓差等參數(shù)．實(shí)驗(yàn)裝置的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括:Agilent34970A數(shù)據(jù)采集儀、Omega-FTB603B型流量計(jì)(精度1%)、上海自動(dòng)化儀表三廠Pt100A級(jí)鉑電阻(誤差為±0.15K)、Omega-PX409-030AI真空壓力計(jì)(精度0.08%)和Rosemount-3051差壓變送器(精度0.1%).數(shù)據(jù)采集程序采用LabView操作軟件編制,可分別對(duì)溫度、壓力、壓差和流量進(jìn)行實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)監(jiān)控．

2 數(shù)據(jù)處理

以流體的平均溫度作為定性溫度,可以確定流體的密度、運(yùn)動(dòng)黏度、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱等物性參數(shù)[14]．由于蒸汽凝結(jié)的工質(zhì)側(cè)釋放汽化潛熱,且其流量未知,因此傳熱量Q可從冷卻水側(cè)參數(shù)獲得，即

Q=Gicp(Ti,out-Ti,in)

(1)

式中,Gi=Viρ為冷卻水流體的質(zhì)量流量,其中,Vi為冷卻水體積流量,ρ為冷卻水密度;Ti,in,Ti,out分別為管程冷卻水進(jìn)、出口溫度．Vi的值由流量計(jì)直接測(cè)得,密度ρ和比熱cp均通過溫度確定．

將換熱管外的表面積作為計(jì)算傳熱系數(shù)的換熱面積．總傳熱系數(shù)K可以通過下式計(jì)算得到:

(2)

式中,A=nπdol為換熱面積,其不確定度為±1.41%,n為換熱管數(shù)目,do為換熱管外徑,l為換熱管長(zhǎng)度;對(duì)數(shù)平均溫差ΔTm由下式求出:

(3)

式中,ΔTmax=To,in-Ti,in,ΔTmin=To,in-Ti,out,To,in為蒸汽進(jìn)口溫度，且認(rèn)為等于凝結(jié)溫度Ts．

立式冷凝器的總傳熱系數(shù)K可由式(2)計(jì)算得到,殼側(cè)的蒸汽凝結(jié)換熱系數(shù)反映了立式冷凝器的凝結(jié)換熱性能．通過凝結(jié)傳熱系數(shù)的具體值可了解試件的凝結(jié)換熱性能．對(duì)于管殼式立式冷凝器,總熱阻為各部分熱阻之和．試驗(yàn)中管內(nèi)流體已經(jīng)達(dá)到了過渡區(qū)和湍流區(qū)狀態(tài),管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)hi采用Gnielinski公式[15]求得,即

(4)

式中,f為與冷卻水雷諾數(shù)有關(guān)的阻力系數(shù);ct為與冷卻水及普朗特?cái)?shù)Pr有關(guān)的修正系數(shù);λ為冷卻水的導(dǎo)熱系數(shù);λw為管壁的導(dǎo)熱系數(shù);di為換熱管內(nèi)徑．進(jìn)而可由下式求得殼側(cè)換熱系數(shù)ho:

(5)

管子外壁面的平均溫度Two可由下式得出:

(6)

式中,ΔTs-wo為凝結(jié)溫度與外壁面溫度之差．

冷卻水質(zhì)量流量Gi的不確定度為±1.02%;取試驗(yàn)值最小溫差,可得傳熱量Q的不確定度為±4.77%;對(duì)數(shù)平均溫差的不確定度為±2.79%;傳熱系數(shù)K的不確定度為±5.51%;殼側(cè)換熱系數(shù)ho的不確定度為±19.8%．

3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

對(duì)7種立式冷凝器方案進(jìn)行了不同條件下的冷凝性能試驗(yàn)．圖3給出了在凝結(jié)壓力為70 kPa(對(duì)應(yīng)飽和溫度為90 ℃)、冷卻水進(jìn)口溫度為(79±1)℃、冷卻水流量變化時(shí),各方案冷凝器的傳熱量、總傳熱系數(shù)、管內(nèi)換熱系數(shù)、殼側(cè)換熱系數(shù)、凝結(jié)溫度與管子外壁面溫度之差和外壁面平均溫度變化曲線．圖3(a)和(b)分別顯示了各方案的傳熱量和總傳熱系數(shù)隨管內(nèi)冷卻水流量變化的曲線．所有方案的性能指標(biāo)均隨管內(nèi)冷卻水流量的增加而增大;6種螺旋折流板方案的性能均遠(yuǎn)高于弓形折流板方案,且在螺旋折流板方案中,DVBH方案最佳,SH35°方案較差．圖3(c)和(d)分別顯示了各方案由式(4)計(jì)算的管內(nèi)和殼側(cè)換熱系數(shù)隨管內(nèi)冷卻水流量變化的曲線．7種方案的管內(nèi)換熱系數(shù)均隨管內(nèi)冷卻水流量的增加而增大．管內(nèi)換熱系數(shù)重合在一起是因?yàn)楣軆?nèi)換熱系數(shù)是根據(jù)管內(nèi)流量式(4)確定的計(jì)算值．7種方案的殼側(cè)換熱系數(shù)除了流量較小的一個(gè)點(diǎn)數(shù)值稍高外,其他點(diǎn)幾乎不隨管內(nèi)冷卻水流量的變化而變化,且各方案殼側(cè)換熱系數(shù)的區(qū)分度比較明顯．圖3(e)和(f)為各螺旋折流板方案的總傳熱系數(shù)K與弓形折流板總傳熱系數(shù)KSEG之比、螺旋折流報(bào)方案殼側(cè)換熱系數(shù)ho與弓形折流板殼側(cè)換熱系數(shù)hoSEG之比隨管內(nèi)冷卻水流量的變化曲線．由圖可見,K/KSEG大約在1.15～1.37范圍而變化,其平均值為1.267;而ho/hoSEG則在1.48～2.65范圍而變化,其平均值為2.032．6種螺旋折流板(DVBH,DVH,SVBH,SVH,SBH35°和SH35°)方案的總傳熱系數(shù)、殼側(cè)換熱系數(shù)與弓形折流板(SEG)方案總傳熱系數(shù)、殼側(cè)換熱系數(shù)比值的平均值分別為1.330,1.315,1.289,1.271,1.213,1.183和2.444,2.330,2.124,1.999,1.715,1.581，其中DVBH的總傳熱系數(shù)和殼側(cè)換熱系數(shù)分別比SEG方案提高33.0%和144.4%．圖3(g)和(h)分別為各螺旋折流板方案的凝結(jié)溫度Ts與管子外壁面溫度之差ΔTs-wo和外壁面平均溫度Two的變化曲線．可見ΔTs-wo隨管內(nèi)流量增加而增大,且殼側(cè)換熱系數(shù)越低,溫度差越大;外壁面平均溫度則隨管內(nèi)流量增加而降低,且殼側(cè)換熱系數(shù)越低，平均溫度越小．

(a) 傳熱量

(b) 總傳熱系數(shù)

(c) 管側(cè)換熱系數(shù)

(d) 殼側(cè)換熱系數(shù)

(e) 總傳熱系數(shù)比值

(f) 殼側(cè)換熱系數(shù)比值

(g) 凝結(jié)溫度與外壁面溫度之差

(h) 外壁面溫度

試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)表明,有擋液堰方案DVBH,SVBH,SBH35°的殼側(cè)換熱系數(shù)比無(wú)擋液堰方案DVH,SVH,SH35°的殼側(cè)換熱系數(shù)分別提高4.78%，6.63%和8.48%,3種有擋液堰方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比3種無(wú)擋液堰方案的殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高了6.37%．單頭變角度方案SVBH和SVH的殼側(cè)換熱系數(shù)比單頭定角度方案SBH35°和SH35°的殼側(cè)換熱系數(shù)分別提高23.91%和27.02%,2種單頭變角度方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比2種單頭定角度方案的殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高25.47%．雙頭變角度方案DVBH,DVH的殼側(cè)換熱系數(shù)比單頭變角度方案SVBH,SVH的殼側(cè)換熱系數(shù)分別提高15.16%和16.32%,2種雙頭變角度方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比2種單頭變角度方案的殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高15.74%．

在相同條件下,三分螺旋折流板冷凝器方案的凝結(jié)換熱性能都明顯高于弓形折流板方案．這是因?yàn)檎羝诠握哿靼逋ǖ乐谐噬咝瘟鲃?dòng),折流板與殼體壁面存在蒸汽流動(dòng)死區(qū),水平弓形折流板上積聚的凝結(jié)液易被裹夾到蒸汽流中,在管子外表面形成較厚的液膜,增大冷凝熱阻,阻礙蒸汽的凝結(jié)．而在三分螺旋折流板凝結(jié)方案中,蒸汽在螺旋折流板的引導(dǎo)下,形成無(wú)流動(dòng)死區(qū)的螺旋流有利于汽液分離;傾斜的折流板具有排液盤的功能,不斷將管束上的冷凝液刮干,凝結(jié)液在擋液堰和疏液缺口排至換熱器底部,使蒸汽在折流板下方管束重新以干表面冷凝,因而可提高凝結(jié)換熱系數(shù)．

凝結(jié)壓力P也是影響凝結(jié)換熱的主要因素之一．凝結(jié)壓力越低則真空度越高,不凝性氣體對(duì)傳熱的負(fù)面影響就越大．圖4給出了在冷卻水流量為0.175 kg/s條件下,各方案總傳熱系數(shù)、殼側(cè)換熱系數(shù)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)隨蒸汽凝結(jié)壓力的變化關(guān)系．圖4(a)顯示,7種方案的總傳熱系數(shù)均隨壓力增大而近似呈線性增大,螺旋折流板方案比弓形折流板方案的總傳熱系數(shù)提高了10%～35%,平均提高24.3%．圖4(b)顯示7種方案的殼側(cè)換熱系數(shù)均隨壓力增大而緩慢增大,螺旋折流板方案比弓形折流板方案的殼側(cè)換熱系數(shù)提高35%～136%,平均提高83.6%．圖4表明7種方案的總傳熱系數(shù)和殼側(cè)換熱系數(shù)均隨壓力降低或真空度增大而有所降低．

圖3和圖4都顯示6種螺旋折流板方案的凝結(jié)換熱性能均比弓形折流板方案有大幅提高;三分螺旋折流板立式冷凝器方案中雙頭、變角度和/或帶擋液堰方案的性能均明顯優(yōu)于對(duì)應(yīng)的單頭、定角度和/或不帶擋液堰方案,其中變角度效果最明顯,雙頭其次,擋液堰的提升效果較?。f(shuō)明變角度螺旋折流板方案通過截面逐漸變小而補(bǔ)償水蒸氣因凝結(jié)而減小的體積流量,使其流動(dòng)速度可以維持較高的數(shù)值,增強(qiáng)了換熱性能;雙螺旋通道的較小螺距使短管效應(yīng)增加;而擋液堰可防止在折流板上表面的液體被蒸汽再卷吸回蒸汽主流中．從擋液堰對(duì)于螺距較大的單頭定角度35°方案的提升效果最好可知,擋液堰在傳熱管上相鄰折流板間距和折流板尺寸較大的三分螺旋折流板立式冷凝器中的作用更大．

(a) 總傳熱系數(shù)

(b) 殼側(cè)換熱系數(shù)

4 結(jié)論

1) 6種三分螺旋折流板方案的總傳熱系數(shù)和殼側(cè)換熱系數(shù)均顯著優(yōu)于弓形折流板方案,其中性能最優(yōu)的雙頭變角度帶擋液堰三分螺旋折流板方案(DVBH)的總傳熱系數(shù)和殼側(cè)換熱系數(shù)分別比弓形折流板方案(SEG)提高33.0%和144.4%．

2) 2種單頭變角度方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比2種單頭定角度方案的殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高25.47%;2種雙頭變角度方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比2種單頭變角度方案的殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高15.74%;3種有擋液堰方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比3種無(wú)擋液堰方案的殼側(cè)換熱系數(shù)平均提高了6.37%．

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Influences on performances of vertical condensers with different liquid draining structures of trisection helical baffles

Zhou Jiahao Wu Jiafeng Chen Yaping

(School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China) (Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China)

To improve the condensation heat transfer performance of vertical condensers, the experiment about condensation heat transfer performance of the shell side was conducted on the enhancement features of trisection helical baffles with different liquid draining structures. The studied vertical condenser used a common shell with replaceable cores, and the testing cores included six trisection helical baffle tube bundles and a segment one. The experimental results show that the shell side condensation heat transfer coefficient of the vertical trisection helical baffle condensers is 1.48 to 2.65 times than that of the segment one, in which the shell side heat transfer coefficient in the best scheme adopting dual-thread and variable angled baffles with liquid dam increases 144.4% than that of the segment one. The shell side heat transfer coefficients in single thread variable angle schemes are, on average, 25.47% higher than the corresponding single thread single angle ones; the shell side heat transfer coefficient in the dual-thread variable angle helical baffle schemes is,on average, 15.74% higher than the corresponding single-thread variable angle ones; and the shell side heat transfer coefficients in the helical baffle schemes with liquid dam are, on average, 6.37% higher than the corresponding ones without liquid dam.

vertical condensers; trisection helical baffle; heat transfer coefficient; variable angle baffles; liquid dam

第47卷第1期2017年1月 東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEdition) Vol．47No．1Jan．2017DOI：10．3969/j．issn．1001-0505．2017．01．012

2016-07-23. 作者簡(jiǎn)介: 周家豪(1992—),男,碩士生;陳亞平(聯(lián)系人),男,博士,教授,博士生導(dǎo)師,ypgchen@sina.com.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51276035, 51206022).

周家豪,吳嘉峰,陳亞平.三分螺旋折流板的疏液結(jié)構(gòu)對(duì)立式冷凝器性能的影響[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2017,47(1):61-66.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.01.012.

TK172

A

1001-0505(2017)01-0061-06