引 言

螺旋管作为一种结构紧凑、换热高效的强化换热管型已广泛应用于制冷及低温系统、食品加工和核工业等众多领域[1-4]。目前，国内外学者已对螺旋管内单相对流传热、沸腾传热、临界热通量和传热恶化及不稳定性等进行了一系列研究[5-9]。

过冷液体在通道内流动时，通常将加热壁面上气泡开始产生但不脱离的点称为过冷沸腾起始点（ONB）。作为单相对流传热与两相沸腾传热的分界点，过冷沸腾起始点前后传热与流动特性均发生了很大变化。因此，过冷沸腾起始点在工程应用及实验研究中均得到了广泛关注。自20世纪60年代以来，国内外研究者对过冷沸腾起始点进行了大量的理论研究。Hsu[10]最先提出了沸腾起始点的判定准则，认为应以气泡发泡的过热条件与边界层中单相对流的传热条件确定沸腾起始点。Sato等[11]、Davis等[12]以此准则为基础，分别提出了沸腾起始点的热通量与壁面过热度的关联式。同时,McAdams等[13]及Bergles等[14]也对沸腾起始点进行了相关的研究，并以实验数据为基础发展了相关经验关联式。Kandlikar[15-16]对过冷沸腾起始点的热通量、过热度、干度以及气化核心等进行了系统的理论研究。另外，国内外的研究者还在各种各样的通道中对过冷沸腾起始点开展了相关的实验研究。杨瑞昌等[17]以R12为工质在较大的系统压力、过冷度（ΔTsub）和加热功率范围内对环形通道内自然循环过程中过冷沸腾起始点进行了实验研究。Basu等[18]通过直接观察和温度判定的方法对正方形和管束通道内过冷沸腾起始点进行了实验研究。实验结果表明，流体的流量、过冷度和接触角对沸腾起始点的热通量和过热度均有较大的影响。徐光展等[19]以壁温法确定ONB，对多孔介质通道内过冷沸腾起始点的特性进行了研究。实验结果表明，通道内过冷沸腾起始点的过热度和热通量在出口处较低，同时随着工质流速的增大而增大。周云龙等[20]以水为工质，对棒束通道内过冷沸腾起始点进行了实验研究，并分析了相关几何结构和实验参数对过冷沸腾起始点的影响。实验结果表明，在相同工况条件下接近中心通道的子通道发生过冷沸腾时壁面过热度和热通量相对较小。赵楠等[21]对3 mm和4 mm的窄缝通道内过冷沸腾起始点进行了实验研究，结果表明窄缝宽度越小沸腾起始点的热通量越低。Castiglione等[22]在功率为 60 kW 的内燃机内对发动机冷却系统的过冷沸腾起始点进行了实验研究和理论分析。研究结果表明，冷却剂的压力波动、发动机进出口体积流速比不能判定过冷沸腾的发生情况，但是冷却剂的压力、温度和发动机内壁面温度可以作为过冷沸腾起始点的判定参数。Song等[23]及 Al-Yahia等[24-25]对矩形窄通道内沸腾起始点进行了研究，并分别发展了基于无量纲分析和Jens-Lottes公式[26]的过冷沸腾起始点预测关联式。Shen等[27]通过可视化和数值模拟方法对疏水性表面的气泡行为进行了研究，结果表明水中溶解性气体对沸腾起始点的提前发生有重要的影响。

短距离攻击的典型代表是贿赂攻击。贿赂攻击的核心思想在于使用贿赂促使节点选择在对攻击者有利的链。典型攻击步骤如下：

但是，对螺旋管内过冷沸腾起始点的研究在现有文献中鲜有报道。Kong等[28]以R134a为工质，对卧式螺旋管内过冷流动沸腾起始点进行了实验研究。为进一步研究螺旋管内过冷沸腾起始点的特性，本文在较低压力和流量参数范围内，对立式和卧式螺旋管内过冷沸腾起始点的特性进行了比较，分析了实验参数对立式和卧式螺旋管内过冷沸腾起始点的影响，并基于实验数据发展了螺旋管内过冷沸腾起始点热通量的关联式。

1 实验装置及测试方案

1.1 实验装置

  

图1 实验系统图Fig.1 Schematic of experimental loop

 

1—metering pump；2—valve；3—mass flow meter；4—sight glass；5—preheater；6—test section；7—condenser；8—receiver；9—filter；10—chiller；11—cooling tower；12—refrigerant pump；13—refrigerant tank；14—accumulator；15—pressure reducing valve；16—vacuum pump；17—halogen leak detector

如图1所示，实验装置主要由实验工质（R134a）循环、冷却剂（30% CaCl2溶液）循环和数据采集系统等组成。在R134a循环中，储液罐中的过冷工质经计量泵加压后输送至预热器，在预热器内实验工质被加热至设定温度后进入实验段内进行测试。实验过程中利用管段的电阻热效应采用直流稳压电源分别对预热器与实验段进行加热，其最大输出功率分别为24 V×200 A、60 V×500 A。在实验段内完成加热测试后，R134a直接进入套管式冷凝器，与冷却剂进行逆向流动换热，冷凝后的R134a液体被储存于储液罐内以作连续循环使用。在冷却剂循环中，低温CaCl2溶液由制冷机组提供，冷凝器的冷却能力由CaCl2溶液的温度与流量决定。

在该实验系统中，测量及调节的主要参数包括：工质的质量流量（G）、压力（P）、温度（T）及加热的热通量（q″）。R134a的流量可以通过计量泵及阀门调节为设定值，并通过 Coriolis质量流量计测量其相应数值。在实验段的进、出口位置分别装有压力传感器及铠装热电偶（图1），分别测量R134a在进、出口的压力及温度。工质的入口温度可以通过改变冷凝器的冷却功率及预热器的加热功率调节。同时，工质的压力可通过实验段下游的压力调节阀调节。实验系统中安装的蓄能器可以减小实验过程中工质的流量及压力波动。实验系统中所有装置信号均通过Agilent 34980A数据采集系统记录、处理。

Re——Reynolds数

图6为压力对过冷沸腾起始点在立式和卧式螺旋管内的影响。如图所示，当系统压力逐渐增大时，过冷沸腾起始点的热通量和壁面过热度却在不断减小。压力对过冷沸腾起始点的影响可以分为两个方面：一方面，压力升高使气液密度差较小，气泡不易产生或脱离，从而使起始点推迟；另一方面，压力升高使热阻增大、热绕流增强，使局部热聚集、壁面过热度增大，从而使起始点提前[30]。如前文所述，螺旋管内壁面温度存在不均匀性，同时随着压力的增大，局部热聚集程度增加、壁面过热度增大，从而使过冷沸腾起始点的热通量随着压力的升高反而降低。

1.2 实验段

如图2所示，实验过程中螺旋管以卧式[图2(a)]和立式[图2(b)]两种不同放置方式连接在实验系统中。实验中所使用的螺旋管均由304不锈钢制作而成，其几何参数如表1所示，并标记于图2中。在螺旋管外壁面布置φ0.5 mm T型热电偶，用于测量加热过程中螺旋管的壁面温度。图2(c)、(d)为螺旋管外壁面的热电偶布置情况，α、β 各位置上均布置了T型热电偶。图2(c)为螺旋管的侧视图，从螺旋管底端（α = 0°）开始每隔45°布置一个测试截面；图2(d)为螺旋管截面图，从螺旋管内侧（β = 0°）开始每隔 90°布置一个热电偶。在每一个螺旋管圈上总共布置32个热电偶。

应用绿色建筑技术设计高层民用建筑时，首先就要注重建筑的选址问题，虽然建筑的选址基本都由开发商决定，但是设计人员依然可以对建筑地址以及周边环境进行考察，从而利用这些自然条件进行节能设计，提升方案设计的合理性。这需要设计者在设计之前，要对建筑场地进行全方位的了解，要考虑到周围的环境因素以及施工的复杂度，根据实际情况进行规划，高层建筑规划布局应满足日照标准，且不得降低周边建筑的日照标准。在具体设计时需要注重工程规模、建筑间距以及建筑朝向等方面的内容，分析附近环境中的不利因素，改善环境状况，从而为绿色建筑设计及施工打下良好的基础。

  

图2 实验段及热电偶布置Fig.2 Schematic of installation of thermocouples

 

表1 螺旋管几何参数Table 1 Geometric parameters of test section

  

No. do/mm di/mm Dc/mm Pi/mm L/mm 1 10 8.0 380 120 47972 10 8.0 380 80 47843 10 8.0 380 40 47764 10 8.0 220 80 27825 10 8.4 300 45 2829

1.3 数据处理

为了进一步研究各实验参数对螺旋管过冷沸腾起始点的影响，本文选取不同实验参数条件下的实验数据进行了分析对比。在实验数据的分析过程中，以螺旋管截面的平均壁面过热度与热通量的关系来说明该条件下过冷沸腾起始点的特性。同时，对比了同一实验参数对立式和卧式螺旋管内过冷沸腾起始点的影响趋势。为了消除螺旋管进、出口效应对管内流动和传热的影响，本文所选取的数据均为螺旋管第2圈或第3圈的实验数据。

12月1日，中国移动对外公布了其NB-IoT模组集采中标候选人，共9家企业入围，总采购量不超过500万片。去年9月，中国电信曾组织了一场在当时规模最大的NB-IoT模组招标，规模超过50万台，当时已被业界尊为“宇宙第一标”。之后，中国联通进行过350万片的NB-IoT模组招标。NB-IoT是物联网领域的新兴技术，可广泛应用于智慧城市、物流行业、个人消费、智能家居等领域。当这批模组彻底投入使用，中国移动的物联网布局规模将远超联通、电信。

本实验采用Moffat [29]误差传递函数和系统误差与随机误差的均方根法计算实验测量的不确定度。螺旋管管径及节距的不确定度为±0.25%；螺旋管螺旋直径及长度的不确定度为±0.23%；压力的不确定度为±0.97%；温度的不确定度为±0.18%；流量及热通量的不确定度分别为±6.75%和±1.72%。

2 实验结果与分析

2.1 壁面温度分布特性

图3(a)、(b)分别为立式和卧式螺旋管内α =180°截面各测点壁面过热度随热通量的变化情况。由图3可以看出，随着热通量的增大，螺旋管内的传热方式由单相对流传热转变为泡核沸腾传热。在单相对流换热方式的作用下，螺旋管截面各位置的过热度呈线性增长。当壁面过热度达到其临界值后，热通量的持续增大将导致过冷沸腾发生。由于换热方式的转变，过冷沸腾起始点的传热系数增大，壁面温度会出现突然下降。在本实验过程中，根据这种温度变化来判断过冷沸腾的发生情况。当壁面传热进入过冷沸腾阶段后，壁面温度基本保持不变。

  

图3 螺旋管截面各测点过冷沸腾曲线Fig.3 Wall heat flux versus wall superheat at varied crosssection locations β

通过比较立式和卧式螺旋管内过冷沸腾曲线可知：在单相对流换热条件下，两种放置方式的螺旋管壁面温度的分布特性大致相同。在单相对流传热过程中：螺旋管内侧（β = 0°）的温度最高，外侧（β = 180°）壁温最低，β = 90°、270°两侧大致相同且处于内、外两侧之间。即螺旋管截面周向各测点之间的壁温存在不均匀性，这主要是由离心力作用下形成的二次流以及轴向流速分布所致。首先，在离心力作用下垂直于主流流动方向上压力梯度不平衡，使截面中心的低温流体流向外侧，外侧的流体沿管壁流向内侧形成二次流。该二次流动使螺旋管截面外侧的换热温差高于内侧的换热温差，所以外侧壁温低于内侧壁温。其次，在离心力作用下螺旋管外侧流体的流速高于内侧的流速，导致外侧换热增强。在二者的共同作用下，螺旋管截面外侧壁温低于内侧壁温。通过比较发现，卧式螺旋管内温度不均匀程度略大于立式螺旋管内的不均匀程度。这主要是因为：当α = 180°时，卧式螺旋管内重力与离心力作用方向一致，在二者合力的作用下二次流的强度增强[5]，从而使螺旋管内外两侧的温差增大。

由图3可知，在螺旋管同一截面内，各测点过冷沸腾起始点的热通量不会随着β的变化而变化，而且立式和卧式螺旋管内过冷沸腾起始点的热通量基本相同。但是，卧式螺旋管内过冷沸腾起始点的壁面过热度均高于立式螺旋管内相应测点的壁面过热度。同时，立式螺旋管上侧（β = 270°）的壁面过热度下降幅度是下侧（β = 90°）过热度下降幅度的3.3倍，而卧式螺旋管内过冷沸腾发生时壁面过热度的下降幅度随β的变化不大。这主要是因为在立式螺旋管内，过冷沸腾发生后在重力作用下的气泡运动行为，使截面壁温的最高与最低点分别位于螺旋管的上侧与下侧，从而使过热度的下降程度有较大不同。

2.2 过冷沸腾起始点特性

图4为过冷度对立式和卧式螺旋管管内过冷沸腾起始点的影响。在两种不同放置方式的螺旋管中分别保持质量流量与压力不变，选取同一截面在不同过冷度条件下沸腾起始点的热通量和过热度进行分析。如图4所示，随着过冷度增加，过冷沸腾起始点的热通量和过热度也相应增加。这主要是因为在单相对流换热过程中，随着过冷度的不断增大，过冷液体与加热管壁之间的传热温差增大，从而强化了高过冷度条件下的单相对流换热。所以，随着过冷度增大需要更大的热通量才能使加热壁面的过热度达到发生过冷沸腾的临界值。

  

图4 过冷度对过冷沸腾起始点的影响Fig.4 Effect of subcooling on heat flux of ONB

质量流量对立式和卧式螺旋管内过冷沸腾起始点的影响分别由图5(a)、(b)表示。通过比较发现，质量流量与过冷度对过冷沸腾起始点特性的影响趋势基本一致。随着质量流量的增加，过冷沸腾起始点的热通量和壁面过热度也随之增大。这主要是因为在低质量流量下，螺旋管内过冷流体对加热管壁冷却不充分，使壁面过热度更容易达到其临界值，从而使过冷沸腾在较低的热通量时即可发生。

在实验开始前需对实验系统制冷剂循环进行真空处理并加注R134a。实验过程中，通过调节压力调节阀、计量泵行程、冷却剂流量调节阀及预热器电源等装置将各实验参数调整至设定值，并保持各参数稳定。然后，对实验段进行加热测试并以设定的速率逐步提高实验段加热的热通量。随着热通量的增大，过冷沸腾起始点将由实验段出口开始逐步呈现，通过数据采集系统记录各实验参数的变化过程。实验过程中采集的数据均为改变热通量后实验段内传热稳定状态下的数据。

  

图5 质量流量对过冷沸腾起始点的影响Fig.5 Effect of mass flux on heat flux of ONB

在设定工况 G = 220 kg·m−2·s−1，ΔTsub=10℃，P= 650 kPa的条件下，研究了螺旋管的几何参数对过冷沸腾起始点的影响。如图7所示，螺旋管节距对管内单相对流换热及过冷沸腾起始点的影响均比较小。但是，螺旋直径对过冷沸腾起始点的影响较大。实验结果表明，随着螺旋直径的增大，过冷沸腾起始点的热通量和壁面过热度均有所降低。这主要是由于，当螺旋直径比较小时，测试流体在到达所选取的测试截面时，流体经历的加热长度较小、温度较低，从而使该处管壁能够被充分冷却、过热度较小，无法达到沸腾所需的临界过热度。另一方面，当螺旋直径比较小时，管内的二次流动强度较大，对管壁的冷却程度加强，从而导致过冷沸腾起始点推迟，即过冷沸腾起始点的热通量增大。另外，比较图4～图7可知，立式与卧式螺旋管内各参数对过冷沸腾起始点的影响趋势基本相同。

2.3 过冷沸腾起始点关联式

  

图6 压力对过冷沸腾起始点的影响Fig.6 Effect of pressure on heat flux of ONB

已有过冷沸腾起始点的关联式大多是针对常规通道提出的，如Sato等[11]提出了如下关联式

 

但是，若将式（1）直接用于螺旋管内过冷沸腾起始点的预测将会存在较大误差。通过2.2节中分析可知，入口过冷度、压力、质量流量以及螺旋管几何参数对过冷沸腾起始点会产生不同程度的影响。由于实验参数对立式与卧式螺旋管内过冷沸腾起始点的影响趋势大致相同，可将立式与卧式螺旋管内的实验数据用同一关联式进行拟合。本文引入下述相关无量纲数表示各实验参数对过冷沸腾起始点的影响。

Dean数（Dn）由Reynolds数（Re）、螺旋管内径和螺旋直径组成，表示螺旋管内离心力与黏性力的影响，可表征量流量与螺旋直径对过冷沸腾起始点的影响。Dn的表达式如下

 

  

图7 螺旋管节距对过冷沸腾起始点的影响Fig.7 Effect of helical pitch on heat flux of ONB

（4）通过量纲分析法确立了过冷沸腾起始点热通量关联式形式，并采用非线性拟合得到了螺旋管内过冷沸腾起始点热通量的关联式，预测值和实验数据吻合良好。

 

式中，a～e为拟合系数。

本文通过实验研究，测试了系统压力P = 412～850 kPa，过冷度 ∆Tsub = 4.7～15.0℃，质量流量G=147.5～443.7 kg·m−2·s−1的参数范围内，立式和卧式螺旋管内不同截面位置[图2(c)]过冷流动沸腾起始点的热通量和过热度，共获得341组不同位置和工况条件下的过冷沸腾起始点数据。通过1stOpt数据拟合软件，采用Marquardt优化算法，对341组实验数据进行非线性拟合，得到下述关联式该式适用的参数范围为：849≤Dn≤2626,1.6×10−2≤ρv/ρl ≤3.5×10−2，0.04≤ΔTsub/ΔTsat≤3.18。

 

图8为实验值与式（4）计算值的比较结果。关联式（4）的预测值与实验值的偏差主要由实验参数测量的不确定度以及螺旋管内传热的不均匀性造成。由图8可知，96.1%的实验数据与关联式预测值的误差在±20%范围内，实验值与计算值吻合较好，式（4）可用于螺旋管内过冷沸腾起始点热通量的预测。

  

图8 实验值与预测值比较Fig.8 Comparison of experimental data with calculated results

3 结 论

本文对两种不同放置方式螺旋管内过冷沸腾起始点特性进行了实验研究，得到了立式和卧式螺旋管内过冷沸腾起始点热通量、壁面过热度等参数的分布特性，研究了入口压力、过冷度、质量流量及螺旋管几何参数对过冷沸腾起始点的影响，发展了预测螺旋管内过冷沸腾起始点热通量的关联式，得到了如下结论。

(1) 东江下游及三角洲河道河床下切致使博罗水文站H-Q曲线不断处于下降趋势。利用1966年K值延长2000年K值近曲线，可以得到相对合理的1997年地形条件下博罗H-Q曲线高水部分。

（1）在过冷沸腾起始点上，立式与卧式螺旋管内壁面过热度分布是相似的。螺旋管内侧（β = 0°）壁面过热度最高，外侧（β = 180°）过热度最低，β=90°、270°两侧过热度基本相同并处于内、外两侧之间，且在同一截面上过冷沸腾起始点的热通量是相同的。

（2）在相同的实验条件下，立式和卧式螺旋管内过冷沸腾起始点的热通量几乎相同。但是，卧式螺旋管过冷沸腾起始点的壁面过热度和过热度下降幅度均大于立式螺旋管内的相应参数。

ΔTsub——过冷度，℃

一要更好促进短期绩效与长期发展之间的综合平衡。农业产业扶贫资金多是在财政体制常规分配渠道之外，按照专项资金和项目制方式进行资源配置。农业生产的周期性特征决定了农业产业发展的特殊性，往往需要三五年甚至更长时间的持续投入，才能形成比较成熟的产业链。当前，个别贫困地区在产业扶贫项目资金的投入使用上，更偏向于追求财政绩效考核意义上的短、平、快，希望收到立竿见影的效果，这容易导致产业扶贫出现重短期效应、轻长效机制、组织化程度低、同质化严重等问题。解决这些问题，必须有“功成不必在我”的精神境界和“功成必定有我”的责任担当，真正以长远眼光，厚植产业发展的长久根基。

系统压力对过冷沸腾起始点的影响可以用气液密度比来表示。为了表征过冷度对过冷沸腾起始点的影响，将液体过冷度与壁面过热度的比率引入预测关联式。因此，螺旋管内过冷沸腾起始点热通量的预测关联式可表示为

符 号 说 明

Dc——螺旋直径，mm

Dn——Dean数

di,do——分别为螺旋管内径和外径，mm

G ——质量流量，kg⋅m−2⋅s−1

ifg ——汽化潜热，J⋅kg−1

Pi——螺旋管节距，mm

L——加热长度，mm

难以置信的是，背后议论不少。公司处事一贯谨慎，并不正面回答。它在一座废弃的制造假面具的工厂涂抹了一段简洁的文字，如今已收入《圣经》。这段说教指出彩票是世界秩序中插进的一种偶然性，承认错误并不是驳斥偶然性，而是对它的确证。还指出，那些石狮子和圣洁的容器虽然未被公司否认（公司不放弃参考的权利），它们的作用是没有正式保证的。

P——压力，kPa

kl——液体热导率，W⋅m−1⋅K−1

3.儿童初治失败的处理：（1）初治NNRTI方案失败，换用多替拉韦（DTG）或含激动剂的PI+2 NRTIs（含激动剂的PI首选LPV/r）；（2）初治 LPV/r方案失败，换用 DTG+2 NRTIs，DTG不可及时，则换成拉替拉韦（RAL）+2 NRTIs；如果DTG和RAL均不可及，3岁以下儿童则维持原方案并进行依从性指导，3岁以上儿童可改为NNTRI+2 NRTIs，NNTRI首选依非韦伦 （EFV）；（3）治疗失败后NRTIs的替换，阿巴卡韦（ABC）或替诺福韦（TDF ）更换为齐多夫定（AZT），AZT 更换为 TDF或 ABC。

“我总觉得你应该先关心一下我的后背，好像被炸了个大洞，尽管我曾用影石对那里加强过防护。”丁达说着，尝试着动弹一下，然后乐观地说道， “好吧，我觉得我还能爬得动，像一只蜗牛那样，帮你们找找启动的方法。”

q”——热通量，kW⋅m−2

Jośi 1967: Jayaśakara Jośi, Halāyudhakośa (Abhidhānamālā), (Hindī samiti granthamālā 150) (2nd ed.; 1st ed. 1957), Lakhanaja.

ΔTsat——过热度，℃

（3）立式与卧式螺旋管内过冷沸腾起始点随着实验参数的变化趋势是相同的。过冷沸腾起始点的热通量、壁面过热度随着过冷度和质量流量的增大而增大；而过冷沸腾起始点的热通量、壁面过热度随着压力、螺旋直径的增大而减小；螺旋管节距对过冷沸腾起始点特性无明显影响。

α ——螺旋圆心角，(°)

β——管截面圆心角，(°)

μ——黏度系数，Pa⋅s

3.1.4 在关键分的时候，在双方的实力相差不多时，比赛进入局点或赛点时二者的比分较为接近。这个时候，技术、战术对于他们已经很难分出胜负了，就要看他们心理素质的比拼，谁能经得起考验谁就获胜。

ρv, ρl——分别为气体和液体的密度，kg⋅m−3

σ——表面张力，N⋅m−1

下角标

c——螺旋管

i——内侧

2.求解Logistic模型。在求解Logistic模型时，同样固定逾期与不逾期客户之比为3：7，直接在6012个样本上应用该模型。利用SPSS进行求解，为使选取的指标对y的影响更具代表性，同时使Logistic回归结果更具准确性，本文对Sig.大于0.05的指标进一步筛除，也即保留置信度在95%以上的指标，最终得到12项研究指标及其对应参数如表5：

l——液体

o ——外侧

v ——气体

（2）数字货币达不到100%的安全。从目前的数字货币——比特币为例看，存在一定的攻击隐患，这样的安全威胁目前不适合货币金融体系。

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