混合工质水平管内强制对流蒸发换热计算

本文提出了一个新的非共沸混合工质水平管内强制对流蒸发换热计算经验公式，该式简单准确，对１４２个实验数据的计算表明，误差小于１０％的数据点占９０．１４％，最大相对误差为２３．６７％．文中提供广确定非共沸混合工质热力性质和热物性的方法，并指出在强制对流蒸发工况下，传质阻力对换热的影响可以忽略不计．     

中低温热能驱动的非共沸工质有机Rankine循环

有机Rankine循环(organic Rankine cycle, ORC)是目前实现200℃以下中低温热能高效热功转换的主流技术之一。非共沸工质可有效减少换热■损,实现组元性能的优势互补,扩大工质遴选范围,正在成为ORC领域研究应用的新趋势。该文总结了作者团队在非共沸ORC系统优化设计、性能分析等方面的研究进展,并在常规非共沸工质ORC的基础上引入了双压蒸发循环以改善蒸发过程的温度匹配,显著减少换热■损;引入分液冷凝方法提升了非共沸工质的冷凝换热性能,大幅降低系统成本。总体而言,非共沸工质可显著提升ORC系统的热力性能,分液冷凝方法又可有效解决其所需换热面积大、热经济性能差的缺陷;因此,非共沸工质在ORC系统中具有广阔的应用前景。     

机加工多孔表面非共沸混合工质池沸腾换热

对纯R11、R113及R11/R113非共沸混合工质在平壁面和机加工多孔壁面(MFPS)上的池沸腾换热特性进行了实验研究。结果表明:混合工质沸腾换热系数相对纯工质沸腾换热系数的大小与易挥发分百分比x_1有关。混合工质池沸腾实际换热系数的降低量△h_b与热负荷高低有关。非共沸混合工质在MFPS上的池沸腾换热系数比平壁面提高1.7～2.5倍,与纯工质比较,其强化效果降低,而△h_b增加,它与MFPS无因次参数m值大小有关。提出了混合工质在平壁面上池沸腾换热修正计算式,最大偏差在±8%之内。还首次建立了混合过程熵增△S_(mix)与△h_b之间的定量关系式。并提出了混合工质在MFPS上的池沸腾换热计算式,最大偏差在±15%之内。     

非共沸混合工质膜状凝结小温差工况的研究

针对非共沸混合工质大空间膜状凝结小温差工况建立了一种新的解析模型，并以Ｒ２２／Ｒ１４２ｂ水平管外凝结为对象进行分析求解，理论计算重现了实验研究中出现的某些小温差工况下凝结换热恶化异常严重的现象，经过分析提出：“在混合蒸汽沿凝结物面方向的运动可以忽略的场合，非共沸混合工质凝结换热所需的最小温差等于此混合工质在相应组分浓度下的露泡点温差”的观点。     

环状流条件下水平蒸发管周向壁温变化特性研究

对纯工质R22和非共沸混合工质R32/R134a(25％／75％)在水平光管和微翅管内的流动沸腾特性进行了实验研究，分析了两种工质在环状流条件下水平管的周向壁温变化特性，为动力工程蒸发换热设备以周向壁温变化来判断两相流流型提供了理论基础。     

基于分析的内燃机排气余热ORC混合工质性能分析

使用非共沸混合工质可以降低ORC系统的不可逆损失.为此,建立了内燃机排气余热ORC模型,分析了不同组分非共沸混合工质toluene/R141b在不同蒸发温度和冷凝温度下的热效率、效率和损失.分析结果表明:混合工质的效率均低于纯工质;纯toluene的热效率和效率最高.使用混合工质,一方面可以拓宽工质选择范围;另一方面,由于温度滑移,混合工质可以更好地与热源匹配,减小不可逆损失.     

HFC－32／HFC－134a在毛细管内流动的计算机模拟及分析

对非共沸混合工质ＨＦＣ－３２／ＨＦＣ－１３４ａ在毛细管内的流动状态进行了分析．从毛细管内流体流动的基本方程出发，结合非共沸二元工质的特性，应用混合法则分析了非共沸混合工质的节流过程．建立数学模型并求得在不同压差条件下的毛细管最佳长度．     

RKS状态方程用于混合致冷剂热力性质的计算

应用 Redlich-Kwong-Soave 状态方程对非共沸混合工质 R22/R114、R13B1/R152a 的热力性质及汽液平衡进行了计算,同时还计算了两种共沸混合工质 R500和 R502。与实验数据的比较表明,汽液平衡、饱和压力和非共沸混合工质的饱和容积都获得了令人满意的结果。此外还为上述四种混合工质确定了交互作用系数。     

混合工质及纯工质水平管内流动沸腾换热研究综述

本文在分析国内外有关文献的基础上,综述了非共沸混合工质及纯工质水平管内流动沸腾换热研究的成果和现状,并对该领域进一步的研究提出了一些看法。     

非共沸混合工质R22／R152a水平单管外凝结换热的实验研究

在系统温度为３０℃时，对纯工质Ｒ１２、Ｒ１５２ａ及五种Ｒ２２组分浓度配比下Ｒ２２／Ｒ１５２ａ非共沸混合工质，在水平单管外凝结换热特性进行实验研究。实验结果表明：（１）在五种Ｒ２２组分浓度配比下Ｒ２２／Ｒ１５２ａ混合工质的管外凝结换热系数均低于纯质Ｒ１５２ａ，但高于纯质Ｒ１２；（２）对于光管，Ｒ２２／Ｒ１５２ａ管外凝结换热系数是纯质Ｒ１２的１．３４￣１．４３倍。低助管为１．１５￣１．３５倍、双侧强化     

混合制冷剂沸腾传热模型及经验方程

混合工质的传热系数非常低,采用机械加工表面多孔管可以大大提高了其沸腾传热系数,本文建立了混合制冷工质在机械加工表面多孔管外沸腾传热过程的模型,并推导了其沸腾传热膜系数的经验关联方程,在实验范围内,该经验方程与实验数据的最大偏差不超过１３．８％,平均偏差小于４．９７％《     

微翅管几何参数对混合工质流动沸腾特性的影响

对非共沸混合工质R32／R134a在水平微翅管内的流动沸腾特性进行了实验研究，获得了微翅管的翅高和翅数对换热性能的影响，并综合比较了3根微翅管的换热性能。同时，将微翅管与光管性能进行了比较。结果表明，在相同工况下，翅高为0．2mm、翅数为60的换热性能最好；微翅管的换热性能明显优于光管。     

R417A在水平光滑管和内螺纹管中的流动沸腾换热

对非共沸混合制冷剂R417A在外径为9.52 mm的水平光滑管和2种不同几何参数的内螺纹管中的流动沸腾换热进行实验研究,分析讨论了制冷剂质量流速、热流密度、干度、强化管参数对换热系数的影响规律和影响机理.实验结果表明:换热系数随着质量流速的增大而增大.在以对流蒸发占优势的换热区,热流密度对换热系数的影响较小;换热系数随着干度的增大先呈现出增大趋势,增至高峰值后又迅速下降,高峰值随热流密度的增大和质量流速的减小向干度较大的方向移动;内螺纹管能有效强化制冷剂的流动沸腾换热,R417A在2种内螺纹管中的换热系数分别比在光滑管中高出130%~210%和150%~270%.     

非共沸混合物在强化管管束外冷凝的实验研究

对非共沸混合物Ｒ１１／Ｒ１１３在花瓣型翅片管管束外的全冷凝过程进行了实验研究，结果证实花瓣型翅片管能较好地强化非共沸混合物Ｒ１１／Ｒ１１３的冷凝以及管束效应很小。还讨论了平均冷凝传热系数与摩尔分数的关系。     

双元工质喷射制冷循环

对双元非共沸工质喷射制冷循环做了可行性分析，利用ＰＲ方程对两种双元工质ＲＣ３１８／Ｒ１２３和ＲＣ３１８／Ｒ１４１ｂ进行了热力循环计算，对双元工质ＲＣ３１８／Ｒ１４１ｂ进行了喷冷循环实验，并与单元工程质Ｒ１４１进行了对比。理论分析和实验数据表明，通过选择合适的双元工质，在喷冷系统中不但可以提高其制冷品质，亦能同时提高制冷循环的能效比。     

三元非共沸混合工质变组成容量控制空调系统可行性分析

采用由R32／R125／R134a组成的三元非共沸混合制冷剂作为循环制冷工质，分析了其分馏特性，并且对变组成理论制冷循环的性能进行了计算，探讨了一种采用三元非共沸混合制冷剂的通过改变组分组成达到容量控制的新型空调系统的可行性。     

存在温度梯度的竖直壁面Marangoni 凝结换热特性研究

对水-酒精混合蒸气在表面存在温度梯度的竖直壁面上的Marangoni凝结换热特性进行了实验研究,并观测了混合蒸气的凝结形态.实验结果表明:凝结表面不同位置的换热系数不同,温度梯度大的位置凝结换热系数较大;当酒精蒸气的质量分数wv=0.5%,1%时,凝结换热系数随过冷度单调减小;当wv≥2%时,凝结换热系数与过冷度的关系为含有最大值的非线性特性关系;在相同条件下,wv=1%时的凝结换热系数最高,wv=0.5%时的次之,wv≥2%以后,凝结换热系数随酒精含量的升高而减小.与仅由浓度梯度引起的Marangoni凝结相比,本实验中由浓度梯度和温度梯度共同驱动的凝结换热更强.初步的理论分析也表明,凝结表面上的浓度梯度和温度梯度共同作用使水-酒精凝结液表面的表面张力梯度增大,Marangoni对流加强,凝结换热进一步强化.     

水在水平管束管外池沸腾传热的实验研究

通过对水在水平管束管外池沸腾的实验研究,探讨了沸腾换热系数随热流密度及沿管排高度变化的规律和内在机理．由实验结果发现：管束中各排测量管的沸腾换热系数明显高于单管池沸腾的情况;管束沸腾时存在管束效应,即随管排位置增高,起始沸腾点提前,沸腾曲线上移,沸腾换热系数增大;这种管束效应在部分核态沸腾时较强,而在充分发展核态沸腾时较弱;管束池沸腾的强化传热应归因于“滑移汽泡”及“诱发自然循环对流”机制．此外,还得出了管束池沸腾换热系数的经验关系式．     

固定床反应器的传热研究

本文使用高分子涂层溶胀法技术,测定固定床反应器壁/气,固/气传质系数;利用j因素相似,得出在管径与颗粒直径之比较小(3

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