一、Research on Transport Properties of HFC-227ea（论文文献综述）
苏文[1]（2019）在《基于工质物性的有机朗肯循环分析及T形管分离特性研究》文中进行了进一步梳理随着环境污染的加剧,大力开发清洁可再生能源得到了广泛的认同。目前,热力循环如有机朗肯循环、蒸气压缩循环已成为转化和利用可再生能源的主要技术手段。由于可再生能源的温位一般较低,与环境间的温差较小,故如何提高循环过程中能量传递和转换的效率是高效开发可再生能源的主要难点。为此,从与循环性能紧密相关的工质着手,基于物性预测对有机朗肯循环的工质进行了设计,分析了与典型热力过程相关的工质相平衡及饱和温熵曲线,综合比较了混合工质与纯工质的性能优劣,明确了工质的循环极限。此外,为进一步提高能源系统的转换效率,针对基本热力循环引入的相分离器-T形管进行了气液及组分分离的实验研究,以明确不同工况下T形管的工质分离性能。工质作为热力循环实现能量转换不可或缺的载体,其物性直接决定了循环性能的高低。因此,如何实现热力循环工质的高效选择是一个亟待解决的问题。基于分子结构决定工质物性的思想,根据循环性能要求,明确工质物性,进而主动设计分子结构。为建立分子结构-工质物性之间的构效关系,根据已有分子构型及工质物性对应结果,并结合分子基团划分的简易性,将工质按照官能团划分为16个基团。为了辨别工质中存在的大量同分异构体,首次在基团贡献法中引入分子拓扑指数EATII。采用遗传神经网络建立了分子基团、拓扑指数与工质热物性之间的联系,对工质的沸点、临界温度进行了预测,其平均相对误差分别为1.87%、1.27%。在此基础上,采用基团贡献法分析了各热力过程,建立了分子基团热力循环模型。与物性软件REFPROP相比,该模型所得循环参数及性能的相对误差在10%以内。此后,在考虑工质循环性能及环境特性的基础上,建立了有机朗肯循环参数优化及工质设计模型。在给定的冷热源条件下,提出了最优候选工质R254eb和R254cb。非共沸工质的相平衡数据是分析热力循环中的相变换热过程的基础。因此,基于UNIFAC基团贡献法,采用PR状态方程和不同混合法则建立了三种可完全预测的相平衡模型,计算了多类混合工质的相平衡性质。与已有的相平衡实验数据相比,目前发展的计算模型只能精确的得到部分混合物的相平衡数据,普适的混合工质相平衡模型尚需要从分子理论或借助大量实验数据的基团贡献法来获得。针对热力循环中的膨胀、压缩过程,其热力性能高度依赖于工质的饱和温熵特性。因此,利用高精度的Helmholtz状态方程对大量工质的饱和温熵曲线斜率进行了理论计算。分析表明,对于纯工质,饱和液的温熵斜率始终为正,且随分子基团的增多而增加;饱和气的温熵斜率则随分子基团的增多逐渐在对比温度0.8附近从负值变为正值。对于混合工质,其饱和液的温熵斜率在相应纯工质斜率之间,而饱和气的温熵斜率则可以由干湿纯工质的混合变为无穷,从而形成等熵工质。在此基础上,将工质气相斜率转化成斜率角,采用人工神经网络建立了斜率倾角与对比温度、分子质量、分子基团及拓扑指数之间的函数关系。与Helmholtz方程计算出的斜率相比,该方法的平均相对误差为0.67%。为了明确非共沸工质在热力循环中的优势,在给定冷热源条件下,建立了有机朗肯循环的优化模型,基于模拟结果,从热力学第一定律及第二定律综合比较了非共沸工质与纯工质的热力性能。结果表明,虽然非共沸工质在相变换热中与换热流体具有较好的温度匹配,但其换热损失却不一定减少。考虑到纯工质数量有限及其环境性能,非共沸工质依然是一种潜在的替代工质。此外,为了能够更好的指导工质选择及热力循环构建,在工质物性的约束下,根据工质在对比温度0.9的饱和温熵曲线液相斜率提出了极限因子,得到了有机朗肯循环的极限效率,给出了更实际的热力学完善度。分析表明,对于纯工质,临界温度越高,则极限效率和热力学完善度就越高。对于混合工质,极限效率一般在纯工质效率之间,而热力学完善度则随组分变化较大。在热力循环中引入顺流式T形管作为相分离器以实现工质流量及组分的可控分离。为了明确有机工质在顺流式T形管中的气液相分离特性,设计并搭建了水平顺流式T形管相分离实验台。针对纯工质R134a、R600a和R245fa的气液相分离特性进行了实验研究,考察了入口质量流速、干度,出口流量比,管径比及支管水平倾角对T形管分离性能的影响,并采用高速摄影机观察了T形管入口流型。实验结果表明,相比于液体,气体更易进入支管。管径比为0.75的T形管气体分离比通常大于管径比为1的值。而相比于管径对分离的影响,支管水平倾角对T形管分离的影响较弱。此外,工质气体支管吸入比满足以下顺序:R245fa>R600a>R134a。在此基础上,定义了气液动量比与粘度比的乘积来表征不同工质的气液分离程度,并且基于实验所得的相分离数据,比较了已有T形管相分离模型对有机工质分离的预测精度。基于相同的实验系统,对非共沸工质R134a/R600a在水平顺流式T形管中的组分分布进行了实验研究,定义了T形管组分分离效率,揭示了进口工况、进口组分及T形管几何参数对组分分离性能的影响。实验结果表明,随着进口干度的增加,分离效率将由正值下降到负值。这表明在高干度下,R600a更易进入支管。在所考虑的进口组分中,混合工质R134a/R600a（0.3030/0.6970,mass）具有最大的组分分离效率。此外,当进口干度低于0.4时,管径比为1的T形管正分离效率高于管径比为0.75的效率值。相比于支管倾角45°与135°,倾角90°的T形管具有最大的组分分离效率。
陈建,李鑫,胡俊康,王建勇[2]（2018）在《七氟丙烷气体灭火系统沿程压力损失计算方法》文中研究表明针对七氟丙烷气体灭火系统管网设计过程中管网压力损失计算的问题,提出了一种基于修正系数的七氟丙烷气体灭火系统管网沿程压力损失计算方法。结合热量传递与伯努利方程推导了灭火系统管道压力损失计算公式,依据管网管道参数和设计流量的关系计算了其对应最小雷诺数,并根据雷诺数大小确定了相应管道的沿程压力损失系数计算值;进而修正了沿程压力损失计算公式,并采用CFD方法求解了压力损失修正系数;最后以七氟丙烷气体灭火系统为例进行了实验验证。研究结果表明:该计算方法对七氟丙烷气体灭火系统管网压力损失计算有效可行。
李鑫[3]（2017）在《七氟丙烷气体灭火系统管网设计方法研究》文中进行了进一步梳理七氟丙烷气体灭火系统作为新一代哈龙灭火系统替代产品,是一种洁净气体灭火系统,具有环保性能好、灭火效率高、使用安全、对被保护对象损坏作用小、适用范围广等特点。但七氟丙烷气体灭火系统管网设计比较复杂,尤其由于七氟丙烷在管网中的流态变化、热量传递、高压氮气融入及管网参数、流速变化等多因素影响,导致很难精确、方便地设计计算其管网系统。因此,围绕七氟丙烷气体灭火系统管网设计进行了研究,主要研究内容包括:1.以七氟丙烷气体灭火系统管网为研究对象,把七氟丙烷气体灭火系统管网系统综合划分为防护区、存储装置和管网三个模块,建立了模型参数矩阵和结构设计矩阵,通过对七氟丙烷气体灭火系统的研究和分析,建立起了管网系统的设计计算模型和设计结构矩阵,对七氟丙烷气体灭火系统管网设计计算方法进行研究,确立了七氟丙烷气体灭火系统管网系统的设计计算方法的研究目标。2.针对七氟丙烷气体灭火系统管网系统的参数计算、优化及管网压力损失计算方法展开探讨和研究。结合现有管网系统设计方法计算七氟丙烷气体灭火系统管网系统的参数并分析存在的问题;应用模拟退火算法对存储瓶充装率进行优化,计算最优解;对七氟丙烷气体灭火系统灭火剂管网流动进行分析,研究管网沿程压力损失和局部压力损失计算方法,提出了七氟丙烷气体灭火系统管网压力损失计算集成模型。3.提出一种基于灭火剂喷放过程离散化的管网迭代水力计算方法。针对七氟丙烷气体灭火系统不能有效计算喷放压力、喷放时间的问题,根据喷放过程中的能量守恒和质量守恒的特点将喷放的连续过程进行基于时间的离散化,进而提出喷放过程迭代水力计算方法,对管网参数进行有效的计算。4.提出一种基于灭火时间、充装率和防护区参数驱动的七氟丙烷气体灭火系统管网设计计算方法,并开发了适用单防护区和多防护区管网设计的软件系统。在前面提出七氟丙烷气体灭火系统设计理论与方法基础上,构建了一种基于设计参数要求的七氟丙烷气体灭火系统官网设计方法,并进行功能模块划分,开发了相应的设计计算软件系统,进行了工程管网设计应用验证。进行了七氟丙烷气体灭火实验和数据检测。结果证明,所提出的压力损失模型、迭代计算方法准确度较高,所开发的管网设计软件系统在实际应用中方便有效。
蔡荣昌[4]（2018）在《高温热泵介质循环性能研究及分子模型初探》文中研究表明高温热泵技术具有较高的温度提升能力,可为工业过程提供高温度品质的热量需求,具有广阔的应用前景。若能提高热泵输热温度上限,意味着能满足更多过程和更多领域的供热需求,不仅能够减少能源的消耗,亦能提高能源的利用率,而寻找性能优良的工质则是实现该目的重要途径。本文开发了一套工质理论循环计算交互式程序,可用来对工质进行初步筛选。使用时只需输入混合工质的名称、配比、蒸发和冷凝温度,则混合物的摩尔质量、临界温度和压力等基本物性参数及输入功率、排气温度、COP等循环计算结果可直接得出。就15种高温工质在蒸发温度80℃,冷凝温度140℃的工况下筛选出HFC365mfc、HFC245ca、HFC245fa及HFO1233zd（E）四种工质,将其组成5种二元混合工质,探究在拟定的高温工况下不同配比时的热力学性质。结果表明HFO1233zd（E）/HFC365mfc与HFO1233zd（E）/HFC245ca可适用于更高温度工况;HFC245fa/HFC245ca、HFC245fa/HFC365mfc中,HFC245fa的质量分数应在0.60.8之间;HFC245fa/HFO1233zd（E）中,HFC245fa的质量分数应在0.50.7之间。最后,提出一种各方面性能良好的新型工质BY-5。设计并搭建高温热泵实验台,以HCFC22为工质在常规空调工况下进行调试运行。以课题组前期研发的BY-3为循环工质,探究了不同低温侧水流量、高温侧水流量、低温侧进水温度、高温侧出水温度及膨胀阀开度对系统制热量、输入功率及COP等性能的影响。利用自主研发出的二元混合工质BY-5,使最高出水温度突破130℃,COP达到2.76。通过实验台进行改造,探究了四通换向阀对系统COP的影响。建立高温介质分子模型,使用COSMO-RS对工质的饱和蒸气压、沸点及气液相平衡进行了预测,并与文献实验值及REFPROP软件计算值进行对比。结果表明饱和蒸气压预测值与实验值达到良好的一致性;工质HFC245fa与HFC365mfc的沸点预测值在低压区间较为精确,HFO1233zd（E）在高压区较为精确,HFC245ca在1.72.3MPa的压力区间内较为精确;二元混合物HFC134a+HC290及HFC245fa+HC600的气液相平衡预测值与实验值的变化趋势相同,在温度较低时与实验值有良好的一致性。
郭川[5]（2016）在《新工质中高温水源热泵热力性能研究》文中研究指明在工业生产中产生大量的3060℃的废水余热,这部分余热无法直接利用而被排放,造成能源的浪费和环境污染。利用中高温热泵技术可以将回收的余热提升到90℃以上,带来显着的节能减排效应。常用的热泵工质,如R22和R134a等,不能满足高温工况下的运行要求,主要由于冷凝压力和排气温度等条件的限制,在热泵中只能利用30℃以下的水,将温度提升至60℃左右,无法回收较高温度的余热,不能满足工业用水的温度要求。寻求适应中高温工况的新型工质,是中高温热泵的主要研究方向之一,本文在理论分析研究的基础上提出新型混合工质,研制了新工质中高温水源热泵机组,并对新型混合工质进行了实验研究。本文通过调用REFPROP软件中的物性数据,利用MATLAB编程,建立了中高温水源热泵的理论计算模型,首先,对符合环境友好型原则的纯工质进行了初步筛选,然后对筛选出的纯工质进行变工况下的理论计算,并进一步筛选出R134a、R1234ze、R152a和R245fa这四种循环性能优良的纯工质。通过理论计算,选取了三组混合工质R152a/R245fa、R134a/R245fa、R1234ze/R245fa。对三种混合工质进行理论分析,并与R134a和R245fa这两种纯工质进行对比,最终筛选出R134a/R245fa混合工质作为实验工质。研制了新工质中高温水源热泵实验样机,并以R134a/R245fa混合工质作为实验工质对实验系统进行了优化,实验样机选取带经济器的螺杆压缩机,配有电子膨胀阀。同时建立了中高温水源热泵系统,系统包括:工质循环系统、水循环系统、回收充灌系统、测控系统和安全系统。水循环系统以风冷热泵和冷却塔为辅助设备,模拟余热供水和用户用水。测控系统主要基于LABVIEW工程控制软件,编辑控制程序,实现试验数据的采集和控制。利用中高温水源热泵系统,分别对R134a、R245fa和R134a/R245fa混合工质为实验工质的热泵机组进行了实验研究,通过实验数据对比,混合工质R134a/R245fa在保证机组安全稳定运行的基础上,可获得比R134a更高的出水温度,达到99℃。比R245fa获得更高的单位容积制热量,且COPh较为适宜。理论和实验研究表明,R134a/R245fa混合工质有很大希望成为中高温热泵的优选工质。
胡贤忠[6]（2017）在《CH4在O2/CO2气氛下燃烧特性的研究》文中研究说明O2/Co2燃烧技术能大幅降低碳捕集的成本,是一种极具发展前景的碳减排技术。O2/CO2燃烧技术使用纯氧作氧化剂,循环烟气作稀释气体,主要的燃烧产物是H2O和CO2。从燃烧产物中可以非常容易地分离出CO2,完成CO2捕集,从而减少CO2排放。由于O2/CO2燃烧技术使用循环烟气作为稀释气体,所以O2/CO2燃烧过程中的CO2浓度很高。由于高浓度CO2的存在,燃料在O2/CO2气氛下的燃烧特性与空气助燃工况下有所不同。掌握燃料在O2/CO2气氛下的燃烧特性是应用O2/CO2燃烧技术的重要前提。目前,气体燃料在O2/CO2气氛下的燃烧特性尚不明确,表征O2/CO2燃烧特性的基础数据十分匮乏。因此,很有必要开展气体燃料在O2/C02气氛下燃烧特性的研究。本文以CH4气体燃料为研究对象,围绕着CH4在02/C02气氛下的层流和湍流燃烧特性,开展了实验研究和数值计算,为O2/CO2燃烧技术的工业应用提供基础燃烧数据。具体研究工作如下:使用本生灯火焰研究了CH4/O2/CO2预混燃烧时,O2浓度、化学当量比、稀释剂种类、混合气温度对层流预混火焰传播速度的影响规律,同时使用Chemkin软件包的PREMIX模型对CH4/O2/C02预混气的层流火焰传播速度进行了化学反应动力学计算。结果表明,层流火焰传播速度在化学当量比1.0附近取得最大值,在最大值的两侧逐渐降低;O2浓度的增加提高了层流火焰传播速度,层流火焰传播速度的最大值在O2浓度25%,29%,31%,33%和 35%条件下分别为 11.1cm/s,15.7cm/s,20.Ocm/s,26.1cm/s和29.6 cm/s。混合气温度的增加提高了层流火焰传播速度,混合气压力的增加降低了层流火焰传播速度。高浓度CO2降低了 CH4/O2/CO2混合气的化学反应速率和绝热火焰温度,进而降低了层流火焰传播速度。根据化学反应动力学的计算结果,分析了高浓度CO2的热物理性质、化学反应性和辐射特性对层流火焰传播速度的影响机理:CO2的热物理性质是降低CH4/O2/CO2层流火焰传播速度的主要因素,CO2的化学反应性是降低层流火焰传播速度的次要因素,CO2的热辐射性对层流火焰传播速度的降低影响最小。使用玻璃管反应器,研究了 CH4在O2/CO2气氛下的可燃极限。结果表明,高浓度CO2的存在提高了 CH4的可燃下限,降低了 CH4的可燃上限,缩小了可燃区域。根据热平衡理论,分析了高浓度CO2对CH4可燃极限的影响机理,结果表明CO2的热物性对CH4在O2/CO2气氛下的可燃极限起主导作用。基于热理论,重新构建了 CH4/O2/CO2混合气可燃极限的计算模型,计算值与实验值的对比表明该模型能准确地预测出CH4在O2/CO2气氛下的可燃极限。为了降低数值计算的时间消耗,使用直接关系图耦合敏感性分析法和主成分分析方法,以GRI 3.0详细化学反应机理为基础,发展出了一种适用于CH4在O2/CO2气氛下的骨架化学反应机理。该骨架化学反应机理包含20种组分和56个基元反应。该骨架化学反应机理能够较好地重现详细化学反应机理的计算结果,并能大幅降低计算时间。使用FGM方法,建立了能够耦合复杂化学反应机理的湍流部分预混燃烧模型。使用该模型,研究了 O2浓度、化学当量比和辐射特性对CH4/O2/CO2湍流预混火焰特性的影响规律。O2浓度的增加提高了湍流预混火焰的火焰温度、流动速度和湍动能;在化学当量比小于等于1.0的工况下,化学当量比的增加提高了湍流预混火焰的火焰温度、流动速度和湍动能;在化学当量比大于1.0的工况下,混合气的火焰特征与化学当量比为1.0工况下的值接近;预混气的辐射特性对湍流预混火焰特性的影响很小。使用FGM与G方程相耦合的火焰面模型进行湍流预混火焰的大涡数值模拟,建立了CH4/O2/CO2湍流火焰传播速度的计算模型。使用该模型,研究了O2浓度和化学当量比对CH4/O2/C02混合气的湍流火焰传播速度的影响规律。结果表明,O2浓度的增加提高了混合气的湍流火焰传播速度;湍流火焰传播速度在化学当量比1.0～1.1之间取得最大值,在最大值两侧逐渐降低;湍流火焰传播速度的增大减少了湍流火焰面的褶皱。
吴曦[7]（2014）在《制冷剂可燃性和溶解性的理论和试验研究》文中进行了进一步梳理制冷剂是空调热泵及冷冻冷藏系统中流动的“血液”。当前广泛使用氢氯氟烃（HCFCs）和部分高温室效应的氢氟烃（HFCs）类制冷剂因对环境不友好而正在或即将被淘汰。理想的新一代制冷剂应该兼顾：不破坏臭氧层、温室效应低、热物性优良、能效水平高、安全无毒、充注量少、运行压力适宜、初投资和运行费用低、适用于冷热源温度、可循环再利用、政策壁垒小等特点,但遗憾的是当前却并未有完全令人满意的方案。当前国内外研究表明：R744, R290, R717, R600a, R1150, R1270, RE170, R32, R161, R152a, R1234yf, R1234ze （E）等工质及其混合物可能会在新一代制冷剂发展进程中发挥重要作用。但这些被寄予厚望的工质几乎都（R744除外）具有可燃可爆性。国内外近年来制冷系统事故频繁,警示人们可燃制冷剂在全生命周期过程中燃爆事故的多发性和严重性。痛定思痛,人们逐渐意识到这与对制冷剂泄漏燃爆特性的深入认识及科学对策缺失有关。然而当前现有相关成果远不能满足新一代制冷剂的发展需求。本文以制冷剂为研究主线,研究内容包括可行性替代物物性、复杂环境下制冷剂基础燃爆特性、可燃制冷剂的惰化、制冷剂与润滑油相溶性,及制冷剂分代理论等。以自然无机化合物、碳氢化合物、HCFCs、HFCs、不饱和烯烃（HFOs）、醚类、氟碘化合物、以及混合工质等几类制冷剂为研究对象,理论和试验相结合地研究环境温度、湿度、点火能、润滑油、反应容器、惰化物等对多类制冷剂基础燃爆特性的影响规律。并结合微观分子键离解能理论,提出了新的制冷剂基础燃爆特性估算方法。而且剖析了制冷剂燃烧本质特性,再辅以对气体典型燃爆特性参数研究及燃烧产物分析,提出了制冷剂最大运行充注量修正方案。关注制冷剂发生燃爆反应的要素,分析在其全生命周期发生泄漏的可能性。并利用数值仿真方法,在多种初始和边界条件下,模拟家用分体式空调中发生泄漏后制冷剂的空间浓度场特性和危险域。明确了较小的LFL、较大的制冷剂充注量、较慢的出风速度、空调停机后发生泄漏、用户不经常开窗换气、在室内存有有效点火源等都会增加燃爆事故发生的风险。参照GB/12474-2008和ASTM E 681-2009标准,结合新试验技术,建立了制冷剂基础燃爆特性综合试验系统。并测试了多类制冷剂在复杂环境下条件下的燃爆特性以及多种阻燃剂的阻燃惰化效率,获得各类制冷剂燃爆特性影响因素的作用规律和机理。参照Le Chatelier表达形式,分析出虚拟的阻燃剂LFL’值与阻燃剂/可燃制冷剂体积浓度比之间的线性规律。最后提出了阻燃剂对可燃制冷剂的燃爆惰化灵敏度指标。本研究还关注了制冷剂的燃烧火焰状态特性及其影响因素：温度、自由基、氧气浓度、燃烧程度、电子跃迁、烟炱积灰、分解物的热吸收性、蒸发和升华、元素构成、润滑油助燃等。观察到不同测试方法下,火焰传播的“直冲”和“折回”现象差异。此外又测试了润滑油与制冷剂在三种混合状态下,与纯制冷剂燃爆现象的显着区别,并从气液相平衡下逸度系数特性角度分析作用机理。除了可燃性,润滑油对制冷剂的影响还体现在相溶性方面,也是新一代制冷剂发展进程中必须要探明的问题。本研究以多类润滑油（如：MO, POE,混合油）与制冷剂（如：HCFCs、HFCs、醚、混合制冷剂）的混合溶液为研究对象,参考SH/T 0699和JIS K2211标准,建立了一套高精度制冷剂与润滑油相溶性试验系统。试验结果表明在制冷系统工作温度范围内,并非所有HFCs都不与矿物润滑油相溶；并非任意充注HFCs/HCs混合物的制冷系统都可以使用矿物类润滑油,适用的前提是HCs类工质在混合物中的比例不能过低；矿物油的残留,对于新注入制冷剂系统中的含HFCs混合物的溶解性造成不良影响；理论分析发现：基于气化潜热,沸点温度,相对分子质量,制冷剂密度,偏心因子,和有效常数所建立的制冷剂与矿物油溶解性评价指标具有较高的准确性。
高若楠[8]（2014）在《调节范围扩大下热力膨胀阀感温包充注介质及组分研究》文中研究指明随着技术的不断发展以及人们对空调使用的高需求,热力膨胀阀的性能提高受到了人们的极大关注。其中感温包的充注方式成为了关注焦点之一,感温包充注方式对扩大热力膨胀阀使用温区及提高工作性能有很大的影响,但是对于感温包充注方式的理论研究、数值计算等尚未有公开报道的文献。不同的充注方式以及充注液组分能够改善感温系统的工作性能。本文对热力膨胀阀的充注方式以及组分进行了理论研究与数值模拟计算。研究内容主要包括：（1）阐述了本文的研究背景以及热力膨胀阀组成、作用等,简要介绍了国内外热力膨胀阀应用、研究现状,以及热力膨胀阀感温包充注方式研究现状等。（2）经过理论分析,对比各种充注方式,确定液体交叉充注在各方面具有很明显的优势,具有很高的研究价值。（3）采用Visual Basic语言和EES进行编制程序计算,确定感温包充注液的组分以及各组分所占比例,对二元混合制冷剂、三元混合制冷剂的计算结果进行比较分析,确定适合的感温包充注液组成。
张圣君[9]（2012）在《低温地热发电循环理论优化与有机工质朗肯循环性能实验研究》文中研究说明我国地热资源丰富，但以100oC以下的低温热水型资源为主；传统的地热发电技术下，对这些资源作发电利用的经济性不足，大量资源因而未能得以开发利用。近年来，有机朗肯循环（Organic Rankine Cycle, ORC）技术、有机工质跨临界循环（Organic Trans-critical Cycle, OTC）技术、Kalina循环技术等新型中低温动力循环技术的发展，连同各国政府对可再生能源发电的鼓励政策，使得资源的经济发电温度得以降低，低温地热资源的发电潜力和经济性前景开始受到关注。开展基于ORC、OTC、Kalina循环、着眼于改善系统技术经济性的低温地热发电技术优化研究，具有促进低温地热资源发电利用，从而节约化石能源、减小与化石燃料燃烧相应的温室气体CO2和大气污染物排放的重要意义。本课题以改善80-100oC热水型地热资源发电利用的技术经济性为研究目标，开展了系统技术经济性优化目标函数研究，系统技术经济性影响因素和影响规律研究，ORC、OTC、Kalina循环技术优化和对比评价研究，系统关键部件性能和系统性能实验优化研究。以整个地热电站发电成本最低为根本的技术经济性优化目标，通过计算与分析，揭示了系统比净功最大化与整个地热电站发电成本最低之间的一致性，由此确立了以系统比净功最大化为低温地热发电系统的技术经济性目标函数。以系统比净功最大化为优化目标函数，建立了基于窄点分析的系统性能分析方法和系统仿真优化方法等理论研究手段，开展了理论优化研究。结果表明，指定冷热源条件下，影响ORC、OTC与Kalina循环系统比净功的主要因素为工质、循环参数、系统部件效率等；指定部件效率下，3类循环系统均存在最优工质和最优循环参数分别使得各个循环系统的比净功最大。得到了本文冷热源条件和指定部件效率下3类循环系统各自的最优工质和相应的最优循环参数、最大比净功；其中ORC系统、OTC系统的最优工质分别为非共沸混合工质MA6、MB8和MM、MH，Kalina循环系统工质NH3/H2O的最优浓度为98/2mol%。基于3类循环系统各自的最大比净功，综合考虑实际系统的部件效率范围以及OTC和Kalina循环系统分别存在压力高和系统与过程复杂、工质有毒可燃等不利于技术经济性的因素，得出在本课题冷热源条件下，非共沸混合工质ORC系统的技术经济性为最优的对比评价结论。对课题组原有的基于涡旋式膨胀机的ORC系统性能实验装置，进行了着眼于膨胀机性能研究和拓展实验工况适用范围、提高测量可靠性的相关改进。基于改进后的实验装置，开展了系统关键部件—膨胀机的性能影响规律实验研究，结果表明，膨胀机转速、工质膨胀比-膨胀机内容积比间的匹配关系、工质在高低压膨胀腔间的泄漏，是影响涡旋式膨胀机定熵效率的主要因素；存在最优的膨胀比与膨胀机转速，使得膨胀机定熵效率最高；对于特定的膨胀机，最优转速、最优膨胀比值基本不随工质、工况而变，其中最优膨胀比与膨胀机的内容积比基本一致。以R245fa为工质，实验确定了本实验台所用膨胀机的定熵效率随工质膨胀比和转速变化的曲线，膨胀机定熵效率最大值约为82%，所对应的膨胀机转速和工质膨胀比分别为800rpm和2左右（该膨胀机的内容积比为1.99）。注意到以同一实验装置开展不同工质的系统性能对比实验研究时，存在两种不公平因素：（1）工质与实验系统的匹配度因工质而异；（2）系统部件效率对不同工质系统性能的影响存在差异。如果直接以实验结果评价不同工质的系统性能将有失客观性，并影响工质实验优选质量。对此，本文开展了工质实验性能客观对比评价方法的研究，提出了对换热器热流密度和工质泵效率进行校正的改进型对比评价方法。以该方法为指导，对理论ORC系统性能较优的纯工质R245fa、R123、R227ea和R134a，非共沸混合工质MA6、MA3、MD1、MC1和MB8，进行了ORC系统性能实验对比评价研究。结果表明：在ORC系统性能影响规律方面，比净功值受冷、热源条件的影响较大；指定的冷、热源条件下，存在一个最优蒸发温度，使得系统比净功最大；随着冷凝温度的降低，循环的最优蒸发温度值下降，反之亦然。在工质性能对比方面，在热源水进口温度为90oC条件下，当冷凝温度为30oC时，非共沸混合工质MB8、MA3给出的系统比净功最大，分别为10.58kJ/kg、10.79kJ/kg，相应的最优蒸发温度分别为59.2oC、62oC；当冷凝温度为45oC时，非共沸混合工质MC1、MB8给出的系统比净功最大，分别为5.96kJ/kg、5.82kJ/kg，相应的最优蒸发温度分别为71.2oC、71oC。
王方[10]（2012）在《基于传热窄点的热泵用HFC125/HCs混合工质优选及其系统特性研究》文中认为在替代工质及新工质应用技术的研究中，混合工质的研究是一个重要方向，其中ODP为零的HFC类工质与ODP为零、GWP较低的自然工质HC类工质的组合具有重要的应用价值。本文以HFC125/HCs二元混合工质及其热泵应用系统为研究对象，主要针对混合工质优化配比区间、适用此类混合工质的热泵循环结构型式以及混合工质与换热流体间的温度匹配特性进行了理论分析与实验研究，为规模化应用及系统优化设计提供指导依据。概括起来，本文的主要研究工作如下：1)混合工质筛选基于阻燃性及优良的热力学性能，在HFCs类工质中选择了综合性能优秀的HFC125工质为基础组元，与HC290、HC600、HC600a和HC1270组成二元混合工质。发现通过工质混合，有效降低了HFC125的GWP值，明显抑制了HCs类工质的可燃性，有望形成综合性能优良的新型热泵用替代工质。2)混合工质优化配比区间确定构建了基于控制换热器中流体换热窄点温差的“一机两用”热泵循环热力学模型，研究了工质配比对热泵循环性能参数的影响规律，发现相对于HCFC22，HFC125/HC600和HFC125/HC600a分别在6-66%和13-55%配比区间性能占优，而对于被替代工质HFC134a，HFC125/HC290、HFC125/HC600、HFC125/HC600a和HFC125/HC1270性能占优配比区间分别为10-46%、0-75%、5-68%和0-35%。同时发现四组混合工质相关性能参数随工质配比的变化呈现出两两相似规律，综合考虑混合工质特性兼材料易得原则，确定HFC125/HCs混合工质热泵性能研究中选择HFC125/HC290和HFC125/HC600a的优势配比区间，即10-46%和5-68%。研究了混合工质传热窄点在冷凝器中的移动与工质配比及热汇出口温度变化的关系，发现相对于HFC125/HC290，在40%配比以下传热窄点基本稳定在冷凝器出口端，在此配比之上窄点位置向冷凝器中间移动，但幅度不大，在研究的热汇出口温度35-55℃区间内，随着温度升高，窄点位置向冷凝器出口端移动；混合工质HFC125/HC600a也有类似的规律。该研究可为换热器设计和系统运行提供参考。3)混合工质热泵变组分特性通过混合工质HFC125/HC290和HFC125/HC600a不同热汇出口温度下的变组分热泵特性实验，发现HFC125/HC290混合工质热泵循环性能实验数据虽较理论计算有所偏离，但变化趋势一致，在25/75配比附近存在COP最大值；HFC125/HC600a由于“湿压缩”现象的存在，实验数据较理论计算存在较大偏差，最大COP出现在10/90配比附近。并且发现在给定的热汇出口温度下（55℃），HFC125/HC290混合工质冷凝换热中两种流体在25/75工质配比附近出现相对较差换热匹配；HFC125/HC600a在20-40%的HFC125浓度区间出现最优温度匹配。最后分析了改善流体换热匹配的途径和方法。4)最优组分混合工质热泵变工况特性通过混合工质HFC125/HC290与HFC125/HC600a特定配比（25/75、10/90）变热汇流量工况特性实验，发现相较HFC125/HC600a，混合工质HFC125/HC290小温升优势较明显，或者说HFC125/HC600a适合大温升工况，并且发现相同工况下混合工质HFC125/HC600a性能下降约20%而充注量降低50%，特定条件下适合充注量要求受到严格限制的场合。变热汇流量下，混合工质HFC125/HC290和HFC125/HC600a在冷凝器中的传热窄点均随着流量的增大（出口温度减小）从冷凝器中间向进口端迁移，但HFC125/HC600a窄点迁移随流量的变化较HFC125/HC290敏感，而变制冷剂流率对换热窄点迁移几乎无影响。表明可以通过调节水流量的方式改变换热器中的流体温度匹配，从而降低换热不可逆损失，提高系统能效。最后，对特定工况下混合工质与被替代工质热泵系统性能进行了比较分析，结果表明，HFC125/HC290混合工质在20-25%HFC125质量配比区间内系统性能优于HFC134a,在20-35%的配比区间内系统性能优于HCFC22；对于HFC125/HC600a二元混合工质,在整个配比区间系统性能均弱于被替代工质。特定配比下的变工况性能比较表明，HFC125/HC290有望成为替代工质，而理论上具有较大性能优势的大温度滑移混合工质HFC125/HC600a则实用效果不佳。
二、Research on Transport Properties of HFC-227ea（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、Research on Transport Properties of HFC-227ea（论文提纲范文）
（1）基于工质物性的有机朗肯循环分析及T形管分离特性研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 字母注释表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 背景与意义 |
| 1.2 基于基团贡献法的工质物性估算 |
| 1.2.1 纯工质热物性估算 |
| 1.2.2 混合工质相平衡 |
| 1.3 基于分子设计的工质优选 |
| 1.4 工质物性对有机朗肯循环的影响 |
| 1.4.1 纯工质ORC |
| 1.4.2 混合工质ORC |
| 1.5 顺流式T形管相分离研究 |
| 1.6 问题的提出及主要研究内容 |
| 第二章 基于分子基团的工质物性预测及分子设计 |
| 2.1 基于基团拓扑的遗传神经网络 |
| 2.1.1 基团划分 |
| 2.1.2 拓扑指数 |
| 2.1.3 遗传神经网络 |
| 2.2 工质沸点预测 |
| 2.3 工质临界温度预测 |
| 2.4 基于基团贡献法的物性估算 |
| 2.5 ORC热力学基团贡献模型 |
| 2.6 基于分子基团的ORC循环性能计算 |
| 2.6.1 循环工质及工况 |
| 2.6.2 循环模型性能分析 |
| 2.7 ORC循环工况优化及工质设计 |
| 2.7.1 优化设计流程 |
| 2.7.2 优化设计算例 |
| 2.7.3 结果与讨论 |
| 2.8 小结 |
| 第三章 工质气液相平衡及饱和温熵曲线的预测 |
| 3.1 混合工质气液相平衡 |
| 3.1.1 VLE计算流程 |
| 3.1.2 完全可预测相平衡模型及混合工质 |
| 3.1.3 相平衡模型预测与实验比较 |
| 3.2 工质饱和温熵曲线斜率 |
| 3.2.1 斜率推导 |
| 3.2.2 纯工质斜率 |
| 3.2.3 混合工质斜率 |
| 3.3 基于分子基团的气相斜率预测 |
| 3.3.1 模型建立 |
| 3.3.2 结果与讨论 |
| 3.4 小结 |
| 第四章 基于工质的有机朗肯循环分析及性能极限 |
| 4.1 ORC热力循环建模及工况优化 |
| 4.1.1 热力模型 |
| 4.1.2 工况优化 |
| 4.2 工质选择及边界条件设定 |
| 4.2.1 工质选择 |
| 4.2.2 边界条件 |
| 4.3 混合工质与纯工质性能比较 |
| 4.3.1 第一定律性能比较 |
| 4.3.2 第二定律性能比较 |
| 4.4 极限性能推导 |
| 4.5 极限性能分析与讨论 |
| 4.5.1 极限效率 |
| 4.5.2 热力学完善度 |
| 4.6 小结 |
| 第五章 顺流式T形管内气液两相有机工质分离实验设计 |
| 5.1 整体实验系统 |
| 5.2 实验系统部件 |
| 5.2.1 水平顺流式T形管 |
| 5.2.2 变频工质泵 |
| 5.2.3 电加热管段及调压器 |
| 5.2.4 板式冷凝器 |
| 5.2.5 储液罐 |
| 5.2.6 冷水机组 |
| 5.3 实验系统测量 |
| 5.3.1 温度热电偶 |
| 5.3.2 压力传感器 |
| 5.3.3 工质质量流量计 |
| 5.3.4 水体积流量计 |
| 5.3.5 功率表 |
| 5.4 实验工况及数据处理 |
| 5.5 实验误差分析 |
| 5.6 小结 |
| 第六章 纯工质在T形管内的气液相分离实验研究 |
| 6.1 不同流动工况下的T形管相分离实验结果 |
| 6.1.1 T形管入口流型 |
| 6.1.2 T形管入口干度、流量及分流比的影响 |
| 6.2 不同工质间T形管相分离比较 |
| 6.3 不同构型的T形管相分离实验结果 |
| 6.3.1 T形管支管与主管管径比的影响 |
| 6.3.2 T形管支管倾角的影响 |
| 6.4 已有T形管相分离预测模型与实验比较 |
| 6.5 小结 |
| 第七章 非共沸工质在T形管内的组分分离实验研究 |
| 7.1 不同流动工况下的T形管组分分离实验结果 |
| 7.1.1 T形管支管出口组分 |
| 7.1.2 T形管组分分离效率 |
| 7.2 非共沸工质进口质量分数对组分分离的影响 |
| 7.3 不同构型的T形管组分分离实验结果 |
| 7.3.1 T形管支管与主管管径比的影响 |
| 7.3.2 T形管支管倾角的影响 |
| 7.4 小结 |
| 第八章 结论、创新点与展望 |
| 8.1 主要结论 |
| 8.2 创新点 |
| 8.3 展望 |
| 参考文献 |
| 附录 A:神经网络优化参数 |
| 附录 B:T形管相分离实验数据 |
| 发表论文和参加科研情况说明 |
| 致谢 |
（2）七氟丙烷气体灭火系统沿程压力损失计算方法（论文提纲范文）
| 0 引言 |
| 1 沿程压力损失理论模型 |
| 2 基于管网管径最小设计流量的λ计算方法 |
| 3 管道沿程压力损失修正公式 |
| 4 管网压力损失实验 |
| 5 结束语 |
（3）七氟丙烷气体灭火系统管网设计方法研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 符号说明 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 七氟丙烷气体灭火系统研究现状 |
| 1.3 七氟丙烷气体灭火系统管网压力损失计算研究 |
| 1.4 七氟丙烷气体灭火系统管网设计计算方法研究 |
| 1.5 七氟丙烷气体灭火系统管网设计计算软件研究 |
| 1.6 研究现状分析 |
| 1.7 课题提出及本文主要研究内容 |
| 1.7.1 课题的提出 |
| 1.7.2 主要研究内容 |
| 1.7.3 论文组织形式 |
| 第2章 七氟丙烷气体灭火系统及管网设计建模与分析 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 七氟丙烷气体灭火系统结构 |
| 2.2.1 系统组成 |
| 2.2.2 系统工作原理 |
| 2.3 七氟丙烷气体灭火系统管网系统建模 |
| 2.3.1 防护区建模 |
| 2.3.2 存储装置建模 |
| 2.3.3 管网建模 |
| 2.4 七氟丙烷气体灭火系统管网系统设计矩阵 |
| 2.4.1 设计结构矩阵 |
| 2.4.2 管网系统参数间相互关系 |
| 2.5 七氟丙烷气体灭火系统管网设计方法分析 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章 七氟丙烷气体灭火系统管网参数计算、优化及管网压力损失计算 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 七氟丙烷气体灭火系统管网参数设计计算 |
| 3.2.1 防护区灭火剂设计用量计算 |
| 3.2.2 存储参数计算 |
| 3.2.3 管网参数设计计算 |
| 3.2.4 防护区泄压口计算 |
| 3.2.5 存在问题分析 |
| 3.3 七氟丙烷气体灭火系统灭火剂充装率优化设计计算 |
| 3.3.1 模拟退火算法 |
| 3.3.2 灭火剂充装率优化结果分析 |
| 3.4 七氟丙烷气体灭火系统管网压力损失计算 |
| 3.4.1 现有管网压力损失计算方法及存在问题分析 |
| 3.4.2 七氟丙烷气体灭火系统管网压力损失计算方法 |
| 3.4.3 七氟丙烷气体灭火系统管网压力损失仿真对比分析 |
| 3.4.4 管网局部管件当量长度测量实验 |
| 3.4.5 七氟丙烷气体灭火系统管网压力损失实验 |
| 3.4.6 管网压力损失计算方法计算结果对比分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 基于喷放过程离散化及喷嘴开口直径优化的七氟丙烷气体灭火系统迭代水力计算 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 七氟丙烷气体灭火系统喷放过程离散化及优化目标分析 |
| 4.2.1 七氟丙烷气体灭火系统喷放过程阶段划分 |
| 4.2.2 七氟丙烷气体灭火系统喷放过程离散化处理原理 |
| 4.2.3 喷嘴开口直径优化目标分析 |
| 4.3 七氟丙烷气体灭火系统喷放过程迭代水力计算及管网参数优化 |
| 4.3.1 计算模型建立 |
| 4.3.2 存储瓶氮气实时压力P计算 |
| 4.3.3 管网阻力损失h_(w0-p)计算 |
| 4.3.4 灭火系统喷放时间time计算及管网参数优化 |
| 4.3.5 喷嘴工作参数计算 |
| 4.3.6 迭代水力计算方法计算流程 |
| 4.4 七氟丙烷气体灭火系统管网参数优化计算实验及结果对比分析 |
| 4.4.1 实验条件 |
| 4.4.2 喷放实验 |
| 4.4.3 实验结果对比分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 七氟丙烷气体灭火系统管网设计软件系统开发及实验 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 七氟丙烷气体灭火系统管网设计方法 |
| 5.3 七氟丙烷气体灭火系统管网设计软件开发 |
| 5.3.1 设计计算软件总体框架构建 |
| 5.3.2 关键计算算法流程 |
| 5.3.3 设计计算软件实现 |
| 5.3.4 管网设计计算软件系统功能界面 |
| 5.4 七氟丙烷气体灭火系统管网设计计算实验 |
| 5.4.1 实验条件 |
| 5.4.2 均衡系统实验 |
| 5.4.3 非均衡系统实验 |
| 5.4.4 非均衡系统改进优化实验 |
| 5.5 设计计算软件工程实例应用 |
| 5.6 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 展望 |
| 参考文献 |
| 附录 |
| 致谢 |
| 攻读学位期间参加的科研项目和成果 |
（4）高温热泵介质循环性能研究及分子模型初探（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.1.1 前言 |
| 1.1.2 余热资源种类及利用现状 |
| 1.1.3 低温余热利用技术 |
| 1.2 高温热泵技术研究 |
| 1.2.1 高温热泵研究意义 |
| 1.2.2 高温热泵工质研究现状 |
| 1.3 热泵工质性能预测研究现状 |
| 1.4 本文研究内容 |
| 第2章 高温热泵工质理论循环基础 |
| 2.1 高温热泵工质的基本要求 |
| 2.1.1 环境特性 |
| 2.1.2 物理和化学特性 |
| 2.1.3 热力学特性 |
| 2.2 理论循环过程分析 |
| 2.2.1 理论循环工况设定 |
| 2.2.2 理论循环计算 |
| 2.3 工质理论循环交互式程序 |
| 2.3.1 工质热物性计算软件概述 |
| 2.3.2 软件REFPROP计算原理 |
| 2.3.3 工质理论循环程序编制 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 高温热泵工质理论循环性能分析 |
| 3.1 高温热泵工质的初步筛选 |
| 3.2 几种纯工质的理论循环性能及对比分析 |
| 3.2.1 COP |
| 3.2.2 冷凝压力 |
| 3.2.3 压缩比 |
| 3.2.4 单位容积制热量 |
| 3.2.5 排气温度 |
| 3.3 二元混合工质的理论循环性能及对比分析 |
| 3.3.1 临界温度对比 |
| 3.3.2 标准沸点对比 |
| 3.3.3 温度滑移对比 |
| 3.3.4 COP值对比 |
| 3.3.5 冷凝压力对比 |
| 3.3.6 排气温度对比 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 高温热泵实验研究 |
| 4.1 高温热泵试验系统 |
| 4.2 实验系统主要设备选型 |
| 4.2.1 压缩机 |
| 4.2.2 膨胀阀 |
| 4.2.3 蒸发器和冷凝器 |
| 4.2.4 恒温水箱 |
| 4.2.5 水泵 |
| 4.2.6 暖风机 |
| 4.2.7 测量仪表及数据采集系统 |
| 4.2.7.1 测量仪表 |
| 4.2.7.2 数据采集系统 |
| 4.3 空调工况下循环性能实验 |
| 4.3.1 实验步骤 |
| 4.3.2 实验结果及分析 |
| 4.4 中温工况下循环性能实验 |
| 4.4.1 蒸发器侧参数对循环性能的影响 |
| 4.4.2 冷凝器侧参数对循环性能的影响 |
| 4.5 高温工况下循环性能实验结果及分析 |
| 4.6 高温热泵实验系统的改进 |
| 4.7 改进前后效果对比 |
| 4.8 本章小结 |
| 第5章 基于COSMO-RS的高温热泵工质性能预测研究 |
| 5.1 COSMO-RS简介 |
| 5.1.1 COSMO-RS计算原理 |
| 5.1.2 COSMO-RS计算方法 |
| 5.2 COSMO-RS预测纯工质饱和蒸汽压 |
| 5.2.1 预测HFO1233zd(E)饱和蒸汽压 |
| 5.2.2 预测HFC245fa饱和蒸汽压 |
| 5.2.3 预测HFC365mfc饱和蒸汽压 |
| 5.2.4 预测HFC245ca饱和蒸汽压 |
| 5.3 COSMO-RS预测纯工质沸点 |
| 5.4 COSMO-RS预测二元工质的气液相平衡 |
| 5.4.1二元混合物HFC134a+HC290 |
| 5.4.2二元混合物HFC245fa+HC600 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 结论与展望 |
| 6.1 主要研究结论 |
| 6.2 论文创新点 |
| 6.3 研究展望 |
| 参考文献 |
| 发表论文和参加科研情况说明 |
| 致谢 |
（5）新工质中高温水源热泵热力性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题研究的背景和意义 |
| 1.1.1 研究背景 |
| 1.1.2 研究意义 |
| 1.2 新工质中高温热泵研究现状 |
| 1.2.1 自然工质的研究 |
| 1.2.2 人工合成工质的研究 |
| 1.3 本课题的主要研究内容 |
| 第2章 新工质热泵理论循环计算方法 |
| 2.1 工质的初步筛选 |
| 2.2 理论循环计算方法 |
| 2.2.1 REFPROP软件介绍 |
| 2.2.2 REFPROP工质物性调用 |
| 2.3 理论循环计算工况 |
| 2.3.1 过程分析 |
| 2.3.2 螺杆压缩机效率分析 |
| 2.3.3 计算步骤 |
| 2.4 理论循环计算程序编制 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 新工质热泵系统理论循环性能分析与筛选 |
| 3.1 纯工质循环计算结果与分析 |
| 3.1.1 纯工质循环计算结果 |
| 3.1.2 纯工质循环计算结果分析 |
| 3.1.3 纯工质循环计算结果分析总结 |
| 3.2 混合工质循环性能分析 |
| 3.2.1 混合工质应用的优缺点 |
| 3.2.2 混合工质理论循环性能结果 |
| 3.2.3 混合工质变工况理论循环结果分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 新工质中高温水源热泵实验系统的研制 |
| 4.1 实验系统简介 |
| 4.2 中高温热泵工质循环系统的研制 |
| 4.2.1 压缩机的选型 |
| 4.2.2 冷凝器的设计计算 |
| 4.2.3 蒸发器的设计计算 |
| 4.2.4 膨胀阀的计算与选型 |
| 4.3 新工质中高温水源热泵循环水系统 |
| 4.4 新工质回收充灌系统 |
| 4.4.1 新工质回收充灌系统简介 |
| 4.4.2 新工质回收充灌方法与步骤 |
| 4.5 测控系统 |
| 4.6 安全系统 |
| 4.7 本章小结 |
| 第5章 新工质中高温水源热泵实验研究 |
| 5.1 新工质水源热泵实验步骤 |
| 5.1.1 准备工作 |
| 5.1.2 实验操作步骤 |
| 5.1.3 误差分析 |
| 5.2 纯工质在变工况下的循环性能实验 |
| 5.2.1 纯工质R134a的实验研究与结果分析 |
| 5.2.2 纯工质R245fa的实验研究与结果分析 |
| 5.3 混合工质在变工况下的循环性能实验 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 总结与展望 |
| 6.1 总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（6）CH4在O2/CO2气氛下燃烧特性的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 文献综述 |
| 1.1 O_2/CO_2燃烧技术 |
| 1.2 气体燃料在O_2/CO_2气氛下的燃烧特性 |
| 1.2.1 气体燃料在O_2/CO_2气氛下的火焰特征 |
| 1.2.2 气体燃料在O_2/CO_2气氛下的层流火焰传播速度 |
| 1.2.3 O_2/CO_2气氛下火焰辐射传热特性 |
| 1.2.4 点火特性和熄火特性 |
| 1.3 本文研究内容 |
| 第2章 CH_4/O_2/CO_2混合气的层流火焰传播速度 |
| 2.1 层流火焰传播速度的测量和计算 |
| 2.1.1 本生灯法测量层流火焰传播速度 |
| 2.1.2 一维层流预混火焰计算模型 |
| 2.2 各影响因素对层流火焰传播速度的影响规律 |
| 2.2.1 化学当量比和O_2浓度 |
| 2.2.2 稀释剂种类 |
| 2.2.3 混合气温度 |
| 2.2.4 混合气压力 |
| 2.3 敏感性分析和化学反应路径分析 |
| 2.3.1 敏感性分析 |
| 2.3.2 CH_4在O_2/CO_2气氛下的反应路径分析 |
| 2.4 高浓度CO_2对层流火焰传播速度的影响机理 |
| 2.4.1 CO_2的热物理性质对层流火焰传播速度的影响 |
| 2.4.2 CO_2的辐射传热特性对层流火焰传播速度的影响 |
| 2.4.3 CO_2的化学反应性对层流火焰传播速度的影响 |
| 2.4.4 CO_2的第三体反应效应对层流火焰传播速度的影响 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 CH_4在O_2/CO_2气氛下的可燃极限 |
| 3.1 CH_4/O_2/CO_2混合气可燃极限的实验研究 |
| 3.1.1 实验装置和测量方法 |
| 3.1.2 CH_4/O_2/CO_2混合气的可燃极限 |
| 3.1.3 CH_4/O_2/N_2混合气的可燃极限 |
| 3.1.4 可燃极限实验测量误差 |
| 3.2 高浓度CO_2对可燃极限的影响机理 |
| 3.2.1 能量平衡分析 |
| 3.2.2 CO_2的化学反应性对可燃极限处燃烧过程的影响 |
| 3.2.3 CO_2的热物理特性和辐射传热特性对可燃极限的影响 |
| 3.3 CH_4在O_2/CO_2气氛下可燃极限的理论计算 |
| 3.3.1 热理论 |
| 3.3.2 CH_4/O_2/CO_2气氛下可燃极限的计算公式 |
| 3.3.3 CO_2参与化学反应对放热能力的影响 |
| 3.3.4 假设条件带来的计算误差 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 CH_4在O_2/CO_2气氛下的骨架化学反应机理 |
| 4.1 化学反应机理的简化方法 |
| 4.1.1 直接关系图法在机理简化中的应用 |
| 4.1.2 敏感性分析法 |
| 4.1.3 主成份分析法 |
| 4.2 骨架机理的生成过程 |
| 4.2.1 直接关系图耦合敏感性分析法的简化结果 |
| 4.2.2 主成份分析法的简化结果 |
| 4.3 骨架机理的准确度验证 |
| 4.3.1 骨架机理的化学反应路径验证 |
| 4.3.2 骨架机理预测点火延迟时间的准确性 |
| 4.3.3 骨架机理预测层流火焰传播速度和火焰结构的准确性 |
| 4.3.4 骨架机理预测熄火点的准确性 |
| 4.4 骨架机理的计算成本 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 CH_4/O_2/CO_2湍流预混火焰特性的数值模拟 |
| 5.1 算例介绍和网格划分 |
| 5.2 基于FGM方法的湍流部分预混火焰面模型 |
| 5.2.1 FGM查询表的建立 |
| 5.2.2 部分预混燃烧模型的控制方程 |
| 5.2.3 部分预混燃烧模型在Fluent中的实现 |
| 5.3 模型验证 |
| 5.4 CH_4在O_2/CO_2气氛下的湍流火焰特性 |
| 5.4.1 火焰温度分布 |
| 5.4.2 速度分布 |
| 5.4.3 湍动能分布 |
| 5.4.4 主要组分分布 |
| 5.5 辐射特性对湍流火焰特性的影响规律 |
| 5.6 本章小结 |
| 第6章 CH_4在O_2/CO_2气氛下湍流火焰传播速度的数值计算 |
| 6.1 FGM/G耦合的湍流火焰传播速度计算模型 |
| 6.1.1 控制方程 |
| 6.1.2 湍流火焰传播速度的计算 |
| 6.2 算例介绍和网格划分 |
| 6.3 湍流火焰传播速度计算模型验证 |
| 6.4 CH_4在O_2/CO_2气氛下的湍流火焰传播速度 |
| 6.4.1 O_2浓度对湍流火焰传播速度的影响规律 |
| 6.4.2 化学当量比对湍流火焰传播速度的影响规律 |
| 6.5 本章小结 |
| 第7章 全文总结和展望 |
| 7.1 全文结论 |
| 7.2 研究展望 |
| 7.3 创新点 |
| 参考文献 |
| 附录 |
| 附录一 20种组分56个反应的骨架化学反应机理 |
| 附录二 高O_2浓度条件下的CH_4/O_2/CO_2的湍流火焰结构 |
| 致谢 |
| 攻读学位期间参与科研及发表论着 |
（7）制冷剂可燃性和溶解性的理论和试验研究（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| Abstract |
| 字母注释表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 课题研究背景 |
| 1.2 下一代制冷剂候选物 |
| 1.3 制冷剂分代新方法 |
| 1.4 制冷剂燃爆特性研究现状 |
| 1.5 制冷剂与润滑油相溶性研究现状 |
| 1.6 本文主要研究内容 |
| 第二章 制冷剂典型燃爆特性理论与基础燃爆特性的估算 |
| 2.1 燃爆反应经典理论 |
| 2.2 制冷剂燃爆反应的本质和要素 |
| 2.3 制冷剂燃爆极限的测定方法 |
| 2.4 制冷剂燃爆极限的估算方法 |
| 2.5 基于化学键离解能特性的制冷剂燃爆极限研究 |
| 2.6 制冷剂燃爆极限对充注量的影响 |
| 2.7 小结 |
| 第三章 制冷剂基础燃爆特性参数试验 |
| 3.1 制冷剂基础燃爆特性参数试验方法 |
| 3.2 燃爆特性参数试验系统标定与不确定度 |
| 3.3 制冷剂燃爆火焰特性试验与机理分析 |
| 3.4 制冷剂基础燃爆极限的影响因素及作用机理 |
| 3.5 润滑油对制冷剂基础燃爆特性的影响探究 |
| 3.6 小结 |
| 第四章 低温室效应制冷剂的可燃性惰化与评价 |
| 4.1 制冷剂燃爆特性惰化基础理论 |
| 4.2 几种低GWP制冷剂燃爆特性的惰化试验 |
| 4.3 阻燃剂对不同制冷剂的燃爆惰化效率 |
| 4.4 新阻燃剂惰化特性指标 |
| 4.5 小结 |
| 第五章 制冷剂与润滑油相溶性研究 |
| 5.1 相溶性基础理论 |
| 5.2 制冷剂与润滑油相溶性的试验研究 |
| 5.3 制冷剂与润滑油相溶性研究结果及分析 |
| 5.4 制冷剂与润滑油相溶性评价指标 |
| 5.5 小结 |
| 第六章 结论与建议 |
| 6.1 主要结论 |
| 6.2 创新之处 |
| 6.3 建议 |
| 参考文献 |
| 发表论文和参加科研情况说明 |
| 致谢 |
（8）调节范围扩大下热力膨胀阀感温包充注介质及组分研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 主要符号表 |
| 目录 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 热力膨胀阀的研究现状 |
| 1.3 感温包充注方式研究现状 |
| 1.4 热力膨胀阀的实际应用 |
| 1.5 本文研究任务 |
| 第2章 理论研究 |
| 2.1 感温包充注方式确定 |
| 2.2 感温包充注介质选择原则 |
| 2.3 编程软件介绍 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 含二元流体的充注液数值模拟结果及分析 |
| 3.1 二元混合制冷剂选择及计算结果 |
| 3.2 二元混合制冷剂计算结果分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 含三元流体的充注液数值模拟结果及分析 |
| 4.1 三元混合制冷剂计算结果及分析 |
| 4.2 二元+CO_2混合制冷剂计算结果及分析 |
| 4.3 二元+N_2混合制冷剂计算结果及分析 |
| 4.4 计算结果对比分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 结论与展望 |
| 5.1 研究成果 |
| 5.2 主要创新点 |
| 5.3 研究展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
（9）低温地热发电循环理论优化与有机工质朗肯循环性能实验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 目录 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 课题背景 |
| 1.2 低温地热发电系统研究的意义 |
| 1.3 低温发电研究任务 |
| 1.4 中低温发电系统的研究现状 |
| 1.4.1 循环研究方面 |
| 1.4.2 工质研究方面 |
| 1.4.3 评价指标方面 |
| 1.4.4 低温发电研究现状小结 |
| 1.5 本文主要研究内容 |
| 第二章 低温地热发电经济性目标函数 |
| 2.1 系统经济性优化目标函数的提出 |
| 2.1.1 ηI或ηII作为经济性评价指标的讨论 |
| 2.1.2 APR、CR 或 SIC 作为经济性评价指标的讨论 |
| 2.1.3 LEC 作为经济性评价指标的讨论 |
| 2.2 (P _(output),net/m _(brine))作为全电站技术经济性优化目标函数的确立 |
| 2.3 小结 |
| 第三章 低温地热发电系统循环优化 |
| 3.1 ORC 与 OTC 的优化研究 |
| 3.1.1 ORC 与 OTC 系统简介 |
| 3.1.2 ORC 与 OTC 系统性能分析方法 |
| 3.1.3 带换热器设计的发电系统仿真模型的建立 |
| 3.1.4 工质、循环参数对 (P_(output),net/m_(brine))的影响规律 |
| 3.1.5 工质的选择 |
| 3.2 ORC 与 OTC 系统技术经济性对比评价研究 |
| 3.2.1 ORC 与 OTC 系统工质及循环参数的优化 |
| 3.2.2 ORC 与 OTC 系统性能的对比评价 |
| 3.3 Kalina 循环优化研究 |
| 3.3.1 Kalina 循环系统介绍 |
| 3.3.2 Kalina 循环系统模型 |
| 3.3.3 计算结果的可靠性验证 |
| 3.3.4 Kalina 循环系统性能影响因素分析 |
| 3.4 Kalina 循环与 ORC 系统性能的对比评价 |
| 3.5 小结 |
| 第四章 低温地热发电实验系统的改进 |
| 4.1 实验台的改进方案 |
| 4.1.1 原有实验系统 |
| 4.1.2 原有实验系统存在的问题 |
| 4.1.3 实验台的改进措施 |
| 4.2 实验台改进后性能分析 |
| 4.2.1 实验测量参数与测量手段 |
| 4.2.2 实验误差分析 |
| 4.2.3 实验操作步骤 |
| 4.2.4 实验结果分析 |
| 4.3 小结 |
| 第五章 涡旋膨胀机性能实验研究 |
| 5.1 涡旋膨胀机实验性能评价指标 |
| 5.2 涡旋膨胀机性能实验研究 |
| 5.2.1 实验目的 |
| 5.2.2 实验方式 |
| 5.2.3 实验结果分析 |
| 5.3 小结 |
| 第六章 低温地热 ORC 发电系统实验研究 |
| 6.1 实验方案 |
| 6.2 ORC 系统工质循环性能对比评价方法讨论 |
| 6.2.1 现行对比评价方法 |
| 6.2.2 实验环节存在的不公平因素 |
| 6.2.3 改进的实验结果对比评价方法 |
| 6.2.4 改进措施的可行性 |
| 6.3 低温地热 ORC 发电系统性能实验 |
| 6.3.1 实验目的 |
| 6.3.2 实验方式 |
| 6.3.3 实验结果分析 |
| 6.4 工质实验性能研究 |
| 6.4.1 实验目的 |
| 6.4.2 实验方式 |
| 6.4.3 基于公平评价方法的实验结果分析 |
| 6.5 小结 |
| 第七章 结论与建议 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 创新点 |
| 7.3 建议 |
| 参考文献 |
| 符号表 |
| 发表论文和参加科研情况说明 |
| 致谢 |
（10）基于传热窄点的热泵用HFC125/HCs混合工质优选及其系统特性研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 主要符号表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 课题研究意义 |
| 1.2 混合工质研究概况 |
| 1.2.1 HCFCs 混合工质 |
| 1.2.2 HFCs 混合工质 |
| 1.2.3 HCs 混合工质 |
| 1.2.4 HFC/HCs 混合工质 |
| 1.3 混合工质热泵技术研究进展 |
| 1.3.1 技术研究现状 |
| 1.3.2 应用概况 |
| 1.4 本文的主要工作 |
| 第二章 用于热泵的 HFC125/HCS 混合工质优选 |
| 2.1 混合工质的筛选原则 |
| 2.1.1 HFC125 基础组元的确定 |
| 2.1.2 HCs 组元制冷剂性质 |
| 2.2 HFC125/HCS 混合工质特性 |
| 2.2.1 环境性能 |
| 2.2.2 安全性能 |
| 2.2.3 热物理性能 |
| 2.3 基于传热窄点的 HFC125/HCS 混合工质优化配比区间的确定 |
| 2.3.1 传热窄点的产生机理 |
| 2.3.2 热泵循环模型的建立及工况的确定 |
| 2.3.3 工质配比对系统性能的影响 |
| 2.3.4 外部参数对传热窄点产生的影响 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 混合工质热泵实验装置的设计与建立 |
| 3.1 回热器对 HFC125/HCS 混合工质热泵循环的适用性 |
| 3.1.1 循环冷凝/蒸发温度的确定 |
| 3.1.2 回热器对循环性能的影响 |
| 3.2 实验系统设计 |
| 3.3 测量参数及测点布置 |
| 3.4 实验工况及实验方法 |
| 3.4.1 实验工况 |
| 3.4.2 实验方法 |
| 3.5 实验系统调试 |
| 3.6 系统制冷剂充注量的优化确定 |
| 3.6.1 充注量对压缩机耗功的影响 |
| 3.6.2 充注量对冷凝压力的影响 |
| 3.6.3 充注量对过热度的影响 |
| 3.6.4 充注量对系统制热量的影响 |
| 3.6.5 充注量对 COP 影响 |
| 3.7 实验不确定度分析 |
| 3.8 本章小结 |
| 第四章 混合工质热泵系统特性研究 |
| 4.1 工质组分变化对热泵性能的影响 |
| 4.1.1 HFC125/HC290 组分变化对热泵循环性能的影响 |
| 4.1.2 HFC125/HC600a 组分变化对热泵循环性能的影响 |
| 4.2 工质组分变化对冷凝器沿程温度分布的影响 |
| 4.2.1 HFC125/HC290 工质组分变化对冷凝器沿程温度分布的影响 |
| 4.2.2 HFC125/HC600a 工质组分变化对冷凝器沿程温度分布的影响 |
| 4.3 工质组分变化热泵系统性能实验结果与理论计算的对比分析 |
| 4.4 热汇变流量对热泵系统性能的影响 |
| 4.4.1 HFC125/HC290 工质热泵热汇变流量系统性能研究 |
| 4.4.2 HFC125/HC600a 工质热泵热汇变流量系统性能研究 |
| 4.5 工质变流率对热泵系统性能影响的研究 |
| 4.5.1 HFC125/HC290 工质变流率热泵系统性能研究 |
| 4.5.2 HFC125/HC600a 工质变流率热泵系统性能研究 |
| 4.6 HFC125/HCS 与 HFC134A、HCFC22 热泵特性对比 |
| 4.7 本章小结 |
| 第五章 结论与展望 |
| 5.1 研究结论 |
| 5.2 主要创新点 |
| 5.3 研究展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其他成果 |
四、Research on Transport Properties of HFC-227ea（论文参考文献）
- [1]基于工质物性的有机朗肯循环分析及T形管分离特性研究[D]. 苏文. 天津大学, 2019(06)
- [2]七氟丙烷气体灭火系统沿程压力损失计算方法[J]. 陈建,李鑫,胡俊康,王建勇. 机电工程, 2018(01)
- [3]七氟丙烷气体灭火系统管网设计方法研究[D]. 李鑫. 浙江工业大学, 2017(01)
- [4]高温热泵介质循环性能研究及分子模型初探[D]. 蔡荣昌. 天津大学, 2018(04)
- [5]新工质中高温水源热泵热力性能研究[D]. 郭川. 青岛理工大学, 2016(06)
- [6]CH4在O2/CO2气氛下燃烧特性的研究[D]. 胡贤忠. 东北大学, 2017(06)
- [7]制冷剂可燃性和溶解性的理论和试验研究[D]. 吴曦. 天津大学, 2014(08)
- [8]调节范围扩大下热力膨胀阀感温包充注介质及组分研究[D]. 高若楠. 浙江大学, 2014(06)
- [9]低温地热发电循环理论优化与有机工质朗肯循环性能实验研究[D]. 张圣君. 天津大学, 2012(05)
- [10]基于传热窄点的热泵用HFC125/HCs混合工质优选及其系统特性研究[D]. 王方. 上海交通大学, 2012(05)