以管内侧制冷剂，管外侧水的蒸发换热器为研究对象，基于热力学第一、第二定律建立了蒸发器沸腾两相流段的熵产计算模型，用量纲1熵产数N_s表示管内外流体因温差传热和压降损失引起的不可逆损失。分析水侧、制冷剂侧质量流量，水侧入口温度和管长尺寸对系统熵产数的影响。结果表明：系统熵产主要由制冷剂侧两相压降引起；系统熵产数随水侧质量流率的增大迅速降低并趋于稳定，随制冷剂侧质量流率的增大呈指数增长，随水侧进口温度和管长尺寸的增大而增加。

常压下测定了乙酸乙酯和1,2-丙二醇二元系在298.15～323.15 K下的密度、折射率和黏度，建立了混合液密度、黏度随组成和温度变化关系的方程。计算了过量摩尔体积V^E,折射率偏差Δn_D，黏度偏差Δη和过量流动活化自由能ΔG^*E。结果表明，过量摩尔体积低温时在全浓度范围内为负值，但随温度升高，在富酯区变为正值；而折射率偏差高温时在富醇区为微小正值，其他情况都是负值；黏度偏差和过量流动活化自由能显示了相同的变化关系，均为负值，且都随温度降低而偏差增大。

基于气体分子动理学和颗粒动理学理论，考虑颗粒旋转流动对颗粒碰撞能量交换和耗散的影响，建立粗糙颗粒动理学。采用Chapman-Enskog颗粒速度分布函数，提出了颗粒相应力、热通量和颗粒碰撞能量耗散计算模型。采用欧拉-欧拉气固双相流模型，数值模拟鼓泡流化床内气体-颗粒两相流动特性。模拟结果得到了床内颗粒相速度和脉动速度分布，与Yuu等实验结果相吻合。分析不同的切向弹性恢复系数对颗粒相拟总温的变化规律，结果表明在低颗粒浓度时颗粒拟总温随切向弹性恢复系数而增加。

流浆箱是造纸机上非常关键的设备，纸页的成形质量很大程度上取决于流浆箱的性能。水力式流浆箱采用稳流室作为浆料匀整装置，利用淹没射流原理，使流浆箱内的浆流具有均匀的速度剖面。稳流室长度是稳流室的一个非常重要的参数。基于可实现k-ε湍流模型，运用Fluent求解水力式流浆箱稳流室内的流场参数，利用PIV测量技术对数值模拟结果进行验证，测量结果与数值模拟结果吻合良好。利用统计学原理计算出稳流室各横截面上的速度均方差，并以速度均方差值的变化趋势来判断稳流室内浆流速度是否达到均匀，对于不同布浆管束直径d和浆料入射速度v，计算出稳流室内浆流达到均匀分布所要求的长度L，结果表明L值随着布浆管束的直径增加和入射速度的提高而增大，并且二者分别符合一次函数关系。利用二元函数拟合得出L值与d和v之间的关系式，该式可作为水力式流浆箱稳流室的设计参考。

对单级和双级T形微通道结构中流体的混合规律进行了实验和模拟研究。研究发现，随着流动Reynolds数的增加，微通道内依次出现层流、涡流、卷流3种不同流动状态；在单级T形微通道中，只有当流动处于卷流状态时，混合才得以强化；而对于双级T形微通道结构，流体接触面积增大，流向转变使得当最大尺度的混合通道中出现涡流时，混合即增强。在相同停留时间条件下，双级T形微通道结构中流体混合效率明显高于单级。研究结果充分说明，含有多级T形结构的树状分形仿生网络结构能够极大地强化流体混合，多级T形网络结构是一种高效的微观混合构型。

基于平面内非对称分离重组微混合原理设计了一种新型的被动式微混合器，并对该结构微混合器的混合特性进行了三维数值模拟。模型使用有限体积法离散、SIMPLE算法进行层流计算，采用混合强度值作为衡量指标，分析了Reynolds数在1～80范围间的混合强度值变化。分析结果显示，在次通道上布置扇形空腔对非对称式微混合器的混合强度值有明显提高，同时扇形空腔的几何结构参数值对该微混合器的混合效果也有一定影响。本文模拟结果在综合考虑混合强度与泵功消耗等条件下，当主次通道宽度与扇形空腔结构宽度比为(w₃/w₁)=1/3时非对称分离重组扇形空腔微混合器的混合强度值可达到78%左右。

以氮气和水为实验介质，利用高速摄像机对水力直径为1.15 mm的矩形小通道内的气液两相垂直向上流动特性进行可视化研究，依次得到泡状流、弹状流、搅拌流和环状流4种典型的流型图像。针对小通道内气泡之间相互无遮掩性的优势，运用图像处理技术对流型图像分形增强，检测气泡边缘并填充后根据提出的气相体积模型，得到两相流动的含气率。结合实验数据，根据分液相Reynolds数把流动分为层流区、过渡区和紊流区，并对Chisholm关系式进行修正，结果表明：修正后的压降模型能较好地预测本文实验结果。

提出一种新型折流板——曲面弓形折流板，并构造曲面弓形折流板换热器，采用数值模拟和实验相结合的方法研究其壳程传热和流动阻力性能。在实验方面，设计了实验用曲面弓形折流板和普通弓形折流板换热器试样，其中换热器管束采用可拆连接形式，以考察不同折流板结构和板间距的影响。通过改变管程及壳程流量和管程流体进口温度，获得了大量对应于不同折流板结构的壳程压力降和传热系数实验数据。在模拟方面，利用Fluent软件建立了曲面弓形折流板换热器和普通弓形折流板换热器流体数值分析模型，得到了壳程流体流场分布及壳程压力降和传热系数。结果发现，在相同结构参数和流动条件下，曲面弓形折流板换热器壳程压力降比普通弓形折流板换热器降低9%～24%，而壳程传热系数比普通弓形折流板换热器提高3%～11%。

摇摆条件下附加惯性力的作用会对两相流动的压降及汽泡受力产生影响。考虑相变能量和质量输运，采用流体体积(VOF)多相流模型对附加惯性力条件下竖直矩形流道内过冷流动沸腾进行了数值模拟。汽液界面位置通过分段线性插值(PLIC)的方法获得。模拟结果获得了孤立汽泡周围压力、速度、温度分布以及二次流动现象，分析了汽泡聚合过程汽泡形态及内部速度矢量的演变过程，模拟结果与文献中结论吻合良好。附加惯性力作用使得流动压降比静止条件下要大，过冷流动沸腾压降由于汽相产生会在单相流动的基础上产生波动，且热通量越大，压降波动幅度越大。摇摆产生的附加惯性力相对汽泡所受的其他力而言可以忽略不计，而摇摆导致的流量波动会改变汽泡受力大小，进而影响沸腾换热。

通过采用在圆管内壁填充环状金属泡沫的方法强化管内对流凝结换热，实验研究了制冷剂R134a在内壁填充环状金属泡沫管内的流动凝结的压降和换热，克服了完全填充金属泡沫管流动阻力大的缺点。用于计算传热系数的管壁温度通过热电偶测量得到。综合分析了质量流速和两相流体干度对流动凝结压降及传热系数的影响。研究结果表明内壁填充环状金属泡沫管压降远大于光管，压降随质量流速和干度的增加而迅速增大且呈非线性。通过壁面温度分布和温度波动对内壁填充环状金属泡沫管内的两相流型进行判别，发现影响该类强化管凝结换热的两种主要流型：分层流和环状流。内壁填充环状金属泡沫管的凝结传热系数大于光管，且随着质量流速和干度的增加传热系数增大，该类强化管流动凝结传热系数是光管的2倍左右。

在Re=400～2200范围内，对管后分别布置一对斜截半椭圆柱面和三角形小翼涡流发生器的顺排和叉排翅片圆管空冷器气侧传热和流阻性能进行数值模拟。结果表明两涡流发生器强化传热效果相当。由于流线型设计，斜截半椭圆柱面在顺排管和叉排管空冷器中产生的流阻分别比三角形小翼低0.07%～2.53%和1.51%～5.31%，在叉排管空冷器中，两涡流发生器在较高Re下均具有流动减阻效果，斜截半椭圆柱面最多可减阻6.40%，三角形小翼最多可减阻4.39%。顺排管空冷器中斜截半椭圆柱面综合性能R=(j/j₀)/(f/f₀)值在Re>700时比三角形小翼高

目前汽-液喷射技术中关于湿蒸汽的研究较少，然而在实际工业中，相当一部分低压蒸汽是具有一定干度的湿蒸汽。为此，设计了以湿蒸汽为工作蒸汽的实验台，并采用一种多喷嘴结构的汽-液喷射器作为实验元件，分析了蒸汽压力、蒸汽干度及喷射器背压对其性能的影响。实验结果表明：蒸汽干度使蒸汽质量流量随蒸汽压力变化的曲线平移。喷射系数随蒸汽干度的增大而增大。蒸汽压力较低时，喷射系数和过冷水流量随蒸汽压力的升高而增大，随着蒸汽压力的升高，当汽羽的长度大于喷射器的喉嘴距时，过冷水发生壅塞，喷射系数开始减小，而过冷水流量的减小延迟。总体上,喷射系数随背压的升高而减小，在背压不同的范围内，喷射系数下降的速度有所不同。

以贵金属Pd(Ⅱ)和过渡金属Mn(Ⅱ)为活性组分，具γ-Al₂O₃涂层的堇青石陶瓷蜂窝为载体，采用过量浸渍法，考察了蜂窝型整体结构催化剂制备过程中浸渍条件（浸渍液pH值、温度和浓度）对活性组分在载体上吸附量的影响，确定了Pd(Ⅱ)和Mn(Ⅱ)适宜的浸渍pH值和温度。比较了浸渍液在蜂窝通道中的填充时间、浸渍液向γ-Al₂O₃涂层毛细孔内渗透时间、活性组分在蜂窝通道内溶剂中的扩散时间、活性组分在γ-Al₂O₃涂层毛细孔内溶剂中的扩散时间以及载体对活性组分的吸附时间，发现浸渍过程受吸附动力学控制。根据Lagergren

水分对过氧化苯甲酸叔丁酯热稳定性的影响

蒋慧灵, 闫松, 魏彤彤

化工学报. 2011, 62(5):  1290-1295. 

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作为重要的化工原料，有机过氧化物在工业中得到广泛应用，但是该物质具有很强的分解特性，一旦发生火灾或爆炸，后果非常严重。为研究该类物质的热稳定性，本文通过采用绝热加速量热仪对过氧化苯甲酸叔丁酯干燥样品、潮湿样品以及加过量水的样品进行实验，得到了3组样品的温度、压力随时间的变化曲线，并根据测试结果，分别拟合了不同反应级数下lnk-1/T曲线，得出3组样品的反应级数和活化能。在此基础上，引入热惰性因子φ对样品的测试数据进行了绝热修正，得到了在最严重事故条件下即完全绝热条件下该物质的热分解特性数据。通过对3组样品绝热分解特性参数的对比分析发现，过氧化苯甲酸叔丁酯具有遇水分解特性，从活化能来看，该物质遇水后活化能降低，反应更容易进行。然而，从最高温升速率来看，干燥的过氧化苯甲酸叔丁酯最高温升速度最大，绝对温升最高，反应最为剧烈，反应危险性最大。因此，由于过氧化苯甲酸叔丁酯具有遇水更易反应的特点，要控制发生火灾或爆炸，应该使该物质在干燥条件下储存，储存温度控制在其绝热初始分解温度79.84℃以下。