一、氣固流化床內(nèi)顆粒的內(nèi)循環(huán)特性的研究（論文文獻(xiàn)綜述）
胡陳樞[1]（2019）在《流化床內(nèi)流動(dòng)、混合與反應(yīng)的多尺度模擬研究》文中研究指明流化床是一種重要的工業(yè)反應(yīng)器,在能源、化工、冶金等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。流化床反應(yīng)器內(nèi)存在典型的稠密氣固兩相流反應(yīng)過程,該過程具有多態(tài)（流動(dòng)狀態(tài)）、多尺度特點(diǎn),并受到多參數(shù)（如操作參數(shù)、顆粒性質(zhì)、幾何結(jié)構(gòu)等）、多物理場(chǎng)（如流場(chǎng)、傳熱場(chǎng)、反應(yīng)場(chǎng)、附加場(chǎng)等）相互耦合作用,從而形成高度非線性的復(fù)雜時(shí)空演變特征。在流化床研究中,數(shù)值模擬能夠以較低的成本,快速對(duì)不同的幾何結(jié)構(gòu)、運(yùn)行工況進(jìn)行評(píng)估,并以較高精度解析反應(yīng)器內(nèi)的氣固流動(dòng)細(xì)節(jié),因此得到越來越多的使用。然而到目前為止,各模擬方法的可靠性仍然有待提升,對(duì)流化床氣固流動(dòng)規(guī)律的認(rèn)識(shí)需要進(jìn)一步深入。基于上述認(rèn)識(shí),本文旨在發(fā)展多尺度稠密氣固兩相反應(yīng)流模擬方法,將CFD-DEM、Coarse-grained CFD-DEM、MP-PIC以及TFM四種主流方法從模擬冷態(tài)流動(dòng)拓展到熱態(tài)反應(yīng)過程,對(duì)不同尺度流化床內(nèi)氣固流動(dòng)、傳熱以及反應(yīng)多場(chǎng)耦合過程進(jìn)行預(yù)測(cè),并利用一系列實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)在不同流化床系統(tǒng)內(nèi)對(duì)模型進(jìn)行檢驗(yàn)驗(yàn)證。基于上述方法,作者開展了以下幾部分工作:第一部分中通過文獻(xiàn)綜述,對(duì)稠密氣固兩相流的不同模擬方法、重要子模型（曳力模型、碰撞模型）及其參數(shù)在不同流化條件（流態(tài)、顆粒類型、床體結(jié)構(gòu)等）下的適用性（準(zhǔn)確性、計(jì)算效率）進(jìn)行了系統(tǒng)性評(píng)估。第二部分中對(duì)冷態(tài)流化床內(nèi)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,圍繞介尺度結(jié)構(gòu)（即鼓泡床中氣泡與循環(huán)床中顆粒團(tuán)）特性及其影響進(jìn)行分析。研究了:（1）鼓泡床內(nèi)不同氣壓下的埋管磨損行為;（2）循環(huán)床提升管內(nèi)顆粒團(tuán)時(shí)間演化機(jī)理與風(fēng)速的影響。結(jié)果揭示了介尺度結(jié)構(gòu)的演化機(jī)理與影響機(jī)制,反映了其在氣固流動(dòng)與混合中起到的關(guān)鍵作用。第三部分中對(duì)實(shí)驗(yàn)室熱態(tài)流化床內(nèi)的傳熱、熱解、氣化與燃燒過程進(jìn)行模擬研究:（1）探究了噴動(dòng)床中顆粒碰撞參數(shù)對(duì)流動(dòng)與傳熱的影響,并揭示了其影響機(jī)制;（2）考察了鼓泡床生物質(zhì)快速熱解過程中反應(yīng)顆粒尺寸/密度變化的影響,并對(duì)比了不同模擬方法在預(yù)測(cè)該過程時(shí)的異同;（3）研究了鼓泡床煤氣化過程中操作參數(shù)（粒徑、床溫）的影響;（4）考察了鼓泡床內(nèi)煤燃燒過程中二次風(fēng)條件的影響,并深入分析了床內(nèi)局部過熱區(qū)的形成機(jī)制。上述研究著重探討了流動(dòng)、傳熱與燃燒過程的相互作用,以及氣固混合在上述相互作用中發(fā)揮的影響。第四部分中將模擬尺度擴(kuò)大到了工業(yè)尺度流化床,研究了工業(yè)300MWe循環(huán)流化床燃煤鍋爐內(nèi)的流動(dòng)、傳熱與燃燒反應(yīng)的耦合過程,并考察了給料方式的影響。
賈文廣,程愛平,孔祥鑫,王凱,李慶領(lǐng)[2]（2018）在《基于計(jì)算顆粒流體動(dòng)力學(xué)的流化床氣固兩相流場(chǎng)特性分析》文中認(rèn)為基于計(jì)算顆粒流體動(dòng)力學(xué)數(shù)值模擬方法,研究了噴動(dòng)速度、背景流速和顆粒粒徑等參數(shù)對(duì)流化床氣固兩相流場(chǎng)特性的影響。研究表明,噴動(dòng)速度對(duì)流化床流場(chǎng)特性影響最大;在一定范圍內(nèi),噴動(dòng)速度越快,背景流速越慢,越有利于流化床的內(nèi)循環(huán);顆粒粒徑對(duì)流化床氣固流場(chǎng)的影響則無明顯規(guī)律。
Hassan Muhammad[3]（2017）在《內(nèi)循環(huán)流化床固體循環(huán)流動(dòng)特性的數(shù)值模擬》文中認(rèn)為氣固流態(tài)化是使固體顆粒流動(dòng)轉(zhuǎn)變成擬流體狀態(tài)的氣固兩相傳熱傳質(zhì)和化學(xué)反應(yīng)的過程,在物料干燥、燃料合成、燃燒和氣化、聚合物工業(yè)以及造粒等不同領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。其重要特征是氣體和顆粒處于湍流流動(dòng)狀態(tài),顆粒呈現(xiàn)擬流體的特征。流化床可分為鼓泡流化床（BFB）、循環(huán)流化床（CFB）以及內(nèi)循環(huán)流化床（ICFB）。流化床具有良好的傳熱和傳質(zhì)能力、固體循環(huán)和氣泡運(yùn)動(dòng)使氣固兩相充分混合而得到溫度均勻分布、擬流體性實(shí)現(xiàn)固體物料輸送、流體和固體相互混合作用有利于連續(xù)大規(guī)模操作的可能性等。氣固內(nèi)循環(huán)流化床（ICFB）是利用顆粒流化的擬流體流動(dòng)特性,實(shí)現(xiàn)流化床反應(yīng)器內(nèi)不同空間的顆粒之間交換。內(nèi)循環(huán)流化床是一種通過設(shè)置中間擋板將流化床反應(yīng)器分隔為兩個(gè)或多個(gè)反應(yīng)室的多室固體循環(huán)流化床反應(yīng)器。被分隔開的反應(yīng)室分為高速反應(yīng)室（RC）和低速反應(yīng)室（HEC）。中間擋板下方的通道口為高速反應(yīng)室與低速反應(yīng)室之間的質(zhì)量和能量傳遞提供了途徑。因此,可以通過對(duì)高速和低速反應(yīng)室施加不同的流化速度來改善高速反應(yīng)器與低速反應(yīng)室之間的固體循環(huán)過程。由于其特殊的結(jié)構(gòu)和特點(diǎn),ICFB具有優(yōu)于常規(guī)CFB的優(yōu)點(diǎn),如:床高度降低、床結(jié)構(gòu)緊湊和減小反應(yīng)室散熱熱損失等特點(diǎn)。這些優(yōu)點(diǎn)使ICFB能夠在煤/生物質(zhì)燃燒和氣化、固體廢棄物處理和光伏行業(yè)中高純多晶硅顆粒的生產(chǎn)以及煙道氣脫硫等得以應(yīng)用。盡管,對(duì)氣固流化床內(nèi)顆粒擴(kuò)散和質(zhì)量交換特性進(jìn)行大量研究,并且為優(yōu)化和改進(jìn)BFB和CFB的設(shè)計(jì)做了大量工作,但對(duì)ICFB的關(guān)注卻很少。隨著流體數(shù)值計(jì)算方法的不斷發(fā)展,數(shù)值模擬成為用于評(píng)估設(shè)計(jì)和改進(jìn)流體固體流動(dòng)和傳熱傳質(zhì)特性以及諸如ICFB中遇到的復(fù)雜氣固流動(dòng)特性影響研究的有效方法。本文工作旨在基于數(shù)值模擬探索ICFB內(nèi)流體顆粒流體動(dòng)力特性,結(jié)合顆粒動(dòng)理學(xué)理論與歐拉-歐拉模型研究?jī)?nèi)循環(huán)流化床內(nèi)顆粒交換特性,如圖1所示。當(dāng)不同的流化氣體速度下（即高流化速度的高速反應(yīng)室和低流化速度的低速反應(yīng)室）,ICFB內(nèi)高速與低速反應(yīng)室之間的密度差形成壓力梯度。隨著氣泡在床內(nèi)的流動(dòng),在床表面氣泡破碎噴發(fā),顆粒將通過擋板上部空間從高速反應(yīng)室RC拋向低速反應(yīng)室HEC。另一方面,高速反應(yīng)室與低速反應(yīng)室之間的室間壓差促使顆粒通過擋板下部的槽通道由HEC室流向RC室,形成固體顆粒的外循環(huán)。通過對(duì)床料特性、氣體分布器設(shè)計(jì)、流化速度、反應(yīng)室高度和二元混合物循環(huán)特性等不同設(shè)計(jì)和操作參數(shù)對(duì)固體循環(huán)速率（Gs）的影響的研究,預(yù)測(cè)了ICFB中氣固流動(dòng)特性和反應(yīng)室之間的顆粒交換能力,揭示內(nèi)循環(huán)流化床的固體循環(huán)流率變化規(guī)律。本論文的主要研究工作內(nèi)容和結(jié)論如下。1.內(nèi)循環(huán)流化床中氣固流體動(dòng)力特性具有特定床料（GB231和P275的顆粒直徑為231μm和275μm）的內(nèi)循環(huán)流化床中固體體積分?jǐn)?shù)、床壓和在（UR-Umf）/（UH-Umf）=7.0時(shí)的氣體及固體流速如圖2和圖3所示。高速床和低速床中不等氣速的影響是顯而易見的。不管ICFB中的床料類型如何,高速氣體導(dǎo)致了RC中的較高含氣率和氣泡。由于較低的流化速度,在HEC中可以看到相對(duì)較小的氣泡和較高的固體濃度。顆粒從RC到達(dá)HEC的擋板上方。由于流化床中的壓力與固體濃度直接相關(guān),所以在反應(yīng)器中的兩個(gè)室之間形成床密度差,從而產(chǎn)生HEC和RC之間的壓力梯度,其壓力云圖如圖2所示。RC中的氣泡向上運(yùn)動(dòng),在床表面附近聚結(jié)并劇烈破碎,將顆粒從RC,通過中間擋板上方,被投擲到HEC中,進(jìn)行兩床之間顆粒的混合,實(shí)現(xiàn)冷卻和加熱過程。通過觀察速度矢量,固體顆粒在RC中向上流動(dòng)并在HEC中下降。擋板下方的通道口由于壓差而使顆粒從低速室循環(huán)到高速室。從通過擋板上方和下方的氣固橫向運(yùn)動(dòng)是顯而易見的,這使得擋板成為ICFB的關(guān)鍵部件。除了兩個(gè)室之間的顆粒循環(huán)外,每個(gè)室內(nèi)存在氣固循環(huán),這將有助于進(jìn)一步增強(qiáng)氣-固相互作用和混合過程。1.1不同氣體流速UR下內(nèi)循環(huán)流化床的顆粒循環(huán)流率在恒定HEC氣體速度UH（其中UH對(duì)應(yīng)GB231為0.112 m/s,對(duì)應(yīng)P275為0.08 m/s）下,兩種床料條件下的氣體速度比（UR-Umf）/（UH-Umf）對(duì)氣體分布器處兩室間時(shí)均床層壓力的影響如圖4所示,其與已發(fā)表的文獻(xiàn)的定量比較如圖4（a）所示。隨著UR的增加,RC中的床層壓力下降,而HEC中的床層壓力增加。由于流化床床層壓力與床密度有關(guān),與圖2（b）和3（b）的壓力云圖一致。具有較密床層顆粒（GB231）的內(nèi)循環(huán)流化床在兩個(gè)室中均具有比具有較小顆粒濃度（P275）的內(nèi)循環(huán)流化床有更高的壓力梯度。在恒定HEC氣體速度UH（其中UH對(duì)應(yīng)GB231為0.112 m/s,對(duì)應(yīng)P275為0.08 m/s）下,兩種床料條件下的氣體速度比（UR-Umf）/（UH-Umf）對(duì)兩室之間的槽通道壓差的影響如圖5所示。增加氣體速度UR,ICFB中槽通道的壓降也增加,反之亦然。具有顆粒濃度較高的GB231顆粒內(nèi)循環(huán)流化床的槽通道壓差比具有較低濃度顆粒P275的內(nèi)循環(huán)流化床的槽通道壓差更高。在ICFB中,氣泡在床層表面爆裂破碎將顆粒從擋板上方的RC噴射到HEC,并且由于槽通道的壓力梯度,顆粒將通過擋板下方的槽通道從HEC再循環(huán)返回到RC。RC的氣體速度（UR）在ICFB的氣固流動(dòng)中起關(guān)鍵作用。在恒定的UH（其中對(duì)應(yīng)GB231的UH=0.112 m/s;對(duì)應(yīng)P275的UH=0.08 m/s）條件下,不同氣體速度比（UR-Umf）/（UH-Umf）下的UR對(duì)時(shí)均固體循環(huán)流率Gs的影響如圖6所示。固體循環(huán)流率（Gs）是由擋板下方槽通道的固體速度和空隙率計(jì)算確定。UR的增加導(dǎo)致通過擋板下方的槽通道的顆粒橫向速度增加。由于從高氣體壓力室HEC到低氣體壓力室RC的同時(shí)氣流和固體顆粒連續(xù)地流過槽通道。無論床料如何,UR的增加使得固體循環(huán)流率Gs增加。這是由于不均勻流化氣體速度造成的壓力差（固體循環(huán)的驅(qū)動(dòng)力）而造成的密度差,這些趨勢(shì)與以往的文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究結(jié)果一致。在相同的速度比條件下,由GB231顆粒組成的ICFB的Gs高于P275顆粒組成的ICFB。其原因很明顯,如圖5所示,由于兩室之間槽通道的壓力差是固體循環(huán)流率的驅(qū)動(dòng)力,因此槽通道間具有高壓降的ICFB具有高的Gs,反之亦然。這意味著床層顆粒濃度分布對(duì)ICFB在固體循環(huán)流率的性能有顯著的影響。圖7表示兩個(gè)床之間不同的壓力差條件下的Gs變化。可以看出,兩個(gè)反應(yīng)室之間的壓力差的增加導(dǎo)致Gs的增加,反之亦然。如前所述,顆粒濃度高于P275的GB231顆粒對(duì)應(yīng)于較高的Gs以及高氣體壓差,因此對(duì)兩床之間顆粒循環(huán)流率的影響是明顯的。1.2氣體分配器設(shè)計(jì)對(duì)固體循環(huán)流率的影響顆粒從擋板上方的RC流向HEC、通過擋板下方的槽通道從HEC流向RC。通過擋板下方槽通道的兩室之間固體循環(huán)流率結(jié)果如8所示。采用四種不同的氣體分配器:均勻布風(fēng)板分配器、多孔板分配器、管式分配器和高低床內(nèi)循環(huán)流化床。在高低床內(nèi)循環(huán)流化床中,將兩室的氣體分配器布置在不同的高度,即兩室中的其中一個(gè)反應(yīng)室距另一個(gè)反應(yīng)室有一定的高度差。計(jì)算結(jié)果表明:顆粒循環(huán)流率Gs隨著UR的增加而增加。與其他情況相比,提高分配器高度時(shí)Gs隨著UR的增加而增加。通過增加UR,RC室中的固體滯留減少,而HEC中的固體滯留量增加,導(dǎo)致兩個(gè)室之間產(chǎn)生壓力梯度,該壓力梯度成為顆粒流過槽通道的驅(qū)動(dòng)力。具有板式氣體分配器、管式氣體分配器和高低反應(yīng)床分配器的ICFB具有幾乎相同的固體循環(huán)。與其他分配器相比,具有管狀氣體分配器的ICFB具有較高的Gs,其原因是具有管狀分配器的ICFB中RC和HEC之間壓力梯度較高。1.3 ICFB結(jié)構(gòu)對(duì)固體循環(huán)速流率的影響雖然在文獻(xiàn)中經(jīng)常討論流化速度對(duì)內(nèi)循環(huán)流化床性能的影響,但據(jù)作者所知還沒有關(guān)于在內(nèi)循環(huán)流化床中改變兩個(gè)反應(yīng)室高度的影響的研究。在本節(jié)中,我們通過在RC室和HEC室中改變其中一個(gè)室的高度、并且另一室的高度保持恒定的結(jié)構(gòu)中來研究反應(yīng)室高度差的影響。圖9表示在UR=0.40和UH=0.12 m/s時(shí)HEC和RC高度對(duì)Gs的影響。在兩種結(jié)構(gòu)中,一個(gè)反應(yīng)室逐漸升高、另一個(gè)反應(yīng)室保持恒定。由圖可見,內(nèi)循環(huán)流化床反應(yīng)室高度的增加導(dǎo)致固體循環(huán)流率的增加。在達(dá)到一定高度之前,Gs一直增加,并且在這個(gè)高度之后,Gs都開始下降。這意味著對(duì)于Gs,兩反應(yīng)室之間的高度有一個(gè)最佳值,在此最佳高度之前,Gs隨高度的增加而增加,在這一點(diǎn)之后Gs隨高度的增加而下降。內(nèi)循環(huán)流化床中RC室中的Gs負(fù)值表明其循環(huán)方向與HEC中的相反。隨著反應(yīng)室的變換,HEC（低速床）升高的內(nèi)循環(huán)流化床比RC（高速床）升高的內(nèi)循環(huán)流化床貢獻(xiàn)了更高的固體循環(huán)流率。2.二元混合物在ICFB的顆粒循環(huán)特性2.1不同顆粒粒徑-相同顆粒密度的顆?；旌衔镌诤愣║H條件下,不同UR下通過ICFB中的槽通道的時(shí)均Gs如圖10（a）所示。兩種顆粒的循環(huán)流率Gs即大顆粒GBb和小顆粒GBs均隨著UR的增加而增加。GBs顆粒具有比GBb顆粒更高的循環(huán)流率。這是因?yàn)榇箢w粒由于難流動(dòng)性而難以通過槽通道形成循環(huán)流動(dòng)。圖10（b）表示顆粒的橫向時(shí)均速度,其中GBs具有比GBb更高的速度,這解釋了兩個(gè)不同顆粒直徑的顆粒循環(huán)流率差異的原因。時(shí)均總混合物循環(huán)流率和氣體流量Ga如圖10（c）中所示（Ga是指隨顆粒橫向通過槽通道的氣體流率）。氣體流量是通過氣體橫向速度和氣體濃度確定。因此,氣體流率可以理解為兩室之間的氣體交換。該氣體流率在不同的內(nèi)循環(huán)流化床應(yīng)用中有不同的要求。Gs和Ga均隨UR的增大而增大。作為循環(huán)流率驅(qū)動(dòng)力的槽通道壓力差如圖10（d）所示?？梢钥闯?隨著UR的增加,槽通道之間的壓力差也增加,從而導(dǎo)致混合物循環(huán)流率以及氣流流率的增加。計(jì)算結(jié)果表明:與顆粒流率Gs相比,氣體流量Ga相對(duì)較小,表明顆粒在兩床之間通過槽通道交換過程中,伴隨少量的氣體在兩床之間進(jìn)行傳遞。因此,在內(nèi)循環(huán)流化床中,不僅有顆粒之間的循環(huán),同時(shí)存在兩床之間氣體的交換。2.2不同顆粒直徑和密度的混合物圖11表示不同速度比率UR/UH下時(shí)均Gs和反應(yīng)室間壓差的變化（G116的質(zhì)量濃度和顆粒密度為70%和2476kg/m3,P275的質(zhì)量濃度和顆粒密度為30%和1064kg/m3）。無論混合物中顆粒直徑和密度的改變,增加UR都會(huì)增加固體循環(huán)流率Gs。這是因?yàn)槿鐖D11（b）所示,RC中的顆粒濃度減少,而HEC中的顆粒濃度增加,從而造成兩個(gè)反應(yīng)室之間的壓力梯度。由于ICFB中的混合物濃度的差異,G116的Gs比P275的Gs更大。圖11（b）表示通過降低速度比UR/UH,兩個(gè)反應(yīng)室之間的壓力差也減小,從而導(dǎo)致Gs下降,反之亦然。數(shù)值模擬分析了UH對(duì)內(nèi)循環(huán)流化床中氣固流動(dòng)特性Gs的影響。圖12表示在UR=0.084 m/s和不同UH/UR下通過隔板下方的槽通道時(shí)均Gs和反應(yīng)室之間壓差的變化。與氣體速度UR一樣,UH也在內(nèi)循環(huán)流化床中控制二元混合物的Gs起關(guān)鍵作用。RC和HEC中氣體速度（UR或UH）的變化對(duì)槽通道間的壓降有顯著影響,這反過來影響內(nèi)循環(huán)流化床中的Gs。隨著UH值增加并逐漸接近UR,由于氣泡形成,HEC中的氣體濃度增加。計(jì)算結(jié)果表明:隨著速度比的降低通過槽通道的驅(qū)動(dòng)力的壓差也減小。最終,內(nèi)循環(huán)流化床中的固體循環(huán)流率下降。并且隨著UH接近UR,固體循環(huán)流率幾乎接近零。由于如前所述的混合物組成的不均勻,盡管顆粒G116的循環(huán)流率下降,但其與顆粒P275的循環(huán)流率相比仍然較大。2.3槽通道尺寸的影響槽通道尺寸對(duì)于控制ICFB中的固體循環(huán)是非常重要的。圖13（a）-（c）表明在給定氣體速度UR和UH時(shí),槽通道高度的增加導(dǎo)致時(shí)均Gs和Ga的減小。這是由于作為Gs和Ga的主要驅(qū)動(dòng)力的槽通道間壓力差的相應(yīng)減小引起所致。GBs的Gs的減少率高于GBb,這意味著小顆?？梢愿虞p易地通過槽通道。2.4固體混合性能:內(nèi)循環(huán)流化床與鼓泡流化床的對(duì)比與常規(guī)流化床相比,ICFB提供優(yōu)異的混合能力,并且氣固ICFB可以在相對(duì)較短的時(shí)間內(nèi)實(shí)現(xiàn)良好的混合狀態(tài),從而有效提高反應(yīng)器的出力。ICFB優(yōu)異混合質(zhì)量背后的原因是反應(yīng)器不同區(qū)域之間的連續(xù)內(nèi)部固體循環(huán)過程和外部循環(huán)過程。在ICFB中,除了反應(yīng)室之間的固體循環(huán)之外,由于氣泡運(yùn)動(dòng),在每個(gè)反應(yīng)室內(nèi)還存在固體顆粒循環(huán),最終增強(qiáng)了反應(yīng)器中的顆?；旌线^程。圖14-16表示在不同流化速度下重顆粒（G116）的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布,結(jié)果表明ICFB可以提供比BFB更好的固體混合。通常,取代最小流化速度Umf,將Ufc（所有顆粒流化的完全流化速度）的概念用于二元混合物。對(duì)于圖14中的混合物,Ufc的值為0.041 m/s,而在圖15和16中取用值等于0.024 m/s。在圖14中,BFB中的氣體流速約為1.2倍的Ufc,而ICFB的RC和HEC分別約為1.2倍的Ufc和3.6倍的Ufc。雖然ICFB對(duì)RC的流化速度比BFB更高,但HEC氣體速度與BFB相似,RC和HEC中固體混合優(yōu)于BFB混合過程。在圖15中,ICFB的RC和HEC中的氣體速度為2倍的Ufc和3.3倍的Ufc,而BFB中為1.9倍、2.3倍和3.2倍的Ufc。在給定的氣體速度下,ICFB中可以獲得比BFB更好的固體混合。除了在3.2倍的Ufc下,BFB中也發(fā)生了顆粒分離,這意味著在BFB中可以實(shí)現(xiàn)與ICFB中一樣更好的混合,但是這以較高的流化速度為代價(jià)。為了進(jìn)一步研究顆粒的混合,ICFB和BFB在幾乎相同的流化條件下流化,即ICFB的RC和HEC在1.6倍和1.9倍的Ufc條件下,BFB也為1.6倍和1.9倍的Ufc條件下,在ICFB中仍然發(fā)現(xiàn)比在BFB中更好的混合。盡管在ICFB的底部可以觀察到一些顆粒分離,但是這可以被消除（如圖14和15）,因?yàn)镮CFB通常以較高的氣體速度運(yùn)行。由此可見采用數(shù)值模擬不僅可以驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)研究中發(fā)現(xiàn)的現(xiàn)象和結(jié)果,同時(shí)可以獲得在實(shí)驗(yàn)研究中難以測(cè)量的顆粒流動(dòng)信息,展現(xiàn)出數(shù)值模擬預(yù)測(cè)的價(jià)值。與常規(guī)BFB相比,增強(qiáng)的固體混合性能使得ICFB非常適合于多種應(yīng)用,例如在生物質(zhì)氣化中,避免生物質(zhì)顆粒與床顆粒分離,并提供床料（砂）和生物質(zhì)顆粒之間的能量交換。3.主要結(jié)論采用數(shù)值模擬方法,對(duì)內(nèi)循環(huán)流化床內(nèi)氣固兩相流動(dòng)和顆粒循環(huán)特性進(jìn)行研究,對(duì)均勻板氣體分配器、多孔板氣體分配器、管式氣體分配器和高低床四種不同內(nèi)循環(huán)流化床內(nèi)流化特性和顆粒內(nèi)循環(huán)特性等進(jìn)行分析。同時(shí)對(duì)內(nèi)循環(huán)流化床內(nèi)二元混合顆粒流化和混合特性進(jìn)行了數(shù)值模擬。獲得了內(nèi)循環(huán)流化床中高速反應(yīng)室RC和低速反應(yīng)室HEC內(nèi)氣體和顆粒速度和濃度的分布特性,以及通過擋板下部槽通道的顆粒循環(huán)流率的變化規(guī)律,揭示了高速反應(yīng)室和低速反應(yīng)室內(nèi)顆粒內(nèi)循環(huán)特性、高速反應(yīng)室與低速反應(yīng)室之間的顆粒外循環(huán)特性。研究得到如下結(jié)論:（1）槽通道的壓力差是兩反應(yīng)室顆粒外循環(huán)的驅(qū)動(dòng)力。ICFB中槽通道的固體循環(huán)流率與槽通道壓降具有顯著的關(guān)聯(lián)。高濃度床料形成槽通道間的高壓差,產(chǎn)生高循環(huán)流率,反之亦然。通過槽通道的顆粒排放系數(shù)在0.5和0.6之間變化。（2）管狀氣體分配器實(shí)現(xiàn)高的顆粒循環(huán)流率。無論是多孔氣體分配器還是管狀氣體分配器,隨著流化速度的增加通過擋板下方槽通道從HEC到RC的固體循環(huán)流率增加。與均勻布風(fēng)板分配器和多孔板分配器相比,通過管狀氣體分配器ICFB中槽通道的固體循環(huán)流率由于HEC和RC之間的高壓差而增加。顆粒通過槽通道的排放系數(shù)在0.5-0.79的范圍內(nèi)變化。（3）在高低床內(nèi)循環(huán)流化床中,隨著HEC和RC之間高度差的增加。兩床之間形成的壓差增大,提高顆粒循環(huán)流率。高低床內(nèi)循環(huán)流化床的槽通道壓降大于常規(guī)等高度內(nèi)循環(huán)流化床的槽通道壓降,可以獲取更高的固體循環(huán)流率。通過增加UR,在HEC升高和RC升高的內(nèi)循環(huán)流化床中,通過擋板下的槽通道從HEC到RC的固體循環(huán)速率增加。（4）數(shù)值模擬表明內(nèi)循環(huán)流化床的固體循環(huán)流率隨UH增加而降低、隨著UR的增加而增加。對(duì)兩種不同類型的二元混合物,其中:一種是由不同直徑和相同密度顆粒組成二元顆?；旌衔?、另一種是由不同直徑和密度顆粒組成二元混合物,進(jìn)行二元顆粒流動(dòng)特性的數(shù)值模擬與分析。（5）對(duì)于不同直徑和相同密度的二元混合物床料,小顆粒的循環(huán)流率GBs高于大顆粒的循環(huán)流率GBb,不同直徑和密度的二元混合物床料中的任一組元的顆粒循環(huán)流率大于該組元獨(dú)立構(gòu)成的內(nèi)循環(huán)流化床床料的顆粒循環(huán)流率。并且二元混合物床料的兩種顆粒組元具有不相等的顆粒溫度。（6）與常規(guī)二元混合物床料的BFB相比,ICFB能夠更有效避免顆粒離析的形成。ICFB具有兩個(gè)不同的顆粒循環(huán)方式:一是兩個(gè)反應(yīng)床之間的顆粒外循環(huán);二是各自反應(yīng)床內(nèi)部的顆粒內(nèi)循環(huán)。顆粒的內(nèi)循環(huán)和外部循環(huán)提供二元顆粒的循環(huán)流動(dòng),改善ICFB中固體混合,減低顆粒離析。受數(shù)值模擬計(jì)算能力等限制,未能對(duì)內(nèi)循環(huán)流化床內(nèi)傳熱傳質(zhì)和化學(xué)反應(yīng)過程進(jìn)行數(shù)值模擬與分析。因而在未來研究中將進(jìn)一步展開內(nèi)循環(huán)流化床內(nèi)化學(xué)反應(yīng)和傳熱過程的數(shù)值模擬,獲取內(nèi)循環(huán)流化床內(nèi)反應(yīng)和傳熱傳質(zhì)的變化規(guī)律,為實(shí)際內(nèi)循環(huán)流化床的應(yīng)用提供理論依據(jù)。
王慶功[4]（2011）在《差速循環(huán)流化床內(nèi)流動(dòng)特性的數(shù)值模擬》文中提出高低差速循環(huán)流化床在結(jié)構(gòu)上采用多層床面,且主床和副床利用非均勻布風(fēng)的方式在密相區(qū)形成了強(qiáng)烈的內(nèi)循環(huán)流動(dòng)過程,從而實(shí)現(xiàn)了大小顆粒燃料的分床燃燒,該燃燒方式下物料混合強(qiáng)烈、燃燒溫度穩(wěn)定,具有燃燒效率高、脫硫效果好、燃料適應(yīng)性廣、負(fù)荷調(diào)節(jié)范圍大、低負(fù)荷性能好等優(yōu)點(diǎn),并能有效控制污染物的產(chǎn)生和排放。因而高低差速循環(huán)流化床在燃燒多種劣質(zhì)燃料和生物質(zhì)方面有著絕對(duì)優(yōu)勢(shì)和廣泛的應(yīng)用前景。本文通過FLUENT軟件、應(yīng)用Euler-Euler雙流體模型、基于顆粒動(dòng)理學(xué)理論和標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程模型,數(shù)值計(jì)算了差速循環(huán)流化床底部密相區(qū)及其整體的氣固兩相流動(dòng)過程。研究了改變高速床風(fēng)速、低速床風(fēng)速、主副床高度差和副床傾角及增加隔墻對(duì)密相區(qū)內(nèi)流動(dòng)結(jié)構(gòu)的影響,不同粒徑的床料顆粒在密相區(qū)內(nèi)的流動(dòng)和分布特點(diǎn),生物質(zhì)成型燃料顆粒和散料顆粒與床料的混合過程和流動(dòng)狀態(tài);并驗(yàn)證了差速循環(huán)流化床稀相區(qū)的“環(huán)-核”流動(dòng)結(jié)構(gòu)及其整體外循環(huán)中的流動(dòng)特性。通過計(jì)算結(jié)果分析了差速循環(huán)流化床密相區(qū)內(nèi)循環(huán)過程中顆粒濃度、速度和壓力等流動(dòng)特性參數(shù)的分布和變化特點(diǎn),研究表明主床高速風(fēng)風(fēng)速不宜小于3.5m/s,副床低速風(fēng)為2.0m/s時(shí),密相區(qū)內(nèi)顆粒和氣體混合達(dá)到最佳;主副床高度差為500mm比較合理,床內(nèi)顆?；旌暇鶆?內(nèi)循環(huán)質(zhì)量也較理想;副床傾角的改變對(duì)密相區(qū)內(nèi)的流動(dòng)過程影響不明顯;增加隔墻后,顆粒流動(dòng)過程更為清晰,內(nèi)循環(huán)質(zhì)量有所提高;隨著流動(dòng)的進(jìn)行,粒徑較小的顆粒主要分布于副床上,而大顆粒主要分布在主床底部區(qū)域;生物質(zhì)顆粒在床料顆粒的帶動(dòng)下,進(jìn)行著床內(nèi)典型的內(nèi)循環(huán)過程,生物質(zhì)成型燃料顆粒最終大部分在主床上堆積,生物質(zhì)散料顆粒則主要分布于副床之上。通過模擬結(jié)果分析了差速循環(huán)流化床內(nèi)的整體流動(dòng)過程,研究表明差速循環(huán)流化床爐膛內(nèi)明顯分為兩個(gè)區(qū)域:底部的密相區(qū)和上部的稀相區(qū);顆粒在稀相區(qū)中形成了典型的“環(huán)-核”流動(dòng)結(jié)構(gòu),顆粒團(tuán)絮狀物不斷生成和解體。
彭巧云[5]（2011）在《雙組份脈動(dòng)流化床混合特性的模擬研究》文中研究指明氣固脈動(dòng)流化床作為一種先進(jìn)的流態(tài)化技術(shù),現(xiàn)已被廣泛應(yīng)用于能源、化工等領(lǐng)域。脈動(dòng)氣流的加入可以改善普通流化床的流動(dòng)及傳質(zhì)傳熱特性,實(shí)現(xiàn)許多帶有高分散性、成團(tuán)性和粘性物料的工藝過程,這些常常涉及到雙組份或多組分物料顆粒的混合等問題。但流化床內(nèi)更為復(fù)雜的流動(dòng)狀態(tài),使得實(shí)驗(yàn)研究變得更加困難。數(shù)值模擬方法的優(yōu)點(diǎn)是可以避免實(shí)驗(yàn)研究中的很多系統(tǒng)誤差和人為誤差,依靠可靠的曳力模型、湍流模型等進(jìn)行模擬,節(jié)省實(shí)驗(yàn)時(shí)問和成本,對(duì)流化床的操作具有指導(dǎo)意義。本文在計(jì)算流體力學(xué)軟件中對(duì)等密度體系（不同粒徑的硅膠）和不等密度體系（等粒徑的玻璃珠和小米）顆粒在矩形波脈動(dòng)進(jìn)氣的流化床的運(yùn)動(dòng)行為進(jìn)行描述,采用歐拉雙流體模型,進(jìn)行了數(shù)值模擬,模擬過程中使用自定義函數(shù)定義了脈動(dòng)氣流的波形、頻率、波幅等參數(shù),根據(jù)收斂性要求選取了松弛因子、時(shí)間步長(zhǎng)以及求解方式。針對(duì)雙組份流化床,提出了混合指數(shù)作為混合效果的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn),分析了高頻,低頻和共振頻率下流化床的混合特性,討論了在相同脈寬比下改變脈動(dòng)周期對(duì)混合過程的影響,以及脈動(dòng)流化時(shí),床層壓降的波動(dòng)情況,最后比較了顆粒密度與粒徑對(duì)流態(tài)化的影響。模擬結(jié)果表明共振頻率下的脈動(dòng)氣流,相比于高頻和低頻時(shí),能更好地使兩種固體顆粒流化混合,得到隨床高分布較均勻的平均粒徑,混合過程有良好的穩(wěn)定性。在相同條件下,等密度體系混合效果優(yōu)于非等密度體系混合效果,說明顆粒密度是造成分離的最主要原因。脈動(dòng)輔助進(jìn)氣對(duì)比連續(xù)進(jìn)氣,混合效果更優(yōu),還能節(jié)約能源,應(yīng)用前景更廣。
馮軍濤[6]（2011）在《油頁巖循環(huán)流化床流動(dòng)及燃燒的數(shù)值模擬研究》文中進(jìn)行了進(jìn)一步梳理油頁巖是一種高揮發(fā)分、低熱值的潛在能源,它的儲(chǔ)量折算成發(fā)熱量在化石燃料中僅次于煤,有很大的利用價(jià)值。而半焦是油頁巖干餾煉油之后的副產(chǎn)物,仍然具有一定的發(fā)熱量。由于油頁巖半焦本身揮發(fā)分低、灰分大,很難著火和燃盡。因此為了最大限度利用油頁巖資源,可以將油頁巖和半焦混合后送入循環(huán)流化床鍋爐燃燒發(fā)電。以東北電力大學(xué)油頁巖研究中心設(shè)計(jì)和搭建的油頁巖及其半焦混合燃燒循環(huán)流化床試驗(yàn)臺(tái)為研究對(duì)象,建立了油頁巖循環(huán)流化床流體力學(xué)模型、傳熱模型和燃燒模型。運(yùn)用商業(yè)數(shù)值模擬軟件Fluent,對(duì)該試驗(yàn)臺(tái)爐膛內(nèi)的氣固流動(dòng)特性和燃燒特性進(jìn)行了模擬和討論,為進(jìn)一步實(shí)驗(yàn)和油頁巖循環(huán)流化床鍋爐大型化設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。本文采用歐拉雙流體模型,對(duì)爐膛內(nèi)氣固流動(dòng)特性進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析了不同曳力模型對(duì)流態(tài)化過程的影響;得到了沿爐膛高度顆粒速度和濃度的非均勻分布規(guī)律,證明了其流動(dòng)符合核-環(huán)結(jié)構(gòu);通過改變一次風(fēng)速和顆粒粒徑,分析了相應(yīng)的顆粒速度和濃度的變化規(guī)律;對(duì)比了不同風(fēng)速時(shí)爐內(nèi)壓力的模擬值和實(shí)驗(yàn)值,驗(yàn)證了模擬結(jié)果的合理性。采用非預(yù)混燃燒模型,對(duì)爐膛內(nèi)燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析了不同湍流模型對(duì)溫度的影響;通過改變一二次風(fēng)比率和顆粒粒徑,得到了不同工況下的溫度分布、組分分布以及燃盡曲線;對(duì)比分析了不同配比的頁巖半焦混合燃料的燃燒特性,找到了最佳的混合比,達(dá)到最大限度利用油頁巖的目的。
胡婭君[7]（2010）在《脈動(dòng)流化床混合與分離特性的實(shí)驗(yàn)研究》文中進(jìn)行了進(jìn)一步梳理脈動(dòng)流態(tài)化是一種先進(jìn)的加工多相系的新方法,利用它可以實(shí)現(xiàn)許多帶有高分散性、成團(tuán)性和粘附物料的工藝過程。當(dāng)處理不同種類或不同性質(zhì)的顆粒物料時(shí),通常要求床層物料混合均勻,氣固接觸良好,因此會(huì)涉及到雙組分或多組分物料顆粒的混合分離等問題。本論文提出了應(yīng)用脈動(dòng)輔助進(jìn)氣的方式來促進(jìn)雙組分物料顆粒的混合過程,由于脈動(dòng)流化床流體動(dòng)力學(xué)特性很復(fù)雜,其顆粒的混合機(jī)理還沒有得到很好地理解。因此,將針對(duì)脈動(dòng)流化床雙組分顆粒的混合進(jìn)行實(shí)驗(yàn)與理論研究。以不同粒徑的硅膠、相同粒徑的玻璃珠與谷子作為實(shí)驗(yàn)物料,對(duì)脈動(dòng)流化床的混合特性進(jìn)行了冷態(tài)模擬實(shí)驗(yàn),分析沉積組分濃度沿床層位置的分布,以混合指數(shù)作為評(píng)定混合質(zhì)量的方法。探討了不同方式進(jìn)氣、顆粒粒徑（dp）、顆粒密度（pp）、脈寬比（I=ton/toff）、脈動(dòng)頻率（f）、進(jìn)氣氣速（u）對(duì)雙組分物料顆?；旌系挠绊?同時(shí),針對(duì)不同的物料體系對(duì)以上各參數(shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)分析,對(duì)比兩種不同體系下的各個(gè)參數(shù)對(duì)混合效果的影響。對(duì)于實(shí)驗(yàn)所應(yīng)用的兩種體系物料,在相同條件下,等密度體系混合效果優(yōu)于非等密度體系混合的效果,粒徑差在雙組分顆粒的混合中起決定作用。
費(fèi)廣平,彭昂,解東來,李瑞軍[8]（2009）在《一種環(huán)型放射狀流化床膜制氫反應(yīng)器傳熱特性研究》文中進(jìn)行了進(jìn)一步梳理針對(duì)天然氣水蒸氣重整制氫的工業(yè)應(yīng)用,提出了一種膜組件呈環(huán)型放射狀排列的新型流化床膜反應(yīng)器的概念設(shè)計(jì)。該反應(yīng)器含有一個(gè)重整/膜分離區(qū)（在下部）及一個(gè)氧化區(qū)（在上部）。搭建了該反應(yīng)器的冷態(tài)模型,在冷態(tài)模型中,膜組件上部的氧化區(qū)安裝了3支管型電加熱器以模擬實(shí)際反應(yīng)器中引入空氣進(jìn)行氧化反應(yīng)的熱源。實(shí)驗(yàn)研究了采取不同加熱方式時(shí),不同氣速下床層的溫度分布,實(shí)驗(yàn)結(jié)果為該種新型反應(yīng)器的工程設(shè)計(jì)和模擬提供了依據(jù)。
張彥軍[9]（2009）在《600MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)研究》文中研究說明節(jié)能和環(huán)保是我國能源開發(fā)和利用中的兩大主題。我國能源結(jié)構(gòu)決定了今后相當(dāng)長(zhǎng)的一段時(shí)間內(nèi),燃煤發(fā)電始終是電力生產(chǎn)中的主要部分。超臨界機(jī)組已成為我國發(fā)電行業(yè)主力機(jī)組,超臨界參數(shù)具有高效、節(jié)能和環(huán)保的優(yōu)點(diǎn)。循環(huán)流化床（CFB）是近二十年來在國際上快速發(fā)展起來的新一代高效低污染清潔燃燒技術(shù),不僅能實(shí)現(xiàn)的脫硫效率、低排放和與煤粉爐相近的燃燒效率,而且還具有燃料適應(yīng)性廣、負(fù)荷調(diào)節(jié)性能好和灰渣易于綜合利用等眾多優(yōu)點(diǎn),因此在國際上得到迅速的商業(yè)推廣。為了進(jìn)一步調(diào)整產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu),優(yōu)化能源利用技術(shù),促進(jìn)節(jié)能和環(huán)保,發(fā)展600MW等級(jí)的超臨界循環(huán)流化床鍋爐發(fā)電技術(shù)就成為潔凈煤發(fā)電技術(shù)的一個(gè)新的方向和趨勢(shì)。超臨界汽水技術(shù)和流化床燃燒技術(shù)相結(jié)合,能夠充分發(fā)揮二者的優(yōu)勢(shì),并且技術(shù)風(fēng)險(xiǎn)不大。設(shè)計(jì)開發(fā)了具有中質(zhì)量流速的一次中間再熱600MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐。設(shè)計(jì)燃料為四川白馬無煙煤,鍋爐主蒸汽/再熱蒸汽壓力為25.4/4.45MPa,主蒸汽/再熱蒸汽溫度為571/569℃,爐膛尺寸為25.736×16.952米,爐膛高度為58米（布風(fēng)板至頂棚）。鍋爐主要由單爐膛、6個(gè)高效絕熱旋風(fēng)分離器、6個(gè)回料閥、6個(gè)外置式換熱器、尾部對(duì)流煙道、8臺(tái)滾筒冷渣器和2個(gè)回轉(zhuǎn)式空預(yù)器等部分組成。爐膛采用褲衩腿、雙布風(fēng)板結(jié)構(gòu),爐膛內(nèi)蒸發(fā)受熱面采用膜式水冷壁結(jié)構(gòu)。采用水冷布風(fēng)板,大直徑鐘罩式風(fēng)帽。爐膛上部左右兩側(cè)各布置有3個(gè)內(nèi)徑為9.3米的絕熱分離器。每個(gè)分離器回料腿下布置一個(gè)回料閥和一個(gè)外置換熱器。采用回料點(diǎn)給煤方案,鍋爐共有六個(gè)高溫和六個(gè)低溫給煤點(diǎn)。共有6個(gè)石灰石給料點(diǎn),布置在6個(gè)高溫返料管上。采用Eulerian-Eulerian兩流體模型對(duì)600MW超臨界流化床內(nèi)的氣固兩相流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬。建立了高溫回路內(nèi)氣固兩相流動(dòng)三維數(shù)學(xué)模型?？刂品匠滩捎糜邢摅w積方法離散,質(zhì)量和動(dòng)量方程用歐拉方法。通過計(jì)算,得到了分離器入口通道中心截面顆粒濃度與速度矢量分布、分離器入口通道中心截面不同粒徑顆粒濃度分布、爐膛中心截面不同粒徑顆粒濃度分布、二次風(fēng)對(duì)床內(nèi)顆粒內(nèi)循環(huán)特性的影響規(guī)律、爐膛中心沿寬度方向縱截面布風(fēng)板區(qū)域顆粒濃度與速度矢量分布、回料系統(tǒng)內(nèi)顆粒濃度的分布以及二次風(fēng)穿透能力等高溫循環(huán)回路內(nèi)氣固兩相流動(dòng)特性。在高溫高壓汽水兩相試驗(yàn)臺(tái)上對(duì)超臨界CFB鍋爐水冷壁流動(dòng)傳熱特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究。試驗(yàn)參數(shù)范圍為：壓力10-30MPa,質(zhì)量流速300-1450kg/（m2s）,熱負(fù)荷60-380kW/m2。得到了亞臨界、近臨界、超臨界區(qū)寬廣參數(shù)范圍內(nèi)換熱系數(shù)及摩擦系數(shù)的關(guān)聯(lián)式,以及偏離核態(tài)沸騰（DNB）、蒸干（DRYOUT）發(fā)生的邊界條件及蒸干后傳熱規(guī)律。針對(duì)垂直管圈結(jié)構(gòu)和爐內(nèi)熱負(fù)荷分布特點(diǎn),將水冷壁劃分為由流量回路、壓力節(jié)點(diǎn)和連接管組成的流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)。根據(jù)質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒方程,建立了超臨界鍋爐水冷壁流量和壁溫計(jì)算的數(shù)學(xué)模型,并開發(fā)了計(jì)算程序。以A電廠1000MW超超臨界鍋爐為校核對(duì)象,全面比較了不同負(fù)荷下的上爐膛與下爐膛各回路流量分配、壓降、出口汽溫、壁溫與鰭端溫度等參數(shù),結(jié)果表明計(jì)算值與電廠提供值符合的非常一致,程序是正確可靠的。在此基礎(chǔ)上,對(duì)所開發(fā)的600MW超臨界CFB鍋爐水動(dòng)力特性進(jìn)行了計(jì)算分析。根據(jù)水冷壁和中隔墻在爐膛內(nèi)的受熱情況,爐膛及中隔墻共劃分為110個(gè)回路,每一回路劃分為29個(gè)計(jì)算管段,管段劃分原則是確保同一管段長(zhǎng)度內(nèi)管子熱負(fù)荷沿高度方向變化較小。計(jì)算中共求解184個(gè)非線性方程,其中動(dòng)量守恒方程158個(gè),流量守恒方程26個(gè)。對(duì)BMCR、75%BMCR、30%BMVR負(fù)荷下的流量分配特性和壁溫分布特性進(jìn)行了計(jì)算,并對(duì)水冷壁運(yùn)行安全特性進(jìn)行了分析。另外,還對(duì)吸熱偏差對(duì)水動(dòng)力特性的影響進(jìn)行了分析。開發(fā)了CFB鍋爐屏式過（再）熱器計(jì)算程序。程序由Microsoft Visual Basic6.0中文版開發(fā)完成,采用模塊化方式。計(jì)算模塊是程序的核心模塊,與此模塊相連接的還有用戶參數(shù)輸入模塊、水蒸氣熱力性質(zhì)數(shù)據(jù)庫模塊、畫圖模塊和結(jié)果輸出模塊（包括WORD文檔輸出和BMP格式文件輸出模塊）。
徐顯駿[10]（2007）在《聚乙烯氣固流化床的基本流動(dòng)參數(shù)的測(cè)定》文中研究說明氣相流化床乙烯聚合生產(chǎn)工藝中，分布板是保證氣固流化床具有良好而穩(wěn)定的流態(tài)化狀態(tài)的重要構(gòu)件，直接影響流化床內(nèi)顆粒的流動(dòng)模式和流化均勻性，是流化床聚合反應(yīng)器設(shè)計(jì)所必需考慮的關(guān)鍵部件。尋找能快速、準(zhǔn)確、靈敏、環(huán)保地測(cè)定聚乙烯氣固流化床中包括起始流化速度、流動(dòng)模式、流化均勻性和分布板上死區(qū)在內(nèi)的基本流動(dòng)參數(shù)的方法，繼而揭示不同分布板的優(yōu)劣性，不僅有助于加深對(duì)流化床聚合反應(yīng)器的認(rèn)識(shí)、加快分布板的改造和設(shè)計(jì)，而且對(duì)于聚合反應(yīng)的安全生產(chǎn)和優(yōu)化操作、工業(yè)反應(yīng)器的開發(fā)設(shè)計(jì)具有重要的指導(dǎo)意義。針對(duì)目前聚乙烯氣固流化床分布板存在著抗沉積能力不強(qiáng)、穩(wěn)定性不高、易被活性物質(zhì)堵塞等缺陷，本文設(shè)計(jì)了新型的抗沉積分布板，并以三種不同結(jié)構(gòu)的分布板為參照，采用聲發(fā)射檢測(cè)技術(shù)，研究測(cè)定聚乙烯氣固流化床包括起始流化速度、顆粒的流動(dòng)模式等基本流動(dòng)參數(shù)，在線檢測(cè)分布板上死區(qū)的存在與否和風(fēng)帽的射流特性，為分布板的設(shè)計(jì)和篩選提供了新的方法。本論文主要的創(chuàng)新性工作包括：（1）設(shè)計(jì)并制備了適用于聚乙烯氣固流化床的新型抗沉積分布板，該分布板具有抗沉積能力強(qiáng)、物料流化充分、基本沒有死區(qū)、生產(chǎn)穩(wěn)定、操作靈活和生產(chǎn)周期長(zhǎng)等優(yōu)點(diǎn)。（2）利用聲發(fā)射檢測(cè)技術(shù)，在分布板下采集氣固流化床顆粒作用于分布板產(chǎn)生的聲信號(hào)，結(jié)合頻譜分析，提出聲發(fā)射測(cè)量起始流化速度和起始湍動(dòng)速度判據(jù)，即當(dāng)聲信號(hào)的能量比或均方差比達(dá)到最大值時(shí)的表觀氣速為起始流化速度，當(dāng)聲信號(hào)的能量比或均方差比達(dá)到次最大值時(shí)的表觀氣速為起始湍動(dòng)速度。同時(shí)，通過對(duì)聲波信號(hào)的多尺度小波或小波包分析，發(fā)現(xiàn)各尺度能量分率隨氣速變化存在著規(guī)律性的演化行為，建立了顆粒流化的能量分配理論，包括能量一次分配理論和能量再分配理論。基于氣固流化床顆粒流化的能量分配理論，提出了判斷起始流化速度和起始湍動(dòng)速度的新方法，即能量達(dá)到第一次分配平衡時(shí)，氣速為起始流化速度，當(dāng)能量達(dá)到再分配平衡時(shí)，氣速為起始湍動(dòng)速度。根據(jù)兩種判據(jù)得到的聚乙烯起始流化流化速度均為0.08m／s，與經(jīng)典的壓差法和文獻(xiàn)上的壓力脈動(dòng)法測(cè)得的起始流化速度完全一致。（3）采用聲發(fā)射檢測(cè)技術(shù)，通過測(cè)量氣固流化床聲能量的軸向分布，獲得了裝載不同分布板時(shí)氣固流化床的顆粒流動(dòng)模式。研究表明，顆粒的流動(dòng)模式和分布板結(jié)構(gòu)密切相關(guān)，裝載抗沉積分布板或北歐化工分布板時(shí)，顆粒的流動(dòng)模式為帶滯留區(qū)的雙循環(huán)流動(dòng)模式，而裝載齊魯中試分布板和改進(jìn)齊魯中試分布板時(shí)為無滯留區(qū)的單循環(huán)流動(dòng)模式。同時(shí)，通過測(cè)量氣固流化床壁面不同方位聲能量軸向分布，考察了不同分布板的偏流程度。研究發(fā)現(xiàn)，抗沉積分布板和北歐化工分布板流化均勻性較好，而齊魯中試分布板和改進(jìn)齊魯中試分布板流化均勻性較差，存在著一定程度的偏流。（4）利用聲發(fā)射技術(shù)，通過采集分布板下不同位置的聲信號(hào)，結(jié)合頻譜分析，發(fā)現(xiàn)聲能量的分布直接反映了分布板死區(qū)的分布，繼而提出了聚乙烯流化床分布板上死區(qū)存在的判斷準(zhǔn)則，即當(dāng)某區(qū)域的聲波能量值與分布板上最大聲波能量值的比值不大于40％時(shí)，表明該區(qū)域?yàn)榉植及逅绤^(qū)。判據(jù)得到了攝像法的檢驗(yàn)。對(duì)分布板的死區(qū)研究表明，抗沉積分布板通過采用新型風(fēng)帽，有效地提高了抗沉積分布板風(fēng)帽出口氣體流速，較好地消除了分布板死區(qū)，提高了分布板性能。而其它參照分布板均存在著不同程度的死區(qū)區(qū)域，影響流化質(zhì)量。（5）采用聲發(fā)射技術(shù)，針對(duì)單風(fēng)帽分布板，結(jié)合聲信號(hào)的頻譜分析，能夠較為準(zhǔn)確地測(cè)量出風(fēng)帽的噴射距離。和攝像法相比，具有較好的精度。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，新型風(fēng)帽噴射距離為參照風(fēng)帽的兩倍左右，該風(fēng)帽在具有更大的吹掃面積的同時(shí)，噴射氣速的變大更能保證大顆粒不在板上沉積，抗沉積能力得到加強(qiáng)。與此同時(shí)，利用稱重法對(duì)四種分布板的漏料情況進(jìn)行了考察。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，抗沉積分布板漏料量最少，具有更好的防漏料效果。
二、氣固流化床內(nèi)顆粒的內(nèi)循環(huán)特性的研究（論文開題報(bào)告）
（1）論文研究背景及目的
此處內(nèi)容要求：
首先簡(jiǎn)單簡(jiǎn)介論文所研究問題的基本概念和背景，再而簡(jiǎn)單明了地指出論文所要研究解決的具體問題，并提出你的論文準(zhǔn)備的觀點(diǎn)或解決方法。
寫法范例：
本文主要提出一款精簡(jiǎn)64位RISC處理器存儲(chǔ)管理單元結(jié)構(gòu)并詳細(xì)分析其設(shè)計(jì)過程。在該MMU結(jié)構(gòu)中,TLB采用叁個(gè)分離的TLB,TLB采用基于內(nèi)容查找的相聯(lián)存儲(chǔ)器并行查找,支持粗粒度為64KB和細(xì)粒度為4KB兩種頁面大小,采用多級(jí)分層頁表結(jié)構(gòu)映射地址空間,并詳細(xì)論述了四級(jí)頁表轉(zhuǎn)換過程,TLB結(jié)構(gòu)組織等。該MMU結(jié)構(gòu)將作為該處理器存儲(chǔ)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)的一個(gè)重要組成部分。
（2）本文研究方法
調(diào)查法：該方法是有目的、有系統(tǒng)的搜集有關(guān)研究對(duì)象的具體信息。
觀察法：用自己的感官和輔助工具直接觀察研究對(duì)象從而得到有關(guān)信息。
實(shí)驗(yàn)法：通過主支變革、控制研究對(duì)象來發(fā)現(xiàn)與確認(rèn)事物間的因果關(guān)系。
文獻(xiàn)研究法：通過調(diào)查文獻(xiàn)來獲得資料，從而全面的、正確的了解掌握研究方法。
實(shí)證研究法：依據(jù)現(xiàn)有的科學(xué)理論和實(shí)踐的需要提出設(shè)計(jì)。
定性分析法：對(duì)研究對(duì)象進(jìn)行“質(zhì)”的方面的研究，這個(gè)方法需要計(jì)算的數(shù)據(jù)較少。
定量分析法：通過具體的數(shù)字，使人們對(duì)研究對(duì)象的認(rèn)識(shí)進(jìn)一步精確化。
跨學(xué)科研究法：運(yùn)用多學(xué)科的理論、方法和成果從整體上對(duì)某一課題進(jìn)行研究。
功能分析法：這是社會(huì)科學(xué)用來分析社會(huì)現(xiàn)象的一種方法，從某一功能出發(fā)研究多個(gè)方面的影響。
模擬法：通過創(chuàng)設(shè)一個(gè)與原型相似的模型來間接研究原型某種特性的一種形容方法。
三、氣固流化床內(nèi)顆粒的內(nèi)循環(huán)特性的研究（論文提綱范文）
（1）流化床內(nèi)流動(dòng)、混合與反應(yīng)的多尺度模擬研究（論文提綱范文）
| 致謝 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 術(shù)語表 |
| 第一章 緒論 |
| 1.0 流化床研究背景 |
| 1.1 流態(tài)化基本原理 |
| 1.2 稠密氣固兩相流數(shù)值模擬方法 |
| 1.3 流化床模擬研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.1 研究對(duì)象從簡(jiǎn)單到復(fù)雜 |
| 1.3.2 模擬與工程應(yīng)用緊密結(jié)合 |
| 1.3.3 重視介尺度現(xiàn)象 |
| 1.3.4 重視氣固混合 |
| 1.4 本文研究的主要內(nèi)容 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第二章 稠密氣固兩相反應(yīng)流模擬方法與模型 |
| 2.0 前言 |
| 2.1 數(shù)學(xué)模型 |
| 2.1.1 氣相控制方程 |
| 2.1.2 固相控制方程 |
| 2.1.3 氣固相間動(dòng)量作用 |
| 2.1.4 顆粒碰撞模型 |
| 2.1.5 傳熱模型 |
| 2.1.6 多物理模型 |
| 2.1.7 插值方法 |
| 2.2 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第三章 氣固流化床多尺度模擬方法綜述 |
| 3.0 前言 |
| 3.1 模擬方法評(píng)估 |
| 3.1.1 方法準(zhǔn)確性 |
| 3.1.2 方法計(jì)算效率 |
| 3.2 模型與參數(shù)敏感性 |
| 3.2.1 曳力模型 |
| 3.2.2 碰撞模型與參數(shù) |
| 3.2.3 多粒徑流化床模擬方法評(píng)估 |
| 3.3 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第四章 加壓鼓泡流化床中埋管磨損機(jī)理研究 |
| 4.0 前言 |
| 4.1 研究方法 |
| 4.2 研究工況 |
| 4.3 模型驗(yàn)證 |
| 4.4 埋管對(duì)流化特性的影響 |
| 4.5 操作壓力對(duì)時(shí)均氣固流動(dòng)的影響 |
| 4.6 顆粒床內(nèi)循環(huán)特性 |
| 4.7 壓力對(duì)顆粒擬溫度的影響 |
| 4.8 埋管磨損分析 |
| 4.9 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第五章 循環(huán)床提升管中顆粒團(tuán)時(shí)間演化機(jī)理研究 |
| 5.0 前言 |
| 5.1 研究工況 |
| 5.2 模型驗(yàn)證 |
| 5.3 氣固流動(dòng)特征 |
| 5.4 顆粒團(tuán)時(shí)間演化機(jī)理 |
| 5.5 表觀氣速的影響 |
| 5.6 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第六章 噴動(dòng)床內(nèi)流動(dòng)與傳熱過程中顆粒碰撞屬性敏感性分析 |
| 6.0 前言 |
| 6.1 研究工況 |
| 6.2 模型驗(yàn)證 |
| 6.3 顆粒碰撞屬性的影響 |
| 6.3.1 恢復(fù)系數(shù)影響 |
| 6.3.2 摩擦系數(shù)影響 |
| 6.3.3 滾動(dòng)摩擦系數(shù)影響 |
| 6.4 壁面效應(yīng) |
| 6.5 顆粒碰撞屬性對(duì)傳熱的影響 |
| 6.6 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第七章 生物質(zhì)快速熱解反應(yīng)器內(nèi)縮粒模型與操作條件影響 |
| 7.0 前言 |
| 7.1 研究方法 |
| 7.2 研究工況 |
| 7.3 模型驗(yàn)證 |
| 7.4 反應(yīng)器內(nèi)整體氣固特性 |
| 7.5 縮粒模型參數(shù)影響 |
| 7.6 表觀氣速的影響 |
| 7.7 剛度系數(shù)影響 |
| 7.8 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第八章 歐拉-歐拉與歐拉-拉格朗日方法預(yù)測(cè)流化床內(nèi)反應(yīng)過程的比較研究 |
| 8.0 前言 |
| 8.1 研究工況 |
| 8.2 模型驗(yàn)證 |
| 8.3 反應(yīng)器內(nèi)整體氣固特性 |
| 8.4 生物質(zhì)顆粒運(yùn)動(dòng) |
| 8.5 生物質(zhì)顆粒傳熱 |
| 8.6 反應(yīng)產(chǎn)物預(yù)測(cè) |
| 8.7 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第九章 基于粗粒化方法的鼓泡床氣化反應(yīng)模擬研究 |
| 9.0 前言 |
| 9.1 研究方法 |
| 9.2 研究工況 |
| 9.3 模型驗(yàn)證 |
| 9.4 反應(yīng)器總體氣固特性 |
| 9.5 操作參數(shù)對(duì)氣化過程影響 |
| 9.5.1 化學(xué)反應(yīng)空間分布 |
| 9.5.2 氣體混合 |
| 9.5.3 固相混合 |
| 9.6 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第十章 鼓泡床內(nèi)煤燃燒過程二次風(fēng)條件的影響 |
| 10.0 前言 |
| 10.1 研究方法 |
| 10.2 研究工況 |
| 10.3 模型驗(yàn)證 |
| 10.4 煤燃燒過程的時(shí)空特性分析 |
| 10.5 二次風(fēng)條件的影響 |
| 10.6 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第十一章 大型循環(huán)流化床反應(yīng)器的MP-PIC模擬 |
| 11.0 前言 |
| 11.1 循環(huán)床煤氣化過程 |
| 11.1.1 研究工況 |
| 11.1.2 模擬驗(yàn)證 |
| 11.1.3 粒徑分布對(duì)模擬結(jié)果的影響 |
| 11.2 300MW循環(huán)流化床鍋爐模擬 |
| 11.2.1 研究工況 |
| 11.2.2 反應(yīng)模型 |
| 11.2.3 模型驗(yàn)證 |
| 11.2.4 氣固流動(dòng)特性 |
| 11.2.5 燃燒過程 |
| 11.2.6 給煤方式的影響 |
| 11.3 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 第十二章 全文總結(jié)與展望 |
| 12.0 全文總結(jié) |
| 12.1 本文主要?jiǎng)?chuàng)新點(diǎn) |
| 12.2 工作展望 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 攻讀博士學(xué)位期間發(fā)表論文及其他成果 |
| 一、SCI收錄論文 |
| 二、EI收錄論文 |
| 三、會(huì)議論文 |
| 四、在投/已完成SCI論文 |
| 五、作為主要參加者參加的國家級(jí)和省部級(jí)項(xiàng)目 |
| 六、獲得獎(jiǎng)項(xiàng) |
（2）基于計(jì)算顆粒流體動(dòng)力學(xué)的流化床氣固兩相流場(chǎng)特性分析（論文提綱范文）
| 1 數(shù)學(xué)模型 |
| 1.1 流體相 |
| 1.2 顆粒相 |
| 2 物理模型 |
| 3 網(wǎng)格劃分 |
| 4 結(jié)果與討論 |
| 4.1 噴動(dòng)速度 |
| 4.2 背景流速 |
| 4.3 顆粒粒徑 |
| 5 結(jié)論 |
（3）內(nèi)循環(huán)流化床固體循環(huán)流動(dòng)特性的數(shù)值模擬（論文提綱范文）
| 擴(kuò)展中文摘要 |
| Abstract |
| Nomenclature |
| Chapter 1 Introduction |
| 1.1 Background and significance of this research |
| 1.2 Literature review |
| 1.2.1 Fluidization |
| 1.2.2 Geldart classification of solids |
| 1.2.3 Internally circulating fluidized bed |
| 1.2.4 Experimental research on the internally circulating fluidized bed |
| 1.2.5 State of the art: Numerical studies regarding ICFBs |
| 1.3 Objectives and organization of the thesis |
| Chapter 2 Description of mathematical model |
| 2.1 Basic approaches to multiphase flow modeling |
| 2.1.1 Eulerian-Lagrange model |
| 2.1.2 Eulerian-Eulerian model |
| 2.1.3 Application of numerical approaches for multiphase flow |
| 2.2 Numerical model description |
| 2.3 Model setup in Fluent |
| 2.4 Brief Summary |
| Chapter 3 Numerical simulation of gas-solid flow in internally circulatingfluidized bed |
| 3.1 Simulation strategy and boundary conditions |
| 3.2 Boundary conditions and solution method |
| 3.3 Simulation results and discussion |
| 3.3.1 Grid independence |
| 3.3.2 Gas-solid flow dynamics |
| 3.3.3 Variation of gas pressure, solid circulation rate, gas bypassing flux andgranular temperature with time |
| 3.3.4 Effect of bed material as a function of gas velocity UR |
| 3.3.5 Solids discharge coefficient through the slot |
| 3.4 Brief summary |
| Chapter 4 Numerical simulation of the effect of gas distributor configuration inan ICFB |
| 4.1 Effect of gas distributor designs |
| 4.2 Geometry and simulation conditions |
| 4.3 Boundary conditions and solution procedure |
| 4.4 Simulation results and discussion |
| 4.4.1 Grid independence |
| 4.4.2 Gas-solid flow behavior |
| 4.4.3 Instantaneous gas pressure, solid circulation rate and granulartemperature through slot |
| 4.4.4 Effect of gas distributor design as a function of the gas velocity U_R |
| 4.4.5 Solids discharge coefficient through the slot |
| 4.5 Effect of ICFB configuration: Internally circulating elevated fluidizedbed |
| 4.5.1 Geometry description and simulation strategy |
| 4.5.2 Boundary conditions and solution procedure |
| 4.6 Simulation results and discussion |
| 4.6.1 Gas-solid flow dynamics |
| 4.6.2 Variation of gas pressure, gas and solids circulation rate and granulartemperature with time |
| 4.6.3 Effect of chamber elevation and interchanging |
| 4.6.4 Effect of the superficial gas velocities UR and UH |
| 4.7 Brief summary |
| Chapter 5 Numerical simulation of circulation characteristics of binarymixture of particles in an ICFB |
| 5.1 Constituent particles have different size but same density |
| 5.2 Simulations Results an discussion |
| 5.2.1 Effect of mixture composition |
| 5.2.2 Effect of gas velocity UR |
| 5.2.3 Effect of the slot size |
| 5.3 Constituent particles have different size and density |
| 5.4 Simulation results and discussion |
| 5.4.1 Grid independence |
| 5.4.2 Gas-solid flow dynamics |
| 5.4.3 Effect of gas velocity UR |
| 5.4.4 Effect of gas velocity UH |
| 5.4.5 Effect of the mixture composition |
| 5.4.6 Solid mixing performance: ICFB vs BFB |
| 5.5 Brief summary |
| Summary and future work |
| Summary |
| Major insights of the present study |
| Future recommendations |
| References |
| Papers published in the period of PhD education |
| Acknowledgement |
| Resume |
（4）差速循環(huán)流化床內(nèi)流動(dòng)特性的數(shù)值模擬（論文提綱范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 緒論 |
| 1.1 研究的背景和意義 |
| 1.2 差速循環(huán)流化床技術(shù)概述 |
| 1.2.1 高低差速床的組成和工作原理 |
| 1.2.2 高低差速循環(huán)流化床鍋爐技術(shù)特點(diǎn) |
| 1.2.3 差速循環(huán)流化床的發(fā)展現(xiàn)狀 |
| 1.3 流化床數(shù)值模擬的研究進(jìn)展 |
| 1.4 本文研究?jī)?nèi)容 |
| 第2章 差速流化床內(nèi)流動(dòng)過程的數(shù)學(xué)模型 |
| 2.1 循環(huán)流化床內(nèi)的流動(dòng)特性 |
| 2.1.1 循環(huán)流化床的下部流動(dòng)特性 |
| 2.1.2 循環(huán)流化床的上部流動(dòng)特性 |
| 2.2 氣固兩相流模型的選擇 |
| 2.2.1 Euler-Euler雙流體模型 |
| 2.2.2 顆粒動(dòng)理學(xué)理論 |
| 2.3 數(shù)學(xué)模型 |
| 2.3.1 體積分?jǐn)?shù) |
| 2.3.2 守恒方程 |
| 2.3.3 氣固相間作用計(jì)算模型 |
| 2.3.4 固體壓力 |
| 2.3.5 固體剪切應(yīng)力 |
| 2.3.6 顆粒相脈動(dòng)動(dòng)能守恒方程 |
| 2.3.7 k-ε湍流模型 |
| 2.4 本章小結(jié) |
| 第3章 差速循環(huán)流化床密相區(qū)流動(dòng)特性數(shù)值模擬 |
| 3.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分 |
| 3.2 氣固兩相物性參數(shù) |
| 3.3 流場(chǎng)計(jì)算方法 |
| 3.4 邊界條件和初始條件 |
| 3.5 模擬結(jié)果與分析 |
| 3.5.1 差速循環(huán)流化床密相區(qū)的整體流動(dòng)特性 |
| 3.5.2 不同高速風(fēng)對(duì)密相區(qū)流動(dòng)特性的影響 |
| 3.5.3 不同低速風(fēng)對(duì)密相區(qū)流動(dòng)特性的影響 |
| 3.5.4 主、副床不同高度差對(duì)密相區(qū)流動(dòng)特性的影響 |
| 3.5.5 副床不同傾角對(duì)密相區(qū)流動(dòng)特性的影響 |
| 3.5.6 增加隔墻對(duì)密相區(qū)流動(dòng)特性的影響 |
| 3.5.7 不同粒徑顆粒在差速流化床密相區(qū)內(nèi)的流動(dòng)特性 |
| 3.5.8 床料與生物質(zhì)顆粒混合過程的流動(dòng)特性 |
| 3.6 本章小結(jié) |
| 第4章 差速循環(huán)流化床內(nèi)整體流動(dòng)特性數(shù)值模擬 |
| 4.1 幾何模型及計(jì)算方法 |
| 4.2 模擬結(jié)果與分析 |
| 4.3 本章小結(jié) |
| 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 攻讀學(xué)位期間發(fā)表的論文及其它成果 |
| 致謝 |
| 個(gè)人簡(jiǎn)歷 |
（5）雙組份脈動(dòng)流化床混合特性的模擬研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 目錄 |
| 主要符號(hào)表 |
| 1 前言 |
| 1.1 引言 |
| 1.1.1 流態(tài)化技術(shù) |
| 1.1.2 氣固流態(tài)化技術(shù) |
| 1.1.3 氣固流化床流化狀態(tài)的判別 |
| 1.1.4 氣固流化床中的壓力波動(dòng) |
| 1.1.5 顆粒性質(zhì)對(duì)流化行為的影響 |
| 1.2 脈動(dòng)流態(tài)化技術(shù) |
| 1.3 流化床模擬研究的進(jìn)展 |
| 1.4 本文研究?jī)?nèi)容及意義 |
| 2 雙組份脈動(dòng)流化床的數(shù)學(xué)模型及參數(shù)選擇 |
| 2.1 雙組份脈動(dòng)流化床模型的建立 |
| 2.1.1 物理模型描述 |
| 2.1.2 脈動(dòng)共振頻率及主要變量的確定 |
| 2.1.3 物性參數(shù) |
| 2.1.4 邊界條件及初始化 |
| 2.2 雙組份脈動(dòng)流化床的數(shù)學(xué)模型 |
| 2.2.1 連續(xù)性方程 |
| 2.2.2 顆粒群動(dòng)力模型 |
| 2.2.3 湍流模型 |
| 2.2.4 曳力模型 |
| 2.3 模擬計(jì)算流程 |
| 2.3.1 求解器的選擇 |
| 2.3.2 SIMPLE算法 |
| 2.4 模擬參數(shù)的影響及確定 |
| 2.4.1 松弛因子 |
| 2.4.2 時(shí)間步長(zhǎng)的確定 |
| 3 雙組份脈動(dòng)流化床數(shù)值模擬結(jié)果及分析 |
| 3.1 模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法 |
| 3.2 床層壓降場(chǎng)及波動(dòng)分析 |
| 3.2.1 床層壓降波動(dòng)分析 |
| 3.2.2 壓力場(chǎng)分析 |
| 3.3 脈動(dòng)周期對(duì)混合效果的影響分析 |
| 3.4 顆粒密度對(duì)混合效果的影響分析 |
| 3.5 模擬不足及改進(jìn)方案 |
| 4 結(jié)論 |
| 5 展望 |
| 6 參考文獻(xiàn) |
| 7 攻讀碩士學(xué)位期間發(fā)表論文情況 |
| 8 致謝 |
| 附錄 脈動(dòng)流化床數(shù)值模擬UDF源文件 |
（6）油頁巖循環(huán)流化床流動(dòng)及燃燒的數(shù)值模擬研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 緒論 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 循環(huán)流化床技術(shù)概述 |
| 1.2.1 國內(nèi)外循環(huán)流化床技術(shù)的發(fā)展 |
| 1.2.2 循環(huán)流化床鍋爐燃燒的特點(diǎn) |
| 1.3 循環(huán)流化床及油頁巖燃燒模型的研究現(xiàn)狀 |
| 1.3.1 循環(huán)流化床燃燒模型的發(fā)展 |
| 1.3.2 油頁巖燃燒模型的發(fā)展 |
| 1.4 本課題的研究背景和主要內(nèi)容 |
| 第2章 循環(huán)流化床流動(dòng)及燃燒模型 |
| 2.1 氣固兩相流動(dòng)模型 |
| 2.1.1 湍流運(yùn)動(dòng)基本方程 |
| 2.1.2 EULERIAN 雙流體模型 |
| 2.1.3 湍流模型 |
| 2.1.4 流場(chǎng)求解算法 |
| 2.2 油頁巖熱解模型 |
| 2.3 油頁巖燃燒模型 |
| 2.3.1 粉末頁巖燃燒模型 |
| 2.3.2 顆粒頁巖燃燒模型 |
| 2.3.3 頁巖半焦燃燒模型 |
| 2.4 傳熱模型 |
| 2.5 S0_2 生成和脫硫模型 |
| 2.5.1 S0_2 的生成與固定原理 |
| 2.5.2 油頁巖自脫硫特性 |
| 2.6 本章小結(jié) |
| 第3章循環(huán)流化床鍋爐流動(dòng)數(shù)值模擬 |
| 3.1 模擬對(duì)象 |
| 3.2 數(shù)值計(jì)算過程 |
| 3.2.1 網(wǎng)格的劃分 |
| 3.2.2 求解過程 |
| 3.3 計(jì)算結(jié)果及分析 |
| 3.3.1 流態(tài)化過程 |
| 3.3.2 速度分布 |
| 3.3.3 顆粒體積分?jǐn)?shù)分布 |
| 3.3.4 壓力分布 |
| 3.4 本章小結(jié) |
| 第4章循環(huán)流化床鍋爐燃燒數(shù)值模擬 |
| 4.1 計(jì)算對(duì)象 |
| 4.2 數(shù)值計(jì)算方法 |
| 4.2.1 計(jì)算模型 |
| 4.2.2 計(jì)算過程 |
| 4.3 計(jì)算結(jié)果及分析 |
| 4.3.1 湍流模型的影響 |
| 4.3.2 配風(fēng)的影響 |
| 4.3.3 平均粒徑的影響 |
| 4.4 油頁巖及其半焦混合燃燒數(shù)值模擬 |
| 4.5 本章小結(jié) |
| 結(jié)論 |
| 參考文獻(xiàn) |
| 攻讀學(xué)位期間取得的研究成果及發(fā)表的學(xué)術(shù)論文 |
| 致謝 |
（7）脈動(dòng)流化床混合與分離特性的實(shí)驗(yàn)研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 1 前言 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 流態(tài)化技術(shù) |
| 1.3 顆粒性質(zhì)對(duì)流化行為的影響 |
| 1.4 脈動(dòng)流化床 |
| 1.4.1 脈動(dòng)流態(tài)化的應(yīng)用及發(fā)展 |
| 1.4.2 典型的脈動(dòng)流化床技術(shù) |
| 1.4.3 脈動(dòng)流化床 |
| 1.5 研究的內(nèi)容及意義 |
| 2 脈動(dòng)流化床的基本流體動(dòng)力學(xué)研究 |
| 2.1 最小脈動(dòng)流化速度 |
| 2.2 極限脈動(dòng)流化速度 |
| 2.3 脈動(dòng)流化床床層壓降 |
| 2.4 共振現(xiàn)象 |
| 2.5 騰涌現(xiàn)象 |
| 2.6 混和與分離 |
| 2.6.1 混和與分離機(jī)理 |
| 2.6.2 混合的評(píng)定方法 |
| 2.7 顆粒物料的基本性質(zhì) |
| 2.7.1 顆粒的粒徑 |
| 2.8 數(shù)學(xué)模型 |
| 2.9 氣體流化床分離模型 |
| 3 實(shí)驗(yàn)裝置及方法 |
| 3.1 實(shí)驗(yàn)裝置 |
| 3.1.1 二維流化床主體 |
| 3.1.2 脈動(dòng)控制裝置 |
| 3.2 實(shí)驗(yàn)流程 |
| 3.3 實(shí)驗(yàn)物料的選取及基本特性 |
| 3.3.1 粒徑與密度的測(cè)量 |
| 3.3.3 最小流化速度 |
| 3.3.4 兩種物料體系的判定 |
| 3.4 氣體流量的測(cè)量 |
| 3.5 實(shí)驗(yàn)方法步驟 |
| 3.6 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理 |
| 4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論 |
| 4.1 等密度體系 |
| 4.1.1 伴隨床層的增高沉積組分濃度分布 |
| 4.1.2 混合指數(shù)M_1 |
| 4.1.3 混合指數(shù)M_2 |
| 4.1.4 頻率、脈寬比對(duì)沉積組分濃度的影響 |
| 4.2 不等密度體系 |
| 4.2.1 伴隨床層的增高沉積組分濃度分布 |
| 4.2.2 混合指數(shù)M_1 |
| 4.2.3 混合指數(shù)M_2 |
| 4.2.4 頻率對(duì)沉積組分濃度的影響 |
| 4.3 在相同條件下兩種體系的對(duì)比研究 |
| 4.4 脈動(dòng)輔助進(jìn)氣與連續(xù)進(jìn)氣狀態(tài)下用氣量的研究 |
| 5 結(jié)論與展望 |
| 5.1 結(jié)論 |
| 5.2 展望 |
| 6 參考文獻(xiàn) |
| 7 攻讀碩士學(xué)位期間發(fā)表論文情況 |
| 8 致謝 |
（8）一種環(huán)型放射狀流化床膜制氫反應(yīng)器傳熱特性研究（論文提綱范文）
| 1 環(huán)型放射狀流化床膜反應(yīng)器的概念設(shè)計(jì)及挑戰(zhàn) |
| 2 實(shí)驗(yàn)裝置及檢測(cè)方法 |
| 2.1 環(huán)型放射狀流化床膜反應(yīng)器冷態(tài)模型 |
| 2.2 實(shí)驗(yàn)操作 |
| 3 結(jié)果與討論 |
| 3.1 1#電加熱器單獨(dú)加熱 |
| 3.2 三加熱器均勻加熱 |
| 4 結(jié)論 |
（9）600MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)研究（論文提綱范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 緒論 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 超臨界循環(huán)流化床鍋爐研究進(jìn)展和現(xiàn)狀 |
| 1.2.1 超臨界參數(shù)鍋爐發(fā)展 |
| 1.2.2 循環(huán)流化床鍋爐發(fā)展現(xiàn)狀 |
| 1.2.3 超臨界CFB鍋爐關(guān)鍵技術(shù)研究進(jìn)展 |
| 1.3 研究?jī)?nèi)容和研究目標(biāo) |
| 1.3.1 課題的提出 |
| 1.3.2 主要研究?jī)?nèi)容 |
| 1.3.3 研究目標(biāo) |
| 2 600MW超臨界CFB鍋爐設(shè)計(jì)方案研究 |
| 2.1 600MW超臨界CFB鍋爐基本方案 |
| 2.1.1 鍋爐設(shè)計(jì)參數(shù)及煤質(zhì) |
| 2.1.2 鍋爐整體布置 |
| 2.1.3 鍋爐各受熱面熱量分配 |
| 2.1.4 鍋爐熱力計(jì)算匯總 |
| 2.1.5 主要受熱面結(jié)構(gòu)尺寸 |
| 2.2 超臨界CFB鍋爐關(guān)鍵結(jié)構(gòu)及主要系統(tǒng)設(shè)計(jì)研究 |
| 2.2.1 鍋爐爐膛結(jié)構(gòu)形式選擇 |
| 2.2.2 分離器、回料閥及外置式換熱器設(shè)計(jì) |
| 2.2.3 屏式過熱器設(shè)計(jì) |
| 2.2.4 給煤系統(tǒng)設(shè)計(jì) |
| 2.2.5 汽水系統(tǒng)設(shè)計(jì)(含啟動(dòng)系統(tǒng)) |
| 2.2.6 煙風(fēng)系統(tǒng)設(shè)計(jì) |
| 2.2.7 石灰石系統(tǒng)設(shè)計(jì) |
| 2.2.8 啟動(dòng)點(diǎn)火系統(tǒng)設(shè)計(jì) |
| 2.2.9 排渣系統(tǒng)設(shè)計(jì) |
| 2.3 本章小結(jié) |
| 3 600MW超臨界CFB鍋爐高溫物料循環(huán)回路氣固兩相流動(dòng)的數(shù)值模擬研究 |
| 3.1 循環(huán)流化床內(nèi)氣固流動(dòng)模型及數(shù)值方法概述 |
| 3.2 數(shù)學(xué)模型 |
| 3.2.1 控制方程 |
| 3.2.2 構(gòu)建封閉方程組 |
| 3.2.3 湍流模型 |
| 3.3 物理模型和模擬條件 |
| 3.3.1 模擬對(duì)象 |
| 3.3.2 初始條件和邊界條件 |
| 3.3.3 計(jì)算網(wǎng)格 |
| 3.4 結(jié)果與分析 |
| 3.4.1 旋風(fēng)分離器物料分離特性 |
| 3.4.2 二次風(fēng)穿透特性及其對(duì)物料流動(dòng)特性的影響 |
| 3.4.3 料腿內(nèi)物料的流動(dòng)特性 |
| 3.4.4 爐膛縱截面物料濃度與速度矢量分布 |
| 3.4.5 回料系統(tǒng)流動(dòng)特性的研究 |
| 3.5 本章小結(jié) |
| 4 超臨界CFB鍋爐水冷壁傳熱試驗(yàn)研究與水動(dòng)力程序開發(fā) |
| 4.1 水冷壁傳熱試驗(yàn)研究 |
| 4.1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)與方法 |
| 4.1.2 測(cè)量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng) |
| 4.1.3 試驗(yàn)方法 |
| 4.1.4 數(shù)據(jù)處理方法 |
| 4.1.5 試驗(yàn)結(jié)果與分析 |
| 4.2 超臨界CFB鍋爐水動(dòng)力程序開發(fā) |
| 4.2.1 超臨界垂直管圈換熱系數(shù)與阻力計(jì)算模型 |
| 4.2.2 水動(dòng)力計(jì)算概況 |
| 4.2.3 流量分配計(jì)算模型 |
| 4.2.4 壁溫與鰭片溫度計(jì)算模型 |
| 4.2.5 超臨界鍋爐水動(dòng)力計(jì)算程序 |
| 4.3 超臨界垂直管圈鍋爐水動(dòng)力程序工程考核 |
| 4.3.1 鍋爐結(jié)構(gòu)及回路劃分 |
| 4.3.2 水冷壁總壓降比較 |
| 4.3.3 爐膛出口汽溫比較 |
| 4.3.4 回路流量分配比較 |
| 4.3.5 壁溫計(jì)算值比較 |
| 4.4 本章小結(jié) |
| 5 600MW超臨界CFB鍋爐水動(dòng)力研究 |
| 5.1 回路劃分與計(jì)算方程組 |
| 5.2 水冷壁總壓降 |
| 5.3 回路流量分配 |
| 5.4 爐膛出口汽溫及焓值 |
| 5.5 壁溫計(jì)算 |
| 5.6 本章小結(jié) |
| 6 600MW超臨界CFB鍋爐過(再)熱器壁溫計(jì)算研究 |
| 6.1 壁溫計(jì)算模型 |
| 6.1.1 管內(nèi)任意點(diǎn)處蒸氣溫度計(jì)算 |
| 6.1.2 管外任意點(diǎn)處煙氣溫度計(jì)算 |
| 6.1.3 工質(zhì)側(cè)與煙氣側(cè)換熱系數(shù)計(jì)算 |
| 6.2 集箱壓力計(jì)算 |
| 6.3 熱偏差φ計(jì)算 |
| 6.4 阻力損失計(jì)算 |
| 6.4.1 管子局部阻力系數(shù)計(jì)算 |
| 6.4.2 管子每米阻力系數(shù)計(jì)算 |
| 6.4.3 分配集箱管子每米阻力系數(shù)計(jì)算 |
| 6.5 程序總體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì) |
| 6.6 程序基本使用方法 |
| 6.6.1 各類參數(shù)輸入 |
| 6.6.2 計(jì)算結(jié)果查看與保存 |
| 6.7 壁溫計(jì)算程序驗(yàn)證及超臨界CFB鍋爐壁溫計(jì)算結(jié)果分析 |
| 6.7.1 135MWCFB鍋爐高溫再熱器壁溫計(jì)算驗(yàn)證 |
| 6.7.2 600MW超臨界CFB鍋爐高溫過熱器壁溫計(jì)算結(jié)果分析 |
| 6.8 本章小結(jié) |
| 7 全文總結(jié)和展望 |
| 7.1 全文總結(jié) |
| 7.2 本文創(chuàng)新點(diǎn) |
| 7.3 展望 |
| 作者攻讀博士學(xué)位期間發(fā)表的論文 |
| 作者攻讀博士學(xué)位期間參加的國家級(jí)項(xiàng)目 |
| 參考文獻(xiàn) |
（10）聚乙烯氣固流化床的基本流動(dòng)參數(shù)的測(cè)定（論文提綱范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 目錄 |
| 第一章 緒論 |
| 第二章 文獻(xiàn)綜述 |
| 2.1 前言 |
| 2.2 分布板各性能參數(shù) |
| 2.2.1 分布板的臨界壓力 |
| 2.2.2 布?xì)馀R界壓降 |
| 2.2.3 穩(wěn)定性臨界壓降 |
| 2.2.4 孔數(shù)及開孔率的影響 |
| 2.2.5 孔徑及孔分布的影響 |
| 2.2.6 孔間距的影響 |
| 2.2.7 分布板厚度的影響 |
| 2.2.8 分布板型式及孔型的影響 |
| 2.3 壓力測(cè)量 |
| 2.4 聲發(fā)射檢測(cè)技術(shù) |
| 2.4.1 聲發(fā)射技術(shù)的發(fā)展 |
| 2.4.2 聲發(fā)射技術(shù)的應(yīng)用 |
| 2.4.3 聲信號(hào)的分析方法 |
| 2.4.3.1 頻譜分析 |
| 2.4.3.2 小波分析 |
| 2.5 壓力脈動(dòng)測(cè)量 |
| 2.5.1 最小流化速度的測(cè)定 |
| 2.5.2 預(yù)測(cè)流化床結(jié)塊故障的預(yù)測(cè) |
| 2.5.3 料位檢測(cè) |
| 2.5.4 平均粒徑 |
| 2.6 流化床的流動(dòng)模式 |
| 2.7 課題的提出 |
| 第三章 分布板的設(shè)計(jì)和實(shí)驗(yàn)裝置 |
| 3.1 分布板的設(shè)計(jì) |
| 3.1.1 新型抗沉積分布板的提出 |
| 3.1.2 實(shí)驗(yàn)參照分布板 |
| 3.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)與方案 |
| 3.2.1 實(shí)驗(yàn)裝置及物料性質(zhì) |
| 3.2.1.1 實(shí)驗(yàn)裝置 |
| 3.2.1.2 物料性質(zhì) |
| 3.2.2 聲波采樣頻率選擇 |
| 3.2.3 實(shí)驗(yàn)方案 |
| 3.2.3.1 攝像法 |
| 3.2.3.2 壓降測(cè)量 |
| 3.2.3.3 壓力脈動(dòng)測(cè)量 |
| 3.2.3.4 聲波測(cè)量 |
| 第四章 聲發(fā)射與氣固流化床流化速度的實(shí)驗(yàn)研究 |
| 4.1 GELDART顆粒類型 |
| 4.2 實(shí)驗(yàn)裝置和方法 |
| 4.3 起始流化速度的測(cè)量 |
| 4.3.1 傳統(tǒng)壓降法 |
| 4.3.2 壓力脈動(dòng)法 |
| 4.3.3 聲發(fā)射測(cè)量法 |
| 4.3.3.1 聲信號(hào)的能量及偏差分析 |
| 4.3.3.2 小波分析 |
| 4.3.3.3 小波包分析 |
| 4.4 小結(jié) |
| 第五章 聲發(fā)射與氣固流化床流動(dòng)模式的實(shí)驗(yàn)研究 |
| 5.1 流化床內(nèi)固體顆粒的流動(dòng)模式 |
| 5.2 實(shí)驗(yàn)裝置及方法 |
| 5.3 流化床內(nèi)顆粒流動(dòng)模式的測(cè)量 |
| 5.3.1 抗沉積分布板 |
| 5.3.2 北歐化工分布板 |
| 5.3.3 齊魯中試分布板 |
| 5.4.3 改進(jìn)齊魯中試分布板 |
| 5.4 氣固流化床偏流狀況的檢測(cè) |
| 5.5 小結(jié) |
| 第六章 聲發(fā)射與分布板上流化死區(qū)的實(shí)驗(yàn)研究 |
| 6.1 攝像法檢測(cè) |
| 6.2 聲發(fā)射檢測(cè) |
| 6.2.1 薄層實(shí)驗(yàn) |
| 6.2.2 氣固流化時(shí)分布板死區(qū)的聲波檢測(cè) |
| 6.3 小結(jié) |
| 第七章 聲發(fā)射與分布板風(fēng)帽的實(shí)驗(yàn)研究 |
| 7.1 單風(fēng)帽噴射距離的聲發(fā)射檢測(cè) |
| 7.1.1 實(shí)驗(yàn)裝置和實(shí)驗(yàn)方法 |
| 7.1.2 單風(fēng)帽噴射距離 |
| 7.1.3 聲信號(hào)測(cè)量風(fēng)帽噴射距離 |
| 7.2 風(fēng)帽漏料考察 |
| 7.3 小結(jié) |
| 第八章 結(jié)論與展望 |
| 8.1 結(jié)論 |
| 8.2 建議與展望 |
| 主要符號(hào)說明 |
| 致謝 |
四、氣固流化床內(nèi)顆粒的內(nèi)循環(huán)特性的研究（論文參考文獻(xiàn)）
- [1]流化床內(nèi)流動(dòng)、混合與反應(yīng)的多尺度模擬研究[D]. 胡陳樞. 浙江大學(xué), 2019(03)
- [2]基于計(jì)算顆粒流體動(dòng)力學(xué)的流化床氣固兩相流場(chǎng)特性分析[J]. 賈文廣,程愛平,孔祥鑫,王凱,李慶領(lǐng). 機(jī)械制造, 2018(04)
- [3]內(nèi)循環(huán)流化床固體循環(huán)流動(dòng)特性的數(shù)值模擬[D]. Hassan Muhammad. 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2017(01)
- [4]差速循環(huán)流化床內(nèi)流動(dòng)特性的數(shù)值模擬[D]. 王慶功. 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2011(05)
- [5]雙組份脈動(dòng)流化床混合特性的模擬研究[D]. 彭巧云. 天津科技大學(xué), 2011(04)
- [6]油頁巖循環(huán)流化床流動(dòng)及燃燒的數(shù)值模擬研究[D]. 馮軍濤. 東北電力大學(xué), 2011(11)
- [7]脈動(dòng)流化床混合與分離特性的實(shí)驗(yàn)研究[D]. 胡婭君. 天津科技大學(xué), 2010(04)
- [8]一種環(huán)型放射狀流化床膜制氫反應(yīng)器傳熱特性研究[J]. 費(fèi)廣平,彭昂,解東來,李瑞軍. 現(xiàn)代化工, 2009(09)
- [9]600MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)研究[D]. 張彥軍. 浙江大學(xué), 2009(01)
- [10]聚乙烯氣固流化床的基本流動(dòng)參數(shù)的測(cè)定[D]. 徐顯駿. 浙江大學(xué), 2007(02)
標(biāo)簽：流化床論文; 混合結(jié)構(gòu)論文; 數(shù)值模擬論文;