一、气固流化床内颗粒的内循环特性的研究（论文文献综述）
胡陈枢[1]（2019）在《流化床内流动、混合与反应的多尺度模拟研究》文中研究指明流化床是一种重要的工业反应器,在能源、化工、冶金等领域得到了广泛应用。流化床反应器内存在典型的稠密气固两相流反应过程,该过程具有多态（流动状态）、多尺度特点,并受到多参数（如操作参数、颗粒性质、几何结构等）、多物理场（如流场、传热场、反应场、附加场等）相互耦合作用,从而形成高度非线性的复杂时空演变特征。在流化床研究中,数值模拟能够以较低的成本,快速对不同的几何结构、运行工况进行评估,并以较高精度解析反应器内的气固流动细节,因此得到越来越多的使用。然而到目前为止,各模拟方法的可靠性仍然有待提升,对流化床气固流动规律的认识需要进一步深入。基于上述认识,本文旨在发展多尺度稠密气固两相反应流模拟方法,将CFD-DEM、Coarse-grained CFD-DEM、MP-PIC以及TFM四种主流方法从模拟冷态流动拓展到热态反应过程,对不同尺度流化床内气固流动、传热以及反应多场耦合过程进行预测,并利用一系列实验数据在不同流化床系统内对模型进行检验验证。基于上述方法,作者开展了以下几部分工作:第一部分中通过文献综述,对稠密气固两相流的不同模拟方法、重要子模型（曳力模型、碰撞模型）及其参数在不同流化条件（流态、颗粒类型、床体结构等）下的适用性（准确性、计算效率）进行了系统性评估。第二部分中对冷态流化床内进行了数值模拟研究,围绕介尺度结构（即鼓泡床中气泡与循环床中颗粒团）特性及其影响进行分析。研究了:（1）鼓泡床内不同气压下的埋管磨损行为;（2）循环床提升管内颗粒团时间演化机理与风速的影响。结果揭示了介尺度结构的演化机理与影响机制,反映了其在气固流动与混合中起到的关键作用。第三部分中对实验室热态流化床内的传热、热解、气化与燃烧过程进行模拟研究:（1）探究了喷动床中颗粒碰撞参数对流动与传热的影响,并揭示了其影响机制;（2）考察了鼓泡床生物质快速热解过程中反应颗粒尺寸/密度变化的影响,并对比了不同模拟方法在预测该过程时的异同;（3）研究了鼓泡床煤气化过程中操作参数（粒径、床温）的影响;（4）考察了鼓泡床内煤燃烧过程中二次风条件的影响,并深入分析了床内局部过热区的形成机制。上述研究着重探讨了流动、传热与燃烧过程的相互作用,以及气固混合在上述相互作用中发挥的影响。第四部分中将模拟尺度扩大到了工业尺度流化床,研究了工业300MWe循环流化床燃煤锅炉内的流动、传热与燃烧反应的耦合过程,并考察了给料方式的影响。
贾文广,程爱平,孔祥鑫,王凯,李庆领[2]（2018）在《基于计算颗粒流体动力学的流化床气固两相流场特性分析》文中认为基于计算颗粒流体动力学数值模拟方法,研究了喷动速度、背景流速和颗粒粒径等参数对流化床气固两相流场特性的影响。研究表明,喷动速度对流化床流场特性影响最大;在一定范围内,喷动速度越快,背景流速越慢,越有利于流化床的内循环;颗粒粒径对流化床气固流场的影响则无明显规律。
Hassan Muhammad[3]（2017）在《内循环流化床固体循环流动特性的数值模拟》文中认为气固流态化是使固体颗粒流动转变成拟流体状态的气固两相传热传质和化学反应的过程,在物料干燥、燃料合成、燃烧和气化、聚合物工业以及造粒等不同领域得到广泛应用。其重要特征是气体和颗粒处于湍流流动状态,颗粒呈现拟流体的特征。流化床可分为鼓泡流化床（BFB）、循环流化床（CFB）以及内循环流化床（ICFB）。流化床具有良好的传热和传质能力、固体循环和气泡运动使气固两相充分混合而得到温度均匀分布、拟流体性实现固体物料输送、流体和固体相互混合作用有利于连续大规模操作的可能性等。气固内循环流化床（ICFB）是利用颗粒流化的拟流体流动特性,实现流化床反应器内不同空间的颗粒之间交换。内循环流化床是一种通过设置中间挡板将流化床反应器分隔为两个或多个反应室的多室固体循环流化床反应器。被分隔开的反应室分为高速反应室（RC）和低速反应室（HEC）。中间挡板下方的通道口为高速反应室与低速反应室之间的质量和能量传递提供了途径。因此,可以通过对高速和低速反应室施加不同的流化速度来改善高速反应器与低速反应室之间的固体循环过程。由于其特殊的结构和特点,ICFB具有优于常规CFB的优点,如:床高度降低、床结构紧凑和减小反应室散热热损失等特点。这些优点使ICFB能够在煤/生物质燃烧和气化、固体废弃物处理和光伏行业中高纯多晶硅颗粒的生产以及烟道气脱硫等得以应用。尽管,对气固流化床内颗粒扩散和质量交换特性进行大量研究,并且为优化和改进BFB和CFB的设计做了大量工作,但对ICFB的关注却很少。随着流体数值计算方法的不断发展,数值模拟成为用于评估设计和改进流体固体流动和传热传质特性以及诸如ICFB中遇到的复杂气固流动特性影响研究的有效方法。本文工作旨在基于数值模拟探索ICFB内流体颗粒流体动力特性,结合颗粒动理学理论与欧拉-欧拉模型研究内循环流化床内颗粒交换特性,如图1所示。当不同的流化气体速度下（即高流化速度的高速反应室和低流化速度的低速反应室）,ICFB内高速与低速反应室之间的密度差形成压力梯度。随着气泡在床内的流动,在床表面气泡破碎喷发,颗粒将通过挡板上部空间从高速反应室RC抛向低速反应室HEC。另一方面,高速反应室与低速反应室之间的室间压差促使颗粒通过挡板下部的槽通道由HEC室流向RC室,形成固体颗粒的外循环。通过对床料特性、气体分布器设计、流化速度、反应室高度和二元混合物循环特性等不同设计和操作参数对固体循环速率（Gs）的影响的研究,预测了ICFB中气固流动特性和反应室之间的颗粒交换能力,揭示内循环流化床的固体循环流率变化规律。本论文的主要研究工作内容和结论如下。1.内循环流化床中气固流体动力特性具有特定床料（GB231和P275的颗粒直径为231μm和275μm）的内循环流化床中固体体积分数、床压和在（UR-Umf）/（UH-Umf）=7.0时的气体及固体流速如图2和图3所示。高速床和低速床中不等气速的影响是显而易见的。不管ICFB中的床料类型如何,高速气体导致了RC中的较高含气率和气泡。由于较低的流化速度,在HEC中可以看到相对较小的气泡和较高的固体浓度。颗粒从RC到达HEC的挡板上方。由于流化床中的压力与固体浓度直接相关,所以在反应器中的两个室之间形成床密度差,从而产生HEC和RC之间的压力梯度,其压力云图如图2所示。RC中的气泡向上运动,在床表面附近聚结并剧烈破碎,将颗粒从RC,通过中间挡板上方,被投掷到HEC中,进行两床之间颗粒的混合,实现冷却和加热过程。通过观察速度矢量,固体颗粒在RC中向上流动并在HEC中下降。挡板下方的通道口由于压差而使颗粒从低速室循环到高速室。从通过挡板上方和下方的气固横向运动是显而易见的,这使得挡板成为ICFB的关键部件。除了两个室之间的颗粒循环外,每个室内存在气固循环,这将有助于进一步增强气-固相互作用和混合过程。1.1不同气体流速UR下内循环流化床的颗粒循环流率在恒定HEC气体速度UH（其中UH对应GB231为0.112 m/s,对应P275为0.08 m/s）下,两种床料条件下的气体速度比（UR-Umf）/（UH-Umf）对气体分布器处两室间时均床层压力的影响如图4所示,其与已发表的文献的定量比较如图4（a）所示。随着UR的增加,RC中的床层压力下降,而HEC中的床层压力增加。由于流化床床层压力与床密度有关,与图2（b）和3（b）的压力云图一致。具有较密床层颗粒（GB231）的内循环流化床在两个室中均具有比具有较小颗粒浓度（P275）的内循环流化床有更高的压力梯度。在恒定HEC气体速度UH（其中UH对应GB231为0.112 m/s,对应P275为0.08 m/s）下,两种床料条件下的气体速度比（UR-Umf）/（UH-Umf）对两室之间的槽通道压差的影响如图5所示。增加气体速度UR,ICFB中槽通道的压降也增加,反之亦然。具有颗粒浓度较高的GB231颗粒内循环流化床的槽通道压差比具有较低浓度颗粒P275的内循环流化床的槽通道压差更高。在ICFB中,气泡在床层表面爆裂破碎将颗粒从挡板上方的RC喷射到HEC,并且由于槽通道的压力梯度,颗粒将通过挡板下方的槽通道从HEC再循环返回到RC。RC的气体速度（UR）在ICFB的气固流动中起关键作用。在恒定的UH（其中对应GB231的UH=0.112 m/s;对应P275的UH=0.08 m/s）条件下,不同气体速度比（UR-Umf）/（UH-Umf）下的UR对时均固体循环流率Gs的影响如图6所示。固体循环流率（Gs）是由挡板下方槽通道的固体速度和空隙率计算确定。UR的增加导致通过挡板下方的槽通道的颗粒横向速度增加。由于从高气体压力室HEC到低气体压力室RC的同时气流和固体颗粒连续地流过槽通道。无论床料如何,UR的增加使得固体循环流率Gs增加。这是由于不均匀流化气体速度造成的压力差（固体循环的驱动力）而造成的密度差,这些趋势与以往的文献中的实验和数值研究结果一致。在相同的速度比条件下,由GB231颗粒组成的ICFB的Gs高于P275颗粒组成的ICFB。其原因很明显,如图5所示,由于两室之间槽通道的压力差是固体循环流率的驱动力,因此槽通道间具有高压降的ICFB具有高的Gs,反之亦然。这意味着床层颗粒浓度分布对ICFB在固体循环流率的性能有显着的影响。图7表示两个床之间不同的压力差条件下的Gs变化。可以看出,两个反应室之间的压力差的增加导致Gs的增加,反之亦然。如前所述,颗粒浓度高于P275的GB231颗粒对应于较高的Gs以及高气体压差,因此对两床之间颗粒循环流率的影响是明显的。1.2气体分配器设计对固体循环流率的影响颗粒从挡板上方的RC流向HEC、通过挡板下方的槽通道从HEC流向RC。通过挡板下方槽通道的两室之间固体循环流率结果如8所示。采用四种不同的气体分配器:均匀布风板分配器、多孔板分配器、管式分配器和高低床内循环流化床。在高低床内循环流化床中,将两室的气体分配器布置在不同的高度,即两室中的其中一个反应室距另一个反应室有一定的高度差。计算结果表明:颗粒循环流率Gs随着UR的增加而增加。与其他情况相比,提高分配器高度时Gs随着UR的增加而增加。通过增加UR,RC室中的固体滞留减少,而HEC中的固体滞留量增加,导致两个室之间产生压力梯度,该压力梯度成为颗粒流过槽通道的驱动力。具有板式气体分配器、管式气体分配器和高低反应床分配器的ICFB具有几乎相同的固体循环。与其他分配器相比,具有管状气体分配器的ICFB具有较高的Gs,其原因是具有管状分配器的ICFB中RC和HEC之间压力梯度较高。1.3 ICFB结构对固体循环速流率的影响虽然在文献中经常讨论流化速度对内循环流化床性能的影响,但据作者所知还没有关于在内循环流化床中改变两个反应室高度的影响的研究。在本节中,我们通过在RC室和HEC室中改变其中一个室的高度、并且另一室的高度保持恒定的结构中来研究反应室高度差的影响。图9表示在UR=0.40和UH=0.12 m/s时HEC和RC高度对Gs的影响。在两种结构中,一个反应室逐渐升高、另一个反应室保持恒定。由图可见,内循环流化床反应室高度的增加导致固体循环流率的增加。在达到一定高度之前,Gs一直增加,并且在这个高度之后,Gs都开始下降。这意味着对于Gs,两反应室之间的高度有一个最佳值,在此最佳高度之前,Gs随高度的增加而增加,在这一点之后Gs随高度的增加而下降。内循环流化床中RC室中的Gs负值表明其循环方向与HEC中的相反。随着反应室的变换,HEC（低速床）升高的内循环流化床比RC（高速床）升高的内循环流化床贡献了更高的固体循环流率。2.二元混合物在ICFB的颗粒循环特性2.1不同颗粒粒径-相同颗粒密度的颗粒混合物在恒定UH条件下,不同UR下通过ICFB中的槽通道的时均Gs如图10（a）所示。两种颗粒的循环流率Gs即大颗粒GBb和小颗粒GBs均随着UR的增加而增加。GBs颗粒具有比GBb颗粒更高的循环流率。这是因为大颗粒由于难流动性而难以通过槽通道形成循环流动。图10（b）表示颗粒的横向时均速度,其中GBs具有比GBb更高的速度,这解释了两个不同颗粒直径的颗粒循环流率差异的原因。时均总混合物循环流率和气体流量Ga如图10（c）中所示（Ga是指随颗粒横向通过槽通道的气体流率）。气体流量是通过气体横向速度和气体浓度确定。因此,气体流率可以理解为两室之间的气体交换。该气体流率在不同的内循环流化床应用中有不同的要求。Gs和Ga均随UR的增大而增大。作为循环流率驱动力的槽通道压力差如图10（d）所示。可以看出,随着UR的增加,槽通道之间的压力差也增加,从而导致混合物循环流率以及气流流率的增加。计算结果表明:与颗粒流率Gs相比,气体流量Ga相对较小,表明颗粒在两床之间通过槽通道交换过程中,伴随少量的气体在两床之间进行传递。因此,在内循环流化床中,不仅有颗粒之间的循环,同时存在两床之间气体的交换。2.2不同颗粒直径和密度的混合物图11表示不同速度比率UR/UH下时均Gs和反应室间压差的变化（G116的质量浓度和颗粒密度为70%和2476kg/m3,P275的质量浓度和颗粒密度为30%和1064kg/m3）。无论混合物中颗粒直径和密度的改变,增加UR都会增加固体循环流率Gs。这是因为如图11（b）所示,RC中的颗粒浓度减少,而HEC中的颗粒浓度增加,从而造成两个反应室之间的压力梯度。由于ICFB中的混合物浓度的差异,G116的Gs比P275的Gs更大。图11（b）表示通过降低速度比UR/UH,两个反应室之间的压力差也减小,从而导致Gs下降,反之亦然。数值模拟分析了UH对内循环流化床中气固流动特性Gs的影响。图12表示在UR=0.084 m/s和不同UH/UR下通过隔板下方的槽通道时均Gs和反应室之间压差的变化。与气体速度UR一样,UH也在内循环流化床中控制二元混合物的Gs起关键作用。RC和HEC中气体速度（UR或UH）的变化对槽通道间的压降有显着影响,这反过来影响内循环流化床中的Gs。随着UH值增加并逐渐接近UR,由于气泡形成,HEC中的气体浓度增加。计算结果表明:随着速度比的降低通过槽通道的驱动力的压差也减小。最终,内循环流化床中的固体循环流率下降。并且随着UH接近UR,固体循环流率几乎接近零。由于如前所述的混合物组成的不均匀,尽管颗粒G116的循环流率下降,但其与颗粒P275的循环流率相比仍然较大。2.3槽通道尺寸的影响槽通道尺寸对于控制ICFB中的固体循环是非常重要的。图13（a）-（c）表明在给定气体速度UR和UH时,槽通道高度的增加导致时均Gs和Ga的减小。这是由于作为Gs和Ga的主要驱动力的槽通道间压力差的相应减小引起所致。GBs的Gs的减少率高于GBb,这意味着小颗粒可以更加轻易地通过槽通道。2.4固体混合性能:内循环流化床与鼓泡流化床的对比与常规流化床相比,ICFB提供优异的混合能力,并且气固ICFB可以在相对较短的时间内实现良好的混合状态,从而有效提高反应器的出力。ICFB优异混合质量背后的原因是反应器不同区域之间的连续内部固体循环过程和外部循环过程。在ICFB中,除了反应室之间的固体循环之外,由于气泡运动,在每个反应室内还存在固体颗粒循环,最终增强了反应器中的颗粒混合过程。图14-16表示在不同流化速度下重颗粒（G116）的质量分数分布,结果表明ICFB可以提供比BFB更好的固体混合。通常,取代最小流化速度Umf,将Ufc（所有颗粒流化的完全流化速度）的概念用于二元混合物。对于图14中的混合物,Ufc的值为0.041 m/s,而在图15和16中取用值等于0.024 m/s。在图14中,BFB中的气体流速约为1.2倍的Ufc,而ICFB的RC和HEC分别约为1.2倍的Ufc和3.6倍的Ufc。虽然ICFB对RC的流化速度比BFB更高,但HEC气体速度与BFB相似,RC和HEC中固体混合优于BFB混合过程。在图15中,ICFB的RC和HEC中的气体速度为2倍的Ufc和3.3倍的Ufc,而BFB中为1.9倍、2.3倍和3.2倍的Ufc。在给定的气体速度下,ICFB中可以获得比BFB更好的固体混合。除了在3.2倍的Ufc下,BFB中也发生了颗粒分离,这意味着在BFB中可以实现与ICFB中一样更好的混合,但是这以较高的流化速度为代价。为了进一步研究颗粒的混合,ICFB和BFB在几乎相同的流化条件下流化,即ICFB的RC和HEC在1.6倍和1.9倍的Ufc条件下,BFB也为1.6倍和1.9倍的Ufc条件下,在ICFB中仍然发现比在BFB中更好的混合。尽管在ICFB的底部可以观察到一些颗粒分离,但是这可以被消除（如图14和15）,因为ICFB通常以较高的气体速度运行。由此可见采用数值模拟不仅可以验证实验研究中发现的现象和结果,同时可以获得在实验研究中难以测量的颗粒流动信息,展现出数值模拟预测的价值。与常规BFB相比,增强的固体混合性能使得ICFB非常适合于多种应用,例如在生物质气化中,避免生物质颗粒与床颗粒分离,并提供床料（砂）和生物质颗粒之间的能量交换。3.主要结论采用数值模拟方法,对内循环流化床内气固两相流动和颗粒循环特性进行研究,对均匀板气体分配器、多孔板气体分配器、管式气体分配器和高低床四种不同内循环流化床内流化特性和颗粒内循环特性等进行分析。同时对内循环流化床内二元混合颗粒流化和混合特性进行了数值模拟。获得了内循环流化床中高速反应室RC和低速反应室HEC内气体和颗粒速度和浓度的分布特性,以及通过挡板下部槽通道的颗粒循环流率的变化规律,揭示了高速反应室和低速反应室内颗粒内循环特性、高速反应室与低速反应室之间的颗粒外循环特性。研究得到如下结论:（1）槽通道的压力差是两反应室颗粒外循环的驱动力。ICFB中槽通道的固体循环流率与槽通道压降具有显着的关联。高浓度床料形成槽通道间的高压差,产生高循环流率,反之亦然。通过槽通道的颗粒排放系数在0.5和0.6之间变化。（2）管状气体分配器实现高的颗粒循环流率。无论是多孔气体分配器还是管状气体分配器,随着流化速度的增加通过挡板下方槽通道从HEC到RC的固体循环流率增加。与均匀布风板分配器和多孔板分配器相比,通过管状气体分配器ICFB中槽通道的固体循环流率由于HEC和RC之间的高压差而增加。颗粒通过槽通道的排放系数在0.5-0.79的范围内变化。（3）在高低床内循环流化床中,随着HEC和RC之间高度差的增加。两床之间形成的压差增大,提高颗粒循环流率。高低床内循环流化床的槽通道压降大于常规等高度内循环流化床的槽通道压降,可以获取更高的固体循环流率。通过增加UR,在HEC升高和RC升高的内循环流化床中,通过挡板下的槽通道从HEC到RC的固体循环速率增加。（4）数值模拟表明内循环流化床的固体循环流率随UH增加而降低、随着UR的增加而增加。对两种不同类型的二元混合物,其中:一种是由不同直径和相同密度颗粒组成二元颗粒混合物、另一种是由不同直径和密度颗粒组成二元混合物,进行二元颗粒流动特性的数值模拟与分析。（5）对于不同直径和相同密度的二元混合物床料,小颗粒的循环流率GBs高于大颗粒的循环流率GBb,不同直径和密度的二元混合物床料中的任一组元的颗粒循环流率大于该组元独立构成的内循环流化床床料的颗粒循环流率。并且二元混合物床料的两种颗粒组元具有不相等的颗粒温度。（6）与常规二元混合物床料的BFB相比,ICFB能够更有效避免颗粒离析的形成。ICFB具有两个不同的颗粒循环方式:一是两个反应床之间的颗粒外循环;二是各自反应床内部的颗粒内循环。颗粒的内循环和外部循环提供二元颗粒的循环流动,改善ICFB中固体混合,减低颗粒离析。受数值模拟计算能力等限制,未能对内循环流化床内传热传质和化学反应过程进行数值模拟与分析。因而在未来研究中将进一步展开内循环流化床内化学反应和传热过程的数值模拟,获取内循环流化床内反应和传热传质的变化规律,为实际内循环流化床的应用提供理论依据。
王庆功[4]（2011）在《差速循环流化床内流动特性的数值模拟》文中提出高低差速循环流化床在结构上采用多层床面,且主床和副床利用非均匀布风的方式在密相区形成了强烈的内循环流动过程,从而实现了大小颗粒燃料的分床燃烧,该燃烧方式下物料混合强烈、燃烧温度稳定,具有燃烧效率高、脱硫效果好、燃料适应性广、负荷调节范围大、低负荷性能好等优点,并能有效控制污染物的产生和排放。因而高低差速循环流化床在燃烧多种劣质燃料和生物质方面有着绝对优势和广泛的应用前景。本文通过FLUENT软件、应用Euler-Euler双流体模型、基于颗粒动理学理论和标准k-ε方程模型,数值计算了差速循环流化床底部密相区及其整体的气固两相流动过程。研究了改变高速床风速、低速床风速、主副床高度差和副床倾角及增加隔墙对密相区内流动结构的影响,不同粒径的床料颗粒在密相区内的流动和分布特点,生物质成型燃料颗粒和散料颗粒与床料的混合过程和流动状态;并验证了差速循环流化床稀相区的“环-核”流动结构及其整体外循环中的流动特性。通过计算结果分析了差速循环流化床密相区内循环过程中颗粒浓度、速度和压力等流动特性参数的分布和变化特点,研究表明主床高速风风速不宜小于3.5m/s,副床低速风为2.0m/s时,密相区内颗粒和气体混合达到最佳;主副床高度差为500mm比较合理,床内颗粒混合均匀,内循环质量也较理想;副床倾角的改变对密相区内的流动过程影响不明显;增加隔墙后,颗粒流动过程更为清晰,内循环质量有所提高;随着流动的进行,粒径较小的颗粒主要分布于副床上,而大颗粒主要分布在主床底部区域;生物质颗粒在床料颗粒的带动下,进行着床内典型的内循环过程,生物质成型燃料颗粒最终大部分在主床上堆积,生物质散料颗粒则主要分布于副床之上。通过模拟结果分析了差速循环流化床内的整体流动过程,研究表明差速循环流化床炉膛内明显分为两个区域:底部的密相区和上部的稀相区;颗粒在稀相区中形成了典型的“环-核”流动结构,颗粒团絮状物不断生成和解体。
彭巧云[5]（2011）在《双组份脉动流化床混合特性的模拟研究》文中研究指明气固脉动流化床作为一种先进的流态化技术,现已被广泛应用于能源、化工等领域。脉动气流的加入可以改善普通流化床的流动及传质传热特性,实现许多带有高分散性、成团性和粘性物料的工艺过程,这些常常涉及到双组份或多组分物料颗粒的混合等问题。但流化床内更为复杂的流动状态,使得实验研究变得更加困难。数值模拟方法的优点是可以避免实验研究中的很多系统误差和人为误差,依靠可靠的曳力模型、湍流模型等进行模拟,节省实验时问和成本,对流化床的操作具有指导意义。本文在计算流体力学软件中对等密度体系（不同粒径的硅胶）和不等密度体系（等粒径的玻璃珠和小米）颗粒在矩形波脉动进气的流化床的运动行为进行描述,采用欧拉双流体模型,进行了数值模拟,模拟过程中使用自定义函数定义了脉动气流的波形、频率、波幅等参数,根据收敛性要求选取了松弛因子、时间步长以及求解方式。针对双组份流化床,提出了混合指数作为混合效果的评价标准,分析了高频,低频和共振频率下流化床的混合特性,讨论了在相同脉宽比下改变脉动周期对混合过程的影响,以及脉动流化时,床层压降的波动情况,最后比较了颗粒密度与粒径对流态化的影响。模拟结果表明共振频率下的脉动气流,相比于高频和低频时,能更好地使两种固体颗粒流化混合,得到随床高分布较均匀的平均粒径,混合过程有良好的稳定性。在相同条件下,等密度体系混合效果优于非等密度体系混合效果,说明颗粒密度是造成分离的最主要原因。脉动辅助进气对比连续进气,混合效果更优,还能节约能源,应用前景更广。
冯军涛[6]（2011）在《油页岩循环流化床流动及燃烧的数值模拟研究》文中进行了进一步梳理油页岩是一种高挥发分、低热值的潜在能源,它的储量折算成发热量在化石燃料中仅次于煤,有很大的利用价值。而半焦是油页岩干馏炼油之后的副产物,仍然具有一定的发热量。由于油页岩半焦本身挥发分低、灰分大,很难着火和燃尽。因此为了最大限度利用油页岩资源,可以将油页岩和半焦混合后送入循环流化床锅炉燃烧发电。以东北电力大学油页岩研究中心设计和搭建的油页岩及其半焦混合燃烧循环流化床试验台为研究对象,建立了油页岩循环流化床流体力学模型、传热模型和燃烧模型。运用商业数值模拟软件Fluent,对该试验台炉膛内的气固流动特性和燃烧特性进行了模拟和讨论,为进一步实验和油页岩循环流化床锅炉大型化设计提供理论基础。本文采用欧拉双流体模型,对炉膛内气固流动特性进行了数值模拟,分析了不同曳力模型对流态化过程的影响;得到了沿炉膛高度颗粒速度和浓度的非均匀分布规律,证明了其流动符合核-环结构;通过改变一次风速和颗粒粒径,分析了相应的颗粒速度和浓度的变化规律;对比了不同风速时炉内压力的模拟值和实验值,验证了模拟结果的合理性。采用非预混燃烧模型,对炉膛内燃烧特性进行了数值模拟,分析了不同湍流模型对温度的影响;通过改变一二次风比率和颗粒粒径,得到了不同工况下的温度分布、组分分布以及燃尽曲线;对比分析了不同配比的页岩半焦混合燃料的燃烧特性,找到了最佳的混合比,达到最大限度利用油页岩的目的。
胡娅君[7]（2010）在《脉动流化床混合与分离特性的实验研究》文中进行了进一步梳理脉动流态化是一种先进的加工多相系的新方法,利用它可以实现许多带有高分散性、成团性和粘附物料的工艺过程。当处理不同种类或不同性质的颗粒物料时,通常要求床层物料混合均匀,气固接触良好,因此会涉及到双组分或多组分物料颗粒的混合分离等问题。本论文提出了应用脉动辅助进气的方式来促进双组分物料颗粒的混合过程,由于脉动流化床流体动力学特性很复杂,其颗粒的混合机理还没有得到很好地理解。因此,将针对脉动流化床双组分颗粒的混合进行实验与理论研究。以不同粒径的硅胶、相同粒径的玻璃珠与谷子作为实验物料,对脉动流化床的混合特性进行了冷态模拟实验,分析沉积组分浓度沿床层位置的分布,以混合指数作为评定混合质量的方法。探讨了不同方式进气、颗粒粒径（dp）、颗粒密度（pp）、脉宽比（I=ton/toff）、脉动频率（f）、进气气速（u）对双组分物料颗粒混合的影响,同时,针对不同的物料体系对以上各参数进行实验分析,对比两种不同体系下的各个参数对混合效果的影响。对于实验所应用的两种体系物料,在相同条件下,等密度体系混合效果优于非等密度体系混合的效果,粒径差在双组分颗粒的混合中起决定作用。
费广平,彭昂,解东来,李瑞军[8]（2009）在《一种环型放射状流化床膜制氢反应器传热特性研究》文中进行了进一步梳理针对天然气水蒸气重整制氢的工业应用,提出了一种膜组件呈环型放射状排列的新型流化床膜反应器的概念设计。该反应器含有一个重整/膜分离区（在下部）及一个氧化区（在上部）。搭建了该反应器的冷态模型,在冷态模型中,膜组件上部的氧化区安装了3支管型电加热器以模拟实际反应器中引入空气进行氧化反应的热源。实验研究了采取不同加热方式时,不同气速下床层的温度分布,实验结果为该种新型反应器的工程设计和模拟提供了依据。
张彦军[9]（2009）在《600MW超临界循环流化床锅炉设计关键技术研究》文中研究说明节能和环保是我国能源开发和利用中的两大主题。我国能源结构决定了今后相当长的一段时间内,燃煤发电始终是电力生产中的主要部分。超临界机组已成为我国发电行业主力机组,超临界参数具有高效、节能和环保的优点。循环流化床（CFB）是近二十年来在国际上快速发展起来的新一代高效低污染清洁燃烧技术,不仅能实现的脱硫效率、低排放和与煤粉炉相近的燃烧效率,而且还具有燃料适应性广、负荷调节性能好和灰渣易于综合利用等众多优点,因此在国际上得到迅速的商业推广。为了进一步调整产业结构,优化能源利用技术,促进节能和环保,发展600MW等级的超临界循环流化床锅炉发电技术就成为洁净煤发电技术的一个新的方向和趋势。超临界汽水技术和流化床燃烧技术相结合,能够充分发挥二者的优势,并且技术风险不大。设计开发了具有中质量流速的一次中间再热600MW超临界循环流化床锅炉。设计燃料为四川白马无烟煤,锅炉主蒸汽/再热蒸汽压力为25.4/4.45MPa,主蒸汽/再热蒸汽温度为571/569℃,炉膛尺寸为25.736×16.952米,炉膛高度为58米（布风板至顶棚）。锅炉主要由单炉膛、6个高效绝热旋风分离器、6个回料阀、6个外置式换热器、尾部对流烟道、8台滚筒冷渣器和2个回转式空预器等部分组成。炉膛采用裤衩腿、双布风板结构,炉膛内蒸发受热面采用膜式水冷壁结构。采用水冷布风板,大直径钟罩式风帽。炉膛上部左右两侧各布置有3个内径为9.3米的绝热分离器。每个分离器回料腿下布置一个回料阀和一个外置换热器。采用回料点给煤方案,锅炉共有六个高温和六个低温给煤点。共有6个石灰石给料点,布置在6个高温返料管上。采用Eulerian-Eulerian两流体模型对600MW超临界流化床内的气固两相流动进行数值模拟。建立了高温回路内气固两相流动三维数学模型。控制方程采用有限体积方法离散,质量和动量方程用欧拉方法。通过计算,得到了分离器入口通道中心截面颗粒浓度与速度矢量分布、分离器入口通道中心截面不同粒径颗粒浓度分布、炉膛中心截面不同粒径颗粒浓度分布、二次风对床内颗粒内循环特性的影响规律、炉膛中心沿宽度方向纵截面布风板区域颗粒浓度与速度矢量分布、回料系统内颗粒浓度的分布以及二次风穿透能力等高温循环回路内气固两相流动特性。在高温高压汽水两相试验台上对超临界CFB锅炉水冷壁流动传热特性进行了试验研究。试验参数范围为：压力10-30MPa,质量流速300-1450kg/（m2s）,热负荷60-380kW/m2。得到了亚临界、近临界、超临界区宽广参数范围内换热系数及摩擦系数的关联式,以及偏离核态沸腾（DNB）、蒸干（DRYOUT）发生的边界条件及蒸干后传热规律。针对垂直管圈结构和炉内热负荷分布特点,将水冷壁划分为由流量回路、压力节点和连接管组成的流动网络系统。根据质量守恒、动量守恒和能量守恒方程,建立了超临界锅炉水冷壁流量和壁温计算的数学模型,并开发了计算程序。以A电厂1000MW超超临界锅炉为校核对象,全面比较了不同负荷下的上炉膛与下炉膛各回路流量分配、压降、出口汽温、壁温与鳍端温度等参数,结果表明计算值与电厂提供值符合的非常一致,程序是正确可靠的。在此基础上,对所开发的600MW超临界CFB锅炉水动力特性进行了计算分析。根据水冷壁和中隔墙在炉膛内的受热情况,炉膛及中隔墙共划分为110个回路,每一回路划分为29个计算管段,管段划分原则是确保同一管段长度内管子热负荷沿高度方向变化较小。计算中共求解184个非线性方程,其中动量守恒方程158个,流量守恒方程26个。对BMCR、75%BMCR、30%BMVR负荷下的流量分配特性和壁温分布特性进行了计算,并对水冷壁运行安全特性进行了分析。另外,还对吸热偏差对水动力特性的影响进行了分析。开发了CFB锅炉屏式过（再）热器计算程序。程序由Microsoft Visual Basic6.0中文版开发完成,采用模块化方式。计算模块是程序的核心模块,与此模块相连接的还有用户参数输入模块、水蒸气热力性质数据库模块、画图模块和结果输出模块（包括WORD文档输出和BMP格式文件输出模块）。
徐显骏[10]（2007）在《聚乙烯气固流化床的基本流动参数的测定》文中研究说明气相流化床乙烯聚合生产工艺中，分布板是保证气固流化床具有良好而稳定的流态化状态的重要构件，直接影响流化床内颗粒的流动模式和流化均匀性，是流化床聚合反应器设计所必需考虑的关键部件。寻找能快速、准确、灵敏、环保地测定聚乙烯气固流化床中包括起始流化速度、流动模式、流化均匀性和分布板上死区在内的基本流动参数的方法，继而揭示不同分布板的优劣性，不仅有助于加深对流化床聚合反应器的认识、加快分布板的改造和设计，而且对于聚合反应的安全生产和优化操作、工业反应器的开发设计具有重要的指导意义。针对目前聚乙烯气固流化床分布板存在着抗沉积能力不强、稳定性不高、易被活性物质堵塞等缺陷，本文设计了新型的抗沉积分布板，并以三种不同结构的分布板为参照，采用声发射检测技术，研究测定聚乙烯气固流化床包括起始流化速度、颗粒的流动模式等基本流动参数，在线检测分布板上死区的存在与否和风帽的射流特性，为分布板的设计和筛选提供了新的方法。本论文主要的创新性工作包括：（1）设计并制备了适用于聚乙烯气固流化床的新型抗沉积分布板，该分布板具有抗沉积能力强、物料流化充分、基本没有死区、生产稳定、操作灵活和生产周期长等优点。（2）利用声发射检测技术，在分布板下采集气固流化床颗粒作用于分布板产生的声信号，结合频谱分析，提出声发射测量起始流化速度和起始湍动速度判据，即当声信号的能量比或均方差比达到最大值时的表观气速为起始流化速度，当声信号的能量比或均方差比达到次最大值时的表观气速为起始湍动速度。同时，通过对声波信号的多尺度小波或小波包分析，发现各尺度能量分率随气速变化存在着规律性的演化行为，建立了颗粒流化的能量分配理论，包括能量一次分配理论和能量再分配理论。基于气固流化床颗粒流化的能量分配理论，提出了判断起始流化速度和起始湍动速度的新方法，即能量达到第一次分配平衡时，气速为起始流化速度，当能量达到再分配平衡时，气速为起始湍动速度。根据两种判据得到的聚乙烯起始流化流化速度均为0.08m／s，与经典的压差法和文献上的压力脉动法测得的起始流化速度完全一致。（3）采用声发射检测技术，通过测量气固流化床声能量的轴向分布，获得了装载不同分布板时气固流化床的颗粒流动模式。研究表明，颗粒的流动模式和分布板结构密切相关，装载抗沉积分布板或北欧化工分布板时，颗粒的流动模式为带滞留区的双循环流动模式，而装载齐鲁中试分布板和改进齐鲁中试分布板时为无滞留区的单循环流动模式。同时，通过测量气固流化床壁面不同方位声能量轴向分布，考察了不同分布板的偏流程度。研究发现，抗沉积分布板和北欧化工分布板流化均匀性较好，而齐鲁中试分布板和改进齐鲁中试分布板流化均匀性较差，存在着一定程度的偏流。（4）利用声发射技术，通过采集分布板下不同位置的声信号，结合频谱分析，发现声能量的分布直接反映了分布板死区的分布，继而提出了聚乙烯流化床分布板上死区存在的判断准则，即当某区域的声波能量值与分布板上最大声波能量值的比值不大于40％时，表明该区域为分布板死区。判据得到了摄像法的检验。对分布板的死区研究表明，抗沉积分布板通过采用新型风帽，有效地提高了抗沉积分布板风帽出口气体流速，较好地消除了分布板死区，提高了分布板性能。而其它参照分布板均存在着不同程度的死区区域，影响流化质量。（5）采用声发射技术，针对单风帽分布板，结合声信号的频谱分析，能够较为准确地测量出风帽的喷射距离。和摄像法相比，具有较好的精度。实验结果表明，新型风帽喷射距离为参照风帽的两倍左右，该风帽在具有更大的吹扫面积的同时，喷射气速的变大更能保证大颗粒不在板上沉积，抗沉积能力得到加强。与此同时，利用称重法对四种分布板的漏料情况进行了考察。实验发现，抗沉积分布板漏料量最少，具有更好的防漏料效果。
二、气固流化床内颗粒的内循环特性的研究（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、气固流化床内颗粒的内循环特性的研究（论文提纲范文）
（1）流化床内流动、混合与反应的多尺度模拟研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 术语表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.0 流化床研究背景 |
| 1.1 流态化基本原理 |
| 1.2 稠密气固两相流数值模拟方法 |
| 1.3 流化床模拟研究现状 |
| 1.3.1 研究对象从简单到复杂 |
| 1.3.2 模拟与工程应用紧密结合 |
| 1.3.3 重视介尺度现象 |
| 1.3.4 重视气固混合 |
| 1.4 本文研究的主要内容 |
| 参考文献 |
| 第二章 稠密气固两相反应流模拟方法与模型 |
| 2.0 前言 |
| 2.1 数学模型 |
| 2.1.1 气相控制方程 |
| 2.1.2 固相控制方程 |
| 2.1.3 气固相间动量作用 |
| 2.1.4 颗粒碰撞模型 |
| 2.1.5 传热模型 |
| 2.1.6 多物理模型 |
| 2.1.7 插值方法 |
| 2.2 结论 |
| 参考文献 |
| 第三章 气固流化床多尺度模拟方法综述 |
| 3.0 前言 |
| 3.1 模拟方法评估 |
| 3.1.1 方法准确性 |
| 3.1.2 方法计算效率 |
| 3.2 模型与参数敏感性 |
| 3.2.1 曳力模型 |
| 3.2.2 碰撞模型与参数 |
| 3.2.3 多粒径流化床模拟方法评估 |
| 3.3 结论 |
| 参考文献 |
| 第四章 加压鼓泡流化床中埋管磨损机理研究 |
| 4.0 前言 |
| 4.1 研究方法 |
| 4.2 研究工况 |
| 4.3 模型验证 |
| 4.4 埋管对流化特性的影响 |
| 4.5 操作压力对时均气固流动的影响 |
| 4.6 颗粒床内循环特性 |
| 4.7 压力对颗粒拟温度的影响 |
| 4.8 埋管磨损分析 |
| 4.9 结论 |
| 参考文献 |
| 第五章 循环床提升管中颗粒团时间演化机理研究 |
| 5.0 前言 |
| 5.1 研究工况 |
| 5.2 模型验证 |
| 5.3 气固流动特征 |
| 5.4 颗粒团时间演化机理 |
| 5.5 表观气速的影响 |
| 5.6 结论 |
| 参考文献 |
| 第六章 喷动床内流动与传热过程中颗粒碰撞属性敏感性分析 |
| 6.0 前言 |
| 6.1 研究工况 |
| 6.2 模型验证 |
| 6.3 颗粒碰撞属性的影响 |
| 6.3.1 恢复系数影响 |
| 6.3.2 摩擦系数影响 |
| 6.3.3 滚动摩擦系数影响 |
| 6.4 壁面效应 |
| 6.5 颗粒碰撞属性对传热的影响 |
| 6.6 结论 |
| 参考文献 |
| 第七章 生物质快速热解反应器内缩粒模型与操作条件影响 |
| 7.0 前言 |
| 7.1 研究方法 |
| 7.2 研究工况 |
| 7.3 模型验证 |
| 7.4 反应器内整体气固特性 |
| 7.5 缩粒模型参数影响 |
| 7.6 表观气速的影响 |
| 7.7 刚度系数影响 |
| 7.8 结论 |
| 参考文献 |
| 第八章 欧拉-欧拉与欧拉-拉格朗日方法预测流化床内反应过程的比较研究 |
| 8.0 前言 |
| 8.1 研究工况 |
| 8.2 模型验证 |
| 8.3 反应器内整体气固特性 |
| 8.4 生物质颗粒运动 |
| 8.5 生物质颗粒传热 |
| 8.6 反应产物预测 |
| 8.7 结论 |
| 参考文献 |
| 第九章 基于粗粒化方法的鼓泡床气化反应模拟研究 |
| 9.0 前言 |
| 9.1 研究方法 |
| 9.2 研究工况 |
| 9.3 模型验证 |
| 9.4 反应器总体气固特性 |
| 9.5 操作参数对气化过程影响 |
| 9.5.1 化学反应空间分布 |
| 9.5.2 气体混合 |
| 9.5.3 固相混合 |
| 9.6 结论 |
| 参考文献 |
| 第十章 鼓泡床内煤燃烧过程二次风条件的影响 |
| 10.0 前言 |
| 10.1 研究方法 |
| 10.2 研究工况 |
| 10.3 模型验证 |
| 10.4 煤燃烧过程的时空特性分析 |
| 10.5 二次风条件的影响 |
| 10.6 结论 |
| 参考文献 |
| 第十一章 大型循环流化床反应器的MP-PIC模拟 |
| 11.0 前言 |
| 11.1 循环床煤气化过程 |
| 11.1.1 研究工况 |
| 11.1.2 模拟验证 |
| 11.1.3 粒径分布对模拟结果的影响 |
| 11.2 300MW循环流化床锅炉模拟 |
| 11.2.1 研究工况 |
| 11.2.2 反应模型 |
| 11.2.3 模型验证 |
| 11.2.4 气固流动特性 |
| 11.2.5 燃烧过程 |
| 11.2.6 给煤方式的影响 |
| 11.3 结论 |
| 参考文献 |
| 第十二章 全文总结与展望 |
| 12.0 全文总结 |
| 12.1 本文主要创新点 |
| 12.2 工作展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表论文及其他成果 |
| 一、SCI收录论文 |
| 二、EI收录论文 |
| 三、会议论文 |
| 四、在投/已完成SCI论文 |
| 五、作为主要参加者参加的国家级和省部级项目 |
| 六、获得奖项 |
（2）基于计算颗粒流体动力学的流化床气固两相流场特性分析（论文提纲范文）
| 1 数学模型 |
| 1.1 流体相 |
| 1.2 颗粒相 |
| 2 物理模型 |
| 3 网格划分 |
| 4 结果与讨论 |
| 4.1 喷动速度 |
| 4.2 背景流速 |
| 4.3 颗粒粒径 |
| 5 结论 |
（3）内循环流化床固体循环流动特性的数值模拟（论文提纲范文）
| 扩展中文摘要 |
| 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）差速循环流化床内流动特性的数值模拟（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究的背景和意义 |
| 1.2 差速循环流化床技术概述 |
| 1.2.1 高低差速床的组成和工作原理 |
| 1.2.2 高低差速循环流化床锅炉技术特点 |
| 1.2.3 差速循环流化床的发展现状 |
| 1.3 流化床数值模拟的研究进展 |
| 1.4 本文研究内容 |
| 第2章 差速流化床内流动过程的数学模型 |
| 2.1 循环流化床内的流动特性 |
| 2.1.1 循环流化床的下部流动特性 |
| 2.1.2 循环流化床的上部流动特性 |
| 2.2 气固两相流模型的选择 |
| 2.2.1 Euler-Euler双流体模型 |
| 2.2.2 颗粒动理学理论 |
| 2.3 数学模型 |
| 2.3.1 体积分数 |
| 2.3.2 守恒方程 |
| 2.3.3 气固相间作用计算模型 |
| 2.3.4 固体压力 |
| 2.3.5 固体剪切应力 |
| 2.3.6 颗粒相脉动动能守恒方程 |
| 2.3.7 k-ε湍流模型 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 差速循环流化床密相区流动特性数值模拟 |
| 3.1 几何模型及网格划分 |
| 3.2 气固两相物性参数 |
| 3.3 流场计算方法 |
| 3.4 边界条件和初始条件 |
| 3.5 模拟结果与分析 |
| 3.5.1 差速循环流化床密相区的整体流动特性 |
| 3.5.2 不同高速风对密相区流动特性的影响 |
| 3.5.3 不同低速风对密相区流动特性的影响 |
| 3.5.4 主、副床不同高度差对密相区流动特性的影响 |
| 3.5.5 副床不同倾角对密相区流动特性的影响 |
| 3.5.6 增加隔墙对密相区流动特性的影响 |
| 3.5.7 不同粒径颗粒在差速流化床密相区内的流动特性 |
| 3.5.8 床料与生物质颗粒混合过程的流动特性 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 差速循环流化床内整体流动特性数值模拟 |
| 4.1 几何模型及计算方法 |
| 4.2 模拟结果与分析 |
| 4.3 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间发表的论文及其它成果 |
| 致谢 |
| 个人简历 |
（5）双组份脉动流化床混合特性的模拟研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 目录 |
| 主要符号表 |
| 1 前言 |
| 1.1 引言 |
| 1.1.1 流态化技术 |
| 1.1.2 气固流态化技术 |
| 1.1.3 气固流化床流化状态的判别 |
| 1.1.4 气固流化床中的压力波动 |
| 1.1.5 颗粒性质对流化行为的影响 |
| 1.2 脉动流态化技术 |
| 1.3 流化床模拟研究的进展 |
| 1.4 本文研究内容及意义 |
| 2 双组份脉动流化床的数学模型及参数选择 |
| 2.1 双组份脉动流化床模型的建立 |
| 2.1.1 物理模型描述 |
| 2.1.2 脉动共振频率及主要变量的确定 |
| 2.1.3 物性参数 |
| 2.1.4 边界条件及初始化 |
| 2.2 双组份脉动流化床的数学模型 |
| 2.2.1 连续性方程 |
| 2.2.2 颗粒群动力模型 |
| 2.2.3 湍流模型 |
| 2.2.4 曳力模型 |
| 2.3 模拟计算流程 |
| 2.3.1 求解器的选择 |
| 2.3.2 SIMPLE算法 |
| 2.4 模拟参数的影响及确定 |
| 2.4.1 松弛因子 |
| 2.4.2 时间步长的确定 |
| 3 双组份脉动流化床数值模拟结果及分析 |
| 3.1 模拟实验数据处理方法 |
| 3.2 床层压降场及波动分析 |
| 3.2.1 床层压降波动分析 |
| 3.2.2 压力场分析 |
| 3.3 脉动周期对混合效果的影响分析 |
| 3.4 颗粒密度对混合效果的影响分析 |
| 3.5 模拟不足及改进方案 |
| 4 结论 |
| 5 展望 |
| 6 参考文献 |
| 7 攻读硕士学位期间发表论文情况 |
| 8 致谢 |
| 附录 脉动流化床数值模拟UDF源文件 |
（6）油页岩循环流化床流动及燃烧的数值模拟研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 循环流化床技术概述 |
| 1.2.1 国内外循环流化床技术的发展 |
| 1.2.2 循环流化床锅炉燃烧的特点 |
| 1.3 循环流化床及油页岩燃烧模型的研究现状 |
| 1.3.1 循环流化床燃烧模型的发展 |
| 1.3.2 油页岩燃烧模型的发展 |
| 1.4 本课题的研究背景和主要内容 |
| 第2章 循环流化床流动及燃烧模型 |
| 2.1 气固两相流动模型 |
| 2.1.1 湍流运动基本方程 |
| 2.1.2 EULERIAN 双流体模型 |
| 2.1.3 湍流模型 |
| 2.1.4 流场求解算法 |
| 2.2 油页岩热解模型 |
| 2.3 油页岩燃烧模型 |
| 2.3.1 粉末页岩燃烧模型 |
| 2.3.2 颗粒页岩燃烧模型 |
| 2.3.3 页岩半焦燃烧模型 |
| 2.4 传热模型 |
| 2.5 S0_2 生成和脱硫模型 |
| 2.5.1 S0_2 的生成与固定原理 |
| 2.5.2 油页岩自脱硫特性 |
| 2.6 本章小结 |
| 第3章循环流化床锅炉流动数值模拟 |
| 3.1 模拟对象 |
| 3.2 数值计算过程 |
| 3.2.1 网格的划分 |
| 3.2.2 求解过程 |
| 3.3 计算结果及分析 |
| 3.3.1 流态化过程 |
| 3.3.2 速度分布 |
| 3.3.3 颗粒体积分数分布 |
| 3.3.4 压力分布 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章循环流化床锅炉燃烧数值模拟 |
| 4.1 计算对象 |
| 4.2 数值计算方法 |
| 4.2.1 计算模型 |
| 4.2.2 计算过程 |
| 4.3 计算结果及分析 |
| 4.3.1 湍流模型的影响 |
| 4.3.2 配风的影响 |
| 4.3.3 平均粒径的影响 |
| 4.4 油页岩及其半焦混合燃烧数值模拟 |
| 4.5 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间取得的研究成果及发表的学术论文 |
| 致谢 |
（7）脉动流化床混合与分离特性的实验研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 1 前言 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 流态化技术 |
| 1.3 颗粒性质对流化行为的影响 |
| 1.4 脉动流化床 |
| 1.4.1 脉动流态化的应用及发展 |
| 1.4.2 典型的脉动流化床技术 |
| 1.4.3 脉动流化床 |
| 1.5 研究的内容及意义 |
| 2 脉动流化床的基本流体动力学研究 |
| 2.1 最小脉动流化速度 |
| 2.2 极限脉动流化速度 |
| 2.3 脉动流化床床层压降 |
| 2.4 共振现象 |
| 2.5 腾涌现象 |
| 2.6 混和与分离 |
| 2.6.1 混和与分离机理 |
| 2.6.2 混合的评定方法 |
| 2.7 颗粒物料的基本性质 |
| 2.7.1 颗粒的粒径 |
| 2.8 数学模型 |
| 2.9 气体流化床分离模型 |
| 3 实验装置及方法 |
| 3.1 实验装置 |
| 3.1.1 二维流化床主体 |
| 3.1.2 脉动控制装置 |
| 3.2 实验流程 |
| 3.3 实验物料的选取及基本特性 |
| 3.3.1 粒径与密度的测量 |
| 3.3.3 最小流化速度 |
| 3.3.4 两种物料体系的判定 |
| 3.4 气体流量的测量 |
| 3.5 实验方法步骤 |
| 3.6 实验数据处理 |
| 4 实验结果与讨论 |
| 4.1 等密度体系 |
| 4.1.1 伴随床层的增高沉积组分浓度分布 |
| 4.1.2 混合指数M_1 |
| 4.1.3 混合指数M_2 |
| 4.1.4 频率、脉宽比对沉积组分浓度的影响 |
| 4.2 不等密度体系 |
| 4.2.1 伴随床层的增高沉积组分浓度分布 |
| 4.2.2 混合指数M_1 |
| 4.2.3 混合指数M_2 |
| 4.2.4 频率对沉积组分浓度的影响 |
| 4.3 在相同条件下两种体系的对比研究 |
| 4.4 脉动辅助进气与连续进气状态下用气量的研究 |
| 5 结论与展望 |
| 5.1 结论 |
| 5.2 展望 |
| 6 参考文献 |
| 7 攻读硕士学位期间发表论文情况 |
| 8 致谢 |
（8）一种环型放射状流化床膜制氢反应器传热特性研究（论文提纲范文）
| 1 环型放射状流化床膜反应器的概念设计及挑战 |
| 2 实验装置及检测方法 |
| 2.1 环型放射状流化床膜反应器冷态模型 |
| 2.2 实验操作 |
| 3 结果与讨论 |
| 3.1 1#电加热器单独加热 |
| 3.2 三加热器均匀加热 |
| 4 结论 |
（9）600MW超临界循环流化床锅炉设计关键技术研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 超临界循环流化床锅炉研究进展和现状 |
| 1.2.1 超临界参数锅炉发展 |
| 1.2.2 循环流化床锅炉发展现状 |
| 1.2.3 超临界CFB锅炉关键技术研究进展 |
| 1.3 研究内容和研究目标 |
| 1.3.1 课题的提出 |
| 1.3.2 主要研究内容 |
| 1.3.3 研究目标 |
| 2 600MW超临界CFB锅炉设计方案研究 |
| 2.1 600MW超临界CFB锅炉基本方案 |
| 2.1.1 锅炉设计参数及煤质 |
| 2.1.2 锅炉整体布置 |
| 2.1.3 锅炉各受热面热量分配 |
| 2.1.4 锅炉热力计算汇总 |
| 2.1.5 主要受热面结构尺寸 |
| 2.2 超临界CFB锅炉关键结构及主要系统设计研究 |
| 2.2.1 锅炉炉膛结构形式选择 |
| 2.2.2 分离器、回料阀及外置式换热器设计 |
| 2.2.3 屏式过热器设计 |
| 2.2.4 给煤系统设计 |
| 2.2.5 汽水系统设计(含启动系统) |
| 2.2.6 烟风系统设计 |
| 2.2.7 石灰石系统设计 |
| 2.2.8 启动点火系统设计 |
| 2.2.9 排渣系统设计 |
| 2.3 本章小结 |
| 3 600MW超临界CFB锅炉高温物料循环回路气固两相流动的数值模拟研究 |
| 3.1 循环流化床内气固流动模型及数值方法概述 |
| 3.2 数学模型 |
| 3.2.1 控制方程 |
| 3.2.2 构建封闭方程组 |
| 3.2.3 湍流模型 |
| 3.3 物理模型和模拟条件 |
| 3.3.1 模拟对象 |
| 3.3.2 初始条件和边界条件 |
| 3.3.3 计算网格 |
| 3.4 结果与分析 |
| 3.4.1 旋风分离器物料分离特性 |
| 3.4.2 二次风穿透特性及其对物料流动特性的影响 |
| 3.4.3 料腿内物料的流动特性 |
| 3.4.4 炉膛纵截面物料浓度与速度矢量分布 |
| 3.4.5 回料系统流动特性的研究 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 超临界CFB锅炉水冷壁传热试验研究与水动力程序开发 |
| 4.1 水冷壁传热试验研究 |
| 4.1.1 试验系统与方法 |
| 4.1.2 测量与数据采集系统 |
| 4.1.3 试验方法 |
| 4.1.4 数据处理方法 |
| 4.1.5 试验结果与分析 |
| 4.2 超临界CFB锅炉水动力程序开发 |
| 4.2.1 超临界垂直管圈换热系数与阻力计算模型 |
| 4.2.2 水动力计算概况 |
| 4.2.3 流量分配计算模型 |
| 4.2.4 壁温与鳍片温度计算模型 |
| 4.2.5 超临界锅炉水动力计算程序 |
| 4.3 超临界垂直管圈锅炉水动力程序工程考核 |
| 4.3.1 锅炉结构及回路划分 |
| 4.3.2 水冷壁总压降比较 |
| 4.3.3 炉膛出口汽温比较 |
| 4.3.4 回路流量分配比较 |
| 4.3.5 壁温计算值比较 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 600MW超临界CFB锅炉水动力研究 |
| 5.1 回路划分与计算方程组 |
| 5.2 水冷壁总压降 |
| 5.3 回路流量分配 |
| 5.4 炉膛出口汽温及焓值 |
| 5.5 壁温计算 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 600MW超临界CFB锅炉过(再)热器壁温计算研究 |
| 6.1 壁温计算模型 |
| 6.1.1 管内任意点处蒸气温度计算 |
| 6.1.2 管外任意点处烟气温度计算 |
| 6.1.3 工质侧与烟气侧换热系数计算 |
| 6.2 集箱压力计算 |
| 6.3 热偏差φ计算 |
| 6.4 阻力损失计算 |
| 6.4.1 管子局部阻力系数计算 |
| 6.4.2 管子每米阻力系数计算 |
| 6.4.3 分配集箱管子每米阻力系数计算 |
| 6.5 程序总体结构设计 |
| 6.6 程序基本使用方法 |
| 6.6.1 各类参数输入 |
| 6.6.2 计算结果查看与保存 |
| 6.7 壁温计算程序验证及超临界CFB锅炉壁温计算结果分析 |
| 6.7.1 135MWCFB锅炉高温再热器壁温计算验证 |
| 6.7.2 600MW超临界CFB锅炉高温过热器壁温计算结果分析 |
| 6.8 本章小结 |
| 7 全文总结和展望 |
| 7.1 全文总结 |
| 7.2 本文创新点 |
| 7.3 展望 |
| 作者攻读博士学位期间发表的论文 |
| 作者攻读博士学位期间参加的国家级项目 |
| 参考文献 |
（10）聚乙烯气固流化床的基本流动参数的测定（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 目录 |
| 第一章 绪论 |
| 第二章 文献综述 |
| 2.1 前言 |
| 2.2 分布板各性能参数 |
| 2.2.1 分布板的临界压力 |
| 2.2.2 布气临界压降 |
| 2.2.3 稳定性临界压降 |
| 2.2.4 孔数及开孔率的影响 |
| 2.2.5 孔径及孔分布的影响 |
| 2.2.6 孔间距的影响 |
| 2.2.7 分布板厚度的影响 |
| 2.2.8 分布板型式及孔型的影响 |
| 2.3 压力测量 |
| 2.4 声发射检测技术 |
| 2.4.1 声发射技术的发展 |
| 2.4.2 声发射技术的应用 |
| 2.4.3 声信号的分析方法 |
| 2.4.3.1 频谱分析 |
| 2.4.3.2 小波分析 |
| 2.5 压力脉动测量 |
| 2.5.1 最小流化速度的测定 |
| 2.5.2 预测流化床结块故障的预测 |
| 2.5.3 料位检测 |
| 2.5.4 平均粒径 |
| 2.6 流化床的流动模式 |
| 2.7 课题的提出 |
| 第三章 分布板的设计和实验装置 |
| 3.1 分布板的设计 |
| 3.1.1 新型抗沉积分布板的提出 |
| 3.1.2 实验参照分布板 |
| 3.2 实验设计与方案 |
| 3.2.1 实验装置及物料性质 |
| 3.2.1.1 实验装置 |
| 3.2.1.2 物料性质 |
| 3.2.2 声波采样频率选择 |
| 3.2.3 实验方案 |
| 3.2.3.1 摄像法 |
| 3.2.3.2 压降测量 |
| 3.2.3.3 压力脉动测量 |
| 3.2.3.4 声波测量 |
| 第四章 声发射与气固流化床流化速度的实验研究 |
| 4.1 GELDART颗粒类型 |
| 4.2 实验装置和方法 |
| 4.3 起始流化速度的测量 |
| 4.3.1 传统压降法 |
| 4.3.2 压力脉动法 |
| 4.3.3 声发射测量法 |
| 4.3.3.1 声信号的能量及偏差分析 |
| 4.3.3.2 小波分析 |
| 4.3.3.3 小波包分析 |
| 4.4 小结 |
| 第五章 声发射与气固流化床流动模式的实验研究 |
| 5.1 流化床内固体颗粒的流动模式 |
| 5.2 实验装置及方法 |
| 5.3 流化床内颗粒流动模式的测量 |
| 5.3.1 抗沉积分布板 |
| 5.3.2 北欧化工分布板 |
| 5.3.3 齐鲁中试分布板 |
| 5.4.3 改进齐鲁中试分布板 |
| 5.4 气固流化床偏流状况的检测 |
| 5.5 小结 |
| 第六章 声发射与分布板上流化死区的实验研究 |
| 6.1 摄像法检测 |
| 6.2 声发射检测 |
| 6.2.1 薄层实验 |
| 6.2.2 气固流化时分布板死区的声波检测 |
| 6.3 小结 |
| 第七章 声发射与分布板风帽的实验研究 |
| 7.1 单风帽喷射距离的声发射检测 |
| 7.1.1 实验装置和实验方法 |
| 7.1.2 单风帽喷射距离 |
| 7.1.3 声信号测量风帽喷射距离 |
| 7.2 风帽漏料考察 |
| 7.3 小结 |
| 第八章 结论与展望 |
| 8.1 结论 |
| 8.2 建议与展望 |
| 主要符号说明 |
| 致谢 |
四、气固流化床内颗粒的内循环特性的研究（论文参考文献）
- [1]流化床内流动、混合与反应的多尺度模拟研究[D]. 胡陈枢. 浙江大学, 2019(03)
- [2]基于计算颗粒流体动力学的流化床气固两相流场特性分析[J]. 贾文广,程爱平,孔祥鑫,王凯,李庆领. 机械制造, 2018(04)
- [3]内循环流化床固体循环流动特性的数值模拟[D]. Hassan Muhammad. 哈尔滨工业大学, 2017(01)
- [4]差速循环流化床内流动特性的数值模拟[D]. 王庆功. 哈尔滨工业大学, 2011(05)
- [5]双组份脉动流化床混合特性的模拟研究[D]. 彭巧云. 天津科技大学, 2011(04)
- [6]油页岩循环流化床流动及燃烧的数值模拟研究[D]. 冯军涛. 东北电力大学, 2011(11)
- [7]脉动流化床混合与分离特性的实验研究[D]. 胡娅君. 天津科技大学, 2010(04)
- [8]一种环型放射状流化床膜制氢反应器传热特性研究[J]. 费广平,彭昂,解东来,李瑞军. 现代化工, 2009(09)
- [9]600MW超临界循环流化床锅炉设计关键技术研究[D]. 张彦军. 浙江大学, 2009(01)
- [10]聚乙烯气固流化床的基本流动参数的测定[D]. 徐显骏. 浙江大学, 2007(02)