第26卷第1期動(dòng)力工程2006年2月of power en文章編號(hào):10006761(2006)01-13506噴嘴位置對(duì)新型水煤漿氣化爐內(nèi)流場(chǎng)的影響于海龍,劉建忠2,張桂芳,岑可法2(1.中原工學(xué)院能源與環(huán)境學(xué)院,鄭州450007;2浙江大學(xué)能源潔凈利用與環(huán)境工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,杭州310027)摘要:為了考察氣化爐爐側(cè)噴嘴入射角對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)分布、壓力分布和顆粒濃度分布的影響,對(duì)種600kg/h的新型水?huà)r漿氣化爐爐內(nèi)三維流場(chǎng)進(jìn)行了冷態(tài)數(shù)值模擬。結(jié)果表明,噴嘴距氣化爐頂部0.9m時(shí),氣化爐爐內(nèi)流場(chǎng)分布最合理,壓力分布和顆粒濃度分布最均勻。分析結(jié)果為氣化爐的設(shè)計(jì)和運(yùn)行提供了參考。圖6表1參5關(guān)鍵詞:工程熱物理;氣化爐;水煤漿;三維流場(chǎng);數(shù)值模擬中圖分類(lèi)號(hào):TQ534.4文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:AEffect of NozZles Position on the flow Field in aNew Type Coal Water Slurry GasifierYU Hai-long, LU Jian-zhong, ZHANG Gui-fang, CEN Ke-fa(1. School of Energy Environment, Zhongyuan University, Zhengzhou 450007,China2. National Key Lab. of Clean Energy and Environment Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China)Abstract: For the purpose of clarifying the effect of injection angles of gasifier furmace s side nozzles on the flow fieldpressure distribution and particle concentration, a cold state numerical simulation study of the 3-dimensional flow field ina 600 kg/h new type coal water slurry gasified has bducted. Results show that, with the nozzles positioned 0.9mbelow the furnaces top, the flow field distribution gets most rational, pressure and particle concentration distribution alsomost uniform. The analysis results may serve as a reference for designing and operation of gasifiers. Figs 6, Table 1 andrefs 5Keywords: engineering thermophysics; gasifier; coal water slurry 3-D flow field; numerical simulation鑒于水煤漿氣化爐內(nèi)湍流流場(chǎng)和顆粒濃度分布的復(fù)雜性,也為了更加直觀地描述和了解氣化爐內(nèi)1數(shù)值模擬的控制流場(chǎng)分布和顆粒濃度分布狀態(tài),分析并借鑒前人的1.1物理模型的描述研究成果1,對(duì)新型水煤漿氣化爐進(jìn)行了冷模數(shù)本章進(jìn)行數(shù)值模擬的物理模型為600kg/h的新值模擬計(jì)算,以期獲得噴嘴位置對(duì)爐內(nèi)流場(chǎng)和顆粒型水煤漿氣化爐爐內(nèi)三維空間。氣化爐內(nèi)徑為0.5濃度分布的影響規(guī)律,為水煤漿氣化爐的開(kāi)發(fā)和設(shè)m,凈高1.5m,高徑比為3(圖1)。計(jì)找到了更加便捷和有效的方法此模型對(duì)實(shí)際氣化爐進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化處理,將爐膛兩端對(duì)流場(chǎng)影響較小的圓角部分去掉,而將收稿日期:2005-0905氣化爐視為一個(gè)圓柱狀,這樣就簡(jiǎn)化了模型網(wǎng)格劃基金項(xiàng)目:國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助(2004c21701)分的麻煩和限制,而對(duì)實(shí)際數(shù)值模擬又不致產(chǎn)生較作者簡(jiǎn)介:于海龍(1975-),男,吉林人,博上,副教授。主要從事水煤漿氣化爐、CFB鍋爐燃燒和污染物排放控制研究大的影響。物理模型決定以后,利用四面體和六面體對(duì)此模型進(jìn)行了混合網(wǎng)格劃分。136動(dòng)力工程第26卷一四面噴嘴入口與連續(xù)相的體積比小于01,流體顆粒的兩相運(yùn)動(dòng)為稀疏懸浮流動(dòng),這就涉及到流體粒子的兩相流問(wèn)題,由于加入的示蹤顆粒很少,其對(duì)連續(xù)相流場(chǎng)的影響極少,若只考慮連續(xù)相對(duì)示蹤顆粒的影響而忽略爐腔側(cè)面入口位置爐側(cè)面斜阿入口示蹤顆粒對(duì)連續(xù)相流場(chǎng)的影響,這樣連續(xù)相的控制方程不變,只需求解顆粒相的運(yùn)動(dòng)方程即可求得流圖1數(shù)值模擬計(jì)算的物理模型Fig 1 Physical model for numerieal simulation calculation場(chǎng)內(nèi)三維顆粒濃度的分布。在計(jì)算時(shí)忽略顆粒間的相互作用,而只考慮連續(xù)相以及自身重力、附加質(zhì)量1.2連續(xù)相三維流動(dòng)的描述力和壁面對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)的影響,出于示蹤顆粒是剛性在數(shù)值模擬中,流動(dòng)由質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒方球體,因此與壁面間發(fā)生的是彈性碰撞,做這樣的簡(jiǎn)程描述化處理后,顆粒相的運(yùn)動(dòng)方程可以簡(jiǎn)單的求解質(zhì)量守恒方程的一般形式為在數(shù)值模擬計(jì)算中,可以通過(guò)定義顆粒的初始b+xa(m)+2()=0(1)位置速度、尺寸來(lái)計(jì)算顆粒在連續(xù)相中的分布。依ap a據(jù)對(duì)顆粒物理屬性的定義而確定的顆粒初始條件可動(dòng)量守恒方程為NS方程,其一般形式1為:39+艮ax:)x以用來(lái)初始化顆粒的軌道。當(dāng)顆粒穿過(guò)流體運(yùn)動(dòng)dwi= efi-axt時(shí)顆粒的軌道可通過(guò)當(dāng)?shù)亓黧w作用于顆粒上的各種平衡作用力來(lái)進(jìn)行計(jì)算,可通過(guò)圖形化界面或文m3x(3(2)本界面輸出計(jì)算出的顆粒軌道模擬計(jì)算中采用k粘性湍流流動(dòng)模型,其1.4顆粒的力平衡以張量表示的支配方程的一般形式為:可以通過(guò)積分拉氏坐標(biāo)系下的顆粒作用力微分3(p方程來(lái)求解離散相顆粒(液滴或氣泡)的軌道。顆粒的作用力平衡方程(顆粒慣性=作用在顆粒上的各ak+(3)種力)在笛卡爾坐標(biāo)系下的形式(x方向)為=F(a-4)+5(B2-0)+F,(5)(p)+x-(其中g(shù),為重力加速度,Fn(u-bn)為顆粒的單位質(zhì)量曳力,其中18u cnre式中:p表示混合物的密度;p表示i方向的速度分F量;t為時(shí)間間隔;G,表示由平均速度梯度引起的其中,u為流體相速度,u為顆粒速度,為流湍流動(dòng)能;Cn、C2x.為經(jīng)驗(yàn)常數(shù),[2]分別為Cn=1.體動(dòng)力粘度,p為流體密度,P為顆粒密度,d為顆42、C2,=1.68為模型常數(shù)2;pm為有效粘性,由下粒直徑,Re為相對(duì)雷諾數(shù)(顆粒雷諾數(shù)),C為曳力式定義得出系數(shù),FD為曳力,F為其它作用力4()=1n2,-,cdRe s pd, I up-u I(7)其中;t=pm/;C.≈100;在高雷諾數(shù)下cp =a1+ Re Rea2H=PCn,其中Cn=0.0845對(duì)于球形顆粒,在一定的雷諾數(shù)范圍內(nèi),上式中將以上方程加上邊界上的定解條件,利用有限的為常數(shù)元方法可以求得流場(chǎng)內(nèi)流體運(yùn)動(dòng)的瞬時(shí)解,包括流Cn=2:(1+b,R體運(yùn)動(dòng)的速度分布、壓力分布、湍流強(qiáng)度分布等。64 + Re13流場(chǎng)內(nèi)三維顆粒濃度分布的模擬其中在氣化爐各噴嘴人口處加入示蹤顆粒,示蹤顆b,=exp(23288-6.4581+241862)粒為固定大小的剛性圓球體,顆粒與連續(xù)相(氣相)b2=0.0964+0.55之間沒(méi)惰性顆粒,并且加入示蹤顆粒b、=exp(4.905-13.8944+第1期子海龍,等:噴嘴位置對(duì)新型水煤漿氣化爐內(nèi)流場(chǎng)的影響13718,422242-10.25993)位置b4=exp(1.4681+12.25844在進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算時(shí),除改變爐側(cè)噴嘴入口20.732252+15885543)位置外,其它工況完全一致,具體運(yùn)行工況為:爐側(cè)上式是由文獻(xiàn)[4]得到的。形狀系數(shù)φ的定義噴嘴入口角度為45°,各噴嘴霧化角為30°,爐頂噴嘴如下:出口空氣流速30m/s,爐側(cè)噴嘴出l空氣流速25ms,入爐煤粉顆粒為100φm~160μm,爐頂噴嘴煤粉(11)流量為10.8kg/h,爐側(cè)單只噴嘴煤粉流量為2.7kg其中s為與實(shí)際顆粒具有相冋體積的球形顆粒h,煤粉顆粒隨各噴嘴一同噴射人爐膛,這里的煤粉的表面積,S為實(shí)際顆粒的表面積。顆粒僅為示蹤顆粒,用來(lái)描述爐內(nèi)顆粒濃度分布和對(duì)于亞觀尺度(直徑=1~10μm)的顆粒, Stokes測(cè)試爐內(nèi)顆粒停留時(shí)間,在數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程中不曳力公式是適用的。這時(shí)與氣相發(fā)生任何化學(xué)反應(yīng),為惰性顆粒;為了與后面18C(12)試驗(yàn)測(cè)試相比較,氣化爐內(nèi)壓力采用常壓。對(duì)于冷態(tài)氣化爐,其爐內(nèi)流場(chǎng)分布受壓力影響很小,爐內(nèi)流上式中的系數(shù)C。為 Stokes曳力公式的場(chǎng)分布主要受氣化爐爐型,噴嘴入口位置和角度以Cunningham修正(考慮稀薄氣體力學(xué)的顆粒壁面速及噴嘴入速度、動(dòng)能和噴嘴流量的影響,氣化爐內(nèi)度滑移的修正),其計(jì)算公式為壓力變化很小,類(lèi)似于等壓容器,因此在進(jìn)行數(shù)值模C.=1+-(1.257+0,4c42)(13)計(jì)算時(shí)采用常壓依然能夠很好地反映在高壓情況下氣化爐內(nèi)的流場(chǎng)分布狀況,對(duì)氣化爐的選型并無(wú)其中λ為氣體分子平均自由程。影響。顆粒平衡方程(5)中包含的其它作用力F在2.1對(duì)氣化爐內(nèi)流場(chǎng)分布的影響某些情況下可能很重要。這些“其它”作用力中的最圖2和圖3中(a)、(b)、(c)分別為爐側(cè)噴嘴入重要的一項(xiàng)是所謂的“視質(zhì)量力”(附加質(zhì)量力)。它口位置距氣化爐頂部0.6m、0.75m、0.9m時(shí)氣化是由于要使顆粒周?chē)黧w加速而引起的附加作用爐內(nèi)速度分布等高線圖和速度分布矢量圖。從圖2力。視質(zhì)量力的表達(dá)式為中(a)可以看出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部FIp2(14)0.6m時(shí),爐側(cè)噴嘴射流對(duì)爐頂噴嘴射流的沖擊和截流作用很小,未能發(fā)揮出爐側(cè)噴嘴的作用和優(yōu)勢(shì)當(dāng)ρ>φn時(shí),視質(zhì)量力不容忽視。流場(chǎng)中存在爐頂噴嘴射流在爐側(cè)噴嘴射流未撞擊前就從爐側(cè)噴的流體壓力梯度引起的附加作用力為:嘴射流中間穿過(guò),爐側(cè)噴嘴射流被爐頂噴嘴主射流F(15)擠向爐壁一側(cè)形成了對(duì)爐壁的沖刷。因此,這種流場(chǎng)分布是十分不合理的,所以爐側(cè)噴嘴入口位置從離散相邊界條件:當(dāng)顆粒與壁面發(fā)生碰撞時(shí)將流場(chǎng)分布來(lái)看不能設(shè)在這個(gè)位置。而從圖2和圖3會(huì)發(fā)生下述幾種情況中(b)圖可以看出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂(1)顆粒發(fā)生彈性或非彈性碰撞反射,例如在壁部0.75m時(shí),上述不良現(xiàn)象明顯減弱,爐側(cè)噴嘴射面上;流對(duì)爐頂噴嘴主射流的沖擊和截流作用眀顯增強(qiáng),(2)穿過(guò)壁面而逃逸(顆粒的軌道計(jì)算在此處終并且未出現(xiàn)爐側(cè)噴嘴射流貼壁現(xiàn)象,但是我們卻發(fā)止),例如在流場(chǎng)出口處?，F(xiàn),爐頂噴嘴主射流在未能達(dá)到充分發(fā)展的狀態(tài)下2數(shù)值模擬結(jié)果即與爐側(cè)噴嘴射流撞擊,這樣各噴嘴形成的射流在進(jìn)入氣化爐較短時(shí)間內(nèi)就發(fā)生撞擊,這不利于充分為了確定合適的爐側(cè)噴嘴入口位置,作者對(duì)爐發(fā)揮各噴嘴的優(yōu)良霧化性能。同時(shí)與圖2和圖3中側(cè)噴嘴分別位于距爐頂高度為氣化爐爐體高度(e)相比,由于爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部較40%、50%、60%,即距氣化爐爐頂高度h分別為0.6近,爐頂噴嘴周?chē)纬傻幕亓鲄^(qū)相對(duì)較小,這對(duì)于熱m、0.75m、0.9m時(shí)氣化爐內(nèi)的流場(chǎng)分布、顆粒停留態(tài)運(yùn)行的氣化爐來(lái)說(shuō),如果爐頂噴嘴射流周?chē)亓鲿r(shí)間、顆粒濃度分布等進(jìn)行了冷態(tài)數(shù)值模擬計(jì)算。區(qū)小,則爐頂噴嘴射流對(duì)周?chē)邷責(zé)煔獾木砦繙p從數(shù)值模擬計(jì)算的結(jié)果分析了爐側(cè)噴嘴入口位置對(duì)小,這對(duì)爐頂噴嘴射流和撞擊區(qū)內(nèi)的著火燃燒是不這些因素的影響規(guī)律,得到了最佳的138動(dòng)力工程第26卷應(yīng)當(dāng)適當(dāng)考慮增加爐頂噴嘴射流對(duì)周?chē)邷責(zé)煔獾拈g,為各噴嘴射涴的充分發(fā)展提供了前提條件,又增卷吸作用,而這最直接的方法就是增加回流區(qū)的大加了爐頂噴嘴射流周?chē)亓鲄^(qū)的大小,加強(qiáng)了爐頂小。當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部0.9m時(shí),噴嘴射流對(duì)周?chē)邷責(zé)煔獾木砦饔?增加了氣化爐頂噴嘴射流在剛好達(dá)到充分發(fā)展時(shí)與爐側(cè)噴嘴射爐著火燃燒的穩(wěn)定性。因此,從流場(chǎng)分布效果來(lái)看流相撞,此時(shí)既發(fā)揮了爐頂和爐側(cè)噴嘴的優(yōu)良霧化爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部0.9m時(shí)是相對(duì)比效果,延長(zhǎng)了噴嘴射流在進(jìn)入氣化爐到撞擊時(shí)的時(shí)較理想的。642197542085420892(a)h=0.60m(b)h=0.75m(c)h=0.90m圖2氣化爐內(nèi)速度分布等高線圖Fig 2 Velocity distribution contours in a CWS gasifitcr4219784206531421075420x6532(a)h=0.60mb)h=0.75m(c)h=0.90m圖3氣化爐內(nèi)速度分布矢量圖FiK 3 Vectorgraph of velocity distribution in a Cws gasifier圖4和圖5中(a)、(b)、(e)分別為爐側(cè)噴嘴人效果不明顯,其爐側(cè)噴嘴射流動(dòng)能在未干擾到氣化口位置距氣化爐頂部0.6m、0.75m、0,9m時(shí)氣化爐爐頂部噴嘴射流流場(chǎng)內(nèi)部時(shí)就已消耗殆盡。因此的湍流強(qiáng)度分布和湍流動(dòng)能分布等高線圖。從圖中爐側(cè)噴嘴射流的作用沒(méi)有充分發(fā)揮出來(lái)。而與這種可以看出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部0.6m情況相比,當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部0.75時(shí)氣化爐內(nèi)湍流強(qiáng)度分布和湍流動(dòng)能分布明顯不同m和0.9m時(shí)相對(duì)就好得多,尤其是0.9m時(shí)的情于075m和0.9m時(shí)的情況,爐側(cè)噴嘴射流并沒(méi)有況,充分發(fā)揮了爐側(cè)噴嘴的動(dòng)能,對(duì)爐頂噴嘴射流的影響到爐頂噴嘴射流流場(chǎng)內(nèi)部,由于爐側(cè)噴嘴人口沖擊和截流效果非常明顯,且氣化爐頂部湍流混合距爐頂較近,爐側(cè)噴嘴射流和爐頂噴嘴射流發(fā)生撞強(qiáng)度相對(duì)較高的區(qū)域明顯增加,這從圖5中(c)圖也擊的位置剛好位于爐頂噴嘴射流剛度比較大的位可以明顯的看出。因此從湍流混合強(qiáng)度和湍流動(dòng)能置,因此爐側(cè)噴嘴射流對(duì)爐頂噴嘴射流的沖擊截流分布狀況來(lái)看,爐側(cè)噴嘴λ口位置距氣化爐頂部0.于海龍,等:噴嘴位置對(duì)新型水煤漿氣化爐內(nèi)流場(chǎng)的影響1399m時(shí)是相對(duì)比較理想的,這與前面流場(chǎng)分布得到的結(jié)果相一致。4.2e4.2e+D2383+8(a)h=0.60m(b)h=0.75m(e)h=0.90m圖4氣化爐湍流強(qiáng)度分布Fig 4 Turbulence intensity distribution in a CWS gasifier(a)h=0.60m(b)h=0.75(c)h=0.90m圖5氣化爐內(nèi)湍流動(dòng)能分布Fig 5 Kinetic turbulence etery distribution in a CWs gasifier2.2對(duì)顆粒濃度分布和停留時(shí)間的影晌幾乎均被爐側(cè)噴嘴射流堵截在氣化爐中上部位,而圖6中(a)、(b)、(c)分別為爐側(cè)噴嘴入口位置幾乎沒(méi)有顆粒直接沖向氣化爐底部出口的現(xiàn)象發(fā)距氣化爐頂部0.6m、0.75m、0.9m時(shí)氣化爐的顆生,射流區(qū)和撞擊區(qū)以及回流區(qū)內(nèi)的顆粒濃度分布粒濃度分布。從圖6(a)中可以看出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入差別不大,整個(gè)氣化爐中上部位顆粒濃度分布相對(duì)口位置距氣化爐頂部0.6m時(shí),在射流區(qū)和撞擊區(qū)比較均勻。而當(dāng)爐側(cè)噴嘴人口位置距氣化爐頂部?jī)?nèi)顆粒濃度較高,而且氣化爐內(nèi)顆粒濃度相對(duì)較高0.6m、0.75m時(shí)可以明顯看出,射流區(qū)和撞擊區(qū)內(nèi)的區(qū)域拉得很長(zhǎng),接近氣化爐底部出口為止。這可顆粒濃度明顯高于其它區(qū)域,顆粒濃度分布的不均能是由于爐側(cè)噴嘴射流對(duì)爐頂噴嘴主射流的沖擊截勻性將會(huì)影響氣化反應(yīng)的進(jìn)行,并且為著火帶來(lái)困流效果不好所致,爐頂噴嘴射流中的顆粒直接通過(guò)難,因?yàn)樯淞鲄^(qū)和撞擊區(qū)內(nèi)顆粒濃度相對(duì)過(guò)于集中,爐側(cè)噴嘴射流的中間空隙而沖向氣化爐底部岀口,燃燒所需熱量和氧氣量大幅度增加,而顆粒分布均這就增加了顆?！岸搪贰爆F(xiàn)象的發(fā)生機(jī)會(huì),勢(shì)必會(huì)影勻性較差時(shí)氣化爐內(nèi)的湍流混合程度一定較差。因響顆粒在氣化爐內(nèi)的平均停留時(shí)間。而圖6中(b)、此,從顆粒濃度分布規(guī)律也可以看出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入(c)與圖(a)相比,這種顆粒直接沖向底部出口的現(xiàn)口位置距氣化爐頂部0.9m時(shí),氣化爐內(nèi)的湍流混象明顯減弱,尤其是當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐合程度相對(duì)最高,此時(shí)氣化爐內(nèi)的湍流流場(chǎng)分布最頂部0.9m時(shí),氣化爐頂部噴嘴射流流場(chǎng)內(nèi)的顆粒適合燃燒和氣化反應(yīng)的進(jìn)行。這與前面得到的結(jié)論動(dòng)力工程第26卷也相吻合。432(a)h=0.60m(b)h=0.75m)h=0.90m圖6氣化爐內(nèi)顆粒濃度分布Fig 6 Distribution of particle concentrationg in a CwS gasifier表1不同爐側(cè)噴嘴距爐頂距離下的顆粒平均停留(2)對(duì)不同爐側(cè)噴嘴入口位置情況下氣化爐內(nèi)時(shí)間的流場(chǎng)分布、湍流強(qiáng)度和湍流動(dòng)能分布、顆粒濃度分Tab1 Average lingering time of particles for cases布以及顆粒平均停留時(shí)間等進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算。ornoκ ales positioned at different heights數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果表明:當(dāng)爐側(cè)噴嘴人口位置距氣away from the furnaces top化爐頂部0.9m時(shí)氣化爐內(nèi)流場(chǎng)分布、湍流強(qiáng)度和噴嘴離頂部距離/m湍流動(dòng)能分布相對(duì)最為合理,此時(shí)氣化爐內(nèi)顆粒濃顆粒平均停詡時(shí)間5.5386.927度分布相對(duì)最為均勻,氣化爐內(nèi)顆粒平均停留時(shí)間最長(zhǎng),因此是數(shù)值模擬計(jì)算工況下最理想的爐側(cè)噴表1是不同爐側(cè)噴嘴距爐頂距離下的顆粒平均嘴入口位置。停留時(shí)間分布的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果。從表1中可以看出:其氣化爐內(nèi)顆粒平均停留時(shí)問(wèn)和我們前面分參考文獻(xiàn)析預(yù)測(cè)的結(jié)果吻合良好,隨著爐側(cè)噴嘴距爐頂距離[1?費(fèi)祥麟高等流體力學(xué)M西安:四安交通大學(xué)出版的增加顆粒平均停留時(shí)間增大。顆粒平均停留時(shí)間的增加為煤粉的燃燒、焦炭的氣化還原反應(yīng)的進(jìn)2] Choudhury D. Introduction to the Renormalization Croup行提供了充足的時(shí)間,增加了煤粉的燃盡和焦炭還and Turbulence Modeling Z]. Fluent In原反應(yīng)的進(jìn)行程度,也即增加了煤粉的利用率,進(jìn)而Technical Memorandum TM-107 1993增加了碳轉(zhuǎn)化率的大小提高了氣化爐的經(jīng)濟(jì)運(yùn)行3」 Morsi SA, Alexander A J. An Investigation of Particle性能。Trajectories in Two-Phase Flow Systems[ J]. Fluid Mech1972,55(2):193-208.3結(jié)論[4] Haider A, Levenspiel 0. Drag Coefficient and Terminal實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果吻合良好,證明Powder Technology, 1989, (58): 63-70了該數(shù)值模擬計(jì)算方法是切實(shí)可行的?？傻玫揭韵耓5: Ounis h, Ahmadi G, Mclaughlin J B. Brownian diffusion結(jié)論of Submicrometer Particles in the Viscous Sublayer [JI(1)建立了對(duì)氣化爐內(nèi)流場(chǎng)分布、顆粒濃度分Journal of Colloid and Interface Science, 1991, 143(1)布等進(jìn)行冷態(tài)數(shù)值模擬計(jì)算的物理和數(shù)學(xué)模型,經(jīng)數(shù)值模擬計(jì)算驗(yàn)證,該模型是正確可行的。