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气固两相湍流模型的分类对两相流的研究有两种不同的观点：一是把流体作为连续介质，在欧拉坐标系内加以描述，而把颗粒群作为离散体系，在拉氏坐标系内加以描述；而另一是除了把流体作为连续介质外，还把颗粒群当作拟连续介质或拟流体，两相在空间共存和互相渗透，两相都在欧拉坐标系内加以描述。
不同观点描述两相流所得数学模型也不同，目前常用的模拟模型有：单流体模型（无滑移模型）、小滑移模型、双流体模型（多流体模型或滑移－扩散的多连续介质模型）、颗粒轨道模型。
单流体模型把单相流体力学概念直接推广到两相流中，把含有颗粒群流体看成一个单一的流体，提出了一种模拟气粒两相流动简化模型，即单流体模型或无滑移模型。
与单相流体流动方程相比，单流体模型仅增加了几个颗粒相连续方程（类似于气相组分扩散方程），并在气相方程中增加了颗粒源项，因此该模型相当简单。
该模型的主要优点是处理方法简单，计算方便。
其缺点是未考虑颗粒相及气相之间的阻力作用（即假设气体与颗粒之间无速度和温度滑移），以及认为颗粒扩散系数和气体扩散系数相等，与实际的气固两相流动情况差异很大，故目前应用的较少。
小滑移模型小滑移模型则是在单流体模型的基础上发展的，在此模型中，或者颗粒相对流体流动的影响被认为是小扰动，或者该影响被完全忽略。
模型中假设颗粒的运动单纯由流体流动引起，流体与颗粒的速度滑移相对于平均流动来说是小量，这一滑移是颗粒扩散的结果。
它考虑了颗粒的滑移并涉及了颗粒和气相间因滑移而引起的阻力，从而增加了颗粒群的动量方程，但求解典型程序仍与无滑移模型相同。
其优点是考虑了颗粒的湍流扩散、湍流粘性以及滑移引起的阻力，相对接近于实际情况。
双流体模型该模型的出发点是把颗粒群和气体都作为连续介质，两者相互渗透组成双流体或多流体系统，在欧拉坐标系下考察气粒两相流动，即欧拉—欧拉模拟湍流两相流动。
近年来双流体模型已用于模拟一维非定常水汽两相流、炮膛内非定常二维湍流气粒两相流、气粒两相射流、有蒸发的液雾气体射流、闭式同轴射流中气体液雾流动与燃烧、带有或不带高速射流的突扩燃烧室中二维及三维湍流回流气粒两相流动和燃烧、四角喷燃炉中三维湍流旋流回流气粒两相流动和流化床中二维气化过程等。
第52卷第4期化工学报Vol.52l4 2001年4月Journal of Chemical Industry and Engineering(China)April2001研究论文气液固三相湍流流动的E/E/L模型与模拟闻建平黄琳周怀于宝田胡宗定(天津大学化工学院,天津300072)摘要采用基于双流体模型与粒子分散模型相结合的方法,建立了一个用于描述气液固三相湍流流动的Eulerian/Eulerian/Lagrangian模型(简称E/E/L模型).在Euler坐标系中考虑了气液两相,利用双流体模型来表述气液两相的相互关系;同时在Lagrange坐标系中考察了颗粒的运动,并把颗粒对气液两相的影响耦合于双流体模型中.以流化床内气液固三相湍流流动为例进行的数值模拟结果与实验结果吻合良好.所提出的模型及其模拟具有很好的准确性和可靠性,为研究气液固三相湍流流动提供了一种新的途径.关键词气液固三相E/E/L模型模拟流化床中图分类号TQ021文献标识码A文章编号0438-1157(2001)04-0343-06引言伴有传热、传质及反应的气液固三相流动是化工装置中的基本现象.三相流动由于其复杂性,一直是化工过程领域中困难又急需解决的关键问题之一.近几年来,随着计算机技术的发展,部分研究者开始尝试利用数值模拟的手段对气(G)、液(L)、固(S)三相流动进行模拟计算.研究三相流流动问题远比研究单相流体及两相流体的流动复杂得多,其主要困难在于相与相之间质量、动量和能量的相互作用、相互耦合关系十分复杂,难以精确描述.罗运柏等[1]及Wen Jianping 等[2]采用拟均相的处理方法,把固相看成液体的一部分,把气液双流体模型应用于G-L-S三相流动,并引入有效性质加以修正.但这些模型无法准确地描述三相流动中相与相之间相互耦合的复杂关系.而Mitra-Majumdar等[3]把G-L-S三相分别看成3种可以相互渗透的流体,提出了三流体模型,该模型虽比双流体模型较合理地考虑了气液固三相之间的相互作用,但在对固相进行流体化处理时,仍对固相黏度进行了经验化处理,并且这种处理与固体粒子分散性的本质特点相违背.Li Y和Fan L S等[4]则仅对G-L-S三相流化床内气泡尾涡的运动进行了数值模拟.总之,目前对G-L-S2000-03-24收到初稿,2000-10-24收到修改稿.联系人及第一作者:闻建平,34岁,男,博士,副教授.基金项目:国家自然科学基金(No.29706006)和中石化集团公司科技开发中心资助项目(No.X598021).三相湍流局部、微观流动的模型及其模拟精确、定量研究在国内外尚未见报道.本文将采用在Euler坐标系中考虑气液两相,利用双流体模型来表述G-L两相的相互耦合;同时在Lagrange坐标系中考察颗粒的运动,把颗粒对G-L两相的影响耦合于双流体模型中,提出Eulerian/Eulerian/La grangian模型(简称E/E/L模型),并采用天津大学胡宗定等[5]提供的G-L-S 三相流化床内局部流动特性参数的实验数据对本文所提出的模型及其模拟进行验证.1E/E/L模型在假设液体、气体为连续相,固体粒子为分散相的前提下,根据质量、动量和能量衡算原理,基于双流体模型与粒子分散模型相结合,在Lagrange 坐标系中模拟颗粒相,而在Euler坐标系中利用双流体模型来描述三相流中颗粒作用下的气液两相流流动,提出了G-L-S三相湍流流动的E/E/L模型.1.1分散粒子的处理方法采用Cundall和Strack[6]提出的分散单元法模型(distinct element method,DEM)描述G-L-S三相流中固体粒子复杂的运动状况,即根据牛顿第二定律来描述粒子的运动规律.在任何时刻t,粒子的运动方程可表示为m id v id t=f d l,i+f dg,i+E N j=1(f n,ij+f t,ij)+f b,i+m i g(1)式中f d l,i和f dg,i分别表示气体和液体作用于i固体粒子上的曳力,f n,i j和f t,ij分别为i和j粒子碰撞的法向作用力与切向作用力,f b,i为i粒子所受的浮力.f b,i可表示为f b,i=Q l V p,i g(2)式中V p,i为i粒子的体积.f d l,i可用液固之间的相对速度来表示f d l,i=C d,l P d2p4Q l|u l-v i|(u l-v i)/2(3)式中u l为液相局部速度,C d,l为液相与粒子之间相互作用的曳力系数,是局部液含率R c和固体粒子Reynolds数的函数,可用Wen和Yu[7]所给的关系式计算C d,l=24R c l-4.7Re p l(1+0.15Re0.687p l)(Re p l<1000)0.44R c l-0.47(Re p l[1000)(4)其中Re p l=|u l-v i|d p Q lL lf dg,i可用气泡尾涡和粒子之间的相互作用力来表示f d g,i=P d2p,i4R c g k o C d,g Q l|u g-v i|(u g-v i)(5)k o为量纲1的尾涡参数,可用Chern等[8]所给的关系式计算k o=0.398u0.246l u-0.646g(6)C d,g为气泡尾涡与粒子之间相互作用的曳力系数[9]C d,g=11+1.147Re-2.876p l d p2R-4.0(7)对于粒子之间相互作用力,可用i和j粒子碰撞的f n,i j与f t,ij来表达,其大小采用Cundall和Strack[6]提出的方法计算.1.2受固体粒子影响的气液双流体模型在现有G-L两相流双流体k-E模型的基础上,推导出考虑固相作为分散相对气相和液相产生影响的G-L两相双流体模型.其通式可表示为9(R c k Q k U k)9t+9(R c k Q k u kj U k)9x j=99x j R c k#U k9U k9x j+99x j U k D U k9R c k9x j+S U k+I U k+S c U k(8)式中下标j表示空间坐标,S c Uk为粒子与流体间作用源项,详见表1.1.3相间耦合1.3.1气液相间的动量传递气液相间的动量传递以相间相互作用力表达,包括相间曳力、Magnus 力、虚假质量力、Saffman力等,在本文模型中仅考虑曳力、Magnus力,其他力相对较小可忽略.气液两相的相间曳力,为了简化一般表示为F l=-F g=C f R c l R c g(u g-u l)(9) C f是相间摩擦系数,采用Mitra-Majumdar等[3]提出的表达式C f=0.75C d|u g-u l|R c g Q l/ d b(10)式中C d=24Re g l+5.48Re0.587g l+0.3Re g l=Q l d b|u g-u l|L l气泡在一个非均匀流场中运动时,由于自身的运动将在垂直于主流方向上产生一个径向升力,即Magnus力,一般模化为[10]L l=-L g=0.75R c l R c g Q l(u lr-u g r)9u lr9x(11) 1.3.2气固、液固相间的动量传递控制体积内所有固体粒子对气相、液相的作用力项为f k=ENci=1B k(v i-u k)(12) B k为气固或液固动量转化系数,当R c k<0.8时,可由著名的Ergun公式[11]得到Bk=150(1-R c k)2R c kL kd2p+1.75(1-R c k)Q kd p|u k-v i|(13)而当R c k\0.8时,用Wen和Yu[7]提出的关系式计算B k=34C d,kR c k(1-R c k)d pQ k R c-2.36k|u k-v i|(14) 1.3.3相间湍流相互作用在G-L-S三相流中,由于气泡的曳力作用、尾涡脱落、破碎等因素,均会使液相湍流加剧,这种由于气泡存在而导致的湍流,称为气泡诱发湍动(bubble-induced turbulence)[12],用P b表达.在二维情况下可表示为P b=0.53[F lx(u g x-u lx)+F lr(u g r-u lr)](15)固体粒子对液相湍动的影响用固体湍动生成项G p 来表示G p=ENci=1f d l,i(u l-v i)(16)1.4数值求解本文模拟对象为文献[5]实验中的G-L-S 三相流化床反应器,直径0.284m,高2.4m.气相为空气,液相为水,粒径和密度分别为1.0@10-3 m及2406.5kg#m-3的玻璃球作为固相,全塔平均R c s为34%.#344#化工学报2001年4月Table1Governing equationsPhas es Equations t U k#U k D Uk SUkI UkS c Ukliquid phas econtinuity010Le,lPr k99z D U l9R cl9z+9r9r rD U l9R cl9r00z-mo mentum0u lx L e,lL e,lPr k-R c l9p9z+Q l g+99z R c l#U l9u lz9z+9r9r rR c l#Ul9ulr9z+99z u lz D U l9R cl9z+9r9r ru lz D U l9R cl9zF lz f lzr-mo mentum0u lr L e,lLe,lPr k-R c l9p9r+99z R c l#U l9ulz9r+9r9r rR c l#Ul9ulr9r+99z u lr D U l9R cl9r+9r9r ru lr D U l9R cl9r)F lr+F l f lrkinetic energy0Ku e,lPr k0R c l(G T-Q l E)R c l P b R c l G p turbulent diss ipation0ELe,lPr E0R c lEK(C l G T-C2Q l E)R c lEKC l P b R c lEKC l G pgas phas econtinuity010L e,gPr k99z D U g9R cg9z+9r9r rD U g9R cg9r00 z-mo mentum0u g z L e,gL e,gPr k-R c g9p9z+Q g g+99z R c g#U g9u g z9z+9r9r rR c g#Ug9u g r9z+99z u g z D U g9R c g9z+9r9r ru g z D U g9R c g9zF g z f g z r-mo mentum0u gr L e,gL e,gP rE-R c g9p9r+99z R c g#U g9ug z9r+9r9r rR c g#U g9ug r9r+99z u g r D U g9R cg9r+9r9r ru g r D U g9R cg9rF g r+L g f g rL e,k=L k+L T,k,L T,l=0.09Q l k 2E,L T,g=Q g LT,l QlT2pC1=1.44,C2=1.92,P rk =1.0,P rE=1.3,T p=1.0G T=L T,l29ulz9z2+9ulr9r2+u lrr2+9ulr9z+9ulz9r21.4.1计算域和边界条件因流化床内的流体流动具有轴对称性,故取对称轴截面的一半为计算区域.(1)入口边界条件,采用实验值为入口条件K k,in=0.003u2k(17)E k,in=0.09K 3/2 k,in0.03W/2(18)(2)壁面边界条件,在壁面上取不渗透及非滑移为边界条件,因而此处各相速度为零.对靠近壁面的第1个网格点,采用壁面函数方法处理.(3)轴对称线(r=0)处边界条件9ug9r=9ul9r=9us9r=9K9r=9E9r=0(19)9R c g9r=9R c l9r=9R c s9r=0(20)v g=v l=v s(21)(4)出口边界,设定出口处气液各参量均充分发展,即9u kx9x=9u kr9x=9K k9x=9E k9x=0(22)1.4.2数值求解方法采用基于求解双流体模型I PSA(interphase-slip-algorithm)算法和求解粒子分散模型PSIC(particle-source-in-cell)算法相结合#345#第52卷第4期闻建平等:气液固三相湍流流动的E/E/L模型与模拟的三相耦合算法,对G-L-S 三相湍流过程局部流动性能进行数值模拟.2 模型验证应用本模型模拟得到的局部R c g 、局部R c s 和u lz模拟值与文献[5]中的实验值进行了比较,其结果如图1~图9所示.从这些图中不难看出:模拟值与其相应的实测值吻合较好,其中局部R c g ,90%以上的数据点都在?20%的误差范围之内,平均误差为10.4%;局部R c s ,85%以上的数据点都在?20%的误差范围之内,平均误差为15.3%;Fig.1 Effect of superficial gas velocity on local gas holdup(U l 0=2.105@10-2m #s-1)U g0@102/m #s -1:p1.204;o2.408;v4.093;@ 6.077Fig.2 E ffect of superficial liquid veloci ty on local gas holdup(U g0=2.450@10-2m #s -1)U l 0@102/m #s -1:p2.105;o2.806;v3.596;@4.648Fi g.3 Comparison between experimental data and simulated results of local gas hold upu l z ,85%左右的数据点都在?20%的误差范围之内,平均误差为20.5%.同时实验和模拟也得出了以下相同的结果.(1)G-L-S 三相流化床中的局部R c g 在径向上是不均匀分布的,在塔中心处为最大,塔壁处最小.随着表观气速的增加,局部R c g 也随之增大,且其径向分布更加明显.局部R c g 随着表观液速的增加而减小.(2)局部R c s 在塔中心处的值最小,塔壁处最大.随着表观气速的增加,局部R c s 的径向分布更加明显.局部R s c 随着表观液速的增加而减小.Fig.4 Effect of superficial gas velocity on local solid holdup(U l 0=2.105@10-2m #s -1)U g 0@102/m #s -1:p1.204;o2.408;v4.093;@ 6.077Fig.5 Effect of superficial liquid velocity on local solid holdup(U g0=2.450@10-2m #s -1)U l 0@102/m #s -1:p2.105;o2.806;v3.596;@4.648Fi g.6 Comparison between experimental data and simulation results of local solid holdup#346# 化 工 学 报 2001年4月Fi g.7 Effect of superficial gas velocity on local axial liquid velocity(U l 0=2.105@10-2m #s -1)U g0@102/m #s -1:p1.204;o2.408;v4.093;@ 6.077Fig.8 Effect of superficial liquid velocity on local ax ial liquid velocity(U g0=2.450@10-2m #s-1)U l 0@102/m #s -1:p2.105;o2.806;v3.596;@4.648Fi g.9 Comparison between experimental data and simulated results of local axial liquid velocity(3)G-L-S 三相流化床中局部u lz 在径向上是不均等分布的,在塔中心处为最大,塔壁处最小,在一定的条件下靠近塔壁处的液速还会出现负值,产生回流现象.随着表观气速的增加,局部液相轴向速度增大,而且其径向分布更明显.而局部液相轴向速度在本文所讨论的大塔径流化床中随液体表观速度的变化不大.通过对G-L-S 三相流化床反应器中局部R g c 、局部R s c 和局部u lz 的实验验证表明,本文所提出的E/E/L 模型及其模拟具有很好的准确性和可靠性,完全可用于模拟G-L-S 三相流化床内的局部流动性能,这对于进一步揭示G-L-S 三相流化床反应器内的局部流动性能及其过程模拟预测放大、设计均具有十分重要的理论意义.3 结 论(1)基于双流体模型与粒子分散模型相结合的方法,建立了一个用于描述气液固三相湍流流动的Eulerian/Eulerian/Lagrangian 模型(简称E/E/L 模型);(2)以流化床内G-L-S 三相湍流流动为例,进行的数值模拟结果与实验结果吻合良好,证明所提出模型及其模拟结果的有效性,为研究G-L-S 三相湍流流动提供了一种新的途径.符号说明C d )))曳力系数D U )))由于流体速度脉动和相含率脉动的相互作用所产生的相扩散系数,kg #m -1#s -1d )))直径,mF k )))气液之间的曳力,kg #m -2#s -2f k )))控制体积内所有固体粒子对气相或液相的相间作用力,kg #m -2#s -2G P )))固体粒子引起的液体湍流动能生成项,kg #m -1#s -3G T )))湍流动能生成项,kg #m -1#s -3g )))重力加速度,m #s -2H )))塔高,mI U k)))气液两流体之间相互作用能的源项,k g #m -1#s -3K )))液体湍流动能,m 2#s-2L k )))径向升力即Magnus 力,kg #m -2#s -2N )))与i 粒子发生碰撞的粒子总数N c )))控制体积内的粒子总数P b )))由于气泡存在而产生的液体湍流动能,k g #m -1#s -3Pr )))湍流Prandtl 数p )))压力,Pa R )))塔半径,m R c )))局部含率,m R k c )))k 相局部含率Re g l )))气泡在液体中的局部流动Reynolds 数Re p l )))固体粒子在液体中的局部流动Reynolds 数r )))径向距离,mS,S c )))分别为流体内部能的源项和相间能的源项,kg #m -1#s -3#347# 第52卷第4期 闻建平等:气液固三相湍流流动的E/E/L 模型与模拟t )))时间,sU k 0,u k )))分别为k 相的表观流动速度和局部流动速度,m #s -1v i )))粒子局部流动速度,m #s -1W )))塔进口宽度,m #)))扩散系数,kg #m -1#s-1E )))湍流动能耗散率,m 2#s-3L ,L e ,L T )))分别为黏性系数、有效黏性系数、湍流黏性系数,Pa #s Q )))密度,kg #m -3U k )))所求问题的因变量下角标b )))气泡d )))曳力g,k ,l ,s )))分别为气相、某相、液相和固相n,r ,t,z )))分别为法向分量、径向分量、切向分量和轴向分量p )))粒子E )))湍流动能耗散率References1Luo Yunbai(罗运柏),Wen Ji anping(闻建平),Hu Zongdi ng(胡宗定).Che mical Reac tion Enginee ring and Te chnolo gy (化学反应工程与工艺),1998,14(1):106)1102Wen J P,Xu S.Che m.Eng.J.,1998,70(1):81)843M i tra-M ajumdar D,Farouk B,Shah Y T.Chem.Eng.Sci.,1997,52(24):4485)44974Li Y,Zhang J,Fan L S.Che m.Eng.Sc i.,1999,54:5101)51075Hu Zongding(胡宗定),Yu Baotian(于宝田).J.Chem.Ind &Eng.(China )(化工学报),1988,39(2):153)1616Cundall P A,Strack O D L.Geotec hnique ,1979,29(1):47)657Wen C Y,Yu Y H.Chemical Enginee ring Progress Symosium Series ,1996,62(62):100)1088Chern S H,Fan L S,Muroyama K.AIChE 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solution techniques,the program of simulating gas-liquid-solid local flow was achieved.The predic ted results of local gas holdup and local solid holdup as well as local axial liquid velocity a greed well with the e xperimental data in gas-liquid-solid three-phase fluidized bed,and the applicability and reliability of this model were validated.Keywords gas-liquid-solid three-phase,E/E/L model,simulation,fluidized bedReceived date:2000-03-24.Corresponding auth or:WEN Jianping.Found ation item:s upported by the National Natural Science Foundation of Chi na(No.29706006)and SINOPEC(No.X 598021).#348# 化 工 学 报 2001年4月。
颗粒间碰撞对槽道湍流中颗粒聚集效应的影响研究崔元凯;张欢【期刊名称】《力学学报》【年(卷),期】2024(56)2【摘要】颗粒两相湍流广泛存在于自然现象和工业流动中,与人们的生活和生产活动息息相关.通常情况下,当颗粒的体积分数小于O(10^(-4))时,颗粒间的碰撞效应被忽略.一些研究发现,在颗粒两相壁湍流中,即使在低体积分数情况下,由于湍泳和倾向性聚集会导致颗粒局部浓度较高,颗粒间的碰撞频繁发生.然而,已有结果大多针对均匀各向同性湍流或采用大涡模拟的研究手段,尚缺少关于颗粒两相槽道湍流的直接数值模拟研究,颗粒间碰撞对颗粒聚集程度和形态影响的定量规律仍不清楚.文章基于欧拉-拉格朗日点颗粒框架,在摩擦雷诺数为Re_(τ)=180的条件下,采用直接数值模拟探讨了有/无颗粒间碰撞时水平槽道湍流中双分散颗粒聚集模式的差异.算例的颗粒平均质量分数为Φm~O(1),因此模型中还考虑了颗粒对流场的反馈作用.研究发现,颗粒间碰撞驱使近壁颗粒向槽道中心迁移,导致颗粒平均浓度的壁法向廓线变得十分平坦,抑制了壁湍流中颗粒的湍泳现象.同时,颗粒间碰撞导致颗粒在与壁面平行的水平薄层内更加均匀地分布.特别是在黏性底层内,各向异性的颗粒条带结构完全消失.这些结果表明,颗粒间碰撞显著抑制了水平槽道湍流中颗粒的湍泳和近壁区的倾向性聚集现象.【总页数】12页(P365-376)【作者】崔元凯;张欢【作者单位】兰州大学湍流−颗粒研究中心;兰州大学西部灾害与环境力学教育部重点实验室;兰州大学土木工程与力学学院【正文语种】中文【中图分类】O359【相关文献】1.稀疏气固两相槽道湍流中颗粒受力的理论和数值分析2.颗粒间碰撞对气固两相流中细长颗粒流化取向分布的影响3.静电力对槽道湍流中热颗粒分布和相间能量输运的影响4.火焰场纳米颗粒间长程相互作用对碰撞率增强效应的研究因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
稠密颗粒射流撞壁和撞击过程颗粒流动行为研究一、引言稠密颗粒射流在工程和科学领域中具有广泛的应用，包括矿山开采、土壤力学、地震工程、振动筛分、粉体技术等。
在这些领域，对稠密颗粒射流的撞壁和撞击过程颗粒流动行为进行研究对于提高工程效率、确保工程安全性至关重要。
本文旨在通过对稠密颗粒射流的撞壁和撞击过程的研究，探讨颗粒流动行为，并为工程实践提供有价值的参考。
二、稠密颗粒射流的形成和特性1. 稠密颗粒射流的形成：稠密颗粒射流是由大量颗粒在流体的作用下形成的一种特殊流动状态。
它通常在颗粒物料的输送过程中出现，比如在物料的卸料、输送、堆积等过程中。
2. 稠密颗粒射流的特性：稠密颗粒射流在运动过程中呈现出高速度、高密度、高流量的特点，同时也存在着严重的撞击和磨损问题。
对稠密颗粒射流的撞壁和撞击过程的研究具有重要的意义。
三、稠密颗粒射流的撞壁和撞击过程1. 撞壁过程：稠密颗粒射流在撞击壁面时会产生强烈的冲击力，从而引起颗粒的破碎和运动。
这种过程是一个极为复杂的颗粒-壁面相互作用过程，需要综合考虑颗粒间的相互作用力、颗粒与壁面之间的接触力以及颗粒的形变等因素。
2. 撞击过程：稠密颗粒射流的撞击过程会导致颗粒的间接触，从而影响颗粒的流动状态和排列密度。
撞击过程中，颗粒之间的作用力将直接影响颗粒的运动和排列，而这又将反作用于射流的喷射速度和流动形态。
四、颗粒流动行为的研究成果和应用1. 颗粒流动行为的研究成果：近年来，对稠密颗粒射流的撞壁和撞击过程的研究取得了诸多成果，包括颗粒流动的数值模拟、实验研究、理论分析等方面。
这些研究成果深刻揭示了颗粒流动行为的规律和机制，为相关工程实践提供了重要的理论支撑。
2. 应用前景：研究表明，对稠密颗粒射流的撞壁和撞击过程的深入理解可以为工程实践提供重要的参考。
比如在矿山开采中，通过优化装载设备的设计和操作，可以减少射流对设备的磨损；在土壤力学中，可以改进土壤输送系统，提高输送效率和避免结构破坏等。
FCC沉降器粗旋风分离器的料腿泄气率刘书贤;孙国刚;付烜;时铭显【摘要】在粗旋冷态模型实验基础上,采用FLUENT 6.2流体力学计算软件对FCC 沉降器粗旋内部的两相流动进行数值模拟,针对稀、密相流动分别采用颗粒随机轨道模型和双流体模型,探讨了气速、气体物性和固相颗粒浓度对FCC沉降器粗旋料腿泄气率的影响规律.结果表明,气速和固相颗粒浓度升高均导致粗旋料腿内外压差增大,料腿泄气率随之增大.随固相颗粒浓度增大,料腿泄气率上升的趋势先急后缓,与其固相颗粒浓度-压降关系相对应,料腿泄气率-固相颗粒浓度曲线和压降-固相颗粒浓度曲线显示的转折点质量浓度均为0.8 kg/m3;固相颗粒浓度对料腿泄气率的影响存在着2种作用机制,即下行颗粒群对气体的夹带作用和颗粒在粗旋内壁形成的不断增厚的灰层对气体实际流通横截面积的缩减作用.气体密度的增大会导致料腿泄气率增大;黏度增加在削弱气流的旋转能量的同时,增加了升气管短路流率,对料腿泄气率的增加具有正反两方面作用.综合操作参数、气体物性和结构尺寸等因素的影响,回归得到FCC沉降器粗旋料腿泄气率表达式.【期刊名称】《石油学报（石油加工）》【年(卷),期】2011(027)001【总页数】7页(P62-68)【关键词】粗旋;气速;固相浓度;料腿泄气率【作者】刘书贤;孙国刚;付烜;时铭显【作者单位】中国石油大学,重质油国家重点实验室,北京,102249;中国石油大学,重质油国家重点实验室,北京,102249;中国石油大学,重质油国家重点实验室,北京,102249;中国石油大学,重质油国家重点实验室,北京,102249【正文语种】中文【中图分类】TQ021.1流化催化裂化(Fluidized catalytic cracking,简称FCC)工艺沉降器内粗旋风分离器(简称粗旋)的升气管和料腿都敞开在同一沉降器空间内,同时排出油气和催化剂。
粗旋运行时,若大量高温油气经料腿末端排出,在沉降器大空间内缓慢上升或滞留,则油气会继续转化,导致目的产物产率下降,并在沉降器内部死区或尖角处结焦,给炼油厂带来经济损失的同时,也为炼油装置的安全、长周期运行造成隐患。
硕士学位论文MASTER DISSERTATION电动流体中颗粒与壁面相互作用模型的研究An Investigation on Modeling of the Particle-wall Interactionsin Electrokinetic Flow作者盛冰莹导师张凯副教授学科测试计量技术及仪器中国计量学院二〇一五年三月中图分类号O361.4 学校代码10356 UDC532 密级公开硕士学位论文MASTER DISSERTATION电动流体中颗粒与壁面相互作用模型的研究An Investigation on Modeling of theParticle-wall Interactionsin Electrokinetic Flow作者盛冰莹导师张凯副教授申请学位工学硕士培养单位中国计量学院学科专业测试计量技术及仪器研究方向流体检测与仿真二〇一五年三月An Investigation on Modeling of the Particle-wall Interactionsin Electrokinetic FlowByBingying ShengA Dissertation Submitted toChina Jiliang UniversityIn partial fulfillment of the requirementFor the degree ofMaster of EngineeringChina Jiliang UniversityMarch, 2015独创性声明本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的研究成果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得中国计量学院或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。
与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。
学位论文作者签名：签字日期：年月日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解中国计量学院有关保留、使用学位论文的规定。
颗粒流撞击壁面的离散元模拟沈文君;袁健【期刊名称】《机电工程》【年(卷),期】2012(029)011【摘要】为了解决催化裂化装置中催化剂颗粒的磨损、撞碎等问题,首要解决催化剂颗粒的运动特性问题,为此将离散元数值模拟的技术应用到催化剂颗粒撞击壁面的模型中,简化了催化剂颗粒撞击壁面的模型为颗粒流撞击壁面模型,开展了颗粒流撞击壁面的离散元分析;建立了颗粒流中随机标记颗粒的速度与时间、位移与时间的关系,及整个颗粒流的动能与时间的关系;追踪了标记颗粒的运动轨迹,解释了颗粒流撞击壁面产生不规则分布的原因;提出了分段区间随机取样求得壁面平均应力的方法,在不同入射速度下对壁面产生的平均应力大小进行了对比分析.研究结果表明,入射颗粒流的速度对壁面应力的影响呈不稳定性,不同的入射速度影响壁面的平均应力大小,且在一定范围内入射速度越大,壁面的应力越大.【总页数】4页(P1247-1250)【作者】沈文君;袁健【作者单位】浙江工业大学特种装备制造与先进加工技术教育部/浙江省重点实验室,浙江杭州310032;浙江工业大学特种装备制造与先进加工技术教育部/浙江省重点实验室,浙江杭州310032【正文语种】中文【中图分类】TQ460.35;O242;TH117【相关文献】1.滑坡-碎屑流冲切铲刮效应的颗粒离散元模拟 [J], 陆鹏源;杨兴国;邵帅;张仕林;周家文2.催化剂颗粒撞击壁面的有限元分析 [J], 刘冬玉;周迪峰3.基于有限元法催化剂颗粒撞击壁面的数值模拟 [J], 袁健;沈文君4.撞击流法制备超细HMX中撞击压力和次数对颗粒度的影响 [J], 何得昌;陈潜;谭崝5.稠密颗粒射流撞击壁面颗粒膜表面波纹特征∗ [J], 钱文伟;李伟锋;施浙杭;刘海峰;王辅臣因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
