外环流反应器的流动与局部传质特性研究

用空气 -水体系 ,表观气速在 0～ 0 .1 1m/s范围内 ,上升管内径为 0 .0 9m、下降管内径为 0 .0 5m、高为 1 .2m的外环流反应器 ,对上升管、下降管和气液分离箱的体积传质系数、气含率与循环液速进行了实验研究。体积传质系数用物理法测定 ,数据用矩分析法处理 ;气含率采用静压差法测量 ;循环液速采用脉冲示踪技术测定。结果表明 ,表观气速小于 0 .0 8m/s时 ,上升管和下降管的体积传质系数随表观气速上升较快 ,且较分离箱的体积传质系数高出近 40 % ,而当表观气速大于 0 .0 8m/s时 ,下降管和气液分离箱的体积传质系数出现极值而后下降。表观气速在 0～ 0 .0 87m/s内 ,进一步测定了气含率与循环液速随表观气速增加而变化的规律 ,得出气含率与循环液速随表观气速的增加而增加的结论。将体积传质系数、气含率和循环液速与表观气速的数据按幂函数关联后 ,计算值与实验值符合较好     

载体内循环膜分离反应器的水力学性质及气液传质特性研究

通过清水实验考察了载体内循环膜分离反应器的水力学性质及气液传质性能.结果表明,在固相含率为2%～8%、液流量为0～16L/h时,反应器达到循环流态化需要的临界气速为6.2～7.7 m/h;投加载体后,气相含率和氧传质系数随着气速的增加而增大,随着固相含率的增加而减小,在固相含率为0～6%、液流量为5.3 L/h、气速为7.5～30.1 m/h时,反应器的气相含率介于0.65%～3.5%之间,氧传质系数在8.32～28.0 h~(-1)之间变化;循环时间和混合时间都随着气速及固相含率的增加而减小,在固相含率为0～6%、液流量为5.3 L/h、气速为3.8～22.6 m/h时,循环时间为2.9-34 s,混合时间为10.2～41.9s.     

气体分布器对内循环三相生物流化床反应器动力学性能的影响

通过实验手段,对3种不同分布器下内循环三相流化床反应器内的气含率εg、内循环液速Uc及体积氧传质系数KLa进行了研究.结果表明:除进气量这一直接因素外,分布器孔径及其分布密度是影响气含率的2个主要因素;相同气量下,微孔分布器有助于获得较高气含率,但气孔分布过于密集(陶瓷分布器)则会使气泡在脱离阶段发生聚并增大,导致气含率降低.循环液速Uc在低气量下(Qg＜ 260 L/h)主要由升降流区的气含率差△εg控制,高气量下则由△εg和回路阻力共同控制;相同气量下,不同分布器对应的循环液速Uc则主要取决于气含率差△εg,分布器对应的△εg较大,其Uc也相应较高.体积氧传质系数KLa随进气量增加而增大,其中主要贡献是气含率增大导致的比表面积a增大;相同气量下,分布器对应的气含率较高,其KLa也相应较高.     

碳化反应器气含率的研究

对用于处理低品位铝土矿和赤泥的"钙化-碳化法"中碳化过程进行研究。通过基于相似原理建立的水模型实验,在空气-水-玻璃珠体系中,采用压差法考察了表观气速、表观液速以及液固比对气含率的影响。结果表明:反应器内气含率随表观气速以及液固比的增大而增大,而与表观液速成反比,且表观液速对气含率的影响远小于表观气速。     

操作参数对膜接触器捕集ＣＯ２性能的影响及优化研究

在膜接触器实验装置上,研究了一乙醇胺（MEA）溶液捕集混合气中CO2的操作性能,考察了气液流速、吸收剂和混合气的浓度等因素对出口气相CO2摩尔分数y（CO2）和总传质系数的影响,采用正交实验方法优化操作条件,确定最佳操作方案.结果表明：y（CO2）随液速增大而减小,随气速增大而增大;总传质系数随流速增大而增大,气速的增大对总传质系数影响不明显;吸收剂浓度增大,混合气CO2浓度增大,总传质系数增大;正交试验得出最佳操作条件为液速70mL·min^-1、气速0.6L·min^-1、MEA浓度2.0mol·L^-1和y（CO2）为10%,此时总传质系数为2.86×10^-4m·s^-1.     

气升式环流反应器的流体动力学模型

用空气-水体系,在下降管直径和上升管直径分别为0.03m和0.09m,反应器的总高度为1.3m的气升式环流反应器中对气含率和流体循环速度进行了实验研究,总结了液体速度和气含率随表观气速的变化规律;根据动量平衡原理和漂流通量模型建立了气升式环流反应器中液体循环速度和气含率间的理论关系式,给出了各局部阻力损失系数的计算方法,并对这些阻力损失系数和分布参数进行了计算,实验结果表明,气速小于0.065m*s-1时,气含率与下降管液体速度随气速的增加明显增加,在实验气速范围内,总阻力损失系数与气速无关,其值为3.75.模型计算表明,循环液速和气含率的预测值与实测值的平均相对误差分别为3.6%和0.29%.     

错流型多级雾化旋转填料床传热性能的试验研究

采用空气冷却热水方式,对错流型旋转填料床进行传热性能试验.试验结果表明,比表面积、体积传热系数、以湿度为基准的气相体积传质系数均与雾化次数有显著关系,二次雾化比一次雾化增加21%,三次雾化比二次雾化增加18%,而与液流量无关.传热系数、以湿度为基准的气相体积传质系数不随雾化次数和液流量变化,基本上保持在0.52 kW·m-2·K-1,0.122 kg(m2·sΔH)-1.从而揭示出错流型旋转填料床强化气液传热的机理是由于将液滴雾化,极大地增加了传热面积,而不是提高了传热系数和以湿度为基准的气相体积传质系数.错流型旋转填料床经过三级雾化后,体积传热系数可达98 kW/(m3·K),结构更紧凑.     

新型垂直筛板塔空间持液量与塔板效率的研究

新型垂直筛板塔的传质区域在塔板空间,空间持液量对传质性能有重要的影响,实验表明,新型垂直筛板塔的一次提升效率随塔板空间持液量的增大呈明显的下降趋势;影响新型垂直筛板塔空间持液量的主要因素是板上清液层高度和板孔气速。空间持液量随板上清液层高度的增加而增加,随板孔气速的增大而减少。     

以焦末为载体的生物流化床流体力学与传质性能研究

为考察自制以焦末为载体的生物流化床水力学与传质性能,研究了不同流化料焦末量、表观气速、表观液速对床层压降、气含率以及体积氧传质系数KL a的影响.结果表明:随着表观液速的增加,床型依次分为固定床、膨胀床、传统流化床和循环流化床.在传统流化床区域,床层压降最大且基本保持不变.气含率随着流化料焦末量的增加而增大,随表观液速的增加而减小,随表观气速增大呈指数增大.在实验范围内,气含率与表观气速的拟合方程为ε=2.60U0.88.KL a随着流化料焦末量的增加先增大后减少,随着表观气速的增加而增大.     

地铁站板式蒸发冷却器叉流条件下传热传质特性

在气液叉流条件下,采用非接触式红外热成像测温方法,就不同气相雷诺数和液膜雷诺数对地铁站板式蒸发冷却器液膜传热传质特性影响进行了实验研究,结果表明：对于确定的被冷却水温,在液膜雷诺数增加的过程中,液膜厚度逐渐增加,进出口温差逐渐减小,削弱液膜换热,但雷诺数上升使得液膜湍动强度增强,强化了液膜换热,在这2个因素的协同作用下,存在最佳液膜流动雷诺数,使得液膜的换热热阻最小,传质最强,换热系数最大。     

自抽连续离心技术的研究——2流量与转速关系的实验研究

在自抽连续离心机中,自抽流量与转速的关系是设计该机的基础.本实验研究表明,流量是随转速升高而增大.个别情况下,在高转速有恒流量段,流量主要取决于液体特性、甩液管形状及转速.本文提出了流量的经验公式,该试公可用于离心机等有关机械的设计中.     

闸门定流量检测装置——井角机的研制

本文论述闸门定流量检测自动控制机械基本原理和特点.研制了定流量控制的实现和变位触头的设计.     

用超声波法测量水泵流量

本文介绍了一种新型的流量测量仪──超声波流量计的工作原理，对其在水泵试验和泵站实测中的推广应用价值进行了阐述。     

示踪法电脑测流装置的研究与应用

本文阐述了示踪物运送时间法测流的原理和平均运送时间的物理概念,介绍电脑测流仪的功能以及该装置的具体应用,并分析了流量测量结果包含的各项误差。实践证明本方法用于测定中小型泵站单泵流量可达到较高的精度。     

大流量低扬程泵的一种简单试验方法──均速管测流法

本文介绍了在２０００ｋｗ化工泵试验台上进行的大流量低扬程泵试验的测量方法。并对试验中最难的试验参数—流量测量的特殊技术处理方法进行阐述，推导了按等面积规律布置取压孔的计算公式。     

流速仪法测流的流量近似计算

着重论述了圆形过流断面流速仪法测流时的流量近似计算方法,并通过实例,对不同方法的计算结果进行比较,从而获得高精度的数学模型．     

给水泵最小流量的分析计算

本文综述根据温升计算给水泵最小流量的原理与方法，并给出典型实例的计算结果。     

用牛顿力学原理计算多组分流体的出口流速和流量研究

介绍在无流量计,对复杂流体无法确定粘度流量等,用牛顿力学原理计算出口流速和流量的方法.     

计算气动回路流量特性参数的方法

用一个特性参数（如有效面积S值）不能完整表达回路的流量特性用两个特性参数（壅塞流态下的有效面积S值和临界压力比b值）便能完整而科学地表达它气动回路是由许多元件组成的已知每个元件的S值和b值，便可计算出回路的S值和b值本文介绍了这种方法的原理实验结果表明，理论计算值与实验结果吻合很好     

虹吸雨水排水系统虹吸形成最小流量曲线的数字化

虹吸雨水排水系统对管道设计有一定要求．德国工程师协会依据大量原型试验的数据,绘制出了虹吸雨水排水系统虹吸形成的最小流量曲线,但在查阅曲线往往会遇到一些困难,特别是在涉及计算机计算时很不方便．现介绍一种曲线数字化方法,对该标准中曲线进行数字化处理,并拟合出相应的方程．