氣液旋流器內液滴破碎和碰撞的數值模擬

金向紅，金有海，王建軍

（1.安徽理工大學化工學院，安徽淮南 232001;2.中國石油大學機電工程學院，山東東營 257061）

氣液旋流器內液滴破碎和碰撞的數值模擬

金向紅1，金有海2，王建軍2

（1.安徽理工大學化工學院，安徽淮南 232001;2.中國石油大學機電工程學院，山東東營 257061）

氣液旋流分離器內是一個復雜的強旋湍流場，流場內的液滴受氣動力、剪切力和湍流脈動的作用，發生劇烈的相互碰撞、聚合、破碎并撞擊筒壁。對旋流器內液滴間的碰撞、聚合、液滴的破碎和碰壁的機制進行分析，在前人研究的基礎上，結合旋流器的實際情況，提出適用于氣液旋流器強旋氣相湍流場內液滴間碰撞、液滴破碎和碰壁過程的計算模型，對新的數學模型進行數值模擬計算。結果表明，本模型能較為準確地預測強旋氣相湍流場內液滴間碰撞、液滴破碎和碰壁過程，完善了氣液旋流器的分離機制模型，為改善其分離性能及其工程設計提供了理論基礎。

氣液旋流;分離器;湍流場;液滴;破碎;聚結

長期以來，對氣－液旋流分離的研究主要是從離心沉降來理解，并假定稀相流動時液滴顆粒間無相互碰撞，這些研究對了解氣液旋流分離的機制、發展旋流場內氣液兩相流動的數學模型起了很大的作用。但是，旋流器內部是三維強旋湍流場，液滴之間、液滴與固體筒壁之間存在著劇烈碰撞，而且流場中的液滴受到強旋湍流場內氣動力、剪應力以及流體脈動的作用，本身也不穩定。事實上，液滴在流場內的碰撞、聚結和破碎對其分離性能有很大的影響。前人對液滴在氣流中的運動、碰撞、聚結、破碎進行了深入的研究［1－3］。筆者提出適用于氣液旋流器強旋氣相湍流場內液滴間碰撞、破碎和碰壁過程的計算模型。

1 液滴在旋流場的碰撞

對于液滴間碰撞的試驗研究最初始于氣象學，近年來，在燃料霧化混合燃燒、發動機噴射霧化、內燃機霧化混合以及氣液兩相流的輸運和分離等領域也逐漸成為研究的熱點。

1.1 兩元液滴的碰撞結果和機制分析

二元液滴的碰撞過程與3個無量綱參數有關［1－7］:

（1）碰撞韋伯（Weber）數。其定義為液滴慣性力與表面張力之比，即

式中，ρp為液滴的密度，kg/m3;ul與us分別為較大和較小液滴的速度矢量，m/s;σ為液滴的表面張力，N/m;ds為兩液滴中較小的液滴的直徑，m。

（2）無量綱碰撞參數B?？杀硎緸?/p>

式中，d為液滴直徑;r為液滴半徑;下標l，s分別表示相互碰撞的兩液滴中較大和較小的液滴;b為空間碰撞參數，是兩個相互碰撞的液滴的連心線在相對速度矢量的法向的投影，它確定了碰撞液滴間空間方位的影響，其定義見圖1［1-3］。圖中ur為兩液滴間相對速度:ur=ul－us。B值也可以用公式B=sin θ計算，θ為兩液滴連心線與相對速度矢量間的夾角，顯然B值在0～1變化，當B=0時，兩液滴為對心碰撞，當B=1時，兩液滴相切滑過。

圖1 液滴碰撞參數Fig.1 Kinetic and geometric parameter of droplet collision

（3）液滴半徑比Δ。其定義為

有時液滴半徑比用其倒數表示為

兩個液滴一旦發生碰撞，碰撞結果可以通過一定Δ時的We-B圖顯示，圖2為前人實驗得出的Δ=1時烴液滴在標準狀態空氣中碰撞結果［1-3］。

圖2 二元液滴碰撞結果Fig.2 Results of binary droplet collision

從圖2可以看出，氣流中的二元液滴相互碰撞時，會有5種不同的結果，即緩慢聚合（slow coalescence）、反彈（bounce）、聚合（coalescence）、反濺分離（reflexive separation）和拉伸分離（stretching separation）。

當兩液滴相互接近時，液滴間壓力上升。如果液滴以較慢的相對速度接觸，在液滴接觸之前間隙內的氣體有足夠的時間排出，液滴動能小于其表面能，碰撞的液滴將發生緩慢聚合，緩慢聚合前后的形態都不會發生破壞。緩慢聚合時相對速度較低，這種現象在氣液旋流器內難以發生。當液滴間相對速度增加時，液滴動能足以破壞液滴表面，但不足以將液滴表面間的氣膜排出，碰撞的兩個液滴因表面間存在高壓和薄的氣膜而分離，液滴實際上并沒有接觸，即所謂反彈。當液滴相對速度更高時，液滴的動能足以將液滴表面間氣膜排出，碰撞液滴產生聚合，聚合的液滴表面發生震蕩，但不會二次分離，即液滴發生聚合。當We數進一步增大時，碰撞后的液滴短暫聚合，因液滴動能較大，聚合液滴表面發生劇烈震蕩，并再次破裂分離，當碰撞參數B較小時，分離后的液滴沿反方向運動，即反濺分離;當碰撞參數B較大時，分離后的液滴沿原方向運動，即拉伸分離。在反濺分離和拉伸分離過程中，分離的液滴間會出現拉絲現象，然后分離成兩個小液滴。當We數較大時，在兩個分離的液滴之間會伴隨一些小衛星液滴出現，且衛星液滴的數量隨We數增大而增加，當We數增大到一定值時，碰撞后大液滴將完全破碎成小液滴，即碰撞破碎現象。

1.2 液滴碰撞結果判斷

O‘Rourke首次提出了預測二元液滴碰撞后的形式及速度的液滴碰撞模型。該模型假定當碰撞液滴動能小于其組成新液滴所需的表面能時，將會永久聚合，否則將再次分裂成兩個新的小液滴［1－5］。液滴碰撞后聚合與拉伸分離的標準可用下式評判:

也可以用臨界無量綱碰撞參數Bcr確定為

當b＞bcr時，碰撞后液滴分離，分離后的液滴速度可以由動量和能量守恒定律計算得到，假設碰撞后液滴動能的一部分轉化為黏性耗散和生成角動量，同時不考慮分離過程可能產生的小衛星液滴，推導出碰撞后拉伸分離的液滴速度為

當b≤bcr時碰撞后液滴聚合，聚合液滴的半徑和速度可以由下式計算:

O‘Rourke模型只考慮了聚合與拉伸分離兩種情況，而沒考慮反彈和反濺分離。

Ashgriz和Poo通過碰撞液滴的動能和表面能之間的平衡，計算出反濺分離的評定標準。他們認為碰撞后短暫聚合的液滴發生變形形成盤狀，并在其初始動能作用下反向拉伸成圓柱形，這時其表面能與有效動能之間達到平衡，一旦柱狀液滴充分變形形成細絲帶狀，表面能將會下降，因此液滴發生分離所需要的動能并不需要高于其表面能。根據Rayleigh線性理論，液滴動能超過其表面能75%時，聚合后的液滴即發生反濺分離［1－2］。反濺分離與聚合之間的評定標準為

式中，ηs，ηl為參加碰撞液滴的動能分數。

在反濺分離的計算中也沒有考慮破碎的小衛星液滴，分離后的兩個液滴的速度仍可以用公式（9）和（10）計算，但需對公式中的z進行如下修正:

式中，Weref為反濺分離的臨界We數。

Estrade等［6］在對二元液滴碰撞實驗中發現:當兩個液滴發生碰撞反彈時，球形液滴變形為部分球形，如果兩個相互碰撞的液滴的初始動能不超過液滴產生臨界變形的表面張力能，液滴將會反彈;否則，就會聚合。不考慮液滴與周圍氣體之間的能量交換和液滴變形過程中的黏性耗散，推導出液滴聚合或反彈的評定標準為

式中，φ為液滴的形狀因子，表征液滴變形量，這里取φ=3.351。

在旋流器內，液滴尺寸分布較廣，較小的液滴具有良好的隨流性，而較大的液滴隨流性較差且向筒壁遷移，加上流場湍流脈動的影響，就為液滴間的碰撞提供了機會。旋流場中，因離心力徑向遷移的大液滴受到切向來流的小液滴的碰撞，在軸線附近液滴切速度較小，碰撞機率較低，且以反彈碰撞為主，到達這部分的液滴大部分會隨氣流向上進入排氣管。沿徑向向外，切速度不斷增大，不同粒徑液滴間碰撞幾率增大，隨著液滴碰撞韋伯數增大，發生聚合碰撞。在外圍準自由渦區，相互碰撞的大小液滴間相對速度增大，聚合碰撞的幾率增大，液滴粒徑不斷增大，大液滴繼續向外遷移，不斷與切向來流的小液滴碰撞，這時液滴粒徑比逐漸下降，碰撞后聚合的可能性更大，這樣隨著液滴徑向向外遷移，液滴粒徑逐漸聚合成大液滴，直到到達筒壁?？梢娨旱伍g的碰撞對氣液旋流分離性能有重要的影響。

1.3 液滴的碰撞概率

O‘Rourke模型用隨機的方法計算液滴的碰撞概率，當流場中兩個液滴以相對速度ur運動時，如果兩個液滴的運動軌跡在半徑為rl+rs的范圍內，兩液滴就有可能發生碰撞，計算時將大液滴看作是集合液滴，那么在時間步長Δt內，以大液滴為坐標定義一個碰撞體積π（rl+rs）2urΔt，位于碰撞體積內的小液滴即有可能與之發生碰撞，由于液滴分布的隨機性，小液滴在一個連續相計算的網格內可能處于任何位置，若在網格內液滴分布是均勻分布，則小液滴位于碰撞體內的概率為

式中，Vcell為計算網格體積。

如果在碰撞體積內的小液滴數為ns，那么時間步長Δt內液滴碰撞發生率的數學期望值為

根據O‘Rourke理論，假設液滴發生n次碰撞的概率類似于分子碰撞，服從Poisson分布［8］，即

O‘Rourke碰撞模型作為經典的液滴碰撞模型，得到了廣泛的應用，但是它有兩個明顯的缺陷:首先是其假定只有在同一計算網格內的液滴才會發生碰撞，就使得在不同網格但非常接近的液滴不會碰撞，從而導致O‘Rourke模型具有較強的網格依賴性;其次，不論兩個液滴是相對運動還是反向運動，只要它們具有相同的相對速度且在碰撞體積內，就有可能發生碰撞。因此，O‘Rourke模型有時計算誤差較大。

2 液滴在旋流場的破碎

在氣液旋流器中，不僅液滴之間存在著相互的碰撞，對于單個液滴，由于氣液兩相間的速度差，使得液滴受到一個氣動壓力，同時旋流場內的速度梯度也使液滴受到一個剪切力作用，加上氣相流場對液滴的湍流擾動，會導致液滴產生變形、破碎，影響兩相分離。

2.1 氣相流場中液滴破碎結果和機制分析

實驗顯示，處于平行或旋轉氣流中的球形液滴，首先被壓扁，成為橢圓形，然后破碎［9－10］。圖 3 是液滴的破碎過程示意圖。將坐標系定義在液滴上，氣體以兩相速度差產生繞球運動，球形液滴的前后兩點形成駐點，此處速度為0，壓力最大，赤道處繞流速度最大，壓力最低。液滴在氣動壓力作用下，變形為扁平圓形，氣動力增大，液滴進一步變形為碟形。同時，由于氣相湍流作用，液滴表面會產生持續的振動，從而使液滴不穩定，當氣動力超過液滴的表面張力時，液滴就會發生破裂。

圖3 液滴在氣流中的破碎過程Fig.3 Droplet breakup process in air flow

在旋流場中液滴主要受氣動壓力、流動剪切力、表面張力和黏滯力作用。氣動壓力和流動剪切力使液滴變形、破碎，表面張力和黏滯力阻礙變形使其保持球狀。將液滴所受氣動力與其表面張力之比定義為液滴的氣動韋伯數，即

式中，ρ為氣相密度，kg/m3;u為氣相速度，m/s。

氣動韋伯數是一個無量綱參數，Weg越大，液滴越不穩定，越易于變形破碎。從Weg定義可以看出，相對速度越大、越大的液滴越易于破碎。

顯然氣動韋伯數沒有考慮黏滯力對破碎的阻礙作用，為考慮液體黏性對液滴破碎的影響，Ohnesorgh定義了一個無量綱數昂色格數Oh，表達式為

式中，μp為液滴黏度，Pa·s;Oh數表示黏性力與表面張力之比，代表液滴黏性力和表面張力對液滴破碎的影響程度。

Pilch 和 Erdman［9－12］對高速空氣流中水滴的破碎實驗研究發現，隨Weg變化液滴破碎分為4種形式:

（1）振動破碎。Weg≤12時，氣流速度較低，液滴表面在氣動力作用下發生變形并出現振動，液滴與流場的共振使得變形不斷擴大，并最終破碎成幾個子液滴。振動破碎的子液滴較少，粒徑較大。

（2）袋狀破碎。12＜Weg≤80時，液滴在氣動力作用下形成袋狀結構并最終破碎，破碎首先從最薄的袋狀中心部位開始。

（3）剝離破碎。80＜Weg≤350時，相對速度較大，被拉成扁平的液滴，在高速氣流強大曳力的作用下，加上液滴表面的劇烈震蕩，從邊緣開始剝落分離。

（4）毀滅破碎。350＜Weg時，液滴表面形成高頻率、大振幅的震蕩，在高速氣流作用下，液滴迅速破碎成細小液滴。

氣液旋流器內液滴的氣動韋伯數一般不大，所以液滴一般不會因氣動力而發生破碎，但是當液滴快接近于筒壁時，此時液滴經過不斷的碰撞聚合，粒徑相對較大，液滴與氣相的相對速度也比較大，而且在筒壁附近氣相流場的湍流強度較大，速度梯度較高，在氣相擾動和剪切力的共同作用下，這里的大液滴有可能會破碎成小液滴，從而降低分離效率。氣液旋流器內的液滴破碎主要是接近于筒壁的大液滴，而且破碎以振動破碎為主。

2.2 液滴破碎判斷模型

對于液滴在高速氣流中的變形破碎，應用最廣泛的是TAB（Taylor analogy breakup）類比破碎模型和 H－K（Helvin－Kelmotz） 波致破碎模型［8，12－13］，經驗證明，TAB模型比較適應于Weg≤100的振動和袋狀破碎，而H－K模型比較適應于高韋伯數時的剝落和毀滅破碎。

TAB模型將液滴表面的震蕩變形類比于彈簧系統，彈簧震蕩控制方程為

對于液滴系統，各系數為

式中，rp為未變形液滴的半徑;CF，Cd，Ck為無量綱常數。

由實驗數據和理論推導得到CF=1/3，Cd=5，Ck=8。令y=ξ/（Cbrp），可得無量綱控制方程為

式中，Cb=0.5，假設當ξ≥0.5rp時，也就是液滴變形達到其半徑的一半時，即當y≥1.0時液滴破裂。

方程（13）為線性非齊次二階微分方程，解得

式中，y0和dy0/dt為振動初始的無量綱偏離距離和偏離速度。

韋伯數Wer、阻尼時間td和振動頻率ω表示為

2.3 破碎液滴尺寸計算

破碎前父液滴的能量表示為

式中，K1為液滴變形和振動能量與其基本能量之比，由試驗數據推導取10/3。

假設破碎后所產生的新的液滴不發生變形和震蕩，則形成的子液滴的能量Eprod僅包括最小表面能和其父液滴的法向動能，即

根據能量守恒，液滴破碎前后能量不變，即

取液滴破碎時y=1.0，可以得到r32計算公式為

式中，r32為 Sauter分布平均半徑，r32≈0.7rmax，rmax為新液滴最大分布半徑。計算出液滴破碎時新液滴半徑后，通過質量守恒方程，可以進一步計算出破碎后形成的新液滴數。

3 液滴與筒壁的碰撞

旋流器內的液滴經過不斷的碰撞、聚結（破碎），大部分液滴最后會遷移到達筒壁，并以一定的速度與筒壁發生碰撞，碰撞后大部分液滴被吸附在筒壁上形成液膜，液膜在重力作用下隨筒壁向下流動，并最后進入集液槽被分離出來。因此，氣液旋流分離也可以說是液滴在旋流場內的碰撞聚合與碰壁分離過程。

3.1 液滴與固體表面碰撞的結果與機制分析

影響液滴碰壁結果的因素較多，主要有3方面:①液滴的性質，包括液體的密度、黏度和表面張力等;②運動參數，包括液滴的速度、動量和碰撞角度等;③固壁的性質，包括固體表面的溫度、粗糙度、表面干燥或濕潤以及對液體的吸附性等。類似于液滴間的碰撞，將影響液滴碰撞的因素歸納為幾個無量綱參數。

（1）液滴碰壁韋伯數。

式中，un為液滴撞擊壁面的法向速度;dp為碰撞前的液滴直徑;下標p表示液滴。

（2）液體的雷諾數。

（3）昂色格數Oh。

對于常溫固體表面，液滴碰壁后的形式可以分為 4 種結果［14-16］:碰壁后黏附（adherence）、碰壁后反彈（bounce）、碰壁后沉積（deposition）和碰壁后飛濺（splash）。

當液滴以一定的速度撞向固體表面時，若液滴速度較慢，液滴緩慢地與壁面碰撞后，其動能不足以使碰撞后的液滴變形，液滴就會在輕微振動后近似于球狀地黏附在固體表面。碰壁后出現黏附現象，Wel數較小，在干燥壁面時更易發生，在氣液旋流器內很難產生。隨著液滴碰撞速度增加，與固壁碰撞后液滴將產生變形，如果液滴的碰撞動能不是太大，其表面能將使變形后的液滴回復球狀并發生反彈。液滴碰撞速度繼續增大，液滴與固壁碰撞后變形嚴重，表面能不足以使液滴回復球狀并離開表面，液滴就會沉積在固壁并劇烈振動，最后向四周鋪展形成液膜。碰撞速度更大時，液滴與固壁碰撞后發生劇烈變形，中心向固體壁面方向移動，而四周離開固體表面反彈，過量的動能使邊緣的液體擺脫表面張力的束縛，向四周飛濺分離，形成王冠狀，這樣碰撞液滴的一部分沉積在固體表面形成液膜，而另一部分分離成小液滴向外飛濺，即冠狀飛濺。大量的理論和試驗研究結果顯示，液滴碰壁后的結果，可以通過液滴碰壁的臨界韋伯數進行判斷。

3.2 液滴與筒壁的碰撞結果判斷模型

對于氣液旋流器，如果液滴碰壁后沉積鋪展，即認為液滴被分離出來，不需要再對其進行計算。如果運動碰壁后發生冠狀飛濺，液滴將會被部分分離，而另一部分破碎成小液滴返回到旋流場，從而影響旋流器的分離性能。由于影響飛濺的因素非常復雜，目前尚無法對飛濺后產生的小液滴進行精確計算，所以在實際計算中，僅考慮液滴碰壁后反彈和沉積鋪展。影響液滴碰壁后的形式和運動狀態的因素很多，這些因素之間的關系非常復雜。這里在前人研究［14-18］的基礎上，結合氣液旋流器的實際，提出一個適用于氣液旋流分離的液滴碰壁模型。

對于液滴碰壁形式的判斷，這里采用Escure等提出的判斷準則。Escure不考慮液滴碰壁后的黏附現象，將碰壁結果分為反彈、沉積鋪展、飛濺3類。各碰壁結果用無量綱Sommerfeld參數K確定［14-16］，其定義為

Escure提出了液滴碰壁結果判斷準則:①當K≤3時，液滴碰壁后反彈;②當3＜K≤57.7時，液滴碰壁后沉積;③當K＞57.7時，液滴碰壁后飛濺。

3.3 反彈液滴速度計算

如果液滴碰壁后發生反彈，液滴反彈后將會發生動量變化，碰壁后液滴的速度可以通過液滴動量恢復系數e計算，如圖4所示。

當en（et）=1.0時，表示顆粒與壁面碰撞后沒有動量損失（完全彈性碰撞）;當en（et）=0時，表示顆粒碰撞后損失了所有的動量（被壁面捕集）。

圖4 液滴碰壁反彈Fig.4 Spray droplet rebound

4 液滴碰撞、破碎與碰壁的數值計算

用建立的液滴碰撞、破碎和碰壁模型，結合RSM模型和DPM模型對軸流式氣液旋流分離器內的液滴運動進行數值計算。

4.1 流動模型和網格劃分

氣相流場采用雷諾應力（RSM）模型計算，兩相流采用顆粒軌跡模型（DPM），計算公式及其參數選擇參照文獻［19］—［21］。分離器內徑 dn=100 mm，導葉出口角度為25°，其物理模型和網格劃分見圖5。氣相進口流量Q=70 m3/h（計算入口流速為5.96 m/s），進料含液濃度ci為32 g/m3。

圖5 氣液旋流分離器的計算網格Fig.5 Computational grid of separator

4.2 初始和邊界條件

計算時采用速度進口（velocity－inlet）和流動出口（outflow）。將旋流器的出口設置為逃逸（escape）邊界條件，即當液滴到達這個面時停止對油滴的追蹤。將導葉和分離空間的表面設置為反射（reflect）邊界條件，認為液滴與這些表面發生碰撞后發生完全反彈，彈性恢復系數取1.0。當流體進入集液槽時，液滴將在集液槽內表面沉積鋪展，并形成液膜，在重力作用下順固壁向下流動被收集分離，因此將集液槽表面設置為捕獲（trap）邊界條件，認為一旦液滴進入集液槽并與集液槽的內表面發生碰撞，液滴即被捕獲，顆粒在此處終止軌道計算。

4.3 計算結果分析

圖6是入射液滴粒徑為10 μm時，考慮液滴的碰撞、破碎和碰壁后，t=1.6109 s時，液滴粒徑在旋流器內的變化情況?？梢钥闯鲆旱卧谛髌鞯臍庀嗤牧鲌鲋胁糠忠旱瘟郊眲≡龃?，而且聚結后的液滴粒徑有些遠大于進口液滴的原始尺寸，計算結果顯示聚合后的最大液滴粒徑達到4 mm。顯然液滴間的碰撞聚結將會嚴重地影響到氣液兩相分離效率。

由于受到計算機計算速度和容量的限制，在本研究中未能計算出考慮液滴的破碎與碰撞時不同液滴粒徑及R－R分布液滴的分離效率，所以只能對液滴的碰撞聚結對分離效率的影響進行定性分析，而無法進行定量的分析，這將是今后研究的一項重要內容。

圖6 入射液滴粒徑dp=10 μm時分離器中液滴粒徑變化Fig.6 Droplets trajectories with droplet collision and breakup in separator as dp=10μm

5 結論

（1）氣液旋流器內液滴沿徑向向外不斷地發生碰撞、聚結，液滴會越來越大。液滴間的碰撞對分離性能有顯著的影響。采用完善后的O‘Rourke模型可以判斷流場中液滴的碰撞結果，計算碰撞概率以及碰撞后新液滴的尺寸和運動狀態。

（2）由于液滴尺寸較小時，旋流器內液滴受到的氣動力相對較小，只有到達筒壁附近的大液滴，在氣動力、剪應力和脈動干擾的共同作用下，才有可能發生振動破碎，TAB模型能夠判斷旋流器內液滴破碎及破碎后液滴的大小和數量。

（3）新模型可用于判斷旋流場內液滴的碰壁結果。液滴的碰撞、破碎以及碰壁過程將對分離性能產生很大的影響。

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Numerical simulation on breakup and collision of droplet in gas-liquid cyclone separator

JIN Xiang－hong1，JIN You－hai2，WANG Jian－jun2

（1.College of Chemical Engineering，Anhui University of Science and Technology，Huainan 232001，China;2.College of Electromechanical Engineering in China University of Petroleum，Dongying 257061，China）

The strong swirling turbulence flow field in the gas－liquid cyclone separator is complex and liquid droplets undergo collision，coalescence，breakup with each other and impacting with solid surface，for the effect of aerodynamic force，shearing force and turbulent shear force.The mechanism of the droplets in the above process was analyzed，and the applicable computational models，validated by numerical calculation，were given for the actual case of the droplets in the cyclone separator.The results indicate that the new mathematical models could predict the strong swirling turbulence flow field precisely，improve the separation mechanism model of gas－liquid cyclone and provide theoretical principle for improving separation efficiency and engineering design.

gas－liquid cyclone;separator;turbulent flow－field;liquid droplet;breakup;coalescence

TQ 051.8

A

10.3969/j.issn.1673－5005.2010.05.021

1673－5005（2010）05－0114－07

2010－01－22

國家“863”高技術研究發展計劃項目（2006AA06Z224）

金向紅（1965－），男（漢族），河南駐馬店人，副教授，博士，主要從事多相流動、分離與反應過程及裝備的研究工作。

（編輯 沈玉英）