下喷式液气喷射器内流体力学的数值模拟

８　ＣＨＥＭＩＣＡＬ　ＥＮＧＩＮＥＥＲＤ　Ｇ　ＤＥＳＩＧＮ　下喷式液气喷射器内流体力学的数值模拟　党慧丽　杨雪峰一　陈韶华　四川大学化学工程学院成都６１００６４　摘要　本文用ＳＴＡＲ—ＣＣＭ＋软件研究下喷式液气喷射器内的流体力学。结果表明，混合管直径一定，随　面积比的增加，混合管入口的压力先增高后减低，空气抽吸量存在一个最大值，此时对应面积比约为４。在模拟　的喉径比范围内，混合管人口处的压力较低，但存在一个最大的压力降，对应喉管长度为０，空气抽吸量随喉径　比而变，也存在一个最大值。喷射器结构参数一定，空气抽吸量和混合管压力降随喷嘴速度的增高而增加。　关键词液气喷射器数值计算ＳＴＡＲ—ＣＣＭ＋　作为一种气液传质设备，喷射器与传统的设　备相比具有传质效率高、结构简单和经济实用的　优点。液气喷射器无运动部件，结构简单、工作　可靠、安装方便，广泛应用于结晶¨Ｊ、海水淡　化　和污染治理　等领域。　喷射器一般由喷嘴、吸人室、混合管、扩压　管组成。流体从喷嘴高速喷射，由于在喉管部分　直径突然缩小，使得流体速度变高，压力变低，　从而使引射流体（特别是气体）被抽人吸人室，　两种流体在ｔ昆合管混合后经扩压管压力得到回升。　很多学者通过实验研究了喷射器的性能：Ｃｒａ—　ｍｅｒｓ－４　研究了喷射器混合管长度对质量传递的影　响；Ｋｉｍ　研究了水平放置的喷射器中工作流体的　体积流率、喷射高度、喷嘴直径对含气量的影响；　Ｗｉｔｔｅ　首次提出了混合波的概念。　随着计算流体力学（Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ　Ｆｌｕｉｄ　Ｄｙ—　ｎａｍｉｃｓ　ＣＦＤ）的发展，部分学者开始用ＣＦＤ对射　流器内部流场进行数值模拟和计算　卜”】，研究液　气喷射泵的内部流动情况，并取得了很好的效果：　Ｋａｎｄａｋｕｒｅ¨　首次对气液喷射器的动力特征进行了　模拟，并与Ｂｈｕｔｄａ　ａｎｄ　Ｐａｎｇａｒｋａｒ【１３］的实验进行对　器的结构参数和操作参数。　１喷射器结构和数学模型　喷射器的结构示意见图１。　Ｄｏｕｔ．喷射器出１３　ＬＭ．混合管长度　ＬＦ．扩压管长度　图１喷射器结构示意图　喷射器基本几何尺寸为喷嘴直径Ｄ　＝９ｍｍ，　空气进口直径Ｄ　＝７６ｍｍ，混合管直径Ｄ　＝　１８ｒａｍ，喷射器出口直径Ｄ　＝３０ｍｍ，混合管长度　Ｌ　＝７０ｍｍ，扩压管长度Ｌ　＝２００ｍｍ。为简化起　见，本文采用２Ｄ模拟。取流体流动方向为ｘ方　向，引射流体入１：１段流速与喷嘴工作流体流速相比　较小，故将引射流体的侧向人Ｅｌ简化为轴向环形人　Ｅｌ（采用等面积原则），从而将喷射器的三维结构　转化为二维轴对称模型＿】　，采用结构网格进行划　分，网格数大约为４７６５０，网格划分图形见图２。　比，模拟结果比较合理；Ｔｏｎｙ　Ｕｔｏｍｏ　ａｎｄ　Ｚｈｅｎｈｕｎ　Ｊｉｎ　研究了气液喷射器几何参数对进出口压力和　质量传递的影响；姚云¨　等人对上喷式喷射器的　动力特点进行了模拟，并分析了与Ｋａｎｄａｋｕｒｅ实验　结果不同的原因。　本文的主要工作是用ＳＴＡＲ．ＣＣＭ＋模拟一定结　Ｌ一蓉３　１本文采用ＳＴＡＲ．ＣＣＭ＋软件包自带的Ｍｉｘｔｕｒｅ　多相流模型，模拟中气体设为理想气体，液体为　常密度的水，湍流模型选择标准的Ｋ～８模型，壁　构尺寸的下喷式喷射器内部的流场，并优化喷射　｝党慧丽：四川Ｉ大学化学工程专业在读硕士研究生。研究方向为传质与分离。联系电话：　（０２８）８５４０６８６９，Ｅ—ｍａｉｌ：ｄａｎｆｆ　ｈｌ　＠１６３．ｃｏｍ。　｛　杨雪峰：通讯作者，副教授。联系电话：（０２８）８５９９０９０８，Ｅ—ｍａｉｌ：ｙａｎｇｂｒａｓ＠ＳＣＵ．ｅｄｕ．ａｌｌ－。　党慧丽等　下喷式液气喷射器内流体力学的数值模拟　９　面采用标准壁面法，相间滑移速度选择１９９６年　Ｍａｎｎｉｎｅｎ等Ⅲ　建立的代数模型。　边界条件：喷嘴进口设为速度进口，空气环　采用二阶迎风格式离散，体积分数采用Ｑｕｉｃｋ格式　离散，压力一速度耦合项采用ＳＩＭＰＬＥ方案。以下　结果均考虑了网格无关性，模拟以各方程的残差　达到ｌ０～，空气抽吸量一百步内变化小于０．００１　隙进口为压力进口，设为０Ｐａ（Ｇ）的常压，出口　与大气相通，设为０Ｐａ（Ｇ）的常压。为了确保收　敛精度，动量方程、湍动能、湍动能耗散率方程　为终点。　模拟的结构参数和操作参数见表１。　表Ｉ　模拟的结构参数和操作参数　２模拟结果与分析　２．１面积比的影响　与进口速度的差值见图４。　从图４中可以看出，混合管段水的速度的变化　很小，而空气的速度变化很大，故混合管的压力　降主要是由空气速度变化引起的，静压也可以认　为是空气的压力。喷嘴直径为１５ｍｍ、１２ｍｍ、　６ｍｍ、９ｍｍ四种情况速度差值依次减小，动量传　递量依次减小，空气静压力变化依次增大。这也　解释了图３中喷嘴直径为９ｍｍ压力降绝对值小于　喷嘴直径为６ｍｍ时的压力降绝对值。　空气抽吸量与面积比的变化见图５。　不同喷嘴直径下，喷射器中心线（即轴向）　的压力分布见图３。中心线从喷嘴顶端开始，横坐　标代表中心线离喷嘴的距离，纵坐标代表中心线　压力，喷嘴直径分别取６ｍｍ、９ｍｍ、１２ｍｍ和　１５ｍｍ，喷嘴速度为１５ｍ／ｓ。　从图５可以看出，随着面积比（混合管横截　面　喷嘴横截面积）的增大，空气抽吸量并不是　一直增大，而存在一个最大值，此时对应于喷嘴　直径为９ｍｍ，Ｄ　／Ｄ　＝２。这与文献中得出的Ｄ　／　Ｄ　在１．６７—２．０之间一致。　２．２混合管长度的影响　图３面积比对轴向压力分布的影响　不同混合管长度下喷射器的轴向压力分布见　从图３中可以看出，在喷嘴出口处压力稍微减　低，之后保持常数，直到进人混合管静压力突然　降低，从扩压管段，静压力逐渐上升。从图中还　图６。中心线从喷嘴出口开始，横坐标为距喷嘴的　距离（ｍ），纵坐标为压力（Ｐａ）。在喷嘴速度为　１５ｍ／ｓ，喷嘴直径为９ｒａｍ，混合管直径为１８ｍｍ条　可以看出在混合管长度和直径保持不变的情况下，　随着喷嘴直径变大，混合管的压降也增大，这是　因为对于直径较大的喷嘴喷出的液体面积较大，　在混合管部位，空气的流通面积就会减小，从而　导致空气的抽吸量下降，在相同喷速下，直径大　的喷嘴喷出的液体质量大，动能大，而在混合管　部位因有少量空气可以通过，故传递给空气的动　量小，压降要大些。｝昆合管内空气和水出口速度　件下，分别计算混合管长度为０ｍｍ、３０ｍｍ、　５０ｍｍ、７０ｍｍ和１００ｍｍ五种情况压力分布情况。　从图６可以看出，喷嘴出口产生突然压降，然　后静压保持常数，｝昆合管人口处的压降随着混合　管长度先增加后减小。图中的五种｝昆合管情况，　喉管长度Ｌ　／Ｄ　＝０时压降最大，其次为喉径比为　２．８、３．９、５．６、１．７，而对应的空气抽吸量中喉管　长度为０时最大，为０．００４７ｋｇ／ｓ，见图７。　１０　ＣＨＥＭＩＣＡＬ　ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ　ＤＥＳＩＧＮ　化工设计２０１１，２１（２）　Ｖｃｌｏｃｉｔｙ（ｎ１／ｓ）　（ｂ）　Ｖｅｌｏｃｉｔｙ（ｍ／ｓ）　Ｖ　ｅＩｏｃｉｔｙ（ｍ／ｓ）　（ｃ）　（ｄ）　图４混合管出口与入口速度差值分布　况喷射器结构存在一个突变，使得能量损耗较有　混合管时要大得多。　空气抽吸量与混合管长度比的关系见图７。　图５　空气抽吸量与面积比的关系　ｍｉｘ　ｔｕｂｅ　ｌｅｎｇｔｈ／ｄｌａｍ　ｅｌｅｌ　＂图７　空气抽吸量与混合管长度比的关系　从图７可以看出，当混合管长度为０，即无混　合管时空气抽吸量最大，随着混合管长度的增加，　空气抽吸量先升后降，在混合管长度为７０ｍｍ时存　在一个最大值。在无混合管情况下，因工作流体　和引射流体混合时间太短，对传热、传质不利，　图６不同混合管长度下轴向压力分布　所以在实际设计上应用价值不大。若混合管过长，　虽然两种流体可以充分混合，但扩压管中的流体　可能返混到混合管，导致传热、传质效率下降。　比较合理的混合管长度比为Ｌ　／Ｄ　＝３．９。　２．３喷嘴速度的影响　这与姚云¨　得出的结论不同，原因是姚云模　拟的是上喷式喷射器，采取的空气进口方式也不　相同。从扩压管压力恢复情况来看，随着混合管　长度的增加，压力的恢复越来越慢，但是混合管　设备尺寸一定，不同喷嘴速度下轴向压力分　布情况见图８。Ｄ　为９ｍｍ，喷嘴速度依次为５　ｍ／　Ｓ、１０　ｍ／ｓ、１５　ｍ／ｓ、２０　ｍ／ｓ、２３　ｍ／ｓ和２５ｍ／ｓ。　长度为０时比混合管长度为３０　ｍｍ时恢复得还慢，　从能量损耗分析来看，主要是因为无混合管的情　党慧丽等　下喷式液气喷射器内流体力学的数值模拟　图８不同流速下轴向压力分布　从图８可以看出，在喷嘴出口压力稍微偏高，　这是由于水从喷嘴喷出，流通面积突然增大，水　流速减低，水压瞬间变大，而吸人室内空气的压　力变化很小。而在混合管人口处压力同时开始减　小，并且随着喷嘴速度的增加，混合管处空气的　压降增大，这是因为随着喷嘴水流速的增高，工　作流体的动能增大，可用于水与空气的动量传递　量增大，空气的抽吸量增加，见图９。　图９空气抽吸量与喷嘴速度的关系　从模拟的数据分析可以看出，在混合管部位　水流的速度变化很小，而空气密度较小而易压缩，　水流速的变化引起的空气速度变化更大，从而得　出随着喷嘴速度的增高，空气的静压变高。而在　扩压管压力开始上升，这是以牺牲速度为代价。　２．４模拟结果与文献实验结果的比较　由于模拟在比较理想的条件下进行，计算得　到的空气抽吸量较相关文献中的结果要偏高一些，　但趋势一致。　３　结语　（１）本文用流体力学软件ＳＴＡＲ．ＣＣＭ＋对下　喷式喷射器内的流体力学特征进行了数值模拟，　分别计算了不同喷嘴尺寸、混合管长度、喷嘴速　度对混合管压力以及空气抽吸量的影响，并通过　提取数据分析了混合管人口气液两相速度变化对　喷射器性能的影响。　（２）对本文研究的特定结构的喷射器，得出　喷嘴速度在１５ｍ／ｓ时，面积比为４时空气抽吸量最　大；当喷嘴直径不变，混合管长度比约为３．９时对　应的空气抽吸量大。喷射器几何参数一定情况下，　空气抽吸量和混合管压降随着喷嘴速度的增加而　增大。　参考文献　ｌ　Ｍａｔｙｎｉａ　Ａ．Ｔｈｅ　Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ａ　Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎａｌ　Ｓｏｌｕｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｃｒｙｓｔａｌｌｉｚｅｒ　ｗｉｔｈ　ａ　Ｊｅｔ　Ｐｕｍｐ　ｏｎ　Ｃｒｙｓｔａｌ　Ａｔｔｉｒｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｃｈｅｍ．　Ｅｎｇ．，Ｔｅａｃｎｏｌ，２００５，２８（７）：８２２—８３０．　２　Ｓｅｎｔｈｉｌ　Ｋｕｍａｒ　Ｒ，Ｋｕｍａｒａｓｗａｍｙ　Ｓ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｓ　ｏｎ　ａ　Ｔｗｏ—ｐｈａｓｅ　Ｊｅｔ　Ｐｕｍｐ　Ｕｓｅｄ　ｉｎ　Ｄｅｓａｌｉｎａｔｉｏｎ　Ｓｙｓｔｅｍｓ［Ｊ］．　Ｓｃｉｅｎｃｅ　Ｄｉｒｅｃｔ，２００７，２０４：４３７—４４７．　３　Ｂａｙｌｅｙ　Ｒ　Ｗ，Ｂｉｇｇｓ　Ｃ　Ａ．Ｒｅｍｅｄｉａｔｉｏｎ　ｏｆ　Ｃｏｎｔａｍｉｎａｔｅｄ　Ｍｅｄｉａ　Ｕｓｉｎｇ　ａ　Ｊｅｔ　Ｐｕｍｐ［Ｊ］．Ｃｈｅｍｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｊｏｕｍａｌ，２００６，　Ｉ１８：２２１—２３１．　４　Ｃｒａｍｅｒｓ　ＰＨＭ　Ｒ．ＢｅｅｎａｃｋｅｒｓＡＡ　ＣＭ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆｔｈｅ　Ｅｊｅｃ—　ｔｏｒ　Ｃｏｎｉｆｇｕｒａｔｉｏｎ，Ｓｃａｌｅ　ａｎｄ　ｔｈｅ　Ｇａｓ　Ｄｅｎｓｉｔｙ　ｏｎ　ｔｈｅ　Ｍａｓｓ　Ｔｒａｎｓ・　ｆｅｒ　Ｃｈａｒａｃｔｅｉｒｓｔｉｃｓ　ｏｆ　Ｇａｓ・ｌｉｑｕｉｄ　Ｅｊｅｃｔｏｒｓ［Ｊ］．Ｃｈｅｍｉｃａｌ　Ｅｎｇｉ—　ｎｅｅｆｉｎｇ　Ｊｏｕｒｎａｌ，２００１，８２：１３１—１４１．　５　Ｋｉｍ　０　Ｓ．ＬｅｅＹ　ａｎｄ　Ｌｅｅ　ＤＨ．Ｈｙｄｒｄｅｙｎａｍｉｃ　Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ　ｏｆ　ａ　Ｈｏｉｒｚｏｎｔａｌ　Ｆｌｏｗ　Ｅｊｅｃｔｏｒ　ｉｎ　Ｒｅｃｔａｎｇｕｌａｒ　Ｃｈａｍｂｅｒ［Ｊ］．Ｋｏｒｅ．　ａｎ　Ｊ．Ｃｈｅｍ．Ｅｎｇ．，２００９，２６（１）：２８８—２９４．　６　Ｗｉｔｔｅ　Ｊ　Ｈ．Ｍｉｘｉｎｇ　Ｓｈｏｃｋｓ　ｉｎ　Ｔｗｏ—ｐｈａｓｅ　Ｆｌｏｗ［Ｊ］．Ｆｌｕｉｄ　Ｍｅｃｈ．，１９６９，３６：６３９—６５５．　７向清江等．液气射流泵内部流场的数值计算［Ｊ］．江苏大　学学报，２００８，２９（３）．　８王常斌等．射流泵湍流场的数值模拟与实验研究［Ｊ］．高　校化学工程学报，２００６，２０（２）．　９于凤荣等．射流泵流场三维数值模拟［Ｊ］．水泵技术，　２００６（６）．　１Ｏ何培杰等．射流泵内部流动的二维大窝模拟［Ｊ］．流体　机械，２００３，３１（８）．　１１　郭新贵等．基于Ｇａｌｅｒｋｉｎ有限元方法的射流泵流场数值模　拟［Ｊ］．上海交通大学校学报，２００１，３５（１）．　１２　Ｋａｎｄａｋｕｒｅ　Ｍ　Ｔ．Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃ　Ａｓｐｅｃｔｓ　ｏｆ　Ｅｊｅｃｔｏａｒ［Ｊ］．　Ｃｈｅｍｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｓｃｉｅｎｃｅ，２００５，６０：６３９１—６４０２．　１３　Ｂｈｕｔａｄａ　Ｓ　Ｒ　ａｎｄ　Ｐａｎｇａｒｋａｒ　Ｖ　Ｇ．Ｇａｓ　Ｉｎｄｕｃｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｈｏｌｄ・ｕｐ　Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ　ｆｏ　Ｌｉｕｑｉｄ　Ｊｅｔ　Ｌｏｏｐ　Ｒｅａｃｔｏｒ［Ｊ］．Ｃｈｅｍｃｉａｌ　Ｅｎｇｉ－　ｎｅｅｆｉｎｇ　Ｃｏｍｍｕｎｉｃａｔｉｏｎ，１９８７，６１：２３９—２６１．　１４　Ｕｔｏｍｏ　Ｔ．Ｊｉｎ　Ｚ　Ｈ　ａｎｄ　Ｒａｈｍａｎ　Ｍ．Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ　ｏｎ　Ｈｙｄｒｏｄｙ・　ｎａｍｉｃｓ　ａｎｄ　Ｍａｓｓ　Ｔｒａｎｓｆｅｒ　Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ　ｏｆ　ａ　Ｇａｓ—ｌｉｇｕｉｄ　Ｅｊｅｃｔｏｒ　Ｕｓｉｎｇ　Ｔｈｒｅｅ・ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ　ＣＦＤ　Ｍｏｄｅｌｉｎｇ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎｌａ　ｏｆ　Ｍｅ—　ｃｈａｎｉｃａｌ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００８，２２：１８２１—１８２９．　１５姚云等．上喷式喷射器内气液两相流的流体力学特征　［Ｊ］．计算机与应用化学，２００８，２５（５）．　１６陈修娟等．结构参数对喷射器内二维流场的影响［Ｊ］．　热力发电，２ｏｏ９，３８（３）．　（下转第ｌ５页）　刘春明等　高压酸性天然气脱ＣＯ　工艺探讨　表５运行能耗和物耗对比　１５　步减少了设备投资费用。　４．３．５评价　一ＮＨＤ脱碳装置采用后置脱碳，即对脱水和脱　烃后的低温干气进行脱碳，低温促进脱碳，脱烃　后干气能够有效减少烃类气体溶解损失。　ＤＥＡ溶液脱碳净化程度较高，溶液循环量也　明显低于ＮＨＤ溶液，但溶液易污染并易出现发泡　问题。ＮＨＤ法虽然净化精度不高，但ＮＨＤ溶剂脱　从运行管理及维护上看，ＮＨＤ工艺流程简单、　易于操控，适应性强，溶剂安全、无毒，性质稳　碳只需满足商品天然气要求即可，无需深度脱碳。　ＮＨＤ脱碳装置费用仅相当于ＤＥＡ脱碳装置的　１／３，而ＮＨＤ溶剂费用却相当于ＤＥＡ溶剂的４倍，　可见ＮＨＤ脱碳工艺的投资重点在溶剂购置费用上。　ＤＥＡ溶液存在降解和发泡要定期更换的问题，　ＮＨＤ溶剂性质稳定。长远看采用ＮＨＤ溶剂还是有　利的。　定、运行周期长，不存在腐蚀、溶剂变质等问题。　同时，该工程ＮＨＤ脱碳塔操作压力较低、无需再　生塔及加热热源，这在投资及运行上具有明显　优势。　４．３．４设备及投资　设备及投资对比见表６。　表６设备及投资对比　ＮＨＤ脱碳主要问题：①溶剂循环量大；②净　化程度不高；③有一定的烃损失，对含重烃量高　的天然气脱碳不利。　无　前置分离器　脱碳塔　闪蒸塔　再生装置　冷换设备　１座（高压）　ｌ座（高压）　１座　再生塔ｌ座　３座　１座（中压）　２座（高压１座、中压１座）　闪蒸罐１座　２座　５　结语　综上所述，该工程ＮＨＤ脱碳工艺除溶剂费用　及ｃＯ：净化程度不如常规ＤＥＡ脱碳工艺外，其它　如装置费用、运行能耗、管理维护和职业卫生等　方面均有比较明显的优势。ＮＨＤ溶剂脱硫、脱碳　是一种在天然气净化工艺中值得推广的新方法。　参考文献　循环压缩机组液力透平机　提升泵　高压１套（１０ＭＰａ）　无　１座（高压）　不锈钢　中压１套（６．４ＭＰａ）　２套　３座（中、低压）　碳钢　２２０ｏ　】２ｏｏ　设备及管啪发材　装置费用，万元　溶剂费用，万元　７２００　３００　１　Ｃｒａｌ　Ｇ．Ｓｗａｎｓｏｎ，Ｊｒ．用ＳＥＬＥＸＯＬ溶剂脱除二氧化碳工艺　从设备及投资对比可以看出，ＤＥＡ脱碳采用　的新发展［Ｊ］．美国国家能源期刊，１９９４，４９（８）：３３．　２李正西．聚乙二醇二甲醚的合成、应用及市场分析［Ｊ］．　贵州化工，２００３，２８（２）：６．　前置脱碳、高压设备及不锈钢材料制造，其设备　投资费用及制作难度显著增加，大幅高于ＮＨＤ脱　碳装置，且ＮＨＤ脱碳中压循环压缩机组可与天然　气脱水、脱烃工艺富气压缩机采用同一机组，进　３何生厚．高含硫化氢和二氧化碳天然气田开发工程技术　［Ｍ］．北京：中国石化出版社．　（收稿日期２０１０—１０—２８）　（上接第１１页）　１７　Ｍａｎｎｉｎｅｎ　Ｍ，Ｔａｉｖａｓｓａｌｏ　Ｖ　ａｎｄ　Ｋａｌｌｉｏ　Ｓ．Ｏｎ　ｔｈｅ　Ｍｉｘｔｕｒｅ　Ｍｏｄｅｌ　Ｃｏｌｕｍｎ　ｗｉｔｈ　ａ　Ｇａｓ—ｓｕｃｔｉｏｎ—ｔｙｐｅ　Ｓｉｍｕｌｔａｎｅｏｕｓ　Ｇａｓ－ｌｉｑｕｉｄ　Ｉｎｊｅｃ・　ｆｏｒ　Ｍｕｌｔｉｐｈａｓｅ　Ｆｌｏｗ［Ｍ］．Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ　Ｒｅｓｅａｒｃｈ　Ｃｅｎｔｅｒ　ｏｆ　Ｆｉｎ・　ｌａｎｄ，１９９６．　１８　Ｂａｎｄｏ　Ｙ，Ｋｕｒａｉｓｈｉ　Ｍ，ｅｔ　ａ１．Ｔｈｅ　Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ　ｏｆ　ａ　Ｂｕｂｂｌｅ　ｔｉｏｎ－ｎｏｚｚｌｅ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｃｈｅｍｉｃｌａ　Ｅｎｇｉｎｅｅｉｒｎｇ，１９９０，　３０：７２９—７３７．　（收稿日期２０１１—０２－２３）