齊洪波

(黑龍江省節(jié)能技術(shù)服務(wù)中心，哈爾濱 150001)

流化床氣液兩相流數(shù)值模擬研究

齊洪波

(黑龍江省節(jié)能技術(shù)服務(wù)中心，哈爾濱 150001)

文中利用Fluent軟件對流化床反應(yīng)器內(nèi)氣液兩相流進行數(shù)值模擬，通過改變進氣速度、氣泡直徑來研究操作參數(shù)對流化床反應(yīng)器內(nèi)氣液兩相流速度場和氣含率的影響。從模擬結(jié)果分析比較可以看出，增大進氣速度能夠增加液相循環(huán)速度和氣含率；減小氣泡直徑能夠增加反應(yīng)器內(nèi)氣含率，但會降低液相循環(huán)速度。研究結(jié)果對流化床反應(yīng)器的設(shè)計及應(yīng)用具有一定的參考價值。

流化床；氣液兩相流；數(shù)值模擬

0 引 言

目前，流化床反應(yīng)器的研究進展大體有兩種趨勢：一種為實際應(yīng)用，研究者根據(jù)實際的工業(yè)背景，通過經(jīng)驗確定流動參數(shù)；另一種為基礎(chǔ)性研究，對床內(nèi)的流場、氣泡行為等流動細節(jié)進行研究，研究方法有實驗研究和數(shù)值模擬兩類。其中實驗研究是獲得反應(yīng)器內(nèi)流動、傳質(zhì)、傳熱及反應(yīng)行為最直接的方法。近年來，人們逐漸意識到數(shù)值模擬方法對研究流化床的優(yōu)越性，越來越多的學(xué)者已致力于數(shù)值模擬方法的研究[1-2]。

文中對三維流化床反應(yīng)器中氣液兩相流進行數(shù)值模擬，通過改變進氣速度、氣泡直徑來分析操作參數(shù)對反應(yīng)器內(nèi)液相速度分布和氣含率分布的影響，研究結(jié)果對流化床反應(yīng)器的設(shè)計及應(yīng)用具有一定的參考價值。

1 計算模型

目前，由于DNS與大渦模擬方法在實際工程中應(yīng)用較少，而Reynolds平均法的k-ε模型被廣泛用于模擬各種工程實際問題，所以現(xiàn)對標準k-ε雙方程模型、修正的k-ε模型和雷諾應(yīng)力模型進行比較。

1.1 標準k-ε雙方程模型

Spalding和Launder[39]在1972年提出的標準k-ε雙方程模型是最為常用的模式。它基于以下幾個假設(shè)：①湍流應(yīng)力直接正比于平均應(yīng)變速率；②渦粘度用兩個參數(shù)表示，且這兩個參數(shù)表示湍流的特征長度；③湍流應(yīng)力與應(yīng)變速度為線性關(guān)系，并把渦粘度當作流動的標量特性。多年來國際上的廣泛應(yīng)用證明了此模式對不同的湍流流場，都具有尚可接受的準確性，并具有簡單和快速等優(yōu)點。

1.2 修正的k-ε雙方程模型

一般認為對強旋及浮力流、可壓流或帶有彎曲壁面的流動等問題，標準k-ε雙方程模型存在缺陷[40]，為此，各國學(xué)者重新考察湍流動能耗散率ε方程的源項，放棄各項同性的假定等多個方面對k-ε模型進行修正。

1.3 雷諾應(yīng)力模型

文中模擬氣液兩相的流場，選用多相流模型進行模擬。Fluent軟件提供兩種數(shù)值計算的方法處理多相流，分別為歐拉—拉格朗日方法和歐拉—歐拉方法。在歐拉—拉格朗日方法中，假設(shè)離散的第二相體積比率很低，粒子和液滴運行軌跡的計算是獨立的，它們被安排在流相計算的間隙完成。在歐拉—歐拉方法中，不同的相被處理成相互貫穿的連續(xù)介質(zhì)，引入相體積率的概念，各相的體積率之和等于1。本文所要模擬的兩相流動屬于流體—流體混合物，而且其中的一相所占的體積無法再被其他相占有，所以選用歐拉—歐拉數(shù)值計算的方法處理。

在數(shù)值模擬計算中，共有三種歐拉—歐拉多相流模型，分別為流體體積模型(VOF)，混合物模型以及歐拉模型。VOF模型可以得到一種或多種互不相融流體間的交界面，應(yīng)用于分層流、自由流動等；混合物模型通過相對速度來描述離散相，典型應(yīng)用與低負載的粒子負載流、旋風(fēng)分離器等；歐拉模型是數(shù)值模擬計算中最復(fù)雜的多相流模型，流—固處理和流—流處理不同，應(yīng)用于氣泡柱、顆粒懸浮以及流化床。所以本文采用歐拉模型進行求解，在求解中做如下基本假設(shè)：

(1)水為連續(xù)相，氣體為分散相，且認為流動為不可壓縮的等溫流動。

(2)氣泡為大小均勻的球體，運動過程中形狀保持不變，氣泡直徑與設(shè)備的特征尺寸相比很小。

(3)忽略表面張力作用，認為兩相壓力相等。

(4)對氣相忽略重力和虛擬質(zhì)量力。

(5)氣液兩相之間及兩相與外界環(huán)境之間沒有質(zhì)量和能量的交換。

2 反應(yīng)器模型

流化床反應(yīng)器幾何模型及網(wǎng)格劃分使用Gambit軟件。方形反應(yīng)器尺寸為上部沉降區(qū)尺寸0.654×0.15×0.1 m；中心反應(yīng)區(qū)尺寸0.48×0.15×0.621 m，其中擋板尺寸0.005×0.15×0.621 m，擋板間距0.24 m；底部曝氣鈦板長L0=0.2 m，反應(yīng)器總高H=1.011 m。考慮到光輻射的范圍和最佳反應(yīng)范圍，在反應(yīng)器內(nèi)布置了水平間距為0.08 m，垂直間距為0.069 m,管徑DN=0.024 m的40只燈管，流化床反應(yīng)器的幾何模型如圖1所示。進口邊界條件采用Fluent提供的速度進口邊界(velocity inlet)條件。取充分發(fā)展的自由面出口(outflow)作為出口的邊界條件。固體壁面處默認為無滑移邊界條件。

圖1 流化床反應(yīng)器的幾何尺寸

3 模擬結(jié)果分析

3.1 進氣速度對速度場的影響

進氣速度對速度場的影響，如圖2所示。

由圖2(a)～(d)可知，隨著表觀氣速的增大，反應(yīng)器內(nèi)的液速也隨之增加，這是由于隨著進氣氣速的增大，引起輸入到體系中的能量增加，反應(yīng)器內(nèi)的流型也發(fā)生了相應(yīng)的轉(zhuǎn)變，由均勻泡狀流逐漸過渡為非均勻湍流，從而使液速加快。當氣速增大時，反應(yīng)器內(nèi)流體湍動加劇，氣泡的增多使得其相互間的碰撞、聚并等作用增強，氣速的提高有利于氣液兩相間的傳質(zhì)和反應(yīng)。

3.2 進氣速度對氣含率的影響

進氣速度對氣含率的影響，如圖3所示。

圖3 不同氣速y=0平面氣含率分布

從圖3(a)～(d)可見，升流區(qū)和降流區(qū)內(nèi)氣含率隨著進氣速度的增加而單調(diào)遞增。這主要是因為相同的進氣面積，進氣速度增大，進氣量增加，氣泡數(shù)量增多，所以在同一截面上氣含率增大。從圖上還可以看出，在較低氣速情況下，氣泡群擺動幅度很小，基本上是直線上升，隨著氣速的增加，氣泡群擺現(xiàn)象加劇，發(fā)生擺動幅度也加強。由此可見，提高進氣速度有利于增大氣含率。但是，氣含率的增大存在一個適宜的范圍，有關(guān)研究表明流化床反應(yīng)器內(nèi)氣含率不得大于0.3，否則氣液就會相互合并，以液體為連續(xù)相的分散型氣液的兩相流就將被破壞[3]。

3.3 氣泡直徑對流場的影響

以下取進氣速度為0.02 m/s，反應(yīng)器結(jié)構(gòu)不變，兩相流模型、湍流模型及邊界條件不變，比較氣泡直徑分別取D0=0.5 mm、2D0、3D0、4D0情況下的水氣比和混合效果。

圖4表示了在不同氣泡直徑下?lián)醢逑逻吘壠矫嬷行木€處液相速度的大小分布?？梢钥闯?，隨著氣泡直徑增大，液相速度增加。這主要是由于氣泡直徑增大，氣泡所受浮力增加，上升速度加快，所以液相速度增加。

3.4 氣泡直徑對氣含率的影響

圖5 不同氣泡直徑下y=0平面氣含率分布

由圖5可以看出，隨著氣泡直徑的增大，反應(yīng)器內(nèi)氣含率逐漸減小。這是由于氣泡大小不一致導(dǎo)致其在水中上升速度不一樣產(chǎn)生的。氣泡直徑小，所受浮力就小，在水中上升速度較慢，所以氣含率較高，且向周圍擴散使得其分布較均勻。氣泡尺寸增大，使得其所受浮力相應(yīng)增加，上升速度加快，在反應(yīng)器內(nèi)的停留時間變短，從而減緩了兩側(cè)氣含率的增幅，導(dǎo)致中心與兩側(cè)氣含率的差距增加。

4 結(jié)束語

文中利用Fluent軟件對流化床反應(yīng)器氣液兩相流進行數(shù)值模擬，結(jié)論如下：

(1)標準k-ε湍流模型能夠?qū)α骰卜磻?yīng)器的流場進行正確的模擬和預(yù)測；

(2)增大進氣速度可以增加液相循環(huán)速度和反應(yīng)器內(nèi)氣含率；

(3)減小氣泡直徑可以增大流化床反應(yīng)器內(nèi)氣含率，但會降低液相循環(huán)速度，這主要是因為氣泡上升速度與氣泡直徑密切相關(guān)。

通過改變進氣速度、氣泡直徑操作參數(shù)來研究對流場的影響，研究結(jié)果對流化床反應(yīng)器的設(shè)計及應(yīng)用具有一定的指導(dǎo)意義。

[1] 李 敏, 王光謙, 于 洸，等. 內(nèi)循環(huán)流化床反應(yīng)器流體力學(xué)特性的數(shù)值模擬[J]. 環(huán)境科學(xué)學(xué)報，2004, 24(3):400-405.

[2] 鵬 程. 復(fù)雜邊界通道內(nèi)的三維穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬[D]. 西安：西安理工大學(xué)，2000.

[3] Afsin Gungor, Nurdil Eskin. Hydrodynamic Modeling of a Circulating Fluidized Bed[J]. Power Technology, 2007, 17(2):1-13.

Research on Numerical Simulation of Gas-liquid Two-phase Flow in Fluidized Bed

QI Hong-bo

(Energy Conservation Service Centre of Heilongjiang Province, Harbin 150001, China)

This paper uses FLUENT software to simulate gas-liquid two-phase flow in fluidized bed reactor. This analysis is based on changing the velocities of gas, diameters of the air bubble. Based on the analysis and comparison, it can be gotten that increasing the velocity of gas can add the circular velocity of liquid and holdup of gas. The holdup of gas is increased by minishing air bubble diameter in the reactor, but the circular velocity of liquid is reduced. The research has some reference value for the design and operation of the fluidized bed reactor.

Fluidized bed; Gas-liquid two-phase flow; Numerical simulation

2014-11-11

2014-12-25

齊洪波(1983-)，女，工程師，2008年畢業(yè)于哈爾濱工業(yè)大學(xué)，研究生學(xué)歷，主要從事能源技術(shù)研究工作。

10.3969/j.issn.1009-3230.2015.01.006

TK229.5

B

1009-3230(2015)01-0019-04