張國(guó)艷,安興才,陳作雁,劉 剛

(甘肅自然能源研究所,甘肅 蘭州 730046)

光催化技術(shù)在治理含有機(jī)染料的廢水行業(yè)具有廣泛的應(yīng)用前景[1-3],將光催化劑固定在玻璃珠上,既能保證較好的光催化活性、透光性,又解決了催化劑的回收問題,而且能夠多次使用、連續(xù)處理廢水[4-5]。負(fù)載型TiO2玻璃珠組成的固定床反應(yīng)器在光催化領(lǐng)域受到極大關(guān)注,其中固定床內(nèi)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)是評(píng)價(jià)固定床設(shè)備的重要參數(shù),二者直接影響反應(yīng)器的效率,所以能夠準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)固定床內(nèi)的流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的變化規(guī)律對(duì)固定床的設(shè)計(jì)和操作有重要的意義。

目前國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD,computational fluid dynamics)的方法對(duì)隨機(jī)或規(guī)則填充固定床的流場(chǎng)和壓力場(chǎng)進(jìn)行了模擬計(jì)算,重點(diǎn)考察了管徑比、雷諾數(shù)、孔隙率、顆粒形狀、壁面效應(yīng)等對(duì)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響[6-14]。這些研究均以部分填充床為基礎(chǔ),不能夠真實(shí)全面地反應(yīng)整根管的流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的情況,并且固定床形狀為圓柱形或直方形,對(duì)環(huán)形固定床的流場(chǎng)和壓力場(chǎng)研究仍然較少。環(huán)形固定床相對(duì)于圓柱形或直方形固定床,內(nèi)部光源分布均勻、光效率高。然而,環(huán)形固定床反應(yīng)器的研究基本以實(shí)驗(yàn)為主,通過實(shí)驗(yàn)手段雖然能直接獲得床層內(nèi)壓降,但其內(nèi)部的壓降和流場(chǎng)的具體變化規(guī)律無法形象和實(shí)時(shí)地表達(dá),且環(huán)形固定床內(nèi)質(zhì)量傳遞不明確。通過數(shù)值模擬的方法模擬整根反應(yīng)管的流場(chǎng)和壓力場(chǎng),不僅可以觀測(cè)到床層內(nèi)部流場(chǎng)和壓降變化、質(zhì)量傳遞情況,還可以優(yōu)化實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)。

首先研究環(huán)形固定床反應(yīng)器的內(nèi)部阻抗值與玻璃珠直徑、入口流速的關(guān)系,然后運(yùn)用CFD方法對(duì)環(huán)形固定床反應(yīng)器內(nèi)部的流場(chǎng)和壓降進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,研究玻璃珠直徑和入口流速對(duì)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響,并對(duì)模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了圖譜分析,結(jié)合實(shí)驗(yàn)確定出最佳玻璃珠直徑和入口流速,優(yōu)化了反應(yīng)器結(jié)構(gòu),為反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模擬及工程應(yīng)用提供技術(shù)基礎(chǔ)。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

環(huán)形固定床光催化氧化反應(yīng)器基本單元和實(shí)驗(yàn)裝置見圖1。該反應(yīng)器由外管、內(nèi)管、內(nèi)外管間填充載有光催化劑的玻璃珠、下端面入口和上端面出口等幾部分構(gòu)成,其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所列。在實(shí)驗(yàn)裝置中反應(yīng)器與水平面呈36°夾角放置,實(shí)驗(yàn)光源位于內(nèi)外管中心線處,其長(zhǎng)度為1.5 m。

圖1 環(huán)形固定床光催化反應(yīng)器基本單元示意圖和實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.1 Schematic diagram of basic unit and experimental device layout of annular fixed bed photocatalytic reactor

表1 環(huán)形固定床各部分名稱及尺寸

由于光催化過程中光傳遞效率的限制,環(huán)形固定床內(nèi)玻璃珠層數(shù)不宜過多,在以上結(jié)構(gòu)參數(shù)條件下,利用CFD軟件模擬研究徑向1～2層玻璃珠的環(huán)形固定床反應(yīng)器的流速場(chǎng)和壓力場(chǎng),每次裝填相同直徑玻璃珠,其玻璃珠直徑分別為4.88 mm、5.86 mm、6.93 mm、7.91 mm。

1.2 數(shù)學(xué)模型

為了更好地描述環(huán)形固定床內(nèi)顆粒的分布對(duì)流體流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響,考慮到固定床的形狀,采用軸對(duì)稱數(shù)學(xué)模型。連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、湍動(dòng)能方程和湍動(dòng)能耗散效率方程在軸對(duì)稱穩(wěn)態(tài)情況下,通用形式[15]為

(1)

其中:Γφ為φ的擴(kuò)散系數(shù),對(duì)不同的方程表示不同的值；Sφ為源項(xiàng),包括壓力梯度項(xiàng),在固定床內(nèi)表示流體與固定顆粒摩擦的阻力項(xiàng)。

對(duì)圓柱形或直方形固定床的流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的研究[9-13,16-17],主要考慮固定床顆粒直徑、顆粒比表面積、顆粒形狀等的影響。Ergun[18]提出計(jì)算床層內(nèi)壓降的公式為

(2)

其中:ΔP為床層壓降(Pa);L為床層高度(m);ρ為流體密度(kg/m3);Us為入口流速(m/s);μ為動(dòng)力粘度(Pa·s);dp為顆粒直徑(m);ε為床層孔隙率,無量綱。研究利用式(2)計(jì)算環(huán)形固定床反應(yīng)器的壓降。

1.3 網(wǎng)格劃分

環(huán)形管內(nèi)部填充玻璃珠,玻璃珠之間、玻璃珠與壁面之間彼此相連,為了保證網(wǎng)格質(zhì)量,將玻璃珠直徑縮小1%。這樣處理會(huì)導(dǎo)致玻璃珠填充率的誤差為3%,壓降誤差為10%,均在工程應(yīng)用誤差范圍之內(nèi)[13]。

應(yīng)用ICEM軟件進(jìn)行建模并劃分網(wǎng)格,采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格。環(huán)形固定床端面和L/2斷面網(wǎng)格示意圖如圖2所示,由圖2可以看到端面處網(wǎng)格較均勻,而L/2斷面的網(wǎng)格扭曲率(skewness)≤0.7,網(wǎng)格質(zhì)量(quality)≥0.3,這是因?yàn)椴Ａе橹g、玻璃珠與壁面之間間隙僅為0.03 mm,出現(xiàn)網(wǎng)格扭曲率較大、網(wǎng)格質(zhì)量較差的情況是不可避免的。由文獻(xiàn)[10,19]可知,skewness≤0.7和quality≥0.3可以保證網(wǎng)格質(zhì)量,且數(shù)值計(jì)算結(jié)果可靠。

(1) 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證 以直徑為5.86 mm的玻璃珠為例,驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性和時(shí)間步長(zhǎng)獨(dú)立性。

圖2 環(huán)形固定床端面和L/2斷面網(wǎng)格示意圖Fig.2 End face of the annular fixed bed and L/2section grid diagram

研究模擬關(guān)注的對(duì)象為流速,選取6個(gè)點(diǎn)比較具體的流速,其坐標(biāo)分別為1(22,10,0)、2(22,10,300)、3(22,10,600)、4(22,10,900)、5(22,10,1250)、6(22,10,1500)。4種計(jì)算網(wǎng)格數(shù)見表2。對(duì)表2中的4種網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬,6個(gè)點(diǎn)的模擬結(jié)果見圖3。

表2 4種計(jì)算網(wǎng)格數(shù)

從圖3可以看出,隨著網(wǎng)格數(shù)的增加,6個(gè)點(diǎn)的速度在網(wǎng)格數(shù)為1 441萬時(shí)的波動(dòng)比較大,其他3種情況對(duì)計(jì)算結(jié)果影響很小,為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性和計(jì)算效率,取2 536萬的網(wǎng)格作為計(jì)算網(wǎng)格。

(2) 時(shí)間步長(zhǎng)獨(dú)立性驗(yàn)證 時(shí)間步長(zhǎng)分別取0.025 s、0.05 s、0.1 s、0.2 s進(jìn)行數(shù)值模擬,6個(gè)點(diǎn)的速度隨時(shí)間步長(zhǎng)的變化如圖4所示。

從圖4可以看出,6個(gè)點(diǎn)在不同的時(shí)間步長(zhǎng)下結(jié)果基本不變,綜合考慮計(jì)算周期和計(jì)算精度,計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)取0.1 s。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Grid independence verification

圖4 時(shí)間步長(zhǎng)獨(dú)立性驗(yàn)證Fig.4 Time step independence verification

1.4 邊界條件

研究中進(jìn)行的是不可壓縮液體單相流的模擬計(jì)算,水從反應(yīng)器下端面入口進(jìn)入,經(jīng)過玻璃珠固定床,到達(dá)上端面出口。入口條件為速度入口;出口條件為壓力出口,大小為0,即為大氣壓;玻璃珠及邊壁均采用無滑移條件,各項(xiàng)流速為0。

采用基于壓力的求解器,SIMPLE算法,二階迎風(fēng)差分格式,收斂標(biāo)準(zhǔn)為5×10-4。

由于環(huán)形固定床是由玻璃珠堆積而形成的多孔結(jié)構(gòu),在數(shù)值模擬過程中需要開啟Porous Zone選項(xiàng),對(duì)多孔介質(zhì)區(qū)域進(jìn)行設(shè)置。在Relative Velocity Resistance Formulation中設(shè)置為0;在Inertial Resistance中X、Y、Z方向分別輸入內(nèi)部阻抗值,不同直徑玻璃珠在不同入口流速時(shí)的內(nèi)部阻抗值如圖5所示,其他保持默認(rèn)設(shè)置。

圖5 不同直徑玻璃珠的內(nèi)部阻抗值隨入口流速的變化Fig.5 Variation of internal impedance of glass beads withdifferent diameters with inlet flow rate

2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 內(nèi)部阻抗值的確定及驗(yàn)證

(1) 內(nèi)部阻抗值的確定 應(yīng)用Ergun方程對(duì)環(huán)形固定床的壓降進(jìn)行了理論計(jì)算,根據(jù)理論計(jì)算值確定內(nèi)部阻抗值與不同玻璃珠直徑和入口流速的關(guān)系,其結(jié)果如圖5所示。

由圖5可以看出,不同直徑玻璃珠的內(nèi)部阻抗值隨入口流速的增大而逐漸增加,當(dāng)流速小于0.20 m/s時(shí),內(nèi)部阻抗值隨入口速度的增加呈拋物線趨勢(shì)增加;流速大于0.20 m/s時(shí),內(nèi)部阻抗值趨于穩(wěn)定;同一入口流速下,隨著玻璃珠直徑的增加,內(nèi)部阻抗值呈階梯狀減小。不同玻璃珠直徑的內(nèi)部阻抗值與入口速度的擬合關(guān)系為

y=y0+(A/(w×sqrt(pi/2)))×

exp(-2×((v-vc)/w)2)。

(3)

式(3)中各參數(shù)取值見表3。

表3 擬合關(guān)系式的參數(shù)

(2) 內(nèi)部阻抗值的驗(yàn)證 對(duì)內(nèi)部阻抗值與不同直徑玻璃珠和入口流速的關(guān)系進(jìn)行了數(shù)值模擬,并做了相應(yīng)的實(shí)驗(yàn),其結(jié)果如圖6所示。不同直徑玻璃珠的數(shù)值模擬、實(shí)驗(yàn)和理論壓差隨流速的變化趨勢(shì)基本相同,均呈拋物線趨勢(shì)增加。入口流速相同時(shí),玻璃珠直徑越大,壓差越小。流速大于0.15 m/s時(shí),模擬壓差、實(shí)驗(yàn)壓差與理論壓差基本相等;當(dāng)流速小于0.15 m/s時(shí),三者最大誤差為10%。因此,內(nèi)部阻抗值可以保證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖6 不同直徑玻璃珠的實(shí)驗(yàn)壓差、理論壓差、模擬壓差隨流速的變化Fig.6 Experimental/theoretical/simulated pressure differenceof glass beads with different diameters with flow rate

2.2 入口流速對(duì)流速場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響

雷諾數(shù)判斷環(huán)形固定床內(nèi)流體的流動(dòng)狀態(tài):

其中:v為流體斷面平均流速(m/s);d為固定床當(dāng)量直徑(m);υ為運(yùn)動(dòng)黏度(m2/s)。經(jīng)計(jì)算,當(dāng)v=0.115 m/s時(shí),Re=2 300,管內(nèi)流體達(dá)到紊流狀態(tài)。

研究以直徑為5.86 mm的玻璃珠為例,考察不同入口流速對(duì)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響。

(1) 入口流速對(duì)流場(chǎng)的影響 不同入口流速L/2斷面處流速云圖分布如圖7所示,隨著入口流速的增加,顆粒間隙內(nèi)流速逐漸增加,并且隨著入口流速的增加,環(huán)形管內(nèi)流體流速和玻璃珠表面速度梯度逐漸增大。入口速度分別為0.10 m/s、0.15 m/s、0.20 m/s、0.22 m/s時(shí),管內(nèi)主流速大小分別為0.20 m/s、0.35 m/s、0.45 m/s、0.45 m/s,且入口速度由0.15 m/s變化到0.20 m/s時(shí),管內(nèi)流速變化顯著,玻璃珠表面速度梯度明顯增大,因此,可認(rèn)為入口流速為0.15～0.20 m/s是玻璃珠表面速度梯度增大的轉(zhuǎn)折區(qū)間。

環(huán)形固定床環(huán)間距10 mm,管長(zhǎng)1.50 m,內(nèi)部填充玻璃珠直徑為5.86 mm時(shí),不同入口流速的環(huán)形管內(nèi)流體流速分布如圖8所示,隨著入口流速的增加,管內(nèi)流體流速分布比例向流速較大的方向移動(dòng)且趨于緩和。入口流速分別為0.10 m/s、0.15 m/s、0.20 m/s、0.22 m/s時(shí),流體流速≥0.10 m/s的分布百分比分別為86.15%、 94.41 %、97.55 %和98.19 %。因此,當(dāng)入口流速≥0.20 m/s時(shí),97.55%以上的流體流速均大于0.10 m/s,即達(dá)到紊流,且隨著入口流速的增加,環(huán)形管內(nèi)流體流速分布百分比變化減小。

(2) 入口流速對(duì)壓力場(chǎng)的影響 環(huán)形固定床環(huán)間距10 mm,管長(zhǎng)1.5 m,內(nèi)部填充玻璃珠直徑為5.86 mm時(shí),不同入口流速在環(huán)形固定床內(nèi)的壓力變化如圖9所示,L=0.25 m斷面壓差隨流速的變化如圖10所示。從圖9可以看出隨著管長(zhǎng)的增加,壓力呈線性減小的趨勢(shì),到達(dá)出口處壓力為0;入口流速越大,壓差越大。由圖10看出,在同一斷面處,隨著入口流速的增加,壓差呈拋物線趨勢(shì)增大。因此,選取入口速度為0.2 m/s,既能達(dá)到管內(nèi)流速紊流狀態(tài)的要求,又能保證管內(nèi)壓差適中。

圖7 不同入口流速L/2斷面流速云圖Fig.7 Cloud diagram of velocity at different inlet velocity L/2 sections

圖8 不同入口流速的環(huán)形管內(nèi)流體流速分布Fig.8 Fluid velocity distribution in annular tube with different inlet velocity

2.3 玻璃珠直徑對(duì)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響

研究以入口流速為0.2 m/s為例,考察了玻璃珠直徑對(duì)環(huán)形固定床反應(yīng)器內(nèi)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響。

(1) 玻璃珠直徑對(duì)流場(chǎng)的影響 不同直徑玻璃珠在L/2斷面處的流速云圖如圖11所示。由圖11

圖9 不同入口流速在環(huán)形固定床內(nèi)的壓力變化Fig.9 Pressure changes of different inlet flow rates in the annular fixed bed

圖10 L=0.25 m斷面壓差隨流速的變化Fig.10 Influence of pressure difference in sectionL=0.25 m on with different flow velocity

圖11 不同玻璃珠直徑L/2斷面流速云圖Fig.11 Cloud diagram of velocity of section L/2 of different glass bead diameters

可以看出,環(huán)形管間隙內(nèi)流體流速較大,玻璃珠表面一定區(qū)域內(nèi)流速非常小。這是因?yàn)榱黧w流動(dòng)過程中遇到玻璃珠,玻璃珠與流體之間的黏性導(dǎo)致阻力增大,流速減小,致使玻璃珠周圍流速很小。并且直徑為4.88 mm、5.86 mm、6.93 mm、7.91 mm的玻璃珠其流速在0.5 m/s以上的百分比分別為25.51%、 28.85%、7.34%和8.50%,6.93 mm和7.91 mm玻璃珠環(huán)形管間隙較大,流速大于0.5 m/s的百分比較小,間隙內(nèi)流速分布較為均勻,說明玻璃珠在阻礙流體流動(dòng)的同時(shí)也有促使流體達(dá)到紊流的作用。

不同直徑玻璃珠在入口流速為0.2 m/s時(shí),環(huán)形管內(nèi)部流體的流速分布百分比如圖12所示,4.88 mm和5.86 mm、6.93 mm和7.91 mm玻璃珠的整體流速分布百分比相似,在0.4～0.5 m/s的范圍,百分比均為最大值,即在0.4～0.5 m/s的范圍內(nèi),4.88 mm、5.86 mm、6.93 mm、7.91 mm玻璃珠的流速分布百分比均達(dá)到最高值,分別為29.36%、24.80%、39.72%和36.34%。在0.1～0.5 m/s的范圍內(nèi),4.88 mm、5.86 mm、6.93 mm、7.91 mm玻璃珠的流速分布百分比分別為72.97%、68.70%、87.27%和87.26%。

圖12 不同玻璃珠直徑的環(huán)形管內(nèi)流體流速分布Fig.12 Fluid velocity distribution in annular tube with different glass bead diameters

對(duì)比圖11與圖12發(fā)現(xiàn),在入口速度為0.2 m/s、玻璃珠直徑為6.93 mm和7.91 mm時(shí),87.27%和87.26%的流體既能保證管內(nèi)紊流狀態(tài)又能保證管內(nèi)能量消耗較小。

(2) 玻璃珠直徑對(duì)壓力場(chǎng)的影響 不同直徑玻璃珠的壓力隨管長(zhǎng)的變化如圖13所示,隨著管長(zhǎng)的增大,壓力逐漸減小且呈良好的線性關(guān)系,即入口處壓力最大,出口處壓力為0,這符合壓力出口的邊界條件。隨著玻璃珠的增大,壓差逐漸減小,即7.91 mm玻璃珠的耗能最小。這主要是因?yàn)椴Ａе樵酱?環(huán)形管內(nèi)孔隙率越大,阻力越小,壓差越小。

綜合考慮入口流速、玻璃珠直徑對(duì)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響,在環(huán)形管結(jié)構(gòu)不變時(shí),入口流速0.2 m/s、玻璃珠直徑7.91 mm為最佳模擬工況。

3 實(shí)驗(yàn)研究

對(duì)數(shù)值模擬優(yōu)化的工況作進(jìn)一步降解效果評(píng)價(jià),驗(yàn)證數(shù)值模擬的正確性。以苯酚為目標(biāo)降解物,利用圖1(b)實(shí)驗(yàn)裝置,裝填不同直徑玻璃珠進(jìn)行了不同入口流速的光催化降解實(shí)驗(yàn)。

圖13 不同玻璃珠直徑的壓力隨管長(zhǎng)的變化Fig.13 Pressure changes of different glass bead diameters with different pipe length

實(shí)驗(yàn)條件與測(cè)試儀器:苯酚初始質(zhì)量濃度為20 mg/L,反應(yīng)容積為30 L,實(shí)驗(yàn)光源為主波長(zhǎng)254 nm的低壓汞燈,實(shí)驗(yàn)反應(yīng)開始前先避光循環(huán)1 h、取3個(gè)平行樣,然后開啟光源,運(yùn)行4 h取樣測(cè)試;采用總有機(jī)碳(TOC,total organic carbon)分析儀(TOC-Lcpn)測(cè)試苯酚降解前后TOC的量。

入口流速對(duì)苯酚TOC降解量的影響如圖14所示。由圖14可知,不同直徑玻璃珠隨著入口速度的增加,苯酚TOC礦化量先增加后降低,在速度為0.15～0.20 m/s的范圍內(nèi)達(dá)到最大值,環(huán)形固定床內(nèi)達(dá)到紊流狀態(tài),流體與催化劑充分接觸,反應(yīng)速率最快,降解效果最好。當(dāng)速度小于0.15 m/s時(shí),紊流不充分,質(zhì)量交換速率小,苯酚礦化量小;當(dāng)速度大于0.2 m/s時(shí),管內(nèi)流速大,苯酚在玻璃珠表面停留時(shí)間短,光照時(shí)間短且不充分,苯酚礦化量小。

圖14 入口流速對(duì)苯酚TOC降解量的影響Fig.14 Influence of inlet flow rate on degradation of phenol TOC

玻璃珠直徑對(duì)苯酚礦化量影響顯著,4.88 mm、7.91 mm玻璃珠對(duì)苯酚礦化量效果優(yōu)于5.86 mm、6.93 mm玻璃珠的處理效果,原因是玻璃珠表面光催化界面的流態(tài)、光輻射強(qiáng)度和催化劑量的綜合影響作用,其中7.91 mm玻璃珠在入口速度為0.2 m/s時(shí)對(duì)苯酚礦化量的效果最好,與數(shù)值模擬的最佳工況結(jié)果一致。

4 結(jié)論

根據(jù)實(shí)驗(yàn)和理論壓差結(jié)果確定玻璃珠直徑和入口流速與內(nèi)部阻抗值的關(guān)系,然后利用CFD軟件對(duì)環(huán)形固定床光催化反應(yīng)器的流場(chǎng)和壓力場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬,得到了反應(yīng)器內(nèi)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的分布情況。在環(huán)形管結(jié)構(gòu)不變的情況下,通過改變流體入口流速和玻璃珠直徑,分析二者對(duì)流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的影響,并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析。研究結(jié)果對(duì)環(huán)形固定床反應(yīng)器的設(shè)計(jì)及應(yīng)用具有一定的指導(dǎo)意義。

(1) 確定了玻璃珠直徑、入口流速與內(nèi)部阻抗值的關(guān)系,即y=y0+(A/(w×sqrt(pi/2)))×exp(-2×((v-vc)/w)2),保證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

(2) 玻璃珠直徑為5.86 mm時(shí),管內(nèi)流體流速和壓降均與入口流速呈正相關(guān),且壓降與流速的平方成正比;當(dāng)入口流速≥0.2 m/s時(shí),環(huán)形管內(nèi)97.55%以上的流體流速均大于0.1 m/s,且壓差適中。

(3) 入口流速為0.2 m/s,玻璃珠直徑分別為6.93 mm和7.91 mm時(shí),87.27%和87.26%的流體既能保證管內(nèi)紊流狀態(tài)又能保證管內(nèi)能量消耗較小。

(4) 光催化降解苯酚實(shí)驗(yàn)研究顯示,入口流速為0.2 m/s、玻璃珠直徑為7.91 mm時(shí)苯酚的降解效果最好,說明了CFD軟件模擬環(huán)形固定床反應(yīng)器的準(zhǔn)確性和可行性。

數(shù)值模擬、理論結(jié)果與實(shí)驗(yàn)壓差三者結(jié)果吻合較好,說明Ergun方程可用于環(huán)形固定床的壓降計(jì)算,也說明了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性和可行性。