鼓泡塔中离子液体-空气两相流的CFD-PBM耦合模拟

针对咪唑类离子液体介质,采用Euler-Euler双流体模型与群平衡模型（PBM）耦合的方法,引入由实验结果拟合获得的适用于该介质的气液相间曳力系数模型,对内径0.203 m、高2 m的鼓泡塔中离子液体-空气两相流进行计算流体力学模拟,研究了不同表观气速下塔内气液两相速度场分布、气含率和气泡尺寸分布等流体动力学性质。与现有的相间曳力系数模型Schiller-Naumann模型模拟结果对比,采用本文模型得到的气含率与实验值吻合更好,气泡尺寸分布与实验结果一致。     

曳力模型和湍流模型对内环流反应器数值模拟的影响

研究了曳力模型和湍流模型对气升式内环流反应器流体力学参数的影响,进一步证实了DBS-Local曳力模型在气升式内环流反应器中的适用性。结果表明：曳力模型决定了是否可以模拟出下降管中的气体;而曳力模型和湍流模型共同作用,决定了气含率模拟结果的准确性。Schiller-Naumann、Tomiyama、Grace、Ishii-Zuber这4种曳力模型均无法预测出下降管含气这一现象,而DBS-Local曳力模型能够模拟出下降管中的气体。DBS-Local曳力模型与standard k-ε mixture湍流模型组合,对气含率的预测值与实验值较为接近,而与RNG k-ε dispersed湍流模型组合,对轴向液速的预测值与实验值更为接近。     

气浮接触区气泡聚并行为的数值模拟

在气浮接触区内,聚并会导致气泡直径增大,对分离效果产生影响。采用相群平衡模型对接触区气泡聚并行为进行数值模拟,研究了气泡聚并发生的原因及来液流量、回流流量对气泡聚并的影响。首先分别应用Schiller-Naumann、Grace和Tomiyama3种曳力系数模型进行模拟,所得气泡直径均与实验值吻合,无明显差异,选定Schiller-Naumann曳力系数模型对气浮中两相流动进行模拟。通过对模拟结果进行分析,表明回流入口周围上下行流过渡区域存在较大速度梯度,是导致气泡聚并的关键因素。最后研究了来液流量和回流流量对接触区气泡尺寸的影响,接触区上部气泡直径随回流流量增大而明显增大,原因在于增大回流流量使得过渡区域速度梯度升高,气泡聚并频率提高;而来液流量对气泡尺寸基本无影响。     

曳力模型和湍流模型对内环流反应器数值模拟的影响

研究了曳力模型和湍流模型对气升式内环流反应器流体力学参数的影响,进一步证实了DBS-Local曳力模型在气升式内环流反应器中的适用性。结果表明:曳力模型决定了是否可以模拟出下降管中的气体;而曳力模型和湍流模型共同作用,决定了气含率模拟结果的准确性。Schiller-Naumann、Tomiyama、Grace、Ishii-Zuber这4种曳力模型均无法预测出下降管含气这一现象,而DBS-Local曳力模型能够模拟出下降管中的气体。DBS-Local曳力模型与standard k-εmixture湍流模型组合,对气含率的预测值与实验值较为接近,而与RNG k-ε dispersed湍流模型组合,对轴向液速的预测值与实验值更为接近。     

气浮接触区气泡聚并行为的数值模拟

在气浮接触区内,聚并会导致气泡直径增大,对分离效果产生影响。采用相群平衡模型对接触区气泡聚并行为进行数值模拟,研究了气泡聚并发生的原因及来液流量、回流流量对气泡聚并的影响。首先分别应用Schiller-Naumann、Grace和Tomiyama 3种曳力系数模型进行模拟,所得气泡直径均与实验值吻合,无明显差异,选定Schiller-Naumann曳力系数模型对气浮中两相流动进行模拟。通过对模拟结果进行分析,表明回流入口周围上下行流过渡区域存在较大速度梯度,是导致气泡聚并的关键因素。最后研究了来液流量和回流流量对接触区气泡尺寸的影响,接触区上部气泡直径随回流流量增大而明显增大,原因在于增大回流流量使得过渡区域速度梯度升高,气泡聚并频率提高;而来液流量对气泡尺寸基本无影响。     

基于EMMS模型的搅拌釜内气液两相流数值模拟

采用欧拉-欧拉模型对搅拌釜内气液两相流进行了三维CFD模拟,重点研究了采用不同曳力模型时CFD模拟对搅拌桨附近排出流区两相流动的预测能力。模拟结果表明CFD能准确地预测排出流区的液相速度分布,但采用传统的Schiller-Naumann曳力一定程度上低估了排出流区的气液相间曳力,导致在完全扩散区CFD预测的分布器和桨叶下方区域气含率偏小,而基于气液非均匀结构和能量最小多尺度（EMMS）方法得到的DBS-Global曳力模型能更准确地描述完全扩散区气液搅拌釜内流动情况。与传统曳力模型相比,采用DBS-Global曳力模型能显著提高对气含率的预测。     

基于EMMS模型的搅拌釜内气液两相流数值模拟

采用欧拉-欧拉模型对搅拌釜内气液两相流进行了三维CFD模拟,重点研究了采用不同曳力模型时CFD模拟对搅拌桨附近排出流区两相流动的预测能力。模拟结果表明CFD能准确地预测排出流区的液相速度分布,但采用传统的Schiller-Naumann曳力一定程度上低估了排出流区的气液相间曳力,导致在完全扩散区CFD预测的分布器和桨叶下方区域气含率偏小,而基于气液非均匀结构和能量最小多尺度(EMMS)方法得到的DBS-Global曳力模型能更准确地描述完全扩散区气液搅拌釜内流动情况。与传统曳力模型相比,采用DBS-Global曳力模型能显著提高对气含率的预测。     

鼓泡塔中气泡群运动的实验与模拟

采用高速摄像法测量了均匀鼓泡流状态下,水以及体积分数分别为20%和40%的甘油-水体系中气泡群的浮升运动,考察了气含率、雷诺数和分布器孔径对气泡尺寸、形状、浮升速率和曳力系数的影响。构建了立方体单元胞模型,并根据雷诺数的不同选取层流和湍流模型,模拟得到气泡的浮升速率和曳力系数与实验值吻合较好。结果表明:随着气含率及液体黏度的提高,气泡群浮升阻力增大,浮升速率减少;随着雷诺数和气泡直径的增加,曳力系数减小,气泡浮升速率增大。单元胞模型能较好地反映气泡群浮升过程中各因素的影响,是处理气泡群运动的有效工具。     

加压鼓泡塔反应器中气液两相流CFD数值模拟

对加压气液鼓泡塔反应器内的气液两相流进行了二维数值模拟,模拟的压力为0.5～2.0 MPa,表观气速为0.120～0.312 m/s;模拟采用了Euler-Euler模型,并耦合了气泡群平衡模型（PBM）预测气泡尺寸,该模型考虑了气泡聚并与破碎对气泡的影响。液相湍流采用标准k-ε模型,两相间的作用力只考虑曳力。模拟获得了局部气含率、局部气/液相时均轴向速度及其径向分布等数据,并与实验结果进行比较。结果表明,局部气含率、局部气相速度模拟结果与实验结果吻合较好,局部液相速度径向分布特征模拟结果与文献结果相符。     

基于气泡群相间作用力模型的加压鼓泡塔流体力学模拟

目前,多数文献报道了冷态加压湍动鼓泡塔内流动特征,并且通过实验数据回归相关经验关联式。然而,此类关联式适用范围有限,难以直接外推到工业鼓泡塔反应器条件。因此,在FLUENT平台上建立了基于气泡群相间作用力的、动态二维加压鼓泡塔计算流体力学模型。通过数值模拟考察了操作压力为0.5~2.0 MPa,表观气速为0.20~0.31 m·s^-1,内径0.3 m鼓泡塔内流场特性参数分布,并且与冷态实验数据进行比较。结果表明,采用修正后的气泡群曳力模型、径向力平衡模型以及壁面润滑力模型描述气泡群相间作用力,能够较为准确地反映平均气含率和气含率径向分布随操作压力和表观气速变化的规律。     

三种湍流模型下搅拌釜内气含率特性的模拟

采用计算流体力学（CFD）方法,应用Euler-Euler双流体模型,桨叶采用多重参考系法（MFR）,与考虑气泡聚并与破碎对气泡尺寸影响的群体平衡模型（PBM）相结合,比较了标准k-ε、Realizable k-ε和RNG k-ε3种湍流模型对双层涡轮搅拌釜内气-液两相液相流场、局部气含率及气泡尺寸分布的影响。结果表明：3种湍流模型预测的液相流场流型相似,总体气含率预测值相差不大,均与实验值吻合较好。对于局部气含率,标准k-ε和RNG k-ε模型在桨叶区的预测值偏大,在接近自由液面处三者预测值均偏低,Realizable k-ε模型预测结果与实验值符合最好;对于气泡尺寸,3种湍流模型预测结果均与实验值较吻合,在靠近自由液面处预测值均偏小,气泡尺寸分布与湍流长度分布相吻合。     

基于EMMS方法的鼓泡塔反应器CFD及群平衡模拟

能量最小多尺度（energy-minimization multi-scale,EMMS）方法已经被应用于气液体系中群平衡（population balance model,PBM）模型的改进。EMMS模型可计算气泡破碎聚并过程的能量,进而获得聚并速率的修正因子。应用这一模型对高气速鼓泡塔进行了模拟计算,并进一步对比了均一尺径模型、CFD-PBM模型以及CFD-PBM-EMMS模型的模拟结果与实验数据。结果表明,在高表观气速条件下,基于EMMS方法的群平衡模型可以更加准确地预测鼓泡塔中不同高度的气泡尺径分布和轴向液速,同时提高了对整体气含率和局部气含率的模拟准确性。在表观气速为0.16 m·s^-1和0.25 m·s^-1时,CFD-PBM-EMMS模型对气泡尺径分布的预测精度更高,同时整体气含率模拟的相对误差下降为5%和15%,局部气含率模拟平均相对误差下降为8%和17%。     

Euler multiphase-CFD simulation on a bubble-driven gas–liquid–solid fluidized bed

An integrated flow model was developed to simulate the fluidization hydrodynamics in a new bubble-driven gas–liquid–solid fluidized bed using the computational fluid dynamic (CFD) method. The results showed that axial solids holdup is affected by grid size, bubble diameter, and the interphase drag models used in the simulation. Good agreements with experimental data could be obtained by adopting the following parameters: 5 mm grid, 1.2 mm bubble diameter, the Tomiyama gas–liquid model, the Schiller–Naumann liquid–solid model, and the Gidaspow gas–solid model. At full fluidization state, an internal circulation of particles flowing upward near the wall and downward in the centre is observed, which is in the opposite direction compared with the traditional core-annular flow structure in a gas–solid fluidized bed. The simulated results are very sensitive to bubble diameters. Using smaller bubble diameters would lead to excessive liquid bed expansions and more solid accumulated at the bottom due to a bigger gas–liquid drag force, while bigger bubble diameters would result in a higher solid bed height caused by a smaller gas–solid drag force. Considering the actual bubble distribution, population balance model (PBM) is employed to characterize the coalescence and break up of bubbles. The calculated bubble diameters grow up from 2–4 mm at the bottom to 5–10 mm at the upper section of the bed, which are comparable to those observed in experiments. The simulation results could provide valuable information for the design and optimization of this new type of fluidized system.     

Drag models coupled with CFD–PBM method for simulation in bubble columns

In this study, three-dimensional numerical simulation of gas–liquid flow in bubble columns was realized by using the computation fluid dynamics (CFD)–population balance model (PBM). The new drag model improves the stability-constrained multi-fluid (SCMF-C) model because of the consideration of the wake accelerating and the hindering effects for calculating the drag correction factor. The gas holdup, axial liquid velocity, and bubble size distribution (BSD) predicted by four drag models at 0.02 and 0.1 m/s were compared. The results revealed that the proposed drag model can provide excellent predictions for both bubbly and heterogeneous flows. Because the wake accelerating and the hindering effects were considered, reliable predictions were achieved for the gas holdup, and the problem of uniform gas holdup distribution was mitigated. Therefore, the SCMF-C model can be extended for nonuniform BSD. The gas holdup and liquid velocity increased, and the nonuniformity of radial results became pronounced at 0.1 m/s. The profiles of four drag models were similar at a low height, whereas the difference between the simulations of the four models became obvious with the variation of heights. The results of the four models were accurate, and the BSD was wide at 0.1 m/s. Subsequently, the feasibility of the four drag models was evaluated at 0.2 and 0.4 m/s. The results of the comparison revealed that the proposed drag model exhibited excellent feasibility at higher gas velocities and was powerful for the simulation of bubble columns.     

浆态床内固含率轴向分布的数值模拟

采用DBS曳力模型计算气液相间作用,分别采用Gidaspow曳力模型、经Brucato修正的Gidaspow曳力模型和Schiller?Naumann曳力模型计算液固相间作用,忽略气固间的直接作用,对比了浆态床内不同颗粒粒径体系轴向固含率的模拟和实验结果. 结果表明,不同液固相间曳力模型对气含率的预测影响不大;在颗粒粒径较大(140 ?m)的体系中,较低表观气速下气液DBS与液固Schiller?Naumann曳力模型组合模拟的固含率随床高度增加而减小,与实验结果吻合,而其它曳力模型组合的模拟结果较差,轴向分布较均匀;在颗粒粒径较小(35 ?m)的体系中,几种曳力模型组合的模拟结果均与实验结果吻合较好,轴向分布较均匀.     

采用压力传感技术测量鼓泡床中流体力学参数

引　言鼓泡床以其良好的传热、传质、相间充分接触和高效的可连续操作特性在许多领域得到了广泛应用 .在过去的 4 0多年里 ,人们采用许多测量方法(光导纤维、多普勒测速仪、电导法、压力传感技术 )对鼓泡床中的各种流动行为进行了大量研究 ,由于床层内流动的复杂性以及各测量手段间的差别 ,得出的结论不尽相同[1] ,而且工业反应多数在高温、高压、非透明体系下进行 ,这限制了许多测量技术的应用 .压力传感技术以其适用范围广、所需仪器便宜、耐用、测量结果准确的特点在鼓泡床流体力学参数测量中得到了广泛应用床层塌落法是压力传感技术在鼓泡床流体力学参数测量中的一个重要应用 .Sriram和Mann[2 ] 较早地将其应用于测量鼓泡床中的气含率 ;Fan等[3] 也曾利用此方法测量鼓泡床内的固含率 .前人大都采用压力传感技术测量床层内的平均相含率 ,而采用此方法测量大小气泡分数和气泡上升速度的报道很少 .本文根据前人在此方面的研究成果并结合本实验的特点进行了这方面的研究1　实验装置本实验结合工业对二甲苯氧化反应器的特点设计并建立了其流体力学冷模实验装置 ,如图 1所示 .鼓泡床高 6 6m ,内径 0 3m .在鼓泡床一侧自...