含垂直列管束內(nèi)構(gòu)件鼓泡塔的CFD模擬

李兆奇，趙遠(yuǎn)方，管小平，王麗軍，成有為，李希

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含垂直列管束內(nèi)構(gòu)件鼓泡塔的CFD模擬

李兆奇，趙遠(yuǎn)方，管小平，王麗軍，成有為，李希

（浙江大學(xué)化學(xué)工程與生物工程學(xué)系，浙江杭州310027）

針對含有密集垂直列管束內(nèi)構(gòu)件的氣液鼓泡塔，在兩相Euler二維軸對稱-模型中，分別考慮氣相和液相受到的列管阻力。通過引入相應(yīng)的動量源、湍動源以及耗散源建立帶列管內(nèi)構(gòu)件的鼓泡塔二維CFD模型。模型能清晰、準(zhǔn)確地描述帶列管束鼓泡塔中氣液流動的特征：“煙囪效應(yīng)”以及分布器影響區(qū)延長。計算得到的氣含率以及液速的二維分布在寬泛的表觀氣速（0.12～0.62 m·s-1）范圍內(nèi)與實驗值相符。

鼓泡塔；密集列管束；內(nèi)構(gòu)件；計算流體力學(xué)；模型

引 言

鼓泡塔反應(yīng)器是一種工業(yè)中廣泛應(yīng)用的氣液兩相和氣液固三相接觸與反應(yīng)裝置，對于強(qiáng)放熱反應(yīng)如費(fèi)托合成，工業(yè)上通常安裝密集的換熱列管來移除反應(yīng)熱。文獻(xiàn)中關(guān)于列管內(nèi)構(gòu)件對鼓泡塔流動影響的實驗研究已有很多[1-5]。但關(guān)于含列管內(nèi)構(gòu)件鼓泡塔的CFD模擬報道較少。Bernemman[1]利用一維動量方程，給定拋物形氣含率和湍流黏度分布，將列管束的影響視作均勻施加的摩擦阻力考慮，引入壓力梯度項，模擬得到的液速分布與實驗結(jié)果符合較好。Forret等[4]認(rèn)為帶內(nèi)構(gòu)件的鼓泡塔不適合用一維軸向擴(kuò)散模型（ADM），通過引入軸向液速分布、軸/徑兩向擴(kuò)散系數(shù)，建立了2D模型來預(yù)測內(nèi)構(gòu)件對液相混合的影響。Larachi等[6]采用三維CFD模擬考察直徑1 m的鼓泡塔內(nèi)，4種不同列管布置的流場分布，結(jié)果表明，加入列管后，湍流動能降低至空塔的1/3左右。張煜等[7]將列管束對流動的影響平均化為單位體積的動量源、湍動源和耗散源，摒棄了將列管壁面考慮為幾何邊界的方法，使得計算量明顯降低，且模擬得到的充分發(fā)展段氣含率和液速分布與實驗值符合較好，能夠較好地解釋列管束產(chǎn)生的“煙囪效應(yīng)”。

Bernamann[1]、Forret等[4,8]、Chen等[9]、張煜 等[3]曾測量了直徑0.44～1.0 m列管鼓泡塔內(nèi)的液速和氣含率分布，結(jié)果卻不一致，對于“煙囪效應(yīng)”是否存在仍有爭議，趙遠(yuǎn)方等[10]在500 mm×5000 mm的鼓泡塔安裝40根垂直列管束并詳細(xì)測定了不同軸向高度的液體速度和氣含率分布，其實驗研究表明，與空塔相比，列管塔中分布器影響區(qū)的范圍顯著增大，當(dāng)流動發(fā)展至約4倍塔徑以上才能產(chǎn)生“煙囪效應(yīng)”。含列管束內(nèi)構(gòu)件鼓泡塔的流體力學(xué)模型必須反映這一客觀事實，而張煜等[7]的一維模型僅能描述充分發(fā)展區(qū)的“煙囪”現(xiàn)象，對于列管塔中不可忽略的分布器影響區(qū)的流動情況缺乏考慮，Larachi等[6]和Laborde-Boutet等[11]將列管外壁考慮為幾何邊界進(jìn)行全塔三維模擬，但其網(wǎng)格密度很大，計算量相當(dāng)龐大，且計算結(jié)果與文獻(xiàn)中相關(guān)實驗報道相差很大。因此，有必要發(fā)展合適的流體力學(xué)模型，從列管內(nèi)構(gòu)件的力學(xué)機(jī)理出發(fā)，準(zhǔn)確高效地模擬列管塔的整體流動規(guī)律。本文借鑒張煜等[7]將列管束的影響平均化為相應(yīng)源項的方式，在文獻(xiàn)[12]基于徑向力平衡的二維軸對稱空塔模型的基礎(chǔ)上，全面地考慮列管束對氣泡相以及液相的力學(xué)作用，在Euler-模型中引入相應(yīng)的動量源、湍動源以及耗散源，模擬列管束存在條件下鼓泡塔內(nèi)流動的發(fā)展規(guī)律，在闡釋“煙囪效應(yīng)”的同時揭示列管束造成分布器影響區(qū)增大的流體力學(xué)機(jī)理。

1 數(shù)學(xué)模型

文獻(xiàn)[3, 10]中的實驗研究表明，與空塔相比，列管塔中流型主要表現(xiàn)為兩個特征：一是“煙囪效應(yīng)”；二是分布器影響區(qū)延長。文獻(xiàn)[12]曾針對無列管條件下的氣液鼓泡塔建立了基于徑向力平衡的兩相Euler二維軸對稱-模型，模型計算穩(wěn)定性較好，易于收斂，本文在該模型的基礎(chǔ)上綜合考慮列管束對流動所產(chǎn)生上述兩方面影響的力學(xué)機(jī)制，其一表現(xiàn)為列管束對液相的作用，主要是抑制液相湍動，湍流黏度下降導(dǎo)致充分發(fā)展段的液速分布比空塔更為陡峭，本文將文獻(xiàn)[7]的一維模型中列管束產(chǎn)生的動量源、湍動源及耗散源拓展至二維軸對稱模型；其二表現(xiàn)為密集列管束限制氣泡向塔中心聚集的徑向運(yùn)動，迫使氣泡群趨向于沿直線式浮升，導(dǎo)致流動發(fā)展變緩，而以往文獻(xiàn)中關(guān)于列管束對氣泡作用的流體力學(xué)研究很少，本文將參照氣泡群壁面潤滑力的概念，首次提出密集列管束對氣泡群作用的力學(xué)源項。通過綜合考慮列管束對液相以及氣泡相的力學(xué)作用，建立一個較為完善的列管塔流體力學(xué)模型來考察帶列管條件下鼓泡塔中的流動情況。

1.1 列管束源項的流體力學(xué)機(jī)制

在流體力學(xué)模型中將列管束考慮成源項基于以下兩點(diǎn)假設(shè)：①鼓泡塔內(nèi)布置的豎直列管足夠密集，從而列管對流動的阻礙和耗散作用可以平均化表示成單位體積的動量源、湍動源和耗散源；②忽略列管壁面附近的局部分布，只考慮遠(yuǎn)離壁面的鼓泡塔內(nèi)速度和氣含率的“宏觀”分布。列管對鼓泡塔氣液兩相流的力學(xué)作用主要表現(xiàn)為兩個方面：一是對液相平均速度以及脈動速度的軸向摩擦和徑向形體阻力，文獻(xiàn)[7]的一維模型中闡述了列管束對液相脈動的阻礙是產(chǎn)生“煙囪”效應(yīng)的主要原因；另一方面，列管對氣泡徑向運(yùn)動的阻力是導(dǎo)致流動發(fā)展變慢，分布器影響區(qū)延長的原因?；谏鲜隹紤]，本文將列管內(nèi)構(gòu)件作用歸納如下。

1.1.1 動量源 列管對液體的軸向摩擦阻力及徑向形體阻力如文獻(xiàn)[7]中使用的表達(dá)式

式中，S為摩擦阻力系數(shù)，與列管塔Reynolds數(shù)有關(guān)，在本文所考察的湍動鼓泡塔操作范圍內(nèi)，S0.005；S為單位體積流體中列管的比表面積，m-1；K是von kármán系數(shù)，K的取值可由流體橫向通過圓柱的繞流阻力系數(shù)公式[13]估算，在本文考察的流速范圍內(nèi)，可取近似值，K1.7；L是時均速度的徑向分量，m·s-1；F是單位體積流體內(nèi)列管迎風(fēng)面積，m-1。

文獻(xiàn)中關(guān)于列管對氣泡群作用力的研究較少，而關(guān)于塔壁邊界對氣泡的作用，Antal等[14]及Tomiyama[15]曾經(jīng)提出壁面潤滑力的概念，在兩相管道流中，氣泡受到管壁附近強(qiáng)烈剪切的影響，會受到一個垂直于流動方向，驅(qū)使氣泡遠(yuǎn)離壁面的作用力。趙遠(yuǎn)方等[10]的實驗研究表明，列管內(nèi)構(gòu)件的存在限制了氣泡的徑向和切向運(yùn)動，本文參考壁面潤滑力的表達(dá)形式[16]，提出列管壁對氣泡群的力學(xué)作用源項，表達(dá)式如下

式中，列管對氣泡群運(yùn)動阻力與氣相運(yùn)動速度和列管密度呈正比，IG為阻力系數(shù)，取值為0.002；G為氣相徑向速度，m·s-1；S為氣液滑移速度，m·s-1；為列管所占截面積比；B為氣泡直徑，m；BBSL，為氣泡Reynolds數(shù)。

1.1.2 湍流動能和耗散率源項 選用標(biāo)準(zhǔn)-模型來封閉動量方程，分別在和方程中增加列管束產(chǎn)生的湍動源和耗散源項。鼓泡塔充分發(fā)展段內(nèi)豎直列管束對流體湍動主要有兩方面作用：一是列管對液體徑向脈動的形狀阻力，導(dǎo)致湍流動能降低，用體積源kr（m2·s-3）來表示；二是列管束對流體軸向流動產(chǎn)生的摩擦阻力，作用在管壁附近形成湍流邊界層剪切區(qū)，把平均流動轉(zhuǎn)化為湍動，使得湍流動能上升，用體積源sz（m2·s-3）表示[7]。

式中，c為模型參數(shù)，取值為3.0。

體積源sz為列管在近壁面處流體剪切產(chǎn)成的湍動動能，由流動阻力關(guān)系可知其與軸向平均速度3次方以及列管比表面積呈正比，表述如下

1.2 守恒方程與本構(gòu)關(guān)系

在Euler-Euler雙流體模型中考慮列管束產(chǎn)生的動量源、湍動源和耗散源，基本運(yùn)動控制方程如下：

連續(xù)性方程

動量方程

式中，DLTD分別代表曳力、升力和湍流擴(kuò)散力，N·m-3；internals表示列管束對液相的摩擦阻力kf,L、形體阻力kd,L以及對氣泡群的阻力IG，N·m-3。其中，曳力公式采用Schiller & Naumann曳力模型

氣泡假設(shè)為均勻氣泡，氣泡直徑（B）通過軸向浮力和曳力相互平衡確定

除曳力外，氣液相間考慮升力[17-18]與湍動擴(kuò)散力[19]的作用

混合相的湍流動能、湍流耗散以及湍流黏度由標(biāo)準(zhǔn)-模型推導(dǎo)得到

式中，sz與kr分別表示由于列管束存在導(dǎo)致湍流動能的增加與減少，其中參數(shù)C1、C2Cσσ的取值分別為1.44、1.92、0.09、1.0、1.3，式(13)最后一項表示與列管產(chǎn)生的湍動源項相對應(yīng)的耗散相，參數(shù)C3通過實驗確定，C31.4。

1.3 模型對象及求解方法

1.3.1 模擬對象 本文模擬對象為均勻布置垂直列管束的500 mm（476 mm id）氣液鼓泡塔，其中列管直徑為25 mm，管長4 m，管間距分別取60 mm（列管數(shù)40）、75 mm（31）與90 mm（18），分別考察了0.12、0.31、0.62 m·s-13個表觀氣速下列管塔（40，31，18）與空塔（0）中的流動情況，采用二維軸對稱模型。網(wǎng)格在Gambit 2.2.30里生成，導(dǎo)入商業(yè)軟件Fluent 6.3求解。網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并對邊壁邊界層格網(wǎng)加密，共計30×800個網(wǎng)格，如圖1所示。

圖1 網(wǎng)格示意圖

1.3.2 數(shù)值解法 模型通過非穩(wěn)態(tài)求解，離散格式時間導(dǎo)數(shù)采用一階隱式格式，空間導(dǎo)數(shù)采用一階迎風(fēng)格式，壓力-速度耦合采用phase-coupled simple方法。初始條件設(shè)置：塔內(nèi)凈液位高0（03m），0以下G0，0以上G1。邊界條件為：進(jìn) 口采用速度進(jìn)口邊界條件；出口采用壓力出口；中心軸采用軸對稱邊界條件；壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，氣液相均為速度無滑移條件。數(shù)值模擬的初 始時間步長為0.0001 s，待計算穩(wěn)定后調(diào)整為0.0005 s。

2 結(jié)果與討論

本文的實驗數(shù)據(jù)主要來源于文獻(xiàn)[3]及文獻(xiàn)[9]，文獻(xiàn)[3]做了關(guān)于500 mm鼓泡塔中充分發(fā)展段的氣含率及液速徑向分布的實驗研究，闡述了列管內(nèi)構(gòu)件產(chǎn)生“煙囪效應(yīng)”的力學(xué)機(jī)理，文獻(xiàn)[9]在500 mm鼓泡塔中補(bǔ)充測定了表觀氣速0.12、0.31、0.62 m·s-1時含40根均勻布置垂直列管及空塔中不同軸向高度的氣含率及軸向液速分布數(shù)據(jù)，實驗表明除“煙囪效應(yīng)”外，列管內(nèi)構(gòu)件對鼓泡塔中流動發(fā)展存在阻礙作用，主要表現(xiàn)為列管束阻礙發(fā)展區(qū)的氣泡運(yùn)動，導(dǎo)致分布器影響區(qū)延長。

2.1 氣含率模擬結(jié)果

圖2為不同表觀氣速下列管塔與空塔中氣含率分布的模擬結(jié)果。模型能清晰反映加入列管后鼓泡中流動的變化規(guī)律。在均勻進(jìn)氣的條件下，空塔中（0）氣泡迅速向塔中心聚集，形成氣含率中心高邊壁低的穩(wěn)定分布。而在均勻布置了40根垂直列管的塔中（40），可以觀察到氣泡緩慢向塔中心運(yùn)動的過程，分布器影響區(qū)約為4倍塔徑左右，在分布器影響區(qū)，氣含率初始分布較為平坦，隨著氣泡不斷上升，塔中心氣含率逐漸升高，在較高的軸向位置氣含率分布才趨于穩(wěn)定，流體充分發(fā)展。此外，該模型也清晰地反映了列管塔的另一特性“煙囪效應(yīng)”，列管塔中充分發(fā)展段中心氣含率高出空塔20%～30%。從圖中可以看出，在列管塔中，分布器影響區(qū)約占整個鼓泡塔50%左右的區(qū)域，對于列管塔的流體力學(xué)模擬，采用文獻(xiàn)[7]一維模型僅能計算充分發(fā)展區(qū)的流動分布，是不合理的。本文全面地考慮了列管束的作用機(jī)制，能獲得較準(zhǔn)確的二維分布圖形。

圖2 不同表觀氣速下列管塔與空塔中氣含率分布云圖

(a)G0.12 m·s-1,40; (b)G0.31 m·s-1,40; (c)G0.62 m·s-1,40; (d)G0.12 m·s-1,0; (e)G0.31 m·s-1,0;(f)G0.62 m·s-1,0

圖3列舉了4個軸向位置不同表觀氣速下氣含率徑向分布的模擬結(jié)果與實驗值對比，從圖中可以看出，在1.23 m的軸向位置，氣含率沿徑向均呈雙峰分布，在1.73 m處，中心氣含率較為平坦。而當(dāng)＞2.23 m時，氣含率分布趨于穩(wěn)定，呈中心高邊壁低的拋物形分布。該模型對不同表觀氣速下的氣含率計算均與實驗結(jié)果符合較好，在寬泛表觀氣速范圍內(nèi)（G0.12～0.62 m·s-1），計算結(jié)果與實驗值相對誤差在10%以內(nèi)。

圖3 不同表觀氣速下列管塔氣含率分布模擬結(jié)果與實驗值比較

2.2 軸向液速模擬結(jié)果

圖4為列管塔與空塔軸向液速分布云圖。從圖中可以看出，鼓泡塔中液相呈現(xiàn)出中心向上、近壁面向下的流動循環(huán)。而空塔與列管塔的區(qū)別在于，在空塔中，液相速度在近分布器處即達(dá)到最大值，液相循環(huán)較為穩(wěn)定，而列管塔中的液速呈逐漸發(fā)展的趨勢，這與氣含率的分布相似，證明了鼓泡塔中液相流動為氣含率不均勻分布所驅(qū)動這一機(jī)理。列管的存在阻礙了氣泡的徑向運(yùn)動，從而減緩了液相循環(huán)的發(fā)展，而在較高的軸向位置，氣含率分布趨于穩(wěn)定，當(dāng)氣相的宏觀徑向速度為零時，塔中心的軸向液速達(dá)到最大值，并不再隨高度變化。在有列管存在時，充分發(fā)展后的軸向液速明顯高于空塔，這是由于在充分發(fā)展區(qū)，列管的力學(xué)作用主要表現(xiàn)為對液相徑向脈動的阻礙，導(dǎo)致湍流黏度下降，引發(fā)“煙囪效應(yīng)”。

圖4 不同表觀氣速下列管塔與空塔中軸向液速分布云圖

(a)G0.12 m·s-1,40; (b)G0.31 m·s-1,40; (c)G0.62 m·s-1,40; (d)G0.12 m·s-1,0; (e)G0.31 m·s-1,0;(f)G0.62 m·s-1,0

圖5為4個軸向位置不同表觀氣速下液速徑向分布的模擬結(jié)果與實驗值對比，模擬得到的規(guī)律與實驗結(jié)果一致。隨著軸向高度的增加，中心液速不斷增大，液速分布逐漸趨于陡峭，當(dāng)＞2.23 m時充分發(fā)展。模型對于各個條件下的液速模擬均與實驗結(jié)果相符，最大相對誤差不超過5%，表明本文提出的關(guān)于列管塔的流體力學(xué)模型適用條件較廣，模型中考慮列管的力學(xué)機(jī)理準(zhǔn)確，對含內(nèi)構(gòu)件鼓泡塔流型預(yù)測具有一定意義。

圖5 不同表觀氣速下列管塔軸向液速分布模擬結(jié)果與實驗值比較

圖6為在500 mm鼓泡塔中安裝不同數(shù)目列管時充分發(fā)展段的液速分布，從圖中可以看出，該模型對不同管間距條件下的模擬結(jié)果也與實驗值相符，表明該模型對于均勻布置列管束的鼓泡塔流型預(yù)測具有普遍適用性。模型中通過實驗數(shù)據(jù)確定的參數(shù)C3適用于均勻布置換熱列管束，列管數(shù)＜40 , 表觀氣速G為0.12～0.62 m·s-1湍流鼓泡區(qū)的鼓泡塔流體力學(xué)計算。

圖6 不同列管密度條件下液速分布模擬結(jié)果與實驗值比較

通過模型計算，可以更好地理解分布器影響區(qū)延長以及“煙囪效應(yīng)”產(chǎn)生的原因。列管的加入導(dǎo)致流體的徑向和切向運(yùn)動受到阻礙，使得氣泡更趨向于軸向直線形浮升，初始相對均勻的氣含率分布能夠沿列管方向擴(kuò)展到很大范圍，流動難以達(dá)到充分發(fā)展，導(dǎo)致分布器影響區(qū)延長；列管對液體湍動的阻礙作用使得液相湍流黏度下降，這一點(diǎn)得到了相關(guān)文獻(xiàn)實驗測量的證實[1,3-4]，由于鼓泡塔內(nèi)液體的運(yùn)動是由密度差引起的剪切流動，在氣含率分布一定的情況下，液體湍流黏度的下降將導(dǎo)致速度徑向梯度的增加，表現(xiàn)為在列管塔的充分發(fā)展段，液速分布比空塔更為陡峭，形成所謂的“煙囪效應(yīng)”[3]。

2.3 源項影響及參數(shù)敏感性分析

本文在空塔模型的基礎(chǔ)上，引入了3個動量源項以及兩個湍動源項，分別為IG、kf,Lkd,Lkrsz其中IG作用于氣泡相，主要描述列管塔中分布器影響區(qū)延長的現(xiàn)象，kf,Lkd,Lkrsz作用于液相，主要描述充分發(fā)展段的“煙囪效應(yīng)”。為了解各個源項對流動影響的強(qiáng)弱程度，取表觀氣速G0.31 m·s-1、列管數(shù)目40的條件為計算示例，在模型中摒棄單個源項，考察流場的變化情況。圖7為氣泡阻尼項IG0時，塔內(nèi)氣含率及軸向液速分布，從圖中可以看出，從分布器向上，流動迅速進(jìn)入充分發(fā)展區(qū)，這與實驗情況不符，但是氣含率及液速在充分發(fā)展區(qū)的分布與圖2 (b)及圖4 (b)一致，表明該源項僅作用于分布器影響區(qū)，其表達(dá)式(3)中的阻力系數(shù)IG為經(jīng)驗參數(shù)，通過實驗確定，適用于均勻布置列管束的鼓泡塔，列管數(shù)＜40, 表觀氣速0.12 m·s-1＜G＜0.62 m·s-1。

圖7 源項FIG0時氣含率及液速的分布云圖

圖8為在模型中分別不考慮源項kf,Lkd,Lkrsz時，充分發(fā)展區(qū)液速、湍流動能以及湍流黏度的變化趨勢，從圖8 (a)中可以看出，僅有kr對液速分布有顯著影響，當(dāng)kr0時，中心液速下降50%左右，而圖8 (b)中5組湍流動能的分布曲線并沒有明顯差異，這表明，kr項的物理意義是列管表面與脈動的相互作用導(dǎo)致耗散項增大，從而使湍流黏度降低，從圖8 (c)中可知kr項的加入會使湍流黏度減小20%左右。

圖8 不考慮單個源項時液速、湍流動能及湍流黏度的分布

由以上分析可知，對列管塔充分發(fā)展區(qū)的流動參數(shù)分布起決定性作用的是列管束對脈動速度的形體阻力，因此需要著重分析與形體阻力相關(guān)參數(shù)的敏感性，而從式(4)可知，參數(shù)c與充分發(fā)展區(qū)的液速分布無關(guān)，所以僅需要考察K及C3的影響，取表觀氣速G0.31 m·s-1、列管數(shù)目40為條件進(jìn)行計算分析，結(jié)果如圖9所示，當(dāng)K增大或減小50%時，中心液速分別增大31%或減小20%，而當(dāng)C3增大或減小50%時，中心液速分別減小61%或增大117%，因此，C3是本文列管塔流體力學(xué)模型中最敏感的參數(shù)。

圖9 CK及Cε3對液速分布的影響

3 結(jié) 論

（1）本文將列管束的作用考慮為對氣液兩相的作用力以及湍動源項，在描述“煙囪效應(yīng)”的同時，闡釋了帶列管內(nèi)構(gòu)件鼓泡塔分布器影響區(qū)延長的力學(xué)機(jī)理。

（2）該模型在寬泛的表觀氣速（0.12～0.62 m·s-1）條件下，計算給出的氣含率以及液速的二維分布與實驗值吻合良好，能準(zhǔn)確地描述含有列管內(nèi)構(gòu)件鼓泡塔的流動特性。

科技型中小企業(yè)技術(shù)創(chuàng)新投資二元平衡度與創(chuàng)新績效關(guān)系研究…………………………………………………………… 張旭軍，楊 勇，張 楠，段習(xí)賢，劉倫斌（69）

符 號 說 明

CIG——阻力系數(shù) CL——升力系數(shù) CTD——湍流擴(kuò)散力系數(shù) ct——模型參數(shù) Fkd,L——列管對液體的形體阻力，N·m-3 Fkf ,L——列管對液體的摩擦阻力，N·m-3 g——重力加速度，m·s-2 k——湍流動能，m·s-2 P——壓力，Pa R——塔半徑，m r——徑向位置，m uL——液體軸向平均速度，m·s-1 VG——表觀氣速，m·s-1 VS——?dú)馀莼扑俣?，m·s-1 Z——軸向高度，m αG——局部氣含率 ε——湍流耗散率，m2·s-3 ρL——液體密度，kg·m-3 ρG——?dú)怏w密度，kg·m-3 ρm——?dú)庖夯旌衔锩芏龋琸g·m-3 μt——湍流黏度，Pa·s 下角標(biāo) G——?dú)庀?L——液相 m——混合相

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CFD simulation of bubble column with vertical bundle internals

LI Zhaoqi, ZHAO Yuanfang, GUAN Xiaoping, WANG Lijun, CHENG Youwei, LI Xi

Department of Chemical EngineeringZhejiang UniversityHangzhouZhejiangChina

For gas-liquid bubble column with dense vertical bundle internals, the resistance force of bundles on gas and liquid phases was taken into account in the two-phase Euler axisymmetric-model. By introduction of corresponding momentum source, turbulence source and dissipation source, a 2-D CFD model of bubble column with bundle internals was established. The model could clearly and accurately demonstrate the features of gas-liquid flow in bubble column with bundles: “funnel effect” and extension of sparger zone. The calculated two-dimensional distributions of hold-up and liquid velocity agreed with experimental data within a wide range of superficial gas velocity (0.12—0.62 m·s-1).

bubble column; dense vertical bundles; internals; CFD; model

date: 2014-06-12.

WANG Lijun, wang_lijun@zju.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20140884

TQ 021.1

A

0438—1157（2015）03—0932—10

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃項目（2011AA05A205）；國家自然科學(xué)基金項目（U1162125，U1361112）。

2014-06-12收到初稿，2014-12-16收到修改稿。

聯(lián)系人：王麗軍。第一作者：李兆奇（1985—），男，博士研究生。

supported by the National High Technology Research and Development Program of China (2011AA05A205) and the National Natural Science Foundation of China (U1162125, U1361112).