縱向渦發生器排數對三維噴動床內氣-固兩相流動影響數值模擬

張潔潔, 尚靈祎, 吳 峰, 馬曉迅,2, 楊 劍

(1.西北大學 化工學院， 陜西 西安 710069； 2.陜西省潔凈煤轉化工程技術中心， 陜西 西安 710069； 3.西安交通大學 能源與動力工程學院， 陜西 西安 710049)

噴動床作為一種高效反應處理器廣泛應用于顆粒粉碎、顆粒干燥、化學反應、涂層熱解等領域[1-4]。目前，很多研究者致力于幾種結構固定的傳統噴動床的研究，但傳統噴動床內環隙區顆粒體積分數較大，顆粒缺少橫向運動，嚴重影響了作為主要反應區域的環隙區處理物料的效率[1]。針對傳統噴動床的以上不足，筆者提出了一種新型的帶縱向渦發生器噴動床來改善床內多相傳遞過程，氣體經由縱向渦發生器產生縱向渦流，從而強化噴動床內環隙區與噴射區間顆粒、氣體的橫向混合。參照He等[5-6]研究的噴動床整體結構參數，并以此實驗數據作為數值模擬工作的校核標準，在三維噴動床內加入了縱向渦發生器(球體擾流件)，采用Fluent15.0軟件對帶縱向渦發生器噴動床內的氣-固兩相流動特性進行了數值模擬，研究縱向渦發生器及縱向渦發生器排數對三維噴動床內氣-固兩相流動的影響規律，并對其進行模擬優化。

1 數學模型

采用擬流體模型將離散顆粒相處理為具有連續性的流體，顆粒相與連續相守恒控制方程形式相同，模擬計算過程中質量守恒方程、動量守恒方程以及曳力模型與文獻[7-8]一致。

2 模擬結果與討論

為驗證數值模擬模型的可靠性，通過數值模擬方法分析無擾流件三維噴動床并與文獻[5-6]實驗數據進行對比，數值模擬噴動床尺寸與文獻的實驗噴動床一致。以顆粒速度為分析對象，對計算模型進行網格無關性分析，計算網格數分別設定為165600、235481、340300、452452和549721。文中床高起點為噴動床進口處，圖1為在床高z=0.218 m處，不同網格數下軸中心的最大顆粒速度(vs, max，m/s)隨網格數的變化。計算表明，數值模擬的精度隨網格數的增加而提升，當網格數大于452452時，數值模擬結果達到了網格無關性的要求，筆者將此網格劃分密度進一步應用于帶縱向渦發生器噴動床。無擾流件三維噴動床內顆粒速度的模擬值與文獻實驗值對比如圖2所示，由圖2可知，顆粒速度的模擬值與實驗值變化趨勢一致，最大偏差在22%以內，表明所采用噴動床的數值模型具有一定的合理性。筆者將采用此數值模型對單排及多排縱向渦發生器三維噴動床內氣-固兩相流動規律進行模擬及優化分析。

圖1 網格無關性Fig.1 Grid independencyz=0.218 m

圖2 不同床高下顆粒速度模擬值與實驗值Fig.2 Particle velocity comparison of numerical simulation and experimental results at different spouted bed heights U=1.3Umsvs—Particle velocity; r—Radial distance; U—Inlet gas velocity; Ums—Minimum gas inlet velocityz=0.168 m(Experiment); z=0.168 m(Simulation); z=0.218 m(Experiment); z=0.218 m(Simulation); z=0.268 m(Experiment); z=0.268 m(Simulation)

圖3為噴動床與縱向渦發生器的網格示意圖?？v向渦發生器結構選為球體，噴動床內縱向渦發生器區域的網格類型為非結構化網格，其余區域為結構化網格。數值模擬中氣體、顆粒兩相物性值的選擇參見文獻[5-6]，其中氣體密度(ρg)為 1.225 kg/m3，顆粒密度(ρs)為2503 kg/m3，氣體黏度(μg)為1.7894×10-5Pa·s，顆粒直徑(ds)為1.41 mm，顆粒體積分數(φs)為0.588, 噴動床的固定床高(H0)為325 mm，噴動床直徑(D)為152 mm,最小表觀氣速(ums)為0.54 m/s，最小氣體入口速度(Ums)為34.56 m/s，模擬采用的實際入口氣速為1.6Ums，噴動床的總床高度(z)為0.700 m。縱向渦發生器的小球半徑為10 mm，同排小球徑向球心距為30 mm，相鄰兩排小球軸向球心距為30 mm。采用雙流體模型(TFM)處理氣-固兩相傳遞過程[8]，其中氣相采用標準k-w湍流模型描述[9]，顆粒相采用顆粒動力學理論模型處理[10]，氣-固相間作用力采用Gidapow曳力模型[10-11]；采用SIMPLE耦合算法計算壓力-速度方程[12]，對于湍流方程、動量方程采用二階迎風離散格式，固相體積分數采用一階迎風離散格式進行計算。計算時間步長為0.00002 s，計算殘差小于10-3，恢復系數取值為0.8。氣體入口設置為湍流速度分布，其表觀氣速u=0.864 m/s，噴動床的進口氣速方向垂直于入口邊界，其湍流強度值設置為3%，黏性率設置為0.0019。噴動床氣體出口為Outflow邊界，氣體和顆粒相在壁面處均為零滑移剪切應力邊界條件。

圖3 噴動床與縱向渦發生器的網格示意圖Fig.3 Grid diagram of spouted bed with longitudinal vortex generators(a) One pair of sphere; (b) Two pairs of sphere; (c) Three pairs of sphere

2.1 顆粒體積分數分布

通過數值模擬方法重點研究縱向渦流對噴動床內顆粒體積分數徑向分布的影響，當計算時間為t=4 s時，噴動床內氣-固兩相流動基本達到穩定狀態，噴動床內呈現明顯的噴射區、環隙區及噴泉區結構。流動參數時均值的計算樣本取4～6 s時間段，時間間隔為0.5 s。圖4為噴動床內顆粒體積分數分布云圖。由圖4可知，縱向渦發生器的加入顯著增加了氣體、顆粒在噴動床內向上運動的阻力，從而降低了噴泉高度。且隨著縱向渦發生器排數的增加，顆粒的動能損失越多，顆粒的噴泉高度逐漸降低。

圖4 噴動床內顆粒體積分數分布云圖Fig.4 Particle volume fraction distribution cloud maps in spouted bedsφ—Particle volume fraction(a) No sphere; (b)One pair of sphere; (c)Two pairs of sphere; (d)Three pairs of sphere

圖5為不同噴動床在相同床層高度下顆粒體積分數(φ)的分布。由圖5可知，縱向渦流能夠有效影響噴動床內顆粒體積分數的徑向分布規律，提升了近噴射區域內顆粒的體積分數，使得顆粒沿徑向分布更加均勻。在低床層高度區域(z=0.170 m)，此區域距離縱向渦流影響區域較遠，縱向渦發生器排數對顆粒體積分數分布的影響很小。隨著床層高度的逐漸增加，分析區域逐漸進入了縱向渦流的影響范圍，縱向渦流的影響效果逐漸明顯，近噴射區顆粒體積分數隨縱向渦發生器排數的增加顯現先上升后下降的非線性趨勢，表明在噴動床的有限空間內，縱向渦發生器排數設計及對顆粒徑向運動的影響能力受到了空間的限制。研究表明，在縱向渦流的影響區域，2排縱向渦發生器能夠使噴動床內整體顆粒體積分數沿徑向分布實現最均勻狀態，即對噴動床內顆粒徑向運動的強化效果達到最佳。

2.2 顆粒速度

圖6為噴動床橫截面內顆粒速度分布云圖。由圖6可知，加入縱向渦發生器，顆粒在導流板兩側產生了二次縱向渦流，二次渦流的出現能夠有效地強化噴動床內噴射區和環隙區內顆粒的徑向混合，進而增強了噴動床內整體氣體、顆粒兩相間的動量交換。

圖7為不同噴動床在相同床層高度下顆粒徑向速度(vr)的分布。由圖7可知，縱向渦流能夠有效增加噴動床內顆粒的徑向速度，從而強化顆粒的徑向運動能力，當床層高度較低時(z=0.170 m)，多排縱向渦發生器及其產生的縱向渦流對顆粒徑向速度的影響強度要高于單排縱向渦發生器。隨著床層高度的增加，縱向渦發生器排數對噴射區內顆粒徑向速度的影響逐漸降低，而對環隙區內顆粒徑向速度的影響逐漸增強(z=0.230 m)。

圖5 不同噴動床在相同床層高度下顆粒體積分數(φ)的分布Fig.5 Comparison of particle volume fraction(φ) distribution in spouted beds at the same bed heightU=1.6Ums(a) z=0.170 m; (b) z=0.200 m; (c) z=0.230 m━No sphere; One pair of sphere; Two pairs of sphere; Three pairs of sphere

2.3 顆粒擬溫度

圖8給出了在不同縱向渦發生器排數的影響下，不同床高處顆粒擬溫度沿噴動床徑向距離的變化曲線。由圖8可知，噴射區內顆粒擬溫度隨著床層高度的增加而逐漸降低，且帶縱向發生器的噴動床內顆粒擬溫度的下降速率較無擾流件的更快。在低床層高度處(z=0.170 m)，氣體縱向渦流強化了顆粒的徑向運動，一定程度上增加了顆粒擬溫度；另一方面，隨著床層高度的增加，顆粒運動進入了縱向渦流的核心影響區域，噴射區與環隙區內的氣體、顆粒在縱向渦流影響下發生了強烈的徑向混合，有效地消耗了顆粒群的運動動能，從而降低了該區域的顆粒擬溫度，使得顆粒擬溫度隨床層高度的增加而迅速降低，甚至出現了低于無擾流件噴動床內顆粒擬溫度的情況(見圖8(c))。

3 結 論

(1) 縱向渦發生器的加入顯著增加了氣體、顆粒在噴動床內的運動阻力，從而降低了噴泉高度。且隨著縱向渦發生器排數的增加，顆粒的噴泉高度逐漸降低。

(2) 縱向渦流能夠顯著改變噴動床內顆粒體積分數的徑向分布規律，有效地提升近噴射區域顆粒體積分數，使得顆粒沿徑向分布更加均勻。在縱向渦流充分影響區域內，2排縱向渦發生器對噴動床內顆粒徑向運動速度的強化效果達到最佳。

(3) 縱向渦流能夠有效增加噴動床內顆粒的徑向速度值，強化了顆粒的徑向運動能力。多排縱向渦發生器及其產生的縱向渦流影響強度要高于單排縱向渦發生器。隨著床層高度的增加，縱向渦發生器排數對噴射區內顆粒徑向速度的影響能力逐漸降低，而對環隙區及近環隙區內顆粒徑向速度的影響逐漸增強。

圖6 噴動床橫截面內顆粒速度分布云圖Fig.6 Comparison of velocity contours of particle phase in cross section of spouted bedsz=0.170 m(a) No sphere; (b) One pair of sphere; (c) Two pairs of sphere; (d) Three pairs of sphere

圖7 不同噴動床在相同床層高度下顆粒徑向速度(vr)的分布Fig.7 Comparison of particles radial velocity (vr) distribution in spouted beds at the same bed heightU=1.6Ums(a) z=0.170 m; (b) z=0.200 m; (c) z=0.230 m━No sphere; One pair of sphere; Two pairs of sphere; Three pairs of sphere

(4) 在縱向渦流效應的影響下，噴動床噴射區內的顆粒擬溫度值隨著床層高度的增加而逐漸降低，氣體、顆粒在縱向渦流的影響下發生了強烈的徑向混合，消耗了顆粒群的運動動能，使得顆粒擬溫度值隨床層高度的增加而迅速降低。

圖8 不同噴動床在相同床層高度下顆粒擬溫度的分布Fig.8 Comparison of granular temperature profile along radial and axis in spouted beds at the same bed heightU=1.6Ums(a)z=0.170 m; (b)z=0.200 m; (c)z=0.230 m━No sphere; One pair of sphere; Two pairs of sphere; Three pairs of sphere

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