机械108-李小龙-自动涂胶机——外文翻译译文讲解

1、空气- 水环流结合数值模拟的实验研究外部环流反应器（ ELALR ）是由被相互连接的两个横向管和通常优于传统 的鼓泡塔反应器，因为它们可以工作在更宽的条件范围内的两个垂直柱的变形泡 罩塔反应器中。在本工作中，在一个 ELALR气液流动动力学使用二维（2D）的欧 拉-欧拉合奏平均法进行了模拟和三维（3D）坐标系。计算流体动力学（CFD 模拟，从10.2厘米直径的ELAL为表观气速范围从1cm /秒至20厘米/指定的平均 气泡直径来表示在气相中的s.The效果进行了比较，实验测量CFD模拟进行了调 查，并2D和3D莫拟被认为是与实验数据吻合得很好。该 ELAL流型进行比较的反 应器中气泡塔运行时，

2、 关闭通风口， 并打开通风口模式和二维模拟定性地预测气 泡生长在降液管中的行为。然而，人们发现，三维模拟是必要捕捉ELALR勺物理特性对气含率，体积密度差异，而提升管的空塔液速。DOI: 10.1115/1.4003424关键词：气升式反应器，气泡流，计算流体动力学，气含率，流体力学1引言气升式反应器被广泛地由于其优良的热与质量传递特性， 结构简单， 易于操 作的使用在许多生物处理应用，如合成气发酵和废水处理 1 。气升式反应器的 两种基本分类是内部循环和外部的环管反应器。 内部回路反应器是一种改性的泡 罩塔（ BC ），该已被细分为一个提升管和降液通过加入一个挡板或导流管的。 外部环流反应器

3、（ ELALR ）是由一个立管和一个是与两个水平连接器（参照图 1 ），由此提升管被放气连接在一起的降液管的，而在降液管是没有的。如在提 升管和液体在降液管中的气泡的混合物之间的密度差的缘故，液体循环的发展2 。气升式反应器优于传统的泡罩塔反应器由于定向井液循环，从而有利于对 剪切敏感的生物的培养 ; 作为一个结果，这些反应器被广泛用于生物化学工业3 。气升式反应器流体力学进行了实验和计算研究了扩大规模和设计考虑。在 气升式反应器满度试验是昂贵的， 因此，更符合成本效益的方法是通过使用经过 验证的计算流体动力学（CFD模型。已经有进行实验 4-12 广泛的研究，并进行了计算 3,8,13 一些

4、研究，提供了一个更好地了解外部环流反应器流体力学。 Bentifraouine 等。 4 研究 了一种气-液分离器和液体高度上ELALR勺全局动力学参数的影响。该研究显 示，两个开口在提升管和降液管之间的最佳连接点能够加倍液体循环速度， 并降 低30%的气含率。GAVRILESC和Tudose 观察到降液管到提升管的横截面面 积之比影响气含率由于液体循环速度的几何比率的影响。Merchuk和Stei n 7测得的局部气含率和液体再循环率在气升式反应器中， 并确定所测量的液体的流 速和气体流量之间和本地气体速度和该混合物的总流速之间的关系。斯内普等。进行了实验，研究液相性质和分布器的设计在一个E

5、LALR勺影响，并发现该朱 伯和芬德利漂移流模型适合提升管气含率数据的异质流型， 但未能预测气含率数 据的过渡流动制度。Dhaouadi等。9 计算流体力学和在ELAL传热实效果， 并发现，增加固含率导致了液体的速度和热 transfer.Other 研究人员，如 Zhang 等人的减少。 10 及彩12 测量的不同的反应器结构和操作条件上的外部环流 反应器的流体动力学参数的影响。例如，Choi 等人 12 发现增加降液管到提升管的横截面面积之比增大了液体循环速度和降液管的气含率和降低提升管气 含率和混合时间。对于计算研究，两种方法通常用于鼓泡塔的预测是欧拉 - 欧拉模型或欧拉- 拉格朗日模型

6、。欧拉 - 欧拉模型将分散的（气泡）和连续（液）相如互连续 体，并描述在文献 14? 18欧拉框架气相和液相的议案。在欧拉 - 拉格朗日模 型中，连续相是在欧拉表示描述， 而分散相被视为离散的气泡， 每个气泡通过解 运动方程为单个气泡19-21跟踪。作者22预viously表明，通过使用欧拉-欧 拉twofluid模型，气含率和气体速度的预测是较好的一致性与文献报道的鼓泡塔 流实验，提供适当的湍流模型和网格分辨率被使用。 ExhaustVenl BallValve 匚 (VentB)JDowncomerVentUpperConnectorDowncomerP o? a o 化 n oAir E

7、nlet 11 Drain外部环流反应器采用欧拉-欧拉模型3,8,13 的数值模拟进行了调查，并没有发现文学上的气升式反应器流体力学欧拉-拉格朗日模拟。 Wang等人。8 进行使用欧拉-欧拉方法的圆柱形外循环气升式反应器的二维稳态模拟和 显示，侧向力和相间动荡对预测流体动力学行为不可忽视的影响。此外，曹等人。13进行的矩形外部环流反应器的三维瞬态仿真和得到的预测动力学参数和实验之间良好的一致性，但在高气体流速制度。Roy等人。3 进行了圆柱形ELALR 三维稳态模拟，发现在CF欧拉-欧拉预测气含率，液体轴向速度和混合时间与 实验结果之间的协议。但应注意的是，Wang等人8和Cac等。13除了数

8、值模 拟进行的实验。在本工作中，在一个ELAL气液流动动力学在2和3 dimensions.The席勒-瑙 曼阻力系数模型使用CFDLib23是用于模拟的，以及所采用的湍流模型可以是与 气泡的气泡压力模型诱发动荡（BP+t匕特）24,25或多相K-_模型26,27根据流 动制度。适当的有效的气泡直径是基于参数化研究，二维和三维模拟的表观气速决定。时间和空间的平均气含率在提升管和降液管从模拟计算和比较，以实验测量为同一 geometry.Predictions 为提升管表观液体速度和体积密度的不同的 ELALF也与实验进行比较。目的是验证与实验数据的模拟，以确定一组合适的模 型参数和混合比反应器

9、的操作模式。2实验方法在本研究中使用的ELALR勺示意图如图1所示。该ELALF包括两个主要部分， 一个2.4米浇铸丙烯酸冒口与10.2厘米内径（ID）和一个2.4米浇铸丙烯酸降液用 2.5cm内径，基于所述横截面区域AR=1的纵横比 上。降液管和立管部分都具 有两个13.3厘米长，2.5厘米内径连接丙烯酸管位于H= 5到127厘米，其中H为反 应器高度曝气板的上方。最初unaerated液面高度为H142.2厘米（14冒口直径） 的所有实验。气体通过具有被均匀地分布在整个板面积，以产生2.22 %的开放区域比率1毫米直径的孔的不锈钢板分配器注入在提升装置底座。气体正压室位于 曝气板块之下，充

10、满了大玻璃珠（即大理石），以促进气体均匀分布到立管。提升管和降液管部分的顶部连接在一起，用球阀（阀乙图 1中的），因为它 们进入塔放空，这允许气体流动的可能性了降液管。的闸阀（图1中阀A）是安装在降液管部分的中间，这样，当关闭时，ELALF近似于半间歇鼓泡塔。因此，降液管3的配置是可能的并且在本研究中所引用：两个降液管闸阀和泄关闭（BC模式为泡罩塔），所述闸门阀打开，排气阀关闭（封闭 vent_ CV莫式，并且两个闸 阀口是否打开）0模式开vent_。两个质量流量计，用于测量气体流速以覆盖低和高气体流速范围内，在那里气体被过滤的压缩空气。两个压力传感器被安装在立管和位于H = 10.2厘米和1

11、10.5厘米。的倾斜U形管压力计连接到与位于H = 5厘米，67.13厘米连接降液管部分。该质量流量计和压力换能器被连接到一个计算机控制的数据采集系统。 平均进气流量和提升板部的压力是从在1000 Hz.Gas滞留在提升管部分（_GR） 的频率取在2秒间隔测量计算出被测量的两个压力传感器之间，并且从反应器中 的压力降来确定假设加速度影响可以忽略1。正如由Merchuk和Stein 7，加速度通常贡献不到1 %的总气含率的测量。在非常高的气体流速，加速效果将 占到总气含率的2-3 %。由于最大表观气体速度为20厘米/秒，而忽略加速度的 影响是合理的。因此，在该反应器中的总压力降对应于静水压头；在

12、这种情况下，其中_P是在两个压力传感器的平均局部压力之间的差值时Ug_（和_P（是相应的平均压力差时高层=0（即，该液体静水压头）。气含率在下降管部（_d）是使 用倾斜的U形管压力计测量，并通过在压力计的水柱高度的变化，假设加速度的 影响可忽略不计测定。表面液体速度（UL）是跟踪在本研究中剩余的水动力参数。因为UL不能被直接测量，它是从线性液体速度（VI）中，气含率的知识来确定。降液管的液体空 塔速度（ULD的测定使用示踪技术测定的降液管的液体的线速度（VLD和数学 关系，以可测量的VLD专换为ULDS常完成的。示踪技术是基于确定它需要一个给 定的示踪剂的旅行的一组距离的时间。 对于这项工作，

13、氯化钾盐作为示踪剂被选 中，和导电性的电极，用于测量它需要一个注射盐溶液的旅行过去的两个固定位 置在降液管28,29的时间。的表观液体速度在下降管（ULD和立管（ULR由 以下分析计算关系1:其中Vid的是三次独立实验，每个实验涉及采取的兴趣和 _gd气体速度是对 应的降液管的气含率50 VLD数据点的平均值。需要注意的是在50次测量结束时， 系统排干，冲洗和再充满淡水，并且50Vld测量的平均值通常变化小于2%。测量不确定度估计继Figliola和比斯利30提供的方法。与本科有关的典型 的不确定性是_1-5 %，而对应于最低的速度测量较大的不确定性。 对应的绝对气 含率的不确定性估计约为_0

14、.001-0.015。其他实验细节可以在别处找到29。3数值配方3.1控制方程。该代码CFDLib,在洛斯阿拉莫斯国家实验室23,31开发了一 种多相仿真库，用来解决在这项研究中两相流动控制方程。双流体欧拉-欧拉模型被用来表示每个相作为连续体的互穿，并且守恒方程质量和动量的每个阶段 都合奏平均。变量_代表无论是连续iquid water_ 相c或分散（气泡）阶段 相连续性方程而忽略了传质，是舟（叱+ V 如肿 =0广*7相动量方程是_a_ z穿护护# + V （“护护护也）二-帀+ K帥（心一）其中标识了相位相反。该条款对等式的右边。4表示，从左至右，压力梯 度，有效的剪切应力，界面动量交换（

15、拖动和虚拟质量力），以及重力。封闭模 型界面动量交换和湍流效应我们接下来讨论。3.2界面动量交换。公式中的界面动量交换条件。4为每个阶段包括阻力 和虚拟质量力条款。用于气体（d）和液体的动量交换系数（C）阶段被建模为其中CC为阻力系数。虚拟质量力有限体积法模拟成(6)和0.5的系数被用于球形气泡32。虚拟海量力模型的质量惯性加入到液相 的气泡通过液体的连续移动。建议席勒和瑙曼风阻系数模型33是落实到CFDLib,)/Re Re 1000Re 1000(7)24(1 +0.15Rea6a7Cn= 1D 0.44其中，Re=_c_ud-uc_db是根据一个特征（有效）气泡直径，两相之间的 滑动速度

16、，液体密度与液体的动态粘度的气泡雷诺数3.3湍流模型。湍流度的连续相和分散相是基于由第一柏等人提出的标准的 多相的k-_方程的变形形式。23和由Padial等进行详细说明。27来计算湍 流在一个slipproduction 能量项的形式，在气-液界面。改进的K-_方程式在这 里只用于高气速流动，如由文献22在以往的工作。的方程湍流动能和湍流耗散， 分别是=3曲曲 + V （母p忒沪怙）=V JV 阳 +at q /B丰命+ 2工E諒為阳）意心/+命- U&P萨詁+ Y场点M扣冷-心卜再次，下标_和代表两个不同的阶段。前三个方面对等式的右边。8 占湍流动能的扩散，平均流剪切生产湍动能和衰减。 这

17、些条款是相同的，出现在单 相湍流34 术语。公式中剩余的两个词。8 为生产汹涌能量从阶段和湍流 能量的阶段之间交流之间的滑动。 前三个方面对等式的右边。9帐户的湍流扩 散，平均流速梯度产生项，并均匀耗散项，分别为。最后一组等式条款。9 描述了生产湍流耗散的界面动量传递的效果（参见式（5 ）。湍流参数正在使用K- _湍流模型，标准的经验值设定，其中C1_ = 1.44，C2_ = 1.92 ，C_ =0.09 ，_ = 1.0 ，和=1.3 34，进一步的细节已经由律师等讨论人。 22。3.4泡沫压力模型。气相压力由动能和势能压力的贡献，这里的动压只在低 气体体积分数或低进口气速35重要的。气泡

18、动力学压力表示从所引起的连续液 相，气泡之间的碰撞，并且气泡与液体的连续体之间的流体动力学相互作用气泡 速度波动产生的动量的输送。的BP莫型指的是气相的动力学压力。Batchelor的35提出的粒子动能压力是基于粒子的速度波动为气 -固流化床。同样，Biesheuvel和Gorissen24提出了形式的气液流气泡压力模型凡平缶必心心）（附一叫（旦）（ 1 - ）（10）梯度DPD D）被添加到气体动量方程的右手侧。（4）当_= D。DPD的正值D_D当泡沫的推动力量，从更高_D地区转移到低_D领域，并促进了泡状流政 权的稳定。虚拟质量系数的CB为一个孤立的球形气泡为0.5,在这个分析中使用。

19、气泡压力成正比的滑移速度和气体滞留量。在紧密堆积_dcp的气含率被设定为等 于在该研究1.0。的BP莫型采用与位模式来获得数值稳定性和只用于低表观气速流 （通常是均 匀流动），如先前由作者22所示。Sato等人。25提出了一种位模式成正比 的气泡直径和上升的气泡滑移速度，/Lrc = pcCBTa|Mrf - ue(11)当比例常数CBT勺值是0.6。方程18被代入方程8和9时，位模型被应用。 该BIT模型产生在液体（连续相），这是连续相，并从位模型计算的湍流粘度的 分子粘度的总和的有效粘度，而对于分散相的有效粘度假定为等于分散相的分子 量的粘度。3.5模拟条件。CFDLib36使用了 fin

20、itevolume技术来集成运动支配多相流 的随时间变化的方程。该代码是基于一个任意拉格朗日-欧拉（ALE方案，如所述的用Hirt等人。37。该名称是指该计划的灵活性，这允许网格要么被沿 着与所述流体（拉格朗日）移动时，保持在一个固定的位置（欧拉），或者在另 一方式为用户选择要移动的。该进修计划，是专门用来处理在任何速度下流动， 包括不可压缩流动和高超声速流动，而且它允许多流体和多相计算流体等多个领 域的标记和细胞（MAC的任意数量的方法已在CFDLib被选为模拟不可压缩的气 液二相流。时间导数离散化是一阶，和空间导数的离散化是二阶。模拟是使用一个固定的网格进行计算，并将计算域被选择，以匹配实

21、验conditions.Referring 图。如图1所示，几何选自H仿照=0 （正上方的通气板）， 以排气孔B的底部的计算入口条件假定均匀入口速度 UG它等于浅表入口气体速 度来近似的实验条件下大量的均匀分布的孔。无滑移和流出条件适用于壁和柱的顶部， 分别。如果排气孔是关闭的，无滑移条件被应用；否则，该流出的条件是用于在出口处的排气口开气升式反应器中。 一种有效的气泡尺寸分贝，这取决于表观气速，用于表示分散的气相。收敛标准 设置为1_10-8的变化在每一个因变量的残差和模拟使用一个自适应时间步长，以进军该解决方案迈进。流达到伪稳态后 20秒;所有时间平均包括从20秒结果到90 秒，总共700

22、0实现。该模拟是在1厘米/秒进行5厘米/秒，10厘米/秒，15厘米/ 秒, 20厘米/秒浅表入口气体速度。0.40Expvrimcnis(=0.4 cm (2D+ BP+B(T)V0.4 cm (2D) 生三 0 5 cm (2D) 心=0.6 cm (2D) d = 0.4 cm (3D,BP+BIT) 4=0+4(30)QI =0,5 cm (3D)- J0.20(1= 0.6 cm (3D) j.0.100.001015t/Jcm/s)204结果与讨论4.1 BC研究。BC模式仿真进行仅售立管塔；如所提到的，在外部循环气升式 反应器近似于半间歇鼓泡塔时，这两个阀A和泄B被关闭。对于BC勺

23、研究中，计算 模型进行测试，以确定选择的有效气泡直径，湍流模型的影响，和2D与 3Ddomai ns.The 2D和3D的计算域所使用的笛卡尔坐标系，其中所述的二维域表示模 拟了立管的中心平面上。以前由律师等人进行鼓泡塔流场模拟进行了广泛的网格 精度的研究。22。在此，2D模拟使用13,333 singleblock 结构单元与_x = 0.408厘米和_z = 0.45厘米，而3D网格使用48,000多块结构化细胞_x = 0.40-0.50 厘米，_y = 0.40-0.50 厘米的细胞大小的变化，并 _z = 0.8厘米在网格边缘_x 和_y躺在水平面上，并_z是在垂直方向上。一个典型的

24、2D莫拟使用平均时间步长 为0.004 s和0.002 S表示三维模拟。是平均气含率预测的二维和三维模拟与实验进行比较，如图所示。2，该图中的误差棒表示的气含率测量的最大的不确定性，并仅示出用于与CFD+算相关联的情况下，尽管它们适用于所有的实验数据点。应当强调指出，误差棒代表在所测量的气含率的最大的不确定性， 但在大多数情况下，这种不确定性包括一个 较小的range.The选择有效的气泡直径大小是通过实验观察， 其分别为0.4厘米之 间引导0.5厘米和变大时，表面上的入口气体速度increased.As起点，在二维模 拟所使用的有效的气泡直径为0.4厘米高层=1厘米秒，5厘米/秒，和10厘米

25、/秒；DB = 0.5 厘米高层=15厘米 秒；和db = 0.6厘米高层=20厘米秒。表观气速指引，湍流模型是合适的；在图中所示的模拟。2采用多相K- _模式， 除非另有规定。根据流态映射由Shah和 Deckwer _38_，在10.2厘米直径的立管 的气-液流量可表征为均匀的流动（UG5厘米次），过渡流（5_Ug10厘米 S），或一个段塞流（Ug_10厘米次），根据不同的肤浅的进气速度。图2示出了模拟预测的实验以及在高层=1厘米使用的BP+ BIT模型，也就是预期的均匀流22。总体而言，2D的预测吻合的实验，除了在高层=5厘米，它被认为是一个过渡性的流动状态38。这两种湍流模型，对BP+

26、比特模 型和多相K-_模型，在5厘米/ s的气流速度进行了测试。相比于多相 K-_模型BP+ 比特模型预测一个稍大的气含率， 但既不2D情况比较良好的实验。另外，用于本 科有效气泡直径=20厘米$是比在实验中观察到的更大。这些潜在的错误的结果激励使用3D域来确定湍流模型和有效的气泡直径如何影响预测进行模拟。0 150 15(a)(b)(c)参数化研究的三维模拟开始寻址使用2D领域的高层=5厘米5中的可怜的预测。同时测试BP +位模型和第k _模型中，人们发现，使用BP + BIT中的三 维模拟定量地比较与实验数据，如图所示。2.However，采用第k 模型的仿真没有产生稳定的溶液，这表明该5

27、厘米/ s的过渡流是计算模型非常敏感，如图Law 等人。22。使用3D莫型四个附加的情况进行了模拟。对于高层=10厘米S时，3D模拟underpredicts实验气含率。在高层=15厘米S时，三维仿真稍微用分贝underpredicts实验=0.5厘米，而对于高层=20厘米S时，模拟略微使用0.6厘米的有效气泡直径相比overpredicts测得的气含率二维模拟。最后 两个结果进一步证实，采用实验观察中的有效气泡直径是重要的。在高层=15厘米为二维和三维模拟在曝气板的上方立管 3垂直位置的平均气含率剖面示于图3, 2D仿真结果表明隔水相望列，它类似于气含率趋势均匀 流更均匀的气含率。与此相反，

28、三维气含率访问更抛物线，预期此多相流型。此 外，气含率分布与2D和3D莫拟增加高度收敛，因为气-液流动变得完全是由3D 模拟为BC莫式预测发达。抛物线气含率分布也与实验结果由乔希一致39。4.2 ELALR配置模式。三ELAL模式的比较研究。该模拟是在高层 =10厘米 个二维笛卡尔坐标系中进行。我们的目的是要了解反应器具有不同的降液管 的配置操作中的流体动力学。，分别为图4_a_ - 4_c_目前瞬时气含率的BC，C和OVE置模式。瞬时气含率显示出在液体床的轴向振荡的所有 modes.Note即在 轴向方向上观察到的振荡转换为横振荡，如果垂直位置是固定的，并以时间序列进行记录。为C和O模式，一

29、个大气泡区域被观察到在降液管中为 H = 127厘米 横向连接器的附近。CV模式，在该排气口 B闭合，使在上部连接器的富含气体的 口袋，因此较高的提升管高度（约 H = 190厘米）。在OV莫式，其中两个阀A和 发泄B是开放的，允许在降液管中气泡的形成和流通，从而降低了立管高度。如图。5和6的简历和OV莫式，分别靠近降液管的上部连接类似气泡的形成进 行了实验观察，定性与气含率的CFDS测比较好。实验和仿真结果表明，蜿蜒的 气泡羽流流经的简历和OV莫式冒口列。在CV莫式（图5）所示，当排气口被关闭 时，一个大的气泡形式在上部连接器附近的降液管和从通过连接器行进，并通过降液管的上升限制液体。比较图

30、。5和6中,气体气泡显著降低时，排气口是打开的（O模式）的连接器附近，此外，在OV模式导致更好的通过上部连接器混合， 由此液体的移动和膨胀通过降液管。这是特别令人鼓舞的是，2D 莫拟定性比较非 常好，图中的实验。5和6,因为流体动力学是非常复杂的。4.3 ELALFOV模式研究。二维和三维计算域模拟为一系列表观气速与实验的 外部环流反应器中进行比较。的2D域是用7574多嵌段结构的细胞与_x=0.408-0.50厘米和_Z=0.90至1.25厘米，并在3D域是使用多嵌段结构的细胞与 离散_x=0.408-0.50厘米，_y=0.408-0.50厘米，离散和_z= 1.0厘米由于三维几 何的复杂

31、性，连接器和降液管被近似为矩形管与 2.215_2.215平方厘米的正方形 横截面面积，节约了实验的相应直径为 2.5厘米的截面积（参照图1）的。Fig. 5 Instantaneous gas hold up for the CV mode atcm/s comparing the gas-rich regimes in the downcomer for the (a) xpnment. tb) schematic, and (c) 2D &iinulalicnEntrainmentregionGas pocketGas bubble何图7比较平均气含率的二维和三维模拟与实验在 0V模式不

32、同的表观气速为ELALR。的气泡的直径被选择为基于图中所示的结果中的每个入口的气体速度。2,预测均符合双方的立管和下降管的实验，除了3D莫拟在高层=10厘米$，这是一个过渡性的流动状态，据此计算模型不执行以及良好的一致性。对BP +比特模式被雇用在高层=1厘米S和5厘米/秒，而多相K- _模型采用更高的表观气速（参见秒，3.3和3.4 ）。作为进一步的比较，上升管表观液体速度 示于图8为模拟和实验。如图所示，该三维模拟更好地预测冒口表观液体速度， 因为它更好地捕获在提升管目视观察，从而影响了液体提升管速度的复杂的三维 流体动力学。当ELAL是在0V莫式操作时，ULR增大到最大值，然后急剧减小本

33、 科增大，ULR最终成为独立本科的。三液体流动状态可以被识别为工作在 0V模式:（i）的自由流动，（ii）受限流，以及（iii ）完全受限制的流动。在自由流 动的制度，大幅ULRf UG对应的快速上涨_GF和个更小的上升_gd （见图7 ） 增加。因此，当Ug3.5厘米秒，ULF主要是堆积密度差的函数，并且这个观察同意由他人6,40-43 给出了实验结果。Joshi等人。44描述了如何在立管和下降管驱动力的差异可能与液体循环当松密度差（_GR-_gd被绘制为ULR勺函数的驱动力和液体循环之间的关系变得很明显。其结果是，图9是在确定液体流态及其转换点有用的。图 9示出了转变， 从不受限制的流动状

34、态，以受限制的流动状态发生在Ulr_3.7厘米这大致对应于气泡的形成是观察在downcomer.lncreasing本科在受限流动状态的结果 在该点在ULR勺减少和增加容重差异，违背了观测的自由流动 regime.Henee，当 ULR!流动损失，几何和动力的功能，流量损失被认为是在主宰流量限制的制度。在限制制度的流动损失的主导地位，是因为固定的气体气泡生长在降液管， 这将导致流量损失随本科迅速增加。最初，作为固定气泡开始生长（3.5 UG5厘米$）时，有效面积比减小，在相当于图中所示的ULR本地最大的降液管创建阻扼流动条件。9，此外，作为本科继续增加（5Ug10!米$）时，气泡的长度在靠近上

35、连接器的增加的降液管，直到它到达其最大长度在高层=10厘米秒。在此制度固定的气体气泡的长度变化是由于从降液管壁液体分离的增加，堆积密度差异而在降液管的初始流动限制的结果。因此，即使在驱动力的增大，流动损失增加更快本科引起ULF下降。从本质上讲，降液管流成为哽咽。如该图所示。8，ULR继续与本科增加，由于固定的气体气泡的发展和增 长下降，直到最大静止的气泡尺寸为止。过渡是很容易识别的图。9，当驱动力变得独立ULR （ _2.3厘米/秒），这对应于大约高层=10厘米的S发生。在这些条件下，在降液管中的液体流动被充分堵塞和ELALF流体动力学是相似的鼓泡塔中。一般来说，模拟是在除了在过渡流态（例如，

36、高层=5厘米 S）与实验结果吻合较好。三维模拟定量更好地比较与比2D 莫拟了所有入口气体速度 的实验。这些结果阐明采用三维模拟为模拟和实验图之间的复合反应器 geometry.The好比较的重要性。9进一步肯定了在这项研究中所使用的CF模型 的有效性，特别是当系统工作在不同的流态。0.30& 0.20Experiments 0.4 cm (2D. BP+BIT)-o%= 0.4 cm (2D) = 0.5 cm (2D) Vdb= 0.6 cm (2D)4=0.4 5 (3D. BP+BIT)%= 0.4 cm (3D)T= 0.5 cm (3D)re !%= 0.6 cm (3D) * 3F

37、vRiser 0.10 !Downcomer000（；1201015us (cm/s)20Experiments2D Simulations3D Simulations7 -Ae 41iiiiiiii6410(s/ulg 亠 77m/s)10215205结论在外部环流反应器的气-液流体动力学是在二维和三维直角与席勒-瑙 曼风阻系数模型坐标使用CFDLib莫拟。湍流模型的选择对BP +比特或多相K- _ 模型和参数研究为适当，有效的气泡直径进行了审议。在气升式反应器中不同的 降液管的配置操作的模拟进行了研究，并且气含率进行了比较实验测量。 对于鼓泡塔模式，二维数值预测同意与实验，除了在高层 =5

38、厘米 S,它被认为是 一个过渡性的流动状态。在模拟中使用的有效的气泡直径被认为是接近实验观察 （内0.4厘米和0.5公分），而当一个三维域被执行的仿真这个概念被进一步证 实。可以得出结论，在执行2D和3D仿真时，必须谨慎，指定有效的气泡直径时考 虑，尤其是在高流速。在一个开放的发泄方式被发现的ELALRfe似的调查结果为气泡直径和湍流模 型。的气泡的直径增加，表观气速增加的 ELALR这定性地对应于实验 observations.Three液体流动状态为无限制，限制，并且完全受限制的流动是由 气泡在上部连接器，这是一个附近的降液管产生功能肤浅进气速度。总括而言， 3D外部环流反应器模拟比较良好

39、，尤其是对于立管表观液体速度的实验相比，对应的二维模拟。这一观察结果表明，通过三维模拟拍摄的方位流改善，实验的数 值预测。承认作者谨向他们赞赏计算设施在弗吉尼亚理工学院和州立大学的计算机和技 术支持。命名法a = coefficient in turbulence model equation抖 = turbulence mod巳I parametersCgp = virtual mass coefficientCBT = bubble induced turbulence constantC = drag coefficientD = riser diameterd/y = effectiv

40、e bubble diameterE = turbulence energy exchange rate coefficient Fvm = virtual mass forceG = prixluction of turbulent kinetic energyg = acceleration due to gravityH = height from aeration plate1 = identity matrixK轴 = interfacial momentuin exchange term between phases(/ and 0k = turbulent kinetic ene

41、rgy per unit massP = pressureU = superficial velocityf = radial uurdinaleRe = Reynolds numberV = linear velocity希腊字母a畑 = gas holdup at close packinga = gas or liquid holdupP = coefficient in turbulence model equation 丄i. Av. A; = grid edges in horizontal planes for x and y (3D) and vertical planes f

42、or ze = turbulent energy dissipation nite(jl = molecular dynamic viscosityfit = turbulent dynamic viscosityp = density 叶S = turbulent Prandtl numbers for k and e, respectivelyt = effective stress心涉=lime constant标d = downcomerg = gas phaseI = liquid phaser riser0 = represents either continuous or dis

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