双层半圆管盘式涡轮桨搅拌槽气液分散特性的数值模拟_图文

1、第38卷第2期2011年北京化工大学学报(自然科学版Journa l of Beijing U niversity of Chem ical T echno logy (N atura l Sc ienceV o.l 38,N o .22011双层半圆管盘式涡轮桨搅拌槽气液分散特性的数值模拟张雪雯 李志鹏 高正明*(北京化工大学化学工程学院,北京 100029摘 要:采用基于气泡聚并和破碎机理的群体平衡(PB M M U SI G 模型,对双层半圆管盘式涡轮桨搅拌槽内的气液分散特性进行了数值模拟;考察了不同通气量和操作转速下气液搅拌槽内流体流动,局部气含率和气泡尺寸的分布规律。模拟结果表明:通

2、气工况下搅拌槽内的液相流场具有双循环流动形式;采用PB M M U SI G 模型预测的局部气含率分布与文献实验数据吻合较好;搅拌槽内气泡尺寸随转速增加而减小,随气量增加而增大;桨叶排出流区域内气泡尺寸较小,近壁区和循环区内气泡尺寸较大。关键词:气液搅拌槽;数值模拟;半圆管盘式涡轮桨;气泡尺寸;群体平衡模型中图分类号:TQ 027 3收稿日期:2010-05-25基金项目:国家自然科学基金(20576009/20821004第一作者:女,1983年生,硕士生*通讯联系人E m a i:l gaoz mm a i.l buc t .edu .cn引 言具有气含率和相界面积大、容易换热和处理量大等

3、特点的气液搅拌槽被广泛应用于化工,生化,食品等工业生产中。单层桨搅拌槽的气-液两相分散特性也已得到广泛研究,然而随着工业装置越来越大型化,仅仅使用单层桨已经无法满足工业需求。因此工业上常常选择多层桨操作来实现反应器内物料的搅拌混合。近年来多层桨的气液分散特性已有大量实验研究1-2。但由于实验研究手段存在投资大、周期长、测量困难等诸多缺点,如何寻找一种能够缩短开发周期、节约成本的研究手段并部分代替实验研究就显得格外令人关注。随着现代科学技术的不断进步,基于计算流体动力学(CFD 的理论及方法,借助计算机进行数值模拟的预测技术在搅拌槽设计方面得到广泛应用。相对实验而言,CFD 技术能以较少的费用和

4、较短的时间为代价获得大量有价值的研究结果,并能对搅拌槽和搅拌过程进行详细描述,在一定程度上弥补了实验研究手段的缺陷。气液搅拌槽内传质和反应过程都需要通过气泡的表面进行,气泡尺寸及其分布是影响传质和反应速率的重要因素,因此,气泡尺寸分布的数值模拟对搅拌槽的研究、开发和放大都有着非常重要的意义。但由于气液两相流本身很复杂,气液两相间的相互作用、气泡在运动过程中聚并和破碎导致的气泡尺寸分布不均以及气泡对搅拌体系湍动的影响等因素都会影响到气液两相流模拟的准确性。因此,文献中的相关模拟一般简化为单相模拟3-4,或者将气泡简化为单一尺寸的刚性球体,忽略其聚并和破碎5-6。近年来,已有部分研究者开始考虑气泡

5、间破碎和聚并条件下的分布规律,模拟结果较单一气泡假设有明显改善,但主要集中在Rushton 涡轮桨7-12。本文以文献2的实验数据为基础,在考虑气泡尺寸分布和气泡聚并破碎的基础上对双层半圆管盘式涡轮桨气液搅拌槽内的流场、局部气含率和气泡尺寸分布规律进行数值模拟。1 搅拌槽结构和模拟工况1.1 搅拌槽结构本文搅拌槽模型与文献2实验一致,如图1所示。搅拌槽直径T =0 45m,槽内设有4块挡板,挡板宽度W B =1/12T ,挡板距离槽壁为1/60T ,选用双层半圆管涡轮搅拌桨(CD 6桨,通气装置为环形气体分布器,直径为0 27T ,其上均匀分布12个直径为0 003m 的小孔,开孔向下,模拟装

6、置各结构具体参数见表1 。1 搅拌轴;2 挡板;3 搅拌桨;4 搅拌槽;5 气体分布器图1 搅拌槽(a及搅拌桨(b装置示意图F i g .1 T ank (aand CD 6i m pe ller (bgeo m e tries表1 搅拌槽结构参数T able 1 Para m ete rs of ag itator /vesse l confi gurati onsT /m H 0/T D 1/T D 2/T C S /T C 1/T C 2/T 0 4520 390 390 240 331 331 2 模拟工况物系为自来水-空气体系,具体模拟工况见表2(其中叶端雷诺数R e = ND 2/

7、 。表2 模拟各工况具体操作条件T ab l e 2 D eta iled ope rati ng cond iti ons fo r each case工况搅拌转速N /s -1通气流量Q /L m i n -1表观气速V S /m s -1叶端雷诺数R e 14213 20 02247 48!10625155 00 01641 12!10735213 20 02241 12!10745276 60 02901 12!1072 数值模拟2 1 网格划分选取整个搅拌槽内的流体作为模拟计算域,采用网格分块划分技术。为了更好地捕捉桨叶区以及气体分布器小孔处的流体运动,对这两处进行了网格局部加密。桨

8、叶、气体分布器和槽底附近区域采用四面体网格,其他区域采用六面体网格,网格单元数约为110万,如图2所示。2 2 模拟方法本文采用CFX 软件对气液搅拌槽内流场、 气含图2 网格划分示意图F ig .2 Ill ustrati ons o f the m esh used i n the m ode l率和气泡尺寸分布等进行数值模拟研究。液相主流域和气相的流动分别采用标准k 湍流模型和零方程模型。采用多重参考系(MRF方法处理动静区域的相对运动,其中搅拌浆叶位于旋转运动区域,挡板和气体分布器处于静止区域,流动状态为定常态。相间作用力考虑了曳力,重力,表面张力以及湍动扩散力。曳力模型采用适合于稀疏

9、气相流动的Grace 曳力模型,较大通气量时,修正的体积分率指数为2。使用Lopez de Bertodano 模型来考虑相间的湍动扩散力,其作用是湍流涡体携带气泡由高浓度向低浓度流动,湍动扩散系数选择0 1。利用群体平衡(PB M M USI G 模型处理气泡的聚并和破碎,将气泡尺寸分为110mm 的五组,每组气泡直径由式(1与(2计算d i =d m in +!d i -12(1!d =d m ax -d m inM(2其中M 为气泡分组数,d 为气泡尺寸。根据上述公式,得到的各组气泡平均尺寸分别为1 9,3 7,5 5,7 3和9 1mm 。PB M MUSI G 是关于数值密度函数的连

10、续形式,其方程式(3如下t n (,t+ x i (U i(m,tn (,t=B B -D B +B C -D C(3式中n (,t表示尺度为的颗粒在时间t 内的数密度。B B ,D B ,B C ,D C 分别表示破碎及聚并后气泡的生成和损失率。2 北京化工大学学报(自然科学版 2011年3 结果与讨论3 1 气液搅拌槽内流场分析工况2下搅拌槽内两挡板中间平面液相速度矢量图如图3所示。CD 6为径向流搅拌桨,高速旋转的搅拌桨在桨叶区产生径向射流,该射流携带周围流体向槽壁运动,与槽壁撞击后,沿槽壁分为上下两股,分别在两层桨叶附近区域形成两对循环涡流。从图3可以看出,模拟计算结果成功反映出了该流

11、动结构。3 2 局部气含率对于气液两相流搅拌槽,表征气体在槽内分布的局部气含率是一个非常重要的性能参数,它能够反映槽内局部的分散及传质特性,在反应器的选择和设计中有着极其重要的作用。在搅拌槽内两挡板中间平面上选取一条与轴线平行直线,该直线距离 槽壁0 035m。将表2中4种工况下该直线处局部气含率的实验和模拟结果进行对比,如图4 所示。图3 工况2搅拌槽内液相速度矢量图F ig.3 L i qu i d ve l oc ity vector pro fil e i n t he m i d p l anebe t w een t w o baffles f o r Case 2实验值; 模拟值

12、图4 4种工况下轴向局部气含率分布图F ig.4 Ax i a l local gas ho l dup d istri buti on for the four cases由图4可知,局部气含率模拟值总体上与实验值2较为吻合,即采用PB M MUSI G模型可以较准确模拟气液搅拌槽内局部气含率的分布规律。该分布规律表现为两层桨叶附近区域均存在着峰值,且顶层桨附近峰值始终高于底层桨附近峰值。这一方面是由于桨叶区的气泡受到循环流和浮力的双重作3第2期 张雪雯等:双层半圆管盘式涡轮桨搅拌槽气液分散特性的数值模拟用,另一方面则是相对底层桨而言,顶层桨附近区域存在更多的气体循环。由图4可知但模拟结果与

13、实验值仍存在一定偏差,比如底层桨附近区域模拟的气含率峰值高于实验数据,两层桨之间区域模拟的气含率分布下降很快。模拟与实验间存在偏差的可能原因如下:PB M MUSI G 模型主要适用于鼓泡塔13的气液流动,且使用的聚并和破碎机理比较简单。相对鼓泡塔而言,当通入相同气量时,存在着机械能输入的气液搅拌槽内的气泡平均直径要小得多,因此采用该模型预测搅拌槽内的气液流动会存在偏差。此外,通过指定体积分率指数来修正Grace 曳力模型也会导致一定误差。3 3 气泡尺寸分布搅拌槽内的剪切速率与气泡尺寸分布密切相关,图5给出了工况1下搅拌槽内挡板中间平面气泡平均直径分布与剪切速率对比示意图。由图5可知气泡尺寸

14、在剪切速率最大的叶轮排出流区内最小,在远离叶轮的位置,随着剪切速率逐渐减弱,气泡尺寸也随之变大。对于循环区域而言,其剪切速率较之排出区要小的多,所以大气泡主要存在于搅拌槽循环区域内,尤其是循环区域的中心位置。这一趋势与K er douss 等11在双层六直叶涡轮桨气液 搅拌槽内模拟所得结果趋势一致。图5 搅拌槽内气泡尺寸及剪切速率分布F i g .5 D istri buti ons o f bubb le size and shea r stra i nsrate in the stirred vessel对比搅拌槽内液相速度矢量图和气泡尺寸图可以看出,低流速区即循环区域的气泡尺寸较大,这是

15、由于此区域内连续相速度较低且与气泡运动方向相反,因此气泡更容易聚并成大气泡。而处于搅拌槽上层区域处的气泡尺寸也较大,这主要是因为此处上升的气泡与下降的液相流相遇,从而导致气泡运动速度变慢,气泡聚并几率变大,从而尺寸变大。为了研究转速和表观气速对气泡平均尺寸的影响,本文计算了工况14下气泡平均尺寸d 32值,分别为5 536,4 674,5 148和5 377mm 。由此可知,在相同气速下,随着搅拌转速的增加,气泡尺寸减小,造成这一现象的原因是桨叶转速越高,所带来的能量耗散越高,能够产生剪切力更高,破碎能力也就更大,从而导致气泡破碎现象更加严重,气泡直径变小。当转速不变,随着通气流量的增大,搅拌

16、槽内出现大气泡的几率也随之增大,这是因为随通气流量的增加,气泡之间更容易发生碰撞和聚并,并成为大气泡。沿挡板中间右半平面上各循环回路中液相速度矢量方向各取17点,具体循环回路从下到上依次为循环回路1,循环回路2,循环回路3,循环回路4。如图6 所示。图6 沿各循环回路取点示意图F i g .6 C i rcu lati on l oops i n the m i d plane bet ween t wobaffles w i th som e po i nts shown图7给出了工况1下,沿图6所取点所得到得气泡尺寸变化趋势图。由图7可知,当处于桨叶上方的循环回路2和4时,气泡在循环流和浮

17、力的双重作用下运动,聚并效应比破碎效应更加明显,所以气泡尺寸沿循环方向单调增加;而处在桨叶下方循环回路1和3时,靠近槽壁处的循环区域内存在着气泡的密集地带,从而造成了气泡尺寸先增加,后减小。因为槽底部存在死区,该处的气泡尺寸较小。4 北京化工大学学报(自然科学版 2011年 回路1;# 回路2; 回路3; 回路4图7 循环回路气泡平均尺寸变化趋势图(工况1F i g.7 Bubble dia m ete r a long the liquidc irculation loop(case1全槽内气泡尺寸分布不均匀,桨叶区气泡较小,越靠近槽壁,气泡越大。循区域气泡较大。4 结论(1对于双层半圆管盘

18、式涡轮桨气液搅拌槽,其液相流场具有双循环流动型式。(2气液搅拌槽内轴向局部气含率的模拟结果与实验值趋势基本吻合,验证了PB M MUSI G模型和方法的可行性。(3相同气速下,气泡尺寸随搅拌转速的增加而减小;相同转速,气泡尺寸随气量的增加而变大。(4气液搅拌槽叶轮排出流区域内气泡尺寸较小,靠近槽壁处和循环区域内气泡尺寸较大。符号说明C 离底高度,mD 搅拌桨直径,md32槽内平均气泡直径,mmg 重力加速度,m/s2H液面高,mN 搅拌转速,s-1Q 通气流量,L/m inR e 叶端雷诺数T 搅拌槽直径,mVS表观气速,m/sz 轴向坐标,mG局部气含率流体相密度,kg/m3剪切黏度,Pa

19、s# 体积黏度,P a s 参考文献:1 M oucha T,L i nek V,P rokopova E.G as ho l d up,m i x i ngti m e and g as liquid vo l ume tr i c mass transfer co efficien t ofva ri ous m ulti p l e i m pell er confi gurati ons:R ushton turb i ne,p itched b l ade and tech m i x i m pe ller and t he ir comb i nati onsJ.Che m i

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