顆粒相壁面條件對(duì)非球形顆粒流動(dòng)影響的數(shù)值模擬

華蕾娜，趙虎，2，李軍，王軍武，朱慶山

（1中國(guó)科學(xué)院過程工程研究所多相復(fù)雜系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100190；2中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100049）

顆粒相壁面條件對(duì)非球形顆粒流動(dòng)影響的數(shù)值模擬

華蕾娜1，趙虎1，2，李軍1，王軍武1，朱慶山1

（1中國(guó)科學(xué)院過程工程研究所多相復(fù)雜系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100190；2中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100049）

采用雙流體模型對(duì)設(shè)置豎直隔板的氣固密相流化床中非球形顆粒的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了模擬，顆粒形狀的影響由相間曳力模型考慮，重點(diǎn)考察壁面處顆粒邊界條件的影響。同時(shí)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)室規(guī)模三維流化床的流化實(shí)驗(yàn)，以驗(yàn)證模型的有效性。通過壓降軸向分布、顆粒濃度徑向分布以及物料出口處顆粒質(zhì)量流率功率譜估計(jì)等定量分析，結(jié)果表明：對(duì)不設(shè)置內(nèi)構(gòu)件的自由床，壁面反射系數(shù)對(duì)系統(tǒng)宏觀流動(dòng)特性影響較小，而對(duì)壁面處局部顆粒運(yùn)動(dòng)影響較大；對(duì)壁面面積大幅增加的內(nèi)構(gòu)件床，壁面反射系數(shù)可顯著改變氣體和顆粒的運(yùn)動(dòng)特征，取值需控制在適當(dāng)范圍內(nèi)。

兩相流；流化床；內(nèi)構(gòu)件；非球形顆粒；計(jì)算流體力學(xué)；壁面邊界條件

引　言

形狀非球形是自然界和工業(yè)生產(chǎn)中顆粒普遍存在的一種物性，并會(huì)顯著改變氣固系統(tǒng)中顆粒的動(dòng)力學(xué)行為。為了簡(jiǎn)化問題，大部分實(shí)驗(yàn)室規(guī)模的實(shí)驗(yàn)均采用人造球形顆粒，如玻璃珠；數(shù)學(xué)分析時(shí)對(duì)顆粒做人為球形化處理，以利用標(biāo)準(zhǔn)球形顆粒較為成熟的研究成果。但已有研究表明，顆粒形狀的非規(guī)則性會(huì)大大提高顆粒運(yùn)動(dòng)的復(fù)雜程度：對(duì)于單顆粒，顆粒形狀和來流朝向會(huì)增強(qiáng)其曳力和升力［1］；對(duì)于多顆粒，非球形氣固流化系統(tǒng)會(huì)產(chǎn)生較低的初始流化氣速［2］或較高的壓降［3］。因此，考察非球形顆粒在氣固流化床中的流動(dòng)特性具有重要的學(xué)術(shù)研究意義和工業(yè)應(yīng)用價(jià)值。

考慮顆粒形狀影響的 CFD模擬在顆粒軌道模型（CFD-DEM）中獲得了較好的發(fā)展，而在歐拉雙流體模型中研究較少。DEM通過跟蹤每個(gè)顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡，直接得到顆粒的拉格朗日坐標(biāo)和速度，并通過修正相間曳力［4］和顆粒碰撞幾何關(guān)系等可模擬非球形顆粒在密相床中的流化行為［5］。然而由于對(duì)計(jì)算量和算法需求較高，目前DEM研究多局限于二維、小計(jì)算區(qū)域、低顆粒濃度、簡(jiǎn)單顆粒形狀等問題的模擬［6］。與此相反，將顆粒視為擬流體的雙流體模型在上述幾方面表現(xiàn)出獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，但由于顆粒形狀無法像DEM那樣直觀處理，只能通過相間曳力和固相應(yīng)力等方式間接考慮，所以采用雙流體模型研究非球形顆粒的工作不多。Peirano等［7］通過最大堆積固含率和顆粒弛豫時(shí)間兩個(gè)參數(shù)研究了顆粒球形度的影響，但未詳細(xì)給出如何通過球形度修正氣固相間曳力。

內(nèi)構(gòu)件是氣固流化系統(tǒng)增強(qiáng)氣固接觸效率和改善流化質(zhì)量的一種重要手段，可有效提高產(chǎn)品選擇性和轉(zhuǎn)化率［8］。彭迎彬等［9］和郝志剛等［10］采用實(shí)驗(yàn)手段研究了進(jìn)料速率、流化氣速等操作條件對(duì)裝有垂直或水平構(gòu)件密相床中顆粒停留時(shí)間的影響。劉英杰等［11］對(duì)人字型擋板、盤環(huán)型擋板和兩段環(huán)流等3種形式FCC汽提器內(nèi)的氣固流動(dòng)和混合情況進(jìn)行了模擬研究。上述結(jié)果均表明，內(nèi)構(gòu)件可明顯改變顆粒在床內(nèi)的流動(dòng)模式。在CFD模擬中，內(nèi)構(gòu)件的添加會(huì)增加壁面面積，從而使壁面邊界條件的處理變得尤為重要。雙流體模型廣泛采用 Johnson-Jackson條件來描述壁面與顆粒的相互作用，所涉及的參數(shù)中顆粒-壁面碰撞恢復(fù)系數(shù)影響較小，而壁面反射系數(shù)的影響卻不可忽視［12］。目前，壁面反射系數(shù)很難通過實(shí)驗(yàn)方法測(cè)量，模擬中一般由兩種途徑獲得：① 建立與顆粒-壁面碰撞和壁面周圍流場(chǎng)有關(guān)的關(guān)聯(lián)式，將壁面反射系數(shù)的不確定性轉(zhuǎn)移到顆粒-壁面摩擦系數(shù)等［13］；② 比較模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來獲得最優(yōu)值。方法②簡(jiǎn)單有效，但在不同流化系統(tǒng)中壁面反射系數(shù)的最優(yōu)值不同且差異顯著，比如鼓泡床中取0.5［14］，湍動(dòng)床中取0.001［15］，而提升管的快速流態(tài)化則建議為近似全滑移（接近于0）［16］。

本研究擬采用雙流體模型求解置有垂直隔板的連續(xù)進(jìn)出料稠密氣固流化床。為了考慮顆粒形狀的影響，此處將作者以前發(fā)展的相間曳力模型［17］推廣到帶內(nèi)構(gòu)件的連續(xù)流化床中，重點(diǎn)考察顆粒與壁面邊界設(shè)置對(duì)兩相流動(dòng)的影響，并通過模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較驗(yàn)證了模型的有效性。

1　實(shí)驗(yàn)與測(cè)量

圖1　實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1　Schematic diagram of experimental apparatus （unit: mm）

圖1為連續(xù)進(jìn)出料操作氣固流化床實(shí)驗(yàn)裝置的二維示意圖，主要由主床體、雙風(fēng)室、豎直隔板、物料進(jìn)口段和物料出口段組成。主床體尺寸為 120 mm（長(zhǎng)）×60 mm（寬）×500 mm（高），物料進(jìn)口段和出口段為直徑60 mm的圓管，材質(zhì)均為透明有機(jī)玻璃。顆粒由螺旋給料機(jī)且經(jīng)流化密封閥進(jìn)入物料進(jìn)口段，然后進(jìn)入主床體，在流化氣速作用下經(jīng)由3塊豎直隔板流動(dòng)、混合，最后由物料出口段流出。顆粒流動(dòng)路徑見圖中箭頭所示。顆粒進(jìn)料速率為5.33 g·s-1。流化氣速分別為0.4和0.45 m·s-1，Ug/Um f分別為4.2和4.7。通過實(shí)驗(yàn)觀測(cè)發(fā)現(xiàn)對(duì)于不設(shè)置隔板的自由床，流域介于鼓泡床和節(jié)涌。實(shí)驗(yàn)中利用壓力傳感器對(duì)自由床和內(nèi)構(gòu)件床分別測(cè)量了軸向的壓降分布。

流化的物料為碳酸鈣顆粒，密度為 3135 kg·m-3，粒徑為341 μm。顆粒形狀呈典型的非規(guī)則特征，具體形態(tài)如圖2所示。由Ergun公式可估算顆粒球形度為 0.36，具體計(jì)算流程見文獻(xiàn)［17］第2.1.3部分。經(jīng)氣速-壓降實(shí)驗(yàn)測(cè)得該顆粒初始流化氣速Um f為0.095 m·s-1，初始流化固含率εsm f為0.6305。

圖2　30倍電鏡下的顆粒形態(tài)Fig.2　Shape of particles observed by scanning electron m icroscope

2　數(shù)學(xué)模型與設(shè)置

2.1雙流體模型

氣固系統(tǒng)雙流體模型的控制方程組分別為氣相、固相的質(zhì)量守恒和動(dòng)量守恒方程

式中，ρg、μg和ρs分別為氣體密度、黏度和顆粒密度；g為重力加速度；εg、εs、ug、us和p為待求變量。固相壓力ps、固相剪切和體積黏度系數(shù)μs、λs采用顆粒動(dòng)理論封閉，而ps和μs中的顆粒摩擦應(yīng)力采用Schaeffer模型。在不失精度的前提下為了節(jié)省計(jì)算量，求解的顆粒溫度方程為代數(shù)形式。氣固相間曳力在顆粒受力分析中占據(jù)著重要的位置，因此合理的曳力估計(jì)對(duì)準(zhǔn)確預(yù)測(cè)顆粒流動(dòng)非常關(guān)鍵。考慮顆粒非球形特征且適用于雙流體模型的曳力模型較少，此處采用作者前期工作提出的相間曳力系數(shù)β關(guān)聯(lián)式［17］

式中，ψ為球形度；dn和dv分別為等投影面積球當(dāng)量直徑和等體積球當(dāng)量直徑；D為流化床水力直徑。對(duì)于本文所研究的顆粒，由于顆粒形狀極其不規(guī)則并且具有一定粒徑分布，dn和dv的測(cè)量非常困難。為了簡(jiǎn)化問題，dn和 dv均取為測(cè)量的顆粒Sauter平均直徑dp。該關(guān)聯(lián)式在不設(shè)置隔板且無顆粒進(jìn)出的自由床中獲得了較好的計(jì)算結(jié)果［17］，此處將其應(yīng)用于圖1中設(shè)置豎直隔板的連續(xù)床。

2.2模擬設(shè)置

為了減少計(jì)算量，對(duì)圖1中實(shí)驗(yàn)裝置的物料進(jìn)出口段進(jìn)行了簡(jiǎn)化：實(shí)驗(yàn)可觀測(cè)到顆粒主要順著進(jìn)料管管壁滑入主床體，實(shí)際只占用進(jìn)料管一小部分，故進(jìn)口段取20 mm×20 mm截面；而在出口段由于顆粒會(huì)因氣泡拋灑被大量甩入出料管，則出口段形狀和尺寸與實(shí)際裝置保持一致。經(jīng)測(cè)試單個(gè)網(wǎng)格尺寸為12倍粒徑時(shí)可達(dá)網(wǎng)格無關(guān)解，則對(duì)三維模擬自由床網(wǎng)格總數(shù)為70698個(gè)，有內(nèi)構(gòu)件床網(wǎng)格總數(shù)為63025個(gè)。時(shí)間步長(zhǎng)取5.0×10-4s，計(jì)算過程穩(wěn)定。本工作應(yīng)用商業(yè)軟件Ansys 15.0進(jìn)行計(jì)算。底部氣體入口和物料進(jìn)口為給定速度邊界，頂部出口和物料出口為壓力邊界。在物料進(jìn)口處設(shè)定固含率為0.2，并根據(jù)進(jìn)料速率計(jì)算顆粒速度。氣相在壁面處設(shè)置為無滑移條件，而使用Johnson-Jackson條件處理固相的壁面情況。其他參數(shù)設(shè)置包括：顆粒-顆粒碰撞恢復(fù)系數(shù)取0.99，顆粒摩擦應(yīng)力啟用固含率為εsm f，顆粒最大堆積固含率取實(shí)驗(yàn)測(cè)量值0.4558。初始時(shí)刻，兩相速度為零，顆粒堆積高度為0.191 m，堆積固含率根據(jù)全床總壓降測(cè)量值估計(jì)。需要注意的是，由于為連續(xù)進(jìn)出料系統(tǒng)，此處初始值的設(shè)定并不影響最終計(jì)算結(jié)果，但會(huì)影響系統(tǒng)達(dá)穩(wěn)定的時(shí)間。計(jì)算中通過監(jiān)測(cè)全床體積平均固含率隨時(shí)間的變化來判斷系統(tǒng)是否達(dá)穩(wěn)定，取該量變化平穩(wěn)后50 s做時(shí)均分析。

本文研究的流化床中裝有3塊豎直隔板，而且隔板尺寸較大，這使得邊壁面積大幅增加。與自由床相比，圖1中內(nèi)構(gòu)件床的有效壁面面積增加值超過80%，因此固相壁面邊界條件的處理十分關(guān)鍵。Johnson-Jackson條件通過引入壁面反射系數(shù)φ來反映顆粒和壁面因碰撞產(chǎn)生的動(dòng)量傳遞，取值范圍為0～1.0。當(dāng)φ=0時(shí)，壁面被視為光滑平面，顆粒為自由滑移；當(dāng)φ=1.0時(shí)，則壁面粗糙，顆粒為無滑移?？紤]到文獻(xiàn)中不同流域φ最優(yōu)值跨度較大，本文設(shè)φ分別為0、0.0005、0.005、0.05、0.5和1.0，以考察其效果。

3　結(jié)果與討論

3.1壁面條件對(duì)自由床的影響

圖3給出了0.4 m·s-1氣速時(shí)φ取不同值時(shí)均壓降的軸向分布情況?？梢钥闯?，區(qū)別較小并均與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。對(duì)于0和1.0兩種極端情況，統(tǒng)計(jì)全床體積平均固含率的時(shí)均值：φ=0時(shí)為0.143；φ=1.0時(shí)為0.146。統(tǒng)計(jì)床層總壓降（測(cè)量區(qū)間為距離分布板 0.012～0.412 m）的時(shí)均值：φ=0時(shí)為2216 Pa；φ=1.0時(shí)為2312 Pa，實(shí)測(cè)值為2240 Pa。上述數(shù)據(jù)再次表明，對(duì)于不設(shè)置隔板的自由床，固相壁面邊界條件對(duì)流化床宏觀流動(dòng)特性的影響較為有限。

圖3　氣速為0.4 m·s-1時(shí)壁面反射系數(shù)對(duì)自由床壓降軸向分布的影響Fig.3　Effect of specularity coefficient on axial profile of time-averaged pressure in bed w ithout internals when Ug=0.4 m·s-1

圖4給出了氣速為0.4 m·s-1時(shí)高度為0.1和0.2 m處顆粒濃度時(shí)均值沿三維床體寬度方向的徑向分布。沿床體深度方向的分布類似，簡(jiǎn)明起見此處未給出。可以清晰地看出，在兩側(cè)近壁處［x/L=±（0.8～1.0）范圍內(nèi)］顆粒濃度分布受壁面反射系數(shù)影響較大，甚至改變了遞增或遞減等變化方向。該特點(diǎn)直接導(dǎo)致了顆粒濃度分布形式的改變：φ=0時(shí)兩個(gè)高度處顆粒濃度呈拋物線分布，而φ=1.0時(shí)則呈不同程度的雙峰分布，這意味著氣泡在床內(nèi)的運(yùn)動(dòng)路徑發(fā)生了變化。該結(jié)果與鼓泡床等密相氣固流化系統(tǒng)研究結(jié)論保持一致［18］。圖3中的壓降軸向分布經(jīng)過了截面面積加權(quán)平均處理，所以大大淡化了顆粒動(dòng)力學(xué)特征在壁面處的區(qū)別。綜上所述，壁面反射系數(shù)對(duì)自由床的宏觀流動(dòng)特性影響較小，但會(huì)改變顆粒在壁面附近的局部運(yùn)動(dòng)特性，比如濃度分布或速度方向。

圖4　氣速為0.4 m·s-1時(shí)壁面反射系數(shù)對(duì)自由床顆粒濃度徑向分布的影響Fig.4　Effect of specularity coefficient on radial profile of time-averaged solids concentration in bed w ithout internals at two heights when Ug=0.4 m·s-1

3.2壁面條件對(duì)內(nèi)構(gòu)件床的影響

圖5給出了0.4和0.45 m·s-1工況下φ分別取0、0.0005、0.005、0.05、0.5和1.0時(shí)內(nèi)構(gòu)件床中壓降的軸向分布。與自由床相比，壁面反射系數(shù)對(duì)內(nèi)構(gòu)件床中壓降產(chǎn)生了顯著的影響：隨著φ的增加，計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的吻合程度越來越好；當(dāng)φ取值大于0.05時(shí)，其影響程度開始大幅減弱。表1列出了0.4 m·s-1工況φ取不同值時(shí)流化床達(dá)到穩(wěn)定運(yùn)行階段全床體積平均固含率和床層總壓降（測(cè)量區(qū)間為距離分布板0.062～0.412 m）的計(jì)算值，對(duì)應(yīng)的壓降測(cè)量值為2057 Pa。在實(shí)驗(yàn)測(cè)量中，內(nèi)構(gòu)件床被3塊豎直隔板分成3個(gè)區(qū)，壓力傳感器只布置在中間區(qū)，而計(jì)算取截面面積加權(quán)平均值，因此雖然表1中內(nèi)構(gòu)件床壓降計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的吻合程度不如自由床，但尚在合理范圍內(nèi)。表1中的數(shù)據(jù)表明，φ的取值可顯著改變內(nèi)構(gòu)件床中的存料量，當(dāng)φ取較大值時(shí)床內(nèi)存料量將增多。這是因?yàn)轭w粒在壁面處的摩擦增大會(huì)導(dǎo)致更多顆粒停留在床內(nèi)，而內(nèi)構(gòu)件床由于壁面面積較大累積效果更為突出。

圖5　不同氣速時(shí)壁面反射系數(shù)對(duì)內(nèi)構(gòu)件床壓降軸向分布的影響Fig.5　Effect of specularity coefficient on axial profile of time-averaged pressure in bed w ith internals

表1　氣速為0.4 m·s-1時(shí)內(nèi)構(gòu)件床中壁面反射系數(shù)對(duì)體積平均固含率和床層壓降（計(jì)算區(qū)間為距離分布板0.062～0.412 m）的影響Table 1　Effect of specularity coefficient on volume-averaged solids concentration and bedpressuredrop （measured from 0.062 m to 0.412 m above gas distributor） in bed w ith internals when Ug=0.4 m·s-1

圖6　氣速為0.4 m·s-1時(shí)內(nèi)構(gòu)件床物料出口處顆粒質(zhì)量流率的變化Fig.6　Solids mass flow rate at outlet of bed w ith internals when Ug=0.4 m·s-1

對(duì)物料出口處顆粒質(zhì)量流率進(jìn)行頻域分析是了解連續(xù)流動(dòng)床內(nèi)顆粒流動(dòng)特點(diǎn)的有效手段之一。在本文兩個(gè)計(jì)算工況下，實(shí)驗(yàn)可觀測(cè)到床內(nèi)存在著明顯的氣泡行為。這將導(dǎo)致顆粒在物料出口處的溢出并非連續(xù)：當(dāng)氣泡上升到床層表面破裂時(shí)，會(huì)拋灑一部分顆粒并促使大量顆粒排出，而當(dāng)氣泡在床層內(nèi)部移動(dòng)、聚并時(shí)，顆粒通過進(jìn)料口持續(xù)進(jìn)料以彌補(bǔ)床內(nèi)顆粒的缺失，則此時(shí)間段內(nèi)顆粒流出量較少。以φ=0和1.0為例，圖6所示為0.4 m·s-1工況物料出口處75 s內(nèi)顆粒質(zhì)量流率的變化情況（系統(tǒng)已達(dá)到穩(wěn)定階段），可發(fā)現(xiàn)兩者均具有典型的間歇性特征，定性上與實(shí)驗(yàn)觀測(cè)一致。另外，φ取0.0005、0.005時(shí)與取0時(shí)的結(jié)果類似，而φ取0.05、0.5時(shí)與取1.0時(shí)的結(jié)果類似，正如圖6中所示兩者又表現(xiàn)出不同的特點(diǎn)：前者單次出料量較大而出料時(shí)間間隔較長(zhǎng)；后者單次出料量較小而出料時(shí)間間隔較短。這表明壁面反射系數(shù)的取值有效改變了內(nèi)構(gòu)件床中的顆粒運(yùn)動(dòng)行為。

圖7　不同氣速時(shí)內(nèi)構(gòu)件床物料出口處顆粒質(zhì)量流率的功率譜分布Fig.7　Power spectral density of solids mass flow rate at outlet of bed with internals

圖8　氣速為0.4 m·s-1時(shí)系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定階段內(nèi)構(gòu)件床中顆粒濃度的分布Fig.8　Contours of solids concentration in bed w ith internals when Ug= 0.4 m·s-1

圖7所示為兩個(gè)氣速下不同φ取值時(shí)物料出口處顆粒質(zhì)量流率時(shí)間序列的功率譜估計(jì)結(jié)果，為圖6物理量的定量分析。本文采用韋爾奇（Welch）方法進(jìn)行估計(jì)，具體參數(shù)為：取計(jì)算穩(wěn)定階段50 s數(shù)據(jù)，采樣頻率設(shè)為200 Hz，則共產(chǎn)生10000個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)；將全部數(shù)據(jù)點(diǎn)分成6段，每段可重疊10%；對(duì)每段數(shù)據(jù)使用Hamm ing窗函數(shù)，并做傅里葉變換，最后取功率譜的均值。對(duì)大部分氣固流化系統(tǒng)，主頻一般分布在1～5 Hz，數(shù)據(jù)采樣10 s即可滿足樣本長(zhǎng)度要求［19］，則上述采樣合理。圖7中在頻率為0處功率譜存在著一個(gè)較大值，這是因?yàn)楫?dāng)流化床達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，物料出口處顆粒質(zhì)量流率在一個(gè)較長(zhǎng)時(shí)間段內(nèi)的時(shí)均值應(yīng)與顆粒進(jìn)料速率相同，即為5.33 g·s-1，而該常數(shù)在功率譜中即表現(xiàn)為頻率等于0處的直流分量，在下述分析中可不予考慮。圖中可清楚看出，隨著φ的增加，功率譜呈現(xiàn)出不同的特征：當(dāng)φ等于0或較小時(shí)，在0～5 Hz范圍內(nèi)規(guī)律地分布著4個(gè)尖峰；當(dāng)φ較大或等于1.0時(shí)，4個(gè)尖峰顯著減弱并逐漸消失。兩個(gè)氣速工況的計(jì)算結(jié)果均具有該特點(diǎn)。以往研究者通過分析氣固密相流化床中壓強(qiáng)時(shí)間序列信號(hào)指出，單個(gè)大氣泡的功率譜表現(xiàn)為峰值高和跨度窄，而多個(gè)小氣泡的功率譜表現(xiàn)為峰值低和跨度寬［20-21］。以此為基礎(chǔ)，可嘗試解釋圖7中的現(xiàn)象：4個(gè)尖峰代表著內(nèi)構(gòu)件床中由3塊豎直隔板劃分的4塊區(qū)域，尖峰量值不同則表示每塊區(qū)域表現(xiàn)出不同的流動(dòng)特性。當(dāng)φ取值較小時(shí)，尖峰峰值高跨度窄，這表明氣泡尺寸較大，而由兩塊豎直隔板構(gòu)成的區(qū)域較為狹窄，可能促使發(fā)生局部節(jié)涌。當(dāng)φ取值較大時(shí)，尖峰峰值低跨度寬，這表明氣泡尺寸較小，但數(shù)量可能較多。從壁面模擬條件來講，φ值小意味著顆粒在邊壁處容易滑動(dòng)，更利于大氣泡的形成；而φ值大則顆粒傾向于粘附在邊壁上，顆粒在壁面附近移動(dòng)困難，因而在由兩塊豎直隔板形成的狹小區(qū)域內(nèi)不利于氣泡的產(chǎn)生。

圖8為0.4 m·s-1氣速下φ取不同值時(shí)70 s時(shí)刻內(nèi)構(gòu)件床中顆粒濃度的分布情況?？梢钥闯觯?dāng)φ值較小時(shí)（比如0、0.0005和0.005）由3塊豎直隔板構(gòu)成的4塊區(qū)域中一部分出現(xiàn)了典型的節(jié)涌現(xiàn)象，形成了尺寸較大的氣栓；而當(dāng) φ取 0.05、0.5 和1.0時(shí)，4塊區(qū)域均勻分布著小氣泡，并且各區(qū)域中床層表面基本持平。圖8中的定性認(rèn)識(shí)與圖7中的定量分析保持一致，并且很好解釋了圖7中的變化規(guī)律。在實(shí)驗(yàn)中，通過流化床透明前壁可觀測(cè)到豎直隔板可有效分解分布板附近產(chǎn)生的大氣泡，在隔板間形成眾多小氣泡，而且各個(gè)隔板間床面與物料出口處基本保持水平?？梢钥闯觯瑘D8中當(dāng)φ取0.05、0.5和1.0時(shí)的結(jié)果較為符合實(shí)驗(yàn)觀測(cè)，這表明本文計(jì)算工況下φ取較大值時(shí)可合理地捕捉內(nèi)構(gòu)件床中的顆粒動(dòng)力學(xué)行為。

4　結(jié)　論

采用雙流體模型研究了設(shè)有3塊豎直隔板內(nèi)構(gòu)件的氣固密相床中非球形顆粒的流態(tài)化行為，重點(diǎn)探討了顆粒壁面邊界條件的影響。通過設(shè)置不同壁面反射系數(shù)取值，發(fā)現(xiàn)自由床中宏觀流動(dòng)特性對(duì)該系數(shù)并不敏感，但在壁面附近顆粒行為會(huì)有顯著改變；而由于壁面面積的大幅增加，該系數(shù)對(duì)內(nèi)構(gòu)件床存料量和氣體、顆粒流動(dòng)特性有重要影響。通過壓降分布、物料出口處顆粒質(zhì)量流率的功率譜估計(jì)等定量分析，以及與相關(guān)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比，可認(rèn)為在本文計(jì)算條件下壁面反射系數(shù)取較大值時(shí)，例如本文研究范圍內(nèi)的0.05、0.5或1.0，可較好地定量和定性反映實(shí)驗(yàn)觀測(cè)現(xiàn)象。壁面反射系數(shù)取值的困難和不確定性給雙流體模型的廣泛應(yīng)用帶來了阻力，深入剖析顆粒在壁面處的運(yùn)動(dòng)機(jī)制并提出有效計(jì)算壁面反射系數(shù)的模型是未來解決該問題的一個(gè)重要方向。

符號(hào)說明

Cd0——單顆粒曳力系數(shù)

D ——床水力直徑，m

dn——等投影面積球當(dāng)量直徑，m

dp——顆粒粒徑，m

dv——等體積球當(dāng)量直徑，m

g ——重力加速度，m·s-2

I ——單位矩陣

K1，K2——形狀參數(shù)

p——?dú)庀鄩簭?qiáng)，Pa

ps——固相壓強(qiáng)，Pa

Res——顆粒Reynolds數(shù)

Ug——流化氣速，m·s-1

Um f——初始流化氣速，m·s-1

ug， us——分別為氣相和固相速度，m·s-1

β——?dú)夤滔嚅g曳力系數(shù)，kg·m-3·s-1

εg， εs——分別為氣相和固相體積分?jǐn)?shù)

εsm f——初始流化固含率

μg， μs， λs——分別為氣體黏度系數(shù)、固相剪切和體積

黏度系數(shù)，Pa·s

ρg， ρs——分別為氣體和顆粒密度，kg·m-3

τg， τs——分別為氣相和固相應(yīng)力，Pa

φ——壁面反射系數(shù)

φgs——反正切函數(shù)

ψ——球形度

下角標(biāo)

g——?dú)庀?/p>

s——固相

References

［1］ 由長(zhǎng)福， 祁海鷹， 徐旭常. 氣固兩相流動(dòng)中非球形顆粒所受曳力的數(shù)值研究［J］. 化工學(xué)報(bào)， 2003， 54（2）: 188-191.

YOU C， QI H Y， XU X C. Numerical simulation of drag force on non-spherical particle in gas-particle two-phase flow ［J］. Journal of Chem ical Industry and Engineering （China）， 2003， 54（2）: 188-191.

［2］ ZHOU Z Y， PINSON D， ZOU R P， et al. Discrete particle simulation of gas fluidization of ellipsoidal particles ［J］. Chem ical Engineering Science， 2011， 66（23）: 6128-6145.

［3］ RODRIGUES S S， FORRET A， MONTJOVET F， et al. Riser hydrodynam ic study w ith different Group B powders ［J］. Powder Technology， 2015， 272: 300-308.

［4］ H?LZER A， SOMMERFELD M. New simple correlation formula for the drag coefficient of non-spherical particles［J］. Powder Technology，2008， 184（3）: 361-365.

［5］ ZHONG W Q， ZHANG Y， JIN B S， et al. Discrete element method simulation of cylinder-shaped particle flow in a gas-solid fluidized bed ［J］. Chem ical Engineering & Technology， 2009， 32（3）: 386-391.

［6］ SHERRITT R G， CHAOUKI J， MEHROTRA A K， et al. Axial dispersion in the three-dimensional m ixing of particles in a rotating drum reactor ［J］. Chem ical Engineering Science， 2003， 58（2）: 401-415.

［7］ PEIRANO E， DELLOUME V， LECKNER B. Two- or three-dimensional simulations of turbulent gas-solid flows applied to fluidization ［J］. Chem ical Engineering Science， 2001， 56（16）: 4787-4799.

［8］ 金涌， 俞芷青， 張禮， 等. 流化床反應(yīng)器塔型內(nèi)構(gòu)件的研究［J］. 化工學(xué)報(bào)， 1980， 41（2）: 117-128.

JIN Y， YU Z Q， ZHANG L， et al. A study of pagoda type vertical internal baffle in gas-fluidized bed ［J］. Journal of Chem ical Industry and Engineering （China）， 1980， 41（2）: 117-128.

［9］ 彭迎彬， 李海廣， 李保衛(wèi)， 等. 置有豎直隔板鼓泡流化床物料停留時(shí)間［J］. 科學(xué)技術(shù)與工程， 2015， 15（21）: 38-47.

PENG Y B， LI H G， LI B W， et al. Particle residence time in a bubbling fluidized bed w ith inner-vertical partition plate ［J］. Science Technology and Engineering， 2015， 15（21）: 38-47.

［10］ 郝志剛， 朱慶山， 李洪鐘. 內(nèi)構(gòu)件流化床內(nèi)顆粒停留時(shí)間分布及壓降的研究［J］. 過程工程學(xué)報(bào)， 2006， 6（2）: 359-363.

HAO Z G， ZHU Q S， LI H Z. Particle residence time and pressure drop in a fluidized bed w ith internals ［J］. The Chinese Journal of Process Engineering， 2006， 6（2）: 359-363.

［11］ 劉英杰， 楊基和， 藍(lán)興英， 等. 工業(yè)RFCC汽提段內(nèi)顆?；旌锨闆r的CFD模擬［J］. 化學(xué)反應(yīng)工程與工藝， 2012， 28（3）: 213-219.

LIU Y J， YANG J H， LAN X Y， et al. CFD simulation of solid residence time distribution in industrial RFCC strippers ［J］. Chemical Reaction Engineering and Technology， 2012， 28（3）: 213-219.

［12］ LAN X Y， XU C M， GAO J S， et al. Influence of solid-phase wall boundary condition on CFD simulation of spouted beds ［J］. Chemical Engineering Science， 2012， 69（1）: 419-430.

［13］ LI T W， BENYAHIA S. Evaluation of wall boundary condition parameters for gas-solids fluidized bed simulations ［J］. AIChE Journal， 2013， 59（10）: 3624-3632.

［14］ ALTANTZIS C， BATES R B， GHONIEM A F. 3D Eulerian modeling of thin rectangular gas-solid fluidized beds: estimation of the specularity coefficient and its effects on bubbling dynamics and circulation times ［J］. Powder Technology， 2015， 270: 256-270.

［15］ 盧竟蔓， 藍(lán)興英， 徐春明， 等. 壁面條件對(duì)FCC顆粒湍動(dòng)床氣固流動(dòng)影響的模擬［J］. 化學(xué)反應(yīng)工程與工藝， 2014， 30（1）: 57-62.

LU J M， LAN X Y， XU C M， et al. Numerical simulation on effect of wall boundary condition on gas-solid flow in FCC particles turbulent bed ［J］. Chemical Reaction Engineering and Technology， 2014， 30（1）: 57-62.

［16］ 周新宇， 高金森， 徐春明， 等. 顆粒相壁面條件對(duì)提升管內(nèi)氣固流動(dòng)模擬的影響［J］. 化工學(xué)報(bào)， 2012， 63（4）: 1063-1069.

ZHOU X Y， GAO J S， XU C M， et al. Effect of solids phase wall boundary condition on simulation of gas-solids flow characteristics in riser ［J］. CIESC Journal， 2012， 63（4）: 1063-1069.

［17］ HUA L N， ZHAO H， LI J， et al. Eulerian-Eulerian simulation of irregular particles in dense gas-solid fluidized beds ［J］. Powder Technology， 2015， 284: 299-311.

［18］ LI T W， GRACE J， BI X T. Study of wall boundary condition in numerical simulations of bubbling fluidized beds ［J］. Powder Technology， 2010， 203（3）: 447-457.

［19］ JOHNSSON F， ZIJERVELD R C， SCHOUTEN J C， et al. Characterization of fluidization regimes by time-series analysis of pressure fluctuations ［J］. International Journal of Multiphase Flow，2000， 26（4）: 663-715.

［20］ ABBASI M， SOTUDEH-GHAREBAGH R， MOSTOUFI N， et al. Non-intrusive monitoring of bubbles in a gas-solid fluidized bed using vibration signature analysis ［J］. Powder Technology， 2009，196（3）: 278-285.

［21］ JAIBOON O-A， CHALERMSINSUWAN B， MEKASUT L， et al. Effect of flow pattern on power spectral density of pressure fluctuation in various fluidization regimes ［J］. Powder Technology，2013， 233: 215-226.

Numerical study of effect of particle wall boundary condition on fluidization of irregular particles

HUA Leina1， ZHAO Hu1，2， LI Jun1， WANG Junwu1， ZHU Qingshan1
（1State Key Laboratory of Multiphase Complex Systems， Institute of Process Engineering， Chinese Academy of Sciences，Beijing 100190， China；2University of Chinese Academy of Sciences， Beijing 100049， China）

The behavior of non-sphere particles in a gas-solid dense phase fluidized bed allocated w ith three vertical internals was simulated by the Eulerian two-fluid model. The effects of particle shapes were taken into account by an inter-phase drag model， and more effort was devoted to the effects of the boundary conditions of particles at walls. Meanwhile， experiments of a three dimensional lab-scale fluidized bed were conducted to provide available validation data. The quantitative analyses included axial profile of the pressure， radial profile of solids concentration， and power spectral density of particle mass flow rate at the bed outlet. It showed that specular reflection coefficient only affects the macroscopic behavior of the bed slightly， but the local particle motion near walls significantly for the bed w ithout internals. While for the bed w ith internals featuring a remarkable increase in wall area， specular reflection coefficient can significantly influence dynamics of gas and solids. Therefore， the value of specular reflection coefficient should be selected in an appropriate range for beds w ith internals， to predict the system reasonably.

two-phase flow； fluidized-bed； internals； particles w ith irregular shapes； CFD； wall boundary condition

date: 2016-03-31.

HUA Leina， lnhua@ipe.ac.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China （21306202）， the National Basic Research Program of China （2012CB215003） and the State Key Laboratory of Multiphase Complex Systems， Institute of Process Engineering， Chinese Academy of Sciences （MPCS2012A02， MPCS2014A03）.

TQ 021.1

A

0438—1157（2016）08—3251—08

10.11949/j.issn.0438-1157.20160405

2016-03-31收到初稿，2016-05-04收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：華蕾娜（1980—），女，博士，副研究員。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（21306202）；國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目（2012CB215003）；中國(guó)科學(xué)院過程工程研究所多相復(fù)雜系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室基金項(xiàng)目（MPCS2012A02，MPCS2014A03）。