固定床內(nèi)壓降的CFD分析

王春雷，王日杰，楊曉霞，喬勝超

(天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072)

固定床技術(shù)具有結(jié)構(gòu)簡單、操作方便和費(fèi)用低廉等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于化學(xué)反應(yīng)、組分分離和提純等工藝過程。決定固定床技術(shù)的性能參數(shù)有很多，其中壓降對(duì)物料流體進(jìn)入固定床的動(dòng)量要求及其對(duì)床層內(nèi)的流體流動(dòng)、傳熱以及傳質(zhì)過程的影響非常大，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)床層壓降對(duì)于固定床的設(shè)計(jì)與操作都有十分重要的意義。影響床層壓降的因素主要有物料流體本身和固定床結(jié)構(gòu)兩方面，前者包括密度、黏度、進(jìn)料流速等；后者包括填充床層的顆粒形狀、粒徑、床層空隙率ε、固定床直徑D與粒徑dp之比D/dp(對(duì)應(yīng)壁面效應(yīng))等。

目前研究固定床壓降的方法主要有3種：實(shí)驗(yàn)研究、理論分析和CFD模擬。其中，實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果是理論分析和CFD模擬的基礎(chǔ)，但由于受到模型尺寸、流場(chǎng)擾動(dòng)和測(cè)量精度的限制，實(shí)驗(yàn)研究的難度往往非常大，比如當(dāng)D/dp<15時(shí)，顯著的壁面效應(yīng)使實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的可靠性大大降低；理論分析的優(yōu)勢(shì)在于其所得結(jié)果往往具有普遍意義，能夠清楚地認(rèn)識(shí)各種影響因素，但往往需要對(duì)計(jì)算對(duì)象進(jìn)行大量的抽象和簡化，才可能得到理論解。

在采用理論分析法研究固定床壓降方面，Reichelt等[1]和Eisflied等[2]的工作被認(rèn)為對(duì)固定床的設(shè)計(jì)具有很好的指導(dǎo)意義。前者還基于Ergun半經(jīng)驗(yàn)公式[3]提出計(jì)算固定床壓降的經(jīng)驗(yàn)公式[式(1)～式(4)]。

(1)

(2)

(3)

(4)

Eisflied等[2]通過對(duì)大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，給出了式(1)～式(4)中3個(gè)常數(shù)項(xiàng)K1、k1和k2的精確值，分別為154、1.15和0.87。對(duì)于填充單一粒徑的固定床，可直接采用上述半經(jīng)驗(yàn)公式[式(1)～式(4)]計(jì)算床層壓降；而對(duì)于填充不同粒徑的固定床，在采用半經(jīng)驗(yàn)公式之前需要確定公式中顆粒直徑的表達(dá)形式，Carman[4]引入了有效直徑這一概念，Zeisberger等[5]認(rèn)為采用數(shù)量平均直徑(d10)作為有效直徑得到的壓降預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果更加吻合；Li等[6]指出在高和低兩種進(jìn)料流速下，分別可以采用長度平均直徑(d21)和面積平均直徑(d32)來替代有效直徑；Li等[7]發(fā)現(xiàn)采用d32替代不同形狀顆粒的有效直徑時(shí)，計(jì)算得到壓降值非常接近實(shí)驗(yàn)值。

第3種方法，即CFD數(shù)值模擬法能夠克服實(shí)驗(yàn)研究和理論分析2種方法的諸多不足。采用CFD法計(jì)算流體流動(dòng)問題，如同在計(jì)算機(jī)上進(jìn)行了相應(yīng)的物理實(shí)驗(yàn)，文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn)通過合理地建模能夠準(zhǔn)確地再現(xiàn)各種流場(chǎng)細(xì)節(jié)，獲得關(guān)于速度場(chǎng)、壓力場(chǎng)和湍流場(chǎng)等豐富的重要信息，而采用實(shí)驗(yàn)法只能通過一些復(fù)雜昂貴的大型儀器才能獲得這些信息。很多研究者[8-15]采用實(shí)驗(yàn)法和CFD法研究了固定床內(nèi)的壓降，模擬結(jié)果與半經(jīng)驗(yàn)公式或?qū)嶒?yàn)結(jié)果基本吻合，并基于這些結(jié)果對(duì)半經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行了改進(jìn)。

但文獻(xiàn)研究的固定床模型的D/dp值一般比較大(D/dp>15)，對(duì)小D/dp固定床的研究相對(duì)要少得多，而且通常假設(shè)填充固定床的顆粒為單一粒徑分布，而實(shí)際固定床中的填充顆粒往往服從特定的粒徑分布，如正態(tài)分布。鑒于CFD法在研究流體流動(dòng)以及單相、多相流體系方面的巨大潛力，本研究將采用CFD法分別研究填充單一粒徑以及服從不同粒徑分布的顆粒的小D/dp固定床內(nèi)的壓降。除此外，考慮到半經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)小D/dp固定床適用性較差，提出更為合理的有效直徑對(duì)公式加以改進(jìn)。

1　CFD建模

1.1　體系和模型

固定床隨機(jī)填充單一粒徑和服從特殊粒徑分布的球形顆粒，后者得到的床層為非結(jié)構(gòu)化的，計(jì)算量和難度大幅提高。3種粒徑分布如表1所示，d10均為16.5 mm：分布I為單一粒徑；分布II和III為正態(tài)分布，標(biāo)準(zhǔn)方差分別為0.4和1.0。對(duì)應(yīng)的3種固定床模型編號(hào)分別為I、II和III，固定床直徑和均為0.1 m(D/dp約為6)，床層高度H為0.5 m(H/dp約為30)。

表1　顆粒粒徑分布

采用基于離散元算法的PFC3D軟件實(shí)現(xiàn)顆粒的隨機(jī)堆放。顆粒之間以及顆粒與壁面之間的相互作用采用Hertz接觸模型。模擬過程涉及參數(shù)主要有剪切模量(sh)為8e10，泊松比(po)為0.33，密度(dens)為3 000 kg/m3，摩擦系數(shù)(fric)為0.05，阻尼系數(shù)(da)為0.2[16]。為確保物理模型的重復(fù)性，所有模型均生成3次。

1.2　網(wǎng)格劃分

由于計(jì)算模型內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，采用適應(yīng)性更強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。Rep較小時(shí)，劃分邊界層以準(zhǔn)確捕捉壁面附近的流場(chǎng)細(xì)節(jié)；而Rep較大時(shí)，受網(wǎng)格尺寸的限制，采用“Enhance wall treatment”方法來近似處理壁面附近的流場(chǎng)。網(wǎng)格劃分過程具體詳細(xì)參數(shù)見表2。為確保獲得與網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)的模擬結(jié)果，層流狀態(tài)下采用約600萬網(wǎng)格，湍流狀態(tài)下采用約500萬網(wǎng)格來劃分計(jì)算模型。為避免顆粒之間或顆粒與壁面之間互相接觸而生成高扭曲度網(wǎng)格，在完成建模后將所有顆粒的粒徑均縮減1%。

表2　計(jì)算域網(wǎng)格劃分方法

1.3　計(jì)算條件

模擬過程中選用的物料為空氣，黏度μ=1.7894×10-5Pa·s，密度ρ=1.225 kg·m-3；高湍流狀態(tài)下選用的湍流模型為standardk-ε模型；所有壁面為無滑移邊界條件；進(jìn)口為速度進(jìn)口邊界條件，進(jìn)口速度相同，進(jìn)口與床層之間距離為3dp；出口為壓力出口邊界條件，出口處壓力為101.325 kPa，出口與床層之間距離為7dp。采用SIMPLE算法耦合計(jì)算速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)，當(dāng)所有控制方程的殘差小于10-5認(rèn)為達(dá)到收斂。

2　結(jié)果及討論

2.1　填充單一粒徑顆粒固定床

2.1.1空隙率

由200個(gè)單一粒徑顆粒填充而成的固定床模型I，如圖1所示。

圖1　填充單一粒徑固定床模型Fig.1　Fixed bed model of packed with uniform particles

PFC3D計(jì)算得床層空隙率為0.485，這與Theuerkauf等[16]的研究結(jié)果基本吻合。為保證PFC3D軟件建立模型的有效性，分析了空隙率沿床層徑向的隨機(jī)振蕩變化情況，并與采用De Klerk經(jīng)驗(yàn)公式(5)～(7)[17]計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較，如圖2所示。

圖2　2種空隙率分布曲線比較Fig.2　Comparison of two radial profiles for void fraction

通過計(jì)算平行于固定床軸線的不同直徑環(huán)隙間的床層空隙確定空隙率的徑向分布[18]。

(5)

當(dāng)z≤0.637時(shí)，

ε(r)=2.14z2-2.53z+1

(6)

當(dāng)z>0.637時(shí),

ε(r)=0.29exp(-0.6z)[cos(2.3π(z-0.16))]

+0.15exp(-0.9z)+εb

(7)

從圖2可以看到PFC3D軟件生成的填充模型的空隙率分布與de Klerk經(jīng)驗(yàn)公式[17]得到的空隙率分布基本一致，均呈現(xiàn)為衰減的正弦波。在靠近壁面處，二者幾乎完全相同，在床層中心處，二者略有不同，同時(shí)說明采用PFC3D軟件建立的固定床模型合理有效，可以用于CFD模擬研究。

2.1.2壓力分布

采用CFD模擬研究固定床，除了要求建模結(jié)構(gòu)合理以外，還要求模型能夠代表整個(gè)床層。圖3展示了低進(jìn)料速度下固定床內(nèi)的壓力分布情況。

圖3　床層內(nèi)壓力分布Fig.3　Pressure distribution in the fixed bed

從圖3中可以清楚地看到在床層上下兩端附近壓力幾乎保持不變，而在床層內(nèi)部壓力呈線性變化，這說明物料進(jìn)口和出口距床層的距離已經(jīng)足夠長，可以忽略進(jìn)口和出口效應(yīng)對(duì)于固定床內(nèi)壓力場(chǎng)的影響，同時(shí)說明由200個(gè)顆粒組成的固定床模型足以代表整個(gè)床層，能夠體現(xiàn)床層壓力的整體變化。

2.1.3床層壓降

將固定床進(jìn)出口壓力差，即壓降ΔP的模擬結(jié)果與半經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，如圖4所示。

圖4　Rep<120時(shí)壓降的CFD結(jié)果與半經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果之間的比較Fig.4　Comparison of pressure drop results between CFD and semi-empirical equation at Rep<120

在低雷諾數(shù)(Rep<120)時(shí)，CFD模擬結(jié)果與Eisflied半經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果之間的相對(duì)誤差較小(<10%)。但隨著Rep的增大，二者之間的相對(duì)誤差有所增大(<25%)，并呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)(見圖5)。這說明CFD模擬結(jié)果與Eisflied半經(jīng)驗(yàn)公式均能夠合理地預(yù)測(cè)單一粒徑固定床床層壓降。

圖5　Rep >120時(shí)壓降的CFD結(jié)果與半經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果之間的相對(duì)誤差Fig.5　The relative error of pressure drop results between CFD and semi-empirical equation at Rep>120

2.2　填充不同粒徑顆粒固定床

2.2.1空隙率

采用上述方法建立填充不同粒徑顆粒的固定床模型，如圖6所示。由于大顆粒之間的縫隙能夠由小顆粒進(jìn)行填補(bǔ)，所以固定床模型II和III的總體空隙率相對(duì)較小，分別為0.464和0.450。

圖6　填充不同粒徑顆粒固定床模型Fig.6　Fixed bed model packed with different particles

圖7為3種固定床模型的空隙率的徑向分布， 3者均呈震蕩衰減的趨勢(shì)。除此外，模型II和III的峰位置向床層中心偏移，粒徑分布標(biāo)準(zhǔn)差越大，該現(xiàn)象越明顯。由于靠近固定床壁面的顆粒受壁面限制而規(guī)整排列一側(cè)，這使得壁面附近空隙率分布較為規(guī)律，即空隙率在離壁面1/2粒徑位置處出現(xiàn)最小值，而1個(gè)粒徑位置處達(dá)到峰值。

圖7　不同顆粒分布堆積模型中空隙率分布對(duì)比Fig.7　Comparison of void fraction profiles in different fixed bed models

從圖7還可以看出靠近壁面處空隙率的第1個(gè)峰值位置與壁面之間的距離和顆粒的質(zhì)量平均直徑(d43)相當(dāng)，這說明填充顆粒的有效直徑與d43相近。同時(shí)為確保模型結(jié)果與顆粒堆放位置無關(guān)，3種固定床模型均隨機(jī)生成3次，模擬結(jié)果與上述結(jié)果基本一致。

2.2.2粒徑對(duì)床層壓降的影響

固定床內(nèi)空隙率分布會(huì)影響流體流動(dòng)，從而影響床層壓降。在低雷諾數(shù)(Rep<120)分別對(duì)固定床模型II和III內(nèi)壓降的CFD模擬結(jié)果和Eisflied半經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較，如圖8所示。

圖8　Rep<120時(shí)壓降CFD結(jié)果與采用不同平均粒徑的半經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果之間的比較Fig.8　Comparisons of pressure drop results between CFD and empirical equations using different mean diameters at Rep<120

由于固定床內(nèi)顆粒粒徑不同，需要選擇1個(gè)適當(dāng)?shù)钠骄?如d10、d21、d32和d43)來替代原半經(jīng)驗(yàn)公式中的粒徑參數(shù)。從圖8中可以看出將d43作為平均粒徑代入半經(jīng)驗(yàn)公式得到的計(jì)算結(jié)果與模擬結(jié)果之間的偏差最小(<9%)，說明采用d43替代半經(jīng)驗(yàn)公式中的粒徑最為合理。固定床結(jié)構(gòu)是決定其床層壓降的一個(gè)關(guān)鍵因素，而對(duì)于小D/dp固定床而言，大粒徑的顆粒對(duì)固定床結(jié)構(gòu)的影響較為顯著，因此選用盡量體現(xiàn)大粒徑顆粒作用的平均粒徑來估算床層壓降能夠得到更為準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果。該結(jié)論與文獻(xiàn)結(jié)論存在差異，原因可能是本研究的固定床的D/dp較小，大粒徑顆粒足以影響整個(gè)床層結(jié)構(gòu)，而對(duì)于D/dp較大的固定床，床層中部顆粒的排布受壁面影響較小，處于隨機(jī)混亂的堆積狀態(tài)，此時(shí)顆粒粒徑的大小對(duì)其結(jié)構(gòu)影響并不顯著。

高雷諾數(shù)(Rep>200)下2種固定床模型內(nèi)的壓降模擬結(jié)果與半經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果之間的相對(duì)誤差如圖9所示。

所有相對(duì)誤差值普遍較大(>10%)，造成該現(xiàn)象的主要原因是湍流模型[19]和計(jì)算網(wǎng)格。當(dāng)半經(jīng)驗(yàn)公式采用d43粒徑時(shí)，相對(duì)誤差最小。隨著Rep的增大，相對(duì)誤差均呈先減小后增大的趨勢(shì)，和圖5基本一致。原因可能是當(dāng)Rep較小時(shí)，固定床內(nèi)的流體部分處于過渡狀態(tài)，此時(shí)采用湍流模型來計(jì)算壓降誤差較大；而隨著Rep的增大，流體逐漸處于湍流狀態(tài)，此時(shí)采用湍流模型模擬壓降所得結(jié)果與半經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果之間的誤差逐漸減?。坏S著流體速度的進(jìn)一步增大，相對(duì)誤差繼續(xù)增大。

比較圖5和圖9也可以看出，隨著填充顆粒粒徑不均勻度的增大，在相同的Rep下，模擬結(jié)果與半經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果之間的相對(duì)誤差增大，造成這種現(xiàn)象的主要原因是：隨著填充顆粒不均勻度的增大，床層內(nèi)部結(jié)構(gòu)變得更加復(fù)雜，流體流過的通道變得更加扭曲，此時(shí)采用各向同性的standardk-ε模型湍流模型和原有的計(jì)算網(wǎng)格來計(jì)算床層壓降使相對(duì)誤差增大。

3　結(jié)論

采用CFD法研究小D/dp的固定床內(nèi)的壓降，基于standardk-ε模型、SIMPLE算法、邊界層等方法和模型進(jìn)行模擬計(jì)算，得到的結(jié)論主要有：

對(duì)于單一粒徑顆粒填充的固定床，在低雷諾數(shù)即Rep小于120左右時(shí)，CFD法和半經(jīng)驗(yàn)公式能夠預(yù)測(cè)到相似的壓降值，而在高雷諾數(shù)下二者之間的相對(duì)誤差有所增大，并呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)

對(duì)于填充不同粒徑顆粒的固定床，選用d43粒徑作為有效粒徑，能夠更好解釋床層空隙率的分布形式。同時(shí)，采用d43替代原半經(jīng)驗(yàn)公式的粒徑參數(shù)得到的壓降值與模擬結(jié)果最為接近，對(duì)于小D/dp固定床選用d43作為有效直徑能夠提高半經(jīng)驗(yàn)公式的預(yù)測(cè)準(zhǔn)確度。

參考文獻(xiàn)：

[1]Reichelt W. Zur Berechnung des Druchverlustes einphasig durchstr?mter kugelund Zylinderschüttugen[J]. Chem Ing Tech, 1972, 23: 342-361

[2]Eisfeld B, Schnitzlein K. The influence of confining walls on the pressure drop in packed beds[J]. Chemical Engineering Science, 2001, 56: 4 321-4 329

[3]Ergun S. Fluid flow through packed columns[J]. Chem Eng Prog, 1952, 48(2): 89-94

[4]Carman P C. Fluid flow through granular beds[J]. Transactions of the Institution of Chemical Engineers, 1937, 15: 150-166

[5]Zeisberger A, Mayinger F. Heat transport and void fraction in granulated debris[J]. Nuclear Engineering and Design, 2006, 236: 2 117-2 123

[6]Li L, Ma W. Experimental characterrization of the effective particle diameter of a particulate bed packed with multi-diameter spheres[J]. Nuclear Engineering and Design, 2011, 241: 1 736-1 745

[7]Li L, Ma W. Experimental study on the effective particle diameter of a packed bed with non-spherical particles[J]. Transp Porous Med, 2011, 89: 35-48

[8]Dalman M T, Merkin J H, Mcgreavy C. Fluid flow and heat transfer past two spheres in a cylindrical tube[J]. Computers & Fluids, 1986, 14: 267-281

[9]Calis H P A, Nijenhuis J, Paikert B C,etal. CFD modeling and experimental validation of pressure drop and flow profile in a novel structured catalytic reactor packing[J]. Chemical Engineering Science, 2001, 56: 1 713-1 720

[10]Reddy R K, Joshi J B. CFD modeling of pressure drop and drag coefficient in fixed and expended beds[J]. Chemical Engineering Research and Design, 2008, 86: 444-453

[11]Atmakidis T, Kenig E Y. CFD-Based analysis of the wall effect on the pressure in packed beds with moderate tube/particle diameter ratios in the laminar flow regime[J]. Chemical Engineering Journal, 2009, 155: 404-410

[12]Maker M J, Tabor G R. Computational analysis of transitional air flow through packed columns of spheres using the finite volume technique[J]. Computers and Chemical Engineering, 2010, 34: 878-885

[13]Reddy R K, Joshi J B. CFD modeling of pressure drop and drag coefficient in fixed beds: Wall effects[J]. Particuology, 2010, 8: 37-43

[14]Eppinger T, Seidler K, Kraume M. DEM-CFD simulations of fixed bed reactors with small tube to particle diameter ratios[J]. Chemical Engineering Journal, 2011, 166: 324-331

[15]Augier F, Idoux F, Delenne J Y. Numerical simulations of transfer and transport properties inside packed beds of spherical particles[J]. Chemical Engineering Science, 2010, 65, 1 055-1 064

[16]Theuerkauf J, Witt P, Schwesig D. Analysis of particle porosity distribution in fixed beds using the discrete element method[J]. Powder Technology, 2006, 165: 92-99

[17]DeKlerk A. Voidage variation in packed beds at small column to particle diameter ratio[J]. AIChE J, 2003, 49: 2 022-2 029

[18]DuToit C G. The numerical determination of the variation in the porosity of the pebble-bed core[J]. In: Proceedings of 1stinternational topical meeting on high temperature reactor technology (HTR2002), 2002, Petten, Netherlands

[19]Guardo A, Coussirat M, Larrayoz M A,etal. Influence of the turbulence model in CFD modeling of wall-to-fluid heat transfer in packed beds[J]. Chemical Engineering Science, 2005, 60: 1 733-1 742