基于cfd的氧氣動態(tài)傳質(zhì)過程數(shù)值模擬

基于cfd的氧氣動態(tài)傳質(zhì)過程數(shù)值模擬

濕式硫酸鹽氧化是當(dāng)前火災(zāi)爐最常用的過濾技術(shù)。在wfgd工藝中，槳酸溶液中的亞硫酸鹽氧化是一個重要的化學(xué)過程。亞硫酸鹽的氧化直接影響到石膏的結(jié)晶、脫水和廢水處理。許多研究人員對磺酸鹽強制氧化的動態(tài)反應(yīng)機制進行了深入研究，結(jié)合氧氣傳質(zhì)的動態(tài)特性，估計了氧傳質(zhì)單元，并對礦山和泡沫的傳質(zhì)系數(shù)進行了驗證。對于反應(yīng)中涉及的氧氣傳質(zhì)過程,大多數(shù)研究則集中在飽和溶解氧條件下,而對非飽和溶解氧情況下氧氣動態(tài)的傳質(zhì)過程的深入分析研究則較少報道.本文通過采用CFD著重考察不同攪拌器類型以及不同攪拌轉(zhuǎn)速情況下,對非飽和溶解氧條件下氧氣動態(tài)傳質(zhì)過程的影響進行數(shù)值模擬,并對模擬結(jié)果進行了驗證.1u3000/s值容器直徑DT=0.153m,液位高度HT=0.142m.圖1為兩種攪拌器容器示意圖,圖1(a)中攪拌器葉片為槳葉式,葉片數(shù)為2,槳式攪拌器葉片的直徑DS=DT/3,葉片寬度BS=0.1DS,葉片厚TS為0.002m.圖1(b)中攪拌器葉片為圓盤渦輪式,葉片數(shù)為4,圓盤攪拌器葉片直徑DC=DT/3,寬度BC=DC/5,厚度TC=0.002,高度HC=0.018m.攪拌器距離容器底部間距都為DT/3.空氣體積流量為4.36×10-7m3/s,空氣進入點x=0.038m,y=z=0.水和空氣的密度分別為998.2和1.225kg/m3,水和空氣的黏度分別為0.001和1.789kg/(m·s).攪拌器的轉(zhuǎn)速為200和300r/min.2eutera模型由于涉及氣泡和液體的流動,屬于兩相流問題范疇.對于氣泡和液體的兩相流動模擬,通常有兩種處理方法:一種是把氣泡相和液相都處理為連續(xù)相,即采用Eulerian-Eulerian兩相流模型;另外一種是把氣泡處理為顆粒離散相,液相為連續(xù)相,采用Eulerian-Lagrangian兩相流模型.由于本系統(tǒng)中氣泡相體積率較少,采用Eulerian-Lagrangian模型來對氣泡和液體進行流場描述.2.1iiigradj+s.1式對于Eulerian-Lagrangian兩相流模型,液體處理為連續(xù)相,其流場控制方程為?(ρj)?t+div?(ρj)?t+div(ρuj)=div(Γgradj)+S.(1)式中:u為平均速度,m/s;j為通用變量,表示為連續(xù)、動量和組分方程的求解變量;Γ為廣義擴散系數(shù);ρ為密度,kg/m3.式(1)中各項依次為瞬態(tài)項(transientterm)、對流項(convectiveterm)、擴散項(diffusiveterm)和廣義源項(sourceterm).由于容器內(nèi)攪拌器轉(zhuǎn)動會對液相會產(chǎn)生旋流,采用RNGk-ε湍流模型來模擬容器內(nèi)液相湍流運動.2.2dpm模型擬合得到的作用在攪拌器容器內(nèi)氣泡受到重力、曳力、浮力等的作用,其中受浮力作用較大.根據(jù)氣泡在液體流場中受力分析可知,氣泡的運動方程可表示為dupdt=Κ(uL-up)+g(ρp-ρL)/ρp.(2)dupdt=K(uL?up)+g(ρp?ρL)/ρp.(2)在DPM模型中液體(連續(xù)相)與氣泡(離散相)之間的作用關(guān)系可表示為F=∑[K(uL-up)+Fo]mPΔt.(3)式中:uL、up為液體、氣泡的平均速度;F為相間作用力;Fo為其他作用力;K(uL-up)為氣泡受水的單位質(zhì)量曳力,N/m;mp為相間質(zhì)量傳質(zhì).K的表達式為Κ=18μρΡd2ΡCDReΡ24.(4)K=18μρPd2PCDReP24.(4)式中:Rep為氣泡的相對雷諾數(shù),CD采用如下表達式:CD=24ReΡ(1+b1Reb2p)+b3Repb4+Rep.(5)CD=24ReP(1+b1Reb2p)+b3Repb4+Rep.(5)式(5)中的bi(i=1,2,3,4)可由HaiderandLevenspiel的研究得到.2.3顆粒軌道方程顆粒軌跡方程以及描述顆粒質(zhì)量/熱量傳遞的附加方程都是在離散的時間步長上逐步進行積分運算求解的.對方程(2)積分得到了顆粒軌跡上每一個位置的顆粒速度.顆粒軌跡通過下式可以得到:dxdt=uΡ.(6)該方程與式(2)相似,沿著每個坐標(biāo)方向求解此方程就得到了離散相的軌跡.假設(shè)在每一個小的實際間隔內(nèi),包含體積力在內(nèi)的各項均保持為常量,顆粒的軌道方程可以簡寫為duΡdt=1τΡ(u-uΡ).(7)其中τp為顆粒松弛時間.應(yīng)用FLUENT的梯形差分格式對上式積分,得(un+1Ρ-unΡ)/Δt=1τ(u*-un+1Ρ)+?.(8)式中:n代表第n次迭代步,并且有u*=(un+un+1)/2,(9)un+1=un+ΔtunP×?un.(10)在一個給定的時刻,同時求解方程(9)和(10)以確定顆粒的速度與位置.2.4飽和溶解氧在主體氣泡中的濃度計算在本文計算中,通過使用FLUENT軟件包提供用戶自定義函數(shù)(UDF)功能來實現(xiàn)計算傳質(zhì)過程,并采用雙膜理論的傳質(zhì)模型來模擬氧氣在攪拌器內(nèi)傳質(zhì)動態(tài)傳質(zhì)過程.根據(jù)雙膜理論,O2的傳質(zhì)速度RO2(單位:mol/(m3·s)),可用下式來表示:RO2=kLa(c*L(O2)-cL(O2)).(11)式中:傳質(zhì)系數(shù)kL可由關(guān)系式得出,而與主體氣泡中氧氣分壓相對應(yīng)的飽和溶解氧的平衡濃度為c*L(O2)=φ(O2)pO2/H=mc(O2),(12)cL(O2)=φ(O2)MO2pO2/(RT).(13)式中:c*L(O2)、cL(O2)分別為飽和溶解氧氣平衡濃度及氧氣的濃度,mol/m3;Φ(O2)為氧氣的體積分?jǐn)?shù),H為亨利系數(shù),R為氣體常數(shù),MO2為氧氣的摩爾質(zhì)量,kg/mol;pO2為氧氣分壓,Pa;2.5dpm模型建立利用前處理器網(wǎng)格劃分軟件GAMBIT對攪拌器容器模型采用四面體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)進行其網(wǎng)格劃分(見圖1),對于攪拌葉片旋轉(zhuǎn)區(qū)域網(wǎng)格進行了加密處理,整體模型網(wǎng)格單元數(shù)量分別約7萬到8萬個.實際模擬過程為先計算由靜態(tài)液相到攪拌穩(wěn)定時,再加入DPM模型對氣泡運動進行耦合計算.液相邊界條件:容器壁面邊界條件為無滑移,標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)、攪拌軸及葉片采用滑移壁面邊界條件.氣泡邊界條件:氣體由底部向上運動到液面氣泡破碎,建模時液面處理為壁面,計算時氣泡在壁面處設(shè)置為逃逸,當(dāng)氣泡與其他壁面接觸時,氣泡壁面反彈,故其他壁面設(shè)置反彈.3數(shù)值模擬驗證方法對于攪拌器內(nèi)流場數(shù)值模擬結(jié)果,采用PIV技術(shù)來考察流場模擬情況的可靠性.利用溶氧儀驗證攪拌器容器內(nèi)溶解氧濃度隨時間變化關(guān)系.3.1速度場及圖像數(shù)據(jù)的獲取本實驗中流場的特性是通過測量流場內(nèi)連續(xù)運動氣泡在流場內(nèi)不同位置的速度分布情況給出.激光器采用湖北光通光電公司的GL-8綠光燈泵浦固體激光器,高速攝影裝置采用MotionXtraHG-100K系統(tǒng).PIV的圖像處理算法采用灰度分布互相關(guān)法.通過捕捉連續(xù)激光照亮流場的兩幅圖像,測量Δt時間內(nèi)(0.001s)汽泡在x、y方向上的位移Δx、Δy,從而可以計算出x、y方向上的移動速度及速度方向,獲得二維速度矢量場,計算流程參見圖2.圖3為攪拌器轉(zhuǎn)速為200r/min時,高速相機拍攝的某時刻照片.3.2氧質(zhì)量濃度的測定將一定量的去離子水加入到攪拌器容器內(nèi),然后通入氮氣將去離子水中的溶解氧氣排出.同時用溶氧儀(YSI550A)置于點(x=-0.038,y=0.100,z=0m)測定水中的氧質(zhì)量濃度.待水中溶解氧氣質(zhì)量濃度達到4mg/L,停止鼓入氮氣,將空氣通入攪拌器內(nèi),與此同時,記錄各時刻攪拌器測量點溶解氧的濃度.4結(jié)果與討論4.1實際冷凝器流場實驗驗證圖4為兩種攪拌器容器內(nèi)數(shù)值模擬結(jié)果z=0截面的速度矢量分布圖,攪拌速度為200r/min.圖4(a)顯示槳式攪拌器z=0截面在攪拌器左右兩邊各存在一個循環(huán)渦旋,而圖4(b)顯示圓盤攪拌器z=0截面內(nèi)在攪拌器兩邊則產(chǎn)生上下各一個循環(huán)渦旋.為了考察CFD模擬流場結(jié)果的可靠性,通過采用Matlab對PIV照片進行圖像處理.取z=0截面上x向速度得出圖5(徑向某位置(d)速度值為該位置處x向速度的平均值).由圖可以看出模擬值與實驗結(jié)果相符,說明Fluent模擬流場的結(jié)果能較好地描述實際攪拌器內(nèi)流場情況.當(dāng)兩種攪拌器在旋轉(zhuǎn)速度為200r/min時,在z=0截面上,湍流動能k分布的對比情況如圖6所示.可以看出,槳式攪拌的湍流動能集中在槳片附近,而圓盤渦輪式則分布在以攪拌器為中心逐漸向外延伸,因此,攪拌圓盤攪拌產(chǎn)生湍流動能k分布范圍要比槳式攪拌大,且湍流動能分布更均勻,湍流強度更大,這將有利于氧氣傳質(zhì)過程的進行.4.2回混內(nèi)氣泡運動的變化圖7的(a)、(b)兩圖分別模擬某時刻氣泡在攪拌器容器內(nèi)分布情況,攪拌速度為200r/min.在初始發(fā)展階段,氣泡呈現(xiàn)豎直上升運動,而后由于氣泡運動造成的橫向壓力不均進一步增加,氣泡繼續(xù)沿攪拌軸向容器后壁側(cè)偏轉(zhuǎn).隨著運動時間的增加,氣泡逐漸沿后壁發(fā)生返混.兩圖中氣泡分布都集中在攪拌軸附近,與實際試驗時氣泡大部分都是沿攪拌軸向上運動較符合.另外,槳式攪拌器容器內(nèi)比圓盤渦輪式攪拌器內(nèi)氣泡停留數(shù)量要少,這與實際試驗觀察較符合.這是由于槳式攪拌器產(chǎn)生的湍流動能沒有圓盤渦流式攪拌器大和廣,因而對氣泡在上升運動時影響較小.4.3不同轉(zhuǎn)速對空氣傳質(zhì)的影響選取模擬時刻等于200s時,兩種攪拌器在攪拌轉(zhuǎn)速n=200和300r/min情況下的溶解氧的濃度分布情況進行對比,結(jié)果如圖8所示.從圖8(a)和(b)可以看出:當(dāng)攪拌器同為槳式攪拌器時,隨著轉(zhuǎn)速的增加,容器內(nèi)氧氣濃度隨之增加.由圖8(c)和(d)可以看出:容器內(nèi)氧濃度變化與攪拌器轉(zhuǎn)速的關(guān)系與此趨勢一樣,因此攪拌轉(zhuǎn)速的增加有利于氧氣的傳質(zhì)進行.對比圖8(a)與(c)和圖8(b)與(d),可以得出當(dāng)轉(zhuǎn)速相同時,圓盤渦輪式攪拌器同樣比槳式攪拌器的氧氣濃度要高,故圓盤渦輪式攪拌器類型更有助于氧氣的傳質(zhì).4.4實驗設(shè)計結(jié)果按照試驗方法,分別測量出時間間隔為1min時刻的監(jiān)測點位置氧氣濃度值,得出實驗條件下攪拌器內(nèi)氧的濃度值與溶解時間的關(guān)系,并與模擬值對比,結(jié)果如圖9(a)～(d)所示,從圖可以看出,各圖中監(jiān)測點位置濃度測量值與模擬值偏差較小,且監(jiān)測點位置的氧氣濃度測量值和模擬值與溶解時間的關(guān)系基本趨勢一樣.通過對測量進行數(shù)據(jù)分析,采用以下對數(shù)函數(shù)關(guān)系式進行分析得出:cL=λln(t)+ξ.(14)從表1可以看出,采用cL=λln(t)+ξ能較好地描述在試驗攪拌器內(nèi)氧氣動態(tài)傳質(zhì)過程中,容器內(nèi)氧氣濃度與溶解時間的關(guān)系.式(14)中系數(shù)λ、ξ的大小主要與攪拌器類型和轉(zhuǎn)速有關(guān),R2為相關(guān)性判定系數(shù).根據(jù)試驗測試監(jiān)測點位置氧氣濃度達到飽和溶解濃度的時間分別為14、13、12.5和12min,模擬情況時,時間則分別為15、14、13.5和12.5min,說明采用本文氧氣傳質(zhì)模型能預(yù)測氧氣在攪拌器內(nèi)的動態(tài)傳質(zhì)過程.5過濾器內(nèi)氧傳質(zhì)器c(1)采用Fluent軟件和UDF結(jié)合能夠很好地模擬出實際攪拌器內(nèi)流場分