曳力模型和湍流模型对内环流反应器数值模拟的影响张佳宝;崔丽杰;杨宁【摘要】研究了曳力模型和湍流模型对气升式内环流反应器流体力学参数的影响,进一步证实了DBS-Local曳力模型在气升式内环流反应器中的适用性.结果表明:曳力模型决定了是否可以模拟出下降管中的气体;而曳力模型和湍流模型共同作用,决定了气含率模拟结果的准确性.Schiller-Naumann、Tomiyama、Grace、Ishii-Zuber这4种曳力模型均无法预测出下降管含气这一现象,而DBS-Local曳力模型能够模拟出下降管中的气体.DBS-Local曳力模型与standardk-εmixture湍流模型组合,对气含率的预测值与实验值较为接近,而与RNGk-εdispersed湍流模型组合,对轴向液速的预测值与实验值更为接近.%The influence of drag models and turbulence models on the hydrodynamic parameters in an air-lift internal-loop reactor is evaluated.Drag models determine the existence of gas in downcomer, and drag models and turbulence models jointly determine the accuracy of the simulation of gas ing uniform size bubbles, the Schiller-Naumann, Tomiyama, Grace and Ishii-Zuber drag models are only suitable for lower superficial gas velocity, and there is no gas in downcomer.The capability of DBS-Local drag model waspared with the other four drag models, only DBS-Local drag model can predict the existence of gas in downcomer.DBS-Local drag model combining with the standardk-ε mixture turbulence model can well predict gas holdup, and combining with RNGk-ε dispersed turbulence model can better predict liquid velocity.【期刊名称】《化工学报》【年(卷),期】2018(069)001【总页数】8页(P389-395,封3)【关键词】计算流体力学;内环流反应器;气液两相流;曳力模型;湍流模型;气含率【作者】张佳宝;崔丽杰;杨宁【作者单位】中国科学院大学化学科学学院,北京 100049;中国科学院过程工程研究所多相复杂系统国家重点实验室,北京 100190;中国科学院大学化学科学学院,北京 100049;中国科学院过程工程研究所多相复杂系统国家重点实验室,北京100190【正文语种】中文【中图分类】TQ021.1自1984年气升式环流反应器生产酵母工艺放大成功后，环流反应器被越来越多地应用到微生物细胞发酵、动植物细胞培养等生物工程领域。
同时内环流反应器在以废水处理为代表的环境保护领域、石油炼制等化工领域也得到了广泛的应用。
反应器的几何结构和操作条件很大程度上决定了反应器的性能[1-12]。
从目前的发展动态来看，内环流反应器的结构优化和内构件加强以及为满足特定目标功能的内环流反应器研究和开发将成为今后的研究重点[13]。
随着计算技术的发展，很多学者[14-17]对内环流反应器进行了CFD模拟的研究，然而多数学者并没有给出下降管气含率这一关键参数的预测结果。
张涛[18]系统地研究了曳力模型、升力模型和湍流模型对内环流反应器提升管、下降管液速，以及提升管气含率分布的影响，但没有对下降管气含率进行研究。
Simcik等[8]的模拟给出了内环流反应器下降管的气含率，但预测值远小于实验值。
Xu等[19]采用DBS-Local曳力模型[20]，对Simcik等[8]的空气-水体系的内环流反应器进行了模拟，结果表明该模型极大地提高了下降管气含率预测结果的准确性，但与实验值还有一定差距，该曳力模型还需要进一步的探索。
DBS-Local曳力模型是Jiang等[20-21]在DBS-Global曳力模型[22-26]的基础上改进，将CD/db表示为流体局部结构参数的形式，与CFD耦合得到了DBS-Local曳力模型,该模型已应用到内、外环流反应器以及搅拌槽的CFD模拟中。
虽然文献中已有曳力模型对模拟结果影响的报道[16-18]，但是由于两相湍流模型方程中也包含曳力的影响，湍流模型与曳力模型的组合还没有得到深入的研究。
本文基于Simcik等[8]的实验体系，采用CFD数值模拟的方法，系统地研究了5种曳力模型（Schiller-Naumann、Tomiyama、Grace、Ishii-Zuber和DBS-Local 曳力模型）和4种湍流模型（standard k-ε mixture、standard k-ε dispersed、RNG k-ε mixture和RNG k-ε dispersed湍流模型）对提升管、下降管气含率和轴向液速的影响，进一步研究了基于能量最小多尺度理论的DBS-Local曳力模型在气升式内环流反应器中的适用性。
本文采用欧拉-欧拉双流体模型，不考虑气液间的质量传递和热量传递。
质量守恒方程和动量守恒方程如下：质量守恒方程动量守恒方程式中，K表示不同的相，气相和液相；aK表示第K相的体积分数；rK表示第K相的密度；meff,K为流体有效黏度；FD是相间动量交换项。
为进行数值求解，meff,K和FD需要给出合适的封闭模型。
k-ε湍流模型具有计算准确，鲁棒性好，计算成本经济等优点，得到了广泛的应用。
单相k-ε湍流模型主要包括standard k-ε、RNG k-ε和realizable k-ε湍流模型。
standard k-ε湍流模型是一种高Reynolds数模型，模型稳定简单，能够符合精度的要求[5,21]。
RNG k-ε湍流模型考虑了低Reynolds数流动、湍流旋涡，在回流等条件下可能会更精确[5,21]。
realizable k-ε湍流模型为湍流黏性增加了一个公式，为湍流耗散率增加了新的输运方程；在预测强旋流、浮力流、重力分层流、管道内流动、圆管射流以及带有分离的流动等场合更精确[5,21]。
两相湍流模型主要包括Mixture、Dispersed和Per phase湍流模型。
Mixture湍流模型将连续相和分散相的湍流统一视为混合物的湍流来进行求解，不分别求解单相的湍流，计算量相对较小，数值稳定性好[18]。
Dispersed湍流模型适用于分散相相对于主相为稀疏相的情况，主相的湍流通过求解湍动能k和ε的输运方程得到，分散相的湍流特征则用一系列的联系分散相与连续相的湍流特性代数方程获得[18]。
Per phase湍流模型对每一相分别求解一套k和ε的输运方程，计算负荷较大，适用于相间湍流转移比较重要的情况[18]。
由于realizable k-ε所适用的工况与本文的模拟工况不符合，Per phase的计算负荷大，本文主要研究了standard k-ε mixture、standard k-ε dispersed、RNG k-ε mixture和RNG k-ε dispersed的影响。
气液两相间的动量传递主要是由相间作用力引起的，主要包括曳力、升力、虚拟质量力和湍流扩散力等。
曳力在数值上远大于其他的相间作用力，任何情况下都不能被忽视。
因此本文主要研究曳力的影响。
本文应用了5种不同的曳力模型，其关联式如表1所示。
本文模拟的是Simcik等[8]的内环流反应器实验。
用Gambit 2.4.6进行3D网格划分，用ANSYS Fluent 15.0商业软件进行数值模拟。
图1给出了内环流反应器的结构及计算网格。
模拟的物系和实验相同，均为空气-水体系，设置入口边界为速度入口边界，反应器顶部为压力出口边界，初始液面高度为1.7 m，壁面采用无滑移边界条件。
为简化模拟计算，将实验中采用的多孔分布板进气改为面进气，表观气速为0.01、0.02、0.05、0.075 m·s-1。
压力速度耦合方式采用SIMPLE格式离散，动量方程以及湍流方程均采用一阶迎风格式离散，松弛因子使用默认设置。
模拟中所有的时间步长为0.005 s，计算55 s后模拟达到准稳态，然后时均统计55 s。
采用standard k-ε mixture湍流模型，气泡尺寸为5 mm，探究了5种不同的曳力模型(Schiller-Naumann、Tomiyama、Grace、Ishii-Zuber和DBS-Local)对模拟结果的影响。
不同曳力模型下提升管气含率的模拟结果与实验结果见图2。
从图中可以看出：5种曳力模型均能够有效地预测出随表观气速的增加，提升管气含率增加的趋势。
这5种曳力模型均在低气速下高估了提升管的气含率，在高气速下低估了提升管的气含率。
Schiller-Naumann、Tomiyama、Grace和Ishii-Zuber这4种曳力模型对提升管气含率的预测值几乎完全相同。
与这4种曳力模型相比，DBS-Local曳力模型对提升管气含率的模拟值与实验值更为接近。
在低表观气速下这5种曳力模型的模拟误差较小（最大误差为10%），随着表观气速的增加，误差随之增大（最小误差32%）。
张涛[18]在CFD模拟中也观察到了同样的现象，并将模拟误差随表观气速增大的原因归于流型转变。
当流型从均匀鼓泡流进入非均匀流时，气含率随表观气速增加的速率会降低。
流型转变前，气含率的模拟值与实验值较为吻合，流型逐步发生变化后，出现提升管气含率逐渐偏离的情况。
在本文模拟的实验操作工况下，随着表观气速的增加，可能也出现了流型的转变，因此高气速下提升管气含率的模拟误差增大。
不同曳力模型下提升管、下降管轴向液速模拟结果与实验结果见图3和图4。
从图中可以看出，5种曳力模型对提升管、下降管液速的模拟值均低于实验值。
Schiller-Naumann、Tomiyama、Ishii-Zuber和Grace这4种曳力模型的模拟结果几乎完全一致，且与实验值吻合较好（最大误差19%）。