劉 璇, 黃振宇, 蘇 雪, 蹇一毫, 吳 峰, 馬曉迅,2

(1. 西北大學(xué) 化工學(xué)院, 陜西 西安710069; 2. 陜西省潔凈煤轉(zhuǎn)化工程技術(shù)中心, 陜西 西安 710069)

1 引 言

噴動床是一種高效的氣固接觸器，已廣泛地應(yīng)用于化工生產(chǎn)領(lǐng)域的各種單元操作過程，最初主要用于大顆粒物料的干燥、造粒、粉碎，低品質(zhì)煤的氣化、燃煤煙氣脫硫及二氧化碳的去除等[1-6]。數(shù)值模擬作為氣固兩相流動研究的有力工具，近年來不斷被研究者所關(guān)注[7]，HE 等[8-9]最初將噴動床用于干燥處理D 類粗大窄篩分顆粒；CHEN 等[10]采用雙流體模型三維數(shù)值模擬研究了噴嘴射流的交互影響作用，并預(yù)測了擋板在多噴頭噴動床內(nèi)的作用；MOHSEN 等[11]采用雙流體模型對噴動床內(nèi)瞬態(tài)氣體傳熱過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究發(fā)現(xiàn)發(fā)射系數(shù)是影響顆粒行為的關(guān)鍵參數(shù)，在噴射區(qū)的數(shù)值模擬結(jié)果比噴泉區(qū)數(shù)值模擬結(jié)果更接近實(shí)驗(yàn)值；WANG 等[12]采用雙流體模型對錐形噴動床內(nèi)的氣固兩相流動進(jìn)行數(shù)值模擬并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，表明數(shù)值模擬所用的曳力系數(shù)能夠很好地模擬圓柱形噴動床內(nèi)的流動特性；SEYYED 等[13]在雙流體模擬的基礎(chǔ)上，模擬分析不同的徑向分布函數(shù)表達(dá)式對噴動床內(nèi)氣固兩相流動特性的影響規(guī)律，并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行相關(guān)的對比分析；SEYYED 等[14]采用雙流體模型對矩形噴動床內(nèi)氣固兩相流動進(jìn)行流體動力學(xué)分析，幾何模型采用了二維和三維方法，研究發(fā)現(xiàn)三維模型對發(fā)射系數(shù)和粒子-壁面碰撞恢復(fù)系數(shù)敏感度較二維模型高。最近， XU 等[15]對噴動床內(nèi)黏性顆粒的流動特性進(jìn)行研究，得到了不同黏聚力下噴動過程中流型的演變規(guī)律，并比較粘黏性顆粒和非黏性顆粒的顆粒濃度、速度和循環(huán)通量；KIECKHEFEN 等[16]采用遞歸CFD (RCFD)方法模擬了噴動床顆粒表面的涂層過程，分析了噴霧液滴在示蹤粒子上的沉積和顆粒表面的覆蓋分布；MOLINERAC 等[17]采用CFD-TFM 和CFD-DEM 2 種方法對噴動床進(jìn)行數(shù)值模擬，并對2 種模型進(jìn)行比較。WANG 等[18]研究發(fā)現(xiàn)CFD-DEM 可以更好地再現(xiàn)實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果，但在更大的系統(tǒng)中，CFD-DEM 計(jì)算量巨大，需要在應(yīng)用此模型或其他模型之前評估精度和計(jì)算成本。

傳統(tǒng)噴動床的介質(zhì)顆粒具有明顯的內(nèi)外分層流動特點(diǎn)，環(huán)隙區(qū)顆粒運(yùn)動緩慢，甚至出現(xiàn)流動死區(qū)，環(huán)隙區(qū)與噴射區(qū)顆粒、氣體缺乏徑向混合，物料的處理效率不高，進(jìn)而影響和降低噴動床的整體物料處理效率及化學(xué)反應(yīng)速率。針對以上缺點(diǎn)，研究者提出改進(jìn)方法，諸如噴動-流化床[1-7]，整體式多噴嘴噴動-流化床[19]及帶縱向渦流發(fā)生器噴動床[20]等。每一種改進(jìn)的噴動床結(jié)構(gòu)都有其一定的優(yōu)缺點(diǎn)，可根據(jù)實(shí)際應(yīng)用情況進(jìn)行優(yōu)化選擇。本文提出旋流器噴動床，氣體經(jīng)噴嘴環(huán)形區(qū)內(nèi)旋流片的導(dǎo)流區(qū)進(jìn)入噴動床柱錐區(qū)，在噴動床內(nèi)環(huán)隙區(qū)、柱錐區(qū)附近產(chǎn)生旋流，使氣體以一定的角度沖刷噴動床壁面，帶動環(huán)隙區(qū)、柱錐區(qū)內(nèi)顆粒產(chǎn)生徑向運(yùn)動，從而消除噴動床柱錐區(qū)顆粒的流動死區(qū)，強(qiáng)化氣體、顆粒的徑向混合，提高噴動床的整體效率。本文參照HE 等[8-9]研究的噴動床結(jié)構(gòu)參數(shù)，并以此實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作為數(shù)值模擬工作的校核標(biāo)準(zhǔn)，采用 Fluent15.0 軟件對帶旋流器噴嘴噴動床內(nèi)的氣固兩相流動特性進(jìn)行數(shù)值模擬，研究對比有無進(jìn)口旋流器對床內(nèi)氣固兩相流動的影響。

2 物理模型與邊界條件

采用雙流體模型處理離散顆粒相，顆粒相與連續(xù)相守恒控制方程形式相同，其質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程以及曳力模型與文獻(xiàn)[9]一致，模型的驗(yàn)證工作已在文獻(xiàn)[7]中完成。模型校核的噴動床(無旋流器)尺寸與HE 等[8-9]研究噴動床尺寸一致，分析對比2 種結(jié)構(gòu)柱錐型噴動床內(nèi)氣固兩相流動特性，旋流器噴動床和常規(guī)噴動床計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量分別為234 214 和243 438。數(shù)值模擬中氣體密度ρg為 1.225 kg·m-3，顆粒密度 ρs為 2 503 kg·m-3，氣體黏度 μg為 1.789 4 ×10-5Pa·s，顆粒直徑 dp為 1.41 mm，顆粒體積分?jǐn)?shù) φs為0.588，固定床高H0為325 mm，噴動床直徑D 為152 mm，最小表觀氣速Ums為0.54 m·s-1，模擬采用的實(shí)際入口氣速為1.6 Ums，噴動床高度H 為700 mm。進(jìn)口旋流器外管長度為50 mm，直徑為19 mm，內(nèi)管為同樣長度50 mm，直徑為10 mm。旋流器葉片在旋流器內(nèi)部環(huán)形區(qū)域呈環(huán)形排列，數(shù)量為8。

數(shù)值模擬采用雙流體模型(TFM)，其中氣相采用 k-w 湍流模型處理，顆粒相采用顆粒動力學(xué)理論模型處理，氣固相間作用力采用Gidapow 曳力模型。采用SIMPLE 耦合算法計(jì)算壓力-速度方程，動量方程采用二階迎風(fēng)離散格式。固相體積分?jǐn)?shù)采用一階迎風(fēng)離散格式進(jìn)行計(jì)算。時(shí)間步長為0.000 02 s，計(jì)算的殘差小于10-3，恢復(fù)系數(shù)值為0.8。氣體入口為湍流速度分布，表觀氣速U=0.706 m·s-1，速度方向垂直入口邊界，湍流強(qiáng)度為3%，黏性率為0.001 9。氣體出口為Outflow 出口邊界。氣體相和顆粒相均為零滑移剪切應(yīng)力。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 2 種噴動床對比

圖1 噴動床三區(qū)流動示意圖Fig.1 Schematic diagram of three-zone flow in a spouted bed

如圖1 所示為傳統(tǒng)噴動床三區(qū)流動結(jié)構(gòu)示意圖，稀相噴射區(qū)、噴泉區(qū)和環(huán)隙區(qū)。噴射區(qū)中顆粒被高速氣體夾帶而出，并與氣體作順流接觸，而當(dāng)顆粒由噴泉區(qū)回落到環(huán)隙區(qū)后，緩慢下移的同時(shí)與環(huán)隙區(qū)內(nèi)的氣體作逆流接觸，即噴動床的介質(zhì)顆粒具有明顯的內(nèi)外分層流動特點(diǎn)。

本文提出一種新型的帶旋流器噴嘴噴動床[10]如圖2 所示。顆粒體積分?jǐn)?shù)分布規(guī)律是研究噴動床內(nèi)氣固兩相流動的重要內(nèi)容。計(jì)算表明，當(dāng)模擬計(jì)算時(shí)間t=15 s 時(shí)噴動床內(nèi)氣固兩相的流動趨于穩(wěn)定結(jié)構(gòu)，此時(shí)噴動床內(nèi)呈現(xiàn)出明顯的三區(qū)流動結(jié)構(gòu)。圖3 給出了噴動床達(dá)到穩(wěn)定噴動時(shí)(t=15 s)，常規(guī)噴動床(a)及帶旋流器噴嘴噴動床(b)在床高z=0.05 m 時(shí)橫截面內(nèi)顆粒相體積分?jǐn)?shù)分布云圖對比，以及接下來2 個(gè)不同結(jié)構(gòu)噴動床數(shù)據(jù)對比時(shí)所取的3 個(gè)高度界面示意圖(c)。

圖2 旋流器噴動床物理模型及尺寸Fig.2 Physical model and size of the spouted bed

圖3 床高z = 0.05 m 噴動床內(nèi)顆粒相體積分?jǐn)?shù)分布(t = 15 s)Fig.3 Particle volume fraction distribution in the spouted bed (t = 15 s)

從圖3 中可以看出，加入旋流器后噴動床的噴泉高度明顯降低，表明在旋流器作用下，噴動床進(jìn)口氣體實(shí)現(xiàn)了螺旋上升，在進(jìn)入噴動床時(shí)一部分氣體向四周分流擴(kuò)散，造成氣體部分動能的耗損，整體上降低了噴動床噴射區(qū)氣體的軸向動能，降低了顆粒相的噴泉高度，同時(shí)強(qiáng)化了氣體對噴動床柱錐區(qū)堆積顆粒的徑向流化作用，增強(qiáng)了氣體與顆粒之間，顆粒與顆粒之間的動量傳遞。此外，通過圖3 中顆粒體積分?jǐn)?shù)云圖對比表明，噴動床的進(jìn)口旋流作用能夠有效消除柱錐區(qū)的顆粒堆積現(xiàn)象，即顆粒流動死區(qū)，擴(kuò)大了低床層氣體噴射區(qū)的影響范圍，從而提高噴動床內(nèi)顆粒處理的整體效率。

圖4 給出了不同床高處噴動床內(nèi)顆粒體積分?jǐn)?shù)沿徑向距離r 的變化曲線。由圖可知，在旋流器噴嘴噴動床中，近環(huán)隙區(qū)域顆粒體積分?jǐn)?shù)值明顯低于常規(guī)噴動床同位置的顆粒體積分?jǐn)?shù)，這一對比情況可以看出，進(jìn)口旋流器對近環(huán)隙區(qū)顆粒實(shí)現(xiàn)了有效的流化作用，改變了噴動床內(nèi)顆粒體積分?jǐn)?shù)的徑向分布規(guī)律。在低床層區(qū)(z=0.05 m)，噴動床進(jìn)口氣體旋流效應(yīng)能夠有效降低近環(huán)隙區(qū)內(nèi)顆粒體積分?jǐn)?shù)，消弱噴動床柱錐區(qū)的顆粒堆積情況，消除顆粒流動死區(qū)。隨著床層高度的逐漸增加，旋流器的影響效果有所降低。整體而言，噴動床進(jìn)口的旋流效應(yīng)在一定程度上降低噴動床環(huán)隙區(qū)內(nèi)的顆粒聚積程度，從而改善了噴動內(nèi)氣體、顆粒的徑向混合過程。

圖5 為2 種噴動床內(nèi)顆粒徑向速度vr沿徑向距離的變化對比。由圖可知，噴嘴旋流器的加入能夠有效增加噴動床內(nèi)環(huán)隙區(qū)顆粒徑向速度，特別是在柱錐區(qū)內(nèi)。隨著床層的增高，相對于常規(guī)噴動床，旋流器噴嘴噴動床內(nèi)顆粒徑向速度沿噴動床的徑向分布變得平緩，表明在噴動床內(nèi)顆粒群的動能分布逐漸均勻。另一方面，由于旋流器對進(jìn)口氣體的分流作用，使得帶旋流器噴動床噴射區(qū)內(nèi)的氣體流量顯著降低，加上旋流器外側(cè)氣體的旋流耗散作用，整體上降低了噴射區(qū)顆粒群的徑向速度。

圖6 給出了2 種噴動床內(nèi)氣體湍動能kg在不同床層高度、沿噴動床徑向距離的變化規(guī)律。由圖可知，隨著噴動床內(nèi)床層高度的逐漸增加，噴射區(qū)的顆粒擬溫度會逐漸降低。在同一高度下，帶旋流器噴動床內(nèi)顆粒擬溫度明顯低于常規(guī)噴動床。這是因?yàn)樾髌髟谝欢ǔ潭壬显黾恿藝妱哟矁?nèi)的氣體湍動能值，強(qiáng)化了噴動床內(nèi)氣體、顆粒的徑向動量交換，進(jìn)而降低了顆粒的擬溫度值，使得顆粒擬溫度低于常規(guī)噴動床情況。

圖5 2 種噴動床在相同床層高度下的顆粒徑向速度變化(U=1.6Ums)Fig.5 Particle radial velocity distribution of two spouted beds

圖6 2 種噴動床在相同床層高度下的氣體湍動能分布(U = 1.6Ums)Fig.6 Turbulent kinetic energy profiles of gas phase distribution of two spouted beds at same height

圖7 進(jìn)一步給出了2 種噴動床進(jìn)出口的總壓降p 對比。由圖可知，相比較于常規(guī)噴動床，帶旋流器噴動床的進(jìn)出口壓力降顯著增加，其壓力降增加了 39.8%。即旋流器噴嘴噴動床在改善了噴動床環(huán)隙區(qū)內(nèi)的顆粒堆積狀況的同時(shí)，另一方面由于氣體旋流及顆粒的徑向運(yùn)動，增強(qiáng)了噴動床內(nèi)氣體、顆粒的能量耗散，從而增加了噴動床的進(jìn)出口壓力降。

3.2 旋流器內(nèi)外徑比值影響

在旋流器外管直徑D1= 0.019 m 保持不變的情況下，改變旋流器內(nèi)管直徑(取D2= 0.006，0.008，0.010，0.012，0.014 m)，進(jìn)行模擬及數(shù)據(jù)對比。定義η = D2/D1，η 分別為 0.316，0.421，0.526，0.632，0.737。

圖7 2 種噴動床總壓降對比Fig.7 Comparison of pressure drop in two spouted beds

圖8 給出了不同η 取值條件下，常規(guī)噴動床與旋流器噴嘴噴動床內(nèi)顆粒體積分?jǐn)?shù)沿徑向分布的對比情況。由圖可知，在不同的進(jìn)口氣體流量分配情況下，噴動床內(nèi)顆粒體積分?jǐn)?shù)沿徑向呈現(xiàn)出了重新分配的規(guī)律。在高床層區(qū)(z = 0.15 m)，相比較于常規(guī)噴動床，旋流器噴嘴噴動床內(nèi)出現(xiàn)了近環(huán)隙區(qū)內(nèi)顆粒濃度局部增加的情況，表明存在著一個(gè)合理的旋流器噴嘴內(nèi)外直徑的相對比值，使得噴動床內(nèi)環(huán)隙區(qū)的顆粒局部流化與分布最為合理，即圖中η = 0.526 時(shí)，旋流器外側(cè)分流氣體對噴動床環(huán)隙區(qū)顆粒流動死區(qū)的消除作用最為顯著。

圖8 不同床層高度下不同結(jié)構(gòu)噴動床顆粒體積分?jǐn)?shù)徑向分布圖(U = 1.6Ums)Fig.8 Comparison of particle volume fraction in spouted beds with different η values

圖9 不同 η 值條件下氣體湍動能徑向分布圖(U = 1.6Ums)Fig.9 Comparison of turbulent kinetic energy of gas phase in spouted beds with different η values

圖9 給出了不同 η 值條件下氣體湍動能徑向分布情況。整體而言，在不同 η 值條件下，旋流器噴嘴噴動床內(nèi)氣體的湍動能值均高于常規(guī)噴動床，噴動床內(nèi)氣體湍動能隨著旋流器內(nèi)外直徑比值 η 的增加出現(xiàn)了先增大后減小的變化趨勢。當(dāng)η = 0.526 時(shí)，帶旋流器噴動床內(nèi)氣體湍動能值出現(xiàn)了峰值，即存在著一個(gè)最佳的η 值(η = 0.526)，使得旋流器噴嘴噴動床內(nèi)氣體對顆粒的流化作用達(dá)到最佳狀態(tài)。相應(yīng)的，此時(shí)旋流器噴動床的總壓降值也達(dá)到了峰值(見圖10)。

圖10 不同 η 值條件下噴動床總壓降對比Fig.10 Comparison of pressure drop in two spouted beds with different η values

4 結(jié) 論

(1) 噴嘴旋流器的存在顯著增加了噴動床內(nèi)氣體、顆粒的徑向混合與能量耗散，降低了噴動床內(nèi)顆粒的噴泉高度。同時(shí)能夠有效消除柱錐區(qū)的顆粒流動死區(qū)，擴(kuò)大了低床層氣體噴射區(qū)的影響范圍，從而提高噴動床內(nèi)顆粒處理的整體效率。

(2) 噴動床進(jìn)口氣體旋流效應(yīng)能夠有效降低近環(huán)隙區(qū)內(nèi)顆粒體積分?jǐn)?shù)，并能有效提高噴動床環(huán)隙區(qū)內(nèi)顆粒徑向速度，特別柱錐區(qū)內(nèi)的顆粒速度。隨著床層的增高，相比較于常規(guī)噴動床，帶旋流器噴動床內(nèi)顆粒徑向速度沿徑向分布變得平緩。

(3) 旋流效應(yīng)能有效提升噴動床內(nèi)氣體湍動能值，強(qiáng)化氣體、顆粒的徑向動量交換，進(jìn)而降低了顆粒擬溫度值，使得顆粒擬溫度隨床層高度迅速降低。存在最佳η 值，即η = 0.526 時(shí)，旋流氣體對噴動床環(huán)隙區(qū)內(nèi)流動死區(qū)的消除及氣體湍動能值的提升最為顯著，同時(shí)旋流器噴動床的總體壓降達(dá)到了峰值。