流化床提升管內氣固兩相流動壓降的預測及試驗驗證

陳鴻偉, 史 洋, 李德育, 劉煥志, 危日光, 尹 萍

(1.華北電力大學電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室,保定 071003；2.天津陳塘熱電有限公司,天津 300223)

循環流化床具有高效、低污染的優點,因而在煤燃燒和氣化、生物質資源化利用以及固體廢棄物處理等方面得到了廣泛應用[1-2].氣固提升管是循環流化床的關鍵部件,提升管內顆粒濃度的分布直接關系到氣固兩相的停留時間、氣固兩相之間的反應和傳遞速率以及氣固兩相與提升管壁和內構件表面之間的傳熱速率和磨損行為[3-4].因此,掌握提升管內顆粒濃度的軸向分布特性對于循環流化床的應用與設計極為重要.提升管截面的平均顆粒濃度通常可以采用壓差法測試,該方法通過直接在提升管上測量壓差換算得到濃度,由于應用方便、不干涉流場且適用于設備的在線監測,因而得到廣泛應用.但是,在由壓差換算為顆粒濃度的過程中,因難以估計顆粒加速效應及顆粒與管壁摩擦效應的影響,通常將其忽略,所以得到的顆粒濃度并非真實顆粒濃度,稱為表觀濃度.Van Swaaij等采用γ射線測試提升管內的真實顆粒濃度,并將其與表觀濃度進行了比較,結果發現:在提升管上部稀相段,摩擦產生的壓降占總壓降的20%～40%,但在顆粒濃度較高時,其所占的比例下降為25%[5]；Arena采用快關閥門的研究表明:在提升管下部加速段,表觀濃度與真實濃度差異很大[6].盡管表觀濃度與真實濃度的差異是客觀存在的,但由于壓差法的方便性,不少研究者仍直接采用壓差法測試結果(表觀濃度)來描述提升管內的氣固兩相流動力學行為.

筆者設計并搭建了雙循環流化床冷態試驗臺,利用差壓變送器對上行氣固提升管內軸向壓降進行了系統測試,研究了顆粒循環流率對壓降的影響.同時,還提出了預測提升管內壓降的計算式,式中考慮了氣固兩相加速效應及其與管壁摩擦效應的影響,并通過冷態試驗驗證了該式的正確性,從而提高了利用壓差法測試提升管截面顆粒平均濃度的準確性.這不僅對氣固提升管內相關過程的模擬和裝置的設計具有重要的實用價值,同時也為建立完善的提升管氣固兩相流動壓降預測模型提供了參考.

1 提升管壓降預測模型的建立

對于氣固兩相在提升管內產生的壓降Δppt,應考慮與其相關的6個因素[7]:顆粒相重位壓差、氣體相重位壓差、顆粒相加速效應、氣體相加速效應、氣體相與提升管壁的摩擦效應以及顆粒相與提升管壁的摩擦效應.

利用式(1)進行提升管壓降計算:

式中:Lpt為提升管的長度；ε為提升管內顆粒相的空隙率；ρs為顆粒相的真實密度；ρf為空氣密度；Up為提升管內顆粒相的速度；Uf為提升管內風速；Ffw為單位體積氣體與提升管壁面之間的摩擦力；Fpw為單位體積顆粒與提升管壁面之間的摩擦力.

由于提升管壁面光滑,氣體相與提升管壁摩擦產生的壓降占總壓降比例較少,Ffw可忽略不計.Fpw可由下式計算得出[7]:

式中:Gpt為顆粒通過提升管的循環流率；Dpt為提升管內徑.

提升管內顆粒相的空隙率可由下式計算:

將式(2)和式(3)代入式(1)可得:

對于提升管中顆粒相的速度Up,本文考慮兩個計算模型.

(1)提升管中顆粒相速度Up可根據滑移因子ψ計算[8]:

對式(3)和式(5)進行整理得:

滑移因子ψ可由下式計算[8]:

式中:Ut為顆粒相的終端速度.

(2)假定提升管中氣固兩相的滑移速度Uslip等于顆粒相的終端速度Ut,則顆粒相的速度Up可由下式計算:

對式(8)進行求解可得:

顆粒相終端速度Ut可由下式計算[9]:

式中:dp為顆粒相的平均直徑；φs為顆粒的球形度.

2 試驗部分

2.1 試驗設備

圖1為雙循環流化床冷態試驗裝置示意圖.試驗裝置包括提升管、鼓泡床、旋風分離器和下料管等.提升管內徑為75 mm,高度為6 m,鼓泡床高度為2 m,截面為370 mm×80 mm,返料管和兩級旋風分離器將提升管和鼓泡床連接成一個完整的循環系統.試驗臺主體部分由有機玻璃制成,便于觀察物料的運動情況和測量顆粒的循環量.提升管和鼓泡床的流化氣體為常溫空氣,由鼓風機提供,風量由蝶閥控制并由空氣轉子流量計測量.

在提升管不同高度處設置5個內徑為5 mm的壓差測試孔,測試孔距提升管布風板的高度分別為1.4 m 、2.58 m 、2.98 m、4.56 m 和 4.96 m,利用壓差變送器測量不同測點之間的壓差值,記為Δpij(i和j為測試孔序號).試驗用壓差變送器型號為JYB-G.

圖1 雙循環流化床試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic of the double circulating fluidized bed test rig

2.2 試驗方法與內容

試驗主要研究顆粒循環流率對提升管內氣固兩相壓降的影響.顆粒循環流率的測量方法為:瞬時關閉蝶閥4,同時開始計時,觀察一定時間內物料積累的高度,根據物料的堆積密度計算出物料的顆粒循環流率.

采用的床料為普通河沙,其粒徑范圍為0.18～0.39 mm,球形度為0.58,采用的顆粒平均粒徑dp分別為0.196 mm和0.256 mm；鼓泡床靜止料層高度H為0.2 m.

2.3 試驗結果與分析

2.3.1 提升管底部加速段的壓降

根據提升管內顆粒的運動速度分布,可將提升管分為底部的顆粒加速段和上部的充分發展段.在提升管底部加速段,顆粒垂直方向的平均速度由接近零加速到某一較穩定的速度,因此不僅要考慮氣固兩相與提升管壁摩擦效應產生的壓降,還必須考慮顆粒相和氣體相加速效應產生的壓降.在提升管內風速Uf=5.66 m/s時,利用壓差變送器測量測試孔1、2和測試孔1、3之間的壓差.圖2給出了顆粒循環流率對提升管底部加速段壓降的影響.

從圖2可以看出,在提升管底部加速段,假定提升管氣固兩相的滑移速度Uslip等于顆粒相的終端速度Ut,計算得到顆粒相速度Up,將Up代入式(4),最終得到的提升管壓降預測值與試驗值比較吻合.由此可見,本文提出的氣固兩相摩擦效應產生壓降和氣固兩相加速效應產生壓降的假設是合理的,從而證明式(1)對于預測提升管底部加速段的壓降具有現實意義.

圖2 顆粒循環流率Gpt對壓降Δp12和Δp13的影響Fig.2 Particle circulation rate Gptvs.pressure drop Δp12and Δp13

2.3.2 提升管充分發展段的壓降

當顆粒進入提升管底部時,其所受到的氣體曳力大于重力,因而向上作加速流動.隨著顆粒的加速,氣固兩相間的滑移速度減小,氣體曳力也隨之減小,當氣體曳力減小到等于顆粒重力時,顆粒加速過程結束,進入等速流動階段.考慮到本試驗中顆粒循環流率不大,顆粒向上運動到距提升管布風板3.84 m時,就已過渡到提升管的充分發展段.在計算提升管充分發展段的壓降時,氣固兩相的加速效應已經不存在,僅需考慮顆粒相與管壁的摩擦效應,因此式(4)可以簡化為:

將各操作條件下的顆粒循環流率值代入式(11),計算得到相應的壓降,并與試驗測得的壓降進行對比,結果示于圖3.

圖3 顆粒循環流率Gpt對壓降Δp45的影響Fig.3 Particle circulation rate Gptvs.pressure drop Δp45

由圖3可以看出,在提升管充分發展段,利用滑移因子ψ計算顆粒相速度Up的值,代入式(11)中得到的壓降與試驗值比較吻合,可見在提升管充分發展段僅需考慮顆粒相與管壁的摩擦效應,式(11)對于預測提升管充分發展段的壓降具有實際意義.

3 結 論

(1)在計算提升管底部加速段的壓降時,必須考慮氣固兩相的加速效應以及顆粒相與提升管壁的摩擦效應.通過比較預測值和試驗值發現,假定提升管氣固兩相的滑移速度Uslip等于顆粒相的終端速度Ut,計算得到顆粒相速度Up,代入式(4)中得到的提升管壓降預測值與試驗值比較吻合.

(2)在提升管充分發展段,顆粒相加速過程已經結束并進入等速流動階段,計算壓降時,不再考慮氣固兩相的加速效應,僅考慮顆粒相與提升管壁的摩擦效應.通過比較預測值和試驗值發現,利用滑移因子ψ計算得到顆粒相速度Up,將Up代入式(11)中得到的提升管壓降預測值與試驗值比較吻合.

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