活性半焦在噴動床內脫硫過程的數值模擬

朱衛兵，邢力超，朱潤孺

(哈爾濱工程大學 航天與建筑工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

煤炭是我國工業鍋爐的主要燃料之一，燃煤排放的SO2已導致了嚴重的環境污染.同時燃煤鍋爐煙氣中存在較多的未燃盡活性半焦顆粒.該顆粒可以用于炭法煙氣脫硫技術，能夠有效脫除煙氣中的.本文提出將活性半焦吸附法脫硫工藝結合噴動床技術來脫除煙氣中的SO2，達到鍋爐節能減排的目標.該技術有望在我國得到推廣，深入研究噴動床內煙氣脫硫過程是十分必要的.

國內外對炭法煙氣脫硫的工藝研究和機理探討方面都作了大量工作，如蔣文舉等對炭基多孔材料的活化改性工藝及脫硫機理方面進行了研究［2-4］;程振民等通過實驗研究了炭基多孔材料的脫硫動力學原理［5-9］.而針對噴動床應用活性半焦脫除煙氣中SO2技術的研究尚未看到.

本文基于氣固兩相流體動力學，采用歐拉雙流體模型及顆粒動力學理論，引入修正的非均相脫硫動力學模型，對噴動床應用活性半焦顆粒脫硫的過程進行模擬.

1 數學模型

1.1 氣固流體動力學模型

氣相采用歐拉法、ε－k湍流模型;固相應用顆粒動理學理論，分別建立質量和動量守恒方程.

1.1.1 質量和動量守恒方程

體積分數平衡方程為

連續性方程為

式中:α為相的體積分數，g和s分別代表氣、固兩相.本文所建立的流動與化學反應耦合模型中，由于煙氣中SO2濃度很低，反應過程中氣相的減少量很小，所以可以忽略SO2吸收對氣相和顆粒相質量守恒方程的影響，即質量源項S=0.

動量守恒方程為

由于煙氣與半焦顆粒間的密度差較大，本文只考慮了外部體積力，忽略了升力和虛擬質量力的影響.式中Rsg為間作用力，由動量交換系數βsg和相間滑移速度(vs－vg)表示:

通過對顆粒聚集行為的研究，表明顆粒相的體積分數對拖曳力有著復雜而又微妙的影響.

本文采用 Gidaspow等［11］所提出的拖曳力模型，它將Wen和Yu模型［12］與歐拉方程相結合得出:

式中:拖曳力系數CD為

雷諾數Res為

Ps為顆粒間相互碰撞引起的顆粒相壓力:

顆粒溫度Θs與煙氣速度脈動有關，其表達式為

顆粒溫度守恒方程為

式中:(－PsI+τs)∶▽vs是固相應力張量產生的能量，kΘs▽Θs為擴散能量，其中kΘs是擴散系數:

式中:γΘs為碰撞引起的耗散能量，φis=－3βgsΘs是氣固交換的能量.g0，ss為顆粒徑向分布，表達式為

顆粒相雷諾應力張量為

式中:顆粒相體積粘度λs表達式為

在高顆粒體積分數下，顆粒粘度需要同時考慮顆粒相動力、碰撞和摩擦的影響，其表達式為

式中:內摩擦角φ=28.5°，I2D為第2偏應力張量.

1.1.2 能量守恒方程

能量方程考慮氣、固兩相的熱傳導及兩相間的熱交換，同時忽略了粘性耗散項、壓力做功和動能的影響:

式中:h、q和Qsg分別為比焓、熱流量和兩相間的傳熱量，Qsg=hsg(Ts－Tg)，其中hsg是氣固相間的傳熱系數，hsg=6κgαsαgNus/d2s，其中:

1.1.3 湍流模型

連續相的雷諾應力張量表達式為

式中:湍流粘度μt，g為

采用修正后的ε－k模型來計算連續相湍流:

式中:Πk，g和Πε，g代表了離散相對連續相的影響.

1.2 非均相化學反應模型

活性半焦脫硫反應過程是發生在半焦、SO2、O2和H2O之間的非均相氧化反應.總化學反應式為

本文研究的是噴動床在穩態條件下活性半焦的脫硫情況，床內活性半焦及煙氣中SO2、O2和H2O的濃度直接影響脫硫速率，假設活性半焦脫硫反應動力學模型為

式中:k為反應速率常數;l、m、n和o為反應級數，一般通過實驗來確定;C為濃度.

文獻［9-10］針對活性半焦顆粒在反應溫度為368～398 K，煙氣各組分體積分數為 φ(SO2)= 0.08%～0.5%、φ(O2)=4%～10%、φ(H2O)= 6%～14%范圍內進行了脫硫動力學實驗研究，得到的活性半焦濃度對脫硫率的影響規律見表1.

表1中x為脫硫反應處于穩速時SO2的反應率為初始煙氣中SO的2濃度.考慮活性半焦顆粒濃度對脫硫反應速率的影響，設本征脫硫反應速率為

對式(31)兩側分別取對數:lnx=olnCSC+C，并代入表1中的數據進行線性回歸得:o=0.187 0，K1為文獻［9］得到的脫硫動力學方程:由上可得活性半焦脫硫動力學模型為

式中各參數為:E=11.811 kJ/mol;l=0.111 1;m= 0.155 3，n=0.476 3，o=0.187 0，k0=0.006 68l/h.為了保證所得到的模型方程的顯著性和可靠性，對模型進行方差分析.回歸模型的統計量F=172.7＞10×9.55=95.5.可以認為本模型是顯著合理的.

表1 不同活性半焦濃度下的脫硫反應率Table 1 Effect of concentration of activated semi-coke on the rate of desulfurization

1.3 組分輸運方程

本文假設氣相組分包括SO2、O2、H2O和N2，根據第i組分物質的對流擴散方程預估每種物質的質量分數，守恒方程為

式中:Jg，i為氣相組分i的擴散通量，Ri是化學反應的凈速率，Si表示源項產生的額外反應速率.氣相組分的擴散通量由Fick定律計算:

2 初始及邊界條件

噴動床與活性半焦顆粒的基本參數見表2，工況操作參數見表3.床體結構及網格劃分見圖1，模型為二維軸對稱模型，采用有限體積法對控制方程進行離散，基于SIMPLEC算法達到壓力速度的耦合.利用UDF加入非均相脫硫反應動力學模型.計算中采用速度入口邊界條件，入口煙氣速度為: ux，0=40.96U，uy，0=0，(U為表觀速度).煙氣出口設置為壓力出口邊界條件.壁面為無滑移的邊界條件，并且假設壁面熱流量為零.初始顆粒堆積的體積分數為0.31，計算時長為4 s.

表2 噴動床與活性半焦顆粒的基本參數Table 2 Parameters of spouted bed and activated semi-coke

表3 噴動床的操作參數Table 3 Parameters of operating

圖1 噴動床床體的幾何尺寸和網格的劃分Fig.1 Geometry of the spouted bed and numerical grids

3 模擬結果及分析

針對表3中工況5進行模擬，其表觀速度U= 0.806 m·s－1.圖2為噴動床達到穩定時半焦顆粒體積分數的分布狀態.可以看出噴動床在該速度下可達到穩定的噴泉狀態.由圖可知:在穩態下煙氣形成的射流穿透半焦顆粒形成的床層，在床內產生迅速穿過床層中心向上運動的稀相氣固流栓，稱為噴射區.這些被煙氣射流夾帶而高速向上運動的半焦顆粒形成了環繞四周向下緩慢移動的顆粒床層，稱為環隙區.當顆粒升至高過床層表面的某一高度時，由于氣流速度的驟然降低，顆粒會像噴泉一樣回落到環隙區表面，形成噴泉區.這些回落的顆粒沿環隙區緩慢向下移動至床層下部，然后又滲入噴射區被重新夾帶上來形成顆粒極有規律的內循環.

圖2 噴動床在第4 s時活性半焦顆粒體積分數的分布Fig.2 Instantaneous concentration distributions of particles of activated semi-coke at t=4 s

圖3為該工況下不同時刻噴動床內SO2質量分數的變化情況.由圖可知，床內SO2濃度隨時間增加逐漸變小，4 s后床內SO2濃度分布基本不變，說明噴動床已達到穩定的脫硫狀態.

圖4為t=4 s時，噴動床內不同高度下SO2質量分數的徑向分布.由圖可知，不同床高下距床中軸0.02 m的區域內SO2濃度較高，質量分數基本在0.48%～0.5%，該區SO2脫除效率較低.這是因為該區域屬于噴動床的稀相噴射區，起化學反應吸附作用的半焦顆粒濃度偏低，脫硫反應速率較小，導致SO2濃度較高.距噴動床中軸大于0.02 m的區域SO2濃度較小，這是由于該區屬于密相環隙區，半焦顆粒濃度較高，煙氣與顆粒呈逆向接觸，脫硫反應速率較大，所以該區的SO2濃度較小.從圖4還可以看出，床內脫硫反應穩定后，SO2徑向平均濃度沿軸向逐漸降低.煙氣自噴嘴入口進入噴動床，與活性半焦顆粒接觸，發生氣固相氧化酸化反應，隨著煙氣的向上運動，不斷的滲入密相環隙區，使得SO2濃度逐漸降低.由此可見，環隙區內吸附SO2的效果最好，并且噴動床在穩定運行時，環隙區氣體總量占總進氣量的60% ～80%［13］，所以噴動床有利于脫除煙氣中的SO2.

圖3 噴動床內SO2質量分數隨時間變化情況Fig.3 Time-varying mass fraction of SO2in spouted bed

圖4 第4 s時噴動床內的SO2質量分數分布Fig.4 Mass fraction of SO2in spouted bed at t=4 s

3.1 反應溫度對脫硫速率的影響

通過對1、2和3工況的模擬，得出噴動床的脫硫速率與反應溫度有關.圖5為1、2和3工況下噴動床出口的SO2質量分數的徑向分布，由圖5可見: 3種工況下噴動床出口SO2濃度的大小比較.說明了隨著反應溫度的升高，活性半焦顆粒對煙氣中SO2的脫除速率逐漸增加，噴動床出口處的SO2濃度逐漸降低.所以在實際工程中，適當提高反應溫度有利于增大活性半焦的脫硫效率.

3.2 煙氣含氧量對脫硫速率的影響

通過對4、5和6工況的模擬，得出煙氣中含O2濃度對脫硫速率的影響規律.圖6為4、5和6工況下，噴動床出口的SO2質量分數的徑向分布.由圖6可見:噴動床出口SO2濃度大小隨著入口煙氣中含氧量的增加而減少，這說明了半焦對煙氣中SO2的脫除速率逐漸增加.當煙氣中的含O2濃度從6%增加到10%，噴動床的脫硫效率提高8%.在實際的工程中，適當增加煙氣中含氧濃度有利于提高活性半焦的脫硫性能.

圖5 不同反應溫度下噴動床出口SO2質量分數的徑向分布Fig.5 Effect of reacting temperature on radial mass fraction of SO2at outlet of spouted bed

圖6 不同含氧量下噴動床出口SO2質量分數的徑向分布Fig.6 Effect of the O2concentration on radial mass fraction of SO2at outlet of spouted bed

3.3 煙氣濕度對脫硫速率的影響

圖7 不同含蒸汽量下噴動床出口SO2質量分數的徑向分布Fig.7 Effect of the H2O concentration on radial mass fraction of SO2at outlet of spouted bed

基于對2、7和8工況的模擬，得出入口煙氣中蒸汽含量對脫硫速率的影響規律.圖7為2、7和8工況下，噴動床出口的SO2質量分數的徑向分布.由圖7可見:3種工況間噴動床出口SO2濃度的大小比較:工況7＞工況8＞工況2.可見，煙氣中濕度提高4%，脫硫效率大約提高20%.這說明了隨著入口煙氣濕度的增加，半焦對SO2的脫除效率明顯增加，噴動床出口處的SO2濃度迅速降低.在實際的工程中，適當增加煙氣濕度有助于活性半焦脫硫速率的提高.

4 結論

1)通過對噴動床反應器脫硫過程的模擬和分析，得出環隙區脫除SO2的效果最好，且流經該區的煙氣量較大，所以噴動床有利于脫除煙氣中的SO2.

2)通過對不同工況的模擬分析，得出了脫硫效率隨著反應溫度及煙氣中含氧量和濕度的增加而提高，其中，煙氣中濕度提高4%，脫硫效率大約提高20%，說明煙氣中蒸汽含量對脫硫速率的影響更加顯著.在實際工程中，適當增加反應溫度和煙氣中O2和蒸汽的含量有利于提高脫硫效率.

深入研究影響噴動床炭法煙氣脫硫效率的機理，采用實驗方法，對脫硫反應動力學模型的合理性進行驗證，進一步提高脫硫效率預測的精度，將是今后工作和深入研究的重點.

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