旋流流化床內(nèi)的流動及傳熱特性

武 強， 章 凱， 王 帥

(哈爾濱工業(yè)大學 能源科學與工程學院， 黑龍江 哈爾濱 150001)

流化床反應(yīng)器具有優(yōu)良的傳熱傳質(zhì)特性和氣固混合性能，在工業(yè)領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用,但是常規(guī)流化床在實際應(yīng)用中仍存在許多問題，一些流化現(xiàn)象如騰涌、 溝流和揚析等，嚴重影響了流化床反應(yīng)器的性能[1-2]。旋流流化床是通過特殊的布風板設(shè)計，在床內(nèi)形成強烈氣固旋流的一類新型流化床，具有防止過大氣泡生長和顆粒適用范圍廣等優(yōu)點[3]。相關(guān)研究表明，旋流流化床解決了常規(guī)流化床中布風板和床層壓降大、 橫向混合差等常見問題，具有更好的氣固接觸與顆?；旌咸匦?，顯著改善了流化質(zhì)量，還可以消除布風板上方的顆粒聚團和死區(qū)[4-6]。

除流動特性外， 流化床反應(yīng)器的傳熱特性也是決定其性能的重要因素。 Lu等[7]研究了方形旋流流化床內(nèi)傳熱系數(shù)與風量、 顆粒性質(zhì)的關(guān)系， 結(jié)果表明，換熱系數(shù)隨流化速度增大而增大， 且與顆粒粒徑相關(guān)。 Mohideen等[8]研究了Geldart D類顆粒在旋流床內(nèi)的傳熱行為，測定了壁面與床層顆粒間的換熱系數(shù)， 指出換熱系數(shù)隨床層高度增加而減小。 Sirisomboon等[9]研究了雙旋流錐形流化床鍋爐的傳熱特性，探究了不同旋流數(shù)的布風板與風速對傳熱特性的影響，實驗表明， 傳熱系數(shù)隨布風板一次風流量和旋流數(shù)的增大而明顯增大。Tawfik等[10-11]對旋流流化床的傳熱特性和流動特性進行了研究，考察了顆粒尺寸和中心體結(jié)構(gòu)的影響，結(jié)果表明，減小顆粒尺寸可以增大傳熱系數(shù)，而錐形中心體的使用可以有效提升旋流流化床的傳熱性能。目前，盡管有一些學者對旋流流化床的流動和傳熱特性進行了一些實驗研究，但旋流流化床中流動和傳熱的相互作用機理尚未明晰，有待進一步研究。

在流化床運行過程中，反應(yīng)器的磨損問題通常是一種新型反應(yīng)器能否推廣應(yīng)用的關(guān)鍵，而旋流流化床因床內(nèi)強烈氣固旋流的存在，磨損問題更加值得進行研究。由顆粒撞擊壁面引起的反應(yīng)器磨損是個比較復(fù)雜的動態(tài)過程，理論分析法通過將顆粒撞擊壁面的問題簡化為簡單的理想模型再進行分析，得到了廣泛的應(yīng)用。Finnie[12]對單顆粒沖擊磨損的數(shù)學模型進行了推導(dǎo)，其表達式將入射角作為自變量，沖擊磨損量作為因變量，該模型在分析材料的磨損情況時準確度較高，但在角度較大時誤差較大。20世紀60年代，Bitter[13]提出了變形導(dǎo)致磨損的相關(guān)理論，并對模型進行了相應(yīng)的簡化，認為材料磨損是靶材的塑性變形和顆粒的切削作用一起造成的，材料在垂直沖擊角下的磨損是由機械因素引起的，這僅與顆粒沖擊靶材的變形有關(guān)，而與切削作用無關(guān)。Oka等[14]通過分析壁面磨損與顆粒撞擊壁面撞擊角度的關(guān)系，提出了Oka磨損計算公式。

本文中采用歐拉-拉格朗日混合方法對旋流流化床中Geldert D類顆粒的流動及傳熱行為進行了數(shù)值模擬研究，對床層空隙率及顆粒旋流速度進行了預(yù)測，并討論了不同操作條件下反應(yīng)器的磨損行為，在此基礎(chǔ)上，分析了氣固混合接觸與傳熱行為之間的關(guān)系，并對床層-壁面以及氣-固相間的傳熱特性開展了相關(guān)研究。

1 數(shù)學模型

1.1 控制方程

本文中通過一種混合歐拉-拉格朗日方法， 即稠密離散相模型(dense discrete phase model， DDPM)來描述氣固兩相流動及傳熱過程[15]。 其將流體相視為連續(xù)相， 將顆粒相視為離散相， 在拉格朗日框架下對計算顆粒的運動軌跡進行追蹤。 相較于雙流體方法， 能獲得更為豐富的流場信息。 對于氣相， 在歐拉框架下進行描述， 控制方程包括連續(xù)性方程、 動量和能量平衡方程。 氣體連續(xù)性方程和動量平衡方程為

(1)

(2)

式中：pf和τf分別表示氣相壓力與應(yīng)力；up和uf分別表示固相與氣相速度；εf和ρf分別表示氣相體積分數(shù)與密度；β表示曳力系數(shù)，在本文中通過Gidaspow曳力模型計算得到[16]。

氣體能量平衡方程為

(3)

式中：hf為氣相比焓；Sen代表相間熱傳遞。

對于離散相，基于DDPM，并引入Parcel的概念來表示具有相同物理性質(zhì)的一組顆粒，從而達到節(jié)約計算資源的目的[17]。顆粒的運動由牛頓第二定律進行描述，

(4)

式中：Fc表示顆粒之間的接觸力，其通過離散元模型(discrete element model， DEM)框架下的彈簧-阻尼滑塊模型進行計算，從而更加真實的描述顆粒間的相互作用。此模型下，接觸力包括法向與切向分量[18]：

(5)

(6)

式中：k和η分別表示彈性系數(shù)和阻尼系數(shù)；μ表示摩擦系數(shù)。這里使用Oka模型描述壁面的磨損行為[14]，

(7)

f(γ)=(sinγ)n1(1+Hv(1-sinγ))n2。

(8)

顆粒的能量平衡方程為

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(9)

式中：Tp和Ts分別表示顆粒與壁面溫度；h和kp分別表示相間傳熱系數(shù)和比熱容；Ap和Ac分別表示顆粒表面積和顆粒接觸面積；dsp表示顆粒和壁面之間的距離。

1.2 實驗系統(tǒng)及模型

在Tawfik等[10]的實驗裝置基礎(chǔ)上，選擇帶有環(huán)形葉片式布風板的旋流流化床為研究對象，其裝置如圖1所示。

圖1 旋流流化床實驗裝置Fig.1 Sketch of swirling fluidized bed[10]

流化床反應(yīng)器的高度為0.5 m，直徑為0.1 m。流化氣通過環(huán)形葉片式布風板進入流化床反應(yīng)器中，布風板由7個與水平成45 °角的彎曲葉片組成。裝置的詳細參數(shù)見表1。

表1 流化床反應(yīng)器的物性參數(shù)和操作條件

床料包括PE顆粒和砂粒2種顆粒，均屬于Geldart D類顆粒。初始狀態(tài)床質(zhì)量為400 g，PE顆粒和砂粒的所占質(zhì)量分數(shù)分別為0.75和0.25。顆粒的具體物理參數(shù)見表2。

表2 顆粒物理參數(shù)

基于Ansys Fluent 19.0，對旋流流化床進行三維數(shù)值模擬。床層顆粒被入口高溫流化氣體加熱，壓力出口位于反應(yīng)器頂部，對于壁面，采用無滑移條件。床層與壁面之間的傳熱系數(shù)被定義為

(8)

式中：Q表示輸入的熱量；Ap表示流化床壁面面積；Ts表示固相溫度；Tb代表床層溫度,

Tb=εgTf+(1-εg)Tp。

(9)

式中：Tf表示氣相溫度；Tp表示固相溫度；εg表示氣相體積分數(shù)。

2 結(jié)果與討論

2.1 流動特性

在進行模擬研究之前，采用3種精度不同的網(wǎng)格劃分方式對網(wǎng)格無關(guān)性進行驗證，均采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格參數(shù)如表3。

表3 網(wǎng)格具體參數(shù)

圖2 網(wǎng)格劃分精度對計算壓降的影響Fig.2 Influence of mesh accuracy on pressure drop

模型所預(yù)測的床層壓降與實驗結(jié)果的對比見表4。結(jié)果表明，模擬結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合較好。隨著操作氣速增加，壓降先增大而后趨于平緩，最后不斷增大。與常規(guī)流化床不同的是，在旋流流化床中，床層壓降在穩(wěn)定流化后進一步增大，這是由于旋流運動的顆粒受到離心力的作用，與流化床壁面之間產(chǎn)生額外的摩擦力，帶來額外的床層壓降。隨著顆粒的旋流運動擴散至整個床層，床層壓降增大速度到達一定值，床層壓降穩(wěn)定增大。

表4 實驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比

圖3給出了旋流流化床內(nèi)距布風板不同高度處床層空隙率及顆粒速度分布，其中云圖代表床層空隙率，矢量圖代表界面內(nèi)顆粒橫向運動趨勢。在分層流化形態(tài)下，底部顆粒形成連續(xù)旋流，上層顆粒呈強烈鼓泡狀態(tài)，底層的空隙分布較為均勻。在穩(wěn)定旋流形態(tài)下，旋流流化床內(nèi)顆粒均進行連續(xù)的旋流運動，形成完整的旋流流化床，鼓泡現(xiàn)象消失。上層顆粒旋流運動更為強烈，顆粒有向外側(cè)移動的趨勢，中心處空隙率較大，證明旋流流化床在高速下會因離心力導(dǎo)致不良流化現(xiàn)象產(chǎn)生。

a)分層流化b)穩(wěn)定旋流圖3 床層空隙率云圖及顆粒速度分布Fig.3 Bedvoidageandparticlevelocitydistribution

圖4為不同運行狀態(tài)下旋轉(zhuǎn)流化床的局部床層空隙率和顆粒旋流速度的徑向分布。在底層，2種運行狀態(tài)在壁面附近均具有相同的空隙率分布，但是沿徑向向內(nèi)，兩者床層空隙率的變化趨勢截然相反，分層流化狀態(tài)在床層中心處具有較低的床層空隙率，因此分層流化狀態(tài)床層中心處顆粒旋流較弱，旋流集中于壁面附近。穩(wěn)定旋流狀態(tài)顆粒旋流速度較大，峰值位于床層中心處。對于上層，分層流化狀態(tài)和穩(wěn)定旋流狀態(tài)的床層空隙率分布完全不同，顆粒分別聚集于床層中心和壁面附近。分層流化狀態(tài)下床層中心處顆粒無旋流存在。

a)分層流化b)穩(wěn)定旋流圖4 床層空隙率及顆粒速度的徑向分布Fig.4 Radialdistributionofbedvoidageandparticlevelocityatdifferentheights

2.2 壁面磨損行為

在流化床運行過程中，磨損帶來的問題嚴重，而旋流流化床因為床內(nèi)強烈氣固旋流的存在，磨損將更加劇烈?；贠ka模型，選取表觀氣速為2.5、 3.2 m/s 2種工況分別代表分層流化與穩(wěn)定旋流運行狀態(tài)，對旋流流化床在不同運行狀態(tài)下的磨損特性進行了研究，并對布風板和壁面分別進行了考察。圖5展示了旋流流化床在不同運行狀態(tài)下運行5 s時布風板和壁面的最大磨損量。從圖中可以看出，在低速下，布風板與壁面的最大磨損量相差無幾，壁面略大一點，而高速下兩者磨損量均大幅上升，且壁面發(fā)生了更為嚴重的磨損。

圖5 不同操作條件下壁面及布風板最大磨損量Fig.5 Maximum wear of wall and air distributor under different regimes of operation

圖6給出了旋流流化床在不同運行狀態(tài)下運行5 s時，壁面磨損情況的云圖。為方便比較，將柱形壁面展開為平面。從圖中可以看到，旋流流化床中壁面磨損發(fā)生在反應(yīng)器下方，但在接近布風板的位置磨損卻較輕。穩(wěn)定旋流狀態(tài)下壁面磨損位置未發(fā)生變化，但磨損區(qū)域中心處磨損明顯增強，可見運行狀態(tài)并不會對發(fā)生磨損的位置造成影響。

a)ug=2.5m/sb)ug=3.2m/s圖6 不同操作條件下壁面磨損云圖Fig.6 Instantaneouscontourplotsofwallwearunderdifferentregimes

圖7給出了旋流流化床在不同運行狀態(tài)下運行5 s時，壁面局部磨損量隨高度的變化趨勢，從圖中可以看出，磨損集中發(fā)生在高度為0.1 m以下的區(qū)域，布風板附近壁面磨損最為劇烈，表觀氣速的增大使布風板上方磨損量劇烈增大，但峰值所處高度未發(fā)生變化，在其余區(qū)域，壁面磨損量并不會因運行狀態(tài)的變化而變化?？梢娫谛髁骰驳膶嶋H運行過程中，布風板附近的磨損更應(yīng)得到重視。

2.3 床層-壁面?zhèn)鳠嵝袨?/h3>

為驗證本文中所建立模型的準確性與可行性，對旋流床床層與壁面之間的傳熱系數(shù)進行了統(tǒng)計，并與Tawfik等[10]的實驗數(shù)據(jù)進行比較，結(jié)果如圖8所示。由圖可以看出，在不同操作速度下，模型所預(yù)測的傳熱系數(shù)與實驗數(shù)據(jù)較為吻合，其誤差來源可能為模型忽略了顆粒的尺寸分布。另外，實驗中被加熱的空氣攜帶熱量進入流化床之前，可能會產(chǎn)生一些能量損失?？傮w上來說，模擬結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)相對誤差小于10%，在可接受的范圍內(nèi)，本模型可用于旋流流化床傳熱過程的預(yù)測。

圖7 不同操作條件下壁面磨損量的軸向分布Fig.7 Axialprofilesofthemaximumwearofwall圖8 實驗與模擬結(jié)果對比Fig.8 Comparisonofsimulationandmeasureddata

旋流流化床通過引入切向氣流分量，有效增強了氣固混合，同樣會對傳熱過程產(chǎn)生影響。為探究操作速度對旋流流化床床層與壁面間傳熱行為的影響，待旋流床內(nèi)床層與壁面之間的傳熱行為穩(wěn)定后，對旋流流化床不同高度處床層及壁面溫度進行統(tǒng)計如圖9所示。從圖中可以看出，旋流床壁面溫度沿軸向向上逐漸減小。進口氣速較小時，壁面溫度變化幅度較大，這是因為床層顆粒的存在強化了床層與壁面之間的傳熱，使進口附近壁面溫度較高，而出口附近只有氣相與壁面的對流換熱，所以溫度較低。另外，操作速度的增大降低了壁面溫度變化幅度，而床層溫度基本一致，在軸向上變化并不明顯。

圖10給出了不同操作速度下，旋流流化床內(nèi)床層與壁面之間的傳熱系數(shù)的軸向變化。圖中傳熱系數(shù)沿軸向向上逐漸減小，因底部旋流運動較強，導(dǎo)致傳熱系數(shù)的明顯變化。隨著高度的增加，旋流運動減弱，使得溫度的變化趨于穩(wěn)定狀態(tài)。操作速度增大后，傳熱系數(shù)整體上有所增大，這意味著可以通過提高旋流流化床操作速度來獲得更好的傳熱性能。進口氣速較小時，傳熱系數(shù)隨軸向高度的變化較為明顯，變化幅度較大。另外，操作速度增大傳熱系數(shù)在軸向上的變化幅度減小，這是由床內(nèi)顆粒的運動增強，混合強度增大所致。

圖9 不同操作氣速下床層及壁面溫度的軸向分布Fig.9 Axialprofilesofbedandwalltemperatureatdifferentinletairvelocities圖10 不同操作速度下床層-壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)軸向變化Fig.10 Axialprofilesofbed-to-wallheattransfercoefficientatdifferentinletairvelocities

2.4 相間傳熱特性

床層溫度由氣相溫度和顆粒溫度構(gòu)成，而氣相與顆粒之間的溫差導(dǎo)致了相間熱傳遞過程的產(chǎn)生。此過程對于顆粒性質(zhì)的變化較為敏感，在本研究中，顆粒相為小密度大顆粒與大密度小顆粒組成的二元混合物。圖11給出了不同進口氣速下砂粒相間傳熱系數(shù)的軸向分布。從圖中可以看到，在不同的進口氣速下，砂粒的對流傳熱系數(shù)在軸向上變化明顯，且傳熱系數(shù)隨操作速度增大而增大。另外，觀察到進口附近有峰值產(chǎn)生。這是因為旋流床內(nèi)底層顆粒的旋流運動帶來良好的氣固接觸，有效促進了氣固相間換熱，而進口氣速的上升使相間傳熱系數(shù)在軸向上的變化幅度明顯減小。從顆粒的分布情況上來看，在旋流床進口附近，砂粒均有較明顯的聚集現(xiàn)象，且有強烈的揚析。

圖12給出了不同進口氣速下PE顆粒相間傳熱系數(shù)的軸向分布。從整體上看，PE顆粒的對流傳熱系數(shù)要小于砂粒的，沿軸向傳熱系數(shù)的變化較小，且其相間傳熱系數(shù)不隨操作速度變化而變化。由此可見，尺寸較小的顆粒對操作速度的變化更加敏感，同時有更強的相間傳熱性能。另外，軸向上PE顆粒的分布較為均勻，在進口處聚集的顆粒較少。

圖11 不同操作氣速下砂粒的相間傳熱系數(shù)分布 Fig.11 Profilesofinterphaseheattransfercoefficientof sandparticlesatdifferentinletairvelocities 圖12 不同操作氣速下PE顆粒的相間傳熱系數(shù)分布Fig.12 ProfilesofinterphaseheattransfercoefficientofPEbeadsatdifferentinletairvelocities

3 結(jié)論

1)所建立的流動及傳熱模型與實驗結(jié)果吻合較好，具有較高的可行性。旋流流化床床層空隙率分布以及顆粒旋流速度大小對于操作速度的變化較為敏感。旋流流化床中壁面的磨損最為嚴重，操作速度的變化使磨損量大幅上升；但是不會影響磨損發(fā)生的位置，因此應(yīng)重視旋流流化床反應(yīng)器中布風板附近區(qū)域的磨損行為。

2)旋流流化床中，旋流運動的產(chǎn)生有效強化了床層-壁面?zhèn)鳠徇^程。對于二元混合物，小顆粒相較于大顆粒表現(xiàn)出了更好的相間傳熱性能。

3)旋流流化床內(nèi)，操作速度的增大有效增強了床層-壁面的傳熱過程，而小尺寸顆粒在流動及傳熱過程之中對于操作速度的變化更為敏感。