離心雙渦流快速熱解器的場流機制及協(xié)同強化傳熱

趙澤華，楊景軒，張 楠，韓碧龍，牛昊銳，郝曉剛

(太原理工大學 化學工程與技術學院，太原 030024)

我國實現(xiàn)“雙碳”目標離不開對煤炭、石油等傳統(tǒng)化石能源利用方式的變革。變革方向之一是將煤炭視為碳資源，通過清潔高效利用技術，生產(chǎn)基礎化學品、高端材料等。另一方面，生態(tài)建設作為固碳的重要手段將獲得進一步發(fā)展，由此產(chǎn)生的數(shù)量可觀的農林廢棄物等生物質資源值得進一步挖掘，以補充傳統(tǒng)化石能源退出形成的空白。這兩個方面都離不開化工工藝流程的再造，也為新裝備的開發(fā)提供了契機。

以熱解、氣化為代表的熱化學轉化技術是目前較為成熟的煤/生物質清潔高效利用技術。通過不同熱化學轉化技術的組合，如三塔式循環(huán)流化床工藝[1]，可以實現(xiàn)碳資源的分質梯級利用，提高工藝系統(tǒng)的總體能效[2]。快速溫和的熱解技術可以高效提取出煤/生物質中蘊含的芳香結構和環(huán)烴等高值大分子[3]，適合作為梯級利用工藝的先導。在熱解反應器方面，顆粒順重力場流動的下行床具有停留時間短、固體返混少、接近平推流型的特點，而這些特點恰好契合反應迅速、且目標產(chǎn)物為中間產(chǎn)物的煤/生物質熱解工藝的需求[4]。但下行床床層固含率較低[5]，傳熱速率不高[6]，限制了其在以顆粒為熱源的內熱式工藝中的應用。針對下行床固含率低的問題，文獻報道了三種改進思路：降低操作氣速[7]，改變下行床結構[8]，提升系統(tǒng)顆粒循環(huán)通量[9-11]。前兩條技術路徑下，床層固含率大都處于10-2數(shù)量級，提升有限；第三條技術路徑可以將局部固含率提升到0.165[11]，但需要引入額外的單元設備，其他單元設備也因配合需要增加了自身負荷，系統(tǒng)復雜度的增加會產(chǎn)生更多的工程問題。因此，有必要在下行床中引入新機制以進一步提升固含率。

針對以上問題，郝曉剛等[12]提出了離心雙渦流快速熱解器的技術構想，在下行床中引入離心力場，通過顆粒在器壁的濃集獲得局部高固含率以增強傳熱速率。ZHANG et al[13]采用CFD-DEM方法對該技術構想進行了初步研究，結果表明，在較高顆粒通量下，離心力場機制可以將局部固含率提升至0.25左右，且從入口到出口保持穩(wěn)定，明顯改善了下行床中固含率不足的問題。同時，旋風反應器保留了下行床中停留時間短、固體返混少、接近平推流型的特點。

前期對離心雙渦流快速熱解器的研究聚焦于離心力“場”機制對固含率的提升作用，本文進一步闡述其中的“流”機制，剖析“場”“流”機制的互動及其對強化傳熱的協(xié)同效應。

1 離心雙渦流快速熱解器中的“場”和“流”

離心雙渦流快速熱解器可嵌入煤/生物質資源化梯級利用系統(tǒng)(圖1)，利用系統(tǒng)中循環(huán)的載熱顆粒加熱煤/生物質顆粒。設置兩個矩形入口分別對接兩種顆粒。入口與筒體相切，切流造旋機制產(chǎn)生離心力場。氣固兩相進入后順重力場下行，顆粒從底部流出。氣流首先旋轉下行，形成外層旋渦，期間不斷有部分氣流折返，并在某一位置全部氣流完成折返，折返氣流旋轉上行，形成內旋渦，從頂部出口流出。本文中，“場”特指顆粒旋轉產(chǎn)生的離心力場，“流”特指內外雙層氣旋渦流。

圖1 熱解-氣化-燃燒耦合煤/生物質資源化梯級利用系統(tǒng)Fig.1 Pyrolysis-gasification-combustion coupling coal/biomass resource cascade utilization system

2 研究方法

2.1 CFD-DEM模型

綜合考慮模擬計算效率與精度要求，選擇離散單元法(CFD-DEM)進行模擬。該方法是基于歐拉-拉格朗日參考系的方法建立的，適用于探究流場與顆粒場之間的相互作用。氣相作為連續(xù)相，其運動是求解模擬單元內納維斯托克斯方程，采用雷諾應力方程考慮流體在反應器內的湍流行為。顆粒相被模擬做離散相，單個顆粒采用牛頓第二定律計算。本文采用Gidaspow曳力模型計算氣固之間曳力。模型所選用的主要參數(shù)列于表1和表2.

只考慮反應器中顆粒間的熱傳導、熱輻射和氣體的對流傳熱，顆粒與反應器壁面無熱量傳遞。其中對流傳熱模型為：

Qcond=hpfApΔTpf.

(1)

式中：p代表顆粒，f代表流體相，A為傳熱面積，ΔT為溫差，hpf為傳熱系數(shù)，定義如下：

(2)

式中：λq是流體的導熱系數(shù)；dp是顆粒的直徑；Nup為努塞爾特準數(shù)。

顆粒熱傳導模型為：

Qconv=hcΔTp1p2.

(3)

(4)

式中：kp為顆粒的熱傳導系數(shù)，F(xiàn)N是法向接觸力，r*是Heartz完全彈性接觸理論的幾何半徑，hc是不同顆粒間的傳熱系數(shù)，E*是雙顆粒的有效楊氏模量，方程右邊括號內的算式表示顆粒間的接觸面積。

熱輻射模型：

(5)

式中：εp為球形輻射率，σ是斯蒂芬-波爾茨曼常數(shù)，A是顆粒的表面積，Tp是顆粒溫度，Tlocal是封閉網(wǎng)格內顆粒的平均溫度。

離心雙渦流快速熱解器直徑是52 mm，筒體和錐體高度分別為120 mm和360 mm，矩形入口高寬分別為30 mm和13 mm，中心排氣管直徑26 mm，長21mm，排料口直徑21 mm。采用非結構化網(wǎng)格離散。綜合考慮計算時間和計算結果的可靠性，經(jīng)網(wǎng)格無關性考察，最終選用120 000網(wǎng)格進行計算。采用傳統(tǒng)下行床反應器作為對照，其主體為直徑52 mm的圓柱，高2.6 m，頂部僅有載熱顆粒進入，頂部以下0.1 m處安裝有徑向雙管噴嘴，噴嘴直徑25 mm，煤顆粒以0.5 m/s速度進入。其他參數(shù)列于表1和表2.

表1 顆粒特性參數(shù)Table 1 Characteristic parameters of particles

表2 顆粒與氣體特性參數(shù)Table 2 Characteristic parameters of Particle and gas

2.2 驗證

采用上述模擬方法分析顆粒在旋風反應器中的停留時間，與實驗測試結果對照驗證模擬方法的可靠性。KANG et al[14]報道了煤半焦顆粒(密度為1 700 kg/m3，粒徑為178 μm)在一種與CDVFP構型相近的旋風反應器中的停留時間分布。實驗與模擬結果如圖2所示。平均停留時間的模擬值為1.53 s，實驗測量值為1.46 s，二者相差4.8%.采用公式(6)計算停留時間跨度tsp：

(t90-t10)/t50=tsp.

(6)

式中：t10表示停留最短的10%顆粒的停留時間上限值，以相同的方式定義t50和t90.實測停留時間跨度是0.458，模擬計算值為0.490，二者相差約7%.

圖2 停留時間分布Fig.2 Residence time distribution

誤差在工程可接受的范圍之內。本文所用CFD-DEM耦合方法可以較準確地預測顆粒在反應器中的運動。

3 結果和討論

3.1 雙渦流特征

離心雙渦流快速熱解器中內外雙層旋渦的典型結構是準蘭金渦。氣流切向速度圖如圖3(a)所示，外旋流呈準自由渦，內旋流呈準強制渦。切向速度在二者交界處達到最大，約是入口氣速的1.2倍。當高通量顆粒進入后，由于氣固間存在速度差，氣流向顆粒流傳遞動量，自身旋轉速度急劇衰減，最大切向速度衰減了約85%.離心力場由顆粒旋轉產(chǎn)生，“場”通過顆粒削弱了“流”。

圖3 CDVFP中氣流速度特征Fig.3 Velocity characteristics of airflow in CDVFP

圖3(b)展示了熱解器內不同軸向位置處下行氣體流量。下行氣流量接近零的位置可認為是氣流折返點，氣流折返點與排氣管之間的距離定為氣旋長度。純氣流在熱解器內經(jīng)歷了約500 mm的下行距離才完全折返；加入顆粒后，氣體向顆粒傳遞動量，自身能量迅速衰減，所能支撐的氣旋長度縮短了50%，明顯小于熱解器高度。由此，氣旋尾端將熱解器區(qū)分為氣固互作用規(guī)律完全不同的兩段：氣旋尾端以上，氣流運動受控于熱解器結構，呈現(xiàn)準蘭金渦結構，向顆粒傳遞動量；氣旋尾端以下，準蘭金渦結構近乎消失，氣速低于顆粒速度(圖3(c))，動量傳遞方向逆轉，由顆粒指向氣流。

3.2 顆粒分布及速度特征

離心雙渦流快速熱解器內顆粒分布如圖4所示。為定量描述顆粒的分布特性，將熱解器圓形橫截面分為8個區(qū)域，統(tǒng)計每個區(qū)域內邊壁附近的顆粒數(shù)量和平均速度。在空間分布方面，顆粒在器壁形成稀密相兩種結構：部分顆粒堆疊團聚形成密相，部分顆粒分散緊貼器壁形成稀相。無載氣或載氣流速較低時，密相呈現(xiàn)螺旋帶狀，縱貫熱解器上下；載氣速度提高，螺旋顆粒帶被打破，雖有局部濃集，但總體趨勢是沿周向分布更加均勻。雖然顆粒聚集在器壁附近是離心力場直接作用的結果，但“流”對具體的分布狀態(tài)有顯著影響。

將顆粒速度分解為切向旋轉速度和軸向下行速度兩個分量，如圖5所示。入口氣速增加，顆粒旋轉速度增加，下行速度卻減小。顆粒加速旋轉增強了離心力場，離心力場的增強加劇了顆粒與器壁間的摩擦，進一步抵消了重力的加速作用，顆粒的下行速度隨之減弱。“場”“流”協(xié)同將顆粒下行速度保持在較低的范圍內，這進一步提升了床層固含率。

在離心雙渦流快速熱解器中顆粒聚集在邊壁，而傳統(tǒng)下行床中顆粒分布均勻。因此，本文以包含所有近壁顆粒的圓環(huán)空間(徑向尺度約3 mm)為基準統(tǒng)計固含率，結果如圖6(a)所示。隨著顆粒的下行，固含率不斷提升，在排塵口處達到最大，原因在于橫截面積不斷收縮。入口氣速增加，顆粒下行速度減小，同樣高度的軸向空間容納了更多顆粒，固含率隨之增加。因此，離心雙渦流快速熱解器中固含率的提升是“場”“流”協(xié)同作用的結果：“場”將顆粒聚集在器壁，“流”減緩顆粒下行速度。

采用CHENG et al[15]建議的方法計算混合指數(shù)評估離心雙渦流快速熱解器中“場”“流”機制對二元顆粒混合的影響，結果如圖6(b)所示。在顆粒下行過程中混合指數(shù)逐步增加，混合趨于均勻，這與常規(guī)下行床相同。CHENG et al[15]研究了切流進料下行床中煤與石英砂顆粒的混合指數(shù)，其顆粒通量(87.5 kg·m-2·s-1)和氣速(10 m/s)與本文相近。在同樣的無量綱位置處，常規(guī)下行床中二元顆粒的混合指數(shù)遠高于離心雙渦流快速熱解器中的結果。“場”機制對二元顆粒混合有阻礙作用。相反，“流”則起促進作用。在高氣速下，二元顆粒的混合均勻性很快達到了最大，并且在下行過程中基本保持不變。

圖4 顆粒的空間分布及速度特征Fig.4 Distribution and velocity of particles in the CDVFP

圖5 切向和軸向速度分量Fig.5 Tangential and axial velocity in CDVFP

3.3 傳熱特征

圖7展示了顆粒在下行過程中的溫度變化。顆粒在3個反應器中的停留時間都是(0.60±0.03) s，顆粒初始溫度相同，傳熱終溫的差異緣于傳熱速率的差異。在“場”“流”機制的協(xié)同作用下，離心雙渦流快速熱解器內煤顆粒的溫升速率(>450 K/s)相比下行床有明顯提高，達到了快速熱解的要求(>100 K/s).在傳統(tǒng)下行床中，盡管煤顆粒終溫較低，載熱顆粒的溫降卻更劇烈，更多的熱量被氣流接收；而離心雙渦流快速熱解器內則正相反，“場”“流”機制減少了傳熱過程中的損失，提高了傳熱效率。傳熱效率提高的另一個優(yōu)勢在于顯著縮短了反應器高度。離心雙渦流快速熱解器高度僅是下行床的1/4.不僅節(jié)約了設備投資，也為循環(huán)流化床系統(tǒng)的優(yōu)化提供了空間。

圖6 二元顆粒固含率和混合特征Fig.6 Solid holdup and mixing index of binary particles in CDVFP

圖7 二元顆粒溫度分布Fig.7 Temperature distribution of binary particles

4 結束語

離心雙渦流快速熱解器內離心力場和內外雙層氣流旋渦相互作用。顆粒經(jīng)切流造旋作用產(chǎn)生的離心力場會削弱氣體旋渦的強度和長度。在氣旋長度內，氣流向顆粒傳遞動量，在氣旋長度之外，動量傳遞方向逆轉。氣流向顆粒傳遞動量促進了顆粒沿器壁周向分散，增強顆粒的旋轉速度。顆粒旋轉速度的增加提高了離心力，從而增強了顆粒與器壁間的摩擦力，降低了顆粒的下行速度。這一效應與顆粒離心聚集效應協(xié)同，提升了床層固含率。離心雙渦流快速熱解器中二元顆粒的混合均勻性雖遜于下行床，但傳熱速率有明顯增強，同時傳遞過程中的熱損耗也減小。“場”“流”協(xié)同強化了二元顆粒間的傳熱。