祝小龍，劉代俊，陳建鈞

（四川大學化學工程學院，四川 成都 610065）

流化床技術現(xiàn)今已被廣泛運用于化工、石化、冶金、能源、環(huán)保、制藥等領域。與傳統(tǒng)的燃燒、反應設備相比，流化床具有混合均勻、反應速度快、氣固接觸面積大、傳熱、傳質系數(shù)高、反應溫度均勻、單位面積的反應強度大、操作易于控制、物料在反應器中停留時間可調、生產(chǎn)能力大等優(yōu)點。正是由于流化床技術的迅速發(fā)展與應用，吸引了很多研究者對流化床內流化特性進行分析研究。而在錐形流化床中，除了具備一般流化床的優(yōu)點以外，由于其截面隨高度而變化，所以存在著流速梯度：在底部截面較小，因而流速較高，可保證大顆粒的流化；而在頂部截面較大，所以流速較低，可防止小顆粒的帶出，因此可避免熱集中在底部而使固體物料燒結，并可避免使用分布板。

隨著錐形流化床在顆粒干燥、懸浮和包涂等領域的廣泛應用[1-2]，人們對其流化特性進行了廣泛研究。Peng等[3]主要研究了液-固錐形流化床特性，其余學者對氣-固錐形流化床的特性也進行了大量的研究[4-6]，但都主要研究氣體垂直向上射流情形下流區(qū)特性以及流區(qū)內壓降與表觀氣速之間的關系等，而對于錐形流化床中水平射流的研究相對較少。采用水平射流的方式形成撞擊流，產(chǎn)生一個高湍流區(qū)，極大地強化相間傳遞，使其具有優(yōu)越的微觀混合性能[7-8]，同時防堵、防止渦流。另外，床內流體產(chǎn)生擺動效應，若改變進氣噴嘴的入射角度，還可產(chǎn)生漩渦[9]。這些特點是一般流化床或噴動床不能相比的，目前主要用于氯化鈦白的生產(chǎn)上。本文通過在一個二維錐形流化床中，從底端兩側水平進氣口通入流化氣體，對二維流化床的流動情況進行了研究，著重分析了床層壓降隨表觀氣速變化的關系，以及對最小流化速度和床層最大壓降計算公式進行推導，并與實驗結果進行比較。

1 實驗方法

1.1 實驗設備

為了更加直觀地觀察氣、固兩相在錐形流化床中的運動規(guī)律，采用無色透明的有機玻璃面板構成的二維床結構為實驗裝置，如圖1所示。錐形流化床所需的流化介質為空氣，由空壓機提供。二維流化床床體上部為400 mm×300 mm×30 mm（高×寬×厚）的長方體；下部為160 mm×300 mm(20)×30 mm（高×寬×厚）、錐角為 60°的錐體。錐體底端兩側設有兩個圓形水平噴頭，噴頭內徑為 4 mm；錐體背面中軸線上鉆有間距 80 mm的小孔，孔徑為 6 mm，這些孔是床層壓力信號的測點。

圖1 實驗裝置流程圖

1.2 實驗物料

本研究采用了3種不同粒徑的圓形玻璃珠作為實驗物料，流化介質為空氣，物料的特性見表1。

表1 顆粒物料性質

1.3 實驗方法

進行實驗時，首先確定一個氣體流量條件，并保持4～5 min，使得整個床達到穩(wěn)定狀態(tài)，觀察床中的物料狀態(tài)，并記錄下兩側進氣流量計的讀數(shù)和所測量的壓降。實驗過程中，兩側進氣量始終保持一致。由于升速法所得的壓降曲線因為遲滯效應而帶有任意性，故本實驗在先調到最大氣量后，逐漸減小氣體流量，并重復上述的操作。實驗條件：3種玻璃珠物料粒徑分別為0.25 mm、0.45 mm、0.85 mm，每種物料初始填料體積分別為0.7 L、0.8 L、0.9 L、1.0 L。

2 結果與討論

2.1 實驗現(xiàn)象

錐形床的流體力學特性如圖2所示，隨著兩側進氣流量的同時降低，顆粒間孔隙率ε逐漸減小，導致床層的壓降緩慢升高；直到臨界流化狀態(tài)時，床層的總壓降達到最大值maxPΔ；進一步降低流化流量，顆粒轉變?yōu)楣潭ù玻鋲航祵⒀杆俳档汀?/p>

2.2 最小流化速度和最大壓降

本實驗通過觀察錐形床中物料的流化行為，發(fā)現(xiàn)當進氣量達到一定值后，床層中心出現(xiàn)了十分明顯的“沸騰核心”區(qū)域，而在沸騰區(qū)域和錐形床兩側壁面之間具有向下移動的環(huán)形截面料層。

為了能夠在數(shù)量上計算錐形流化床的流體力學特性，首先應求得在臨界狀態(tài)時，顆粒物料由固定態(tài)過渡到流化態(tài)瞬間流速沿床層高度變化的規(guī)律性?？紤]到錐形床中存在明顯的沸騰區(qū)域和環(huán)形截面料層，本實驗假設，當顆粒物料處于臨界狀態(tài)時也像進入流化狀態(tài)后一樣，流體并不沿設備的整個截面通過，而是通過具有某一錐角的通道流過床層，如圖3所示。

圖2 單側進氣流量對壓降的影響

通過以上的假設，在二維錐形流化床中，根據(jù)物料守恒，得到式（1）。

圖3 錐形床參數(shù)示意圖

當錐形床上截面流體通道內的流速達到臨界速度 umf時，床內顆粒就進入流化狀態(tài)，由此可得式（3）。

因此，當二維錐形床全床進入流化狀態(tài)時，顆粒物料的最小流化速度為式（4）。

秦霄光等[10]在前人研究的基礎上，發(fā)現(xiàn)當錐形床錐角 α ＞20°時，見式（5）。

而實驗所采用錐形床錐角α為60°，測得底端兩進氣口所在床層截面寬度0D為0.07 m，通過在實驗過程中測量D與 'D對比發(fā)現(xiàn)，結果與秦霄光等的研究比較接近。實驗測得數(shù)值比較見圖4。

圖4 數(shù)值比較

根據(jù)圖 4，在所研究的錐形二維流化床中，結合秦霄光等[10]的研究成果，采用Allometric1方程擬合，得到以下關系，如式（6）。

為了便于計算，近似簡化為式（7）。

將以上式子整理得，顆粒物料最小流化速度見式（8）。

而當床內顆粒達到起始流化狀態(tài)時，流速沿床層高度的變化規(guī)律為式（9）。

式中，k為常數(shù)，其值為0.76。

在求出錐形流化床最小流速氣速之后，可以計算出臨界狀態(tài)時的最大壓降maxPΔ。

根據(jù)前人對錐形床通過底部噴嘴豎直向上進氣條件下的研究[11-12]，假設在整個流體通道橫截面上流體速度相同，沿床層的軸向總壓降由Ergun公式關聯(lián)，見式（10）～式（12）。

在本實驗中，s1Φ≈，s0u=，式（10）簡化為式（13）。

在“沸騰核心”假設的基礎上，將式（9）帶入式（13），同時將Dx化成填料高度h的函數(shù)，積分可得式（14）。

圖5 最大壓降的實驗和計算結果比較

通過式（8）計算出umf帶入式（14）中算出maxPΔ。將求的的壓力值與實驗測得值相比較，如圖5所示。

結果表明，對于實驗研究錐角60°的二維錐形流化床，通過Ergun公式求得的最大壓降maxPΔ要比實驗測定值整體上偏大，這可能是因為本文在提出“沸騰核心”觀點的同時，將錐形床上截面流體通道內的臨界速度u定義為錐形床的最小流化速度umf，即當核心部分物料面上的流速達到物料的“沸騰”速度時，才由固定床轉化為流化床，而錐形床在軸向上存在速度梯度，當料面上的流速達到“沸騰”時，全床已處于劇烈運動中。因此，在實際操作中，實驗測得的最大壓降要比計算所得的壓降小。同時，因為實驗是在水平射流條件下操作的，相比于豎直向上射流的錐形床，兩端進氣水平氣流進行對流，氣流通過撞擊的方式強化了傳質，同時產(chǎn)生較大氣泡，加快了床層的“沸騰”，因此使得最大壓降maxPΔ的實驗值小于計算值。實驗值與計算值的這種差異和關系還有待進一步研究。

2.3 最小流化速度的影響因素

圖6 最小流化速度與顆粒粒徑的關系

圖7 最小流化速度與填料體積的關系

圖6顯示了各操作條件下床層顆粒粒徑對最小流化速度的影響。從圖6中可以看出，在相同填體積條件下，顆粒粒徑小的先流化。因為隨著顆粒直徑的增大，該顆粒的終端速度也相應增大，從而導致最小流化速度增大。

圖7顯示了各操作條件下床層填料體積對最小流化速度的影響。從圖中可以看出，起始流化速度隨填料體積的增加而略有增加。這是因為填料體積越大，高度越高，流動阻力越大，導致所需的最小流化量增大。增大趨勢不明顯可能是因為填料體積增幅不大，導致所需的起始流化氣量變化大。

3 結 論

（1）二維錐形流化床在水平射流進氣條件下，床層壓降隨流量增大而迅速升高，達到一個最大值后略有下降。

（2）二維錐形床中，當床內顆粒達到起始流化狀態(tài)時，流速沿床層高度的變化規(guī)律為式（9）。

（3）對于水平射流條件下的錐形流化床，在“沸騰核心”假設基礎上，根據(jù)Ergun公式計算得到的最大壓降maxPΔ要比實驗值整體偏大。

（4）二維錐形流化床的最小流化速度隨顆粒粒徑增大而增大，隨填料體積的增加也略有增大。

符 號 說 明

A —— 歐根方程中的常數(shù)

B —— 歐根方程中的常數(shù)

D —— 料面流體通道截面設備寬度，m

D' —— 料面流體通道截面寬度，m

D0—— 進氣口處截面設備寬度，m

Dx—— 距進氣口截面任意距離h處設備的寬度，m

Dx' —— 距進氣口截面任意距離h處流體截面寬度，m

dp—— 顆粒直徑，mm

k—— 常數(shù)0.76

ΔPmax—— 床層最大壓降，Pa

u0—— 進氣口處截面流體速度，m/s

ug—— 氣體速度，m/s

umf—— 最小流化速度，m/s

us—— 顆粒速度，m/s

ux—— 距底端進氣口截面距離h處流體速度，m/s

V0—— 初始填料體積，L

α—— 錐形床錐角，（°）

ε—— 床層孔隙率

μg—— 氣體黏度，Pa/m

ρb—— 顆粒的堆密度，kg/m3

ρg—— 氣體密度，kg/m3

ρp—— 顆粒密度，kg/m3

Φs—— 顆粒球形度

下角標

cal—— 理論計算值

exp—— 實驗值

[1]Deiva V R，Chaouki J，Klvana D. Fluidization of cryogels in a conical column[J]. Powder Technol.，1996，89：179-186.

[2]Olazar M，San Jose M J，Aguayo A T J，et al. Stable operation conditions for gas-solids contact regimes in conical spouted beds[J].Ind. Eng. Chem. Res.，1992，31：1784-1792.

[3]Peng Y，F(xiàn)an L T. Hydrodynamic characteristics of fluidization in liquid-solids tapered beds[J]. Chem. Eng. Sci.，1997，52（14）：2277-2290.

[4]Olazar M，San Jose M J，Aguayo A T，et al. Pressure drop in conical spouted beds[J]. Chem. Eng. J.，1993，51：53-60.

[5]Olazar M，San Jose M J，Llamosas R，et al. Hydrodynamics of sawdust and mixtures of wood residues in conical spouted beds[J].Ind. Eng. Chem. Res.，1994，33：993-1000.

[6]Bi H T ，Macchi A，Chaouki J，et al. Minimum spouting velocity of conical spouted beds[J]. Can. J. Chem. Eng.，1997，75 （4）：460-464.

[7]伍沅. 撞擊流的特性和應用[J]. 化工進展，2001，20 （11）：8-13 .

[8]張建偉，伍沅，舒安慶. 浸沒循環(huán)撞擊流反應器壓力波動研究[J].化工學報，2005 ，56（2）：266-269.

[9]許建良，李偉鋒，曹顯奎，等. 不對稱撞擊流的實驗研究與數(shù)值模擬[J]. 化工學報，2006，57（2）：288-291 .

[10]秦霄光，邱信淼，陳洪生，等. 聚式錐形流化床流化特性[J]. 化學世界，1964（8）：380-381.

[11]胡慶元，景山，王金福，等. 粗顆粒在錐型床中的流化特性[J]. 高?；瘜W工程學報，2000，14（1）：12-18.

[12]蔡國斌，汪展文. 細粉在錐型床中流態(tài)性能的研究[J]. 青海大學學報，2001，19（1）：25-28.