何燕，吳龔鵬，陳偉

(青島科技大學機電工程學院，山東 青島 266061)

流化床反應器內活性焦流動特性的模擬研究

何燕，吳龔鵬，陳偉*

(青島科技大學機電工程學院，山東 青島 266061)

本文基于雙流體模型，對二維流化床反應器內活性焦在不同操作條件下的流體動力學特性進行了數值模擬研究。模擬結果發(fā)現，低氣速高進料量條件下的管內壓降最大，反應器內壓降隨管內固相容積份額的增加而增加?；钚越乖诜磻鲀鹊妮S向固含率呈現出下濃上稀分布，證明了流化床內固相分布的不均勻特性。顆粒軸向平均速度受表觀氣速影響較大，流化床底部的顆粒速度較低，在氣體夾帶作用下沿床高方向逐漸增大。因此，設置合理的操作參數(表觀氣速和固體循環(huán)量)，對提高流化床內的氣固反應效率具有重要意義。

流化床；活性焦；數值模擬；干法脫硫

循環(huán)流化床作為一種高效反應器，因其具有較高的傳質傳熱等特點，自出現以來一直備受關注[1]。經過幾十年的發(fā)展，循環(huán)流化床技術已經廣泛應用于催化裂化[2-4]、煤燃燒和氣化[5-6]、生物質氣化[7]等諸多領域，并且在工業(yè)生產中占據著非常重要的地位。面對當前日益惡化的空氣污染狀況，凈化燃煤電廠煙氣成為一種減少空氣污染的有效途徑，循環(huán)流化床技術被應用于其中。

硫氧化物是煙氣中的主要污染物之一，當其被大量排放到大氣中時會形成酸雨，造成大面積腐蝕，對生態(tài)環(huán)境及生產、生活產生嚴重影響。傳統(tǒng)的濕法脫硫技術因脫硫效率高、技術成熟等優(yōu)點被廣泛應用于大中型電廠，取得了不錯的效果。但是，其耗水量大、脫硫副產物難處理、成本高等缺點也限制了該技術的進一步應用，對于干旱缺水地區(qū)，這些問題更加突出[8]。因此，煙氣循環(huán)流化床干法脫硫技術應運而生?；钚越垢煞摿蚣夹g具有脫硫反應溫度低、不消耗水資源、脫硫副產物為高價值產品等優(yōu)點，引起了國內外的廣泛關注[9]。相較于固定床和移動床活性焦脫硫工藝，基于流化床技術的流態(tài)化反應器可以使煙氣與活性焦更好接觸，從而提高活性焦的吸附容量。山東大學馬春元教授課題組已經開展了流化床反應器活性焦干法脫硫的相關工作，并初步證明了該技術的可行性[10]。

需要指出的是，活性焦流態(tài)化吸附脫硫技術尚不成熟，如何進一步提高脫硫吸附效率是當前研究工作的重點。由于流化床內氣固兩相流動極其復雜且受到實驗裝置和測量方法的限制，數值模擬作為研究氣固兩相流動的一種有效方法得到了廣泛應用。根據對離散相處理方法的不同，用于數值模擬的多相流模型可分為歐拉雙流體模型和拉格朗日顆粒軌道模型。雙流體模型只需要消耗相對較小的計算機資源就可以得到比較可靠的模擬結果，被研究者廣泛使用。

由于對流化床內活性焦流動行為的模擬鮮有報道，本文采用歐拉雙流體模型，在氣相 k-ε湍流模型和顆粒動力學模型基礎上，考慮氣相對固體顆粒的曳力作用，對活性焦在流化床內的流體動力學特性進行了模擬研究。

1 計算模型

1.1 幾何模型和網格劃分

本文基于二維模型進行模擬，模型只包含了循環(huán)流化床提升管段部分。模擬過程中，氣相以一定的速度從流化床底部進入，固相以一定的速度和濃度從管底部一側進入管內，在氣相輸送作用下氣固兩相發(fā)生強烈混合并從流化床頂部流出，建立的二維幾何模型及劃分的網格如圖1所示。

網格劃分對數值解的收斂性和準確性有重要影響。為了能夠較為準確地模擬氣固兩相流體動力學特征，一般將網格大小控制在粒徑的10～100倍為宜[11]。綜合考慮計算時間和計算精度，網格的單元尺寸選擇為2.5 mm，采用四邊形結構網格類型，對幾何模型劃分網格。

圖1 二維幾何模型及網格圖Fig.1 2D geometry model and mesh graph

1.2 理論模型

模擬中選用帶有標準壁面函數的k-ε湍流模型來描述氣相流動的湍流特性，采用歐拉顆粒流模型來描述顆粒相的運動。氣固兩相之間的動量傳遞主要是通過曳力實現的，之前文獻中已經給出多種理論計算模型，由于本文模擬工況屬于密相流動，稀相流動曳力模型已不適用，因此選用能夠計算密相流動條件下氣固之間相互作用的Gidaspow曳力模型，Gidaspow曳力模型被許多研究者證明具有較高的準確性，所以本文選用該模型計算曳力系數。相關理論控制方程總結如下：

連續(xù)性方程：

(1)

(2)

動量方程：

(3)

(4)

湍流控制方程：

(5)

(6)

顆粒擬溫度控制方程：

(7)

曳力系數計算公式：

(8)

(9)

1.3 邊界條件和求解設置

表1 床料物性及操作參數

設置合理的邊界條件可以加速收斂及提高模擬準確性?？諝馊肟谔幵O置為速度入口邊界條件，活性焦入口通過設置顆粒速度和濃度控制顆粒循環(huán)流量，流化床出口處采用壓力出口，壁面采用無滑移邊界條件，初始狀態(tài)下管內固相容積份額為零。模擬過程中的物料性質和模擬工況列在表1中，其中，入口固相容積份額是根據給定的顆粒循環(huán)量及固相入口處的風速計算出來的。

壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，動量方程和固相體積份額方程分別用二階迎風格式和QUICK格式進行離散求解，收斂殘差值設置為10-4。時間步長設定為0.000 1 s，數據記錄點分別設為距離顆粒入口0.06 、0.3 、1.2 、2.2 、3.2 、4.1、4.6 、4.9 m的位置上，為了消除模擬初始階段的影響，模擬數據采用5～10 s的平均值。

2 模擬結果分析

2.1 氣固流動混合分布

圖2 入口容積份額為0.3時不同風速下的固相分布云圖Fig.2 Contour plots of solid phase distribution under different gas velocity with the same inlet solid volume fraction of 0.3

圖2a是在固相入口容積份額為0.3條件下，風速大小為3 m/s時隨時間變化的氣固兩相分布云圖。其中，紅色表示顆粒濃度高而藍色意味著顆粒濃度低。從圖中可以看出，活性焦從入口處進入管內后在空氣攜帶作用下迅速向上運動，氣固混合強烈，呈現出明顯的湍動特征，隨著時間增加管內活性焦?jié)舛戎饾u增大并達到相對穩(wěn)定的狀態(tài)。由于風速偏低，大量活性焦顆粒進入管內后不能被及時帶出，導致管內顆粒濃度整體較大，出現一定程度的貼壁行為。沿流化床高度方向，活性焦分布并不均勻，出現明顯的團聚特征，在上升過程中返混較為嚴重，以致出現局部濃度高的現象。

相較于3 m/s的情況，圖2b中風速大小為6.5 m/s時管內顆粒呈現出明顯的下濃上稀分布特征，風速較大使得顆粒停留時間變短，管內固相容積份額變小，大的顆粒團聚變成更加分散的小顆粒團簇，形成了快速流態(tài)化的流動狀態(tài)。由于空氣流速變大，靠近顆粒入口處貼壁現象更加明顯，同時，可以觀察到邊壁處固體顆粒濃度高、中心處顆粒濃度稀的環(huán)核型分布特征。

2.2 壓力分布

圖3 風速和入口固相容積份額對流化床中壓力分布的影響Fig.3 Impact of gas velocity and inlet solid volume fraction on pressure distribution of fluidized bed

圖3表示了管內壓力沿高度方向的變化趨勢。從圖3a中可以看到壓力值隨高度的增加逐漸降低，在靠近顆粒入口位置上的壓降明顯比靠近出口處的壓降大，這是因為流化床底部顆粒濃度大，從而導致空氣阻力增加。在同一高度截面上，壓力值隨風速增大依次變小，且各工況下的壓力差值在流化床底部達到最大而在出口處接近于零?？梢钥闯龉腆w顆粒循環(huán)量對管內壓降影響是很大的，風速為3.5 m/s的工況下管內固相濃度較高，空氣夾帶顆粒向上運動的過程中阻力增大，總壓降也是最大的；而對于風速為6.5 m/s的情況，空氣受到的阻力較小，所以總壓降也是三種工況中最低的。

圖3b中，壓力值沿高度方向的變化趨勢相對陡峭，即單位高度上的壓降變大。由于固相入口處顆粒容積份額增加，不同表觀氣速下的管內總壓降相對于容積份額為0.2的情況均增大，其中氣速為3.5 m/s時的壓降增值最大。由此可以得出，在通過增加管內顆粒濃度的方法來提高氣固反應效率時，應該兼顧固相濃度增大會導致管內壓阻增加這一影響因素。

2.3 顆粒濃度分布

圖4 風速和入口固相容積份額對流化床中固相濃度分布的影響Fig.4 Impact of gas velocity and inlet solid volume fraction on solid concentration distribution of fluidized bed

圖4是不同工況下管內軸向顆粒濃度分布的模擬結果。從圖4a中可以看到，管內整體固相容積份額隨表觀氣速的增大而減小。此外，沿軸向方向顆粒濃度分布很不均勻，在流化床底部是濃相狀態(tài)而在上部則是稀相狀態(tài)，呈現典型的下濃上稀非均相分布；且這種固相分布特征隨表觀氣速的增大而變得明顯，這是因為表觀氣速增大，堆積在入口處的顆粒在氣流作用下加速過程所需要距離縮短造成的。同時可以看出表觀氣速對底部入口段的固含率影響較大而對頂部區(qū)域的固含率影響較小，這可能與流化床上部處于快速流態(tài)化的狀態(tài)有關。

在圖4b中，由于顆粒循環(huán)量的增加，管內整體固相容積份額增大，沿軸向的固相濃度分布趨于均勻，這是因為管內顆粒濃度增加，顆粒在入口附近大量堆積使得底部固相濃度趨于飽和狀態(tài)，濃相高度增加，同時氣固兩相間的動量傳遞程度增加，造成上部顆粒返混停留時間延長，從而導致底部和頂部的顆粒濃度差距減弱。在較高顆粒循環(huán)率條件下，隨表觀氣速增大，沿軸向的固含率變化減?。欢?.5 m/s工況下，軸向固相分布整體均勻，這是因為顆粒在管內的運動呈現湍動狀態(tài)，氣流剛好能夠將顆粒帶出管內，使得顆粒在管頂部大量團聚。上述現象也印證了Bi等[13]提出的高密度循環(huán)流化床的特征，即增加固體循環(huán)量和表觀氣速有助于改善顆粒濃度分布的均勻性。

2.4 顆粒速度分布

圖5 風速和入口固相容積份額對流化床中顆粒軸向速度分布的影響Fig.5 Impact of gas velocity and inlet solid volume fraction on particle axial velocity distribution of fluidized bed

圖5是不同截面上顆粒軸向平均速度的分布情況?？梢钥吹?，顆粒軸向速度分布并不均勻，這意味著速度與濃度分布有密切的相關性。顆粒在流化床底部的速度較低，沿高度方向逐漸增大直至相對平穩(wěn)。因此我們可以將顆粒沿軸向的速度大致分為三個區(qū)域，即底部的加速區(qū)域、中間段的過渡區(qū)以及頂部的平穩(wěn)區(qū)域。在底部的加速段內，顆粒進入管內后在氣流的夾帶作用下通過動量傳遞瞬間加速獲得一向上的初速度，接著在上升過程中顆粒速度繼續(xù)增加，到達流化床上部時顆粒流動得到了充分發(fā)展，顆粒速度的變化幅度趨于平緩。

在同一表觀氣速下，隨著顆粒循環(huán)量的增加，顆粒軸向速度分布的不均勻性增加，這表明在高循環(huán)量條件下管內顆粒達到充分發(fā)展流動所需要的距離增大，這主要是由高濃度的顆粒減弱了氣固之間的作用力，顆粒向上運動的加速度變小造成的。同時顆粒速度具有一定的波動，這說明循環(huán)量增大使得管內顆粒在運動過程中的碰撞和團聚行為加劇。在圖5b中，風速為3.5 m/s和5.0 m/s時，管內顆粒量增加導致上升過程中受到空氣的曳力作用減小，出現聚團返混行為，以致在流化床頂部的速度變小。對于同一顆粒循環(huán)量，隨著表觀氣速的增大，顆粒速度大小也整體提高，這是因為表觀氣速增加，氣流攜帶顆粒能力增強，顆粒團聚作用減弱，從而獲得更大的能量向上加速運動。

3 結論

本文采用雙流模型，通過數值模擬的方法考察了流化床反應器內活性焦顆粒在不同操作條件下的流動特征，得出以下結論：

(1)活性焦顆粒在管內運動時，在軸向上呈現出明顯上稀下濃的指數分布，在徑向上呈現一定的邊壁濃中間稀的環(huán)核結構流型。

(2)管內壓降代表著流態(tài)化過程中的能耗大小，流化床內總壓降隨著顆粒循環(huán)量的增加而增大，因此，簡單地通過增大物料循環(huán)量的途徑來提高反應強度是不可行的。

(3)顆粒循環(huán)量和表觀氣速作為流化床反應器非常關鍵的操作參數，對截面上顆粒的濃度和平均軸向速度均有較大的影響。管內整體固相容積份額隨著顆粒循環(huán)量的增大而增大，隨著表觀氣速的增大而減小；軸向平均速度隨著顆粒循環(huán)量的增大而減小，隨表觀氣速的增大而增大。

(4)顆粒軸向速度和濃度存在一定的相關性。顆粒速度增加，停留時間變短，會造成管內的固相容積份額變??；顆粒濃度增加，返混和團聚特性明顯，造成顆粒軸向平均速度變小。

(5)顆粒速度和濃度是描述流化床內氣固兩相流動過程的重要參數，對氣固接觸反應效率起著重要作用，所以，通過合理調節(jié)流化床反應器的操作參數，改善流化床內氣固兩相分布，對提高活性焦脫硫效率具有重要意義。

[1]郭慕孫. 流態(tài)化手冊[M]. 北京： 化學工業(yè)出版社, 2008.

[2]CHANG J, CAI W, ZHANG K, et al. Computational investigation of the hydrodynamics, heat transfer and kinetic reaction in an FCC gasoline riser[J]. Chemical Engineering Science, 2014, 111(8):170-179.

[3]HE P, ZHU C, HO T C. A two-zone model for fluid catalytic cracking riser with multiple feed injectors[J]. Aiche Journal, 2015, 61(2):610-619.

[4]CONTRACTOR R M, GARNETT D I, HOROWITZ H S, et al. A new commercial scale process for n-butane oxidation to maleic anhydride using a circulating fluidized bed reactor[J]. Studies in Surface Science & Catalysis, 1994, 82:233-242.

[5]BI X T, LIU X. High density and high solids flux CFB risers for steam gasification of solids fuels[J]. Fuel Processing Technology, 2010, 91(8):915-920.

[6]王小芳, 金保升, 鐘文琪. 高通量循環(huán)流化床上升管氣固流動特性實驗研究[J]. 中國電機工程學報, 2009, 29(17):27-31.

[7]WU J, XU B, LOU Z, et al. Performance analysis of a biomass circulating fluidized bed gasifier[J]. Biomass & Bioenergy, 1992, 3(2):105-110.

[8]陳倆, 石洪, 張瑩. 煙氣循環(huán)流化床(CFB-FGD)干法脫硫優(yōu)化調整[J]. 四川環(huán)境, 2013, 32(5):108-112.

[9]尹正明, 李紫龍, 史旭. 活性焦脫硫技術應用現狀與技術經濟性分析[J]. 中國資源綜合利用, 2011, 29(8):31-34.

[10]ZHANG LQ, CUI L, LI B, et al. Experimental study of SO2removal by powder activated carbon in fluidized bed reactor[C],∥2010 Asia-Pacific Power and Energy Engineering Conference.[S.1.] IEEE, 2010.

[11]LI T W, GEL A, PANNALA S, et al. CFD simulations of circulating fluidized bed risers, part I: Grid study[J]. Powder Technology, 2014, 254:170-180.

[12]劉增輝. 煙氣脫硫脫硝集成技術工藝分析及試驗[D]. 天津：天津大學, 2007.

[13]BI H, ZHU J. Static instability analysis of circulating fluidized beds and concept of high-density risers[J]. Aiche Journal, 1993, 39(8):1272-1280.

Simulationstudyonhydrodynamicsofactivatedcokeinfluidizedbedreactor

HEYan,WUGong-peng,CHENWei*

(CollegeofElectromechanicalEngineering,QingdaoUniversityofScienceandTechnology,Qingdao266061China)

∶The numerical simulation was employed to investigate hydrodynamics of activated coke of two-dimension fluidized bed under different operation conditions, based on the two-fluid model. Results show that the pressure drop of fluidized bed is up to maximum with low gas velocity and high solid flux, and it increases gradually with the increase of solid volume fraction. Axial solid concentration of activated coke at the bottom of fluidized bed is denser than that at the top, which verifies the heterogeneous distribution of particles. Axial averaged velocity of particles is easily subject to gas velocity, which is low at the bottom of fluidized bed and increases with the increase of bed height due to gas entrainment. Therefore, reasonable operation conditions (such as gas velocity and solid circulating flux) are significant for improving gas-solid reaction efficiency of fluidized bed.

∶fluidized bed; activated coke; numerical simulation; dry desulfurization

10.3976/j.issn.1002-4026.2017.06.010

2017-08-15

國家重點研發(fā)計劃課題(2017YFB0602901-4)

何燕(1973—)，女，教授，博導，研究方向為煙氣污染物源頭治理。

*通信作者，陳偉。E-mail：cw_19344616@aliyun.com

TK09

A

1002-4026(2017)06-0058-07