周冠文，鐘文琪?，YU Aibing

(1 東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,南京 210096；2 蒙納士大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院 ARC計(jì)算顆粒技術(shù)研究中心,克萊頓,Vic 3800,澳大利亞)

加壓煤分級(jí)轉(zhuǎn)化技術(shù)改變了長(zhǎng)期以來煤炭資源直接燃燒、氣化、液化等傳統(tǒng)利用方式[1]，有機(jī)結(jié)合煤熱解與燃燒發(fā)電、煤氣利用、煤焦油加工利用等多個(gè)過程，將煤炭中的不同成分，如煤氣、焦油和半焦分離出來分級(jí)利用，可以有效提高煤炭的利用效率和環(huán)境效益[2-4]。煤快速熱解是該技術(shù)的關(guān)鍵，也是加氫、燃燒和氣化過程的初始和伴隨反應(yīng)，可獲得煤氣、焦油等高附加值產(chǎn)品，且熱解后生成的半焦得到了有效凈化，可用于燃燒發(fā)電或作為熱解過程的熱載體[5]。

加壓噴動(dòng)流化床兼具固定床、流化床和噴動(dòng)床等反應(yīng)器的優(yōu)勢(shì)，并可有效提高煤熱解過程各產(chǎn)物的收率和質(zhì)量[6]。作為煤快速熱解過程的反應(yīng)器，其開發(fā)設(shè)計(jì)對(duì)加壓煤分級(jí)轉(zhuǎn)化技術(shù)的研究至關(guān)重要。由于實(shí)驗(yàn)成本高及測(cè)量手段復(fù)雜等因素，采用實(shí)驗(yàn)方法研究具有相當(dāng)大的局限性。數(shù)值模擬方法是研究復(fù)雜稠密氣固系統(tǒng)中氣固兩相流的重要手段，能夠有效彌補(bǔ)現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)條件與測(cè)試手段的不足，形象再現(xiàn)流動(dòng)場(chǎng)景，反映流場(chǎng)細(xì)節(jié)。在氣固反應(yīng)系統(tǒng)中，采用合理的數(shù)理模型通過數(shù)值模擬，可以同時(shí)獲得系統(tǒng)內(nèi)溫度、速度、組分分布等反應(yīng)特性，不僅可用于反應(yīng)器的設(shè)計(jì)開發(fā)，同時(shí)可作為實(shí)驗(yàn)手段的輔助，對(duì)反應(yīng)器內(nèi)部的流動(dòng)和反應(yīng)特性進(jìn)行研究。

為設(shè)計(jì)開發(fā)中試規(guī)模的加壓噴動(dòng)流化床煤熱解反應(yīng)器，本文進(jìn)行了處理量為50 kg/h的中試尺度噴動(dòng)流化床反應(yīng)器內(nèi)加壓煤快速熱解過程的數(shù)值模擬。其中，氣相場(chǎng)采用歐拉方法，固相場(chǎng)采用基于拉格朗日坐標(biāo)體系的離散顆粒模擬方法，揮發(fā)分析出模型由實(shí)驗(yàn)確定?；跀?shù)值實(shí)驗(yàn)，開展了不同反應(yīng)器高度、煤進(jìn)料口位置等結(jié)構(gòu)參數(shù)以及不同壓力(0.1、0.3和0.5 MPa)、射流風(fēng)與流化風(fēng)比值(0.2、0.3和0.4)和粒徑(0～3和0～6 mm)等操作參數(shù)的影響規(guī)律研究，以期為加壓煤快速熱解過程的反應(yīng)器開發(fā)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1 數(shù)理模型

1.1 數(shù)值方法

采用基于多相流質(zhì)點(diǎn)網(wǎng)格法(MP-PIC)建立加壓煤快速熱解氣固流動(dòng)與化學(xué)反應(yīng)耦合的數(shù)理模型，氣相場(chǎng)采用基于歐拉坐標(biāo)體系的大渦模擬(LES)湍流模型，固相場(chǎng)采用基于拉格朗日坐標(biāo)體系的離散顆粒模擬方法，主要控制方程[7-8]如下：

1)氣相控制方程

氣相場(chǎng)連續(xù)性方程為

(1)

氣相場(chǎng)動(dòng)量方程為

(2)

式中:p為平均壓力,τg為氣體應(yīng)力張量，g為重力加速度，F(xiàn)為氣固間的動(dòng)量交換率。

氣相場(chǎng)能量方程為

(3)

組分輸運(yùn)方程為

(4)

2)顆粒相控制方程

在MP-PIC方法中，顆粒相的運(yùn)動(dòng)通過求解顆粒分布函數(shù)f得到，f的輸運(yùn)方程為

(5)

顆粒運(yùn)動(dòng)方程為

(6)

式中:τs為顆粒碰撞應(yīng)力，F(xiàn)s為顆粒間摩擦力。在MP-PIC方法中，采用顆粒相壓力梯度力表征顆粒碰撞，其值隨顆粒體積分?jǐn)?shù)單調(diào)遞增。本模型中，顆粒正應(yīng)力通過顆粒體積分?jǐn)?shù)計(jì)算，由離散顆粒體積插值到網(wǎng)格單元計(jì)算，再應(yīng)用到離散顆粒[8]。顆粒碰撞應(yīng)力τs的表達(dá)式為

(7)

式中：αcp為最大堆積密度；Ps為帶有壓力單位的常數(shù)，本文取100 Pa。

3)煤熱解模型

煤熱解動(dòng)力學(xué)模型采用單方程模型，假定熱解過程在整個(gè)顆粒中均勻發(fā)生，且煤受熱而后分解為煤氣、水、焦油和半焦[9]，具體表達(dá)式如下

Coal → H2O,CO,CO2,H2,CH4,焦油,半焦(s).

揮發(fā)分的析出速率為

(8)

式中：Vi和V0分別為i時(shí)刻和初始燃燒中的揮發(fā)分含量；R為氣體常數(shù)，8.314×103J/(kmol·K)；T為煤顆粒反應(yīng)溫度;不同壓力下指前因子A與反應(yīng)活化能E的取值均由煤熱解動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn)獲得，詳見表1。

表1 不同壓力條件下指前因子A與反應(yīng)活化能E的值Table 1 Values of the pre-exponential factor A and reaction activation energy E under different pressures

4)氣固流動(dòng)與化學(xué)反應(yīng)耦合

本文僅考慮煤受熱分解反應(yīng)，屬于非均相反應(yīng)，因此氣相與固相之間存在質(zhì)量、動(dòng)量、能量和組分轉(zhuǎn)換，氣固流動(dòng)與化學(xué)反應(yīng)耦合通過設(shè)置連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程和組分輸運(yùn)方程的源項(xiàng)實(shí)現(xiàn)[10]：對(duì)均相反應(yīng)，并不改變混合物的質(zhì)量和焓，質(zhì)量只在氣相或者顆粒相相內(nèi)通過組分輸運(yùn)方程中源項(xiàng)傳遞，總的氣相性質(zhì)基于混合物中各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)計(jì)算得到。對(duì)非均相反應(yīng)，由于反應(yīng)涉及氣體和顆粒兩相，反應(yīng)的發(fā)生伴隨著氣固兩相之間質(zhì)量、動(dòng)量和能量的傳遞。這一過程通過設(shè)置氣相/顆粒相質(zhì)量、動(dòng)量、能量控制方程中的源項(xiàng)實(shí)現(xiàn)。同時(shí)，反應(yīng)物和生成物質(zhì)量的變化必然導(dǎo)致氣相和固相中組分濃度的變化，所以組分輸運(yùn)方程中也包括非均相反應(yīng)引起的質(zhì)量轉(zhuǎn)換。

1.2 模擬對(duì)象及條件

計(jì)算模型如圖1(a)所示。該模型為一臺(tái)初步設(shè)計(jì)的柱錐體噴動(dòng)流化床反應(yīng)器用于煤加壓快速熱解。反應(yīng)器直徑為200 mm，底部錐角為90°，反應(yīng)器高度和煤顆粒入口位置由數(shù)值模擬進(jìn)一步確定。采用笛卡爾網(wǎng)格進(jìn)行劃分，分別劃分62 767、82 039和103 502共3種網(wǎng)格數(shù)量的模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。驗(yàn)證結(jié)果表明網(wǎng)格數(shù)為82 039的模型兼具計(jì)算效率和精度，因此本文選用包含82 039個(gè)控制體的模型進(jìn)行計(jì)算，如圖1(b)所示。

圖1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分Fig.1 Computational model and grid

本文中，煤顆粒為反應(yīng)物，半焦顆粒為熱載體，熱解氣氛為煤氣。為簡(jiǎn)化模型，半焦不參與反應(yīng)，且忽略熱解過程中的二次裂解反應(yīng)。按照實(shí)驗(yàn)條件，熱解過程中反應(yīng)器的溫度設(shè)置為600 ℃，初始狀態(tài)時(shí)充滿氮?dú)?。模型中氣相?chǎng)采用速度入口邊界條件，并定義煤氣組分；煤顆粒和半焦顆粒采用質(zhì)量流量作為入口邊界條件，具體速度值與溫度值根據(jù)模擬對(duì)象設(shè)定。計(jì)算中出口為壓力出口邊界，壁面上氣相場(chǎng)按無滑移邊界處理，壁面與顆粒的碰撞采用反彈(bounce-back)邊界條件處理。煤與半焦的兩種粒徑分布見圖2，模擬采用的煤的工業(yè)分析和元素分析見表2，煤氣氣氛組分見表3。其他具體計(jì)算參數(shù)見表4，煤與半焦顆粒密度等參數(shù)由實(shí)驗(yàn)測(cè)得，其他參數(shù)的選取借鑒文獻(xiàn)[9]中的取值。

圖2 煤熱解前后粒徑分布圖Fig.2 Coal particle size distributions before and after pyrolysis

表2 煤的工業(yè)分析和元素分析Table 2 Proximate analysis and ultimate analysis of coal %

表3 模擬煤氣組分Table 3 Coal gas composition in the simulation %

表4 模型的計(jì)算條件和參數(shù)Table 4 Simulation conditions and parameters

1.3 模型求解

采用CPFD商業(yè)計(jì)算軟件平臺(tái)BARRACUDA對(duì)本文所建立的模型進(jìn)行仿真計(jì)算。氣相場(chǎng)的求解基于SIMPLE算法，采用交錯(cuò)網(wǎng)格定義標(biāo)量和動(dòng)量參數(shù)，控制方程的離散格式采用有限體積法。對(duì)于顆粒相，曳力、重力、壓力梯度等參數(shù)基于顆粒尺度計(jì)算，隨后將顆粒體積分?jǐn)?shù)插值到歐拉網(wǎng)格，計(jì)算顆粒之間的碰撞正應(yīng)力，計(jì)算結(jié)果再插值到離散顆粒。計(jì)算熱解反應(yīng)時(shí)，將非均相反應(yīng)插值到歐拉網(wǎng)格計(jì)算，再將質(zhì)量和熱量變化等插值回離散顆粒，同時(shí)更新氣體相和顆粒相的性質(zhì)[10]。初始時(shí)間步長(zhǎng)為1×10-4，為提高計(jì)算效率，計(jì)算軟件對(duì)時(shí)間步長(zhǎng)增加Courant-Friedrichs-Lewy(CFL)模塊控制。具體求解過程見文獻(xiàn)[11-13]。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 典型模擬結(jié)果

2.1.1 流型發(fā)展

圖3為噴動(dòng)流化床內(nèi)流型的發(fā)展過程，其中壓力為0.3 MPa，流化風(fēng)量0.024 kg/s，射流風(fēng)量0.007 kg/s(Qs/Qf=0.3)?？梢钥闯?，流化風(fēng)和噴動(dòng)風(fēng)進(jìn)入床層后，在底部入口的錐形布風(fēng)板上形成射流區(qū)和氣泡。隨后，噴動(dòng)區(qū)域上升，并逐漸通過床層形成噴泉。與此同時(shí)，氣泡不斷上升，并與周圍的氣泡聚集、增大和破裂，在重力作用下，將顆粒從床層中帶出，并落回到床層中，形成穩(wěn)定的噴流狀態(tài)。在此過程中，少量顆粒從床面噴出，在密相區(qū)上方形成稀相區(qū)。極少數(shù)小尺寸的顆粒被揮發(fā)分從反應(yīng)器頂部的出口帶出。研究指出，噴動(dòng)流化床中存在至少 6 種流型狀態(tài)，如固體床(fixed bed,FB)，內(nèi)部射流(internal jet,IJ)，曝氣噴動(dòng)(spouting with aeration,SA)，鼓泡射流流化(jet in fluidized bed with bubbling,JFB)，騰涌射流流化(jet in fluidized bed with slugging,JFS)以及噴動(dòng)流化(spouting-fluidizing,SF)等[14-15]。由圖可以看出，本文中噴動(dòng)流化床熱解反應(yīng)器內(nèi)的流型為鼓泡射流流化，這種狀態(tài)兼具噴動(dòng)床和鼓泡流化床的共同特征，是較為理想的流化形態(tài)。

圖3 顆粒體積分?jǐn)?shù)隨時(shí)間變化圖Fig.3 Variation in particle volume fraction with time

圖4 揮發(fā)分各組分體積分布Fig.4 Distributions of volatile components

2.1.2 組分分布

圖4為30 s時(shí)壓力為0.3 MPa，流化風(fēng)量0.024 kg/s，射流風(fēng)量0.007 kg/s(Qs/Qf=0.3)下的熱解反應(yīng)器內(nèi)揮發(fā)分各組分分布圖。由于本文的熱解模擬采用的流化介質(zhì)為煤氣，因此可以觀察到反應(yīng)器底部的煤氣組分，如 CO、H2和 CH4等濃度較高，均高于稀相區(qū)，且前5種組分的分布規(guī)律具有相似性。而對(duì)于焦油和熱解水，由于煤氣氣氛中不含有這兩種組分，因此其分布規(guī)律與前5種煤氣組分的分布規(guī)律不同。在環(huán)隙區(qū)，半焦與煤顆?；旌暇鶆?，煤熱解反應(yīng)劇烈，大多數(shù)揮發(fā)分也產(chǎn)生于此。在稀相區(qū)，揮發(fā)分的分布逐漸均勻，部分煤顆粒還沒有熱解完全，因此在自由空間區(qū)域仍然會(huì)有揮發(fā)分的析出。

2.1.3 溫度分布

圖5為30 s時(shí)反應(yīng)器內(nèi)的溫度分布?？梢钥闯?，煤顆粒入口附近的300 K到床層中央的900 K出現(xiàn)一個(gè)明顯的溫升，而噴動(dòng)風(fēng)入口附近的673 K到床表面的1 100 K之間可以觀察到另一個(gè)溫升。在環(huán)流區(qū)，由于進(jìn)入反應(yīng)器原煤為293 K，半焦入口附近的平均溫度高于靠近煤的平均溫度，但由于半焦和煤顆粒的混合，環(huán)流區(qū)內(nèi)的顆粒溫度分布較為均勻，高濃度的煤顆粒導(dǎo)致劇烈的熱解吸熱反應(yīng)，使該區(qū)溫度低于半焦入口溫度。在反應(yīng)器下部，裂解反應(yīng)后的顆粒溫度約為873 K。在床層上部可以觀察到部分顆粒溫度較高，這是由進(jìn)入反應(yīng)器高溫半焦導(dǎo)致的。密相區(qū)的氣體溫度分布與顆粒溫度相似，而稀相區(qū)的氣體溫度分布較為均勻，主要原因是揮發(fā)分與流化風(fēng)或噴動(dòng)風(fēng)的均勻混合。

圖5 反應(yīng)器內(nèi)氣相與固相溫度分布Fig.5 Temperature distributions of gas and solid phases in the reactor

2.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.2.1 反應(yīng)器高度

為選取合適的噴動(dòng)流化床煤熱解反應(yīng)器的高度，以高度分別為1 500、1 650和1 800 mm的反應(yīng)器為模型進(jìn)行加壓煤快速熱解過程的數(shù)值計(jì)算。由于反應(yīng)器高度主要影響稀相區(qū)的顆粒分布及頂部出口的顆粒量，因此選取這兩個(gè)參數(shù)對(duì)反應(yīng)器高度進(jìn)行評(píng)估。圖6為同一時(shí)刻(30 s)不同高度下反應(yīng)器內(nèi)顆粒分布圖，其中壓力為0.3 MPa，流化風(fēng)量0.024 kg/s，射流風(fēng)量0.007 kg/s(Qs/Qf=0.3)。由圖可知，雖然受顆粒噴動(dòng)流化隨機(jī)性的影響，噴泉高度存在差異，但總體可以看出，當(dāng)反應(yīng)器高度為1 500 mm時(shí)，稀相區(qū)的顆粒分布最為合適，且揚(yáng)析區(qū)剛好未到達(dá)頂部揮發(fā)分出口。

圖6 同一時(shí)刻不同高度反應(yīng)器內(nèi)流型圖Fig.6 Flow patterns in the reactors having different heights at the same time

為評(píng)估反應(yīng)器高度對(duì)揮發(fā)分出口顆粒量的影響，監(jiān)測(cè)揮發(fā)分出口顆粒量。反應(yīng)器內(nèi)流型穩(wěn)定后，3個(gè)高度的反應(yīng)器出口均不再監(jiān)測(cè)到顆粒帶出，因此圖7給出至穩(wěn)定時(shí)3種模型下反應(yīng)器頂部出口總顆粒量?？梢钥闯觯S著反應(yīng)器高度的增加，頂部出口顆?？偭柯杂袦p少，但減少的幅度很小，且主要為半焦顆粒。由于穩(wěn)定后3種反應(yīng)器出口均不再監(jiān)測(cè)到顆粒，因此無需再過多增加反應(yīng)器高度，從而增加成本及操作難度。綜上，該反應(yīng)器高度定為1 500 mm最合適。

圖7 不同高度反應(yīng)器揮發(fā)分出口顆粒量Fig.7 Particle outflow at the volatile outlets of the reactors having different heights

2.2.2 煤進(jìn)料口位置

煤進(jìn)料口是反應(yīng)器設(shè)計(jì)的重要因素，影響著煤顆粒與半焦顆粒的混合程度。而煤與半焦顆粒的混合程度影響反應(yīng)區(qū)的溫度分布，進(jìn)而影響煤熱解反應(yīng)。為選取合適的噴動(dòng)流化床煤進(jìn)料口高度，設(shè)計(jì)并模擬4種不同煤進(jìn)料口位置的反應(yīng)器，其同一時(shí)刻下煤顆粒與半焦顆粒的分布情況見圖8(a)，其中壓力為0.3 MPa，流化風(fēng)量0.024 kg/s，射流風(fēng)量0.007 kg/s(Qs/Qf=0.3)?？梢钥闯?，煤顆粒進(jìn)料口越高越有利于煤與半焦的混合，這是因?yàn)椋簢妱?dòng)流化床運(yùn)行時(shí)，氣泡的破碎是導(dǎo)致床層表面顆粒劇烈運(yùn)動(dòng)的原因，而氣泡破碎過程通常發(fā)生于床層表面附近。因此，當(dāng)煤顆粒進(jìn)料口位于床層表面附近時(shí)，進(jìn)入反應(yīng)器的煤顆粒剛好可以在床層表面物料劇烈波動(dòng)的作用下與半焦顆粒加速混合。圖8(b)為同一時(shí)刻(30 s)下4種模型的反應(yīng)器內(nèi)溫度分布。結(jié)合圖8(a)、8(b)可以看出，隨著煤顆粒進(jìn)料口位置提高，煤顆粒在反應(yīng)器某一處大量堆積的現(xiàn)象逐漸減弱，因此顆粒溫度也逐漸均勻，這不僅有利于煤顆粒均勻受熱充分熱解，同時(shí)還可防止反應(yīng)器壁出現(xiàn)受熱不均導(dǎo)致顆粒堵塞或反應(yīng)器外殼材料老化過快。因此，綜合上述模擬，煤顆粒進(jìn)料口位置定為如圖所示的距底部470 mm。

2.3 操作參數(shù)

2.3.1 操作壓力

操作壓力是加壓煤快速熱解的重要參數(shù)。圖9為流態(tài)化條件相同時(shí)同一時(shí)刻(30 s)不同壓力下反應(yīng)器內(nèi)流型及煤與半焦的混合狀態(tài)圖。由圖9(a)可知，相同的流態(tài)化條件下，壓力升高后，反應(yīng)器內(nèi)氣泡變小且在床層內(nèi)分布均勻，流型更加穩(wěn)定。結(jié)合圖9(b)可以發(fā)現(xiàn)，隨著壓力升高，反應(yīng)器內(nèi)底部出現(xiàn)顆粒堆積的現(xiàn)象。這表明噴動(dòng)流化床內(nèi)出現(xiàn)穩(wěn)定的噴動(dòng)結(jié)構(gòu)不利于床內(nèi)煤與半焦的均勻混合，因?yàn)榉€(wěn)定的流動(dòng)結(jié)構(gòu)會(huì)在兩個(gè)物料的落點(diǎn)及其下部區(qū)域形成穩(wěn)定的兩個(gè)區(qū)域，不利于兩種物料間的傳熱，也易造成反應(yīng)器溫度分布不均。該結(jié)果與劉雪嬌等[16-17]的研究結(jié)論一致。該問題可通過調(diào)整氣速及射流流化風(fēng)的比值，打亂反應(yīng)器內(nèi)流型來解決。

圖9 不同壓力下反應(yīng)器內(nèi)流型及顆粒組分分布Fig.9 Flow patterns and particle composition distributions in the reactor under different pressures

圖10為壓力對(duì)熱解焦油、煤氣產(chǎn)率及煤氣各組分的影響。煤氣氣氛下，隨熱解壓力升高，熱解焦油產(chǎn)率和煤氣產(chǎn)率均提高，其中煤氣組分CnHm、CH4、CO2隨壓力升高體積百分比增加，CO與H2組分體積百分比減少，此現(xiàn)象與竇元元等[18]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。由于該模擬的組分結(jié)果已考慮了二次反應(yīng)的因素，即煤氣氣氛下，壓力升高會(huì)促進(jìn)部分自由基的加氫反應(yīng)，進(jìn)而提高焦油產(chǎn)率，同時(shí)壓力的升高會(huì)增加揮發(fā)分從煤顆粒析出過程中的阻力，增加其與煤焦的接觸時(shí)間，相對(duì)促進(jìn)揮發(fā)分的二次裂解，造成更多的碳?xì)浠衔镂龀?，提高熱解煤氣產(chǎn)率。此外，該部分的模擬也從流動(dòng)的角度揭示了在噴動(dòng)流化床反應(yīng)器中壓力的升高對(duì)熱解產(chǎn)生的影響，即提高壓力加劇氣固流動(dòng)與顆粒接觸，因此為煤顆粒充分熱解創(chuàng)造了良好的條件。特別值得注意的是，在本模擬中，由于壓力升高降低了煤與半焦的混合程度，一定程度上延長(zhǎng)了煤的熱解時(shí)間，因此壓力大于0.3 MPa后，煤氣產(chǎn)量上升幅度明顯增加。

圖10 壓力對(duì)熱解焦油、煤氣產(chǎn)率及煤氣各組分的影響Fig.10 Effects of pressure on pyrolysis tar,gas yield,and coal gas components

2.3.2 射流風(fēng)與流化風(fēng)的比值

圖11為30 s時(shí)流化風(fēng)量Qf相同，射流風(fēng)量Qs不同時(shí)反應(yīng)器內(nèi)流型及顆粒溫度分布?？梢杂^察到，當(dāng)流化風(fēng)不變，射流風(fēng)增大時(shí)，中心射流現(xiàn)象愈發(fā)明顯，料層內(nèi)中心射流區(qū)氣泡尺寸減小。在床層的中下部,射流的擾動(dòng)使射流區(qū)和環(huán)形區(qū)之間顆粒的卷吸、循環(huán)和混合加強(qiáng)。反觀環(huán)形區(qū)，由于射流風(fēng)量增大，難以形成較穩(wěn)定的氣泡。減小射流風(fēng)的比重后，反應(yīng)器內(nèi)流動(dòng)改變，射流區(qū)氣泡尺寸增大，但環(huán)形區(qū)氣泡尺寸減小，料面波動(dòng)減弱。已有的實(shí)驗(yàn)研究表明，在射流風(fēng)和流化風(fēng)的共同作用下，床層內(nèi)的物料幾乎無法實(shí)現(xiàn)完全均勻流化，而是出現(xiàn)如圖所示的顆粒與氣體在床層中的非均勻分布，而持續(xù)增大射流風(fēng)的最終結(jié)果將導(dǎo)致料層波動(dòng)增強(qiáng)，密相區(qū)高度減小，懸浮過渡區(qū)高度增加，且稀相區(qū)氣速和顆粒濃度增加。隨著射流風(fēng)量的增加，反應(yīng)器內(nèi)溫度分布越來越均勻，這是因?yàn)樵龃笊淞黠L(fēng)量使得床層內(nèi)顆?；旌蠑_動(dòng)增強(qiáng)，從而有助于溫度場(chǎng)的均勻分布。

圖11 不同Qs/Qf下反應(yīng)器內(nèi)流型及顆粒溫度分布Fig.11 Flow patterns and particle temperature distributions in the reactor at different Qs/Qf values

圖12為3種工況下反應(yīng)器揮發(fā)分出口總顆粒量，結(jié)合圖11和圖12可以發(fā)現(xiàn)，由于射流風(fēng)量增大，導(dǎo)致稀相區(qū)的顆粒量增加，使得部分顆粒隨著揮發(fā)分由反應(yīng)器頂部出口帶出，導(dǎo)致反應(yīng)器頂部出口顆粒量增大。這表明實(shí)際操作時(shí)，射流風(fēng)量不宜過大，從而給焦油和揮發(fā)分的后處理工序增加負(fù)擔(dān)。

圖12 不同Qs/Qf下反應(yīng)器揮發(fā)分出口顆粒量Fig.12 Particle outflow at volatile outlet of the reactor at different Qs/Qf values

2.3.3 粒徑范圍

圖13為同一時(shí)刻(30 s)下，粒徑分布分別為0～3、0～6和0～10 mm時(shí)反應(yīng)器內(nèi)流型及混合狀態(tài)。其中，0～6和0～10 mm的粒徑分布見圖14。由圖13可知，粒徑大小對(duì)流型略有影響?？傮w來說，粒徑增大后，反應(yīng)器內(nèi)流型更加穩(wěn)定，床層的形態(tài)變得整齊，除中心射流引起的氣泡以外，環(huán)隙區(qū)的氣泡更為明顯。由反應(yīng)器內(nèi)混合圖可以發(fā)現(xiàn)，粒徑分布0～3 mm時(shí)，反應(yīng)器內(nèi)煤顆粒與半焦顆粒的混合要更加均勻，而粒徑分布為0～6 mm時(shí)，半焦在反應(yīng)器底部右側(cè)出現(xiàn)明顯的堆積，且這種現(xiàn)象在粒徑為0～10 mm時(shí)更為嚴(yán)重。原因如2.3.1節(jié)所述，這是由于顆粒變細(xì)導(dǎo)致床內(nèi)流型不穩(wěn)定，從而一定程度上促進(jìn)了混合，而采用更大的粒徑分布時(shí)，由于反應(yīng)器內(nèi)流型更為穩(wěn)定，自反應(yīng)器右側(cè)進(jìn)入反應(yīng)器的煤顆粒較難通過顆粒運(yùn)動(dòng)進(jìn)入反應(yīng)器左邊，因此易在反應(yīng)器右側(cè)堆積。

圖13 不同粒徑范圍反應(yīng)器內(nèi)流型及顆粒組分分布Fig.13 Flow patterns and particle composition distributions in the reactor at different particle sizes

圖14 0～6 mm和0～10 mm粒徑分布圖Fig.14 Particle size distributions between 0 and 6 mm and between 0 and 10 mm

表5為3種工況下反應(yīng)器揮發(fā)分出口總顆粒量，可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)粒徑范圍變大時(shí)，由于細(xì)顆粒份額減少，導(dǎo)致料層上方的懸浮區(qū)以及稀相區(qū)的懸浮顆粒減少，因此反應(yīng)器頂部出口的顆粒量也顯著減少。

表5 不同粒徑范圍下反應(yīng)器揮發(fā)分出口顆粒量Table 5 Particle outflow at volatile outlet of the reactor at different particle sizes

3 結(jié)論

為設(shè)計(jì)開發(fā)中試規(guī)模的加壓噴動(dòng)流化床煤熱解反應(yīng)器，本文進(jìn)行了處理量為50 kg/h的中試尺度噴動(dòng)流化床反應(yīng)器內(nèi)加壓煤快速熱解過程的數(shù)值模擬。研究反應(yīng)器高度、煤進(jìn)料口位置等結(jié)構(gòu)參數(shù)以及不同壓力(0.1～0.5 MPa)、射流風(fēng)與流化風(fēng)比值(0.2～0.5)和粒徑(0～3、0～6和0～10 mm)等操作參數(shù)的影響規(guī)律。研究結(jié)論如下：

該熱解反應(yīng)器最合適的高度為1 500 mm，煤進(jìn)料口越低越不利于煤與半焦的混合傳熱，煤進(jìn)料最合適的高度為470 mm；升高壓力，煤與半焦混合程度降低，焦油產(chǎn)率提高，煤氣產(chǎn)率提高；流化風(fēng)量Qf不變，隨射流風(fēng)量Qs增加，氣固流動(dòng)更劇烈，顆粒溫度分布更加均勻，頂部出口顆量增加；增大粒徑雖可降低揮發(fā)分出口的顆粒量，但不利于煤與半焦混合。