催化裂化管式待生劑分配器顆粒分配特性及內(nèi)部流動(dòng)特性的CPFD模擬

楊賽飛， 張永民， 付明義， 楊智君

(1.中國(guó)石油大學(xué) 重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249；2.山東京博石油化工有限公司，山東 濱州 256500)

再生器作為煉油廠流化催化裂化(Fluid catalytic cracking，簡(jiǎn)稱FCC)裝置的重要組成部分，其主要作用是利用空氣燒掉裂化反應(yīng)后附著在催化劑上的焦炭，從而恢復(fù)其活性[1]。工業(yè)中要求再生后催化劑的炭含量盡可能低，且消耗盡可能少的空氣，以降低裝置能耗。然而，在傳統(tǒng)設(shè)計(jì)的再生器中，很多裝置沒有設(shè)計(jì)分配待生劑的結(jié)構(gòu)，待生劑通過待生循環(huán)斜管直接輸送進(jìn)入再生器，導(dǎo)致待生劑在再生器橫截面上分布極不均勻，因而難以實(shí)現(xiàn)待生劑上焦炭與主風(fēng)中氧氣的均勻接觸，不僅造成再生燒焦強(qiáng)度的降低以及裝置整體能耗的增大，更甚者還可能造成稀相尾燃，從而危及裝置安全平穩(wěn)操作。目前，隨著國(guó)內(nèi)FCC裝置的大型化發(fā)展，再生器的直徑不斷擴(kuò)大，待生劑在再生器內(nèi)分布不均的問題日益突出。

近年來，為了提高再生器的再生效率，國(guó)內(nèi)外研究者逐漸認(rèn)識(shí)到待生劑分配器的重要作用，開始提出和應(yīng)用不同的新型待生劑分配器結(jié)構(gòu)。Chen和Patel[2]提出了一種頂部帶有水平分配口的待生劑提升管，待生劑從該提升管底部引入，在提升風(fēng)的作用下，從頂部水平分配口流入再生器床層頂部，提升管頂部出口結(jié)構(gòu)有利于待生劑從多個(gè)水平分配口均勻流出。然而，這種結(jié)構(gòu)需要消耗的提升風(fēng)量較高，部分提升空氣還有可能直接走短路離開密相床層，容易加劇再生器尾燃的風(fēng)險(xiǎn)，且容許設(shè)置的水平分配口有限，待生劑的分配均勻性還有待提高。Myers等[3]提出了一種類似樹枝狀氣體分布器的待生劑分配器結(jié)構(gòu)，待生劑首先進(jìn)入一個(gè)小型流化床，之后再流入帶有主管和支管結(jié)構(gòu)、略向下傾斜的樹枝狀待生劑分配管，分配管上設(shè)置有很多催化劑流出孔，分配管內(nèi)部設(shè)置有流化催化劑顆粒的氣體分布管，其設(shè)計(jì)思想是利用氣體分布管流入流化風(fēng)的幫助，使催化劑實(shí)現(xiàn)較好的流化狀態(tài)，從而能像液體一樣從眾多顆粒流出孔中均勻地流入再生器床層頂部。但是，這種氣體分布管設(shè)計(jì)很難實(shí)現(xiàn)所有待生劑分配管內(nèi)顆粒的流化，一旦部分催化劑沒有很好地流化，則會(huì)形成阻礙其他催化劑顆粒繼續(xù)流動(dòng)的障礙，因此很難實(shí)現(xiàn)待生劑顆粒整體分配的均勻性。

Benjamin等[4]提出了一種和Chen和Patel[2]類似原理的待生劑分配器，待生劑顆粒首先被引入一根水平輸送管，輸送管一端通入輸送風(fēng)使得顆粒以稀相氣力輸送的方式流到垂直向下的下行輸送管，下行管底部設(shè)置有多個(gè)噴嘴，輸送風(fēng)和待生劑顆粒一起從噴嘴出口噴射進(jìn)入再生器床層。張振千等[5]提出了一種水平主管和傾斜向下支管的管式待生劑分配器，水平主管中設(shè)置有改善催化劑流動(dòng)性的流化風(fēng)分配管，在流化風(fēng)的作用下，待生劑流入傾斜向下的支管中，在重力作用下通過設(shè)置在支管上顆粒分配口流入再生器。該結(jié)構(gòu)和Myers等[3]提出的結(jié)構(gòu)類似，在主管中存在局部顆粒失流化阻礙其他顆粒流動(dòng)的問題，支管中由于沒有流化風(fēng)，在重力作用下很難實(shí)現(xiàn)顆粒沿所有分配口均勻分配。

張永民等[6]根據(jù)空氣輸送斜槽原理開發(fā)了一種新型槽式待生劑分配器。該分配器是由上部物料輸送槽和下部通風(fēng)槽構(gòu)成，顆粒分配口設(shè)置在上部槽體兩側(cè)，槽體之間用多孔分布板隔開。在流化風(fēng)作用下，待生劑進(jìn)入分配器后在上部輸送槽內(nèi)實(shí)現(xiàn)良好的流化狀態(tài)，從而可以實(shí)現(xiàn)從多個(gè)側(cè)方分配口均勻流入再生器內(nèi)。張永民等[7]利用一套可實(shí)現(xiàn)催化劑連續(xù)循環(huán)操作的大型冷模實(shí)驗(yàn)裝置檢驗(yàn)了依據(jù)現(xiàn)有工業(yè)設(shè)計(jì)的管式分配器和船型分配器時(shí)的顆粒分配性能，得出管式分配器的性能優(yōu)于船型分配器。新型槽式待生劑分配器的冷模實(shí)驗(yàn)研究[8]表明，該結(jié)構(gòu)可以在較小流化風(fēng)量下實(shí)現(xiàn)待生劑的均勻分配，分配均勻性顯著優(yōu)于傳統(tǒng)的船型和管式分配器，且具有較大的操作彈性和較小的流動(dòng)阻力，不會(huì)影響待生輸送管路的顆粒輸送能力。但是，該冷模實(shí)驗(yàn)的缺點(diǎn)是只能測(cè)量各出口催化劑顆粒的流量和分配比，無法對(duì)分配器內(nèi)氣-固流動(dòng)特性進(jìn)行詳細(xì)觀察和準(zhǔn)確測(cè)量，也無法準(zhǔn)確測(cè)量各出口氣體流量的大小和分布。

近年來，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)及顆粒流體動(dòng)力學(xué)的快速發(fā)展，Snider[9]提出了一種基于歐拉-拉格朗日方法的計(jì)算顆粒流體動(dòng)力學(xué)(Computational particle fluid dynamics，簡(jiǎn)稱CPFD)新方法。CPFD基于多相質(zhì)點(diǎn)網(wǎng)格法(Multiphase particle-in-cell method，簡(jiǎn)稱MP-PIC)[10-11]，對(duì)具有相同密度、體積、速度及位置的顆粒進(jìn)行打包處理，同時(shí)采用正應(yīng)力梯度來簡(jiǎn)化計(jì)算顆粒間的相互作用，從而使得顆粒數(shù)目達(dá)數(shù)十億的工業(yè)級(jí)流化床歐拉-拉格朗日模擬成為可能。

筆者在前期實(shí)驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，運(yùn)用CPFD多相流模型對(duì)工業(yè)裝置中較為普遍應(yīng)用的一種待生劑分配器型式——管式待生劑分配器進(jìn)行系統(tǒng)的數(shù)值模擬研究。管式待生劑分配器不僅常用于催化裂化裝置中待生劑分配，也常用于外取熱器中冷催化劑在再生器中的分配。本研究的模擬對(duì)象是前期冷模實(shí)驗(yàn)中[7]采用的管式待生劑分配器模型，首先模擬輸送風(fēng)和松動(dòng)風(fēng)對(duì)分配均勻性的影響規(guī)律，利用已有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)檢驗(yàn)所用CPFD模型的可靠性和準(zhǔn)確性，然后進(jìn)一步考察分配器傾斜角度對(duì)顆粒分配均勻性的影響。在模擬過程中，同時(shí)還考察了分配器內(nèi)部流動(dòng)特性以及出口氣體流量分布特性的變化規(guī)律。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 控制方程

在CPFD數(shù)學(xué)模型中，氣相被視作連續(xù)相，采用歐拉法進(jìn)行計(jì)算，而顆粒相被視作離散相，采用拉格朗日法求解。其控制方程如下：

氣相連續(xù)方程：

(1)

氣相動(dòng)量方程：

(2)

單位體積相間動(dòng)量交換速度：

(3)

反映顆粒分布函數(shù)f隨時(shí)間變化的Liouville方程：

(4)

顆粒加速度方程：

(5)

顆粒正應(yīng)力方程：

(6)

顆粒體積分?jǐn)?shù)方程：

(7)

1.2 曳力模型

在氣-固流化床模擬中，氣-固相間的相互作用主要由曳力模型來描述，因此選擇合適的曳力模型對(duì)于模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性具有重要的影響[12-13]。較為常用的曳力模型有Wen-Yu模型、Ergun模型、Turton&Levenspiel模型及Gidaspow模型等。筆者選用了經(jīng)典的Gidaspow曳力模型[14]來模擬。該模型結(jié)合了適用于稀相系統(tǒng)的Wen-Yu曳力模型[15]和適用于密相系統(tǒng)的Ergun曳力模型[11]，其施加在顆粒上的曳力可表示為：

(8)

本研究對(duì)應(yīng)的前期實(shí)驗(yàn)[7]中顆粒相最大堆積體積分?jǐn)?shù)為0.63(堆積密度比真實(shí)密度)，且考慮到本研究體系有稀相到密相的過渡區(qū)域，因此選用修正的Gidaspow曳力模型[16-18]，即Wen-Yu方程和Ergun方程組成的混合模型。

當(dāng)顆粒體積分?jǐn)?shù)小于0.75θcp時(shí)，采用Wen-Yu方程計(jì)算曳力：

(9)

(10)

當(dāng)顆粒體積分?jǐn)?shù)大于0.85θcp時(shí)，采用Ergun方程計(jì)算曳力：

(11)

為避免稀相到密相的過渡區(qū)域中由于曳力系數(shù)不連續(xù)引起的數(shù)值問題，當(dāng)顆粒體積分?jǐn)?shù)在0.75θcp和0.85θcp之間時(shí)，采用過渡方程計(jì)算曳力：

(12)

其中Re為雷諾數(shù)，用下式計(jì)算：

(13)

rp為顆粒半徑，表達(dá)式如下：

(14)

2 模擬設(shè)置

2.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

本模擬所采用的幾何模型是張永民等[7]前期采用的一套評(píng)價(jià)待生劑分配器性能的大型冷模實(shí)驗(yàn)裝置中所用的模型。由于本研究重點(diǎn)關(guān)注管式分配器內(nèi)的氣-固流動(dòng)特性及顆粒分配均勻性，這里對(duì)模擬對(duì)象進(jìn)行了簡(jiǎn)化，即只模擬管式分配器部分，如圖1所示，省去了其上方的流化床、下部的顆粒集料倉(cāng)和提升管等部分。實(shí)驗(yàn)中的管式分配器是一根內(nèi)徑為90 mm，厚為5 mm的有機(jī)玻璃管，其入口端與待生劑斜管的水平管段相連，末端使用蓋板封閉。在水平管段左側(cè)同心安裝了1個(gè)直徑為26 mm的輸送風(fēng)管。同時(shí)，在分配器兩側(cè)分別交錯(cuò)地開設(shè)了10個(gè)直徑為26 mm、等間距布置的排料口。此外，為了松動(dòng)和流化分配器底部的顆粒，在其下方排布了19個(gè)直徑為6 mm的短管來通松動(dòng)風(fēng)。

圖1 前期實(shí)驗(yàn)中采用的管式待生劑分配器[7]
Fig.1 Pipe spent catalyst distributor used in the previous experiments[7]

在模擬中，管式分配器的幾何模型如圖2所示，其幾何結(jié)構(gòu)與實(shí)驗(yàn)裝置基本一致。為了便于直觀地觀察各個(gè)出料口顆粒的流出情況，在管式分配器的外圍設(shè)置了1個(gè)方形計(jì)算域(2100 mm×160 mm×170 mm)。管式分配器的長(zhǎng)度和直徑分別為 1900 mm 和90 mm。由于在網(wǎng)格劃分時(shí)分配器兩側(cè)的10個(gè)圓形排料口難以捕捉，因此將其簡(jiǎn)化為10個(gè)方形出口(26 mm×26 mm)。Barracuda軟件采用笛卡爾網(wǎng)格切割單元法對(duì)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證之后，管式分配器的網(wǎng)格劃分如圖3所示，網(wǎng)格總數(shù)為44982。

圖2 模擬中管式待生劑分配器幾何模型的主視圖和左視圖Fig.2 Main view and left view of the geometric model of the pipe spent catalyst distributor in the simulation(a) Main view; (b) Left view

圖3 管式待生劑分配器的網(wǎng)格劃分Fig.3 Meshing of the pipe spent catalyst distributor

2.2 邊界條件及模擬參數(shù)設(shè)置

在圖2中，管式分配器的左端為顆粒入口邊界和輸送風(fēng)入口邊界。顆粒選用FCC平衡催化劑，密度為1500 kg/m3，最大堆積體積分?jǐn)?shù)為0.63，索特平均直徑(Sauter mean diameter)為60 μm，質(zhì)量流率為1.2 kg/s。輸送風(fēng)選用的氣體壓力和溫度分別為101325 Pa和300 K，密度為1.173 kg/m3，風(fēng)速為1～6 m/s。在分配器的底部均勻設(shè)置了19個(gè)射流點(diǎn)源來模擬松動(dòng)風(fēng)入口，其位置排布與實(shí)驗(yàn)完全一致。采用點(diǎn)源注射的進(jìn)氣方式可以規(guī)避因捕捉幾何小孔所導(dǎo)致的局部網(wǎng)格過密的問題，進(jìn)而優(yōu)化了網(wǎng)格質(zhì)量和提高了計(jì)算速率。松動(dòng)風(fēng)選用的也是常溫常壓空氣，風(fēng)速范圍為0～0.55 m/s。分配器外圍方形計(jì)算域的底部設(shè)置為壓力邊界，只有氣體可以排出。為了研究分配器傾斜角對(duì)顆粒分配均勻性的影響，模擬中采用分解重力加速度的方法來實(shí)現(xiàn)5個(gè)不同的分配器傾斜角度(進(jìn)料端固定，末端向下旋轉(zhuǎn))，分別為0°、2°、6°、10°和14°。初始狀態(tài)下，整個(gè)計(jì)算域只有空氣，沒有顆粒，壓力和溫度分別為101325 Pa和300 K。在分配器前后兩側(cè)的10個(gè)排料口分別設(shè)置流量監(jiān)測(cè)面，以此來實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)由各個(gè)排料口流出的顆粒和氣體的流量。模擬的時(shí)間是20 s，初始模擬時(shí)間步長(zhǎng)的設(shè)置要根據(jù)模擬對(duì)象先給定，本研究中初始時(shí)間步長(zhǎng)均設(shè)置為0.002 s，其后Barracuda會(huì)根據(jù)每步計(jì)算所生成的CFL值自動(dòng)調(diào)整計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)至合適的大小。

3 模擬結(jié)果與討論

3.1 輸送風(fēng)和松動(dòng)風(fēng)對(duì)顆粒分配均勻性的影響

為了定量評(píng)價(jià)待生劑分配器的顆粒分配性能，張永民等[7]在前期實(shí)驗(yàn)中提出了一個(gè)顆粒分配不均勻指數(shù)ξ，其表達(dá)式如下所示：

(15)

(16)

其中，ci為各個(gè)出料口顆粒實(shí)際流出量wi與理想流出量W/n之比。ξ反映了分配器實(shí)際分配與理想分配之間的差異性。ξ越大，表明分配器內(nèi)顆粒分配均勻性越差；ξ越接近于零，表明顆粒橫向分配的均勻性越好。

圖4 顆粒分配不均勻指數(shù)(ξ)隨輸送風(fēng)速(ut)和松動(dòng)風(fēng)速(ua)的變化Fig.4 Variation of the heterogeneity index (ξ) of particle distribution under different flowrates of transport air (ut) and fluidizing gas (ua)(a) Experimental result; (b) Simulated result

根據(jù)穩(wěn)定狀態(tài)下(模擬開始15 s后)分配器的10個(gè)出料口監(jiān)測(cè)的瞬時(shí)顆粒質(zhì)量流量，可以計(jì)算得到各個(gè)出料口的平均顆粒質(zhì)量流量，進(jìn)而運(yùn)用式(15)和式(16)得到不同操作條件下的顆粒分配不均勻指數(shù)ξ。圖4(a)和4(b)分別給出了實(shí)驗(yàn)和模擬的ξ隨輸送風(fēng)速和松動(dòng)風(fēng)速的變化情況。由圖4(b)可以看出，隨著輸送風(fēng)速的增大，顆粒分配不均勻指數(shù)明顯減小，增加松動(dòng)風(fēng)速能有效改善顆粒橫向分配的均勻性，但是進(jìn)一步增大松動(dòng)風(fēng)速后，顆粒分配不均勻指數(shù)并無顯著變化。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：隨著輸送風(fēng)速的增大，顆粒獲得了更大的橫向動(dòng)能，進(jìn)而更容易流向分配器的末端。此外，當(dāng)在分配器底部注入松動(dòng)風(fēng)后，顆粒被流化起來，此時(shí)在輸送風(fēng)的作用下，顆粒更容易從分配器末端的出口流出，從而進(jìn)一步改善了顆粒分配的均勻性。這與前期實(shí)驗(yàn)中得到的結(jié)論基本一致，即增加輸送風(fēng)和松動(dòng)風(fēng)均能改善顆粒的橫向分配均勻性，但總體上，松動(dòng)風(fēng)的影響不如輸送風(fēng)顯著。通過對(duì)比圖4(a)和圖4(b)可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果中不均勻指數(shù)ξ在輸送風(fēng)ut>3 m/s時(shí)發(fā)生陡降，而模擬結(jié)果并沒有出現(xiàn)。這主要是因?yàn)?，模擬中省去了分配器前端的水平管段以及與之相連的下料立管，而水平管段與下料立管內(nèi)的氣-固流動(dòng)形態(tài)會(huì)對(duì)分配器內(nèi)的氣-固流動(dòng)產(chǎn)生直接的影響，進(jìn)而影響顆粒分配的均勻性。這在前期實(shí)驗(yàn)[7]中有詳細(xì)的解釋，所以從趨勢(shì)上看，此模擬結(jié)果是可靠的。

3.2 傾斜角度對(duì)顆粒分配均勻性的影響

在前面的分析中提到，顆粒沿分配器的橫向動(dòng)能是影響顆粒分配均勻性的重要因素，橫向動(dòng)能越大，顆粒越容易向分配器的末端流去。鑒于此，考察了分配器傾斜角度θ對(duì)顆粒分配均勻性的影響。圖5為輸送風(fēng)速1 m/s時(shí)，有無松動(dòng)風(fēng)對(duì)不均勻指數(shù)隨分配器傾斜角度變化的影響。與圖5相對(duì)應(yīng)，圖6為輸送風(fēng)速1 m/s，無松動(dòng)風(fēng)時(shí)不同傾斜角度下的分配器平均顆粒體積分?jǐn)?shù)云圖。

由圖5可以看出，當(dāng)無松動(dòng)風(fēng)時(shí)，隨著傾斜角度的增大，顆粒分配不均勻指數(shù)呈現(xiàn)了一個(gè)先急后緩的降低趨勢(shì)，表明顆粒的分配均勻性越來越好。這可以結(jié)合圖6加以解釋，隨著傾斜角度的逐漸增大，顆粒在軸向上的重力分量也不斷增大，從而獲得更大的橫向動(dòng)能，使得更多囤積在分配器前端的顆粒向末端流去。然而，分配器的傾角也不是越大越好，當(dāng)傾角過大時(shí)，大部分顆粒會(huì)從靠近末端的出口排出，不利于顆粒的均勻分配。這也是不均勻指數(shù)降低程度逐漸放緩的原因所在。當(dāng)有松動(dòng)風(fēng)時(shí)，隨著傾斜角度的增大，不均勻指數(shù)呈先下降后上升的變化趨勢(shì)，并且在θ=6° 時(shí)達(dá)到最小，表明顆粒的分配均勻性在該角度時(shí)達(dá)到最好。造成這種結(jié)果的原因與上述無松動(dòng)風(fēng)時(shí)類似，傾角的增大使得顆粒獲得更大的軸向推動(dòng)力，進(jìn)而使得顆粒更容易流向分配器的末端；然而，過大的傾角會(huì)導(dǎo)致大部分顆粒涌向分配器的末端，導(dǎo)致顆粒分配均勻性變差?？傮w來看，分配器傾斜角度對(duì)顆粒的分配均勻性具有顯著的影響，當(dāng)分配器的傾斜角度在一定范圍內(nèi)時(shí)，有松動(dòng)風(fēng)的顆粒分配均勻性明顯好于無松動(dòng)風(fēng)。

圖5 有無松動(dòng)風(fēng)時(shí)不均勻指數(shù)(ξ)隨分配器傾斜角度(θ)的變化Fig.5 Change of the heterogeneity index (ξ) under different distributor tilt angles (θ)ut=1 m/s

圖6 不同傾斜角度下無松動(dòng)風(fēng)的分配器內(nèi)平均顆粒體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.6 Contours of solids fraction in the distributor at different tilt anglesut=1 m/s; ua=0 m/s

3.3 輸送風(fēng)速和松動(dòng)風(fēng)速對(duì)各出口顆粒流量的影響

圖7為分配器各出口平均顆粒流量隨輸送風(fēng)速和松動(dòng)風(fēng)速的變化。為了便于區(qū)分，將分配器自入口端至末端的10個(gè)出料口依次編號(hào)為1，2，……10。由圖7可以看出，在任意松動(dòng)風(fēng)速和輸送風(fēng)速下，均有一個(gè)出料口顆粒流量最大，并且隨著輸送風(fēng)速的增大，最大出料口的位置會(huì)逐漸向分配器的末端移動(dòng)，同時(shí)該出料口的顆粒流量也逐漸減小。此外，與不加松動(dòng)風(fēng)(見圖7(a))相比，加松動(dòng)風(fēng)后分配器各出口的顆粒流量更加接近，顆粒分配更加均勻，并且隨著松動(dòng)風(fēng)速的繼續(xù)增大，顆粒分配的均勻性變化不大。出現(xiàn)上述現(xiàn)象主要是因?yàn)?，輸送風(fēng)速的增大使得分配器入口端更多的顆粒被氣體夾帶并朝著分配器的末端移動(dòng)，從而使得分配器前密后稀的顆粒分布狀況得到改善。與此同時(shí)，當(dāng)輸送風(fēng)速固定時(shí)，增加松動(dòng)風(fēng)速可以使得分配器內(nèi)部尤其是底部區(qū)域的顆粒流化起來，增大了顆粒之間的空隙，降低了氣體流動(dòng)阻力，使得更多的顆粒更容易被輸送風(fēng)夾帶移動(dòng)，從而在減少流化死區(qū)的同時(shí)也使得分配器內(nèi)的顆粒流動(dòng)更加順暢，最終導(dǎo)致各出料口的顆粒流量更加接近。然而，由于松動(dòng)風(fēng)主要是對(duì)顆粒的縱向運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生影響，因此進(jìn)一步增大松動(dòng)風(fēng)速對(duì)顆粒在分配器內(nèi)的橫向運(yùn)動(dòng)影響甚微。

3.4 輸送風(fēng)和松動(dòng)風(fēng)對(duì)各出口風(fēng)量的影響

分配器內(nèi)氣體的運(yùn)動(dòng)帶動(dòng)了顆粒的流動(dòng)及排出，反過來，顆粒的分布形態(tài)也影響著氣體的運(yùn)動(dòng)軌跡，進(jìn)而影響各出口的排風(fēng)量。圖8為有無松動(dòng)風(fēng)時(shí)各出口排風(fēng)量占總排風(fēng)量的百分?jǐn)?shù)隨輸送風(fēng)速的變化。由圖8可以看出，無論有無松動(dòng)風(fēng)，分配器各出口的排風(fēng)量占總排風(fēng)量的百分?jǐn)?shù)基本呈現(xiàn)一個(gè)中間低兩邊高的“碗狀”結(jié)構(gòu)，并且隨著輸送風(fēng)速的增大，分配器中間區(qū)域的出口排風(fēng)量占總排風(fēng)量的百分?jǐn)?shù)逐漸增大，而靠近分配器末端的出口排風(fēng)量占總排風(fēng)量的百分?jǐn)?shù)逐漸減小。當(dāng)輸送風(fēng)速固定時(shí)，與無松動(dòng)風(fēng)(見圖8(a))相比，加松動(dòng)風(fēng)(見圖8(b))后，靠近分配器前端的出口排風(fēng)量占總排風(fēng)量的百分?jǐn)?shù)略有降低，而靠近末端的出口排風(fēng)量占總排風(fēng)量的百分?jǐn)?shù)明顯增大。

圖7 輸送風(fēng)速(ut)和松動(dòng)風(fēng)速(ua)對(duì)出口顆粒流量分布的影響Fig.7 Effects of the transport air (ut) and the fluidizing gas (ua) on the particle flux distribution at the 10 outletsua/(m·s-1): (a) 0; (b) 0.11; (c) 0.22; (d) 0.55

圖8 輸送風(fēng)和松動(dòng)風(fēng)對(duì)出口氣體流量分布的影響Fig.8 Effects of transport air and fluidizing gas on the air flow distribution at the 10 outletsua/(m·s-1): (a) 0; (b) 0.22

上述現(xiàn)象可以結(jié)合管式分配器有無松動(dòng)風(fēng)時(shí)的平均顆粒體積分?jǐn)?shù)云圖得到很好的解釋，如圖9所示。由圖9可見，無論有無松動(dòng)風(fēng)，顆粒均主要集中在分配器的中間區(qū)域，導(dǎo)致氣體優(yōu)先從分配器的前端和末端的出口排出，進(jìn)而形成了圖8中所示的“碗狀”分布。隨著輸送風(fēng)速的增大，當(dāng)無松動(dòng)風(fēng)時(shí)，更多中間區(qū)域的顆粒被夾帶到分配器的末端，使得更多的氣體可以從中間的出口排出；當(dāng)有松動(dòng)風(fēng)時(shí)，由于分配器內(nèi)的顆粒被流化起來，顆粒間空隙率增大，更多的氣體可以穿過顆粒間隙從中間的出口排出，因而兩者均導(dǎo)致了分配器排風(fēng)量占總排風(fēng)量的百分?jǐn)?shù)在中間出口增大而在末端出口減小的趨勢(shì)。通過對(duì)比圖9(a)和圖9(b)可以看出，加松動(dòng)風(fēng)后，分配器內(nèi)的顆粒在縱向上的高度明顯降低，使得輸送風(fēng)更容易從顆粒上方的無阻力區(qū)流向分配器末端的出口，從而導(dǎo)致靠近末端的出口排風(fēng)量占總排風(fēng)量的百分?jǐn)?shù)顯著提高。

圖9 管式分配器有無松動(dòng)風(fēng)時(shí)的平均顆粒體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.9 Comparison of solids fraction contours in the pipe distributor with and without fluidizing gas(a) ua=0 m/s; (b) ua=0.22 m/s; ut=1 m/s

4 結(jié) 論

(1) 采用CPFD方法模擬得到的顆粒分配不均勻指數(shù)隨輸送風(fēng)速和松動(dòng)風(fēng)速的變化趨勢(shì)和數(shù)值上總體與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，從而驗(yàn)證了CPFD模型模擬待生劑分配器氣-固流動(dòng)特性的可行性。同時(shí)進(jìn)一步說明了增加輸送風(fēng)和松動(dòng)風(fēng)能改善顆粒分配的均勻性，但松動(dòng)風(fēng)的改善效果不如輸送風(fēng)顯著。

(2) 待生劑分配器傾斜角度對(duì)顆粒分配的均勻性具有顯著的影響，增大傾角能有效降低分配不均勻指數(shù)，但傾角過大時(shí)，顆粒的分配效果反而變差。在本研究中，當(dāng)傾角θ=6°時(shí)，顆粒的分配均勻性達(dá)到最佳。鑒于此，可以考慮改變目前工業(yè)裝置中常采用的水平管式分布器結(jié)構(gòu)，使其傾斜一定的角度以達(dá)到更好的顆粒分布均勻性。

(3) 隨著輸送風(fēng)速的增大，出料流率占比最大的出口逐漸遠(yuǎn)離分配器入口端，并且該占比也逐漸變小。與不加松動(dòng)風(fēng)相比，加松動(dòng)風(fēng)后分配器各出口的顆粒流量更加接近，顆粒的分配均勻性更好。

(4) 分配器各出口的氣體流量分布呈“碗狀”結(jié)構(gòu)，即兩端高中間低的趨勢(shì)，這與分布器內(nèi)顆粒料層的高度分布有關(guān)。輸送風(fēng)速的增大有助于縮小各出口氣體流量的差距。

符號(hào)說明：

英文符號(hào)：

ci——某個(gè)出料口顆粒實(shí)際流出量與理想流出量之比；

Cd——曳力系數(shù)；

C1——線性系數(shù)；

C2——非線性系數(shù)；

dp——顆粒半徑，m；

D——?dú)?固相間曳力系數(shù)；

D1——顆粒體積分?jǐn)?shù)小于0.75θcp時(shí)，采用Wen-Yu方程計(jì)算曳力，N；

D2——顆粒體積分?jǐn)?shù)大于0.85θcp時(shí)，采用Ergun方程計(jì)算曳力，N；

Dp——顆粒相間曳力系數(shù)；

f——顆粒概率分布函數(shù)；

i——出料口編號(hào)；

mp——顆粒質(zhì)量，kg；

n——出料口個(gè)數(shù)；

P——?dú)庀鄩毫Γ琍a；

PS——常數(shù)，Pa；

rp——顆粒半徑，m；

Re——雷諾數(shù)；

t——時(shí)間，s；

ua——松動(dòng)風(fēng)大小，m/s；

ut——輸送風(fēng)大小，m/s；

Vp——顆粒體積，m3；

W——顆粒流出總量，kg；

wi——某個(gè)出料口顆粒實(shí)際流出量，kg；

希臘符號(hào)：

β——常數(shù)，被設(shè)置為默認(rèn)值3；

ε——一個(gè)數(shù)量級(jí)為10-7的常數(shù)；

τg——非靜力應(yīng)力，N/m2；

τp——顆粒正應(yīng)力，N/m2；

θ——分配器傾斜角度，°；

θcp——顆粒最大體積分?jǐn)?shù)；

θg——?dú)怏w體積分?jǐn)?shù)；

θp——顆粒體積分?jǐn)?shù)；

ρg——?dú)怏w密度，kg/m3；

ρp——顆粒密度，kg/m3；

μg——?dú)怏w動(dòng)力黏度，Pa/s；

ξ——顆粒分配不均勻指數(shù)；

下標(biāo)：

p——顆粒相；

g——?dú)怏w相。