旋流流化床內(nèi)的流動(dòng)及傳熱特性

武 強(qiáng)， 章 凱， 王 帥

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院， 黑龍江 哈爾濱 150001)

流化床反應(yīng)器具有優(yōu)良的傳熱傳質(zhì)特性和氣固混合性能，在工業(yè)領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用,但是常規(guī)流化床在實(shí)際應(yīng)用中仍存在許多問(wèn)題，一些流化現(xiàn)象如騰涌、 溝流和揚(yáng)析等，嚴(yán)重影響了流化床反應(yīng)器的性能[1-2]。旋流流化床是通過(guò)特殊的布風(fēng)板設(shè)計(jì)，在床內(nèi)形成強(qiáng)烈氣固旋流的一類(lèi)新型流化床，具有防止過(guò)大氣泡生長(zhǎng)和顆粒適用范圍廣等優(yōu)點(diǎn)[3]。相關(guān)研究表明，旋流流化床解決了常規(guī)流化床中布風(fēng)板和床層壓降大、 橫向混合差等常見(jiàn)問(wèn)題，具有更好的氣固接觸與顆?；旌咸匦?，顯著改善了流化質(zhì)量，還可以消除布風(fēng)板上方的顆粒聚團(tuán)和死區(qū)[4-6]。

除流動(dòng)特性外， 流化床反應(yīng)器的傳熱特性也是決定其性能的重要因素。 Lu等[7]研究了方形旋流流化床內(nèi)傳熱系數(shù)與風(fēng)量、 顆粒性質(zhì)的關(guān)系， 結(jié)果表明，換熱系數(shù)隨流化速度增大而增大， 且與顆粒粒徑相關(guān)。 Mohideen等[8]研究了Geldart D類(lèi)顆粒在旋流床內(nèi)的傳熱行為，測(cè)定了壁面與床層顆粒間的換熱系數(shù)， 指出換熱系數(shù)隨床層高度增加而減小。 Sirisomboon等[9]研究了雙旋流錐形流化床鍋爐的傳熱特性，探究了不同旋流數(shù)的布風(fēng)板與風(fēng)速對(duì)傳熱特性的影響，實(shí)驗(yàn)表明， 傳熱系數(shù)隨布風(fēng)板一次風(fēng)流量和旋流數(shù)的增大而明顯增大。Tawfik等[10-11]對(duì)旋流流化床的傳熱特性和流動(dòng)特性進(jìn)行了研究，考察了顆粒尺寸和中心體結(jié)構(gòu)的影響，結(jié)果表明，減小顆粒尺寸可以增大傳熱系數(shù)，而錐形中心體的使用可以有效提升旋流流化床的傳熱性能。目前，盡管有一些學(xué)者對(duì)旋流流化床的流動(dòng)和傳熱特性進(jìn)行了一些實(shí)驗(yàn)研究，但旋流流化床中流動(dòng)和傳熱的相互作用機(jī)理尚未明晰，有待進(jìn)一步研究。

在流化床運(yùn)行過(guò)程中，反應(yīng)器的磨損問(wèn)題通常是一種新型反應(yīng)器能否推廣應(yīng)用的關(guān)鍵，而旋流流化床因床內(nèi)強(qiáng)烈氣固旋流的存在，磨損問(wèn)題更加值得進(jìn)行研究。由顆粒撞擊壁面引起的反應(yīng)器磨損是個(gè)比較復(fù)雜的動(dòng)態(tài)過(guò)程，理論分析法通過(guò)將顆粒撞擊壁面的問(wèn)題簡(jiǎn)化為簡(jiǎn)單的理想模型再進(jìn)行分析，得到了廣泛的應(yīng)用。Finnie[12]對(duì)單顆粒沖擊磨損的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了推導(dǎo)，其表達(dá)式將入射角作為自變量，沖擊磨損量作為因變量，該模型在分析材料的磨損情況時(shí)準(zhǔn)確度較高，但在角度較大時(shí)誤差較大。20世紀(jì)60年代，Bitter[13]提出了變形導(dǎo)致磨損的相關(guān)理論，并對(duì)模型進(jìn)行了相應(yīng)的簡(jiǎn)化，認(rèn)為材料磨損是靶材的塑性變形和顆粒的切削作用一起造成的，材料在垂直沖擊角下的磨損是由機(jī)械因素引起的，這僅與顆粒沖擊靶材的變形有關(guān)，而與切削作用無(wú)關(guān)。Oka等[14]通過(guò)分析壁面磨損與顆粒撞擊壁面撞擊角度的關(guān)系，提出了Oka磨損計(jì)算公式。

本文中采用歐拉-拉格朗日混合方法對(duì)旋流流化床中Geldert D類(lèi)顆粒的流動(dòng)及傳熱行為進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，對(duì)床層空隙率及顆粒旋流速度進(jìn)行了預(yù)測(cè)，并討論了不同操作條件下反應(yīng)器的磨損行為，在此基礎(chǔ)上，分析了氣固混合接觸與傳熱行為之間的關(guān)系，并對(duì)床層-壁面以及氣-固相間的傳熱特性開(kāi)展了相關(guān)研究。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 控制方程

本文中通過(guò)一種混合歐拉-拉格朗日方法， 即稠密離散相模型(dense discrete phase model， DDPM)來(lái)描述氣固兩相流動(dòng)及傳熱過(guò)程[15]。 其將流體相視為連續(xù)相， 將顆粒相視為離散相， 在拉格朗日框架下對(duì)計(jì)算顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行追蹤。 相較于雙流體方法， 能獲得更為豐富的流場(chǎng)信息。 對(duì)于氣相， 在歐拉框架下進(jìn)行描述， 控制方程包括連續(xù)性方程、 動(dòng)量和能量平衡方程。 氣體連續(xù)性方程和動(dòng)量平衡方程為

(1)

(2)

式中：pf和τf分別表示氣相壓力與應(yīng)力；up和uf分別表示固相與氣相速度；εf和ρf分別表示氣相體積分?jǐn)?shù)與密度；β表示曳力系數(shù)，在本文中通過(guò)Gidaspow曳力模型計(jì)算得到[16]。

氣體能量平衡方程為

(3)

式中：hf為氣相比焓；Sen代表相間熱傳遞。

對(duì)于離散相，基于DDPM，并引入Parcel的概念來(lái)表示具有相同物理性質(zhì)的一組顆粒，從而達(dá)到節(jié)約計(jì)算資源的目的[17]。顆粒的運(yùn)動(dòng)由牛頓第二定律進(jìn)行描述，

(4)

式中：Fc表示顆粒之間的接觸力，其通過(guò)離散元模型(discrete element model， DEM)框架下的彈簧-阻尼滑塊模型進(jìn)行計(jì)算，從而更加真實(shí)的描述顆粒間的相互作用。此模型下，接觸力包括法向與切向分量[18]：

(5)

(6)

式中：k和η分別表示彈性系數(shù)和阻尼系數(shù)；μ表示摩擦系數(shù)。這里使用Oka模型描述壁面的磨損行為[14]，

(7)

f(γ)=(sinγ)n1(1+Hv(1-sinγ))n2。

(8)

顆粒的能量平衡方程為

中學(xué)生突出的特點(diǎn)是活潑好動(dòng)，思想活躍，善于模仿，因此多媒體教學(xué)適合學(xué)生的特點(diǎn)，能調(diào)動(dòng)學(xué)生學(xué)習(xí)的積極性，使學(xué)生產(chǎn)生學(xué)習(xí)英語(yǔ)的興趣。因此為改善教學(xué)設(shè)施，應(yīng)鼓勵(lì)各學(xué)校經(jīng)費(fèi)方面在教育設(shè)備上予以?xún)A斜，并鼓勵(lì)教師盡量運(yùn)用現(xiàn)代化教學(xué)手段。在英語(yǔ)課教學(xué)中，可以利用一些直觀的手段如實(shí)物、掛圖、直觀教具、表情動(dòng)作、簡(jiǎn)筆畫(huà)、多媒體、錄音、錄像、投影、幻燈、電腦等教學(xué)設(shè)備進(jìn)行教學(xué)活動(dòng)，形象生動(dòng)地展示教學(xué)內(nèi)容。

(9)

式中：Tp和Ts分別表示顆粒與壁面溫度；h和kp分別表示相間傳熱系數(shù)和比熱容；Ap和Ac分別表示顆粒表面積和顆粒接觸面積；dsp表示顆粒和壁面之間的距離。

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及模型

在Tawfik等[10]的實(shí)驗(yàn)裝置基礎(chǔ)上，選擇帶有環(huán)形葉片式布風(fēng)板的旋流流化床為研究對(duì)象，其裝置如圖1所示。

圖1 旋流流化床實(shí)驗(yàn)裝置Fig.1 Sketch of swirling fluidized bed[10]

流化床反應(yīng)器的高度為0.5 m，直徑為0.1 m。流化氣通過(guò)環(huán)形葉片式布風(fēng)板進(jìn)入流化床反應(yīng)器中，布風(fēng)板由7個(gè)與水平成45 °角的彎曲葉片組成。裝置的詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 流化床反應(yīng)器的物性參數(shù)和操作條件

床料包括PE顆粒和砂粒2種顆粒，均屬于Geldart D類(lèi)顆粒。初始狀態(tài)床質(zhì)量為400 g，PE顆粒和砂粒的所占質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0.75和0.25。顆粒的具體物理參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 顆粒物理參數(shù)

基于Ansys Fluent 19.0，對(duì)旋流流化床進(jìn)行三維數(shù)值模擬。床層顆粒被入口高溫流化氣體加熱，壓力出口位于反應(yīng)器頂部，對(duì)于壁面，采用無(wú)滑移條件。床層與壁面之間的傳熱系數(shù)被定義為

(8)

式中：Q表示輸入的熱量；Ap表示流化床壁面面積；Ts表示固相溫度；Tb代表床層溫度,

Tb=εgTf+(1-εg)Tp。

(9)

式中：Tf表示氣相溫度；Tp表示固相溫度；εg表示氣相體積分?jǐn)?shù)。

2 結(jié)果與討論

2.1 流動(dòng)特性

在進(jìn)行模擬研究之前，采用3種精度不同的網(wǎng)格劃分方式對(duì)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證，均采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格參數(shù)如表3。

表3 網(wǎng)格具體參數(shù)

圖2 網(wǎng)格劃分精度對(duì)計(jì)算壓降的影響Fig.2 Influence of mesh accuracy on pressure drop

模型所預(yù)測(cè)的床層壓降與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)表4。結(jié)果表明，模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合較好。隨著操作氣速增加，壓降先增大而后趨于平緩，最后不斷增大。與常規(guī)流化床不同的是，在旋流流化床中，床層壓降在穩(wěn)定流化后進(jìn)一步增大，這是由于旋流運(yùn)動(dòng)的顆粒受到離心力的作用，與流化床壁面之間產(chǎn)生額外的摩擦力，帶來(lái)額外的床層壓降。隨著顆粒的旋流運(yùn)動(dòng)擴(kuò)散至整個(gè)床層，床層壓降增大速度到達(dá)一定值，床層壓降穩(wěn)定增大。

表4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比

圖3給出了旋流流化床內(nèi)距布風(fēng)板不同高度處床層空隙率及顆粒速度分布，其中云圖代表床層空隙率，矢量圖代表界面內(nèi)顆粒橫向運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)。在分層流化形態(tài)下，底部顆粒形成連續(xù)旋流，上層顆粒呈強(qiáng)烈鼓泡狀態(tài)，底層的空隙分布較為均勻。在穩(wěn)定旋流形態(tài)下，旋流流化床內(nèi)顆粒均進(jìn)行連續(xù)的旋流運(yùn)動(dòng)，形成完整的旋流流化床，鼓泡現(xiàn)象消失。上層顆粒旋流運(yùn)動(dòng)更為強(qiáng)烈，顆粒有向外側(cè)移動(dòng)的趨勢(shì)，中心處空隙率較大，證明旋流流化床在高速下會(huì)因離心力導(dǎo)致不良流化現(xiàn)象產(chǎn)生。

a)分層流化b)穩(wěn)定旋流圖3 床層空隙率云圖及顆粒速度分布Fig.3 Bedvoidageandparticlevelocitydistribution

圖4為不同運(yùn)行狀態(tài)下旋轉(zhuǎn)流化床的局部床層空隙率和顆粒旋流速度的徑向分布。在底層，2種運(yùn)行狀態(tài)在壁面附近均具有相同的空隙率分布，但是沿徑向向內(nèi)，兩者床層空隙率的變化趨勢(shì)截然相反，分層流化狀態(tài)在床層中心處具有較低的床層空隙率，因此分層流化狀態(tài)床層中心處顆粒旋流較弱，旋流集中于壁面附近。穩(wěn)定旋流狀態(tài)顆粒旋流速度較大，峰值位于床層中心處。對(duì)于上層，分層流化狀態(tài)和穩(wěn)定旋流狀態(tài)的床層空隙率分布完全不同，顆粒分別聚集于床層中心和壁面附近。分層流化狀態(tài)下床層中心處顆粒無(wú)旋流存在。

a)分層流化b)穩(wěn)定旋流圖4 床層空隙率及顆粒速度的徑向分布Fig.4 Radialdistributionofbedvoidageandparticlevelocityatdifferentheights

2.2 壁面磨損行為

在流化床運(yùn)行過(guò)程中，磨損帶來(lái)的問(wèn)題嚴(yán)重，而旋流流化床因?yàn)榇矁?nèi)強(qiáng)烈氣固旋流的存在，磨損將更加劇烈?；贠ka模型，選取表觀氣速為2.5、 3.2 m/s 2種工況分別代表分層流化與穩(wěn)定旋流運(yùn)行狀態(tài)，對(duì)旋流流化床在不同運(yùn)行狀態(tài)下的磨損特性進(jìn)行了研究，并對(duì)布風(fēng)板和壁面分別進(jìn)行了考察。圖5展示了旋流流化床在不同運(yùn)行狀態(tài)下運(yùn)行5 s時(shí)布風(fēng)板和壁面的最大磨損量。從圖中可以看出，在低速下，布風(fēng)板與壁面的最大磨損量相差無(wú)幾，壁面略大一點(diǎn)，而高速下兩者磨損量均大幅上升，且壁面發(fā)生了更為嚴(yán)重的磨損。

圖5 不同操作條件下壁面及布風(fēng)板最大磨損量Fig.5 Maximum wear of wall and air distributor under different regimes of operation

圖6給出了旋流流化床在不同運(yùn)行狀態(tài)下運(yùn)行5 s時(shí)，壁面磨損情況的云圖。為方便比較，將柱形壁面展開(kāi)為平面。從圖中可以看到，旋流流化床中壁面磨損發(fā)生在反應(yīng)器下方，但在接近布風(fēng)板的位置磨損卻較輕。穩(wěn)定旋流狀態(tài)下壁面磨損位置未發(fā)生變化，但磨損區(qū)域中心處磨損明顯增強(qiáng)，可見(jiàn)運(yùn)行狀態(tài)并不會(huì)對(duì)發(fā)生磨損的位置造成影響。

a)ug=2.5m/sb)ug=3.2m/s圖6 不同操作條件下壁面磨損云圖Fig.6 Instantaneouscontourplotsofwallwearunderdifferentregimes

圖7給出了旋流流化床在不同運(yùn)行狀態(tài)下運(yùn)行5 s時(shí)，壁面局部磨損量隨高度的變化趨勢(shì)，從圖中可以看出，磨損集中發(fā)生在高度為0.1 m以下的區(qū)域，布風(fēng)板附近壁面磨損最為劇烈，表觀氣速的增大使布風(fēng)板上方磨損量劇烈增大，但峰值所處高度未發(fā)生變化，在其余區(qū)域，壁面磨損量并不會(huì)因運(yùn)行狀態(tài)的變化而變化。可見(jiàn)在旋流流化床的實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，布風(fēng)板附近的磨損更應(yīng)得到重視。

2.3 床層-壁面?zhèn)鳠嵝袨?/h3>

為驗(yàn)證本文中所建立模型的準(zhǔn)確性與可行性，對(duì)旋流床床層與壁面之間的傳熱系數(shù)進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，并與Tawfik等[10]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，結(jié)果如圖8所示。由圖可以看出，在不同操作速度下，模型所預(yù)測(cè)的傳熱系數(shù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較為吻合，其誤差來(lái)源可能為模型忽略了顆粒的尺寸分布。另外，實(shí)驗(yàn)中被加熱的空氣攜帶熱量進(jìn)入流化床之前，可能會(huì)產(chǎn)生一些能量損失。總體上來(lái)說(shuō)，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相對(duì)誤差小于10%，在可接受的范圍內(nèi)，本模型可用于旋流流化床傳熱過(guò)程的預(yù)測(cè)。

圖7 不同操作條件下壁面磨損量的軸向分布Fig.7 Axialprofilesofthemaximumwearofwall圖8 實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparisonofsimulationandmeasureddata

旋流流化床通過(guò)引入切向氣流分量，有效增強(qiáng)了氣固混合，同樣會(huì)對(duì)傳熱過(guò)程產(chǎn)生影響。為探究操作速度對(duì)旋流流化床床層與壁面間傳熱行為的影響，待旋流床內(nèi)床層與壁面之間的傳熱行為穩(wěn)定后，對(duì)旋流流化床不同高度處床層及壁面溫度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)如圖9所示。從圖中可以看出，旋流床壁面溫度沿軸向向上逐漸減小。進(jìn)口氣速較小時(shí)，壁面溫度變化幅度較大，這是因?yàn)榇矊宇w粒的存在強(qiáng)化了床層與壁面之間的傳熱，使進(jìn)口附近壁面溫度較高，而出口附近只有氣相與壁面的對(duì)流換熱，所以溫度較低。另外，操作速度的增大降低了壁面溫度變化幅度，而床層溫度基本一致，在軸向上變化并不明顯。

圖10給出了不同操作速度下，旋流流化床內(nèi)床層與壁面之間的傳熱系數(shù)的軸向變化。圖中傳熱系數(shù)沿軸向向上逐漸減小，因底部旋流運(yùn)動(dòng)較強(qiáng)，導(dǎo)致傳熱系數(shù)的明顯變化。隨著高度的增加，旋流運(yùn)動(dòng)減弱，使得溫度的變化趨于穩(wěn)定狀態(tài)。操作速度增大后，傳熱系數(shù)整體上有所增大，這意味著可以通過(guò)提高旋流流化床操作速度來(lái)獲得更好的傳熱性能。進(jìn)口氣速較小時(shí)，傳熱系數(shù)隨軸向高度的變化較為明顯，變化幅度較大。另外，操作速度增大傳熱系數(shù)在軸向上的變化幅度減小，這是由床內(nèi)顆粒的運(yùn)動(dòng)增強(qiáng)，混合強(qiáng)度增大所致。

圖9 不同操作氣速下床層及壁面溫度的軸向分布Fig.9 Axialprofilesofbedandwalltemperatureatdifferentinletairvelocities圖10 不同操作速度下床層-壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)軸向變化Fig.10 Axialprofilesofbed-to-wallheattransfercoefficientatdifferentinletairvelocities

2.4 相間傳熱特性

床層溫度由氣相溫度和顆粒溫度構(gòu)成，而氣相與顆粒之間的溫差導(dǎo)致了相間熱傳遞過(guò)程的產(chǎn)生。此過(guò)程對(duì)于顆粒性質(zhì)的變化較為敏感，在本研究中，顆粒相為小密度大顆粒與大密度小顆粒組成的二元混合物。圖11給出了不同進(jìn)口氣速下砂粒相間傳熱系數(shù)的軸向分布。從圖中可以看到，在不同的進(jìn)口氣速下，砂粒的對(duì)流傳熱系數(shù)在軸向上變化明顯，且傳熱系數(shù)隨操作速度增大而增大。另外，觀察到進(jìn)口附近有峰值產(chǎn)生。這是因?yàn)樾鞔矁?nèi)底層顆粒的旋流運(yùn)動(dòng)帶來(lái)良好的氣固接觸，有效促進(jìn)了氣固相間換熱，而進(jìn)口氣速的上升使相間傳熱系數(shù)在軸向上的變化幅度明顯減小。從顆粒的分布情況上來(lái)看，在旋流床進(jìn)口附近，砂粒均有較明顯的聚集現(xiàn)象，且有強(qiáng)烈的揚(yáng)析。

圖12給出了不同進(jìn)口氣速下PE顆粒相間傳熱系數(shù)的軸向分布。從整體上看，PE顆粒的對(duì)流傳熱系數(shù)要小于砂粒的，沿軸向傳熱系數(shù)的變化較小，且其相間傳熱系數(shù)不隨操作速度變化而變化。由此可見(jiàn)，尺寸較小的顆粒對(duì)操作速度的變化更加敏感，同時(shí)有更強(qiáng)的相間傳熱性能。另外，軸向上PE顆粒的分布較為均勻，在進(jìn)口處聚集的顆粒較少。

圖11 不同操作氣速下砂粒的相間傳熱系數(shù)分布 Fig.11 Profilesofinterphaseheattransfercoefficientof sandparticlesatdifferentinletairvelocities 圖12 不同操作氣速下PE顆粒的相間傳熱系數(shù)分布Fig.12 ProfilesofinterphaseheattransfercoefficientofPEbeadsatdifferentinletairvelocities

3 結(jié)論

1)所建立的流動(dòng)及傳熱模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，具有較高的可行性。旋流流化床床層空隙率分布以及顆粒旋流速度大小對(duì)于操作速度的變化較為敏感。旋流流化床中壁面的磨損最為嚴(yán)重，操作速度的變化使磨損量大幅上升；但是不會(huì)影響磨損發(fā)生的位置，因此應(yīng)重視旋流流化床反應(yīng)器中布風(fēng)板附近區(qū)域的磨損行為。

2)旋流流化床中，旋流運(yùn)動(dòng)的產(chǎn)生有效強(qiáng)化了床層-壁面?zhèn)鳠徇^(guò)程。對(duì)于二元混合物，小顆粒相較于大顆粒表現(xiàn)出了更好的相間傳熱性能。

3)旋流流化床內(nèi)，操作速度的增大有效增強(qiáng)了床層-壁面的傳熱過(guò)程，而小尺寸顆粒在流動(dòng)及傳熱過(guò)程之中對(duì)于操作速度的變化更為敏感。