喷动-流化床整体式多喷嘴效应CFD模拟

张 旋, 吴 峰, 马晓迅,2, 杨 剑

(1.西北大学 化工学院， 陕西 西安 710069； 2.陕西省洁净煤转化工程技术中心， 陕西 西安 710069； 3.西安交通大学 能源与动力工程学院， 陕西 西安 710049)

喷动床在煤气化工、热解、烟气脱硫及催化聚合等工业过程中应用广泛[1-3]。喷动床内气-固两相流动特性的研究也越来越受重视。传统柱锥型喷动床内介质颗粒具有明显的内外分层流动特点，床层内颗粒缺少横向混合，特别是在环隙区底部出现流动死区和某些易黏结颗粒在环隙区的团聚现象，对床内传热、传质产生不利的影响。新一代的喷动-流化床兼具喷动床与流化床的优点，但所需的气体流量比单独喷动和单独流化所需的气流量要大，同时需要增加一定的旁路供气辅助设备[4]。针对以上柱锥喷动床技术现状，吴峰等[5]提出了一种整体式多喷嘴喷动-流化床结构，在不需要旁路供气辅助设备情况下，能有效消除喷动床内锥体流动死区，强化喷动床内气-固相间传递过程，从而使得喷动床内气-固两相流动状态实现整体优化。

随着计算机技术和计算流体力学的飞速发展，计算机数值模拟已经被广泛地应用于流态化过程研究[6-8]。计算机模拟可以作为与理论分析和实验研究互补的一种重要方法，对我们深化了解喷动床内气-固两相流动特性起到非常重要的作用。随着喷动床技术应用范围的不断推广及其研究的逐渐深入，出现了各种各样的改进型喷动床。笔者采用的整体式多喷嘴喷动-流化床，不仅可以促进流体和颗粒间的传质传热，还能有效地防止环隙区底部出现死区和某些易黏结颗粒在环隙区的团聚。

参照He等[9-10]研究人员的喷动床参数，以Fluent15.0软件为计算平台，对一种整体式多喷嘴喷动-流化床结构中气-固两相流体流动特性进行数值模拟，并将模拟结果与常规喷动床模拟结果进行比较。

1 模型建立与网格划分

拟流体模型将离散颗粒相处理为具有连续性的流体，颗粒相与连续相守恒控制方程形式相同，模拟计算过程中遵循质量守恒方程、动量守恒方程以及曳力模型与文献[11-12]一致。由于物理问题的对称性，取多喷嘴喷动-流化床区域的一半作为研究对象进行数值建模。多喷嘴喷动-流化床整体设计尺寸及网格划分情况如图1[5]所示。多喷嘴喷动-流化床的计算网格数分别设定为11260、13260、14760及21760，对计算模型进行网格无关性分析。图2为床高z=0.023 m时不同网格数下轴中心的最大颗粒速度(vs,max)。计算结果表明，数值模拟的精度随网格数的增加而提升，当网格数大于13260时，数值模拟达到了网格无关性的要求。

数值模拟中常规喷动床及多喷嘴喷动-流化床的计算网格数分别为14391和14760。本研究中数值模拟喷动床的几何尺寸、气相和颗粒相的物理特性均与常规喷动床[9-10]相同，其中气体密度(ρg)1.225 kg/m3，颗粒密度(ρs)2503 kg/m3，气体黏度(μg)1.7894×10-5Pa·s，颗粒直径(ds)1.41 mm，填充颗粒体积分数(φs)0.588，静止床高(H0)325 mm，喷动床直径(D)152 mm，最小表观气速(ums)0.54 m/s，最小气体入口速度(Ums)34.56 m/s，湍流模型为标准k-ε模型，曳力模型为Gidaspow Model，摩擦应力为Schaeffer Model，恢复系数(e)为0.9，时间步长(Δt)为2×10-5s，收敛标准为10-3。不同的是模拟喷动床为在柱锥型喷动床锥体部分对称两侧开若干细缝形成的多喷嘴喷动-流化床，多喷嘴喷动-流化床总气体入口直径(Di)为24 mm，常规喷动床总气体入口直径(D0)为19 mm，圆锥处开缝标准数量取值为3，开缝宽度(δ)3 mm。多喷嘴喷动-流化床主喷嘴直径与常规喷动床喷嘴直径一致，颗粒处理量一致。

图1 多喷嘴喷动-流化床几何结构[5]Fig.1 Axisymmetric geometry of the multi-nozzle spout-fluidized bed[5]

图2 网格无关性Fig.2 Grid independence

2 模拟结果与分析

2.1 颗粒体积分数

图3为气体入口速度U=1.3Ums时，多喷嘴喷动-流化床内颗粒体积分数分布随时间的变化。由图3 可知，在喷动形成前，床体上部颗粒有腾涌现象，计算时间大于6 s时喷动床内气-固两相流体流动状态基本保持不变，颗粒体积形成类似波节状喷动云图，定义为达到稳定状态。

图3 多喷嘴喷动-流化床内颗粒体积分数(φ)分布Fig.3 Particle concentration(φ) distribution in the multi-nozzle spout-fluidized bed U=1.3Ums t/s:(a) 2; (b) 4; (c) 6; (d) 8; (e) 10; (f) 12

由于喷动床内气-固两相流体流动由静止状态过渡到稳定流动状态需要一定的时间，笔者取12 s的模拟计算结果作为流动参数平均值的计算样本。图4 为稳定喷动时，常规和多喷嘴喷动-流化床2种喷动床颗粒体积分数分布。由图4可知，多喷嘴喷动-流化床的侧缝喷嘴对锥体底部的固体颗粒有一定的扰动作用，增强了环隙区颗粒与喷射区气体、颗粒之间的横向混合，扩大了喷射区气体对环隙区颗粒运动的影响。此外，在相同的进口气体流量条件下，由于多喷嘴喷动-流化床结构分散了进口气体，增加了喷射气体的沿程阻力，导致喷动高度较常规喷动床低，并难以形成明显的喷泉区域。

图4 2种喷动床内颗粒体积分数(φ)分布Fig.4 Distribution of particle(φ) concentrations in two kinds of spouted beds U=1.3 Ums； t=12 s(a) Multi-nozzle spout-fluidized bed; (b) Conventional spouted bed

2.2 颗粒速度

图5为常规和多喷嘴喷动-流化床2种喷动床柱锥体部分在不同床层高度下的颗粒速度分布。其中r/R为无量纲参数，r表示距轴中心处的径向距离(单位，mm)，R表示喷动床柱体部分半径(76 mm)。由图5可知，常规喷动床中颗粒速度在喷射区至环隙区沿径向急剧减小为零，且随着床层高度的增加而增大，而在环隙区颗粒速度几乎降为零。而整体式多喷嘴喷动-流化床柱锥体部分在不同床层高度下的颗粒速度沿径向逐渐减小，并在喷射区随着床层高度的增加而降低，使得颗粒流动加强，削弱了床层底部颗粒的流动死区。这是由于多喷嘴喷动-流化床锥体两侧气流的分散降低了喷射区气体总量，降低了喷射区气体动能，而另一方面提升了环隙区颗粒的运动能力，强化了喷射区气体、颗粒与锥体区、环隙区颗粒的动量交换过程。

图5 2种喷动床锥体部分在不同床层高度下的 颗粒速度(vs)分布Fig.5 Particle velocity(vs) distributions at different bed heights of the conical parts in two kinds of spouted beds Multi-nozzle spout-fluidized bed: z=0.023 m; z=0.046 m; z=0.069 m; z=0.091 m Conventional spouted bed: z=0.023 m; z=0.046 m; z=0.069 m; z=0.091m

图6为常规和多喷嘴喷动-流化床2种喷动床柱锥体部分在不同床层高度下环隙区的颗粒速度分布曲线。由图6可知，多喷嘴喷动-流化床的颗粒速度沿径向在进入环隙区之前，远低于常规喷动床的颗粒速度，而在环隙区时则高于常规喷动床的颗粒速度。这是由于2种喷动床在相同的入射气体流量下，整体式多喷嘴喷动-流化床中有一部分气体进入侧缝中，使得轴中心喷射气体气速降低，进而使喷射区颗粒速度降低，而进入侧缝的气体带动环隙区的颗粒速度增大，从而加强了环隙区颗粒的流动。

图6 2种喷动床锥体部分在不同床层高度下环隙区的 颗粒速度(vs)分布Fig.6 Particle velocity(vs) distributions at different bed heights of the annular parts in two kinds of spouted beds Multi-nozzle spout-fluidized bed: z=0.023 m; z=0.046 m; z=0.069 m; z=0.091 m Conventional spouted bed: z=0.023 m; z=0.046 m; z=0.069 m; z=0.091m

2.3 空隙率

图7为常规和多喷嘴喷动-流化床2种喷动床在不同床层高度下的空隙率(ε)分布。由图7(a)可见，常规喷动床中颗粒空隙率在喷射区沿径向急剧减小，而到环隙区减小至最小值，直至壁面处都保持最小值不变，说明颗粒在环隙区底部密集并流动缓慢，甚至出现了流动死区。由图7(b)可见，多喷嘴喷动-流化床中颗粒空隙率沿径向缓慢减小，在近壁处沿径向出现急剧上升趋势，表明圆锥壁面开缝处的气体流动带动了环隙区颗粒流动，使颗粒在近壁处速度增大而停留时间减小，进而增大了空隙率。此外，近壁面处颗粒空隙率值随着床层高度的增加而降低，表明随着床层高度的增加，主喷嘴及缝隙喷嘴气流对环隙区近壁面颗粒运动的扰动影响能力逐渐降低。在床高z=0.091 m时，多喷嘴喷动-流化床中颗粒空隙率在环隙区至壁面处逐渐减小至最小值。

图7 2种喷动床在不同床层高度下的空隙率(ε)分布Fig.7 Distributions of void fraction(ε) at different bed heights in two kinds of spouted beds(a) Conventional spouted bed; (b) Multi-nozzle spout-fluidized bed z/(m): 0.023 m; 0.046 m; 0.069 m; 0.091 m

图8为常规和多喷嘴喷动-流化床2种喷动床柱锥体部分在不同床层高度下的空隙率分布。由图8可知，在轴中心及喷射区，多喷嘴喷动-流化床的空隙率小于常规喷动床的空隙率；环隙区，多喷嘴喷动-流化床的空隙率大于常规喷动床内颗粒体积分数。这是由于圆锥处的开缝设计有效增加空隙率，使其沿径向分布变得平缓，有利于消除圆锥处的颗粒流动死区。

图8 2种喷动床柱锥体部分相同床层高度下的空隙率(ε)分布Fig.8 Distributions of void fraction(ε) in cone parts of two kinds of spouted bed z/(m):(a) 0.023; (b) 0.046; (c) 0.069; (d) 0.091 Conventional spouted bed; Multi-nozzle spout-fluidized bed

3 结 论

(1)通过CFD数值模拟计算结果证明了喷动-流化床的整体式多喷嘴喷动床结构的可行性。模拟结果表明，整体式多喷嘴喷动-流化床内喷动状态计算，大于6 s时，床内气-固两相流体流动基本稳定，形成稳定的类似波节状云图。

(2)相比于常规柱锥喷动床，整体式多喷嘴喷动-流化床不仅能够在床体圆锥处产生颗粒局部流化效果，有效消除颗粒流动死区，强化喷动床内喷射区及环隙区内气体、颗粒的两相混合与运动，而且能够省略旁路供气辅助设备。侧缝中气体分流对原有颗粒的分层运动起到了扰动与破坏作用，使得喷动-流化床内颗粒群沿径向出现了重新分布与均匀化趋势。