差速流化床密相區(qū)內(nèi)流動(dòng)特性的數(shù)值模擬

宋興飛， 王慶功， 別如山， 紀(jì)曉瑜， 陳 佩， 劉茜茜

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

符號(hào)說明：

差速流化床采用多床面的結(jié)構(gòu)布置，主、副床的非均勻布風(fēng)形式使流化床底部密相區(qū)形成強(qiáng)烈的床料內(nèi)循環(huán)，可實(shí)現(xiàn)不同粒徑燃料的分床燃燒.差速流化床具有物料混合強(qiáng)烈、燃料適應(yīng)性廣、燃燒效果好、床溫穩(wěn)定和負(fù)荷調(diào)節(jié)范圍大等優(yōu)點(diǎn)，且能夠有效控制大氣污染物的生成及排放，尤其在燃用劣質(zhì)燃料和生物質(zhì)時(shí)具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，應(yīng)用前景光明［1－2］.

與常規(guī)循環(huán)流化床［3］相比，差速流化床內(nèi)的流動(dòng)過程比較復(fù)雜，且伴有強(qiáng)烈的內(nèi)混特點(diǎn)，在運(yùn)行過程中，主、副床風(fēng)速，顆粒粒徑，主、副床高度差和副床布風(fēng)板傾角等操作條件對(duì)床內(nèi)的流動(dòng)特性有很大影響［4－5］.筆者對(duì)差速流化床密相區(qū)內(nèi)的流動(dòng)過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析氣固兩相流體特性，研究主、副床風(fēng)速對(duì)流動(dòng)特性的影響，為差速流化床的設(shè)計(jì)、運(yùn)行和優(yōu)化提供必要的參考依據(jù).

1 氣固兩相流動(dòng)模型

模擬對(duì)象為12MW差速流化床底部密相區(qū)二維流場(chǎng)，模擬區(qū)域的幾何結(jié)構(gòu)見圖1，底部中間為主床布風(fēng)板，兩側(cè)為副床布風(fēng)板，采用四邊形網(wǎng)格，對(duì)近壁面處的網(wǎng)格進(jìn)行加密，總網(wǎng)格數(shù)為34萬(wàn).

圖1 差速流化床密相區(qū)的幾何結(jié)構(gòu)（單位：mm）Fig.1 Geometric structure of dense－phase zone in a high－low CFB boiler（unit：mm）

1.1 數(shù)值模型

氣固兩相流動(dòng)滿足的質(zhì)量和動(dòng)量守恒方程［6－8］如下：

質(zhì)量守恒方程

動(dòng)量守恒方程

1.2 計(jì)算所需參數(shù)、邊界條件及算法

煤灰顆粒相屬性如下：形狀假設(shè)是球形，單一粒徑為0.6mm，密度為2 000kg／m3，填充值為0.63，顆粒碰撞恢復(fù)系數(shù)為0.3，初始床高為1 000mm.空氣氣相屬性如下：壓力為1.013 25×105Pa，動(dòng)力黏度為1.785×10－5kg／（m·s）.

邊界條件如下：主、副床風(fēng)入口均為速度入口，出口為壓力出口，采用無(wú)滑移壁面.

采用Simple算法［9］，時(shí)間步長(zhǎng)取1×10－4s，計(jì)算時(shí)長(zhǎng)為60s，后30s作為時(shí)均值計(jì)算樣本.

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 差速流化床密相區(qū)內(nèi)的氣固流動(dòng)特性

根據(jù)實(shí)際運(yùn)行工況，主床風(fēng)速u1＝4.0m／s，副床風(fēng)速u2＝2.0m／s，主、副床的高度差△h＝500 mm，副床布風(fēng)板傾角ω＝5°，通過數(shù)值模擬得到密相區(qū)內(nèi)的流場(chǎng).不同高度H（距主床布風(fēng)板距離）處的時(shí)均流動(dòng)特性見圖2.

由圖2（a）可知，H＝0.8m處副床的時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)較高，且越靠近邊壁時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)越高；H＝1.5m處副床的時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)稍微高于主床，整體來(lái)看此處兩床的時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)大致相同；H＝2.2m處，除靠近邊壁處外，副床的時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)略低于主床.總體來(lái)看，各高度處主床的時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)均較低，越靠近邊壁時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)越高，邊壁效應(yīng)越明顯.由圖2（b）和圖2（c）可以看出，H＝0.8m 處密相區(qū)左半面（W ＝－2.8～0m）的時(shí)均顆粒橫向速度為正，右半面（W＝0～2.8m）的時(shí)均顆粒橫向速度為負(fù)（時(shí)均顆粒橫向速度由左至右為正，由右至左為負(fù)），大部分顆粒（靠近邊壁顆粒除外）的時(shí)均顆粒縱向速度為正（時(shí)均顆粒縱向速度由下至上為正，由上至下為負(fù)），說明該位置處的顆粒不斷地沿副床布風(fēng)板回流到主床，且處于上升過程.H＝1.5m處時(shí)均顆粒橫向速度和縱向速度有正有負(fù)，且時(shí)均顆粒橫向速度的絕對(duì)值較小，時(shí)均顆粒縱向速度的絕對(duì)值較大，顆粒主要進(jìn)行縱向運(yùn)動(dòng)，內(nèi)循環(huán)中心在該高度處.H＝2.2 m處密相區(qū)左半面的時(shí)均顆粒橫向速度為負(fù)，右半面的時(shí)均顆粒橫向速度為正，顆粒不斷地從主床涌向副床，該高度為床層沸騰高度.

由圖2（d）可知，H＝2.2m處主床壓力高于副床，形成了頂部從主床到副床的壓力差，該壓力差使顆粒涌向副床；H＝0.8m處副床壓力高于主床，形成了底部從副床到主床的壓力差，該壓力差使顆粒從副床回流到主床，主、副床間的壓力差為密相區(qū)顆粒的內(nèi)循環(huán)流動(dòng)提供了動(dòng)力.差速流化床進(jìn)行冷態(tài)流化試驗(yàn)時(shí)，保持其他條件不變，在主床不流化時(shí)副床的空氣流量明顯大于主床流化時(shí)的情況，這是由于主、副床同時(shí)流化時(shí)，兩床頂部間存在的壓力差使得大量顆粒涌向副床，增大了副床阻力，從而導(dǎo)致副床空氣流量減小.

圖2 不同高度處顆粒或混合物的時(shí)均流動(dòng)特性Fig.2 Time－averaged flow characteristics of particles or airparticle mixture at different heights

綜上所述，差速流化床密相區(qū)內(nèi)顆粒流動(dòng)過程可描述為：主床中顆粒在主床高速風(fēng)的作用下向上運(yùn)動(dòng)至床面（H＝2.2m），由于主、副床間存在壓力差，使得主床顆粒翻騰到副床上，然后向下運(yùn)動(dòng)至副床底部（H＝0.8m），導(dǎo)致副床底部的壓力高于主床，顆粒重新返回到主床，形成了差速流化床密相區(qū)內(nèi)特有的顆粒內(nèi)循環(huán)，內(nèi)循環(huán)中心在H＝1.5m處.

2.2 主床風(fēng)速對(duì)密相區(qū)流動(dòng)特性的影響

保持副床風(fēng)速u2＝1.5m／s不變，當(dāng)主床風(fēng)速u1分別為3.0m／s、3.5m／s、4.0m／s和4.5m／s時(shí)，得到不同工況下的氣固流動(dòng)過程.H＝1m處主、副床上時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)隨主床風(fēng)速的變化見圖3.由圖3可知，隨著主床風(fēng)速的增大，主床時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)降低，而副床時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)呈升高的趨勢(shì)；當(dāng)主床風(fēng)速大于3.5m／s時(shí)，主床時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)較低，副床時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)較高，表明回流過程更強(qiáng)烈、內(nèi)循環(huán)特性更明顯.

圖3 主、副床上時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)隨主床風(fēng)速的變化Fig.3 Time－averaged volume fraction of particles in primary and secondary bed under different primary bed velocities

氣泡通過床層會(huì)導(dǎo)致床內(nèi)壓力降增大，瞬時(shí)的高壓力降說明床內(nèi)出現(xiàn)氣泡，壓力降的變化反映了床內(nèi)氣固的流動(dòng)狀態(tài)，壓力降變化越大，床內(nèi)氣固兩相流動(dòng)越強(qiáng)烈，顆粒混合越均勻.壓力降方差可通過瞬時(shí)壓力降計(jì)算得到，壓力降方差的大小表明床內(nèi)顆粒和氣體流動(dòng)的程度，壓力降方差越大，氣固兩相混合效果越好［10］.圖4給出了主、副床壓力降方差隨主床風(fēng)速的變化.由圖4可知，隨著主床風(fēng)速的增大，主、副床壓力降方差均逐漸增大，顆粒和氣體流動(dòng)越強(qiáng)烈，氣固混合效果越好，內(nèi)循環(huán)越明顯.當(dāng)u1為3.5～4.5m／s時(shí)，3種工況下的顆粒回流速度相近且明顯大于u1＝3.0m／s時(shí)的回流速度（見圖5）.因此，在所研究的范圍內(nèi)，保證床內(nèi)顆粒和氣體維持良好的內(nèi)循環(huán)過程及混合效果的最佳主床風(fēng)速應(yīng)為3.5～4.5m／s.

圖4 不同主床風(fēng)速下的壓力降方差Fig.4 Standard deviation of pressure drop under different primary bed velocities

圖5 不同主床風(fēng)速下顆粒的回流速度Fig.5 Reflux velocity of particles under different primary bed velocities

2.3 副床風(fēng)速對(duì)密相區(qū)流動(dòng)特性的影響

圖6 不同副床風(fēng)速下顆粒的回流速度Fig.6 Reflux velocity of particles under different secondary bed velocities

保持主床風(fēng)速u1＝4.0m／s，當(dāng)副床風(fēng)速u2分別為1.5m／s、2.0m／s和2.5m／s時(shí)，得到不同工況下的氣固流動(dòng)過程，顆粒回流速度的變化見圖6.由圖6可知，主、副床風(fēng)速差越大，回流速度越大.圖7給出了不同副床風(fēng)速下的壓力降方差.由圖7可知，隨著副床風(fēng)速的增大，壓力降方差先增大后減小，其最大值發(fā)生在副床風(fēng)速為2.0m／s的工況下，此時(shí)壓力降方差最大，表明床內(nèi)顆粒和氣體流動(dòng)最強(qiáng)烈，氣固混合效果最好.

圖7 不同副床風(fēng)速下的壓力降方差Fig.7 Standard deviation of pressure drop under different secondary bed velocities

3 結(jié) 論

（1）差速流化床密相區(qū)內(nèi)的顆粒流動(dòng)過程可描述為：密相區(qū)內(nèi)的顆粒相在高、低速風(fēng)作用下開始流化，上升至床面，由于主、副床間存在壓力差，使得顆粒從主床表面翻騰到副床表面，并導(dǎo)致副床壓力升高，顆粒下降至副床底部，主、副床底部的壓力差迫使副床上的顆粒回流到主床，形成差速流化床密相區(qū)內(nèi)特有的顆粒內(nèi)循環(huán)過程.

（2）保持副床風(fēng)速u2＝1.5m／s不變，隨著主床風(fēng)速的增大，主床的時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)降低，副床的時(shí)均顆粒體積分?jǐn)?shù)升高，氣固混合更為激烈.在所研究的范圍內(nèi)，主床風(fēng)速最佳值應(yīng)為3.5～4.5m／s.

（3）保持主床風(fēng)速u1＝4.0m／s不變，隨著副床風(fēng)速的增大，回流速度減小，壓力降方差先增大后減小，當(dāng)u2＝2.0m／s時(shí)壓力降方差達(dá)到最大值，此時(shí)氣固流動(dòng)最強(qiáng)烈，混合效果最好.

［1］劉洪鵬，肖劍波，李惟毅，等.65t／h高低差速循環(huán)流化床流動(dòng)特性模擬［J］.化工進(jìn)展，2013，32（2）：290－294，345.LIU Hongpeng，XIAO Jianbo，LI Weiyi，et al.Numerical simulation of flow characteristics in a 65t／h high－low bed CFB［J］.Chemical Industry and Engineering Progress，2013，32（2）：290－294，345.

［2］陳玉村，陳晗霞，余更孫.淺談65t／h燃低劣油頁(yè)巖差速流化床鍋爐的設(shè)計(jì)［J］.工業(yè)鍋爐，2008（5）：15－17，25.CHEN Yucun，CHEN Hanxia，YU Gengsun.Brief talk to the design of 65t／h oil－shale－fired circulating fluidized bed boiler with high－low bed［J］.Industrial Boiler，2008（5）：15－17，25.

［3］駱仲泱，何宏舟，王勤輝，等.循環(huán)流化床鍋爐技術(shù)的現(xiàn)狀及發(fā)展前景［J］.動(dòng)力工程，2004，24（6）：761－767.LUO Zhongyang，HE Hongzhou，WANG Qinhui，et al.Status quo－technology of circulating fluidized bed boiler and its prospects of development［J］.Power Engineering，2004，24（6）：761－767.

［4］秦兵，陳晗霞，鄧勇.高低差速流化床鍋爐內(nèi)循環(huán)流體動(dòng)力特性及技術(shù)特點(diǎn)［J］.工業(yè)鍋爐，2007（3）：22－25.QIN Bing，CHEN Hanxia，DENG Yong.The internal circulation dynamic flow characteristic and technical characteristic of high－low bed boiler［J］.Industrial Boiler，2007（3）：22－25.

［5］桂北芳.高低差速流化床鍋爐在設(shè)計(jì)運(yùn)行中關(guān)鍵技術(shù)問題探討［J］.工業(yè)鍋爐，2006（3）：18－21.GUI Beifang.The study of problems that occur during the design and operation on high low bed boiler［J］.Industrial Boiler，2006（3）：18－21.

［6］GIDASPOW D.Multiphase flow and fluidization：continuum and kinetic theory descriptions［M］.California，USA：Academic Press Inc，1994.

［7］KOCH D L，SANGANI A S.Particle pressure and marginal stability limits for a homogeneous monodisperse gas－fluidized bed：kinetic theory and numerical simulations［J］.Journal of Fluid Mechanics，1999，400：229－263.

［8］WEN C Y，YU Y H.A generalized method for prediction the minimum fluidized velocity［J］.AICHE Journal，1966，12（3）：610－612.

［9］陶文銓.數(shù)值傳熱學(xué)［M］.2版.西安：西安交通大學(xué)出版社，2001.

［10］趙云華，曾令艷，陸慧林，等.管式布風(fēng)裝置對(duì)流化床焚燒爐內(nèi)流化特性的影響［J］.過程工程學(xué)報(bào)，2007，7（3）：451－456.ZHAO Yunhua，ZENG Lingyan，LU Huilin，et al.Fluidizing behavior in a fluidized bed incinerator with tubular distributor［J］.The Chinese Journal of Process Engineering，2007，7（3）：451－456.