朱衛(wèi)兵，邢力超，朱潤孺

(哈爾濱工程大學(xué) 航天與建筑工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

煤炭是我國工業(yè)鍋爐的主要燃料之一，燃煤排放的SO2已導(dǎo)致了嚴(yán)重的環(huán)境污染.同時燃煤鍋爐煙氣中存在較多的未燃盡活性半焦顆粒.該顆?？梢杂糜谔糠煔饷摿蚣夹g(shù)，能夠有效脫除煙氣中的.本文提出將活性半焦吸附法脫硫工藝結(jié)合噴動床技術(shù)來脫除煙氣中的SO2，達(dá)到鍋爐節(jié)能減排的目標(biāo).該技術(shù)有望在我國得到推廣，深入研究噴動床內(nèi)煙氣脫硫過程是十分必要的.

國內(nèi)外對炭法煙氣脫硫的工藝研究和機(jī)理探討方面都作了大量工作，如蔣文舉等對炭基多孔材料的活化改性工藝及脫硫機(jī)理方面進(jìn)行了研究［2-4］;程振民等通過實驗研究了炭基多孔材料的脫硫動力學(xué)原理［5-9］.而針對噴動床應(yīng)用活性半焦脫除煙氣中SO2技術(shù)的研究尚未看到.

本文基于氣固兩相流體動力學(xué)，采用歐拉雙流體模型及顆粒動力學(xué)理論，引入修正的非均相脫硫動力學(xué)模型，對噴動床應(yīng)用活性半焦顆粒脫硫的過程進(jìn)行模擬.

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 氣固流體動力學(xué)模型

氣相采用歐拉法、ε－k湍流模型;固相應(yīng)用顆粒動理學(xué)理論，分別建立質(zhì)量和動量守恒方程.

1.1.1 質(zhì)量和動量守恒方程

體積分?jǐn)?shù)平衡方程為

連續(xù)性方程為

式中:α為相的體積分?jǐn)?shù)，g和s分別代表氣、固兩相.本文所建立的流動與化學(xué)反應(yīng)耦合模型中，由于煙氣中SO2濃度很低，反應(yīng)過程中氣相的減少量很小，所以可以忽略SO2吸收對氣相和顆粒相質(zhì)量守恒方程的影響，即質(zhì)量源項S=0.

動量守恒方程為

由于煙氣與半焦顆粒間的密度差較大，本文只考慮了外部體積力，忽略了升力和虛擬質(zhì)量力的影響.式中Rsg為間作用力，由動量交換系數(shù)βsg和相間滑移速度(vs－vg)表示:

通過對顆粒聚集行為的研究，表明顆粒相的體積分?jǐn)?shù)對拖曳力有著復(fù)雜而又微妙的影響.

本文采用 Gidaspow等［11］所提出的拖曳力模型，它將Wen和Yu模型［12］與歐拉方程相結(jié)合得出:

式中:拖曳力系數(shù)CD為

雷諾數(shù)Res為

Ps為顆粒間相互碰撞引起的顆粒相壓力:

顆粒溫度Θs與煙氣速度脈動有關(guān)，其表達(dá)式為

顆粒溫度守恒方程為

式中:(－PsI+τs)∶▽vs是固相應(yīng)力張量產(chǎn)生的能量，kΘs▽Θs為擴(kuò)散能量，其中kΘs是擴(kuò)散系數(shù):

式中:γΘs為碰撞引起的耗散能量，φis=－3βgsΘs是氣固交換的能量.g0，ss為顆粒徑向分布，表達(dá)式為

顆粒相雷諾應(yīng)力張量為

式中:顆粒相體積粘度λs表達(dá)式為

在高顆粒體積分?jǐn)?shù)下，顆粒粘度需要同時考慮顆粒相動力、碰撞和摩擦的影響，其表達(dá)式為

式中:內(nèi)摩擦角φ=28.5°，I2D為第2偏應(yīng)力張量.

1.1.2 能量守恒方程

能量方程考慮氣、固兩相的熱傳導(dǎo)及兩相間的熱交換，同時忽略了粘性耗散項、壓力做功和動能的影響:

式中:h、q和Qsg分別為比焓、熱流量和兩相間的傳熱量，Qsg=hsg(Ts－Tg)，其中hsg是氣固相間的傳熱系數(shù)，hsg=6κgαsαgNus/d2s，其中:

1.1.3 湍流模型

連續(xù)相的雷諾應(yīng)力張量表達(dá)式為

式中:湍流粘度μt，g為

采用修正后的ε－k模型來計算連續(xù)相湍流:

式中:Πk，g和Πε，g代表了離散相對連續(xù)相的影響.

1.2 非均相化學(xué)反應(yīng)模型

活性半焦脫硫反應(yīng)過程是發(fā)生在半焦、SO2、O2和H2O之間的非均相氧化反應(yīng).總化學(xué)反應(yīng)式為

本文研究的是噴動床在穩(wěn)態(tài)條件下活性半焦的脫硫情況，床內(nèi)活性半焦及煙氣中SO2、O2和H2O的濃度直接影響脫硫速率，假設(shè)活性半焦脫硫反應(yīng)動力學(xué)模型為

式中:k為反應(yīng)速率常數(shù);l、m、n和o為反應(yīng)級數(shù)，一般通過實驗來確定;C為濃度.

文獻(xiàn)［9-10］針對活性半焦顆粒在反應(yīng)溫度為368～398 K，煙氣各組分體積分?jǐn)?shù)為 φ(SO2)= 0.08%～0.5%、φ(O2)=4%～10%、φ(H2O)= 6%～14%范圍內(nèi)進(jìn)行了脫硫動力學(xué)實驗研究，得到的活性半焦?jié)舛葘γ摿蚵实挠绊懸?guī)律見表1.

表1中x為脫硫反應(yīng)處于穩(wěn)速時SO2的反應(yīng)率為初始煙氣中SO的2濃度.考慮活性半焦顆粒濃度對脫硫反應(yīng)速率的影響，設(shè)本征脫硫反應(yīng)速率為

對式(31)兩側(cè)分別取對數(shù):lnx=olnCSC+C，并代入表1中的數(shù)據(jù)進(jìn)行線性回歸得:o=0.187 0，K1為文獻(xiàn)［9］得到的脫硫動力學(xué)方程:由上可得活性半焦脫硫動力學(xué)模型為

式中各參數(shù)為:E=11.811 kJ/mol;l=0.111 1;m= 0.155 3，n=0.476 3，o=0.187 0，k0=0.006 68l/h.為了保證所得到的模型方程的顯著性和可靠性，對模型進(jìn)行方差分析.回歸模型的統(tǒng)計量F=172.7＞10×9.55=95.5.可以認(rèn)為本模型是顯著合理的.

表1 不同活性半焦?jié)舛认碌拿摿蚍磻?yīng)率Table 1 Effect of concentration of activated semi-coke on the rate of desulfurization

1.3 組分輸運方程

本文假設(shè)氣相組分包括SO2、O2、H2O和N2，根據(jù)第i組分物質(zhì)的對流擴(kuò)散方程預(yù)估每種物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，守恒方程為

式中:Jg，i為氣相組分i的擴(kuò)散通量，Ri是化學(xué)反應(yīng)的凈速率，Si表示源項產(chǎn)生的額外反應(yīng)速率.氣相組分的擴(kuò)散通量由Fick定律計算:

2 初始及邊界條件

噴動床與活性半焦顆粒的基本參數(shù)見表2，工況操作參數(shù)見表3.床體結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分見圖1，模型為二維軸對稱模型，采用有限體積法對控制方程進(jìn)行離散，基于SIMPLEC算法達(dá)到壓力速度的耦合.利用UDF加入非均相脫硫反應(yīng)動力學(xué)模型.計算中采用速度入口邊界條件，入口煙氣速度為: ux，0=40.96U，uy，0=0，(U為表觀速度).煙氣出口設(shè)置為壓力出口邊界條件.壁面為無滑移的邊界條件，并且假設(shè)壁面熱流量為零.初始顆粒堆積的體積分?jǐn)?shù)為0.31，計算時長為4 s.

表2 噴動床與活性半焦顆粒的基本參數(shù)Table 2 Parameters of spouted bed and activated semi-coke

表3 噴動床的操作參數(shù)Table 3 Parameters of operating

圖1 噴動床床體的幾何尺寸和網(wǎng)格的劃分Fig.1 Geometry of the spouted bed and numerical grids

3 模擬結(jié)果及分析

針對表3中工況5進(jìn)行模擬，其表觀速度U= 0.806 m·s－1.圖2為噴動床達(dá)到穩(wěn)定時半焦顆粒體積分?jǐn)?shù)的分布狀態(tài).可以看出噴動床在該速度下可達(dá)到穩(wěn)定的噴泉狀態(tài).由圖可知:在穩(wěn)態(tài)下煙氣形成的射流穿透半焦顆粒形成的床層，在床內(nèi)產(chǎn)生迅速穿過床層中心向上運動的稀相氣固流栓，稱為噴射區(qū).這些被煙氣射流夾帶而高速向上運動的半焦顆粒形成了環(huán)繞四周向下緩慢移動的顆粒床層，稱為環(huán)隙區(qū).當(dāng)顆粒升至高過床層表面的某一高度時，由于氣流速度的驟然降低，顆粒會像噴泉一樣回落到環(huán)隙區(qū)表面，形成噴泉區(qū).這些回落的顆粒沿環(huán)隙區(qū)緩慢向下移動至床層下部，然后又滲入噴射區(qū)被重新夾帶上來形成顆粒極有規(guī)律的內(nèi)循環(huán).

圖2 噴動床在第4 s時活性半焦顆粒體積分?jǐn)?shù)的分布Fig.2 Instantaneous concentration distributions of particles of activated semi-coke at t=4 s

圖3為該工況下不同時刻噴動床內(nèi)SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化情況.由圖可知，床內(nèi)SO2濃度隨時間增加逐漸變小，4 s后床內(nèi)SO2濃度分布基本不變，說明噴動床已達(dá)到穩(wěn)定的脫硫狀態(tài).

圖4為t=4 s時，噴動床內(nèi)不同高度下SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的徑向分布.由圖可知，不同床高下距床中軸0.02 m的區(qū)域內(nèi)SO2濃度較高，質(zhì)量分?jǐn)?shù)基本在0.48%～0.5%，該區(qū)SO2脫除效率較低.這是因為該區(qū)域?qū)儆趪妱哟驳南∠鄧娚鋮^(qū)，起化學(xué)反應(yīng)吸附作用的半焦顆粒濃度偏低，脫硫反應(yīng)速率較小，導(dǎo)致SO2濃度較高.距噴動床中軸大于0.02 m的區(qū)域SO2濃度較小，這是由于該區(qū)屬于密相環(huán)隙區(qū)，半焦顆粒濃度較高，煙氣與顆粒呈逆向接觸，脫硫反應(yīng)速率較大，所以該區(qū)的SO2濃度較小.從圖4還可以看出，床內(nèi)脫硫反應(yīng)穩(wěn)定后，SO2徑向平均濃度沿軸向逐漸降低.煙氣自噴嘴入口進(jìn)入噴動床，與活性半焦顆粒接觸，發(fā)生氣固相氧化酸化反應(yīng)，隨著煙氣的向上運動，不斷的滲入密相環(huán)隙區(qū)，使得SO2濃度逐漸降低.由此可見，環(huán)隙區(qū)內(nèi)吸附SO2的效果最好，并且噴動床在穩(wěn)定運行時，環(huán)隙區(qū)氣體總量占總進(jìn)氣量的60% ～80%［13］，所以噴動床有利于脫除煙氣中的SO2.

圖3 噴動床內(nèi)SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時間變化情況Fig.3 Time-varying mass fraction of SO2in spouted bed

圖4 第4 s時噴動床內(nèi)的SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.4 Mass fraction of SO2in spouted bed at t=4 s

3.1 反應(yīng)溫度對脫硫速率的影響

通過對1、2和3工況的模擬，得出噴動床的脫硫速率與反應(yīng)溫度有關(guān).圖5為1、2和3工況下噴動床出口的SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的徑向分布，由圖5可見: 3種工況下噴動床出口SO2濃度的大小比較.說明了隨著反應(yīng)溫度的升高，活性半焦顆粒對煙氣中SO2的脫除速率逐漸增加，噴動床出口處的SO2濃度逐漸降低.所以在實際工程中，適當(dāng)提高反應(yīng)溫度有利于增大活性半焦的脫硫效率.

3.2 煙氣含氧量對脫硫速率的影響

通過對4、5和6工況的模擬，得出煙氣中含O2濃度對脫硫速率的影響規(guī)律.圖6為4、5和6工況下，噴動床出口的SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的徑向分布.由圖6可見:噴動床出口SO2濃度大小隨著入口煙氣中含氧量的增加而減少，這說明了半焦對煙氣中SO2的脫除速率逐漸增加.當(dāng)煙氣中的含O2濃度從6%增加到10%，噴動床的脫硫效率提高8%.在實際的工程中，適當(dāng)增加煙氣中含氧濃度有利于提高活性半焦的脫硫性能.

圖5 不同反應(yīng)溫度下噴動床出口SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的徑向分布Fig.5 Effect of reacting temperature on radial mass fraction of SO2at outlet of spouted bed

圖6 不同含氧量下噴動床出口SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的徑向分布Fig.6 Effect of the O2concentration on radial mass fraction of SO2at outlet of spouted bed

3.3 煙氣濕度對脫硫速率的影響

圖7 不同含蒸汽量下噴動床出口SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的徑向分布Fig.7 Effect of the H2O concentration on radial mass fraction of SO2at outlet of spouted bed

基于對2、7和8工況的模擬，得出入口煙氣中蒸汽含量對脫硫速率的影響規(guī)律.圖7為2、7和8工況下，噴動床出口的SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的徑向分布.由圖7可見:3種工況間噴動床出口SO2濃度的大小比較:工況7＞工況8＞工況2.可見，煙氣中濕度提高4%，脫硫效率大約提高20%.這說明了隨著入口煙氣濕度的增加，半焦對SO2的脫除效率明顯增加，噴動床出口處的SO2濃度迅速降低.在實際的工程中，適當(dāng)增加煙氣濕度有助于活性半焦脫硫速率的提高.

4 結(jié)論

1)通過對噴動床反應(yīng)器脫硫過程的模擬和分析，得出環(huán)隙區(qū)脫除SO2的效果最好，且流經(jīng)該區(qū)的煙氣量較大，所以噴動床有利于脫除煙氣中的SO2.

2)通過對不同工況的模擬分析，得出了脫硫效率隨著反應(yīng)溫度及煙氣中含氧量和濕度的增加而提高，其中，煙氣中濕度提高4%，脫硫效率大約提高20%，說明煙氣中蒸汽含量對脫硫速率的影響更加顯著.在實際工程中，適當(dāng)增加反應(yīng)溫度和煙氣中O2和蒸汽的含量有利于提高脫硫效率.

深入研究影響噴動床炭法煙氣脫硫效率的機(jī)理，采用實驗方法，對脫硫反應(yīng)動力學(xué)模型的合理性進(jìn)行驗證，進(jìn)一步提高脫硫效率預(yù)測的精度，將是今后工作和深入研究的重點.

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