張月梅，黃國強，蘇國良

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導(dǎo)向管噴動流化床內(nèi)寬篩分硅顆粒流化特性的實驗及模擬

張月梅，黃國強，蘇國良

（天津大學(xué)化工學(xué)院，天津300072）

在內(nèi)徑為182mm的導(dǎo)向管噴動流化床中，以亞毫米級的寬篩分硅顆粒為物料，對噴動氣旁路特性進行了實驗研究，分別考察了靜止床層高度、夾帶區(qū)高度、導(dǎo)向管內(nèi)徑、噴動氣速和流化氣速對噴動氣旁路分率的影響。結(jié)果表明噴動氣的旁路分率隨噴動氣速的增加首先保持平穩(wěn)，隨后降低直至保持穩(wěn)定值；當(dāng)噴動氣速較小時，旁路分率隨靜止床層高度的增加而增加，當(dāng)噴動氣速足夠大時，靜止床高的變化對旁路分率影響不大；此外，噴動氣旁路分率隨流化氣速、導(dǎo)向管內(nèi)徑的增加而增大，但隨著導(dǎo)向管安裝高度的增加而減小。同時，采用基于顆粒動力學(xué)理論的雙歐拉模型，通過Fluent建立了與冷態(tài)實驗條件一致的導(dǎo)向管噴動流化床氣固兩相流的數(shù)理模型，經(jīng)計算流體力學(xué)模擬考察了相關(guān)參數(shù)對模擬結(jié)果的影響。結(jié)果表明壓降與實驗值吻合，流態(tài)化外觀也與實驗結(jié)果一致。所建立的模型具有一定的準確性和可靠性，可以成為預(yù)測實驗結(jié)果的有效途徑。

導(dǎo)向管噴動流化床；寬粒度分布；氣體旁路；兩相流；計算流體力學(xué)；數(shù)值模擬；實驗驗證

多晶硅是信息產(chǎn)業(yè)和太陽能光伏產(chǎn)業(yè)的重要原材料[1]。目前多晶硅生產(chǎn)的主流工藝為改良西門子法，約占全球多晶硅總產(chǎn)量的80%，但副產(chǎn)大量的四氯化硅（每生產(chǎn)1t多晶硅同時產(chǎn)生15～20t四氯化硅）[2-5]。四氯化硅受熱或遇水會分解放熱，產(chǎn)生有毒的腐蝕性煙氣，若直接將其排放，不但造成能源、物料的浪費，而且嚴重污染環(huán)境。目前處理四氯化硅的方法主要包括制備氣相白炭黑、有機硅材料、光導(dǎo)纖維等產(chǎn)品[6]。其中最主要的方法是將其直接轉(zhuǎn)化為可應(yīng)用于多晶硅生產(chǎn)的三氯氫硅，這既節(jié)約了多晶硅的生產(chǎn)成本，又可以保護環(huán)境，實現(xiàn)閉環(huán)生產(chǎn)[7]，因此四氯化硅氫化制備三氯氫硅成為研究的熱點。

冷氫化法因其能耗低、轉(zhuǎn)化率高、投資小等優(yōu)點，目前為國內(nèi)外氫化處理四氯化硅的主流方法[8]。該過程以四氯化硅、冶金級硅粉和氫氣為原料，以銅基或鎳基為催化劑，在反應(yīng)溫度400～600℃、反應(yīng)壓力1.2～4.0MPa的條件下進行氣-固兩相反應(yīng)。冷氫化過程采用的反應(yīng)器是該工藝的核心設(shè)備，一般為普通固定床或流化床，其氣固接觸、混合與傳熱傳質(zhì)效率有待改進與提高[9-12]。導(dǎo)向管噴動流化床是在噴動床的基礎(chǔ)上引入導(dǎo)向管和流化氣，能夠提供良好的氣固接觸和混合效果[13-14]，可克服流化床的顆粒操作范圍窄、易產(chǎn)生分層、節(jié)涌和噴動床的接觸效率不高、噴動不穩(wěn)定等缺點，可以有效地增加床層高度、降低氣體流量，使顆粒在床層內(nèi)的分布時間均勻，循環(huán)易于控制[15]，廣泛應(yīng)用于干燥、造粒、混合及煤氣化等物理和化學(xué)過程[16-18]。

大量的實驗及模擬研究工作[19-30]已經(jīng)對導(dǎo)向管噴動流化床內(nèi)復(fù)雜的流動特性進行了系統(tǒng)的討論分析，但是這些僅針對單一粒徑或窄粒徑分布的顆粒，對寬篩分的固體顆粒導(dǎo)向管噴動流化床研究較少[5，31-34]。為了研究導(dǎo)向管噴動流化床內(nèi)寬篩分硅顆粒的流動特性，本論文在冷模實驗裝置內(nèi)，考察床體結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)對氣體旁路特性的影響，并結(jié)合顆粒動力學(xué)理論和Eulerian多相流流體模型建立噴動流化床氣固流動數(shù)理模型，對床體內(nèi)部流動行為進行二維非穩(wěn)態(tài)的數(shù)值模擬。在實驗和數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上，深入探討了導(dǎo)向管噴動流化床氣固流動規(guī)律，為其工業(yè)化的應(yīng)用提供一定的理論基礎(chǔ)和指導(dǎo)。

1 實驗部分

1.1 實驗流程

實驗流程如圖1所示，空氣由渦旋式鼓風(fēng)機（a）提供，經(jīng)過緩沖罐（c）穩(wěn)定壓力后被分為噴動氣和流化氣，這兩股氣體均通過轉(zhuǎn)子流量計測定其流量。噴動氣進入噴動氣室后經(jīng)分布板（d）中心位置的噴嘴進入床體（j）；流化氣進入流化氣室后通過分布板（d）四周的噴孔進入床體。噴動氣和流化氣穿透床層顆粒，帶動顆粒循環(huán)后進入擴大段（k）減速放空；床體內(nèi)的硅粉經(jīng)噴動氣夾帶從導(dǎo)向管噴出形成噴泉，接著通過上部的擴大段減速，再經(jīng)過環(huán)形區(qū)回落至床層表面后被噴動氣再次帶出，形成一個循環(huán)。

a—渦旋式鼓風(fēng)機；b—控制閥；c—緩沖罐；d—分布板；e—導(dǎo)向管； f—壓力傳感器；g—測壓孔；h—D/C轉(zhuǎn)換器；i—計算機；j—床體； k—擴大段

1.2 實驗物料與儀器

實驗物料為多晶硅企業(yè)冷氫化工藝所使用的冶金級硅粉，其真實密度為2330kg/m3，堆密度為1310kg/m3，堆積空隙率為0.44。采用激光粒度儀對冶金級硅粉進行分析，其粒徑分布如圖2所示，其粒徑分布很寬（10～1400μm），為寬篩分物料，屬于Geldart顆粒分類中的B類顆粒。其平均體積粒徑是460.25μm，長度平均粒徑為496.74μm。

實驗主要采用轉(zhuǎn)子流量計測定空氣氣量，采用壓力傳感器測定壓降與壓降方差，儀器型號如表1所示。

表1 實驗用主要儀器一覽表

自行設(shè)計的導(dǎo)向管噴動流化床結(jié)構(gòu)如圖3所示，主要由圓柱型床體、導(dǎo)向管、氣體分布板和擴大段等組成，各部分均采用有機玻璃材質(zhì)，以便于在實驗過程中觀察床內(nèi)顆粒的運動情況。圓柱型床體內(nèi)徑C為182mm，擴大段內(nèi)徑為300mm；床層物料高度0分別為280mm、330mm、380mm；實驗用導(dǎo)向管長度D為633mm，內(nèi)徑D分別為20mm、30mm、40mm；導(dǎo)向管安裝高度也稱夾帶高度（t），分別為10mm、20mm、35mm。實驗采用平板分布器，厚度為10mm。內(nèi)側(cè)直徑為182mm。其中央為噴嘴，內(nèi)徑i為20mm，周圍為環(huán)形的開孔區(qū)域，開孔方式按照等邊三角形均勻分布，其內(nèi)徑為2.2mm，兩孔間距為10mm，分布板的整體開孔率為4.39%，在分布板上覆以雙層絲網(wǎng)，目數(shù)為160。此外，在擴大段頂部安裝紗網(wǎng)，防止氣速過大時顆粒被氣體攜帶出床體，造成顆粒的損失。

1.3 實驗測量方法及原理

采用李國兵等[35]的方法測定導(dǎo)向管內(nèi)氣體的真實流量。環(huán)形區(qū)未流化時，顆粒雷諾數(shù)較低（即使在最大操作氣速下顆粒雷諾數(shù)仍低于10），Ergun方程式(1)中的第一項（黏度損失項）占主導(dǎo)，第二項（動能損失項）可以忽略，此時可近似認為環(huán)形區(qū)CD兩點之間的壓降與通過其中的氣速呈線性關(guān)系。當(dāng)環(huán)形區(qū)處于未流化時，測定不同氣速下的CD區(qū)壓降，線性回歸后即可獲得床層壓降與氣速間的標準曲線。由標準曲線和實際測定的CD區(qū)壓降即換算得到環(huán)形區(qū)的真實氣速和氣量，進而可以獲得噴動區(qū)的真實流量。

(2)

整體床層氣體質(zhì)量守恒式如式(3)。

式中，v為顆粒平均等體積當(dāng)量直徑（取值為460.25μm）；A和D分別為環(huán)形區(qū)和噴動區(qū)的表觀氣量；、為環(huán)形區(qū)和噴動區(qū)內(nèi)的真實氣量。

實驗中采用噴動氣旁路分率（D）表征噴動氣旁路特性，如式(4)。

當(dāng)D小于1時，表明旁路現(xiàn)象以噴動氣進入環(huán)形區(qū)為主，D越接近1，表示噴動氣旁路現(xiàn)象 越少。

1.4 實驗方法驗證

根據(jù)Ergun公式，當(dāng)環(huán)形區(qū)未流化時，假設(shè)CD區(qū)壓降與環(huán)形區(qū)氣速呈線性關(guān)系，兩者函數(shù)關(guān)系 如式(5)。

Δ=+×(5)

通過實驗數(shù)據(jù)回歸得到不同靜止床層高度下的CD區(qū)壓降與氣速關(guān)系如表2所示。

實驗結(jié)果如圖4所示，CD區(qū)壓降與氣速線性關(guān)系良好，這說明可通過CD區(qū)壓降獲得噴動區(qū)和環(huán)形區(qū)的實際氣量。

表2 CD區(qū)壓降與環(huán)形區(qū)氣速關(guān)系

2 數(shù)值模擬

2.1 氣固多相流流體動力學(xué)模型

利用流體力學(xué)軟件Fluent 6.3.26，對導(dǎo)向管噴動流化床內(nèi)寬篩分硅顆粒的流化特性進行數(shù)值模擬研究。在歐拉-歐拉坐標內(nèi)建立了導(dǎo)向管噴動流化床內(nèi)氣固兩相流動的數(shù)理模型，通過顆粒動力學(xué)理論完成守恒方程組的封閉，利用Gidaspow曳力模型描述氣固兩相間的動量交換，湍流模型采用標準-模型，并采用SIMPLE算法對離散的控制方程進行求解。氣相和顆粒相假設(shè)為連續(xù)介質(zhì)，相間無質(zhì)量交換。各相滿足質(zhì)量、動量及能量守恒，顆粒相作用通過顆粒相壓力、顆粒相界面交換系數(shù)等耦合。模型如式(6)～式(10)。

氣相連續(xù)性方程

固相連續(xù)性方程

(7)

氣相動量守恒方程

固相動量守恒方程

(10)

氣固兩相間曳力關(guān)系采用Gidaspow模型。當(dāng)g≤0.8時，采用Ergun公式[36]計算；g＞0.8時，采用WEN和YU公式[37]，如式(11)所示。

D為SCHILLER和NAUMANN[38]提出的孤立球形顆粒的曳力系數(shù)，如式(12)。

(12)

式中，s為顆粒雷諾數(shù)，如式(13)。

(14)

式中，ss表示顆粒碰撞的歸還系數(shù)，取值為0.9；s為顆粒動力學(xué)溫度，取值為0.0001m2/s2；徑向分布系數(shù)0用于修正顆粒之間的碰撞概率，表示如式(17)。

(17)

由顆粒溫度s表示顆粒的動力學(xué)能量守恒方程為式(18)。

2.2 幾何模型及邊界條件

由于實驗用導(dǎo)向管噴動流化床為軸對稱結(jié)構(gòu)，簡化為二維模型。幾何體的建立和網(wǎng)格劃分采用Fluent 6.3.26前處理軟件Gambit 2.3.16 完成，網(wǎng)格為結(jié)構(gòu)化非均勻的軸對稱二維網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)約為1.5萬，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，網(wǎng)格精度已經(jīng)達到計算 要求。

初始和邊界條件為：①氣相進口采用速度入口（velocity-inlet），噴動氣速在0～12m/s取值，流化氣速在0～0.16m/s取值；②固相初始速度設(shè)置為零，顆粒動力學(xué)溫度取為0.0001m2/s2；③導(dǎo)向管和床體壁面處氣固兩相均按無滑移邊界條件（no-slip wall）處理，其在壁面上的速度為0；④硅粉顆粒被簡化為統(tǒng)一粒徑的球形顆粒，粒徑采用平均粒徑460.25μm計算；⑤氣相出口采用壓力出口（pressure-outlet）。

2.3 模型驗證

圖5為環(huán)形區(qū)未流化時環(huán)形區(qū)壓降隨軸向距離變化的趨勢。由圖5可知，壓降沿軸向基本呈線性降低趨勢，模擬結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)基本吻合。這也證明了通過Ergun方程研究旁路特性的方法可行。

圖6分別為床層最大噴動壓降和最小噴動流化速度隨流化氣速變化趨勢。由圖6(a)可以看出，最大噴動壓降隨流化氣速的增加而增大，一方面，隨著流化氣速的增加，環(huán)形區(qū)的空隙率增大，該區(qū)域顆粒處于松散狀態(tài)，此時床內(nèi)顆粒的黏性力和慣性力均減小，導(dǎo)致射流受到的床層阻力降低；另一方面，流化氣的引入促使顆粒循環(huán)量增加，床料發(fā)生噴動所要克服的顆粒凈重增加，射流的動量消耗增大，上述兩個因素綜合考慮，床層的最大噴動壓降隨著流化氣速的增加而增大，此結(jié)果與矩形噴動床的壓降特性[39]一致。圖6(b)表明，最小噴動流化速度隨流化氣速的增加而減小，這主要是由于流化氣的引入增加了環(huán)形區(qū)的壓降，不僅減少了噴動氣的旁路量，還會增加由環(huán)形區(qū)向噴動區(qū)擴散的氣量，故達到噴動狀態(tài)所需的噴動氣量減少，噴動氣速也相應(yīng)減小。對比圖6的實驗和模擬結(jié)果可知，該模擬結(jié)果與實驗值趨勢相同，具有較好的吻合性，說明本文建立的雙流體模型可以實現(xiàn)對床內(nèi)氣固兩相流動的較準確模擬，基本可以揭示床層的流體動力學(xué)特性以及相關(guān)因素對它的影響。實驗值均大于模擬值主要是由于模擬過程對模型進行了簡化和假設(shè)，導(dǎo)致部分噴動阻力沒有考慮到，實驗時形成噴泉的噴動氣量大于模擬值。

3 結(jié)果與討論

3.1 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作條件對氣體旁路分率的影響

3.1.1 噴動及流化氣速對氣體旁路分率的影響

噴動氣速與噴動區(qū)旁路分率的關(guān)系如圖7所示，噴動氣的旁路分率隨著噴動氣速的增加首先保持平穩(wěn)，隨后降低直至保持穩(wěn)定值。當(dāng)噴動氣速較小時，整個床層均處于固定床狀態(tài)，此時床層壓降隨著噴動氣速的增加而迅速增加，此時極少的噴動氣會旁路進入環(huán)形區(qū)，因而噴動氣體旁路分率趨近于1，并基本保持恒定。隨著噴動氣速的繼續(xù)增加，噴動區(qū)內(nèi)顆粒開始流化，床層區(qū)空隙率增大，此時環(huán)形區(qū)壓降開始緩慢下降，越來越多的噴動氣旁路進入環(huán)形區(qū)，因此噴動氣旁路分率隨之下降。當(dāng)噴動氣速足夠大時，床層會形成穩(wěn)定的噴泉，床層壓降也逐漸變?yōu)榉€(wěn)定值，噴動氣旁路分率也下降至最低點并基本保持恒定。

此外，從圖7中可知，在相同的條件下，噴動氣旁路分率隨著流化氣速的增加而增加。這是由于環(huán)形區(qū)處于固定床時，流化氣速的增加導(dǎo)致環(huán)形區(qū)床層壓降增大，減少了噴動氣擴散至環(huán)形區(qū)的趨勢，因此噴動氣旁路分率隨之升高。此結(jié)果與肖睿等[40]的實驗結(jié)果相一致，認為在低流化氣速條件下，流化氣的加入會抑制噴動氣旁路。

3.1.2 靜止床高對氣體旁路分率的影響

靜止床層高度與噴動氣體旁路分率的關(guān)系如圖8所示。在固定床狀態(tài)下，環(huán)形區(qū)壓降隨床層高度的增加而增大，這增加了噴動氣旁路進入環(huán)形區(qū)的阻力，使得噴動氣旁路分率提高。繼續(xù)增加噴動氣速，在不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作條件下，床層高度對旁路分率的影響均變小，這是由于高噴動氣速下的射流卷吸了周圍的環(huán)形區(qū)顆粒并帶動其流化，床層壓降隨之降低，此時射流更容易穿透環(huán)形區(qū)，因此床層厚度已經(jīng)不是靜止床高影響噴動氣旁路分率的主要因素。

3.1.3 導(dǎo)向管結(jié)構(gòu)對氣體旁路分率的影響

導(dǎo)向管內(nèi)徑對噴動氣旁路分率的影響如圖9所示，在相同的噴動氣速下，氣體旁路分率隨著導(dǎo)向管內(nèi)徑的增大而增大。射流隨著噴射距離的增加徑向范圍變寬，本文采用的噴嘴直徑為20mm，所以射流在發(fā)展到導(dǎo)向管底部時寬度會大于20mm，當(dāng)采用內(nèi)徑為20mm的導(dǎo)向管時，噴動氣一定會旁路進入環(huán)形區(qū)。隨著導(dǎo)向管內(nèi)徑的增大，射流進入導(dǎo)向管的流量增大，使得噴動氣旁路分率增大。

圖10表示了導(dǎo)向管安裝高度對氣體旁路分率的影響，在相同條件下，隨著導(dǎo)向管安裝高度增大，噴動氣旁路分率減小。這主要是由于噴動氣從噴嘴噴出后形成高速射流，射流在其發(fā)展過程中直徑不斷變大，因此導(dǎo)向管安裝高度越高，會有越多的噴動氣體進入環(huán)形區(qū)，使得噴動氣旁路分率減小。即降低導(dǎo)向管安裝高度可以有效抑制噴動氣的旁路氣量，這同樣也是最小噴動氣速減小的原因之一。

3.2 噴泉形成過程分析

圖11用15張顆粒體積濃度分布圖顯示了導(dǎo)向管噴動流化床內(nèi)氣泡形成、發(fā)展、破碎以及射流發(fā)展的完整過程，這些圖可以直觀地顯示出噴泉的形成過程。=0時，噴動氣開始進入床內(nèi)，并在噴嘴正上方產(chǎn)生射流，射流在向上發(fā)展過程中，氣體不斷向四周環(huán)形密相區(qū)擴散，同時通過邊界層卷吸環(huán)形區(qū)的顆粒。隨著射流的不斷發(fā)展，其直徑逐漸增大，射流速度逐漸降低，因此其穿透能力下降，導(dǎo)致射流形成氣泡。在上升過程中，氣泡逐漸增大，并且最終在床層表面破裂。沒有進入導(dǎo)向管的那部分射流也在夾帶區(qū)形成一個逐漸增大的氣泡，沿導(dǎo)向管壁面向上發(fā)展，最終也在床層表面破裂。圖11中1～6s為噴泉發(fā)展逐漸穩(wěn)定的過程，導(dǎo)向管中的固體顆粒是成股間歇式噴出，在導(dǎo)向管正上方形成噴泉；環(huán)形區(qū)則一直進行氣泡形成、發(fā)展和破裂的 過程。

3.3 流場分析

3.3.1 流化氣速的影響

采用流線圖對氣相流場進行分析研究，同時通過噴動氣體旁路分率來定量分析噴動氣的旁路 特性。

圖12展示了流化氣速為零時氣相流線圖和軸向速度矢量圖。由圖可知，噴動氣進入床體后形成射流，高速射流在運動過程中變寬，且在到達導(dǎo)向管時其寬度已經(jīng)大于導(dǎo)向管內(nèi)徑，因此一部分噴動氣會擴散進入環(huán)形區(qū)；另一部分氣體與射流邊界層相互作用，在夾帶區(qū)形成漩渦，這些漩渦可以將流化氣和夾帶區(qū)內(nèi)的顆粒卷吸進入導(dǎo)向管。與此同時，進入導(dǎo)向管的射流會繼續(xù)擴張，但由于導(dǎo)向管內(nèi)壁會阻擋射流的繼續(xù)發(fā)展，因此導(dǎo)向管內(nèi)氣體流速最終會形成穩(wěn)定的正態(tài)分布，并最終噴出導(dǎo) 向管。

圖13為引入流化氣后的流線圖與速度矢量圖。從圖中可知，引入流化氣之后，射流邊界層的漩渦消失，這是由于流化氣夾帶著發(fā)生旁路的噴動氣一起向上運動，直至帶出床層。

3.3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響

圖14為不同結(jié)構(gòu)參數(shù)條件下的氣相流線對比圖，如圖14(a)、圖14(b)所示，導(dǎo)向管內(nèi)的噴動氣速隨著導(dǎo)向管內(nèi)徑的增加而增加，且夾帶區(qū)內(nèi)的氣體漩渦明顯減少。如3.1.3節(jié)所述，導(dǎo)向管內(nèi)徑增加會使射流邊界層直接進入導(dǎo)向管中，夾帶區(qū)的射流邊界層發(fā)展受阻，從而漩渦減少，射流的卷吸能力降低。

對比圖14(b)與圖14(c)可以看出，導(dǎo)向管安裝高度的增大導(dǎo)致夾帶區(qū)漩渦增多，同時旁路現(xiàn)象更加明顯，噴動區(qū)氣速降低。這是由于導(dǎo)向管安裝高度增大等價于增加了射流距離，使得進入導(dǎo)向管的射流發(fā)展會更充分，因而邊界層變得更寬，導(dǎo)致漩渦增多。

表3為圖14條件下實驗與模擬得到的噴動氣旁路分率，從結(jié)果可知導(dǎo)向管安裝高度降低以及內(nèi)徑增大都會減少噴動氣擴散進入環(huán)形區(qū)的現(xiàn)象，從而提高噴動氣旁路分率。將模擬結(jié)果與實驗測量值對比發(fā)現(xiàn)，模擬值較實驗值均偏高，這可能同樣是由于模擬過程對模型進行了簡化和假設(shè)，導(dǎo)致部分噴動阻力沒有考慮到，實驗時噴動氣量較多地進入環(huán)形區(qū)。但數(shù)值模擬的噴動氣旁路特性隨床體結(jié)構(gòu)的變化趨勢與實驗結(jié)果基本吻合，這表明本文建立的雙流體模型對模擬噴動氣旁路特性具有一定的指導(dǎo)性和合理性。

3.4 顆粒運動特性

圖15為不同軸向高度下的噴動區(qū)顆粒體積分數(shù)沿徑向變化曲線，模擬結(jié)果不同于噴動流化床。從圖15中可以看出，在床層下段，顆粒濃度從中心沿徑向逐漸升高并保持不變，這表明在夾帶區(qū)的高速射流將顆粒推向兩側(cè)，濃度升至最大且保持不變則說明該區(qū)域還處于固定床狀態(tài)；在床層上段，顆粒濃度沿徑向減小，在環(huán)形區(qū)顆粒濃度分布幾乎為零，僅在靠近床體壁面處有少許顆粒，這是由于環(huán)形區(qū)顆粒在下降過程中貼近壁面。整體來看，噴動區(qū)內(nèi)顆粒相濃度相差不大，說明導(dǎo)向管內(nèi)氣體分布相對較為均勻，氣固混合較好。

圖16為不同軸向高度下，顆粒軸向速度沿徑向變化分布圖。噴動區(qū)內(nèi)顆粒軸向速度為正，表明顆粒向上運動，并且隨著高度的增加呈現(xiàn)逐漸遞減的趨勢，這是因為顆粒被高速射流卷吸進入導(dǎo)向管后必然發(fā)生顆粒與顆粒、壁面的碰撞，此外，射流的動能隨著高度的增加而減小，而顆粒是被射流夾帶向上運動，因此顆粒的速度顯然也會下降。環(huán)形區(qū)顆粒速度為負值，表明此區(qū)域內(nèi)顆粒向下運動，其絕對值隨著高度的增加而增大，這是由于床層上部環(huán)形區(qū)空隙率較大，顆粒向下運動阻力小，速度快。在同一軸向高度上，環(huán)形區(qū)靠近壁面處顆粒速度的絕對值小于環(huán)形區(qū)中心區(qū)域，這是因為顆粒大多沿壁面向下運動，碰撞概率增大，因而向下運動阻力變大，速度變慢。

表3 不同條件下的氣體旁路分率

3.5 結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)對流動特性的影響

圖17為床層內(nèi)部顆粒濃度分布變化趨勢。從圖中可以看出，流化氣的引入對環(huán)形區(qū)空隙率基本無影響，顆粒濃度分布基本保持不變，而對噴動區(qū)影響較大，流化氣的引入使噴動區(qū)內(nèi)顆粒濃度變得相對均勻。

圖18表達了顆粒軸向速度沿徑向的變化規(guī)律，可以看到流化氣引入后對顆粒在環(huán)形區(qū)的軸向速度影響相對較小，但是使得噴動區(qū)顆粒軸向速度明顯增大，對應(yīng)圖17，速度增加導(dǎo)致了顆粒的空隙率增大，這主要是由于流化氣旁路進入噴動區(qū)，導(dǎo)向管內(nèi)實際噴動氣量增大。

圖19為導(dǎo)向管內(nèi)顆粒軸向速度沿軸向變化規(guī)律。如圖11所描述，由于顆粒在導(dǎo)向管中是呈周期性成股噴出，使得顆粒濃度沿軸向分布不連續(xù)，因此在不同高度下會呈現(xiàn)不規(guī)律的分布。盡管速度分布不規(guī)律，還是可以看出顆粒軸向速度隨著導(dǎo)向管內(nèi)徑的減小而增大。此外，導(dǎo)向管內(nèi)徑越大，沿著軸向顆粒速度越早變?yōu)榱?，這表明內(nèi)徑更小時，噴動氣形成的噴泉高度更高，這與觀察到的實驗現(xiàn)象一致。

4 結(jié)論

（1）利用Ergun公式計算環(huán)形區(qū)未流化時的噴動氣旁路分率，經(jīng)驗證，這種計算方法可行。研究結(jié)果表明：噴動氣的旁路分率隨噴動氣速的增加首先保持平穩(wěn)，隨后降低，直至保持穩(wěn)定值；當(dāng)噴動氣速較小時，旁路分率隨靜止床層高度的增加而增加，當(dāng)噴動氣速足夠大時，靜止床高的變化對旁路分率影響不大；此外，噴動氣旁路分率隨流化氣速、導(dǎo)向管內(nèi)徑的增加而增大，但隨著導(dǎo)向管安裝高度的增加而減小。

（2）噴動氣體旁路不但受相關(guān)參數(shù)的影響，還與射流范圍、氣體混合特性等因素相關(guān)，且各因素相互影響、相互制約，因此對導(dǎo)向管噴動流化床的旁路特性機理有待更進一步地研究。

（3）利用CFD軟件，結(jié)合顆粒動力學(xué)理論和雙歐拉模型建立導(dǎo)向管噴動流化床內(nèi)氣固兩相流動的數(shù)值計算模型，經(jīng)實驗驗證，該計算模型可用來較準確地研究導(dǎo)向管噴動流化床內(nèi)寬篩分硅顆粒的流化特性。

（4）模擬結(jié)果表明導(dǎo)向管中顆粒處于節(jié)涌狀態(tài)，環(huán)形區(qū)處于移動床狀態(tài)；引入流化氣、降低導(dǎo)向管安裝高度以及增大內(nèi)徑都會減少噴動氣擴散進入環(huán)形區(qū)的現(xiàn)象；對于寬篩分粒徑的顆粒，床內(nèi)顆粒呈現(xiàn)在床中心上升、壁面下降的流動形式，整體來看，噴動區(qū)內(nèi)顆粒相濃度相差不大，氣體分布相對較為均勻，氣固混合較好。

符號說明

AA——環(huán)形區(qū)面積，m2 CD——曳力系數(shù) DC——床體內(nèi)徑，m DD ——導(dǎo)向管內(nèi)徑，m Di——噴嘴內(nèi)徑，m ds ——顆粒直徑，m dv ——顆粒等體積當(dāng)量直徑，m ess——顆粒碰撞的歸還系數(shù) FD——噴動氣旁路分率 g——重力加速度，m·s–2 g0 ——徑向分布系數(shù) H——床層軸向高度，m H0——靜止床層高度，m Ht ——導(dǎo)向管安裝高度，m ——單位張量 LD——導(dǎo)向管長度，m ΔP——CD區(qū)壓降差，Pa ΔPm——最大噴動壓降，Pa Δp ——壓力梯度 ——環(huán)形區(qū)和噴動區(qū)表觀氣量，m3·s–1 ——環(huán)形區(qū)和噴動區(qū)真實氣量，m3·s–1 R——徑向距離，m Res——顆粒雷諾數(shù) ——表觀噴動氣速和表觀流化氣速，m·s–1 u——CD區(qū)氣體表觀速度，m·s–1 us——顆粒軸向速度，m·s–1 Z——CD區(qū)高度，m ——氣相和固相體積分數(shù) ——氣固兩相間的動量交換系數(shù) ——能量的碰撞耗散率 ——床層空隙率 ——單位體積內(nèi)顆粒湍動能的耗散率 ——顆粒動力學(xué)溫度 ——顆粒動力學(xué)溫度的擴散系數(shù) ——固相體積黏度 ——氣體和顆粒的黏度系數(shù)，Pa·s ——氣相和固相瞬時速度，m·s–1 ——氣相和固相密度，m3·kg–1 ——氣相和固相壓力應(yīng)變張量 fgs——氣固兩相間的能量交換

[1] 蔣榮華，肖順珍．國內(nèi)外多晶硅發(fā)展現(xiàn)狀[J]．半導(dǎo)體技術(shù)，2001，26（11）：7-10．

JIANG R H，XIAO S Z．Development and trend of international and internal polycrystal Si material[J]．Semiconductor Technology，2001，26（11）：7-10．

[2] HSU G，ROHATGI N，HOUSEMAN J．Silicon particle growth in a fluidized-bed reactor[J]．AIChE Journal，1987，33（5）：784-791．

[3] LAI S，DUDUKOVIC M P，RAMACHANDRAN P A．Chemical vapor deposition and homogeneous nucleation in fluidized bed reactors：silicon from silane[J]．Chemical Engineering Science，1986，41（4）：633-641．

[4] UESAWA N，PENG S，INASAWA S，et al．Kinetic study on gas phase zinc reduction of silicon tetrachloride[J]．Chemical Engineering Journal，2011，168（2）：889-895．

[5] SU G L，HUANG G Q，LI M，et al．Study on the flow behavior in spout-fluid bed with a draft tube of sub-millimeter grade silicon particles[J]．Chemical Engineering Journal，2013，237：277-285．

[6] 陳涵斌，李育亮，印永祥．四氯化硅轉(zhuǎn)化技術(shù)的現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢[J]．氯堿工業(yè)，2009，45（4）：27-31．

CHEN H B，LI Y L，YIN Y X．The present situation and development trend of conversion technology of silicon tetrachloride[J]. Chlor-Alkali Industry，2009，45（4）：27-31．

[7] 梁駿吾．興建年產(chǎn)一千噸電子級多晶硅工廠的思考[J]．中國工程科學(xué)，2000，2（6）：33-35．

LIANG J W．Thoughts on the construction of an electronic grade polycrystalline silicon plant with annual production of 1000t in China[J]．Engineering Science，2000，2（6）：33-35．

[8] JU Y L，LEE W H，PARK Y K，et al．Catalytic conversion of silicon tetrachloride to trichlorosilane for a poly-Si process[J]．Solar Energy Materials & Solar Cells，2012，105：142-147．

[9] INGLE W M．Kinetics of the hydrogenation of silicon tetrachloride[J]．Journal of the Electrochemical Society，1985，132（5）：1236-1240．

[10] 宋佳，曹祖賓，李會鵬，等．四氯化硅固定床冷氫化工藝的研究[J]．化學(xué)工業(yè)與工程，2011，28（3）：20-24．

SONG J，CAO Z B，LI H P，et al．Hydrogenation process of silicon tetrachloride on fixed bed[J]．Chemical Industry and Engineering，2011，28（3）：20-24．

[11] SUGIURA M，KURITA H，NISIDA T，et al．Hydrogenation reactions and their kinetics for SiCl4(g)-H2(g) and SiCl4(g)-Si(s)-H2(g) systems using a fixed bed type reactor[J]．Materials Transactions，1992，33（12）：1138-1148．

[12] 萬燁，湯傳斌，肖榮輝，等. 四氯化硅氫化生產(chǎn)三氯氫硅技術(shù)研究[J]．有色冶金節(jié)能，2010，26（6）：30-32．

WAN Y，TANG C B，XIAO R H，et al．Research on technique of producing trichlorosilane by hydrogenation of silicon tetrachloride[J]．Energy Saving of Non-Ferrous Metallurgy，2010，26（6）：30-32．

[13] 靳鳳民，陳松，康仕芳．導(dǎo)向管噴動流化床固體顆粒的循環(huán)量[J]．天津大學(xué)學(xué)報，2008，41（1）：123-126．

JIN F M，CHEN S，KANG S F．Solids circulation of spout-fluid bed with draft tube[J]．Journal of Tianjin University，2008，41（1）：123-126．

[14] LIM C J，WATKINSON A P，KHOE G K，et al．Spouted，fluidized and spout-fluid bed combustion of bituminous coals[J]．Fuel，1988，67（9）：1211-1217．

[15] 張東利，張維蔚，張曉蕾，等．帶導(dǎo)流管的噴動流化床的研究進展[J]．化工進展，2005，24（5）：506-509．

ZHANG D L，ZHANG W W，ZHANG X L，et al．Applied research on spout-fluidized bed with draft-tube[J]．Chemical Industry and Engineering Progress，2005，24（5）：506-509．

[16] MARMO L．Low temperature drying of pomace in spout and spout-fluid beds[J]．Journal of Food Engineering，2007，79（4）：1179-1190．

[17] FUKUMORI Y，ICHIKAWA H．Coating of pharmaceuticals and fluidized bed[J]．Japanese Journal of Multiphase Flow，2004，18（3）：214-222．

[18] ZHONG W Q，XIAO R，ZHANG M Y．Experimental study of gas mixing in a spout-fluid bed[J]．AIChE Journal，2006，52（3）：924-930．

[19] GRBAVCIC ? B，VUKOVIC D V，JOVANOVIC S D，et al．Fluid flow pattern and solids circulation rate in a liquid phase spout-fluid bed with draft tube[J]．The Canadian Journal of Chemical Engineering，1992，70（5）：895-904．

[20] ERBIL A C．Effect of the annulus aeration on annulus leakage and particle circulation in a three-phase spout-fluid bed with a draft tube[J]．Powder Technology，2006，162（1）：38-49．

[21] NAGASHIMA H，KAWASHIRI Y，SUZUKAWA K，et al．Effects of operating parameters on hydrodynamic behavior of spout-fluid beds without and with a draft tube[J]．Procedia Engineering，2015，102：952-958．

[22] YANG W C，KEAIRNS D L．Studies on the solid circulation rate and gas bypassing in spouted fluid-bed with a draft tube[J]．The Canadian Journal of Chemical Engineering，1983，61（3）：349-355．

[23] JEON J H，KIM S D，KIM S J，et al．Solid circulation and gas bypassing characteristics in a square internally circulating fluidized bed with draft tube[J]．Chemical Engineering & Processing，2008，47（12）：2351-2360．

[24] WU M，GUO Q J，LIU L Y．Hydrodynamic performance of a spout-fluid bed with draft tube at different temperatures[J]．Industrial & Engineering Chemistry Research，2014，53（5）：1999-2010．

[25] LINK J M，CUYPERS L A，DEEN N G，et al．Flow regimes in a spout-fluid bed：a combined experimental and simulation study[J]. Chemical Engineering Science，2005，60（13）：3425-3442．

[26] XU J，TANG J L，WEI W S，et al．Minimum spouting velocity in a spout-fluid bed with a draft tube[J]．The Canadian Journal of Chemical Engineering，2009，87（2）：274-278．

[27] MUIR J R，BERRUTI F，BEHIE L A．Solids circulation in spouted and spout-fluid beds with draft-tubes[J]．Chemical Engineering Communications，1990，88（1）：153-171．

[28] NAGASHIMA H，ISHIKURA T，IDE M．Flow regimes and vertical solids conveying in a spout-fluid bed with a draft tube[J]．The Canadian Journal of Chemical Engineering，2011，89（2）：264-273．

[29] XIAO R，ZHANG M Y，JIN B S，et al．Solids circulation flux and gas bypassing in a pressurized spout-fluid bed with a draft-tube[J]. The Canadian Journal of Chemical Engineering，2002，80（5）：800-808．

[30] SHIH H H，CHU C Y，HWANG S J．Solids circulation and attrition rates and gas bypassing in an internally circulating fluidized bed[J]．Industrial & Engineering Chemistry Research，2003，42（23）：5915-5923．

[31] GAUTHIER D，ZERGUERRAS S，F(xiàn)LAMANT G．Influence of the particle size distribution of powders on the velocities of minimum and complete fluidization[J]．Chemical Engineering Journal，1999，74（3）：181-196．

[32] LI P，YU X，LIU F，et al．Hydrodynamic behaviors of an internally circulating fluidized bed with wide-size-distribution particles for preparing polysilicon granules[J]．Powder Technology，2015，281：112-120．

[33] LUO W C，LIANG W H，ZHANG G L，et al．Fluidization characteristics of silicon particles with a wide size distribution[J]．Chinese Journal of Chemical Engineering，2004，12（6）：851-856．

[34] 王偉文，董海紅，陳光輝，等．氣固流化床內(nèi)寬篩分硅粉顆粒流化特性的數(shù)值模擬[J]．高?；瘜W(xué)工程學(xué)報，2011，25（2）：276-282．

WANG W W，DONG H H，CHEN G H，et al．Numerical simulation of the gas-solid flow characteristics in fluidized bed with wide particle size distribution[J]．Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities，2011，25（2）：276-282．

[35] 李國兵，李明，陳松，等．導(dǎo)向管噴動流化床的噴動氣旁路分率[J]．化工學(xué)報，2013，64（4）：1176-1182．

LI G B，LI M，CHEN S，et al．Gas bypassing fraction of spouting gas in spout-fluid bed with draft tube[J]．CIESC Journal，2013，64（4）：1176-1182．

[36] ERGUN S．Fluid flow through packed columns[J]．Journal of Materials Science & Chemical Engineering，1952，48（2）：89-94．

[37] WEN Y C，YU Y H．Mechanics of fluidization[J]．Chemical Engineering Progress Symposium Series，1966，62：100-111．

[38] SCHILLER L，NAUMANN A. A drag coefficient correlation[J]. Z．Ver．Deutsch．Ing．，1935，77（1）：318-320．

[39] 張少峰，吳靜，劉燕，等．雙噴嘴矩形噴動床壓降的實驗研究[J]．化工進展，2005，24（12）：1405-1408．

ZHANG S F，WU J，LIU Y，et al．Experimental study of pressure drop of rectangular spouted bed with double nozzles[J]．Chemical Industry and Engineering Progress，2005，24（12）：1405-1408．

[40] 肖睿，章名耀，劉向東．增壓導(dǎo)向式噴動流化床顆粒循環(huán)量和氣體旁路特性研究[J]．燃料化學(xué)學(xué)報，1999，27（4）：370-376．

XIAO R，ZHANG M Y，LIU X D．Solid circulation and gas bypassing in spout-fluid bed with draft tube at elevated pressure[J]. Journal of Fuel Chemistry and Technology，1999，27（4）：370-376．

Experiment and simulation on the flow characteristics of silicon particles with a wide size distribution in draft tube spout-fluid bed

ZHANG Yuemei，HUANG Guoqiang，SU Guoliang

（School of Chemical Engineering and Technology，Tianjin University，Tianjin 300072，China）

A cylindrical spout-fluid bed（182mm in inner diameter）equipped with a draft tube and loaded with sub-millimeter grade silicon particles of wide size distribution was used to study the gas bypassing fraction of spouting gas. Effects of static bed height，entrainment zone height，draft tube diameter，and the spouting and fluidizing gas velocity on the gas bypassing fraction of spouting gas were investigated. The results show that the gas bypassing fraction of spouting gas remains stable at low spouting gas velocities and decreases thereafter. At high spouting gas velocities，it reaches a stable value. At low spouting gas velocities，the gas fraction increases with the static bed height. When the spouting gas velocity is sufficiently high，the static bed height has little effect on the gas bypassing. In addition，the gas fraction increases with the fluidizing gas velocity and the draft tube diameter，but decreases with the entrainment zone height. Furthermore，a mathematical model for gas-particle two-phase flow in draft tube spout-fluid bed was established based on the Eulerian-Eulerian model according to the kinetic theory of granular flow. Effects of related parameters on simulation results were investigated by CFD simulation. The numerical simulation shows that both the calculated bed pressure drop and fluidization appearance show good agreement with the experimental results. Regarding applicability and reliability of the proposed model，it could be an effective tool to predict the experimental results.

draft tube spout-fluid bed；wide size distribution；gas bypassing；two-phase flow；computational fluid dynamics（CFD）；numerical simulation；experimental validation

TQ127.2

A

1000–6613（2017）07–2381–12

10.16085/j.issn.1000-6613.2016-2181

2016-11-24；

2017-03-16。

國家自然科學(xué)基金項目（21676197）。

張月梅（1990—），女，碩士研究生，從事四氯化硅冷氫化及硅烷流化床制備粒狀多晶硅的數(shù)值模擬研究工作。E-mail：ym_z@tju.edu.cn。

聯(lián)系人：黃國強，博士，副教授，主要從事多晶硅精餾領(lǐng)域的研究、開發(fā)與工程設(shè)計。E-mail：hgq@tju.edu.cn。