彭昕，王亦飛，位宗瑤，陳福田，于廣鎖

?

含細(xì)長(zhǎng)顆粒的洗滌冷卻室內(nèi)的多相分布特性

彭昕，王亦飛，位宗瑤，陳福田，于廣鎖

（華東理工大學(xué)潔凈煤技術(shù)研究所，煤氣化及能源化工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200237）

采用改進(jìn)的直接取樣法，在按幾何尺寸縮小的工業(yè)氣化爐洗滌冷卻室冷模裝置內(nèi)，同時(shí)測(cè)量不同操作條件下的軸徑向局部固含率和氣含率，對(duì)細(xì)長(zhǎng)顆粒在洗滌冷卻室內(nèi)的多相分布特性進(jìn)行研究。結(jié)果表明：以下降管出口截面為界，洗滌冷卻室可分為上部氣液固混合區(qū)和下部固液流動(dòng)區(qū)，其中上部區(qū)域由下降管出口區(qū)、破泡板作用區(qū)和氣墊層區(qū)組成，下部區(qū)域由氣相湍動(dòng)作用區(qū)、回流區(qū)和二次流動(dòng)區(qū)組成；在顆粒阻礙效應(yīng)減速沉降和團(tuán)聚效應(yīng)加速沉降的共同作用下，軸向固含率呈現(xiàn)波動(dòng)分布；環(huán)隙氣速、固相體積分?jǐn)?shù)和長(zhǎng)徑比的增加均會(huì)增強(qiáng)床層的湍動(dòng)，促進(jìn)氣體的徑向擴(kuò)散；操作條件的改變使顆粒的漂移速度發(fā)生改變，徑向固含率分布出現(xiàn)波動(dòng)；在氣相擾動(dòng)和回流作用下，二次流動(dòng)區(qū)呈現(xiàn)環(huán)狀流動(dòng)，流體和顆粒的“壁面效應(yīng)”使該區(qū)域的固含率呈現(xiàn)中心高邊壁低的特點(diǎn)。

細(xì)長(zhǎng)顆粒；洗滌冷卻室；多相流；相分布；軸向；徑向；湍流

引 言

洗滌冷卻室作為高溫合成氣的洗滌冷卻裝置，在激冷式氣流床煤氣化技術(shù)中發(fā)揮著重要作用。多噴嘴對(duì)置式水煤漿氣化爐洗滌冷卻室采用噴淋和環(huán)隙鼓泡相結(jié)合的復(fù)合型鼓泡床[1]。經(jīng)激冷降溫的氣體與固態(tài)渣沿下降管進(jìn)入洗滌冷卻室液池，在穿越液池的過(guò)程中完成氣體的洗滌凈化和氣液固三相分離的工作。洗滌冷卻室內(nèi)部流體流動(dòng)復(fù)雜，涉及氣-液-固三相體系的流動(dòng)、分離及熱質(zhì)傳遞等諸多復(fù)雜的科學(xué)問(wèn)題。

有關(guān)洗滌冷卻室的實(shí)驗(yàn)研究工作多集中在氣液分離[2-5]、降膜流動(dòng)[6-10]以及內(nèi)構(gòu)件流體力學(xué)[11-13]等方面，但對(duì)洗滌冷卻室液池內(nèi)的固相流動(dòng)特性的研究卻鮮有涉及。賀必云[14]以煤渣和石英砂為模擬物對(duì)洗滌冷卻室內(nèi)的固相濃度分布進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，將固體流動(dòng)劃為3個(gè)區(qū)域：沉降區(qū)、擴(kuò)散區(qū)和懸浮區(qū)。吳晅[15]則利用數(shù)值模擬對(duì)前者的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的總體趨勢(shì)一致；在洗滌冷卻室內(nèi)，顆粒濃度在軸向上呈波動(dòng)形式分布，由下而上呈下降趨勢(shì)。吳晅等[16]對(duì)氣固兩相流穿越液池過(guò)程中的顆粒在三相體系中的微觀運(yùn)動(dòng)過(guò)程及分布規(guī)律進(jìn)行了研究，與Euler-Lagrange框架下的數(shù)值模擬結(jié)果基本一致。付碧華等[17]采用高清攝像儀和壓差傳感器對(duì)洗滌冷卻管出口處射流深度和液池內(nèi)氣液界面波動(dòng)特性進(jìn)行研究發(fā)現(xiàn)，隨著表觀氣速的增大，射流深度呈指數(shù)式增大；洗滌冷卻管出口處液面波動(dòng)對(duì)床層內(nèi)氣液兩相環(huán)流脈動(dòng)的影響較為顯著。龔曉波等[18]通過(guò)氣液兩相的數(shù)值模擬，量化分析了出口動(dòng)量與最大下降深度和夾層內(nèi)側(cè)出口氣含率的關(guān)系。

上述學(xué)者采用球狀顆粒進(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)和模擬工作，然而洗滌冷卻室液池內(nèi)的灰渣顆粒多為非球形顆粒。與球形顆粒相比，非球形顆粒在流體中運(yùn)動(dòng)時(shí)的阻力系數(shù)存在差異[19]，而阻力系數(shù)的差異將導(dǎo)致顆粒運(yùn)動(dòng)特征的改變。非球形顆粒一般具備各向異性的性質(zhì)，其中最為典型的是具有一定長(zhǎng)徑比的細(xì)長(zhǎng)顆粒。Gore等[20]發(fā)現(xiàn)，兩相流中顆粒的粒徑對(duì)流體的湍動(dòng)強(qiáng)度有一定影響，小顆粒會(huì)削弱湍流強(qiáng)度而大顆粒則會(huì)使湍流強(qiáng)度增強(qiáng)。林建忠等[21]對(duì)含柱狀固粒的兩相流模擬發(fā)現(xiàn)，粒子對(duì)流場(chǎng)的湍動(dòng)特性起著抑制作用。而在氣化爐運(yùn)行過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，具有一定的長(zhǎng)徑比的纖維狀顆粒會(huì)在氣化爐洗滌冷卻室的破泡板上橋接、沉積，造成洗滌冷卻室內(nèi)液位不穩(wěn)定，合成氣帶灰、帶液等問(wèn)題，嚴(yán)重影響氣化爐的正常運(yùn)行。因此，對(duì)纖維狀細(xì)長(zhǎng)顆粒在洗滌冷卻室內(nèi)的流體力學(xué)特性研究具有深刻的理論意義和實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

本實(shí)驗(yàn)在按幾何尺寸縮小的工業(yè)氣化爐洗滌冷卻室冷模裝置內(nèi)進(jìn)行。采用改進(jìn)的直接取樣法，同時(shí)測(cè)量不同操作條件下的軸徑向局部固含率s和氣含率g，分析其變化規(guī)律；研究細(xì)長(zhǎng)顆粒在洗滌冷卻室液池內(nèi)的分布特性和其對(duì)流體湍動(dòng)的影響，為含細(xì)長(zhǎng)顆粒的洗滌冷卻室內(nèi)的流體力學(xué)特性研究提供借鑒和指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置、材料和方法

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示，洗滌冷卻室由有機(jī)玻璃制成，液池內(nèi)徑為200 mm，下降管內(nèi)徑為70 mm，外徑為80 mm。實(shí)驗(yàn)中采用空氣-水-尼龍短纖作為氣液固三相，短纖由直徑分別為0.1 mm和0.15 mm的PA6長(zhǎng)絲采用特殊工具裁剪為3 mm和5 mm而成?？諝庥闪_茨鼓風(fēng)機(jī)送至洗滌冷卻室氣體頂部入口，流量由轉(zhuǎn)子流量計(jì)控制。水由水泵從水槽打出，將尼龍短纖固體顆粒與水混合后由進(jìn)水口注入液池內(nèi)，并采用下部鼓泡的方式預(yù)混。距出水口143、193、243、293、383、423、473、523、618 mm處的位置，由下至上布置9個(gè)取樣口。

1—fan；2,12—valve；3—flow-meter；4—air inlet；5—air outlet； 6—downcomer；7—bubble-break plate；8—sample tap；9—water inlet；10—water pump；11—bubble tube；13—water outlet

參照文獻(xiàn)[22-24]設(shè)計(jì)了圖2所示的取樣裝置，取樣管和取樣器進(jìn)口內(nèi)徑均為8 mm，取樣口錐形角角度為45°。取樣時(shí)，拉動(dòng)手柄至取樣管出口處，同時(shí)抽動(dòng)帶標(biāo)尺的取樣器至固定刻度。通過(guò)取樣器上的刻度直接讀取氣相所占體積，得到局部氣含率g（體積比）。將取樣器內(nèi)的固體過(guò)濾、烘干、稱重并換算得到局部固含率s（體積比）。

1—handle；2—O-rings；3—sampling tube inlet；4—sampling tube outlet；5—sampler inlet；6—sampler

在初始靜態(tài)液位540 mm的條件下，分別測(cè)量不同環(huán)隙氣速g（0.29、0.44、0.59 m?s-1）、固相體積分?jǐn)?shù)s（0.0094%、0.0281%、0.044%）和長(zhǎng)徑比r（20、30、50）時(shí)軸徑向局部固含率s和氣含率g。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 不同環(huán)隙氣速g下的軸徑向多相分布

2.1.1 軸向局部固含率和氣含率分布 圖3是不同環(huán)隙氣速下洗滌冷卻室內(nèi)軸向固含率和氣含率分布。從圖3可以看出，以下降管出口截面為分界線，洗滌冷卻室可以分為兩部分區(qū)域：以氣液兩相湍流為主體的上部氣液固混合區(qū)和受氣相影響的下部固液流動(dòng)區(qū)。在環(huán)隙氣速較低的情況下，上下兩區(qū)域的固含率分布較為均勻；隨著環(huán)隙氣速的增加，軸向固含率呈現(xiàn)梯度分布。由于氣相的攜帶作用導(dǎo)致上部固含率略有增加。如圖4所示，下部固液區(qū)主要以垂直于軸向方向的環(huán)狀流動(dòng)為主，環(huán)隙氣速的增加勢(shì)必導(dǎo)致下部固液流動(dòng)區(qū)的回流增強(qiáng)。下降管出口處為負(fù)浮力的逆壓力梯度突擴(kuò)流動(dòng)，在主流和回流流動(dòng)的影響下會(huì)引發(fā)洗滌冷卻室底部的二次流動(dòng)[18]。二次流動(dòng)強(qiáng)度增大，既增大了顆粒間的相互碰撞概率，又加速了顆粒的橫向漂移和沉降，因此在固液混合區(qū)上部出現(xiàn)了低氣速固含率大于高氣速固含率的現(xiàn)象，而隨著軸向高度的減小，二次流動(dòng)的影響減弱，固含率的增加主要以沉降為主，且環(huán)隙氣速越大沉降越快。

如圖3所示，隨著環(huán)隙氣速的增大，氣含率呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在破泡板附近的氣含率變化尤其劇烈。383 mm采樣點(diǎn)處，環(huán)隙氣速增加，局部氣含率略有增大。這是由于下降管表觀氣速的增大使下降管突擴(kuò)射流深度增大，進(jìn)而導(dǎo)致下降管出口處氣含率增大。如圖5所示（白色曲線為氣體的輪廓線，黑色直線為下降管外壁），在負(fù)浮力和逆壓力梯度作用下，氣體在下降管外壁聚集并沿邊緣上升，形成羽狀流動(dòng)，下降管出口處形成的氣泡較大，測(cè)量具有一定誤差，氣含率的變化并不明顯。

而在423 mm測(cè)量點(diǎn)之后，氣含率的變化則較為明顯，一方面由于破泡板的作用，大氣泡破碎成大量小氣泡；另一方面氣體沿下降管外壁反折向上流動(dòng)的同時(shí)存在徑向擴(kuò)散。因此，氣含率的變化在破泡板截面形成了轉(zhuǎn)折點(diǎn)。環(huán)隙氣速增大，位于破泡板下部和下降管出口上部區(qū)域，由于氣泡破碎和回流的作用氣含率大幅增加。而破泡板上部區(qū)域氣含率的減小則是由于氣速的增大增加了氣體對(duì)液體的擾動(dòng)，導(dǎo)致該部分的氣墊層高度增加，氣體帶液量增大，出現(xiàn)氣含率減小，含液量增大的現(xiàn)象。

2.1.2 徑向局部固含率和氣含率分布 圖6是g= 0.29 m?s-1時(shí)的不同軸向高度的徑向固含率和氣含率分布。對(duì)液池中心到近壁面的徑向距離做了量綱1處理。

由圖6可以看出，383 mm采樣點(diǎn)位于下降管出口正下方，此位置氣相劇烈湍動(dòng)，固含率較低；293 mm采樣點(diǎn)處于氣相體積和流體流速分布不均勻引起的回流區(qū)，呈現(xiàn)下降管外壁附近固含率高，近壁面固含率低的變化；243、193、143 mm采樣點(diǎn)則處于由主流和回流引發(fā)的二次流動(dòng)區(qū)，該處固含率總體基本呈現(xiàn)中心高邊壁低的趨勢(shì)。流體在近壁處的流速大于床層內(nèi)部，壁面附近的空隙率大于床層內(nèi)部，流動(dòng)阻力較小，該區(qū)域呈環(huán)狀流動(dòng)，形成流體的“壁面效應(yīng)”。此外，細(xì)長(zhǎng)顆粒是一類具有主軸的細(xì)長(zhǎng)體，根據(jù)細(xì)長(zhǎng)體理論，當(dāng)流體運(yùn)動(dòng)方向和細(xì)長(zhǎng)體顆粒的主軸不在同一方向上時(shí)會(huì)引起細(xì)長(zhǎng)體的轉(zhuǎn)動(dòng)，這種轉(zhuǎn)動(dòng)有使細(xì)長(zhǎng)體遠(yuǎn)離壁面的趨勢(shì)，形成細(xì)長(zhǎng)體的“壁面效應(yīng)”[25-28]。兩種“壁面效應(yīng)”的協(xié)同作用導(dǎo)致243 mm處邊壁處的固含率低于中心處固含率。而隨著軸向距離減小，環(huán)狀流動(dòng)對(duì)顆粒的作用減弱，細(xì)長(zhǎng)顆粒是一類具有主軸的顆粒，其在沉降過(guò)程中存在橫向的漂移，這種漂移是脈動(dòng)的、不規(guī)律的，因此導(dǎo)致193和143 mm兩個(gè)采樣點(diǎn)處的徑向固含率變化的規(guī)律性較差，但總體趨勢(shì)基本呈現(xiàn)出中心高邊壁低。

從圖6中徑向氣含率隨軸向高度的變化可知，下降管出口處，由于流道突擴(kuò)導(dǎo)致氣流在床層內(nèi)分布不均，氣體主要沿著下降管外壁向上流動(dòng)；破泡板截面處，由于破泡作用和對(duì)氣流的反折作用，邊壁處氣含率顯著增大，但氣流還是主要集中在下降管外壁面一側(cè)；如圖7所示，氣墊層區(qū)處于湍流發(fā)展的充分段，該區(qū)域主要是氣泡的聚并和破碎，徑向氣含率略有波動(dòng)，變化較小。

因此，可將固液流動(dòng)區(qū)分為3個(gè)區(qū)域：氣相湍動(dòng)作用區(qū)、回流區(qū)和二次流動(dòng)區(qū)。氣液固混合區(qū)則分為下降管出口區(qū)、破泡板作用區(qū)和氣墊層區(qū)。

圖8為不同環(huán)隙氣速下不同區(qū)域的徑向固含率分布。從圖中可看出，氣相湍動(dòng)作用區(qū)和回流區(qū)處于負(fù)浮力淺層突擴(kuò)射流區(qū)，其徑向固含率變化波動(dòng)較大。在氣相作用區(qū)，環(huán)隙氣速較小時(shí)，突擴(kuò)射流段較短，氣相主要沿軸向擴(kuò)散，中心區(qū)域的固含率較高；隨著環(huán)隙氣速的增大，下降管突擴(kuò)射流深度增大，中心區(qū)域固含率急劇減小。在較強(qiáng)的氣相湍動(dòng)作用下，氣相徑向擴(kuò)散范圍增大，氣相的攜帶使得固相從中心向壁面擴(kuò)散，導(dǎo)致邊壁處附近的固含率較高；當(dāng)氣速增大到0.59 m?s-1時(shí)，氣相引起的液相回流的范圍和強(qiáng)度增大，表現(xiàn)出壁面附近的固含率大幅減小，近下降管區(qū)域的固含率顯著增加。在回流區(qū)，氣速較低時(shí)，液相回流強(qiáng)度較小，徑向固含率分布差異較??；隨著環(huán)隙氣速增大，回流范圍和強(qiáng)度增大，表現(xiàn)出中心和近下降管壁面區(qū)域固含率減小的趨勢(shì)；環(huán)隙氣速繼續(xù)增大時(shí)，氣相引起的液相回流更強(qiáng)，壁面附近的固含率大幅減小，近下降管區(qū)域的固含率則顯著增加。根據(jù)徑向固含率變化，回流區(qū)徑向范圍從下降管中心至反應(yīng)器壁面。在243 mm采樣點(diǎn)處，則出現(xiàn)了完全不一樣的固含率分布，從下降管中心至壁面處逐漸減小。環(huán)隙氣速增大同樣導(dǎo)致近壁面處固含率減小，但與前兩塊區(qū)域不同，流體和細(xì)長(zhǎng)顆粒的“壁面效應(yīng)”起主要作用。環(huán)隙氣速的增大，必然導(dǎo)致二次流動(dòng)區(qū)的環(huán)狀流動(dòng)增強(qiáng)，近壁面處的流體流速也隨之增大。流體的剪切作用使得纖維狀顆粒在壁面附近的周期性轉(zhuǎn)動(dòng)幅度加大，更難達(dá)到穩(wěn)定取向狀態(tài)，更易于產(chǎn)生“pole vaulting”現(xiàn)象，因此環(huán)隙氣速的增大對(duì)近壁面處固含率的減小更為明顯。

不同環(huán)隙氣速下不同區(qū)域的徑向氣含率分布如圖9所示。由下降管出口區(qū)至氣墊層區(qū)，徑向氣含率的差異逐漸明顯。在下降管出口區(qū)，由于負(fù)浮力突擴(kuò)射流的特性，僅有/= 0.4和0.5兩點(diǎn)的徑向氣含率具有較為明顯的差異?？梢钥闯?，隨著環(huán)隙氣速增大，氣含率顯著升高，而/= 0.4處差異較為不明顯的原因在于該位置的氣泡直徑較大，取樣具有一定誤差。在破泡板作用區(qū)，環(huán)隙氣速增加時(shí)，氣相的徑向擴(kuò)散略有增大，這是由氣相折返和液相回流共同作用的結(jié)果。在氣墊層區(qū)，隨著環(huán)隙氣速增大，床層的湍流強(qiáng)度增強(qiáng)，氣含率呈較為明顯的中心峰分布[29]。

2.2 不同固相體積分?jǐn)?shù)s下的軸徑向多相分布

2.2.1 軸向局部固含率和氣含率分布 圖10為g= 0.29 m?s-1條件下，不同固相體積分?jǐn)?shù)下的固含率和氣含率軸向分布。細(xì)長(zhǎng)體顆粒群的溶液按照濃度不同分為3種：稀釋溶液、半稀釋溶液和濃溶液[30-31]。在本實(shí)驗(yàn)中< (pp)2，屬于稀釋溶液，其中為細(xì)長(zhǎng)體顆粒的體積分?jǐn)?shù)，p為直徑，p為長(zhǎng)度。在稀釋溶液中，任一個(gè)細(xì)長(zhǎng)體顆粒與其周圍顆粒間的距離均大于p，顆粒間的作用幾乎可以忽略。但考慮到流體中纖維之間的動(dòng)力學(xué)相互作用，即使?jié)舛缺容^低，顆粒也會(huì)受到鄰近顆粒的阻礙效應(yīng)[31]。

由圖10可看出，固相體積分?jǐn)?shù)增加對(duì)上部氣液固混合區(qū)的固含率變化基本無(wú)影響，此區(qū)域氣液擾動(dòng)劇烈，固含率分布的差異不明顯。而下部固液混合區(qū)由于阻礙效應(yīng)的影響，固含率的變化則較為明顯。濃度較低時(shí)，阻礙效應(yīng)不明顯，固相分布較均勻；隨著濃度增大，顆粒間相互碰撞的概率增大，纖維的交織效應(yīng)促使纖維團(tuán)聚，顆粒間的絮凝現(xiàn)象加重。纖維聚集后沉降速度增大，因此在293、243、193 mm測(cè)量點(diǎn)間的固含率變化較大。顆粒間的阻礙效應(yīng)會(huì)隨著濃度的增大而增大，最終導(dǎo)致顆粒的沉降速度減小，因此193和143 mm間的固含率變化明顯減小。這與Kumar等[32]以及Herzhaft等[33]的發(fā)現(xiàn)基本一致。

氣含率則表現(xiàn)出下降管出口區(qū)和破泡板作用區(qū)的氣含率隨固相濃度增大而增大，氣墊層區(qū)氣含率隨固相濃度增大而減小的特點(diǎn)，與環(huán)隙氣速增大時(shí)的變化一致，這說(shuō)明細(xì)長(zhǎng)顆粒濃度的增大使氣相的湍動(dòng)增強(qiáng)。根據(jù)Gore等[20]的理論，粒子的大小對(duì)兩相流流場(chǎng)的湍流強(qiáng)度有著較大影響。以

為界，p/e< 0.1的粒子會(huì)使流場(chǎng)湍流強(qiáng)度降低，p/e> 0.1的粒子則會(huì)使流場(chǎng)湍流強(qiáng)度增強(qiáng)。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式式(2)～式(4)[34-35]可得式(5)，計(jì)算可得在本實(shí)驗(yàn)條件下p/e= 0.00200.0029 < 0.1，屬于小的柱狀粒子，但與上述理論相反，細(xì)長(zhǎng)顆粒的增加反而使流場(chǎng)的湍動(dòng)強(qiáng)度增強(qiáng)。其原因可能在于，首先與Gore等[20]的兩相流實(shí)驗(yàn)條件不同，本實(shí)驗(yàn)在含有內(nèi)構(gòu)件的氣液固三相流中進(jìn)行，流場(chǎng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，湍流強(qiáng)度的變化受多種因素共同影響。其次，與Gore等[20]采用的球形顆粒不同，本實(shí)驗(yàn)采用的細(xì)長(zhǎng)顆粒具有各向異性，細(xì)長(zhǎng)顆粒上的渦脫落會(huì)增加渦量的擴(kuò)散，增大含能渦的湍動(dòng)，進(jìn)而增強(qiáng)氣相的湍動(dòng)強(qiáng)度。且顆粒體積分?jǐn)?shù)越大，渦脫落越明顯，對(duì)氣相的擾動(dòng)越大，流場(chǎng)越易失穩(wěn)。此外，濃度增大導(dǎo)致顆粒間的相互作用增強(qiáng)，對(duì)顆粒的取向有很大影響，由顆粒取向隨機(jī)分布導(dǎo)致的剪切正應(yīng)力的擾動(dòng)則對(duì)流場(chǎng)的失穩(wěn)具有一定的促進(jìn)作用。

= 0.07(2)

(4)

(5)

式中，為湍動(dòng)能，m2?s-2；為湍動(dòng)能耗散率，m2?s-3；為湍流長(zhǎng)度尺度，m；為水力直徑，可用式(6)計(jì)算，m；C為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，取0.09；p為顆粒直徑，m；e為含能尺度，m。

=-out(6)

式中，為洗滌冷卻室內(nèi)徑，m；out為下降管外徑，m。

2.2.2 徑向局部固含率和氣含率分布 不同固相體積分?jǐn)?shù)下不同區(qū)域的徑向固含率分布如圖11所示。隨著濃度增大，氣相湍動(dòng)作用區(qū)的近壁面固相濃度有增高的趨勢(shì)。細(xì)長(zhǎng)顆粒在運(yùn)動(dòng)時(shí)存在平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)，均會(huì)受周圍顆粒的影響。既有其他顆粒通過(guò)流體施加的水動(dòng)力長(zhǎng)程影響，又有顆粒間的短程影響，本實(shí)驗(yàn)顆粒間的短程影響可以忽略。顆粒間的相互作用對(duì)于漂移速度有(1) 量級(jí)的影響，極易導(dǎo)致顆粒分布的不均勻性[36]，該區(qū)域徑向固含率的變化可能是由于濃度增大影響顆粒間長(zhǎng)程作用，導(dǎo)致顆粒橫向漂移速度的改變。同時(shí)，隨著細(xì)長(zhǎng)顆粒體積濃度的增大，顆粒間的阻礙效應(yīng)增強(qiáng)，顆粒間的絮凝現(xiàn)象變得嚴(yán)重，在氣相突擴(kuò)射流的卷吸作用下使得近下降管壁面的固含率逐漸增大。濃度由0.0094% 增大到0.028% 時(shí)，回流區(qū)的徑向固含率在/= 0.4處出現(xiàn)先減小后增大的轉(zhuǎn)折，濃度繼續(xù)增大時(shí)該趨勢(shì)保持不變，這應(yīng)該是液相回流和顆粒間相互作用共同影響該處顆粒橫向漂移的結(jié)果。同樣，顆粒漂移速度的變化導(dǎo)致了二次流動(dòng)區(qū)中心處和近壁面處的固含率差異隨濃度增大而增大。

圖12是不同區(qū)域的徑向氣含率隨固相體積分?jǐn)?shù)的變化。隨著濃度增高，在下降管出口區(qū)，徑向氣含率在/= 0.4和0.5處差異較大；而在破泡板作用區(qū)和氣墊層區(qū)，整個(gè)床層的徑向氣含率分布較為一致。對(duì)比氣含率的軸相分布可知，隨著軸向高度的增加，固相體積分?jǐn)?shù)增加時(shí)，不同位置的氣含率分布趨于一致，導(dǎo)致473和618 mm處的徑向氣含率分布差異不明顯。細(xì)長(zhǎng)顆粒的體積分?jǐn)?shù)的增加增強(qiáng)了下降管出口處氣體的湍動(dòng)，使上部床層氣體徑向擴(kuò)散強(qiáng)度增大，徑向差異較為明顯。

2.3 不同長(zhǎng)徑比r下的軸徑向多相分布

2.3.1 軸向局部固含率和氣含率分布 在g= 0.29 m?s-1，s= 0.0094% 的條件下，圖13為不同長(zhǎng)徑比下固含率和氣含率軸向分布。其中r= 20和r= 30的細(xì)長(zhǎng)顆粒具有相同的3 mm長(zhǎng)度，r= 30和r= 50則具有相同的0.1 mm直徑，三者單個(gè)顆粒的體積為30<50<20。由于氣體更易攜帶細(xì)小粒子，因此上部氣液固混合區(qū)的固含率呈現(xiàn)r= 30最大，r= 50次之，r= 20最小的情況，下部液固混合區(qū)的固含率變化則比較復(fù)雜。

細(xì)長(zhǎng)顆粒在流體中沉降時(shí)強(qiáng)烈依賴取向分布，當(dāng)顆粒主軸方向與重力方向相同時(shí)，沉降最快，與重力方向垂直時(shí)，沉降最慢。隨著長(zhǎng)徑比增大，最大沉降速度與最小沉降速度之差增加。Herzhaft等[37]對(duì)大長(zhǎng)徑比顆粒的沉降研究發(fā)現(xiàn)，顆粒沉降時(shí)會(huì)結(jié)塊，平均沉降速度比單個(gè)垂直顆粒時(shí)的情況更大，沉降時(shí)具有非常大的各向異性的脈動(dòng)速度。因此，在二次流動(dòng)區(qū)上部，r= 50顆粒的固含率最小，隨著軸向高度減小，固含率逐漸增大到最大。考慮到顆粒本身的慣性，r= 20的顆粒沉降較r= 30快，在二次流動(dòng)區(qū)的固含率較低。而在回流區(qū)，隨著長(zhǎng)徑比增加固含率減小，這可能是顆粒取向變化引起沉降速度的變化所致。

由圖13可知，氣含率表現(xiàn)出下降管出口區(qū)和破泡板作用區(qū)的氣含率隨長(zhǎng)徑比增大而增大，氣墊層區(qū)氣含率隨長(zhǎng)徑比增大而減小的特點(diǎn)，這說(shuō)明細(xì)長(zhǎng)顆粒長(zhǎng)徑比的增大使氣相的湍動(dòng)增強(qiáng)。造成這種現(xiàn)象的原因可能是由于長(zhǎng)徑比增加，顆粒的長(zhǎng)程水動(dòng)力作用增大，增強(qiáng)了湍流中的大尺度結(jié)構(gòu)，增大了含能渦的湍動(dòng)，進(jìn)而提高了對(duì)流場(chǎng)的擾動(dòng)。

2.3.2 徑向局部固含率和氣含率分布 圖14是不同長(zhǎng)徑比下不同區(qū)域的徑向固含率分布。在氣相湍動(dòng)作用下，隨著長(zhǎng)徑比增大，邊壁附近的固含率逐漸增高，這說(shuō)明顆粒在氣相的作用下，隨長(zhǎng)徑比的增加，顆粒更易于向邊壁處橫向漂移。對(duì)比3個(gè)長(zhǎng)徑比不同的單個(gè)顆粒的體積可看出，氣相更易于攜帶r= 30和50的顆粒，因此二者的固含率較高。而r= 30顆粒的固含率更大則是由于該顆粒的慣性小，對(duì)流體的跟隨性好，顆粒更易發(fā)生聚集。在回流區(qū)，隨著長(zhǎng)徑比的增大/= 0.4處的固含率逐漸減小，與近壁面附近的固含率差距逐漸縮小，對(duì)比氣相湍動(dòng)作用區(qū)的徑向固含率變化可知，這主要是由于液相回流所引起的。由于顆粒自身的慣性影響，r= 20的顆粒對(duì)流體的跟隨性較差，同r= 30和50的顆粒的固含率變化出現(xiàn)了較大差異。在二次流動(dòng)區(qū)，大長(zhǎng)徑比的顆粒的“壁面效應(yīng)”更加明顯，中心與近壁面的固含率差異較大，且由于沉降時(shí)的漂移速度脈動(dòng)，徑向固含率的變化波動(dòng)較大。

圖15是不同長(zhǎng)徑比下不同區(qū)域的徑向氣含率分布。由圖中可看出，隨著長(zhǎng)徑比加大，氣墊層區(qū)的氣含率在徑向變化上尤其明顯。長(zhǎng)徑比的增大同樣增強(qiáng)了氣體在床層中的擴(kuò)散，這種流場(chǎng)的失穩(wěn)可能與顆粒取向隨機(jī)分布而導(dǎo)致的剪切正應(yīng)力的擾動(dòng)和顆粒間長(zhǎng)程水動(dòng)力作用的增加有關(guān)。

3 結(jié) 論

（1）根據(jù)洗滌冷卻室內(nèi)的軸向相分布變化，可將洗滌冷卻室分為兩個(gè)區(qū)域：上部氣液固混合區(qū)和下部固液流動(dòng)區(qū)。上部氣液固混合區(qū)可分為：下降管出口區(qū)、破泡板作用區(qū)和氣墊層區(qū)；下部固液流動(dòng)區(qū)可分為：氣相湍動(dòng)作用區(qū)、回流區(qū)和二次流動(dòng)區(qū)。

（2）細(xì)長(zhǎng)顆粒的沉降與顆粒取向分布密切相關(guān)。細(xì)長(zhǎng)顆粒的阻礙效應(yīng)會(huì)減小顆粒的沉降速度，而顆粒的團(tuán)聚則會(huì)加大平均沉降速度，軸向固含率呈現(xiàn)波動(dòng)分布。

（3）環(huán)隙氣速、固相體積分?jǐn)?shù)和長(zhǎng)徑比的增大均會(huì)增強(qiáng)床層的湍動(dòng)程度，促進(jìn)氣體在床層中的徑向擴(kuò)散。

（4）顆粒間的長(zhǎng)程水動(dòng)力作用影響細(xì)長(zhǎng)顆粒的橫向漂移速度，進(jìn)而影響顆粒在床層中的徑向分布；在氣相湍動(dòng)作用區(qū)和回流區(qū)，由于氣相和液相回流的共同作用，徑向固含率的波動(dòng)較大，在床層中的分布不均勻。

（5）二次流動(dòng)區(qū)為環(huán)狀流動(dòng)，流體和細(xì)長(zhǎng)顆粒的“壁面效應(yīng)”顯著影響二次流動(dòng)區(qū)的徑向固含率分布，呈現(xiàn)中心區(qū)域高壁面附近低的特點(diǎn)。

符 號(hào) 說(shuō) 明

ar——長(zhǎng)徑比 c——細(xì)長(zhǎng)顆粒在溶液中的體積分?jǐn)?shù)，% cs——固相體積分?jǐn)?shù)，% D——洗滌冷卻室內(nèi)徑，m dout——下降管外徑，m dp——細(xì)長(zhǎng)顆粒直徑，m k——湍動(dòng)能，m2?s-2 L——水力直徑，m l——湍流長(zhǎng)度尺度，m le——含能尺度，m lp——細(xì)長(zhǎng)顆粒長(zhǎng)度，m ug——環(huán)隙氣速，m?s-1 ε——湍動(dòng)能耗散率，m2?s-3 εg——?dú)夂剩? εs——固含率，% 下角標(biāo) g——?dú)庀?s——固相 p——顆粒相

References

[1] 王亦飛, 于廣鎖, 龔欣, 等. 高溫氣體洗滌冷卻裝置: 103232863A[P]. 2014-06-18. WANG Y F, YU G S, GONG X,. High temperature gas cooling and washing equipment: 103232863A[P]. 2014-06-18.

[2] 盧瑞華, 王亦飛, 蘇宜豐, 等. 復(fù)合鼓泡床洗滌冷卻室中液滴夾帶統(tǒng)計(jì)模型[J]. 化學(xué)反應(yīng)工程與工藝, 2006, 22(1): 37-42. LU R H, WANG Y F, SU Y F,. Droplets statistics model for water entrainment in the separation zone of the compound bubbling chamber[J]. Chemical Reaction Engineering and Technology, 2006, 22(1): 37-42.

[3] 王亦飛, 陳意心, 劉霞, 等. 新型洗滌冷卻室內(nèi)的氣體帶液?jiǎn)栴}[J]. 化學(xué)反應(yīng)工程與工藝, 2008, 24(1): 24-28. WANG Y F, CHEN Y X, LIU X,. Entraining liquid problem in a new type of scrubbing-cooling chamber[J]. Chemical Reaction Engineering and Technology, 2008, 24(1): 24-28.

[4] 林嵐, 王亦飛, 郭強(qiáng)強(qiáng), 等. 液相性質(zhì)對(duì)新型洗滌冷卻室內(nèi)液滴夾帶的影響[J]. 過(guò)程工程學(xué)報(bào), 2011, 11(5): 742-746. LIN L, WANG Y F, GUO Q Q,. Effects of liquid properties on liquid entrainment in a new scrubbing-cooling chamber[J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2011, 11(5): 742-746.

[5] 郭強(qiáng)強(qiáng), 王亦飛, 潘飛, 等. 復(fù)合型洗滌冷卻室內(nèi)液滴夾帶規(guī)律研究[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2014, 34(11): 1769-1778. GUO Q Q, WANG Y F, PAN F,. Research on droplet entrainment in the composite quench chamber[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(11): 1769-1778.

[6] 王亦飛, 吳宏濤, 賀必云, 等. 新型旋流降膜式洗滌冷卻環(huán)的開(kāi)發(fā)與研究[J]. 華東理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2005, 31(6): 752-755. WANG Y F, WU H T, HE B Y,. Development of a new rotary falling film quench ring for scrubbing and cooling hot syngas[J]. Journal of East China University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2005, 31(6): 752-755.

[7] 王靈萍, 王亦飛, 郭強(qiáng)強(qiáng), 等. 洗滌冷卻管內(nèi)垂直降膜流動(dòng)特性[J]. 化工學(xué)報(bào), 2013, 64(6): 1959-1968. WANG L P, WANG Y F, GUO Q Q,. Flow characteristics of vertical falling film in scrubbing-cooling pipe[J]. CIESC Journal, 2013, 64(6): 1959-1968.

[8] 顏留成, 王亦飛, 王靈萍, 等. 洗滌冷卻環(huán)內(nèi)液體冷態(tài)流動(dòng)行為數(shù)值模擬[J]. 化工學(xué)報(bào), 2014, 65(8): 2927-2933. YAN L C, WANG Y F, WANG L P,. Numerical simulation of cold state liquid flow in scrubbing-cooling ring[J]. CIESC Journal, 2014, 65(8): 2927-2933.

[9] YAN L C, WANG Y F, WU Z W,. Research of vertical falling film behavior in scrubbing-cooling tube[J]. Chem. Eng. Res. Des., 2017, 117: 627-636.

[10] 王晶, 王亦飛, 顏留成, 等. 管內(nèi)垂直下降液膜速度與厚度分布特性[J]. 化工學(xué)報(bào), 2016, 67(6): 2239-2245. WANG J, WANG Y F, YAN L C,. Characteristics of velocity and thickness distribution of liquid film in vertical falling tube[J]. CIESC Journal, 2016, 67(6): 2239-2245.

[11] 柴雪琴, 王亦飛, 尹柯, 等. 流體誘導(dǎo)下洗滌冷卻室內(nèi)部構(gòu)件的振動(dòng)特性[J]. 華東理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2010, 36(3): 346-350. CHAI X Q, WANG Y F, YIN K,. Vibrational property of internal component in scrubbing-cooling chamber with flow induced[J]. Journal of East China University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2010, 36(3): 346-350.

[12] 陳程, 徐峰, 袁竹林, 等. 破泡結(jié)構(gòu)對(duì)洗滌室內(nèi)氣泡特性的影響研究[J]. 熱力發(fā)電, 2011, 40(7): 24-27. CHEN C, XU F, YUAN Z L,. Study on influence of bubble-breaking structure upon the gas bubble properties in the scrubbing chamber[J]. Thermal Power Generation, 2011, 40(7): 24-27.

[13] 付碧華. 洗滌冷卻室內(nèi)部結(jié)構(gòu)優(yōu)化及熱質(zhì)傳遞過(guò)程的數(shù)值模擬[D]. 上海: 華東理工大學(xué), 2012. FU B H. Structure optimization of WSCC and numerical simulation of heat and mass transfer process[D]. Shanghai: East China University of Science and Technology, 2012.

[14] 賀必云. 新型洗滌冷卻室內(nèi)多相流動(dòng)特征的研究[D]. 上海: 華東理工大學(xué), 2005. HE B Y. Study on multiphase flow characteristics of the new type of scrubbing-cooling chamber[D]. Shanghai: East China University of Science and Technology, 2005.

[15] 吳晅. 洗滌冷卻室內(nèi)氣液固三相流動(dòng)及熱質(zhì)傳遞規(guī)律研究[D]. 南京: 東南大學(xué), 2009. WU X. Study on gas-liquid-solid flow and heat & mass transfer in scrubbing-cooling chamber[D]. Nanjing: Southeast University, 2009.

[16] 吳晅, 梁盼龍, 王麗芳, 等. 氣固兩相流穿越液池過(guò)程顆粒運(yùn)動(dòng)及分布特性[J]. 化工學(xué)報(bào), 2015, 66(3): 905-914. WU X, LIANG P L, WANG L F,. Distribution properties and movement of particles in gas-solids flow passing through liquid bath[J]. CIESC Journal, 2015, 66(3): 905-914.

[17] 付碧華, 王亦飛, 林嵐, 等. 洗滌冷卻管出口處的射流深度和界面波動(dòng)特性[J]. 化工學(xué)報(bào), 2011, 62(7): 1817-1823. FU B H, WANG Y F, LIN L,. Penetration depth and characteristics of interface fluctuation at quenching pipe outlet[J]. CIESC Journal, 2011, 62(7): 1817-1823.

[18] 龔曉波, 顧兆林, 林高平, 等. 水煤漿氣化爐激冷流程中氣液兩相負(fù)浮力流動(dòng)的數(shù)值模擬[J]. 化工學(xué)報(bào), 2003, 54(7): 930-935. GONG X B, GU Z L, LIN G P,. Numerical simulation of gas-liquid two-phase flow with reverse buoyancy in quench chamber of coal gasifier and its application[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering（China）, 2003, 54(7): 930-935.

[19] HUANG L Z, GAO X, LIN J Z. Cylindrical particulate internal flows: a review[J]. Fron. Mech. Eng., 2012, 7(4): 385-393.

[20] GORE R A, CROWE C T. Effect of particle size on modulating turbulent intensity[J]. Int. J. Multiphase Flow, 1989, 15(2): 279-285.

[21] 林建忠, 林江, 石興. 兩相流中柱狀固粒對(duì)流體湍動(dòng)特性影響的研究[J]. 應(yīng)用數(shù)學(xué)和力學(xué), 2002, 23(5): 483-488. LIN J Z, LIN J, SHI X. Research on the effect of cylinder particles on the turbulent properties in particulate flows[J]. Applied Mathematics and Mechanics, 2002, 23(5): 483-488.

[22] NASR-EL-DIN H A, MAC TAGGART R S, MASLIYAH J H. Local solids concentration measurement in a slurry mixing tank[J]. Chem. Eng. Sci., 1996, 51(8): 1209-1220.

[23] GANDHI B, PRAKASH A, BERGOUGNOU M A. Hydrodynamic behavior of slurry bubble column at high solids concentrations[J]. Powder Technol., 1999, 103(2): 80-94.

[24] 曹俊雅, 馬斌, 李向陽(yáng), 等. 測(cè)定氣-液-固攪拌槽內(nèi)相含率分布取樣法的改進(jìn)[J]. 黃金科學(xué)技術(shù), 2015, 23(4): 80-85. CAO J Y, MA B, LI X Y,. The improved sampling method for the measurement of phase holdup distributions in gas-liquid-solid stirred tank[J]. Gold Science and Technology, 2015, 23(4): 80-85.

[25] CARLSSON A, LUNDELL F, S?DERBERG D. The wall effect on the orientation of fibres in a shear flow[J]. Ann. Trans. Nordic Rheol. Soc., 2006, 14: 83-89.

[26] HOLM R, S?DERBERG D. Shear influence on fibre orientation[J]. Rheol. Acta, 2007, 46(5): 721-729.

[27] KU X K, LIN J Z. Effect of two bounding walls on the rotational motion of a fiber in the simple shear flow[J]. Fiber. Polym., 2009, 10(3): 302-309.

[28] OZOLINS A, STRAUTINS U. Simple models for wall effect in fiber suspension flows[J]. Math. Model. Anal., 2014, 19(1): 75-84.

[29] OHNUKI A, AKIMOTO H. Experimental study on transition of flow pattern and phase distribution in upward air-water two-phase flow along a large vertical pipe[J]. Int. J. Multiphase Flow, 2000, 26(3):367-386.

[30] DINH S M. On the rheology of concentrated fiber suspensions[D]. Cambridge: Massachusetts Institute of Technology, 1981.

[31] FOLGAR F, TUCKER C L. Orientation behavior of fibers in concentrated suspensions[J]. J. Reinf. Plast. Comp., 1984, 3(2): 98-119.

[32] KUMAR P, RAMARAO B V. Enhancement of the sedimentation rates of fibrous suspensions[J]. Chem. Eng. Commun., 1991, 108(1): 381-401.

[33] HERZHAFT B, GUAZZELLI é. Experimental study of the sedimentation of dilute and semi-dilute suspensions of fibres[J]. J. Fluid Mech., 1999, 384(4): 133-158.

[34] 唐家鵬. FLUENT14.0超級(jí)學(xué)習(xí)手冊(cè)[M]. 北京: 人民郵電出版社, 2013: 184-185. TANG J P. FLUENT14.0 Super Learning Manual[M]. Beijing: Posts & Telecom Press, 2013: 184-185.

[35] 張兆順, 崔桂香, 許春曉. 湍流理論與模擬[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 2005: 79. ZHANG Z S, CUI G X, XU C X. Theory and Modeling of Turbulence[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2005:79.

[36] MACKAPLOW M B, SHAQFEH E S G. A numerical study of the sedimentation of fibre suspensions[J]. J. Fluid Mech., 1998, 376: 149-182.

[37] HERZHAFT B, GUAZZELLI é, MACKAPLOW M B,. Experimental investigation of the sedimentation of a dilute fiber suspension[J]. Phys. Rev. Lett., 1996, 77(2): 290-293.

Slender particle-containing multi-phase distribution characteristics in scrubbing-cooling chamber

PENG Xin, WANG Yifei, WEI Zongyao, CHEN Futian, YU Guangsuo

(Key Laboratory of Coal Gasification and Energy Chemical Engineering of Ministry of Education, Institute of Clean Coal Technology, East China University of Science and Technology, Shanghai 200237, China)

In order to study multi-phase distribution characteristics of slender particles in scrubbing-cooling chamber, an improved direct sampling method was used to simultaneously measure locally axial and radial distribution of solid concentration and gas holdup in a cold model apparatus at various operating conditions. The cold model apparatus was scaled down according to geometric dimensions of scrubbing-cooling chamber of industrial gasification system. The results showed that scrubbing-cooling chamber could be divided into two zones of the upper gas-liquid-solid mixing zone and the lower solid-liquid flowing zone with boundary at cross-section of the downcomer outlet. The gas-liquid-solid mixing zone was consisted of downcomer outlet, bubble-break plate and gas cap regions, while the solid-liquid flow zone was consisted of gas phase turbulence, recirculation, and secondary flow regions. Due to compounded effects of particle hindrance (slowed down sedimentation) and agglomeration (accelerated sedimentation), the axial distribution of solid concentration exhibited wavy fluctuations. The increase of annular gas velocity, solid volume concentration and aspect ratio of length over diameter enhanced bed turbulence and promoted radial gas dissipation. Change of operating conditions altered particle drifting velocity and resulted in fluctuation of radial solid concentration distribution. Under the effects of gas turbulence and recirculation, the secondary flow region showed circular flow where the “wall effect” of fluids and particles forced solid concentration higher at center but lower near wall.

slender particles; scrubbing-cooling chamber; multi-phase flow; phase distribution; axial; radial; turbulence flow

10.11949/j.issn.0438-1157.20170480

TQ 021

A

0438—1157（2017）09—3368—12

2017-04-27收到初稿，2017-06-19收到修改稿。

王亦飛。

彭昕（1989—），男，博士研究生。

2017-04-27.

Prof.WANG Yifei, wangyf@ecust.edu.cn