張 禹，徐 衛(wèi)，褚浩然，鄭博文，阮佳晟，侯伯南

(中國輻射防護研究院三廢治理研究所，太原 030006)

離子交換樹脂在核軍工、核電等領域有著廣泛的應用，使用后的廢樹脂屬于中、低放射性廢物，應予以妥善的處理處置?，F(xiàn)階段，放射性廢樹脂的處理工藝主要有水泥固化、蒸汽重整、芬頓濕法氧化、超臨界水氧化、高整體容器、熱態(tài)超級壓縮以及裂解等[1-2]。

其中，水泥固化法作為傳統(tǒng)的廢樹脂處理技術，工藝簡單，操作方便，成本低，但增容明顯；蒸汽重整法減容效果好，能適應多種廢物并實現(xiàn)無機化，但成本較高，同時成熟性還沒有達到推廣應用的程度；芬頓濕法氧化法的操作條件溫和，減容比大，二次廢物少，但批次處理量有限，試劑腐蝕性大，對設備的要求高，難以處理高活度的廢樹脂；超臨界水氧化法具有反應迅速、氧化徹底、設備簡單等優(yōu)點，但其高溫、高壓的操作條件也影響了推廣應用[3]；高整體容器法輔助設備少，處理過程簡單方便，不增加廢物體積，但造價昂貴，同時該技術的一些關鍵問題還有待進一步論證；熱態(tài)超級壓縮法處理量大，減容效果好，但成本高，廢樹脂有吸水補液的可能，多次轉移存在放射性泄漏的風險。

裂解法盡管需要控制二次產(chǎn)物灰燼的放射性，尾氣處理較為復雜，成本高，但其具有很高的減重倍數(shù)和減容比，同時可消除廢樹脂熱解、輻解、腐爛的可能性，減少有毒物質的產(chǎn)生，更加安全可靠，因而得到了廣泛的實際使用[4]。目前，該技術已經(jīng)在德國、美國等得到應用。中國輻射防護研究院(以下簡稱中輻院)也展開了相關研究。試驗臺架如圖1所示，其中裂解反應器是實現(xiàn)廢樹脂裂解處理的主要設備。

圖1 中輻院樹脂裂解試驗臺架及反應器簡圖

1 試驗情況[5]

中國輻射防護研究院開展的“放射性廢離子交換樹脂高溫裂解處理技術研究”課題中所采用的裂解反應器為圓柱型容器，內(nèi)置不銹鋼中空金屬球，通過電磁感應線圈加熱金屬球的方法，提供裂解所需熱源，同時反應器下部布置螺旋攪拌槳，使金屬球和離子交換樹脂充分接觸傳熱。該裂解反應器采用上部進氣的形式，通過進氣管將空氣引入到離子交換樹脂樣品的上方，參與裂解反應。

裂解反應器設計及具體的結構尺寸，如圖2所示。

圖2 裂解反應器設計

按照設計，加工制造得到裂解反應器實物，如圖3所示。中國輻射防護研究院相關技術人員經(jīng)過相關試驗和摸索，認為離子交換樹脂的裂解反應過程基本如下：在30 ℃至800 ℃反應溫度區(qū)間內(nèi)，離子交換樹脂依次經(jīng)過水蒸發(fā)、活性基團熱解以及聚合物裂解三個階段，最終完成裂解過程。

圖3 裂解反應器表觀圖片

同時，通過試驗還發(fā)現(xiàn)，樹脂的裂解殘留率隨空氣流量的增加而逐漸降低，在空氣流量為2.0 m3/h左右時，樹脂的裂解殘留率達到最低點，此時樹脂裂解反應最為徹底；當空氣流量繼續(xù)增加后，離子交換樹脂的裂解殘留率反而有所上升。

根據(jù)試驗現(xiàn)象推斷，當空氣流量過小時，會導致供氣不足，限制樹脂的反應程度，但此時空氣帶走的爐內(nèi)熱量更少，樹脂的反應溫度也更高；而當空氣流量過大時，在滿足樹脂裂解供氣量的同時，又削弱了此時樹脂的反應溫度。同時認為，由于采用上部進氣的方式，空氣僅能作用于樹脂區(qū)域的表面，裂解反應器可能存在空氣利用率不高的問題。

2 數(shù)值分析

因此，希望利用數(shù)值模擬的方法，一方面考察現(xiàn)有進氣方式的具體效果，對上述試驗推論進行驗證，另一方面對裂解反應器內(nèi)的流場和溫度場進行分析，對進氣方式進行優(yōu)化改進。

2.1 模型建立

參考樹脂裂解反應器的結構圖，建立相同尺寸反應器內(nèi)的流場模型，并劃分網(wǎng)格，如圖4所示。

圖4 裂解反應器模型及網(wǎng)格劃分

2.2 設定

根據(jù)設備實際情況，決定利用多孔介質模型，代替小球和樹脂區(qū)域，同時設定該區(qū)域為層流條件。此外，考慮到該區(qū)域還存在螺旋攪拌，故認為小球的排列較為松散，選擇的排列方式為立方堆積，此時對應的孔隙率為0.476 4[6-7]。由于試驗中采用16 mm直徑的金屬小球，計算得到模型中多孔介質區(qū)域對應的粘性阻力項K和慣性阻力項C分別為[8]：

(1)

(2)

式中，r為小球半徑，m；n為球堆孔隙率。

由于裂解反應器通過電磁感應線圈加熱金屬小球，即通過交變的磁場在金屬球中產(chǎn)生感應電流，使其發(fā)熱。實際上，樹脂和小球區(qū)域是設備內(nèi)部的發(fā)熱源，故設定該區(qū)域為能量源，具體數(shù)值為750 000 W/m3。經(jīng)測試，此時對應的區(qū)域溫度為600 ℃～700 ℃，與實際情況吻合。此外，根據(jù)試驗結果[5]，離子交換樹脂的裂解殘留率與螺旋攪拌槳轉速之間沒有明顯的關系，因此認為，攪拌轉速對樹脂的裂解反應幾乎沒有影響，故數(shù)值分析時不對其進行模擬。

考慮到空氣的物性參數(shù)隨溫度的變化而變化，為了客觀反映實際情況，空氣的物性參數(shù)通過《工程熱力學》手冊查找，并利用piecewise-linear方法，將空氣的各種物性參數(shù)與具體溫度進行關聯(lián)，完成設定。

此外，模型邊界條件設置如下：

(1)入口

設為質量流量入口，根據(jù)試驗得到的空氣流量參數(shù)2 m3/h，換算得到對應的質量流量為0.000 68 kg/s；溫度為300 K(27 ℃)。設備為常壓操作，故將壓力設為0 Pa。

(2)出口

設為自由流出口。

(3)壁面

實際情況下，設備壁面與外界空氣存在自然對流換熱，故將模型壁面設為對流換熱邊界條件[9]，對應的換熱系數(shù)設為20 W/m2·℃，自由流溫度為300 K(27 ℃)。

最后，為了具體考察裂解反應器內(nèi)樹脂反應區(qū)域中的流場情況，設備模型從底部起，依次取距離D為20 mm、30 mm、40 mm、50 mm、60 mm、70 mm、80 mm、90 mm和100 mm的9個截面，分別分析各個截面上流入的空氣流量Q、空氣流速均勻度U以及平均溫度T，以判斷此時的設備內(nèi)的空氣利用率、通氣均勻性和反應溫度等情況(見圖5)。

圖5 樹脂反應區(qū)域截面

其中，空氣流速均勻度U通過軟件提取相應截面上速度面積加權后的均勻性指數(shù)得到，該數(shù)值越接近于1，表明截面上的參數(shù)均勻度越好。指定場變量Φ面積加權的均勻性指數(shù)(γa)利用下式進行計算：

(3)

(4)

2.3 結果分析

(1)設備內(nèi)流場分布情況(圖6～圖8)

圖6 裂解反應器速度分布云圖

圖7 不同截面處的空氣流量

圖8 不同截面處的空氣流速均勻度

由圖6～8可見，樹脂反應區(qū)域由于樹脂和金屬小球的存在增加了空氣流動的阻力，空氣僅能在區(qū)域的表面保持較高的氣速，從而大大減少了進入該區(qū)域內(nèi)的空氣流量。具體來看，在樹脂反應區(qū)域內(nèi)，在未加入樹脂和金屬小球之前，由于設備底部空氣返混的作用，距離底面越近，總的流量越大；而加入樹脂和金屬小球后，顯然此時形成的多孔介質區(qū)域對空氣流動有著很明顯的阻力，距離底面越近，空氣流量越小，而且遠小于未加入樹脂和金屬小球前，證明了此時設備的空氣利用率很低。但樹脂和金屬小球形成的多孔介質區(qū)域，反而更加有利于空氣的均勻分布，因此空氣流速均勻度得到了明顯的提高。此外，加熱也會削弱空氣向樹脂區(qū)域的流動，但影響程度較為有限。

(2)設備內(nèi)溫度場分布情況(圖9-10)

由圖9、10可見，樹脂反應區(qū)域內(nèi)的溫度由下至上依次降低，距離空氣入口越近，受空氣流動影響越明顯，溫度也就越低。具體來看，當設備加熱功率保持一定時，在樹脂反應區(qū)域內(nèi)，空氣的通入會較大幅度的削弱其溫度，同一截面處的溫度差能夠達到200 ℃-400 ℃；但距離底面越近，由于空氣的作用越小，溫差也就越小，但仍然有200 ℃以上。顯然，空氣的通入對設備內(nèi)樹脂反應區(qū)域溫度的影響不容忽視，同時也證明了之前試驗推論的正確性，當空氣流量過大時，會削弱此時樹脂的反應溫度，反而不利于樹脂的裂解反應。

圖9 裂解反應器溫度分布云圖

圖10 不同截面處的平均溫度

3 優(yōu)化改進

鑒于原樹脂裂解反應器進氣方式存在空氣利用率不高的問題，希望通過數(shù)值模擬的方法，對其進氣方式進行優(yōu)化改進，決定采用設備下部進氣的方式，使得氣體能夠強制通過樹脂反應區(qū)域。

依照圖2裂解反應器的結構尺寸，僅改為下部進氣，建立反應器內(nèi)的流場模型，并劃分網(wǎng)格，如圖11所示。其中，為了讓空氣盡可能的接觸更多的樹脂，進氣口應緊靠設備底面，初設進氣口直徑為20 mm。

圖11 改進后的模型并劃分網(wǎng)格

(1)設備內(nèi)流場分布情況

圖12顯示，設備內(nèi)除了空氣進出口外，均保持著較低，同時較為均勻的空氣速度。同時，根據(jù)不同截面處的空氣速度矢量圖(見圖13)，也能夠明顯看出樹脂和金屬小球所形成的多孔介質區(qū)域對于空氣均勻分布的積極影響。具體來說，由于改進后的設備采用下部進氣的方式，空氣被強制地通過樹脂反應區(qū)域，因此不同截面處的空氣流量均勻，而且遠高于上部進氣時。

圖12 裂解反應器速度分布云圖

圖13 不同截面處的空氣速度矢量圖

圖14 不同截面處的空氣流量

圖15 不同截面處的空氣流速均勻度

此外，圖14、15顯示就空氣分布情況來看，采用上部進氣時，樹脂反應區(qū)域的下部空氣分布更加均勻；當采用下部進氣后，隨著空氣在多孔介質區(qū)域的不斷流動，距離空氣進口越遠處，空氣流速均勻度也越高?？紤]到樹脂反應區(qū)域在實際運行中會出現(xiàn)分層，其上部是待反應的樹脂，而下部多是反應后的裂解殘渣，故設備采用改進后的下部進氣的方式，使得通過空氣量更大，同時待反應的樹脂區(qū)域空氣分布更加均勻，顯然更為合理。

(2)設備內(nèi)溫度場分布情況(圖16、17)

圖16 裂解反應器溫度分布云圖

由圖16、17可見，由于采用下部進氣的方式，空氣被強制通過樹脂反應區(qū)域，即熱量的發(fā)生區(qū)域，除了空氣進口處溫度很低之外，能夠觀察到明顯的熱量被流動空氣帶走的情況，高溫區(qū)域上移，底部溫度有所降低，分布情況也不理想，溫差較大。

圖17 不同截面處的平均溫度

具體來看，當采用下部進氣方式時，熱量被流動空氣大量地帶到區(qū)域上方，因此距離空氣進口越遠處，截面的平均溫度也越高，此時大部分樹脂反應區(qū)域的溫度要較采用上部進氣時更低，顯然不利于樹脂的裂解反應。因此，當采用下部進氣的方式時，應特別注意進一步提高設備加熱功率，以保證反應區(qū)域內(nèi)的溫度。

為了進一步對裂解反應器下部進氣的方式進行優(yōu)化設計，現(xiàn)利用數(shù)值模擬的方法，分析設備進氣口直徑、進氣口數(shù)量以及設備加熱功率對反應器內(nèi)流場以及溫度場的影響。

3.1 進氣口直徑

由于下部進氣的方式能夠使得空氣被完全利用，因此不考慮各個截面上流入的空氣流量，僅對不同進氣口直徑時的空氣分布情況(圖18)和區(qū)域溫度(圖19)進行分析。

圖18 不同截面處的空氣流速均勻度

圖19 不同截面處的平均溫度

顯然，隨著進氣口直徑的減少，進氣口上方的空間更大，由于進氣口存在的結構不連續(xù)區(qū)域也越小，同時進入的空氣流速得以提高，從而更加有利于空氣在樹脂反應區(qū)域內(nèi)的均勻分布。但隨著逐漸遠離空氣進口，樹脂和金屬小球形成的多孔介質區(qū)域發(fā)揮作用，進氣口直徑變化對空氣分布的影響減弱。此外，進氣口直徑對區(qū)域內(nèi)的溫度幾乎沒有明顯的影響。

3.2 進氣口數(shù)量

同理，僅對不同進氣口數(shù)量時的空氣分布情況(圖20)和區(qū)域溫度(圖21)進行分析。

圖20 不同截面處的空氣流速均勻度

圖21 不同截面處的平均溫度

顯然，隨著進氣口數(shù)量的增加，空氣進入樹脂反應區(qū)域時更加均勻，因此明顯地有利于空氣的均勻分布，同理，隨著逐漸遠離空氣進口，進氣口數(shù)量變化對空氣分布的影響減弱。此外，進氣口數(shù)量越多，相應地樹脂反應區(qū)域溫度也更高一些，但影響程度非常有限。

3.3 加熱功率

同理，僅對不同設備加熱功率時的空氣分布情況和區(qū)域溫度進行分析，見圖22、23。

圖22 不同截面處的空氣流速均勻度

圖23 不同截面處的平均溫度

由圖可見，設備加熱功率對空氣在樹脂反應區(qū)域內(nèi)的流場分布幾乎沒有影響，但隨著加熱功率的提高，反應區(qū)域內(nèi)的溫度均有明顯的提升，加熱功率每提升100 000 W/m3，截面平均溫度升高約40 ℃～50 ℃。因此，在當前空氣通量下，若要保持樹脂反應區(qū)域內(nèi)溫度600 ℃～700 ℃，設備加熱功率比原先設定值提高一倍左右。

4 結論

(1)利用數(shù)值模擬的方法，考察了現(xiàn)有樹脂裂解反應器上部進氣方式的效果，發(fā)現(xiàn)其存在空氣利用率低的問題，通入的空氣僅能作用于樹脂表面，未能起到合理進氣的目的。

(2)在數(shù)值模擬過程中發(fā)現(xiàn)，通入空氣會帶走反應器內(nèi)的大量熱量，削弱樹脂裂解反應區(qū)域的溫度，由此證明了試驗推論的正確性。

(3)利用數(shù)值模擬的方法，對設備進氣方式進行優(yōu)化改進。當采用下部進氣后，空氣的利用率能夠有著非常明顯的提升。同時，空氣分布也較為均勻。但此時空氣對反應區(qū)域內(nèi)溫度的削弱作用更為明顯。

(4)隨著設備進氣口直徑的減小和進氣口數(shù)量的增加，更夠較為明顯地提高樹脂反應區(qū)域的空氣分布均勻度，但隨著逐漸遠離空氣進口，影響程度減弱。此外，提升設備加熱功率，能夠較為明顯地提高反應區(qū)域內(nèi)的溫度。