姚秀穎，徐 博, 2，劉夢(mèng)溪，盧春喜

(1. 中國(guó)石油大學(xué)(北京)重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 昌平 102249；2. 東方電氣集團(tuán)東方鍋爐股份有限公司，四川 自貢 643001)

催化裂化的再生煙氣中含有大量的硫氧化物和氮氧化物，如果直接排向大氣，不僅帶來環(huán)境污染，而且不能滿足環(huán)保排放要求[1]。需要在煙氣放空前采用流化床工藝在吸附劑作用下干法脫除煙氣中的硫氧化物和氮氧化物[2]。為了保證吸附劑的循環(huán)使用，吸附劑在吸附后需要進(jìn)行連續(xù)再生，其再生效率對(duì)溫度的要求相對(duì)苛刻，若達(dá)不到足夠高的溫度，則再生效果很難保證，需要外部補(bǔ)充熱量。傳統(tǒng)的重油催化裂化的再生過程放出的熱量遠(yuǎn)大于反-再系統(tǒng)所需的熱量，所以為滿足熱平衡要求，通常采用外取熱方式，將過剩熱量取出[3]。郭大為等[4]提出利用催化裂化催化劑再生過程產(chǎn)生的過剩熱量，通過固-固直接混合換熱實(shí)現(xiàn)2個(gè)過程的熱量互供，但這2種催化劑物性相近，混合換熱后難以分離，因此迫切需要開發(fā)高效的間壁式換熱設(shè)備。郭大為等[5]設(shè)計(jì)了一種含有管程和殼程的換熱裝置，熱載體和冷卻介質(zhì)均以流化態(tài)操作，分別走管程和殼程，管程為單管或列管式。管程內(nèi)顆粒流動(dòng)和換熱過程受換熱管尺寸的限制，影響流化和換熱效果。同時(shí)當(dāng)換熱管數(shù)量較少時(shí)，僅有與換熱管管壁接觸的顆粒能進(jìn)行換熱，換熱量可調(diào)范圍窄。

為了實(shí)現(xiàn)2種物性相近或相似顆粒的高效換熱，姚秀穎等[6]提出了一種流化床間壁換熱再生耦合裝置及其網(wǎng)格劃分，如圖1所示。

圖1 模擬對(duì)象及網(wǎng)格劃分

該換熱再生器由2個(gè)流化空間組成，分別用于流化催化裂化催化劑和煙氣吸附劑的再生，中間設(shè)置一隔板，隔板上傾斜布置多組熱管，2個(gè)空間的流化顆粒通過熱管實(shí)現(xiàn)高效間壁傳熱。熱管的導(dǎo)熱系數(shù)最高可達(dá)105 W/(m·℃)，是鋁、柴銅、銀等金屬的幾百甚至上千倍[7-8]，因此控制性熱阻為流化顆粒與熱管壁間的對(duì)流傳熱。在該傳熱過程中，傳熱系數(shù)隨著操作氣速的增大，先逐漸增大后幾乎不變，轉(zhuǎn)折點(diǎn)位于湍流點(diǎn)附近[9-10]。為了保證待生吸附劑的高效再生和再生催化劑的高效換熱，2種催化劑分別流化于湍流和鼓泡流化狀態(tài)[11]。

本文中詳細(xì)考察湍流床一側(cè)的氣固流動(dòng)狀況，分析熱管的存在與否對(duì)顆粒濃度軸徑向分布的影響。對(duì)于帶有水平換熱管的流化床，不同周向位置的傳熱系數(shù)受到操作速度、顆粒直徑、管徑等多種條件的影響。Kim等[12]通過測(cè)量粒徑為258 μm的石英砂、氣速為0.055～0.161 m/s的流化床內(nèi)水平換熱管(熱管直徑為25.3 mm)不同周向位置的氣固流動(dòng)和傳熱情況，發(fā)現(xiàn)水平換熱管兩側(cè)的傳熱系數(shù)最大，底部次之，頂部最小，這是因?yàn)樵谒焦艿捻敳看嬖诠毯瘦^高的顆粒墊，在底部存在氣泡墊，而在水平管兩側(cè)的濃度中等，且顆粒的更新頻率較高。由于顆粒的比熱遠(yuǎn)大于氣體，所以顆粒對(duì)流傳熱過程起主要作用[9]。

顆粒團(tuán)更新理論[13-14]表明，傳熱系數(shù)受顆粒在換熱表面的濃度和更新頻率的影響。Al-Busoul和Abu-Ein[15]通過測(cè)量不同直徑油頁(yè)巖和沙粒的流化床內(nèi)水平管的傳熱系數(shù)周向分布，發(fā)現(xiàn)較低氣速下，傳熱系數(shù)的周向分布與Kim等[12]的結(jié)果一致，隨著操作氣速的增加，不同顆粒的流化床內(nèi)傳熱系數(shù)周向分布趨勢(shì)均發(fā)生變化，變?yōu)楣苌喜繀^(qū)域最大，沿水平管周向向下逐漸減小，在底部區(qū)域又稍有增加。在較低氣速(u<0.184 m/s)和較高氣速(u>1.245 m/s)時(shí)，傳熱系數(shù)的周向分布均勻性較中等氣速(0.184～1.245 m/s)時(shí)更加均勻。流化顆粒直徑越小，傳熱系數(shù)越高[16]。在粒徑為475 μm、氣速為0.352 m/s的流化床內(nèi)，對(duì)于固含率較小的稀相區(qū)，直徑為57 mm的水平管頂部和底部的傳熱系數(shù)較大，兩側(cè)的較小，且隨著軸向高度的增加，傳熱系數(shù)逐漸減小[17]。

由于水平換熱管周向流動(dòng)狀況的不同，導(dǎo)致其換熱情況有所不同，而本文中所研究的流化床換熱器內(nèi)熱管為傾斜布置，其周向濃度分布與水平管的有明顯不同，因此需要詳細(xì)考察熱管不同周向位置的流動(dòng)狀態(tài)，并明確軸向高度和表觀氣速對(duì)熱管表面流動(dòng)狀況的影響。

1 模擬對(duì)象及建模

1.1 模擬對(duì)象

本文中模擬對(duì)象為基于專利技術(shù)[6]的流化床間壁式換熱器實(shí)驗(yàn)裝置，如圖1所示，換熱器主體為圓柱形結(jié)構(gòu)，內(nèi)徑為0.50 m，由厚度為12 mm的隔板將其分為2個(gè)部分，左側(cè)處于湍流床操作，右側(cè)處于鼓泡床操作，隔板上布置3根熱管，用于將湍流床內(nèi)顆粒的熱量傳遞給鼓泡床內(nèi)顆粒。熱管布置在距底部分布器的高度分別為0.60、0.75、0.90 m處，以減小分布器影響區(qū)的作用。為了減小顆粒帶出量，將換熱器變徑設(shè)置，變徑后內(nèi)徑為0.60 m，變徑處位于軸向高度1.8 m處。為了節(jié)省計(jì)算資源，裝置總高設(shè)為3.2 m，由頂部流出的催化劑通過用戶自定義子程序返回床內(nèi)，以保證物料守恒。熱管外徑為30 mm，長(zhǎng)度為425 mm，與水平方向夾角為20 °，且在鼓泡床一側(cè)傾斜向下。除熱管所在區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格外，其他位置均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格(見圖1)。

流化顆粒為FCC平衡催化劑，平均粒徑為70 μm，顆粒密度為1 500 kg/m3，流化介質(zhì)為常溫常壓下的空氣，密度和黏度分別為1.225 kg/m3和1.782×10-5Pa·s。湍流床操作氣速為0.6～1.0 m/s。

1.2 建模方法

流化床換熱器內(nèi)顆粒濃度較大，考慮到模擬精度和計(jì)算量，選用雙流體模型進(jìn)行模擬研究，其控制方程如下。

氣、固相連續(xù)性方程為

(1)

(2)

式中：ε為體積分?jǐn)?shù)；ρ為密度，kg/m3；u為速度，m/s；t為時(shí)間，s；下標(biāo)g代表氣相，p代表顆粒相。

氣、固相動(dòng)量守恒方程為

(3)

(4)

式中：p為壓力，Pa；τ為應(yīng)力，Pa；β為相間曳力系數(shù)，kg/(m3s)；g為重力加速度，m/s2；下標(biāo)e代表EMMS。

氣、固相的應(yīng)力為

(5)

(6)

固相的壓力為

pp=εpρpΘ[1+2g0εp(1+e)]。

(7)

固相的體積黏度為

(8)

固相的黏度為

(9)

顆粒的溫度方程為

(10)

徑向分布函數(shù)為

(11)

顆粒能量的擴(kuò)散系數(shù)為

(12)

碰撞耗散能為

(13)

顆粒擬溫度為

(14)

式中：μ為黏度，Pa·s；e為顆粒碰撞恢復(fù)系數(shù)。

對(duì)于湍流床的CFD模擬，氣固之間的相互作用是影響模擬結(jié)果的關(guān)鍵因素。Wang等[18]采用基于EMMS-亞網(wǎng)格尺度模型的歐拉方法模擬了大尺度湍流床，發(fā)現(xiàn)密相懸浮上升流與快速床流動(dòng)共同存在。吳誠(chéng)等[19]采用修正三段曳力模型模擬獲得表觀氣速和靜床高的變化可使固含率的S型和指數(shù)型分布相互轉(zhuǎn)變。Lan等[20]采用基于格子-玻爾茲曼的曳力模型，獲得了顆粒尺寸分布對(duì)雙組份湍流床內(nèi)氣固流動(dòng)行為的影響。Chen等[21]采用基于結(jié)構(gòu)的曳力模型對(duì)湍流床進(jìn)行模擬，獲得了內(nèi)部的非均勻結(jié)構(gòu)。Chang等[22]通過考慮顆粒團(tuán)當(dāng)量直徑提出了一個(gè)適用于工業(yè)過程的曳力模型，模擬發(fā)現(xiàn)工業(yè)湍流床同時(shí)存在2個(gè)流區(qū)，即底部稠密的鼓泡區(qū)和上部稀薄的分散流區(qū)。Varghese等[23]通過模擬Geldart B類顆粒湍流床，比較了不同曳力模型對(duì)模擬結(jié)果的影響，發(fā)現(xiàn)Gidaspow、Syamlal&O’Brien曳力模型的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好。本文中所研究的湍流床內(nèi)顆粒屬于Geldart A類，流化過程中存在顆粒聚團(tuán)現(xiàn)象，因此采用EMMS曳力模型對(duì)氣固相間曳力進(jìn)行計(jì)算[24]，其表達(dá)式為

βe=βHd，

(15)

(16)

其中，曳力系數(shù)為

(17)

(18)

非均勻結(jié)構(gòu)因子Hd擬合方程見表1所示[25]。

表1 非均勻結(jié)構(gòu)因子Hd

如圖1所示，在幾何模型中，氣固兩相在底部入口均設(shè)為速度入口邊界條件；上部出口均設(shè)為壓力出口邊界條件；對(duì)于氣相，壁面采用無滑移邊界條件，顆粒相采用Johnson和Jackson提出的部分滑移邊界條件，表達(dá)式如表2所示，鏡面系數(shù)在湍流床設(shè)為0.1[26]，鼓泡床設(shè)為0.05[25]。顆粒-壁面碰撞恢復(fù)系數(shù)ep為0.9，時(shí)間步長(zhǎng)為0.001 s。采用Fluent 6.2進(jìn)行求解，初始固含率為0.6，初始速度為0.003 5 m/s。為保證2個(gè)空間的膨脹高度相近，鼓泡床初始堆積高度設(shè)為1.0 m，湍流床的初始堆積高度為0.8 m，模擬研究表明，床層在25 s后達(dá)到穩(wěn)定流化狀態(tài)，故取25～40 s之間的數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)平均以分析不同區(qū)域的流動(dòng)狀態(tài)。

表2 Johnson和Jackson邊界條件表達(dá)式

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

對(duì)于流化床的模擬，相比于時(shí)間步長(zhǎng)，網(wǎng)格對(duì)模擬結(jié)果更為敏感，因此為了保證網(wǎng)格尺寸對(duì)模擬結(jié)果的獨(dú)立性，本文中采用流化床換熱器實(shí)驗(yàn)結(jié)果[27]進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性和模型驗(yàn)證。圖2比較了采用不同網(wǎng)格尺寸所模擬的平均固含率與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。由圖可以看出，采用網(wǎng)格尺寸為10 mm(42.7萬，網(wǎng)絡(luò)個(gè)數(shù)，下同)和12 mm(25.3萬)所模擬的床層固含率相近，且均與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，而尺寸為24 mm(2.9萬)網(wǎng)格所模擬的截面平均固含率明顯小于實(shí)驗(yàn)所得固含率。

圖2 網(wǎng)格尺寸對(duì)流化床換熱器內(nèi)固含率軸向分布的影響

圖3描述了不同網(wǎng)格所模擬固含率的空間分布特征，采用尺寸為10、12 mm的網(wǎng)格所得模擬結(jié)果能夠很好地描述氣泡的邊界，且可以分辨出氣泡在上升過程中尺寸逐漸變大，而采用24 mm網(wǎng)格的模擬結(jié)果僅在床層下部區(qū)域可分辨出氣泡，且不能分辨出氣泡的上升和變大。為了保證數(shù)值模擬的經(jīng)濟(jì)性，本文中研究選用12 mm的網(wǎng)格對(duì)流化床換熱器進(jìn)行研究。

圖3 不同網(wǎng)格尺寸下固含率的空間分布特征

1.4 模型驗(yàn)證

圖4給出了表觀氣速為0.5 m/s，換熱管位于r/Rw=0.6處，時(shí)均固含率的徑向分布。其中r為內(nèi)半徑，Rw=R-rt，R為換熱器半徑，rt為換熱管半徑。由圖可以看出，固含率呈現(xiàn)“中心低、邊壁高”的分布特點(diǎn)，模擬結(jié)果能夠很好地描述流化床內(nèi)固含率的分布特征，且與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。這些結(jié)果表明該模型在網(wǎng)絡(luò)尺寸為12 mm的幾何模型下，可以很好地描述湍流床內(nèi)氣固兩相的流動(dòng)和分布特征。

圖4 時(shí)均固含率沿徑向的分布

2 結(jié)果與討論

2.1 軸向分布特征

圖5比較了表觀氣速分別為0.6、0.8 m/s時(shí)，有熱管和無熱管的湍流床內(nèi)固含率軸向分布。隨著表觀氣速的增大，在床層下部區(qū)域，不同高度固含率均減小，固含率的差值隨著軸向高度的增大而逐漸減小，而在床層上部區(qū)域，由于氣體夾帶作用，固含率的差值逐漸增大。相比于無熱管流化床，表觀氣速對(duì)有熱管流化床內(nèi)固含率的影響更加明顯。

圖5 熱管對(duì)時(shí)均固含率軸向分布的影響

在無熱管流化床內(nèi)，隨著軸向高度的增大，固含率均逐漸減小。在有熱管流化床內(nèi)，固含率隨軸向高度先逐漸減小，稍有增大后，繼續(xù)減小。2種流化床取熱器均無明顯料面，這一分布特征符合湍流床固含率分布特征。熱管的存在對(duì)固含率影響較大，當(dāng)氣固混合物流過熱管時(shí)，固含率先稍有減小，然后稍有增大。這說明管束的存在阻隔了其下部區(qū)域氣泡的上升，使氣泡易聚集。而在管束所在區(qū)域，氣泡因受到多根熱管的剪切作用而破裂、變小，使得固含率有所增大。這一現(xiàn)象可由圖6中瞬時(shí)固含率分布圖充分印證。在熱管上部區(qū)域，氣泡繼續(xù)長(zhǎng)大，固含率逐漸降低。

圖6 熱管對(duì)瞬態(tài)固含率分布的影響(u=0.8 m/s)

圖6比較了表觀氣速為0.8 m/s時(shí)，有、無熱管的湍流床內(nèi)固含率的瞬時(shí)分布特征。由圖可看出，熱管具有減小氣泡尺寸、減小熱管下部區(qū)域固含率、增大熱管上部區(qū)域固含率、減小顆粒夾帶量的作用。

圖7給出了熱管所在局部區(qū)域固含率的軸向分布隨表觀氣速的變化。由圖可以看出，不同氣速下，因受熱管的影響，隨軸向高度的增大，固含率先減小，然后在熱管所在區(qū)域幾乎不變，流過熱管后，固含率繼續(xù)減小。這一變化趨勢(shì)不受表觀氣速影響，說明熱管對(duì)湍流床內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)的影響不因操作條件而改變。同時(shí)，熱管所在區(qū)域，固含率受軸向高度影響較小，說明熱管起到了破碎氣泡的作用，使該區(qū)域的氣泡變得更均勻，改善了流化質(zhì)量。因此，可通過在湍流床內(nèi)設(shè)置熱管的方式定量調(diào)節(jié)流動(dòng)狀態(tài)，從而實(shí)現(xiàn)氣固接觸狀態(tài)的改善[28]。同時(shí)，由于熱管下部區(qū)域受到分布器的影響，固含率降低的幅度大于熱管上部區(qū)域的。氣體對(duì)顆粒的夾帶作用也使得表觀氣速越大，固含率的降低幅度越小。

圖7 表觀氣速對(duì)固含率軸向分布的影響

2.2 徑向分布特征

圖8比較了有、無熱管情況下，不同高度處床內(nèi)固含率的徑向分布。其中h=0.561 m處位于3根熱管下側(cè)，h=0.711 m處位于第1和第2根熱管的中間高度，h=0.861 m處位于第2和第3根熱管的中間高度，h=1.111 m處位于3根熱管上側(cè)。r/R=-1.0為靠近床壁一側(cè)，r/R=0為靠近隔板一側(cè)。可以看出，在各高度處，固含率均呈現(xiàn)中心低、邊壁高的“U”型分布特征，然而這一分布并不對(duì)稱，而是在靠近床壁一側(cè)固含率較大，靠近隔板一側(cè)固含率較小，這是由于兩側(cè)的限制壁面形狀不同。這一分布特征即不受軸向高度影響，也不受熱管存在與否的影響。比較2種流化床可以看出，在熱管區(qū)下部和上部區(qū)域，固含率分布趨勢(shì)相一致。在h為0.711、0.861 m位置，由于受第1和第2根熱管的影響，熱管的存在使得其所在徑向位置處的固含率小于無熱管流化床的固含率，并且在熱管末端固含率更小。越靠近隔板壁面，兩者差異越小，這是由于越靠近隔板，所在軸向高度越遠(yuǎn)離熱管。

(a)h=0.561m(b)h=0.711m(c)h=0.861m(d)h=1.111m圖8 固含率沿徑向的分布(u=0.8m/s)Fig.8 Radialdistributionofsolidsholdup(u=0.8m/s)

圖9給出了表觀氣速為0.8 m/s時(shí)，不同高度處的時(shí)均固含率沿徑向的分布曲線。圖中的5個(gè)軸向高度均緊臨或遠(yuǎn)離熱管，但沒有橫穿熱管。不同高度處的固含率沿徑向均呈現(xiàn)非對(duì)稱的“U”型分布，越靠近下部區(qū)域，偏心程度越明顯，即靠近隔板的固含率越小，靠近床壁的固含率越大。這是因?yàn)闊峁芩诘膮^(qū)域大部分被氣體占據(jù)，熱管的存在阻礙了氣泡上升而停留在床層下部區(qū)域(詳見圖6)。在相鄰熱管之間的軸向位置，即h為0.711、0.861 m，徑向位置r/R=-0.75附近，固含率出現(xiàn)極小值，該位置為熱管的末端所處的徑向位置。由于熱管的傾斜布置，該位置的軸向高度非?？拷虏康臒峁?，徑向位置越小，越遠(yuǎn)離熱管。通過與其他位置的固含率分布相比較發(fā)現(xiàn)，氣泡只有同時(shí)受下側(cè)熱管的破碎作用、上側(cè)熱管的阻滯作用，氣固分布狀態(tài)才會(huì)發(fā)生明顯的變化，且熱管對(duì)其影響程度會(huì)隨著與熱管的軸向距離而變化，導(dǎo)致不同軸向高度的固含率差異沿徑向逐漸減小。在h為1.011、1.111 m、r/R>-0.5的位置，固含率偏大，這是由于氣泡因受熱管的破碎作用而尺寸減小，顆粒上行速度減小，存在顆粒聚集現(xiàn)象。

圖9 不同軸向高度下固含率的徑向分布

圖10給出了h=0.861m處，表觀氣速對(duì)時(shí)均固含率徑向分布的影響?？傮w來看，固含率沿徑向的非對(duì)稱“U”型分布不受表觀氣速的影響。隨著表觀氣速的增大，床層中間和隔板附近區(qū)域時(shí)均固含率明顯減小，而床體壁面附近固含率變化較小，受氣速的影響較小。表觀氣速增大到0.8 m/s之后，床層中間位置的顆粒含量變化較小，氣體對(duì)顆粒的曳力作用，即顆粒受氣體向上的夾帶能力達(dá)到一定極限。

圖10 不同表觀氣速下固含率的徑向分布(h=0.861 m)

綜上可知，湍流床內(nèi)熱管壁面上、下側(cè)區(qū)域的固含率分布各有特點(diǎn)，說明不同表觀氣速下，熱管改變床內(nèi)氣固兩相流動(dòng)結(jié)構(gòu)的能力不同，但產(chǎn)生的效果都是促進(jìn)氣固兩相的混合均勻。

圖11給出了表觀氣速為0.8 m/s時(shí)，時(shí)均固含率沿徑向的分布曲線，圖中的3個(gè)軸向高度均橫穿熱管。從整體來看，固含率沿徑向呈非對(duì)稱的“U”型分布，且兩側(cè)壁面的固含率差異較圖9所示兩側(cè)壁面固含率的差異要小，固含率極小值出現(xiàn)在熱管末端所在的徑向位置。單獨(dú)看熱管兩側(cè)的固含率分布可以發(fā)現(xiàn)，熱管左側(cè)區(qū)域(即靠近床壁一側(cè))，固含率呈非對(duì)稱的“U”型分布，越靠近床壁和管壁固含率越大；在熱管下側(cè)區(qū)域，氣泡因受熱管的阻滯作用而出現(xiàn)短時(shí)停留，因此固含率雖然也越靠近管壁越大，但數(shù)值較床壁一側(cè)的偏低；熱管右側(cè)區(qū)域(即靠近隔板壁一側(cè))均位于熱管的上側(cè)，其對(duì)氣泡的破碎作用使固含率較熱管下側(cè)區(qū)域的值大，同時(shí)隔板壁面的摩擦作用，使得固含率越靠近壁面其值越高。相同高度處，管壁上側(cè)附近的固含率總是高于管壁下側(cè)的。

圖11 不同軸向高度下固含率的徑向分布

在熱管下部，即-0.8

圖12給出了不同表觀氣速下，h=0.788 m處時(shí)均固含率的徑向分布。由圖可知，各徑向位置的固含率均隨著表觀氣速的增大而增大，不同之處在于床體邊壁附近的固含率受氣速影響較小，熱管下部區(qū)域的固含率受氣速影響較大，這表明被破碎的小氣泡在熱管下側(cè)匯聚，氣泡數(shù)量較多，形成一個(gè)低密度區(qū)，其可強(qiáng)化顆粒軸向的返混。在熱管右側(cè)區(qū)域，隨著徑向位置的增加，固含率總體逐漸增大，但在r/R=-0.15附近，固含率出現(xiàn)一個(gè)極小值，說明一直有少量的小氣泡流經(jīng)此處并受到上方管壁低密度區(qū)的影響，使得該位置的固含率始終處于較低值。這種分布狀態(tài)不隨表觀氣速而變化。因右側(cè)區(qū)域位于熱管的上部，所以表觀氣速對(duì)固含率的影響程度大于其他徑向位置，表明了熱管的存在具有強(qiáng)化操作條件對(duì)固含率分布影響的作用。同時(shí)，相同氣速下，管壁上側(cè)附近的固含率總是高于管壁下側(cè)的，而且表觀氣速越大，它們間的差異越小。

圖12 不同表觀氣速下固含率沿徑向的分布(h=0.788 m)

綜上可知，低密度區(qū)的存在，說明被破碎的小氣泡有在管壁下側(cè)聚集的趨勢(shì)。管壁上、下側(cè)固含率分布情況大不相同，表明氣固混合物在流經(jīng)熱管后得到重新分配和調(diào)整。同時(shí)由于熱管安裝在隔板壁面，所以隔板處固含率變化受氣速的影響與床體邊壁附近不同。比較圖9和11可知，無熱管的徑向位置，兩側(cè)壁面的固含率相差較大，而熱管所在截面，兩側(cè)壁面的固含率數(shù)值相近。這是因?yàn)闊o熱管流化床內(nèi)兩側(cè)壁面的影響不同導(dǎo)致固含率差異較大，而有熱管存在時(shí)，隔板側(cè)固含率因受熱管的影響而增大，使得兩側(cè)壁面的固含率相近。

比較圖10和12可知，表觀氣速對(duì)固含率的影響不同，無熱管時(shí)固含率沿徑向均勻變化，且影響較小，而有熱管時(shí)熱管上側(cè)的固含率受氣速的影響強(qiáng)于其對(duì)下側(cè)的影響，這是因?yàn)闊峁芫哂衅扑闅馀荨⒃龃蠊毯实淖饔?，這一作用會(huì)隨著與熱管距離的增加而減弱，而氣速具有減小固含率的作用。此導(dǎo)致表觀氣速對(duì)熱管上側(cè)固含率的影響最大，下側(cè)次之，無熱管時(shí)最小。

2.3 周向分布特征

圖13給出了表觀氣速為0.8 m/s、位于h=0.788 m處的熱管表面不同周向位置的固含率沿?zé)峁茌S向方向的分布。由圖可以看出，在熱管表面180°位置，固含率先逐漸減小，然后逐漸增大，最低值位于r/R=-0.6處；在熱管表面90°和270°處，固含率先逐漸減小后基本不變，再逐漸增大；在熱管表面0°位置，固含率隨著徑向位置的增大，變化較小，只是稍有增大。135°和225°的固含率介于0°和90°數(shù)值的中間，45°和315°的固含率介于90°和180°數(shù)值的中間。

圖13 熱管表面固含率沿?zé)峁苤芟虻淖兓?u=0.8 m/s)

沿?zé)峁茌S向方向，不同位置的固含率周向分布差異較大。在靠近隔板的徑向區(qū)域(-0.35

綜合上述分析可按照熱管表面固含率的周向分布狀態(tài)沿床層徑向位置分為3個(gè)區(qū)域。區(qū)域1為熱管表面的近壁區(qū)，即靠近隔板壁面的區(qū)域，-0.35

圖14分別給出了位于3個(gè)區(qū)域的截面固含率云圖。在區(qū)域1，熱管的下部存在局部的固含率低值區(qū)，其他位置的固含率相當(dāng)，且熱管與床壁之間區(qū)域?yàn)楣毯瘦^低的氣泡流道，該流道內(nèi)固含率隨著軸向高度的增加而逐漸增大。在區(qū)域2，在熱管中部和下部存在固含率高值區(qū)，該區(qū)域的尺寸隨著軸向高度的增大逐漸減小，且越靠近區(qū)域2的中間位置，該區(qū)域的尺寸越大。區(qū)域3總體固含率的差異較區(qū)域1和2更加均勻。

圖14 熱管所在周向截面的固含率分布云圖(u=0.8 m/s)

圖15給出了固含率周向分布分界點(diǎn)隨軸向高度和表觀氣速的變化。由圖可以看出，隨著熱管位置的升高，分界點(diǎn)的位置逐漸遠(yuǎn)離隔板，且熱管各周向位置的固含率差異逐漸減小(見圖14)。這表明，隨著軸向高度的增加，氣泡尺寸逐漸減小，床層分布更加均勻，如圖6所示，因此熱管表面不同周向位置的固含率差異減小。也就是說，隨著軸向高度的增加，邊壁效應(yīng)逐漸增大，主換熱區(qū)逐漸減小。

圖15 熱管表面固含率周向分布分界點(diǎn)隨熱管高度和表觀氣速的變化

圖16給出了主要換熱區(qū)的r/R=-0.6處，垂直于熱管平面的時(shí)均固含率軸向分布隨表觀氣速的變化。由圖可以看出，熱管表面各周向位置的固含率均隨表觀氣速的增加而逐漸減小，但減小的幅度較小。除熱管頂部即180°位置外，其他各周向位置固含率的減小幅度相同。熱管頂部的固含率在表觀氣速小于0.8 m/s時(shí)，固含率減小幅度大于其他周向位置的。當(dāng)表觀氣速為0.6 m/s時(shí)，熱管頂部和中部的固含率相當(dāng)，隨著表觀氣速增加到0.8 m/s，這2個(gè)位置的固含率差異逐漸增大，當(dāng)氣速大于0.8 m/s時(shí)，各周向位置的固含率之間的差異相當(dāng)。導(dǎo)致圖15中，固含率分界點(diǎn)隨著表觀氣速的增大而逐漸靠近隔板，即主換熱區(qū)逐漸增大，邊壁效應(yīng)逐漸減小。

圖16 管壁周向的時(shí)均固含率隨表觀氣速的變化

3 結(jié)論

采用歐拉-歐拉雙流體模型結(jié)合EMMS曳力模型，模擬了帶有多根傾斜換熱管的流化床換熱器內(nèi)氣固流動(dòng)狀態(tài)。為了獲得其內(nèi)部的流場(chǎng)信息，首先基于已有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證了適宜的網(wǎng)格尺寸為20 mm，通過比較固含率的軸徑向分布確定了所用模型的有效性。

1)固含率軸向分布表明，熱管具有減小氣泡尺寸、減小熱管下部區(qū)域固含率、增大熱管上部區(qū)域固含率、減小顆粒夾帶量的作用。隨著軸向高度的增加，熱管對(duì)固含率的影響逐漸減小。熱管對(duì)流化床內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)的影響不因操作條件的變化而改變。

2)固含率的徑向分布表明，熱管對(duì)固含率徑向分布影響最明顯的軸向高度位于相鄰兩根熱管之間的位置，其對(duì)固含率的影響主要位于熱管末端，且隨著熱管與隔板間距的減小，熱管對(duì)固含率的影響逐漸減小。熱管所在高度的固含率在熱管末端的值最小，隨著徑向位置靠近兩側(cè)壁面而逐漸增大。表觀氣速對(duì)床壁附近固含率的影響較小，對(duì)隔板附近固含率的影響較大，特別是在所在截面處。

3)沿?zé)峁茌S向方向，在靠近隔板壁面處，即隔板影響區(qū)，熱管上部的固含率最大，下部最?。辉诳拷鼰峁茏杂啥?，即主換熱區(qū)，熱管下部固含率最大，上部最小。隨著熱管軸向高度的增加，主換熱區(qū)逐漸減小，隨著表觀氣速的增大，主換熱區(qū)逐漸增大。