管式布风装置对流化床焚烧炉内流化特性的影响

1、第 7 卷第 3 期过 程 工 程 学 报Vol.7 No.32007 年 6 月The Chinese Journal of Process EngineeringJune 2007管式布风装置对流化床焚烧炉内流化特性的影响赵云华， 曾令艳， 陆慧林， 刘文铁(哈尔滨工业大学能源科学与工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001)摘 要：数值模拟了管式布风装置对流化床内气体和颗粒流动特性的影响，获得了床内气体和颗粒瞬时和时均速度及颗粒体积份额分布. 计算结果表明，床内颗粒宏观流动呈现床中心区域为上升流动、壁面区域为下降流动的内循环流动. 分析了风管小孔风速和颗粒直径对床内流化的影响. 计算结果表明

2、，保证床内颗粒和气体良好流化和混合特性的最佳布风管相对距离应在 1.51.75 之间.关键词：管式布风装置；流化床焚烧炉；数值模拟中图分类号：TK12文献标识码：A文章编号：1009606X(2007)030451061 前 言流化床被广泛应用于固体废弃物焚烧处理、煤燃烧等工业领域中. 布风装置作为流化床反应器一个重要的部件，其结构对流化床内颗粒运动、流化特性等有着重要影响，因而受到高度重视. 风帽式布风装置等被广泛应用于燃煤工业流化床锅炉中. 然而，固体废弃物中含有大量杂质，如砖块、金属物体等，采用风帽式布风装置将导致流化床焚烧炉中床料缠绕、堵塞、床内排渣困难、床层压降增加，严重影响流化床焚

3、烧炉内流动和燃烧，甚至危及锅炉安全运行.管式布风装置具有结构简单、床内异物易于排除等特点，因而得到了高度的关注13. 然而，管式布风装置对床内颗粒流动特性的影响尚不清楚. 因此，理论和实验研究管式布风装置对床内颗粒流化特性的影响对于管式布风装置的设计和流化床焚烧炉的运行具有一定的意义. 颗粒动理学模型被广泛应用于流化床内颗粒间相互瞬间碰撞作用下颗粒流动的模拟计算2,4，但计算模型中没有考虑高颗粒体积份额下颗粒间相互摩擦作用导致的动量和能量的传递和耗散. 在管式布风装置流化床内，管式布风管附近的局部区域存在着未完全流化的高颗粒体积份额区域. 在该区域内，颗粒流动主要是靠颗粒间相互摩擦和滚动等作用

4、实现的，因此，在管式布风装置流化床气固两相流动的数值模拟中，需要同时考虑颗粒间瞬间碰撞作用和颗粒摩擦滚动作用的影响.本工作基于气固两相流体力学，采用颗粒动理学方法考察颗粒间的瞬时碰撞作用，同时考虑颗粒间的半持续摩擦滚动作用对颗粒应力的影响，数值模拟管式布风装置流化床内流化特性，获得了床内气体和颗粒瞬时和时均速度及颗粒体积份额分布规律，得到了床内气泡生成、长大和破裂过程. 同时数值分析了管式布风装置小孔速度、床内颗粒直径等对床内颗粒流化特性的影响.2 气固两相流动模型管式布风装置流化床结构如图 1 所示，沿管水平中心方向两侧布置一对小孔，进入管内的气体以射流的方式流出小孔，通过两管间的空隙进入床

5、层，使床内颗粒流化. 流化床内气固两相等温流动应满足质量、动量和能量守恒. 在本模型计算中，应用 Savage5提出的颗粒应力计算方法，即颗粒总应力可表示为颗粒瞬间碰撞产生的应力和颗粒间摩擦滚动作用产生的应力之和，采用颗粒动理学方法，考察流化床内颗粒间相互瞬间碰撞作用 4 ，应用 Johnson 等 6 的法向摩擦应力模型和 Syamlal 等7的摩擦切应力模型考察颗粒间摩擦作用效应. 流化床内气固两相等温流动守恒方程8可表述如下.图 1 流化床的几何结构Fig.1 Geometric structure of the fluidized bed (unit: mm)2.1 质量守恒方程气相和

6、颗粒相质量守恒方程可表示为(i=g 为气体、 i=s 为颗粒相)收稿日期：20060419，修回日期：20060808作者简介：赵云华(1981)，男，江苏省南京市人，博士研究生，主要从事气固两相流动数值模拟研究，E-mail: .452t ( i i ) + ( i iUi ) = 0,其中 Ui 为气相或颗粒相速度. 同时满足g+s= 动量守恒方程t ( g gU g ) + ( g gU gU g ) = g p + Tg + g g g gs (U g Us ),t ( s sU s ) + ( s sU sU s ) = s p p

7、s + Ts + s s g + (U g Us ).过 程 工 程 学 报第 7 卷(1) 相互瞬间碰撞作用4和 Syamlal 等7摩擦切应力模型的固相动力粘性系数可表示为7410 d42 s = s2 s dg 0(1 + e )+s1+g 0s (1+ e)+(2)596 (1 + e ) g05F( s s,min )n sin,(14)( s,max s )mI2D(3) 其中为内摩擦角，计算时取为 28.5o. I2D 为应变率张量第二不变偏量.固相表观粘度为(4)b = 3sd s g0(1+ e)( ).(15)421 22.3 本构方程气固两相曳力系数为 gs = gs g

8、sErgun + (1 gs )gsWen & Yu , 2gsgs= 150s+ 1.75gUgUs,g d2dErgun2.4 颗粒温度守恒方程颗粒压力和颗粒动力粘度与颗粒温度 =1/3有(5) 关，其中 Cs 为颗粒脉动速度. 颗粒温度可由下式确定：3( s s ) + ( s sU s )= Ts : U s + ( ks ) s , (16)(6)2t其中，方程右边最后两项分别为颗粒脉动和气相湍流之= 3Cd g s g U g Us 2.65 ,gs Wen & Yu4dg 1.75(0.2 s )gs =arctan 150+ 0.5,()241+ 0.15 Re 0.687Re

9、 1000.Cd = ReRe 10000.44固相和气相应力张量为(7) 间的相互作用，s 为颗粒温度的碰撞耗散，ks 为脉动能传导率(8)150d 621 2k s=s1+(1 + e ) s g 0+ 2 s 2d s g0 ( ),(17)384(1 + e ) g05(9) 颗粒间碰撞能量耗散为 s = 3(1 e2241 2(18) s s g 0( ) Us .dT22.5 边界条件Ts = b U s I + s U s + ( U s )( U s ) I ,(10)数值模拟使用 He 等9对 K-FIX 程序的修改版本，3T2程序中采用贴体坐标系统使计算网格与实际圆形布风T

10、g = g U g + ( U g )3( U g )I .(11)9，压力速度场求解采用 SIMPLE 算管的边界相符合基于 Savage5的颗粒应力计算方法，考虑颗粒间相法，贴体网格尺寸的选取满足网格无关性，计算时间步长为 1105 s. 布风管直径为 51 mm，布风管间距为 85互瞬间碰撞作用的颗粒动理学方法4和 Johnson 等6法mm. 在管子水平中心线两侧开一对小孔，直径为 100向摩擦应力模型的固相颗粒压力可表示为7mm. 为计算方便，管壁面和床壁面气相和颗粒相采用( s s,min )n无滑移边界条件，即沿壁面处切向速度和法向速度均为ps = 1 + 2 g 0 s (1

11、+ e ) s s +F,(12)( s,max s )m0. 通过布风管水平中心小孔的气体速度为 27 m/s. 初其中，系数s,min, F, n 和 m 分别取 0.5, 0.05, 2.0 和 5.0，始床高为 400 mm，床内颗粒假设为单一粒径，颗粒非弹性碰撞恢复系数为 0.95，颗粒直径为 3.0 mm，颗粒径向分布函数 g0为3密度为 1400 kg/m .g0= 1 ( s s,max )1 3 1 .(13)3计算结果分析同理，采用颗粒动理学方法，考虑流化床内颗粒间图 2 表示小孔气体速度为 27 m/s 时，不同时刻床内第 3 期赵云华等：管式布风装置对流化床焚烧炉内流化

12、特性的影响453瞬时颗粒体积份额变化. 由图可见，气体以一定的速度气体瞬时速度的变化. 随着气体从布风管中心线水平方由小孔射出，在两管之间形成空穴，产生初始具有一定向射出，在 2 个布风管之间的空间中两股射流发生碰撞尺寸的气泡. 随之气泡脱离布风管进入床层. 沿床层高而汇合，形成一个向上流动的气体射流，以相对较高的度，气泡相互合并、长大，形成较大尺寸的气泡. 当气速度进入床层. 图中高速流动区域表示气泡流经的区泡到达床层表面时，发生破裂，气泡消失. 因此，在气域，最终气体以一定速度从床顶排出. 图 4 表示瞬时颗泡流经的区域，颗粒体积份额相对较低，相反在气泡未粒相速度分布，随着床内气泡的向上运

13、动，部分颗粒被经过的床壁面附近区域，形成局部高颗粒体积份额，表携带向上. 同时床内其他区域的颗粒向气泡方向运动，明床内局部颗粒体积份额因气泡运动而形成脉动. 同以填补原气泡所占的空间，从而使床中心区域的颗粒主时，由计算结果表明，在布风管顶部，没有出现颗粒堆要呈向上流动；而床壁面附近区域的颗粒则下降流动，积、颗粒流动死区的现象.从而在床内形成宏观颗粒循环流动. 床内颗粒循环流动图 3 表示小孔气体速度为 27 m/s 时，不同时刻床内有助于固体废弃物焚烧炉内颗粒混合及异物的排除.t=10 st=12 st=14 st=16 st=20 s图 2 Ug=27 m/s 时不同时刻床内瞬时颗粒体积份额

14、变化Fig.2 Instantaneous particle concentrations in the fluidized bed at different times (Ug=27 m/s)30 m/st=10 st=12 st=14 st=16 st=20 s图 3 Ug=27 m/s 时不同时刻床内瞬时气相速度变化Fig.3 Instantaneous gas velocities in the fluidized bed at different times (Ug=27 m/s)454过 程 工 程 学 报第 7 卷2.5 m/st=10 st=12 st=14 st=16 st=

15、20 s图 4 不同时刻床内瞬时颗粒相速度变化Fig.4 Instantaneous particle velocities in the fluidized bed at different times图 5 表示时均颗粒体积份额沿床不同高度的变化(距管式布风板小孔中心距离分别为 150, 300 和 450 mm)，由图可见，沿床高时均颗粒体积份额逐渐减小. 床壁面附近区域时均颗粒体积份额比床中心区域稍高，这是由于在两管间形成的气泡在向上流动过程中主要集中出现在床中心区域，导致床中心区域时均颗粒体积份额下降，在 450 mm 位置处时均颗粒体积份额下降是由sUg=27 m/sh (mm)0

16、.5150particles,0.4300450ofConcentration0.4Bed width (m)图 5 不同高度处时均颗粒体积份额Fig.5 Profiles of time-averaged particle concentrations(m/s)0.4(a) Radialparticles0.20.0ofvelocity-0.2150h (mm)Radial-0.4Ug=27 m/s3004500.00.4Bed width (m)于该点位于床表面附近，气泡穿过床层达到床面后发生气泡破裂.图 6 表示时均颗粒径向和轴向速度

17、分布，由图可见，均颗粒轴向速度在床壁面附近时为负值，而在床中心区域时为正值，表明颗粒沿床两侧壁面附近区域向下流动，而在床中心区域颗粒作向上流动，由此构成床内颗粒的内循环.3.1 小孔速度对床内颗粒体积份额的影响采用管式布风装置时，流化所用的气体将从管水平中心线布置的小孔流出，当小孔气体速度过小时，管附近颗粒难以流化，不利于局部颗粒的混合，而小孔数量多将增加制造成本. 当小孔气体速度过高时，小孔数量减少易导致局部颗粒流动死区的形成，影响焚烧炉的运行. 图 7 表示不同小孔气体速度对床内时均颗粒体积份额的影响，由图可见，随着小孔气体速度增加，床内平均颗粒体积份额下降，计算结果表明小孔气体速度增加将

18、使床内气泡直径增大，流化床层高度增加，由此可见，提高小孔气体速度有利于床内颗粒的流化和混合.(m/s)0.50(b) Axialofparticles0.250.00velocity-0.25150-0.50h (mm)VerticalUg=27 m/s300-0.754500.00.4Bed width (m)图 6 不同高度处时均颗粒径向和轴向速度Fig.6 Profiles of time-averaged radial and axial velocities of particles第 3 期赵云华等：管式布风装置对流化床焚烧炉内流化特性的影响4550.55Ug (

19、m/s)sofparticles,0.50h=350 mm25270.4530Concentration0.400.300.350.00.4Bed width (m)图 7 不同布风管小孔气体速度下的时均颗粒体积份额分布Fig.7 Distributions of time-averaged particle concentrations under different jetting gas velocities(Pa)2000Instantaneous pressure dropS=85 mmdrop1500Mean pressure dropUg=27 m/spress

20、ure1000Instantaneous50002030405010Time (s)图 9 床内瞬时压力降随时间的变化Fig.9 Instantaneous pressure drop in the fluidized bedd (mm)s0.5Ug=27 m/sparticles,2.00.4h=350 mm3.0ofConcentration0.4Bed width (m)图 8 颗粒粒径对时均颗粒体积份额分布的影响Fig.8 Influence of particle diameter on the distribution of time-avera

21、ged particle concentrationsdrop400ofpressureUg=27 m/s350deviation300250Standard2001.2S/D图 10 压力降方差随布风管间距的变化Fig.10 Standard deviation of pressure drop as a function of pipe spacing3.2 床内颗粒直径对床内颗粒体积份额的影响图 8 表示不同床内颗粒直径对时均颗粒体积份额的影响，颗粒直径为 2 和 3 mm，随着床内颗粒直径下降，颗粒临界流化速度 Umf 减小，而速度差 UgUmf 增加，由流化床二相理

22、论可知，床内生成气泡数量增加，床层膨胀增大，时均颗粒体积份额下降. 由此可知，在相同布风管小孔气体速度下，降低床内颗粒直径有助于床内颗粒的流化和混合.3.3 布风管间距对床内颗粒流化特性的影响计算结果表明，布风管中心距离(即管间距)对流化特性具有显著影响，它不仅影响布风管附近区域颗粒流化特性，同时影响整个床内颗粒流动. 当管间距太小时，气体从布风管水平方向高速射流流出，造成射流相互对冲，增大了气体能量的损失，影响布风管附近区域颗粒的流化；而当管间距太大时，在两布风管间易于形成颗粒堆积，影响床内颗粒的流动和混合. 图 9 表示管间距 85 mm、距布风管中心线 200 mm 处瞬时压力降变化特性

23、(2 点间距 100 mm)，同时给出了时均压力降，压力降的变化反映床内气体和颗粒的流动状态. 当气泡通过床层时会引起床内压力降的增加，因此，瞬时高压力降表明床内气泡运动的出现，低压力降反映床内颗粒运动的状态，压力降脉动愈强烈，表明床内气体和颗粒运动愈强烈，床内颗粒混合愈均匀. 由计算获得的瞬时压力降可确定其方差，图 10 表示压力降方差随布风管相对距离(S/D)的变化. 由图可见，随着相对距离的增加，压力降方差逐渐增加，达到最大值后，再逐渐下降，在相对距离 S/D 约为 1.6 时压力降方差最大，即表明床内颗粒和气体运动最强烈，混合最佳，因此，在所研究范围内，保证床内颗粒和气体良好流化和混合

24、特性的最佳布风管相对距离 S/D 应在 1.51.75 之间.4 结 论数值模拟了管式布风装置流化床内颗粒的流化特性，获得了气体和颗粒瞬时和时均速度及颗粒体积份额变化特性，分析了小孔气体速度和床内颗粒直径等对管式布风装置床内颗粒流化的影响. 计算结果表明，管式456过 程 工 程 学 报第 7 卷布风装置具有良好的流化特性，床内形成了颗粒在中心区域为向上流动、在壁面区域为下降流动的内循环流动，有助于床内颗粒的混合和异物的排除. 计算结果表明，随着布风管相对间距的增加，存在压力降方差最大值，在所研究的范围内，最佳布风管相对间距为1.51.75.管式布风装置结构、床内温度、床内颗粒特性等影响流化床

25、内气泡和颗粒的流动特性，对管式布风装置流化床进一步进行数值模拟和深入实验研究仍是今后重点.符号表：Cd阻力系数Cs颗粒脉动速度 (m/s)d颗粒直径 (m)D布风板管径 (m)e弹性恢复系数g重力加速度 (m/s2)g0径向分布函数h流化床高度 (m)ks脉动能传导率 g/(ms)p气相压力 g/(ms2)ps固相压力 g/(ms2)q脉动能流量Re雷诺数S布风板管间距 (m)t时间 (s)Tg气相应力张量 kg/(ms2)Ts固相应力张量 kg/(ms2)Ug气相速度 (m/s)Us固相速度 (m/s)颗粒温度 (m2/s2)g气相粘度 kg/(ms)s颗粒相粘度 kg/(ms)g空隙率s颗

26、粒体积份额s,max固相最大体积份额s碰撞能量损耗 kg/(ms3)s颗粒密度 (kg/m3)g气相密度 (kg/m3) 曳力系数 (kg/m3)内摩擦角 (rad)参考文献：1 阎常峰，李海滨，赵松，等. 垃圾焚烧管式布风流化床的冷态实验 J.化学工程, 2005, 33(2): 5558.2 曹玉春，李晓东，严建华，等. 管式布风流化床密相区气固流动特性数值模拟 J. 浙江大学学报, 2005, 39(6): 795800.3 罗娅，马增益，严建华，等. 图像法用于气固两相流化床中气泡行为的研究 J. 热力发电, 2005, 34(1): 1619.4 Gidaspow D. Multip

27、hase Flow and Fluidization: Continuum and KineticTheory Description M. San Diego: Academic Press, 1994. 239294.5 Savage S B. Analyses of Slow High-concentration Flows of Granular Materials J. J. Fluid Mech., 1998, 377: 126.6 Johnson P C, Nott P, Jackson R. FrictionalCollisional Equations of Motion f

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