導(dǎo)向管噴動(dòng)床內(nèi)單相流場(chǎng)及聲波對(duì)流場(chǎng)影響的數(shù)值模擬

張 青，楊雪峰，周 勇

四川大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，四川 成都 610065

導(dǎo)向管噴動(dòng)床內(nèi)單相流場(chǎng)及聲波對(duì)流場(chǎng)影響的數(shù)值模擬

張 青，楊雪峰，周 勇

四川大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，四川 成都 610065

為闡明超細(xì)粉在聲場(chǎng)導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)的流化機(jī)理，并為進(jìn)一步優(yōu)化和完善床層結(jié)構(gòu)及操作條件提供基礎(chǔ)，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型計(jì)算了導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)的單相氣體流場(chǎng)，考察了進(jìn)口流化氣速和射流氣速對(duì)氣體流動(dòng)規(guī)律的影響，以及聲場(chǎng)對(duì)導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)氣體軸向速度分布及其脈動(dòng)均方根的影響。結(jié)果表明：在高速射流條件下，導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)氣體呈內(nèi)循環(huán)流動(dòng)，氣體循環(huán)流量隨流化氣速度的增加而減小，但隨射流氣速度的增加而增加；外加聲場(chǎng)使環(huán)隙區(qū)和噴泉區(qū)的氣體流動(dòng)更加均勻，顯著增加環(huán)隙區(qū)和噴泉區(qū)氣流的湍動(dòng)程度，且湍動(dòng)程度隨聲壓級(jí)的增大而顯著增大，隨聲波頻率的升高而小幅度降低。

導(dǎo)向管 噴動(dòng)流化床 流場(chǎng) 聲場(chǎng) 數(shù)值模擬

噴動(dòng)床是20世紀(jì)50年代中期發(fā)展起來(lái)的一種處理小麥等粗大窄篩分顆粒（粒徑dp大于1 mm）的流態(tài)化技術(shù)[1]，隨著噴動(dòng)床技術(shù)應(yīng)用范圍的不斷拓展及研究的不斷深入，出現(xiàn)了各種各樣的改進(jìn)床型。導(dǎo)向管噴動(dòng)床是由傳統(tǒng)噴動(dòng)床的噴動(dòng)區(qū)插入一根引導(dǎo)管構(gòu)成[2]，導(dǎo)向管的引入，使噴射區(qū)和環(huán)隙區(qū)之間的交互流動(dòng)大大減少甚至消失，噴動(dòng)床層高度增加，并可使較小顆粒實(shí)現(xiàn)噴動(dòng)，拓寬了其顆粒適應(yīng)范圍[3,4]。在噴動(dòng)床環(huán)隙底部引入流化氣，則構(gòu)成噴動(dòng)流化床，流化氣的引入不僅可以促進(jìn)流體和顆粒之間的傳熱傳質(zhì)，還可以有效地防止環(huán)隙區(qū)底部出現(xiàn)死區(qū)和黏附性顆粒在環(huán)隙區(qū)團(tuán)聚[5-7]。周勇等[7-9]基于導(dǎo)向管噴動(dòng)床和噴動(dòng)流化床的優(yōu)點(diǎn)，提出利用高速射流作為噴動(dòng)氣，同時(shí)在環(huán)隙引入流化氣和聲場(chǎng)，構(gòu)成所謂的聲場(chǎng)導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床，用以流化黏附性很強(qiáng)的超細(xì)粉，研究結(jié)果表明：高速射流能有效破碎聚團(tuán)，顯著減小聚團(tuán)尺寸；聲波可以抑制小聚團(tuán)在環(huán)隙中再次團(tuán)聚，消除溝流，提高環(huán)隙流化質(zhì)量；流化氣則能防止環(huán)隙區(qū)底部粉體堆積，促進(jìn)粉體穩(wěn)定循環(huán)，從而使黏附性較強(qiáng)的CaCO3和TiO2超細(xì)粉穩(wěn)定流化，為超細(xì)粉的加工和應(yīng)用提供了一種新的方法。

目前，大多數(shù)文獻(xiàn)集中在對(duì)流化床多相流進(jìn)行研究，很少有學(xué)者對(duì)流化床內(nèi)單相流場(chǎng)進(jìn)行探究。Chao等[11]通過(guò)可視化和圖像處理技術(shù)研究了聲激射流中大尺度渦結(jié)構(gòu)的發(fā)展，研究發(fā)現(xiàn)聲激勵(lì)下流動(dòng)的一系列詳細(xì)特征，例如大渦的合并、渦的交替、渦的自轉(zhuǎn)和射流邊界的膨脹。Iio等[11]基于渦結(jié)構(gòu)的空間發(fā)展，研究了聲激勵(lì)對(duì)射流振動(dòng)的影響，發(fā)現(xiàn)隨著激勵(lì)頻率的升高，渦結(jié)構(gòu)出現(xiàn)的位置提前，渦結(jié)構(gòu)之間的距離變短，渦的尺寸變?。浑S著激勵(lì)頻率的減小，射流的振動(dòng)能更清晰地觀察，射流結(jié)構(gòu)發(fā)展得更快；當(dāng)激勵(lì)頻率為次諧波時(shí)，振動(dòng)的幅度最大。上述文獻(xiàn)的工作都是研究聲激射流的局部結(jié)構(gòu)特征，沒有對(duì)流化床內(nèi)整體的流型進(jìn)行分析。本工作采用數(shù)值模擬方法研究導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)單相流場(chǎng)以及聲波對(duì)流場(chǎng)的影響，為闡明超細(xì)粉在聲場(chǎng)導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床的流化機(jī)理、進(jìn)一步優(yōu)化和完善床層結(jié)構(gòu)及操作條件提供基礎(chǔ)。

1 數(shù)值方法

導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床的結(jié)構(gòu)如圖1所示。由于該物理模型為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因此采用柱坐標(biāo)，可簡(jiǎn)化為二維問(wèn)題；使用ICEM CFD軟件構(gòu)造網(wǎng)格，并對(duì)局部進(jìn)行加密，網(wǎng)格數(shù)量為686 412。

圖1 導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床的物理模型Fig.1 Physical model of spouted-fluidized bed with draft tube

采用ANSYS Fluent商業(yè)軟件對(duì)高速射流導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床進(jìn)行模擬。黏度模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法，入口設(shè)為速度入口，出口設(shè)為壓力出口，對(duì)稱軸設(shè)為axis。速度與壓力的耦合采用SIMPLE算法，壓力采用標(biāo)準(zhǔn)離散方案。流體的控制方程為：

連續(xù)性方程：

動(dòng)量守恒方程：

式中：ρ為流體的密度，kg/m3；ui為i方向的速度，m/s；uj為射流氣速度，m/s；p是靜壓，Pa；是應(yīng)力張量，N/m2；gi是i方向上重力的分量，m/s2，F(xiàn)i是外部體積力在i方向上的分量，N/m3。

在聲場(chǎng)流化床中，進(jìn)口氣體的速度（u）為流化氣速（uf）或射流氣速與聲波產(chǎn)生的振動(dòng)速度（Usinωt）之和[12]，即

式中：u0為流化氣速或射流氣速，m/s；U為聲波產(chǎn)生的速度峰位，m/s；SPL為聲壓級(jí)，dB；Uref為參照速度（Uref為4.83×10-8m/s）。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1 高速射流導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)流場(chǎng)分布

圖2是射流氣速為50 m/s，流化氣速為0.1 m/s時(shí)，導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)流體的流線圖。由圖可知，射流自噴嘴噴出后由于較強(qiáng)的卷吸作用而卷吸周圍氣體一同進(jìn)入導(dǎo)向管內(nèi)；流出導(dǎo)向管后，一部分氣體在負(fù)壓差作用下，沿環(huán)隙回流至床層底部，然后又被射流卷吸進(jìn)入導(dǎo)向管，形成氣體的內(nèi)循環(huán)，有利于促進(jìn)顆粒在導(dǎo)向管和環(huán)隙之間循環(huán)；另一部分則進(jìn)入流化床上部，沿出口排出。流化氣進(jìn)入床層后因射流卷吸作用而沿徑向流向中心，然后被射流卷吸進(jìn)入導(dǎo)向管，這對(duì)防止顆粒在環(huán)隙底部堆積、消除死區(qū)非常有利。

圖2 氣體在導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床中的流線圖譜Fig.2 The streamline of gas in spouted -fluidized bed with draft tube

圖3是射流氣速為50 m/s，流化氣速為0.1 m/s時(shí)，流化床內(nèi)不同高度處氣體的軸向速度（ua）沿徑向分布。從圖3（a）可以看出，射流離開噴嘴后由于與周圍氣流速度差大，動(dòng)量交換劇烈，速度衰減很快；進(jìn)入導(dǎo)向管后，由于管壁隔離了噴射區(qū)與環(huán)隙區(qū)之間的交互流動(dòng)，在150 mm高度處軸向速度分布即趨于穩(wěn)定。從圖3（b）可以看出，由于射流氣速高，卷吸作用強(qiáng)，環(huán)隙區(qū)內(nèi)流體的軸向速度是向下的；在導(dǎo)向管進(jìn)口附近（z為80 mm），受到射流強(qiáng)烈卷吸作用的影響，靠近導(dǎo)向管壁的流體回流速度明顯比近外筒壁處回流速度大；在環(huán)隙區(qū)中部（z為250 mm）則由于湍動(dòng)擴(kuò)散的影響，軸向速度分布趨于均勻；但在導(dǎo)向管出口附近（z為300 mm），由于離開導(dǎo)向管的射流因流通面積突然擴(kuò)大而在出口附近形成壓力較低的區(qū)域，促使回流氣體靠向?qū)蚬?，因此使得靠近?dǎo)向管壁的回流速度又增大，外筒壁處回流速度減小。從圖3（c）可知，在導(dǎo)向管上部的噴泉區(qū)，由于流通面積的突然擴(kuò)大，離開導(dǎo)向管后射流的速度衰減很快，在450和550 mm高度處仍有回流，但由于湍動(dòng)擴(kuò)散的影響，回流區(qū)向外壁面壓縮；在650 mm處不再出現(xiàn)回流，軸向速度分布趨于穩(wěn)定。

圖4是射流氣速為50 m/s，流化氣速為0.1 m/s時(shí)，導(dǎo)向管上部噴泉區(qū)的流體徑向速度（ur）分布。從圖4可以看出，在550 mm高度處流體的徑向速度達(dá)到最大值；隨著流動(dòng)的發(fā)展，由于湍流擴(kuò)散的影響，回流區(qū)向外壁面壓縮，徑向速度的峰值也向外壁面方向轉(zhuǎn)移，且徑向速度的峰值經(jīng)歷一個(gè)先增大后減小的過(guò)程。

2.2 流化氣速對(duì)導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床流場(chǎng)的影響

圖4 噴泉區(qū)流體徑向速度分布Fig.4 Distribution of radial gas velocity in fountain area

圖5為在射流氣速為100 m/s時(shí)，不同流化氣速條件下，200和650 mm高度處氣體的軸向速度分布。由圖5（a）可以看出，流化氣速對(duì)導(dǎo)向管內(nèi)的軸向速度分布幾乎沒有影響。由圖5（b）可看出，隨著流化氣速的增大，環(huán)隙區(qū)的回流速度呈減小的趨勢(shì)，說(shuō)明流化氣速的增大阻礙了環(huán)隙區(qū)氣體的回流。由圖5（c）可以看出，由于流化氣速的增大，流化床上部的軸向氣速有一個(gè)上升的趨勢(shì)，這將增加顆粒的夾帶。

圖5 不同高度處流化氣速對(duì)氣體軸向速度的影響Fig.5 Effect of fluidizing gas velocity on axial gas velocity at different height

圖6為循環(huán)氣體積流率和卷吸氣體積流率隨流化氣速的變化情況。由圖可知，射流氣速一定時(shí)，隨著流化氣速的增加，循環(huán)氣體積流率呈下降的趨勢(shì)，而卷吸氣體積流率有一個(gè)小幅度的增長(zhǎng)。所以，為了增加導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)流體的循環(huán)，可以適當(dāng)減小流化氣速。

2.3 射流氣速對(duì)導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床流場(chǎng)的影響

圖7為在流化氣速為0.1 m/s時(shí)，不同射流氣速下，在200和650 mm高度處氣體軸向速度的分布。從圖7（a）和（b）可以看出，隨著射流氣速的增加，氣流的卷吸能力增強(qiáng)，導(dǎo)向管內(nèi)氣體的軸向速度增大，環(huán)隙區(qū)回流氣速也增大。從圖7（c）可以看出，在650 mm高度處，靠近中心線處的軸向速度隨著射流氣速的增大而增大，靠近外壁面的氣體軸向速度隨著射流氣速的增大而反向增大，這表明隨著射流氣速的增大，流場(chǎng)的卷吸作用增強(qiáng)，回流區(qū)向上擴(kuò)展。

圖6 流化氣對(duì)循環(huán)氣和卷吸氣體積流率的影響Fig.6 Effect of fluidizing gas velocity on circulating and entertaining volume flow rate

圖7不同高度處射流氣速對(duì)氣體軸向速度的影響Fig.7 Effect of jetting gas velocity on axial gas velocity at different height

圖8為循環(huán)氣體積流率和卷吸氣體積流率隨射流氣速的變化情況。由圖可知，流化氣速一定時(shí)，循環(huán)氣體積流率和卷吸氣體積流率均隨著射流氣速的增加呈線性增長(zhǎng)，這與其他導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果一致[13,14]。這是因?yàn)殡S著射流氣速的增大，射流邊界層的湍動(dòng)加劇，導(dǎo)致卷吸作用增強(qiáng)。比較圖6和8可以發(fā)現(xiàn)，流化床內(nèi)卷吸氣體積流率主要受射流氣速的影響，而循環(huán)氣體積流率則受流化氣速和射流氣速的共同影響。

2.4 聲場(chǎng)對(duì)導(dǎo)向管噴動(dòng)流化床內(nèi)流場(chǎng)的影響

由于射流出口和導(dǎo)向管內(nèi)氣速較高，而聲波振幅相對(duì)較小，所以聲波對(duì)其速度分布幾乎沒有影響，因此，重點(diǎn)考察了聲波對(duì)氣速較低的環(huán)隙區(qū)和噴泉區(qū)的影響。射流氣速為50 m/s，流化氣速為0.1 m/s時(shí)，聲波對(duì)環(huán)隙區(qū)200和650 mm高度處氣體軸向速度的影響見圖9。從圖9（a）中可以看出，聲波能夠降低環(huán)隙區(qū)中心處氣體軸向速度，增大靠近外筒壁面處的氣體軸向速度，使環(huán)隙區(qū)的氣體軸向速度分布更加均勻，有利于環(huán)隙顆粒的均勻流態(tài)化。從圖9（b）中可以看出，聲波使650 mm高處的氣體軸向速度更加趨于均勻，有利于減小流化床內(nèi)顆粒的夾帶。

圖8 射流氣速對(duì)循環(huán)氣和卷吸氣體積流率的影響Fig.8 Effect of jetting gas velocity on circulating and entrtaining flow rate

圖9 聲場(chǎng)對(duì)環(huán)隙區(qū)和650 mm高度氣體軸向速度的影響Fig.9 Effect of acoustic field on axial gas velocity in annulus and at the height of 650 mm

在射流氣速為50 m/s，流化氣速為0.1 m/s時(shí)，聲波對(duì)環(huán)隙區(qū)200和650 mm高度處氣體軸向速度脈動(dòng)均方根值（RMS）的影響見圖10。由圖可知，環(huán)隙區(qū)200和650 mm高處的脈動(dòng)均方根值隨聲壓級(jí)的升高而增大，這與實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果一致[15]，并隨聲波頻率的升高小幅度減小。

圖10 聲場(chǎng)對(duì)環(huán)隙區(qū)和650 mm高度處氣體軸向速度脈動(dòng)均方根的影響Fig.10 Effect of acoustic field onRMSin annulus and at the height of 650 mm

湍流強(qiáng)度的增加，可以增強(qiáng)氣流對(duì)粉體的分散作用，使顆粒在氣流中分散更均勻，流化更均勻，從而有利于抑制流化床內(nèi)粉體偏析，防止被射流破碎后的小聚團(tuán)在環(huán)隙區(qū)發(fā)生再團(tuán)聚，減少噴泉區(qū)粉體夾帶，提高超細(xì)粉的流化質(zhì)量。

3 結(jié) 論

采用數(shù)值模擬方法對(duì)聲場(chǎng)導(dǎo)向管流化床內(nèi)單相氣體流場(chǎng)和聲波對(duì)流場(chǎng)的影響進(jìn)行了研究，高速射流由于卷吸作用強(qiáng)，進(jìn)入床層后會(huì)將大量周圍氣體卷入導(dǎo)向管，離開導(dǎo)向管后一部分氣體在負(fù)壓差的作用下會(huì)沿環(huán)隙返回床底，然后再次被射流卷吸，形成氣體的循環(huán)；流化氣進(jìn)入床層后則因強(qiáng)烈的卷吸作用而沿徑向向中心運(yùn)動(dòng)。隨著流化氣速的增大，循環(huán)氣體積流率顯著減??；隨著射流氣速的增大，循環(huán)氣體積流率和卷吸氣體積流率都增大。聲場(chǎng)的引入，使環(huán)隙區(qū)和噴泉區(qū)的軸向速度分布更加均勻，湍動(dòng)程度增大，且湍動(dòng)程度隨聲壓級(jí)的增大而顯著增大，隨聲波頻率的增大而小幅度地減小。

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Numerical Simulation of Single-Phase Flow and Influence of Acoustic Field in a Spouted-Fluidized Bed with a Draft Tube

Zhang Qing, Yang Xuefeng, Zhou Yong
Chemical Engineering Institute, Sichuan University, Chengdu 610065, ChinaAbstract: In order to elucidate the fluidization mechanism of ultrafine powder in the spouted-fluidized bed with a draft tube and establish the foundation for further optimization and improvement of the fluidized bed structure and operating conditions, the numerical simulation of the flow field in the spouted-fluidized bed with draft tube was carried out using the standardk-εturbulence model. The effects of inlet fluidizing gas velocity and ejecting gas velocity on the flow field and velocity distribution were investigated. Meanwhile the effects of sound pressure level and sound frequency on distribution of axial gas velocity and root mean square (RMS) in annulus and fountain areas were investigated, respectively. The results showed that the gas flow in the spouted-fluidized bed with draft tube was characterized by the internal circulation at high velocity jet flow. The gas flow rate decreased with the increase of the fluidizing gas velocity and increased with the ejecting gas velocity. The introduction of sound field made the distribution of the gas flow in annulus area and fountain area more uniform, which significantly increased the intensity of turbulence in annulus and fountain area. The intensity of turbulence increased with the increase of sound pressure level and decreased slightly with the increase of sound frequency.

draft tube; spouted-fluidized bed; flow field; acoustic field; numerical simulation

TQ021.1

：A

1001—7631 ( 2016 ) 06—0498—06

2016-12-06；

：2016-12-23。

張 青（1992—），男，碩士研究生；周 勇（1962—），男，教授，通訊聯(lián)系人。E-mail: zhouyong@scu.edu.cn。

國(guó)家自然科學(xué)基金（21376151）。