摘要: 采用三準則相似理論設計了循環流化床煙氣脫硫氣固兩相流動試驗臺. 通過對循環流化床脫硫反應器試驗裝置內沿高度方向阻力分布和不同高度截面上局部顆粒質量通量的測量,詳細地研究了脫硫反應器內氣固兩相流動規律和內循環特性.

關鍵詞: 循環流化床; 煙氣脫硫; 氣固兩相流; 阻力特性; 顆粒局部質量通量; 非等速采樣

循環流化床煙氣脫硫作為1 種新型的半干法脫硫技術,具有工藝流程簡單、投資小的優點,且在較低的Ca/ S 摩爾比下能達到與濕法脫硫技術相近的高脫硫效率[1 ] . 高建明等人的研究認為:脫硫灰的再循環對脫硫反應器內氣、液、固三相流動起擾動作用,能強化傳熱、傳質過程,同時還能減輕脫硫反應器內壁面結垢的可能性,使接近絕熱飽和的溫度進一步降低,有利于提高脫硫效率[2 ] . 從脫硫反應器出來的脫硫灰經除塵器分離后,在給料器的控制下返回脫硫反應器,構成脫硫灰的外循環;脫硫灰在脫硫反應器頂部的碰撞和空腔效應的作用下直接返回脫硫反應器下部,構成脫硫灰的內循環[3 ] . 為了提高脫硫反應器內的顆粒濃度,除了采用固體物料外循環外,還需強化內循環.

循環流化床脫硫反應器內氣固兩相流動特性相當復雜,具體表現為顆粒體積分數、顆粒質量通量、顆粒速度和氣體速度等參數在軸向和徑向的不均勻分布. 這種不均勻性的相互關聯和影響是循環流化床氣固兩相流動的重要特征,也是影響其脫硫性能的主要因素[426 ] . 筆者運用循環流化床氣固兩相流動相似模化理論,設計了1 個冷態試驗裝置,并通過對循環流化床脫硫反應器試驗裝置內沿高度方向阻力分布和不同高度截面上局部顆粒質量通量的測量, 詳細研究了脫硫反應器內氣固兩相流動規律和內循環特性,為脫硫反應器的設計和放大提供了一定依據.

1 　試驗裝置和測量系統

1. 1 　試驗裝置設計

為了真實地模擬實際循環流化床煙氣脫硫的氣固兩相流動,冷態試驗臺除要滿足幾何相似的條件外,還要遵循流體動力學相似的條件. 決定循環流化床脫硫反應器運行工況的參數有8 個:表觀氣流速度U0 、外循環顆粒流率Gs 、顆粒粒徑d、顆粒密度 ρp 、煙氣密度ρg 、動力學當量直徑D、氣體粘度μ和重力加速度g . 在循環流化床氣固兩相流動相似設計中,有4 種相似準則可供選用(表1) .

通過比較各相似準則的設計結果(表2) ,筆者發現:采用四準則和五準則相似可更好地滿足兩相流體動力學相似,但當采用冷態空氣模擬熱煙氣時, 要求采用密度更大的循環物料. 因此本文采用循環流化床氣固兩相模化常用的三準則相似,幾何相似比為1 ∶10. 試驗用循環物料取自上海市吳涇電廠的超細粉煤灰(平均粒徑為30μm 左右) .

1. 2 　試驗系統

循環流化床煙氣脫硫氣固兩相流動試驗系統見圖1 ,脫硫反應器由透明有機玻璃制成. 引風機從周圍環境吸入室溫空氣,由標定好的靠背管和調節閥調節進入的空氣流量,空氣依次經煙道進口段、文丘里管進入循環流化床反應器主體. 經空氣流化斜槽返料的固體顆粒在文丘里管擴展段與空氣流化混合后進入反應器主體,然后經布袋除塵器進行氣固分離. 布袋除塵器的2 個灰斗收集的固體顆粒分別經過2 臺變頻葉輪式給料器后,進入空氣流化斜槽,在流化斜槽底部采用壓縮空氣流化,并將外循環量所需的粉煤灰重新返回到循環流化床反應器. 布袋除塵器分離出的空氣經引風機排入大氣.

1. 3 　測量方法

試驗采用壁面靜壓p 和局部顆粒質量通量Gs r 來表征脫硫反應器內氣固兩相流動特性. 筆者在沿脫硫反應器的進口、出口和高度方向上布置了若干個壓力測點,用于測量脫硫反應器的阻力分布.

在脫硫反應器高度方向上布置了7 個采樣測孔,采用與文獻[11 ]類似的非等速采樣探針測量固體質量通量Gs r ,采樣系統示于圖2. 在真空泵的抽吸作用下,氣流攜帶顆粒進入彎鉤探頭,經三通閥在收集器內發生氣固分離, 固體顆粒被過濾在收集器內. 彎鉤探頭尖端的內孔成漸縮型, 這種特殊的結構可以保證在較低的入口速度下, 使采樣管內獲得較高的氣流輸送速度,以避免粉塵沉積在管壁而導致采樣管堵塞. 測量某一位置的局部固體質量通量時,通常將彎鉤探頭向下和向上各測量1 次,得到向上和向下的顆粒質量,并通過兩者相減得到凈顆粒質量通量,一般每次采樣時間持續1～3 min. 為了防止采樣管對粉塵的靜電吸附,應將采樣管接地, 且每次測量后調節三通閥,利用壓縮空氣吹掃采樣管.

已有的文獻研究表明:采用非等速采樣探針測量固體質量通量時,在較寬的抽吸速度范圍內,抽吸速度對測得的局部顆粒質量通量影響較小或基本無影響[11213 ] . 預備性試驗結果(圖3) 表明:在較寬的抽吸速度范圍內,測得的脫硫反應器在不同位置的固相質量通量變化較小,因此以循環流化床脫硫反應器平均表觀氣流速度作為抽吸速度是合適的.

2 　結果分析與討論

2. 1 　阻力特性分析

在設計工況下,脫硫反應器的阻力分布示于圖4. 模擬煙氣經過入口的轉向和文丘里管的收縮, 使得壁面靜壓逐漸減小. 模擬煙氣進入文丘里擴展錐后,由于氣流速度變慢,部分動能轉化為壓能而使靜壓增大. 模擬煙氣在脫硫反應器主體段的靜壓沿高度方向的變化較為平緩. 從整體上看,脫硫反應器內阻力主要集中在文丘里管段,約占系統阻力的 60 % ,其次是脫硫反應器的出口段.

單獨改變循環物料流量M·s 和送風量Q 時,脫硫反應器的阻力變化示于圖5. 在送風量不變的情況下,隨著循環物料流量M·s 的增加,脫硫反應器的壓降迅速增加,而且文丘里管段和反應器出口段的壓降增加較為明顯(圖5 (a) ) ,說明增加循環流化床循環物料流量雖然有利于提高脫硫效率,但卻會使脫硫系統的阻力成倍增加. 由圖5 ( b) 可知:在循環返料流量不變的情況下,隨著脫硫反應器內氣體流量的增加,脫硫反應器的阻力也隨之增加,但送風量增加引起的系統壓力損失增長的斜率不及增加物料流量的大.

在循環流化床煙氣脫硫系統的實際運行中,通常通過監控脫硫反應器進出口的壓降來控制循環物料的返料量,以維持反應器內合適的固體濃度. 床層壓降等于脫硫反應器壓降與空塔壓降之差. 在本模型試驗臺上,在設計風量為Qo 、循環物料流量為0～ 532 kg/ h 時,得到反應器內物料流量M·s ( kg/ h) 與床層壓降ΔpBed (Pa) 的關系式:

M·s = 0. 937ΔpBed + 54. 4

2. 2 　固體顆粒的局部質量通量分布

脫硫反應器主體在不同高度截面上的固體顆粒質量通量的徑向分布示于圖6. 由于C 型彎鉤探針結構的限制,在每個高度橫截面上只測量了9 個徑向位置的局部固體顆粒質量通量. 在每個位置上,C 型探針朝下測得的是上升固體顆粒流的質量通量, C 型探針旋轉180°朝上測得的是在同一位置的下降固體顆粒流的質量通量,凈固體顆粒質量通量為各位置向上和向下的局部固體顆粒質量通量的代數和. 試驗結果表明:循環流化床脫硫反應器內呈現典型的環核流動結構,即由中心相對稀疏的顆粒向上流動的核心區和靠近邊壁相對稠密的顆粒向下流動的環形區組成,且向下流動的環形區內固體質量通量遠大于截面平均的固體質量通量. 由于卷吸和擴散的作用,2 個區域伴隨有顆粒交換的發生. 流動過程中的顆粒傾向于團聚在一起而不是呈彌散分布. 當系統穩定后,在脫硫反應器主體下部區域的顆粒分布較為稠密,而上部區域的顆粒分布較為稀疏. 在稀相區和密相區之間,沒有觀察到明顯的分界面,伴隨團聚物的破裂,來自于主流區的顆粒又不斷重新生成團聚物,這些顆粒最終被拽入邊壁下降流中.

為了定量比較4 個高度截面脫硫反應器內環核流動的狀況,引入固體顆粒回流比率. 它由2 個參數表征:1 個參數是質量內回流比率km ,定義為下降環流的顆粒質量流率M·sa 與外循環顆粒質量流率M· s的比值;另一個參數是面積內回流比率kA ,定義為下降環流面積Aa 與所在截面積A 的比值[11 ] ,如式 (2) 和式(3) 所示.

表3 給出了經計算得到的不同高度截面上的質量內回流比率kA 和面積內回流比率k m . 脫硫反應器內固體質量內回流比率kA 和面積內回流比率k m 隨著反應器高度的增加而迅速減小. 在脫硫反應器下部,顆粒內回流比率較大,下降環流面積較大,這主要是由于從文丘里喉口出來的氣流速度較快,攜帶進入脫硫反應器的循環物料向上運動,在文丘里擴展段及上部一定區域由于高速射流的卷吸作用形成回流區,導致大量固體顆粒產生內循環. 隨著高度的增加,固體顆粒的內循環減弱. 在脫硫反應器出口,由于塔頂盲T 出口結構的影響,向上流動的固體顆粒與塔頂壁面碰撞分離,導致部分固體顆粒沿邊壁下降形成脫硫反應器上部的環核流動結構,但其回流質量流量明顯減少,回流面積明顯減小. 文丘里擴展段以及塔頂盲T 出口結構形成的固體顆粒內回流有利于提高脫硫反應器內固體顆粒濃度和延長顆粒停留時間,同時對脫硫效率的提高也是有利的.

3 　結論

(1) 采用循環流化床氣固兩相流動三準則相似理論進行試驗裝置設計時,除應滿足幾何相似外,還應最大限度地保證模型和原型的流體動力學相似.

(2) 循環流化床煙氣脫硫反應器內的壓降主要集中在文丘里管段,其壓降占系統總阻力的60 %左右,且隨著循環物料量和氣流流量的增加,系統壓降顯著增加.

(3) 該循環流化床脫硫反應器內氣固兩相流動呈典型的環核流動結構,顆粒局部質量通量沿徑向方向呈中心小、邊壁大的分布,而在高度方向上則呈現下小上大的分布.

(4) 采用質量內回流比率km 和面積內回流比率k A 2 個參數來評價循環流化床脫硫反應器內的固體顆粒內回流特性;固體質量內回流比率km 和面積內回流比率kA 隨著脫硫反應器高度的增加而迅速減小.

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