濕法脫硫噴淋塔內文丘里棒層構件流體力學

王鵬輝,　莊黎偉,　張　強,　戴干策

(1.華東理工大學化學工程聯合國家重點實驗室,上海 200237;2.上海天曉環保工程有限公司,上海 201114)

濕法脫硫噴淋塔內文丘里棒層構件流體力學

王鵬輝1,莊黎偉1,張強2,戴干策1

(1.華東理工大學化學工程聯合國家重點實驗室,上海 200237;2.上海天曉環保工程有限公司,上海 201114)

摘要：在冷模實驗觀察測定基礎上,采用Euler-Euler多相流模型對濕法脫硫(WFGD)噴淋塔內文丘里棒層進行數值模擬,得到不同操作條件下壓降和持液量的變化規律。結果表明,棒層區域阻力系數λ分別與和成線性關系(Reg,Rel分別為氣相雷諾數和液相雷諾數),持液量H分別與和成線性關系。加入棒層可顯著提高持液量，降低液氣比(液氣體積比為Vl/Vg),此舉有利于壓降減小。擬合結果對于工程應用有指導意義。

關鍵詞：數值模擬; 噴淋塔; 文丘里棒層; 壓降; 持液量

濕法石灰石-石膏煙氣脫硫工藝中,噴淋塔得到了廣泛應用[1-2]。噴淋塔一般為空塔,液相在塔內經噴嘴分散成液滴與氣相接觸。空塔內液相分率較低,僅1%～2%,氣液兩相接觸面積有限,為保證塔內傳質效果,需提高氣相停留時間,且要求氣相流速較低。由于流速低,并在大量煙氣條件下,噴淋塔體積龐大,直徑達5～10 m。在塔內添加內構件可以提高持液量,改善塔內氣液兩相接觸。對此有必要進行詳細研究。

林永明[3]、朱敬等[4]測定了不同操作負荷下未加構件空塔內的壓降變化,都表明壓降隨氣體速度和液體流量的變化顯著,壓降與氣相速率呈平方關系,與液相流量呈線性關系。塔內壓降的主要來源是液滴噴淋的阻力效應,單氣相壓降幾乎可忽略不計。本文引入文丘里棒層內構件,分析其中壓降機理,并與空塔進行比較。

本文所用文丘里棒層構件是Ducon公司1976年提出的棒層[5]的改型,其結構是兩排呈正三角形的圓柱形棒層(如圖1),置于距離入口一定高度位置的塔截面上,流體繞流通過棒層。這類繞流在管殼式換熱器殼方流動中十分常見[6],可應用作高溫蒸汽的冷凝管束[7-8],但在塔內作為改善均布和強化氣液接觸效率的構件,研究尚少,在目前文獻中僅有定性描述[9-11]。本文通過冷模實驗結合數值模擬,分析與研究了噴淋塔內文丘里棒層的流體力學性質。同時,區別于Michalski的曳力平衡理論[12-14],本文將從不同角度探討過程機理。

圖1　文丘里棒層

噴淋塔內液相體積分率較低,因而模擬方法普遍采用離散顆粒群方法(Discrete Parcel Method,DPM)方法。文獻[3，15-16]均采用該模型對噴淋塔內的流場進行數值模擬,研究塔內的壓降、溫度以及濃度的影響,但對噴淋塔結構的工程問題未曾提及。文獻[17-19]以DPM模型為基礎,通過UDF添加傳質方程,同時采用動量源項和壁面函數的方式,考察導流環內構件及除霧器的阻力對流場的影響。

雖然對普通噴淋塔的數值模擬已有一定的報道,但對添加棒層的噴淋塔內流體力學行為至今鮮有任何實質性研究,以及有數值模擬的探索。離散相DPM方法在普通噴淋塔中是合適的,但在加入內構件后,塔內的局部區域持液量較高,兩相間相互作用強烈,并且在內構件區域附近的液相已不完全為液滴,DPM模型不再適合。Dudek[20]在研究B&W公司開發的脫硫噴淋塔內添加無溢流篩板內構件時,采用Euler-Euler雙流體模型。在雙流體模型中,兩相相互穿插,分別由各自的連續性方程和輸運方程表示,兩相間的相互作用通過界面實現。這種方法避免了DPM方法在液相體積分數較大區域的局限性,同時能更準確描述此處兩相流行為。實驗觀察發現在棒層區域持液量較大。因而文丘里棒層(以下簡稱“棒層”)區域作為主要研究區域時,Euler-Euler雙流體模型顯然更為適合。Euler-Euler方法在局部采用相分率形式表達各相含量,而兩相相互作用需要另外給定。對于本文來說,空塔區域和棒層區域的兩相作用需要各自給定。

1冷模實驗

實驗所有文丘里棒層如圖1所示，置于有機玻璃實驗裝置中觀察流型,設備如圖2所示,入口處采用鐵皮管方接圓方式由長方形入口進入塔體。風系統由4-72型離心風機供給風量(上海金藍機電設備成套有限公司,流量2 664～5 868 m3/h,全壓1 578～989 Pa)。筒體下方液體進入儲水槽,水槽內液體經水系統循環至塔頂,經單個螺旋噴嘴(316L不銹鋼噴嘴)噴淋進入塔內,水系統由管道泵(浙江大福泵業有限公司,流量25 m3/h,揚程20 m)進行水循環,流量由轉子流量計測量。氣速在塔頂采用熱線風速儀測定。塔內各段壓降如表1(測壓點P1,P2各距棒層上下表面60 mm)所示。表1中v1為氣相速度，Vl/Vg為液氣體積比，Δpp為棒層段壓降,Δps為噴淋段壓降,Δpt為全塔壓降。

圖2　實驗設備的實物圖與示意圖

在不同氣相速率和液相噴淋量下測定塔內各段壓降。棒層區域的高度(224 mm)與噴淋區域高度(1 800 mm)比值為1/8,但棒層區域的壓降與噴淋區域壓降比值為0.36～0.81,棒層區域的壓降是同等高度噴淋區域壓降的3～6倍。

觀察發現:空塔區域液滴稀疏,而棒層區域有大量液體聚集,兩相間相互作用強烈,且液相有多種存在形式。在文丘里棒上,呈溪流或液膜形式沿棒繞流下落;在棒間隙依然為液滴形式,但氣流局部高速使液滴相分率增大。

表1　有棒層構件的噴淋塔壓降

2模型基本分析

液滴下落受到氣相曳力作用,經短時間的發展,液滴即得以受力平衡(式(1))。當液滴在塔內呈勻速或靜止狀態時,若不考慮氣相與塔壁面的摩擦阻力損失(前文中已敘述單氣相壓降值可忽略不計)以及對模型做出適當的簡化后,根據牛頓第三定律,氣相阻力即來自于液滴所受曳力的反作用力。因此,氣相在某個區域所受阻力即為此處液滴所受曳力總和(式(2),其中N為單位高度塔空間的液滴數目，y為塔高度)[14]。

(1)

(2)

上述Michalski模型適用于空塔中液相分率較低且均為液滴,但棒層區域氣、液兩相接觸工況與此有很大偏離,需要改變對問題的分析思路,采用新的模型。

通過類比,可將棒層區域視為填料塔段。將棒層區域氣相壓降分為有、無液相兩種情況,即干塔和濕塔兩方面考慮,因流體行為主要是單氣相和兩相的繞圓管層的流動,采用局部阻力表達式(3)分析壓降:

(3)

其中：阻力系數采用λ表示,在干塔條件下,λ僅與氣相速率有關；濕塔條件下,λ則同時與氣相速率和液相流量相關[21]。

與壓降類似,液相在塔內的持液量也可分為塔內氣相靜止和氣相運動兩方面考慮,持液量H由區域內液相體積分率表示。氣相靜止時H僅與液相噴淋量有關,氣相運動時,H同時與氣相速率和液相流量相關。

利用填料塔的分析形式,可以通過數值模擬研究操作條件對棒層區域壓降和持液量的影響,并找出其定量關系。

3數值模擬

3.1計算區域

本文研究三維噴淋塔模型,其幾何構型如圖3所示。煙氣入口尺寸3.2 m×1.6 m,噴淋塔塔徑4 m,文丘里棒層位于入口上方2 m,距噴淋層高度1.8 m。棒直徑120 mm,棒間距為兩倍棒直徑。本文主要研究文丘里棒層區域的流場、壓降和持液量,故簡化計算區域為漿液池上液面至最下層噴淋層。

圖3　噴淋塔數值模擬幾何結構(單位:mm)

3.2基本假設

為著重研究棒層區域壓降、持液量等流體力學問題,簡化其他問題,作以下假設:

(1)氣體為低速流動,視為不可壓縮流體。

(2)忽略塔內噴淋管對流場的影響,同時由于液滴離開噴嘴后很快達到平衡[14],平衡后液滴豎直下落,以此為據,作為近似,認為液滴豎直下落。

(3)假設液滴為球狀,暫不考慮塔內液滴的聚并和破碎行為。

(4)氣相由空氣表示,液相由純水表示。

(5)暫不考慮塔內傳熱和傳質及其對流動的影響。

根據液滴受力平衡情況及臨界韋伯數(Wecr=5.48)聯立計算[22],得到塔內液滴的臨界液滴大小為dcr=2.4 mm,以該值進行計算。

3.3數學模型

3.3.1多相流模型在Euler-Euler雙流體模型中,氣液相由各自的連續性方程表示為

(4)

不涉及傳質和反應,故相間傳質項和反應源項忽略,連續性方程簡化為式(4)的形式。其中n為1和2時分別表示氣相和液相,α為相體積分率。

氣液相運動方程表示為

(5)

不涉及傳質,故相間傳質引起的動量傳遞項忽略,方程簡化為式(5)的形式。其中-αnp+·τn,αnρng為各相引起動量變化的壓力項,剪切力項及重力項、R為氣液相間作用力。

在空塔區域,氣液兩相的作用力主要來自于相間作用力——曳力,表示為

(6)

其中K為相間動量交換系數,由式(7)表達:

(7)

其中f和τ2分別為液滴曳力函數和松弛時間,由式(8)、式(9)定義:

(8)

(9)

根據SchillerandNaumann模型[23],曳力系數CD在Red<1 000時為式(10),在Red>1 000時為式(11)。

(10)

CD=0.44

(11)

其中Red數由式(12)定義:

(12)

根據操作條件估算塔內雷諾數遠大于1 000,選擇曳力系數為0.44進行計算。

在棒層區域,棒間隙液相受力與空塔區域相同,與棒層接觸的液相附于棒層表面,受重力、棒面摩擦力及氣相剪切力作用。氣相則同時受棒間隙液滴的曳力和繞棒層阻力作用。繞棒層阻力分為壓差和摩擦阻力,通過壓力項和剪切力項表示。

3.3.2湍流模型以塔內氣相平均速度及棒直徑為特征速率及特征尺度計算氣相雷諾數,判斷塔內氣相流動狀態已經為湍流,計算時需要采用湍流模型。液相為離散相,不考慮液滴群對氣體湍流的修正[24]。k-ε模型通過湍流強度和湍流耗散率方程使得動量守恒方程封閉。k-εRealizable模型更加地適合于噴淋塔中兩相流的湍流情況[17,22]。

3.4邊界條件與計算實施

相間耦合為SIMPLE方法,迭代控制方程包括:動量、體積分率、湍流強度、湍流耗散率方程；離散格式均為一階迎風,各變量迭代松弛因子均為默認值,計算方程殘差為10-3。

氣相由入口隨邊界條件加入,由塔頂出口離開。液相由塔頂處設置質量源項Smass,并添加豎直向下的動量源項Smom,使得液滴豎直下落。非穩態計算,通過監控棒層區域及棒層上方區域的相分率變化來判斷,計算過程在2 s后基本穩定,取此時的結果進行分析，數值模擬研究的操作條件范圍為0

3.5網格無關性分析

計算幾何的離散化與計算結果的準確程度關系密切。網格的劃分一是方式需合理,二是數量需合理。對計算域進行了3種疏密程度的網格劃分,全計算域體積約88.38 m3。棒層區域網格重點考察,各棒表面繪制邊界層(如圖4),捕捉棒上液相持液量、氣相繞流及尾渦行為。棒層區域上方0.4 m內網格節點間距為其余塔體區域的一半。棒層區域與其他區域用interface邊界條件分隔。

圖4　不同網格密度下棒層區域網格劃分

基于合理網格劃分,對網格疏密進行無關性分析,劃分網格數分別為:(a) 428 840；(b) 1 450 400；(c) 742 984。在v1=5 m/s,L=900 m3/h的操作條件下,對棒層區域上方0.4 m處沿X方向上的持液量及氣相速率分布作圖,見圖5。

圖5中,c網格和b網格結果近似(誤差均在10%以內),a網格有較大偏差,無法正確模擬。為節省計算量,選擇c網格作為計算網格。

圖5　網格無關化比較

3.6模擬驗證

將模擬結果與經驗公式以及實驗結果進行對比,氣相繞流通過錯排管束,參考二維條件下文獻[6]中經驗關聯式,模擬所用工況均在適用雷諾數范圍內,建立二維幾何模型如圖6所示(圓直徑、排布方式與文中棒層區域一致，上下平面為無滑移壁面，左邊為速度入口，右邊為壓力出口),模擬出入口兩端壓降,與經驗值對比如表2所示。

圖6　單相壓降驗證幾何模型

氣液兩相逆流通過棒層的過程(氣相連續而液相分散),缺乏理論公式與文獻實驗數據。采用本文所述數值方法,在實驗室尺度塔內進行模擬。在v1=1.7 m/s時,不同噴淋密度下冷模實驗與模擬壓降結果對比如表3所示(兩個壓降測量點各距棒層上、下表面60 mm)。

表2　氣相壓降經驗計算與模擬結果對比

sim—Simulation result;emp—Empirical result

表3　兩相下氣相壓降實驗結果與模擬結果對比(v1=1.7 m/s)

sim—Simulation result;exp—Experimental result

單一氣相時,氣相壓降模擬結果與經驗計算相比,在低氣速下由于絕對值較小,相對誤差較大。隨著氣相速率的增大相對誤差減小,模擬值略小于實驗值。兩相條件下,氣相壓降模擬結果與實驗結果相比兩者誤差均在10%以內,且模擬值總體略偏小。對比結果表明Euler-Euler多相流方法模擬噴淋塔棒層區域是合理的。

4結果與討論

4.1概述

根據模擬結果,棒層上表面上方60 mm處及下表面下方60 mm處兩平面氣相壓降差值為棒層區域氣相壓降。該區域的液相體積分率為棒層區域持液量。

4.2氣相模擬

單相流動的阻力研究是多相流研究的基礎,分別研究了v1為1,2,3.61,5,6 m/s條件下單氣相文丘里棒層區域壓降與氣速關系,并引入氣相雷諾數Reg和阻力系數λ，關系如圖7所示。

圖7　氣相速率與壓降v1 (a)以及Reg與λ(b)的關系(單相)

進一步考慮,單圓柱繞流在阻力平方區(104

圖8　氣相繞棒層流動示意圖

從氣相繞圓管群的角度考慮,換熱器中對于繞二維管群平推流的阻力已有經驗公式[6],將通過棒層的阻力系數與經驗公式平推流下的阻力系數λ對比，結果如表4所示。

表4　阻力系數λ的經驗值與模擬值對比

sim—Simulation result;emp—Empirical result

前文已述,在平推流條件下,二維的模擬結果與經驗計算結果相符。但在側向入口的條件下,流經棒層的流場速率分布不均。結果表明,分布不均將使得通過棒層的平均阻力系數增大,并且在高流速下分布不均現象明顯,平推流入口和側向入口的阻力系數差距更加明顯。

4.3液相模擬

圖9　液相噴淋量與棒層區域持液量的關系

4.4兩相流模擬

4.4.1棒層區域壓降及阻力系數在不同的氣相速率和液相流量條件下,模擬得到氣相通過棒層區域的壓降和阻力系數λ,如圖10所示。

圖10　氣相速率與壓降(a)以及Reg與λ (b)的關系

由圖10可見,棒層區域的壓降隨著氣相速率的增大而增大。干、濕塔壓降變化趨勢一致,在高液相噴淋量下,壓降隨氣相速率變化更加劇烈。阻力系數λ的變化在濕塔中與干塔不同,λ隨氣相速率的提高而降低,且在高液相噴淋量下變化趨勢更加明顯。

棒層區域的壓降及阻力系數λ隨著液相噴淋量的增大而增大。且阻力系數在低氣速下變化趨勢更加明顯。

氣、液相流量對壓降的影響敏感程度存在一定差異,氣相速率影響更強。液相流量為1 800 m3/h時,氣相速率由2 m/s增加至6 m/s,增大2倍,而壓降增大420%。而當氣相速率為3.61 m/s時,液相流量由900 m3/h同樣增大2倍至2 700 m3/h,壓降僅增大100%。

隨著液相流量的增大,阻力系數λ逐漸增大,表明棒層區域的持液增大了該處的阻力。而隨著氣相速率的增大,阻力系數λ減小,在Reg大于一定值后λ與Reg無關,近似為常數。

4.4.2棒層區域與噴淋區域壓降對比塔內氣相壓降是設備能耗的重要部分,添加棒層后對塔內壓降的影響是衡量其效率的重要標準。本文僅研究最下層噴淋段,但能表達全塔噴淋段與氣液相操作參數間的關系。考察棒層區域的壓差Δpp與噴淋區域壓差Δps的比值,與氣相速率的關系如圖11所示(干塔條件下空塔段壓降相比棒層區域可忽略不計,故不考慮)。

圖11　棒層區域與噴淋區域壓降比值

由圖11可知,Δpp與Δps比值在0.4～1.3之間,即表示加入棒層以后增加的壓降倍數。由文獻[5]可知,加入文丘里棒層后,產生同樣的脫硫效率(>90%),液氣比可至少降低一半,在氣相速率不變時,則液相噴淋量可減少一半。根據Michalski的壓降理論,噴淋段氣相壓降與液相噴淋量呈線性關系,本文中Δpp也與液相噴淋量呈近似線性關系。這意味著液相噴淋量減少一半,塔內氣相壓降將減小一半。根據圖中所得結果估算,增加棒層后的壓降將是原塔壓降的0.7～1.2倍,若考慮到實際噴淋塔內噴淋層為3～4層(本文中僅有最下層噴淋層),增加棒層后的壓降將會小于原塔壓降,則增加棒層有利于壓降減小。

另外,Δpp占全塔吸收區域壓降比例隨氣速的增大而增大,隨著液相噴淋量的增大而減小。由于棒層區域橫截面流通面積僅有空塔區域的50%左右,流速約為空塔區域的2倍,氣相速率的影響在棒層區域將更加顯著,故隨著氣速的增大,Δpp與Δps比值將不斷增大。而隨著液相噴淋量的增大,棒層區域有大量的液滴撞擊棒層形成液膜或溪流,對壓降的影響不明顯,而空塔區域則依然服從Michalski的壓降理論,這使得噴淋量的增大對空塔噴淋區域的影響大于棒層區域,從而該比例隨噴淋量增大而減小。

4.4.3持液量在不同的氣相速率和液相流量條件下模擬得到棒層區域的持液量如圖12所示。

圖12　液相噴淋量與持液量變化關系

由圖12可見,隨著氣相速率的增大及液相噴淋量的升高,棒層區域的持液量增大。在不同氣速下棒層區域持液量變化趨勢與氣相靜止時類似,呈近似線性變化。同時在較大的液相噴淋量下,氣相速率對于持液量的影響會更加明顯。

相比填料塔來說,棒層區域流動空間較大,固體壁面區域少。液相主要以兩種形式存在于棒層區域內,一是液滴形式,其持液量由液滴于棒層區域停留時間決定,液滴受力平衡后,下落速率由氣相速率決定,氣相速率提高將降低液滴下落速率從而提高持液量。另一種是附于棒層表面的液相,同樣也會因為氣相速率引起表面剪切力提高而增大持液量。

4.5阻力系數和持液量與操作條件的關聯式

4.5.1概述模擬結果表明,壓降與持液量均隨著氣相流速和液相噴淋量的增大而增大。將壓降和持液量分別與操作條件進行量綱為一擬合。

4.5.2阻力系數擬合棒層區域阻力擬合得到式(13):

(13)

公式適用范圍:

1.37×104

2.38×103

4.5.3持液量擬合棒層區域持液量擬合得式(14):

(14)

公式適用范圍:

1.37×104

2.38×103

阻力系數、持液量的擬合公式的誤差值情況分別如圖13(a),13(b)所示,由圖可知,阻力系數、持液量的模擬值與擬合值誤差基本在±15%之內。

sim—Simulation result;cor—Correlation result

5結論

對文丘里棒層區域壓降和持液量,在參考填料塔模型基礎上,進行了數值模擬,并經實驗檢驗。在研究條件范圍內,得到以下結論:

(1)Euler-Euler雙流體模型描述文丘里棒層區域單相及兩相行為是可行的。

(3)棒層的存在對提高噴淋塔持液量有顯著作用,研究范圍內可以高達4.5%,遠高于普通噴淋塔。持液量的增加將有利于噴淋塔脫硫操作液氣比的降低。

符號說明:

A——噴淋塔截面積,m2

CD——曳力系數

d——文丘里棒直徑,mm

davg——平均液滴大小,mm

dm——液滴大小,mm

f——曳力函數

g——重力加速度,m/s2

H——持液量，%

I——湍流強度

K——相間動量交換系數,kg/(m2·s2)

L——液相噴淋量,m3/h

Δpp——棒層區域壓差,Pa

Δps——噴淋區域壓差,Pa

Δpt——總壓差,Pa

R——相間作用力,N/m3

Red——氣相繞液滴雷諾數

Reg——氣相雷諾數

Rel——液相雷諾數

Smass——質量源項

Smom——動量源項

U——液相噴淋密度,m3/(m2·s)

v1——氣相速度,m/s

v2——液滴速度,m/s

v1s——棒間隙氣相速度,m/s

Wecr——臨界韋伯數

λ——總阻力系數

λd——液滴阻力系數

λp——棒層阻力系數

ρ1——氣相密度,kg/m3

ρ2——液相密度,kg/m3

α1——氣相體積分率

α2——液相體積分率

μ1——氣相黏度,Pa·s

μ2——液相黏度,Pa·s

τ2——松弛時間,s

τn——剪切應力,N/m2

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Flow Behavior through Venturi Rod Banks in WFGD Spray Tower

WANG Peng-hui1,ZHUANG Li-wei1,ZHANG Qiang2,DAI Gan-ce1

(1.State Key Laboratory of Chemical Engineering,East China University of Science and Technology,Shanghai 200237,China; 2.Shanghai EnTTention Environmental Engineering Co.Ltd,Shanghai 201114,China)

Abstract:Based on the observation and measurement in cold-modelling test,the flow behavior through Venturi rod banks in WFGD spray tower was studied numerically with Euler-Euler multiphase model.The characteristics of pressure drop and liquid holdup under operating conditions were simulated.The results show that resistance coefficient (λ) is proportional to and and the liquid holdup (H) is proportional to and .Introducing rod banks is beneficial to the increase in liquid holdup and the decrease in V1/Vg.The correlation for pressure drop and liquid holdup is instructive for engineering application.

Key words:numerical simulation; spray tower; Venturi rod banks; pressure drop; liquid holdup

收稿日期：2015-07-17

作者簡介：王鵬輝(1989-),男,江蘇常州人,博士生,研究方向為氣液兩相流數值模擬。E-mail:jaunt_wph@126.com 通信聯系人：戴干策,E-mail:gcdai@ecust.edu.cn

文章編號：1006-3080(2016)02-0171-09

DOI:10.14135/j.cnki.1006-3080.2016.02.004

中圖分類號：TQ021.1

文獻標志碼：A