氧化噴槍布局對脫硫塔攪拌池空氣分布均勻性的影響

何 銘，郭雪巖，楊 帆，呂宏紅

（上海理工大學 能源與動力工程學院，上海 200093）

火電廠燃煤過程中產生的二氧化硫是導致酸雨污染的重要因素，因此國內燃煤電廠普遍加裝脫硫裝置。其中石灰石?石膏濕法煙氣脫硫技術是目前應用最為廣泛的一種煙氣脫硫工藝。大部分濕法脫硫工藝采用氧化噴槍裝置將氧化空氣鼓入脫硫吸收塔攪拌池內，進而實現將亞硫酸鈣氧化為硫酸鈣，并生成石膏晶體的過程。該過程中，攪拌槳承擔著分散氧化空氣，促進池內氧化反應的作用，空氣在攪拌池內的分散程度會影響系統的脫硫效率。

關于氣液攪拌池的研究多集中在進氣方式優化、氣泡尺寸及分布的測量等方面。Chaumat等利用雙光學探針對氣液兩相流場中氣泡尺寸及氣泡平均速度進行了測量，為氣液攪拌池的研究提供了一定的參考；宋月蘭等對氣液兩相攪拌槽內的流體運動進行了實驗及數值模擬研究，結果表明，雙歐拉方法能較好地模擬槽內氣液兩相流的流動狀況；王鐵峰等利用光纖探頭技術對三相循環流化床中的氣泡大小及其分布進行了研究，發現漿液速度對氣泡平均直徑的影響較小；鐘允攀等通過改變攪拌槳轉速來研究攪拌射流對氧化空氣分布的影響，發現氧化空氣分布與攪拌射流的長度及射流出口速度正相關；張朝平等研究了不同氧化噴槍結構對氣液攪拌池氣含率分布的影響；周屈蘭等研究了空氣流量對脫硫塔漿液池顆粒分布的影響，發現空氣流量對漿液池中的顆粒分布影響較為顯著。

現有文獻中，有關氣液攪拌池內氧化空氣進口位置對池內氣體分布影響的研究較為少見，因此本文對5種不同氧化噴槍布局中氣液攪拌池兩相流場進行數值模擬，以研究氧化噴槍位置對氣液攪拌池空氣分布的影響，從而為脫硫吸收塔氣液攪拌池的設計提供一定的參考。

1 模型與網格無關性驗證

1.1 物理模型及數值方法

攪拌池直徑D為11 m，液位高度H為7 m。4臺側入式攪拌槳的安裝高度h = 3 m，攪拌槳水平安裝角θ = 5°，豎直安裝角α = 10°，攪拌軸長度L = 1 m。攪拌池結構示意圖如圖1所示。攪拌槳采用直徑為1.2 m的KCX1200型三葉寬旋槳式攪拌槳。

圖1 攪拌池結構示意圖Fig.1 Structure of the stirred tank

本文分別設置了前置型、后置型、下置型、左置型和右置型5種氧氣噴槍布局。氧化噴槍布局三維示意圖及二維俯視圖如圖2所示，其中：三維示意圖中虛線框標記的面為氧化空氣出口位置；二維俯視圖中灰色圓為氧化空氣出口位置。對氧化噴槍作簡化處理，將其設置為長度為0.5 m的圓柱形。前置型氧化空氣出口面圓心距底面2.5 m，距壁面1.5 m，方向為垂直向下；后置型氧化空氣出口面圓心距底面2.5 m，距壁面0.63 m，方向為沿攪拌軸方向；下置型氧化空氣出口面圓心距底面2 m，距壁面1 m，方向為垂直向上。以上3種布局中噴槍出口面圓心均能映射在攪拌軸安裝點與攪拌池中心點的連線上。而左置型和右置型布局中噴槍的位置則分別為由下置型布局中噴槍以攪拌軸為旋轉軸順時針和逆時針旋轉90°而成。

圖2 氧化噴槍布局三維示意圖及二維俯視圖Fig.2 Three-dimensional diagram and two-dimensional top view of air-lance layout

參照陳佳等的研究，采用周期性邊界條件處理交界面的1/4計算域，并對氣液攪拌池流場進行數值模擬。使用多重參考系（MRF）方法模擬攪拌槳的旋轉，湍流模型采用standard k?ε方法，多相流采用雙歐拉方法，氣液間曳力采用Tomiyama模型，噴槍進口采用速度進口邊界。頂部氣液界面采用degassing脫氣邊界。根據Barigou等的實驗研究，氣液攪拌釜大部分區域內氣泡的尺寸在3～5 mm之間，氣泡直徑設為4 mm。脫硫吸收塔攪拌池運行溫度為45 ℃。工況參數如表1所示。

表1 工況參數
Tab.1 Working conditions

參數名稱 數值空氣進口速度/（m·s?1） 10空氣密度/（kg·m?3） 1.225水密度/（kg·m?3） 988.04水動力黏度/（Pa·s） 0.005 988

本文中未考慮氧化反應過程對模型的影響，原因有以下兩點：①本文主要研究目標為通過優化氧化噴槍布局使攪拌池內空氣分布更均勻，以提高攪拌池內脫硫效率，因此主要研究攪拌池流場而非氧化反應過程；②考慮化學反應模型時需加入亞硫酸鈣及硫酸鈣固相顆粒，并將空氣分為氧化氣體和非氧化氣體，多相流模型內相數將增加到5相，從而增加計算量，因此本文中計算氣液攪拌池流場時未考慮化學反應模型。當未考慮所加入的固相顆粒對攪拌池內化學反應的影響時：①將無法獲取脫硫塔攪拌池中的顆粒沉降情況；②氧氣與亞硫酸鈣發生化學反應會使氣相體積分數降低，且這個過程將無法被觀察到。因此，可在下一步研究中使用考慮了化學反應的模型，以獲取更準確的模擬結果。

1.2 網格無關性驗證

采用四面體非結構網格對計算區域進行離散，對前置型布局流場進行網格無關性驗證，分別計算網格數量為250萬、360萬、600萬和860萬時的氣相分布。圖3給出了網格數量對氣相分布的影響。從圖中可知，網格數量為600萬時的氣相分布與860萬時的較為相似。同時，本文統計了各模型中氣相體積分數大于5%區域體積，網格無關性驗證結果如表2所示。綜合對比后確定，合適的網格數量為600萬。

表2 網格無關性驗證
Tab.2 Grid independence verification

網格數量/萬 氣相體積分數大于5%區域體積/m3 250 13.87 變化率/%55.30 360 7.68 19.27 600 6.42 3.41 860 6.20 0（基準值）

圖3 網格數量對氣相分布的影響Fig.3 Influence of grid number on the distribution of gas phase

2 結果分析

2.1 氧化噴槍布局對攪拌池流場的影響

5種布局中氧化噴槍均位于攪拌槳附近，在此區域內氣液兩相間相互作用較強，局部流場會對氧化空氣在整個攪拌池中的分布產生較大影響。5種布局中攪拌槳附近流場如圖4所示，其中攪拌槳安裝高度為3 m。由速度分布可看出，在攪拌槳推進流體運動的過程中形成了一股由攪拌槳向攪拌池中心運動的高速攪拌射流。該射流使氧化空氣隨漿液向攪拌池中心運動，對氧化空氣的擴散有增益作用，因此，應盡可能使氧化空氣被攪拌射流所影響。前置型和下置型布局中，氧化空氣均向攪拌池中心運動，說明這兩種布局均使氧化空氣能夠有效地被攪拌射流所推進。后置型布局中，氣體從攪拌槳后方進入攪拌區域。由于攪拌槳的高速旋轉對空氣射流存在阻擋作用，較少氣體能夠直接通過攪拌槳，因此大部分氣體從攪拌槳側方流出后向上運動。對比其他4種布局中的攪拌射流方向可以看出，后置型布局中匯集在此處的氧化空氣對攪拌射流產生了不利影響。左置型和右置型布局中，由于氧化空氣出口在攪拌槳側方，受攪拌射流影響較小，因此，氧化空氣射流方向為豎直向上，鮮有空氣隨攪拌射流向水平方向運動。綜合以上分析可知，合理的氧化噴槍布局應滿足兩點要求：①氧化空氣出口位置應位于攪拌射流路徑上，以使氧化空氣能夠有效地被攪拌射流所影響；②鼓出的氧化空氣不能匯集在攪拌槳附近，以免對攪拌射流產生不利影響。綜合比較后可知，前置型和下置型布局符合這兩點要求。

圖4 5種布局中攪拌槳安裝高度處水平面流場Fig.4 Horizontal flow field under five types of stirrer layout

前置型和下置型布局中攪拌池垂直方向速度分布如圖5所示。前置型布局中，氧化空氣進入攪拌池后，受浮力的影響其向上運動的速度較高，因此在攪拌池中的停留時間較短，不利于其在攪拌池中的氧化反應。而下置型布局中，由于氧化空氣射流經過攪拌槳區域，攪拌槳的轉動對空氣射流的運動存在一定的阻礙作用，使其垂直方向速度更低，延長了其在攪拌池中的停留時間，使攪拌池內氧化反應更加充分。為了完整展示攪拌池中氣相的速度分布，本文提取氣相體積分數為10%的等值面，并在等值面上顯示垂直方向速度分布，結果如圖6所示。由圖中可見，下置型布局中流場氣相垂直方向速度更低，氧化空氣的分散程度遠優于前置型布局。因此，降低氧化空氣在氣液攪拌池中垂直方向的速度可以延長其在攪拌池中的停留時間，亦可增加氧化空氣在攪拌池中的分布。對比垂直方向速度分布可知，下置型布局優于前置型布局。

圖5 前置型和下置型布局中攪拌池垂直方向速度分布Fig.5 Vertical velocity distribution of the prefixal layout and underneath-type layout

圖6 前置型和下置型布局中氣相體積分數為10%的等值面垂直方向速度分布Fig.6 Vertical velocity distribution of the prefixal layout and underneath-type layout in the isosurfacewith a gas volume fraction of 10%

2.2 氧化噴槍布局對空氣分布的影響

2.1 節分析了5種布局中攪拌槳附近流場，并對比了前置型和下置型布局中氧化空氣速度分布，得出下置型布局優于其他4種布局的結論。本節將對比各布局中氧化空氣在攪拌池內的分布，從空氣分布的角度評價5種布局的優劣。

5種布局中對應的氧化空氣分布如圖7所示。將氧化噴槍置于攪拌槳前方的前置型布局中，氧化空氣分布受攪拌槳射流影響偏向攪拌池中心，在攪拌池中部及上部區域，沿弧形路徑運動至攪拌池氣液界面；后置型布局中，攪拌槳的轉動對氣流的水平方向運動存在一定的阻礙作用，氣流通過攪拌區域后主要沿垂直方向運動，因此氧化空氣主要分布在攪拌槳附近及其上方區域；左置型和右置型布局中，氧化空氣射流進入攪拌區域后，大部分氣體沿垂直方向運動，少量氣體沿葉梢路徑旋轉至槳葉頂部后繼而沿垂直方向運動，其余氣體隨攪拌射流運動，最終沿S型路線垂直方向上運動至攪拌池氣液邊界；而在下置型布局中，氣體與攪拌射流混合，被打散成多股氣流后隨攪拌射流運動，且因攪拌射流強烈擾動，其水平方向速度比前置型布局中更高，空氣射流更偏向攪拌池中心，因此，氧化空氣分布范圍更廣，提高了脫硫吸收塔攪拌池的氧化反應效率。

圖7 氧化噴槍位置對氧化空氣分布的影響Fig.7 Effect of air-lance position on the air distribution

氧化空氣分布主要集中在攪拌池中部及上部區域。以攪拌槳中心所在高度（0 m）為基準高度，在氣液攪拌池0～5 m高度區間內每隔0.5 m截取一水平截面，統計各平面內氣相體積分數大于10%區域（定義該區域為氧化空氣分布區域）面積，結果如圖8（a）所示。由圖中可知，下置型布局中氧化空氣分布區域面積明顯大于其他布局，下置型布局中1～3 m高度處的中部區間的氧化空氣分布區域平均面積為1.5 m左右，下部區間及上部區間氧化空氣分布區域面積在2 m以上，其他4種布局中氧化空氣分布區域面積總體均在0.25～1 m。統計攪拌池中氣相體積分數大于10%區域體積，結果如圖8（b）所示。下置型布局中氣相體積分數大于10%區域體積約分別為前置型和后置型布局中的2倍，且遠大于左置型和右置型布局中的。因此，下置型布局中空氣擴散程度最佳。

圖8 5種布局中氧化空氣分布Fig.8 Oxidation air distribution of five types of air-lance layout

3 結 論

采用設置了周期性邊界條件的1/4計算域模型對氣液兩相攪拌池進行數值模擬。根據模擬結果，從攪拌槳附近流場、氧化空氣垂直方向速度分布及攪拌池內空氣分布等3個方面分析了5種噴槍布局對氧化空氣在氣液攪拌池內分布的影響，得出以下結論：

（1）前置型和下置型布局使氧化空氣能夠有效地被攪拌射流所影響，增強了氧化空氣的水平方向運動能力，使其分布范圍更廣；而后置型布局對攪拌射流產生了阻礙作用，左置型和右置型布局中氧化空氣無法被攪拌射流所推進，這3種布局中，氧化空氣難以運動至攪拌池中心，分散程度較差。

（2）前置型布局中氧化空氣向上運動的速度較大，在攪拌池中停留時間較短，而下置型布局中，攪拌槳對氧化空氣垂直方向運動的趨勢有阻礙作用，延長了其在攪拌池中的停留時間，使池內氧化反應更加充分。對比氧化空氣垂直方向速度分布可知，下置型布局優于前置型布局。

（3）下置型布局中，氧化空氣與攪拌射流混合后被打散成多股氣流，其分散程度更高，其氣相體積分數大于 10% 區域體積約分別為前置型和后置型布局中的2倍，且遠大于左置型和右置型布局中的。可見，下置型布局中空氣擴散程度最佳。采用將氧化噴槍置于攪拌槳下方的下置型布局能有效擴散氧化空氣，提升脫硫吸收塔攪拌池內的氧化效率。