洗滌冷卻室垂直環隙空間內液相流動結構的研究

趙雨萌，王亦飛，彭昕，位宗瑤，于廣鎖，王輔臣

（1華東理工大學潔凈煤技術研究所，上海 200237；2中國石化潤滑油有限公司上海研究院，上海 200080）

引 言

洗滌冷卻室是多噴嘴對置水煤漿氣化技術(OMB)的關鍵組成部分，其流動結構與鼓泡塔相似。塔內的循環流動結構對相間混合、傳質、移熱有著重要的作用。從氣化室出來的高溫合成氣經液膜降溫增濕后沿下降管進入洗滌冷卻室的液池中，并在“環隙中空結構”中上升，環隙中設有破泡板，有助于合成氣的洗滌和凈化。近年來，研究者們對洗滌冷卻室內氣體穿越液池的過程進行了很多研究，例如多相分布特性[1-3]、熱質傳遞[4-5]和內構件流體力學[6-7]等。對于洗滌冷卻室液池內的液相流動結構未有相關研究。洗滌冷卻室內湍動劇烈，加之破泡器結構的復雜性，簡化的流體力學模型計算存在較大的偏差，結果的可靠性也難以保證。因此通過冷模實驗來確定洗滌冷卻室內的液相循環結構具有重要意義。

目前，鼓泡塔內液體流速分布的測量有很多方法。早期，Hills[8]用改進的Pitot管測量了液體速度，對液體循環進行研究，所得結果被廣泛采用。之后，Krishna等[9-12]不斷對Pitot管進行改進，以適應不同體系液相速度的測定。另外，一些基于光學原理和傳熱原理的測量方法也得到了一定的應用。Wang等[13]，Franz等[14]，Therning等[15]用熱線風速儀測量了鼓泡塔中的液相速度分布。Degaleesan等[16]利用計算機自動放射性電子粒子跟蹤(CARPT)技術研究了氣泡柱中的液體再循環和湍流。Ojima等[17]通過LDV探測器在高空間和高時間分辨率下測量了液相的平均速度和波動速度。大量的研究表明，無內構件鼓泡塔內的液相循環結構為：液體在塔中心呈螺旋上升，在近壁區域垂直下降，液相轉折點為無量綱徑向位置0.7[18-19]。洗滌冷卻室是一種特殊的底端浸沒并帶有破泡器的環隙鼓泡床結構。洗滌冷卻室在結構上不同于一般大管徑的垂直鼓泡塔，其內構件的存在會使氣液兩相流動更加復雜，以往研究總結的流動規律并不適用本系統。因此，有必要采用合適的測量方式對洗滌冷卻室環隙內流動結構進行研究，并通過實驗結果進一步發展適合本實驗裝置下的計算模型。

洗滌冷卻室內的湍動程度大、氣含率高，超聲多普勒儀及熱線風速儀等傳統測量儀器無法應用于該體系的測量。因此，本文通過自行搭建的Pitot測速系統，在按工業幾何尺寸縮小的洗滌冷卻室中測量液相速度的空間分布。結合氣含率的徑向分布，研究不同塔高處液相軸向及切向的速度分布；研究表觀氣速對液相速度的影響規律；對實驗結果進行進一步分析以得到適合不同管徑不同表觀氣速下的液相速度的分布關聯式。本文工作期望能對氣化爐洗滌冷卻室的合理放大、保障氣化爐的穩定運行提供理論依據。

1 實驗裝置和方法

1.1 實驗裝置

主體實驗裝置如圖1(a)所示。除破泡器由不銹鋼制成外，小型化的洗滌冷卻室裝置主要由有機玻璃制成。實驗所用液相介質為自來水，水由水泵從儲水槽抽出，輸送至洗滌冷卻室內指定高度。氣相為空氣，通過羅茨鼓風機連續進入液池內，流量由轉子流量計控制。氣體在液池中劇烈鼓泡，由洗滌冷卻室上方出氣口排出。環隙結構如圖1(b)所示，在距出水口423,473,523 mm處的位置，由下至上布置3個測量口，分別用雙頭電導探針和Pitot管伸入測量，得到液相在環隙空間內的速度分布。液池內徑200 mm，下降管內徑70 mm，外徑80 mm。實驗結束后水由下方出水口一次性排出，進入儲水槽循環使用。

圖1 實驗裝置圖Fig.1 Experimental setup diagram

1.2 實驗方法

洗滌冷卻室液池內氣含率高、湍流強度大，超聲多普勒儀產生的超聲波在氣相中會快速衰減，無法用于該實驗體系。相比于其他基于光學原理和傳熱原理的測量方法，Pitot管作為一種接觸式測量方式簡單易行。由于L型和S型Pitot管伸入裝置內具有一定的困難，本實驗采用Dywer 160F Pitot管（Ⅰ型）測量洗滌冷卻室內的液相速度。管體由直徑7.9 mm的304SS鋼制成，管長44 mm，管的一端有兩對直徑1 mm且互成180°的測壓孔。測量時兩孔測得的壓力分別通過導壓管傳至差壓變送器內。差壓變送器的型號為3051CD，測量精度能夠達到±0.025%。差壓變送器連接A/D數據采集卡，通過模數轉換后在電腦直接讀取和采集壓差信號。將測定的壓差信號通過一定的關系式轉換成速度信號，這種轉換關系在不同的測量體系中具有較大差異。最早Forret等[10]提出采用均相流體Benoulli方程進行速度和壓力信號關聯，但這種關系式沒有考慮氣體和固體的影響，并不適用于兩相和三相系統。之后Reimann等[11]對關系式進行改進，引入動量因子J，來反映氣含率對測量結果的影響，公式如下:

本文采用Reimann提出的模型來將壓差轉化為瞬時液相速度uL，并通過設計可靠性實驗對測量數據的準確性進行驗證。其中，ΔP為局部壓差；ρg和ρl分別為操作條件下的空氣密度和水的密度；εg為測量位置處的局部氣含率（采用文獻[20]中的BVW-2多通道電導探針測量儀進行測量）。洗滌冷卻室內的兩相狀態為液體中分散著氣泡，J的值近似取1。此外，為了避免氣泡進入Pitot管影響測量結果，搭建了如圖2所示的吹掃裝置。每次測量結束后將自來水經三通閥控制進入Pitot管，然后從測壓孔排出，使測量系統免受氣泡的干擾。

圖2 皮托管吹掃裝置Fig.2 Pitot tube purge device

實驗在常溫常壓下進行。設置測量頻率為100 Hz，采集時間為30 s。通過將Pitot管沿軸線旋轉，可分別測量瞬時液體速度的軸向分量uz和切向液速分量uφ。對不同分量的瞬時速度作時間平均，得到軸向時均速度Uz和切向時均速度Uφ。在每個測量口沿徑向均勻設置五個測量點（r/R=0.5,0.6,0.7,0.8,0.9。其中，r為測量點離下降管中心的距離；R為液池內徑）。在初始靜態液位h=540 mm的條件下，研究不同表觀氣速下（以環隙面積計算）下降管出口(h=423 mm)、破泡器下方(h=473 mm)和破泡器上方(h=523 mm)處的液相分布規律。

1.3 可靠性分析

為評估Pitot管測量的可靠性，本文實驗設計了一根直徑d=40 mm的豎直光滑圓管，圓管底部連接水泵，通過轉子流量計控制將液體從低處送至高處。Pitot管測量圓管中心的最大流動速度為U2。計算值U1通過流量計讀數V計算。標定實驗設定的流速范圍為0～2 m/s，可以覆蓋本文實驗測定范圍。將實驗值與計算值進行比較，如圖3所示，結果表明測量值與計算值具有較好的吻合性，其相對平均偏差為3.91%。

圖3 實驗結果與計算值的比較Fig.3 Comparison of experimental results and theoretical values

2 實驗結果與討論

2.1 不同高度處氣含率的徑向分布

圖4中給出了洗滌冷卻室內距離出水口423，473，523 mm處的氣含率徑向分布，橫坐標r/R為無量綱徑向位置。可以看到，h=423和473 mm處氣含率沿徑向位置逐漸降低，呈現近下降管外壁高而近液池內壁低的特點。這是由氣泡在上升過程中向鼓泡塔中心移動[21]引起的。由于氣體分布器的影響，在r/R>0.7處下降管出口處氣含率接近于零。h=523 mm處氣含率呈現拋物線分布，即環隙中心氣含率較高，邊壁處氣含率較低。破泡板是一個在環隙中心具有一定空隙結構的內構件，對上升氣泡起到阻擋和破碎作用，因此在環隙中心處氣含率較高并且沿徑向分布更加均勻。隨著氣速的增加，不同高度處氣含率的分布曲線變得更陡峭，氣含率增大，由此形成的氣液兩相在徑向的密度差驅動液相在全塔范圍的大尺度循環流動[22]。

圖4 不同高度處氣含率的徑向分布Fig.4 Radial distribution of gas holdup at different heights

2.2 不同高度處液相的軸向速度分布

圖5給出了不同高度處液體的軸向時均速度的分布。軸向液速取從下向上流動為正值。從圖中可以看出，h=423和473 mm處液相在靠近下降管外壁處具有最大的上升速度，隨后沿徑向位置的增加逐漸降低，呈現近下降管外壁向上流動而液池內壁附近向下流動的結構，液相轉折點分別在r/R=0.7和r/R=0.6處。隨著軸向高度的增加，上升面積減小而下降面積增大，這是由于氣泡在上升過程中會有向管中心移動的趨勢[22]，推動液相轉折點更早出現。由于液相回流作用，液池內壁附近存在負液相速度。這種液相回流的存在有助于氣液兩相之間的混合及灰渣通過慣性作用而實現分離，利于提高氣體的洗滌作用。h=473 mm處在r/R>0.7之后液相速度沿徑向保持不變，可能是由于破泡板對上方液相回流起到的阻擋作用造成的。由于浮力的作用，氣泡處于加速狀態，推動液相產生更快的循環流動。因此，h=473 mm的液相速度沿徑向分布相比于h=423 mm處的分布更加陡峭。這一點與氣含率的分布趨勢相同，氣含率的徑向梯度是驅動液體運動的動力[23-24]，速度分布規律與氣含率分布規律相一致。

圖5 軸向時均速度的徑向分布Fig.5 The radial distribution of axial time-averaged velocity

隨著表觀氣速的增加，液體向上流動和向下流動速度明顯提高，液相循環速度增大。但速度轉折點的位置隨表觀氣速的變化沒有較大差異。另外從圖中可以看出，在低表觀氣速下(Ug≤0.15 m/s)液相速度增加幅度較大，高表觀氣速下(Ug>0.15 m/s)液相速度增加幅度較小，這一點與文獻[25]中的研究相一致。

破泡器的存在改變了液相流動的分布方式。如圖5(c)，h=523 mm不同于其他高度位置出現了兩個液相轉折點，分別在r/R=0.55和0.85附近。隨著表觀氣速的增加，液相轉折點較為分散，整體液相循環向下降管中心位置移動。上升區域面積和下降區域面積基本保持不變，不同表觀氣速下液速分布曲線依然具有高度的相似性。該位置呈現出環隙中心處液體向上運動而兩側液體向下運動的“拋物線”分布。破泡器是一個在環隙中心具有一定空隙結構的內構件，氣體沿空隙結構向上流動，推動液相在環隙中心處具有最大的上升速度。

2.3 不同高度處液相的切向速度分布

洗滌冷卻室內切向時均速度的分布如圖6所示，切向取測量位置處從左向右的流向為正值。液相切向速度的分布范圍要明顯小于軸向。其中h=423 mm處切向速度變化范圍最大，在-0.15～0.05 m/s范圍內波動。液相轉折點與軸向一致，位于r/R=0.7處，并且不隨表觀氣速的變化而變化。h=473 mm在r/R=0.8處出現最大切向速度，為-0.1 m/s左右。受破泡板的影響，h=523 mm切向速度在零附近波動，隨著表觀氣速的增加沒有明顯的規律。綜上所述，隨著軸向高度的增加，液相的切向速度波動范圍減小，這可能與氣泡橫向偏移的距離減小有關。Brücker[26]曾提出由于不對稱尾跡產生的特殊壓力場，氣泡升力一部分使氣泡橫向運動。氣泡的橫向移動推動液相產生切向方向的速度波動。Duineveld[27]發現氣泡運動軌跡包含了直線運動、Z形平面運動和螺旋形三維運動。因此不同高度處液相的切向速度沒有明顯的規律可循。

圖6 切向時均速度的徑向分布Fig.6 The radial distribution of axial time-averaged velocity

2.4 破泡器上方液相速度的放大預測

破泡器上方的液相結構分布對研究洗滌冷卻室的傳質傳熱及床層的穩定性起到至關重要的作用。以上實驗結果表明，h=523 mm處切向速度沿徑向分布較小，軸向速度分布代表著流動的主要特征。并且在圖5(c)中，不同表觀氣速下的液相速度均在環隙中心處達到最大值，破泡板上方速度分布具有相似性。因此若選擇環隙中心(r/R=0.7)的液體速度為參考速度，不同氣速下測定的液速分布曲線可以近似用同一條無量綱速度分布曲線來表示，流場的放大效應和氣速影響便主要歸結到中心液速Uc的變化上。如圖7所示，以環隙中心液速Uc為基準，對h=523 mm處不同表觀氣速下的液相速度分布進行歸一化處理，并通過最小二乘法回歸分析得到擬合曲線，得到以下模型關聯式，擬合優度為0.99。

圖7 以中心液速為基準的歸一化液速徑向分布曲線Fig.7 Radial distribution curve of normalized liquid velocity based on central liquid velocity

在鼓泡塔中，關于中心液速隨塔徑和空塔氣速的變化關系有過很多研究。早期文獻中通常采用經驗關聯式擬合中心液速，通過對不同模型參數的不斷修正，所得的模型關聯式具有一定的適用性。Riquarts[28]將中心液速擬合為塔徑D和空塔氣速Ug的函數，如式(3)所示。Nottenkaemper等[29]考慮了空塔液速VL的影響，重新對中心液速關聯式進行擬合，如式(4)所示。Zehner[30]提出關聯式(5)。

圖(8)給出了由式(3)～式(5)對環隙中心的計算結果與實驗結果的比較，可以看出Nottenkaemper的關聯式與本文實驗的結果更為接近，特別是在高氣速條件下吻合較好。Nottenkaemper實驗采用的塔徑達1 m，最高氣速能夠達到1.45 m/s，與本文實驗條件相一致。綜上所述，結合式(2)、式(4)，可以對不同塔徑、不同表觀氣速下破泡板上方的液相速度分布進行預測，并適用于高塔徑高氣速條件下的實驗條件和工業范圍。

圖8 不同表觀氣速下環隙中心液速與經驗式的比較Fig.8 Comparison of central liquid velocity and empirical formula under different apparent gasvelocities

3 結 論

（1）氣含率的徑向梯度是驅動液體運動的動力，氣含率分布規律與速度分布規律相一致。h=423和473 mm處液相呈現近下降管外壁處向上流動而液池內壁處向下流動結構，液相轉折點分別為無量綱位置r/R=0.7和0.6。h=523 mm處液相軸向速度不同于其他兩個位置呈拋物線分布，液相轉折點分別位于r/R=0.55和0.85附近。

（2）表觀氣速是影響洗滌冷卻室內液相流動結構的主要因素。隨著表觀氣速的增加，液相速度明顯增大，軸向速度比切向速度隨氣速的變化更敏感。

（3）液相切向速度的分布范圍要明顯小于軸向，在-0.15～0.05 m/s范圍內波動。隨著軸向高度的增加，液相的切向速度波動范圍減小，這可能與氣泡橫向偏移的距離減小有關。

（4）根據液速分布曲線的相似性，以h=523 mm的環隙中心液速為基準，得到歸一化的液速徑向分布曲線；將流場的放大效應和氣速影響歸結到中心液速Uc的變化上，通過最小二乘法回歸分析得到Uz/Uc模型關聯式；經檢驗，Nottenkaemper的關聯式與本文環隙中心液相速度的實驗結果更為接近。

符號說明

g——重力加速度，m/s2

h——距離出水口高度，m

R——洗滌冷卻室液池內徑，m

r——徑向位置，m

V——標定圓管的流量，m/s

μL——液體黏度，Pa·s