氣-液順流脫硫反應裝置內流場的數值模擬

于 菲，史漢祥，劉常勝，饒文軍，史躍展，于 勇

(1.北京理工大學 宇航學院，北京 100081；2.寧波太極環保設備有限公司，浙江 寧波 315000)

0 引 言

中國工業化和城市化的快速發展，導致能源消耗持續增長，對大氣環境造成巨大壓力[1]。SO2和NOx是空氣污染的主要成分[2]。SO2排放主要是因為工廠燃煤尾氣未經合格處理，直接排入大氣，如何減少燃煤煙氣中SO2含量是亟需解決的問題。控制燃煤SO2排放的途徑主要有3種：前端控制技術——煤脫硫；中端脫硫技術——燃燒中造渣固硫；末端處理技術——煙氣脫硫(Flue Gas Desulfurization，FGD)[3-4]。目前工業生產中最常用的脫硫方法是末端處理技術[4]，即FGD。煙氣脫硫技術按照脫硫環境不同可分為干法脫硫、半干法脫硫和濕法脫硫，其中濕法脫硫具有脫硫反應速度快、脫硫效率高等優點[5]。

濕法脫硫設備稱為脫硫塔，傳統脫硫塔采用氣液逆流，煙氣入口和煙氣出口距離比較近，導致氣體和漿料接觸時間短，脫硫效率偏低；且除霧器與噴淋器之間距離過小，煙氣易攜帶漿液從煙氣出口排出，形成煙囪雨[6-7]。為避免傳統脫硫塔的缺點，本次研究采用DS-多相反應器作為脫硫反應裝置，裝置采用氣液順流，內部設有結構特殊的內部構件，迫使氣體不斷改變流速和方向，增加了氣體和液體的接觸概率和時間。

脫硫反應裝置中流體流動情況及煙氣分布對SO2吸收至關重要[8]，再加上脫硫反應裝置大多體積龐大，所以針對脫硫反應裝置的研究大多采用數值模擬方法。對于傳統脫硫塔研究，劉仲然等[9]對裝有擾流板的脫硫噴淋塔進行數值模擬，結果顯示無旋流板時塔內煙氣分布不均勻，加裝旋流板后流場改善效果顯著；陳文華[10]針對氣-液逆流的篩板式噴淋脫硫塔進行了塔內流體數值模擬，結果表明雙層篩板比單層篩板的流場更加均勻，且篩板的開孔率在33%～60%時存在最佳開孔率；王耀萱等[11]研究了脫硫塔內旋流板的直徑、葉片數、重疊等幾何參數對塔內煙氣流動的影響，結果表明，煙氣流過旋流板的壓降隨葉片個數的增加而降低，隨葉片投影重疊率的增加而增大。

筆者模擬過程中，不再對傳統氣-液逆流噴淋式脫硫塔進行研究，而是針對一種新型氣-液順流的脫硫反應裝置進行研究。仿真中重點研究了不同的旋流板葉片角度對裝置內流動分布以及煙氣出入口壓降的影響，為脫硫反應裝置的設計制造提供參考。

1 脫硫反應裝置建模

STAR-CCM+軟件是采用集成技術的CFD軟件，集幾何處理、網格劃分、計算求解為一體。在此次建模仿真過程中，首先使用STAR-CCM+軟件自帶的前處理功能根據真實反應裝置尺寸進行反應裝置內流體域3D建模和網格劃分。

1.1 反應裝置結構和網格劃分

脫硫反應裝置結構與網格劃分如圖1所示。

圖1 反應裝置結構和網格劃分示意

1)采用DS-多相反應器作為脫硫反應裝置，該反應裝置煙氣入口直徑為7 m，整體筒徑為14 m，高33 m，其主要結構包括煙氣出入口、漿液進口管、內錐支撐體、外錐體、旋流板以及導流筒等。

2)使用STAR-CCM+軟件對反應裝置內部流體域進行網格劃分，采用非結構化多面體網格與軟件自帶的網格自適應技術相組合的方法。由于本次仿真的重點是旋流板對流體的影響，因此對旋流板表面網格進行了網格自定義加密處理，使加密后的計算區域能夠更精確地模擬煙氣在流體域的分布情況。網格總數約為178×104個，模型的網格劃分如圖1(d)所示。壁面法向網格總厚度0.104 m，漸變率1.2，計算結果顯示壁面Y+在30～300，適合使用壁面函數法。

1.2 基本假設和物理模型參數設定

本次數值模擬對建立的反應裝置流體域模型計算時，采用了簡化過后的物理模型[12-15]：① 假設流體域是不可壓流動；② 假設氣體流動是定常流動；③ 忽略廢氣中夾雜的固體顆粒；④ 忽略流體流動過程中可能會發生的化學反應；⑤ 設煙氣入口處的氣體分布、壓強分布、氣流速度分布均勻。

此次反應裝置內部氣相流動的數值模擬中，針對不同角度的旋流板進行分析，分別選取旋流板角度為30°、35°、40°、45°、50°、55°以及60°，旋流板外圍直徑為7 m，內圍直徑為1.5 m。仿真過程中將煙氣入口處速度設為10 m/s，即入口流量為1.4×106m3/h，煙氣出口設為壓力出口，此項設置默認煙氣出口表壓強為0。

1.3 物理模型的選擇

本次仿真中采用雷諾平均納斯-斯托克斯方程組：

(1)

(2)

其中，

(3)

(4)

湍流模型使用渦黏性模型中的k-Epsilon模型，湍流渦黏度μt為

μt=ρCμk2/ε，

(5)

其中，Cμ為模型系數，取0.09；k為湍流脈動動能；ε為湍流耗散率，其輸運方程分別為

k方程：

Pk-ρ(ε-ε0)+Sk，

(6)

ε方程：

(7)

1.4 模型驗證

為了保證計算結果準確性，提高計算效率，對計算模型進行了不同尺寸的網格劃分無關性驗證，主要改變壁面邊界層的網格尺寸設置，壁面邊界層的網格層數均為10層，網格變化率均為1.2，壁面第1層網格的距離分別選取2、3、4 mm，選取不同網格尺寸的網格總數量分別為538萬、234萬、178萬，通過驗證脫硫裝置的總壓降來實現網格無關性驗證，驗證結果如圖2所示。

圖2 網格無關性驗證

由圖2可知，當壁面第1層網格距離從2 mm增大到4 mm時，裝置的總壓降變化很小，說明當壁面第1層網格距離為4 mm時，網格已達到網格無關，因此取壁面第1層網格尺寸4 mm作為計算網格。

2 仿真結果與分析

脫硫反應裝置的實際運行情況是氣-液兩相流動，但由于DS-多相反應器的結構與傳統脫硫塔相比較為復雜，且湍動能越大，混合越劇烈，所以在一定程度上可用單相流體的湍動能分布來近似反映兩相流的混合程度，準確描述煙氣和脫硫介質的混合特性影響規律還需要兩相流的數值模擬。

本文仿真結果的分析是基于反應裝置內全部單相流的流線分布及不同截面處的速度、平均壓降和湍流動能的分析。

2.1 不同旋流板角度對氣相分布的影響

不同旋流板角度對流場流線分布的影響如圖3所示。

由圖3可知，旋流板以上的流線基本穩定。隨著旋流板角度的改變，流線擾動變化不大。經過旋流板導流后的流場分布受旋流板角度影響較大，變化明顯。隨著旋流板角度從30°增加到60°，流體經過旋流板的導流作用后，流線越來越紊亂，變化最明顯的區域集中在導流筒內部、外側及下方。由于吸收液經過導流筒后，會垂直進入反應裝置下方的廢液處理系統，所以導流筒外側的渦旋對脫硫反應沒有影響；導流筒內部和下方的氣流與吸收液直接接觸，這2個區域中氣流的紊亂可以增加流體在反應器內的運動行程,有利于增加反應時間，但由于氣體與吸收液在這2個區域中的接觸面積小，故紊亂現象對脫硫效率的影響有限。隨著旋流板角度增大，氣相流線在導流筒以上部分的速度沒有明顯變化；導流筒內部流體的速度增大，這主要因為旋流板對氣流產生了導流和加速作用，可能會導致部分氣體分子在短時間內離開反應區域。

圖3 不同旋流板角度下的流線分布

2.2 不同旋流板角度對氣相流速的影響

為深入研究旋流板角度對氣體流動速度的影響，對反應裝置YZ、XZ截面的速度云圖進行分析，如圖4、5所示。旋流板角度變化對速度分布的大體布局影響不大。相對較大的速度分布在進水管兩側、第2個內椎體上表面以及導流筒內和導流筒出口處。反應裝置內部結構復雜，部分較大的結構擴大了吸收液與氣流的接觸面積，但同時也對內部流體產生阻擋，使其發生流體繞流。隨著角度從30°增大到60°，速度有明顯變化的區域主要是導流筒內部：分布在一級旋流板下方區域的最大速度隨角度增大而增大，從一級旋流板下方沿豎直方向導流筒內流速逐漸減小，說明第1層旋流板對氣流的加速作用較為明顯，且隨角度的增大而增加，第2層旋流板對氣流的阻擋作用較明顯，使得經過一級旋流板加速后的氣體發生減速現象。一級旋流板對氣流的加速會導致廢氣在反應裝置內的運動時間減小，縮短氣體參與脫硫反應的時間，二級旋流板對氣流的減速有助于緩和一級旋流板帶來的氣流加速問題。

圖4 不同旋流板角度下的YZ截面速度云圖

圖5 不同旋流板角度下的XZ截面速度云圖

2.3 不同旋流板角度對湍流動能的影響

湍動能是衡量多相流混合程度的重要參數，反應裝置YZ、XZ截面的湍動能云圖如圖6、7所示，截取了導流筒上方以及導流筒內部的湍流動能。由圖6可知，增大旋流板角度對導流筒上方流體的湍動能影響不大，對導流筒內部流體的湍動能影響較明顯，主要體現在提高了湍動能的最大值，對湍動能的分布范圍也略有影響。由圖7可知，增大角度對導流筒上方區域基本沒有影響，對比圖6中導流筒上方區域的湍動能，角度為50°時，上方湍動能最理想；對比導流筒內部區域，角度為60°時湍動能分布范圍比較理想；隨著角度增大，內部流體域的最大湍流動能逐漸增大，但增大區域有限。結合2個截面的湍動能云圖，說明導流筒上方區域與導流筒內部區域有關理想湍流動能的分布不同步，無法準確判斷旋流板角度對整體湍流動能的影響，且由于角度的改變對湍流動能的影響不大，所以最優角度應該結合其他因素綜合考慮。

圖6 不同旋流板角度下的YZ截面湍流動能云圖

圖7 不同旋流板角度下的XZ截面湍流動能云圖

2.4 不同旋流板角度對壓降的影響

通過對比不同截面的壓強平均值來研究不同旋流板角度對壓降的影響，截面位置選取如圖8所示。計算煙氣進口和煙氣出口處的平均壓強(煙氣進口處記為截面0，煙氣出口處記為截面6)。將煙氣進氣口和煙氣出氣口壓強之差記做總壓降，統計每個角度下的反應器總壓降如圖9(a)所示，可知裝置總壓降和旋流板角度呈正相關，這說明旋流板角度的增大雖然可以提高裝置內流體的混合程度，但也增大了脫硫裝置的壓降損失。對比實際工況條件下，旋流板角度30°時單相流試驗脫硫裝置的壓降值，證明模擬值與試驗結果基本一致，說明模擬結果的準確可靠。旋流板角度通過影響階段性壓降來增大總壓降，如圖9(b)所示，可知不同角度的煙氣進口和截面3之間的折線斜率幾乎沒有變化，壓降基本未隨角度變化，截面3、4之間的壓降隨角度增大變化較明顯，主要因為旋流板角度越大，自上而下的氣體進入導流筒后的流動越復雜，形成強烈的漩渦和湍動能耗散，能量損失越大，所以增大了截面3、4之間的壓降。壓降增大不利于脫硫裝置的節能，還會增加生產成本，所以從經濟和節能方面考慮，旋流板的安裝角度應盡量選擇小角度安裝。

圖8 截面選取示意

圖9 不同旋流板角度下的壓降變化

3 結 論

1)旋流板角度從30°增大到60°，明顯提高了脫硫反應裝置內流體的總體紊亂程度，角度為60°時反應裝置內的流體紊亂程度最理想，但由于脫硫反應發生的主要區域與紊亂程度提高的區域分布不同步，角度增大對脫硫反應的影響不顯著。

2)由氣流流速和湍動能云圖可知，隨著旋流板角度從30°增大到60°，流經旋流板時的氣流流速增大，可能會導致氣體分子參與脫硫反應時間減少，不利于提高脫硫效率；導流筒上方(脫硫反應的主要發生區域)的湍動能隨角度的增加變化不大，導流筒下方的湍動能的分布范圍隨角度變化發生了不規則變化，但總體變化規律是湍動能范圍減小，最大值增加，旋流板角度為30°時湍動能分布最理想。

3)通過分析不同角度下總壓降可知，30°時總壓降最小，隨角度增大，脫硫裝置總壓降明顯增大，耗能增加。結合角度對流速、紊亂狀態、湍動能和壓降的影響，考慮節能環保、經濟適用和最大效率化，本運行工況下脫硫反應裝置內旋流板的最佳角度為30°。