文丘里洗滌器內氣液兩相流的壓降特性研究

摘 要 通過實驗和CFD數值模擬相結合的方法，研究文丘里洗滌器內氣液兩相流壓降特性。實驗測量不同喉管長度、氣體流量、液氣比和噴嘴噴淋形式下，文丘里洗滌器壓降的變化規律；建立CFD數值模型并驗證其可靠性，考察文丘里洗滌器內液滴速度和濃度、管內壓力和湍流強度的分布規律。研究結果表明，文丘里洗滌器內氣液兩相壓降隨氣流量和喉管長度增加近似呈線性增加；采用軸流實心噴嘴產生的壓降要大于采用軸流空心噴嘴產生的壓降；壓降隨液氣比增大而增大但不同液氣比下變化速率不同；喉管段加速液滴和擴張段湍流強度的增大是長喉管和高氣液比下壓降大的主要原因。

關鍵詞 文丘里洗滌器 氣液兩相流 壓降 CFD模擬 影響因素

中圖分類號 TQ021.1 " 文獻標志碼 A " 文章編號 0254?6094（2024）04?0504?09

煤炭地下氣化（UCG）就是將處于地下的煤炭在原位進行有控制地燃燒，通過對煤的熱作用以及煤與氧氣、水蒸氣發生化學反應，產生H、CO及CH等可燃氣體的過程［1，2］。因此，UCG也被稱作“氣化采煤”或“化學采煤”。作為新一代化學采煤技術，UCG集建井、采煤、轉化工藝于一體，與傳統的物理采煤技術相比優勢明顯，可以實現地下無人生產、避免在煤炭開采和運輸環節存在的粉塵污染，可將燃燒后的矸石、灰渣留在地下，從而減少固體廢棄物，并在一定程度上防止地表沉降。經煤炭地下氣化產生的粗煤氣中含有大量的粉煤灰等伴生物［3］，會對下游處理及產品帶來危害，嚴重影響系統的安全性和可靠性，因此必須采用有效的洗滌設備去除粗煤氣中的粉煤灰［4］。

文丘里洗滌器的捕集效率可以高于旋風分離器，能夠除掉粒徑0.5 μm以上的塵粒。其具有結構簡單、造價低廉的特點，是實現煤炭地下氣化產出粗煤氣分離凈化處理的可靠設備［5］。文丘里洗滌器主要由引液器、文丘里管和脫液器3部分組成，其中文丘里管包括收縮段、喉管段和擴張段3部分。含塵氣體在文丘里管的收縮段內被加速；根據伯努利定理，氣體在喉部速度最大，壓強最低；進入擴張段后，流通截面積增大，氣流速度降低。洗滌液一般以射流、霧化液滴或者液膜的形式從收縮段或喉部引入［6～8］。液體通過噴嘴霧化成液滴或者從喉部引射進入，在高速氣流剪切作用下進一步破碎成液滴，使液相與粉塵顆粒的接觸面積增加，液滴基于慣性碰撞、攔截作用、布朗運動及重力沉降等機制實現對粉塵的捕集［9，10］。

文丘里洗滌器的壓降是等同于洗滌器分離效率的一個重要的性能參數。目前，各國學者針對文丘里管內壓降的預測，開展了系列研究。AZZOPARDI B J等將文丘里洗滌器的進出口壓降分為五大類，包括氣速變化引起的壓降、液速變化引起的壓降、壁面上液膜動量變化引起的壓降、摩擦阻力和重力引起的壓降（需要指出的是，文丘里管單氣相工況產生的壓降主要來源于氣速變化和摩擦阻力）［11］。CALVERT S提出了一種計算壓降相對簡單的模型，該模型僅考慮了因液滴在喉管段加速引起的壓降，而其他壓力損失可以忽略；并假設在一維不可壓縮絕熱流動中，洗滌液均被霧化成尺寸一致的液滴，且喉管段出口處液滴速度和氣速相同［12］。YUNG S C等［13］和LEITH D等［14］改進了CALVERT S［12］的模型。

YUNG S C等假設喉管段出口處液滴速度和氣速不一致［13］，而LEITH D等則考慮了擴張段中氣體降速對單氣相壓降產生的影響［14］。BOLL R H提出了第1個數值模型，該模型在計算單氣相壓降時主要考慮了氣流加速和壁面摩擦引起的壓力損失［15］。

在文丘里洗滌器除塵的工程應用實踐中，已經確認增加喉管長度可以有效提高粉塵去除效率，這是一種相對簡單提高除塵效率的方法；但與此同時，增加喉管長度會增大文丘里洗滌器壓降，而當前關于文丘里洗滌器氣液兩相流壓降特性的研究尚有不足，尤其是喉管長度對文丘里洗滌器壓降的影響規律可以做進一步研究。因此，筆者將重點開展文丘里洗滌器內氣液兩相流壓降特性的研究，通過實驗測試和模擬計算，考察喉管長度、氣體流量、液氣比和噴嘴噴淋形式對文丘里洗滌器壓降的影響規律。

1 材料和方法

1.1 文丘里洗滌器水力學實驗

圖1給出室內實驗用文丘里洗滌器除塵系統。如圖1a所示，實驗用文丘里洗滌器的文丘里管由收縮段、喉管段和擴張段3部分組成，洗滌液由計量泵泵送，并在管路末端安裝霧化噴嘴，噴嘴噴淋出口位于收縮段。如圖1b所示，實驗使用空氣壓縮機（型號為CBN?200D）提供壓縮空氣，通過渦街流量計（型號為OPTISWIRL4200）測定進氣流量；自來水作為洗滌液，由計量泵（型號為DPMSWAB200/1?Ⅰ）從儲水罐中引出，通過金屬管浮子流量計（型號為H250H/RR/M40/ESK/Exd）測定進液流量。實驗時，待氣流量穩定后，通入洗滌液，利用安裝在文丘里管進口和出口的壓力傳感器，測定文丘里管進出口壓差。基于上述實驗裝置，研究不同喉管長度（30、90、150 mm）、氣體流量（24、36、48、60 m3/h）、液氣比（0.02%、0.04%、0.08%、0.16%、0.32%）和不同噴嘴噴淋形式（軸流實心圓錐噴嘴，軸流空心圓錐噴嘴）對文丘里洗滌器壓降的影響規律。

文丘里管的結構尺寸參數為：

收縮段長度l 59 mm

收縮角α 25°

喉管段直徑dt 15.3 mm

喉管長度l 30、90、150 mm

擴張段長度l 309 mm

擴張角β 5°

1.2 文丘里洗滌器壓降的CFD數值模擬

1.2.1 數學模型

文丘里洗滌器內氣液兩相流動為穩態流動過程。氣相為可壓縮的連續相；液滴為不可壓縮的離散相，采用拉格朗日坐標下的離散相模型（DPM）來模擬離散相介質的受力運動過程，并跟蹤液滴的運動軌跡。

連續相的控制方程包括連續性方程、動量方程和能量方程：

▽·（ρ[u][→]）=0（1）

▽·（ρ[u][→][u][→]）=-▽p+▽·（[τ][=]）+ρ[g][→]+[F][→]（2）

▽·（[u][→]（ρE+p））=-▽·

h

J+S（3）

式中 E——總能量；

F——離散相產生的力；

g——重力加速度；

h——焓；

J——組分j的擴散通量；

p——氣體壓強；

S——離散相源項；

u——氣體速度；

ρ——氣體密度；

[τ][=]——應力張量。

因Realizable k?ε模型可以限制由于湍流強度分布不均勻產生的雷諾應力，從而提高計算結果的準確性，更好地分析混合流場中氣體的流動，因此采用Realizable k?ε湍流模型模擬氣流的湍流流動。Realizable k?ε湍流模型的湍動能k和湍動能耗散率ε的輸運方程如下：

+=μ

+

+G+G-ρε（4）

+=μ

+

+ρCSε-

Cρ+CCG（5）

C=max［0.43，］，η=S，S=（6）

其中，μ是湍流黏度，S是平均應變率張量的模，G是由于平均速度梯度而產生的湍流動能，

G是由浮力產生的湍流動能，C、C和C是常數，σ和σ分別是k和ε的湍流普朗特數。

液滴主要由連續相氣流驅動，受到重力、浮力、阻力、虛擬質量力和壓力梯度的作用，由于氣體的密度遠小于液滴的密度，氣體和液滴的加速度相似，可以忽略虛擬質量力和壓力梯度的影響。在拉格朗日坐標下，根據牛頓第二定律，液滴的運動方程如下：

=+（7）

其中，u是液滴的速度，ρ是液滴的密度，是液滴受到的曳力，τ是液滴的松弛時間，是液滴受到的重力和浮力。

1.2.2 網格劃分和無關性檢驗

在Solidworks中創建與實驗用文丘里管尺寸相同的三維模型。模型建立后，利用FluentMeshing進行網格劃分，網格類型為poly?hexcore，并對文丘里管喉部進行局部加密，提高模擬的準確性。網格劃分結果如圖2所示。

在對文丘里洗滌器的網格進行無關性驗證時，以文丘里管總壓降作為網格無關性驗證的判定參數。建立6套不同網格數的獨立網格。選擇喉管長度30 mm，氣體流量為60 m3/h工況進行網格無關性驗證。數值模擬計算的結果見表1。由表1可見，隨著網格數量的增加，文丘里管的總壓降的變化逐漸趨緩。當網格數量在73.49萬至181.06萬時，總壓降波動小，最小值和最大值相差不超過2%。綜合考慮計算精度和計算機負擔，選定網格節點數量為73.49萬的網格模型。

1.2.3 邊界條件和求解方法

文丘里洗滌器的氣體入口為質量流量入口，在液滴入口給定液相速度，出口采用壓力出口，壁面是無滑移邊界，并用標準壁面函數處理；文丘里洗滌器收縮段、喉部和擴張段壁面的DPM離散相顆粒邊界定義為壁面液膜（wall?film）。文丘里洗滌器入口處湍流長度尺度l與入口直徑D之間存在近似關系：

l=0.07D（8）

氣流湍流強度I采用以下經驗公式計算：

I=0.16Re（9）

式中 Re——以入口直徑為特征長度的雷諾數。

壓力和速度耦合求解采用SIMPLE算法，網格梯度選用基于單元體的最小二乘法，各個流動參數的空間插值均采用二階迎風格式，當殘差值小于10-6后認為結果收斂。

2 結果分析與討論

2.1 實驗研究

2.1.1 氣體流量對氣液兩相壓降的影響

圖3給出了喉管長度為90 mm、液氣比為0.08%時，不同噴嘴噴淋形式下氣體流量對文丘里洗滌器壓降的影響。從圖3可以看出，隨著氣體流量的增加，文丘里洗滌器的壓降不斷增加，且相同氣體流量和液氣比條件下采用軸流實心圓錐噴嘴比采用軸流空心圓錐噴嘴產生的壓降大。文丘里管內壓降主要由氣液兩相流與壁面間的沿程阻力損失、漸縮漸擴位置處因幾何結構尺寸引起的局部阻力損失引起，二者大小均與流體速度的平方成正比，因此隨著氣體流量增加，壓降增大。

2.1.2 液氣比對氣液兩相壓降的影響

圖4給出了氣體流量為60 m3/h時，不同喉管長度和噴嘴噴淋形式下液氣比對文丘里洗滌器壓降的影響。從圖4可以看出，小液氣比（不大于0.04%）條件下，洗滌液的噴入對文丘里管的壓降影響不大，相比單氣相條件下文丘里管的壓降略有增大；中液氣比（0.04%～0.16%）條件下，隨著液氣比的增大，壓降顯著增大；在高液氣比的條件下，壓降的增加隨液氣比的增大趨勢趨緩；除小液氣比外，其余工況下壓降均顯著大于單氣相壓降，說明加入洗滌液后，氣流的部分能量被用于液滴的加速和液滴的破碎。此外，同一喉管長度條件下，采用軸流實心噴嘴產生的壓降均大于采用軸流空心噴嘴產生的壓降，這是因為通過軸流實心噴嘴噴出的液滴速度相對較小，氣流加速液滴所需的能量較大，氣流壓降相應較大。

2.1.3 喉管長度對氣液兩相壓降的影響

圖5是氣體流量為60 m3/h時，不同噴嘴噴淋形式和液氣比條件下喉管長度對文丘里管壓降的影響。從圖5可以看出，在同一液氣比下，隨著喉管長度的增加，文丘里管壓降增加；液氣比較小（不大于0.04%）或喉管長度較短（30 mm）時，壓降變化不明顯。喉管長度越長，氣液兩相停留時間越長，相互作用越充分，液相獲得的能量越多，且流體和壁面間的沿程阻力損失越大，產生的壓降也就越大。

2.2 氣液兩相CFD數值模擬

2.2.1 模型的可靠性分析

圖6給出不同噴嘴形式和喉管長度條件下文丘里洗滌器壓降的模擬結果和實驗觀測值的對比。由圖6中的實驗結果可知，隨著液氣比的增加，文丘里管的壓降不斷增大，且采用軸流實心噴嘴產生的壓降大于采用軸流空心噴嘴產生的壓降；對比模擬結果與實驗數據，二者吻合好。即使在大液氣比下，模擬結果和實驗數據的平均偏差為4.81%，最大偏差為8.68%，平均偏差和最大偏差均在合理范圍內，因此本數值模擬具有較好的可靠性，能夠預測文丘里管內的氣液兩相流動規律。

2.2.2 文丘里管內液滴的運動速度和分布

圖7、8分別給出了喉管長度90 mm，氣體流量60 m3/h，液氣比0.08%時，不同噴嘴噴淋形式下液滴速度分布云圖和液滴濃度分布云圖。從圖7可以看出，不同噴嘴噴淋形式下液滴速度和氣流速度的變化趨勢相同，說明液滴對氣流的跟隨性好，有利于液滴與氣體充分接觸；對于軸流實心圓錐噴嘴，液滴經噴嘴噴出后呈圓形分布，對于軸流空心圓錐噴嘴，液滴經噴嘴噴出后呈圓環狀分布。從圖8可以看出，在收縮段和喉部液滴更多集中在中軸區域，管道壁面附近液滴濃度低；由喉部進入擴張段后，靠近壁面處液滴濃度增大，在壁面形成液膜，且在采用實心噴嘴工況下，擴張段壁面上的液滴濃度高于空心噴嘴。

2.2.3 文丘里管內氣液兩相壓力分布

圖9是氣體流量60 m3/h，液氣比0.08%時，不同噴嘴噴淋形式和喉管長度下文丘里管內中軸截面壓力云圖和沿中軸線壓力分布。從圖9可以看出，在文丘里管出口壓力相同時，隨著喉管長度的增加，文丘里管入口的壓力越來越大，說明文丘里管的壓降隨喉管長度增大而增大。這是因為隨著喉管長度增加，氣液兩相相互作用時間增長，液相獲得的動能更多，且氣體和壁面間的摩擦阻力造成的壓力損失也相應增大。此外，同一液氣比和喉管長度下，不同噴嘴噴淋形式下的文丘里管壓力分布也不相同，實心噴嘴噴淋條件下收縮段和喉部壓力降低的幅度更大。

圖10是喉管長度90 mm，氣體流量60 m3/h時，軸流實心噴嘴在不同液氣比下中軸截面的壓力分布云圖和沿中軸線壓力的分布圖。從圖10可以看出，在同一液氣比下，壓力在收縮段急劇下降；在喉管段壓力進一步降低，而且從圖10b可以看出，液氣比越大，喉部壓力降低速率越快，壓降越大，到達喉管出口時壓力降到最小值；經過擴張段壓力又重新回升；同時，由于洗滌液的噴入，在收縮段內壓力產生一定的波動。隨著液氣比的增加，液體流量增大，加速液滴所需要的能量也增大，致使液氣比越大，喉部壓降越大。

2.2.4 文丘里管內氣液兩相湍流強度分布

圖11是喉管長度90 mm、氣體流量60 m3/h時，軸流實心噴嘴在不同液氣比下中軸截面的湍流強度分布云圖。從圖11可以看出，在文丘里管收縮段和喉管段處的湍流強度相比擴張段要小，在擴張段內，湍流強度達到最大值；且隨著液氣比增大，擴張段內氣液兩相的湍流強度增強。這說明，隨著液氣比的增大，擴張段內氣液兩相的湍動程度增大，會引起壓降的增大，這與圖9中文丘里管擴張段壓降大相一致。

3 結論

3.1 實驗觀測和模擬結果表明，文丘里洗滌器內氣液兩相流的壓降隨氣體流量和喉管長度的增大而增大，且采用軸流實心圓錐噴嘴霧化洗滌液要比采用軸流空心圓錐噴嘴產生更多壓降；文丘里管內氣液兩相流的壓降在小液氣比時，液氣比的改變對文丘里管的壓降影響不大，在中液氣比時，隨著液氣比的增大而顯著增大，在高液氣比時，隨液氣比的增大而增大的趨勢趨緩。

3.2 通過模擬數據和實驗結果的對比，確定構建的數值模型可靠；基于文丘里管內氣液兩相模擬結果，確定不同噴嘴噴淋形式下液滴速度和氣流速度的變化趨勢相同，采用實心噴嘴工況下，擴張段壁面上的液滴濃度高于空心噴嘴；喉管長度增加導致壓降增大是因為氣液兩相相互作用時間增長，液相獲得的動能更多，且氣體和壁面間的摩擦阻力造成的壓力損失也相應增大；液氣比增大導致壓降增大是由加速液滴耗能增大以及擴張段內氣液兩相的湍流強度增大引起的。

參 考 文 獻

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（收稿日期：2023-07-01，修回日期：2024-07-13）

Study on Pressure Drop Characteristics of Gas?Liquid

Flow in Venturi Scrubbers

XU Xiao?fei1， WANG Chun?mei1， ZHANG Qian2， WU Yan2，

SUN Xiao?hui2， HU Da?peng1

（1. School of Chemical Engineering， Dalian University of Technology； 2. DWELL Company Limited）

Abstract " The experimental and CFD numerical simulation methods were combined to study pressure drop characteristics of the gas?liquid flow in a venturi scrubber. Measuring the venturi scrubber’s pressure drop rule under different throat lengths， gas flow rates， liquid?gas ratios and nozzle spray forms was performed， including establishing CFD model and verifying its reliability， investigating the distribution rule of droplet velocity and concentration， pressure and turbulent intensity in the venturi scrubber. The results indicate that， the gas?liquid pressure drop in the venturi scrubber increases approximately linearly with the increase of gas flow rate and throat length. The pressure drop of the venturi equipped with an axial solid nozzle is greater than that equipped with an axial hollow nozzle; the pressure drop increases with the rise of liquid?gas ratio， but the rate of change varies at different liquid?gas ratios. The main reason for the large pressure drop in the long throat and high air?liquid ratio is the increase of the acceleration droplet and the turbulence intensity in the expansion section of the throat.

Key words " "venturi scrubber， gas?liquid flow， pressure drop， CFD simulation， influencing factor

基金項目：中國石油天然氣集團有限公司科學研究與技術開發項目（批準號：2019E?25）資助的課題。

作者簡介：許曉飛（1981-），副教授，從事化工機械的研究。

通訊作者：胡大鵬（1963-），教授，從事化工機械的研究，hudp@dlut.edu.cn。

引用本文：許曉飛，王春美，張倩，等.文丘里洗滌器內氣液兩相流的壓降特性研究［J］.化工機械，2024，51（4）：504-512.