洪文鵬，劉廣林，裴彩鋒，蔣能飛

（東北電力大學 能源與動力工程學院，吉林132012）

氨法煙氣脫硫工藝因其具有同時脫硫脫氮、脫 硫效率高、裝置阻力小以及可生產出高價值的副產物硫酸銨化肥等特點，在能源和化工領域中得到廣泛應用.脫硫塔是氨法脫硫系統(tǒng)的核心設備，塔內的氣液兩相流場特性直接決定著煙氣與吸收液之間傳質、傳熱及化學反應的效果［1］.傳統(tǒng)的氨法脫硫塔主要包括預洗滌塔和吸收塔.近年來，許多氨法脫硫系統(tǒng)將預洗滌塔和吸收塔合二為一，出現了氨法雙循環(huán)脫硫單塔，其特點是：①所包括的兩個循環(huán)系統(tǒng)分別對硫氨漿液進行濃縮和對SO2吸收；②在塔底實行強制氧化省去了后續(xù)氧化塔，因而降低了塔的阻力并減少了設備占地面積［2］.

影響脫硫單塔流場的主要幾何結構參數為：塔的水力半徑、塔的高度、煙氣入口角度以及出口角度等，本文僅從不同的煙氣入口角度考慮塔內的氣液流場.為避免塔底漿液池液位異常波動造成漿液進入入口煙道，煙氣入口角度在實際運行過程中不采用0°布置，即入口煙道相對于塔體應向上傾斜但傾斜角度不宜過大.筆者利用CFD 方法模擬了煙氣入口角度對脫硫塔內氣液流場的影響以獲取塔內流場的各種參數，最終獲得脫硫塔內最佳煙氣入口角度，以供實際脫硫工程參考.

1 模擬對象與方法

1.1 物理模型

本文模擬的物理模型為氨法煙氣脫硫單塔.圖1為氨法煙氣脫硫單塔及其網格示意圖.從圖1（a）可看到：煙氣依次流經入口、預洗滌噴淋層、水帽層、吸收液噴淋層、除霧層和出口.筆者模擬的范圍為底層漿液層除外的所有塔內區(qū)域，脫硫塔、噴淋管和水帽層均按實際尺寸給出其幾何模型，計算域各參數見表1.煙氣出口為水平方向，入口方向作為比較的參數，選取4個不同角度，分別為6°、9°、12°和15°.

圖1 氨法煙氣脫硫單塔及其網格示意圖Fig.1 Schematic diagram of the ammonia desulphurization tower and its grid division

表1 計算域各參數Tab.1 Parameters of each computational domain

選用結構化和非結構化網格相結合的方式，整個塔體共200萬個網格，網格示意圖見圖1（b）.

1.2 數學模型

脫硫塔內流場為氣液兩相逆流，氣液兩相在相對運動過程中存在質量、動量和能量方面的交換.由于液相的體積分數僅占氣相的2%左右，故將氣相作為連續(xù)相考慮，液相則作為離散相考慮，分別用不同的數學模型描述，并考慮了兩相之間的耦合.

氣相流動和傳熱控制方程的統(tǒng)一形式為：

式中：φ為通用變量（可為速度、湍動能和耗散率等求解變量）；Γφ為廣義擴散系數；Sφ為廣義源項.

在通用方程基礎上，氣相湍流的模擬選用標準k-ε雙方程模型加以封閉［3］.大量的模擬及其校驗結果表明：該模型可以成功應用于無旋及弱旋的二維回流流動.

離散相噴淋液的模擬選用拉格朗日顆粒軌道模型.該模型可以完整地考慮顆粒與流體間的相互作用，采用隨機軌道方法進行修正并在計算過程中跟蹤計算顆粒沿軌道的動量增加與損失，所得計算結果將用于隨后的連續(xù)相計算中.筆者在注意到連續(xù)相影響離散相的同時，也考慮到了離散相對連續(xù)相的作用.交替求解離散相與連續(xù)相的控制方程，直至兩者均收斂，即可實現兩相之間的雙向耦合計算［4］.

液滴顆粒運動方程

式中：FD（ug-up）為顆粒受煙氣的單位質量曳力；g為重力加速度，m2／s.

其中：

式中：u為速度，m／s；ρ為密度，kg／m3；μ為動力黏度，Pa·s；dp為粒徑，m；CD為與Re數有關的函數；下標p代表液滴，下標g代表煙氣.

1.3 模擬環(huán)境及條件

模擬用計算機為：“TyanPSC”T-650QX 個人超級計算機，4核XEON，20GB 內存；計算軟件采用Fluent.

模擬條件列于表2.

表2 模擬條件Tab.2 Simulation conditions

1.4 模擬方法與相關假設

連續(xù)相的數值計算采用顯式差分法，Simple算法求解k-ε雙方程模型，對離散相的求解則采用非定常二階隱式時間推進法求解DPM 模型，時間步長為0.002s，實際計算時間為2s.引入如下假設：認為入口煙道氣相來流充分發(fā)展且速度分布均勻；對于脫硫塔壁面附近的區(qū)域，采用壁面函數法修正；除霧器用多孔介質模型模擬；塔內液相霧化效果由噴嘴模型模擬，忽略噴嘴的幾何尺寸.

2 模擬結果與分析

2.1 煙氣流場分析

脫硫塔入口角度λ變化會影響塔內煙氣流場.圖2為不同煙氣入口角度下的煙氣跡線，跡線圖反映了脫硫塔的外形結構以及塔內各功能層對氣相流場的影響.

在各個入口角度下均有煙氣對沖到對面塔壁的現象.這種沖壁現象造成壁面局部溫度過高，漿液在此處容易蒸發(fā)析出固體，導致除霧層堵塞和結垢，所以應盡量減輕沖壁程度［5］.另外，靠近入口一側的壁面均有不同程度的旋渦和回流，特別是在預洗滌噴淋層靠近入口一側出現了煙氣短路現象.適度的旋渦有利于強化相間的傳質，加強SO2的吸收，但從能量損失考慮，旋渦的產生會增加壓力損失，因此在實際工程中應找出兩者結合的最佳流場.煙氣經過水帽層后，流場的均勻性得到了很大的改善，上述兩種現象大大減弱，這也證明了水帽在雙循環(huán)單塔脫硫裝置中的另外一個重要作用.

圖2 不同煙氣入口角度下的煙氣跡線Fig.2 Path lines of flue gas at different entrance angles

圖3為不同入口角度下的中心縱截面（y＝4 m）煙氣速度等值圖（所標數值單位均為m／s）.從圖3可以看出：當煙氣入口角度λ＝6°時，入口煙道的旋渦最大，靠近入口側的塔壁處煙氣短路現象最突出；當λ＝9°和λ＝12°時，入口側的旋渦程度區(qū)別不大，且有逐漸縮小的趨勢，煙氣短路現象有所改善；當λ＝15°時，入口煙道處的漩渦繼續(xù)縮小，塔內貼壁處的煙氣短路現象消失，但在塔底遠離入口的區(qū)域也出現了回流現象.由此可知：隨著煙氣入口角度的繼續(xù)增大，回流程度越強，對脫硫塔底部的漿液池擾動影響就越大.

通過對煙氣跡線圖和中心縱截面速度等值圖的分析，綜合考慮能量損失和傳質效果2個因素，煙氣入口角度為9°和12°時較適合.

2.2 速度場均勻性分析

圖4為z＝15m 處，不同入口角度下的橫截面煙氣速度等值圖.在圖4中，z＝15m 是指吸收漿液噴淋層與水帽層的中間位置，圖4中所標出的數值單位均為m／s.

圖3 不同入口角度下的中心縱截面煙氣速度等值圖Fig.3 Flue gas velocity contours on center section at different entrance angles

z＝15m 處的截面是煙氣和液滴主反應區(qū)域，具有代表性，該截面上的氣流速度分布能夠反映煙氣在橫截面上流場的均勻性和氣液混合程度的好壞.由圖4可以看出：當λ＝6°和λ＝9°時，截面中間區(qū)域的主流速度為4 m／s，與塔的設計煙氣速度2 m／s相差較大，越靠近壁面，速度降低越明顯，也越與設計速度趨于相等；當λ＝12°和λ＝15°時，截面的速度分布區(qū)別不大，最大速度為4m／s，整個截面的速度基本上分布在2～3m／s.綜合比較4種煙氣入口角度，在靠近壁面處的氣流速度梯度均很大，氣流速度集中在2m／s以下.經比較和分析得出：當λ＝6°和λ＝9°時，沿徑向的速度梯度較大，氣液兩相的混合程度差；當λ＝12°和λ＝15°時，在同一截面上的氣相速度變化不大，煙氣分布較均勻，這有利于氣液兩相的混合和脫硫塔內空間的充分利用，并為SO2的順利吸收提供了條件.

圖4 z＝15m 不同入口角度下橫截面煙氣速度等值圖Fig.4 Velocity contours on z＝15msection at different entrance angles

2.3 脫硫塔的阻力分析

脫硫塔的阻力是煙氣脫硫系統(tǒng)阻力的主要構成部分，其大小直接影響到增壓風機的選型和系統(tǒng)的運行費用，因此研究脫硫塔的阻力特性對整個脫硫系統(tǒng)的設計和運行具有重要意義.

在本文模擬中，除霧器采用多孔介質模型，需要利用實測資料進行擬合.圖5為不同煙氣入口角度下脫硫塔壓力隨高度變化的曲線.在圖5中，高度為9m 和20m 的脫硫塔截面分別為預洗滌層和吸收漿液噴淋層，12～13m 的位置為水帽層.

圖5 煙氣不同入口角度下脫硫塔壓力隨高度變化的曲線Fig.5 Curves of tower pressure varying with tower height at different entrance angles

從圖5可知：各入口角度下壓力在3個區(qū)域段均有較明顯的下降，分別出現在8.5～9.5 m、11.5～13m 和19.5～20.5 m 區(qū)域，特別在11.5～13m 區(qū)域段下降最明顯，即在這3個區(qū)域，脫硫塔內的壓力沿塔高方向的梯度最大.這3個截面從下至上依次為：預洗滌噴淋層、水帽層和吸收液噴淋層，但在3個功能層產生較大壓降的原因并不相同.在2個噴淋層周圍產生較大阻力的原因是：在噴嘴周圍液滴的速度最快，使得氣液兩相間混合速度及滑移速度增大，其結果使氣液兩相間混合動量增加，大的混合動量是兩相流中能量損失的主要因素之一；另外，在噴嘴下方，單位體積內氣液接觸增加，氣液混合密度隨之增加，導致此處的靜壓差增大，即煙氣的壓降也增加［6-7］，再加上噴淋管本身對流體的摩擦所引起的壓力損失，因此在兩個噴淋層周圍出現了較大的壓降.當煙氣通過水帽層時，由于水帽層本身結構復雜，在水帽上方形成很多小的渦流，大大增加了煙氣在此處的壓降，這種損失屬于黏性流體固有的特性，不可避免.

由圖5可得出：當煙氣入口角度為6°、9°、12°和15°時的壓降分別為607Pa、618Pa、622Pa和665 Pa.不難發(fā)現：前3 種煙氣入口角度下的壓降差別不大，而煙氣入口角在15°時的壓降最大.

2.4 液相韋伯數分析

脫硫塔內的吸收液由噴嘴噴射而出，依次通過液膜區(qū)和液滴霧化區(qū)，形成的液膜區(qū)和液滴霧化區(qū)是氣液兩相傳質的主要區(qū)域，兩個區(qū)域覆蓋范圍的大小決定了整個脫硫塔內液體吸收SO2效果的好壞［8］.液膜的破裂和液滴的形成是脫硫塔內最重要的兩個物理過程.影響液膜形成和破裂的關鍵因素有氣相黏度、液相密度、氣液兩相交界面表明張力以及氣相沖擊液面的速度，而上述參數的相互關聯性可由無量綱準則數——韋伯數體現.韋伯數在一定程度上表征了表面張力的大小，即反映了表面張力對液膜表面破裂抑制能力的強弱.韋伯數We定義為液膜所受到的氣動力（曳力）與表面張力的比值，其表達式為：

式中：ρ為液相的密度，kg／m3；σ為液相的表明張力，N；l為液膜厚度或液滴直徑，m；U為液相相對氣流的速度［9］，m／s.

一般認為，動力學的不穩(wěn)定狀態(tài)導致了液膜的破裂，即由于脫硫塔內采用的空氣輔助霧化噴嘴產生的液膜厚度較薄，液膜的傳動路徑呈波狀，在氣液兩相逆流對沖下，氣流橫向剪切液膜波峰是液膜破裂的主要原因.當氣流經過液膜表面的流速較小時，液相的動力學性能穩(wěn)定，在波峰處形成高壓區(qū)；當流速增大后，液膜表面產生Kelvin-Helmholtz波（一種短波），隨著液膜與氣流的相對速度增大，此種波的穩(wěn)定性減弱，氣流剪切液膜波峰的作用力就增大，同時由于液膜破碎而形成的冠狀波也加速了液膜的破裂和液滴的形成.由韋伯數的定義可知：韋伯數大小與氣流速度大小成正比，與表面張力大小成反比.氣流速度的增大會得到較大的韋伯數，也會使表面張力相對于曳力的作用減小，當表面張力不足以抵抗液膜波表面的脫離力時，液膜便發(fā)生破裂，即存在一個臨界韋伯數，當大于臨界韋伯數時，液膜便發(fā)生破裂.文獻［10］推薦臨界韋伯數為20.圖6為不同煙氣入口角度下主反應區(qū)韋伯數隨脫硫塔高度的分布關系.

圖6 不同煙氣入口角度下主反應區(qū)韋伯數隨塔高的分布關系Fig.6 Curves of Weber number varying with tower height in major reaction zone at different entrance angles

由圖6可以看出：在4種煙氣入口角度下的韋伯數分布走勢相似，隨著脫硫塔高度的增加，韋伯數有較大幅度的降低.但實際的噴淋是從上往下，所以沿著液相流動的方向，韋伯數是大幅度增加的，且可以分成3個區(qū)域：韋伯數0～20的區(qū)域為液膜充分發(fā)展區(qū)，基本上均為完整的液膜；韋伯數20～4 000的區(qū)域為混合區(qū)，在此區(qū)域內，液膜大量破碎，主要包括線狀液膜和較大直徑的液滴；韋伯數大于4 000的區(qū)域為霧化區(qū)，主要包含充分破碎后的液滴［11］.

圖7為單個噴嘴形成的霧化錐.圖8為煙氣入口角度12°時的脫硫塔霧化效果.從圖7可以看出：從上往下，霧化錐可以分成3個不同的區(qū)域，即液膜區(qū)、混合區(qū)和霧化區(qū)，其中混合區(qū)的液滴密度最大，液相分布得最密集.

圖7 單個噴嘴形成的霧化錐Fig.7 Spray cone produced by single nozzle

圖8 煙氣入口角為12°的脫硫塔霧化效果Fig.8 Spray pattern in desulphurization tower at an entrance angle of 12°

筆者對以下4種工況進行了比較和分析：煙氣入口角為6°和9°時，煙氣在塔高為19.4m 處進入液膜破裂區(qū)，18.3m 處進入霧化區(qū)；當煙氣入口角為12°和15°時，在塔高為18.9m處進入液膜破裂區(qū)，17.9m 處進入霧化區(qū).顯然，煙氣入口角為6°和9°時的液膜區(qū)距離比12°和15°時縮短了0.5 m 左右，但混合區(qū)的距離差別不大.由于液膜傳質能力高于液滴，例如在噴嘴壓降為0.07 MPa時，70%的傳質發(fā)生在噴嘴20cm 內的液膜中［12］，故液膜區(qū)和混合區(qū)是SO2的主吸收區(qū)域，這2個區(qū)域覆蓋范圍的大小影響著氣液流場吸收性能的好壞.從這個角度進行分析，當煙氣入口角為12°和15°時，漿液對SO2的吸收效果要好于煙氣入口角為6°和9°時.

3 結 論

（1）考慮到能量損失和氣液混合程度等因素，煙氣入口角度為9°和12°較適合.

（2）煙氣入口角為6°、9°、12°和15°時的壓降分別為607Pa、618Pa、622Pa和665Pa，前3種煙氣入口角下的壓降差別不大，而當煙氣入口角達到15°時的壓降達到最大.

（3）當煙氣入口角為12°和15°時，液膜的覆蓋范圍要大于入口角為6°和9°時；當煙氣入口角為12°和15°時，煙氣分布較均勻，有利于氣液兩相的混合和脫硫塔內空間的充分利用.經綜合分析認為，12°為最佳煙氣入口角度.

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