李少華，馬文娥，王虎

（1中國大唐集團科學技術(shù)研究院有限公司，北京 102206；2東北電力大學能源與動力工程學院，吉林 吉林132012）

煙氣循環(huán)流化床（circulating fluidized bed，CFB）[1-5]脫硫技術(shù)國際上應(yīng)用比較廣泛的一種半干法煙氣脫硫技術(shù)。煙氣經(jīng)文丘里管加速后從脫硫塔底部進入，在文丘里管附近向塔內(nèi)噴入適量的霧化水及氧化鈣粉末，在煙氣上升過程中，與煙氣中的硫發(fā)生反應(yīng)，脫除煙氣中的硫。循環(huán)流化床反應(yīng)器中，存在氣-液-固三相流動[6-13]，其中包括的物理過程很復(fù)雜，如固液粒子碰撞、氣液強烈湍流等，脫硫塔內(nèi)氣-液-固三相流動的復(fù)雜性一直制約著循環(huán)流化床的發(fā)展。氣-液-固三相流數(shù)值模擬模型主要分為以下三大類[14-17]：擬均相模型、三流體模型和流體-離散顆粒模型。本文在雙流體模型的基礎(chǔ)上建立了擬均相模型，將第三相當成雙流體中的第二相來處理，對不同噴嘴角度布置下的流場及氧化鈣顆粒的體積分數(shù)進行分析計算，并對相關(guān)結(jié)果進行了討論。

1 數(shù)學模型與數(shù)值方法

1.1 物理模型的建立和網(wǎng)格劃分

以某電廠的脫硫塔為原型，在不影響數(shù)值計算的情況下對其進行簡化，脫硫塔簡化后的尺寸如表1所示。

根據(jù)脫硫塔簡化后尺寸，利用Gambit建立了該脫硫塔物理模型如圖1所示。

利用Gambit將脫硫塔劃分為兩個區(qū)域，由于噴嘴尺寸較小，在噴嘴附近劃分一個區(qū)域，此區(qū)域使用尺寸較小的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，為了提高模擬的收斂性和計算的精度，在此區(qū)域外使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。脫硫塔網(wǎng)格劃分如圖3所示。

表1 脫硫塔尺寸示意圖

圖1 脫硫塔物理模型

圖2 噴嘴布置角度示意圖

圖3 脫硫塔網(wǎng)格劃分

1.2 數(shù)學模型

利用Fluent軟件進行數(shù)值模擬，在模擬過程中，將煙氣近似為空氣，選擇空氣的各物理參數(shù)作為煙氣的物理參數(shù)。在模擬中，將空氣及霧化水作為連續(xù)介質(zhì)，將脫硫劑固體顆粒作為非連續(xù)介質(zhì)，采用歐拉三相流模型對脫硫塔內(nèi)的流場進行模擬，并將煙氣作為主相，霧化水及固體顆粒作為第二相。其控制方程如式（1）～式（11）。

（1）質(zhì)量守恒方程

式中，ρ為密度；?為體積分數(shù)；u為失量速度。

（2）動量守恒方程

式中，p為壓力；μeff為有效黏度；g為重力加速度。各項體積分數(shù)滿足式（7）。

（3）湍流流動k-ε方程

式中，κ為湍動能；ε為耗散項。

1.3 邊界條件的確定

在模擬計算中各流體參數(shù)根據(jù)實際運行參數(shù)確定：入口邊界都設(shè)為速度入口，氣體速度為 7.788 m/s，霧化水速度為1.025 m/s，脫硫劑顆粒進入塔內(nèi)的速度為3.14 m/s；固體壁面采用無速度滑移、無質(zhì)量滲透邊界條件；出口邊界條件設(shè)置為充分發(fā)展階段。

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 不同噴嘴布置角度速度分布

如圖4所示為不同噴嘴布置角度在X=0上速度分布圖。由圖4可以看出，煙氣在整個脫硫塔內(nèi)的速度分布很不均勻，煙氣在脫硫塔底部的速度明顯大于脫硫塔內(nèi)上部煙氣速度，且受噴出的霧化水的影響，向左側(cè)偏斜。圖4(a)為噴嘴角度呈?30°布置時的速度分布圖，此時噴嘴與煙氣的來流方向逆流布置，煙氣經(jīng)文丘里管加速后進入脫硫塔內(nèi)，遇到噴出的霧化水速度先減小，然后攜帶霧化水一起向上運動。圖4(b)為噴嘴與脫硫塔徑向平行布置時的速度分布圖，煙氣從脫硫塔底部進入向上運動但在擴散段出口處遇到水平噴出的霧化水，沖刷左側(cè)壁面。圖4(c)為噴嘴角度呈30°布置時的速度分布圖，煙氣在文丘里管的上方開始向左側(cè)壁面偏斜，且在左側(cè)壁面處速度最大，對左側(cè)壁面沖刷嚴重。

圖5為不同噴嘴角度在Y=0的速度分布。從圖5可以看出，煙氣速度隨高度的增加逐漸減小，且噴嘴呈0°和30°布置時，出口處的速度仍然很大，速度分布很不均勻。噴嘴呈 0°布置時右側(cè)壁面速度明顯大于左側(cè)壁面，噴嘴呈30°布置時壁面速度大于脫硫塔中心軸線速度，這兩種布置方式影響了氣液固三相的混合。

圖6(a)～(d)為不同噴嘴布置角度時不同高度處截面上的速度分布。從圖6可以看出，噴嘴?30°布置時中心氣流速度明顯高于壁面附近氣流速度，煙氣速度從中心向壁面逐漸降低；噴嘴呈 0°和30°布置時氣流瘦噴嘴布置角度的影響發(fā)生偏斜，中心氣流速度偏低，壁面速度較高，氣流沖刷壁面現(xiàn)象嚴重。

以上模擬結(jié)果表明橫/縱向截面氣流均存在顯著的不對稱性，流場分布的不均勻?qū)⒃斐擅摿騽┰谒?nèi)停留時間的差異，同一高度橫截面上脫硫負荷不均勻，不能充分利用塔內(nèi)有效空間，達到最佳的運行效果。

2.2 不同噴嘴布置角度脫硫劑顆粒體積分數(shù)分布

圖7為X=0截面上不同噴嘴布置角度時氧化鈣顆粒體積分數(shù)分布示意圖。從圖7可以看出，左側(cè)壁面氧化鈣體積分數(shù)明顯低于右側(cè)，這是因為噴嘴噴出的高速霧化水流對左側(cè)壁面有強烈的沖擊作用，使左側(cè)高速氣流夾帶物料顆粒向上運動，向上運動的物料受自身重力作用在筒壁右側(cè)發(fā)生回落，并在右側(cè)壁面匯集，導(dǎo)致右側(cè)壁面體積分數(shù)較大而脫硫塔中心軸線處的體積分數(shù)較低，在脫硫塔底部形成一個稀相區(qū)。噴嘴呈?30°布置時此稀相區(qū)較小，氧化鈣貼壁運動相對較小，混合較均勻。

圖8為Y=0截面氧化鈣顆粒體積分數(shù)分布示意圖。如圖8所示，邊壁的顆粒濃度明顯高于中心區(qū)域的顆粒濃度。這是由于在脫硫塔底部擴散段，煙氣經(jīng)文丘里管加速后進入脫硫塔，物料顆粒被高速氣體夾帶向上運動，但是物料顆粒受到自身重力作用，到達一定高度后發(fā)生回落，由于壁面附近顆粒的逆向回流，為塔體內(nèi)表面形成了一層流動的顆粒防護層。另一方面，增加了塔內(nèi)顆粒的濃度，使物料顆粒與煙氣充分混合，有效增加了進行化學反應(yīng)的接觸表面積。

圖9為不同噴嘴布置角度時氧化鈣固體顆粒體積分數(shù)在不同高度截面處的分布示意圖。從圖9可以看出，在Z=10 m高度處，噴嘴呈?30°布置時氧化鈣顆粒在脫硫塔中心軸線附近分布最密集，噴嘴呈30°布置時，氧化鈣顆粒貼壁回流現(xiàn)象嚴重，在塔壁的體積分數(shù)大于塔體中心軸線處的體積分數(shù)，影響了氣液固三相的混合。隨著高度的增加氧化鈣顆粒的體積分數(shù)逐漸減小，且貼壁回流現(xiàn)象隨高度的增加表現(xiàn)的越來越不明顯，到達出口處氧化鈣顆粒體積分數(shù)已經(jīng)變得很低，不再表現(xiàn)出貼壁回流現(xiàn)象。

圖4 不同噴嘴角度在X=0速度分布

圖5 不同噴嘴布置角度在Y=0速度分布

3 結(jié) 論

以循環(huán)流化床脫硫塔為研究對象，改變噴嘴布置角度（?30°、0°、30°），并對 3種模型進行數(shù)值模擬，通過計算脫硫塔內(nèi)氣液固三相流場及物料顆粒體積分數(shù)的分布情況，分析塔內(nèi)部氣液固三相混合情況，得到以下結(jié)論。

（1）噴嘴布置角度為0°和30°布置時，速度分布很不均勻，速度場變化劇烈，脫硫塔內(nèi)煙氣向塔筒左側(cè)產(chǎn)生較大的偏斜，對左側(cè)壁面沖刷速度場變化劇烈，影響氣液固三相的混合；噴嘴呈 0°布置時脫硫塔內(nèi)氧化鈣顆粒體積分數(shù)較低且分布很不均勻，中心軸線處的體積分數(shù)明顯小于壁面附近氧化鈣顆粒的體積分數(shù)，表現(xiàn)出壁面回流現(xiàn)象。噴嘴呈30°布置時，脫硫塔內(nèi)在脫硫塔底部形成很大的脫硫劑的稀相區(qū)，影響脫硫塔內(nèi)化學反應(yīng)的進行。

（2）?30°布置時脫硫塔內(nèi)煙氣速度分布較均勻，可以減小對壁面的沖刷作用，能夠有效地保護脫硫塔壁面，且此時氧化鈣顆粒體積分數(shù)的分布較為均勻，貼壁回流現(xiàn)象明顯減弱，有利于氣液固三相的混合，有利于脫硫塔內(nèi)化學反應(yīng)的進行。

圖6 不同噴嘴布置角度在不同高度處截面上的速度分布

圖7 不同噴嘴布置角度在X=0脫硫劑顆粒體積分數(shù)分布

圖8 不同噴嘴布置角度在Y=0脫硫劑顆粒體積分數(shù)分布

圖9 不同噴嘴布置角度在不同高度截面處脫硫劑顆粒體積分數(shù)分布

[1]王雷，章明川，顧明言，等.多流體堿霧發(fā)生器內(nèi)氣液固三相流動的數(shù)值模擬[J].動力工程，2004，24（6）：871-874.

[2]羅和安.鼓泡塔中液體循環(huán)的擬均相模型[J].湘潭大學自然科學學報，1994，16（3）：85-93.

[3]曹玉春，吳金星，李言欽，等.基于歐拉-歐拉模型的氣固鼓泡床數(shù)值模擬研究[J].熱力發(fā)電，2008，37（11）：35-38.

[4]Jia Xiaoqiang，Wen Jianping，F(xiàn)ei Wei，et al.Local hydrodynamics modeling of a gas-liquid-solid three-phase airlift loop reactor[J].Ing.Eng.Chem.Res.，2007，46（15）：5210- 5220.

[5]胡薔.噴淋泡沫塔多相流數(shù)值模擬及優(yōu)化[D].長沙：中南大學，2011.

[6]白博峰，郭烈錦，趙亮.汽（氣）液兩相流流型在線識別的研究進展[J].力學進展，2001，31（3）：437-446.

[7]Tsutsumi A，Charinpanitkul T，Yoshida K.Prediction of solid concentration profiles in three-phase reactors by a wake shedding model[J].ChemicalEngineering Science，1992，47（13）：3411-3418.

[8]Harrison D.The riseof singlegas bubbles in fluid beds[J].Trans.Instn.Chem.Engrs.，1974，52：301-306.

[9]曹長青.氣-液-固三相流化床流動特性的實驗研究與數(shù)值模擬[D].天津：天津大學，2005.

[10]王琦.氣液固三相外循環(huán)流化床流動特性的研究[D].天津：河北工業(yè)大學，2006.

[11]羅運柏，聞建平.氣液逆流鼓泡塔中的氣含率與液速分布和數(shù)值模擬[J].化學反應(yīng)工程與工藝，1998，14（1）：106-111.

[12]唐文勇，陳清華，陳子云，等.送粉氣流對冷噴涂流場及粒子速度影響的數(shù)值模擬[J].西安交通大學學報，2012，46（7）：82-86.

[13]羅運柏，胡宗定.煙氣脫硫三相流化床反應(yīng)器的數(shù)學模擬與預(yù)測放大[J].化工學報，2002，53（2）：122-127.

[14]王小芳，金保升，鐘文琪.基于歐拉多相流模型的流化床煤氣化過程三維數(shù)值模擬[J].東南大學學報：自然科學版，2008（3）：19.

[15]Yashima M.Stochastic modeling of pressure fiuctuations in a three-phase fluidized bed[J].AIChE J.，1992，38（4）：629-634.

[16]Gera D，Gautam M，Tsuji Y，et al.Prediction of solid concentration profiles in three-phase reactors by a wake shedding model[J].Powder Technology，1998，98：38-47.

[17]李修倫，劉紹從.汽液固三相流化床沸騰傳熱的研究[J].化工學報，1993，44（2）：224-229.