林瑜，陳德珍，尹麗潔

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噴淋層組合方式對大型脫硫塔內(nèi)流動和熱濕交換過程影響的數(shù)值模擬

林瑜1，陳德珍2，尹麗潔2

(1. 霍尼韋爾中國研發(fā)中心，上海，201203；2. 同濟大學熱能與環(huán)境工程研究所，上海，200092)

采用計算流體力學方法對大型脫硫塔內(nèi)的噴淋層(共4層)組合方案進行數(shù)值模擬。通過歐拉?拉格朗日方法，充分考慮氣液兩相間的動量、質(zhì)量和能量交互作用，同時把氣相湍流脈動對離散相軌跡的影響也考慮在內(nèi)，從而獲得噴淋層變化時塔內(nèi)的氣液兩相流動和熱濕交換規(guī)律，并與現(xiàn)場數(shù)據(jù)作對比。研究結(jié)果表明：僅底層噴淋時，在吸收塔入口左上方，氣相有較大的漩渦區(qū)。而僅頂層和多層噴淋時，上述流場不均勻性得以消除。噴淋層數(shù)越多氣相壓損越大；僅頂層噴淋時的氣相壓損為僅底層噴淋的2倍。吸收塔內(nèi)，噴淋層所在區(qū)段的湍動能最高；噴淋層數(shù)越多，高湍動能區(qū)域的范圍和數(shù)值均增大。多層噴淋時，在第2層噴淋位置的截面平均湍動能最高，煙氣繼續(xù)往上流動，湍動能逐漸減小。不管噴淋層組合方式如何，煙氣降溫速率和水蒸氣濃度增加速率的極大值所在位置都位于底層噴淋以下、近煙氣入口上緣處。模擬發(fā)現(xiàn)，塔內(nèi)潛熱換熱和顯熱換熱各占總換熱量的87%和13%。

濕法脫硫；噴淋層組合；氣液兩相流；熱濕交換；數(shù)值模擬

雖然煙氣脫硫裝備在電力行業(yè)已經(jīng)有較廣的覆蓋面，但在污泥焚燒熱解、鋼鐵、石化、玻璃、船舶等領(lǐng)域尚處于推廣建設(shè)階段。例如在鋼鐵行業(yè)，很多新開發(fā)的脫硫裝備投資巨大但無法正常運行，或者脫硫效果欠佳，其主要原因就在于對脫硫塔內(nèi)氣液兩相流動規(guī)律的認識不夠以及對煙氣降溫的控制效果不佳。而在污泥熱解行業(yè)，因沒有現(xiàn)成的脫硫技術(shù)，大多采用更為嚴格的焚燒煙氣凈化系統(tǒng)，故也比較浪費。因此，有必要對煙氣脫硫裝備內(nèi)部的流動、傳熱和傳質(zhì)過程進行更深入的分析，從而為設(shè)計和運行優(yōu)化提供依據(jù)。計算流體力學CFD(computational fluid dynamics)仿真是研究濕法脫硫過程的重要手段。針對脫硫塔內(nèi)氣相流場的模擬研究不考慮離散相的作用，因此，其模擬結(jié)果在實際應(yīng)用上的價值有限[1?5]。吸收塔內(nèi)多相流模擬則為認識氣液兩相的相互作用和分布規(guī)律提供了重要幫助，但相關(guān)文獻大多未涉及溫度場的模 擬[6?12]。此外，還有一些針對脫硫塔內(nèi)化學反應(yīng)的模擬研究，但基本上也都忽略了煙氣降溫過程和塔內(nèi)的溫度場變化，即不考慮溫度場對反應(yīng)的影響[13?17]；或?qū)⑺?nèi)溫度變化簡單假設(shè)為沿高度方向的一維函數(shù)，忽略其在徑向的變化[18?19]?？梢姡扔形墨I對大型脫硫塔內(nèi)的溫度變化規(guī)律和由此導致的蒸發(fā)水耗等物料消耗規(guī)律的研究還有待進一步深入。以往的文獻大多受限于計算機的運算速度，故常常對模擬的脫硫塔幾何尺寸進行縮減，或僅計算少量噴嘴以減少顆粒軌跡計算和兩相耦合迭代的計算開銷[20?21]，由此限制了研究結(jié)果在大型脫硫塔上的應(yīng)用和推廣。在實際工程中，隨著煙氣流量和脫硫負荷的變動，經(jīng)常需要對噴淋段內(nèi)不同高度的噴淋層進行組合，增加或減少某層甚至幾層噴淋量，從而獲得達標且經(jīng)濟的運行效果。另外，我國日益嚴格的排放標準使得不少電廠開始脫硫設(shè)施提效改造，一種常用做法就是雙脫硫塔串聯(lián)運行，這就給多層噴淋層的組合運行提出了新的要求并使更多組合方案的形成成為可能[22?23]。不同噴淋層開啟方案時塔內(nèi)的氣液兩相流動場、溫度場、組分場及物料消耗、水平衡等都會發(fā)生變化，因此需要進行專門的研究，以獲得噴淋層變化時塔內(nèi)流動和傳熱、傳質(zhì)的相應(yīng)規(guī)律。本文作者借助上海市超級計算機中心的硬件平臺，采用計算流體力學仿真的方法，對某大型噴淋塔內(nèi)不同噴淋層的組合方案進行研究，模擬塔內(nèi)的氣液兩相流場和上百個噴嘴的噴淋，充分考慮了氣液兩相間的耦合作用(傳動量、傳熱和傳質(zhì)過程)，并將氣相湍流脈動對顆粒運動的影響也考慮在內(nèi)，從而獲得不同噴淋層組合方式下的氣液兩相流動規(guī)律、熱濕交換規(guī)律及物料消耗的相應(yīng)規(guī)律，并與工程現(xiàn)場數(shù)據(jù)進行對比。

1 數(shù)學模型及控制方程

本文的氣液兩相流模擬采用歐拉?拉格朗日方法，即在歐拉系下處理連續(xù)相(氣相)，在拉格朗日系下處理離散相(液滴)。兩相間的耦合作用，通過在歐拉氣相場中的源項加以考慮。為了封閉Reynolds時均方程組中的二階關(guān)聯(lián)項，本文采用標準?模型。離散相顆粒的軌道通過積分拉氏坐標系下的顆粒作用力微分方程進行求解。本文還考慮了氣相湍流擴散對顆粒相的分布和軌跡的影響，通過顆粒隨機軌道模型進行計算，即采用隨機行走模型(discrete random walk model)來考慮湍流脈動對顆粒相的作用。為了更全面地模擬氣液兩相間的傳遞過程，本文考慮了能量方程。由于氣液間的傳熱伴隨著蒸發(fā)乃至沸騰，因此，還要加入液滴氣相的組分輸運方程。因此，當計算離散相的液滴顆粒軌道時，將同時跟蹤計算顆粒沿軌道的熱量、質(zhì)量、動量的損益，這些物理量將用于隨后的連續(xù)相(氣相)的計算中去。交替求解離散相與連續(xù)相的控制方程，直到二者均收斂為止，此即雙向耦合計算。通過積分流場中顆粒的運動、能量以及組分方程，得到顆粒的速度、軌跡、溫度和組分分布。

以下略去氣相控制方程，僅列出離散相方程和氣液兩相耦合的有關(guān)方程。

1.1 離散相方程

對拉氏坐標系下的顆粒作用力微分方程進行積分即可獲得離散相顆粒的軌道。本文的模擬忽略熱泳力、Basset力、虛擬質(zhì)量力、布朗運動力、Magnus力，壓力梯度力和Saffman 提升力等次要作用力，故顆粒的作用力平衡方程在笛卡兒坐標系下的形式為

1.2 氣液兩相間的耦合

1.2.1 動量交換

當顆粒穿過模型的控制單元時，通過計算顆粒的動量變化以求解連續(xù)相傳遞給離散相的動量。顆粒的動量變化值為

其中：1，2和3為常數(shù)，具體取值見表1。上述曳力系數(shù)模型適用于球形顆粒和很寬的雷諾數(shù)范圍。

表1 曳力系數(shù)CD中常數(shù)項a1，a2和a3的取值

1.2.2 質(zhì)量交換

質(zhì)量交換的源項為

其中：p,0為顆粒的初始質(zhì)量，kg；p為顆粒的質(zhì)量變化量，kg。

1.2.3 熱量交換

1) 氣液間傳熱不伴隨液滴相變。濕法脫硫凈化前后的煙氣溫度均遠低于爐膛溫度，故無需考慮輻射換熱。當氣液間傳熱不伴隨液滴相變時，用如下的熱平衡方程來關(guān)聯(lián)顆粒溫度p與顆粒表面的對流換熱：

其中：p為液滴顆粒的質(zhì)量，kg；p為液滴顆粒的比熱容，J/(kg?K)；p為液滴顆粒的表面積，m2；local為氣相當?shù)販囟龋琄；p為液滴顆粒溫度，K；為對流換熱系數(shù)，W/(m2?K)。

2) 液滴蒸發(fā)。液滴的蒸發(fā)量由梯度擴散確定，即由蒸汽向氣相中的擴散流率取決于液滴與氣流之間的蒸汽濃度梯度：

其中：w為水蒸氣的摩爾流率，kg?mol?m2/s；w為液滴表面水蒸氣向氣相主體的傳質(zhì)系數(shù)，m/s；w,s為液滴表面的水蒸氣濃度，kg?mol/m3；w,local為氣相當?shù)氐乃魵鉂舛龋琸g?mol/m3。

液滴表面的蒸汽分壓假定等于液滴溫度p所對應(yīng)的飽和壓力w,sat，則液滴表面的蒸汽濃度為

其中：為通用氣體常數(shù)，即8.314 J/(mol?K)。

氣流中的蒸汽濃度由水蒸氣的組分輸運方程求解得到：

式中：w為水蒸氣的當?shù)啬柗謹?shù)；為當?shù)亟^對壓力，Pa。

式(6)中的傳質(zhì)系數(shù)由Sherwood關(guān)聯(lián)式得到：

就此，液滴溫度可由如下熱平衡關(guān)聯(lián)式得到。

3) 液滴沸騰。當液滴溫度達到沸點時，沸騰速率方程如下：

其中：c,local為氣相當?shù)氐谋榷▔簾崛?，J/(kg?K)；local為氣相當?shù)氐膶嵯禂?shù)，W/(m?K)。

2 模擬對象及模型簡化

本文以某實際運行的大型噴淋塔為模擬研究對象。該噴淋塔的設(shè)計工況煙氣量120萬m3/h，原煙氣入口溫度130℃，原煙氣濕度7%(水蒸氣體積濃度)。各噴淋層的結(jié)構(gòu)和噴嘴布置見圖1。共4層噴淋(最上層頂部噴淋的布置方式與最下層底部噴淋方式一樣)，從下到上各層噴淋主管與軸正向夾角分別為62.0°，79.8°，100.4°和62.0°。每層有41個實心錐噴嘴，各噴淋層上的噴嘴基本均布，且相鄰噴嘴間距為1.1~1.6 m。單噴嘴流量為56.6 t/h，噴射角度為90°，噴淋漿液溫度為50℃，密度為1 140 kg/m3。噴射液滴顆粒服從Rosin-Rammler分布，液滴顆粒的平均直徑為1.7 mm，表征液滴粒徑分布均勻性的分布參數(shù)(spread parameter，又稱均勻性系數(shù))=3.5。

(a) 第1層；(b) 第2層；(c) 第3層

吸收塔的模擬范圍從漿液池的頂部開始，直至除霧器的入口為止，目的是充分模擬吸收塔內(nèi)噴淋段的氣液兩相流動和傳熱過程。吸收塔入口截面長×寬為8.0 m×4.5 m，垂直高度為1.5~6.0 m。吸收塔直徑為11 m，模擬段總高度15.5 m，如圖2所示；煙氣入口位于第1層噴淋下方，煙氣出口在模擬區(qū)域的頂端，各噴淋層的位置也標示其中。邊界條件：入口條件為速度入口，出口條件為壓力出口。采用Launder和Spaleding提出的標準壁面函數(shù)法對壁面進行處理。模擬過程中不考慮漿液管路和噴嘴本體對流動的影響。迭代計算過程采用ANSYS Fluent 12.0計算平臺實現(xiàn)。由于采用隨機顆粒軌道模型，整個計算過程中，離散相迭代更新一次最多需跟蹤656 000條顆粒軌跡線 (4層噴淋的工況)。本文的研究主要針對不同的噴淋層組合方式，具體討論5種運行工況，分別為：第1層(底層)噴淋、第4層(頂層)噴淋、第1層+第2層噴淋、第1層+第2層+第3層噴淋及全部4層噴淋。

單位：mm

本文中的計算均采用170萬網(wǎng)格(中等數(shù)量網(wǎng)格)，采用六面體網(wǎng)格。之所以選取170萬網(wǎng)格，是經(jīng)過若干輪次的網(wǎng)格無關(guān)性試驗后的結(jié)果。表2所示為采用較粗網(wǎng)格(90萬)、中等數(shù)量網(wǎng)格(170萬)和精細網(wǎng)格(300萬)的計算結(jié)果和現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)(4層噴淋時，工況同上)的對比?？梢姡捍志W(wǎng)格計算得到的吸收塔凈煙氣出口溫度和水蒸氣質(zhì)量分數(shù)的數(shù)值和現(xiàn)場實測值偏差較大，而精細網(wǎng)格的計算結(jié)果則和170萬中等數(shù)量網(wǎng)格的計算結(jié)果非常接近，滿足工程計算的要求。因此采用170萬的網(wǎng)格數(shù)量，從而在符合精度要求的同時計算開銷也較小。表2所示為對數(shù)值模擬結(jié)果合理性的一個驗證，說明計算結(jié)果和現(xiàn)場實測值較吻合。

表2 劃分不同數(shù)量網(wǎng)格的計算結(jié)果與現(xiàn)場實測值的對比

根據(jù)工程實際情況，本文的計算模型對脫硫塔內(nèi)的煙氣?漿液兩相流動進行如下簡化和假設(shè)：

1) 忽略氣液兩相與塔壁面間的傳熱。

2) 考慮到化學反應(yīng)熱遠小于蒸發(fā)熱和對流換熱量，且化學反應(yīng)熱隨原煙氣中初始SO2質(zhì)量濃度的變化而變化，故為便于討論，忽略塔內(nèi)化學反應(yīng)熱。

3) 將煙氣視作不可壓縮牛頓流體，液滴作為剛性球體考慮。

4) 計算中不考慮液滴顆粒之間的碰撞、破碎及聚并效應(yīng)。不考慮因為液滴蒸發(fā)、變形和傳質(zhì)過程導致的煙氣流速和曳力系數(shù)的變化。

5) 假定液滴碰壁后便中止離散相對連續(xù)相的源項的計算。

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

圖3所示為采用實心錐噴嘴的噴淋塔內(nèi)1~4層漿液噴淋的軌跡圖。由圖3可見：每層41個噴嘴在水平截面上基本均布，構(gòu)成了很好的截面覆蓋率，可有效防止煙氣在塔內(nèi)的“短路”。噴嘴的液滴軌跡用液滴的停留時間進行表征，很明顯，第4層(最高層)噴淋的液滴在塔內(nèi)的停留時間最長，因此，第4層噴淋的最下部軌跡顏色呈黃綠色，液滴停留時間已超過2 s、甚至接近2.5 s。從圖3還可看出：實心錐噴嘴的錐形噴射形態(tài)，沿噴射方向，離散相(液滴)霧化并逐漸擴散的過程。

圖4所示為不同噴淋層組合下，噴淋段垂直中心截面上的氣相流線圖。由圖4可見：第1層(底層)噴淋時，在吸收塔入口上方左側(cè)直至吸收塔出口都存在較大范圍的漩渦和回流區(qū)，這樣的漩渦不僅造成能量損失，而且是氣流分布不均的表現(xiàn)，從而致使各層截面上的不均勻性并進而影響煙氣凈化效果。而僅頂層(第4層)噴淋時，上述大范圍的漩渦就基本上消除了(僅殘留煙氣入口上方左側(cè)1個很小的漩渦區(qū))?？梢妰H頂層噴淋時，頂部噴淋下來的漿液對煙氣的整流效果大大好于僅底層噴淋的效果。這主要是由于頂層噴淋時，氣液接觸時間是僅底層噴淋的至少1倍以上，從而使得液相對氣流的矯正作用發(fā)揮得更徹底。另外，從第1層+第2層、第1層+第2層+第3層及全部4層噴淋這3種情況來看，整流效果更好，原來頂層噴淋時煙氣入口上方的小漩渦區(qū)也完全消失；尤其是后2種工況時，吸收塔上部煙氣流線較單層噴淋時更趨平直，顯示出優(yōu)越的整流效果。

(a) 第1層；(b) 第2層；(c) 第3層；(d) 第4層

(a) 第1層；(b) 第4層；(c) 第1層+第2層；(d) 第1層+第2層+第3層；(e) 第1層+第2層+第3層+第4層

圖5所示為不同噴淋層方案時，沿高度方向塔內(nèi)各水平面的截面平均壓力。本文所述水平截面均指塔內(nèi)水平圓截面，相鄰截面之間垂直高度間隔為0.3 m。下文所指的水平截面上的平均壓力、平均湍動能、平均溫度和平均水蒸氣體積濃度的梯度等參數(shù)的計算均采用面積加權(quán)平均。圖5中還將4層噴淋的位置用豎直線標出，以便分析。從圖5可以看出：由于氣液接觸時間更長，因此僅頂層(第4層)噴淋時的氣相壓損幾乎為僅底層(第1層)噴淋時的兩倍。而隨著噴淋層數(shù)增多，氣相壓力損失也逐漸增高，壓損全部發(fā)生在開啟的噴淋層以下高度。在最高一層噴淋后，氣體沿塔高方向繼續(xù)向上運動的壓力損失就很小。

圖6所示為不同液氣比下、4層實心錐噴嘴噴淋時的噴淋層氣相阻損，即煙氣入口和煙氣出口的截面壓力平均值之差。橫坐標液氣比的定義為噴嘴總的噴淋流量與標濕態(tài)煙氣體積流量的比值。本文在噴嘴不變的前提下、通過加大噴嘴的流量，分別模擬液氣比為11.4，14.6和18.8 L/m3這3個工況，并擬合曲線。實際工況中對應(yīng)的煙氣量基本穩(wěn)定，在變工況時進行測試，最后得到液氣比12和16 L/m3這2個壓損實測值。實際工程中，要測出大型脫硫塔噴淋狀態(tài)時的全尺度氣相流場分布是不現(xiàn)實的，而圖6中通過數(shù)值模擬得到的氣相壓降擬合值和現(xiàn)場實測值基本吻合，從側(cè)面為氣液兩相流動模擬的結(jié)果提供了驗證。

1—第1層；2—第4層；3—第1層+第2層；4—第1層+第2層+第3層；5—第1層+第2層+第3層+第4層。

圖6 不同液氣比下，4層實心錐噴淋時的噴淋層阻損

圖7所示為不同噴淋層組合下，噴淋段垂直中心截面的湍動能云圖。僅底層(第1層)噴淋和僅頂層(第4層)噴淋時，高湍動能區(qū)的范圍都比較小，基本上都位于所在噴嘴層的附近。而在第1層+第2層、第1層+第2層+第3層及全部4層噴淋這3種情況下，隨著噴淋層的不斷增多，噴淋量和單位體積內(nèi)的液相占比都會增大，因此，高湍動能的范圍明顯增大，低湍動能的范圍明顯減小。4層噴淋層時的高湍動能范圍覆蓋了整個4層噴淋區(qū)。湍動能范圍的擴大，也表明液相動量向氣相傳遞，說明整流效果、氣液間動量傳遞效果的深層次增強。圖8所示為不同噴淋層方案時、沿高度方向塔內(nèi)各水平面的截面平均湍動能。可見，無論哪種噴淋層方案，在整個塔高范圍內(nèi)，噴淋層高度范圍的湍動能都處于明顯的峰值區(qū)域。隨著噴淋層數(shù)的增多，不僅高湍動能區(qū)域的范圍增大，而且噴淋區(qū)的湍動能本身也明顯變大。另外，僅頂層時噴淋區(qū)的湍動能也比僅底層時的更大，這是因為僅頂層噴淋時氣液接觸時間相對更長、效果更充分，到達頂層噴淋高度時的氣相湍動能也因此更大。

值得注意的是：圖8中，第1層+第2層+第3層共3層噴淋時，在第3層位置的截面平均湍動能比其下的第2層略有降低；而全部4層噴淋時，第3層噴淋位置的截面平均湍動能亦比第2層的低，第4層比第3層的更低。究其原因，就在于第1層和第2層以下煙氣經(jīng)歷了大噴淋漿液的強制“整流”作用，在第1層和第2層區(qū)域以下氣相速度大小和方向發(fā)生劇烈改變(見圖4(d) 和4(e)中第2層噴淋下方氣相流線彎曲的情況)，因此，氣液兩相劇烈接觸導致湍動能在第2層位置達到最高。隨著氣體繼續(xù)上升，煙氣整流基本完成(見圖4)，氣相流動更順暢，且越往上，氣相接觸的噴淋量也逐漸成倍減少，所以第3層和第4層的截面平均湍動能比其下第2層的低，且越往上，湍動能越小。

(a) 第1層；(b) 第4層；(c) 第1層+第2層；(d) 第1層+第2層+第3層；(e) 第1層+第2層+第3層+第4層

1—第1層；2—第4層；3—第1層+第2層；4—第1層+第2層+第3層；5—第1層+第2層+第3層+第4層。

圖9(a)所示為4層噴淋時塔內(nèi)氣相溫度分布。由圖9(a)可見：高溫煙氣沖入吸收塔后，在漿液大噴淋的作用下，被快速冷卻到接近飽和溫度(52℃)。吸收塔中大部分區(qū)域都處于冷卻后的溫度(冷卻終溫)，只有靠近吸收塔入口處的區(qū)域有明顯的溫度梯度?；驹诘?層噴淋以下就完成了煙氣冷卻過程。在計算過程中，對溫度梯度變化明顯的地方采取了網(wǎng)格加密。圖9(b)所示為4層噴淋時塔內(nèi)水蒸氣質(zhì)量分數(shù)分布圖。將其與圖9(a)對比可發(fā)現(xiàn)：溫度場分布和水蒸氣質(zhì)量分數(shù)場分布非常相似。即噴淋液蒸發(fā)冷卻的過程與煙氣的降溫增濕過程完全對應(yīng)，水滴的蒸發(fā)相變最終使煙氣中的水蒸氣質(zhì)量分數(shù)達到接近飽和，凈煙氣溫度與大噴淋漿液的溫度基本一致。

圖10(a)所示為不同噴淋層方案時，沿吸收塔高度方向上的水平截面氣相平均溫度的梯度變化，即相鄰兩截面的平均溫度差?？v坐標為負值，因為沿塔高方向溫度不斷降低。從圖10(a)可以看出：無論哪種噴淋層組合方式，煙氣降溫速率最快的位置都在6.0~6.5 m高度處，即底層噴淋以下靠近煙氣入口上緣。圖10(b)所示為不同噴淋層方案時，沿吸收塔高度方向上的水平截面水蒸氣體積分數(shù)的梯度變化，即相鄰兩截面的平均水蒸氣體積分數(shù)差值。從圖10(b)可以看出：無論哪種噴淋層組合方式，水蒸氣體積分數(shù)增加速率最快的位置都在6.0~6.5 m高度處，即底層噴淋以下靠近煙氣入口上緣。圖10(a)和(b)所示曲線非常相似，可見吸收塔內(nèi)煙溫降低的過程和水蒸氣增濕過程緊密關(guān)聯(lián)。從圖10還可知：單層噴淋時的煙氣溫度和水蒸氣濃度沿塔高方向的變化率極值最大(尤其是僅頂層噴淋時)，而多層噴淋時變化率極值反而較小。這是因為多層噴淋時噴淋量加大，煙氣完成降溫(和增濕)的速度加快，沿塔高方向的截面最大、最小煙溫(水蒸氣體積分數(shù))的差值也縮小，因此，溫度(水蒸氣體積分數(shù))的變化率極值也減小。

(a) 水平截面溫度；(b) 水平截面水蒸氣濃度

(a) 水平截面上氣相平均溫度的梯度變化；(b) 水平截面平均水蒸氣體積分數(shù)的梯度變化

模擬過程中通過跟蹤各條液滴軌跡的溫度和顆粒直徑，從而可計算出液滴在到達計算邊界前的溫度變化和蒸發(fā)量。表3所示為模擬計算4層噴淋時，各噴淋層的潛熱換熱量和顯熱換熱量的比例。此處的比率即各層噴淋液的潛熱、顯熱換熱量占塔內(nèi)總換熱量的比例，因此，各層噴淋的潛、顯熱換熱比率的總和為100%。從表3可見：吸收塔內(nèi)換熱以水滴蒸發(fā)的潛熱換熱為主，約占總換熱量的87%。但噴淋液的升溫所導致的顯熱換熱亦不可忽視，約占總換熱量的13%。以往濕法脫硫裝備設(shè)計時，通常認為塔內(nèi)煙氣降溫遵循等焓增濕的氣體處理過程，從而忽略了顯熱換熱在熱濕交換過程中的作用，由此在濕法脫硫的水平衡設(shè)計中，極易高估系統(tǒng)總水耗，進而導致塔內(nèi)補水和整體水平衡設(shè)計錯誤，為系統(tǒng)調(diào)試尤其是現(xiàn)場水系統(tǒng)平衡調(diào)試帶來極大困難。本文作者曾參與設(shè)計的幾套大型脫硫工程，均為4層噴淋，液氣比與本文模擬工況的邊界條件類似。工程現(xiàn)場的長期運行結(jié)果表明：實際的蒸發(fā)水耗往往低于理論等焓增濕過程的增濕量(為理論等焓過程增濕量的85%~90%)，二者的差值因液相顯熱換熱導致蒸發(fā)量減少?？梢娔M得到的87%的潛熱換熱量和現(xiàn)場實際85%~90%的潛熱換熱量能較好地吻合，由此證明了顯熱換熱量在熱濕交換中的作用和模擬結(jié)果的正確性。在實際工程中，塔內(nèi)噴淋段顯熱換熱導致的液相升溫會被如下因素抵消：

1) 吸收塔和循環(huán)漿液管路的散熱。尤其在淮河以南地區(qū)，吸收塔和循環(huán)漿液管路無需保溫，因此，更有利于漿液的降溫；2) 吸收塔內(nèi)沖洗、除霧器沖洗、漿液池液位維持所需的新水補充、新鮮石灰石漿液的補充及氧化空氣冷卻水等低溫新水的補充。上述多路低于漿液溫度的新水補充到漿液池，在很大程度上抵消了氣液換熱后漿液的升溫，使得熱濕交換過程中的漿液溫度總體保持平穩(wěn)。從表3還可見：底層噴淋時由水滴蒸發(fā)導致的潛熱換熱量最大，約占塔內(nèi)總換熱量的1/4；隨著噴淋層高度上升，潛熱換熱量的比例逐漸降低；而各層噴淋的顯熱換熱量基本接近。

表3 4層噴淋時，各噴淋層的潛熱換熱量和顯熱換熱量的比例

4 結(jié)論

1) 僅底層噴淋時，在吸收塔入口上方左側(cè)直至吸收塔出口，氣相都存在較大范圍的漩渦和回流區(qū)。而僅頂層噴淋和多層噴淋時，上述氣相流場的不均勻性被消除。

2) 隨著噴淋層數(shù)增多，氣相壓力損失增大，壓損全部發(fā)生在開啟的噴淋層以下高度。僅頂層噴淋時的氣相壓損幾乎為僅底層噴淋時的2倍。

3) 隨著噴淋層數(shù)增多，不僅高湍動能區(qū)域的范圍增大，而且噴淋區(qū)的湍動能本身也明顯變大。另外，僅頂層時噴淋區(qū)的湍動能也比僅底層時的更大。開啟第3層和第4層噴淋時，在第2層噴淋位置的截面平均湍動能最大，第3層和第4層位置的截面平均湍動能逐次減小。

4) 無論在哪種噴淋層組合方式下，煙氣降溫速率最快的位置和水蒸氣體積濃度增加速率最快的位置幾乎重合，都位于底層噴淋以下靠近煙氣入口上緣處。并且相對多層噴淋而言，單層噴淋時的煙氣溫度和水蒸氣濃度沿塔高方向的變化率極值最大(尤其是僅頂層噴淋時)。

5) 4層噴淋時，吸收塔內(nèi)換熱以水滴蒸發(fā)的潛熱換熱為主，約占總換熱量的87%。而噴淋液的升溫所導致的顯熱換熱亦不可忽視，占總換熱量的13%(實際工程中占10%~15%)。若忽略顯熱換熱在熱濕交換過程中的作用，則極易高估系統(tǒng)總水耗，進而導致塔內(nèi)補水和整體水平衡設(shè)計錯誤。隨著噴淋層高度上升，潛熱換熱量的比例逐漸降低，而各層噴淋的顯熱換熱量基本接近。

致謝：本文部分工作在上海超級計算中心的“蜂鳥”計算平臺上完成，感謝上海超算中心提供硬件和軟件技術(shù)支持。

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(編輯 楊幼平)

Numerical simulation of impact of spraying layers scheme on gas-liquid two phases flow, heat and mass transfer in large scale desulphurization absorption tower

LIN Yu1, CHEN Dezhen2, YIN Lijie2

(1. Honeywell R&D Center, Shanghai 201203, China;2. Institute of Thermal and Environmental Engineering, Tongji University，Shanghai 200092，China)

The impact of different spraying layers scheme on gas-liquid two phases flow, heat and mass transfer in the large scale desulphurization tower with four spraying layers was investigated by numerical simulation. The Euler-Lagrange approach was adopted for the numerical calculation and the inter-exchange of momentum, mass and energy between the two phases was fully considered; the effect of instantaneous turbulent velocity fluctuations on the particle trajectories was also taken into account. Dependability of the simulation was validated via actual on-site data. The results show that large vortex region on the upper left of the tower inlet occurs when only the bottom spraying layer opens. But when only the top spraying layer or multiple layers operate, the gas-liquid contact is much greater and the above-mentioned non-uniformity in the flue gas distribution will not appear. The more spraying layers operate, the higher the pressure loss in the tower is. When only the top spraying layer operates, the pressure loss in the spraying zone is twice as much as that when only the bottom spraying layer is employed. In the absorption tower, the highest turbulence kinetic energy region is located in the spraying zone. With more spraying layers are put into operation, the region of high turbulence kinetic energy is enlarged and its value increases also. When multiple layers operate, area-weighted mean turbulence kinetic energy on the 2nd spraying layer reaches to maximum in the whole spaying zone, while the value on the top spraying layer is even lower than that on the 3rd layer. With regard to the heat and mass transfer in the desulphurization tower, no matter what kind of spraying layer scheme is adopted, the location corresponding to the biggest flue gas quenching rate and the location corresponding to the biggest water vapor generating rate are found coincident, which are located just above the upper plane of the flue gas inlet and beneath the bottom spraying layer. The simulation result also shows that the latent heat transferred through droplet evaporation and the sensible heat transferred via droplet heating up account for 87% and 13% of the total heat transfer capacity in the spraying tower respectively, which is in good agreement with the actual on-site water consumption data.

wet flue gas desulfurization; spraying layers scheme; gas-liquid two phases flow; heat and mass transfer; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.10.003

TK16

A

1672?7207(2017)10?2572?11

2016?10?14；

修回日期：2017?01?05

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃(863 計劃)項目(2012AA063504)(Project(2012AA063504) supported by National High Technology Research and Development Program (863 Program) of China)

林瑜，博士，高級工程師，從事燃燒及燃燒污染物控制技術(shù)，熱力設(shè)備及熱工過程仿真優(yōu)化研究；E-mail：jfxn@163.com