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(1.南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院， 江蘇 南京 211816；2.江蘇省特種設(shè)備安全監(jiān)督檢驗(yàn)研究院 國家化工設(shè)備質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)中心， 江蘇 蘇州 215600)

在煙氣脫硫過程中，考慮吸收塔的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，多選用側(cè)進(jìn)式攪拌器。側(cè)進(jìn)式攪拌器的作用是促進(jìn)固相顆粒的懸浮和氧化空氣的分散，其決定著吸收塔的脫硫效率。吸收塔整體尺寸比較大，結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，實(shí)驗(yàn)研究比較困難，而數(shù)值模擬方法則體現(xiàn)出了其優(yōu)越性。

近年來，許多學(xué)者采用計(jì)算流體動力學(xué)(CFD)方法對側(cè)進(jìn)式攪拌槽內(nèi)流場分布進(jìn)行了研究。Gomez等[1]對低雷諾數(shù)Re下側(cè)進(jìn)式攪拌槽內(nèi)流場進(jìn)行了數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究，模擬的速度矢量圖與粒子圖像測速(PIV)實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果非常吻合，不同雷諾數(shù)下功率準(zhǔn)數(shù)模擬數(shù)據(jù)和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較為一致。Saeed等[2]對側(cè)進(jìn)式攪拌槽內(nèi)兩相流場的固液懸浮性能進(jìn)行了數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究。陳佳等[3]對大型側(cè)進(jìn)式攪拌釜內(nèi)單槳工況下攪拌槳垂直和水平偏角不同對流場的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了多槳與單槳工況下攪拌總功耗的關(guān)系。崔娜等[4]采用數(shù)值模擬方法，分析了煙氣脫硫吸收塔底部漿液池內(nèi)攪拌器徑向角和法向角不同對單相攪拌時(shí)的流場及兩相攪拌時(shí)固體顆粒懸浮狀態(tài)的影響。張林進(jìn)等[5]采用數(shù)值模擬方法，研究了煙氣脫硫吸收塔底部漿液池內(nèi)不同攪拌轉(zhuǎn)速和攪拌槳安裝角度對流場的影響。劉冠一[6]對側(cè)入式攪拌反應(yīng)器中水平偏角及攪拌槳轉(zhuǎn)速對攪拌槽流場及固體顆粒懸浮性能的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬。梁敬福等[7]采用數(shù)值模擬方法，對大型沼氣厭氧池側(cè)進(jìn)推進(jìn)式攪拌中不同參數(shù)對攪拌功率和流場的影響進(jìn)行研究，認(rèn)為存在一定的水平夾角有利于降低攪拌功率，垂直夾角和離底高度對攪拌功率的影響較小，水平夾角為30°時(shí)有效區(qū)百分比最大，攪拌流場效果最好。方鍵等[8-9]采用數(shù)值模擬方法，對側(cè)入式攪拌槽內(nèi)的槳葉安放傾角以及攪拌槳型對混合性能的影響進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)改變槳葉的傾角可以顯著提升攪拌槽內(nèi)的混合效率，同時(shí)還研究了不同雷諾數(shù)下攪拌器的功率準(zhǔn)數(shù)。陳功國等[10]用CFD方法對側(cè)進(jìn)式攪拌槽內(nèi)轉(zhuǎn)速、葉片個(gè)數(shù)、槳葉直徑以及葉片傾角對流場和功率消耗的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬。

對于具有較大高徑比(高徑比大于1.5)的攪拌漿液池，因單層側(cè)進(jìn)式攪拌器無法同時(shí)滿足氧化空氣均勻分布和防止?jié){液沉積的要求，故選用雙層側(cè)進(jìn)式攪拌器，以確保氧化空氣分布最優(yōu)和防止?jié){液沉積?，F(xiàn)有文獻(xiàn)鮮有這方面的報(bào)道。文中采用CFD方法，對某企業(yè)煙氣脫硫吸收塔中安裝的一種雙層多個(gè)側(cè)進(jìn)式攪拌器、高徑比為1.65的攪拌槽內(nèi)流場進(jìn)行模擬，研究了單個(gè)側(cè)進(jìn)式攪拌器的功率消耗，分析了不同層間距、離底高度及安裝偏角對攪拌槽內(nèi)流場分布的影響，研究結(jié)果可為該類攪拌槽的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考。

1 雙層側(cè)進(jìn)式攪拌槽模型及計(jì)算方法

1.1 煙氣脫硫吸收塔模型

煙氣脫硫吸收塔尺寸較大并且結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，漿液池底部同時(shí)存在氣液混合體系和固液懸浮體系(圖1)。為了便于研究側(cè)進(jìn)式攪拌槽內(nèi)部流場分布，將模型縮小并進(jìn)行簡化處理，得到的側(cè)進(jìn)式攪拌槽結(jié)構(gòu)及尺寸見圖2[11]。

圖1 煙氣脫硫吸收塔結(jié)構(gòu)圖

圖2 側(cè)進(jìn)式攪拌槽簡化結(jié)構(gòu)及尺寸

攪拌槽為平底圓柱體，直徑D′=0.725 m，液位高度H=1.2 m。在槽體側(cè)面裝有2層側(cè)進(jìn)式攪拌器，下層側(cè)進(jìn)式攪拌器安裝離底高度為C1，2層攪拌器安裝的距離為C2，每層均布安裝3個(gè)側(cè)進(jìn)式攪拌器，水平偏角為θ，豎直偏角為φ，攪拌軸轉(zhuǎn)速N=300 r/min。選用45°開啟渦輪槳(PBTD45)，槳葉直徑D與伸入長度l均取0.1 m。工作介質(zhì)為水，密度ρ=998.2 kg/m3。

1.2 網(wǎng)格劃分

側(cè)進(jìn)式攪拌槽模型較大且具有對稱性，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間和計(jì)算機(jī)資源，采取1/3模型進(jìn)行建模和計(jì)算。網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，并對攪拌軸、葉片等區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。側(cè)進(jìn)式攪拌槽模型網(wǎng)格結(jié)構(gòu)見圖3。

圖3 側(cè)進(jìn)式攪拌槽模型網(wǎng)格劃分

為確定網(wǎng)格細(xì)化程度，劃分出267 750、597 964和863 733這3種網(wǎng)格數(shù)目，分別標(biāo)記為較粗、中等和較密?？疾?種網(wǎng)格數(shù)下沿?cái)嚢璨踷軸不同高度的流體速度分布，見圖4。

圖4 網(wǎng)格數(shù)目對攪拌槽z軸流體速度的影響

由圖4可知，中等和較密的網(wǎng)格數(shù)目對流體速度的影響很小，不同高度處的速度大小已經(jīng)很接近，主要特征點(diǎn)速度的最大誤差在4.8%以內(nèi)，再加密網(wǎng)格數(shù)目對模擬結(jié)果影響很小。而較粗網(wǎng)格計(jì)算出來的流體速度大小與其他2種網(wǎng)格數(shù)計(jì)算結(jié)果相差較大。綜合考慮模擬的準(zhǔn)確性和計(jì)算機(jī)運(yùn)算能力，最終確定模型的網(wǎng)格數(shù)目在60萬左右。

1.3 計(jì)算方法

采用CFD軟件對攪拌槽中的流場進(jìn)行模擬計(jì)算，使用多重參考(MRF)[12]處理運(yùn)動的槳葉和靜止的槽壁之間的相互作用，對壁面區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[13]，重力加速度為9.81 m/s2，壓力-速度耦合采用simple算法，收斂殘差精度設(shè)為1×10-4，槳葉、攪拌軸的扭矩趨于恒定時(shí)判定為收斂。

2 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對側(cè)進(jìn)式攪拌槽流場影響

2.1 安裝偏角

為了增大攪動的范圍，側(cè)進(jìn)式攪拌器伸入攪拌槽內(nèi)時(shí)往往會在水平和豎直2個(gè)方向上偏離一定的角度。水平偏角θ和豎直偏角φ的不同都會對攪拌槽內(nèi)的流場分布產(chǎn)生影響，一般各自選取0～10°。文中上下2層側(cè)進(jìn)式攪拌器的尺寸和安裝偏角均相同，因此僅針對下層側(cè)進(jìn)式攪拌器的安裝偏角進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

2.1.1水平偏角

水平偏角的作用是為了使流體在側(cè)進(jìn)式攪拌槽底部產(chǎn)生大范圍的流體流動，增加攪拌槳葉帶動的流動區(qū)域，利于固液兩相流中的固體懸浮。不同水平偏角下攪拌槽z=0.13 m截面的流體速度矢量圖見圖5，該截面y軸速度分布見圖6。

從圖5可以看出，①θ=0°時(shí)攪拌器兩側(cè)流場形式基本相同，流體流經(jīng)兩攪拌器中間位置時(shí)開始碰撞，產(chǎn)生向攪拌槽中心和壁面方向的流動，攪拌槽中心處的流體碰撞產(chǎn)生z軸方向的流動，往壁面方向的流體和攪拌器之間產(chǎn)生大的循環(huán)流動。②θ=5°時(shí)攪拌器兩邊的流場分布產(chǎn)生變化，在攪拌器兩側(cè)和壁面處產(chǎn)生大小不同的循環(huán)流動， 兩攪拌器產(chǎn)生的流體流動碰撞后使攪拌槽中心處的速度較θ為0°和10°時(shí)的速度大。③θ=10°時(shí)，攪拌器產(chǎn)生的流動在兩攪拌器之間碰撞位置較θ為0°和5°時(shí)的更偏向壁面，在攪拌槽中心處產(chǎn)生的流動速度很小，而靠近壁面附近的速度較大，對壁面的沖刷較大。

圖5 不同水平偏角下攪拌槽z=0.13 m截面處流體速度矢量圖

圖6 不同水平偏角下攪拌槽z=0.13 m截面處y軸速度分布

從圖6可以看出，相比于θ為0°和10°，θ=5°時(shí)整個(gè)z軸方向各個(gè)位置的流動速度比較平均，而θ為0°和10°時(shí)的速度分布情況基本相同，在攪拌槽中心處速度偏小，容易產(chǎn)生流動死區(qū)，造成固體顆粒的沉積。

2.1.2豎直偏角

豎直偏角φ會使攪拌器內(nèi)產(chǎn)生沿?cái)嚢栎S方向的流體流動，使槽底流體流動的范圍變大，減少固體顆粒的沉積。不同豎直偏角下攪拌槽y=0.362 m截面處流動速度矢量圖見圖7。

圖7 不同豎直偏角下攪拌槽y=0.362 m截面處流體速度矢量圖

從圖7可以看出，3種豎直偏角下的流體速度分布大體一致，但不同豎直偏角下流體對攪拌槽底部的沖刷范圍不同。隨著豎直偏角的增大，對攪拌槽底部的沖刷范圍變大，φ=10°時(shí)沖刷范圍最大，流體經(jīng)攪拌槽底部流向攪拌槽中央，與其他2個(gè)攪拌槳產(chǎn)生的流體碰撞后向上流動。

不同豎直偏角下攪拌槽y=0.362 m截面攪拌軸(x軸)方向的速度分布見圖8。

從圖8可以看出，3種豎直偏角下的流體速度分布趨勢基本一致，φ=10°時(shí)的速度最大，并且速度最大值所在位置到攪拌槳的距離比其他2種豎直偏角下的近，攪拌槳下部區(qū)域的速度較大，使攪拌槳有大的攪動范圍。而在攪拌槽中心位置處，φ=10°時(shí)的流體速度最大，使流體向上流動范圍更寬。

圖8 不同豎直偏角下攪拌槽y=0.362 m截面處x軸方向速度分布

2.2 離底高度

為了使攪拌槽底部的固體顆粒能夠懸浮起來，工程中多將側(cè)進(jìn)式攪拌器安裝在距離槽底比較近的區(qū)域，安裝高度多與攪拌槳葉直徑相等或相近。選取下層側(cè)進(jìn)式攪拌器離底高度C1分別為0.1 m、0.13 m和0.16 m，3種離底高度下攪拌槽不同水平截面上的流體平均速度分布見圖9。

圖9 3種離底高度下攪拌槽不同水平截面流體平均速度分布

從圖9可以看出，在攪拌槽上半部分，由于采用相同的上層攪拌器安裝高度，所以在z=0.4 m截面以上的攪拌槽中，不同水平截面的流體平均速度基本相同，下層側(cè)進(jìn)式攪拌器的安裝高度對攪拌槽上部區(qū)域流場分布的影響很小。而在z=0.4 m截面以下的區(qū)域，由于下層側(cè)進(jìn)式攪拌器離底高度的不同，各截面的流體平均速度也不相同，隨著離底高度C1的增大，攪拌槽底部流體平均速度最大值所在的截面高度也變大。C1=0.1 m時(shí)，攪拌槽底部區(qū)域的速度最大，而在下層攪拌器安裝位置的上部區(qū)域，流體平均速度小于C1為0.13 m和0.16 m時(shí)的平均速度，造成2層側(cè)進(jìn)式攪拌器之間區(qū)域的平均速度較小，不利于在該區(qū)域通入氣體時(shí)氣體在此區(qū)域的均勻分散。而C1=0.16 m時(shí)，2層側(cè)進(jìn)式攪拌器之間區(qū)域的流體平均速度大于C1為0.1 m和0.13 m時(shí)的平均速度，但攪拌槽底部區(qū)域的平均速度最小，不利于固液兩相中固體顆粒在底部的懸浮，容易堆積。故選取離底高度C1=0.13 m。

2.3 層間距

為使氣體分散更均勻，攪拌槽內(nèi)流體流動范圍更大，上層攪拌器的安裝位置至關(guān)重要。選取層間距C2分別為0.45 m、0.5 m和0.55 m，研究C2對攪拌槽內(nèi)流場分布的影響。3種層間距下攪拌槽不同水平截面上的流體平均速度分布見圖10。

圖10 3種層間距下攪拌槽不同水平截面流體平均速度分布

從圖10可見，攪拌槽下部區(qū)域的流體平均速度基本相同，說明上層側(cè)進(jìn)式攪拌器的安裝位置對下部區(qū)域的影響很小，并且上層側(cè)進(jìn)式攪拌器作用的范圍比下層側(cè)進(jìn)式攪拌器作用的范圍大。隨著層間距C2的增大，平均速度最大位置逐漸靠近攪拌槽上部區(qū)域，使該范圍的流動更為劇烈。C2=0.45 m時(shí)，流體平均速度最大點(diǎn)與C2為0.5 m和0.55 m時(shí)的速度最大點(diǎn)相比，離攪拌槽上部區(qū)域較遠(yuǎn)，使上部區(qū)域的流體平均速度較小，不利于固體顆粒的懸浮和槽內(nèi)氣體的分布。而C2=0.55 m時(shí)，攪拌槽上部區(qū)域流體流動更劇烈，但2層側(cè)進(jìn)式攪拌器之間的距離更大，流體平均速度較其他2種層間距時(shí)的小，同樣不利于固體顆粒的懸浮和槽內(nèi)氣體的分散。故選取層間距C2=0.5 m。

3 側(cè)進(jìn)式攪拌槽流場模擬結(jié)果與討論

3.1 最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)下流場分布

θ=5°、φ=10°、C1=0.13 m、C2=0.5 m時(shí)攪拌槽內(nèi)不同縱向截面的速度流場分布見圖11。

從圖11a可見，槳葉附近區(qū)域流體速度最大，并且沿?cái)嚢栎S方向形成軸向流動。流體在攪拌槽底部速度較大，流體撞擊攪拌槽底部后沿水平方向流動，到達(dá)攪拌槽中心處和其他2個(gè)下層側(cè)進(jìn)式攪拌器產(chǎn)生的流體撞擊后向上流動。上層側(cè)進(jìn)式攪拌器產(chǎn)生的流體流動范圍較大，向下的1股流體和下層側(cè)進(jìn)式攪拌器產(chǎn)生的流體形成1個(gè)渦旋，帶動附近流體流動。向上的1股流體到達(dá)攪拌槽中心處和其他2個(gè)上層側(cè)進(jìn)式攪拌器產(chǎn)生的流體撞擊后向上，到液面后水平流動，沿壁面向下形成1個(gè)大的循環(huán)流動。

圖11 最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)下攪拌槽不同縱向截面速度流場分布

從圖11b可見，兩槳葉之間流場分布比較復(fù)雜，在底部形成1個(gè)循環(huán)流動，流體在撞擊攪拌槽底后，在攪拌槽中心處向上流動，與上層側(cè)進(jìn)式攪拌器向下產(chǎn)生的流體撞擊后水平流動。上層側(cè)進(jìn)式攪拌器附近流體由攪拌槽中心附近向上流動，形成循環(huán)流動。

3.2 功率準(zhǔn)數(shù)的變化

攪拌功率P可按攪拌器的轉(zhuǎn)速與所加的扭矩M相乘得到，即P=2πNM=Mω(ω為角速度)。通過數(shù)值模擬可得到攪拌器的扭矩值，進(jìn)而求得功率[14]。通過理論計(jì)算公式P=NpρN3D5即可求出功率準(zhǔn)數(shù)Np[15-17]：

湍流區(qū)域內(nèi)不同雷諾數(shù)Re下攪拌器的功率準(zhǔn)數(shù)模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果見圖12。

由圖12可知，軸向流槳葉PBT的理論功率準(zhǔn)數(shù)在湍流區(qū)域內(nèi)基本保持1.26不變[9]，模擬得到的功率準(zhǔn)數(shù)值比理論值大，最大誤差為3.1%。這主要是由于CFD數(shù)值模擬方法是基于流體流動各向同性的假設(shè)計(jì)算的，而實(shí)際上攪拌槽內(nèi)部的流動狀態(tài)是各向異性的。通過與理論功率準(zhǔn)數(shù)值進(jìn)行對比，驗(yàn)證了本文模擬方法的準(zhǔn)確性。

圖12 湍流區(qū)域不同雷諾數(shù)下攪拌器功率準(zhǔn)數(shù)曲線

4 結(jié)語

文中模擬了雙層側(cè)進(jìn)式攪拌器作用下攪拌槽內(nèi)的流場分布，分析了雙層側(cè)進(jìn)式攪拌器安裝偏角、離底高度C1和層間距C2對流場的影響，得到如下結(jié)論：①側(cè)進(jìn)式攪拌器安裝偏角在水平偏角θ=5°、豎直偏角φ=10°時(shí)可以增大流體流動范圍。離底高度C1=0.13 m時(shí)攪拌槽底區(qū)域的流體速度為最優(yōu)值，有利于槽底固液懸浮的進(jìn)行。層間距C2=0.5 m時(shí)槳葉中部區(qū)域流體速度較高，有利于固體顆粒的懸浮和槽內(nèi)氣體的分布。②在雙層側(cè)進(jìn)式攪拌器最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)下，下層側(cè)進(jìn)式攪拌器所產(chǎn)生的流體流動對攪拌槽底面之間有一定的沖刷作用，有利于固液兩相流中固體顆粒的懸浮，在2層側(cè)進(jìn)式攪拌器之間形成2個(gè)循環(huán)渦流，同時(shí)在上部區(qū)域形成1個(gè)較大的渦流，增強(qiáng)流體上下流動。③模擬得到的攪拌器的功率準(zhǔn)數(shù)與理論公式計(jì)算出的功率準(zhǔn)數(shù)的最大誤差為3.1%，說明文中數(shù)值模擬方法可靠準(zhǔn)確。