劉 哲,錢付平*,張 天,胡 笳,夏勇軍,魯進(jìn)利

新OG系統(tǒng)旋流脫水器氣液分離特性數(shù)值研究

劉 哲1,錢付平1*,張 天1,胡 笳2,夏勇軍2,魯進(jìn)利1

(1.安徽工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院,安徽 馬鞍山 243032；2.安徽欣創(chuàng)節(jié)能環(huán)保科技股份有限公司,安徽 馬鞍山 243071)

根據(jù)旋流脫水器的內(nèi)部流動特性,基于歐拉-拉格朗日方法,對旋流脫水器內(nèi)部氣液兩相流動進(jìn)行了數(shù)值計算和分析,研究了液滴直徑、進(jìn)口質(zhì)量含氣率和湍流擴(kuò)散效應(yīng)對流場分布、脫水效率、出口質(zhì)量含氣率和出口液滴粒度分布的影響.結(jié)果表明:當(dāng)質(zhì)量流量一定時,旋流脫水器進(jìn)出口壓降隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率的增加而顯著提高.對于單一直徑的液滴,在不考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)的情況下,脫水效率隨進(jìn)口質(zhì)量含氣率的增加而增加.當(dāng)考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,對于直徑較小的液滴(0.1~1mm),這種規(guī)律剛好是相反的,連續(xù)相速度的增加提升了湍流擴(kuò)散速度,使湍流運動更加紊亂,但脫水效率高于不考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時的計算結(jié)果.在混合粒徑條件下,隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率的增加,脫水效率和出口質(zhì)量含氣率增加,計算表明湍流擴(kuò)散效應(yīng)有利于混合直徑液滴的分離.隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率的增加,液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)的峰值逐漸向小粒徑方向移動,粒徑分布范圍逐漸減小.

新OG系統(tǒng)；旋流脫水器；氣液分離；數(shù)值研究

中國是世界上最大的鋼鐵生產(chǎn)國和消費國,鋼鐵行業(yè)所產(chǎn)生的能源消耗導(dǎo)致了環(huán)境的持續(xù)惡化,推動鋼鐵行業(yè)低碳技術(shù)的發(fā)展對減少二氧化碳排放具有重要意義[1-3].轉(zhuǎn)爐煙氣是轉(zhuǎn)爐煉鋼一種重要的副產(chǎn)物,是鋼鐵企業(yè)生產(chǎn)活動的重要二次能源,其回收利用具有較好的經(jīng)濟(jì)效益和環(huán)境效益[4].轉(zhuǎn)爐一次除塵新氧氣頂吹轉(zhuǎn)爐煤氣回收(Oxygen Converter Gas Recovery, OG)系統(tǒng)具有能耗低、凈化效率高的特點,擁有良好的市場前景[5].轉(zhuǎn)爐一次除塵新OG系統(tǒng)中大量高溫含塵煙氣和噴霧液滴在高效洗滌塔中實現(xiàn)降溫和粗凈化的效果;然后攜帶水氣的煙氣進(jìn)入環(huán)縫文氏管,在其內(nèi)部液體霧化,霧化后的液體與煙氣中的粉塵獲得充分接觸,煙氣得到充分凈化;最后通過旋流脫水器實現(xiàn)氣液分離的煙氣進(jìn)入煤氣柜,實現(xiàn)煤氣回收,達(dá)到節(jié)能減排的目的.

旋流脫水器是轉(zhuǎn)爐煙氣凈化系統(tǒng)中進(jìn)入風(fēng)機(jī)前的精脫水設(shè)備[6],其脫水效率的高低與系統(tǒng)除塵效率關(guān)系緊密,且影響著脫水器后設(shè)備及管道的維護(hù)管理;其主要是通過葉片旋流產(chǎn)生的離心力將煙氣中的液滴分離.對于旋流分離設(shè)備,國內(nèi)外學(xué)者從不同角度開展相關(guān)方面研究,Hreiz等[7]通過實驗研究了旋流脫水器進(jìn)口噴嘴的尺寸對分離器性能的影響;Matsubayashi等[8]采用實驗的方法,通過改變?nèi)~輪直徑、葉片數(shù)量及葉片角度,研究了旋流分離器結(jié)構(gòu)對螺旋環(huán)狀流動的影響;郭家相等[9]利用數(shù)值模擬的方法,研究了旋流脫水器的直徑與脫水器壓降的關(guān)系;Bi等[10]使用數(shù)值模擬的方法研究了進(jìn)口位置對旋流脫水器性能的影響.由于旋流脫水器內(nèi)部流動具有復(fù)雜性,為了準(zhǔn)確描述其內(nèi)部流場和氣液分離特性,在數(shù)值模擬時需要選擇合理的數(shù)值模型,Nagdewe等[11]采用了基于RNG-模型模擬湍流影響,對旋流脫水器的性能進(jìn)行了參數(shù)化研究;Wen等[12]利用了數(shù)值模擬的方法對超聲速旋流脫水器流場進(jìn)行了分析,由于RNG-模型可以適當(dāng)?shù)膶ν牧髡扯冗M(jìn)行調(diào)整來考慮渦旋對流動的影響,所以采用RNG-模型進(jìn)行數(shù)值計算;肖建發(fā)等[13]采用RNG-模型對旋流脫水器內(nèi)部流場進(jìn)行模擬,并采用實驗的方法對數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行驗證,結(jié)果驗證了使用RNG-模型預(yù)測旋流脫水器內(nèi)部流場的合理性及準(zhǔn)確性.

從目前現(xiàn)有的國內(nèi)外研究成果來看,對于旋流分離設(shè)備性能的研究主要集中在氣固分離方面[14-18],對旋流脫水器的研究則主要集中在對其內(nèi)部流場的測量方式[19-20]和幾何參數(shù)等方面,而很少有對轉(zhuǎn)爐一次除塵新OG系統(tǒng)所用旋流脫水器的研究.因此,本文將對旋流脫水器分離特性進(jìn)行研究,但在目前缺少對其相關(guān)理論研究的情況下,需參考并選擇有關(guān)旋流分離設(shè)備兩相流動數(shù)值方法;本文采用了DPM模型計算單一粒徑和混合粒徑條件下旋流脫水器中離散相液滴的行為,通過改變進(jìn)口設(shè)置與液滴參數(shù),分析旋流脫水器氣液分離性能的變化規(guī)律.

1 旋流脫水器數(shù)值計算模型

1.1 湍流模型

為了準(zhǔn)確地描述流體的真實流動情況,需要選擇合適的湍流模型.Dobeim等[21]采用了Standard-、RNG-、Relizable-以及Reynolds Stress四種湍流模型預(yù)測流體流動,通過模擬結(jié)果與實驗結(jié)果相對比,RNG-模型與Reynolds Stress模型相比具有更好的一致性,具有低渦流實驗速度分布.

RNG-模型較Reynolds Stress模型占用計算機(jī)資源更少;且相較于Standard-模型,RNG-模型考慮了湍流渦旋,因此本文選擇RNG-模型作為數(shù)值計算湍流模型.RNG-模型湍動能方程和湍流耗散率方程分別為[22]:

通過修改旋流粘度完成旋流修正,如式(3)所示.

式中:0為未修正的湍流粘度,kg/(m·s);為漩渦因子,=0.07;為特征旋轉(zhuǎn)量.

1.2 離散相控制方程

對于旋流脫水器氣液兩相流動中,液滴為離散相,液滴運動微分方程如式(4)所示[23]:

式中:d為離散相曳力,(kg·m)/s2;p、f為分別為離散相速度和連續(xù)相速度,m/s;為重力加速度,m/s2;F為離散相所受其他作用力.

曳力由離散相與連續(xù)相速度差產(chǎn)生,其表達(dá)式為:

1.3 離散項湍流擴(kuò)散

當(dāng)流動為湍流時,使用軌跡方程中平均連續(xù)相速度預(yù)測離散相的軌跡,也可以使用波動氣體速度瞬時值預(yù)測離散相湍流擴(kuò)散,

1.4 數(shù)值計算模型驗證

對于旋流脫水器計算模型的選取,如表1所示.對旋流脫水器的數(shù)值模擬進(jìn)行簡化處理,做出如下假設(shè).

(1)采用空氣代替轉(zhuǎn)爐煙氣;

(2)外部環(huán)境與旋流脫水器內(nèi)煙氣無熱量交換;

(3)忽略煙氣與液滴之間的換熱和相變.

本文選擇非平衡壁面函數(shù)模型(N-EWF, Non-Equilibrium Wall Functions)對近壁面區(qū)域進(jìn)行處理.與標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)相比,非平衡壁面函數(shù)模型考慮到近壁區(qū)壓力梯度對速度分布的影響,對速度的求解過程進(jìn)行了改進(jìn).因此,當(dāng)數(shù)值計算涉及氣液分離時,非平衡壁面函數(shù)模型的預(yù)測效果更好.

表1 旋流脫水器數(shù)值計算模型

旋流脫水器的脫水性能用脫水效率表示,通過液滴軌跡跟蹤法計算,以旋流脫水器主體捕集的液滴數(shù)量與進(jìn)口液滴數(shù)量之比作為旋流脫水器的脫水效率,計算如下:

為驗證本文數(shù)值計算模型的可信性,將以上數(shù)值計算模型應(yīng)用于文獻(xiàn)[25]中天然氣旋流氣液分離器的物理模型中.文獻(xiàn)[25]中天然氣旋流氣液分離器由圓柱部分、圓錐部分,進(jìn)口管、底流管及溢流管組成,其幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示,具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示,其中,為氣液分離器高度、為氣液分離器長度、為氣液分離器直徑.

圖1 天然氣旋流脫水器物理模型

Fig.1 The physical model of natural gas cyclone dehydrator

表2 天然氣旋流脫水器結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 脫水效率模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比

采用氣液分離器結(jié)構(gòu)模型,分別利用實驗研究與數(shù)值模擬的方法對不同進(jìn)口流量下的脫水效率進(jìn)行對比,結(jié)果如圖2所示.

通過對比發(fā)現(xiàn),當(dāng)進(jìn)口流量恒定時,通過數(shù)值模擬獲得的脫水效率總體上接近實驗結(jié)果,表明本文旋流脫水器數(shù)值計算模型用于離心式氣液分離器中具有一定的可信度.實驗結(jié)果在趨勢上出現(xiàn)了波動,文獻(xiàn)[25]中認(rèn)為是液滴破碎造成了實驗結(jié)果的波動;本文認(rèn)為波動可能是由于實驗過程中的偶然誤差所致.

2 新OG系統(tǒng)旋流脫水器氣液分離特性的數(shù)值模擬

2.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

轉(zhuǎn)爐一次除塵新OG系統(tǒng)旋流脫水器由進(jìn)口段、主體段、旋流器、封板及出口段組成,其中旋流器葉片角度為45°,幾何結(jié)構(gòu)如圖3所示,具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示,其中,所代表的結(jié)構(gòu)同表2.

圖3 旋流脫水器物理模型

圖4 旋流脫水器網(wǎng)格劃分

圖4為旋流脫水器網(wǎng)格圖,考慮到旋流脫水器內(nèi)流體復(fù)雜的流動狀態(tài),為提升計算精度,整體采用了較高的密度進(jìn)行網(wǎng)格劃分,并進(jìn)行了局部加密處理.經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證,最終采用總數(shù)約160萬的網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬.

表3 旋流脫水器結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.2 邊界條件

(1)連續(xù)相邊界條件

連續(xù)相流場計算相關(guān)參數(shù)設(shè)置如表4所示.表中進(jìn)口質(zhì)量含氣率是指在單位時間內(nèi)通過進(jìn)口截面的氣液兩相流體總質(zhì)量流量中氣體所占的百分比.

表4 連續(xù)相參數(shù)設(shè)置

進(jìn)口邊界條件:旋流脫水器進(jìn)口條件為速度入口(velocity-inlet).根據(jù)設(shè)計運行工況,進(jìn)口處混合相的質(zhì)量流量設(shè)置為42kg/s,進(jìn)口質(zhì)量含氣率in分別取值40%、50%、60%、70%、80%,計算得到相對應(yīng)的進(jìn)口速度;湍流強(qiáng)度和進(jìn)口水力直徑計算方式如下.

式中:為進(jìn)口截面面積,m2;為進(jìn)口濕周周長,m.

出口邊界條件:旋流脫水器出口為壓力出口(pressure-outlet)邊界,壓力設(shè)置為-18kPa.

壁面邊界條件:流動邊界采用無滑移固體壁面條件.

(2)離散相邊界條件

以進(jìn)口為液滴起始位置,液滴速度與連續(xù)相進(jìn)口速度相同,根據(jù)氣液兩相的總質(zhì)量流量和進(jìn)口質(zhì)量含氣率in,進(jìn)口液滴質(zhì)量流量m計算為8.4~ 25.2kg/s,壁面設(shè)置為“trap”.分別計算單一粒徑與混合粒徑兩類工況,單一粒徑工況下,設(shè)置液滴粒徑分別為0.1、1、5、10、15、20、25、30mm;混合粒徑工況下,液滴粒徑采用R-R分布,平均粒徑21mm,分布指數(shù)=3.167.離散相參數(shù)設(shè)置如表5所示.

表5 離散項參數(shù)設(shè)置

3 結(jié)果與分析

3.1 進(jìn)口質(zhì)量含氣率對進(jìn)出口壓降的影響

對于旋流脫水器的數(shù)值模擬,分別計算了進(jìn)口質(zhì)量含氣率in為40~80%工況下的連續(xù)相流場.圖5為不同進(jìn)口質(zhì)量含氣率in條件下煙氣進(jìn)出口壓降Δ對比圖.從圖中可以看出,當(dāng)質(zhì)量流量固定時,隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率in的增加,進(jìn)出口總壓降Δ顯著增加.

圖5 不同進(jìn)口質(zhì)量含氣率壓降對比

圖6 旋流器內(nèi)靜壓云圖

圖6表示了進(jìn)口質(zhì)量含氣率分別in為40%、60%、80%的工況下相應(yīng)的靜壓云圖.從圖中可以得出,旋流脫水器進(jìn)口和靠近壁面處的壓力值較大,為高壓區(qū),而流動中心區(qū)域壓強(qiáng)較小,為低壓區(qū).壓力分布相對規(guī)則并呈現(xiàn)軸對稱性,除進(jìn)口段與主體段交界處存在偏差,在同一截面相同半徑處靜壓力大致相等.由于壁面的摩擦阻力,當(dāng)旋流脫水器中的流體與固體壁面部分接觸時,導(dǎo)致壓力損失,因此隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率in的增加,壓降增大.此外,在增加旋流脫水器切向進(jìn)口流速的同時,渦旋強(qiáng)度變大,同樣增加了壓力損失.靜壓力隨著軸向位置靠近出口逐漸減小,而氣流經(jīng)過旋流器產(chǎn)生的壓降占了很大比例,這是由于旋流器自身摩擦阻力以及葉片增加的渦旋強(qiáng)度所致.

3.2 液滴直徑對脫水效率的影響

由于旋流脫水器液滴分離主要由兩部分組成,一是液滴在旋流器葉片上的碰撞聚集,另外離心力在氣液分離中占據(jù)重要作用,所以液滴受到的力影響到旋流脫水器的氣液脫水效率.而當(dāng)液滴直徑發(fā)生變化時,其受力情況也在發(fā)生很大改變,因此本文對單一粒徑工況下的旋流脫水器效率進(jìn)行分析.同時由于流體在旋流脫水器內(nèi)的流動狀態(tài)為湍流,并且湍流擴(kuò)散效應(yīng)會通過影響液滴的運動從而影響脫水器的脫水效率,因此本文按是否考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)分別計算離散相流場,分析湍流擴(kuò)散效應(yīng)對氣液分離的影響規(guī)律.

圖7顯示了液滴直徑與湍流擴(kuò)散效應(yīng)對于氣液脫水效率影響的對比.當(dāng)進(jìn)口質(zhì)量含氣率in恒定時,隨著液滴直徑的增大,脫水效率升高.這是由于直徑較大的液滴所受離心作用更大,離心運動更強(qiáng)烈,更容易被氣流帶向壁面而分離.此外,液滴直徑較大時,也更容易在壁面以及旋流器葉片上被分離捕集.對于0.1mm與1mm的液滴,脫水效率差異不大;在1~25mm范圍內(nèi),隨著液滴直徑的增大,脫水效率上升較快;當(dāng)液滴直徑達(dá)到30mm時,脫水效率幾乎達(dá)到100%.當(dāng)考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,計算出的脫水效率比不考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時高,隨著粒徑的增加,脫水效率上升速度較為緩慢.

3.3 進(jìn)口質(zhì)量含氣率對脫水效率的影響

旋流脫水器氣液脫水效率受進(jìn)口質(zhì)量含氣率in和湍流擴(kuò)散效應(yīng)影響的對比如圖8所示.當(dāng)不考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,對于相同直徑的液滴,隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率in的增加,脫水效率升高.這是因為進(jìn)口質(zhì)量含氣率in越高,連續(xù)相速度越大,液滴受到連續(xù)相的曳力越大,脫水效率越高.對于直徑較小的液滴(0.1~1mm),當(dāng)考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,這種規(guī)律剛好是相反的,這是因為對于小的液滴,受到的合力較小,當(dāng)連續(xù)相速度增大時,加快了湍流擴(kuò)散速度,使得湍流運動的方向和大小都變的非常不規(guī)則,但是脫水效率比不考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時要高.

進(jìn)口質(zhì)量含氣率in、湍流流擴(kuò)散效應(yīng)對出口質(zhì)量含氣率out的影響如圖9所示.當(dāng)不考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,對于10mm以上粒徑,進(jìn)口質(zhì)量含氣率in高于60%時,出口質(zhì)量含氣率out均達(dá)到75%以上,當(dāng)粒徑為20mm以上時,對于所有進(jìn)口質(zhì)量含氣率in工況,出口質(zhì)量含氣率out均達(dá)到80%以上;當(dāng)考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,進(jìn)口質(zhì)量含氣率in高于50%時,對于10mm以上粒徑,出口質(zhì)量含氣率out均達(dá)到70%以上.

3.4 湍流擴(kuò)散效應(yīng)對脫水效率的影響

圖10 R-R分布進(jìn)口質(zhì)量含氣率Гin、湍流擴(kuò)散效應(yīng)對脫水效率h、出口質(zhì)量含氣率Гout的影響

以上在分析液滴直徑與進(jìn)口質(zhì)量含氣率in對脫水效率影響的同時,均判斷了湍流擴(kuò)散效應(yīng)的影響,得出湍流擴(kuò)散效應(yīng)受到進(jìn)口質(zhì)量含氣率in即連續(xù)相速度場的影響,在0.1~30mm單一直徑液滴的工況下,湍流擴(kuò)散效應(yīng)對于液滴的分離起到了促進(jìn)作用.當(dāng)進(jìn)口采用如表5所示的R-R粒徑分布時,湍流擴(kuò)散和進(jìn)口質(zhì)量含氣率in對脫水效率以及出口質(zhì)量含氣率out的影響如圖10所示.從圖中可以看出,當(dāng)粒徑為R-R分布時,無論是否考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng),脫水效率和出口質(zhì)量含氣率out隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率in的增加而增大,并且上升速率由快變慢,對于進(jìn)口質(zhì)量含氣率in=80%的工況,其出口質(zhì)量含氣率out高于95%.而考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,計算得出的脫水效率sep,TD更高,當(dāng)進(jìn)口質(zhì)量含氣率in達(dá)到60%時,出口質(zhì)量含氣率out已高于90%.這是由于當(dāng)考慮湍流擴(kuò)散時,液滴受流體脈動速度的影響,在經(jīng)過進(jìn)口位置后分別靠近壁面和中心兩個區(qū)域,使得液滴在空間內(nèi)停留的時間較長,湍流擴(kuò)散效應(yīng)延緩了脫水效率隨液滴直徑增大而增大的趨勢,削弱了脫水效率與進(jìn)口質(zhì)量含氣率之間的關(guān)系,有利于混合直徑液滴的分離.

3.5 進(jìn)口質(zhì)量含氣率、湍流擴(kuò)散效應(yīng)對出口粒徑分布的影響

當(dāng)進(jìn)口采用如表5所示的R-R粒徑分布時,圖11統(tǒng)計了各種工況下出口不同直徑液滴的質(zhì)量分?jǐn)?shù)d.從圖中可以看出,隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率的增加,質(zhì)量分?jǐn)?shù)的峰值逐漸向小粒徑移動,并且粒徑范圍逐漸減小.圖11統(tǒng)計了各工況下出口液滴平均直徑mean,因為液滴直徑的最大范圍是固定的(4~32mm),最小直徑的液滴(4mm)可以從出口逸出,因此當(dāng)平均液滴直徑mean較大時,液滴粒徑分布相對來說更加平均,圖12更加明確的表示了上述規(guī)律.因為湍流擴(kuò)散效應(yīng)導(dǎo)致所有直徑的液滴都有可能從出口逃離,使出口液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布范圍更大.

圖12 各工況下出口液滴平均直徑Dmean

4 結(jié)論

4.1 當(dāng)質(zhì)量流量相同時,隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率in的增加,進(jìn)出口壓降Δ顯著上升.旋流脫水器進(jìn)口和靠近壁面處的壓力值較大, 而流動中心區(qū)域壓強(qiáng)較小,但壓力分布較為規(guī)則,呈現(xiàn)軸對稱性.

4.2 當(dāng)不考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,對于相同直徑的液滴,脫水效率隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率的增加而升高.當(dāng)考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時,對于直徑較小的液滴(0.1~1mm),這種規(guī)律剛好是相反的,但脫水效率比不考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時要高.

4.3 在混合粒徑工況下,脫水效率和出口質(zhì)量含氣率隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率的增加而升高,而考慮湍流擴(kuò)散效應(yīng)時計算出的脫水效率更高,說明湍流擴(kuò)散效應(yīng)有利于混合直徑液滴的分離.

4.4 隨著進(jìn)口質(zhì)量含氣率的增加,質(zhì)量分?jǐn)?shù)的峰值逐漸向小粒徑偏移,粒徑分布范圍逐漸減小.湍流擴(kuò)散效應(yīng)有助于小粒徑液滴從出口逃離,使出口液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布均勻.

[1] 王 堃,滑申冰,田賀忠,等.2011年中國鋼鐵行業(yè)典型有害重金屬大氣排放清單[J]. 中國環(huán)境科學(xué), 2015,35(10):2934-2938. Wang K, Hua S B, Tian H Z, et al. Atmospheric emission inventory of typical heavy metals from iron and steel industry in China, 2011 [J]. China Environment Science, 2015,35(10):2934-2938.

[2] Feng C, Huang J B, Wang M, et al. Energy efficiency in China’s iron and steel industry: Evidence and policy implications [J]. Journal of Cleaner Production, 2017,177:837-845.

[3] 徐向陽,任 明,高俊蓮.京津冀鋼鐵行業(yè)節(jié)能、SO2、NO、PM2.5和水協(xié)同控制[J]. 中國環(huán)境科學(xué), 2018,38(8):3160-3169. Xu X Y, Ren M, Gao J L. Co-control of energy, SO2, NO, PM2.5, and water in the iron and steel industry in the Beijing-Tianjin-Hebei region [J]. China Environment Science, 2018,38(8):3160-3169.

[4] 刑金棟,劉海波,周 航.提高100t轉(zhuǎn)爐煤氣回收量及熱值的對策與實踐[J]. 冶金能源, 2017,36(4):54-56. Xing J D, Liu H B, Zhou H, et al, Countermeasure and practice to increase recovery of gas in 100t converter [J]. Energy for Metallurgical Industry, 2017,36(4):54-56.

[5] 黃小萍,錢付平,王來勇,等.轉(zhuǎn)爐一次除塵新OG系統(tǒng)高效噴淋塔噴嘴霧化特性的模擬[J]. 過程工程學(xué)報, 2018,18(3):461-468. Huang X P, Qian F P, Wang L Y, et al. Simulation of atomization characteristics in high efficient spray tower nozzle of new OG system of primary dedusting system for converter [J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2018,18(3):461-468.

[6] 鄧志宏,彭紹南,漆良明.100t轉(zhuǎn)爐一次除塵系統(tǒng)技術(shù)改進(jìn)[J]. 冶金設(shè)備管理與維修, 2015,33(6):1-3. Deng Z H, Peng S N, Qi L M. Technical improvement of primary dedusting system in 100t converter [J]. Metallurgical Equipment Management and Maintenance, 2015,33(6):1-3.

[7] Hreiz R, Lainé, Richard, Wu J, et al. On the effect of the nozzle design on the performances of gas-liquid cylindrical cyclone separators [J]. International Journal of Multiphase Flow, 2014,58:15-26.

[8] Matsubayashi T, Katono K, Hayashi K, et al. Effects of swirler shape on swirling annular flow in a gas-liquid separator [J]. Nuclear Engineering and Design, 2012,249:63-70.

[9] 郭家相,李 鈞,羅萬鋼.旋流式氣液分離器壓力損失計算模型的數(shù)值模擬研究[J]. 工業(yè)安全與環(huán)保, 2017,43(3):65-67+106. Guo J X, Li J, Luo W G. Numerical simulation study of whirlwind gas-liquid separator pressure loss calculating model [J]. Industrial Safety and Environmental Protection, 2017,43(3):65-67+106.

[10] Bi R S, Wang Z X, Li Y G, et al. Study on a New type of gas-liquid cyclone used in COIL [J]. Computer Aided Chemical Engineering, 2012,31:565-569.

[11] Nagdewe S, Kwoon J K, Kim H D, et al. A parametric study for high- efficiency gas-liquid separator design [J]. Journal of Thermal Science, 2008,17(3):238-242.

[12] Wen C, Cao X W, Yang Y. Swirling flow of natural gas in supersonic separators [J]. Chemical Engineering & Processing Process Intensification, 2011,50(7):644-649.

[13] 肖建發(fā),張亞新,程源洪,等.離心式氣液分離器分離性能的數(shù)值模擬[J]. 廣東化工, 2014,41(23):19-21. Xiao J F, Zhang Y X, Cheng Y H, et al. Numerical simulation of separation performance of the centrifugal gas-liquid separator [J]. Guangdong Chemical Industry, 2014,41(23):19-21.

[14] Huang A N, Ito K, Fukasawa T, et al. Effects of particle mass loading on the hydrodynamics and separation efficiency of a cyclone separator [J]. Journal of the Taiwan Institute of Chemical Engineers, 2018,90: 61-67.

[15] Shukla S K, Shukla P, Ghosh P. The effect of modeling of velocity fluctuations on prediction of collection efficiency ofcyclone separators [J]. Applied Mathematical Modelling, 2013,37(8):5774-5789.

[16] Azadi M, Mohebbi A. A CFD study of the effect of cyclone size on its performance parameters [J]. Journal of Hazardous Materials, 2010, 182(1-3):835-841.

[17] Gong G, Yang Z, Zhu S. Numerical investigation of the effect of helix angle and leaf margin on the flow pattern and the performance of the axial flow cyclone separator [J]. Applied Mathematical Modelling, 2012,36(8):3916-3930.

[18] Wasilewski M. Analysis of the effect of counter-cone location on cyclone separator efficiency [J]. Separation and Purification Technology, 2017,179:236-247.

[19] Erdal F M. Local measurements and computational fluid dynamics simulations in a gas-liquid cylindrical cyclone separator [D]. Tulsa: The University of Tulsa, 2001.

[20] Francia V, Martin L, Bayly A E, et al. An experimentalinvestigation of the swirling flow in a tall-form counter current spray dryer [J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2015,65:52-64.

[21] Dobeim M A, Gaward A F A, Mahran G M A, et al. Numerical simulation of particulate-flow in spiral separators: Part I. Low solids concentration (0.3% & 3% solids) [J]. Applied Mathematical Modelling, 2013,37(1/2):198-215.

[22] Orszag S A, Yakhot V, Flannery W S, et al. Renormalization group modeling and turbulence simulations [C]. International Conference on Near-Wall Turbulent Flows, 1993:1031-1046.

[23] 朱紅鈞,林元華,謝龍漢. Fluent12流體分析及工程仿真[M]. 北京:清華大學(xué)出版社, 2011. Zhu H J, Lin Y H, Xie L H. Fluid analysis and engineering simulation of Fluent 12 [M]. Beijing: Tsinghua University Press.

[24] 蔡新劍,袁竹林.除霧器中細(xì)顆粒物湍流擴(kuò)散模型研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2018,49(2):290-299. Cai X J, Yuan Z L. Research on the turbulent particle dispersion model in baffle demisters [J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2018,49(2):290-299.

[25] 李文靜.天然氣旋流氣液分離器的數(shù)值模擬[D]. 北京:中國石油大學(xué), 2009. Li W J. Numerical simulation of natural gas swirling gas-liquid separator [D]. Beijing: China University of Petroleum, 2009.

Numerical study on gas-liquid separation characteristics of cyclone dehydrator in the new OG system.

LIU Zhe1, QIAN Fu-ping1*, ZHANG Tian1, HU Jia2, XIA Yong-jun2, LU Jin-li1

(1.School of Civil Engineering and Architecture, Anhui University of Technology, Ma’anshan 243032, China；2.Anhui Xinchuang Energy Saving and Environment Protection Science and Technology Corporation Limited, Ma’anshan 243071, China)., 2019,39(11)：4628~4637

According to the internal flow characteristics of cyclone dehydrator, based on the Euler-Lagrangian method, the gas-liquid two-phase flow inside the cyclone dehydrator was numerically calculated and analyzed, the effects of droplet diameter, inlet mass quality of gas and turbulent diffusion on flow field distribution, dehydration efficiency, outlet mass quality of gas and outlet particle size distribution were studied. The results showed that, when mass flow rate was constant, the inlet and outlet pressure drop of cyclone dehydrator increased significantly with the inlet mass quality of gas. For droplets of single-diameter, without considering the effect of turbulent diffusion, the dehydration efficiency increasedas the inlet mass quality of gas increased. When considered the effect of turbulent diffusion, the trend was opposite for small droplets(0.1~1mm).The increase of continuous phase velocity promoted turbulence diffusion and made turbulence more turbulent, but the dehydration efficiency was higher than that without considering the effect of turbulent diffusion. Under the condition of mixed particle size, the dehydration efficiency and outlet mass quality of gas increasedas the inlet dryness increased. The calculation showed that the effect of turbulent diffusion promoted the separation of the mixed diameter droplets. As the inlet mass quality of gas increased, the peak value of the droplet mass fraction gradually moved toward small particle size, and the particle size distribution range gradually decreased.

new OG system；cyclone dehydrator；gas-liquid separation；numerical study

X51

A

1000-6923(2019)11-4628-10

劉 哲(1996-),男,安徽蚌埠人,安徽工業(yè)大學(xué)碩士研究生,主要從事工業(yè)通風(fēng)與空氣凈化方面研究.

2019-04-29

安徽省高校自然科學(xué)研究重大項目(KJ2017Z006)

* 責(zé)任作者, 教授, fpingqian@163.com