第2卷 第11期环境工程学报
Vol .2,No.112008年11月
Chinese Journal of Envir on mental Engineering
Nov.2008
脱硫吸收塔除雾器性能的
王 霄1
闵 健1
高正明
13
王 昕2 陈智胜
2
(1.北京化工大学化学工程学院，北京100029;2.中国大唐集团科技工程有限公司，北京100089)
摘 要 实验研究了不同操作条件、板片型式及板间距对除雾器除雾效率及压降的影响规律，并采用计算流体力学 (CF D )方法对除雾器内流场进行了数值模拟与分析。研究结果表明，操作条件对压降和流场影响较小，而板片型式特别是迎风面的几何结构是影响流场与压降的关键因素；随着气速的增大，除雾效率增高，但当气速增到某一临界值(4～5m /s )后，除雾效率随着气速的增大而迅速减小；除雾器压降的数值模拟结果与实验值吻合良好；除雾器内存在2个回流区，回流区是产生除雾器临界气速的重要原因之一。研究结果可为除雾器优化设计提供指导。 关键词 除雾器 除雾效率 压降 计算流体力学(CF D ) 流场
中图分类号 X70113 文献标识码 A 文章编号 167329108(2008)1121529206
Exper i m en t a l study and nu m er i ca l si m ul a ti on of character isti cs
of dem ister of absorb i n g tower i n desulfur i za ti on system
W ang Xiao 1
M in J ian 1
小型甘蔗榨汁机 Gao Zheng m ing 1
W ang Xin 2
Chen Zhisheng
2
(1.College of Che m ical Engineering,Beijing University of Che m ical Technol ogy,Beijing 100029;
2.China Datang Technol ogies &Engineering Co .L td .,Beijing 100089)
Abstract The effects of operati on conditi ons,blade ty pes,blade s pacing on the separati on efficiency and p ressure dr op of de m ister have been ex peri m entally investigated .Meanwhile,the fl ow field was numerically si m 2ulated by using computati onal fluid dyna m ics (CF D )app r oach .The results show that the operati on conditi ons have little effect on the p ressure dr op and fl ow fiel
d .The blade type,es pecially the structure of blade,has a sig 2nificant effect on the fl ow field and p ressure dr op.The separati on efficiency of de m ister increases as the gas ve 2l ocity increasing until the vel ocity reaches a critical gas vel ocity (about 4～5m /s ),then it rap idly decreases with the increase of gas vel ocity .Good agree ment can be f ound bet w een the numerical si m ulati on results and ex 2peri m ental values of p ressure dr op in the de m ister .There are t w o recirculati on fl ow regi ons in the de m ister .The critical gas vel ocity is mainly caused by these t w o regi ons .The results are of i m portance t o the op ti m um design of de m ister .
Key words de m ister;separati on efficiency;p ressure dr op;computati onal fluid dyna m ics (CF D );fl ow field
收稿日期:2008-03-28；修订日期:2008-05-21
作者简介：王霄(1982～)，男，硕士研究生，主要从事流体混合与计算流
体力学研究工作。E 2mail :2005000073@grad .buct .edu
3通讯联系人,E 2mail:gaoz m@mail .buct .edu
二氧化硫是当今人类面临的主要大气污染物之
高增益天线一，是大气环境的第一大污染物[1]
。它的污染排放问题已成为制约我国国民经济发展的一个重要因素，因此采用有效的烟气治理技术来降低S O 2的排放已刻不容缓。近十几年来，洁净煤发电技术得到
了积极的研究与开发[2,3]
。现在国内大约有50000MW 燃煤机组安装了烟气脱硫装置，其中湿式烟气脱硫技术是最成熟的工艺，该工艺已在投产
的项目中占到80%以上[4～6]
。
吸收塔是湿法烟气脱硫工艺的核心设备，而除雾器是吸收塔的关键部分，其作用是将脱硫后烟气中携带的液滴分离出来。除雾器的性能直接影响着 湿法脱硫系统能否连续可靠的运行。如果除雾器发生故障，不仅会造成脱硫系统的停运，甚至还有可能
导致整个机组停机[7]
缓冲块。
目前，国内大中型机组的烟气脱硫系统中使用的除雾器大部分为进口，国内对除雾器的研究不是很多，对除雾器的内部流场压力场分析则更加少见。压力损失和除雾效率是考核除雾器性能的重要指
环境工程学报第2卷
标，除雾器的设计就是要以提高除雾效率和降低压
力损失为宗旨[8]
。为了对除雾器进行优化设计，加速这一关键技术的国产化，本研究分别从实验与计算流体力学的角度来具体测定和模拟多种因素对除雾器除雾效果和压力损失的影响，并且通过内部流场压力分析来更进一步的了解除雾器的流体力学特性。
1 装置与方法
1.1 实验装置与测试方法
实验在高2m，直径为0.8m
的有机玻璃槽中进
行。喷淋系统采用了进口内径为0.012m 的螺旋型喷嘴，实验装置与喷嘴外形见图1。以清水为介质，喷嘴喷淋量固定为1.2t/h，雾化平均粒径为600μm 。图1 实验装置与喷嘴示意图
Fig .1 Sketch map of experi m ental equi pment and nozzle
实验目的是测量除雾器的压降与除雾效率，所以文中的气速是指通过除雾器的气体气速。实验室
风机所能提供的最大气体流量为1500m 3
/h，对应有机玻璃槽的空塔气速为0.83m /s，而除雾器正常操作气速为1～4m /s，本实验的操作气速为1～6m /s，为满足通过除雾器的气速要求，本实验只
留出除雾器通道部分截面(面积为0.064m 2橡胶抛光轮
工艺钟表)，对其余截面进行封堵。
测试在室温15～20℃下进行。测试前，先向槽中注入一定量清水。测试时，启动风机，调节风门挡板，依据空气流量与流通截面积来标定除雾器气速；然后打开循环泵，调节液体流量计前的阀门使液体压力与流量保持基本恒定，确保喷嘴在一系列测试中产生一定平均粒径的液滴。实验过程中，液体循环流量固定在1200L /h，玻璃槽进口气体流量在
一种关注
300～1400m 3
/h 之间变化，槽内液气比范围为
01857～4L /m 3
。
除雾器进出口压降的测定使用精度为0.01帕的微压计。测量除雾器压降时，下部测压口在除雾
器进口中心，上部测压口分别在除雾器出口中心位置及其两端0.15m 位置处，每个测压点记录2个稳定值，总共6个值取平均得到除雾器压降。
测量除雾效率时，采用称重法[9]
，即把自制采样探头伸进除雾器进出口的测量区域进行等时等速的采样，然后利用精度为0.1mg 的分析天平称取采样探头在干态和湿态下的重量，通过采样前后的重量差分别计算进出口的水量，最后使用下式计算除雾效率:
η=M 进-M 出
M 进×100%
(1)式中:M 进为进口水量(g );M 出为出口水量(g )。
1.2
模拟方法1.2.1
模拟域在除雾器的设计过程中，为了过滤第1级除雾器中没有滤去的液滴，使用更小板间距的第2级除雾器来捕捉细小的液滴。2级除雾器的板片型式如图2所示。取2片除雾器板片之间的区域进行模拟。首先模拟三维流场，对结果分析可知，平板式除雾器可简化为二维流场模拟，因此后续的模拟计算
则采用简化的二维模型进行。
图2 除雾器板片型式示意图Fig .2 Sketch map of de m ister blade
1.2.2 模 型
在模拟中用气相(空气)作为连续相考虑，液相
(液滴)作为离散相。对于多相流流动，特别是喷雾
情况，湍流模型中的Realizable k 2
εModel 比Stand 2ard k 2
εModel 能更准确地预测喷射速度[10,11]。对微观液体颗粒在主体气流中的流动模拟采用
离散相模型[12]
，当计算颗粒的轨道时，跟踪计算颗粒沿轨道的热量、质量、动量的得损，之后将这些物理量加入随后的连续相计算中。这样，在连续相影响离散相的同时，也考虑离散相对连续相的作用。交替求解连续相和离散相的控制方程，直到两者均收敛为止，以实现双向耦合。1.2.3 粒径分布
在相同的喷淋液量下，液滴雾化粒径不同，塔内
351
第11期王 霄等：脱硫吸收塔除雾器性能的实验研究和数值模拟
压力损失显著不同，因此，必须准确输入液滴初始粒
径[13]。在F LUE NT中，颗粒尺寸分布用Rosin2
Ra mm ler2Logarith m ic分布描述，该分布假定颗粒直
径d(μm)与大于此直径的颗粒质量分数Y
d
之间存
在指数关系:
Y d=exp[-(d/ d)n](2)
其中,n是非均匀性指数, d是特征尺寸(μm),
均可由喷淋实验数据拟合得到。喷嘴供应商提供的
喷淋液滴P DP A实验数据中包括液滴累积粒径分布
数据，从中选取具有代表性的9个点进行数据拟合,
可得喷淋液滴的Rosin2Ra mm ler分布曲线。由(2)
式可知, d为Y
d
=e-1≈0.368时的颗粒直径，可计算
出 d=3696μm。
n值由下式给出:
n=ln(-ln Y d)
ln(d/ d)
(3)
把Y
d
与d/ d的数值代入(3)式可得到n值及
其平均值n
aver
，将算得的 d与n aver输入到F LUENT 中，即可准确给定液滴的初始粒径分布。
1.2.4 液滴破碎和凝并
模拟中要跟踪非稳态液滴，需要在计算过程中考虑液滴的破碎和凝并，并考虑液滴相互之间的碰撞，才可准确描述液滴运动轨迹。为了更准确地捕捉颗粒的运动状态，需要准确获得液滴的曳力系数。
F LUENT依赖液滴形状的变化以动态形式确定曳力系数，在模拟过程中采用动态曳力模型。
1.2.5 壁面边界层及网格
壁面采用壁面膜来处理，并对弓形进行壁面加密，在Ga mbit中，尝试了2组壁面边界层的设置。
网格稀疏对模拟最终结果影响很大，所以需要在保证结果准确的条件下，出最优化的网格。本次模拟在壁面边界层I条件下采用4种网格大小，在壁面边界层II条件下采用2种网格大小。模拟策略见表1。
表1 壁面边界层及网格策略
Table1 Boundary l ayer and gr i d stra tegy
壁面边界层Ⅰ壁面边界层Ⅱ
网格尺寸(mm)853110.8节点数36466013687918898813617
模拟中，所有初始条件相同，入口气速均取1m/s。气体进入流道，由于流道的变化，导致气速波动。在网格尺寸较大(8、5和3mm)的情况下，对板片弧度变化剧烈的地方无法准确描述。直到网格尺寸减小到1mm时，才捕捉到了速度变化的准确信息；同样，在网格尺寸为1mm时对比2种壁面边界层，壁面边界层Ⅱ更精确，在此基础上再减小网格尺度则变化不大。因此在后续的研究中，统一选取壁面边界层II和网格尺寸1mm进行模拟，基本排除了网格的影响，保证了计算的精度与高效。
2 结果与讨论
2
.
1 影响压降的因素
脱硫吸收塔除雾器系统的压降是指烟气通过除雾器前后的压力损失。一般来说，压降越低，系统需要补充的动力越少，能耗越低[8]。
2.1.1 操作条件对压降的影响
第1级板间距采用35mm，第2级板间距采用20mm。实验测定该系统在不同操作条件下的压降并进行比较，结果如图3所示。
图3 不同操作条件下2级除雾器压降的比较
Fig.3 Comparis on of p ressure dr op of t w o levels
of de m ister under different operati on conditi ons
由图3可知，当存在液滴喷淋时，除雾器的压降比无喷淋条件下的略大，但是都在3帕以内，所以2级除雾器的压降在有无喷淋条件下基本相同，即塔体中的液滴对除雾器进出口的气体压降基本没有影响。因此，在工业项目当中对压降的估算可以在空塔中进行，在保证准确性的基础上节约资源与人力。在接下来的压降实验中，为了简化实验条件，均采用单相操作条件进行测量。
另外,2级除雾器板片的曲线相同，流向相反，板间距不同，但是压降基本一致。各级压降的统一对于工业过程很重要，以此减少了不必要的能量浪费和机械磨损，是多级除雾器的优化设计准则之一。
从图中还得出结论，在单一气相条件下，模拟值和实验值保持一致，所以本文的计算方法和各项设置对于除雾器体系是可行的，可以很好地预测系统压降。
2.1.2 板片型式对压降的影响
由图4可知，相同板间距条件下，第1级和第2级除雾器的压降均随气速的增加而增大，并且第2级除雾器的压降相对第一级除雾器的要高。这是由于第2级除雾器除雾板迎风面所占除雾器板片总高
1351
环境工程学报第2卷
度的比例较第1级除雾器高，而迎风面是压降产生的主要区域，所以在相同间距下，第2级除雾器压降高，系统所需的动力多，能耗高。因此，板片型式尤其是迎风面的设计对整个除雾器的压降影响很大
。
图4 2级除雾器的压降比较
Fig .4 Co mparis on of p ressure dr op of t w o levels of de mister
2.1.3 板间距对压降的影响
从图5a 可以看出，在低气速的情况下，随着板间距的增大，第1级除雾器基本无变化；但随气速的增加，不同板间距下的压降出现不规则的波动，并且板间距为24mm 左右时，压降出现了极低值。分析出现以上现象的原因，主要在于板间距的变化改变了气流在除雾板之间的流通截面积及流型，同时弯
曲板片弓形结构的影响也是至关重要的。同样在
20mm 处,2级除雾器的板片型式正好相反，压降出现了相对较大值。
从图5b 可以看出，在相同气速条件下，随着板间距的增大，第2级除雾器的压降波动频繁。但是板间距为50mm 左右时，第2级除雾器出现了压降的极小值。这一现象与除雾器板片的弓形几何参数有直接的关系。由于除雾器板片弓形高度约为50mm ，这就使得在间距增大的过程中，气流逐渐不顺着除雾器上行，而是直接从除雾器板片之间的垂直窄缝中通过，使得板间气流的阻碍减小，湍流程度明显减弱，因此压降减小。随着板间距的继续增大，垂直窄缝消失，导致压降大幅增加。
从流体力学的角度来分析，非圆形管内的压力损失可以通过下式来计算:
Δp =λl d e ρu
22
(4)
d e =4×流体流过的截面积(m 2
)/流体接触的
周边(m )
(5)式中,λ是摩擦因数，无因次;l 是管道长度
(m );ρ是流体密度(kg/m 3
),u 是流体流速(m /s );d e 是当量直径(m )，用以表示某一非圆形管相当于
直径为多少的圆管[14]
。
实验中,
板间距的变化只引起了流体流过截面
图5 不同板间距对压降的影响Fig .5 Pressure dr op in different blade s pacing
积的变化。依照式(4)，其他条件不变的情况下，如果仅改变d e 的值，除雾器内的压力损失应该是成线性变化，不会出现不规则分布。分析原因，主要有2点:(a )式(4)成立的前提条件是管道截面的长宽比不能超过3∶1，而板片截面的长宽比最高达40∶1，因此算式在这一系统中失去了可靠性;(b )除雾器内的复杂折流结构对压降的频繁波动具有很大影响。
从上面的分析得出结论，板间距对压降的影响，很难用流体力学的理论去推导，也不易得到具有推算意义的公式，只有通过对具体的板片型式进行大量的实验数据来绘制图表，并根据图表来进行各方面的权衡，以达到优化设计的目的。2.2 除雾效率
除雾效率是指除雾器在单位时间内捕集到的液滴质量与进入除雾器液滴质量的比值。除雾效率是
考核除雾器性能的关键指标[8]
。本单元考察第1级除雾器和第2级除雾器在不同气速下的除雾效率，实验与计算结果如图6所示。
由图6可知，随着气速的增大，除雾效率增高，但当气速增到一定程度时，除雾效率反而随着气速
的增大而减小，出现了临界气速[6,15]
。
弓形除雾器是通过气流中的液滴高速撞击板片来实现气液分离的，但是一些低速的小粒径液滴还是能被导出除雾器。在临界气速以下，随着气速的增加，携带的液滴速度大，这样能够允许更多小粒径的液滴高速撞击并粘附到板片上，有利于气液分离，所以除雾效率能够随气速的增加而提高；但当气速
2
351
第11期王 霄等:
脱硫吸收塔除雾器性能的实验研究和数值模拟
图6 2级除雾器不同气速下的除雾效率Fig .6 Separati on efficiency of t w o levels of
de m ister at different gas vel ocities
超过临界值后，随着气速增大，液滴高速撞击板片,
一部分破碎的微小液滴会重新回到气流中，并被夹带出除雾器；另外，气速过高后，一部分残留在板片上的小液滴也会被气流冲出除雾器，这样就导致了更多液滴的逸出，除雾效率明显下降。因此，为达到良好的除雾效果，必须选择一个合适的气速范围：最高气速不能超过临界气速(本系统中，临界气速约为4～5m /s )，最低气速要确保能达到所要求的最低除雾效率。
从图6中还可以看出：达到临界气速之前，在相同气速下的第1级除雾器除雾效率要高于第2级，这是由于板间距大的除雾器气流流线改变也比较大，因此流线的偏折能够产生较大的撞击力，有利于气液分离，提高除雾效率；达到临界气速之后，由于第1级除雾器板间距大，气流通过的空间大，夹带出的破碎液滴数量较多，所以除雾效率相对于第2级较低。
另外，通过实验与模拟的比较得出结论,CF D 可以准确地预测除雾效率，但模拟值都略高于实验值，并且在低气速下的偏差相对较大。这一结果的出现有2个原因:(1)模拟计算在整个气速范围内，尤其是在低气速下，对二次夹带的模拟不是很准确，或者根本就没有捕捉到这一现象，而二次夹带造成除雾
效率的下降;(2)实验中出现的微小粒径在模拟中没有得到体现，即模拟的粒径分布没有覆盖实际分布，尤其是破碎的微小液滴。2.3 模拟结果与分析2.3.1 流场分析
图7为入口气速为1m /s 时速度分布与速度定量分析图。对弓形折板流道中间曲线上的速度分量进行分析。其中，对速度进行无因次处理:
U =u C /u G
(6)其中,U 为无因次速度;u C 为连续相速度分布
(m /s );u G 为气速(m /s )。
气体的物性：密度1.2kg/m 3
，粘度(μ)1.8×10-5
Pa ・s 。除雾器的当量直径为0.08m 。R e =
d e u ρ/μ=5.3×103
(u =1m /s )，故除雾器内的流动状态为湍流。
图7 流场分析Fig .7 Analysis of fl ow field
从图7可知，气体从下部以速度1m /s (X 速度
分量=0,Y 速度分量=0,Z 速度分量=1m /s )进入除雾器，在弓形折板2次折流作用下,X,Z 速度分量出现2次极值，而Y 速度分量基本为0，即气体在弓形流道通过时，基本没有沿着板面水平方向的流动与碰撞。X 和Z 速度分量的3个峰值都出现在弓形处，这样的结构有利于把气体携带的液滴以高速撞到弓形处并且粘附在板片上，先后经过3次这样的撞击分离，以达到良好的除雾效果。可见，通过流场分析，可以很直观地了解除雾器的除雾原理。
通过对速度矢量的分析，发现除雾器内部存在2个回流区。回流区的存在一方面有利于液滴的捕捉：通过该区域的液滴在回流气流的作用下粘附在板片上，从而增强了过滤作用；但是，如果气速过大，回流气流就会把已经粘附在板片上的液滴重新卷入主体气流并被夹带出除雾器，降低了除雾效率。因此，回流区的存在也是除雾器存在临界气速的原因之一。
3
351
豫公网安备41160202000603
站长QQ:729038198
关于我们
投诉建议