软锰矿浆烟气脱硫反应器内气-液两相流的数值模拟.pdf

软锰矿浆烟气脱硫反应器内气 － 液两相流 的数值模拟 * 王维忠 1 蒋文涛 1 苏仕军 2 郑庭辉 1 张传君 2 1． 四川大学工程力学系， 成都 610065;2． 国家烟气脱硫工程技术研究中心， 成都 610065 摘要 为了揭示喷射鼓泡反应器内流动结构和气液分散特性， 为该反应器的优化设计提供理论指导， 应用计算流体动 力学 CFD 方法对反应器内气液两相流动结构进行了数值模拟， 并提出气含率方差概念用于定量描述气相分散程度。 着重考虑了搅拌转速和表观气速对通气功率、 整体气含率和气相分散程度的影响。结果表明 流场的重要特征与前人 的类似实验结果和数值模拟结果一致; 数值模拟能很好地捕捉了六直叶圆盘涡轮桨的气穴现象; 气穴现象会导致通气 功率降低且不利于气液混合; 整体气含率随转速和表观气速的增加而增大， 但从气液混合与能耗的的角度考虑， 搅拌 转速宜采用 200 ～ 300 r/min， 表观气速为 0. 04 ～ 0. 06 m/s。 关键词 软锰矿;烟气脱硫;数值模拟;气穴;气含率方差 NUMERICAL SIMULATION OF GAS- LIQUID FLOW IN FLUE GAS DESULFURIZATION REACTOR WITH PYROLUSITE SLURRY Wang Weizhong1Jiang Wentao1Su Shijun2Zheng Tinghui1Zhang Chuanjun2 1． Department of Engineering Mechanics，Sichuan University，Chengdu 610065， China; 2． National Engineering Research Center for Flue Gas Desulfurization，Chengdu 610065， China AbstractAiming to reveal the flow structure and gas-liquid dispersion in a jet bubbling reactor，and provide theoretical instruction for reactor design optimization． Computational Fluid Dynamics CFDwas adopted to simulate the flow structure in the reactor;gas holdup variance was first proposed to quantitatively describe the gas dispersion． The effects of rotational speed and superficial gas velocity on gassed power consumption，overall gas holdup and gas dispersion were examined． The computed gas-liquid flow field agreed well with the experimental and numerical findings reported in the literature． The gas cavities behind the blades were reproduced by this simulation． It is indicated that the gas cavities significantly reduced the gassed power with respect to ungassed conditions and go against gas-liquid dispersion． Overall gas holdup was found to increase with rotational speed and superficial gas velocity． A rotational speed of 200 ～ 300 r/min and a superficial gas velocity of 0. 04 ～ 0. 06 m/s were proposed to adopt in accordance with the gas-liquid dispersion and power consumption． Keywordspyrolusite;flue gas desulfurization;numerical simulation;gas cavity;gas holdup variance * 国家 863 计划 2008AA06Z316 。 1概述 据2008 年环境统计年报 报告我国 SO2的排放 量以2 321 万 t位列世界第一， 由此引起的酸雨危害 是我国亟待解决的重大环境问题之一。烟气脱硫 FGD 是目前控制二氧化硫污染最有效和最主要的 技术手段， 按其工艺可分为干法和湿法两种。在湿法 脱硫技术中， 相比于目前广泛使用的石灰乳吸收法和 钠碱法， 软锰矿浆烟气脱硫作为一种新的脱硫方法， 具有成本低、 避免二次污染和副产品价值高等优点。 加之我国软锰矿资源丰富， 使得该方法已成为目前脱 硫技术研究的主要方向。 用于软锰矿脱硫的设备主要有喷射鼓泡反应器、 筛板塔和泡沫吸收塔等 ［1］， 其中喷射鼓泡反应器 jet bubble reactor， JBR 具有系统简单、 紧凑、 投资省、 效 率高等特点 ［2］。前期研究发现 喷射鼓泡反应器的 搅拌强度不仅影响过程脱硫、 浸锰效率， 还对脱硫反 应产生影响， 低搅拌强度下副产 MnSO4， 高搅拌强度 29 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期 下脱硫效率高 ［3］; 烟气流量对脱硫率的影响也较大， 流量太小会造成设备的浪费， 过大则会严重影响气体 吸收 ［4］; 另外 JBR 的结构参数也是影响脱硫率和浸 锰率的主要因素 ［5］。尽管前期通过实验研究得到了 JBR 内搅拌强度、 通气量以及结构参数对脱硫率和浸 锰率影响的宏观结论， 但为了确定更优的操作条件和 结构参数， 对不同操作条件下 JBR 内流动结构、 湍流 特性以及气液分散特性等微观机理的研究很有必要。 目前， 计算流体动力学 CFD 作为一种可方便获 得流体内部流动状况的方法已被广泛应用于气 － 液 两相流的数值模拟 ［6- 10］， 在预测搅拌槽内气液流动特 性方面也有大量应用。为此， 本文采用基于 CFD 理 论的欧拉 － 欧拉方法对 JBR 反应器内气 － 液两相流 进行了数值模拟， 力图揭示反应器内流动结构和气液 分散特性， 为该类反应器的操作、 优化设计及放大提 供参考意见。 2模型与方法 2. 1模拟对象 研究对象如图 1a 所示 反应器高 H 390 mm， 直 径 T 185 mm， 通气前液位高 h 209 mm， 均布四块 挡板。搅拌桨采用双层组合桨， 下桨为四斜叶桨， 上 桨为六直叶圆盘涡轮桨。气体由反应器顶端伸入的 导气管引入， 与导气管下端相连的环形气体分布器位 于上下桨之间且靠近下桨， 分三排布置了 77 个喷气 小孔， 其中位于圆环上部的两排喷孔法线与竖直方向 成 45， 而位于下部的喷孔法线方向为竖直方向， 所 有喷孔的孔径均为3 mm。从分布器与导气管连接处 起， 喷孔沿逆时针方向依次编号， 上部内侧和底部均 有 26 个喷孔 1 ～ 26 ， 上部外侧有喷孔 25 个 2 ～ 26 。反应后剩下的气体通过位于反应器顶部的出 口流出， 出口直径 13mm。由于环形分布器结构复 杂， 在喷气区采用四面体非结构网格， 其余区域采用 六面体结构网格。通过对不同数量网格的试算和比 较， 得到网格无关解， 最终确定网格方案， 网格单元总 数约为 1. 41 106， 如图 1b 与图 1c 所示。 图 1 JBR 反应器结构及网格示意 2. 2数值方法 基于 JBR 反应器内部流动结构复杂、 气相体积 分数较高等条件， 采用分散相与连续相均用 Euler 方 法描述的双流体模型和标准 k － ε 湍流模型对 JBR 内气 － 液两相流进行数值模拟。目前， 双流体模型结 合 k － ε 湍流模型被广泛应用于各类搅拌槽和鼓泡塔 内气 － 液两相流 动的数 值 模 拟， 都 取 得 很 好 的 结 果 ［7- 10］。不考虑传热和相间质量传递， 控制方程简化 如下 连续性方程  αkρk t  αkρk珗uk 0 动量守恒方程  αkρk珗uk t  αkρk珗uk珗uk － α kp τk α kρkg Fg， l 液相采用考虑气相分布影响的标准 k － ε 湍流模 型， 不考虑气相的雷诺应力。湍流传输方程如下  t α lρlkl  αlρl珝 Ulkl  αl μt， l σk k l α lGk， l － α lρlεl α lρlΠkl  t α lρlεl  αlρl珝 Ulεl 39 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期  αl μt， l σε ε l αl εl kl C 1ε Gk， l－ C 2ε ρlεl αlρlΠεl 式中 Fg， i 相间作用力 单位体积 ， N/m3; g 重力加速度， m/s2; Gk， l 液相湍动能产生项; kl 液相湍动能， m2/s2; 珗uk 相速度 液相或气相 ， m/s; 珝Ul 液相速度， m/s; αk 相体积分数 液相或气相 ; αl 液相体积分数; εl 液相湍流耗散率， m 2 /s3; ρk 相密度 液相或气相 ， kg/m 3; ρl 液相密度， kg/m 3; 珕τk 相应力张量 黏性应力和雷诺应力 ， Pa。 湍流黏度采用 μt， l ρ lCμ k 2 l /ε l计算， k － ε 模 型参数如表 1 所示，Πkl与 Πεl表示气相对液相湍流 的贡献 ［11］。 表 1 k － ε 模型中常用参数 C 1ε C 2ε Cμσkσε 1. 441. 920. 091. 01. 3 相间作用力主要有曳力、 附加质量力和升力。 Scargiali 等 ［9］在 Bornbac［11］的实验基础上模拟了搅拌 槽内的气 － 液两相流动， 认为可以忽略附加质量力和 升力， 因此本文只考虑相间曳力。曳力由气泡和液体 间相对作用引起， 是气液相间传递最主要的作用力， 目前已有多个模型用于描述相间曳力。考虑到本研 究 中 气 相 较 为 分 散 的 实 际 情 况， 曳 力 模 型 选 用 Schiller and Naumann 模型。 2. 3数值模拟 利用 FLUENT6. 3 进行数值计算， 边界条件设置 如下 出 口 采 用 压 力 出 口， 设 为 一 个 标 准 大 气 压 101 325 Pa; 气体进口采用速度入口; 其余壁面采用 无滑移边界条件， 近壁区 湍 流 模 拟 采 用 标 准 壁 面 函数。 动量项和湍流项离散均采用一阶迎风格式， 体积 分数项采用 Quick 格式离散。计算中桨叶的运动采 用多重参考系法处理， 流动状况为非定常流动， 应用 欧拉 － 欧拉方法时引入如下假设 气泡为球形， 单一 气泡尺寸为4 mm， 暂不考虑气泡的凝并与破碎。 设置气相参数为 密度 ρ 1. 225 kg/m3， 黏度 μ 1. 7894 10 － 5 kg/ m s 。 液 相 参 数 为ρ 998. 2 kg/m3， μ 0. 001003 kg/ m s 。计算工况如 表 2 所示 在表观气速为0. 02 m/s情况下考察不同搅 拌转速对流动结构的影响; 在搅拌转速为300 r/min 情况下考察不同表观气速对内部流场的影响。 表 2表观气速和搅拌转速情况 表观气速 / m s － 1 搅拌转速 / r min － 1 0. 020 0. 02100 0. 02200 0. 02300 0. 02400 0. 01300 0. 04300 0. 06300 0. 08300 3结果与讨论 3. 1流场 桨叶区的速度矢量图如图 2 所示， 工况为 U 0. 02 m/s， N 300 r/min。由图 2 可以看出 在上桨 桨外区存在两个循环， 液体在叶片作用下径向流出， 遇到壁面后一部分向上流动形成一循环， 另外一部分 向下流动， 在喷气管左上方形成一个循环， 这与实验 数据 ［11］和数值模拟结果［9］一致。下桨具有上提桨的 特性， 由图 2 可知， 下桨区液体向上流动， 而壁面附近 液体向下流动， 形成一个较大的循环， 这与文献资料 吻合较好 ［10］。 图 2上下搅拌桨附近的液相速度矢量 各喷气孔气体流量如图 3 所示， 可以看出 由于 底部喷孔处压力较上部喷孔大， 底部喷孔几乎没有气 体流出， 上部两排喷孔的气体流进量不相同， 这可能 是由内外侧喷孔与进气管的相对位置不同所导致的。 49 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期 对于上部内侧， 除与进气管相对的喷孔气体流量较大 外， 其余喷孔的流量相近。然而上部外侧喷孔的喷气 量分布也不对称， 主要是因为液体在搅拌桨的作用下 形成旋转流动， 带动了喷气环内气体的旋转流动， 导 致了 4 号喷孔有较大的气流量， 而 9 号喷孔气流量 最小。 图 3各喷孔气体流量 3. 2通气搅拌功率 通气搅拌功率是在通气操作时实际消耗的搅拌 功率， 该参数对气 － 液分散和传质非常重要。数值模 拟结果如图 4 所示， 当表观气速小于0. 06 m/s时， 搅 拌功率随着表观气速的增加而降低。Bornbac 等 ［11］ 的实验结果表明， 六直叶圆盘窝轮桨叶后方有大量气 体积聚形成气穴， 正是这些气穴使得搅拌功率减小， 并且气穴越大， 搅拌功率越小。本实验的模拟结果也 和 Scargiali 等 ［9］的数值模拟结果一致。然而表观气 速为0. 08 m/s时， 搅拌功率急剧增大。在表观气速较 大的情况下， 气相在局部形成湍流， 而计算中没有考 虑气相的雷诺应力， 加之剧烈运动的气泡在上桨区频 繁地凝并和破碎，从而导致搅拌功率急剧增大。 图 4通气搅拌功率随表观气速的变化情况 3. 3局部气含率 轴向局部气含率可以充分地表征气体在反应器 内的分布状况， 反应器内局部气含率分布模拟结果如 图 5 所示。可以看出， 气体从喷气孔喷出后竖直上 升， 随后被涡轮桨分散。另外， 气含率的分布并不对 称， 右边略高于左边， 这是因为喷孔进气量不均所 导致。 根据 Bornbac 等 ［11］和苗伟等［12］的实验结果， 六 直叶圆盘涡轮桨的气穴现象很严重， Scargiali 等 ［9］的 数值模拟捕捉到了该现象但不明显。本文的数值模 拟结果如图 6 所示， 气含率等值面图表明面内区域气 含率很高， 形成了很明显的气穴。实验结果中气穴内 气含率为 100 且其表面为明显的气液交界面， 然而 包括本工作在内所有的数值模拟结果表明， 气穴内气 含率很难达到 100 且气液界面模糊不清。这可能 由于采用双流体模型及没有考虑气泡的聚并与破碎 所致。气穴现象明显影响气相分散程度且导致通气 后功率降很大， 不利于气液两相混合。所以在优化设 计时可以作一定的改进， 比如将其改为六凹叶圆盘涡 轮桨及六半管叶圆盘涡轮桨等 ［12］。 图 5局部气含率的分布 a气含率为 0. 5 的等值面; b气含率为 0. 9 的等值面 图 6气穴现象 3. 4整体气含率 转速对整体气含率的影响如图 7 所示。随着搅 拌转速的增加， 整体气含率先减小， 约在100 r/min开 59 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期 始增大， 当转速在300 r/min以上时， 整体气含率增加 缓慢。有趣的是， 即便搅拌桨静止， 整体气含率也有 约 0. 04 的值， 这是因为搅拌桨静止时， 气泡形成过程 中受液体的扰动较小， 在表面张力， 阻力等力作用下 形成较大气泡， 虽然此时的整体气含率较高， 但气液 未能充分混合， 无法进行充分的脱硫反应 ［9］。而搅 拌桨转动时， 一方面气泡形成过程中受到液体的强烈 扰动， 气泡的脱落速度加快， 脱落时直径较小， 倾向于 使整体气含率减小; 另一方面， 随着转速的增加， 气泡 在液体旋转流的带动下切向运动越明显， 上升速度减 慢， 进而使整体气含率增加。但随着转速的增大， 转 速对整体气含率的影响逐渐减弱， 300 r/min是本文 模型的最优转速。表观气速对整体气含率的影响如 图 8 所示。在转速为300 r/min时， 整体气含率随表 观气速的增加而线性增大。 图 7整体气含率随搅拌转速的变化情况 图 8整体气含率随表观气速的变化情况 3. 5气相分散程度 如前所述， 搅拌桨静止和低速时整体气含率较 高， 但此时气液并未充分混合， 说明整体气含率不能 完全描述气相在液相中的分布情况。为了准确描述 反应器内气相分散程度， 本文首次提出气含率方差的 概念， 将气含率看成一个连续的函数 αg x， y， z ， 设 计算区域体积为 V， 整体 平均气含率为 珔αg。 根据概 率统计理论， 将气含率方差 Dg定义如下 Dg 1 V∫V α g x， y， z－ 珔 αg 2dv 其中 珔αg 1 V∫Vαg x， y， z dv 式中 Dg为气含率方差; V 为体积， m3 ; α g为局部气含 率; 珔αg为整体气含率。 根据定义可知， Dg越小表明气相在液体中的分 布越均匀。图 9 显示的是转速对气相分散程度的影 响， 为了说明气含率方差的含义， 同时还显示了不同 气含率所占的体积分布。假设 αg＜ 0. 01 为低气含 率， 0. 01 ＜ αg＜ 0. 08 为中气含率区， αg＞ 0. 08 为高气 含率。可以看出， 当转速达到200 r/min时， 含气区总 体积明显增大， 其中中气含率的增幅最大。之后随着 转速的增大， 尽管含气区总体积也略有增大， 但主要 增加的是高气含率区， 只有当达到400 r/min时， 低气 含率区也显著增加了。这一规律和气含率方差是一 致的， 在200 r/min时方差最小， 表明此时气体分布最 均匀， 随着转速的提高， 气相分散程度反而降低。究 其原因是因为转速达到200 r/min时上桨叶片后形成 微弱的气穴现象， 并随着转速的增大气穴现象越严 重， 从而使得高气含率区增加， 严重地影响了气相的 分散。由此可见， 气含率方差的确能够定量反映气相 分散程度的高低， 气含率方差越低表明气相越分散， 反之亦然。 a各气含率区间所占体积; b气含率方差 图 9不同转速情况下的气相分散程度比较 图 10 显示了气相分布和气含率方差随表观气速 的变化情况。随着表观气速的增加， 高气含率区比例 增大显著， 导致气含率方差也变大， 使得气相分散程 度逐渐降低。综上所述， 结合气液混合和能耗的角度 考 虑 可 以 这 么 认 为搅 拌 转 速 宜 采 用 200 ～ 300 r/min， 而表观气速不宜太大， 本文结果表明应为 0. 04 ～ 0. 06 m/s。 4结论 综上所述， 本文运用数值方法对 JBR 反应器内 气液流动进行了研究， 结果显示内部流场与前人的实 69 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期 a各气含率区间所占体积; b气含率方差 图 10不同表观气速情况下的气相分散程度比较 验结果和数值模拟结果一致， 表明本文所采用的计算 方案是合理的。针对不同转速和表观气速的影响， 得 到以下结论 1 气体分布器的底部喷孔气体流量为 0， 在优化 设计时可以考虑取消底部喷孔。 2 六直叶圆盘涡轮桨存在的严重气穴现象明显 影响气相分散程度并且导致通气后功率降很大， 不利 于气液两相混合。所以在优化设计时可将其改为六 凹叶圆盘涡轮桨或六半管叶圆盘涡轮桨。 3 首次提出了气含率方差的概念并用于定量描 述气相的分散程度。 4 分析了转速和表观气速对搅拌功率、 整体气 含率与气相分散程度的影响。从气液混合和能耗的 角度考虑 搅拌转速宜采用 200 ～ 300 r/min， 而表观 气速不宜太大。 参考文献 ［1］孙孝龙，蒋文举． 国内软锰矿浆脱硫研究进展［J］ ，云南化工， 2010， 174 37 58- 60. ［2］朱晓帆，刘若冰，蒋文举，等． 喷射鼓泡反应器在软锰矿烟气 脱硫中的应用［J］ ，环境工程， 2003， 21 1 47- 49. ［3］朱晓帆，凃海燕． 搅拌强度对软锰矿浆湿法脱硫反应的影响 ［J］． 四川大学学报 工程科学版， 2002， 34 1 121- 123. ［4］朱晓帆，苏仕军，任志凌，等． 软锰矿烟气脱硫研究［J］． 四川 大学学报 工程科学版 ， 2000， 32 5 36- 39. ［5］任志凌，朱晓帆，蒋文举，等． 软锰矿浆烟气脱硫反应器试验 研究［J］． 环境污染治理技术与设备， 2004， 5 11 90- 93. ［6］Jahoda M，Tomkov L，Motěk M．CFD prediction of liquid homogenisationinagas-liquidstirredtank ［J］．Chemical Engineering Research and Design， 2009， 87460- 467. ［7］Jiang X，Siamas GA，Jagus K，et al．Physical modelling and advancedsimulationsofgas-liquidtwo-phasejetflowsin atomization and sprays［J］．Progress in Energy and Combustion Science， 2010， 36131- 167. ［8］Laborde-Boutet C，Larachi F，Dromard N，et al． CFD simulation of bubble column flowsInvestigations on turbulence models in RANS approach［J］．Chemical Engineering Science，2009， 64 4399- 4413. ［9］Scargiali F，Dorazio A，Grisafi F，et al． Modelling and simulation of gas-liquid hydrodynamics in mechanically stirred tanks［J］． Chemical Engineering Research and Design，2007， 85637- 646. ［ 10］宋月兰，高正明，李志鹏． 多层新型桨搅拌槽内气 － 液两相流 动的实验与数值模拟［J］． 过程工程学报， 2007，7 1 24- 28. ［ 11］Bornbac A． Zun l，Filipic B． Gas-filled cavity structures and local void fraction distribution in aerated stirred vessel［J］ ，AIChE Journal，1997， 43 2921- 2931. ［ 12］苗伟，苏红军，徐世艾． 下沉颗粒三相体系的混合技术研究 I 功率的影响因素［J］． 烟台大学学报 自然科学与工程 版 ， 2007 2 141- 146. 作者通信处王维忠610065四川成都四川大学建筑与环境学院 生物力学工程实验室 电话 028 85405140 E- mailwwz811 163. com 2011 － 01 － 19 櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅 收稿 上接第 11 页 ［2］张金炳， 黄培鸿， 杨小毛， 等． 东莞华兴电器厂生活污水人工快 渗处理系统［J］． 环境工程， 2003， 21 6 32 － 35. ［3］张金炳， 汤鸣皋， 陈鸿汉， 等． 人工快渗处理洗浴废水的实验研 究［J］． 岩石矿物学杂志， 2001， 20 4 539 － 543. ［4］牟新民． 人工快渗处理深圳茅洲河水的实验研究［J］． 应用基 础与工程科学学报， 2003， 11 4 370 － 377. ［5］张国臣． 人工快渗系统处理高氨氮生活污水试验研究［D］． 北 京 中国地质大学 北京 ， 2008. ［6］康爱彬， 杨雅雯， 王守伟， 等． 三级串联人工快渗系统处理养殖 废水［J］． 环境工程学报， 2009， 3 3 475 － 478. ［7］康爱彬， 祝明， 王守伟， 等． 人工快渗系统处理模拟养殖废水的 研究［J］． 中国给水排水 ， 2009， 25 19 65 － 67． ［8］姜昕， 马鸣超， 李俊， 等． 污水人工快速渗滤系统中厌氧氨氧化 菌的分子生态学分析［J］． 生态学杂志， 2008， 27 4 573 － 577. 作者通信处康爱彬050026河北省石家庄市裕华区方兴路 88 号 河北化工医药职业技术学院化学与环境工程 电话 0311 85110200 E- mailkabcugb 163． com 2011 － 02 － 14 收稿 79 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期