新型湿法除尘系统内气液两相流动的数值模拟

2020-09-23许浩洁王军锋王东保张伟姚江

化工进展 2020年9期

许浩洁，王军锋，王东保，张伟，姚江

（江苏大学能源与动力工程学院，江苏镇江212013）

现代工业生产中，粉尘不仅会造成环境污染，威胁作业人员健康[1]，甚至还会带来安全隐患[2-3]，因此，对工业粉尘的有效治理十分必要。目前，常见的工业除尘方式按降尘原理可分为过滤式、沉降式、喷淋式以及静电式。其中传统过滤式干法除尘不仅压降大、能耗高，同时在管道内还会形成粉尘集聚，难以满足工业生产要求，而以喷淋式为主的湿法除尘技术因具有能耗低、结构简单、适用范围广及可同时去除多种有害气体等优点而广泛应用于煤矿开采、化工脱硫、金属抛光等现代工业生产过程中[4]。同时已有研究表明，挡板绕流[5]结构广泛存在于高炉炼铁[6]、流体换热[7-8]、旋风除尘及湿法脱硫等工业领域，其流动状态发生改变的同时常伴有剪切、分离、回流等现象，其中涡旋的产生可一定程度上强化化学反应、传热传质及多相混合，对过程强化有着重要影响。为克服现有技术的不足，前期工作主要结合湿式除尘及挡板绕流技术优势，同时运用多相流理论知识，设计了一种带有挡板结构的抛光粉尘湿法处理系统[9]，实现了含尘气流与液面、液膜及液滴等多种形式间的相互作用。

湿法除尘作为典型的气、液、固三相流动，其降尘机理宏观上表现为液滴与颗粒物间的相互混合，其微观降尘机理主要包括惯性碰撞、直接拦截、布朗扩散及重力沉降等，捕集过程涉及十分复杂的多相流动问题，通过传统实验手段研究难度较大。近年来，随着计算流体力学（CFD）技术的快速发展[10]，数值模拟已逐渐发展成为低成本、高效率的流体力学问题预测方法[11-13]，且较传统实验方法具有节约人力物力、良好的可重复性及可获得实验难以测量的物理量等优点。其与实验方法相互补充，在科学研究和工程技术中发挥着越来越重要的作用，已成为不可或缺的研究手段。

目前，针对湿法除尘技术的数值模拟研究多集中于除尘效率影响因素的探究[14]，包括液滴速度、液滴粒径、颗粒物粒径等。其中刘晓燕等[15]对液滴速度及尺寸影响捕集效率过程进行了系统分析，发现液滴对颗粒的捕集效率随颗粒物粒径及液滴速度的增大不断提高，而随着液滴粒径的增大则略有降低。Ding等[16]综合分析了液滴尺寸、液滴速度及流场结构对去除效率的影响，其数值模拟结果表明，当液滴粒径为30µm，且液滴与颗粒间相对速度为1m/s 时，其相互作用时间得到延长，除尘效率最高。王翱等[17]基于脱硫塔内环境，建立了综合考虑惯性、拦截、扩散、热泳和扩散泳作用的单液滴捕集颗粒模型，分析了温度、液滴直径及颗粒物粒径对捕集过程及效率的影响规律。同时已有研究表明[18]，除尘装置流场分布情况可影响喷淋液滴及颗粒物运动特性，改变液滴停留时间及逃逸率，进而决定整体除尘效率。其中，鲁轲等[19]通过增设导流装置改善了矿用湿式除尘器内部的风流分布，使其脱水效率从93.2%提高到了99.3%。周山明等[20]对喷淋脱硫塔结构进行优化，使得流场分布更加合理；李彩亭等[21-22]通过在湿法除尘设备内部增设斜板及伞罩装置，有效地延长了液滴的停留时间，进而强化了气液相间的传热传质；吴振元等[23]则从液滴直径、液滴初速度、空塔气速、喷淋密度等角度研究了喷淋吸收塔内液滴的运动及分布规律。

而针对于挡板绕流的研究则多集中于强化传热领域[24-27]，较少涉及气力输送、湿法除尘等常见的工业多相流动过程。因此，一种带有挡板结构的新型湿法除尘设备有待设计与开发，以进一步分析完善挡板绕流在强化多相流动过程中的作用机制。对该新型湿法除尘系统实物装置的前期试验研究结果表明，挡板及喷淋液滴的加入可使系统除尘效率由30%提升至82%[28]，其关键就在于挡板结构强化了喷淋液滴与含尘气流间的相互作用。基于该论断，本文综合湿法除尘与挡板绕流技术优势，针对所设计的带有挡板结构的喷雾降尘装置，通过数值模拟方法分析了不同挡板安放角下的气相旋流场特性，同时探究了旋流场作用下喷淋液滴相运动特性随入口风速、挡板安放角及粒径尺寸的变化规律，并拟合推导了喷淋液滴逃逸率预测公式，为湿法除尘器的设计及性能提升提供了理论参考。

1 模型建立

1.1 物理模型

带有挡板结构的喷雾降尘系统示意图如图1所示，主要由变频风机、滤网、弓形挡板及喷头组成，其中喷头喷淋方向为斜向下与含尘气流呈逆流接触。系统运行时，右侧含尘气流在风送流场作用下进入左侧集尘区（对应图1 红框区域），由下而上依次流经液滴喷淋区、挡板旋流区及滤网过滤区，在集尘区内实现颗粒物与液面、液膜及液滴等多种形式间的相互作用，最终从上方出口排出。其中旋流区域内液滴与颗粒物间的相互作用是去除PM10、PM2.5等细小颗粒物的关键，因此，为了深入探究该区域内喷淋液滴及颗粒物的运动情况，选取集尘区作为计算区域建立物理模型，其中两块弓形挡板分别于集尘区两侧壁面交替设置，定义挡板弦与所在壁面的夹角为安放角（θ），并设置安放角大小为可调控，本文中安放角共设置有30°、45°、60°、90°及120°五种布置方案，如图2所示，详细结构参数见表1。

图1 一种带有挡板结构的喷雾降尘系统示意图

图2 挡板安放角布置方案

表1 集尘区计算模型结构参数

集尘区三维计算模型如图3 所示（240mm×400mm×942mm），与实验模型为1∶1 比例。利用ICEM 软件对计算区域进行六面体结构化网格划分，并对近壁处及挡板附近进行网格加密，同时通过Z=0.4m 处中心截面竖直方向速度分量对网格数量进行了无关性验证，以安放角θ=60°为例，结果如图4 所示，可以发现随着网格数量增加到675608 后，进一步增加网格数量至1537830，速度值变化量不超过5%。因此，综合考虑计算精度与计算速度，确定最终网格数量为675608。

图3 计算区域三维模型建立及网格划分

图4 网格无关性验证结果

1.2 数学模型

因实际工况下压力差及温度差均较小，因此模拟中将连续相气体和离散相液滴均视为不可压缩流体。本文着重探究气、液两相流动问题，初步将含尘气流作纯净空气进行处理。经试算，当入口风速为2m/s时，其雷诺数Re已达到105数量级，故选用k-ε湍流模型模拟气相湍流运动，同时，喷淋液滴体积对于整个装置内的气相体积分数远小于10%，且碰撞形式多表现为离散相与壁面间的相互作用，不考虑液滴间的相互碰撞，因此采用离散相模型（DPM）进行喷淋液滴相的行为描述。

1.2.1 连续相数学模型

不可压缩定常流动的质量守恒方程（连续性方程）见式(1)。

动量守恒方程见式(2)。

式中，ρ 为流体密度；t 为时间；ui、uj分别为i、j方向上的速度分量；xi、xj分别为i、j方向上的位移分量；p为静压；τij表示作用在垂直于i轴平面上沿j 方向的切应力（即应力张量）；fi为作用在单位质量流体微团上的体积力（包括重力和外部体积力）。

1.2.2 离散相数学模型

仅考虑曳力和重力作用的离散相运动方程见式(3)。

式中，up为离散相运动速度；u 为连续相流体运动速度；fD(u-up)为单位质量曳力；ρp为离散相密度；g为重力加速度；ρ为流体密度。

1.3 计算方法及边界条件

由于具有收敛性好、精确度高等优点，标准k-ε 模型已广泛应用于模拟各类湍流运动[29-30]。1986年，Yakhot 和Orszag[31]在此基础上考虑了涡流对湍流的影响进而提出了RNG k-ε 模型，该模型提高了对旋流流动的预测精度[32-33]。本文选用RNG k-ε 湍流模型，并采用不考虑颗粒间相互作用的DPM 模型对装置内的喷淋液滴及固体颗粒等离散相进行描述，同时考虑重力效应。其中，由于喷淋液滴与含尘气流呈逆流接触，离散液滴相的存在会对气相流场产生一定的扰动，因此，为提高数值计算的准确性与可信度，模拟过程中采用连续相与离散相间耦合计算方法，其具体计算步骤为先计算连续相流场到收敛，然后加入离散相颗粒，再重新对连续相进行计算，直到连续相与离散相的计算结果都不会因为继续耦合而发生改变。对液滴相采用稳态的追踪方式，以获得其在挡板结构下的运动情况。

设定气相介质为空气，液滴介质为水。含尘气流以一定速度从速度入口注入，为避免回流，设置出口为压力出口，结合操作工况和模型尺寸估算，确定湍流强度为5%，水力直径为0.16m。喷头轴线方向为斜向下且与竖直方向呈45°，采用实心锥（solid cone）方式模拟加入喷淋液滴，设定同时加入流场的液滴粒径相同，喷淋锥角固定为60°，喷淋初始速度为10m/s。十个喷头沿集尘区长度方向均匀布置，其喷淋总量固定为600mL/min。边界条件的设置过程中，对于气相而言，壁面均采用标准无滑移壁面；由于发生撞击后液滴会吸附于壁面形成液膜，因此设置壁面对液滴相的边界条件为碰撞即捕捉。

1.4 试验验证

1.4.1 实验方案

为了验证数值模拟方法的可靠性，搭建了如图5 所示的实验平台，集尘区由透明亚克力板制成。其中以高浓度烟雾为可视化介质，近似地通过烟雾流线来表征气相流场流线，烟雾由风机从底部入口给入，在连续片光激光的照射下，通过相机捕捉获得烟雾的流动过程。通过微型转轮风速仪对中心平面上的Z方向上的速度分量进行实验测量。预测结果整体趋势吻合较好，其中由于测量仪器对气相流场的干扰，导致右侧近壁区内的实验值略低于数值模拟值。通过以上对比可以看出，数值模拟结果基本反映了集尘区内的实际流动情况，验证了该数值方法的可靠性，涡旋结构的实验结果将在后续部分进行讨论。

图5 实验装置

图6 涡内Z方向速度分量的实验与数值模拟结果对比

1.4.2 误差分析

本文涉及的实验测量参数包括速度分量和涡旋结构可视化。为了保证实验测量精度，对相同工况下中心界面上的Z轴方向速度分量进行了多次测量取均值处理，而转轮风速仪作为侵入式测量仪器，对于流场的系统误差难以避免。在涡旋结构可视化实验过程中，对比发现不同Y值处截面的烟雾流动具有相似的规律，为保证与数值模拟结果的一致性，选取对装置中心截面进行拍摄。

2 数值模拟结果及分析

2.1 涡旋结构

由于集尘区结构沿长度方向具有延伸性，故选取Y方向中心截面模拟结果对气相流场特性进行分析。同时在数值模拟过程中发现，相较于挡板安放角，气相场流动特征受入口风速影响较小，且测试过程中发现当入口风速为1m/s 时，含尘气流与喷淋液滴接触较充分。因此本文以v=1m/s 为主要工况开展气相场的数值模拟工作。

图7为不同挡板安放角对应的气相流线图，其中θ=0°表示未设置挡板工况。从图7(a)可以观察到，未设置挡板时大部分气流均沿着远离入口一侧壁面快速上升至出口，仅在入口上方壁面处由于剪切作用产生了一定量的回流，整体流动状态较为平稳；增设两块安放角为30°的挡板后，可以发现气流在挡板安置点的近壁处出现了多个小尺度附壁涡旋；调整挡板安放角为45°时，可以发现相较于30°，两块挡板后方的涡旋尺度显著增大，而附壁小尺度涡旋数量逐渐减少；随着安放角进一步增大至90°，对应图7(e)，可以发现两挡板下游涡旋充分发展，其作用范围达到最大，涡旋流动逐渐成为集尘区域主流运动。由以上分析可知，弓形挡板的设置可诱导产生多个涡旋流动，显著提升集尘区的气相湍流强度，为喷淋液滴与含尘颗粒间的相互作用创造了有利条件。

图8 为安放角等于60°时，不同时刻烟雾在两挡板间流动情况的可视化实验结果。从图中可以清楚地观察到，挡板作用下烟雾在装置内形成了明显的旋转流动，与数值模拟所得涡旋结构较好吻合。

图7 不同挡板安放角对应的气相流线图

图8 气相流场的可视化实验结果

2.2 气相速度分布

由图9 气相速度分布云图可知，未设置挡板时，由底部入口进入的气流基本保持与入口相同宽度快速上升至出口，气相在整个装置内充满效果较差，即不能够充分利用集尘区域内空间，存在大量低速“流动死区”（对应速度云图中蓝色区域）。增设挡板后，可以发现当安放角θ 为30°、45°时，“流动死区”仍大量存在，主要集中在挡板附近区域，涡旋内流动速度较低；调整安放角为60°、90°及120°时，可以明显地观察到，由于挡板的剪切、分离作用，气流在流经两块挡板时，由于流道收缩，流速迅速增加，随后在剪切作用下，分别在两挡板之间及上部挡板与出口之间形成了两个速度分布由外圈向中心区域呈逐渐减小趋势的涡旋流动，此时，气体较好地充满了整个集尘区域内部，“流动死区”情况得到明显改善。

图9 不同挡板安放角下的速度分布云图

为进一步分析涡旋区域内气相流动情况，模拟获得了安放角θ=60°工况下的涡旋区域气相矢量图，如图10 所示。可以发现气流行至上部挡板尾部时，在与竖直壁面碰撞后产生了分离，大部分气流继续沿着直流通道快速上升，少部分气流在产生撞击后以相对较低的速度紧贴壁面向下运动，进而形成了所观察到的旋流现象。图11 为挡板间涡旋中心位置处速度分布，可以发现，涡旋呈现明显的不对称性，涡旋中心偏向下方有挡板一侧，且在涡旋中心出现速度极小值，基本为零，在两侧靠近壁面处产生速度极大值。同时可以观察到，安放角为60°和120°两工况时，由于具有相等的直流通道宽度，因此其二者速度分布较好吻合；而当θ=90°时，由于直流通道进一步变窄，涡内速度极大值相对于60°和120°两种工况均有所提高，且涡旋中心进一步向右侧偏移。

图10 涡旋区域气相矢量图

图11 涡旋中心位置高度处的速度分布

2.3 压力分布情况

压降是评价除尘设备的一个重要指标，图12为不同安放角对应的集尘区内静压分布云图。从图中可以看出，由于挡板的阻碍作用，使得原本较为均匀[对应图12(a)无挡板工况]的压力分布趋向于复杂化，在局部形成显著的压力梯度，具体表现为第一块挡板下方区域压力迅速升高，且由于流道迅速扩张，气流流经挡板后在挡板后方区域产生了明显的低压回流区，直流通道处的流体在压力梯度作用下不断向该区域涌入，进而形成流体的旋转运动。

图12 不同挡板安放角下的静压分布云图

图13 进、出口压降随安放角及入口风速的变化规律

2.4 喷淋液滴运动轨迹

为探究不同工况下喷淋液滴的运动规律，本文分别对粒径为60µm、120µm和160µm的液滴的运动轨迹进行了DPM 数值模拟。图14 为不同粒径喷淋液滴的运动轨迹，从图14(a)中可以发现未设置挡板时，粒径为120µm的喷淋液滴以10m/s的初速度进入气相后，其运动速度迅速向当地气相流速衰减，并在以1m/s 的速度从底侧边进入的含尘气流作用下，除部分在惯性作用下直接撞击到与入口相对的壁面及底部液面，大部分液滴则紧贴着远离入口一侧壁面快速上升至出口并产生逃逸。该过程中含尘气流与喷淋液滴接触过程较为平缓，集尘区空间利用率较低。

图14 不同粒径下喷淋液滴的运动轨迹

通过前述对气相旋流场的分析可知，该复杂旋流场的存在不仅可提高气相湍流强度，同时由于曳力作用还能够有效延长液滴运行轨迹以及提高液滴与挡板及竖直壁面间的碰撞概率以减少夹带现象。通过对比可以发现，当液滴粒径较小（60µm）时，由于液滴跟随性较好，大部分液滴均沿着气相涡旋外圈高速区迅速向上运动，仅有少量液滴在流经挡板时与挡板发生碰撞捕集，出口仍存在明显的逃逸现象。随着液滴粒径增大至120µm，对于单个喷淋液滴，由于质量的增加使得惯性力在颗粒的运动方程中所占比重增大，因此与60µm 粒径液滴运动轨迹相比，可以观察到第一块挡板下方液滴的分布数量明显增多。同时，由于液滴的惯性力与受到的来自逆流含尘气流的曳力逐渐趋于平衡，导致液滴运动速度变化减缓，同时液滴轨迹也变得更加复杂，且被夹带至第二块折流板上方的液滴数量极少，这有助于喷淋液滴与含尘气流间的充分混合。而当液滴粒径继续增大至160µm 左右，惯性力已远大于气流所引起的流动阻力，此时绝大多数液滴将直接沿着喷淋轴线方向撞向壁面及水池液面。

2.5 喷淋液滴逃逸率及驻留时间表现

工业生产过程中，逃逸率是衡量除尘设备性能的一个重要指标，逃逸现象不仅会影响设备除尘效率，同时还会造成二次污染。模拟过程中，定义逃逸率为从上方出口离开的液滴数量与累计喷淋液滴总量的比值。图15 为入口风速1m/s 时，不同挡板设置方案下的液滴逃逸率情况。从图中可以观察到，未设置挡板时液滴逃逸现象严重。保持入口风速不变，增设不同安放角的挡板后，可以发现喷淋液滴的逃逸率得到了明显改善，其中当安放角θ=60°时，改善效果最为明显，该工况下粒径范围在40～160µm 之间的液滴逃逸率均维持在5%以下；调整安放角为90°，当喷淋液滴粒径大于80µm时，已基本消除逃逸现象。而对于安放角为120°及45°工况，其分别在粒径增大至100µm 及140µm 时，才较好地改善逃逸现象。

图15 不同工况下喷淋液滴逃逸率的变化规律

由以上分析可知，挡板结构对喷淋液滴逃逸率的改善效果随安放角呈现如下趋势：60°＞90°＞120°＞45°。分析拟合多种工况下的数值模拟结果，得到了考虑挡板安放角θ及液滴粒径Dp的逃逸率计算公式[式(4)]。

本文所讨论的驻留时间（Te）指的是所有喷淋液滴在碰撞到壁面、弓形挡板或从出口逃逸之前的在装置内的平均运行时间。图16 为喷淋液滴驻留时间随挡板安放角、入口风速及液滴粒径的变化规律，由于当θ=60°、90°时旋流现象最为明显，因此仅对这两种挡板安置方案下的驻留时间进行了统计分析。从图16 中可以发现，当入口风速较低（0.5m/s）时，驻留时间随着液滴粒径的增大呈单调递减趋势，此时液滴受到来自气相的曳力作用较小，随着液滴粒径的不断增大，其质量不断增加，质量力逐渐主导液滴运动，使得被气流携带至旋流区的液滴数量迅速减少，进而导致喷淋液滴平均驻留时间减少。当入口风速增大至1m/s 时，可以发现驻留时间随着粒径的增大呈现先增加后减少的趋势，在100µm 前后达到极大值，此时液滴所受惯性力与曳力相平衡，其运动速度缓慢，运动轨迹复杂；当入口风速进一步增大到2m/s 时，液滴惯性力远大于所受曳力，使得喷淋液滴更易在下方挡板附近处即与碰面产生碰撞吸附，因而从图16 中可以观察到该工况下液滴驻留时间始终保持较低水平，且随液滴粒径与挡板安放角的调整变化较小。对于实际运行过程中液滴粒径集中范围内（80～140µm），可以发现1m/s 工况下相同粒径液滴的驻留时间表现要明显优于其他工况，且当安放角θ=60°时表现达到最优工况。