脱硫塔内2种喷嘴喷淋特性及对塔壁影响的数值模拟

林瑜

LIN Yu

（霍尼韦尔中国研发中心，上海201203）

（Honeywell Technology Solution（China），Shanghai 201203，China）

0 引言

随着超低排放技术改造在火电领域和非电领域的快速推广，涉及喷淋脱硫塔的各种增效技改方案不断涌现，包括单塔双区、双塔串联、双托盘、喷淋区域优化改造等［1-2］。各种技改方案都以塔内气液两相间的“三传一反”规律为基础，对这些物理规律的掌握程度将直接影响脱硫增效的具体落实和污染物的达标超净排放。

计算流体动力学（Computational Fluid Dynamics，CFD）数值模拟是研究湿法脱硫装备的重要手段。与纯气相模拟相比，多相流模拟考量了气液两相间的耦合关系，从而为深入理解吸收塔内的流动和传热传质提供了重要帮助。如文献［3-4］通过颗粒与壁面的碰撞模型考察了液滴在塔壁上的沉积现象，分析了一次射入液滴和二次反弹液滴之间的动量关系和粒径关系；文献［5］模拟分析了烟气流速、雾化盘转速和喷雾量对内流特征和烟气平均停留时间的影响；文献［6］模拟了近壁喷嘴加大喷淋量后防止烟气边壁偏流、逃逸的效果；文献［7］对增效环“Wall Ring”进行了模拟；文献［8］模拟了热熔喷淋造粒。上述文献都没有考虑在模拟中加入热质交换的有关模型，忽略了液滴运动过程中的质量、液滴直径以及气相温度场的变化。文献［9］虽然对带湍流器的喷淋塔内的温度场进行了模拟，但由于忽略了湍流器上部“持液”和气相之间复杂的相互作用模型，因此塔内压降的模拟结果存在较大偏差。文献［10］采用欧拉-欧拉多相流模型对单个空心锥喷嘴进行了数值计算，得到了不同操作参数和出口尺寸对喷淋液质量浓度径向分布的影响，但只针对单喷嘴。文献［11］和文献［12］对空冷塔前空气预冷装置内的气液两相流动和换热过程进行了模拟，但前者仅针对单个空心锥喷嘴进行了研究，后者虽然计算了数个喷嘴，但离散相壁面边界条件的设置，使得相当一部分液滴在撞击壁面后不再参与计算，导致温度场、压力场等的模拟结果与实际情况存在出入。综上所述，对大型脱硫塔内气液两相间流动和传热规律的研究还有待进一步深入。此外，受限于硬件条件，以往文献常对模拟的吸收塔尺寸进行缩减，或仅包含少量喷嘴以降低计算量，由此也制约了研究结果在实际工程中的推广。

工程实际中，喷淋塔内常用的喷嘴是实心锥喷嘴和空心锥喷嘴。不同喷嘴协同配合时塔内烟气的整流及冷却、喷射浆液的扩散和流动特征、浆液在壁面上的质量浓度分布以及浆液对壁面的冲刷磨蚀等物理问题，涉及吸收塔内喷嘴的排布优化、喷淋覆盖面的设计、吸收塔内衬和涂层的设计以及烟气净化设备的耐用性和安全性等，这些问题都需要进一步深入研究。为此，本研究借助上海市超级计算中心的硬件平台，对某大型脱硫塔内采用实心锥和空心锥喷嘴的2 种工况进行数值仿真，充分考虑气液两相间的质量、动量和能量的交互耦合，并将气相湍流脉动对颗粒运动的影响也考虑在内。最终考察了采用2 种喷嘴时的塔内喷淋效果，获得了液相在塔内的分布规律并分析探讨了液相对壁面冲蚀磨损的影响。希望本研究结果可为进一步认识喷淋塔内气液两相的流动和互相作用，以及优化吸收塔的设计提供借鉴。

1 数学模型及求解方法

本研究的气液两相流模拟采用欧拉-拉格朗日方法，即在欧拉系下处理连续相（气相），在拉格朗日系下处理离散相（液滴颗粒）。模拟中两相间的耦合作用通过气相场中的源项加以考虑，在颗粒轨道计算中还考虑了气相湍流脉动对颗粒相的影响。最后，通过数值模拟分析了喷淋过程对壁面的冲蚀磨损效果。

本研究的数值模拟对塔内的气液两相流动做如下简化。

（1）忽略气液两相与塔壁间的传热。

（2）考虑到脱硫反应的化学反应热远小于塔内的蒸发相变热和对流换热量（本研究设计工况下的原烟气平均入口SO2质量浓度为700 mg∕m3（标态），若将化学反应热换算成蒸发相变热，则前者连后者的3%都不到），为了便于讨论，忽略塔内化学反应热。

（3）烟气为不可压缩流，将液滴视作刚性球体。

（4）不考虑液滴之间的碰撞、破碎及聚并效应。

（5）不考虑因液滴蒸发、变形导致的烟气流速和曳力系数的变化。

气相湍流的模拟采用标准k-ε 模型，近壁面采用标准壁面函数。气相湍流对颗粒相的分布和轨迹的影响通过离散相随机游走（Discrete Random Walk，DRW）模型来计算。当计算离散相的液滴颗粒轨道时，将同时跟踪计算颗粒沿轨道的热量、质量、动量损益，这些物理量将用于随后的连续相计算。交替求解离散相与连续相的控制方程，直到二者均收敛为止。通过积分流场中颗粒的运动、能量以及组分方程，得到颗粒的速度、轨迹、温度和组分分布。其中，气相对液相的曳力系数的计算采用Morsi 等［13］提出的模型。气液两相间的热湿交换计算主要考虑对流换热所导致的液滴显热升温和液滴蒸发的过程，对流换热系数的计算和液滴表面水蒸气向气相主体的传质系数的计算采用经典的Ranz-Marshall 关联式［14］。主气流中水蒸气扩散系数的 计 算 采 用Fuller-Schettler-Giddings 方 程［15］。在计算离散相对壁面的冲蚀和磨损时，要考虑颗粒碰撞壁面前后的入射角度和反弹角度，同时还要考虑入射速度和反弹速度之间的关系，本研究采用文献［3-4］推荐的壁面碰撞模型。

迭代计算过程采用ANSYS Fluent 计算平台实现。由于采用随机颗粒轨道模型，因此，不仅要跟踪每个液滴颗粒的位置信息，而且还要考虑湍流速度脉动的随机特征对粒子受力平衡的影响。考虑到这种随机性，对每条液滴颗粒轨迹进行20 次计算，以保证湍流脉动引起的液滴轨迹分布具有统计意义。模拟过程中，连续相每计算40 次进行1 次离散相迭代，离散相迭代更新1 次最多需跟踪656 000条液滴颗粒的轨迹线（4层喷淋全部开启时）。

模型求解时，压力-速度耦合采用SIMPLE 算法，利用基于压力的分离式求解器进行计算。对流项的差分均采用二阶迎风格式。将方程组收敛条件设为连续性、动量、能量、组分和湍流方程的各项残差都小于1×10-5。实际模拟中发现，连续性（质量守恒）方程continuity的残差只能达到1×10-3，其余残差皆可达到10-5量级甚至更低。为了更好地确定模拟工况的收敛性，设置喷淋后烟气出口的气相冷却终温、水蒸气体积分数、速度和压力等的截面平均值作为监控指标，待这些监控指标都趋于平稳，则认为迭代过程收敛。图1 为模拟实心锥喷嘴4 层喷淋时，迭代过程中监控因子逐渐趋于平稳的过程。与此同时，还对模拟对象边界所在范围进行质量流守恒和热流平衡的计算，检验各出入口的总不平衡率。结果发现，质量流和热流的不平衡率比1‰还小几个数量级，由此进一步证明了方程组收敛的可靠性。

图1 迭代过程中监控因子的变化曲线Fig.1 Curves of multiple monitors during iteration

2 模拟研究对象

2.1 脱硫塔及模拟计算区域

本研究对某实际运行的大型烟气脱硫喷淋塔进行模拟。该喷淋塔设计工况烟气量为1.20×106m3∕h，原烟气温度为130 ℃。原烟气中O2体积分数为17.0%，CO2体积分数为3.5%，水蒸气体积分数为7.0%，其余主要为氮气。模拟对象的计算区域和网格划分如图2所示。喷淋塔的模拟范围为浆液池的顶部到塔顶屋脊式除雾器的入口。模拟过程中不考虑浆液管路和喷嘴本体对流动的影响。脱硫塔直径为11.00 m，模拟段总高度为15.50 m。烟气入口烟道尺寸为8.00 m × 4.50 m（长×高），烟道底部距塔底1.50 m。烟气入口在第1 层喷淋下方，烟气出口在模拟区域的顶端。

图2 计算区域和网格划分Fig.2 Calculation domain and meshing

2.2 喷淋层、喷嘴及液滴粒径分布

脱硫塔共4 层喷淋，喷淋层与塔底的距离Z 分别为8.00，10.00，11.75，13.50 m，底层喷淋距吸收塔入口顶部2.00 m。每层喷淋均布置41个喷嘴，单个喷嘴流量为56.6 t∕h，喷射角度为90°，喷淋浆液温度为50 ℃，浆液密度为1 140 kg∕m3。该脱硫塔原设计为实心锥喷嘴，实际使用过程中发现部分喷嘴经常堵塞且不易清理，故改造后全部更换为空心锥喷嘴，2 种喷嘴的液滴颗粒分布相近。本研究针对这2 类喷嘴分别进行仿真分析。模拟中，每个喷嘴喷出的粒子束数目为20，每束包含10种不同直径的颗粒。单个喷嘴液滴的累积质量分布规律（实测值）如图3所示。

将液滴分布拟合成函数式。一般认为液滴群服从Rosin-Rammler（R-R）分布，其表达式为

将式（1）取2次对数后得到

以ln{-ln[1- F(d)]}为纵坐标、ln d 为横坐标，整理液滴累积质量分布的数据，如图4所示。

图3 单个喷嘴液滴的累积质量分布规律Fig.3 Cumulative mass fraction distribution of droplets from one nozzle

图4 单喷嘴液滴粒径的Rosin-Rammler分布拟合Fig.4 Rosin-Rammler curve fitting the size of droplets from one nozzle

图4 中，拟合直线的斜率即为均匀性系数n，由截距n ln-d 可求得液滴特征尺寸-d，就此得到n=3.5，-d=1.7 mm。图4 中，相关系数的平方R2=0.995 8，说明液滴分布的实测数据和R-R 分布函数吻合得很好；同时，F检验结果显示，F值高达1 411，说明自变量和因变量的线性关系十分显著。方差分析和F检验显著性分析都证明了R-R 分布可以很好地表征液滴粒径的累积质量分布规律，因此，本研究的模拟采用上述统计分布的计算结果。

2.3 边界条件及网格划分

烟气入口和出口分别为速度入口和压力出口，塔壁上的离散相边界条件为reflect。经多次网格无关性试验后，确定网格总数为170万时，能同时满足计算精度和速度的要求。网格形式为六面体，并对变量梯度变化较大的区域进行局部加密。

2.4 模型及模拟结果的合理性检验

为了验证模拟的正确性，将数值模拟的结果与现场实测数据进行比较。现场实测的原烟气数据虽略有波动，但与模拟工况基本接近；现场也为4层实心锥喷淋工况，与本研究的模拟工况一致。实测的吸收塔出口烟气温度为323～325 K（50～52 ℃），净烟气的绝对湿度为11.5%～12.3%，图1 中数值模拟监控的烟气冷却终温和烟气湿度就在上述现场实测值的区间内。因此，本文确定的模型合理可靠，模拟结果也在可接受的范围内。

3 数值模拟结果与分析

3.1 2种喷嘴的喷淋效果分析

以下着重从气相场的角度，分析2 种喷嘴的喷淋效果。

图5 为实心锥和空心锥喷嘴4 层喷淋时垂直中心截面上的气相速度场云图。由图5 可见，无论哪种喷嘴，4 层喷淋时，液相对气相的整流作用相似且效果都较好：原烟气以高速的刚性气流冲入吸收塔，上百个喷嘴的高密度喷淋以及塔壁的几何构造限制导致水平速度分量急剧衰减，不到塔中心，水平动量就很小了，烟气转而以较为均匀的速度垂直向上，和喷淋液呈逆向流动。这种气相速度的“重整”，显然和喷淋层的整流及冷却作用有关系。良好的整流效果使得烟气速度在喷淋段分布均匀，没有“偏流”和“旋涡”现象，而截面上的速度场分布越均匀，烟气在塔内的停留时间就越长，气液接触效果也就越好。

图5 4层喷淋时垂直中心截面上的气相速度场云图Fig.5 Contours of gaseous velocity magnitude on the vertical central plane with four-layer spray

图6 为实心锥和空心锥喷嘴4 层喷淋时垂直中心截面上的气相压力场云图。由图6可见，4层喷淋时，2 种喷嘴的气相压力分布较为相似：由于喷淋层所在区段气体整流效果良好，烟气入口顶部平面之上的气相压力等势线十分平直，故烟气入口以上的区域基本可视作平推流，截面上的速度差异很小，可以认为基本只有垂直向上的速度分量。此时，图中的气相压力等势线和烟气流动方向基本垂直；随着喷淋层数的增多，气体流动方向上的静压逐层降低。

图6 4层喷淋时垂直中心截面上的气相压力场云图Fig.6 Contours of gaseous pressure on the vertical central plane with four-layer spray

图7 为实心锥和空心锥喷嘴4 层喷淋时垂直中心截面的湍动能分布云图。由图7 可见，4 层喷淋时，2 种喷嘴的气相湍动能分布也大体相似：由于喷淋区单位体积内的液相占比较大，故高湍动能区域基本覆盖了整个喷淋区。

湍动能增大表明整流效果、气液间动量传递效果的深层次增强。对比图7a和图7b，采用空心锥喷嘴时喷淋段的湍动能略小，这可能与该型喷嘴下方液相质量浓度较低有关。

图7 4层喷淋时垂直中心截面上的湍动能分布云图Fig.7 Contours of gaseous turbulent kinetic energy on the vertical central plane with four-layer spray

图8 为实心锥和空心锥喷嘴4 层喷淋时垂直中心截面上的气相温度场云图。由图8可见，4层喷淋时，2 种喷嘴的塔内气相温度分布也颇为相似：高温烟气冲入吸收塔后，在4 层浆液的密集喷淋下被快速冷却到接近饱和温度（与50 ℃的浆液温度相差无几）［16］。吸收塔中大部分区域都处于冷却后的温度（冷却终温），只有靠近吸收塔入口的区域有明显的温度梯度，且基本在底层喷淋以下就完成了烟气的冷却。喷淋液的蒸发过程和烟气的降温增湿过程完全对应，即传热和传质互相耦合，在此气液热湿交换过程中，水滴的蒸发相变最终使烟气中的水蒸气接近饱和，净烟气温度则与喷淋浆液的温度基本一致。

图8 4层喷淋时垂直中心截面上的气相温度场云图Fig.8 Contours of gaseous temperature on the vertical central plane with four-layer spray

3.2 2 种喷嘴喷淋时的液滴空间分布及对塔壁冲蚀磨损的影响分析

以下着重从液相分布的角度，分析2 种喷嘴喷淋时液滴的空间分布、壁面上的液滴质量浓度分布以及液滴对吸收塔壁面冲蚀磨损的影响。

图9 为实心锥和空心锥喷嘴4 层喷淋时垂直中心截面上的液相质量浓度分布图。将图9a 和图9b的质量浓度最高限缩小后，得到图9c 和图9d，以便更清晰地观察2种喷嘴的喷淋形态和液滴的空间分布特征。

由于垂直中心截面正好经过某几个喷嘴的中心线且喷嘴附近离散相质量浓度最高，故喷淋段的相应区域显示为红色。由于各层喷淋的浆液最终都叠加到塔体下部，因而无论采用哪种喷嘴，底层喷淋以下的浆液高质量浓度区域都最大。从图9还可以看出，在烟气入口处形成了一个向下呈45°的带状液滴高质量浓度区。这主要是由于原烟气高速冲入后将浆液滴横向吹起，改变了其原先垂直下降的轨迹而产生了一个水平方向的动量；同时，高温烟气将一部分浆液蒸发，也使得高温区域的离散相质量浓度降低［17］。

图9 4层喷淋时垂直中心截面上的液相质量浓度分布图Fig.9 Contours of liquid mass concentration on the vertical central plane with four-layer spray

从图9 可以明显看出，各喷嘴沿射流方向离散相的质量浓度逐渐降低（可见清晰的喷嘴扩散角和喷射轨迹），这是喷嘴雾化和液滴扩散的体现。2 种喷嘴的喷淋形态有明显差别：对实心锥喷嘴而言，喷嘴出口及其正下方的液相质量浓度相对最高，向外逐渐降低；而空心锥喷嘴的喷淋形似“伞”状，浆液沿喷嘴出口的切向喷出，喷嘴正下方浆液质量浓度很低，因此空心锥喷嘴喷出的“伞尖”处质量浓度最高，浆液质量浓度集中在“伞面”（喷嘴出口的圆锥曲面）上并向外逐渐衰减，此即空心锥喷嘴的工作特性。

图10 为实心锥和空心锥喷嘴4 层喷淋时水平截面上的液相质量浓度分布图。截取底层喷淋（Z=8.00 m）和第2层喷淋（Z=10.00 m）之间的若干个水平截面，以考察第2 层喷淋浆液从2 种不同喷嘴喷出后在塔内扩散的差异。从图10a 可以看出：对于实心锥喷嘴，从Z=10.00 m的高度喷出的浆液，在下落过程中质量浓度不断降低，扩散范围不断加大，水平截面覆盖率不断增大；下落1.50 m 后（即Z=8.50 m 处），塔体水平截面上的浆液质量浓度基本达到均匀，液滴基本覆盖整个塔体水平截面。从图10b 可以看出：对于空心锥喷嘴，从Z=10.00 m 高度喷出的浆液沿喷嘴出口切向的圆锥曲面下落扩散，覆盖范围逐渐增大；随着高度的不断降低，圆锥曲面上浆液的质量浓度也不断降低；水平截面横切圆锥曲面得到的一个个圆环不断加大，最终各圆环相切（Z=9.30 m），继而又相交，水平面上的浆液覆盖率和浆液均匀程度都不断提高。空心锥喷嘴下方的一个个圆环对应的是高质量浓度的喷淋浆液，而圆环内部则是低质量浓度区，这在图10b 中的Z=9.30 m，Z=9.60 m，Z=9.75 m截面尤其明显，这也是空心锥喷嘴的工作特点。在Z=8.50 m处，空心锥喷嘴喷淋的截面覆盖率略逊于实心锥喷嘴，但在抵达底层喷淋（Z=8.00 m）前，2 种喷嘴喷淋的水平截面覆盖率就相差无几了。图10 还给出了烟气入口水平中心截面（Z=3.75 m）的液相分布图，其中塔体中部的高质量浓度区域，对应的就是图9 中烟气入口处斜向下呈45°的带状液滴质量浓度高值区［17］。

图11 为实心锥和空心锥喷嘴4 层喷淋时塔壁上的液相质量浓度分布图，从中可以看出塔壁上液膜分布的情况。由图11a可见，实心锥喷嘴喷淋时，近塔壁的每层喷嘴喷出的浆液在壁面上形成较均匀的液膜，随着喷淋层从上至下逐层叠加，出现了液滴质量浓度由低到高的有层次的壁面“挂水”现象。这一从上至下液膜逐层加厚的现象在图9c 中的塔壁上也能看得很清楚。反观图11b，空心锥喷嘴喷淋时，近塔壁的每层喷嘴喷出的浆液沿圆锥曲面以高质量浓度的“伞”状薄层向壁面集中打去，从而在塔壁上形成一个个弧形的伞状高质量浓度区；高质量浓度浆液集中打击壁面后，一部分液滴反弹而不是沿壁面流下，“伞”状区下方形成了质量浓度相对较低的区域；同时，从上至下喷淋逐层叠加，越往下壁面上“伞”状区的液相质量浓度越高。因此，与实心锥喷淋时液相质量浓度逐层增大的台阶型壁面“挂水”现象有所不同，空心锥喷嘴喷淋时壁面上一圈波浪形的“伞”状高质量浓度区（浆液击打壁面的区域）和一圈“伞”下低质量浓度区交替出现（越往下浆液质量浓度还是越来越大的）。空心锥喷嘴喷淋时塔壁上浆液分布的这一特点，在图9b、图9d 的纵向截面和图10b 中Z=9.00 m 和Z=9.30 m的水平截面上都可以明显看出（注意，图10b 中Z=9.60 m，Z=9.75 m，Z=9.95 m 截面边壁上的一圈液膜，可视作第3、第4层喷淋形成的壁面“挂水”）。

图10 4层喷淋时水平截面上的液相质量浓度分布图Fig.10 Contours of liquid mass concentration on the horizontal cross sections with four-layer spray

图11 4层喷淋时塔壁上的液相质量浓度分布图Fig.11 Contours of liquid mass concentration distributed on the tower shell with four-layer spray

图12 为实心锥和空心锥喷嘴4 层喷淋时离散相对壁面的冲蚀磨损速率分布图。将图12a 和12b的量程缩小后，得到图12c 和12d，以便更清晰地观察2种喷嘴对应的塔壁冲蚀磨损速率的差异（图12c和12d 中的镂空处为超量程上限的区域）。从图12可以明显看出，采用空心锥喷嘴时，塔壁上的冲蚀磨损速率云图与图11 所示的塔壁上液相质量浓度分布云图相似：对应4 层喷淋，呈现4 条波浪形的高磨损率样貌。进一步对比图12b、图12d、图10b（Z=9.00 m，Z=9.30 m 截面）和图11b 可以看出，喷射浆液到壁面的行程越短，壁面上对应的液相质量浓度越高，壁面上的部分区域磨损率也越高，这是空心锥喷嘴的浆液从圆锥曲面喷出继而高速撞击塔壁所致（由此也造成了部分浆液的反弹）。而实心锥喷嘴喷出的浆液分布较为均匀，对壁面的打击力也相对较轻、较分散。从图12 可见，近壁面喷嘴采用空心锥喷嘴时，喷淋段壁面磨损速率的最大值是采用实心锥喷嘴时的5倍，因此，采用空心锥喷嘴时壁面受打击和被磨穿的风险要高得多。

图12 4层喷淋时离散相对壁面的冲蚀磨损速率分布图Fig.12 Contours of the discrete-phase slurries erosion rate on the tower shell with four-layer spray

该大型烟气脱硫喷淋塔塔内曾一度全部采用空心锥喷嘴（流量为56.6 t∕h），这种不合理的喷嘴布置方式最终导致喷淋塔壳体在使用不久后即遭破坏。从图13中能明显看到，内壁面上防腐材料被磨蚀减薄，暴露出碳钢基底，有的地方碳钢壁面已被击穿。当空心锥喷嘴布置在近壁面时，在相对较小的壁面区域集中了较多的喷淋量，喷淋液持续的打击和冲刷使得塔内衬甚至碳钢壳体在较短时间内出现破损。一旦壁面破裂，浆液就会冲出吸收塔，严重影响现场运行的安全性。如果不更换喷嘴，则必须对破损的壁面和薄弱部位（经常受到喷淋液打击的壁面）进行加固，如采用耐腐蚀、耐磨损性能更好的碳砖内衬，或在破损处焊上316L 加厚钢板等，由此将显著增加喷淋段的施工难度和工程造价，并降低脱硫系统与主机的同步运行率。

基于上述数值仿真试验结果，最终将靠近塔壁的一圈喷嘴全部更换为流量相同、液滴粒径分布相近的实心锥喷嘴，收到了很好的效果，之后再未出现过壁面被浆液打穿的情况，如图14所示。近壁面处采用实心锥喷嘴的另一好处是实心锥喷嘴喷出的浆液在塔壁上可形成较为均匀的液膜，从而可有效防止气流在塔壁面处发生“短路”（气流“短路”会导致吸收塔冷却和净化效率降低），以迫使其尽可能往塔体中部流动。反观空心锥喷淋液在塔壁上的分布，容易造成局部高质量浓度和局部低质量浓度，而低质量浓度意味着壁面上的液膜较薄，这就给气流在塔壁发生“短路”提供了条件。

图14 近壁面全部更换为实心锥喷嘴后壁面磨损情况Fig.14 Erosion status of tower shell after replacing all the near-wall hollow cone nozzles by solid cone ones

图15 中的高亮区域为吸收塔烟气入口对面2处易受浆液颗粒冲刷和磨损的内壁，其磨损速率甚至超过受喷嘴打击的喷淋段壁面，而且无论采用哪种喷嘴都会发生这种情况，这在图12 及图10a（Z=3.75 m）、图10b（Z=3.75 m）中也能见到。出现这种情况的主要原因是：原烟气高速冲入使得最底层喷淋下方的部分浆液滴被横向吹起；同时，气流冲入塔内后在径向快速扩张，带动这部分浆液向正对烟气入口的吸收塔侧壁面冲刷过去。为此，要对图中高亮区域进行有针对性的壁面加固或防冲刷涂覆，以防壁面被磨穿或击穿。

图15 吸收塔烟气入口对面2处易磨损内壁Fig.15 Two places vulnerable to erosion on the inner wall opposite to the flue gas inlet

4 结论

本研究采用CFD 数值模拟方法，考察了实心锥和空心锥喷嘴的塔内喷淋效果，获得了喷淋浆液的扩散和分布规律，并探讨了近壁面喷嘴的喷射对塔壁磨蚀的影响，主要结论如下。

（1）无论采用哪种喷嘴，4 层喷淋时，液相对气相的整流作用相似且效果都较好；2 种喷嘴的气相速度场、压力场、湍动能和温度场分布均较为相似。

（2）单个实心锥喷嘴出口的液相质量浓度最高，向外质量浓度逐渐降低。空心锥喷嘴的浆液沿喷嘴出口的切向呈“伞”状喷出，“伞尖”处质量浓度最高，浆液质量浓度集中在“伞面”（近似圆锥曲面）上，“伞面”下方浆液质量浓度很低。

（3）对于某一层空心锥喷淋层，随着高度的降低，水平截面横切喷淋液圆锥曲面得到的一个个圆环不断加大，各圆环先相切，继而相交，水平面上的浆液覆盖率和均匀程度都不断提高。同实心锥喷嘴喷淋一样，合理设计的空心锥喷淋也能满足塔内覆盖率的要求。

（4）实心锥喷嘴喷淋时，沿喷淋层自上而下，在塔壁上形成了液滴质量浓度由低到高、液膜逐层加厚的台阶形壁面“挂水”现象。而空心锥喷嘴喷淋时，近壁面喷嘴喷出的浆液以高质量浓度的“伞”状薄层向壁面集中打去，在塔壁上形成一个个弧形的高质量浓度区；因部分液滴反弹，“伞”状区下方的壁面上形成了浆液质量浓度较低的区域。

（5）塔壁上的冲蚀磨损速率云图与壁面上的液相质量浓度分布云图相似：对应于4 层空心锥喷嘴喷淋，从上至下在塔壁上呈现4 条波浪形的高磨损率样貌。喷射浆液到壁面的行程越短，壁面上对应的液相质量浓度越高，对应壁面上的磨损率也越大。而实心锥喷嘴的浆液分布较为均匀，故对壁面的打击力也相对较轻较分散。本研究中，近壁面喷嘴采用空心锥喷嘴时，喷淋段壁面磨损速率的最大值是采用实心锥喷嘴时的5倍。基于现场壁面被空心锥喷嘴喷流击穿的事实和数值模拟分析的结果，将近塔壁的喷嘴全部更换为实心锥喷嘴，收到了很好的效果。

（6）无论采用哪种喷嘴，吸收塔烟气入口对面内壁均存在2 处易受浆液颗粒冲刷磨蚀的区域，其磨损速率甚至超过受喷嘴打击的喷淋段壁面。为此，需进行针对性的壁面加固或防冲刷涂覆。

致谢：本文部分工作在上海超级计算中心的计算平台上完成，感谢上海超级计算中心提供的硬件和软件技术支持。