彭聚濤，孫國剛，朱 喆

（中國石油大學(xué) 化學(xué)工程學(xué)院 過程裝備實(shí)驗(yàn)室，北京102249）

循環(huán)流化床煙氣脫硫工藝（CFB-FGD）是近年來發(fā)展起來的一種煙氣脫硫方式，具有占地少、系統(tǒng)簡單、脫硫效率高、投入小、無水產(chǎn)生、運(yùn)行費(fèi)用低等優(yōu)點(diǎn)，被認(rèn)為是一種很有前景的煙氣脫硫技術(shù)［1］，目前已經(jīng)有很多循環(huán)流化床煙氣脫硫裝置投入商業(yè)運(yùn)行。但由于脫硫塔是單側(cè)進(jìn)氣，會(huì)造成脫硫塔內(nèi)氣體流場的不均勻，導(dǎo)致煙氣不能與脫硫劑充分接觸，從而影響脫硫效率。流場不均勻也是造成結(jié)垢的主要原因之一［2-3］。

循環(huán)流化床煙氣脫硫反應(yīng)器提升管中氣體的流動(dòng)形式非常復(fù)雜，要想通過精確的實(shí)驗(yàn)測量和建立普遍適用的數(shù)學(xué)模型非常困難［4］。筆者以循環(huán)流化床煙氣脫硫反應(yīng)器為研究對象，應(yīng)用數(shù)值模擬的方法研究反應(yīng)器提升管中的氣相流動(dòng)規(guī)律，考察了流場均勻性的評價(jià)指標(biāo)，并提出了能使流場均勻的多文氏管管徑排布方式，為循環(huán)流化床煙氣脫硫反應(yīng)器進(jìn)氣結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)提供支持。

1 循環(huán)流化床煙氣脫硫反應(yīng)器進(jìn)氣結(jié)構(gòu)流場的數(shù)值模擬方法及網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)

1.1 模型的選擇

假設(shè)循環(huán)流化床反應(yīng)器內(nèi)氣體不可壓縮，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程湍流模型對不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)形式的脫硫反應(yīng)器內(nèi)部氣相流場進(jìn)行模擬，該模型的方程如式（1）、（2）所示。

連續(xù)方程：

式（1）、（2）中，U為速度矢量，m／s；p為壓力，Pa；τ為剪切應(yīng)力，N／m2；ρ為流體的密度，kg／m3。

離散方程組選用SIMPLE算法求解，壓力梯度項(xiàng)采用標(biāo)準(zhǔn)格式進(jìn)行處理，各方程對流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式。

1.2 物理模型及計(jì)算域模型

根據(jù)工業(yè)循環(huán)流化床脫硫反應(yīng)器的尺寸，利用近似?；ń⑷鐖D1所示的模擬結(jié)構(gòu)。脫硫塔提升管段高10m、內(nèi)徑600mm。煙氣從塔底一側(cè)經(jīng)過90°彎頭，后由文丘里將煙氣分布在脫硫塔內(nèi)。彎管半徑R＝310mm，內(nèi)半徑ri＝155mm，外半徑r0＝465mm。Z坐標(biāo)位于文丘里出口、提升管的下端截面的終點(diǎn)處，沿提升管向上為Z軸正向。

利用Fluent的前處理軟件Gambit進(jìn)行網(wǎng)格劃分。采用混合網(wǎng)格計(jì)算網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量為500000。該結(jié)構(gòu)的計(jì)算域模型及網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 脫硫塔結(jié)構(gòu)尺寸及網(wǎng)格劃分Fig.1 Structure size of desulphurization tower and the grid plot

1.3 邊界條件

（1）進(jìn)口邊界條件

速度入口，均勻來流，方向垂直于彎管的入口截面，大小為15m／s。

（2）出口邊界條件

壓力出口，出口壓力（表壓）設(shè)為零。

1.4 模擬結(jié)果的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，首先對李進(jìn)龍［5］在實(shí)驗(yàn)中所采用的循環(huán)流化床實(shí)驗(yàn)裝置及其所做的實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行了模擬，并將模擬所得結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。對比模擬與實(shí)驗(yàn)所得的流化床截面上的軸向速度如圖2所示。由圖2可知，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果能夠較好的吻合。由此可見，數(shù)值模擬的方法能夠較好地反映出循環(huán)流化床反應(yīng)器中的流動(dòng)情況，確認(rèn)了k-ε湍流模型對循環(huán)流化床三維流動(dòng)問題的實(shí)用性。

圖2 循環(huán)流化床煙氣脫硫塔進(jìn)氣結(jié)構(gòu)流場模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比Fig.2 Comparison of simulation results and experimental data for gas flow in inlet configuration of circulating fluidized bed desulfurization tower

1.5 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)

CFD數(shù)值模擬計(jì)算中，網(wǎng)格劃分的好壞對模型的收斂和計(jì)算結(jié)果的精度具有重要的影響［6］。對于應(yīng)用相同的離散格式，網(wǎng)格細(xì)化，離散誤差則減小。在數(shù)值計(jì)算時(shí)，對于網(wǎng)格細(xì)化的要求是，再進(jìn)一步的細(xì)化網(wǎng)格，在誤差允許的范圍內(nèi)數(shù)值解幾乎不再變化，使數(shù)值計(jì)算的結(jié)果基本與網(wǎng)格無關(guān)［7］。

為了減小由于網(wǎng)格而引起的計(jì)算精度誤差，在同一幾何模型、邊界條件下，對物理模型進(jìn)行不同的網(wǎng)格數(shù)劃分，考察數(shù)值計(jì)算結(jié)果（在本研究中考察同一截面上的軸向速度），對比基準(zhǔn)網(wǎng)格和加密的網(wǎng)格發(fā)現(xiàn)模擬結(jié)果不隨網(wǎng)格的進(jìn)一步細(xì)化而改變。

不同網(wǎng)格數(shù)時(shí)Z＝4000mm截面上的軸向速度的計(jì)算結(jié)果如圖3所示。從圖3可見，在網(wǎng)格數(shù)為200000時(shí)，軸向速度出現(xiàn)了較大的偏離，對比網(wǎng)格數(shù)500000時(shí)和網(wǎng)格數(shù)1000000時(shí)的計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)誤差較小，說明基準(zhǔn)500000的網(wǎng)格數(shù)已滿足了計(jì)算精度的要求，將這時(shí)的網(wǎng)格劃分作為模擬的標(biāo)準(zhǔn)。下面的計(jì)算結(jié)果均是在驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性以后的結(jié)果。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)時(shí)脫硫塔Z＝4000mm截面上的軸向速度的計(jì)算結(jié)果Fig.3 Calculated results of the axial velocity at Z＝4000mm in desulphurization tower with different grid number

2 循環(huán)流化床煙氣脫硫反應(yīng)器進(jìn)氣結(jié)構(gòu)為單個(gè)文丘里入口時(shí)的流場分析

為了分析此結(jié)構(gòu)的軸向速度沿提升管的發(fā)展變化趨勢，截取了脫硫塔XZ面的軸向速度等勢圖，如圖4所示。

圖4 脫硫塔XZ剖面軸向速度等勢圖Fig.4 Contours of axial velocity at XZ profile of desulphurization tower

由圖4可知，文丘里擴(kuò)口段軸向速度在靠近入口方向的一側(cè)出現(xiàn)負(fù)值，說明氣體流動(dòng)出現(xiàn)了回流區(qū)。氣體向上流入脫硫塔提升管時(shí)，回流區(qū)繼續(xù)存在，而后隨著提升管高度的增加，由于流動(dòng)的發(fā)展，回流區(qū)逐漸消失，氣體軸向速度在同一截面上的不均勻性得到逐步改善。

為了研究單個(gè)文丘里布?xì)饨Y(jié)構(gòu)對脫硫塔提升管中氣相流場的影響機(jī)理，分別截取了脫硫塔XZ剖面的軸向速度矢量圖和壓力分布如圖5所示。從圖5可看出，均勻氣流在流經(jīng)彎管時(shí)，由于受到彎管曲率的影響，氣流在彎管處產(chǎn)生離心力，從而使氣相流場發(fā)生了偏離，在經(jīng)過文丘里縮口段和加速段后，這種偏離沒有得到明顯的改善，從而在文丘里擴(kuò)口段繼續(xù)向一側(cè)偏離，遠(yuǎn)離入口段的一側(cè)壓力升高，而在另一側(cè)壓力出現(xiàn)了負(fù)值，從而產(chǎn)生回流區(qū)［8］。向上隨著提升管高度的增加，這種偏離程度逐漸減小，使氣流分布不均勻性得到改善。

圖5 脫硫塔XZ剖面軸向速度矢量和壓力分布圖Fig.5 Axial vector and pressure distribution in XZ profile of desulphurization tower

3 循環(huán)流化床煙氣脫硫反應(yīng)器進(jìn)氣結(jié)構(gòu)的優(yōu)化研究

3.1 改進(jìn)的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)

為了改善90°彎頭進(jìn)氣結(jié)構(gòu)造成脫硫塔提升管內(nèi)上行氣流的不均勻性，采用改進(jìn)的多管文丘里布?xì)饨Y(jié)構(gòu)代替單管文丘里布?xì)?，進(jìn)氣裝置結(jié)構(gòu)如圖6～圖8所示。

圖6 改進(jìn)進(jìn)氣結(jié)構(gòu)的脫硫塔尺寸示意圖Fig.6 Schematic for the size of desulphurization tower with modified inlet structure

脫硫塔原始進(jìn)氣結(jié)構(gòu)為單個(gè)文丘里，改進(jìn)的結(jié)構(gòu)Ⅰ中，文丘里管群的喉管直徑相等，內(nèi)徑均為64mm；改進(jìn)的結(jié)構(gòu)Ⅱ是在結(jié)構(gòu)Ⅰ的基礎(chǔ)上，文丘里管群繞Z軸旋轉(zhuǎn)30°分布，各喉管內(nèi)徑相等，均為64mm；結(jié)構(gòu)Ⅲ是在結(jié)構(gòu)Ⅱ的基礎(chǔ)上調(diào)節(jié)管徑大小分布。改進(jìn)的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)I、II、III示于圖7。在結(jié)構(gòu)III中，先后考察了12種結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)調(diào)節(jié)后當(dāng)1、2、3、4、5號(hào)文丘里喉管內(nèi)徑為64mm，6、7號(hào)文丘里喉管內(nèi)徑為66mm時(shí)，7個(gè)文丘里管內(nèi)的流量偏差系數(shù)最小，這時(shí)的結(jié)構(gòu)定為Ⅲ（1）；當(dāng)1、2、3、5號(hào)文丘里喉管內(nèi)徑為64mm，6、7號(hào)文丘里喉管內(nèi)徑為65mm，4號(hào)文丘里喉管內(nèi)徑為68mm時(shí)，提升管里的速度不均勻度最小，這時(shí)的結(jié)構(gòu)定為Ⅲ（2）。

圖7 改進(jìn)的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)Ⅰ和Ⅱ（Ⅲ）的文丘里管群分布及編號(hào)Fig.7 Venturi tubes distribution and number of the gas inlets with modified structureⅠandⅡ（Ⅲ）

3.2 流場的評價(jià)方法

為研究進(jìn)氣結(jié)構(gòu)對脫硫塔內(nèi)流場分布的影響，人們提出了流量偏差系數(shù)［9］和氣體速度分布不均勻度［10］兩種評價(jià)方法。

流量偏差系數(shù)α可由式（4）計(jì)算，氣體速度分布不均勻度ξ可由式（5）計(jì)算。

式（4）中，n為文丘里管的個(gè)數(shù)，為總流量在每個(gè)文丘里管內(nèi)的平均值，Qi為單個(gè)文丘里內(nèi)的氣體流量值。

式（5）中，m為同一截面上測點(diǎn)的個(gè)數(shù)，為某一截面的平均軸向速度，ui為任一測點(diǎn)的軸向速度。速度不均勻度ξ越大，表明流場分布均勻性越差。

3.3 改進(jìn)進(jìn)氣結(jié)構(gòu)的脫硫塔流場分析及其評價(jià)指標(biāo)的對比

按式（4）計(jì)算幾種結(jié)構(gòu)的流量偏差系數(shù)α，結(jié)果列于表1。按式（5）對不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)的各截面的氣體分布不均勻度進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果示于圖8。

從圖8可以看出，改進(jìn)進(jìn)氣結(jié)構(gòu)后，脫硫塔截面上氣流分布得到不同程度的改善，這說明優(yōu)化的進(jìn)氣結(jié)構(gòu)能夠改善脫硫塔內(nèi)氣相流場的分布，進(jìn)而能夠提高脫硫劑和煙氣的混合均勻度。

表1 脫硫塔不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)的流量偏差系數(shù)（α）Table 1 Flow rate deviation factor（α）of different inlet structures in desulphurization tower

圖8 不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)脫硫塔流場的不均勻度Fig.8 Velocity non-uniformity in desulphurization tower with different inlet structures

但是，從表1可知，即使相對來說7管流量達(dá)到均勻的結(jié)構(gòu)Ⅲ（1），其截面速度不均勻度也比較差（見圖8）。為了分析造成這種現(xiàn)象的原因，截取了結(jié)構(gòu)Ⅲ（1）脫硫塔入口XZ剖面的軸向速度矢量，示于圖9。由圖9可知，氣流從文丘里噴出后在提升管的底部發(fā)生了一定程度的偏轉(zhuǎn)，這種偏轉(zhuǎn)使得即使7管流量均勻噴出，但提升管底部截面上的速度也會(huì)不均勻。

圖9 結(jié)構(gòu)Ⅲ（1）的脫硫塔入口XZ剖面的軸向速度矢量圖Fig.9 Contours of axial velocity at XZsector of

煙氣從多管文丘里噴出后，沿著提升管向上流動(dòng)，隨著提升管高度的增加，煙氣在提升管內(nèi)的流動(dòng)形式最后發(fā)展成為管流。將煙氣從脫硫塔底部擴(kuò)口沿脫硫塔向上發(fā)展到管流的長度定義為入口影響區(qū)長度，幾種不同結(jié)構(gòu)達(dá)到管流流型時(shí)的入口影響區(qū)長度列于表2。從表2可知，結(jié)構(gòu)Ⅱ和Ⅲ（2）的入口影響區(qū)長度最短。入口影響區(qū)長度減小可以降低反應(yīng)器的高度，節(jié)約成本。

表2 幾種不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)脫硫塔入口影響區(qū)長度Table 2 The height of inlet affected zone in desulphurization tower with different structures

循環(huán)流化床反應(yīng)器中，底部氣、固混合程度是循環(huán)流化床內(nèi)部反應(yīng)的決定性因素之一［11-12］。如若速度不均勻度比較差，則不利于煙氣與脫硫劑混合均勻，從而不利于脫硫反應(yīng)。因此，只考察7管中的流量是否均勻來判斷提升管截面上的速度是否均勻是不準(zhǔn)確的。所以，脫硫塔截面速度不均勻度比流量偏差系數(shù)在評價(jià)該結(jié)構(gòu)下的流場是否均勻更為準(zhǔn)確。

4 循環(huán)流化床煙氣脫硫反應(yīng)器進(jìn)氣結(jié)構(gòu)的系統(tǒng)阻力

系統(tǒng)阻力是指從彎管入口到脫硫塔出口之間的壓降。幾種不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)下脫硫塔的系統(tǒng)阻力列于表3。從表3可以看出，改進(jìn)進(jìn)氣結(jié)構(gòu)后的系統(tǒng)阻力要小于原始設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)的系統(tǒng)阻力。

表3 不同進(jìn)氣結(jié)構(gòu)脫硫塔的系統(tǒng)阻力（Δp）Table 3 Δpof desulphurization tower with different inlet structures

5 結(jié) 論

（1）采用優(yōu)化的多管文丘里布?xì)饨Y(jié)構(gòu)，能實(shí)現(xiàn)脫硫塔內(nèi)流場均勻的目的，而且系統(tǒng)阻力比較小。

（2）在評價(jià)煙氣脫硫塔提升管流場的均勻性時(shí)，速度分布不均勻度比流量偏差系數(shù)更為準(zhǔn)確，更能有效地反應(yīng)煙氣脫硫塔提升管內(nèi)真實(shí)的流場均勻程度。

［1］HE B.Discussion on sintering flue gas desulfurization technology in iron and steel plant ［J］. Science Technology and Industry，2009，9（7）：100-102.

［2］趙旭東，項(xiàng)光明，姚強(qiáng)，等.循環(huán)流化床煙氣脫硫吸收塔內(nèi)結(jié)垢現(xiàn)象及機(jī)理分析［J］.化工學(xué)報(bào)，2006，57（2）：397-402.（ZHAO Xudong，XIANG Guangming，YAO Qiang，et al.Analysis of scaling on absorber wall of CFB-FGD system and its mechanism［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering（China），2006，57（2）：397-402.）

［3］LIU Yunyi，KATO Kunio.Process analysis of semidry desulfurization process in power-particle spouted bed［J］.Chemical Engineering of Japan，2000，33（2）：223-231.

［4］劉陽，陸慧林，劉文鐵，等.循環(huán)流化床多組分顆粒氣固兩相流動(dòng)模型和數(shù)值模擬［J］.化工學(xué)報(bào)，2003，54（8）：1065-1071.（LIU Yang，LU Huilin，LIU Wentie，et al.Model and simulation of gas-solids flow with wide size distributions in circulating fluidized beds［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering（China），2003，54（8）：1065-1071.

［5］李進(jìn)龍.循環(huán)流化床脫硫器進(jìn)氣裝置對速度場影響實(shí)驗(yàn)與數(shù)值分析［D］.天津：天津大學(xué)，2004.

［6］畢榮山，馬連湘，姚云，等.高Schmidt數(shù)下噴射器內(nèi)湍流混合的多尺度模擬模型建立［J］.計(jì)算機(jī)與應(yīng)用化學(xué)，2007，24（11）：1523-1526.（BI Rongshan，MA Lianxiang，YAO Yun，et al.Multi-scale simulation of turbulent mixing in ejectors with high Schmidt：Building mathematic models ［J］.Computers and Applied Chemistry，2007，24（11）：1523-1526.）

［7］張鍇，BRANDANI Stefano.流化床內(nèi)顆粒流體兩相流的CFD模擬［J］.化工學(xué)報(bào)，2010，61（9）：2192-2207.（ZHANG Kai，BRANDANI Stefano.CFD simulation of particle-fluid two-phase flow in fluidized beds［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering（China），2010，61（9）：2192-2207.）

［8］李偉，趙長遂，段倫博，等.多管文丘里循環(huán)流化床煙氣脫硫冷態(tài)氣流流場試驗(yàn)研究［J］.鍋爐技術(shù)，2006，37（3）：72-76.（LI Wei，ZHAO Changsui，DUAN Lunbo，et al.Experimental investigation on cold gas flow field in multi-venturi CFB-FGD ［J］.Boiler Technology，2006，37（3）：72-76.）

［9］胡金榜，李艷平，李進(jìn)龍，等.循環(huán)流化床脫硫器文丘里式入口對流動(dòng)特性的影響［J］.天津大學(xué)學(xué)報(bào)，2005，38（3）：225-228.（HU Jinbang，LI Yanping，LI Jinlong，et al.Effect of venturi inlet configuration on flow character in circulating fluidized bed desulfurization reactor［J］.Journal of Tianjin University，2005，38（3）：225-228.）

［10］SCHLICHTHAERLE P，WERTHER J.Axial pressure profiles and solids concentration distribution in the CFB bottom zone［J］.Chemical Engineering Science，1999，54（22）：5485-5493.

［11］魏飛，楊艷輝，金涌.內(nèi)構(gòu)件對高密度提升管內(nèi)氣體混合行為的影響 ［J］.化工學(xué)報(bào)，2001，52（9）：766-770.（WEI Fei，YANG Yanhui，JIN Yong.Effect of internals on gas dispersion in high density riser［J］.Journal of Chemical Industry and Engineering（China），2001，52（9）：766-770.）