趙雨萌，王亦飛，彭昕，位宗瑤，于廣鎖，王輔臣

（1華東理工大學(xué)潔凈煤技術(shù)研究所，上海 200237；2中國石化潤滑油有限公司上海研究院，上海 200080）

引 言

洗滌冷卻室是多噴嘴對置水煤漿氣化技術(shù)(OMB)的關(guān)鍵組成部分，其流動結(jié)構(gòu)與鼓泡塔相似。塔內(nèi)的循環(huán)流動結(jié)構(gòu)對相間混合、傳質(zhì)、移熱有著重要的作用。從氣化室出來的高溫合成氣經(jīng)液膜降溫增濕后沿下降管進(jìn)入洗滌冷卻室的液池中，并在“環(huán)隙中空結(jié)構(gòu)”中上升，環(huán)隙中設(shè)有破泡板，有助于合成氣的洗滌和凈化。近年來，研究者們對洗滌冷卻室內(nèi)氣體穿越液池的過程進(jìn)行了很多研究，例如多相分布特性[1-3]、熱質(zhì)傳遞[4-5]和內(nèi)構(gòu)件流體力學(xué)[6-7]等。對于洗滌冷卻室液池內(nèi)的液相流動結(jié)構(gòu)未有相關(guān)研究。洗滌冷卻室內(nèi)湍動劇烈，加之破泡器結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，簡化的流體力學(xué)模型計算存在較大的偏差，結(jié)果的可靠性也難以保證。因此通過冷模實驗來確定洗滌冷卻室內(nèi)的液相循環(huán)結(jié)構(gòu)具有重要意義。

目前，鼓泡塔內(nèi)液體流速分布的測量有很多方法。早期，Hills[8]用改進(jìn)的Pitot管測量了液體速度，對液體循環(huán)進(jìn)行研究，所得結(jié)果被廣泛采用。之后，Krishna等[9-12]不斷對Pitot管進(jìn)行改進(jìn)，以適應(yīng)不同體系液相速度的測定。另外，一些基于光學(xué)原理和傳熱原理的測量方法也得到了一定的應(yīng)用。Wang等[13]，F(xiàn)ranz等[14]，Therning等[15]用熱線風(fēng)速儀測量了鼓泡塔中的液相速度分布。Degaleesan等[16]利用計算機(jī)自動放射性電子粒子跟蹤(CARPT)技術(shù)研究了氣泡柱中的液體再循環(huán)和湍流。Ojima等[17]通過LDV探測器在高空間和高時間分辨率下測量了液相的平均速度和波動速度。大量的研究表明，無內(nèi)構(gòu)件鼓泡塔內(nèi)的液相循環(huán)結(jié)構(gòu)為：液體在塔中心呈螺旋上升，在近壁區(qū)域垂直下降，液相轉(zhuǎn)折點為無量綱徑向位置0.7[18-19]。洗滌冷卻室是一種特殊的底端浸沒并帶有破泡器的環(huán)隙鼓泡床結(jié)構(gòu)。洗滌冷卻室在結(jié)構(gòu)上不同于一般大管徑的垂直鼓泡塔，其內(nèi)構(gòu)件的存在會使氣液兩相流動更加復(fù)雜，以往研究總結(jié)的流動規(guī)律并不適用本系統(tǒng)。因此，有必要采用合適的測量方式對洗滌冷卻室環(huán)隙內(nèi)流動結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，并通過實驗結(jié)果進(jìn)一步發(fā)展適合本實驗裝置下的計算模型。

洗滌冷卻室內(nèi)的湍動程度大、氣含率高，超聲多普勒儀及熱線風(fēng)速儀等傳統(tǒng)測量儀器無法應(yīng)用于該體系的測量。因此，本文通過自行搭建的Pitot測速系統(tǒng)，在按工業(yè)幾何尺寸縮小的洗滌冷卻室中測量液相速度的空間分布。結(jié)合氣含率的徑向分布，研究不同塔高處液相軸向及切向的速度分布；研究表觀氣速對液相速度的影響規(guī)律；對實驗結(jié)果進(jìn)行進(jìn)一步分析以得到適合不同管徑不同表觀氣速下的液相速度的分布關(guān)聯(lián)式。本文工作期望能對氣化爐洗滌冷卻室的合理放大、保障氣化爐的穩(wěn)定運行提供理論依據(jù)。

1 實驗裝置和方法

1.1 實驗裝置

主體實驗裝置如圖1(a)所示。除破泡器由不銹鋼制成外，小型化的洗滌冷卻室裝置主要由有機(jī)玻璃制成。實驗所用液相介質(zhì)為自來水，水由水泵從儲水槽抽出，輸送至洗滌冷卻室內(nèi)指定高度。氣相為空氣，通過羅茨鼓風(fēng)機(jī)連續(xù)進(jìn)入液池內(nèi)，流量由轉(zhuǎn)子流量計控制。氣體在液池中劇烈鼓泡，由洗滌冷卻室上方出氣口排出。環(huán)隙結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示，在距出水口423,473,523 mm處的位置，由下至上布置3個測量口，分別用雙頭電導(dǎo)探針和Pitot管伸入測量，得到液相在環(huán)隙空間內(nèi)的速度分布。液池內(nèi)徑200 mm，下降管內(nèi)徑70 mm，外徑80 mm。實驗結(jié)束后水由下方出水口一次性排出，進(jìn)入儲水槽循環(huán)使用。

圖1 實驗裝置圖Fig.1 Experimental setup diagram

1.2 實驗方法

洗滌冷卻室液池內(nèi)氣含率高、湍流強度大，超聲多普勒儀產(chǎn)生的超聲波在氣相中會快速衰減，無法用于該實驗體系。相比于其他基于光學(xué)原理和傳熱原理的測量方法，Pitot管作為一種接觸式測量方式簡單易行。由于L型和S型Pitot管伸入裝置內(nèi)具有一定的困難，本實驗采用Dywer 160F Pitot管（Ⅰ型）測量洗滌冷卻室內(nèi)的液相速度。管體由直徑7.9 mm的304SS鋼制成，管長44 mm，管的一端有兩對直徑1 mm且互成180°的測壓孔。測量時兩孔測得的壓力分別通過導(dǎo)壓管傳至差壓變送器內(nèi)。差壓變送器的型號為3051CD，測量精度能夠達(dá)到±0.025%。差壓變送器連接A/D數(shù)據(jù)采集卡，通過模數(shù)轉(zhuǎn)換后在電腦直接讀取和采集壓差信號。將測定的壓差信號通過一定的關(guān)系式轉(zhuǎn)換成速度信號，這種轉(zhuǎn)換關(guān)系在不同的測量體系中具有較大差異。最早Forret等[10]提出采用均相流體Benoulli方程進(jìn)行速度和壓力信號關(guān)聯(lián)，但這種關(guān)系式?jīng)]有考慮氣體和固體的影響，并不適用于兩相和三相系統(tǒng)。之后Reimann等[11]對關(guān)系式進(jìn)行改進(jìn)，引入動量因子J，來反映氣含率對測量結(jié)果的影響，公式如下:

本文采用Reimann提出的模型來將壓差轉(zhuǎn)化為瞬時液相速度uL，并通過設(shè)計可靠性實驗對測量數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗證。其中，ΔP為局部壓差；ρg和ρl分別為操作條件下的空氣密度和水的密度；εg為測量位置處的局部氣含率（采用文獻(xiàn)[20]中的BVW-2多通道電導(dǎo)探針測量儀進(jìn)行測量）。洗滌冷卻室內(nèi)的兩相狀態(tài)為液體中分散著氣泡，J的值近似取1。此外，為了避免氣泡進(jìn)入Pitot管影響測量結(jié)果，搭建了如圖2所示的吹掃裝置。每次測量結(jié)束后將自來水經(jīng)三通閥控制進(jìn)入Pitot管，然后從測壓孔排出，使測量系統(tǒng)免受氣泡的干擾。

圖2 皮托管吹掃裝置Fig.2 Pitot tube purge device

實驗在常溫常壓下進(jìn)行。設(shè)置測量頻率為100 Hz，采集時間為30 s。通過將Pitot管沿軸線旋轉(zhuǎn)，可分別測量瞬時液體速度的軸向分量uz和切向液速分量uφ。對不同分量的瞬時速度作時間平均，得到軸向時均速度Uz和切向時均速度Uφ。在每個測量口沿徑向均勻設(shè)置五個測量點（r/R=0.5,0.6,0.7,0.8,0.9。其中，r為測量點離下降管中心的距離；R為液池內(nèi)徑）。在初始靜態(tài)液位h=540 mm的條件下，研究不同表觀氣速下（以環(huán)隙面積計算）下降管出口(h=423 mm)、破泡器下方(h=473 mm)和破泡器上方(h=523 mm)處的液相分布規(guī)律。

1.3 可靠性分析

為評估Pitot管測量的可靠性，本文實驗設(shè)計了一根直徑d=40 mm的豎直光滑圓管，圓管底部連接水泵，通過轉(zhuǎn)子流量計控制將液體從低處送至高處。Pitot管測量圓管中心的最大流動速度為U2。計算值U1通過流量計讀數(shù)V計算。標(biāo)定實驗設(shè)定的流速范圍為0～2 m/s，可以覆蓋本文實驗測定范圍。將實驗值與計算值進(jìn)行比較，如圖3所示，結(jié)果表明測量值與計算值具有較好的吻合性，其相對平均偏差為3.91%。

圖3 實驗結(jié)果與計算值的比較Fig.3 Comparison of experimental results and theoretical values

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 不同高度處氣含率的徑向分布

圖4中給出了洗滌冷卻室內(nèi)距離出水口423，473，523 mm處的氣含率徑向分布，橫坐標(biāo)r/R為無量綱徑向位置?？梢钥吹?，h=423和473 mm處氣含率沿徑向位置逐漸降低，呈現(xiàn)近下降管外壁高而近液池內(nèi)壁低的特點。這是由氣泡在上升過程中向鼓泡塔中心移動[21]引起的。由于氣體分布器的影響，在r/R>0.7處下降管出口處氣含率接近于零。h=523 mm處氣含率呈現(xiàn)拋物線分布，即環(huán)隙中心氣含率較高，邊壁處氣含率較低。破泡板是一個在環(huán)隙中心具有一定空隙結(jié)構(gòu)的內(nèi)構(gòu)件，對上升氣泡起到阻擋和破碎作用，因此在環(huán)隙中心處氣含率較高并且沿徑向分布更加均勻。隨著氣速的增加，不同高度處氣含率的分布曲線變得更陡峭，氣含率增大，由此形成的氣液兩相在徑向的密度差驅(qū)動液相在全塔范圍的大尺度循環(huán)流動[22]。

圖4 不同高度處氣含率的徑向分布Fig.4 Radial distribution of gas holdup at different heights

2.2 不同高度處液相的軸向速度分布

圖5給出了不同高度處液體的軸向時均速度的分布。軸向液速取從下向上流動為正值。從圖中可以看出，h=423和473 mm處液相在靠近下降管外壁處具有最大的上升速度，隨后沿徑向位置的增加逐漸降低，呈現(xiàn)近下降管外壁向上流動而液池內(nèi)壁附近向下流動的結(jié)構(gòu)，液相轉(zhuǎn)折點分別在r/R=0.7和r/R=0.6處。隨著軸向高度的增加，上升面積減小而下降面積增大，這是由于氣泡在上升過程中會有向管中心移動的趨勢[22]，推動液相轉(zhuǎn)折點更早出現(xiàn)。由于液相回流作用，液池內(nèi)壁附近存在負(fù)液相速度。這種液相回流的存在有助于氣液兩相之間的混合及灰渣通過慣性作用而實現(xiàn)分離，利于提高氣體的洗滌作用。h=473 mm處在r/R>0.7之后液相速度沿徑向保持不變，可能是由于破泡板對上方液相回流起到的阻擋作用造成的。由于浮力的作用，氣泡處于加速狀態(tài)，推動液相產(chǎn)生更快的循環(huán)流動。因此，h=473 mm的液相速度沿徑向分布相比于h=423 mm處的分布更加陡峭。這一點與氣含率的分布趨勢相同，氣含率的徑向梯度是驅(qū)動液體運動的動力[23-24]，速度分布規(guī)律與氣含率分布規(guī)律相一致。

圖5 軸向時均速度的徑向分布Fig.5 The radial distribution of axial time-averaged velocity

隨著表觀氣速的增加，液體向上流動和向下流動速度明顯提高，液相循環(huán)速度增大。但速度轉(zhuǎn)折點的位置隨表觀氣速的變化沒有較大差異。另外從圖中可以看出，在低表觀氣速下(Ug≤0.15 m/s)液相速度增加幅度較大，高表觀氣速下(Ug>0.15 m/s)液相速度增加幅度較小，這一點與文獻(xiàn)[25]中的研究相一致。

破泡器的存在改變了液相流動的分布方式。如圖5(c)，h=523 mm不同于其他高度位置出現(xiàn)了兩個液相轉(zhuǎn)折點，分別在r/R=0.55和0.85附近。隨著表觀氣速的增加，液相轉(zhuǎn)折點較為分散，整體液相循環(huán)向下降管中心位置移動。上升區(qū)域面積和下降區(qū)域面積基本保持不變，不同表觀氣速下液速分布曲線依然具有高度的相似性。該位置呈現(xiàn)出環(huán)隙中心處液體向上運動而兩側(cè)液體向下運動的“拋物線”分布。破泡器是一個在環(huán)隙中心具有一定空隙結(jié)構(gòu)的內(nèi)構(gòu)件，氣體沿空隙結(jié)構(gòu)向上流動，推動液相在環(huán)隙中心處具有最大的上升速度。

2.3 不同高度處液相的切向速度分布

洗滌冷卻室內(nèi)切向時均速度的分布如圖6所示，切向取測量位置處從左向右的流向為正值。液相切向速度的分布范圍要明顯小于軸向。其中h=423 mm處切向速度變化范圍最大，在-0.15～0.05 m/s范圍內(nèi)波動。液相轉(zhuǎn)折點與軸向一致，位于r/R=0.7處，并且不隨表觀氣速的變化而變化。h=473 mm在r/R=0.8處出現(xiàn)最大切向速度，為-0.1 m/s左右。受破泡板的影響，h=523 mm切向速度在零附近波動，隨著表觀氣速的增加沒有明顯的規(guī)律。綜上所述，隨著軸向高度的增加，液相的切向速度波動范圍減小，這可能與氣泡橫向偏移的距離減小有關(guān)。Brücker[26]曾提出由于不對稱尾跡產(chǎn)生的特殊壓力場，氣泡升力一部分使氣泡橫向運動。氣泡的橫向移動推動液相產(chǎn)生切向方向的速度波動。Duineveld[27]發(fā)現(xiàn)氣泡運動軌跡包含了直線運動、Z形平面運動和螺旋形三維運動。因此不同高度處液相的切向速度沒有明顯的規(guī)律可循。

圖6 切向時均速度的徑向分布Fig.6 The radial distribution of axial time-averaged velocity

2.4 破泡器上方液相速度的放大預(yù)測

破泡器上方的液相結(jié)構(gòu)分布對研究洗滌冷卻室的傳質(zhì)傳熱及床層的穩(wěn)定性起到至關(guān)重要的作用。以上實驗結(jié)果表明，h=523 mm處切向速度沿徑向分布較小，軸向速度分布代表著流動的主要特征。并且在圖5(c)中，不同表觀氣速下的液相速度均在環(huán)隙中心處達(dá)到最大值，破泡板上方速度分布具有相似性。因此若選擇環(huán)隙中心(r/R=0.7)的液體速度為參考速度，不同氣速下測定的液速分布曲線可以近似用同一條無量綱速度分布曲線來表示，流場的放大效應(yīng)和氣速影響便主要歸結(jié)到中心液速Uc的變化上。如圖7所示，以環(huán)隙中心液速Uc為基準(zhǔn)，對h=523 mm處不同表觀氣速下的液相速度分布進(jìn)行歸一化處理，并通過最小二乘法回歸分析得到擬合曲線，得到以下模型關(guān)聯(lián)式，擬合優(yōu)度為0.99。

圖7 以中心液速為基準(zhǔn)的歸一化液速徑向分布曲線Fig.7 Radial distribution curve of normalized liquid velocity based on central liquid velocity

在鼓泡塔中，關(guān)于中心液速隨塔徑和空塔氣速的變化關(guān)系有過很多研究。早期文獻(xiàn)中通常采用經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式擬合中心液速，通過對不同模型參數(shù)的不斷修正，所得的模型關(guān)聯(lián)式具有一定的適用性。Riquarts[28]將中心液速擬合為塔徑D和空塔氣速Ug的函數(shù)，如式(3)所示。Nottenkaemper等[29]考慮了空塔液速VL的影響，重新對中心液速關(guān)聯(lián)式進(jìn)行擬合，如式(4)所示。Zehner[30]提出關(guān)聯(lián)式(5)。

圖(8)給出了由式(3)～式(5)對環(huán)隙中心的計算結(jié)果與實驗結(jié)果的比較，可以看出Nottenkaemper的關(guān)聯(lián)式與本文實驗的結(jié)果更為接近，特別是在高氣速條件下吻合較好。Nottenkaemper實驗采用的塔徑達(dá)1 m，最高氣速能夠達(dá)到1.45 m/s，與本文實驗條件相一致。綜上所述，結(jié)合式(2)、式(4)，可以對不同塔徑、不同表觀氣速下破泡板上方的液相速度分布進(jìn)行預(yù)測，并適用于高塔徑高氣速條件下的實驗條件和工業(yè)范圍。

圖8 不同表觀氣速下環(huán)隙中心液速與經(jīng)驗式的比較Fig.8 Comparison of central liquid velocity and empirical formula under different apparent gasvelocities

3 結(jié) 論

（1）氣含率的徑向梯度是驅(qū)動液體運動的動力，氣含率分布規(guī)律與速度分布規(guī)律相一致。h=423和473 mm處液相呈現(xiàn)近下降管外壁處向上流動而液池內(nèi)壁處向下流動結(jié)構(gòu)，液相轉(zhuǎn)折點分別為無量綱位置r/R=0.7和0.6。h=523 mm處液相軸向速度不同于其他兩個位置呈拋物線分布，液相轉(zhuǎn)折點分別位于r/R=0.55和0.85附近。

（2）表觀氣速是影響洗滌冷卻室內(nèi)液相流動結(jié)構(gòu)的主要因素。隨著表觀氣速的增加，液相速度明顯增大，軸向速度比切向速度隨氣速的變化更敏感。

（3）液相切向速度的分布范圍要明顯小于軸向，在-0.15～0.05 m/s范圍內(nèi)波動。隨著軸向高度的增加，液相的切向速度波動范圍減小，這可能與氣泡橫向偏移的距離減小有關(guān)。

（4）根據(jù)液速分布曲線的相似性，以h=523 mm的環(huán)隙中心液速為基準(zhǔn)，得到歸一化的液速徑向分布曲線；將流場的放大效應(yīng)和氣速影響歸結(jié)到中心液速Uc的變化上，通過最小二乘法回歸分析得到Uz/Uc模型關(guān)聯(lián)式；經(jīng)檢驗，Nottenkaemper的關(guān)聯(lián)式與本文環(huán)隙中心液相速度的實驗結(jié)果更為接近。

符號說明

g——重力加速度，m/s2

h——距離出水口高度，m

R——洗滌冷卻室液池內(nèi)徑，m

r——徑向位置，m

V——標(biāo)定圓管的流量，m/s

μL——液體黏度，Pa·s