衣淑立,周勝名

（金川集團(tuán)股份有限公司，甘肅金昌737100）

氯氣吸收塔氣液兩相流的數(shù)值模擬研究

衣淑立,周勝名

（金川集團(tuán)股份有限公司，甘肅金昌737100）

利用Fluent軟件對(duì)鎳鈷冶煉系統(tǒng)產(chǎn)生的廢氯氣堿液吸收工藝中的吸收塔進(jìn)行了模擬計(jì)算?？疾炝艘欢ú僮鳁l件下吸收塔內(nèi)氣液兩相流的速度、壓力及氯氣濃度分布。模擬計(jì)算的數(shù)據(jù)表明吸收液噴射量的變化對(duì)吸收塔出口氯氣濃度影響顯著，而對(duì)塔內(nèi)壓降影響不大，與實(shí)驗(yàn)測試值吻合較好，驗(yàn)證了氯氣吸收塔氣液兩相流數(shù)學(xué)模型的正確性。

氯氣吸收塔；數(shù)值模擬；Fluent;吸收液噴射量;

氯氣是一種強(qiáng)氧化劑,主要用于鹽酸、農(nóng)藥、炸藥、有機(jī)染料、有機(jī)溶劑及化學(xué)試劑的制備，有色及稀有金屬冶煉的電解、氯化焙燒、沸騰氯化或氯化揮發(fā)及其它氯化冶金過程等。氯氣又是一種有毒氣體，排入環(huán)境后會(huì)對(duì)人類、動(dòng)植物和其他器物造成危害。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的迅速發(fā)展，計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamic,CFD)模擬高復(fù)雜度的多相流動(dòng)成為可能。近年來,國內(nèi)外學(xué)者應(yīng)用CFD軟件對(duì)氣體吸收塔內(nèi)的多相流進(jìn)行了模擬計(jì)算[1-6],研究結(jié)果用于改進(jìn)吸收塔設(shè)計(jì),取得了較好的效果。某公司鎳、鈷冶煉車間電解陽極有大量的廢氯氣產(chǎn)生,這些廢氯氣通常采用一級(jí)或多級(jí)吸收塔以堿液吸收[7-9]。對(duì)吸收塔內(nèi)氯氣與堿液兩相流進(jìn)行數(shù)值模擬研究,對(duì)改進(jìn)氯氣吸收塔具有指導(dǎo)意義。本文作者擬采用目前比較流行的商用CFD軟件Fluent對(duì)氯氣吸收塔內(nèi)氣液兩相流的流動(dòng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

為便于建模及計(jì)算,對(duì)氯氣吸收塔內(nèi)煙氣與吸收液兩相流動(dòng)狀況作假設(shè)和簡化：將煙氣視為不可壓縮牛頓流體,不考慮塔內(nèi)噴淋管等組件對(duì)氣液流場的影響,假設(shè)液滴為球形,不考慮液滴的碰撞、破碎及聚并,暫不考慮煙氣與液滴之間的傳質(zhì)、傳熱和反應(yīng)。采用歐拉法將煙氣處理為連續(xù)相對(duì)其進(jìn)行描述。

1.2 控制方程

基于上述假設(shè)與簡化,對(duì)于不可壓煙氣流場的連續(xù)控制方程可表示為：

動(dòng)量守恒控制方程為：

式中：p為靜壓，F(xiàn)x、Fy、Fz為液滴對(duì)煙氣流場的反作用力。根據(jù)塔內(nèi)煙氣流動(dòng)湍流實(shí)際情況,本文采用標(biāo)準(zhǔn)～.湍流模型來模擬塔內(nèi)煙氣湍流運(yùn)動(dòng)。

由于噴淋液滴的分散體積率較小(遠(yuǎn)＜10%),故采用拉格朗日法來描述液滴的運(yùn)動(dòng)較為精確,即選用離散相模型(discrete phase models,DPM)來跟蹤液滴運(yùn)動(dòng)。吸收塔內(nèi)的液滴受到諸如重力、曳力、浮力等力的作用,本文主要考慮重力和曳力對(duì)液滴的作用。根據(jù)液滴在煙氣流場中受力分析,液滴顆粒的運(yùn)動(dòng)方程可表示為：

式中：FD(ug-up)為顆粒受煙氣的單位質(zhì)量曳力，其表達(dá)式為：

式（6）中：Re為相對(duì)雷諾數(shù)（或顆粒雷諾數(shù)），其定義為：

CD為液滴受煙氣的阻力系數(shù)與Re相關(guān)。出于計(jì)算收斂的考慮,當(dāng)Re≤1 000時(shí)采用了工程上應(yīng)用較多的CD取值。Re的取值如下：

由于吸收塔內(nèi)煙氣流動(dòng)為湍流,故需考慮煙氣湍流對(duì)塔內(nèi)液滴運(yùn)動(dòng)的影響。本文采用隨機(jī)漫步模型(discrete random walk，DRW)來考察湍流對(duì)液滴軌跡的影響。

液滴的粒徑分布對(duì)氣液兩相流計(jì)算影響很大。在塔內(nèi)液滴的直徑大約分布在0.2 mm～5 mm之間。為了較精確模擬液滴在噴淋塔內(nèi)的運(yùn)動(dòng),本文采用Rosin-Rammler模型來描述液滴的粒徑分布：

根據(jù)噴嘴試驗(yàn)數(shù)據(jù)得出：d=0.002 5，n=3。

由于煙氣粘性和其它性質(zhì)存在，故在吸收塔內(nèi)由噴嘴向下噴出液滴會(huì)受到向上流動(dòng)煙氣的阻力和其它力的作用,因而需要考慮煙氣與液滴之間的作用力。在DPM模型中煙氣(連續(xù)相)與液滴(離散相)之間的作用可表示為：

式中：Fo為其它作用力。

1.3 數(shù)值求解

本文以某冶煉廠廢氯氣吸收塔進(jìn)行模擬：吸收塔直徑為1.5 m,塔高6 m;煙氣進(jìn)口距吸收塔底部2 m,管徑400 mm;吸收液噴嘴距吸收塔底部4.5 m,采用動(dòng)力波噴頭;煙氣出口位于吸收塔縱向軸線方向,管徑400 mm。

模擬計(jì)算所用計(jì)算機(jī)配置為Intel Pentium 2.66 G,DDR RAM 512MB，80 GB,操作系統(tǒng)為Windows XP professional sp2,CFD軟件為Fluent 6.3.13。采用Fluent專用的前置處理器Gambit建立幾何形狀并生成混合網(wǎng)格(圖1),網(wǎng)格數(shù)量約1×105萬個(gè),然后由Fluent進(jìn)行求解。

圖1 吸收塔網(wǎng)格

模擬計(jì)算所用的進(jìn)口煙氣組分見表1。模擬中改變3個(gè)變量：煙氣流量、氯氣深度和吸收液流量,共得到27組模擬結(jié)果。

表1 模擬計(jì)算所用參數(shù)

2 結(jié)果與討論

2.1 塔內(nèi)速度場分布

取煙氣流量5 000 Nm3/h,氯氣深度8×104mg/Nm3,吸收液噴淋流量60 m3/h進(jìn)行模擬計(jì)算,得到吸收塔內(nèi)流場的跡線圖、速度矢量圖及不同界面的流體速度分布,分別見圖2(a)、圖2(b)、圖3。

圖2 塔內(nèi)煙氣速度場—跡線圖(a)和速度矢量圖(b)

圖3 沿吸收塔縱向不同截面的速度分布/(m/s)

從圖2(a)可以看出,吸收塔內(nèi)存在兩個(gè)較大的漩渦區(qū)域。位于吸收塔底部的漩渦區(qū)域流體呈順時(shí)針方向。不同吸收液噴淋速度條件下的模擬都表明，此漩渦區(qū)域不會(huì)隨著吸收液噴淋速度的改變而發(fā)生改變。這說明這個(gè)漩渦區(qū)域的產(chǎn)生主要是由于煙氣進(jìn)口對(duì)面壁面的阻擋作用引起。位于吸收液噴嘴下方的漩渦區(qū)域呈逆時(shí)針方向，這個(gè)漩渦的產(chǎn)生主要是由于噴嘴噴出的液滴對(duì)煙氣的曳力作用而產(chǎn)生。從傳質(zhì)角度來說,渦旋的存在有利于強(qiáng)化氣液兩相間的傳質(zhì)，從而有利于吸收反應(yīng)的進(jìn)行。而從能量損失的角度來看,渦旋的產(chǎn)生必然會(huì)造成壓損的增加。實(shí)際工程當(dāng)中的理想目標(biāo)就是尋找兩者最佳結(jié)合點(diǎn)的流場。另外,由于煙氣出口位于吸收塔軸線位置,使得一部分煙氣沒有與吸收液充分混合就直接從出口排出，降低了氯氣的吸收效率。因此，這種出口布局應(yīng)進(jìn)行改進(jìn),如將煙氣進(jìn)口與出口布置在吸收塔同一側(cè),可改善氣液傳質(zhì)過程。從圖2(b)可以看出,煙氣流速在塔內(nèi)發(fā)生了較大的變化,靠近噴嘴上方煙氣流速有一個(gè)極小區(qū)域,速度接近0。塔內(nèi)組件如吸收液噴嘴等對(duì)流場的均勻性產(chǎn)生影響,在吸收塔設(shè)計(jì)時(shí)須充分考慮此因素的影響,通過合理調(diào)整噴嘴的位置可以將此影響降低。從圖3可以看出,隨著高度增加,塔內(nèi)的煙氣流場漸趨均勻,在煙氣進(jìn)口方向截面上的流場變化最大。

2.2 塔內(nèi)壓力分布

吸收塔內(nèi)壓降變化情況一直是實(shí)際工程設(shè)計(jì)中比較關(guān)注的方面。圖4是煙氣流量為5 000 Nm3/h、氯氣深度100 000 mg/Nm3條件下塔內(nèi)沿縱向界面的壓力分布圖。

圖4 不同吸收液流量時(shí)塔內(nèi)沿縱向截面的壓力分布/Pa

對(duì)比圖4(a)、圖4(b)、圖4(c)可以看出,塔內(nèi)的壓力分布變化不大,吸收液噴嘴對(duì)壓力分布不產(chǎn)生顯著影響，吸收液流量變化對(duì)塔內(nèi)壓降影響很小,不同吸收液噴射量下塔內(nèi)的壓降大約都在130 Pa左右,而構(gòu)成塔內(nèi)壓降的主要區(qū)域是煙氣進(jìn)口和出口區(qū)域。這說明在煙氣流量不變的情況下,改變吸收液噴射量,對(duì)塔內(nèi)壓降的影響不明顯。因此,為了提高氣液傳質(zhì)效率和氯氣吸收率，可以盡量增大吸收液的循環(huán)噴射量。在實(shí)際工程設(shè)計(jì)與運(yùn)行過程中，可通過優(yōu)化進(jìn)出口結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，有效地降低壓損,節(jié)約能耗。

圖5是煙氣流量為5 000Nm3/h、氯氣深度1×105mg/Nm3條件下,不同吸收液流量時(shí)壓力沿?zé)煔膺M(jìn)口管軸線方向上的分布,x=0為吸收塔中心位置?？梢钥闯?隨著吸收液流量增加,這些特定方向的壓力有所增加。在煙氣進(jìn)口方向,煙氣離開進(jìn)口管進(jìn)入吸收塔后壓力逐漸上升,在距吸收塔中心處約一半距離時(shí)達(dá)到最大，此后下降，在吸收塔中心位置達(dá)到一個(gè)極小值，隨后由于碰到壁面，壓力又迅速上升。

圖5 不同吸收液流量時(shí)沿?zé)煔膺M(jìn)口軸線方向的壓力分布

圖6是同樣條件下不同吸收液流量時(shí)沿吸收塔縱向軸線方向的壓力分布，x=0為吸收塔底部位置。在沿吸收塔軸線方向,壓力總體上不斷下降,但在進(jìn)氣管附近,壓力達(dá)到一個(gè)極大值。在高度4.5 m的位置,由于存在噴頭,產(chǎn)生了一個(gè)壓力盲區(qū),使壓力分布產(chǎn)生不連續(xù)。

圖6 不同吸收液流量時(shí)沿吸收塔軸線方向的壓力分布

圖7是氯氣深度為1×105mg/Nm3、吸收液流量為60 m3/h時(shí)不同煙氣流量下塔內(nèi)沿縱向截面的壓力分布圖。隨著煙氣量增加,塔內(nèi)平均壓力逐漸升高,但壓力分布趨勢變化不大。

圖7 不同煙氣量時(shí)塔內(nèi)沿縱向截面的壓力分布

圖8是氯氣深度為1×105mg/Nm3、吸收液流量為60 m3/h時(shí),塔內(nèi)壓降與煙氣量的關(guān)系。隨著煙氣量增加,塔內(nèi)壓降相應(yīng)升高。但在實(shí)際的煙氣量范圍內(nèi),這個(gè)壓降的增加是可以接受的。另外，氯氣深度對(duì)塔內(nèi)壓降的影響不大,這是因?yàn)闊煔庵新葰夂枯^低,因氯氣與吸收液的反應(yīng)而造成的壓力降低較小。

圖8 煙氣量與塔內(nèi)壓降關(guān)系

2.3 氯氣濃度分布

圖9是當(dāng)煙氣流量為5 000 Nm3/h、氯氣深度為1×105mg/Nm3時(shí),不同吸收液流量條件下塔內(nèi)沿縱截面的Cl2濃度分布。很明顯20 m3/h的吸收液流量是偏低的，煙氣出口處的Cl2濃度仍然較高。隨著吸收液流量增大,Cl2與吸收液的傳質(zhì)和吸收反應(yīng)得到強(qiáng)化,吸收液噴嘴上方的低Cl2濃度區(qū)域相應(yīng)增大,煙氣出口處的Cl2濃度逐漸降低;同時(shí),整個(gè)吸收塔內(nèi)Cl2的平均濃度也在下降,Cl2的吸收效率提高。

圖9 不同吸收液流量時(shí)塔內(nèi)沿縱截面的Cl2濃度分布

圖10是吸收液流量變化時(shí)塔內(nèi)沿著吸收塔軸線方向Cl2濃度的變化曲線?？傮w上來看,增大吸收液噴射量,可使Cl2濃度明顯降低。由于吸收塔軸線穿過吸收液噴嘴，噴嘴區(qū)域無法進(jìn)行模擬計(jì)算,因此曲線圖上靠近噴嘴區(qū)域存在一個(gè)濃度分布間斷區(qū)。對(duì)比3條曲線可以看出,吸收液流量為20～40 m3/h時(shí),噴嘴以上Cl2濃度有一個(gè)較小的增加,這可能是由于在較大的煙氣流量下,由于液體噴射流量較小,在噴嘴上方形成了一個(gè)較小的霧化區(qū),這一區(qū)域氣液傳質(zhì)過程受到抑制,氯氣濃度稍有上升。當(dāng)吸收液噴射量達(dá)到60 m3/h時(shí),靠近噴嘴附近,Cl2濃度顯著降低。由于吸收液噴射量的增加對(duì)塔內(nèi)壓降不產(chǎn)生顯著影響,為了提高Cl2吸收率,應(yīng)盡可能提高吸收液的循環(huán)噴射量。

圖10 不同吸收液流量時(shí)沿吸收塔軸線方向Cl2的濃度分布

圖11是不同煙氣量時(shí)塔內(nèi)沿縱截面的Cl2濃度分布。當(dāng)氯氣深度為1×105mg/Nm3、吸收液流量為20 m3/h時(shí),煙氣流量對(duì)Cl2的縱向分布影響不大。但仍然可以看出,煙氣流量的增加對(duì)Cl2的濃度還是產(chǎn)生了影響,隨著煙氣流量增加,氯氣濃度亦稍有增加。在這樣的煙氣流量和Cl2深度條件下,20 m3/h的吸收液噴射量不夠的,煙氣出口處Cl2的濃度依然較高。

圖11 不同煙氣流量時(shí)塔內(nèi)沿縱截面的Cl2濃度分布

圖12是同樣條件下煙氣流量變化時(shí)塔內(nèi)沿著吸收塔軸線方向Cl2濃度的變化曲線?？梢钥闯觯?.5 m以下,煙氣流量對(duì)這個(gè)方向的Cl2濃度影響不大,3條曲線非常接近；在2.5 m以上,Cl2濃度稍有差別,煙氣流量增加,Cl2濃度也有所增加。

圖12 不同煙氣流量時(shí)沿吸收塔軸線方向Cl2的濃度分布

圖13是不同Cl2深度時(shí)塔內(nèi)沿縱截面的Cl2濃度分布。當(dāng)煙氣流量為5 000 Nm3/h、吸收液流量為40 m3/h時(shí)，隨著Cl2深度增加，煙氣進(jìn)口處的Cl2濃度逐漸增加，整個(gè)塔內(nèi)的Cl2濃度也相應(yīng)上升。

圖13 不同Cl2深度時(shí)塔內(nèi)沿縱截面的Cl2濃度分布

圖14是同樣條件下Cl2深度變化時(shí)塔內(nèi)沿著吸收塔軸線方向Cl2濃度的變化曲線。Cl2深度的提高顯然使塔內(nèi)的Cl2濃度升高。在煙氣進(jìn)口以下,3條曲線差別較大,而在進(jìn)口以上,沿吸收塔軸線方向Cl2的濃度差別減小,特別是在出口處,含氯深度8× 104mg/Nm3與1×105mg/Nm3條件下Cl2的濃度幾乎相同。

圖14 不同Cl2深度時(shí)沿吸收塔軸線方向Cl2的濃度分布

3 結(jié)論

本文對(duì)比分析了氯氣吸收塔內(nèi)不同工況下的流體速度場分布、壓力變化和氯氣濃度分布。塔內(nèi)壓降、出口氯氣濃度等指標(biāo)的模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測試值吻合較好,驗(yàn)證了氯氣吸收塔氣液兩相流數(shù)學(xué)模型的正確性。由上述分析可以看出,吸收液噴射量的變化對(duì)吸收塔出口氯氣濃度影響顯著,而對(duì)塔內(nèi)壓降影響不大,因此可通過增大吸收液噴射量有效提高氣液傳質(zhì)效率,提高氯氣吸收效果。數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果為優(yōu)化氯氣吸收塔設(shè)計(jì)與工況條件提供了依據(jù)。[J].山東化工,2014(1)：28-30.

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Numerical Simulation Research on Gas-liquid Two-phase Flows in a Chlorine Absorption Tower

YI Shuli,ZHOU Shengming

(Jinchuan Group Co.,Ltd.,Jinchang,Gansu 737100,China)

Make numerical simulation on chlorine absorption column for nickelamp;cobalt metallurgical process by using Fluent software.Under the certain operating conditions,the inside tower gas-liquid flow rate,pressure,chlorine distribution were investigated. The data from analog computation shows that the change of absorption liquid emitted dose has great influence on chlorine density of absorption outlet,while it cause a minor impact on tower inside pressure drop.The test result is finely matched with the experimental measurement,which proves the accuracy of mathematical model of gas-liquid two-phase flows in a chlorine absorption tower.

chlorine absorption tower;numeral simulation;Fluent;emitted dose of absorption liquid

TF815；TF816

B

1004-4345(2014)05-0030-06

2014-05-22

衣淑立(1966—),男,高級(jí)工程師,主要從事有色冶金管理與技術(shù)研究工作。