撞击距离对撞击流吸收器湿法脱硫脱硝特性影响的三维数值模拟

宋 杰， 吴 波， 苏银海， 张吉超， 钱达蔚， 熊源泉

(东南大学 能源热转换及其过程测控教育部重点实验室， 南京 210096)

研究与分析

撞击距离对撞击流吸收器湿法脱硫脱硝特性影响的三维数值模拟

宋 杰， 吴 波， 苏银海， 张吉超， 钱达蔚， 熊源泉

(东南大学 能源热转换及其过程测控教育部重点实验室， 南京 210096)

针对撞击流吸收器尿素湿法同时脱硫脱硝实验中，撞击距离对吸收器内的流场和脱硫脱硝效率存在影响的问题，基于颗粒动理学理论，结合双流体模型建立了气液流动-反应耦合的三维数学模型，对尿素湿法撞击流吸收器同时脱硫脱硝过程进行了三维数值模拟。模拟结果表明：随着无量纲撞击距离的增加，脱硫效率保持在94%以上，脱硝效率在40%～50%变化，当无量纲撞击距离为2.4～3.1时，脱硝效率最高。

撞击流吸收器； 撞击距离； 湿法脱硫脱硝； 三维数值模拟

传统湿法烟气脱硫脱硝工艺的主体设备有板式塔、填料塔和喷淋塔等。由于体积传质系数低，故传统设备有生产强度低的缺点。撞击流技术是强化传质过程的有效方式[1]，Royaee等[2]通过一系列研究证实撞击流对气-液传质过程具有良好的强化效果。燃煤烟气尾部湿法同时脱硫脱硝技术是目前大气污染物治理领域的研究热点，将撞击流技术应用于湿法烟气脱硫脱硝过程，可增强相间传质，提高废气污染物的脱除效率。

实践证明，撞击距离是撞击流吸收器重要的结构参数，选择合适的撞击距离可以有效提高湿法工艺的脱除效率。当无量纲撞击距离S/D(S表示加速管出口间距，D表示加速管直径)在4～5内，脱硫效率随S/D的减小而降低[3]。但其研究仅停留在操作参数对脱硫效率的宏观影响规律方面，对吸收器内流动特性和燃煤烟气多组分污染物脱除反应的耦合机制认识不足。

为此，笔者基于颗粒动理学理论，针对雾化液滴微小且分布均匀的特征，结合双欧拉模型，考虑相间传质与反应，建立起描述尿素湿法烟气同时脱硫脱硝中复杂的化学反应与异相传质的三维数学模型。通过数值模拟揭示了撞击距离对吸收器内气液两相流场分布及脱硫脱硝效率的影响，并优化了撞击距离设计参量，为实验研究与反应器设计提供参考。

1 模型假设与条件简化

1.1 几何模型

实验的撞击流吸收器几何模型参数为：吸收器筒体直径为600 mm，筒体高为955 mm，加速管直径为127 mm，加速管长度为500 mm，出口直径为300 mm，吸收液经直径为12 mm的喷嘴雾化成小液滴。撞击流吸收器几何模型见图1。

图1 撞击流吸收器几何模型X-Y截面图

1.2 控制方程

1.2.1 连续性方程

(1)

(2)

1.2.2 动量方程

(3)

(4)

式中：τg为气相应力张量，N/m2；τl为液相应力张量，N/m2；pg为气相压力，Pa；pl为液相压力，Pa；ulg为相间速度，m/s；曳力系数β按Gidaspow[4]关联式计算；Flift,g和Ftra,lg分别为气相和液相所受升力，Flift,g=-Ftra,lg，N/m3；g为单位质量力，N/kg。

Ftra,lg与气相速度梯度[5]的关系见式(5)。

(5)

1.2.3 能量方程

(6)

(7)

式中：hg和hl分别为气相和液相的焓，J/kg；λg和λl分别气相和液相的导热系数，W/(m·K)；hlg为气相和液相间传热系数，W/(m3·K)，采用Gunn[6]关联式计算；Tg和Tl分别为气相和液相绝对温度，K；公式右边第三项为液相转变为气相时带来的热量， qLAT为相变潜热，J/kg。

1.2.4 湍流模型

撞击流吸收器内流体流动高度湍动，湍流模型采用标准κ - ε模型。

1.2.5 组分质量守恒方程

(8)

式中：Yi为组分i的质量分数；vi为组分i的平均速度，m/s；Ji为组分i由于浓度梯度产生的扩散通量，kg /(m2·s)，由Fick定律计算；ρ为两相流密度，kg/m3；Ri是第i种物质化学反应的净产生/消耗速率，kg/(m3·s)。

1.3 化学反应模型

尿素湿法同时脱硫脱硝涉及多个复杂的化学反应，可分为气相均相反应过程、气液非均相反应过程和液相反应过程三个部分。

1.3.1 气相均相反应过程

2NO+O2→2NO2

(9)

2NO2→N2O4

(10)

NO+NO2→N2O3

(11)

NO+NO2+H2O→2HNO2

(12)

气相均相反应(9)速率模型采用有限速率/涡耗散模型，该模型同时对Arrhenius反应速率r1[7]和涡耗散反应速率r2[8]进行计算，反应速率rNO取两个速率中较小值。

rNO=min(r1,r2)

(13)

式中：v′为反应物的化学计量系数；v″为生成物的化学计量系数；cNO为反应物NO的浓度，mol/m3；η′为反应物的反应速度指数；k1为Arrhenius反应速率常数；Mi为反应物i摩尔质量，kg/mol；Yi为反应物i的质量分数；κ为湍流动能，J；ε为湍流耗散率；A为常数，取4.0；B为常数，取0.5。

根据化学反应质量作用定律，气相均相可逆反应(10)～(12)的反应速率方程见表1。

表1 气相均相可逆反应速率方程

1.3.2 气液非均相反应过程

SO2+H2O→H2SO3

(14)

2NO2+H2O→HNO2+HNO3

(15)

N2O4+H2O→HNO2+HNO3

(16)

N2O3+H2O→2HNO2

(17)

2NO+2(NH4)2SO3→N2+2(NH4)2SO4

(18)

2NO2+4(NH4)2SO3→N2+4(NH4)2SO4

(19)

SO2、NO2、N2O3、N2O4在液相中的吸收过程满足双膜理论。SO2吸收速率由气膜控制，并假设相界面处SO2的平衡浓度为零[14]。NO2、N2O3、N2O4的吸收速率方程的参数设置与SO2相同。根据扩散定理，液滴表面SO2的传质通量为：

NSO2=kGPSO2

(20)

kG=RgTgkC，PSO2=pgYSO2(MG/MSO2)

式中：NSO2为SO2传质通量，mol/(m2·s)；kG为压力驱动下的气膜传质系数，mol/(m2·s·Pa)；kC为浓度驱动下的气膜传质系数，m/s；pSO2为SO2分压，Pa；Rg为气体常数，J/(mol·K)；MG为烟气的摩尔质量，kg/mol；MSO2为SO2的摩尔质量，kg/mol。

(21)

Rel=dl|vg-v1|ρg/μg

(22)

Sc=μg/ρgDSO2

(23)

(24)

kC=DSO2Sh/d1

(25)

式中：DSO2为SO2扩散系数，m2/s；VFlue为烟气的结构体积，m3/(kg·mol)；VSO2为SO2的结构体积，m3/(kg·mol)；Rel为液滴雷诺数；Sc为施密特数；μg为气相黏度，Pa·s；Sh为舍伍德数；dl为液滴表面平均直径，m。因此，撞击流吸收器内SO2浓度变化速率为：

(26)

cSO2=YSO2ρg/MSO2

(27)

式中：cSO2为烟气中SO2的浓度，mol/m3；a为比相界面积，m2/m3，可根据式(28)、式(29)联合求解[14]。

(28)

(29)

1.3.3 液相反应过程

3HNO2→2NO+HNO3+H2O

(30)

(31)

(NH2)2CO+2HNO2=2N2+CO2+3H2O

(32)

反应(30)的发生会降低脱硝的效率，但根据Lasalle[15]等研究，加入尿素可以发生反应(32)抑制反应(30)的发生，从而提高脱硝效率，并且脱硝过程中，将尿素视为过量，反应级数为0，而HNO2反应级数为1。

rHNO2=k5cHNO2

(33)

式中：cHNO2为HNO2浓度，mol/m3，k5为反应式(32)的反应速率常数，1.82×108exp(-60 400/RgT)，s-1[15]。

根据岑超平等[16]研究，反应(31)为零级反应。

rH2SO3=-dc(NH2)2CO/dt=k6

(34)

式中：c(NH2)2CO为吸收液中尿素的浓度，mol/m3；k6为反应式(31)的反应速率常数，0.014 585 mol/(m3·s)[16]。

1.4 边界条件及初始边界条件

(1) 模拟中设定以质量分数为5%的尿素水溶液为吸收剂(无添加剂)，模拟烟气成分，见表2。

表2 模拟烟气的主要成分 %

(2) 建模过程中为简化计算，将喷嘴简化为长度20 mm、直径为12 mm的管段，液滴视为严格的球体。三维几何模型采用分块的方式划分网格，对入口采用速度进口的边界条件，近壁面处采用标准壁面函数法处理，气相采用无滑移壁面边界条件，液相采用Johnson和Jackson部分滑移边界条件。出口采用自由流边界条件，采用相间耦合的SIMPLE算法。模拟参数见表3。

表3 数值模拟参数

2 模拟结果与讨论

2.1 流动模型验证

基于文献[17]的撞击流反应器和实验工况进行数值模拟验证，通过实验结果和模拟结果分析对比，以验证流动模型的合理性和准确性。

图2为不同气流初始速度对撞击流反应器整体压力损失的实验值[17]与模拟值对比情况。

图2 压力损失与气流速度的关系(实验和模拟对比)

由图2可知：整体上实验值比模拟值略大，但两者趋势一致，随着气体速度的增加，压力损失也相应增大，且误差在-4%～5.4%。图3为单侧进料，气相初始流速为10.2 m/s时，加料颗粒沿喷嘴轴向速度变化实验值[17]和模拟值的对比，结果显示实验值和模拟值误差在0%～7%，颗粒自左侧加速管出来先有一段匀速运动，在接近撞击面时，颗粒开始做减速运动，并在到达最大渗入距离后颗粒的轴向速度变为零。

图3 单侧进料颗粒轴向的速度变化(实验和模拟对比)

图2和图3的验证结果表明：笔者采用双欧拉模型和标准k-ε湍流模型计算的结果与实验结果[17]误差在-5%～7%，该模型可较准确地反映撞击流反应器内气液两相的流动特性。

2.2 撞击流气相流场分析

图4为S/D为4.0时撞击流吸收器内流场稳定时气相速度的矢量图。

图4 水平撞击流气相的速度矢量图

由图4可看出：气相速度场在撞击面两侧呈对称分布，轴向速度经撞击后瞬间变为径向速度向周围扩散。在X-Y截面上，由于存在卷吸作用，每个加速管两侧产生了两个漩涡。在漩涡区，远离撞击面的流体向入口方向流动，而靠近撞击面处的流体则向吸收器底部流动。这与Powell[18]提出的“镜像”的概念一致，同时表明笔者采用的模型可以捕捉两喷嘴对置撞击流吸收器的重要特征，具有较好的准确性。

2.3S/D对流场的影响

2.3.1S/D对气相流场的影响

模型模拟的气相流场结果见图5。由图5可知：对于任意S/D，吸收器上部气流流速均大于下部，且吸收器下部气流流速基本为零。S/D为1.6时，撞击区气相流场速度最大，撞击区相间曳力作用较为明显。气相的径向速度总体上随着S/D增加而减小，这是因为气流在撞击过程中随着撞击距离增加，气体流动的流程增大，所受的阻力增加，导致了其径向速度减小。

图5 不同S/D下气相速度云图

2.3.2S/D对液相流场的影响

吸收器内液相速度分布与气相速度分布类似，呈“镜像”分布(见图6)。随S/D增加，撞击区液相速度减小，撞击区下部区域扰动加强。一方面这是由于液滴因重力作用向下加速，另一方面是因受曳力和升力作用，液滴被夹带而向吸收器上部运动。当S/D为1.6时，加速管出口处的气相速度及速度梯度较大，曳力和升力的作用较为明显，大量液滴被夹带到吸收器上部；S/D继续增加时，撞击区下部区域液相速度明显增加，这是因为撞击区气相速度减小，曳力与升力作用减弱，而重力作用占据主导。

图6 不同S/D下液相速度云图

2.4S/D对同时脱硫脱硝特性的影响

图7和图8为不同S/D下SO2浓度分布及脱硫效率。由图7可见：随着S/D增加，SO2浓度分布总体趋势没有明显变化。任意S/D下，SO2浓度在加速管中均沿流动方向逐渐减小，脱硫效率均在94%以上，S/D为4.0时达到最小值94.7%，这表明吸收器S/D对SO2脱除效率影响较小，这与伍沅等[3]的实验结果规律一致。其主要原因是SO2易溶于水，根据双膜传质机理，依据反应(14)和反应(20)，SO2在尿素溶液中的吸收过程为物理吸收过程及快速不可逆化学反应过程，气液传质阻力由气膜控制，而图5和图6结果显示，加速管中气相速度大于液相速度，这是气液相间质传递的活性区，SO2的吸收过程在加速管中已基本完成，因此S/D的改变对于SO2的吸收基本没有影响。

图7 撞击流吸收器内SO2浓度随S/D的变化云图

图8 不同S/D下的脱硫效率

图9及图10为不同S/D下NO浓度分布及脱硝效率。由图9可见：加速管内NO的浓度几乎未发生变化，而离开撞击区NO的浓度减少到加速管进口浓度的40%～50%，之后基本不再发生变化，这表明撞击区是脱硝反应的关键区域。由于NO难溶于水，且10×10-6级浓度下NO氧化过程又十分缓慢，因此，NO在加速管内无法被吸收液有效吸收，而撞击区中气液两相流高度湍动，可有效提高反应(9)～(12)的涡耗散速率，从而使NO转化为易被液相吸收的产物。同时，加速管中生成的(NH4)2SO3在撞击区与NO及NO2发生协同脱硝反应(18)～(19)，增强了脱硝效果。

图9 撞击流吸收器内NO浓度随S/D的变化云图

图10 不同S/D下的脱硝效率

由图10可见：随着S/D的增加，脱硝效率呈现波动性变化，S/D在2.4～3.1，脱硝效率达到最高，约为48%，S/D为4.0时脱硝效率最低为41.6%，这表明S/D对NO脱除效率有一定影响。上述现象可由图5及图6的模拟结果加以验证，由图5及图6可知，S/D为1.6时，撞击区出现较大形变，撞击区上部气相速度较大，造成部分NO未反应就离开撞击区。S/D继续增大到1.6～4，撞击区气相和液相流速均有减小的趋势，但相间速度最大可到2倍的液相速度，根据撞击流强化相间传质机理分析及式(21)～(25)，较高的相间速度有助于无量纲传质系数Sh的提高，增强了相间传质效果，促进脱硝的效率提升。而当S/D大于4时，射流速度在到达撞击面前已有较大程度衰减，撞击作用减弱。因此，吸收器结构对NO的吸收反应速率有一定影响，并存在最优的撞击距离，依据模拟结果，认为S/D宜选在2.4～3.1较为合理。

2.5 设计工况下尿素溶液湿法烟气同时脱硫脱硝实验验证

图11为结合研究成果设计的撞击流尿素溶液湿法烟气同时脱硫脱硝实验装置示意图。该实验系统主要包括烟气模拟系统、吸收反应系统、吸收液循环系统以及烟气检测系统4个部分。其中烟气分析仪型号为pflue2000，可检测烟气中NO、NO2、SO2和CO2这4种组分的体积分数。模拟的烟气成分见表2，吸收液为质量分数为5%的尿素水溶液(无添加剂)。

1—减压阀；2—气体流量计；3—旋转混合器；4—气体进口；5—喷嘴；6—吸收液回流槽；7—离心泵；8—压力表；9—液体流量计；10—烟气分析仪；11—空压机。

图11 撞击流同时脱硫脱硝装置示意图

实验中，S/D为4.0，模拟烟气温度为室温。控制烟气初始流速U0，可得到液气比分别为1.5 L/m3(U0=30 m/s)、1.8 L/m3(U0=25 m/s)、2.25 L/m3(U0=20 m/s)、3 L/m3(U0=15 m/s)、4.5 L/m3(U0=10 m/s)工况下的脱硫、脱硝效率(见图12、图13)。

由图12、图13可以看出：吸收液流量一定，随着烟气流量的增加，液气比减小，脱硫效率基本不变，而脱硝效率有所下降，当烟气初始流速低于20 m/s时脱硝效率下降较为平稳，而当烟气初始流速高于20 m/s时，则脱硝效率呈现急剧下降。这是因为SO2的吸收主要是物理吸收过程，液气比对SO2的脱除影响较小；而对于NO脱除，随着液气比下降，在吸收液总量不变条件时，NO的吸收率相应减小；但初始气速增加同时，使得NO主要反应区域(撞击区)的相间速度增加，提高了无量纲传质系数Sh，促进了NO的吸收，因此初始气速小于20 m/s时，脱硝效率虽然有所下降但趋势平稳；当初始气速继续增大，单位时间内NO的总量增加较大，无量纲传质系数Sh对NO吸收的促进作用有限，脱硝效率降低明显。

图12 不同初始气速下的脱硫效率

图13 不同初始气速下的脱硝效率

S/D为4.0，液气比为3 L/m3(U0=15 m/s)时，在设计工况下实验获得的脱硫效率为96.5%，脱硝效率为38%，和图9、图10模拟结果(脱硫效率为94.7%，脱硝效率为41.6%)的相对误差分别为-1.87%和9.47%，进一步验证了耦合化学反应模型的合理性。

3 结语

笔者构建了描述撞击流吸收器内气液传质与尿素湿法脱硫脱硝反应特性的三维数学模型，研究了S/D对撞击流吸收器中气相流场、液相流场、反应物浓度分布及脱硫脱硝效率的影响。该模型可以较好地反映两喷嘴对置撞击流吸收器的关键特征：

(1) 对任意S/D，气相流场均具有对称结构，呈“镜像”分布。随着S/D增加，撞击过程中气相流动的流程增大，所受的阻力增加，气相径向速度总体上变小。

(2) 由于液相同时受到向下的重力作用和气相对其向上的曳力和升力作用，随着S/D的增加，撞击区液相速度减小，对撞区下部区域扰动加强。

(3)S/D对SO2浓度分布总体趋势和SO2的吸收效率基本没有影响，脱硫效率基本维持在94%以上。这是因为SO2易溶于水，在加速管中SO2的吸收已基本完成。

(4) 撞击区是NO关键吸收区域，加速管内NO浓度几乎不变；随着S/D的增加，脱硝效率呈现波动性变化，S/D在2.4～3.1，脱硝效率达到最高，约为48%。

(5) 在S/D为4.0的设计工况下，脱硫脱硝效率的实验室结果和模拟结果的相对误差分别为-1.87%和9.47%，验证了化学反应模型的合理性。

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Effects of Impinging Distance on Simultaneous Desulfurization and Denitrification in an Impinging Stream Absorber

Song Jie, Wu Bo, Su Yinhai, Zhang Jichao, Qian Dawei, Xiong Yuanquan

(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education,Southeast University, Nanjing 210096, China)

To study the effects of nozzle spacing on the flow field in an impinging stream absorber and on the simultaneous removal of SO2and NOxby wet process using aqueous solution of urea, a 3D numerical model was built based on Euler-Euler gas-liquid model coupled with kinetic theory of granular flow to simulate the process of simultaneous SO2and NOxremoval. Results show that with the rise of dimensionless nozzle spacing (S/D), the desulfurization and denitrification efficiency are kept at 94% and 40%～50%, respectively. Highest denitrification efficiency occurs in the case ofS/D=2.4～3.1.

impinging stream absorber; impinging distance; simultaneous wet desulfurization and denitrification; 3D numerical simulation

2016-04-18；

2016-05-20

国家自然科学基金(51376047)；国家高技术研究发展计划资助项目(863 计划)(2009AA05Z304)

宋 杰(1990—)，男，在读硕士研究生，研究方向为湿法脱硫脱硝。

E-mail: sjcumt@163.com

X701.3

A

1671-086X(2017)01-0001-08