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(1.南京工業(yè)大學 機械與動力工程學院， 江蘇 南京 211816；2.江蘇省特種設備安全監(jiān)督檢驗研究院 國家化工設備質量監(jiān)督檢驗中心， 江蘇 蘇州 215600)

在煙氣脫硫過程中，考慮吸收塔的結構特點，多選用側進式攪拌器。側進式攪拌器的作用是促進固相顆粒的懸浮和氧化空氣的分散，其決定著吸收塔的脫硫效率。吸收塔整體尺寸比較大，結構較為復雜，實驗研究比較困難，而數(shù)值模擬方法則體現(xiàn)出了其優(yōu)越性。

近年來，許多學者采用計算流體動力學(CFD)方法對側進式攪拌槽內流場分布進行了研究。Gomez等[1]對低雷諾數(shù)Re下側進式攪拌槽內流場進行了數(shù)值模擬和實驗研究，模擬的速度矢量圖與粒子圖像測速(PIV)實驗測試結果非常吻合，不同雷諾數(shù)下功率準數(shù)模擬數(shù)據(jù)和實驗數(shù)據(jù)較為一致。Saeed等[2]對側進式攪拌槽內兩相流場的固液懸浮性能進行了數(shù)值模擬和實驗研究。陳佳等[3]對大型側進式攪拌釜內單槳工況下攪拌槳垂直和水平偏角不同對流場的影響進行了數(shù)值模擬，分析了多槳與單槳工況下攪拌總功耗的關系。崔娜等[4]采用數(shù)值模擬方法，分析了煙氣脫硫吸收塔底部漿液池內攪拌器徑向角和法向角不同對單相攪拌時的流場及兩相攪拌時固體顆粒懸浮狀態(tài)的影響。張林進等[5]采用數(shù)值模擬方法，研究了煙氣脫硫吸收塔底部漿液池內不同攪拌轉速和攪拌槳安裝角度對流場的影響。劉冠一[6]對側入式攪拌反應器中水平偏角及攪拌槳轉速對攪拌槽流場及固體顆粒懸浮性能的影響進行了數(shù)值模擬。梁敬福等[7]采用數(shù)值模擬方法，對大型沼氣厭氧池側進推進式攪拌中不同參數(shù)對攪拌功率和流場的影響進行研究，認為存在一定的水平夾角有利于降低攪拌功率，垂直夾角和離底高度對攪拌功率的影響較小，水平夾角為30°時有效區(qū)百分比最大，攪拌流場效果最好。方鍵等[8-9]采用數(shù)值模擬方法，對側入式攪拌槽內的槳葉安放傾角以及攪拌槳型對混合性能的影響進行了研究，發(fā)現(xiàn)改變槳葉的傾角可以顯著提升攪拌槽內的混合效率，同時還研究了不同雷諾數(shù)下攪拌器的功率準數(shù)。陳功國等[10]用CFD方法對側進式攪拌槽內轉速、葉片個數(shù)、槳葉直徑以及葉片傾角對流場和功率消耗的影響進行了數(shù)值模擬。

對于具有較大高徑比(高徑比大于1.5)的攪拌漿液池，因單層側進式攪拌器無法同時滿足氧化空氣均勻分布和防止?jié){液沉積的要求，故選用雙層側進式攪拌器，以確保氧化空氣分布最優(yōu)和防止?jié){液沉積?，F(xiàn)有文獻鮮有這方面的報道。文中采用CFD方法，對某企業(yè)煙氣脫硫吸收塔中安裝的一種雙層多個側進式攪拌器、高徑比為1.65的攪拌槽內流場進行模擬，研究了單個側進式攪拌器的功率消耗，分析了不同層間距、離底高度及安裝偏角對攪拌槽內流場分布的影響，研究結果可為該類攪拌槽的設計和優(yōu)化提供參考。

1 雙層側進式攪拌槽模型及計算方法

1.1 煙氣脫硫吸收塔模型

煙氣脫硫吸收塔尺寸較大并且結構較復雜，漿液池底部同時存在氣液混合體系和固液懸浮體系(圖1)。為了便于研究側進式攪拌槽內部流場分布，將模型縮小并進行簡化處理，得到的側進式攪拌槽結構及尺寸見圖2[11]。

圖1 煙氣脫硫吸收塔結構圖

圖2 側進式攪拌槽簡化結構及尺寸

攪拌槽為平底圓柱體，直徑D′=0.725 m，液位高度H=1.2 m。在槽體側面裝有2層側進式攪拌器，下層側進式攪拌器安裝離底高度為C1，2層攪拌器安裝的距離為C2，每層均布安裝3個側進式攪拌器，水平偏角為θ，豎直偏角為φ，攪拌軸轉速N=300 r/min。選用45°開啟渦輪槳(PBTD45)，槳葉直徑D與伸入長度l均取0.1 m。工作介質為水，密度ρ=998.2 kg/m3。

1.2 網格劃分

側進式攪拌槽模型較大且具有對稱性，為節(jié)省計算時間和計算機資源，采取1/3模型進行建模和計算。網格劃分采用非結構化四面體網格，并對攪拌軸、葉片等區(qū)域進行網格加密處理。側進式攪拌槽模型網格結構見圖3。

圖3 側進式攪拌槽模型網格劃分

為確定網格細化程度，劃分出267 750、597 964和863 733這3種網格數(shù)目，分別標記為較粗、中等和較密?？疾?種網格數(shù)下沿攪拌槽z軸不同高度的流體速度分布，見圖4。

圖4 網格數(shù)目對攪拌槽z軸流體速度的影響

由圖4可知，中等和較密的網格數(shù)目對流體速度的影響很小，不同高度處的速度大小已經很接近，主要特征點速度的最大誤差在4.8%以內，再加密網格數(shù)目對模擬結果影響很小。而較粗網格計算出來的流體速度大小與其他2種網格數(shù)計算結果相差較大。綜合考慮模擬的準確性和計算機運算能力，最終確定模型的網格數(shù)目在60萬左右。

1.3 計算方法

采用CFD軟件對攪拌槽中的流場進行模擬計算，使用多重參考(MRF)[12]處理運動的槳葉和靜止的槽壁之間的相互作用，對壁面區(qū)域采用標準壁面函數(shù)處理，湍流模型采用標準k-ε模型[13]，重力加速度為9.81 m/s2，壓力-速度耦合采用simple算法，收斂殘差精度設為1×10-4，槳葉、攪拌軸的扭矩趨于恒定時判定為收斂。

2 不同結構參數(shù)對側進式攪拌槽流場影響

2.1 安裝偏角

為了增大攪動的范圍，側進式攪拌器伸入攪拌槽內時往往會在水平和豎直2個方向上偏離一定的角度。水平偏角θ和豎直偏角φ的不同都會對攪拌槽內的流場分布產生影響，一般各自選取0～10°。文中上下2層側進式攪拌器的尺寸和安裝偏角均相同，因此僅針對下層側進式攪拌器的安裝偏角進行數(shù)值模擬研究。

2.1.1水平偏角

水平偏角的作用是為了使流體在側進式攪拌槽底部產生大范圍的流體流動，增加攪拌槳葉帶動的流動區(qū)域，利于固液兩相流中的固體懸浮。不同水平偏角下攪拌槽z=0.13 m截面的流體速度矢量圖見圖5，該截面y軸速度分布見圖6。

從圖5可以看出，①θ=0°時攪拌器兩側流場形式基本相同，流體流經兩攪拌器中間位置時開始碰撞，產生向攪拌槽中心和壁面方向的流動，攪拌槽中心處的流體碰撞產生z軸方向的流動，往壁面方向的流體和攪拌器之間產生大的循環(huán)流動。②θ=5°時攪拌器兩邊的流場分布產生變化，在攪拌器兩側和壁面處產生大小不同的循環(huán)流動， 兩攪拌器產生的流體流動碰撞后使攪拌槽中心處的速度較θ為0°和10°時的速度大。③θ=10°時，攪拌器產生的流動在兩攪拌器之間碰撞位置較θ為0°和5°時的更偏向壁面，在攪拌槽中心處產生的流動速度很小，而靠近壁面附近的速度較大，對壁面的沖刷較大。

圖5 不同水平偏角下攪拌槽z=0.13 m截面處流體速度矢量圖

圖6 不同水平偏角下攪拌槽z=0.13 m截面處y軸速度分布

從圖6可以看出，相比于θ為0°和10°，θ=5°時整個z軸方向各個位置的流動速度比較平均，而θ為0°和10°時的速度分布情況基本相同，在攪拌槽中心處速度偏小，容易產生流動死區(qū)，造成固體顆粒的沉積。

2.1.2豎直偏角

豎直偏角φ會使攪拌器內產生沿攪拌軸方向的流體流動，使槽底流體流動的范圍變大，減少固體顆粒的沉積。不同豎直偏角下攪拌槽y=0.362 m截面處流動速度矢量圖見圖7。

圖7 不同豎直偏角下攪拌槽y=0.362 m截面處流體速度矢量圖

從圖7可以看出，3種豎直偏角下的流體速度分布大體一致，但不同豎直偏角下流體對攪拌槽底部的沖刷范圍不同。隨著豎直偏角的增大，對攪拌槽底部的沖刷范圍變大，φ=10°時沖刷范圍最大，流體經攪拌槽底部流向攪拌槽中央，與其他2個攪拌槳產生的流體碰撞后向上流動。

不同豎直偏角下攪拌槽y=0.362 m截面攪拌軸(x軸)方向的速度分布見圖8。

從圖8可以看出，3種豎直偏角下的流體速度分布趨勢基本一致，φ=10°時的速度最大，并且速度最大值所在位置到攪拌槳的距離比其他2種豎直偏角下的近，攪拌槳下部區(qū)域的速度較大，使攪拌槳有大的攪動范圍。而在攪拌槽中心位置處，φ=10°時的流體速度最大，使流體向上流動范圍更寬。

圖8 不同豎直偏角下攪拌槽y=0.362 m截面處x軸方向速度分布

2.2 離底高度

為了使攪拌槽底部的固體顆粒能夠懸浮起來，工程中多將側進式攪拌器安裝在距離槽底比較近的區(qū)域，安裝高度多與攪拌槳葉直徑相等或相近。選取下層側進式攪拌器離底高度C1分別為0.1 m、0.13 m和0.16 m，3種離底高度下攪拌槽不同水平截面上的流體平均速度分布見圖9。

圖9 3種離底高度下攪拌槽不同水平截面流體平均速度分布

從圖9可以看出，在攪拌槽上半部分，由于采用相同的上層攪拌器安裝高度，所以在z=0.4 m截面以上的攪拌槽中，不同水平截面的流體平均速度基本相同，下層側進式攪拌器的安裝高度對攪拌槽上部區(qū)域流場分布的影響很小。而在z=0.4 m截面以下的區(qū)域，由于下層側進式攪拌器離底高度的不同，各截面的流體平均速度也不相同，隨著離底高度C1的增大，攪拌槽底部流體平均速度最大值所在的截面高度也變大。C1=0.1 m時，攪拌槽底部區(qū)域的速度最大，而在下層攪拌器安裝位置的上部區(qū)域，流體平均速度小于C1為0.13 m和0.16 m時的平均速度，造成2層側進式攪拌器之間區(qū)域的平均速度較小，不利于在該區(qū)域通入氣體時氣體在此區(qū)域的均勻分散。而C1=0.16 m時，2層側進式攪拌器之間區(qū)域的流體平均速度大于C1為0.1 m和0.13 m時的平均速度，但攪拌槽底部區(qū)域的平均速度最小，不利于固液兩相中固體顆粒在底部的懸浮，容易堆積。故選取離底高度C1=0.13 m。

2.3 層間距

為使氣體分散更均勻，攪拌槽內流體流動范圍更大，上層攪拌器的安裝位置至關重要。選取層間距C2分別為0.45 m、0.5 m和0.55 m，研究C2對攪拌槽內流場分布的影響。3種層間距下攪拌槽不同水平截面上的流體平均速度分布見圖10。

圖10 3種層間距下攪拌槽不同水平截面流體平均速度分布

從圖10可見，攪拌槽下部區(qū)域的流體平均速度基本相同，說明上層側進式攪拌器的安裝位置對下部區(qū)域的影響很小，并且上層側進式攪拌器作用的范圍比下層側進式攪拌器作用的范圍大。隨著層間距C2的增大，平均速度最大位置逐漸靠近攪拌槽上部區(qū)域，使該范圍的流動更為劇烈。C2=0.45 m時，流體平均速度最大點與C2為0.5 m和0.55 m時的速度最大點相比，離攪拌槽上部區(qū)域較遠，使上部區(qū)域的流體平均速度較小，不利于固體顆粒的懸浮和槽內氣體的分布。而C2=0.55 m時，攪拌槽上部區(qū)域流體流動更劇烈，但2層側進式攪拌器之間的距離更大，流體平均速度較其他2種層間距時的小，同樣不利于固體顆粒的懸浮和槽內氣體的分散。故選取層間距C2=0.5 m。

3 側進式攪拌槽流場模擬結果與討論

3.1 最優(yōu)結構參數(shù)下流場分布

θ=5°、φ=10°、C1=0.13 m、C2=0.5 m時攪拌槽內不同縱向截面的速度流場分布見圖11。

從圖11a可見，槳葉附近區(qū)域流體速度最大，并且沿攪拌軸方向形成軸向流動。流體在攪拌槽底部速度較大，流體撞擊攪拌槽底部后沿水平方向流動，到達攪拌槽中心處和其他2個下層側進式攪拌器產生的流體撞擊后向上流動。上層側進式攪拌器產生的流體流動范圍較大，向下的1股流體和下層側進式攪拌器產生的流體形成1個渦旋，帶動附近流體流動。向上的1股流體到達攪拌槽中心處和其他2個上層側進式攪拌器產生的流體撞擊后向上，到液面后水平流動，沿壁面向下形成1個大的循環(huán)流動。

圖11 最優(yōu)結構參數(shù)下攪拌槽不同縱向截面速度流場分布

從圖11b可見，兩槳葉之間流場分布比較復雜，在底部形成1個循環(huán)流動，流體在撞擊攪拌槽底后，在攪拌槽中心處向上流動，與上層側進式攪拌器向下產生的流體撞擊后水平流動。上層側進式攪拌器附近流體由攪拌槽中心附近向上流動，形成循環(huán)流動。

3.2 功率準數(shù)的變化

攪拌功率P可按攪拌器的轉速與所加的扭矩M相乘得到，即P=2πNM=Mω(ω為角速度)。通過數(shù)值模擬可得到攪拌器的扭矩值，進而求得功率[14]。通過理論計算公式P=NpρN3D5即可求出功率準數(shù)Np[15-17]：

湍流區(qū)域內不同雷諾數(shù)Re下攪拌器的功率準數(shù)模擬結果與理論計算結果見圖12。

由圖12可知，軸向流槳葉PBT的理論功率準數(shù)在湍流區(qū)域內基本保持1.26不變[9]，模擬得到的功率準數(shù)值比理論值大，最大誤差為3.1%。這主要是由于CFD數(shù)值模擬方法是基于流體流動各向同性的假設計算的，而實際上攪拌槽內部的流動狀態(tài)是各向異性的。通過與理論功率準數(shù)值進行對比，驗證了本文模擬方法的準確性。

圖12 湍流區(qū)域不同雷諾數(shù)下攪拌器功率準數(shù)曲線

4 結語

文中模擬了雙層側進式攪拌器作用下攪拌槽內的流場分布，分析了雙層側進式攪拌器安裝偏角、離底高度C1和層間距C2對流場的影響，得到如下結論：①側進式攪拌器安裝偏角在水平偏角θ=5°、豎直偏角φ=10°時可以增大流體流動范圍。離底高度C1=0.13 m時攪拌槽底區(qū)域的流體速度為最優(yōu)值，有利于槽底固液懸浮的進行。層間距C2=0.5 m時槳葉中部區(qū)域流體速度較高，有利于固體顆粒的懸浮和槽內氣體的分布。②在雙層側進式攪拌器最優(yōu)結構參數(shù)下，下層側進式攪拌器所產生的流體流動對攪拌槽底面之間有一定的沖刷作用，有利于固液兩相流中固體顆粒的懸浮，在2層側進式攪拌器之間形成2個循環(huán)渦流，同時在上部區(qū)域形成1個較大的渦流，增強流體上下流動。③模擬得到的攪拌器的功率準數(shù)與理論公式計算出的功率準數(shù)的最大誤差為3.1%，說明文中數(shù)值模擬方法可靠準確。