衣淑立,周胜名

（金川集团股份有限公司，甘肃金昌737100）

氯气吸收塔气液两相流的数值模拟研究

衣淑立,周胜名

（金川集团股份有限公司，甘肃金昌737100）

利用Fluent软件对镍钴冶炼系统产生的废氯气碱液吸收工艺中的吸收塔进行了模拟计算。考察了一定操作条件下吸收塔内气液两相流的速度、压力及氯气浓度分布。模拟计算的数据表明吸收液喷射量的变化对吸收塔出口氯气浓度影响显著，而对塔内压降影响不大，与实验测试值吻合较好，验证了氯气吸收塔气液两相流数学模型的正确性。

氯气吸收塔；数值模拟；Fluent;吸收液喷射量;

氯气是一种强氧化剂,主要用于盐酸、农药、炸药、有机染料、有机溶剂及化学试剂的制备，有色及稀有金属冶炼的电解、氯化焙烧、沸腾氯化或氯化挥发及其它氯化冶金过程等。氯气又是一种有毒气体，排入环境后会对人类、动植物和其他器物造成危害。随着计算机技术的迅速发展，计算流体力学(computational fluid dynamic,CFD)模拟高复杂度的多相流动成为可能。近年来,国内外学者应用CFD软件对气体吸收塔内的多相流进行了模拟计算[1-6],研究结果用于改进吸收塔设计,取得了较好的效果。某公司镍、钴冶炼车间电解阳极有大量的废氯气产生,这些废氯气通常采用一级或多级吸收塔以碱液吸收[7-9]。对吸收塔内氯气与碱液两相流进行数值模拟研究,对改进氯气吸收塔具有指导意义。本文作者拟采用目前比较流行的商用CFD软件Fluent对氯气吸收塔内气液两相流的流动特性进行数值模拟研究。

1 数学模型

1.1 物理模型

为便于建模及计算,对氯气吸收塔内烟气与吸收液两相流动状况作假设和简化：将烟气视为不可压缩牛顿流体,不考虑塔内喷淋管等组件对气液流场的影响,假设液滴为球形,不考虑液滴的碰撞、破碎及聚并,暂不考虑烟气与液滴之间的传质、传热和反应。采用欧拉法将烟气处理为连续相对其进行描述。

1.2 控制方程

基于上述假设与简化,对于不可压烟气流场的连续控制方程可表示为：

动量守恒控制方程为：

式中：p为静压，Fx、Fy、Fz为液滴对烟气流场的反作用力。根据塔内烟气流动湍流实际情况,本文采用标准～.湍流模型来模拟塔内烟气湍流运动。

由于喷淋液滴的分散体积率较小(远＜10%),故采用拉格朗日法来描述液滴的运动较为精确,即选用离散相模型(discrete phase models,DPM)来跟踪液滴运动。吸收塔内的液滴受到诸如重力、曳力、浮力等力的作用,本文主要考虑重力和曳力对液滴的作用。根据液滴在烟气流场中受力分析,液滴颗粒的运动方程可表示为：

式中：FD(ug-up)为颗粒受烟气的单位质量曳力，其表达式为：

式（6）中：Re为相对雷诺数（或颗粒雷诺数），其定义为：

CD为液滴受烟气的阻力系数与Re相关。出于计算收敛的考虑,当Re≤1 000时采用了工程上应用较多的CD取值。Re的取值如下：

由于吸收塔内烟气流动为湍流,故需考虑烟气湍流对塔内液滴运动的影响。本文采用随机漫步模型(discrete random walk，DRW)来考察湍流对液滴轨迹的影响。

液滴的粒径分布对气液两相流计算影响很大。在塔内液滴的直径大约分布在0.2 mm～5 mm之间。为了较精确模拟液滴在喷淋塔内的运动,本文采用Rosin-Rammler模型来描述液滴的粒径分布：

根据喷嘴试验数据得出：d=0.002 5，n=3。

由于烟气粘性和其它性质存在，故在吸收塔内由喷嘴向下喷出液滴会受到向上流动烟气的阻力和其它力的作用,因而需要考虑烟气与液滴之间的作用力。在DPM模型中烟气(连续相)与液滴(离散相)之间的作用可表示为：

式中：Fo为其它作用力。

1.3 数值求解

本文以某冶炼厂废氯气吸收塔进行模拟：吸收塔直径为1.5 m,塔高6 m;烟气进口距吸收塔底部2 m,管径400 mm;吸收液喷嘴距吸收塔底部4.5 m,采用动力波喷头;烟气出口位于吸收塔纵向轴线方向,管径400 mm。

模拟计算所用计算机配置为Intel Pentium 2.66 G,DDR RAM 512MB，80 GB,操作系统为Windows XP professional sp2,CFD软件为Fluent 6.3.13。采用Fluent专用的前置处理器Gambit建立几何形状并生成混合网格(图1),网格数量约1×105万个,然后由Fluent进行求解。

图1 吸收塔网格

模拟计算所用的进口烟气组分见表1。模拟中改变3个变量：烟气流量、氯气深度和吸收液流量,共得到27组模拟结果。

表1 模拟计算所用参数

2 结果与讨论

2.1 塔内速度场分布

取烟气流量5 000 Nm3/h,氯气深度8×104mg/Nm3,吸收液喷淋流量60 m3/h进行模拟计算,得到吸收塔内流场的迹线图、速度矢量图及不同界面的流体速度分布,分别见图2(a)、图2(b)、图3。

图2 塔内烟气速度场—迹线图(a)和速度矢量图(b)

图3 沿吸收塔纵向不同截面的速度分布/(m/s)

从图2(a)可以看出,吸收塔内存在两个较大的漩涡区域。位于吸收塔底部的漩涡区域流体呈顺时针方向。不同吸收液喷淋速度条件下的模拟都表明，此漩涡区域不会随着吸收液喷淋速度的改变而发生改变。这说明这个漩涡区域的产生主要是由于烟气进口对面壁面的阻挡作用引起。位于吸收液喷嘴下方的漩涡区域呈逆时针方向，这个漩涡的产生主要是由于喷嘴喷出的液滴对烟气的曳力作用而产生。从传质角度来说,涡旋的存在有利于强化气液两相间的传质，从而有利于吸收反应的进行。而从能量损失的角度来看,涡旋的产生必然会造成压损的增加。实际工程当中的理想目标就是寻找两者最佳结合点的流场。另外,由于烟气出口位于吸收塔轴线位置,使得一部分烟气没有与吸收液充分混合就直接从出口排出，降低了氯气的吸收效率。因此，这种出口布局应进行改进,如将烟气进口与出口布置在吸收塔同一侧,可改善气液传质过程。从图2(b)可以看出,烟气流速在塔内发生了较大的变化,靠近喷嘴上方烟气流速有一个极小区域,速度接近0。塔内组件如吸收液喷嘴等对流场的均匀性产生影响,在吸收塔设计时须充分考虑此因素的影响,通过合理调整喷嘴的位置可以将此影响降低。从图3可以看出,随着高度增加,塔内的烟气流场渐趋均匀,在烟气进口方向截面上的流场变化最大。

2.2 塔内压力分布

吸收塔内压降变化情况一直是实际工程设计中比较关注的方面。图4是烟气流量为5 000 Nm3/h、氯气深度100 000 mg/Nm3条件下塔内沿纵向界面的压力分布图。

图4 不同吸收液流量时塔内沿纵向截面的压力分布/Pa

对比图4(a)、图4(b)、图4(c)可以看出,塔内的压力分布变化不大,吸收液喷嘴对压力分布不产生显著影响，吸收液流量变化对塔内压降影响很小,不同吸收液喷射量下塔内的压降大约都在130 Pa左右,而构成塔内压降的主要区域是烟气进口和出口区域。这说明在烟气流量不变的情况下,改变吸收液喷射量,对塔内压降的影响不明显。因此,为了提高气液传质效率和氯气吸收率，可以尽量增大吸收液的循环喷射量。在实际工程设计与运行过程中，可通过优化进出口结构设计，有效地降低压损,节约能耗。

图5是烟气流量为5 000Nm3/h、氯气深度1×105mg/Nm3条件下,不同吸收液流量时压力沿烟气进口管轴线方向上的分布,x=0为吸收塔中心位置。可以看出,随着吸收液流量增加,这些特定方向的压力有所增加。在烟气进口方向,烟气离开进口管进入吸收塔后压力逐渐上升,在距吸收塔中心处约一半距离时达到最大，此后下降，在吸收塔中心位置达到一个极小值，随后由于碰到壁面，压力又迅速上升。

图5 不同吸收液流量时沿烟气进口轴线方向的压力分布

图6是同样条件下不同吸收液流量时沿吸收塔纵向轴线方向的压力分布，x=0为吸收塔底部位置。在沿吸收塔轴线方向,压力总体上不断下降,但在进气管附近,压力达到一个极大值。在高度4.5 m的位置,由于存在喷头,产生了一个压力盲区,使压力分布产生不连续。

图6 不同吸收液流量时沿吸收塔轴线方向的压力分布

图7是氯气深度为1×105mg/Nm3、吸收液流量为60 m3/h时不同烟气流量下塔内沿纵向截面的压力分布图。随着烟气量增加,塔内平均压力逐渐升高,但压力分布趋势变化不大。

图7 不同烟气量时塔内沿纵向截面的压力分布

图8是氯气深度为1×105mg/Nm3、吸收液流量为60 m3/h时,塔内压降与烟气量的关系。随着烟气量增加,塔内压降相应升高。但在实际的烟气量范围内,这个压降的增加是可以接受的。另外，氯气深度对塔内压降的影响不大,这是因为烟气中氯气含量较低,因氯气与吸收液的反应而造成的压力降低较小。

图8 烟气量与塔内压降关系

2.3 氯气浓度分布

图9是当烟气流量为5 000 Nm3/h、氯气深度为1×105mg/Nm3时,不同吸收液流量条件下塔内沿纵截面的Cl2浓度分布。很明显20 m3/h的吸收液流量是偏低的，烟气出口处的Cl2浓度仍然较高。随着吸收液流量增大,Cl2与吸收液的传质和吸收反应得到强化,吸收液喷嘴上方的低Cl2浓度区域相应增大,烟气出口处的Cl2浓度逐渐降低;同时,整个吸收塔内Cl2的平均浓度也在下降,Cl2的吸收效率提高。

图9 不同吸收液流量时塔内沿纵截面的Cl2浓度分布

图10是吸收液流量变化时塔内沿着吸收塔轴线方向Cl2浓度的变化曲线。总体上来看,增大吸收液喷射量,可使Cl2浓度明显降低。由于吸收塔轴线穿过吸收液喷嘴，喷嘴区域无法进行模拟计算,因此曲线图上靠近喷嘴区域存在一个浓度分布间断区。对比3条曲线可以看出,吸收液流量为20～40 m3/h时,喷嘴以上Cl2浓度有一个较小的增加,这可能是由于在较大的烟气流量下,由于液体喷射流量较小,在喷嘴上方形成了一个较小的雾化区,这一区域气液传质过程受到抑制,氯气浓度稍有上升。当吸收液喷射量达到60 m3/h时,靠近喷嘴附近,Cl2浓度显著降低。由于吸收液喷射量的增加对塔内压降不产生显著影响,为了提高Cl2吸收率,应尽可能提高吸收液的循环喷射量。

图10 不同吸收液流量时沿吸收塔轴线方向Cl2的浓度分布

图11是不同烟气量时塔内沿纵截面的Cl2浓度分布。当氯气深度为1×105mg/Nm3、吸收液流量为20 m3/h时,烟气流量对Cl2的纵向分布影响不大。但仍然可以看出,烟气流量的增加对Cl2的浓度还是产生了影响,随着烟气流量增加,氯气浓度亦稍有增加。在这样的烟气流量和Cl2深度条件下,20 m3/h的吸收液喷射量不够的,烟气出口处Cl2的浓度依然较高。

图11 不同烟气流量时塔内沿纵截面的Cl2浓度分布

图12是同样条件下烟气流量变化时塔内沿着吸收塔轴线方向Cl2浓度的变化曲线。可以看出，在2.5 m以下,烟气流量对这个方向的Cl2浓度影响不大,3条曲线非常接近；在2.5 m以上,Cl2浓度稍有差别,烟气流量增加,Cl2浓度也有所增加。

图12 不同烟气流量时沿吸收塔轴线方向Cl2的浓度分布

图13是不同Cl2深度时塔内沿纵截面的Cl2浓度分布。当烟气流量为5 000 Nm3/h、吸收液流量为40 m3/h时，随着Cl2深度增加，烟气进口处的Cl2浓度逐渐增加，整个塔内的Cl2浓度也相应上升。

图13 不同Cl2深度时塔内沿纵截面的Cl2浓度分布

图14是同样条件下Cl2深度变化时塔内沿着吸收塔轴线方向Cl2浓度的变化曲线。Cl2深度的提高显然使塔内的Cl2浓度升高。在烟气进口以下,3条曲线差别较大,而在进口以上,沿吸收塔轴线方向Cl2的浓度差别减小,特别是在出口处,含氯深度8× 104mg/Nm3与1×105mg/Nm3条件下Cl2的浓度几乎相同。

图14 不同Cl2深度时沿吸收塔轴线方向Cl2的浓度分布

3 结论

本文对比分析了氯气吸收塔内不同工况下的流体速度场分布、压力变化和氯气浓度分布。塔内压降、出口氯气浓度等指标的模拟计算结果与实验测试值吻合较好,验证了氯气吸收塔气液两相流数学模型的正确性。由上述分析可以看出,吸收液喷射量的变化对吸收塔出口氯气浓度影响显著,而对塔内压降影响不大,因此可通过增大吸收液喷射量有效提高气液传质效率,提高氯气吸收效果。数值模拟计算结果为优化氯气吸收塔设计与工况条件提供了依据。[J].山东化工,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,高级工程师,主要从事有色冶金管理与技术研究工作。