新OG系統(tǒng)旋流脫水器氣液分離特性數(shù)值研究

劉 哲,錢付平*,張 天,胡 笳,夏勇軍,魯進利

新OG系統(tǒng)旋流脫水器氣液分離特性數(shù)值研究

劉 哲1,錢付平1*,張 天1,胡 笳2,夏勇軍2,魯進利1

(1.安徽工業(yè)大學建筑工程學院,安徽 馬鞍山 243032；2.安徽欣創(chuàng)節(jié)能環(huán)?？萍脊煞萦邢薰?安徽 馬鞍山 243071)

根據(jù)旋流脫水器的內(nèi)部流動特性,基于歐拉-拉格朗日方法,對旋流脫水器內(nèi)部氣液兩相流動進行了數(shù)值計算和分析,研究了液滴直徑、進口質(zhì)量含氣率和湍流擴散效應對流場分布、脫水效率、出口質(zhì)量含氣率和出口液滴粒度分布的影響.結果表明:當質(zhì)量流量一定時,旋流脫水器進出口壓降隨著進口質(zhì)量含氣率的增加而顯著提高.對于單一直徑的液滴,在不考慮湍流擴散效應的情況下,脫水效率隨進口質(zhì)量含氣率的增加而增加.當考慮湍流擴散效應時,對于直徑較小的液滴(0.1~1mm),這種規(guī)律剛好是相反的,連續(xù)相速度的增加提升了湍流擴散速度,使湍流運動更加紊亂,但脫水效率高于不考慮湍流擴散效應時的計算結果.在混合粒徑條件下,隨著進口質(zhì)量含氣率的增加,脫水效率和出口質(zhì)量含氣率增加,計算表明湍流擴散效應有利于混合直徑液滴的分離.隨著進口質(zhì)量含氣率的增加,液滴質(zhì)量分數(shù)的峰值逐漸向小粒徑方向移動,粒徑分布范圍逐漸減小.

新OG系統(tǒng)；旋流脫水器；氣液分離；數(shù)值研究

中國是世界上最大的鋼鐵生產(chǎn)國和消費國,鋼鐵行業(yè)所產(chǎn)生的能源消耗導致了環(huán)境的持續(xù)惡化,推動鋼鐵行業(yè)低碳技術的發(fā)展對減少二氧化碳排放具有重要意義[1-3].轉爐煙氣是轉爐煉鋼一種重要的副產(chǎn)物,是鋼鐵企業(yè)生產(chǎn)活動的重要二次能源,其回收利用具有較好的經(jīng)濟效益和環(huán)境效益[4].轉爐一次除塵新氧氣頂吹轉爐煤氣回收(Oxygen Converter Gas Recovery, OG)系統(tǒng)具有能耗低、凈化效率高的特點,擁有良好的市場前景[5].轉爐一次除塵新OG系統(tǒng)中大量高溫含塵煙氣和噴霧液滴在高效洗滌塔中實現(xiàn)降溫和粗凈化的效果;然后攜帶水氣的煙氣進入環(huán)縫文氏管,在其內(nèi)部液體霧化,霧化后的液體與煙氣中的粉塵獲得充分接觸,煙氣得到充分凈化;最后通過旋流脫水器實現(xiàn)氣液分離的煙氣進入煤氣柜,實現(xiàn)煤氣回收,達到節(jié)能減排的目的.

旋流脫水器是轉爐煙氣凈化系統(tǒng)中進入風機前的精脫水設備[6],其脫水效率的高低與系統(tǒng)除塵效率關系緊密,且影響著脫水器后設備及管道的維護管理;其主要是通過葉片旋流產(chǎn)生的離心力將煙氣中的液滴分離.對于旋流分離設備,國內(nèi)外學者從不同角度開展相關方面研究,Hreiz等[7]通過實驗研究了旋流脫水器進口噴嘴的尺寸對分離器性能的影響;Matsubayashi等[8]采用實驗的方法,通過改變?nèi)~輪直徑、葉片數(shù)量及葉片角度,研究了旋流分離器結構對螺旋環(huán)狀流動的影響;郭家相等[9]利用數(shù)值模擬的方法,研究了旋流脫水器的直徑與脫水器壓降的關系;Bi等[10]使用數(shù)值模擬的方法研究了進口位置對旋流脫水器性能的影響.由于旋流脫水器內(nèi)部流動具有復雜性,為了準確描述其內(nèi)部流場和氣液分離特性,在數(shù)值模擬時需要選擇合理的數(shù)值模型,Nagdewe等[11]采用了基于RNG-模型模擬湍流影響,對旋流脫水器的性能進行了參數(shù)化研究;Wen等[12]利用了數(shù)值模擬的方法對超聲速旋流脫水器流場進行了分析,由于RNG-模型可以適當?shù)膶ν牧髡扯冗M行調(diào)整來考慮渦旋對流動的影響,所以采用RNG-模型進行數(shù)值計算;肖建發(fā)等[13]采用RNG-模型對旋流脫水器內(nèi)部流場進行模擬,并采用實驗的方法對數(shù)值模擬結果進行驗證,結果驗證了使用RNG-模型預測旋流脫水器內(nèi)部流場的合理性及準確性.

從目前現(xiàn)有的國內(nèi)外研究成果來看,對于旋流分離設備性能的研究主要集中在氣固分離方面[14-18],對旋流脫水器的研究則主要集中在對其內(nèi)部流場的測量方式[19-20]和幾何參數(shù)等方面,而很少有對轉爐一次除塵新OG系統(tǒng)所用旋流脫水器的研究.因此,本文將對旋流脫水器分離特性進行研究,但在目前缺少對其相關理論研究的情況下,需參考并選擇有關旋流分離設備兩相流動數(shù)值方法;本文采用了DPM模型計算單一粒徑和混合粒徑條件下旋流脫水器中離散相液滴的行為,通過改變進口設置與液滴參數(shù),分析旋流脫水器氣液分離性能的變化規(guī)律.

1 旋流脫水器數(shù)值計算模型

1.1 湍流模型

為了準確地描述流體的真實流動情況,需要選擇合適的湍流模型.Dobeim等[21]采用了Standard-、RNG-、Relizable-以及Reynolds Stress四種湍流模型預測流體流動,通過模擬結果與實驗結果相對比,RNG-模型與Reynolds Stress模型相比具有更好的一致性,具有低渦流實驗速度分布.

RNG-模型較Reynolds Stress模型占用計算機資源更少;且相較于Standard-模型,RNG-模型考慮了湍流渦旋,因此本文選擇RNG-模型作為數(shù)值計算湍流模型.RNG-模型湍動能方程和湍流耗散率方程分別為[22]:

通過修改旋流粘度完成旋流修正,如式(3)所示.

式中:0為未修正的湍流粘度,kg/(m·s);為漩渦因子,=0.07;為特征旋轉量.

1.2 離散相控制方程

對于旋流脫水器氣液兩相流動中,液滴為離散相,液滴運動微分方程如式(4)所示[23]:

式中:d為離散相曳力,(kg·m)/s2;p、f為分別為離散相速度和連續(xù)相速度,m/s;為重力加速度,m/s2;F為離散相所受其他作用力.

曳力由離散相與連續(xù)相速度差產(chǎn)生,其表達式為:

1.3 離散項湍流擴散

當流動為湍流時,使用軌跡方程中平均連續(xù)相速度預測離散相的軌跡,也可以使用波動氣體速度瞬時值預測離散相湍流擴散,

1.4 數(shù)值計算模型驗證

對于旋流脫水器計算模型的選取,如表1所示.對旋流脫水器的數(shù)值模擬進行簡化處理,做出如下假設.

(1)采用空氣代替轉爐煙氣;

(2)外部環(huán)境與旋流脫水器內(nèi)煙氣無熱量交換;

(3)忽略煙氣與液滴之間的換熱和相變.

本文選擇非平衡壁面函數(shù)模型(N-EWF, Non-Equilibrium Wall Functions)對近壁面區(qū)域進行處理.與標準壁面函數(shù)相比,非平衡壁面函數(shù)模型考慮到近壁區(qū)壓力梯度對速度分布的影響,對速度的求解過程進行了改進.因此,當數(shù)值計算涉及氣液分離時,非平衡壁面函數(shù)模型的預測效果更好.

表1 旋流脫水器數(shù)值計算模型

旋流脫水器的脫水性能用脫水效率表示,通過液滴軌跡跟蹤法計算,以旋流脫水器主體捕集的液滴數(shù)量與進口液滴數(shù)量之比作為旋流脫水器的脫水效率,計算如下:

為驗證本文數(shù)值計算模型的可信性,將以上數(shù)值計算模型應用于文獻[25]中天然氣旋流氣液分離器的物理模型中.文獻[25]中天然氣旋流氣液分離器由圓柱部分、圓錐部分,進口管、底流管及溢流管組成,其幾何結構如圖1所示,具體結構參數(shù)如表2所示,其中,為氣液分離器高度、為氣液分離器長度、為氣液分離器直徑.

圖1 天然氣旋流脫水器物理模型

Fig.1 The physical model of natural gas cyclone dehydrator

表2 天然氣旋流脫水器結構參數(shù)

圖2 脫水效率模擬結果與實驗結果對比

采用氣液分離器結構模型,分別利用實驗研究與數(shù)值模擬的方法對不同進口流量下的脫水效率進行對比,結果如圖2所示.

通過對比發(fā)現(xiàn),當進口流量恒定時,通過數(shù)值模擬獲得的脫水效率總體上接近實驗結果,表明本文旋流脫水器數(shù)值計算模型用于離心式氣液分離器中具有一定的可信度.實驗結果在趨勢上出現(xiàn)了波動,文獻[25]中認為是液滴破碎造成了實驗結果的波動;本文認為波動可能是由于實驗過程中的偶然誤差所致.

2 新OG系統(tǒng)旋流脫水器氣液分離特性的數(shù)值模擬

2.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

轉爐一次除塵新OG系統(tǒng)旋流脫水器由進口段、主體段、旋流器、封板及出口段組成,其中旋流器葉片角度為45°,幾何結構如圖3所示,具體結構參數(shù)如表3所示,其中,所代表的結構同表2.

圖3 旋流脫水器物理模型

圖4 旋流脫水器網(wǎng)格劃分

圖4為旋流脫水器網(wǎng)格圖,考慮到旋流脫水器內(nèi)流體復雜的流動狀態(tài),為提升計算精度,整體采用了較高的密度進行網(wǎng)格劃分,并進行了局部加密處理.經(jīng)過網(wǎng)格無關性驗證,最終采用總數(shù)約160萬的網(wǎng)格進行數(shù)值模擬.

表3 旋流脫水器結構參數(shù)

2.2 邊界條件

(1)連續(xù)相邊界條件

連續(xù)相流場計算相關參數(shù)設置如表4所示.表中進口質(zhì)量含氣率是指在單位時間內(nèi)通過進口截面的氣液兩相流體總質(zhì)量流量中氣體所占的百分比.

表4 連續(xù)相參數(shù)設置

進口邊界條件:旋流脫水器進口條件為速度入口(velocity-inlet).根據(jù)設計運行工況,進口處混合相的質(zhì)量流量設置為42kg/s,進口質(zhì)量含氣率in分別取值40%、50%、60%、70%、80%,計算得到相對應的進口速度;湍流強度和進口水力直徑計算方式如下.

式中:為進口截面面積,m2;為進口濕周周長,m.

出口邊界條件:旋流脫水器出口為壓力出口(pressure-outlet)邊界,壓力設置為-18kPa.

壁面邊界條件:流動邊界采用無滑移固體壁面條件.

(2)離散相邊界條件

以進口為液滴起始位置,液滴速度與連續(xù)相進口速度相同,根據(jù)氣液兩相的總質(zhì)量流量和進口質(zhì)量含氣率in,進口液滴質(zhì)量流量m計算為8.4~ 25.2kg/s,壁面設置為“trap”.分別計算單一粒徑與混合粒徑兩類工況,單一粒徑工況下,設置液滴粒徑分別為0.1、1、5、10、15、20、25、30mm;混合粒徑工況下,液滴粒徑采用R-R分布,平均粒徑21mm,分布指數(shù)=3.167.離散相參數(shù)設置如表5所示.

表5 離散項參數(shù)設置

3 結果與分析

3.1 進口質(zhì)量含氣率對進出口壓降的影響

對于旋流脫水器的數(shù)值模擬,分別計算了進口質(zhì)量含氣率in為40~80%工況下的連續(xù)相流場.圖5為不同進口質(zhì)量含氣率in條件下煙氣進出口壓降Δ對比圖.從圖中可以看出,當質(zhì)量流量固定時,隨著進口質(zhì)量含氣率in的增加,進出口總壓降Δ顯著增加.

圖5 不同進口質(zhì)量含氣率壓降對比

圖6 旋流器內(nèi)靜壓云圖

圖6表示了進口質(zhì)量含氣率分別in為40%、60%、80%的工況下相應的靜壓云圖.從圖中可以得出,旋流脫水器進口和靠近壁面處的壓力值較大,為高壓區(qū),而流動中心區(qū)域壓強較小,為低壓區(qū).壓力分布相對規(guī)則并呈現(xiàn)軸對稱性,除進口段與主體段交界處存在偏差,在同一截面相同半徑處靜壓力大致相等.由于壁面的摩擦阻力,當旋流脫水器中的流體與固體壁面部分接觸時,導致壓力損失,因此隨著進口質(zhì)量含氣率in的增加,壓降增大.此外,在增加旋流脫水器切向進口流速的同時,渦旋強度變大,同樣增加了壓力損失.靜壓力隨著軸向位置靠近出口逐漸減小,而氣流經(jīng)過旋流器產(chǎn)生的壓降占了很大比例,這是由于旋流器自身摩擦阻力以及葉片增加的渦旋強度所致.

3.2 液滴直徑對脫水效率的影響

由于旋流脫水器液滴分離主要由兩部分組成,一是液滴在旋流器葉片上的碰撞聚集,另外離心力在氣液分離中占據(jù)重要作用,所以液滴受到的力影響到旋流脫水器的氣液脫水效率.而當液滴直徑發(fā)生變化時,其受力情況也在發(fā)生很大改變,因此本文對單一粒徑工況下的旋流脫水器效率進行分析.同時由于流體在旋流脫水器內(nèi)的流動狀態(tài)為湍流,并且湍流擴散效應會通過影響液滴的運動從而影響脫水器的脫水效率,因此本文按是否考慮湍流擴散效應分別計算離散相流場,分析湍流擴散效應對氣液分離的影響規(guī)律.

圖7顯示了液滴直徑與湍流擴散效應對于氣液脫水效率影響的對比.當進口質(zhì)量含氣率in恒定時,隨著液滴直徑的增大,脫水效率升高.這是由于直徑較大的液滴所受離心作用更大,離心運動更強烈,更容易被氣流帶向壁面而分離.此外,液滴直徑較大時,也更容易在壁面以及旋流器葉片上被分離捕集.對于0.1mm與1mm的液滴,脫水效率差異不大;在1~25mm范圍內(nèi),隨著液滴直徑的增大,脫水效率上升較快;當液滴直徑達到30mm時,脫水效率幾乎達到100%.當考慮湍流擴散效應時,計算出的脫水效率比不考慮湍流擴散效應時高,隨著粒徑的增加,脫水效率上升速度較為緩慢.

3.3 進口質(zhì)量含氣率對脫水效率的影響

旋流脫水器氣液脫水效率受進口質(zhì)量含氣率in和湍流擴散效應影響的對比如圖8所示.當不考慮湍流擴散效應時,對于相同直徑的液滴,隨著進口質(zhì)量含氣率in的增加,脫水效率升高.這是因為進口質(zhì)量含氣率in越高,連續(xù)相速度越大,液滴受到連續(xù)相的曳力越大,脫水效率越高.對于直徑較小的液滴(0.1~1mm),當考慮湍流擴散效應時,這種規(guī)律剛好是相反的,這是因為對于小的液滴,受到的合力較小,當連續(xù)相速度增大時,加快了湍流擴散速度,使得湍流運動的方向和大小都變的非常不規(guī)則,但是脫水效率比不考慮湍流擴散效應時要高.

進口質(zhì)量含氣率in、湍流流擴散效應對出口質(zhì)量含氣率out的影響如圖9所示.當不考慮湍流擴散效應時,對于10mm以上粒徑,進口質(zhì)量含氣率in高于60%時,出口質(zhì)量含氣率out均達到75%以上,當粒徑為20mm以上時,對于所有進口質(zhì)量含氣率in工況,出口質(zhì)量含氣率out均達到80%以上;當考慮湍流擴散效應時,進口質(zhì)量含氣率in高于50%時,對于10mm以上粒徑,出口質(zhì)量含氣率out均達到70%以上.

3.4 湍流擴散效應對脫水效率的影響

圖10 R-R分布進口質(zhì)量含氣率Гin、湍流擴散效應對脫水效率h、出口質(zhì)量含氣率Гout的影響

以上在分析液滴直徑與進口質(zhì)量含氣率in對脫水效率影響的同時,均判斷了湍流擴散效應的影響,得出湍流擴散效應受到進口質(zhì)量含氣率in即連續(xù)相速度場的影響,在0.1~30mm單一直徑液滴的工況下,湍流擴散效應對于液滴的分離起到了促進作用.當進口采用如表5所示的R-R粒徑分布時,湍流擴散和進口質(zhì)量含氣率in對脫水效率以及出口質(zhì)量含氣率out的影響如圖10所示.從圖中可以看出,當粒徑為R-R分布時,無論是否考慮湍流擴散效應,脫水效率和出口質(zhì)量含氣率out隨著進口質(zhì)量含氣率in的增加而增大,并且上升速率由快變慢,對于進口質(zhì)量含氣率in=80%的工況,其出口質(zhì)量含氣率out高于95%.而考慮湍流擴散效應時,計算得出的脫水效率sep,TD更高,當進口質(zhì)量含氣率in達到60%時,出口質(zhì)量含氣率out已高于90%.這是由于當考慮湍流擴散時,液滴受流體脈動速度的影響,在經(jīng)過進口位置后分別靠近壁面和中心兩個區(qū)域,使得液滴在空間內(nèi)停留的時間較長,湍流擴散效應延緩了脫水效率隨液滴直徑增大而增大的趨勢,削弱了脫水效率與進口質(zhì)量含氣率之間的關系,有利于混合直徑液滴的分離.

3.5 進口質(zhì)量含氣率、湍流擴散效應對出口粒徑分布的影響

當進口采用如表5所示的R-R粒徑分布時,圖11統(tǒng)計了各種工況下出口不同直徑液滴的質(zhì)量分數(shù)d.從圖中可以看出,隨著進口質(zhì)量含氣率的增加,質(zhì)量分數(shù)的峰值逐漸向小粒徑移動,并且粒徑范圍逐漸減小.圖11統(tǒng)計了各工況下出口液滴平均直徑mean,因為液滴直徑的最大范圍是固定的(4~32mm),最小直徑的液滴(4mm)可以從出口逸出,因此當平均液滴直徑mean較大時,液滴粒徑分布相對來說更加平均,圖12更加明確的表示了上述規(guī)律.因為湍流擴散效應導致所有直徑的液滴都有可能從出口逃離,使出口液滴質(zhì)量分數(shù)分布范圍更大.

圖12 各工況下出口液滴平均直徑Dmean

4 結論

4.1 當質(zhì)量流量相同時,隨著進口質(zhì)量含氣率in的增加,進出口壓降Δ顯著上升.旋流脫水器進口和靠近壁面處的壓力值較大, 而流動中心區(qū)域壓強較小,但壓力分布較為規(guī)則,呈現(xiàn)軸對稱性.

4.2 當不考慮湍流擴散效應時,對于相同直徑的液滴,脫水效率隨著進口質(zhì)量含氣率的增加而升高.當考慮湍流擴散效應時,對于直徑較小的液滴(0.1~1mm),這種規(guī)律剛好是相反的,但脫水效率比不考慮湍流擴散效應時要高.

4.3 在混合粒徑工況下,脫水效率和出口質(zhì)量含氣率隨著進口質(zhì)量含氣率的增加而升高,而考慮湍流擴散效應時計算出的脫水效率更高,說明湍流擴散效應有利于混合直徑液滴的分離.

4.4 隨著進口質(zhì)量含氣率的增加,質(zhì)量分數(shù)的峰值逐漸向小粒徑偏移,粒徑分布范圍逐漸減小.湍流擴散效應有助于小粒徑液滴從出口逃離,使出口液滴質(zhì)量分數(shù)分布均勻.

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Numerical study on gas-liquid separation characteristics of cyclone dehydrator in the new OG system.

LIU Zhe1, QIAN Fu-ping1*, ZHANG Tian1, HU Jia2, XIA Yong-jun2, LU Jin-li1

(1.School of Civil Engineering and Architecture, Anhui University of Technology, Ma’anshan 243032, China；2.Anhui Xinchuang Energy Saving and Environment Protection Science and Technology Corporation Limited, Ma’anshan 243071, China)., 2019,39(11)：4628~4637

According to the internal flow characteristics of cyclone dehydrator, based on the Euler-Lagrangian method, the gas-liquid two-phase flow inside the cyclone dehydrator was numerically calculated and analyzed, the effects of droplet diameter, inlet mass quality of gas and turbulent diffusion on flow field distribution, dehydration efficiency, outlet mass quality of gas and outlet particle size distribution were studied. The results showed that, when mass flow rate was constant, the inlet and outlet pressure drop of cyclone dehydrator increased significantly with the inlet mass quality of gas. For droplets of single-diameter, without considering the effect of turbulent diffusion, the dehydration efficiency increasedas the inlet mass quality of gas increased. When considered the effect of turbulent diffusion, the trend was opposite for small droplets(0.1~1mm).The increase of continuous phase velocity promoted turbulence diffusion and made turbulence more turbulent, but the dehydration efficiency was higher than that without considering the effect of turbulent diffusion. Under the condition of mixed particle size, the dehydration efficiency and outlet mass quality of gas increasedas the inlet dryness increased. The calculation showed that the effect of turbulent diffusion promoted the separation of the mixed diameter droplets. As the inlet mass quality of gas increased, the peak value of the droplet mass fraction gradually moved toward small particle size, and the particle size distribution range gradually decreased.

new OG system；cyclone dehydrator；gas-liquid separation；numerical study

X51

A

1000-6923(2019)11-4628-10

劉 哲(1996-),男,安徽蚌埠人,安徽工業(yè)大學碩士研究生,主要從事工業(yè)通風與空氣凈化方面研究.

2019-04-29

安徽省高校自然科學研究重大項目(KJ2017Z006)

* 責任作者, 教授, fpingqian@163.com