喷雾条件对船用脱硫塔流场影响的数值模拟

随着航运业的快速发展，船舶尾气排放对环境的危害日益严重，世界各国及IMO相继制定硫排放控制法规[1-2]。船舶发动机使用废气湿法洗涤脱硫技术具有设备适应性好、脱硫率高、运行和维护费用低等优点，被认为是船舶尾气脱硫最有前途的措施之一[3-4]。

船舶废气洗涤技术分为湿式洗涤和干式洗涤，但由于船舶动力装置的限制，船舶废气脱硫多采用湿式洗涤系统，洗涤液主要是海水或者碱液[5-7]。国外主要是采用废气清洗系统(EGCS)对船舶尾气进行洗涤处理[8-9]。

国外针对船舶废气脱硫技术的研究地步较早，Alfa Laval公司在2014年德国汉堡海事展推出了PureSOx 2.0系统，在比上代洗涤系统体积缩小15%的同时，实现一个洗涤器处理从辅机、主机和锅炉排出的废气。Wärtsilä公司在2015年6月新获一笔订单，该系统使用混合洗涤器处理3艘2500 TEU集装船的尾气排放。Wärtsilä公司开发的洗涤脱硫系统包括闭式、开式和混合洗涤系统，可供应1～28 MW不同机型使用。Clean Marine公司在2014年先后接到韩国现代尾浦船厂和沪东中华造船厂共6艘新船订单。2018年9月19日，韩国PANASIA公司在上海与中国船舶工业贸易公司签下了为MSC船东加装脱硫系统的合同，项目共计29艘大型集装箱船，是目前世界上最大的加装脱硫系统订单。BELCO、Viswa、FSG等公司均进行船舶废气洗涤脱硫技术的开发，产品已处于推广阶段。

国内对船舶废气脱硫技术的研究起步稍晚，但也进行了大量的研究工作。马义平[10-12]等阐述了海水湿法烟气脱硫的脱硫过程、机理以及脱硫效率的影响因素，公开了基于海水法的船舶柴油机尾气脱硫装置。2014年，大连海事大学建立了一套中试规模的船舶废气脱硫装置，并通过实船实验对比研究了海水法、镁法和镁基-海水法在船舶废气脱硫系统中的应用。2017，哈尔滨工程大学自主研发的船舶废气脱硫系统[13-14]顺利进行了中国船级社的型式认证，是亚洲第一个获得船级社型式认可的废气洗涤脱硫系统。

洗涤塔内部的流场特性是船用EGC系统运行效率的关键因素之一，但塔内流场的复杂性、强瞬变性和随机性是研究的主要障碍，相关试验研究的成本很高[15]。近年来随着计算流体力学(CFD)和计算机技术的迅速发展，借助CFD技术模拟洗涤塔内的传热传质和流动等多种物理化学情况成为现实[16]。为了研究喷雾条件对船舶尾气洗涤塔内流场的影响规律，同时大幅降低研究成本，本文选用AVL FIRE作为仿真软件，建立洗涤塔的三维仿真模型，模拟塔内液滴的蒸发和流动特性。重点研究喷雾的锥角、喷雾温度和喷嘴的分布位置对雾化液滴粒径、塔内流场以及液滴雾化蒸发的影响，为洗涤塔的优化研究提供依据和思路。

1 碱法脱硫传质过程的数学模型

船用洗涤塔内部既有气相的烟气，又有液相的碱液颗粒，所以气液传质过程应选用气液两相流模型。本文采用离散相模型对洗涤塔脱硫过程进行模拟，使用欧拉-拉格朗日方法计算气液两相流，对气相流场可用类似于单相流场的算法求解。考虑到洗涤塔内气液两相流场的质量和能量传递，需要加入颗粒相进行耦合求解。

1.1 离散相动量传递方程

考虑到离散相颗粒在连续相中的运动，影响颗粒运动的原因是由于流体速度与颗粒差异所引起的力造成的。Basset、Oseen和Boussinesq在旋转坐标系下得到了颗粒的运动方程：

(1)

式中：FB是由重力产生的浮力；FD表示作用在颗粒上的曳力；FVM是虚拟质量力；FR是由旋转产生的向心力；FP是压力梯度力；FBA是Basset力。

1.2 离散相热量传递方程

温度变化率主要由3个方面控制：辐射换热、质量传递时的气化潜热和对流换热。对流换热QC定义为：

QC=πdλNU(TG-T)

(2)

式中：λ是流体的导热系数；T和TG是流体的温度和颗粒的温度；其中Nusselt数定义为：

(3)

式中：μ是气相分子粘性；Cp表示流体的比热；。

由质量传输引起的潜热传出热量QM定义为：

(4)

式中V表示水的气化潜热系数。

离散项热量变化方程为：

(5)

其中由于实际洗涤塔内部颗粒温度较低，在本文中辐射换热QR可以忽略不计。

1.3 离散相质量传递方程

当连续相温度高于离散相颗粒时，液滴蒸发模型用来描述颗粒的热量和质量的传递。2种方程形式选用哪种形式取决于液滴温度低于沸点还是高于沸点，而这又是通过安托万方程决定。安托万方程定义为：

(6)

式中：A、B、C是使用者设置的参数，可以到相关手册中查到。

当颗粒在沸点以下时，质量的传递由对流换热决定：

(7)

2 碱法脱硫洗涤塔的建模过程

2.1 模型生成和边界条件设定

图1是脱硫洗涤塔的CAD三维实体模型，模拟时需要将模型简化以提高网格的生成质量和运算速度。去掉洗涤塔身的加强筋板，外支撑架等附属机构，将简化的三维模型以导入AVL FIRE中。设定网格细化区域，最终生成的体网格如图1所示，网格数约为429 680个。

图1 洗涤塔CAD模型和计算网格
Fig.1 Scrubber CAD model and simulation grids

将洗涤塔进气口截面作为仿真模型的入口边界，同时设定船舶废气的入口速度和流量。设定洗涤塔顶部的缩口截面作为烟气的出口边界。边界条件的设置如表1所示。

表1 边界条件的设置
Table 1 Boundary condition setting

脱硫喷淋塔内填料层的实际材料是金属环矩鞍，仿真中将船用洗涤塔的填料层区域简化为多孔介质层，进而模拟船舶尾气通过填料层后的温度分布、压降以及填料层对洗涤塔内尾气分布情况的影响。

2.2 基本假设

在洗涤塔内进行着复杂的混合、传质过程，本文的数值模拟对物理模型进行了一定假设和简化。综合各方面因素的影响，只对洗涤塔的内流场做定性的模拟，而不对其化学反应进行模拟。为了提高模拟效率，现作如下假设和简化：

1) 假设洗涤塔底部的废水槽液面静止，将液面作壁面处理；

2) 由于本文不考虑气-液间的化学反应，喷雾介质由水代替碱液。

2.3 模型有效性验证

本模拟计算的是除雾器以下的塔内流场情况。为了验证仿真模型的有效性，将船用主机80%负荷，入口温度479 K工况下的试验测量数据和模拟数据进行对比。如图2(a)所示，洗涤塔温度场稳定后出口温度为318 K，实验实测出口温度为306 K，二者的最大相对误差较小，满足模拟计算的要求。

如图2(b)所示，洗涤塔内压力分布稳定后可以看出明显的压力梯度降低，这正是由喷淋引起层层压降的表现，塔中部压降区域为填料层。整塔入口处表压为543 Pa，出口处表压为319 Pa，压降为224 Pa，试验实测的整塔压降为220 Pa。模拟结果与试验结果在不同截面上压力分布趋势大致相同，数据能较好吻合，这说明所建模型可以支持下一步模拟计算。

图2 洗涤塔内流场分布云图
Fig.2 Flow field distribution in the scrubber

3 喷雾条件对气液两相场特性的影响

3.1 喷雾的锥角对流场和蒸发特性的影响

在本小节主要计算在主机80%负荷下，入口烟气流量为9.32 kg/s，研究喷雾锥角分别为120°和150°时的流场特性和液滴蒸发特性。

如图3所示的洗涤塔纵向对称切面方向下的三维喷雾云图，为方便对比，截图中喷嘴的高度保持一致。上层喷淋层喷嘴高度为Z=3.83 m，下层降温层喷嘴高度为Z=2.5 m。对比两图上层喷雾场可以看出，喷雾锥角150°时液滴的贯穿距较小，喷雾区的高度有所降低。图3(a)中喷雾颗粒分布很均匀，该时刻上层喷嘴上方并未出现大量液滴上飘的情况，说明锥角120°时的上层喷雾区不易被烟气贯穿。图3(b)中由于喷雾角度较大，液滴的碰壁量增加，并且在上层喷嘴的上方出现了大量随气流飘动的液滴，此时喷雾区更易被烟气贯穿，船舶废气在洗涤塔中的接触反应时间减小。

图3 t=1.0 s时的液滴三维云图分布
Fig.3 3D distribution of droplets at t=1.0 s

对比图3中的下层喷雾场发现，图3(b)中下层喷嘴上方的颗粒数比图3(a)的多，说明150°喷雾锥角下的喷雾区较薄，烟气穿透喷淋层的阻力较小，容易穿透喷雾区。两图中下层喷嘴上方的颗粒数从左往右依次减少，且下层喷雾区的绝大多数液滴集中在塔身右侧，可以很清楚看到烟气对壁侧直流通道的存在。烟气直流通道会大大降低在喷雾区内的停留时间，缩短了气液反应时间，影响洗涤塔的脱硫效率。

在图3的液滴分布图中可以直观的看出，150°锥角下的液滴碰壁区域面积更大，即碰壁液滴颗粒的数目较多。图3(c)中的颗粒浓度和分布面积都要比图3(d)中的大。对比两图的下层喷嘴左侧区域发现，图3(d)中该处的喷雾颗粒受气流影响较大，液滴颗粒的浓度较低。这是由于喷雾锥角150°时液滴的贯穿度较小，更易受到对冲上行烟气的扰动。

图4是不同锥角下蒸发液滴量的曲线，曲线整体趋势是在t=1.0 s前气化量很小，在t=1.0 s后气化量开始增加，曲线斜率先缓后急。最后在t=1.9 s后，增加量略有降低。这是由于t=0.75 s左右，高温烟气到达塔中下部并开始接触下层喷雾区域。经过短暂的延迟后液滴的气化量逐渐增大，当高温烟气进一步上移后，气液两相接触面积增大，进而液滴蒸发量由缓慢变为迅速增加。在t=1.9 s后，由于塔内温度场受到喷雾控制而趋于稳定，所以液滴蒸发量也有所降低。整体增加的趋势不变，时间越久液滴蒸发量越大。

图4 液滴蒸发曲线
Fig.4 Droplets evaporation curve

对比图4中2条蒸发量曲线发现，150°喷雾锥角下的蒸发量整体比120°锥角下的蒸发量小。这主要是有2方面原因所致：1)因为大锥角下喷雾的碰壁量增加，更多的液滴贴壁后未能与烟气有效接触；2)由于大锥角下喷雾区较薄，容易被烟气贯穿，烟气的速度未得到有效降低，使得气液两相接触的时间缩短。

为进一步研究喷雾锥角对流场的影响，截取下层喷嘴区域内Z=2.7 m横截面的速度场和湍动能分布云图，观察烟气穿过下层喷雾区后的流场情况。

在速度场分布中，图5(b)中左侧高速区的面积大且低速右侧区面积小，说明该横截面处喷雾锥角150°下的平均速度要比120°锥角的大。由于图5(a)中的圆点位置刚好在喷嘴的正上方，可以看出120°锥角时喷雾锥的形状保持较好，说明烟气对喷雾区贯穿较小，对喷雾扰动不大。而图5(b)中喷雾锥角为150°，由于喷雾区薄容易被贯穿，烟气流速大，喷雾对上层区域的影响减弱。

图5 Z=2.7 m横截面的速度场分布
Fig.5 Velocity field distribution of Z=2.7 m cross section

在图6中湍动能分布中也可以看出，150°锥角下烟气穿过下层喷雾区后的湍动能大于120°锥角时的湍动能，进一步说明较大的喷雾锥角下，喷雾区更容易被烟气贯穿。

图6 Z=2.7 m横截面的湍动能分布
Fig.6 Schematic kinetic energy distribution of Z=2.7 m cross section

3.2 喷雾的温度对蒸发特性的影响

在本小节主要计算主机80%负荷下，入口烟气流量为9.32 kg/s，入口烟气温度为478 K时，研究喷雾温度分别为13 ℃和33 ℃时液滴的蒸发特性。

图7是不同喷淋温度下的液滴蒸发质量曲线，曲线整体趋势是在t=0.8 s前气化量很小，在t=0.8 s后气化量开始增加，曲线斜率仍然是先缓后急。对比两曲线发现，两图蒸发始点有区别，13 ℃喷淋时蒸发始点在1.0 s，而33 ℃喷淋时蒸发始点则是在0.8 s。这是由于33 ℃喷淋时，液滴的内能较大，从气液接触到蒸发气化需要的准备时间较短。较短的气化时间下就可以保证单位时间内有更多的液滴蒸发，所以33 ℃喷淋时液滴蒸发量要比13 ℃喷淋时的蒸发量大。

图7 不同喷淋温度下的液滴蒸发质量曲线
Fig.7 Droplets evaporation mass curve at different spray temperatures

图8是洗涤塔内喷雾液滴浓度分布图，可直观的看出喷淋温度33 ℃时的喷雾颗粒浓度较低，分布区域也较小。说明在同一喷射时刻下，喷淋温度高时液滴在塔内蒸发加快，液滴在洗涤塔内充满度会变差。由于33 ℃喷淋时塔内平均温度整体较高，较高的喷淋温度使得洗涤塔内反应温度升高，会抑制SO2的物理吸收。

图8 塔内喷雾液滴浓度分布
Fig.8 Distribution of droplet concentration in the scrubber

3.3 喷嘴的分布位置对流场和蒸发特性的影响

在本小节主要计算主机80%负荷下，入口烟气流量为9.3 kg/s，入口烟气温度为478 K时，研究喷嘴的分布位置对流场特性和液滴的蒸发特性的影响规律。

如图9所示，基本工况的上下两层喷嘴的位置是上下一一对应的，中心线左右两侧各分布了4个喷嘴。在对比工况中保持上层喷嘴位置不变，将下层喷嘴整体顺时针旋转45°，即上下喷嘴错置开，喷嘴分布位置如图10所示。图10(a)中下层12个喷嘴的分布位置，纵向中心线左侧分布了5个喷嘴。图10(b)中上层喷嘴依然是左右两侧各分布4个喷嘴。采用上下2层喷嘴错置分布，可以加大塔壁烟气对冲侧的喷淋密度。

图9 喷嘴CAD模型
Fig.9 CAD model of the nozzles

图10 上下2层喷嘴错置后分布情况
Fig.10 Distribution of the upper and lower nozzles after being misplaced

如图11中的三维喷雾云图所示，基本工况和对比工况的上层喷雾情况相同，重点对比下层喷雾。在同一喷射时刻下，图11(a)中基本工况的上下喷嘴上下对应，喷雾液滴更集中在塔中心部位。图11(b)是对比工况，下层喷嘴的喷雾更加分散，在塔左侧的喷雾颗粒数比上层喷嘴的颗粒数多。由于洗涤塔设计时喷嘴的数目是有限的，不同的喷雾锥之间的液滴相互影响，所以液滴不可能完全均布在洗涤塔内。通过上下2层喷嘴的错置，最主要目的是让上下两层喷雾浓度疏密区互补，进而让烟气与液滴接触更加充分，增大气液反应时间，进而提高洗涤塔的脱硫效率。

图11 液滴的三维分布云图
Fig.11 Three-dimensional distribution of droplets

如图12所示，对比下层喷雾的液滴碰壁量发现，明显对比工况的下层喷嘴错置45°后液滴碰壁量较少。由于洗涤塔左侧的烟气直流通道的存在对脱硫效率影响很大，设法增大下层喷雾区烟气对冲侧的液滴数目是研究的关键。对比工况在纵向中心线左侧分布了5个喷嘴，塔身左侧可以产生出更多的喷雾颗粒与直流的烟气接触，同时配合较小的液滴碰壁量，可以获得更高的脱硫效率。

图12 液滴碰壁量的对比
Fig.12 Comparison of the amount of droplets hitting the scrubber wall

此外，在图13的出口温度对比图中，设置的对比工况对塔左侧的高温废气起到了很好的降温效果，出口温度比基本工况降低了5 ℃。从高温区的面积来看，通过上下2层喷嘴错置，洗涤塔出口温度分布更加均匀。如图14所示的出口湍动能分布云图中，对比工况的出口湍动能略有降低。

图13 出口温度云图
Fig.13 Out let temperature cloud map

图14 出口湍动能云图
Fig.14 Out let turbulent energy cloud map

由于塔内烟气分布不均匀，喷淋液滴下落快，气液接触时间短，传质效果差造成脱硫率下降。通过上述方法改进喷嘴布置和喷嘴位置，使流场尽量均匀，保持塔内单位体积内的持液量，可以提高船用洗涤塔的脱硫率。

4 结论

1) 喷嘴锥角较大时，喷雾区较薄，烟气穿透喷淋层的阻力较小而容易穿透喷雾区。采用120°锥角时喷雾锥的形状保持较好。

2) 喷淋温度高时液滴在塔内蒸发加快，液滴在洗涤塔内分布会变差。较高的喷淋温度使洗涤塔内反应温度升高，会抑制SO2的物理吸收。

3) 洗涤塔上下两层喷嘴整体错置45°，可以对塔左侧的高温废气起到了更好的降温效果，温度分布更加均匀，提高了塔内单位体积内的持液量。