波紋片對(duì)臭氧催化氧化反應(yīng)器的流體力學(xué)和氣含率分布的影響

劉世鋒，熊建華，陳永利，朱紅祥，秦祖贈(zèng)

（1.廣西大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院，廣西 南寧 530004；2.廣西博世科環(huán)保科技股份有限公司國(guó)家企業(yè)技術(shù)中心，廣西 南寧 530007）

填充床反應(yīng)器可用于化工、石油化工以及廢水的深度處理，在臭氧催化氧化等氣液相反應(yīng)中備受關(guān)注。填充床反應(yīng)器的一個(gè)主要缺點(diǎn)是空隙率分布不均勻，進(jìn)行氣液反應(yīng)時(shí)，氣泡易產(chǎn)生并聚，降低傳質(zhì)效果。與內(nèi)部體積相比，靠近反應(yīng)器壁面的空隙率更高，氣含率更高，并隨著與壁面距離的增加呈指數(shù)下降[1]。反應(yīng)器內(nèi)的流體優(yōu)先靠近壁面（因較高的空隙率）和避開(kāi)反應(yīng)器的內(nèi)部斷面（如反應(yīng)器中填料孔隙率低的區(qū)域）而流動(dòng)，這種流動(dòng)分布稱為溝道[2-3]。因此，液體停留時(shí)間和氣液接觸面積減小，會(huì)導(dǎo)致反應(yīng)器處理廢水的效能明顯下降。當(dāng)反應(yīng)器與顆粒直徑的比值小于40時(shí)，這一現(xiàn)象尤為明顯。溝道加劇了流動(dòng)的不均勻性，限制了反應(yīng)器處理廢水的效率[4]。

規(guī)整填料具有較高的比表面積和較好的流道控制能力，可以改善反應(yīng)器的流體力學(xué)性能和流體流動(dòng)路徑[5]。對(duì)臭氧催化氧化反應(yīng)器來(lái)說(shuō)，散堆填料比規(guī)整填料更具成本效益，因?yàn)槌粞醮呋趸磻?yīng)器中的填料通常以顆粒形式提供，便于回收利用[6]。目前，在廢水深度處理領(lǐng)域，很多工藝仍然使用散堆填充床反應(yīng)器。但是，散堆填充床反應(yīng)器會(huì)受到氣泡并聚和溝道的影響，導(dǎo)致反應(yīng)器的處理效能降低[7]。為了減少氣泡并聚和溝道的影響，一些研究者提出將催化劑顆?！鞍痹谄g的方案，但這可能會(huì)減少溝道的形成，且這些結(jié)構(gòu)會(huì)影響空隙率的分布。研究發(fā)現(xiàn)，波狀結(jié)構(gòu)最適合均勻孔隙率分布，可控制徑向速度，進(jìn)而控制軸向混合[8]。

基于對(duì)吸收填料結(jié)構(gòu)的研究成果[9-11]，本文采用一種簡(jiǎn)單的波紋片結(jié)構(gòu)，構(gòu)建了A、B、C型3種填料，考察了結(jié)構(gòu)導(dǎo)向波紋片對(duì)催化臭氧反應(yīng)器中的流體力學(xué)和傳質(zhì)性能的影響，并對(duì)B 型填料反應(yīng)器的臭氧氣含率和散堆填料反應(yīng)器的數(shù)值模擬進(jìn)行了比較。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 波紋片

每層散堆填料中添加1 片波紋片的標(biāo)記為A 型填料[圖1(a)]，每層散堆填料中添加2 片波紋片的標(biāo)記為B 型填料[圖1(b)]；標(biāo)記每層散堆填料中添加3片波紋片的標(biāo)記為C型填料[圖1(c)]；3D波紋片的幾何圖見(jiàn)圖1(d)。波紋片的角度為105°，波峰與波峰的距離是6mm，厚度為1.2mm，總寬度為6cm，總長(zhǎng)度為15cm，總共4 個(gè)單元。每個(gè)單元按照逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)90°拼接起來(lái)，總的填料高度是0.6m。

圖1 臭氧催化氧化反應(yīng)器中A、B、C型填料的橫截面圖及3D波紋片的幾何圖Fig.1 Cross-sectional view of Type A,B,C packing in ozone catalytic oxidation reactor and 3D corrugated sheet geometry

1.2 實(shí)驗(yàn)流程

采用水-臭氧測(cè)試系統(tǒng)，對(duì)A、B、C 型和散堆填料的流體力學(xué)性能（干塔壓降、濕塔壓降、液泛氣速）進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)試。實(shí)驗(yàn)裝置主要由氣液測(cè)試裝置和壓力測(cè)量系統(tǒng)組成(圖2)。在內(nèi)徑為7.5cm、高度為0.8m 的有機(jī)玻璃柱中，研究了填料的流體力學(xué)性能。0.6m 的填料由扁平網(wǎng)格支撐。在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，液體被泵入塔頂并通過(guò)液體分配器向下流動(dòng)，在填料塔中與來(lái)自臭氧發(fā)生器的臭氧形成逆流。表觀氣速用孔板流量計(jì)進(jìn)行測(cè)量(不確定度為0.001m·s-1)，液體流量用轉(zhuǎn)子流量計(jì)控制[不確定度為0.01m3·(m2·h)-1]。用U 型管壓力計(jì)測(cè)量填料層上的壓降（不確定度為0.01Pa）。

圖2 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental device cylinder

1.3 CFD計(jì)算

1.3.1 幾何模型

基于實(shí)驗(yàn)室規(guī)模散堆填料反應(yīng)器的幾何形狀，使用Ansys Design Modeler 創(chuàng)建了1 個(gè)3D 計(jì)算域。如圖3 所示，采用對(duì)稱平面來(lái)減少模擬域的網(wǎng)格元素?cái)?shù)。為氣泡擴(kuò)散器上方的流動(dòng)域開(kāi)發(fā)了平均網(wǎng)格尺寸為2mm 的六面體主導(dǎo)網(wǎng)格。使用掃描方法，將網(wǎng)格尺寸在垂直方向上保持為2mm，最終產(chǎn)生的總網(wǎng)格數(shù)約為2.8×105個(gè)。

圖3 臭氧反應(yīng)器的模擬結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格示意圖Fig.3 Simulation structure and mesh of Ozone reactor

1.3.2 控制方程

分別采用連續(xù)性方程[式(1)]和動(dòng)量方程[式(2)]，對(duì)反應(yīng)器中的水-臭氧進(jìn)行研究[12]。

連續(xù)性方程：

動(dòng)量方程：

其中，ρ是體積平均密度，kg·m-3；v是流速，m·s-1；p是靜壓，Pa；σˉ是應(yīng)力張量，N·m-1；pg→和f?分別是重力、體積力，N。

1.3.3 多相模型

水-臭氧的氣液流動(dòng)采用歐拉模型進(jìn)行模擬[13-15]，氣相模擬為直徑2mm 的均勻氣泡分散相，液相模擬為連續(xù)相。

采用式(3)計(jì)算水-臭氧的體積平均密度：

其中，α是氣體體積分?jǐn)?shù)，ρg是氣相密度，kg·m-3；ρ1是液相密度，kg·m-3。

通過(guò)求解分散相體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)性方程[式(4)]來(lái)跟蹤相之間的氣液界面：

其中，vg表示氣體速度，m·s-1；和分別表示由從液相轉(zhuǎn)移到氣相和從氣相轉(zhuǎn)移到液相的每單位體積質(zhì)量引起的質(zhì)量的變化量，kg。

1.3.4 多孔介質(zhì)設(shè)置

填料床的干壓降是一個(gè)基本的設(shè)計(jì)參數(shù)，是評(píng)估濕壓降所必需的。多孔介質(zhì)模型用于預(yù)測(cè)沿填料床的干壓降。在這種情況下，在標(biāo)準(zhǔn)流體流動(dòng)方程中增加1個(gè)動(dòng)量源項(xiàng)，源項(xiàng)Si如式(5)所示[16]。

其中，黏性阻力項(xiàng)和慣性損失項(xiàng)可由Ergun 公式計(jì)算得到，黏性阻力系數(shù)為4373177.84，慣性阻力系數(shù)為1020.41。

1.3.5 邊界條件設(shè)置

反應(yīng)器進(jìn)口采用速度進(jìn)口，入口速度根據(jù)流量進(jìn)行計(jì)算。出口為壓力出口邊界p=0，除進(jìn)出口外，其他壁面均設(shè)置為無(wú)滑移壁面條件。

1.3.6 其他條件設(shè)置

所有模擬均按瞬態(tài)模擬進(jìn)行。分別采用Pressure-Staggering Option(PRESTO)和二階逆風(fēng)模擬壓力和動(dòng)量；Semi-Implicit Method for Pressure-Linked Equations（SIMPLE）用于相位耦合，一階逆風(fēng)用于所有其他守恒方程的離散化。所有流量變量均實(shí)現(xiàn)了1×10-4的收斂目標(biāo)，每種物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)均實(shí)現(xiàn)了1×10-6的收斂目標(biāo)[17]。

2 結(jié)果與討論

2.1 流體力學(xué)性能測(cè)試

2.1.1 干塔壓降

A 型、B 型、C 型、散堆填料等4 種填料的干塔壓降與氣相動(dòng)能因子F之間的關(guān)系如圖4 所示。由圖4 可知，對(duì)于4 種填料，干塔壓降均隨氣速的增加而增加。在相同的F因子下，4 種填料的干塔壓降從高到低順序?yàn)椋荷⒍烟盍希続 型＞C 型＞B 型，原因是波紋片會(huì)改善散堆填料的孔隙率，從而降低壓降。此外，在相同的氣相動(dòng)能因子F下，使用B 型填料時(shí)，填料的平均干塔壓降降低了30%，原因是波紋片數(shù)量增加，增加了填料的通道，減少了填料層的流體阻力和壓降。因此，使用結(jié)構(gòu)導(dǎo)向波紋片可以降低填料層中的流體阻力和壓降。

圖4 散堆填料、A型、B型、C型填料干塔壓降隨F因子的變化趨勢(shì)Fig.4 Trend of dry tower pressure drop with F-factor for bulk packing,A type,B type,and C type packing

2.1.2 濕塔壓降

根據(jù)濕塔壓降的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，繪制了在14.87、20.40、26.09、31.70、37.20 m3·(m2·h)-1的噴淋密度下，散堆填料、A 型填料、B 型填料和C 型填料的濕塔壓降隨氣相動(dòng)能因子的變化趨勢(shì)圖(圖5)。從圖5 可知，在各噴淋密度下，4 種填料的濕塔壓降均隨著F因子的增大而增加，原因是隨著氣速增大，通道內(nèi)氣液間的交互作用增強(qiáng)，導(dǎo)致動(dòng)能損失增加，進(jìn)而使得壓降增加。以圖5(c)為例，當(dāng)L相同、F＞2.25 m·s-1·(kg·m3)0.5時(shí)，填料的濕塔壓降的上升速度明顯加快，原因是氣速已經(jīng)增大到一定程度，繼續(xù)增大氣速會(huì)導(dǎo)致氣液兩相間的接觸更加劇烈，氣體更難以通過(guò)填料層表面，進(jìn)而導(dǎo)致壓降迅速增加。當(dāng)填料型號(hào)和氣速相同時(shí)，增加噴淋密度會(huì)導(dǎo)致壓降增大，且濕塔壓降明顯大于干塔壓降，原因是固定型號(hào)填料的空隙率是固定的，氣液的通道體積不會(huì)發(fā)生變化，當(dāng)噴淋密度增大時(shí)，填料層的體積增加，占據(jù)了一部分氣相通道，從而導(dǎo)致壓降增加[18]。

圖5 散堆填料(a)、A型(b)、B型(c)、C型(d)填料的濕塔壓降Fig.5 Wet tower pressure drop for bulk stack packing(a),type A(b),B(c),and C(d)packing

為了研究波紋片數(shù)量對(duì)濕塔壓降的影響，在相同的噴淋密度下，對(duì)比了A 型、B 型、C 型、散堆填料的濕塔壓降隨氣相動(dòng)能因子變化的關(guān)系，并將4 種填料的濕塔壓降數(shù)據(jù)繪制成圖(圖6)。由圖6 可知，在相同的噴淋密度下，濕塔壓降隨氣相動(dòng)能因子的增加而增加。在14.87、20.40、26.09、31.70、37.20 m3·(m2·h)-1的噴淋密度下，B型填料的壓降比散堆填料更低，在26.09 m3·(m2·h)-1的噴淋密度下，濕塔壓降降低了14.73%，原因是結(jié)構(gòu)導(dǎo)向波紋片改善了反應(yīng)器內(nèi)氣液兩相的接觸狀態(tài)，降低了填料層的濕塔壓降。

圖6 4種填料在不同噴淋密度下的濕塔壓降Fig.6 Wet tower pressure drop at different spray densities for four packings types

2.1.3 液泛氣速

液泛是填料塔操作的極限，液泛氣速是操作的極限氣速。在液泛氣速下，液體被氣流大量帶出塔頂，塔的操作極不穩(wěn)定，因此液泛對(duì)填料塔的設(shè)計(jì)和操作具有重要意義。

本文對(duì)比了4 種填料和散堆填料的液泛氣速，結(jié)果見(jiàn)圖7。在相同的噴淋密度下，液泛氣速的比較結(jié)果為：B 型＞A 型＞散堆＞C 型填料。原因是空隙率減小會(huì)導(dǎo)致在相同的表觀速度下，C 型填料層中的氣相的真實(shí)速率較大，因此液泛氣速較??；此外，噴淋密度增大也會(huì)使得液泛氣速逐漸減小，原因是噴淋密度增大會(huì)導(dǎo)致液體在填料層所占的體積增加，使氣相通道變小，氣速增大，對(duì)液相的阻力隨之增大，液體更容易在填料層內(nèi)累積，導(dǎo)致液泛氣速變小[19]。由圖7可知，相比散堆填料，B型填料可提高液泛氣速、操作彈性和處理量，在測(cè)試范圍內(nèi)，B型填料的液泛氣速比散堆填料提高了約3.5%。

圖7 4種填料在不同噴淋密度下的液泛氣速Fig.7 Liquid-flood gas velocities of packing A,B and C at different spray densities

2.2 CFD模擬壓降

2.2.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

計(jì)算模型的網(wǎng)格質(zhì)量和數(shù)量會(huì)影響模擬結(jié)果，為此，本文將總網(wǎng)格數(shù)從2×105增加到1×106，進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性測(cè)試。在包含2×105～1×106個(gè)網(wǎng)格數(shù)的模型中進(jìn)行CFD 預(yù)測(cè)，CFD 預(yù)測(cè)的干塔壓降差異小于1%(圖8)，表明網(wǎng)格數(shù)量對(duì)干塔壓降沒(méi)有影響。

圖8 干塔壓降的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)Fig.8 Grid independence test for dry tower pressure drop

2.2.2 干塔壓降

干塔壓降是填料最基本的技術(shù)參數(shù)。模擬計(jì)算時(shí)采用多孔介質(zhì)模型，對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可得到流動(dòng)阻力。為了研究氣相在B型填料反應(yīng)器內(nèi)的氣含率分布，采用湍流模型計(jì)算了B 型填料的干塔壓降，并與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)圖9。由圖9 可知，采用多孔介質(zhì)模型計(jì)算B 型填料的干塔壓降，模擬值與實(shí)測(cè)壓降值接近，平均偏差為5.88%，表明利用CFD 軟件可以得到較準(zhǔn)確的填料層干塔壓降，為后續(xù)模擬填充床反應(yīng)器的氣含率分析，提供了多孔介質(zhì)數(shù)據(jù)參數(shù)。出現(xiàn)偏差的原因是在B型填料中，氣體沿著蜿蜒的通道移動(dòng)，并通過(guò)波紋片上的方形網(wǎng)孔進(jìn)入，模擬中則忽略了波紋片上的方形網(wǎng)孔，導(dǎo)致了與實(shí)驗(yàn)值間的偏差。

圖9 B型填料干塔壓降的實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比圖Fig.9 Experiment results compared with the simulation results

2.3 CFD模擬臭氧氣含率分布

臭氧的氣含率會(huì)影響反應(yīng)的速率，為此通過(guò)CFD理論計(jì)算分析了臭氧在X軸平面的氣含率變化，結(jié)果見(jiàn)圖10。從圖10可知，在高度0.15m處，散堆填料反應(yīng)器沿X軸方向的氣含率以0.5左右均勻分布，而在B 型填料反應(yīng)器的中心線附近，臭氧局部的氣含率分布不均勻，從0.5左右降至0.463左右。

圖10 0.15m高度X軸方向的臭氧氣含率分布Fig.10 Distribution of ozone gas content in the x-axis direction at a height of 0.15m

3 結(jié)論

本文采用在散堆填料中添加結(jié)構(gòu)導(dǎo)向波紋片的方法，構(gòu)建了A、B、C 型等3 種填料，測(cè)試了3 種填料的流體力學(xué)性能，計(jì)算了氣含率分布，與散堆填料比較后，得到以下結(jié)論：

波紋片能夠改善填料的孔隙率，緩解溝流和璧流現(xiàn)象，進(jìn)而影響臭氧催化氧化反應(yīng)器的流體力學(xué)性能和氣含率分布。在由波紋片構(gòu)建的A、B、C型3種填料中，相比散堆填料，B 型填料具有更低的干塔壓降，4 種填料的干塔壓降從高到低順序?yàn)椋荷⒍烟盍希続 型＞C 型＞B 型，B 型填料的干塔壓降比散堆填料降低了約30%。相比散堆填料，B 型填料具有更低的操作壓降，在噴淋密度26.09m3·(m2·h)-1下，B型填料的濕塔壓降降低了約14.73%。B型填料的局部臭氧氣含率分布更均勻，適合用來(lái)提高氣液相互作用。