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不同工作模式下VOCs废气收集系统阻力平衡数值模拟与应用

黄准, 党小庆, 李世杰, 郑华春, 韩正阳, 郭惠. 不同工作模式下VOCs废气收集系统阻力平衡数值模拟与应用[J]. 环境工程学报, 2020, 14(2): 440-447. doi: 10.12030/j.cjee.201904156
引用本文: 黄准, 党小庆, 李世杰, 郑华春, 韩正阳, 郭惠. 不同工作模式下VOCs废气收集系统阻力平衡数值模拟与应用[J]. 环境工程学报, 2020, 14(2): 440-447. doi: 10.12030/j.cjee.201904156
HUANG Zhun, DANG Xiaoqing, LI Shijie, ZHENG Huachun, HAN Zhengyang, GUO Hui. Numerical simulation and application on resistance balance of VOCs collection system in different working modes[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2020, 14(2): 440-447. doi: 10.12030/j.cjee.201904156
Citation: HUANG Zhun, DANG Xiaoqing, LI Shijie, ZHENG Huachun, HAN Zhengyang, GUO Hui. Numerical simulation and application on resistance balance of VOCs collection system in different working modes[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2020, 14(2): 440-447. doi: 10.12030/j.cjee.201904156

不同工作模式下VOCs废气收集系统阻力平衡数值模拟与应用

    作者简介: 黄准(1994—),男,硕士研究生。研究方向:大气污染控制工程。E-mail:1033396282@qq.com
    通讯作者: 党小庆(1964—),男,博士,教授。研究方向:大气污染控制工程。E-mail:dangxq@163.com
  • 基金项目:
    国家重点研发计划项目(2017YFC0212204);陕西省重点研发计划(2018ZDCXL-SF-02-04)
  • 中图分类号: X513

Numerical simulation and application on resistance balance of VOCs collection system in different working modes

    Corresponding author: DANG Xiaoqing, dangxq@163.com
  • 摘要: 为了提高平版印刷车间不同工作模式下VOCs废气收集系统的收集效率和降低收集系统的能耗,采用支路管道上增设调节阀和集气罩罩口增设三角板的联合措施,并通过数值模拟的方法对废气收集系统进行阻力平衡优化,使得各支路和集气罩罩口风量达到设计风量。将各集气罩模拟风量与实测风量进行比较,发现二者具有较高的吻合性,从而证明了数值模拟方法的可靠性。模拟结果表明:在全负荷运行模式下,经优化后,系统支路最大风量偏差与最大阻力不平衡率由原设计的41.81%和23.77%降至为0.26%和0.43%,优化后各集气罩风量偏差能够控制在−0.2%~0.3%;在不同工作模式下,优化后收集系统均已基本达到全平衡负压状态,各工作支路阻力偏差在0%~0.43%,各支路和集气罩能够实现在设计状态下运行。本研究结果可为VOCs废气收集系统的优化与运行提供参考。
  • 工业生产过程中产生的细微颗粒物是造成大气污染的主要原因之一[1- 2]。袋式除尘器是工业领域控制颗粒物尤其是细微颗粒物排放最有效的净化设备之一,滤袋是其核心[3]。不断改进优化纤维滤料可提高其捕集效率,但也会因其阻力不断升高而增加运行成本。因此,需要开发新技术使得滤袋对粉尘捕集效率提高的同时而又不增加其阻力。颗粒物单极预荷电可有效改善滤袋过滤特性[3-5],但是携带大量同性电荷的颗粒物长期堆积在滤袋表面会引起反电晕现象。因此,基于双极荷电凝并行为,一些学者利用预荷电技术使细微颗粒物实现异性电荷中和,进而增大粒径,更易被过滤器捕集脱除。CHANG等[6]已成功应用飞灰颗粒物的凝并行为增强了其在电除尘器中的捕集效率。SOBCZYK 等[7]设计了包含凝并器在内的复合式电除尘器,并证实了其捕集效率远高于传统电除尘器。KOIZUMI等[8]及HUANG等[9]研究了交变电场中双极荷电颗粒物的凝并行为,发现过滤风速及预荷电器施加电压是影响颗粒物凝并最重要的2个因素。以上成果均已证实了双极荷电颗粒物在电场中的电凝并行为。然而,相关研究仍集中于电除尘器领域,对于利用颗粒物双极预荷电凝并技术与传统袋式除尘器相结合的成果还鲜有报道。CIACH等[10]在1996年将预荷电凝并技术与纤维滤料相结合,提高了柴油颗粒物的捕集效率,但并未研究对纤维滤料压差特性的影响。向晓东等 [11-13]对电袋复合除尘器的增效减阻效应进行了实验研究,对于设计优化前置预荷电器结构参数有着重要意义,但其对于后置滤袋的分级数目捕集效率未作研究,仅讨论了其表面粉尘的堆积密度及中位粒径。贾沛等[14]则采用数值模拟研究方法,利用电晕放电模块耦合湍流模块,研究了线-管式双极预荷电中电流体动力学分布规律。黄超等[15]研究了不同预荷电条件下影响颗粒物凝并效果的因素,并得到了包括电压、风速等工况在内的最优凝并条件,但最优条件下颗粒物凝并行为对于滤袋过滤特性的影响未作讨论。综上所述,虽然利用单/双预荷电技术提高袋式除尘器可有效过滤高炉除尘灰,但该技术仍需进一步拓展和完善。

    基于此,本课题组设计搭建了由线-板式预荷电器和滤袋集尘装置组成的复合电/袋滤实验平台,对工业实践中影响高炉除尘灰双极荷电凝并的主要因素匹配电压及过滤风速进行了研究。在此基础上,进一步系统对比分析滤袋对未荷电、单极负荷电及双极预荷电高炉除尘灰的分级数目捕集效率和阻力特性,利用扫描电镜观察得到了不同预荷电方式高炉除尘灰在纤维滤袋表面沉积的微观形貌结构,以期为细微颗粒物预荷电技术与传统袋式除尘器的结合与工业应用提供参考。

    采用纤维滤料为聚苯硫醚 (polyphenylene sulfide,PPS) 针刺毡,测试粉尘取样自建龙集团某钢铁公司炼铁高炉布袋除尘器箱体灰斗内滤袋除尘灰。采用YG(B)141D数字式织物厚度仪、BT224S型分析天平、X射线荧光光谱分析仪及Malvern激光粒度仪对测试粉尘及纤维滤料的相关特性参数进行测量。孔隙率为67.07 %, 厚度为1.41 mm,克重为 0.062 7 g·cm−2,纤维直径为15.25 μm,127 Pa时透气度为7.32 m3·m−2·min−1表1为测试粉尘的主要成分。图1为高炉除尘灰的粒径分布。其中,d10=1.45 μm,d25=2.40 μm,d50=3.85 μm,d75=6.16 μm,d90=8.68 μm。

    表 1  测试粉尘主要成分 (质量分数)
    Table 1.  Main constituent of test dust
    Fe2O3ZnOSiO2SO3Al2O3CaOK2OMgO
    31.93%21.33%12.89%9.53%8.22%7.40%2.33%2.08%
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    图 1  高炉除尘灰粒径分布
    Figure 1.  Size distribution of blast furnace dust

    图2为电/袋滤实验平台示意图。平台主要分为发尘区、预荷电区及集尘区。其中,预荷电区由2个等容线板式预荷电器组成,每个预荷电器由一根铜电晕放电线 (直径0.8 mm,长度200 mm) 及2块接地铜极板 (200 mm×50 mm) 组成,通道容积为50 mm×50 mm×200 mm。测试粉尘通过发尘器及文丘里管被均匀分散后,分别进入2个预荷电器荷电,后被下游滤袋捕集脱除。实验过程中,所有平台设备均接地以减少电场对于亚克力管壁的影响。

    图 2  电/袋滤实验平台
    Figure 2.  The test platform of hybrid electrostatic filter

    预荷电器伏安特性曲线如图3所示。在相同放电电压条件下,正极性放电电流值低于负极性电流值。这意味着正极性放电的电场强度和离子密度较低。因此,综合考虑颗粒物荷电充足性及设备运行稳定性,将初始电压至击穿电压范围的60 %作为实验区间,即选择正电压 (16 kV/0.10 mA) 作为固定测试电压,负电压调试区间为12~16 kV,用以讨论不同匹配电压下的凝并行为。与此同时,由于负电源放电性能稳定及电晕电流较大等优点,工业应用一般选择高压负直流电源作为供电设备,故本研究选择 (−16 kV,−16 kV) 作为颗粒物单极预荷电实验条件。有关颗粒物单极预荷电 (不同荷电电压/荷电风速/荷电类型) 对纤维滤料过滤特性的影响规律,仅作为参照工况而不再展开阐述,相关详尽研究结果见参考文献[5]。

    图 3  预荷电器伏安特性曲线
    Figure 3.  The voltage-current characteristic of pre-charger

    过滤实验根据“GB/T 38019-2019 工业用过滤布 粉尘过滤性能测试方法”,粉尘质量浓度设定为5 g·m-3。实验环境温度为(10±2) ℃,相对湿度为(20±2)%,粉尘使用前进行80 ℃真空干燥箱预烘干处理10 h。利用空气颗粒计数器 (APC, 型号9306) 测量颗粒数目,压差计 (Testo 512) 测量滤袋压差。为研究颗粒物预荷电对滤袋过滤特性的强化作用,设计以下3种工况条件:1) 颗粒物未荷电;2) 颗粒物单极荷电 (−16 kV,−16 kV) ;3) 颗粒物双极荷电 (双极荷电电压的选择在结果与讨论部分介绍) 。将测定以下5个参数:1) 预荷电器上游 (采样口a) 的颗粒数目Cin;2) 凝并区下游 (采样口b) 的颗粒数目ConCoff;3) 滤料下游 (采样口c) 的颗粒数目Cout-onCout-off。下标on/off分别表示预荷电器的开/关2种状态。通过凝并区下游颗粒数目分数分布CionCioff的变化反映颗粒物双极荷电凝并,滤袋捕集效率计算参考公式 (1) 。

    f=CiinCioutCiin×100% (1)

    式中:f为捕集效率;Ciin表示粒径为i的上游颗粒数目;Ciout表示粒径为i的下游颗粒数目,Cion以及Cioff分别表示预荷电器打开和关闭时粒径为i的颗粒数目。另外,由于PM0.5、PM1可能危害人群健康,PM2.5为大气中主要二次污染物,且0.3 μm为袋式除尘器用纤维滤袋最易穿透粒径,故i分别定为如下几类<0.3 μm、0.3~0.5 μm、0.5~1 μm、1~2.5 μm。

    在预荷电区,电晕线附近区域的电子有足够能量撞击气体分子使其电离,从而产生大量正离子和高能自由电子。对于正直流电场,电子向负电晕线移动,正离子由于库伦斥力扩散到周围,因此,其主要表现为正离子的荷电作用。而对于负直流电场,自由电子由于库仑斥力而远离电晕线区域,其能量急剧下降而大量附着在气体分子上形成了负离子,故以负离子及电子对颗粒物的荷电为主。颗粒物荷电是一个复杂的电流体力学过程,其荷电机制主要分2种[16]:场致荷电qf(式 (2) )和扩散荷电qd (式 (3) ) 。

    qf=4πε03εε+2Eatt+τ (2)
    qd=4πε0aKBTeln(1+acN0e24ε0KBTt) (3)

    式中:ε0为真空介电常数 (8. 85×10−12 F· m−1) ;ϵ为颗粒物相对介电常数;a为颗粒物直径,μm;t为荷电时间,s;τ为带电时间常数;KB为玻尔兹曼常数 (1.38×10−23 J·K−1) ;T为绝对温度,K;e为电子电荷 (1.6×10−19 C) ;N0为离子密度,m−3c为离子热运动平均速度 (240 m·s−1) 。

    ZEBEL[17]和FUCHS [18]给出了无外加电场条件下双极荷电颗粒物库伦凝并系数,其计算公式为式 (4) 。

    kij=fij×kbrij (4)

    式中:fij=αijeαij1αij=qiqj2πϵ0KT(di+dj) 。对于双极荷电颗粒物, αij 为负值且其绝对值远大于1,故fijαijkbrij=2π(Di+Dj)(di+dj)为电中性颗粒凝并系数; Di=KTCi 为扩散系数;ci=3πμdi 为空气阻力系数;μ 为空气粘度,Pa·s−1qiqj分别表示直径为didj的颗粒物荷电量,C。

    因此,库伦凝并系数计算式为式 (5) 。

    kij=qiqj(di+dj)3πμϵ0didj (5)

    由于粒径大于0.2 μm的颗粒物以场致荷电为主[19],本研究将细微颗粒物凝并的粒径设定为0.3~10 μm。因此,式 (5) 中颗粒物理论饱和荷电量可由式 (2) 计算得到。而对于工业应用场景,其雷诺数 (>104) 非常大而导致湍流,且其放电产生的离子风也会破坏层流[20]。因此,以上分析均是理论情形,而实验室条件一般会忽略湍流和离子风影响,即电流体的流动被忽略。

    图4为不同匹配电压条件下粒径小于10 μm的颗粒物数目分数变化关系。当负电压从12 kV增至14 kV时,粒径小于0.3 μm的颗粒物数目分数逐渐增加,但仍小于初始数目分数,粒径为0.3~1 μm的数目分数逐渐降低,但仍高于初始数目分数。这主要是由于正离子的荷电效应主要作用于粒径较小的颗粒物,而负离子和电子则主要作用于粒径较大的颗粒物[21]。随着负电压升高,空间内负离子和电子数目增加,正离子数目相对减少。由于扩散荷电机制,其减弱了较小粒径颗粒物的荷电效应。然而,对于粒径为1~10 μm的颗粒物数目分数变化不明显或略微降低,则主要是因为较大粒径颗粒物电荷携带量更大,更容易被预荷电器接地极板吸附。当负电压增至16 kV时,各粒径颗粒物的数目分数与初始数目分数几乎相同。特别地,在本实验条件下,凝并效果随着匹配电压的升高反而降低,其结果与HUANG等[9]的研究结果相悖。其中一个原因可能是,随着负电压的增加,更多的正离子被负离子或电子中和,从而在一定程度上影响颗粒物荷电效应,阻碍了凝并行为;另一个原因则是,由于极化作用,多个中性颗粒会团聚 (或凝并) 在带电颗粒上,当颗粒物饱和荷电后,产生的过量负离子或电子会抑制这种团聚 (或凝并) 效应[22]。本实验条件下,高炉除尘灰颗粒物凝并的最佳匹配电压为 (+16 kV,−12 kV) 。

    图 4  匹配电压对于测试粉尘颗粒数目分数的影响
    Figure 4.  The effect of matching voltages on particle number concentration percentage

    图5为不同风速条件下粒径小于10 μm颗粒物的数目分数变化关系。当流速为0.25 m·s−1时,粒径小于0.3 μm的颗粒数目分数大于初始数目分数,而粒径为0.3~10 μm的数目分数均小于初始数目分数。这主要是由于当过滤风速较小时,颗粒物在预荷电器中停留时间变长,而较大粒径颗粒物荷电量更大,更易被接地极板吸引捕集,使得粒径较小的颗粒物数目分数相对升高。特别地,预荷电器的作用与传统电除尘器类似,但与复合电/袋滤实验平台设计初衷相悖。当流速从0.5 m·s−1增至1 m·s−1时,粒径小于0.3 μm的颗粒数目分数增加,但仍小于初始数目分数;粒径为0.3~1 μm的颗粒数目分数逐渐降低,但仍高于初始数目分数;粒径为1~10 μm的颗粒数目分数几乎不变或略微降低。这是由于随着流速的增加,颗粒物在电场中停留时间缩短,导致其荷电携带量减少[23],故颗粒物电凝并行为减弱。除此之外,过滤风速增大,颗粒物本身动能增加,导致其穿透率增加、效率降低,故滤袋自身能耗也增加。因此,本实验条件下,高炉除尘灰颗粒物凝并的最佳流速为0.5 m·s−1。该结果与文献[22,24]所采用的电除尘器中颗粒物预荷电流速一致。

    图 5  风速对于测试粉尘颗粒数目分数的影响
    Figure 5.  The effect of flow velocities on particle number concentration percentage

    图6为滤袋对于未荷电、单极预荷电以及双极预荷电高炉除尘灰细微颗粒物 (PM2.5) 的分级计数捕集效率。对于粒径小于0.3 μm的颗粒物 (I部分) ,无论单极或双极预荷电,其被捕集效率均显著提高。首先,这是由于当存在外加电场时,颗粒物扩散效应和颗粒迁移率得到加强,尽管小颗粒携带的电荷量较少,但其更大的迁移率将导致更高的捕集效率[25]。其次,荷电颗粒物在滤料表面形成的尘饼具有一定电势,与后续具有同电性颗粒物之间存在库伦阻力,也使得颗粒物更难通过滤袋。双极荷电使得较小粒径颗粒物的被捕集效率高于单极荷电。如对于粒径小于0.3 μm的颗粒,捕集效率由93.34 %提高到95.38 %。根据凝并实验结果,这是因为双极荷电凝并行为使小于0.3 μm的颗粒物数目显著减少。小粒径颗粒物由于凝并行为粒径变大,粒径越大越容易被机械手段捕获,如惯性碰撞和拦截等[26,27]。当颗粒粒径为1~2.5 μm (III部分)时 ,滤袋对单极荷电颗粒物的捕集效率高于双极荷电颗粒物。这是由于单极荷电颗粒物和纤维之间的镜像力有利于颗粒物的捕集[24,28]。另外,当单极荷电颗粒物逐渐沉积在滤袋表面形成尘饼后,使得陆续接近其表面的相同极性带电颗粒物受到库仑斥力的影响,故其在尘饼表面附近速度降低,即更难通过滤袋[22]。粒径越大、电荷量越大,故库仑斥力越大。当颗粒粒径为0.3~1.0 μm (II部分)时,粒径越大,单极荷电对于滤袋过滤性能强化效果更佳。对于双极荷电颗粒物,即使在凝聚区的下游,一些未凝并的单极性颗粒物或发生凝并后的大粒径颗粒物仍可能带正电荷或负电荷。因此,粒径为0.3~1.0 μm为机械过滤-静电增强过滤2种手段相互作用的过渡区域。通过对比未荷电及单极荷电颗粒物捕集实验,双极荷电凝并行为强化滤袋过滤性能的机理是通过增大粒径而强化机械捕集手段的同时,联合静电增强捕集机理 (镜像力及库仑力) 相互作用的结果。综上所述,对于较大粒径颗粒物,单极性带电颗粒物穿透滤袋更为困难,而双极荷电凝并行为对于强化较小粒径颗粒物的过滤效果更加明显。

    图 6  颗粒物预荷电对于滤袋捕集效率的影响
    Figure 6.  The effect of pre-charging of particles on collection efficiency of filter bag

    由于不同块滤料初始压差值存在差异,故无法直接比较其压差特性。本研究定义压差增量为过滤中某一时刻纤维滤料上下游压差与其初始压差的差值。图7为滤袋在过滤未荷电、单极预荷电及双极预荷电颗粒物的实验过程中的压差增量曲线。颗粒物带负电荷后,滤料压差增量最小;颗粒物双极预荷电时 (+16 kV,−12 kV),压差增量变大;当预荷电器关闭 (即粉尘不荷电时) ,滤料压差增量最大。这是因为由荷电颗粒物所形成的滤料表面尘饼多呈现多孔 (树枝状) 结构[29-31],此结构有效降低了压差增量,且相同极性的尘饼与颗粒物之间的库仑斥力也使得颗粒不易沉积滤袋表面,从而使得压差增长变缓。其次,双极荷电凝并形成的颗粒物粒径增大,而大粒径粉尘形成的尘饼孔隙率更高[27],而更高的孔隙率则意味着更低的压差增量。

    图 7  颗粒物预荷电对于滤袋压差特性的影响
    Figure 7.  The effect of pre-charging of particles on differential pressure characteristics of filter bag

    图8为滤袋过滤未荷电 (a) 、双极荷电 (b) 及单极荷负电 (c) 颗粒物后滤袋表面形貌图。在相同测试时间内,滤袋表面尘饼厚度分别为370.68 μm (未荷电) 、197.52 μm (双极荷电) 及未形成明显尘饼 (荷负电) 。这主要是由于负极性放电的电流值高于正极性的电流值,更高的电场强度和离子密度意味着更大的库伦阻力。同时,在相同风速条件下,荷负电颗粒物荷电量大于双极荷电,因此,更容易被预荷电器接地极板部分吸附而导致到达滤料表面颗粒物数目减少。

    图 8  滤袋过滤不同荷电颗粒物后的表面形貌
    Figure 8.  Micrographs of PPS bag fiber after filtration test against charged particles

    图9为未荷电 (a) 、单极预荷电 (b) 及双极预荷电 (c) 颗粒物沉积在纤维滤料上的5.00 KX微观形貌图。相比未荷电颗粒物,单极荷电颗粒物以更加分散的形态沉积在纤维上,沉积量更少,且多以单一颗粒物形态存在。而由于凝并行为,双极荷电颗粒物的沉积形态以团块状为主。对于滤料表面各类尘饼的形貌分析,更好地解释了关于过滤性能强化的研究。

    图 9  不同预荷电颗粒物沉积在纤维上的形貌
    Figure 9.  Micrographs of charged particles deposited onto PPS fiber

    1)正负匹配电压和气体流速 (荷电时间) 会影响高炉除尘灰双极荷电凝并行为。当正电压固定时,随着负电压的升高,颗粒物库伦凝并行为减弱,且流速的过高或过低,均不利于颗粒物的凝并行为。

    2)高炉除尘灰单/双极荷电能明显提高滤袋捕集效率。双极预荷电对于捕集粒径小于0.5 μm颗粒物的提升效果好于单极预荷电。而随着颗粒物粒径增加 (0.5~10 μm) ,单极预荷电的提升效果将高于双极预荷电。

    3)高炉除尘灰双极荷电凝并行为使得滤袋的压差增量减小,且压差增量的增长速率降低。但其增速降低效果仍低于单极荷电。

    4)相比未荷电除尘灰颗粒物,单极荷电除尘灰颗粒物多以更加分散的单一颗粒物形态沉积在纤维上,且沉积量较少,而双极荷电除尘灰颗粒物由于凝并行为,其沉积形态多以团块状为主。

  • 图 1  印刷车间生产线示意图

    Figure 1.  Schematic diagram of production line in printing workshop

    图 2  废气收集系统施工图

    Figure 2.  Construction drawings of exhaust gas collection system

    图 3  收集系统三维渲染图

    Figure 3.  3D rendering collection system

    图 4  原收集系统各集气罩风量的对比

    Figure 4.  Comparison of simulated air volume of gas collection hood in original system

    图 5  调节阀布置图

    Figure 5.  Layout of regulating valve

    图 6  集气罩优化布置示意图

    Figure 6.  Optimization layout of gas collecting hood

    图 7  收集系统各集气罩调节前后模拟风量的对比

    Figure 7.  Comparison of simulated air volume before and after the hood adjustment in exhaust gas collection system

    图 8  收集系统各集气罩调节前后模拟风量偏差的对比

    Figure 8.  Comparison of simulated air volume deviation before and after the hood adjustment in exhaust gas collection system

    图 9  各种工作模式收集系统各工作支路流线

    Figure 9.  Streamline of each branch of gas collection system in different working modes

    图 10  各工作模式收集系统各工作支路调节前、后模拟风量的对比

    Figure 10.  Comparison of simulated air volume before and after the adjustment of each branch of gas collection system in different working modes

    图 11  各工作模式收集系统各集气罩调节前、后模拟风量的对比

    Figure 11.  Comparison of simulated air volume before and after the adjustment of each hood of gas collection system in different working modes

    表 1  风量设计参数

    Table 1.  Air volume design parameters

    印刷机类型集气罩长/m集气罩宽/m集气罩数量/个罩口平均风速/(m·s−1)设计风量/(m3·h−1)
    四色机1.00.580.811 520
    五色机0.90.460.86 220.8
    印刷机类型集气罩长/m集气罩宽/m集气罩数量/个罩口平均风速/(m·s−1)设计风量/(m3·h−1)
    四色机1.00.580.811 520
    五色机0.90.460.86 220.8
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    表 2  7种VOCs废气收集系统各工作模式

    Table 2.  Seven working modes of VOCs gas collection system

    工作模式支路1工作状态支路2工作状态支路3工作状态
    1开启关闭关闭
    2关闭开启关闭
    3关闭关闭开启
    4开启开启关闭
    5开启关闭开启
    6关闭开启开启
    7开启开启开启
    工作模式支路1工作状态支路2工作状态支路3工作状态
    1开启关闭关闭
    2关闭开启关闭
    3关闭关闭开启
    4开启开启关闭
    5开启关闭开启
    6关闭开启开启
    7开启开启开启
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    表 3  各工作模式下VOCs废气收集系统风量设计参数

    Table 3.  Air volume design parameters of VOCs gas collection system in different working modes

    工作模式设计风量/(m3·s−1)风机风量/(m3·s−1)电机频率/Hz风机负荷/%
    12.002.002040
    21.501.501530
    31.501.501530
    43.503.503570
    53.503.503570
    63.003.003060
    75.005.0050100
    工作模式设计风量/(m3·s−1)风机风量/(m3·s−1)电机频率/Hz风机负荷/%
    12.002.002040
    21.501.501530
    31.501.501530
    43.503.503570
    53.503.503570
    63.003.003060
    75.005.0050100
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    表 4  收集系统管道原风量的模拟结果

    Table 4.  Simulation result for the original air volume of the pipeline of collecting system

    系统管道设计风量/(m3·s−1)模拟风量/(m3·s−1)实测风量/(m3·s−1)模拟风量偏差/%实测风量偏差/%管道阻力/Pa
    支路12.0031.3341.319−33.42−34.13420.98
    支路21.4961.5441.5053.200.63354.49
    支路31.4962.1222.19741.8146.88320.91
    总管4.9955.0005.0220.070.541 096.38
    系统管道设计风量/(m3·s−1)模拟风量/(m3·s−1)实测风量/(m3·s−1)模拟风量偏差/%实测风量偏差/%管道阻力/Pa
    支路12.0031.3341.319−33.42−34.13420.98
    支路21.4961.5441.5053.200.63354.49
    支路31.4962.1222.19741.8146.88320.91
    总管4.9955.0005.0220.070.541 096.38
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    表 5  技术优化后收集系统管道风量

    Table 5.  Air volume of the system pipeline after optimization

    系统管道设计风量/(m3·s−1)模拟风量/(m3·s−1)风量偏差/%
    支路12.0032.000−0.15
    支路21.4961.4990.20
    支路31.4961.5000.26
    总管4.9954.9990.08
    系统管道设计风量/(m3·s−1)模拟风量/(m3·s−1)风量偏差/%
    支路12.0032.000−0.15
    支路21.4961.4990.20
    支路31.4961.5000.26
    总管4.9954.9990.08
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    表 6  优化前后收集系统管道阻力

    Table 6.  Pipe resistance calculation of the collection system before and after optimization

    系统管道优化前阻力/Pa优化后阻力/Pa
    支路1420.98563.75
    支路2354.49564.34
    支路3320.91566.18
    总管4.9954.999
    系统管道优化前阻力/Pa优化后阻力/Pa
    支路1420.98563.75
    支路2354.49564.34
    支路3320.91566.18
    总管4.9954.999
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    表 7  各工作模式VOCs废气收集系统各支路阀门参数

    Table 7.  Parameters layout of each branch valve of exhaust gas collection system in different working modes

    工作模式支路1阀门开度/(°)支路2阀门开度/(°)支路3阀门开度/(°)
    19000
    20900
    30090
    490600
    590061
    609072
    7906051
    工作模式支路1阀门开度/(°)支路2阀门开度/(°)支路3阀门开度/(°)
    19000
    20900
    30090
    490600
    590061
    609072
    7906051
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    表 8  收集系统各工作模式优化后阻力参数

    Table 8.  Resistance calculation after the optimization of the collection system in different working modes

    工作模式工作支路数量/个优化后系统阻力/Pa系统最大阻力不平衡率/%
    11284.96
    21195.40
    31191.03
    42458.810.004
    52450.360.006
    62325.010
    73566.180.430
    工作模式工作支路数量/个优化后系统阻力/Pa系统最大阻力不平衡率/%
    11284.96
    21195.40
    31191.03
    42458.810.004
    52450.360.006
    62325.010
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-04-23
  • 录用日期:  2019-05-17
  • 刊出日期:  2020-02-01
黄准, 党小庆, 李世杰, 郑华春, 韩正阳, 郭惠. 不同工作模式下VOCs废气收集系统阻力平衡数值模拟与应用[J]. 环境工程学报, 2020, 14(2): 440-447. doi: 10.12030/j.cjee.201904156
引用本文: 黄准, 党小庆, 李世杰, 郑华春, 韩正阳, 郭惠. 不同工作模式下VOCs废气收集系统阻力平衡数值模拟与应用[J]. 环境工程学报, 2020, 14(2): 440-447. doi: 10.12030/j.cjee.201904156
HUANG Zhun, DANG Xiaoqing, LI Shijie, ZHENG Huachun, HAN Zhengyang, GUO Hui. Numerical simulation and application on resistance balance of VOCs collection system in different working modes[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2020, 14(2): 440-447. doi: 10.12030/j.cjee.201904156
Citation: HUANG Zhun, DANG Xiaoqing, LI Shijie, ZHENG Huachun, HAN Zhengyang, GUO Hui. Numerical simulation and application on resistance balance of VOCs collection system in different working modes[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2020, 14(2): 440-447. doi: 10.12030/j.cjee.201904156

不同工作模式下VOCs废气收集系统阻力平衡数值模拟与应用

    通讯作者: 党小庆(1964—),男,博士,教授。研究方向:大气污染控制工程。E-mail:dangxq@163.com
    作者简介: 黄准(1994—),男,硕士研究生。研究方向:大气污染控制工程。E-mail:1033396282@qq.com
  • 西安建筑科技大学环境与市政工程学院,陕西省环境工程重点实验室,西安 710055
基金项目:
国家重点研发计划项目(2017YFC0212204);陕西省重点研发计划(2018ZDCXL-SF-02-04)

摘要: 为了提高平版印刷车间不同工作模式下VOCs废气收集系统的收集效率和降低收集系统的能耗,采用支路管道上增设调节阀和集气罩罩口增设三角板的联合措施,并通过数值模拟的方法对废气收集系统进行阻力平衡优化,使得各支路和集气罩罩口风量达到设计风量。将各集气罩模拟风量与实测风量进行比较,发现二者具有较高的吻合性,从而证明了数值模拟方法的可靠性。模拟结果表明:在全负荷运行模式下,经优化后,系统支路最大风量偏差与最大阻力不平衡率由原设计的41.81%和23.77%降至为0.26%和0.43%,优化后各集气罩风量偏差能够控制在−0.2%~0.3%;在不同工作模式下,优化后收集系统均已基本达到全平衡负压状态,各工作支路阻力偏差在0%~0.43%,各支路和集气罩能够实现在设计状态下运行。本研究结果可为VOCs废气收集系统的优化与运行提供参考。

English Abstract

  • 工业排放的大量挥发性有机物(VOCs)是臭氧和二次有机气溶胶的重要前驱物[1-4]。且VOCs中的绝大多数物质对人体新陈代谢和生理机能有不同的毒害作用,对呼吸系统、中枢神经系统等都会造成不同程度的损伤[5-7]。鉴于VOCs对大气环境和人体健康的诸多危害,急须对其进行有效的治理。现阶段,末端治理技术仍然是VOCs治理的一种有效手段,然而目前的研究大多集中在净化技术方面,如吸附、低温等离子体、热催化氧化和吸收等技术[8-11]。但是,VOCs的有效控制不仅取决于废气净化效率,废气收集效率对VOCs排放控制也具有重要影响。现阶段,大多数VOCs排放企业虽然配有废气净化系统,但存在废气收集效率低的问题[12]。其主要原因在于,VOCs废气收集系统阻力平衡性差导致收集系统各支路及其集气罩收集风量难以达到设计要求[13],无法实现对VOCs废气的有效收集。同时,VOCs排放企业一般有多条生产线,但共用一套废气收集系统。而实际工作中各条生产线并非同时生产,为避免废气收集系统一直保持全负荷状态而导致的电量消耗大、运行成本高等问题,须根据生产线不同的工作模式对收集系统收集风量进行同步调整。因此,研究VOCs废气收集系统实现不同工作模式下的切换,并同时保证不同模式下的系统收集效率具有重要意义。

    本研究以现有的平版印刷车间废气收集系统为研究对象,提出不同工作模式下的废气收集系统风量控制方法。针对不同的工作模式,采用支路管道上增设调节阀和集气罩罩口增设三角板的联合措施,并通过数值模拟的方法对废气收集系统进行阻力平衡优化,使得各支路和集气罩罩口风量达到设计风量;保证不同工作模式下收集系统的收集效率,降低收集系统能耗,从而为VOCs废气收集系统的设计与运行提供参考。

  • 印刷车间共有2条四色印刷机生产线,1条五色印刷机生产线,14个印刷滚轴面。根据相关地方排放标准中所规定的要求[14],需要在印刷机工作时主要污染物控制面增设废气收集装置。由于印刷过程中工人需要沿着印刷线随时进行油墨的添加和设备的调控,无法及时移动集气罩,难以采用密闭罩或半密闭罩集气形式,故采用上部接收罩。现有收集系统已按照相关设计手册[14]的要求,确定了集气罩尺寸和罩口风速参数。全负荷运行下废气收集系统总风量为18 000 m3·h−1,具体的集气罩罩口风速参数和设计参数如表1所示。印刷车间每条生产线独立工作,互不影响,如图1所示。在实际工作过程中,废气收集系统共有7种不同的工作模式。不同工作模式下各支路工作状态模式如表2所示,风量控制参数如表3所示。

  • 废气收集系统由3条支路和14个集气罩组成,印刷车间废气收集系统施工图如图2所示。按照废气收集系统实际结构尺寸建立1∶1的几何物理模型,同时利用前处理软件对物理模型的计算区域进行网格划分[15],模拟区域划分的总体网格数为403 289个。废气收集系统三维渲染图见图3

    本研究主要利用数值模拟仿真软件,采用标准κ-ε湍流模型模拟收集系统管道内空气的流动,从而计算出收集系统各支路的风量和阻力损失。收集系统湍流流场计算采用稳态压力求解器,压力与速度耦合采用SIMPLE算法,对流项差分模式采用二阶迎风离散模式,收集系统中的集气罩进口采用压力入口边界条件,总管出口采用压力出口边界条件[16]

  • 优化前全负荷模式下废气收集系统风量的模拟风量结果表明,支路3的阻力最小,模拟风量大于设计风量,风量偏差为41.81%;支路1的阻力最大,风量偏差为−33.42%;各支路管道的阻力不平衡率最大为23.77%。原设计废气收集系统不能满足管道系统阻力不平衡率不宜超过15%的设计要求[14],须调节各支路的阻力。各支路阻力模拟结果显示,支路3的管道阻力较小,可以采用增加阻力系数的方法,从而减小支路3的风量。

    为了验证数值模拟方法的可靠性,对各集气罩进行了现场测试。测试结果表明,各集气罩的风量实测数据与模拟值具有较高的吻合性。此结果直接验证了数值模拟方法的可靠性。系统管道风量的模拟结果见表4,原设计收集系统各集气罩实测风量对比结果如图4所示。

  • 为降低支路风量较大的管道风量,在管道上增设矩形平行式多叶阀,从而增加支路的局部阻力,进而可以改变调节阀开度,使得支路3满足设计风量的要求。同时在支路3集气罩罩口增设三角板,增加集气罩的局部阻力,以达到调节集气罩风量的目的。同理,在支路2和支路1采取相似的措施,使得收集系统风量达到设计风量。经过实验后,全系统调节阀布置图和集气罩优化布置图如图5图6所示。

    支路1集气罩技术优化调节后,收集系统各支路管道风量结果和收集系统管道阻力结果如表5表6所示。由于增加了支路1的集气罩的局部阻力,支路2和支路3的管道风量存在些许波动,风量波动处于可控范围之内。由表5表6可知,优化前设计VOCs废气收集系统支路风量偏差最大为41.81%,支路最大阻力不平衡率为23.77%;优化后收集系统支路风量偏差最大为0.26%,支路最大阻力不平衡率为0.43%。由图7图8可知,各个集气罩基本达到设计风量,全系统已基本达到全平衡负压状态[17]

  • 在全负荷运行时VOCs的废气收集系统阻力平衡优化措施基础上,通过数值模拟的方法模拟各工作模式下收集系统的VOCs废气流动状态。保持负压工作模式下各支路调节阀的位置和各集气罩优化布置参数不变,只须通过调节各个支路管道上调节阀件开度[18],从而控制各支路的运行状态和调节各工作支路阻力的不平衡率,使得系统达到原设计参数要求,实现各工作模式收集系统全平衡负压。

    在不同工作模式下,在每条支路布置一个调节阀,通过控制调节阀开度即可实现收集系统多工作模式的切换和调节各工作支路风量的目标。对于工作模式1、2和3而言,系统只有1条支路工作。系统工作支路阀门开度为90°;其余2条支路不工作,其阀门开度均为0°。工作模式1、2和3只须改变收集系统总风量和保持各集气罩优化布置参数不变即可,使收集系统达到设计风量的要求。

    而对于工作模式4、5和6而言,系统有2条支路工作。在2条支路阀门全开的状态下,若某条工作支路模拟风量小于设计风量,即说明此支路的阻力较大,则此工作支路无须进行任何阀门开度的调整,其调节阀开度保持为90°。为实现2条工作支路的阻力平衡,只须调整另外1条工作支路的阀门开度,即可让2条支路模拟风量满足设计要求。优化后,各个工作模式收集系统各支路阀门参数如表7所示,收集系统各工作模式阻力参数如表8所示。

  • 图9(a)可知,当VOCs废气收集系统只有支路1工作时,支路2和支路3与主管的交接位置气流有稍许的扰动作用,其对支路1的风量有稍许影响。气流扰动作用对工作支路的风量影响较小,但对工作支路的集气罩的风量影响波动较大,工作支路流线如图9(b)图9(c)所示。相关研究结果显示,风量调节阀的支管处的集气罩风量随压力的波动很大,阀前后压差改变越大,集气罩风量影响越明显[19]。相关研究结果与数值模拟结果相一致。由图9(e)~图9(g)可知,对于工作模式4、5,由于收集系统存在2条工作支路,工作支路与主管接口位置气流扰动较小。但对于工作模式6,因为支路2与主管交接口位置是一个矩形渐变管,所以气流会直接撞击主管管壁,从而造成气流漩涡。其会对2条工作支路的风量造成影响,尤其会对工作支路靠近交接口位置的集气罩风量有较大影响。

    图10所示,各个工作模式收集系统工作支路的阻力已达到平衡,风量已经达到设计风量的要求,工作支路风量最大偏差为0.261%。由图11可知,在矩形管道支路与主管交接位置处的气流扰动作用对靠近其位置的集气罩风量影响较大,工作模式1的6#集气罩风量偏差为3%,工作模式3的14#集气罩风量偏差为2%左右。随着工作支路数量的增加,各工作支路的集气罩风量偏差趋于平缓,各集气罩风量越接近于设计风量,尤其在工作模式7下,3条支路全部运行时,各集气罩风量偏差为0左右。

  • 1)系统各个支路和集气罩的实测风量跟数值模拟结果呈现相同的趋势,各支路的风量实测数据与模拟值具有较高的吻合性,从而验证了数值模拟方法的可靠性。

    2)在系统支路管道增设调节阀可以有效调整压力的不平衡性。调整后,全负荷模式下收集系统支路风量最大偏差由41.81%降低至0.261%,支路最大阻力不平衡率由23.77%降低至0.43%。在集气罩罩口增设三角板能够有效调节集气罩风量,各个集气罩风量偏差为−0.2%~0.3%,收集系统能够达到全负压平衡状态。

    3)采用数值模拟的方法确定各工作模式下各支路达到设计风量时的阀门开度,同时通过调节电机频率,实现了对不同工作模式的切换和各工作支路阻力平衡的调节。此方法能够保证不同工作模式下收集系统各支路阻力平衡,提高系统收集效率,降低系统的能耗,对实现VOCs废气收集系统全自动智能化管控具有重要意义。

参考文献 (19)

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