旋流板對(duì)煙囪流場及除濕特性影響的數(shù)值研究

戴麗萍， 周 強(qiáng), 姚世剛, 張 惠， 王曉東

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102206)

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旋流板對(duì)煙囪流場及除濕特性影響的數(shù)值研究

戴麗萍， 周 強(qiáng), 姚世剛, 張 惠， 王曉東

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102206)

利用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法，通過求解RANS方程、RNGk-ε湍流模型和DPM離散相模型，對(duì)某電站鍋爐煙囪加裝旋流板前、后的流場特性及水滴運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行了模擬和分析，在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步比較了旋流板不同葉片仰角、安裝高度、安裝級(jí)數(shù)等參數(shù)對(duì)煙囪內(nèi)部流場以及除濕效率的影響.結(jié)果表明：綜合考慮壓力損失和除濕效果2方面因素，葉片仰角為45°、安裝高度為30 m的單級(jí)旋流板為最優(yōu)選擇.

濕法煙氣脫硫； 煙囪； 旋流板； 除濕； 數(shù)值模擬

目前,燃煤電站多采用石灰石濕法脫硫系統(tǒng)進(jìn)行煙氣脫硫，煙氣經(jīng)脫硫后SO2被大量吸收，但只有少部分SO3被吸收.同時(shí)濕法脫硫后煙氣溫度降低為50 ℃左右，濕度增大，在取消煙氣換熱器(GGH)的情況下，煙氣極易在煙囪的內(nèi)壁結(jié)露，并溶解SO3等形成低濃度酸液(H2SO4、HCl和其他腐蝕性氣體的液體)，從而對(duì)煙囪內(nèi)壁造成腐蝕[1-3].此外，酸液隨煙氣排放到大氣中，易形成煙氣飄雨現(xiàn)象和“石膏雨”現(xiàn)象[4-5].目前工程上除濕技術(shù)主要包括冷卻除濕、吸附除濕、加熱除濕、旋風(fēng)除濕和旋流板除濕等[6],其中旋流板除濕具有負(fù)荷大、壓降低和結(jié)構(gòu)簡單等諸多優(yōu)點(diǎn)，較適合煙囪中的酸液捕集.

煙囪內(nèi)的氣液流場十分復(fù)雜，是一個(gè)多組分、與外界存在熱交換以及內(nèi)部存在蒸發(fā)和凝結(jié)的稀相兩相流流場，其中酸液的析出又包含水滴非平衡凝結(jié)、凝結(jié)成核和增長等微觀物理機(jī)制，國內(nèi)外還未見針對(duì)含有水滴煙氣的真實(shí)數(shù)值模擬的相關(guān)報(bào)道.同時(shí)，因?yàn)闊焽璩叽巛^大，對(duì)煙囪內(nèi)部氣液流場(如液相尺寸、含水率分布)的測量也十分困難.趙毅等[7]對(duì)脫硫后煙氣冷凝酸液的質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行了數(shù)值預(yù)測，得到煙氣壓力等參數(shù)對(duì)冷凝酸液的影響.關(guān)于旋流板中氣液兩相流動(dòng)的研究，Bao等[8-10]分別通過實(shí)驗(yàn)的方法確定了不同進(jìn)氣參數(shù)與噴淋塔中旋流板除塵效率的關(guān)聯(lián)式以及旋流板結(jié)構(gòu)參數(shù)與流動(dòng)阻力的關(guān)聯(lián)式.在數(shù)值計(jì)算方面，邵雄飛等[11-14]分別基于歐拉兩相流模型/歐拉-拉格朗日模型及DPM模型/組分模型給出了流場中壓力、速度、湍動(dòng)能以及液相體積分?jǐn)?shù)分布.關(guān)于水滴凝結(jié)方面的研究，基本上都是針對(duì)水和水蒸氣單一物質(zhì)的.張軍強(qiáng)[15]、王智[16]分別采用非平衡凝結(jié)流動(dòng)模型和均質(zhì)成核模型對(duì)液相凝結(jié)過程進(jìn)行了數(shù)值模擬.

筆者以某實(shí)際電站鍋爐煙囪為研究對(duì)象，通過求解RANS方程和RNGk-ε湍流模型得到了煙氣流場的分布，通過求解DPM離散相模型得到了水滴運(yùn)動(dòng)軌跡和運(yùn)動(dòng)參數(shù)的分布.在此基礎(chǔ)上分析了旋流板葉片仰角、安裝高度及安裝級(jí)數(shù)對(duì)煙囪內(nèi)流場和除濕效率的影響.

1 物理模型及網(wǎng)格

加裝旋流板后的煙囪模型如圖1所示,兩側(cè)對(duì)稱進(jìn)口，底部封閉.旋流板安裝在距離地面30 m高度處，旋流板模型如圖2所示，旋流板主要尺寸見表1.

(a) 俯視圖

(b) 主視圖

參數(shù)數(shù)值罩筒外徑Dy/m13．04罩筒內(nèi)徑Dx/m11．32罩筒高度H/m1．19葉片個(gè)數(shù)N15葉片仰角α/(°)30葉片厚度δ/mm3徑向角β/(°)16盲板直徑Dm/m3．30

加裝旋流板后，煙囪內(nèi)部煙氣流場十分復(fù)雜，因此將整個(gè)區(qū)域分成3部分來劃分網(wǎng)格：旋流板區(qū)域及其上、下區(qū)域，各部分均采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，使之具有更好的適應(yīng)性.在旋流板附近進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理，計(jì)算后旋流板表面y+值均處于10～30，符合RNGk-ε湍流模型與標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法的要求.為了加快計(jì)算速度，將四面體網(wǎng)格轉(zhuǎn)化為多面體網(wǎng)格，后者網(wǎng)格數(shù)約為四面體網(wǎng)格數(shù)的1/5.最終網(wǎng)格總數(shù)為120萬，如圖3所示.

2 邊界條件及數(shù)值計(jì)算方法

如前所述，煙囪內(nèi)部流場為多組分、與外界存在熱交換、內(nèi)部存在凝結(jié)的復(fù)雜流場，精確地對(duì)其進(jìn)行模擬十分困難.基于煙氣中水滴的凝結(jié)大多在進(jìn)口處發(fā)生、濕法脫硫后煙氣溫度較低等現(xiàn)象，在本文的計(jì)算過程中對(duì)模型進(jìn)行了如下幾點(diǎn)簡化：

(1) 煙囪內(nèi)部壁面假設(shè)為絕熱邊界條件.

(2) 煙氣成分為包括氮?dú)?、水蒸氣在?nèi)的多組分混合氣體，為了計(jì)算方便，流體屬性參數(shù)按體積分?jǐn)?shù)大的氮?dú)膺M(jìn)行設(shè)置.

(a)煙囪流場網(wǎng)格(b)葉片表面網(wǎng)格

圖3 加裝旋流板后煙囪流場網(wǎng)格劃分

Fig.3 Grid distribution for flow field in the chimney with swirl vane

(3) 煙氣攜帶的小水滴在兩側(cè)進(jìn)口均勻進(jìn)入，煙囪進(jìn)口處水分質(zhì)量濃度為120 mg/m3[12]，水滴與煙氣以相同速度均勻進(jìn)入.

(4) 忽略水滴顆粒之間的相互作用力，考慮重力的影響.

(5) 水滴撞擊到煙囪內(nèi)壁或旋流板葉片時(shí)，全部被捕捉.

(6) 水滴在流動(dòng)過程中不發(fā)生相互撞擊、凝結(jié)及相變.

在上述基礎(chǔ)上，采用RANS方程和適合求解旋轉(zhuǎn)流動(dòng)的RNGk-ε湍流模型對(duì)氣相進(jìn)行求解，RANS方程的通用形式為：

(1)

式中：φ為通用變量；Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為廣義源項(xiàng)；t為溫度；ρ為氣體密度；u為氣體速度.

RNGk-ε湍流模型中湍動(dòng)能k和湍動(dòng)能耗散率ε的方程為：

(2)

(3)

壓力和速度之間的耦合采用Simple算法進(jìn)行，進(jìn)口給定速度邊界條件，出口給定壓力值，壁面為無滑移、絕熱壁面條件.

根據(jù)目前的計(jì)算手段，可采用組分輸運(yùn)方程或DPM離散相模型得到水滴的運(yùn)動(dòng)特性.前者考慮了水滴的傳質(zhì)傳熱，因此可以模擬出水滴的蒸發(fā)，但由于無法獲得水蒸氣在煙氣中的濃度場而無法考慮水滴的凝結(jié)；后者忽略了水滴與周圍煙氣的傳質(zhì).考慮到水滴在接近飽和狀態(tài)的煙氣中運(yùn)動(dòng)時(shí)的真實(shí)情況為凝結(jié)大于蒸發(fā)，因此采用DPM離散相模型來計(jì)算水滴的運(yùn)動(dòng)軌跡及運(yùn)動(dòng)特性,其控制方程如下：

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 方法驗(yàn)證

有關(guān)煙囪內(nèi)水滴運(yùn)動(dòng)特性的試驗(yàn)數(shù)據(jù)較少，筆者采用文獻(xiàn)[17]中彎管的沖蝕率數(shù)據(jù)來驗(yàn)證顆粒運(yùn)動(dòng)特性的計(jì)算方法，結(jié)果如圖4所示.其中，沖蝕率采用的顆粒運(yùn)動(dòng)特性計(jì)算方法與本文中方法相同，顆粒屬性及其沖蝕率模型等詳細(xì)信息可參考文獻(xiàn)[18].由圖4可知，計(jì)算得到的沖蝕率與試驗(yàn)值趨勢(shì)比較吻合，說明預(yù)測所得顆粒運(yùn)動(dòng)速度和碰撞位置與實(shí)際相符.

圖4 計(jì)算所得沖蝕率與試驗(yàn)值的對(duì)比

Fig.4 Comparison of erosion rate between calculated results and actual measurements

3.2 流線分布

煙囪兩側(cè)對(duì)稱進(jìn)氣時(shí)，煙囪內(nèi)流場呈現(xiàn)明顯的對(duì)稱分布，如圖5所示.在進(jìn)口底部進(jìn)入煙囪的氣流會(huì)形成底部漩渦，之后流入上部主流區(qū).從進(jìn)口中、上部流入的煙氣經(jīng)過彎管流動(dòng)后方向發(fā)生折轉(zhuǎn)，形成典型的內(nèi)、外2個(gè)通道渦，同時(shí)由于圓形管道及2個(gè)進(jìn)口的對(duì)稱性，在這一截面共形成8個(gè)通道渦.經(jīng)過旋流板后，流體會(huì)形成沿徑向?qū)哟熙r明的螺旋運(yùn)動(dòng)，并保持該運(yùn)動(dòng)形態(tài)直至出口.

圖5 三維流線及表面流線分布

3.3 中心截面速度及壓力分布

旋流板會(huì)對(duì)煙囪內(nèi)煙氣速度及壓力分布產(chǎn)生較大影響，如圖6和圖7所示.從圖6的3個(gè)高度截面上速度型線分布來看，無旋流板時(shí)，煙囪內(nèi)流場速度為比較飽滿的管道湍流流動(dòng)型線分布；而有旋流板時(shí)，受旋流影響，速度型線分布為中心低、兩端高，到近壁面邊界層處又迅速減小.從圖7壓力分布來看，無旋流板時(shí)在相同高度截面上壓力分布比較平均，隨煙氣流動(dòng)的發(fā)展壓力逐漸降低;有旋流板時(shí)，氣流經(jīng)過旋流板產(chǎn)生較大的壓力損失，經(jīng)過旋流板之后受旋流作用的影響，壓力分布為中心低、兩端高，并隨流動(dòng)發(fā)展在相同高度截面上逐漸趨向平均.

3.4 顆粒運(yùn)動(dòng)特性

計(jì)算中，在0.05 ～0.3 mm之間取顆粒直徑的3種典型數(shù)值，小于此范圍，顆?；靖S煙氣流出煙囪；大于此范圍，顆粒完全降落到煙囪底部.圖8給出了2種典型直徑的水滴在煙囪內(nèi)的流動(dòng)軌跡.由圖8可見，水滴直徑較小時(shí)，煙氣對(duì)水滴顆粒的攜帶能力較強(qiáng)，水滴通過旋流板后需要運(yùn)動(dòng)很長一段路徑方能被煙囪壁面捕捉.隨著水滴直徑的增大，在進(jìn)口截面底部的水滴跟隨氣體進(jìn)入底部漩渦區(qū)域，該區(qū)域氣體流速較低，受到重力作用的影響，水滴會(huì)落入到煙囪底部.在進(jìn)口截面中上部進(jìn)入的水滴跟隨氣體進(jìn)入到旋流板，并在離心力的作用下甩到煙囪內(nèi)壁上，被內(nèi)壁面吸收.

圖6 3個(gè)高度截面上速度型線分布

(a)無旋流板(b)有旋流板

圖7 煙囪中心截面壓力分布

Fig.7 Pressure distribution on center section of the chimney

為了表征旋流板的除濕能力，文中引入除濕效率和累積除濕效率的概念.以20 m高度為例，20～25 m高度內(nèi)捕捉的水滴流量占總流量的比值為該處的除濕效率，0～25 m高度內(nèi)捕捉到的水滴流量占總流量的比值為該處的累積除濕效率.不同粒徑時(shí)的除濕效率和累積除濕效率沿?zé)焽韪叨鹊姆植既鐖D9和圖10所示.由圖9和圖10可見：(1) 除濕效率曲線均出現(xiàn)3個(gè)駝峰，第一個(gè)駝峰在高度為5 m處，是2個(gè)橫向進(jìn)口管道處部分顆粒撞擊到壁面形成的.第2個(gè)和第3個(gè)駝峰分別對(duì)應(yīng)旋流板葉片和旋流板上方的高效除濕區(qū).(2) 對(duì)應(yīng)除濕效率的分布，累積除濕效率曲線為存在1個(gè)平臺(tái)或2個(gè)平臺(tái)的近線性分布.(3) 粒徑越大，旋流板除濕效果越好.即便是0.01 mm的小顆粒，旋流板上方30 m處的累積除濕效率也可以達(dá)到80%.

(a)0．05mm顆粒軌跡(b)0．3mm顆粒軌跡

圖8 加裝旋流板后煙囪內(nèi)水滴的流動(dòng)軌跡

Fig.8 Droplet trajectories in the chimney with swirl vane

圖9 不同粒徑下除濕效率

圖10 不同粒徑下累積除濕效率

Fig.10 Cumulative dehumidification efficiency under different droplet diameters

4 不同葉片仰角下旋流板流動(dòng)阻力及除濕特性的比較

為了研究不同葉片仰角對(duì)旋流板除濕能力的影響，對(duì)葉片仰角α為30°、45°及60°的旋流板的煙囪流場進(jìn)行了數(shù)值模擬.3個(gè)葉片仰角下煙囪截面平均壓力分布如圖11所示.由圖11可以看出，3個(gè)葉片仰角下煙囪截面平均壓力分布規(guī)律基本類似，經(jīng)過旋流板時(shí)產(chǎn)生較大壓力損失，之后經(jīng)過10 m左右的壓力恢復(fù)區(qū)，再隨著煙囪高度的增加，速度增大、壓力下降.通過比較可以發(fā)現(xiàn)，旋流板葉片仰角越小，造成的壓力損失越大.

圖11 不同葉片仰角下煙囪內(nèi)截面平均壓力分布

Fig.11 Average pressure distribution on inner section of the chimney under different vane elevations

3個(gè)旋流板葉片仰角下不同粒徑水滴的累積除濕效率見圖12.由圖12可以看出，對(duì)于小粒徑(0.1 mm)的水滴顆粒，30°及45°葉片仰角的旋流板的除濕能力明顯優(yōu)于60°葉片仰角的旋流板；對(duì)于大粒徑(0.2 mm和0.3 mm)的水滴顆粒，3個(gè)葉片仰角的旋流板均有良好的除濕效果.其中，30°與45°葉片仰角的旋流板對(duì)不同粒徑水滴的累積除濕效率均相差不大，而60°葉片仰角的旋流板與前兩者相比，累積除濕效率曲線明顯下降，除濕效果明顯降低.

通過對(duì)不同葉片仰角旋流板壓力損失及累積除濕效率的比較發(fā)現(xiàn)，30°葉片仰角和45°葉片仰角的旋流板累積除濕效率接近，而30°葉片仰角旋流板的壓力損失明顯大于45°葉片仰角的旋流板，因此基于累積除濕效率及運(yùn)行阻力2方面因素的考慮，得出α取值45°為最優(yōu)葉片仰角.

5 旋流板安裝位置對(duì)除濕效率的影響

為了得到更理想的效果，針對(duì)葉片仰角為45°的旋流板，分別對(duì)安裝高度為30 m、40 m和50 m的單級(jí)旋流板進(jìn)行數(shù)值模擬，并對(duì)在30 m和50 m處同時(shí)安裝旋流板的雙級(jí)旋流板進(jìn)行數(shù)值模擬.兩級(jí)之間有一定距離是為了防止上面一級(jí)旋流板產(chǎn)生的中心低壓區(qū)對(duì)下面一級(jí)旋流板的除濕效率造成負(fù)面影響.不同安裝高度和安裝級(jí)數(shù)下0.2 mm顆粒的累積除濕效率和進(jìn)、出口壓力分別如圖13和圖14所示.由圖13和圖14可以觀察到，30 m單級(jí)旋流板和30 m+50 m兩級(jí)旋流板的除濕效率基本是一致的，說明通過增加級(jí)數(shù)來改善除濕效果是不可取的.其次，旋流板安裝位置越靠下，除濕效果越好，并且進(jìn)、出口壓差損失也越小.值得注意的是，兩級(jí)旋流板造成的壓力損失并沒有想象中大，反而低于50 m單級(jí)旋流板的壓力損失.

(a) 顆粒直徑0.1 mm

(b) 顆粒直徑0.2 mm

(c) 顆粒直徑0.3 mm

Fig.12 Cumulative dehumidification efficiency under different vane elevations

圖13 不同旋流板安裝高度和安裝級(jí)數(shù)下0.2 mm顆粒累積除濕效率分布

Fig.13 Cumulative dehumidification efficiency for 0.2 mm droplets at different installation heights and stage numbers

圖14 不同旋流板安裝高度和安裝級(jí)數(shù)下煙囪內(nèi)截面平均壓力分布

Fig.14 Average pressure distribution on inner section of the chimney at different installation heights and stage numbers

6 結(jié) 論

(1) 加裝旋流板可以有效地減少煙囪出口煙氣中的含水量，代價(jià)是增大了煙囪內(nèi)煙氣的流動(dòng)阻力.

(2) 旋流板對(duì)不同粒徑水滴顆粒的除濕規(guī)律類似：除濕效率曲線為存在3個(gè)駝峰的曲線，累積除濕效率曲線為存在1個(gè)平臺(tái)或2個(gè)平臺(tái)的線性曲線.

(3) 隨著旋流板葉片仰角的減小，壓力損失增大，除濕效率先增大后基本保持不變；隨著旋流板安裝高度的增加，累積除濕效率略有降低，壓力損失增大；增加旋流板級(jí)數(shù)不會(huì)增強(qiáng)除濕效果.

(4) 針對(duì)本文中的煙囪形式，旋流板安裝高度取30 m、葉片仰角取45°能達(dá)到除濕和降低壓力損失的綜合最優(yōu)效果.

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Effects of Swirl Vane on Flow Field and Dehumidification Characteristics of a Chimney

DAILiping,ZHOUQiang,YAOShigang,ZHANGHui,WANGXiaodong

(MOE's Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

Simulation and analysis were conducted on the flow field and droplet trajectory in a boiler chimney with and without swirl vane using CFD software combined with RANS equations, RNGk-εturbulence model and discrete phase model, based on which, the effects of following factors on the flow field and dehumidification efficiency of the chimney were analyzed, such as the vane elevation, installation height and stage number, etc. Results show that by comprehensively considering the pressure loss and dehumidification effect, the optimal swirl vane would be of the single-stage kind, with a vane elevation of 45° and an installation height of 30 m.

wet flue gas desulphurization; chimney; swirl vane; dehumidification; numerical simulation

2015-07-21

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51176046)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2015MS37)

戴麗萍(1979-)，女，山東武城人，講師，博士，研究方向?yàn)槿~輪機(jī)械及風(fēng)力機(jī)空氣動(dòng)力學(xué).電話(Tel.)：010-61771024； E-mail：dailiping@ncepu.edu.cn.

1674-7607(2016)10-0842-07

TK284.5

A 學(xué)科分類號(hào)：470.30