600 MW燃煤機(jī)組MGGH煙道系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)

伍 豪，韋紅旗，周 帥，趙傳輝

(東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096)

石灰石-石膏濕法脫硫工藝具有技術(shù)成熟、效率高、運(yùn)行可靠等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于國內(nèi)燃煤電廠。在濕法脫硫工藝中，脫硫塔入口煙氣與脫硫漿液初期接觸區(qū)域長期處于干濕交界狀態(tài)，脫硫塔和入口煙道的不合理設(shè)計(jì)易造成煙氣在脫硫塔入口產(chǎn)生回流及脫硫效率下降[1-2]。同時(shí)，煙氣的回流也會(huì)引起入口煙道內(nèi)壁及內(nèi)部桁架結(jié)垢，并使得系統(tǒng)阻力增大，長期結(jié)垢將嚴(yán)重削弱煙道的載重能力[3]。

經(jīng)濕法脫硫工藝處理后的煙氣溫度將降低至50 ℃左右，低溫?zé)煔鈺?huì)使煙囪出口出現(xiàn)白色煙羽，并伴有石膏雨，而且低溫濕煙氣會(huì)對(duì)尾部煙道、煙囪造成低溫腐蝕[4]。國內(nèi)外燃煤電廠普遍采用低低溫?zé)煔馓幚砑夹g(shù)以避免該情況的出現(xiàn)，而中間熱媒介煙氣換熱器(MGGH)是對(duì)傳統(tǒng)低低溫?zé)煔鈸Q熱器的改進(jìn)。MGGH在運(yùn)行過程中將空氣預(yù)熱器或靜電除塵器出口煙氣的熱量，以水為媒介傳遞給脫硫塔出口的低溫?zé)煔鈁5-6]。由于MGGH入口前存在變截面煙道與彎頭，易導(dǎo)致在入口處產(chǎn)生渦流，引起入口流場(chǎng)分布不均勻，換熱器進(jìn)口流速不均勻會(huì)造成換熱效率的下降。BLECICH P[7]在對(duì)管翅式換熱器在空氣進(jìn)口流量分配不均勻狀況下的研究中發(fā)現(xiàn)，空氣側(cè)的流量分布不均勻?qū)?dǎo)致?lián)Q熱器的換熱效率下降，并引起換熱器的阻力增加。另外，在換熱器入口處產(chǎn)生的渦流容易造成管束振動(dòng)，產(chǎn)生噪聲污染。因此，降低MGGH入口處流場(chǎng)的不均勻性，對(duì)解決換熱管束的振動(dòng)及換熱效率下降等問題,保證MGGH安全、高效運(yùn)行，并延長使用壽命具有十分重要的工程應(yīng)用前景及意義。

實(shí)際工程中常采用加裝導(dǎo)流裝置的方式提高煙道內(nèi)流場(chǎng)的均勻性，以保證換熱器高效運(yùn)行，防止換熱管束及煙道出現(xiàn)大幅度振動(dòng)[8]。在轉(zhuǎn)彎煙道處增添導(dǎo)流板能明顯抑制流場(chǎng)的分離，有利于減少和阻止灰塵沉積，同時(shí)避免煙氣經(jīng)過轉(zhuǎn)彎煙道時(shí)，在離心力的作用下造成后續(xù)煙道內(nèi)流場(chǎng)的均勻性變差[9-12]。陽君等[13]在對(duì)列管式煙氣-煙氣換熱器(GGH)煙道系統(tǒng)的研究中發(fā)現(xiàn)，同時(shí)采用導(dǎo)流板加布風(fēng)板的組合可以抑制彎頭和變截面煙道處的流場(chǎng)分離，提升換熱器入口流場(chǎng)的均勻性。在對(duì)不同形態(tài)的導(dǎo)流板對(duì)流場(chǎng)影響的研究中發(fā)現(xiàn)，帶弧度并在其后帶延長直板的導(dǎo)流板可以更好地引導(dǎo)煙氣流動(dòng)，減少煙氣回流[14-16]。王為術(shù)等[17]運(yùn)用數(shù)值模擬方法對(duì)選擇性催化還原(SCR)脫硝煙道系統(tǒng)內(nèi)的導(dǎo)流板進(jìn)行優(yōu)化，提高了SCR脫硝煙道系統(tǒng)的流場(chǎng)均勻性，并使其適用于各負(fù)荷工況。在對(duì)構(gòu)建幾何模型進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，網(wǎng)格數(shù)目、質(zhì)量、計(jì)算邊界條件以及計(jì)算模型的選取都會(huì)影響數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，因此需要將數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。

筆者在對(duì)某燃煤電廠MGGH煙道系統(tǒng)的研究中，使用ANSYS FLUENT軟件以及多孔介質(zhì)模型對(duì)MGGH煙道系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬，采用加裝導(dǎo)流板的方式對(duì)MGGH煙道系統(tǒng)內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化，并對(duì)優(yōu)化前后的模擬結(jié)果進(jìn)行分析。

1 研究模型

1.1 物理模型

筆者研究的MGGH煙道系統(tǒng)整體模型按1∶1構(gòu)建，模型由原煙道、凈煙道、脫硫塔、MGGH四部分組成，構(gòu)建幾何模型時(shí)忽略其內(nèi)部煙道內(nèi)部支撐結(jié)構(gòu)，同時(shí)忽略導(dǎo)流板的厚度。為提高數(shù)值模擬的效率，將MGGH煙道系統(tǒng)整體在脫硫塔的除霧器處分為兩個(gè)計(jì)算域(分別為原煙道計(jì)算域與凈煙道計(jì)算域)，具體計(jì)算模型見圖1。由于MGGH內(nèi)部存在數(shù)目龐大的換熱管和翅片，以及復(fù)雜的支撐結(jié)構(gòu)和吹灰設(shè)備，若按原模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，所需網(wǎng)格數(shù)目龐大，需要消耗大量的計(jì)算資源，因此筆者采用PATANKAR S V等[18]提出的多孔介質(zhì)模型對(duì)其進(jìn)行簡化。

圖1 原煙道與凈煙道計(jì)算域

為確保數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，原煙道與凈煙道計(jì)算域按結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并保證近壁面第一層網(wǎng)格的y+值在30以下，計(jì)算模型采用realizablek-ε模型，模型進(jìn)出口邊界條件分別采用速度進(jìn)口及壓力出口，并以現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)得的MGGH煙氣冷卻器壓降(485 Pa)與煙氣再熱器壓降(406 Pa)為衡量標(biāo)準(zhǔn)，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，模擬結(jié)果見圖2。由圖2可知：當(dāng)原煙道、凈煙道計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)分別大于251萬和237萬，MGGH煙氣冷卻器與煙氣再熱器的壓降趨于穩(wěn)定，而且壓降模擬值與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)相符。因此，筆者選取的原煙道、凈煙道計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)分別為287萬和299萬。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性分析

1.2 數(shù)學(xué)模型

數(shù)值模擬過程中假設(shè)煙氣為不可壓縮牛頓流體，引風(fēng)機(jī)出口處速度分布均勻，且煙氣在脫硫塔內(nèi)經(jīng)噴淋漿液沖刷后均勻地進(jìn)入除霧器。MGGH采用多孔介質(zhì)模型簡化。多孔介質(zhì)模型是將多孔介質(zhì)區(qū)域內(nèi)的流體和固體簡化為同一個(gè)控制體，并用孔隙率來表示換熱管束的影響。在數(shù)值模擬的過程中，將固體對(duì)流體造成的影響當(dāng)作是附加在流體上的動(dòng)量源項(xiàng)增加至控制微分方程。在FLUENT軟件中，多孔介質(zhì)的動(dòng)量方程中附加的動(dòng)量源項(xiàng)由黏性損失項(xiàng)和內(nèi)部損失項(xiàng)組成。多孔介質(zhì)的壓降模擬公式[19]為：

(1)

式中：Si為i(x,y,z)向動(dòng)量源項(xiàng)，Pa/m;vi為i(x,y,z)向速度，m/s；α為質(zhì)滲透面積，m2;μ為動(dòng)力黏度,Pa·s；C2為壓力跳躍系數(shù)，m-1;ρ為密度，kg/m3。

1.3 評(píng)價(jià)方法

流場(chǎng)的均勻性在眾多工程研究中都是十分重要的衡量指標(biāo)，為對(duì)各情況下流場(chǎng)的均勻狀況進(jìn)行量化，通常采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)或數(shù)值模擬的方式獲得設(shè)置的各數(shù)據(jù)采集點(diǎn)的速度，然后將數(shù)據(jù)帶入速度偏差系數(shù)Cv[20]計(jì)算公式，Cv越小流場(chǎng)越均勻。

(2)

以速度偏差系數(shù)作為流場(chǎng)不均勻性評(píng)價(jià)的方法，需要進(jìn)行采集點(diǎn)的設(shè)置、獲取采集點(diǎn)上的數(shù)據(jù)和處理數(shù)據(jù)等一系列操作，這將導(dǎo)致工作量的增大，為此筆者引入速度不均勻度[21]對(duì)流場(chǎng)均勻性進(jìn)行評(píng)價(jià)。采用速度不均勻度可以直接在模擬的結(jié)果中對(duì)流場(chǎng)均勻性進(jìn)行展示、分析，取消數(shù)據(jù)采集點(diǎn)的設(shè)置，為流場(chǎng)的優(yōu)化提供優(yōu)化依據(jù)。速度不均勻度越小，流場(chǎng)越均勻。

(3)

筆者將采用速度偏差系數(shù)和速度不均勻度兩種方式對(duì)流場(chǎng)的均勻性進(jìn)行評(píng)價(jià)。

2 初始結(jié)構(gòu)模擬分析及優(yōu)化方案

2.1 原煙道系統(tǒng)模擬研究

2.1.1 初始型原煙道分析

為便于對(duì)優(yōu)化前與優(yōu)化后的原煙道、凈煙道的流場(chǎng)模擬結(jié)果進(jìn)行分析，定義在優(yōu)化前為初始型煙道，在初始型煙道基礎(chǔ)上進(jìn)行優(yōu)化后為改進(jìn)型煙道。

圖3是初始型原煙道的數(shù)值模擬結(jié)果，測(cè)得MGGH煙氣冷卻器壓降為485 Pa，與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)相符。

由圖3可知：初始型原煙道存在3個(gè)流動(dòng)紊亂區(qū)域，區(qū)域1、2有渦流產(chǎn)生。一方面，渦流的存在會(huì)造成鍋爐尾部煙道系統(tǒng)的阻力增大，風(fēng)機(jī)運(yùn)行能耗增加；另一方面，渦流位于距離引風(fēng)機(jī)出口后較近的彎頭處會(huì)極大地影響引風(fēng)機(jī)的安全運(yùn)行。在區(qū)域3處煙氣多集中于一側(cè)，致使脫硫塔入口處煙氣分布極不均勻，易造成在脫硫塔入口處出現(xiàn)漿液卷吸、結(jié)垢等現(xiàn)象。為使MGGH煙氣冷卻器及脫硫塔入口處于均勻的流動(dòng)狀態(tài)，需要對(duì)這些區(qū)域紊亂流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化。

2.1.2 原煙道改進(jìn)型方案

針對(duì)在區(qū)域1、2處產(chǎn)生的渦流，以及在脫硫塔入口處煙氣嚴(yán)重偏向一側(cè)的情況，在引風(fēng)機(jī)出口彎頭1、彎頭2、煙道匯合前后處、煙氣冷卻器出口后變截面傾斜煙道及脫硫塔入口前傾斜擴(kuò)張煙道處增加導(dǎo)流板。安裝位置見圖4。

圖4 改進(jìn)型原煙道導(dǎo)流板位置

2.2 凈煙道系統(tǒng)模擬研究

2.2.1 初始型凈煙道分析

圖5為初始型凈煙道數(shù)值模擬結(jié)果，測(cè)得MGGH煙氣再熱器壓降為406 Pa，與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)相符。

圖5 初始型凈煙道速度流場(chǎng)分布

由圖5可知：凈煙道內(nèi)主要的不穩(wěn)定流動(dòng)分布在區(qū)域1、2、3。由于經(jīng)脫硫塔排出的煙氣聚集于出口水平煙道頂部，同時(shí)在煙氣再熱器進(jìn)口前存在變截面擴(kuò)張煙道，造成在變截面擴(kuò)張煙道處煙氣充滿度不夠，區(qū)域1處流場(chǎng)紊亂，煙氣再熱器入口處的流速分布明顯不均。由于在出口水平煙道前存在2個(gè)連續(xù)的彎頭，造成在區(qū)域2、3處產(chǎn)生大渦流，并伴隨著流場(chǎng)嚴(yán)重偏心現(xiàn)象。因此，為使煙氣冷卻器入口獲得均勻的流動(dòng)狀態(tài)，消除凈煙道內(nèi)存在的大渦流，需要對(duì)這2個(gè)區(qū)域的不穩(wěn)定流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化。

2.2.2 凈煙道改進(jìn)型方案

針對(duì)在煙氣再熱器入口流場(chǎng)速度不均勻，以及在區(qū)域2處產(chǎn)生的渦流情況，在脫硫塔出口水平煙道后變截面擴(kuò)張煙道、出口彎頭1處增加導(dǎo)流板。安裝位置見圖6。

圖6 改進(jìn)型凈煙道導(dǎo)流板位置

3 優(yōu)化結(jié)果及分析

為更直觀清晰地展現(xiàn)初始型與改進(jìn)型原煙道、凈煙道的流場(chǎng)，筆者選取了相關(guān)的截面進(jìn)行流場(chǎng)分析；同時(shí)，對(duì)初始型與改進(jìn)型的MGGH煙氣冷卻器、MGGH煙氣再熱器及脫硫塔入口的速度均勻度進(jìn)行對(duì)比。

3.1 原煙道優(yōu)化結(jié)果分析

3.1.1 原煙道優(yōu)化后流場(chǎng)分布

圖7為改進(jìn)型原煙道流場(chǎng)整體速度流線圖。

圖7 改進(jìn)型原煙道流場(chǎng)分布對(duì)比

改進(jìn)型原煙道在彎頭1、2處沒有渦流產(chǎn)生，雖仍存在少量紊亂的流線，但該處流場(chǎng)整體分布較為均勻；而且改進(jìn)型煙氣冷卻器出口后的煙氣不再明顯地集中于一側(cè)，脫硫塔入口處的流場(chǎng)得到極大的改善。

同時(shí)，為清楚地展現(xiàn)原煙道局部流場(chǎng)分布，選取Y=16.5 m處截面作為分析截面，具體截面的位置見圖8。

圖8 原煙道選取分析截面

圖9為原煙道選取分析截面速度流場(chǎng)分布圖。由圖9可知：相比于初始型原煙道的流場(chǎng)情況，改進(jìn)型原煙道在MGGH煙氣冷卻器后的變截面煙道處的煙氣充滿度更高，且消除了在脫硫塔進(jìn)口處煙氣流動(dòng)嚴(yán)重偏心狀態(tài)。

圖9 原煙道Y=16.5 m截面速度流場(chǎng)分布

3.1.2 速度均勻度對(duì)比

圖10為MGGH煙氣冷卻器入口處速度不均勻度云圖。

圖10 煙氣冷卻器入口不均勻度云圖

由圖10可知：初始型原煙道在煙氣冷卻器入口處速度不均勻度大于±0.2的區(qū)域主要集中在入口左下角處。相較于初始型原煙道，改進(jìn)型原煙道在煙氣冷卻器入口處速度不均勻度大于±0.2的區(qū)域減少，該處的流場(chǎng)狀況良好。MGGH煙氣冷卻器入口速度偏差系數(shù)由11.6%降低至9.3%，避免換熱管束振動(dòng)，有利于MGGH煙氣冷卻器安全、高效運(yùn)行。滿足設(shè)計(jì)要求(速度偏差系數(shù)小于10%)。

圖11為脫硫塔入口處速度不均勻度云圖。由圖11可知：初始型原煙道在脫硫塔入口處速度不均勻度大于±0.2的區(qū)域較大，且多集中于脫硫塔入口一側(cè)；改進(jìn)型原煙道在脫硫塔入口處的流場(chǎng)得到很大的改善，改進(jìn)型原煙道在脫硫塔入口處速度不均勻度大于±0.2區(qū)域大幅度減少，優(yōu)化效果明顯。速度偏差系數(shù)由21.3%降低至6.3%，避免在入口處出現(xiàn)煙氣卷吸現(xiàn)象，保證了脫硫塔安全、高效運(yùn)行，滿足設(shè)計(jì)要求。

圖11 脫硫塔入口不均勻度云圖

3.2 凈煙道優(yōu)化結(jié)果分析

3.2.1 凈煙道優(yōu)化后流場(chǎng)分布

圖12為初始型和改進(jìn)型凈煙道流場(chǎng)整體速度流線圖。

由圖12可知：改進(jìn)型凈煙道在煙氣再熱器入口前變截面擴(kuò)張煙道內(nèi)的煙氣充滿度更高，煙氣再熱器入口處的流場(chǎng)得到改善。在連續(xù)彎頭1處沒有大渦流產(chǎn)生，相比初始型凈煙道，在該處的流場(chǎng)整體分布更為均勻，增加導(dǎo)流板后優(yōu)化效果明顯。

圖12 凈煙道流場(chǎng)分布對(duì)比

3.2.2 速度均勻度對(duì)比

圖13為MGGH煙氣再熱器入口速度不均勻度云圖。

圖13 煙氣再熱器入口不均勻度云圖

由圖13可知：初始型凈煙道在煙氣再熱器入口處速度不均勻度大于±0.2的區(qū)域多；改進(jìn)型凈煙道在該處的流場(chǎng)分布保持良好，改進(jìn)型凈煙道速度均勻度大于±0.2的區(qū)域較少，煙氣再熱器入口速度分布更加均勻，速度偏差系數(shù)由27.7%降低至9.6%，滿足設(shè)計(jì)要求。

4 結(jié)語

MGGH煙道系統(tǒng)內(nèi)原設(shè)計(jì)的流場(chǎng)狀況差，MGGH煙氣冷卻器、煙氣再熱器及脫硫塔入口處流場(chǎng)狀況無法滿足其工作要求。原煙道在煙氣冷卻器入口前的彎頭及傾斜擴(kuò)張煙道，使得流場(chǎng)分布較不均勻，而且煙氣冷卻器出口后的變截面傾斜煙道使得煙氣聚集于一側(cè)，造成脫硫塔入口速度分布偏心嚴(yán)重。凈煙道在煙氣再熱器入口前的變截面擴(kuò)張煙道，造成其進(jìn)口處流態(tài)嚴(yán)重偏心，而且在出口水平煙道前的2個(gè)連續(xù)彎頭處出現(xiàn)大渦流。故需要在原煙道及凈煙道內(nèi)加裝導(dǎo)流板以改善其內(nèi)部流動(dòng)。

(1) 在不改變煙道結(jié)構(gòu)的條件下，通過增加導(dǎo)流板，可有效提升流場(chǎng)均勻性，并抑制渦流的產(chǎn)生、擴(kuò)散。速度不均勻度能在模擬結(jié)果中清楚地展示流場(chǎng)的均勻狀況，為改善流場(chǎng)均勻性提供優(yōu)化方向。

(2) 改進(jìn)型原煙道(加裝導(dǎo)流板后)有效提高了MGGH煙氣冷卻器入口的速度均勻性，入口大部分區(qū)域內(nèi)的速度不均勻度降低至±0.2以內(nèi)，速度偏差系數(shù)降低至9.3%；同時(shí)，改善脫硫塔入口煙氣偏向一側(cè)的流場(chǎng)狀況，脫硫塔入口的速度偏差系數(shù)降低至6.7%。

(3) 凈煙道在變截面擴(kuò)張煙道處流場(chǎng)偏心嚴(yán)重，且在出口水平煙道處渦流明顯，導(dǎo)流板的加入抑制了渦流的延伸，MGGH煙氣冷卻器入口大部分區(qū)域內(nèi)的速度不均勻度降低至±0.2以內(nèi)，速度偏差系數(shù)降低至9.6%。