內(nèi)置導(dǎo)流板的濕法脫硫塔數(shù)值模擬優(yōu)化及應(yīng)用

田森浩, 向勇林， 陳冬林, 鄭丙文， 宋 鋮， 劉 賓， 劉良華

(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410114； 2.大唐湘潭發(fā)電有限責(zé)任公司，湖南湘潭 411102； 3.湖南大唐節(jié)能科技有限公司，長(zhǎng)沙 410007)

鈣基濕法脫硫(WFGD)技術(shù)因其脫硫效率高、技術(shù)成熟，已成為國(guó)內(nèi)外大型燃煤電站鍋爐煙氣脫硫的主流技術(shù)[1]，但目前的濕法脫硫塔大多采用單側(cè)引入煙氣，使得塔內(nèi)煙氣上升時(shí)在進(jìn)煙口附近出現(xiàn)較大的流動(dòng)死區(qū)[2]，因而導(dǎo)致該區(qū)域自上而下流動(dòng)的石灰漿液未與煙氣接觸，從而影響脫硫效率。為解決此問(wèn)題，目前脫硫塔設(shè)計(jì)普遍采用的方法有在噴淋層下部設(shè)置開(kāi)孔持液托盤、多增設(shè)一層漿液噴咀，以改善煙氣流場(chǎng)分布并增加煙氣與石灰漿液的接觸機(jī)率，但這些方法使塔內(nèi)煙氣流動(dòng)阻力顯著增加，高達(dá)2 700 Pa左右，煙氣流動(dòng)死區(qū)并不能完全消除，還會(huì)顯著增加引風(fēng)機(jī)及漿液循環(huán)泵電耗，漿液循環(huán)泵耗電量高達(dá)1.8×109kW·h[3-4]。因此，針對(duì)單側(cè)進(jìn)煙脫硫塔，研究一種既能有效均勻煙氣流場(chǎng)，又能大幅降低塔內(nèi)流動(dòng)阻力、減少循環(huán)漿液量(或泵運(yùn)行臺(tái)數(shù))的簡(jiǎn)單低成本新方法，對(duì)現(xiàn)役火電機(jī)組的深度降阻節(jié)能、脫硫提效和超超低排放改造具有積極的現(xiàn)實(shí)意義[5-6]。

為此，筆者在研究國(guó)內(nèi)外現(xiàn)役主流脫硫塔技術(shù)的基礎(chǔ)上，提出在塔內(nèi)增設(shè)多孔導(dǎo)流板與加大托盤開(kāi)孔率并舉的技術(shù)思路，結(jié)合數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方法，對(duì)某電廠600 MW機(jī)組4號(hào)脫硫塔的多孔導(dǎo)流板、持液托盤進(jìn)行了設(shè)計(jì)優(yōu)化與改造，以期為同類型脫硫塔的改造提供參考。

1 技術(shù)原理與設(shè)計(jì)方案

1.1 技術(shù)原理

對(duì)于單側(cè)進(jìn)氣方式的鈣基濕法脫硫塔，煙氣在進(jìn)入脫硫塔后向?qū)γ娴谋诿姘l(fā)起沖擊，然后向上運(yùn)動(dòng)。在不增設(shè)均流設(shè)備(孔板托盤)時(shí)塔內(nèi)煙氣流場(chǎng)極度不均，特別容易出現(xiàn)煙氣流動(dòng)死區(qū)，如圖1(a)所示。經(jīng)計(jì)算，由單側(cè)進(jìn)氣方式引起的塔內(nèi)煙氣流動(dòng)死區(qū)可占塔內(nèi)有效反應(yīng)區(qū)域體積的18%～25%。在這樣的流場(chǎng)條件下，脫硫塔加入均流設(shè)備后不僅均流性能大打折扣，而且流動(dòng)阻力也大幅增加，通過(guò)增大石灰漿液的噴淋量并不會(huì)對(duì)脫硫效率起到顯著的提升作用。因此，筆者通過(guò)在塔內(nèi)布置導(dǎo)流板對(duì)煙氣流向進(jìn)行矯正的方式(見(jiàn)圖1(b))，來(lái)改善煙氣進(jìn)入均流設(shè)備前的流場(chǎng)均勻性，從而提升均流設(shè)備的均流效果，降低均流設(shè)備產(chǎn)生的流動(dòng)阻力[7-8]。

(a) x=0 mm縱剖面速度矢量圖

(a) 進(jìn)口SO2質(zhì)量濃度

(b) 出口SO2質(zhì)量濃度圖14 改造前后脫硫塔在不同工況下的進(jìn)出口SO2質(zhì)量濃度

(a) 改造前 (b) 改造后圖10 改造前后托盤開(kāi)孔方式Fig.10 The tray opening mode before and after modification

(b) y=21 500 mm橫斷面速度矢量圖圖5 加入導(dǎo)流板前后脫硫塔速度矢量圖Fig.5 Velocity vector diagram of desulfurization tower after adding guide plate

(a) 側(cè)視圖

(a) 原模型 (b) 加入導(dǎo)流板后

1.2 方案設(shè)計(jì)

導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)采用“魚(yú)鉤”板+水平板+弧形板+豎直板的組合形式，其整體形式根據(jù)導(dǎo)流板在脫硫塔內(nèi)的布置位置隨塔體結(jié)構(gòu)發(fā)生改變，如圖2所示。其中l(wèi)和b分別為水平板與豎直板長(zhǎng)度，r為弧形板的半徑，h為魚(yú)鉤板的豎直高度。為防止在塔內(nèi)布置導(dǎo)流板后影響漿液的自由下落，從而削弱導(dǎo)流板下方區(qū)域的氣液接觸反應(yīng)，對(duì)導(dǎo)流板的水平段和弧形段上實(shí)施開(kāi)孔。此外，為防止導(dǎo)流板上的漿液從水平段的一端溢流而形成瀑布，在水平板一端設(shè)置了“魚(yú)鉤”板。假設(shè)在塔內(nèi)孔板托盤區(qū)域漿液的過(guò)流能力不受影響，那么當(dāng)導(dǎo)流板上開(kāi)孔的結(jié)構(gòu)參數(shù)與孔板托盤開(kāi)孔的設(shè)計(jì)參數(shù)保持一致時(shí)，漿液通過(guò)導(dǎo)流板的過(guò)流能力不受影響。導(dǎo)流板開(kāi)孔后可起到“孔板”的作用，進(jìn)一步提升氣液接觸面積。

脫硫塔內(nèi)導(dǎo)流板的4個(gè)布置方案如圖3所示，導(dǎo)流板以不同的結(jié)構(gòu)形式布置在進(jìn)口煙道與托盤之間的區(qū)域。布置方案采用脫硫塔橫斷面與進(jìn)口煙道橫斷面等面積均分的設(shè)計(jì)原則，圖中Δx、Δy分別為每塊導(dǎo)流板與煙道側(cè)壁面或?qū)Я靼逯g的橫向距離和徑向距離，下標(biāo)1、2、3和4分別表示從左至右的導(dǎo)流板。各方案導(dǎo)流板的設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。

方案1

方案3

表1 導(dǎo)流板布置方案及其設(shè)計(jì)參數(shù)

2 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

研究主要涉及塔內(nèi)煙氣流場(chǎng)的變化，假設(shè)煙氣為常溫常壓下不可壓縮流體，守恒方程包括質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量守恒方程。計(jì)算模型選擇被廣泛應(yīng)用于工程流體計(jì)算的realizablek-ε湍流模型[9]。

2.2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

以某電廠600 MW機(jī)組4號(hào)脫硫塔為原型，通過(guò)SCDM軟件1∶1比例構(gòu)建了脫硫塔的實(shí)物模型。為便于快速得出正確的煙氣流動(dòng)規(guī)律，對(duì)原脫硫模型進(jìn)行合理的簡(jiǎn)化，模型內(nèi)部構(gòu)件僅包括導(dǎo)流板和除霧器，不包括噴淋層及托盤。該模型采用ICEM CFD軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用四面體網(wǎng)格，在塔體壁面處建立邊界層，對(duì)脫硫塔進(jìn)出口及內(nèi)部構(gòu)件處網(wǎng)格進(jìn)行加密[10-11]，如圖4所示。

圖4 脫硫塔幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.4 Geometric model and grid division of desulfurizationtower scheme

通過(guò)對(duì)不同網(wǎng)格數(shù)量(496 581、268 613和134 318)的原模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，最終確定網(wǎng)格數(shù)量為268 613時(shí)，可以滿足本文所述問(wèn)題的求解[12]。

2.3 邊界條件

脫硫塔進(jìn)口煙氣體積流量為2 100 000 m3/h，煙氣溫度為140 ℃。煙氣進(jìn)口邊界條件為速度進(jìn)口，數(shù)值為18.8 m/s，煙氣出口選擇outflow。導(dǎo)流板采用無(wú)滑移壁面邊界條件，除霧區(qū)采用多孔介質(zhì)模型，其中y方向的慣性阻力系數(shù)C2設(shè)置為20 m-1，y方向的黏性阻力系數(shù)D設(shè)置為400 000 m-2[13-14]。壓力與速度的耦合采用couple算法，動(dòng)量離散格式、湍流動(dòng)能和湍流耗散率格式均為二階離散格式[15]。

2.4 模擬結(jié)果與分析

2.4.1 流場(chǎng)分布

圖5為脫硫塔布置導(dǎo)流板后數(shù)值模擬得到的速度矢量圖。從圖5可以看出，原模型中塔內(nèi)一側(cè)煙氣質(zhì)量流量過(guò)大，一側(cè)煙氣質(zhì)量流量過(guò)小，煙氣偏流現(xiàn)象嚴(yán)重，與理論規(guī)律一致。而加入導(dǎo)流板后脫硫塔煙氣的主流趨勢(shì)偏向塔的中心位置處，并且煙氣在進(jìn)入托盤前的速度方向偏向塔的軸線方向，這將有利于提升托盤的均流效果。從橫斷面速度矢量圖中可以看出，加入導(dǎo)流板后的脫硫塔煙氣流動(dòng)死區(qū)在不斷減小，其中方案4中的煙氣分布均勻性較高，塔內(nèi)不存在明顯的煙氣流動(dòng)死區(qū)。

速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差是指某一斷面各點(diǎn)流速的標(biāo)準(zhǔn)偏差所占該橫斷面速度平均值的百分比，該值能準(zhǔn)確反應(yīng)某一斷面的流場(chǎng)均勻性程度，速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差越小，流場(chǎng)均勻性越好。圖6為加入導(dǎo)流板前后脫硫塔在各高度位置的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差曲線圖。從圖6可以看出，原模型中各高度位置的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差普遍較高，且隨著高度的增加差別不大，表明未加導(dǎo)流板時(shí)脫硫塔內(nèi)的煙氣流場(chǎng)均勻性普遍較差，且隨著高度的增加流場(chǎng)并無(wú)較大改善。而加入導(dǎo)流板后的脫硫塔速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差均有了不同程度的減小，且隨著脫硫塔高度的增加不斷減小。這表明加入導(dǎo)流板后脫硫塔的流場(chǎng)均勻性得到了提升，且在更高位置處的流場(chǎng)均勻性更好。其中方案4對(duì)塔內(nèi)的流場(chǎng)均勻性改善效果最好，在y=27 500 mm橫斷面處的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由原模型的100%降至53%。

圖6 脫硫塔不同高度的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差

2.4.2 煙氣質(zhì)量流量分布

將脫硫塔橫斷面劃分為6個(gè)面積相等的區(qū)域，如圖7所示。圖8為加入導(dǎo)流板前后脫硫塔煙氣在托盤上方1.0 m處橫斷面的煙氣質(zhì)量流量分布。從圖8可以看出，脫硫塔在未加導(dǎo)流板時(shí)，N1區(qū)域的煙氣質(zhì)量流量幾乎為0 kg/s，而N4、N5和N6區(qū)域的煙氣質(zhì)量流量較大，塔內(nèi)煙氣分布很不均勻。加入導(dǎo)流板后，脫硫塔內(nèi)的流場(chǎng)均勻性得到了較大改善，煙氣質(zhì)量流量在中間區(qū)域(N3、N4)占比較大，這有助于煙氣向上擴(kuò)散，即上部區(qū)域的煙氣質(zhì)量流量分配將會(huì)更加均勻。其中，方案4中各區(qū)域煙氣的質(zhì)量流量分配均勻性最好。

圖7 脫硫塔橫斷面區(qū)域劃分示意圖Fig.7 Area division of cross section of desulfurization tower

圖8 加入導(dǎo)流板前后脫硫塔煙氣在托盤上方1.0 m處的煙氣質(zhì)量流量

2.4.3 流動(dòng)阻力

圖9給出了加入導(dǎo)流板前后脫硫塔內(nèi)的流動(dòng)阻力，其中流動(dòng)阻力為脫硫塔進(jìn)出口的壓差，由于在該模型計(jì)算過(guò)程中并未加入漿液耦合項(xiàng)，因而該阻力損失代表空塔條件下煙氣在塔內(nèi)的流動(dòng)阻力損失。從圖9可知，加入導(dǎo)流板后脫硫塔由于流場(chǎng)得到了改善，流動(dòng)阻力比加入導(dǎo)流板前降低了約40 Pa。

圖9 加入導(dǎo)流板前后脫硫塔內(nèi)的流動(dòng)阻力Fig.9 The flow resistance in desulfurization tower withinternal guide-plate

綜上所述，方案4的導(dǎo)流板布置方式對(duì)脫硫塔內(nèi)煙氣流場(chǎng)的改善效果最好，阻力損失較小。

3 工程應(yīng)用改造與試驗(yàn)

3.1 改造對(duì)象與方案

所研究電廠鍋爐的4號(hào)脫硫塔采用鈣基濕法脫硫系統(tǒng)，系統(tǒng)設(shè)計(jì)進(jìn)口SO2質(zhì)量濃度為4 000 mg/m3，并于2016年完成超低排放改造。改造前該脫硫塔內(nèi)配備1層孔板托盤(孔徑為35 mm，開(kāi)孔率為35%)、4層噴淋裝置和1臺(tái)除塵除霧設(shè)備。改造前，該脫硫塔在運(yùn)行過(guò)程中的主要問(wèn)題在于：即使在較低負(fù)荷(420 MW)運(yùn)行時(shí)仍需啟用4臺(tái)漿液循環(huán)泵，系統(tǒng)長(zhǎng)期處于流動(dòng)阻力較大的運(yùn)行環(huán)境中，造成引風(fēng)機(jī)容易失速，且每增加1臺(tái)循環(huán)泵對(duì)出口煙氣SO2質(zhì)量濃度的影響較大，不利于在達(dá)標(biāo)前提下節(jié)能運(yùn)行。

改造方案導(dǎo)流板布置形式選擇方案4，在導(dǎo)流板的水平段和弧形段實(shí)施開(kāi)孔，孔徑為50 mm，開(kāi)孔率為45%。增大托盤的開(kāi)孔率，改造后的托盤開(kāi)孔如圖10所示，開(kāi)孔率為52%。

3.2 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

3.2.1 冷態(tài)試驗(yàn)

在脫硫塔改造前后分別進(jìn)行冷態(tài)試驗(yàn)，首先在脫硫塔托盤上方0.5 m、1 m和1.5 m 3個(gè)橫斷面處設(shè)立若干個(gè)測(cè)點(diǎn)，當(dāng)鍋爐機(jī)組的運(yùn)行工況為800 000 m3/h時(shí)，維持該負(fù)荷風(fēng)量不變，通過(guò)電子微壓計(jì)測(cè)量并記錄各點(diǎn)沿脫硫塔軸向方向的煙氣速度。

3.2.2 熱態(tài)試驗(yàn)

對(duì)改造前后脫硫塔的滿負(fù)荷運(yùn)行工況分別進(jìn)行了熱態(tài)試驗(yàn)，試驗(yàn)內(nèi)容包括不同工況運(yùn)行時(shí)的脫硫效率、脫硫塔進(jìn)出口SO2質(zhì)量濃度、進(jìn)出口壓差及漿液循環(huán)泵運(yùn)行狀況等，熱態(tài)試驗(yàn)數(shù)據(jù)由該電廠分散控制系統(tǒng)(DCS)實(shí)時(shí)記錄。

3.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.3.1 流場(chǎng)分布

冷態(tài)試驗(yàn)結(jié)果如圖11所示。從圖11可以看出，改造前脫硫塔內(nèi)確實(shí)存在大面積的煙氣流動(dòng)死區(qū)，而改造后的脫硫塔基本不存在煙氣流動(dòng)死區(qū)，整體流場(chǎng)較改造前有了較大改善。

圖11 改造前后脫硫塔托盤上方橫斷面煙氣速度分布

對(duì)現(xiàn)場(chǎng)冷態(tài)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行整理計(jì)算后，得到托盤上方不同橫斷面的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差，如圖12所示。從圖12可以看出，改造后的脫硫塔速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差比改造前明顯減小，且隨著軸向高度的增加，速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差呈減小趨勢(shì)，尤其在距托盤1.5 m高度位置處，該橫斷面的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由原來(lái)的52.5%降為18.7%。這表明采用方案4的導(dǎo)流板布置方式后脫硫塔的煙氣流場(chǎng)均勻性有了較大的改善。

圖12 改造前后脫硫塔托盤上方不同橫斷面的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差

3.3.2 脫硫效率

經(jīng)熱態(tài)試驗(yàn)采集得到的脫硫效率和進(jìn)出口SO2質(zhì)量濃度如圖13和圖14所示。從圖13可以看出，改造前，當(dāng)脫硫塔運(yùn)行負(fù)荷在250～<390 MW區(qū)間時(shí)，脫硫效率整體呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，表明脫硫塔在該區(qū)間內(nèi)始終運(yùn)行3臺(tái)漿液循環(huán)泵，隨著運(yùn)行負(fù)荷的增加，脫硫效率整體呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。而在390～430 MW區(qū)間內(nèi)，脫硫效率有了顯著的提升，表明從390 MW開(kāi)始，脫硫塔開(kāi)始運(yùn)行4臺(tái)漿液循環(huán)泵，塔內(nèi)漿液流量的提升使得脫硫效率顯著提升，符合脫硫塔實(shí)際運(yùn)行規(guī)律。從改造效果來(lái)看，改造后脫硫塔的脫硫效率較改造前有了較大提升，改造后脫硫塔3臺(tái)漿液循環(huán)泵的臨界負(fù)荷由390～410 MW提升至430～450 MW，升幅約為40 MW。從圖14可以看出，隨著脫硫效率的提高，改造后脫硫塔在主要運(yùn)行負(fù)荷段(300～480 MW)的進(jìn)口SO2質(zhì)量濃度為3 500～4 200 mg/m3時(shí)，出口煙氣SO2質(zhì)量濃度由20～35 mg/m3降至12～23 mg/m3，降幅約為10 mg/m3。

圖13 改造前后脫硫塔在不同工況下的脫硫效率

3.3.3 運(yùn)行阻力

圖15給出了改造前后脫硫塔在不同工況下的流動(dòng)阻力。從圖15可以看出，改造后脫硫塔的流動(dòng)阻力普遍低于改造前。在250～410 MW區(qū)間以及430～600 MW區(qū)間，改造前后脫硫塔內(nèi)運(yùn)行同樣臺(tái)數(shù)的漿液循環(huán)泵，脫硫塔的流動(dòng)阻力降低了約100 Pa，在410<～<430 MW區(qū)間，改造后的脫硫塔可運(yùn)行3臺(tái)漿液循環(huán)泵以達(dá)到超低排放，脫硫塔的流動(dòng)阻力比改造前降低了約250 Pa。此外，由于流場(chǎng)均勻性的提升，在后續(xù)的改造中，也可通過(guò)增大托盤的開(kāi)孔率等措施進(jìn)一步降低流動(dòng)阻力。

圖15 改造前后脫硫塔不同工況下的流動(dòng)阻力

3.3.4 改造效益

上述熱態(tài)試驗(yàn)結(jié)果顯示，加入導(dǎo)流板后的脫硫塔在主要運(yùn)行負(fù)荷段的出口煙氣SO2質(zhì)量濃度降低了約10 mg/m3。根據(jù)該脫硫塔的實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，脫硫塔進(jìn)口煙氣量設(shè)計(jì)值為2.1×106m3/h，原煙氣中SO2質(zhì)量濃度設(shè)計(jì)值為4 000 mg/m3，石灰漿液中石灰石純度為93%，鈣硫物質(zhì)的量比為1.03，漿液循環(huán)泵額定電壓為6 000 V，額定電流為110～160 A，假設(shè)脫硫塔全年在中負(fù)荷段(300～480 MW)運(yùn)行，全年運(yùn)行5 000 h。經(jīng)計(jì)算，采用方案4后的脫硫塔與原方案相比，每年SO2排放量可減少126 t，每年石灰石消耗量可減少217.7 t。假如改造后的脫硫塔在中負(fù)荷段運(yùn)行時(shí)始終采用3臺(tái)漿液循環(huán)泵，并且優(yōu)先選擇長(zhǎng)期停運(yùn)高揚(yáng)程的循環(huán)泵，則每年可節(jié)約電量1.3×106kW·h。

4 結(jié) 論

(1) 研究得出，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果達(dá)到的改造效果基本一致，在脫硫塔內(nèi)布置導(dǎo)流板的方案切實(shí)可行。

(2) 所研究脫硫塔采用方案4的導(dǎo)流板布置方式后，塔內(nèi)煙氣流場(chǎng)均勻性得到了顯著改善，脫硫塔在距托盤上方1.5 m處的速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由52.5%降為18.7%。改造后脫硫塔的脫硫效率得到了較大提升，在主要運(yùn)行負(fù)荷段的出口煙氣SO2質(zhì)量濃度可降低約10 mg/m3。改造前后一定負(fù)荷范圍內(nèi)運(yùn)行同樣數(shù)量的漿液循環(huán)泵，改造后脫硫塔進(jìn)出口流動(dòng)阻力比改造前降低了約100 Pa。改造后的脫硫塔3臺(tái)漿液循環(huán)泵的運(yùn)行負(fù)荷臨界點(diǎn)由390～410 MW提升至430～450 MW，每年的SO2排放量可減少126 t，石灰石消耗量可減少217.7 t，節(jié)約電量1.3×106kW·h，帶來(lái)了顯著的經(jīng)濟(jì)效益。