塔內(nèi)機(jī)械通風(fēng)對(duì)三塔合一系統(tǒng)煙氣擴(kuò)散影響的數(shù)值研究

蔡寧寧， 馬 歡， 董云山， 司風(fēng)琪

(東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210096)

在三塔合一間接空冷系統(tǒng)(簡(jiǎn)稱三塔合一系統(tǒng))空冷塔內(nèi)布置脫硫島和煙囪，使煙氣被塔內(nèi)熱空氣包裹，避免煙氣冷凝對(duì)煙道的腐蝕，增大煙氣抬升高度，具有節(jié)水、環(huán)保和高經(jīng)濟(jì)性等優(yōu)點(diǎn)[1-5]；但在大風(fēng)速下，存在塔內(nèi)渦流[6-7]沖擊煙道出口煙氣，影響煙氣擴(kuò)散和抬升等問題。

為探究環(huán)境風(fēng)對(duì)空冷塔內(nèi)部流動(dòng)的作用，席新銘等[8]建立三塔合一系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型，并通過數(shù)值模擬的方法定量分析了環(huán)境風(fēng)對(duì)塔內(nèi)流場(chǎng)的影響，結(jié)果表明環(huán)境風(fēng)能抑制煙氣擴(kuò)散，但會(huì)加重塔壁腐蝕?？椎聺M等[9]基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)方法比較三塔合一系統(tǒng)空冷塔和常規(guī)空冷塔的換熱性能和煙氣擴(kuò)散情況，通過計(jì)算不同工況下的拐點(diǎn)風(fēng)速，得出進(jìn)風(fēng)量隨環(huán)境風(fēng)速增大存在先減后增的變化規(guī)律。為削弱環(huán)境風(fēng)對(duì)空冷塔熱力性能和煙氣擴(kuò)散的負(fù)面影響，相關(guān)學(xué)者展開了大量研究。韋紅旗等[10]建立三維數(shù)值模型，采用分區(qū)配水的方式削弱氣流的圓柱繞流，減輕環(huán)境風(fēng)的影響。LU Y S等[11]提出在空冷塔內(nèi)布置通風(fēng)設(shè)施，增強(qiáng)煙羽旋轉(zhuǎn)，模擬結(jié)果表明塔頂出口速度顯著增大，通風(fēng)量增加，換熱性能增幅達(dá)30%以上。DAI Y C等[12]通過在空冷塔內(nèi)布置流場(chǎng)導(dǎo)流設(shè)施，減小局部渦流，削弱冷空氣流入效果，增強(qiáng)傳熱效果。雷平和[13]借助數(shù)值模擬，對(duì)比自然通風(fēng)和混合通風(fēng)的間接空冷系統(tǒng)的冷卻效果，驗(yàn)證混合通風(fēng)能夠克服高速環(huán)境風(fēng)對(duì)換熱的負(fù)面影響。

綜上所述，空冷塔內(nèi)增設(shè)通風(fēng)設(shè)施使機(jī)組的熱力性能明顯改善，但是尚且缺乏針對(duì)三塔合一系統(tǒng)的煙氣抬升高度和改進(jìn)后機(jī)組經(jīng)濟(jì)性的分析。筆者通過數(shù)值模擬的方法建立三塔合一系統(tǒng)間接空冷塔模型，分析環(huán)境風(fēng)速對(duì)塔內(nèi)煙氣擴(kuò)散和煙氣抬升高度的影響，探討在塔內(nèi)布置不同層數(shù)的風(fēng)機(jī)對(duì)煙氣擴(kuò)散和抬升高度的作用及效果，并對(duì)不同風(fēng)機(jī)布置方案的經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行評(píng)估。

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型和網(wǎng)格模型

以某600 MW三塔合一系統(tǒng)為研究對(duì)象，其基本幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 空冷塔結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖1為空冷塔計(jì)算域，忽略壁厚及塔內(nèi)各管路設(shè)備以簡(jiǎn)化模型，降低計(jì)算成本。為探究三塔合一系統(tǒng)的流場(chǎng)發(fā)展?fàn)顩r，在塔外建立流體計(jì)算域[14]，其上游、下游和寬度距離均為9D(D為空冷塔的散熱器外緣直徑)，高度為7H(H為空冷塔塔高)。因空冷塔沿迎風(fēng)方向呈軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)且對(duì)稱部分的流動(dòng)和換熱規(guī)律基本一致，筆者采用半塔模型進(jìn)行計(jì)算和分析。與全塔模型相比，半塔模型在相同網(wǎng)格數(shù)量下增大網(wǎng)格密度，提高模型精確性。

圖1 空冷塔數(shù)值計(jì)算域

以無厚度的壓力躍升薄面表示風(fēng)機(jī)面，建立風(fēng)機(jī)面的二維網(wǎng)格，從風(fēng)機(jī)面網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)向外拓?fù)?，生成非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的風(fēng)機(jī)面。此外，散熱器和塔外計(jì)算域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，與風(fēng)機(jī)面網(wǎng)格相互連接。計(jì)算域內(nèi)網(wǎng)格尺寸由中心向外部等比例增大，在保證計(jì)算精度的同時(shí)節(jié)約計(jì)算時(shí)間。

針對(duì)計(jì)算域模型分別建立780萬、1 130萬和1 540萬網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析。結(jié)果表明，在不同環(huán)境風(fēng)速下，通風(fēng)量和循環(huán)水溫度的變化率均小于0.51%，滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求，最終選擇1 130萬網(wǎng)格數(shù)模型進(jìn)行計(jì)算。

1.2 控制方程和邊界條件

空冷塔內(nèi)氣流的通用控制方程為：

(1)

式(1)中各項(xiàng)描述見表2，其中：uu、uv、uw分別表示x、y、z方向速度；μ為有效黏度；μt為湍流黏度；p為壓力；Prμ、Prk、Prω分別為有效黏度、湍流動(dòng)能、耗散率對(duì)應(yīng)的普朗特?cái)?shù)；Qh為能量源項(xiàng)；Sx、Sy、Sz為空氣流經(jīng)散熱器在x、y、z方向上的動(dòng)量源項(xiàng)；T為環(huán)境溫度，K；Gk、Gω分別為平均速度梯度和耗散產(chǎn)生的湍動(dòng)能；Yk、Yω、Dω分別為湍流動(dòng)能損耗、耗散率損耗、交叉擴(kuò)散項(xiàng)。

表2 控制方程具體描述

因散熱器區(qū)域存在循環(huán)水與空氣的流動(dòng)和傳熱，其流動(dòng)和換熱的阻力較為復(fù)雜。將散熱器設(shè)定為多孔介質(zhì)模型，通過設(shè)定壓損系數(shù)表征空氣流經(jīng)散熱器的壓損，采用體積源項(xiàng)法對(duì)循環(huán)水與空氣的換熱量進(jìn)行定量計(jì)算，設(shè)定能量源項(xiàng)來描述循環(huán)水與空氣間的換熱。其中，由于冷卻三角的結(jié)構(gòu)對(duì)氣體流動(dòng)產(chǎn)生的阻力，通過建立風(fēng)速和空氣密度的函數(shù)關(guān)系對(duì)空氣流經(jīng)散熱器的壓力損失Δp1進(jìn)行描述，即

(2)

式中：vn為散熱器迎面風(fēng)速風(fēng)速，m/s；kv為壓損系數(shù)，與vn成函數(shù)關(guān)系。

因散熱器內(nèi)的循環(huán)水與空冷塔內(nèi)的空氣通過金屬管壁進(jìn)行對(duì)流傳熱，傳熱阻力主要集中于空氣側(cè)，空氣側(cè)傳熱系數(shù)計(jì)算公式如下：

(3)

空冷塔計(jì)算模型設(shè)定為速度入口和壓力出口。因計(jì)算域高度超過1 000 m，不同高度下風(fēng)速呈現(xiàn)冪指數(shù)變化規(guī)律[15]，即

(4)

式中：wz為距離地面zm高度的風(fēng)速，m/s；w10為10 m高度測(cè)量的風(fēng)速，m/s；z為風(fēng)速計(jì)算點(diǎn)距離地面高度，m；m為地面粗糙度指數(shù)，與環(huán)境因素相關(guān)，取0.16。

因建立的空冷塔模型為半塔模型，定義計(jì)算區(qū)域縱切面為對(duì)稱面，底面和塔體設(shè)置為絕熱無滑移的固體壁面。同時(shí)，采用有限體積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散，選取Realizablek-ε湍流模型。其中，壓力-速度耦合計(jì)算采用SIMPLE算法，動(dòng)能和能量計(jì)算采用二階迎風(fēng)方程，湍動(dòng)能和耗散率計(jì)算采用一階迎風(fēng)方程。當(dāng)計(jì)算殘差小于10-4，且監(jiān)視的塔頂出口流量和流速的變化率小于2%時(shí)，認(rèn)為計(jì)算收斂。

在布置風(fēng)機(jī)的空冷塔模型中，將風(fēng)機(jī)面設(shè)定為Fan模型，根據(jù)風(fēng)機(jī)的性能曲線，采用集總參數(shù)法將風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的壓升以函數(shù)的形式擬合在風(fēng)機(jī)面中[16]，實(shí)際風(fēng)機(jī)運(yùn)行流量為風(fēng)機(jī)壓升與空冷塔內(nèi)流動(dòng)阻力平衡時(shí)，性能曲線上所對(duì)應(yīng)的流量點(diǎn)。風(fēng)機(jī)壓升與風(fēng)機(jī)內(nèi)流體軸向速度的擬合函數(shù)為：

(5)

式中：Δp為風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的壓升，Pa；an為多項(xiàng)式系數(shù)，N=4時(shí)，額定轉(zhuǎn)速下a1=395.33，a2=-41.029，a3=2.015 4，a4=-0.066 5；v為風(fēng)機(jī)內(nèi)流體的軸向速度，m/s。

1.3 模擬結(jié)果驗(yàn)證

為驗(yàn)證所建立空冷塔模型的準(zhǔn)確性，采用性能校核試驗(yàn)工況進(jìn)行模擬。表3為試驗(yàn)工況下數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果的對(duì)比，在工況參數(shù)保持一致時(shí)，循環(huán)水出口溫度分別為44.93 ℃和44.92 ℃，相對(duì)誤差小于0.03%。

表3 試驗(yàn)工況下的數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果的對(duì)比

2 模擬結(jié)果分析

三塔合一系統(tǒng)中，脫硫塔和煙囪布置于塔內(nèi)，煙氣易在塔內(nèi)擴(kuò)散。在塔筒進(jìn)風(fēng)平面水平布置多層風(fēng)機(jī)，在增大塔筒通風(fēng)量的同時(shí)產(chǎn)生多層高速氣流約束煙氣，提高空冷塔的熱力性能和煙氣的抬升高度。圖2為不同的風(fēng)機(jī)布置層數(shù)示意圖。

圖2 不同風(fēng)機(jī)布置層數(shù)示意圖

2.1 未布置風(fēng)機(jī)時(shí)煙氣擴(kuò)散趨勢(shì)

不同風(fēng)速下，未布置風(fēng)機(jī)時(shí)空冷塔豎直對(duì)稱面煙氣質(zhì)量濃度分布見圖3(圖中數(shù)據(jù)為標(biāo)識(shí)點(diǎn)“×”的煙氣抬升高度，l為測(cè)量點(diǎn)與塔中心水平距離)。由圖3可以看出：1.4 m/s風(fēng)速下，在l為200 m處煙氣抬升高度最低為497 m；3 m/s風(fēng)速下，該高度僅為296 m，降低40%以上；6 m/s風(fēng)速下，該高度進(jìn)一步下降為260 m，但下降幅度減小。環(huán)境風(fēng)速增大使煙氣抬升高度降低，塔頂出口煙氣偏斜角增大；同時(shí)，隨著環(huán)境風(fēng)速的增大，煙氣抬升高度趨于穩(wěn)定。

圖3 未布置風(fēng)機(jī)時(shí)對(duì)稱面煙氣質(zhì)量濃度分布圖

由于塔頂出口迎風(fēng)區(qū)的氣流在上升過程中不斷向下卷吸塔外低溫高密度空氣[17]，出口煙氣與塔外空氣混合，在抬升一定高度后出現(xiàn)明顯的下落趨勢(shì)。低風(fēng)速(1.4 m/s)下，煙氣抬升高度從628 m(l為285 m處)下落至511 m處。中風(fēng)速(3 m/s)下在l為288 m處存在微量煙氣下落，但煙氣擴(kuò)散范圍小且濃度低，整體出口煙氣較為集中。高風(fēng)速(6 m/s)下因環(huán)境風(fēng)對(duì)塔頂出口氣流的沖擊，會(huì)破壞塔內(nèi)熱氣流對(duì)煙氣的包裹，導(dǎo)致塔頂出口部分煙氣沿塔外壁向下擴(kuò)散至169 m高度，當(dāng)l為287 m時(shí)出口煙氣抬升高度降低，從279 m下落至181 m，且該區(qū)域的部分煙氣被剝離，擴(kuò)散距離增大。因此，煙氣下落點(diǎn)的水平距離與環(huán)境風(fēng)速無關(guān)，下落點(diǎn)高度和煙氣擴(kuò)散最低點(diǎn)高度均與環(huán)境風(fēng)速成反比。

圖4為未布置風(fēng)機(jī)時(shí)塔頂出口面煙氣質(zhì)量濃度分布圖(圖中數(shù)據(jù)分別為標(biāo)識(shí)點(diǎn)“×”到塔中心點(diǎn)的距離和煙氣質(zhì)量濃度大于1 g/m3的區(qū)域面積)。由圖4可見：隨著環(huán)境風(fēng)速不斷增大，塔頂出口面中心煙氣濃度不斷減小，最高質(zhì)量濃度從500 g/m3以上減至不足300 g/m3。同時(shí)，塔頂?shù)臒煔鈹U(kuò)散面積增大，高風(fēng)速(6 m/s)時(shí)低濃度煙氣已接觸塔壁，沿塔壁從扇段3向扇段5蔓延，塔體存在腐蝕風(fēng)險(xiǎn)。此外，風(fēng)速增大使塔內(nèi)產(chǎn)生的渦流增大[6]，導(dǎo)致出口煙氣向背風(fēng)扇段不斷偏斜，煙氣中心點(diǎn)到塔中心點(diǎn)距離從3.8 m增大至12.3 m，煙氣最遠(yuǎn)擴(kuò)散點(diǎn)距離從27.8 m增大至45.5 m，塔內(nèi)煙氣擴(kuò)散面積從434 m2增大至926 m2，擴(kuò)大1倍以上。

圖4 未布置風(fēng)機(jī)時(shí)塔頂出口面煙氣質(zhì)量濃度分布圖

2.2 風(fēng)機(jī)單層布置時(shí)煙氣擴(kuò)散趨勢(shì)

圖5為不同風(fēng)速下風(fēng)機(jī)單層布置時(shí)對(duì)稱面的煙氣擴(kuò)散云圖。

圖5 風(fēng)機(jī)單層布置時(shí)對(duì)稱面煙氣質(zhì)量濃度分布圖

與圖3對(duì)比可知：風(fēng)機(jī)單層布置對(duì)煙氣抬升高度影響較小，出口煙氣更加集中。在1.4 m/s風(fēng)速下，煙氣下落點(diǎn)前移至l為178 m處，煙氣抬升高度從544 m降至397 m，導(dǎo)致當(dāng)l為200 m時(shí)煙氣處于下落階段，煙氣抬升高度最低降為460 m，但下落煙氣的質(zhì)量濃度小于2.5 g/m3，對(duì)環(huán)境影響小。此外，煙氣在l為383 m處出現(xiàn)二次下落，煙氣抬升高度從664 m降至563 m，其擴(kuò)散范圍增大。在中高風(fēng)速(3 m/s、6 m/s)下，在l為200 m處的煙氣抬升高度與未布置風(fēng)機(jī)情況基本一致，下落點(diǎn)位置也保持一致。在高風(fēng)速(6 m/s)下風(fēng)機(jī)出口高速氣流約束使煙氣一次下落的擴(kuò)散量小，下落最低點(diǎn)的煙氣抬升高度升高至245 m，在l為708 m處出現(xiàn)二次擴(kuò)散，二次擴(kuò)散最低點(diǎn)的煙氣抬升高度為260 m，煙氣的擴(kuò)散范圍增大，濃度減小。

圖6為風(fēng)機(jī)單層布置時(shí)塔頂出口面煙氣質(zhì)量濃度分布圖。與圖4對(duì)比可知：低風(fēng)速(1.4 m/s)下，煙氣向背風(fēng)扇段偏移和向側(cè)風(fēng)扇段擴(kuò)散的趨勢(shì)均減小，煙氣中心點(diǎn)與塔中心點(diǎn)距離從3.8 m縮短為1.9 m，煙氣最遠(yuǎn)擴(kuò)散點(diǎn)距離從27.8 m減小至22.8 m，分別降低50%和18%，同時(shí)煙氣擴(kuò)散面積減小。

圖6 風(fēng)機(jī)單層布置時(shí)塔頂出口面煙氣質(zhì)量濃度分布圖

綜上表明，風(fēng)機(jī)出口氣流較好地約束了煙氣的擴(kuò)散。在中風(fēng)速(3 m/s)下，風(fēng)機(jī)出口氣流加速塔內(nèi)煙氣擴(kuò)散，導(dǎo)致塔中心煙氣濃度降低，擴(kuò)散面積增大，同時(shí)約束煙氣向塔壁區(qū)域擴(kuò)散，增大煙氣與塔壁的距離。高風(fēng)速(6 m/s)下，風(fēng)機(jī)出口氣流對(duì)煙氣的約束能力減弱，煙氣仍能與側(cè)風(fēng)扇段塔壁接觸，此時(shí)因風(fēng)機(jī)改變塔內(nèi)渦流方向[6]，煙氣蔓延方向改為從扇段4向扇段2蔓延。

2.3 風(fēng)機(jī)雙層布置時(shí)煙氣擴(kuò)散趨勢(shì)

圖7為不同風(fēng)速下風(fēng)機(jī)雙層布置時(shí)豎直對(duì)稱面的煙氣擴(kuò)散云圖。與圖3對(duì)比可知：煙氣抬升高度明顯增加。低風(fēng)速(1.4 m/s)下，煙氣在l為200 m處下落，此時(shí)煙氣抬升高度最低為631 m，與未布置風(fēng)機(jī)時(shí)相比，抬升高度增加131 m。此外，因煙氣外存在多層高速氣流，迎風(fēng)區(qū)域出口氣流的卷吸作用被抑制，煙氣主要向上方擴(kuò)散，下落最低點(diǎn)的煙氣抬升高度為592 m，遠(yuǎn)高于未布置風(fēng)機(jī)和風(fēng)機(jī)單層布置的情況。煙氣在l為513 m處二次下落，從850 m下落至597 m。中風(fēng)速(3 m/s)下，煙氣在l為516 m處下落，水平距離近似為其他方案的2倍。高風(fēng)速(6 m/s)下，煙氣下落點(diǎn)距塔中心的水平距離為707 m，與風(fēng)機(jī)單層布置的二次下落點(diǎn)位置相近，顯著降低空冷塔附近區(qū)域的煙氣濃度。

圖7 風(fēng)機(jī)雙層布置時(shí)對(duì)稱面煙氣質(zhì)量濃度分布圖

圖8為風(fēng)機(jī)雙層布置時(shí)塔頂出口面煙氣質(zhì)量濃度分布圖。與圖4對(duì)比可知：低風(fēng)速(1.4 m/s)下，煙氣最遠(yuǎn)擴(kuò)散點(diǎn)距離與風(fēng)機(jī)單層布置時(shí)相近，表明此時(shí)雙層風(fēng)機(jī)對(duì)煙氣的約束效果與單層風(fēng)機(jī)相同。中高風(fēng)速(3 m/s、6 m/s)下，內(nèi)層風(fēng)機(jī)出口氣流沖擊，煙氣擴(kuò)散加速，導(dǎo)致煙氣分布更加均勻，煙氣中心最高質(zhì)量濃度降低至不足300 g/m3，煙氣擴(kuò)散面積分別從654 m2和926 m2增大至810 m2和1 115 m2，均增大20 %以上，同時(shí)煙氣中心點(diǎn)與塔中心點(diǎn)距離擴(kuò)大。外層風(fēng)機(jī)的約束阻礙煙氣與塔壁接觸，煙氣最遠(yuǎn)擴(kuò)散點(diǎn)距離均有所減小，且未與塔壁接觸。

圖8 風(fēng)機(jī)雙層布置時(shí)塔頂出口面煙氣質(zhì)量濃度分布圖

2.4 性能對(duì)比

空冷塔內(nèi)布置多層風(fēng)機(jī)，使塔內(nèi)通風(fēng)量增大。通風(fēng)量與散熱量成正比，導(dǎo)致散熱量增大，機(jī)組發(fā)電煤耗降低。而布置風(fēng)機(jī)后廠用電增加，煤耗增加[18]，因此，引入綜合煤耗率對(duì)布置風(fēng)機(jī)后的機(jī)組經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行分析。

不同布置方案下空冷塔的通風(fēng)質(zhì)量流量和綜合煤耗率降幅隨環(huán)境風(fēng)速變化曲線見圖9。引入機(jī)械通風(fēng)后通風(fēng)質(zhì)量流量均增大且風(fēng)機(jī)單層布置下通風(fēng)質(zhì)量流量增量大于風(fēng)機(jī)雙層布置，高風(fēng)速(6 m/s)下通風(fēng)質(zhì)量流量增幅最小，為1 344 kg/s，中風(fēng)速(3 m/s)下通風(fēng)質(zhì)量流量增幅最大，為1 580 kg/s。綜合煤耗率降幅在低風(fēng)速(1.4 m/s)下風(fēng)機(jī)雙層布置略優(yōu)于單層布置，中高風(fēng)速(3 m/s、6 m/s)下，單層布置煤耗率降幅大于雙層布置，最高煤耗率降幅約為2 g/(kW·h)。

圖9 不同方案下通風(fēng)質(zhì)量流量與綜合煤耗率降幅隨環(huán)境風(fēng)速的變化曲線

3 結(jié)語

筆者以某600 MW三塔合一系統(tǒng)機(jī)組為例，建立空冷塔數(shù)值模型，探究環(huán)境風(fēng)和塔內(nèi)機(jī)械通風(fēng)對(duì)空冷塔熱力性能和煙氣抬升高度的影響。結(jié)果表明：

(1) 塔內(nèi)煙氣擴(kuò)散面積與環(huán)境風(fēng)速成正比，受塔內(nèi)渦流影響，出口煙氣向背風(fēng)和側(cè)風(fēng)扇段擴(kuò)散。

(2) 環(huán)境風(fēng)速增大后，塔頂出口煙氣與水平面的夾角減小，導(dǎo)致煙氣抬升高度降低。

(3) 塔內(nèi)布置雙層風(fēng)機(jī)后，煙氣被多層高速氣流包裹，使其在塔內(nèi)的偏移量減小，塔外煙氣抬升高度增加。

(4) 塔內(nèi)布置風(fēng)機(jī)后，綜合衡量風(fēng)機(jī)的電耗和通風(fēng)量增大后的收益，可得中低風(fēng)速(3 m/s、6 m/s)下，風(fēng)機(jī)單層布置時(shí)煤耗率降幅最大，約為2 g/kW·h。