余熱回收噴淋塔噴淋優(yōu)化研究

時國華，潘春江，趙璽靈，張世鋼，付 林，李增群

（1.華北電力大學(xué) 能源與機械工程學(xué)院，河北保定 071003；2.清華大學(xué) 建筑學(xué)院，北京 100084；3.北京清建能源技術(shù)有限公司，北京 100085；4.冰輪環(huán)境技術(shù)股份有限公司，山東煙臺 264002）

0 引言

天然氣的主要組分是甲烷（CH4），燃燒后煙氣中蘊含大量水蒸氣。單位體積煙氣中水蒸氣的氣化潛熱量約占天然氣低熱值的10%～11%［1-3］，燃?xì)鉄煔獾呐欧旁斐纱罅克Y源與低品位余熱的浪費。因此，高效回收煙氣余熱對余熱供暖規(guī)模化發(fā)展和“雙碳”戰(zhàn)略實施具有重要意義。

與冷凝換熱器和空氣預(yù)熱器回收煙氣余熱技術(shù)相比［4-6］，利用噴淋塔，通過煙氣與低溫噴淋水直接接觸式換熱可實現(xiàn)煙氣全熱的高效回收［7-9］。但在實際應(yīng)用中，由于煙氣由單側(cè)進入噴淋塔，煙氣在噴淋塔內(nèi)產(chǎn)生偏流現(xiàn)象，塔內(nèi)水氣比分布不均，導(dǎo)致噴淋液滴利用率低及煙氣逃逸等問題，實際效果比氣液均布下的理論計算結(jié)果相差32%以上［10］。因此，噴淋塔內(nèi)氣液流場均勻性是影響煙氣余熱回收效果的關(guān)鍵因素。

在工程應(yīng)用中，常在塔內(nèi)增設(shè)托盤、導(dǎo)流板、旋流器等均流裝置來優(yōu)化塔內(nèi)氣相流場，這不僅增加了運行成本，而且塔內(nèi)如何穩(wěn)固安裝均流裝置也是挑戰(zhàn)［11-14］。IDELCHIK 等［15］研究發(fā)現(xiàn)液滴對氣相分布具有調(diào)節(jié)作用，并稱為“液滴自調(diào)整效應(yīng)”。WEISS 等［16-17］指出，在空塔內(nèi)，唯一能調(diào)節(jié)煙氣不均勻的因素是噴淋液滴。趙喆等［18-20］發(fā)現(xiàn)高水氣比會產(chǎn)生很強的氣相流場調(diào)節(jié)能力，基本可解決氣流分布不均的問題?？梢姡侠磉\用液滴自調(diào)整效應(yīng)，可實現(xiàn)對塔內(nèi)氣相流場的控制，改善氣流組織分布情況。

本文以燃?xì)鉄煔庥酂峄厥諊娏芩檠芯繉ο?，?gòu)建噴淋塔內(nèi)氣液流動及熱質(zhì)交換模型，通過試驗驗證其準(zhǔn)確性，提出噴淋塔內(nèi)流場均勻性評價指標(biāo)，模擬研究4 種噴淋層布置方案對噴淋塔全熱交換效率的影響，獲得最佳噴淋層布置方案，并探究噴淋液滴直徑和水氣比對噴淋塔余熱回收性能的影響規(guī)律。

1 模型建立

1.1 物理模型

噴淋塔的結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。圖1 為余熱回收噴淋塔結(jié)構(gòu)示意，塔主體為圓柱體，內(nèi)設(shè)噴淋層與除霧器，煙氣從右側(cè)底部入口進入，在塔內(nèi)與頂部噴淋層，噴淋液滴直接接觸換熱，經(jīng)除霧層脫除煙氣中攜帶的小液滴后排出。

表1 噴淋塔結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structural parameters of spray tower

圖1 噴淋塔結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分Fig.1 Spray tower structure and meshing for calculation domain

1.2 數(shù)學(xué)模型

噴淋塔內(nèi)濕煙氣和液滴逆向流動，兩者發(fā)生熱量、質(zhì)量和動量交換。根據(jù)余熱回收噴淋塔運行的實際情況，本文建立數(shù)學(xué)模型時，做如下簡化［21-23］：（1）視煙氣為不可壓縮黏性流體；（2）忽略煙氣在噴淋塔內(nèi)密度的變化；（3）視噴淋液滴為剛性球體，忽略液滴的聚并和破碎；（4）忽略液滴運動時自身旋轉(zhuǎn)和內(nèi)部流動；（5）忽略塔內(nèi)流體與塔壁面的傳熱。

本文采用歐拉-拉格朗日方法刻畫噴淋塔內(nèi)濕煙氣與液滴的流動特性［24-26］，即在歐拉坐標(biāo)系下研究連續(xù)相濕煙氣，在拉格朗日坐標(biāo)系下研究離散相噴淋液滴。通過跟蹤噴淋塔內(nèi)煙氣與液滴的運動軌跡，進一步研究煙氣與液滴群的熱質(zhì)交換過程。

1.2.1 煙氣連續(xù)相方程

濕煙氣在噴淋塔內(nèi)的流動采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型描述，根據(jù)噴淋塔內(nèi)物理反應(yīng)過程進行簡化：

式中，ρ為煙氣密度，kg/m3；k 為湍流脈動動能，kJ；ui為煙氣速度在坐標(biāo)系i 方向上的分量，m/s；xi，xj為位移坐標(biāo)；μ為動力黏度，Pa·s；μt為湍流黏度系數(shù)；Gk為由層流速度梯度而引起的湍流動能，kJ；Gb為浮力產(chǎn)生的湍流動能，kJ；ε為耗散率；YM為過渡擴散產(chǎn)生的波動；C1ε，C2ε和C3ε為常量；σk和σε分別是k 方程和ε方程的湍流Prandtl 數(shù)。

1.2.2 液滴離散相方程

運動過程中液滴主要受阻力、浮力和重力作用，其作用力平衡方程為：

式中，mp為液滴質(zhì)量，kg；fD為液滴所受阻力表達(dá)式，kg/s；uz為煙氣在z 方向的速度，m/s；up為液滴速度，m/s；g 為重力加速度，m/s2；ρp為液滴密度，kg/m3。

1.2.3 氣液傳熱傳質(zhì)方程

由圖2 可知，溫度為Tp、直徑為dp的液滴以速度up（-）與溫度為T、速度為uz（+）的濕煙氣進行熱質(zhì)交換。在余熱回收噴淋塔內(nèi)，煙氣中的水蒸氣分壓力大于水滴邊界層內(nèi)的水蒸氣分壓力，煙氣中水分子在水蒸氣分壓力差的驅(qū)動下，傳遞至液滴表面冷凝并釋放氣化潛熱；同時，在溫差作用下，煙氣向液滴傳遞顯熱。

圖2 煙氣與液滴之間的傳熱傳質(zhì)過程Fig.2 Heat and mass transfer between flue gas and liquid droplets

煙氣與噴淋液滴間的熱平衡方程（以噴淋液滴為例）為：

式中，cp為液滴定壓比熱，J/（kg·K）；Ap為液滴表面積，m2；γ為水的汽化潛熱，kJ/kg；dp為液滴直徑，m；T，Tp分別為煙氣和液滴溫度，K；Re 為雷諾數(shù)；Pr 為普朗特數(shù)。

濕煙氣中水蒸氣與離散相液滴之間擴散速率由實驗關(guān)聯(lián)式［15］確定：

式中，D 為水蒸氣在煙氣中的擴散系數(shù)，m2/s；M為水蒸氣摩爾質(zhì)量，kg/kmol；R 為通用氣體常數(shù)，kJ/（kmol·K），R=8.314 kJ/（kmol·K）；P，Pp（Tp）分別為濕煙氣主體和緊貼液滴表面的水蒸氣分壓力，Pa；Sc 為施密特數(shù)。

將上述傳熱傳質(zhì)過程編寫成UDF（用戶自定義函數(shù)）導(dǎo)入FLUENT 軟件進行計算。

1.3 評價指標(biāo)

1.3.1 煙氣均勻度

由于煙氣從噴淋塔單側(cè)進入，且煙氣流速較大，造成塔內(nèi)煙氣分布不均，如圖3 所示，靠近入口側(cè)的煙氣流速較低，煙氣流量小。本文引入煙氣均勻度，定量衡量噴淋塔內(nèi)煙氣分布特性。

圖3 噴淋塔內(nèi)氣液分布示意Fig.3 Schematic diagram of flue gas droplets distribution in spray tower

考慮到從噴淋塔入口到出口煙氣的速度變化，本文以噴淋塔橫截面上的氣速方差作為煙氣均勻度：

式中，Sf為煙氣均勻度，其值越大表示均勻性越差；A 為噴淋塔塔橫截面積，m2；uz，m為該橫截面中m 點的煙氣速度，m/s；為沿z 方向，噴淋塔某橫截面煙氣平均流速，m/s。

1.3.2 全熱交換效率

根據(jù)噴淋塔內(nèi)氣液熱質(zhì)交換特點，本文采用全熱交換效率衡量噴淋塔煙氣余熱回收性能，全熱交換效率E 為［24］：

式中，下標(biāo)in 和out 分別為煙氣與液滴的初、終狀態(tài)。噴淋塔內(nèi)氣液熱質(zhì)交換越充分，全熱交換效率越大，噴淋塔余熱回收性能越好。

1.4 邊界條件及網(wǎng)格劃分

選取漿液池水面至煙氣出口的塔內(nèi)空間作為模擬研究的計算域。本文將噴淋塔煙氣入口設(shè)為速度入口；煙氣出口設(shè)為壓力出口；壁面采用標(biāo)準(zhǔn)無滑移壁面；液滴接觸壁面形式設(shè)為reflect；計算域底部為液滴出口，接觸形式設(shè)為trap，即液滴流至計算域底面后結(jié)束此液滴計算；塔內(nèi)噴淋液滴直徑分布采用uniform 方式［27］。參照李鋒等［28］項目測試結(jié)果，噴淋塔運行參數(shù)設(shè)定見表2，后續(xù)則改變噴淋布置方式、噴淋液滴直徑和水氣比對噴淋塔開展噴淋優(yōu)化研究。

表2 噴淋塔運行參數(shù)Tab.2 Operating parameters of spray tower

本文采用DesignModeler 軟件對噴淋塔進行三維建模，采用Meshing 軟件劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格為六面體網(wǎng)格，確保所有網(wǎng)格質(zhì)量大于0.8。噴淋塔換熱效果主要與煙氣出口以及液滴出口參數(shù)相關(guān)。針對表1 和表2 描述的余熱回收噴淋塔，分別構(gòu)建網(wǎng)格數(shù)為810 256，2 230 451 和4 045 913 的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。由表3 可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于220 萬后，網(wǎng)格數(shù)量的增大對出口水溫、出口煙溫及流速的影響很小，綜合考慮模擬結(jié)果精度與計算成本，本文模擬研究的網(wǎng)格數(shù)量選為2 230 451，網(wǎng)格劃分如圖1 所示。

表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Tab.3 Grid independence verification

1.5 求解方法

采用分離式求解器求解，壓力和速度的耦合采用SIMPLE 算法求解，離散采用二階迎風(fēng)格式，采用Standard 壓力項空間離散格式。離散相和連續(xù)相的計算采用雙向耦合計算方式，即交替求解離散相和連續(xù)相的控制方程，直到兩者均收斂為止。

2 結(jié)果與分析

2.1 模型驗證

為了驗證所建模型準(zhǔn)的確性，本文開展了余熱回收噴淋塔試驗研究，噴淋塔參數(shù)見表1，2，該噴淋塔在塔高為5.5 m 處設(shè)置單層噴淋。模擬噴淋密度與試驗工況保持一致，均為4.3 kg/（s·m2）。圖4 示出模型計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比?？梢?，模擬計算得到的全熱交換效率與試驗測得的全熱交換效率偏差小于3%，這表明模型具有良好的精度，可為噴淋塔內(nèi)氣液熱質(zhì)交換分析提供可靠的理論依據(jù)。

圖4 模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比Fig.4 Comparison between calculated results and experimental results

2.2 噴淋層布置優(yōu)化

試驗和模擬研究表明，煙氣從入口進入噴淋塔后，集中于入口對側(cè)，塔內(nèi)氣液接觸不均勻，進而影響塔內(nèi)煙氣余熱回收效果。

為此，本文提出3 種優(yōu)化方案（見表4 與圖5 中方案2，3 和4），與常規(guī)的整層均勻噴淋布置方式相比（方案1），方案2，3 和4 的本質(zhì)均是在不增設(shè)均流裝置及所有參數(shù)不變的前提下，在噴淋塔內(nèi)左半?yún)^(qū)增設(shè)半層噴淋，旨在利用液滴自調(diào)整效應(yīng)解決煙氣由噴淋塔右側(cè)底部進入而煙氣集中于塔內(nèi)左側(cè)的問題。

表4 噴淋層布置方案Tab.4 Layout schemes of spray layers

圖5 噴淋層布置方案示意Fig.5 Schematic diagram of layout schemes of spray layers

由圖6，7 可知，由于方案1 采用單層均勻噴淋方式，煙氣主要集中在入口對側(cè)，塔內(nèi)煙氣存在明顯偏流現(xiàn)象，左側(cè)貼壁流問題嚴(yán)重，煙氣出口截面處煙氣均勻度Sf的平均值約為1。在不增加噴淋量的前提下，噴淋塔左半?yún)^(qū)增設(shè)半層噴淋后，方案2，3 和4 的煙氣出口截面處煙氣均勻度分別為0.34，0.27 和0.29，通過調(diào)控噴淋塔內(nèi)左右半?yún)^(qū)的液滴數(shù)目，實現(xiàn)了塔內(nèi)煙氣分布的“自調(diào)節(jié)”，解決了噴淋塔內(nèi)煙氣偏流現(xiàn)象，使塔內(nèi)煙氣分布均勻性得到顯著提高。對于方案2，由于增設(shè)的半層噴淋層靠近煙氣入口，煙氣流速較高，下落液滴與上升煙氣間阻力較強，造成“自調(diào)整”作用過剩，使得過多煙氣向右半?yún)^(qū)流動，因此，其塔內(nèi)煙氣分布情況不及方案3，4。對于方案4，雖然是整層噴淋，但左半?yún)^(qū)噴淋量高于右半?yún)^(qū)，噴淋塔內(nèi)左側(cè)液滴對于煙氣的阻力作用增強，促進了塔內(nèi)煙氣均布；然而，噴淋層布置位置較高，噴淋層位置處煙氣流速較低，下落液滴與上升煙氣間阻力相比方案2 和3 降低，“自調(diào)整”作用減弱，塔內(nèi)仍存在一定程度的煙氣偏流現(xiàn)象，如圖7 所示。

圖6 不同噴淋方案下煙氣出口截面煙氣均勻度Fig.6 Flue-gas field uniformity at outlet of spray tower under different spray schemes

圖7 不同噴淋方案下的煙氣流場分布Fig.7 Flue-gas flow field distribution in spray tower under different spray schemes

不同噴淋方案下噴淋塔內(nèi)煙氣溫度變化如圖8 所示。

圖8 不同噴淋方案下噴淋塔內(nèi)煙氣溫度變化Fig.8 Variation of flue-gas temperature in spray tower under different spray schemes

由圖8 可知，煙氣余熱回收主要發(fā)生在煙氣入口上方2 m 區(qū)域內(nèi)。對比不同噴淋層布置方案可知，由于常規(guī)單層噴淋下存在突出的煙氣偏流問題，方案1 僅能將煙氣溫度降至39 ℃左右；對于方案2，由于半層噴淋距塔底部較近，盡管噴淋塔內(nèi)煙氣流動均布得以改善，但半層噴淋的液滴在塔內(nèi)運動路程短，部分液滴未能與煙氣進行充分熱質(zhì)交換即落入漿液池，因此，噴淋塔出口處煙氣溫度降至33.2 ℃；對于方案3，半層噴淋設(shè)置位置提高，在煙氣流動均布及噴淋液滴換熱充分的雙重作用下，煙氣出口溫度可降至32.2 ℃；對于方案4，由于噴淋層位置較高，雖然液滴運動路程長，但液滴自調(diào)整效應(yīng)減弱，最終煙氣出口溫度為32.6 ℃。

由圖9 可知，方案1～4 的全熱交換效率分別為0.68，0.8，0.82 和0.81。與方案1 的常規(guī)單層噴淋相比，方案3 的全熱交換效率提高約20%，方案3 為本研究下最佳噴淋層布置方案。考慮到方案4 為單層噴淋層，施工和改造方便，且余熱回收效果較好，實際工程中亦可選用。

圖9 不同噴淋方案下噴淋塔出口煙氣溫度與全熱交換效率Fig.9 Outlet temperatures of flue gas and overall heat transfer efficiencies under different spray schemes

2.3 運行參數(shù)對余熱回收性能的影響

2.3.1 液滴直徑對余熱回收性能的影響

針對最佳噴淋層設(shè)置方案3，在煙氣流速為6 m/s 的工況及滿足液滴臨界直徑的前提下，研究0.6～2 mm 范圍內(nèi)液滴直徑對噴淋塔余熱回收性能的影響。

由圖10 可知，其他參數(shù)不變時，當(dāng)噴淋液滴直徑由0.6 mm 增至2 mm 時，出口煙溫由29.7 ℃升至43.5 ℃，全熱交換效率由0.85 降至0.612，可見，噴淋液滴直徑是影響噴淋塔余熱回收性能的重要因素。由于噴淋液滴直徑越小，氣液接觸面積越大，且液滴與煙氣的接觸時間越長，有利于氣液間熱質(zhì)交換。當(dāng)液滴直徑由0.6 mm 增至0.8 mm 時，噴淋塔余熱回收效果惡化并不明顯，考慮到成本及實際運行中煙氣量的波動，0.6～0.8 mm 為理想的噴淋液滴直徑。

圖10 液滴直徑對噴淋塔余熱回收性能的影響Fig.10 Effects of droplet diameter on residual heat recovery performance of spray tower

2.3.2 水氣比對余熱回收性能的影響

在其他參數(shù)不變的情況下，針對最佳噴淋層設(shè)置方案3，本文研究水氣比對噴淋塔余熱回收性能的影響。由圖11 可知，水氣比越大，噴淋水量越大，熱質(zhì)交換過程越劇烈，噴淋塔出口煙溫越低。當(dāng)水氣比由3 增至8 時，出口煙溫降幅超過10 ℃；隨著水氣比增大，雖然出口煙溫降低，但噴淋水量的增加導(dǎo)致噴淋液滴在塔內(nèi)的溫升減少，進而全熱交換效率隨水氣比增大先顯著提升后小幅下降。由于水氣比增大會增加水的消耗及水泵電耗，綜合考慮余熱回收效果和經(jīng)濟性，最佳水氣比為5 kg/kg。

圖11 水氣比對噴淋塔余熱回收性能的影響Fig.11 Effects of water-gas ration on residual heat recovery performance of spray tower

3 結(jié)論

（1）針對噴淋塔塔內(nèi)煙氣偏流問題，在偏流區(qū)域增設(shè)半層噴淋可有效改善塔內(nèi)煙氣流動均勻性，顯著提升噴淋塔余熱回收性能。

（2）半層噴淋層建議設(shè)置在煙氣入口中心線高度以上3 m 處。對于塔內(nèi)空間受限的工程，建議采用單層非均勻噴淋布置，利用液滴自調(diào)整效應(yīng)優(yōu)化塔內(nèi)煙氣分布。

（3）當(dāng)噴淋液滴直徑為0.6～0.8 mm 時，噴淋塔可獲得良好的余熱回收性能。

（4）當(dāng)水氣比為5 kg/kg 時，噴淋塔出口煙氣溫度可降至30 ℃，且噴淋塔具有最高的全熱交換效率。