濕法脫硫系統(tǒng)事故煙氣急冷數(shù)值模擬研究

高 原，薛 雷

(哈爾濱電氣股份有限公司，黑龍江哈爾濱 150046)

0 引言

石灰石－石膏濕法煙氣脫硫技術(shù)是目前大型火電機(jī)組廣泛采用的一種脫硫方法，具有技術(shù)成熟、脫硫效率高、系統(tǒng)可利用率高等優(yōu)點(diǎn)。另一方面，脫硫系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行的安全性也是衡量系統(tǒng)優(yōu)劣的一個(gè)重要指標(biāo)，尤其是在系統(tǒng)取消煙氣旁路的情況下［1－2］。事故急冷裝置是為了避免事故高溫?zé)煔鈱?duì)吸收塔內(nèi)件造成損害而采取的一套安全設(shè)施［3］。事故急冷裝置設(shè)計(jì)和安裝在濕法煙氣脫硫系統(tǒng)入口煙道處［4］。本文結(jié)合某具體2×350MW機(jī)組脫硫?qū)嶓w工程，對(duì)系統(tǒng)中的事故急冷裝置進(jìn)行了氣液兩相流動(dòng)和換熱的數(shù)值模擬計(jì)算。在此基礎(chǔ)之上，通過(guò)改變冷卻噴嘴的布置方式，進(jìn)行了流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的對(duì)比，給出了最優(yōu)的理論設(shè)計(jì)方案。

1 幾何模型、網(wǎng)格模型及數(shù)值計(jì)算模型

根據(jù)某2×350MW火電機(jī)組工程脫硫系統(tǒng)的總體布置，事故急冷集裝置擬布置在引風(fēng)機(jī)出口與吸收塔之間的煙道內(nèi)，為了保證冷卻介質(zhì)有足夠的換熱蒸發(fā)距離，裝置布置在吸收塔遠(yuǎn)端并靠近引風(fēng)機(jī)側(cè)。吸收塔入口處的煙氣溫度即事故急冷裝置出口側(cè)的煙溫是本研究的關(guān)注點(diǎn)，為了剔除數(shù)值計(jì)算過(guò)程中邊界插值對(duì)計(jì)算結(jié)果帶來(lái)的影響，將計(jì)算域進(jìn)行適當(dāng)延伸，使關(guān)鍵參數(shù)位于計(jì)算域內(nèi)部，而不是計(jì)算域的邊界處，避開了邊界插值對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，幾何模型具體參看圖1。脫硫系統(tǒng)事故冷卻裝置幾何結(jié)構(gòu)相對(duì)規(guī)則、拓?fù)湎鄬?duì)簡(jiǎn)單，采用ANSYS網(wǎng)格工具生成全六面體的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行求解。

本數(shù)值計(jì)算研究，采用流體力學(xué)軟件ANSYS FLUENT進(jìn)行數(shù)值求解。主要考察事故高溫?zé)煔饨?jīng)過(guò)急冷裝置后到吸收塔入口處的冷卻情況，事故煙氣溫度為230℃，冷卻煙氣溫度降至80℃以下。急冷裝置核心部件為冷卻噴嘴，螺旋實(shí)心錐式，具有120°的噴霧角，在0.7MPa下粒徑為167μm。冷卻水溫度為25℃。

設(shè)備內(nèi)流道的截面形狀和流動(dòng)方向多變，導(dǎo)致煙氣流動(dòng)的不均勻性，這將嚴(yán)重影響噴霧產(chǎn)生的霧化液滴的運(yùn)動(dòng)、蒸發(fā)情況。另外，急冷裝置的后端聯(lián)接有低溫省煤器，熱煙氣通過(guò)省煤器會(huì)產(chǎn)生壓降與溫降，對(duì)應(yīng)急裝置內(nèi)的流動(dòng)和傳熱產(chǎn)生綜合影響。本數(shù)值模擬工作之初，已經(jīng)對(duì)急冷裝置內(nèi)的煙氣流動(dòng)和換熱過(guò)程進(jìn)行了單相的數(shù)值計(jì)算，并以此來(lái)校驗(yàn)和標(biāo)定了所建立的數(shù)學(xué)模型。

事故工況的模型選擇和參數(shù)如下：湍流模型采用realizable k～ε;組分輸運(yùn)模型計(jì)算4種主要成分(O2、N2、CO2和H2O)的輸運(yùn)過(guò)程;省煤器簡(jiǎn)化模型選擇多孔介質(zhì)模型;多相流模型：DPM［5－6］。邊界條件：氣體入口 mass－flow－inlet 237.35kg/s;出口：pressure－outlet;壁面：按絕熱壁面處理;參考?jí)毫Γ?03630Pa。

圖1 事故急冷裝置布置幾何模型

2 事故工況下單相流數(shù)值模擬計(jì)算

對(duì)于事故工況的單相流計(jì)算(考慮低溫省煤器不工作的極端惡劣工況)，即在沒有急冷噴嘴對(duì)事故煙氣噴霧降溫的情況下，急冷裝置內(nèi)不發(fā)生傳熱過(guò)程，省煤器的存在僅影響煙氣的流動(dòng)，不影響煙氣的溫度。

如圖2所示，為事故工況條件下，計(jì)算到的設(shè)備內(nèi)氣體的流線，該圖顯示氣體在設(shè)備內(nèi)存在一定的回流情況。煙氣從對(duì)置的進(jìn)口進(jìn)入，發(fā)生對(duì)撞后依次通過(guò)90°彎頭和漸擴(kuò)的膨脹節(jié)，在膨脹節(jié)上方形成一個(gè)大渦流。煙氣通過(guò)省煤器區(qū)域，而后通過(guò)扇形煙道，受到一定的離心力作用，使煙氣貼著扇形煙道外側(cè)運(yùn)動(dòng)，造成煙氣流場(chǎng)分布不均勻。

事故工況下，煙氣的溫度相對(duì)較高，相同質(zhì)量流量的煙氣流經(jīng)急冷裝置，流速更高，速度場(chǎng)分布見圖3。CFD計(jì)算中以時(shí)間表示的流線顯示煙氣在設(shè)備內(nèi)的停留時(shí)間相對(duì)正常工況要小一些。

圖2 急冷裝置事故工況下流線

圖3 急冷裝置事故工況下速度場(chǎng)

圖4 急冷裝置安裝截面上速度場(chǎng)/速度矢量分布

單相流場(chǎng)的CFD計(jì)算結(jié)果顯示，擬選定的噴嘴安裝位置(膨脹節(jié)以上0.5m處)截面上的速度場(chǎng)分布并不均勻，見圖4。為保證蒸發(fā)效果，我們將基于該計(jì)算結(jié)果設(shè)計(jì)并優(yōu)化噴嘴的布置方式。

3 原始噴嘴布置方案的數(shù)值計(jì)算

噴嘴擬布置方案如圖5所示，該布置方案中采用96支螺旋實(shí)心錐噴嘴，設(shè)置每支噴嘴的流量為49.8l/min，對(duì)應(yīng)系統(tǒng)的水耗為 286.85t/h。

圖5 原始噴霧系統(tǒng)布置方案

經(jīng)過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算，得到了溫度場(chǎng)分布情況，結(jié)果發(fā)現(xiàn)設(shè)備內(nèi)的溫度場(chǎng)分布并不均勻，這主要是由于煙氣在經(jīng)過(guò)對(duì)撞流、90度彎頭、膨脹節(jié)等幾何特征后在膨脹節(jié)上方形成大渦流所致。渦流的存在造成噴霧液滴的回流，使得液滴在設(shè)備內(nèi)停留時(shí)間的差異很大。另外，煙氣通過(guò)扇形煙道時(shí)，受到一定離心力的作用，使煙氣貼著扇形煙道外側(cè)運(yùn)動(dòng)，其中所裹挾的液滴也將貼著扇形煙道外側(cè)運(yùn)動(dòng)，造成出口截面上煙氣的溫度分布不均勻，且扇形煙道內(nèi)側(cè)的溫度偏高。

圖6為事故工況條件下增設(shè)噴霧冷卻系統(tǒng)，噴霧冷卻系統(tǒng)采用如圖5原始布置方案時(shí)，計(jì)算得到的設(shè)備內(nèi)噴霧液滴的運(yùn)動(dòng)軌跡圖。

圖6 事故急冷裝置采用原始噴霧布置方案液滴運(yùn)動(dòng)軌跡

從圖6可以看出，膨脹節(jié)上方大渦流的存在使噴霧液滴受到裹挾而滯留，對(duì)照溫度云圖也可發(fā)現(xiàn)，因?yàn)橐旱蔚耐Ａ魰r(shí)間長(zhǎng)，大渦出現(xiàn)的地方溫度明顯更低，造成溫度分布不均勻。另外，出口煙道中液滴運(yùn)動(dòng)軌跡的俯視圖也清晰的表明煙氣通過(guò)扇形煙道，受到一定的離心力，造成煙氣貼著扇形煙道外側(cè)運(yùn)動(dòng)，而液滴同樣受到離心力與氣流裹挾力的作用，具有貼著扇形煙道外側(cè)運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì)，使得靠近外側(cè)壁面的氣液相間接觸更為充分，對(duì)照溫度云圖也可發(fā)現(xiàn)，靠近扇形煙道內(nèi)側(cè)處，溫度更高，造成溫度分布的不均勻。

表1給出了事故工況下急冷裝置內(nèi)各流場(chǎng)參數(shù)的分布情況。該方案采用96支實(shí)心錐噴嘴，采用不均勻布置方式，考慮省煤器不工作的最極端惡劣工況。設(shè)置每支噴嘴的流量為49.8L/min，即對(duì)應(yīng)水耗286.85t/h。在當(dāng)前布置方案下，可以實(shí)現(xiàn)蒸發(fā)率41.99%;煙道出口平均溫度為66.15℃，煙道出口截面上最高溫度為74.8℃;煙道進(jìn)口平均溫度為68.79℃，煙道出口截面上最高溫度為74.8℃;煙道進(jìn)口平均溫度為68.79℃。

由上述計(jì)算結(jié)果可見，出口截面的平均溫度與最高溫度均低于設(shè)計(jì)要求，且目前的蒸發(fā)率并不算高，還有一定的優(yōu)化空間，使出口煙氣在滿足設(shè)計(jì)要求的前提下，進(jìn)一步降低水耗。

表1 事故急冷裝置采用原始噴霧布置數(shù)值計(jì)算結(jié)果

4 優(yōu)化噴嘴布置方案的數(shù)值計(jì)算

基于上述原始噴嘴布置方案的計(jì)算結(jié)果，我們采用CFD對(duì)噴霧系統(tǒng)的布置以及水耗進(jìn)行了優(yōu)化。圖7為優(yōu)化后噴霧系統(tǒng)的布置方案。該布置方案中采用84支噴嘴，設(shè)置每支噴嘴的流量為48L/min，對(duì)應(yīng)系統(tǒng)的水耗為241.92t/h。

圖7 優(yōu)化后的噴霧系統(tǒng)布置方案

事故工況條件下增設(shè)噴霧冷卻系統(tǒng)，噴霧系統(tǒng)采用如圖7所示優(yōu)化的布置方案時(shí)，計(jì)算得到設(shè)備內(nèi)氣體的溫度場(chǎng)分布，以及液滴運(yùn)動(dòng)軌跡與噴霧形態(tài)(詳見圖8)。不難看出，與原始噴霧布置方案計(jì)算結(jié)果相比較，其變化規(guī)律和趨勢(shì)基本保持一致，只是具體指標(biāo)有所差異。表2給出了事故工況下采用優(yōu)化的噴霧系統(tǒng)布置方案時(shí)急冷裝置內(nèi)各流場(chǎng)參數(shù)分布情況。

表2 事故急冷裝置采用優(yōu)化的噴霧布置數(shù)值計(jì)算結(jié)果

采用優(yōu)化的噴霧布置方案，設(shè)置每支噴嘴的流量為48l/min，即對(duì)應(yīng)水耗241.92t/h。在當(dāng)前布置方案下，可以實(shí)現(xiàn)蒸發(fā)率49.57%;合金煙道出口平均溫度為67.04℃，合金煙道出口截面上最高溫度為78.88℃;合金煙道進(jìn)口平均溫度為73.76℃，合金煙道進(jìn)口截面上最高溫度為85.56℃。由上述計(jì)算結(jié)果可見，該噴霧系統(tǒng)布置方案下出口截面的平均溫度與最高溫度均滿足設(shè)計(jì)要求。

圖8 事故急冷裝置采用優(yōu)化噴霧系統(tǒng)布置方案液滴運(yùn)動(dòng)軌跡

5 結(jié)語(yǔ)

本數(shù)值模擬計(jì)算根據(jù)某實(shí)體脫硫系統(tǒng)事故急冷裝置幾何及物理參數(shù)按照1∶1比例建立了急冷裝置內(nèi)噴霧蒸發(fā)冷卻過(guò)程的CFD數(shù)值計(jì)算模型。采用商用計(jì)算流體力學(xué)軟件ANSYS FLUENT進(jìn)行模擬，建立的數(shù)學(xué)模型中考慮了液滴的霧化、蒸發(fā)、與主體氣流之間雙向耦合作用。本研究采用標(biāo)定過(guò)的數(shù)學(xué)模型對(duì)急冷裝置在事故工況下其前后的流場(chǎng)及溫度場(chǎng)分布進(jìn)行了預(yù)測(cè)，并提出了基于原始噴霧布置方案的一種優(yōu)化方案，該方案在能滿足設(shè)計(jì)要求的前提下，最大限度的減少噴嘴數(shù)量和水耗。由于本數(shù)值計(jì)算研究假設(shè)的煙氣溫度、流量、成分均為衡定的工況，實(shí)際工程中這些參數(shù)均處于波動(dòng)狀態(tài)，同時(shí)，目前選擇的急冷噴嘴在工作壓力700kPa的條件下，能提供64l/min的流量，具有較大的調(diào)節(jié)范圍，所以建議在正式施工或使用中預(yù)留一定的水量余量，以確保裝置冷卻性能的可靠性。

［1］蔣叢進(jìn).國(guó)華三河電廠脫硫裝置取消煙氣旁路技術(shù)［J］.中國(guó)電力，2007，(7)：93－96.

［2］沈海濤.無(wú)旁路濕法煙氣脫硫系統(tǒng)的設(shè)計(jì)原則與設(shè)備配置［J］.電力科技與環(huán)保，2013，29(5)：11 －12.

［3］Alstom Technology Ltd.FGD User＇s Design Manual［M］.USA：Alstom Technology Ltd.2004.

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