旋流板除霧器數值研究及結構優化

梁雪琪 ，呂文豪 ，李凱華 ，行 宇 ，冷 健 ，陳興業

（1.西安航天動力研究所，西安 710100；2.西安航天源動力工程有限公司，西安 710100）

0 引言

近年來，許多脫硫工程投資和運行費用較高，為了提高系統經濟性不再設置管式換熱器（GGH）。去除GGH系統后的脫硫系統在中國北方寒冷的冬季運行時，由于環境溫度低，系統煙氣中水蒸氣的冷凝量增大，常出現煙囪雨的現象，即煙囪排出的煙氣中含有一定量液體，出口煙氣中液體體積分數達到一定量時，具有腐蝕性的酸性液滴落到地面，污染周圍生態環境，影響周圍居民生活，也不利于農作物生長［1-9］。

為改善脫硫除塵工程中的除霧特性，國內外眾多研究者對旋流板除霧器的氣液分離過程進行了研究，并采取了相應措施。大部分研究人員通過結構改造緩解煙囪雨問題［10-12］，如福建某公司發明一種煙囪排水裝置［13］，即在煙囪頂部的周側裝有擋水環板，旋流器下方設有環形接水槽，上方的筒壁上開設有捕液縱向縫口，外周壁上設有用于收集液滴的斷面呈槽型的密封罩，用于改善旋流板后的二次攜帶問題。瑞典Munters公司也研究開發了一種新型煙囪和旋流板結構［14］，即在旋流板和煙囪之間設置空腔，用于將捕集的甩至壁面的液滴導出，該方案提高了氣液分離特性。華能楊柳青電廠四期2×300 MW采用DFG—LCS液體收集系統技術［15］，即設置一種酸液收集系統，防治濕煙囪煙囪雨。還有部分研究人員通過在煙囪內壁加電伴熱帶加熱濕煙囪防治煙囪雨［16］。

通過結構改造解決煙囪雨問題的方案多適用于工程設計階段，而對于已建成，運行中存在問題的工程，可實現性很低。雖然加熱也是一種通用的處置方式，但其能耗高，經濟性較差，不具備較大的應用前景。

本文針對已運行且存在煙囪雨問題的工程項目，以某石化化肥廠鍋爐煙氣超低排放改造項目的旋流板為研究對象，根據現場實測結果，對原結構的煙氣空氣動力場進行了數值研究，并從抑制煙氣二次攜帶霧滴的角度進行結構優化。

1 物理模型及網格劃分

1.1 基本假設

為了簡化計算，本文對旋流板除霧的物理過程進行以下簡化：（1）煙氣在煙囪內流動過程為降溫冷凝過程，由于該冷凝過程溫度變化較小，近似忽略物性隨著溫度的變化，取煙氣的特征溫度為50 ℃，在該溫度下取其熱物性。（2）塔內的煙氣成分主要有 SO2，NOx，O2，CO2，N2，水蒸氣，液態水，粉塵等，按照CEMS測得的組分占比進行計算，其余煙氣成分認為為N2計其密度。（3）對煙囪和旋流板結構進行合理簡化。（4）假設碰撞至四周壁面的液滴即被壁面捕捉。

1.2 物理模型

該項目煙囪內徑為3.8 m，滿負荷煙氣流量為550 000 Nm3/h，在60%負荷下的流量為330 000 Nm3/h。實際運行中，鍋爐常運行在60%負荷下，因此，本文以在60%負荷下的旋流板和煙囪模型為研究對象，對旋流板的氣液分離特性和阻力特性進行數值分析。

1.3 網格劃分

對旋流板和煙囪物理模型（見圖1）求解域進行網格劃分，采用多面體網格，求解域的網格如圖2所示，網格數為130萬，葉片附近的流體域網格放大示意如圖3所示。

圖1 物理模型Fig.1 Physical model

圖2 求解域網格示意Fig.2 Schematic diagram of solution domain mesh

圖3 葉片附近網格示意Fig.3 Schematic diagram of the mesh near the blade

2 數學模型及計算方法

2.1 數學模型

2.1.1 氣液兩相流動模型

FLUENT軟件中的離散項模型，即DPM，常用于模擬噴霧狀的分散項體積分數小于10%的兩相流。為研究并提升旋流板結構的氣液分離特性和阻力特性，采用DPM模型對旋流板的氣液分離效果進行仿真。

離散相模型涉及的連續性方程和動量守恒方程分別為：

顆粒運動方程為［17］：

求解域中充滿煙氣，入口邊界噴射液滴。根據相關研究，該入口邊界噴入的液滴粒徑為rosin-rammler分布，該分布函數當液滴粒徑大于0.30 mm時，液滴會掉落下來；當液滴粒徑小于0.05 mm時，液滴會隨煙氣逃逸，因此，認為液滴粒徑分布范圍為 0.05～0.30 mm［18-20］，假設平均粒徑為0.10 mm。

2.1.2 湍流模型

煙囪內的實際氣相流動為三維湍流，脫硫系統穩定運行時，旋流板附近的流動處于穩態，因此進行湍流穩態計算。

氣相采用標準k-ε湍流模型，離散方法采用有限體積法，壓力場與速度場的耦合方法選取SIMPLE算法計算，采用全隱式差分算法，差分格式均為二階迎風格式。

2.2 邊界條件

對于DPM模型，入口和出口的邊界條件為escape，旋流板壁面的邊界條件為reflect，認為液滴碰到壁面即隨壁面流下，因此墻壁的邊界條件為trap。

脫硫塔入口處含液量為5 mg/m3，從脫硫塔出口至旋流板入口，煙氣溫度從50.9 ℃降低至50.4 ℃，每1 kg干煙氣冷凝出5.136 g水，60%負荷運行時，煙氣流量為330 000 m3/h，在該煙氣流量下，冷凝出的液滴量為0.389 5 kg/s。因此，入口噴射流量取0.389 5 kg/s。

對于湍流模型，入口邊界采用速度入口，由于實際運行很少運行在滿負荷，按照60%負荷進行計算，煙氣入口流速為8.1 m/s。出口采用壓力出口邊界條件，其他邊界均認為是無滑移固壁。

2.3 物性參數

取50 ℃的煙氣密度和動力黏度近似作為該物理過程的煙氣物性，密度為0.91 kg/m3，動力黏度為 2.1×10-5Pa·s。

3 結果與分析

3.1 氣液分離特性分析

圖4示出了x=0、y=0和旋流板底面3個坐標平面的速度分布云圖。由圖可以看出，經過旋流氣動裝置之后，煙囪內煙氣流速呈現中間低流速、近壁面高流速的趨勢，壁面附近煙氣最大流速達到21.0 m/s。

圖4 求解域速度云圖Fig.4 Velocity nephogram of solution domain

追蹤不同直徑的顆粒，為便于觀察，將顆粒數目縮小100倍，顆粒直徑放大500倍顯示，如圖5所示。由圖可以看出，液滴經過旋流板后，在離心力的作用下螺旋上升，較大直徑的液滴經過旋流板后，很快碰到煙囪內壁，而直徑很小的液滴則經過更多螺旋才碰到煙囪內壁，部分小液滴從煙囪出口逃逸。經過統計，經過該旋流板裝置后，有部分液滴被過濾掉，煙囪出口煙氣含液量為36 mg/m3。

圖5 不同直徑顆粒追蹤Fig.5 The particle tracing map for various diameters

3.2 阻力特性分析

求解域壓力分布云圖如圖6所示，從圖可以看出，在旋流板處發生壓力突變，從求解域入口至出口的壓力損失為542 Pa。

圖6 求解域壓力云圖Fig.6 The pressure nephogram of the solution domain

4 結構優化

4.1 結構設計

相關研究表明：當煙氣流速為18.7～19.8 m/s時，液膜向下流動，形成表面波浪，偶爾有液滴從表面再度滲入；當煙氣流速為21.4～25.9 m/s時，少量或無液膜向下流動，液滴從整個表面再度滲入；當煙氣流速大于27.4 m/s，液膜向上流動，液滴再度滲入隨著煙氣流速增加而減少［21］。

由圖4可以看出，采用傳統旋流板結構進行煙氣的氣液分離，在60%負荷工況下，煙囪內壁附近煙氣流速過大，約20.3 m/s，易出現煙囪壁面的液膜被壁面附近高速流動的煙氣攜帶向上流動的現象，二次攜帶降低氣液分離效果，使得煙囪出口含液量較大。

為降低煙囪壁面煙氣流速，解決二次攜帶問題，對旋流板結構進行了優化，如圖7所示的優化結構B，該結構對旋流板進行縮徑設計，直徑由3.7 m縮小至3.1 m，旋流板葉片最大直徑圓周處的外筒加高至1.6 m。其中外筒壁面上均布至少一層捕液狹縫，數目為32，傾角為45°，兩層捕液狹縫分布位于距離旋流板底部平面0.8 m和1.35 m 2個平面處。其中外筒的高度根據圖5大部分液滴螺旋上升的螺距和安裝施工可行性確定。在外筒上方設計有傾角為45°的導流錐，最大直徑為3.31 m。

圖7 優化結構BFig.7 The optimal structure B

為進一步提高氣液分離效率，降低煙囪壁面的煙氣流速，在結構B的基礎上進一步優化，在外筒和導流錐之間設計寬度為80 mm的擋液環板，環板上均勻布置有8個角度為19.28°，寬為30 mm的扇形槽，即結構C，如圖8（a）所示。擋液環板用于攔截被高速流動的煙氣二次攜帶向上的液滴，其上均布的扇形槽用于導液，如圖8（b）所示。

圖8 優化結構C主視和俯視圖Fig.8 The front view and top view of optimal structure C

4.2 流動特性對比

為研究2種新結構的流動特性，即結構B和結構C對二次攜帶的抑制作用，對這2種結構進行數值仿真。環板上表面邊界條件取trap類型，外筒內壁邊界條件采用reflect類型。2種優化結構的速度云圖分別如圖9，10所示。

圖9 優化結構B速度云圖Fig.9 The velocity nephogram of the optimal structure B

圖10 優化結構C速度云圖Fig.10 The velocity nephogram of the optimal structure B

對比圖4，9，可以看出，結構B在外筒和導流錐處，流體逐漸擴散至煙囪內壁，使得煙囪內壁附近的氣相流速有所降低。對比圖9，10，可以看出，結構C在外筒上端部內側加設帶有扇形導液槽的擋流環板，使速度核心區向軸心推移，進一步降低煙囪壁面附近煙氣流速。

原結構A和優化構B，C的壓力損失和壁面附近最大流速對比見表1。

表1 3種結構的壓損和壁面煙氣最大流速Tab.1 The pressure loss and peak velocity near the wall of the three structures

由表1中的數據可知，結構C壁面附近煙氣最大流速與結構A相比，降低14.7%，代價是壓損增大8.4%。

4.3 葉片結構參數設計

旋流板的葉片數目和安裝角度是對旋流板氣液分離特性影響最大的因素之一，因此在結構C的基礎上，為進一步確定最合適的葉片數目和葉片角度，研究葉片數目和安裝角度對旋流板除霧特性的影響。

根據石油化工設計手冊［22］，旋流板葉片仰角選取范圍為22.5°～30°。當葉片旋流板外徑＞1 m時，葉片數m不小于24個。因此，取設計手冊規定范圍的葉片數目和角度，研究其對氣液分離特性和壓損的影響，并取得最優值。

對比表2的6種結果，可以看出當葉片傾角為30°時，結構C1和C4的出口含液量較高，約為26°的3倍，約為22°的30倍；而當葉片傾角為22°時，結構C3和C6的壓損過大，超過1 100 Pa。方案C2和C5的壁面附近煙氣最大流速基本一致，C5的出口液滴含量更低，因此結構C5可行性最高。

表2 氣液分離和壓損特性隨葉片角度和數目的變化Tab.2 The separation of gas and liquid and the pressure loss characteristic with the blade angle and number

圖11，12分別示出了葉片數目為28和32片時，煙囪壁面附近煙氣最大流速、壓損和出口液滴含量隨著葉片傾角的變化。

圖11 煙氣流速隨葉片傾角的變化Fig.11 Curve of glue-gas velocity with the blade angle

由圖11可以看出，在文獻［27］推薦的旋流板葉片仰角范圍22.5°～30°內，煙囪壁面附近煙氣最大流速近似隨著葉片傾角線性變化；由圖12可以看出，隨著葉片傾角的增大，壓損減小的速度趨于平緩，出口液滴含量的加速增大。

圖12 壓損和出口含液量隨葉片傾角的變化Fig.12 Curve of pressure loss and the liquid mass at outlet with the blade angle

最終優化結構C5的尺寸參數為：外筒直徑3.1 m，高度1.6 m；葉片數目32，葉片傾角26°。

由于系統負荷變化對氣液分離特性和阻力特性的影響巨大，對優化結構在其他負荷下的氣液分離特性和阻力特性進行研究。工況為40%，80%，100%負荷下的壓損和經過旋流板后壁面附近煙氣流速見表3。

表3 氣液分離和壓損特性隨負荷的變化Tab.3 Curve of gas-liquid separation and pressure loss characteristic with the load

單相流動的壓損隨著流速，即負荷，呈平方關系變化。在圖13的兩相流中，壓損隨著負荷的增長速率高于單相流，這是因為兩相流中的氣液兩相的摩擦損耗增大了流動阻力；另外，經過旋流板后煙囪壁面附近煙氣流速近似隨著負荷線性增大，雖然入口流速隨著負荷增大，旋流板的除霧特性增強，但二次攜帶特性也隨之增強，因此出口液滴含量可能增大。

圖13 壓損和壁面附近流速隨負荷的變化Fig.13 Curve of pressure loss and velocity near the wall with the load

5 結論

（1）對旋流板進行一定程度的縮徑，采用高度為1～2倍液滴螺距的外筒，外筒上分布有捕液狹縫，外筒上方設計有導流錐，帶有均布導液槽的擋液環板連接導流錐和外筒，該結構與原旋流板結構相比可有效降低煙囪壁面附件煙氣流速14.7%，從而削弱煙氣流速過大時的二次攜帶作用，代價為壓損增大8.5%。

（2）旋流板葉片仰角在22.5°～30°范圍內變化時，煙囪壁面附近煙氣最大流速近似隨著葉片傾角線性變化，葉片仰角在該范圍內每變化4°，壁面附近煙氣最大流速增大10.2%；而隨著葉片傾角的增大，壓損減小的速度趨于平緩，出口液滴含量增大的速度逐漸加快。

（3）該氣液兩相流動過程中，壓損隨著負荷的增長速率高于單相流；經過旋流板后煙囪壁面附近煙氣流速近似隨著負荷線性變化。

（4）不同結構的出口液滴含量計算結果受DPM模型的簡化限制、也受入口液滴粒徑和分布影響，因此計算結果僅作為各結構氣液分離效果的橫向對比，在不同負荷下的對比僅作為定性參考。