周向進氣脫硫塔流動與阻力特性模擬研究

陳冬林，田紅，殷立國，楊寧武，劉文哲，張博

（1.長沙理工大學能源與動力工程學院，湖南 長沙 410114；2.中國大唐集團有限公司生產管理與環境保護部，北京 100033；3.大唐華銀電力股份有限公司安生部，湖南 長沙 410111；4.湖南大唐先一科技有限公司，湖南 長沙 410111）

濕式石灰石-石膏煙氣脫硫（wet flue gas desulfurization，WFGD）技術成熟穩定，煤種適用范圍廣，已成為目前鍋爐煙氣脫硫的主流技術[1-6]。然而，傳統WFGD 大多采用單側引入煙氣，使得塔內的煙氣流場分布不均，并在進煙口附近出現較大的流動死區[7-8]，導致該區域自上而下流動的脫硫漿液未與煙氣接觸，從而影響脫硫效率[9-11]。

眾多學者針對脫硫塔運行過程中出現的塔內煙氣分布不均進而影響脫硫效率的問題進行了相關研究。賀志超等[12]提出了幾種不同的導流板布置方案，并通過數值計算比較了不同方案下脫硫塔內的煙氣流場均勻性，得出了最優導流板布置形式。薛景巖等[13]針對濕法煙氣脫硫塔煙氣偏流問題，利用導流板組織煙氣流動，提高液氣比分布均勻性。結果表明，與原噴淋塔相比，加入4 塊導流板時脫硫性能提升較為明顯。薄佳燕等[14]采用數值模擬方案，研究了脫硫塔塔內噴淋層數以及液氣比對流場均勻性的影響，確定了脫硫塔內最佳噴淋層數及液氣比布置方案。卜奔等[15]通過數值模擬和實驗測試相結合的方法，研究了對切進氣對塔內流場分布的影響。結果表明，采用對切進口結構可以使煙氣均勻一致地通過脫硫噴淋塔，從而提高脫硫效率。王蘭蕙等[16]提出了一種新型球式湍流提效結構，該結構安裝在噴淋層上方，通過試驗發現該裝置對于脫硫效率的提升具有促進作用。

以上研究人員主要針對在塔內增加均流設備及其優化或從漿液端進行研究，并沒有在本質上解決煙氣偏流的問題。因此，本文以某電廠600 MW機組脫硫塔為研究對象，提出了一種適用于目前傳統鈣基脫硫塔的煙氣周向進氣方案，并通過數值模擬比較了幾種不同的周向進氣方案對塔內煙氣均勻性的影響，最終得出了最佳進氣方案。

1 技術原理與設計方案

1.1 技術原理

單側進氣方案的脫硫塔內煙氣在進入脫硫塔后，沖擊對向壁面，然后向上運動。在不設置煙氣均流設備（孔板托盤）的情況下，塔內煙氣流場分布不均[17-18]，極易出現煙氣流動死區。600 MW 機組煙氣脫硫塔單側進氣方案縱剖面如圖1 所示。數值計算發現，由單側進氣方案造成的塔內煙氣流動死區占塔內有效反應區域的18%～25%。

圖1 600 MW 機組煙氣脫硫塔單側進氣方案縱剖面Fig.1 Longitudinal section of the single-side intake scheme of the flue gas desulfurization tower of a 600 MW unit

脫硫塔內煙氣流動死區的存在，導致該區域自上而下流動的石灰漿液未能與煙氣接觸，從而嚴重影響脫硫效率。針對塔內煙氣流動不均，通常會引入均流設備[19-20]，但在這樣的流場條件下，均流設備的均流性能往往達不到預期，反而會由于均流設備一側長期處在單側煙氣流量過大的運行條件下，導致均流設備極易堵塞，使得脫硫塔內的流動阻力進一步增大。同時，一側煙氣流量過大而另一側煙氣流量過小使得塔內流動阻力大幅增加，即使增大石灰漿液的噴淋量也難以對脫硫塔脫硫效率起到顯著的提升作用。對此，本文提出了一種周向進氣方案如圖2 所示。該方案將單側進氣煙道一分為二，繞塔體壁面一周形成環形煙道，在環形煙道內壁面（即脫硫塔與環形煙道等高處壁面）水平方向均勻地開若干進氣口，原煙氣通過內壁的開口進入脫硫塔內，從而形成周向進氣。周向進氣方案可以極大地改善由單側進氣方案造成的塔內煙氣偏流現象，從而提高塔內煙氣分布的均勻性。

圖2 600 MW 機組煙氣脫硫塔周向進氣方案Fig.2 Cross-sectional view of circumferential intake scheme of flue gas desulfurization tower of the 600 MW unit

1.2 方案設計

以某電廠600 MW 機組煙氣脫硫塔為例，根據環形煙道內壁面的開口數量以及各進氣口的尺寸，設計了3 種脫硫塔周向進氣方案（圖3）。

圖3 600 MW 機組煙氣脫硫塔不同進氣方案Fig.3 Different air intake schemes for flue gas desulfurization tower of the 600 MW unit

在原入口煙道布置“人”字形導流板，將入口煙道一分為二，原入口煙道內的煙氣分為2 部分分別進入環形煙道，然后通過環形煙道內壁面開口進入脫硫塔。布置環形煙道時需保證不對脫硫塔外其他設備造成不良影響，因此應當根據脫硫塔的尺寸對環形煙道進行結構設計。本方案設計中，環形煙道的高度為4.1 m，寬度為2.0 m。

為保證在不同進氣方案下，進入脫硫塔內煙氣入口流量一致，不同進氣方案進氣口尺寸應有所區別，各方案設計參數見表1。同時，由于煙氣在入口煙道處的流動方向未發生改變（均為從左至右），煙氣在通過進氣口進入脫硫塔后仍具備一定的沖擊慣性，會加劇脫硫塔內煙氣的不均勻性，因此有必要在進氣口處設置噴嘴，以削弱煙氣沖擊慣性所帶來的影響。3 種進氣方案的噴嘴長度均為0.4 m。

表1 600 MW 機組煙氣脫硫塔周向進方案設計參數Tab.1 Circumferential air intake scheme and design parameters of flue gas desulfurization tower for the 600 MW unit

此外，周向多噴嘴進氣方案中，考慮到靠近原入口煙道處的2 個進氣口的流量較大，為最大限度地提升脫硫塔內煙氣流場均勻性，需脫硫塔內4 個進氣口的煙氣流量保持一致，因此降低了靠近入口煙道2 個進氣口的高度。

2 脫硫塔內流動過程數值模擬

本研究的目的是為工程應用中脫硫塔存在的低效高阻問題尋求解決方案。在鈣基濕法脫硫塔的優化改造中，利用Fluent 模擬軟件進行數值模擬是目前應用較為廣泛的處理手段[21-25]。因此，本研究采用數值模擬的方法分析不同周向進氣方案對塔內煙氣均勻性的影響。

2.1 數學模型

本文主要分析了不同進氣方案下的脫硫塔內煙氣運動以及阻力損失規律，結合該湍流流動的實際情況，選擇Realizablek-ε湍流模型進行計算。該模型滿足對雷諾應力的約束條件，在雷諾應力上與真實湍流保持一致[26]，能精確模擬平面和圓形射流的擴散速度。壓力與速度的耦合采用couple 算法，動量離散格式、湍流動能和湍流耗散率格式均為二階離散格式。

2.2 幾何模型及網格劃分

以某電廠600 MW 機組煙氣脫硫系統煙氣脫硫塔為幾何原型。該脫硫塔采用單側進氣方案，塔內配備1 層孔板托盤（孔徑為35 mm，開孔率為35%）、4 層噴淋裝置、1 臺除塵除霧設備。為快速得出脫硫塔內的煙氣流動規律，對原脫硫模型進行合理的簡化，模型內部構件僅包括導流板和除霧器，并通過SCDM 軟件按1:1 比例建立該脫硫塔的三維幾何模型（圖4a)）。

基于簡化后的脫硫塔三維幾何模型，利用ICEM 軟件對模型進行四面體網格劃分，并在塔體壁面處建立邊界層，對脫硫塔進出口及內部構件處網格進行加密（圖4b)）。

圖4 600 MW 機組煙氣脫硫塔模型Fig.4 Grid model of the 600 MW unit flue gas desulfurization tower

通過網格疏密程度不同的計算模型（網格數量分別為496 581、268 613 以及134 318）進行試算和分析，確定網格數量為268 613 時，繼續增加網格數后的計算結果與當前網格數下的相對誤差小于1%，網格密度對模擬計算精度的影響可以忽略。

2.3 邊界條件

脫硫塔運行時額定負荷工況見表2。煙氣入口邊界條件為速度入口，煙氣出口選擇outflow，導流板采用無滑移壁面邊界條件，除霧區采用多孔介質模型，其中y方向的慣性阻力系數C2設置為20 m-1，y方向的黏性阻力系數D設置為400 000 m-2。

表2 脫硫塔額定負荷工況下數值模擬各參數Tab.2 Prameters for numerical simulation of the flue gas desulfurization tower under rated load condition

3 結果與分析

3.1 塔內流場分布

圖5 和圖6 分別為不同進氣方案下脫硫塔縱剖面與橫斷面的煙氣速度矢量圖。圖6 為不同高度位置的脫硫塔橫斷面，橫截面設置以煙氣入口位置以及塔內噴淋層位置為依據。由圖5a)及圖6a)可以看出：在塔內未設置均流設備的條件下，原模型的單側進氣方案會造成脫硫塔內部單側煙氣流量過大，塔內煙氣分布不均；而在分別采用對沖進氣、周向六口進氣以及周向多噴嘴進氣這3 種不同的周向進氣方案后，脫硫塔內煙氣偏流現象得到了不同程度的改善，塔內煙氣分布的均勻性得到明顯提升，即使脫硫塔上部區域煙氣流場也同樣較為均勻。

圖5 不同進氣方案下的脫硫塔縱剖面煙氣速度矢量圖Fig.5 Vector diagram of flue gas velocity in longitudinal section of the desulfurization tower under different air intake schemes

圖6 不同進氣方案下的脫硫塔橫斷面煙氣速度矢量圖Fig.6 Vector diagram of flue gas velocity in cross section of the desulfurization tower under different air intake schemes

對比3 種不同的進氣方案下脫硫塔縱剖面和橫斷面的煙氣速度矢量圖可以發現，在對沖進氣和周向六口進氣這2 種進氣方案下，煙氣在進入脫硫塔后匯聚的中心點始終偏離脫硫塔橫斷面的中心點。這表明在這2 種進氣方案下，即使在塔內設置了進氣口噴嘴，但由于煙氣的慣性沖擊力仍然較大，且各進氣口的進氣流量有較大的差距，靠近入口一側的進氣口的流量明顯大于另外一側的流量。與其他進氣方案相比，周向多噴嘴進氣方案各進氣口的流量基本保持一致，且各股煙氣的匯聚點為脫硫塔橫斷面中心，在脫硫塔各位置橫斷面處煙氣分布差距不大，分布較為均勻?？梢姡噍^于其他2 種方案，周向多噴嘴進氣方案對于塔內煙氣流場的改善最為顯著。

圖7 為不同進氣方案下脫硫塔在各高度位置的速度相對標準偏差曲線。速度相對標準偏差是指某一斷面各點流速的標準偏差所占該橫斷面速度平均值的百分比，該值能準確反映某一斷面的流場均勻性程度。速度相對標準偏差越小，流場均勻性越好。

圖7 不同進氣方案下脫硫塔各位置處的速度相對標準偏差Fig.7 Relative standard deviation of air velocity at each position of the desulfurization tower under different air intake schemes

由圖7 可看出：原模型中各高度位置的速度相對標準偏差普遍較高，且隨著高度的增加差別不大，可見單側進氣方案流場均勻性普遍較差，且隨著高度的增加并無改善；采用3 種不同的周向進氣方案后，脫硫塔速度相對標準偏差均有了不同程度的減小，說明周向進氣方案使得塔內流場均勻性得到了改善。其中，周向多噴嘴進氣方案對塔內的流場均勻性改善效果最好，且在更高位置處的流場均勻性更好，在-27 500 mm 高度位置處速度相對標準偏差由原模型的1.2 降至0.6。

3.2 阻力損失

表3 為600 MW 機組煙氣脫硫塔不同進氣方案條件下的流場均勻性與流動阻力損失。流動阻力為脫硫塔進出口的壓差，由于在該模型計算過程中并未加入漿液耦合項，因而該阻力損失代表空塔條件下煙氣在塔內的流動阻力損失。由表3 可以發現，空塔條件下周向多噴嘴進氣方案的流動阻力損失為253 Pa，相較于單側進氣方案增加了93 Pa。這是由于本文周向多噴嘴進氣方案中，環形煙道的橫斷面面積縮小，不到入口煙道橫斷面面積1/5，導致煙氣流速增大，同時煙氣流程增長，增加了煙氣的阻力損失。在現場有足夠布置空間的情況下，可以通過增大環形煙道的橫斷面面積，大大減少甚至消除這種煙氣阻力損失。但由于單側進氣方案條件下的脫硫塔內煙氣分布極度不均，因此通常會在塔內設置持液托盤以提高煙氣均勻性，持液托盤的設置將會使塔內煙氣流動阻力損失增大800～1 000 Pa。周向多噴嘴進氣方案雖然會在一定程度上增大塔內煙氣流動阻力損失，但從流場均勻性的角度看，采用周向多噴嘴進氣可使塔內流場均勻性得到極大的提升，從而不再需要設置持液托盤等均流設備，最終將大幅度減小脫硫塔的煙氣流動阻力損失。采用周向多噴嘴進氣方案下的煙氣流動阻力損失小于單側進氣方案加上持液托盤等均流設備后總煙氣流動阻力損失。因此，采用周向多噴嘴進氣方案可在脫硫塔內流動阻力損失較小的情況下，得到較好的流場均勻性。

表3 600 MW 機組煙氣脫硫塔不同進氣方案流場均勻性與流動阻力損失Tab.3 Flow field uniformity and flow resistance loss of the 600 MW unit flue gas desulfurization tower with different air intake schemes

4 結論

1）相較于傳統濕法脫硫系統的單側進氣方案，周向進氣方案可顯著改善脫硫塔橫斷面上煙氣速度分布的均勻性。

2）在周向進氣脫硫塔方案中，周向多噴嘴進氣方案對塔內煙氣流場均勻性的改善效果最佳。在-27 500 mm 的脫硫塔橫斷面上，煙氣速度的相對標準偏差由現有單側進氣方案的1.2 降至0.6，降幅達58.3%。

3）周向進氣脫硫塔方案因保證了塔內各斷面上煙氣分布的均勻性，使得脫硫塔內不再需要設置持液托盤等均流設備，因而可大大降低脫硫塔內煙氣的流動阻力損失。在-27 500 mm 的橫斷面上維持煙氣速度相對標準偏差為0.6 時，周向進氣脫硫塔方案與設置持液托盤的單側進氣方案相比，塔內煙氣的流動阻力損失可由800～1 000 Pa 降至253 Pa，降幅達547～747 Pa。另外，周向進氣脫硫塔方案可有效提高引風機運行的穩定性與可靠性，降低引風機的運行電耗，具有顯著的節能效果。