一种具有负荷适应性的波纹板除雾器_雷鉴琦

大部分火力发电厂脱硫系统采用石灰 目前， 石 － 石 膏 湿 法 脱 硫 工 艺， 取消了气气热交换器 （ Gas Gas Heater， GGH ） 装置， 直接将净烟气从烟 囱排出， 形成湿烟囱排放方案。无 GGH 装置的脱 硫系统投产后， 虽然有效避免了 GGH 的堵塞问 题， 但由于无烟气再热措施， 排烟温度较低， 烟气 、 自烟囱口排出后不能有效地抬升 扩散到大气中， 烟气中携带的粉尘和液滴聚集在烟囱附近， 落到 地面形成石膏雨或出现酸雨现象。 近年来， 大型 火电机组参与电网调峰， 而现有的固定结构除雾 器难以适应负荷大幅波动带来的烟气流量的剧烈 突变， 容易导致除雾效率下降。因此， 分析除雾器 在不同烟气流量下的性能， 研究提高除雾效率的 方法具有重要的理论与现实意义 。 笔者以湿法烟气脱硫系统中带钩波纹板除雾 器为研究对象， 采用数值模拟技术求解钩片直段 长度 H、 钩片圆弧段半径 r 及钩片圆弧段转折角 ［1 ］ 度 β 等因素对除雾器性能的影响 。 提出了一 种钩片偏转角度可调的高效带钩波纹板除雾器 。 采用数学建模及数据拟合等方法， 建立机组负荷 及燃料成分等参数与除雾器钩片偏转角度的关 ［2 ］ 系 ， 并在此基础上提出了除雾器的优化运行方 法。
10 ］ 3 ； 离散相方面， 0Pa［9， 动 介质为密度 1 200kg / m 、
力粘度 54． 9mPa · s 的脱硫循环浆液， 给定液滴 的初始速度与烟气入口速度一致， 液滴在入口截
［11 ］ 面上均匀分布方程为：
数值计算结果准确性验证 ［12 ］ 将模拟结果与实验 参考杨柳的实验数据 ，
笔者针对某 300MW 亚临界机组配备的 WFGD 系统开展除雾器的优化研究。 该 WFGD 系统 可在锅炉负荷 40% ～ 100% 之间安全连续运行。 液滴的粒径按照某电厂实测数据输入， 通过 Ｒosin -Ｒammler 方 法 来 模 拟 ， 液滴的最小粒径为
图7
固定钩片与可调钩片除雾器的比较 带液滴的烟气加速， 提高了液滴捕集效率。 与此 同时， 钩片背弧处产生的回流区也在逐渐增大 ， 引 起较大的能量损失。 并且从工程实施来看， 钩片 角度调节在制造和安装阶段也相对困难 。
除雾效率 η / % 第一级除雾器 78． 21 91． 99 98． 69 99． 84 100． 00 第二级除雾器 87． 74 96． 55 100． 00 100． 00 100． 00
液滴粒径 d / μm 10 15 20 25 30
4 化 4． 1
典型 300MW 机组除雾器钩片偏转角度的优 300MW 机组系统基本参数 图 6 机组燃用设计煤种时烟气量随负荷的变化 4． 2 钩片可调与固定结构除雾器性能的对比 钩片角度确定的相关因素较多， 为了获得最 佳方案， 对不同结构参数除雾器进行了大量数值 实验。钩片可调的除雾器模拟结果如图 7 所示， 与钩片固定结构 （ 钩片偏转角度 α = 45° ） 除雾器 比较可见， 流场得到了明显的加速和扰动。
*
1 1． 1
模拟对象与简化假设 模拟对象
湿法烟气脱硫过程如图 1 所示， 喷淋塔上部 设置喷淋层 ， 喷淋后的石膏浆液进入下部的反应
图1
石灰石 － 石膏湿法喷淋脱硫过程示意图
1970 年 4 月生， 132012 。 洪文鹏， 男， 教授。吉林省吉林市，
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（ 2） （ 3） （ 4）
。 笔者以
除雾区的带钩波纹板除雾器作为研究对象 。 模拟带钩波纹板除雾器的结构如图 2 所示， 除雾器叶片 转 折 角 β = 90° ， 钩片偏转角度 α = 45° ， 25mm。 第一、 二级除雾器板间距分别为 35 、
［1 ］ 参考工程应用情况 ， 笔者对钩片直段长度 H、 钩 片圆弧段半径 r 和钩片圆弧段转折角度 β 对除雾
池， 吸收液由浆液循环泵进行循环， 喷嘴将吸收液 分散成 1 ～ 3mm 的液滴并沿塔向下喷洒， 烟气由 塔的下部引入， 以一定速度向上流动， 以此经过冷 却区和吸收区， 气液两相逆流接触传热传质， 吸收 后的尾气经由除雾器后从塔顶排出
［3 ， 4 ］
（ ρu） p + div（ uV） = － + div（ Vgrad（ u） ） + F x t x （ ρv） p + div（ vV） = － + div（ Vgrad（ v） ） + F y t y （ ρw） p + div（ wV） = － + div（ Vgrad（ w） ） + F z t z
图3
计算结果与实验数据的比较
不同结构参数对除雾效率的影响 失。钩片直段长度 H 对除雾器内扰动影响最为 使流道变得更加狭窄， 气流在通流面积减小时速 明显， 随着 H 的增加， 压力损失迅速上升（ 图 5a） 。 度增大， 离心力随之呈平方增大， 以致产生更大的 漩涡。每一个回流区都会阻塞通道， 使得主流加 速， 引起静压减小。随着流道变宽、 流体的逐渐减 速和回流区下游的再附着， 压力会逐渐恢复， 但是 ， ， 由于能量的耗散 压力无法完全恢复 造成压力损 同样， 圆弧段转折角度 β 和圆弧段半径 r 的增加， c ） 。 三者的结 也会引起压力损失的上升 （ 图 5b、 构参数关系到除雾器通道内的局部压力损失 ， 对 。 除雾器总压降贡献较大
式中
Fx 、 — —浆液滴对烟气流场的反作 Fy 、 Fz — N； 用力， p — Pa； — —压力， V— m / s； — —烟气速度， u、 v、 w— y、 z 方向上的速 — —烟气在 x、 m / s； 度， kg / m3 。 — —烟气密度， ρ — 采用时均方法将式 （ 2 ） ～ （ 4 ） 处理为雷诺平
钩片与水平位置夹角（ 钩片偏转角度 α） 逐渐 减小的过程中， 钩片呈现张开的趋势， 增加了拦截 面积， 从而使一部分液滴直接撞击到钩片上而被 捕集。钩片与叶片之间流道变得更加狭窄， 使携
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图4
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不同结构参数对压力损失的影响
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高效带钩波纹板除雾器叶片 在两级除雾系统组合中， 总压力损失不超过
10 μm， 最大粒径 40 μm， 平均粒径 21 μm， 分布指数 3． 77 。在保证锅炉正常燃烧用氧的前提下， 适当 减小风量， 用 C 语言自编程序求解机组不同负荷 与煤种下的烟气量， 当燃用设计煤种 （ 收到基碳、 氢、 氧、 氮、 硫、 灰 分、 水分和低位发热量分别为 56． 9% 、 4． 4% 、 9． 1% 、 1． 2% 、 0． 6% 、 14． 8% 、 13． 0% 和 22 415kJ / kg ） 时， 额定工况下 WFGD 入 3 口烟气量为 310m / s， 实际烟气量与机组负荷之 间的关系如图 6 所示。
现升高趋势 （ 图 4a ） 。 原因是钩片直段长度的增 加会使气流在通道内发生剧烈偏转， 致使液滴在 惯性力的作用下脱离连续相的流线直接撞击钩片 表面的几率增加， 导致除雾效率上升。 一方面钩 片可以直接拦截一定量的液滴， 另一方面可以使 携带液滴的烟气加速， 从而增加离心惯性力。 钩 片直段长度直接关系到钩片间通道拦截气流的程 度， 使得除雾器通道内湍流程度加剧， 流场内扰动 的增强会提高除雾效率。 相同的， 圆弧段转折角 度 β 和圆弧段半径 r 的增大也会增加钩片对叶片 通道间的拦截面积， 从而使除雾效率呈现上升趋 c） 。 势（ 图 4b、 3． 3 结构参数对压力损失的影响 烟气在折板式除雾器中流动时， 会在流道弯 曲的区域形成回流区 。 钩片直段长度 H 的增加 ，
div（ V） = 0 （ 1）
2． 3
模型的边界条件 计算平台采用 Fluent 14． 0 软件， 用 Gambit 软 件 生 成 网 格。 连 续 相 方 面，介 质 为 密 度
1． 1 kg / m3 、 假 动力粘度 19． 548 6 μPa · s 的空气， 设气 相 在 入 口 截 面 的 速 度 均 匀 分 布， 出口表压
150Pa， 为达到理想的除雾效率， 选择了两种波纹 板除雾器叶片的组合方式。 第一级除雾器： H = 22mm、 r = 33mm、 D = 35mm。 第二级除雾 β = 35° 、 r = 34mm、 D = 25mm。 器： H = 19mm、 β = 30° 、 在额定烟气流速下， 液滴粒径 d 不同时两种 除雾器的除雾效率 η 见表 1 ， 第一级除雾器的压 力损失为 73． 14Pa， 第二级除雾器的压力损失为 68． 96Pa。 表1 液滴粒径不同时两种除雾器的除雾效率
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一种具有负荷适应性的波纹板除雾器
洪文鹏* 雷鉴琦
（ 东北电力大学能源与动力工程学院）
摘
要
采用低雷诺数 kε 模型， 对带钩波纹板除雾器进行多工况数值模拟 ， 通过大量的尝试、 比较和
筛选， 得到高效带钩波纹板除雾器的结构参数 。在此基础上， 提出一种钩片可调的负荷适应性除雾器 ， 并结合典型 300MW 火电机组脱硫除雾系统开展定量计算与案例分析 。研究表明： 新型除雾器在机组负 荷或煤种发生变动时 ， 仅通过调整钩片偏转角度即可使除雾效率平均提高 4． 10% ， 并且机组负荷偏离额 定工况越多， 钩片偏转角度的调整对除雾效率的改善效果越明显 。 最终建立钩片偏转角度与机组负荷 及燃料成分等参数的定量关系 。 关键词 除雾器 可调钩片 气液两相流 文献标识码 分离 A 数值模拟 6094 （ 2015 ） 06081506 文章编号 0254中图分类号 TQ051. 8
［8 ］
图2 1． 2
除雾器结构与计算区域网格划分