湿法烟气脱硫塔内折形板除雾器优化的数值模拟.docx

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1、湿法烟气脱硫塔内折形板除雾器优化的数值模拟采用欧拉-拉格朗日方法模拟了湿法烟气脱硫塔内折形板除雾器单通道二维流场的气液两相流动特性，气相采用SSTk-a模型封闭的雷诺时均N-S方程，液滴采用颗粒随机轨道模型。在对无构件除雾器流场分析基础上，提出一种加装于除雾器叶片的构件，并分析了优化构件高度及顶角对气相流动特性、液滴运动轨迹及除雾器性能的影响。模拟结果表明，所提出的新型构件可增强除雾器的捕集性能，构件高度由3mm增大至5nlm或顶角由120。减小至60均可进一步提高除雾效率，而高度的影响比顶角更加明显;综合考虑除雾效率与压降，对于高度为3mm或4mm的构件顶角适宜范围为90至120。，而对于高

2、度为5mni的构件，顶角减小使压降增加明显,其适宜角度为120。关键词:湿法烟气脱硫；除雾器;数值模拟;结构优化;除雾效率湿法烟气脱硫(WetFlueGasDesulfurization, WFGD)技术已广泛应用于燃煤电厂S02脱除，在我国已投运燃煤脱硫机组中石灰石-石膏法占90%以上1。脱硫塔是WFGD系统的核心设备，烟气进入脱硫塔后与石灰石浆液逆流接触，S02被雾化的液滴吸收，而烟气经浆液喷淋段后携带粒径小于500 Rm液滴，这部分浆液液滴不仅有可能引起下游设备的堵塞与酸腐蚀问题，而且存在使排烟含尘量超标的风险2-3。除雾器安装于脱硫塔上部用于捕集烟气中夹带的液滴，但是对粒径较小液滴的分

3、离效果较差4,随着火电污染物排放限值的进一步降低，对除雾器的性能提出了更高的要求。因此，要实现除雾器的高效经济运行，对于除雾器的特性研究及结构优化至关重要2-6。针对以上问题，王政允、黄新长、黄龙浩等7-9采用实验方法研究了不同板型、风速、叶片间距及液滴粒径分布条件下除雾装置的分离性能与压降特性，并分析了不同工况二次夹带的临界流速，但研究主要集中于除雾器的宏观特性分析，无法获得除雾器内部的流动细节。相比实验研究方法，基于计算流体力学(Com-putationalFluidDynamics, CFD)的数值模拟方法可以预测除雾器通道内液滴的运动与烟气的流动特性，获取更全面的数据10,因此众多研究

4、者2,11-13将CFD技术引入除雾器内部流动分析,对除雾器影响因素、计算模型适用性等进行了大量研究。Zamora等H分析了 4种板型的波纹板除雾器性能，并对比了 k-与k-川模型的准确性，认为SSTk-3模型计算结果更为准确;郝雅洁等12以文献7-9的实验数据作为参照，采用标准k-e模型与颗粒随机轨道模型模拟了 10 u m至60 u m液滴的运动特性及折形板除雾器叶片的捕集性能，结果表明除雾器对20 um以下液滴捕集效率较低；洪文鹏等2基于RNGk- 模型与颗粒随机轨道模型，研究了不同几何形状倒钩对折形板除雾器除雾效率与压损的影响;姚杰等13利用低Rek-e模型计算分析了影响带倒钩波纹板性

5、能的主要几何参数，认为叶片及倒钩几何特征对除雾效率及压降影响明显，并提出了高效的叶片结构几何参数的组合方式。在以上研究基础上，本文针对折形板除雾器对小粒径液滴捕集性能较差的问题，提出一种流场优化构件，用于强化除雾器对10 Um至30 um液滴的捕集，采用SSTk-3模型对折形板除雾器原流场及优化后的流场进行计算，分析了通道内气液两相的流动特性，考察了构件几何因素对除雾效率与压降的影响。1除雾器气液两相流动模型1.1 模拟对象模拟对象为间距D=26mm折形板除雾器单通道流场，折形板除雾器叶片几何参数参考文献12数据，除雾器单通道及叶片结构如图1所示。此外，本文在对原除雾器通道流场计算及分析的基础

6、上，提出一种构件用以优化除雾器内气液两相流场(如图2),该构件分别加装于B段与D段。为考察构件结构对叶片除雾效率与压降特性的影响，模拟计算考虑的特征几何参数为有效高度H与顶角a ,建立物理模型采用的H值为3nim、4mm 5mm, a值为60、90、120 o图2 除雾器优化构件结构示意图1.2 简化条件除雾器叶片间形成的流动通道内为复杂的两相流，包含烟气流动、液滴自身破碎与液滴间碰撞、液滴与壁面碰撞引起的沉积与飞溅等复杂的物理过程，本文在误差允许范围内对两相流模型作如下简化：(1)除雾器通道内烟气视为理想流动，且烟气马赫数小于0.1,故模拟的烟气为不可压缩流体13;(2)在脱硫塔等工业设备中

7、除雾器叶片Z轴方向长度远大于其余两个维度，烟气流速在Z轴方向趋近于0,流场具有空间重复性8, 14,故将烟气流动视为二维平面流动；(3)烟气经过喷淋层后为恒温饱和状态15,因此忽略流动过程的热质传递；(4)将烟气夹带的浆液液滴视为球形颗粒，并且忽略液滴的碰撞与破碎；根据文献7-9的实验数据，图1中所示的折形板除雾器发生液滴二次夹带的临界流速为67m/s,而本文采用的入口气速vin为36m/s,因此忽略烟气二次夹带的影响；液滴与除雾器叶片碰撞即视为被捕集，忽略因碰撞引起的液滴飞溅。L3气液两相流动的数学模型本文采用欧拉-拉格朗日方法描述除雾器通道内气液两相的流体力学行为，其中烟气为连续流体，湍流

8、模型选用SSTk-3模型;液滴为离散项流体，模拟采用随机轨道模型。对于连续相流动，视为粘性不可压缩定常流动。选取叶片间距D=26nm)作为特征长度，各工况流动模型Re为5340至10680,低于Lauder与Spalding提出的临界雷诺数2X104,属于低雷诺数流动。连续相控制方程形式如下：连续性方程V (p)=0(1)动量方程V (p/ 4) = - Vp + V (t + ta) + B (2)式中：P.为气相密度了为气相流速；P为气相压力;T为剪切应力张量；/为雷诺应力张量;1为连续相体积力的总和，包括离散项与连续相间的相互作用力用。在湍流模型选取方面，Wang等17认为低雷诺数湍流模

9、型相比STDk- e模型可以更好地预测除雾器内的气液流动;Zamora等11、Galletti等18发现SST模型可更精确地模拟烟气的分离流动与二次流。此外，上述文献研究结果均表明，准确模拟连续相流动对除雾器性能的预测具有重要意义。鉴于本文模拟的折形板加装构件后产生的分离流动现象更为明显，为了更准确地模拟烟气在除雾器内的低雷诺数流动以及因负压梯度引起的涡流，湍流模型选用SSTk-3模型。SSTk-3湍流模型利用关于湍动能k与湍流频率3的输运方程封闭雷诺时均处理的N-S方程组，对于定常流动其方程形式为：V(P屈)=V / V + & -匕 + Sk (3)v(p菽)=v rwvw + q -Y

10、+D +S(4)23B式中:变量乙与r”表示k与3的有效扩散系数；a表示速度梯度引起的湍动能生成项；(表示生成源项；匕与匕分别表示a与的湍流耗散项；久为正交发散项；s&与工为自定义源项。对于液滴，模拟计算采用的液滴粒径为1030 um, Saffman浮升力作用较明显4,而液滴密度远高于烟气密度，可忽略附加质量力及Basset力等17,本文仅考虑曳力、重力及浮力、Saffman浮升力与惯性力的平衡关系，液滴满足牛顿第二定律的控制方程为：I* 口式中：心1 -T）为单位质量液滴所受曳力I为P重力加速度工表示SMman浮升力；品为曳力系数；A上为颗粒由诺数；为颗粒弓也豫日寸同。其表达式为二(7),

11、O.424,Ke 1 OOO除 )心士9。(8)(9)(1O)it十;表廷工。中变成含义i羊见文献 口。：;为连续和动力粘度；为液滴粒径。模拟液滴在流场中的运动采用随机轨道模型，考虑连续相湍流脉动引起的颗粒扩散效应，根据连续相的速度场分布，通过对方程按一定时间步积分得到液滴在除雾器通道内的运动轨迹。L4计算参数及数值求解丁气木目，幸一变Q.为1. 225 ku/n/,动，J率占应M”为1.7XV x IO 5o 入I I也界采用连/型入口，入口 流速为 3 6 II1/H,油浓弓虽/变上匀为 5% ,油力k木占应匕匕为1 O% 2OJ ;壁|门1采用无浮字不名山外条件；山I I采用上丘力山I

12、1 参考任力为（）lio又寸于5夜本目.密度为1 200 k = /n/本文住ii轮中号J起8 种$夜$商弗工彳全兄，共未在彳备/ 分为 1Opun）、1 2. 5 fjLin、1 5 fjbiii、1 7. 5 pein、20 fjLin、22. 5 putn、25皿，各“分工：兄上匀为 单一*友彳至。液$商不莫拉通过住除秀雅期气入 口布置。货射刃乐实现，$夜$商“初/女台位置一本II 乂寸连续桶光滑和人入L质景济七国：=O. O5-t夜$商运动千炽I气田 口 贝1J不见为逃逸；山 丁-除零效率为叶片才由隼$夜体早:与入LJ 流量:白勺L匕值，达止匕除雾效，爷依以卜公弋计算：(IDQ、n -

13、 aQ式中：为液滴在除雾器入口质量流量,kg/； a为出口处逃逸液体质量流量,kg/s。数值计算采用AnsysFluentl5. 0作为计算平台，连续相的离散基于有限体积法，对流项离散格式为二阶迎风差分格式，计算采用SIMPLE算法，而对于离散项计算则采用拉格朗日方法。L5网格划分及无关性验证由于液滴的捕集发生于壁面附近，而近壁面区域连续相流动对液滴运动具有明显的影响作用，因此选取恰当的近壁面处理方法及网格划分方式至关重要。Rafee等20认为增强壁面处理相比壁面函数法可以更精确地模拟低雷诺数流动;Zamora等11发现采用增强壁面处理方法时首层网格距壁面无量纲距离y+取值对除雾效率的计算结果

14、影响明显，并建议首层节点y+适宜取值范围为0. 20. 5o本文对连续相在近壁面区域计算采用增强壁面处理方法，利用ICEMCFD划分结构网格时，为提高流动计算的准确性，首层节点y+取值为0.5,该节点距壁面估计值为 0. 02mmo图3比较了入口气速vin为6m/s时2.8X 104（网格I）、4比义了4（网格II）和6. 8X 104（网格HI）三种结构网格在通道末端（Y=0. 15m）沿X轴方向压力分布。可以发现2. 8X 104网格与其它网格的计算结果有较为明显的差别；网格数量由4. 5X104增加约5096至6.8X104时计算结果吻合良好，因此最终确定网格数量为4. 5X104oIO

15、O-208060出20O0.00.20.40.6081.0X/IJ图3Y=0e 15111处静压与全压分布图L6两相间耦合方法对比连续相与离散项的相互作用是两相流数值计算的重要因素之一。针对除雾器内液滴呈现稀疏离散相的特征5,本文比较了入口气速vin为3m/s和6m/s时单向耦合与双向耦合方法对气相流动速度的影响。图4以dp=20 um粒径工况为例，给出连续相在Y=0,15m处轴向速度分量在X轴分布对比。单向桐合双向耦合v. =6 m/smv_=3 m/s0.00,20.40.60.8图4 不同耦合方法连续相袖向速度计算值对比图结果表明在不同入口气速条件下，两种耦合方法获得的流速分布差异很小，其他粒径在不同工况下也有类似