布風板開孔率對逆流煙氣余熱回收塔流場均勻性影響研究

潘曉偉，彭 爍，李 碩，周 賢，王長軍，劉 峻，王瑞元

(1.華能北京熱電有限責任公司，北京 100023；2.中國華能集團清潔能源技術研究院有限公司，北京 102209)

1 引言

電站鍋爐各項熱損失中，排煙熱損失為最大的一項，約占鍋爐熱損失的60%以上。而排煙熱損失的主要影響因素為排煙溫度，降低電廠排煙溫度對于提高鍋爐熱效率、減少污染物排放具有重要意義。目前，通過在煙道中裝設低溫省煤器等途徑可以有效回收煙氣的中高溫余熱[1-2]，但是對于電廠低溫煙氣余熱的回收，目前的研究較少。

某燃機電廠采用2臺F級燃機組成的“二拖一”燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)供熱機組，發(fā)電裝機容量923 MW，為了回收煙氣中的低溫余熱，擬在余熱鍋爐尾部建設低溫余熱回收利用系統(tǒng)，通過余熱回收塔中水與煙氣換熱，吸收煙氣低溫余熱，然后利用吸收式熱泵提取水中的低溫熱量，并通過蒸汽的驅動將低溫余熱轉化為中溫熱水。余熱回收塔是煙氣余熱利用工程的兩大核心設備之一，清華大學的付林團隊已經(jīng)針對直接接觸式煙氣余熱回收噴淋塔進行了較多研究[3-4]。直接接觸式噴淋塔具有風量大、節(jié)能、阻力小等優(yōu)勢，由于本項目煙氣量較大、塔徑較大，在長期變負荷運行中，為了實現(xiàn)更穩(wěn)定的氣液均勻分布以及氣液換熱效果，本項目考慮采用填料式余熱回收塔的形式。

Mohiuddin等[5-7]對余熱回收塔建立了一維數(shù)值模型，對塔內垂直方向的空氣動力場進行了研究，但是得到的結果精確度不高。Marehot等[8-10]對余熱回收塔建立了二維數(shù)值模型，對余熱回收塔的換熱性能進行了模擬計算，但沒有考慮余熱回收塔橫截面不同方向的流場分布。毛獻忠等[11]對某逆流式余熱回收塔內的空氣動力場進行了模擬計算，得到了塔內空氣動力場的速度分布曲線。黃東濤等[12]提出了一些假設，然后通過數(shù)值模擬方法，指出了冷卻水在余熱回收塔內噴淋區(qū)、填料區(qū)、雨區(qū)等三個區(qū)域的運動過程。趙元賓等[13-14]通過Fluent軟件建立了濕式冷卻塔數(shù)值計算模型，分析了余熱回收塔不同區(qū)域內傳熱傳質特性。劉東興等[15]對余熱回收塔進行了理論分析，并在其基礎上建立了逆流余熱回收塔的數(shù)值模型，對塔內空氣動力場和換熱性能進行了模擬計算，并通過實驗研究，驗證了其數(shù)值結果的可靠性。

目前國內在流化床上增設布風板的相關研究較多[16-29]，但是對于余熱回收塔內空氣動力場的優(yōu)化研究主要是在進口處增設導流板，對余熱回收塔內增設布風板的研究還比較少。陳友良利用理論分析、數(shù)值仿真和試驗驗證的手段獲得冷卻塔控風和導流規(guī)律[25]。本文將采用Fluent軟件建立余熱回收塔數(shù)值模型，從余熱回收塔內布風板開孔率以及增設進口導流板等方面對余熱回收塔內空氣動力場進行分析研究與優(yōu)化，分析布風板對塔內流動均勻性影響。

2 物理模型及數(shù)學模型

2.1 幾何模型

本文以某燃機電廠逆流煙氣余熱回收塔為研究對象，余熱回收塔內部流動空間高29.6 m，寬23 m×13 m，塔內進風口高5 m，填料層厚度為4.3 m，填料在塔內位置為余熱回收塔高度17.55 m處，布風板在塔內位置為余熱回收塔高度13 m處（有布風板結構），布液器主要考慮供水管、一級槽和二級槽。余熱回收塔平面結構及相關尺寸如圖1所示。

圖1 余熱回收塔結構及尺寸示意圖Fig.1 Schematic diagram of waste heat recovery tower

對于有布風板的余熱回收塔結構1，布風板V型槽的寬度為320 mm，矩形進氣槽的寬度為160 mm，進氣槽高度為400 mm，矩形進氣槽和V型槽的長度均為800 mm。布風板單元的結構圖如圖2所示。兩個陣列的立柱按照兩種規(guī)律進行了布置，第一種為7行9列，第二種為7行6列。布風板的總數(shù)為588個，總開孔面積為588×160 mm×800 mm=75.264 m2，余熱回收塔截面的大小為13 m×23m=299 m2，開孔率為25.2%。而對于余熱回收塔布風板結構2，是在布風板結構1的基礎上，將布風板的長度由800 mm降低至480 mm，塔內布風板的數(shù)量以及排列方式不變，從而使開孔率降低至15%。布風板結構1、布風板結構2的分布示意圖如圖3所示。

圖2 布風板單元示意圖Fig.2 Schematic diagram of the cell of air distributor

圖3 布風板結構1、2不同開孔示意圖Fig.3 Schematic diagram of two opening rate air distributors

布液器進液管總管通到填料塔中心，然后分成4根分管，分別通向一級槽中心?？偣懿捎贸叽鏒N1000，分管采用尺寸DN500。設4個一級槽，一級槽寬0.8 m，一級槽高0.343 m，二級槽寬0.08 m，二級槽高0.257 m。

本項目除霧器采用金屬絲網(wǎng)除霧器，絲網(wǎng)除霧器是最廣泛使用的一種除霧器，可分離直徑大過3～5μm的顆粒，且壓降不大。絲網(wǎng)除霧器由圓形絲網(wǎng)盤壓合在上、下兩個支承格柵間構成。絲網(wǎng)盤外徑通常較塔徑大3%到5%，以確保與塔壁密合，防止氣流短路。絲網(wǎng)主要是靠慣性碰撞除霧。氣體流動方向常見的是垂直向上，在向上流動時，被床層捕捉到的液滴慢慢落下，集聚在絲網(wǎng)底段，而后返回塔中，實現(xiàn)除霧效果。

2.2 數(shù)值模擬計算域模型

在余熱回收塔三維結構以及布液裝置結構的基礎上，進行了余熱回收塔流體仿真計算域模型創(chuàng)建。從模型復雜性和計算速度的角度考慮，本文對計算模型進行了簡化計算，未考慮布液層對煙氣在塔內的擴散和速度場分布的影響。為驗證該簡化處理對計算結果的影響，采用?？颂兀‥ckert）通用關聯(lián)圖對計算結果進行了校核，發(fā)現(xiàn)模擬結果的誤差在工程可接受的范圍。在流體仿真計算域的模型建立過程中，僅考慮了流體區(qū)域，并對填料層區(qū)域和除霧器區(qū)域進行了適當切分，以便于在仿真計算中進行多孔介質設置，圖4為建立的流體仿真計算域模型。

圖4 流體仿真計算域示意圖Fig.4 Schematic diagram of CFD region

2.3 網(wǎng)格劃分

在上述研究的基礎上，利用網(wǎng)格劃分軟件Workbench Meshing 18.0對余熱回收塔計算區(qū)域進行了詳細的整體網(wǎng)格劃分。在網(wǎng)格無關性驗證方面，對不同網(wǎng)格單元數(shù)量的網(wǎng)格進行計算，比較網(wǎng)格數(shù)量對填料層前截面的速度標準偏差系數(shù)影響程度。具體結果如圖5所示。從圖中可以看到，1400萬和1900萬網(wǎng)格結果相當，因此為降低計算成本，本文采用1400萬網(wǎng)格方法的尺寸參數(shù)進行各方案的網(wǎng)格劃分。計算網(wǎng)格如圖6所示。

圖5 網(wǎng)格無關性研究Fig.5 The study of grid independence

圖6 流體仿真計算域網(wǎng)格劃分示意圖Fig.6 Schematic diagram of CFD mesh

2.4 邊界條件與計算方法

由于余熱回收塔內流速較低，因此將煙氣視為不可壓縮流體，電廠煙氣成分的質量分數(shù)見表1。

表1 煙氣組成Tab.1 Flue gas composition

煙氣入口的邊界設定為入口質量流量，煙氣的質量流量為643 kg/s，煙氣溫度為63℃；煙氣出口設定為標準大氣壓；填料層和布風層的換熱溫降按照冷源處理，其中，布風層冷源設定為 -600 W/m3，填料層冷源設定為 -17760 W/m3；余熱回收塔內各固體壁面設定為無滑移邊界條件；除霧層和填料層的流阻按照多孔介質的冪律模型處理，即將動量損失源項定義成速度大小的冪律，公式如下：

本文采用標準湍流k-ε模型進行計算，采用SIMPLE算法進行迭代求解，其中壓力項采用“Body Forced Weighed”方式進行離散，其余各項均采用二階迎風差分方式進行離散。計算軟件采用Fluent18.0。

3 研究方案與評價方法

本文共對不同布風板開孔率和是否設置進口導流板的三種方案進行了模擬研究，如表2所示，其中布風板高度位于余熱回收塔13 m處。

表2 三種方案對比Tab.2 Comparison of three schemes

本文主要研究余熱回收塔內的流場均勻性，因此采用速度標準偏差系數(shù)CV值來表征余熱回收塔內速度整體分布特性，CV值的定義如下：

式中：σ為速度標準偏差，為該截面上所有測點的速度平均值，Xi為每一測點速度。

本文共選取三個面對流場結果進行分析，第一個是布風板前截面，第二個是填料層前截面，第三個為中剖面，各截面位置的示意圖如圖7所示。圖8示意了方案三的導流板的設計結果。導流板位于進口下游的折彎位置，采用一系列尺寸相同的平板等距布置而成，平板之間的間距為670 mm，平板高度為400 mm，平板數(shù)量為14。

圖7 仿真分析截面位置示意Fig.7 The section position of CFD

圖8 導流板示意圖Fig.8 Schematic diagram of guide plate

4 計算結果與分析

針對余熱回收塔內流場均勻性與流阻，本文對布風板不同開孔率計算結果進行分析，并在此基礎上與增加入口導流板方案計算結果進行對比分析。

4.1 計算結果與分析

圖9是布風板前速度分布云圖，從圖中可以看出，減小開孔率對布風板前速度分布影響很小，但增加導流板，對布風板前速度分布影響明顯，可以有效減小高速區(qū)域面積，增加流場均勻性。

圖9 布風板前截面的速度分布云圖Fig.9 The velocity contour of the section of air distributor

4.2 填料層前截面速度分布

圖10是不同方案填料層前的速度分布云圖，從圖中對比方案一與方案二速度分布可以看出，通過減小開孔面積，有利于消除流場中間的高速帶狀，增加流場均勻性。而對于方案二和方案三，差異較小，說明在開孔率降到一定程度下，再增加導流板對提高流場均勻性效果有限。

圖10 填料層前截面的速度分布云圖Fig.10 The velocity contour of the section of filler layer

4.3 中剖面速度分布

圖11是不同方案中剖面的速度分布云圖，從圖中可以看出，減小開孔率，對于布風板前流場影響很小，但對于布風板出口的速度分布較為明顯，減小開孔率后布風板出口速度均勻性提高，從而提高了流場均勻性。減小布風板開孔率繼續(xù)增加導流板后，氣流將往圖中左邊偏轉一些，對于提高布風板進氣均勻性有一定作用。

圖11 中剖面速度分布Fig.11 The velocity distribution of mid-section

4.4 不同方案性能比較

通過比較截面上CV值大小，可以得出流場均勻性好壞，由前述公式可以看出某截面上速度CV值越小，流場均勻性越好；表3示意了不同方案各項性能參數(shù)的比較，可以看出：布風板開孔率從25%降到15%時，可以將填料層前截面CV值從0.243降低到0.2，但增加余熱回收塔整體流阻，也使得整體流阻增加100 Pa。在開孔率降到15%后，繼續(xù)增加導流板設計，所獲得均勻性收益有限，且使總體流阻損失略有增加。

表3 不同方案性能比較Tab.3 Performance comparison of different

5 結論

本文針對布風板開孔率和進口導流板對余熱回收塔內流場均勻性及流動損失進行數(shù)值模擬分析，得到如下結論：

（1）布風板開孔率從25%降到15%后余熱回收塔內流場均勻性得到改善，在布風板V型板出口，形成多股較小氣流，起到整流均布作用。

（2）在布風板開孔率降到15%基礎上繼續(xù)增加入口導流板，余熱回收塔內流場均勻性稍有改善。

（3）減小布風板會開孔率增加余熱回收塔的流動損失，在布風板開孔率降到15%基礎上繼續(xù)增加入口導流板，余熱回收塔的流動損失會略有增加。