楊瑋，曲江源，齊娜娜2，，任杰，王瑞，楊鳳玲，張鍇2，

(1．晉能長治熱電有限公司，山西長治046011;2．山西省煤炭清潔燃燒發(fā)電工程技術(shù)研究中心(籌)，山西太原030006;3．華北電力大學熱電生產(chǎn)過程污染物監(jiān)測與控制北京市重點實驗室，北京102206;4．山西大學資源與環(huán)境工程研究所，山西太原030006)

濕法煙氣脫硫塔內(nèi)折形板除霧器優(yōu)化的數(shù)值模擬

楊瑋1，2，曲江源3，齊娜娜2，3，任杰1，2，王瑞1，2，楊鳳玲2，4，張鍇2，3

(1．晉能長治熱電有限公司，山西長治046011;2．山西省煤炭清潔燃燒發(fā)電工程技術(shù)研究中心(籌)，山西太原030006;3．華北電力大學熱電生產(chǎn)過程污染物監(jiān)測與控制北京市重點實驗室，北京102206;4．山西大學資源與環(huán)境工程研究所，山西太原030006)

采用歐拉－拉格朗日方法模擬了濕法煙氣脫硫塔內(nèi)折形板除霧器單通道二維流場的氣液兩相流動特性，氣相采用SST k－ω模型封閉的雷諾時均N-S方程，液滴采用顆粒隨機軌道模型。在對無構(gòu)件除霧器流場分析基礎(chǔ)上，提出一種加裝于除霧器葉片的構(gòu)件，并分析了優(yōu)化構(gòu)件高度及頂角對氣相流動特性、液滴運動軌跡及除霧器性能的影響。模擬結(jié)果表明，所提出的新型構(gòu)件可增強除霧器的捕集性能，構(gòu)件高度由3 mm增大至5 mm或頂角由120°減小至60°均可進一步提高除霧效率，而高度的影響比頂角更加明顯;綜合考慮除霧效率與壓降，對于高度為3mm或4mm的構(gòu)件頂角適宜范圍為90°至120°，而對于高度為5mm的構(gòu)件，頂角減小使壓降增加明顯，其適宜角度為120°。

濕法煙氣脫硫;除霧器;數(shù)值模擬;結(jié)構(gòu)優(yōu)化;除霧效率

0 引言

濕法煙氣脫硫(Wet Flue Gas Desulfurization，WFGD)技術(shù)已廣泛應(yīng)用于燃煤電廠SO2脫除，在我國已投運燃煤脫硫機組中石灰石－石膏法占90%以上［1］。脫硫塔是WFGD系統(tǒng)的核心設(shè)備，煙氣進入脫硫塔后與石灰石漿液逆流接觸，SO2被霧化的液滴吸收，而煙氣經(jīng)漿液噴淋段后攜帶粒徑小于500 μm液滴，這部分漿液液滴不僅有可能引起下游設(shè)備的堵塞與酸腐蝕問題，而且存在使排煙含塵量超標的風險［2－3］。除霧器安裝于脫硫塔上部用于捕集煙氣中夾帶的液滴，但是對粒徑較小液滴的分離效果較差［4］，隨著火電污染物排放限值的進一步降低，對除霧器的性能提出了更高的要求。因此，要實現(xiàn)除霧器的高效經(jīng)濟運行，對于除霧器的特性研究及結(jié)構(gòu)優(yōu)化至關(guān)重要［2－6］。

針對以上問題，王政允、黃新長、黃龍浩等［7－9］采用實驗方法研究了不同板型、風速、葉片間距及液滴粒徑分布條件下除霧裝置的分離性能與壓降特性，并分析了不同工況二次夾帶的臨界流速，但研究主要集中于除霧器的宏觀特性分析，無法獲得除霧器內(nèi)部的流動細節(jié)。

相比實驗研究方法，基于計算流體力學(Computational Fluid Dynamics，CFD)的數(shù)值模擬方法可以預(yù)測除霧器通道內(nèi)液滴的運動與煙氣的流動特性，獲取更全面的數(shù)據(jù)［10］，因此眾多研究者［2，11－13］將CFD技術(shù)引入除霧器內(nèi)部流動分析，對除霧器影響因素、計算模型適用性等進行了大量研究。Zamora等［11］分析了4種板型的波紋板除霧器性能，并對比了k－ε與k－ω模型的準確性，認為SST k－ω模型計算結(jié)果更為準確;郝雅潔等［12］以文獻［7－9］的實驗數(shù)據(jù)作為參照，采用標準k－ε模型與顆粒隨機軌道模型模擬了10 μm至60 μm液滴的運動特性及折形板除霧器葉片的捕集性能，結(jié)果表明除霧器對20 μm以下液滴捕集效率較低;洪文鵬等［2］基于RNG k－ε模型與顆粒隨機軌道模型，研究了不同幾何形狀倒鉤對折形板除霧器除霧效率與壓損的影響;姚杰等［13］利用低Re k－ε模型計算分析了影響帶倒鉤波紋板性能的主要幾何參數(shù)，認為葉片及倒鉤幾何特征對除霧效率及壓降影響明顯，并提出了高效的葉片結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)的組合方式。

在以上研究基礎(chǔ)上，本文針對折形板除霧器對小粒徑液滴捕集性能較差的問題，提出一種流場優(yōu)化構(gòu)件，用于強化除霧器對10 μm至30 μm液滴的捕集，采用SST k－ω模型對折形板除霧器原流場及優(yōu)化后的流場進行計算，分析了通道內(nèi)氣液兩相的流動特性，考察了構(gòu)件幾何因素對除霧效率與壓降的影響。

1 除霧器氣液兩相流動模型

圖1 折形板除霧器結(jié)構(gòu)示意圖

1.1 模擬對象

模擬對象為間距D=26 mm折形板除霧器單通道流場，折形板除霧器葉片幾何參數(shù)參考文獻［12］數(shù)據(jù)，除霧器單通道及葉片結(jié)構(gòu)如圖1所示。此外，本文在對原除霧器通道流場計算及分析的基礎(chǔ)上，提出一種構(gòu)件用以優(yōu)化除霧器內(nèi)氣液兩相流場(如圖2)，該構(gòu)件分別加裝于B段與D段。為考察構(gòu)件結(jié)構(gòu)對葉片除霧效率與壓降特性的影響，模擬計算考慮的特征幾何參數(shù)為有效高度H與頂角α，建立物理模型采用的H值為3 mm、4mm、5 mm，α值為60°、90°、120°。

圖2 除霧器優(yōu)化構(gòu)件結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 簡化條件

除霧器葉片間形成的流動通道內(nèi)為復(fù)雜的兩相流，包含煙氣流動、液滴自身破碎與液滴間碰撞、液滴與壁面碰撞引起的沉積與飛濺等復(fù)雜的物理過程，本文在誤差允許范圍內(nèi)對兩相流模型作如下簡化:

(1)除霧器通道內(nèi)煙氣視為理想流動，且煙氣馬赫數(shù)小于0.1，故模擬的煙氣為不可壓縮流體［13］;

(2)在脫硫塔等工業(yè)設(shè)備中除霧器葉片Z軸方向長度遠大于其余兩個維度，煙氣流速在Z軸方向趨近于0，流場具有空間重復(fù)性［8，14］，故將煙氣流動視為二維平面流動;

(3)煙氣經(jīng)過噴淋層后為恒溫飽和狀態(tài)［15］，因此忽略流動過程的熱質(zhì)傳遞;

(4)將煙氣夾帶的漿液液滴視為球形顆粒，并且忽略液滴的碰撞與破碎;

(5)根據(jù)文獻［7－9］的實驗數(shù)據(jù)，圖1中所示的折形板除霧器發(fā)生液滴二次夾帶的臨界流速為6～7 m/s，而本文采用的入口氣速vin為3～6 m/s，因此忽略煙氣二次夾帶的影響;

(6)液滴與除霧器葉片碰撞即視為被捕集，忽略因碰撞引起的液滴飛濺。

1.3 氣液兩相流動的數(shù)學模型

本文采用歐拉－拉格朗日方法描述除霧器通道內(nèi)氣液兩相的流體力學行為，其中煙氣為連續(xù)流體，湍流模型選用SST k－ω模型;液滴為離散項流體，模擬采用隨機軌道模型。

對于連續(xù)相流動，視為粘性不可壓縮定常流動。選取葉片間距D=26 mm作為特征長度，各工況流動模型Re為5 340至10 680，低于Lauder與Spalding提出的臨界雷諾數(shù)2×104，屬于低雷諾數(shù)流動。連續(xù)相控制方程形式如下:

連續(xù)性方程

動量方程

式中:變量Γk與Γω表示k與ω的有效擴散系數(shù); Gk表示速度梯度引起的湍動能生成項;Gω表示ω生成源項;Yk與Yω分別表示k與ω的湍流耗散項;Dω為正交發(fā)散項;Sk與Sω為自定義源項。

對于液滴，模擬計算采用的液滴粒徑為10～30 μm，Saffman浮升力作用較明顯［4］，而液滴密度遠高于煙氣密度，可忽略附加質(zhì)量力及Basset力等［17］，本文僅考慮曳力、重力及浮力、Saffman浮升力與慣性力的平衡關(guān)系，液滴滿足牛頓第二定律的控制方程為:

式中:ρg為氣相密度;→vg為氣相流速;p為氣相壓力;τ為剪切應(yīng)力張量;τR為雷諾應(yīng)力張量;→B為連續(xù)相體積力的總和，包括離散項與連續(xù)相間的相互作用力［16］。

在湍流模型選取方面，Wang等［17］認為低雷諾數(shù)湍流模型相比STD k－ε模型可以更好地預(yù)測除霧器內(nèi)的氣液流動;Zamora等［11］、Galletti等［18］發(fā)現(xiàn)SST模型可更精確地模擬煙氣的分離流動與二次流。此外，上述文獻研究結(jié)果均表明，準確模擬連續(xù)相流動對除霧器性能的預(yù)測具有重要意義。鑒于本文模擬的折形板加裝構(gòu)件后產(chǎn)生的分離流動現(xiàn)象更為明顯，為了更準確地模擬煙氣在除霧器內(nèi)的低雷諾數(shù)流動以及因負壓梯度引起的渦流，湍流模型選用SST k－ω模型。SST k－ω湍流模型利用關(guān)于湍動能k與湍流頻率ω的輸運方程封閉雷諾時均處理的N-S方程組，對于定常流動其方程形式為:

式中:→FS表達式中變量含義詳見文獻［19］;ν為連續(xù)相動力粘度;dp為液滴粒徑。

模擬液滴在流場中的運動采用隨機軌道模型，考慮連續(xù)相湍流脈動引起的顆粒擴散效應(yīng)，根據(jù)連續(xù)相的速度場分布，通過對方程(5)按一定時間步積分得到液滴在除霧器通道內(nèi)的運動軌跡。1.4計算參數(shù)及數(shù)值求解

對于氣相，密度ρg為1.225 kg/m3，動力粘度μg為1.789×10－5N·s/m2。入口邊界采用速度入口，入口流速vin為3～6 m/s，湍流強度均為5%，湍流粘度比為10%～20%;壁面采用無滑移邊界條件;出口采用壓力出口，參考壓力為0 Pa。

對于液相，密度ρp為1 200 kg/m3，本文在計算中考慮8種液滴粒徑工況，其粒徑dp分為10 μm、12.5 μm、15 μm、17.5 μm、20 μm、22.5 μm、25 μm、30 μm，各計算工況均為單一粒徑。液滴模擬通過在除霧器煙氣入口布置噴射源實現(xiàn)，液滴在初始位置相對連續(xù)相無滑移，入口質(zhì)量流量Qin=0.05·v·D［12－13］;液滴運動至煙氣出口則視為逃逸;由于除霧效率為葉片捕集液體量與入口流量的比值，因此除霧效率η按以下公式計算:

式中:Qin為液滴在除霧器入口質(zhì)量流量，kg/s;Qe為出口處逃逸液體質(zhì)量流量，kg/s。

數(shù)值計算采用Ansys Fluent 15.0作為計算平臺，連續(xù)相的離散基于有限體積法，對流項離散格式為二階迎風差分格式，計算采用SIMPLE算法，而對于離散項計算則采用拉格朗日方法。

1.5 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗證

由于液滴的捕集發(fā)生于壁面附近，而近壁面區(qū)域連續(xù)相流動對液滴運動具有明顯的影響作用，因此選取恰當?shù)慕诿嫣幚矸椒熬W(wǎng)格劃分方式至關(guān)重要。Rafee等［20］認為增強壁面處理相比壁面函數(shù)法可以更精確地模擬低雷諾數(shù)流動;Zamora等［11］發(fā)現(xiàn)采用增強壁面處理方法時首層網(wǎng)格距壁面無量綱距離y+取值對除霧效率的計算結(jié)果影響明顯，并建議首層節(jié)點y+適宜取值范圍為0.2～0.5。本文對連續(xù)相在近壁面區(qū)域計算采用增強壁面處理方法，利用ICEM CFD劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格時，為提高流動計算的準確性，首層節(jié)點y+取值為0.5，該節(jié)點距壁面估計值為0.02 mm。

圖3比較了入口氣速vin為6 m/s時2.8×104(網(wǎng)格I)、4.5×104(網(wǎng)格II)和6.8×104(網(wǎng)格III)三種結(jié)構(gòu)網(wǎng)格在通道末端(Y=0.15 m)沿X軸方向壓力分布?？梢园l(fā)現(xiàn)2.8×104網(wǎng)格與其它網(wǎng)格的計算結(jié)果有較為明顯的差別;網(wǎng)格數(shù)量由4.5×104增加約50%至6.8×104時計算結(jié)果吻合良好，因此最終確定網(wǎng)格數(shù)量為4.5×104。

圖3 Y=0.15 m處靜壓與全壓分布圖

1.6 兩相間耦合方法對比

連續(xù)相與離散項的相互作用是兩相流數(shù)值計算的重要因素之一。針對除霧器內(nèi)液滴呈現(xiàn)稀疏離散相的特征［5］，本文比較了入口氣速vin為3 m/s和6 m/s時單向耦合與雙向耦合方法對氣相流動速度的影響。圖4以dp=20 μm粒徑工況為例，給出連續(xù)相在Y=0.15 m處軸向速度分量在X軸分布對比。結(jié)果表明在不同入口氣速條件下，兩種耦合方法獲得的流速分布差異很小，其他粒徑在不同工況下也有類似特征。因此，脫硫塔除霧器通道內(nèi)液滴的存在對煙氣流動影響有限，連續(xù)相的運算迭代可忽略離散項。其他研究者在對脫硫塔除霧器［4］與冷卻塔除霧器［17－18］內(nèi)流場模擬時也忽略了液滴對氣體流動的影響，采用單向耦合方法描述氣液兩相流動。

圖4 不同耦合方法連續(xù)相軸向速度計算值對比圖

2 結(jié)果與討論

2.1 無構(gòu)件除霧器流場分析及優(yōu)化

圖5比較了入口氣速為3 m/s和6 m/s時無構(gòu)件折形板除霧器通道內(nèi)氣液兩相的流動狀態(tài)。模擬結(jié)果表明，連續(xù)相流經(jīng)無構(gòu)件除霧器通道時在C段及E段偏斜較為明顯，其余段氣相流動平緩，入口氣速由3 m/s增大至6 m/s，盡管除霧器內(nèi)氣流平均流速有所提高，但連續(xù)相主流在通道內(nèi)的流動狀態(tài)較為相似，尤其C段與E段因氣流偏斜形成的回流區(qū)范圍未出現(xiàn)明顯變化。

圖5 無構(gòu)件除霧器內(nèi)煙氣流線及液滴分布圖

本文考察了無構(gòu)件折形板除霧器對粒徑dp為10 μm、12.5 μm、15 μm、17.5 μm、20 μm、22.5 μm、25 μm、30 μm共8種粒徑液滴的捕集性能，以初始粒徑dp=15 μm液滴運動軌跡為例，選取500個液滴考察離散項的分布特性(見圖5)。當氣速由3 m/s增加至6 m/s時，液滴在通道內(nèi)的整體分布更為集中，分布范圍略有減小，但是液滴運動軌跡并未發(fā)生明顯變化，在不同入口氣速條件下，液滴對氣流均表現(xiàn)出較好的跟隨性，其運動軌跡與主流近乎重合。在液滴分布的局部特性方面，隨氣流運動的液滴與葉片B段與D段發(fā)生接觸，且液滴集中分布在葉片附近;而在C段與E段僅有少數(shù)液滴因慣性離心力作用從氣流中分離并與葉片碰撞，多數(shù)液滴則集中于除霧器通道中間處。理論上，液滴慣性力隨著氣速升高呈現(xiàn)增大的趨勢，這樣可以增加液滴與葉片的碰撞幾率從而提高除霧效率，但液滴分布顯示仍有較多液滴從出口處逃逸，由式(11)計算得到入口為氣速為3～6 m/s時無構(gòu)件除霧器對dp=15 μm液滴的捕集效率均低于40%。此外，二次夾帶易發(fā)生于葉片折角處［21］，對于本文模擬對象，多數(shù)液滴在D段被捕集并形成液膜，當有高速氣流通過D、E段連接處折角時，氣流對液膜的撕裂作用可能產(chǎn)生二次夾帶，同時折角與出口間距離較短，沒有足夠長的葉片捕集氣流夾帶的液滴。

針對無構(gòu)件除霧器對小粒徑液滴分離效果較差的問題及可能出現(xiàn)的二次夾帶問題，本文通過在葉片上加裝構(gòu)件(見圖2)對折板除霧器通道內(nèi)流場優(yōu)化，旨在提高其除霧效率，同時其凸起結(jié)構(gòu)使得流場內(nèi)無流動死區(qū)，便于除霧器沖洗，降低結(jié)垢風險。其中，構(gòu)件I位于B段末端與C段的連接處，用于增強液滴的慣性力作用，從而提高C段捕集能力;構(gòu)件Ⅱ位于D段，距離E段10～20 mm，一方面其作用同構(gòu)件I用于增大氣流的偏轉(zhuǎn)程度來提高液滴與E段的碰撞幾率;另一方面，將構(gòu)件Ⅱ與折角的位置設(shè)置一定間隔可避免折角處出現(xiàn)高速氣流，降低二次夾帶的可能性，也可在氣流經(jīng)D段偏轉(zhuǎn)后使葉片有足夠的長度用于捕集分離的液滴。

2.2 構(gòu)件高度對除霧器性能的影響

圖6與圖7分別為不同構(gòu)件高度H時除霧器通道內(nèi)氣相速度云圖與流動轉(zhuǎn)折處局部放大圖。與無構(gòu)件除霧器流場對比可知，優(yōu)化構(gòu)件可通過對氣流施加擾動增強氣流的偏轉(zhuǎn)，同時氣流偏折程度的變化使回流區(qū)的范圍擴大，并且隨著構(gòu)件高度H增大，這一現(xiàn)象更為明顯(圖7);加裝構(gòu)件使轉(zhuǎn)折后主流的流速升高，例如在氣速vin=6 m/s條件下，當H由3 mm增至5 mm時，通道內(nèi)最高流速由13 m/s提高至16 m/s，這是由于回流區(qū)范圍增大，主流因有效流通面積變小而流速升高。

此外，通過對比vin=3 m/s與vin=6 m/s時氣相流動特性可知，在構(gòu)件幾何結(jié)構(gòu)不變時，入口氣速提高只對通道內(nèi)氣流的流速大小產(chǎn)生影響，而氣流的偏轉(zhuǎn)及回流區(qū)范圍未發(fā)生明顯變化，這一特性與無構(gòu)件除霧器相似。

圖6 除霧器氣相速度云圖

圖7不同構(gòu)件高度回流區(qū)局部放大圖

圖8 給出了構(gòu)件高度H對粒徑15 μm液滴運動的影響，其中在每個通道內(nèi)選取500個液滴作為分析對象。當氣速vin=3 m/s時，液滴與除霧器葉片的接觸主要出現(xiàn)在B段與D段，隨H值增大，液滴運動軌跡的轉(zhuǎn)折程度隨之增大，D段的截留作用更加明顯［13］;當vin=6 m/s時，無構(gòu)件通道內(nèi)液滴分布相對vin=3 m/s變化較小，但隨H的增大，液滴在經(jīng)過B段后逐漸向右側(cè)偏斜，并脫離氣相主流，當H達到5 mm時多數(shù)液滴在C段即被捕集，同時出口處液滴明顯減少。該現(xiàn)象表明，構(gòu)件有效高度H增大，使氣速對氣液分離的影響更為明顯。其原因主要為:一方面，構(gòu)件的凸出結(jié)構(gòu)可實現(xiàn)對氣流夾帶液滴的截留，液滴因慣性力被構(gòu)件捕集，隨氣速增大，液滴的動量增大，截留作用更為明顯，隨H值增大，液滴與構(gòu)件碰撞的幾率增加;另一方面，隨氣速升高或H值增大，轉(zhuǎn)折處回流區(qū)范圍增大，氣相主流流速升高伴隨偏轉(zhuǎn)加劇，隨主流加速的液滴因慣性離心力增強與氣相分離，從而提高了葉片的捕集性能。

圖815 μm液滴在除霧器通道內(nèi)的運動軌跡圖

圖9 為不同氣速條件下構(gòu)件高度H對除霧效率的影響，無構(gòu)件時本文對不同粒徑液滴分離效率的模擬結(jié)果與洪文鵬等［2］的計算值偏差均小于10%。當內(nèi)構(gòu)件引入后，H值增大使除霧器對于各粒徑液滴的脫除均有一定程度提高，在相同氣速下構(gòu)件對除霧效率的提升幅度隨粒徑增大而增加。其原因主要是液滴所受阻力不足以平衡慣性離心力［22］，由式(10)可以發(fā)現(xiàn)液滴弛豫時間τp隨粒徑增大而增加，構(gòu)件對氣流轉(zhuǎn)折的強化使液滴對主流的跟隨性變差［4］，兩相間出現(xiàn)滑移而導致氣液分離，因此液滴更易被葉片捕集。

圖9(c)給出了vin=5 m/s工況下文獻［2］中除霧器鉤片與本文優(yōu)化構(gòu)件的除霧性能對比，其中鉤片I長度4 mm、寬度4 mm;鉤片II長度8 mm、寬度4 mm。結(jié)果表明鉤片長度8 mm時與H =4 mm與5 mm優(yōu)化構(gòu)件性能差別較小，而對15 μm及20 μm顆粒，鉤片長度4 mm時脫除性能相比于不同H值優(yōu)化構(gòu)件較差。

圖9 構(gòu)件高度H對除霧效率的影響

圖10 構(gòu)件頂角α對除霧效率的影響

2.3 構(gòu)件頂角α對除霧器性能的影響

圖10為不同氣速下構(gòu)件頂角α對除霧效率的影響。計算結(jié)果表明，當構(gòu)件高度H一定時，各氣速下頂角α值減小可提高除霧器對各粒徑液滴的脫除效率。以圖11所示構(gòu)件I附近流動為例分析其原因:當α=120°時氣流經(jīng)過構(gòu)件后流動較為平緩，隨著α減小，構(gòu)件后連續(xù)相的負壓梯度增大導致回流旋渦范圍擴大，回流區(qū)的阻塞作用增強使得主流轉(zhuǎn)折角增大且氣相因通流截面減小而提速，從而使液滴因慣性離心作用增強而與氣流分離。與構(gòu)件高度H相比較，構(gòu)件頂角α對除霧效率的影響較小。例如，當入口氣速vin=4 m/s時H=3 mm、α=120°對dp=17.5 μm液滴脫除效率為65.26%;保持入口氣速vin和構(gòu)件高度H不變，當α減小到60°時脫除效率可以提高到81.21%，而保持入口氣速vin和構(gòu)件頂角α不變，H增大至5 mm時除霧器對dp=17.5 μm液滴脫除效率可高達92.04%。

2.4 構(gòu)件高度和頂角對壓降的影響

表1所示為不同工況下D=26 mm折形板除霧器壓力損失，對無構(gòu)件除霧器壓降計算結(jié)果與文獻［7］實驗數(shù)據(jù)吻合良好。定義附加壓力損失為加裝構(gòu)件葉片壓降與對應(yīng)氣速條件下無構(gòu)件葉片壓降的差值，當氣速升高時，構(gòu)件引起的附加損失增大，隨H增大或α減小，這一損失進一步增大。其原因為:氣流經(jīng)轉(zhuǎn)折后形成二次流，在這一區(qū)域湍動能高，湍流耗散強烈［23］，當構(gòu)件幾何結(jié)構(gòu)不變，盡管氣速升高時回流區(qū)范圍變化并不明顯(如圖5、圖6)，但由于壓力損失與流速的平方成正比，隨氣流速度的增大，因漩渦引起的壓力損耗明顯增加，因此壓力損失因回流的能量損耗增大而升高［4］;當H增大時受構(gòu)件擾動的氣體流量增大，而當α減小時受擾動的氣體沿X軸方向的速度分量增大，這兩種效應(yīng)均提高了轉(zhuǎn)折氣流的動量，使壓力損失隨回流區(qū)擴大而提高，同時，當α小于120°時，負壓梯度增大，其擠壓作用增強使旋渦進一步分離出壁角渦，隨α減小壁角渦范圍增大(如圖11)，這一現(xiàn)象也可能進一步引起能量損耗［23－24］。

表1 除霧器內(nèi)氣相流動壓力損失Pa

當構(gòu)件高度H=3 mm，α由120°減小到90°時壓降略有下降。其原因可能為:當構(gòu)件高度較小時，α由120°減小到90°氣流經(jīng)過構(gòu)件后形成旋渦形態(tài)略有改變，但回流范圍較小，湍流耗散作用較弱，因此這部分能量耗散變化較小，而α=120°構(gòu)件沿連續(xù)相流動方向長度較大，沿程阻力較高，致使其壓力損失略高于α=90°構(gòu)件。

此外，根據(jù)文獻［2］計算值，vin=5 m/s工況下加裝除霧性能較好的鉤片I時除霧器通道壓降約為70 Pa，高于表1所示各優(yōu)化構(gòu)件壓降值，這是由于煙氣不僅因轉(zhuǎn)折產(chǎn)生額外壓力損失，同時在鉤片內(nèi)側(cè)形成回流，使氣流的耗散增強［18］。

除霧效率與壓降是除霧器性能的關(guān)鍵評價標準［2，4－6］，綜合考慮以上兩種因素，對于H=3 mm與H=4 mm構(gòu)件，α減小可提高除霧效率，同時α減小引起的壓力損失較小，其適宜范圍為90°≤α≤120°;對于H=5 mm構(gòu)件，α減小引起的壓力損失有明顯的增加，α=60°時構(gòu)件引起壓降相對于原通道壓降可增加約200%，但相比壓降變化，α減小對除霧效率改變較小(如圖10)，因此選用α =120°較為適宜。

圖11 不同構(gòu)件頂角回流區(qū)局部放大圖

3 結(jié)論

本文利用數(shù)值模擬方法考察了構(gòu)件結(jié)構(gòu)H與α對氣液兩相流動的影響，所得結(jié)論如下:

(1)優(yōu)化構(gòu)件可通過截留作用捕集部分液滴，同時，構(gòu)件引起的氣流偏斜與主流區(qū)的加速可強化液滴從氣流中分離，從而提高除霧效率。

(2)構(gòu)件高度H提高或構(gòu)件頂角α減小可強化氣液相分離效率，提升葉片除霧性能，且H的影響比α更加明顯。

(3)折形板除霧器加裝構(gòu)件后可提高氣流的偏斜程度，擴大了回流區(qū)的范圍，致使壓力損失增大。綜合考慮除霧效率與壓降兩種因素，構(gòu)件幾何因素的適宜取值為:對于H=3 mm與H=4 mm構(gòu)件，α適宜范圍為90°≤α≤120°;對于H=5 mm構(gòu)件，α適宜取值為α=120°。

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Numerical Simulation for Optimizing Flow Field of Vane-type Mist Eliminator in Wet Flue Gas Desulfurization Tower

YANG Wei1，2，QU Jiangyuan3，QI Nana2，3，REN Jie1，2，WANG Rui1，2，YANG Fengling2，4，ZHANG Kai2，3
(1．Jinneng Group Changzhi Thermoelectricity Co．Ltd．，Changzhi 046011，China;2．Shanxi Province Engineering Research Center of Clean Coal Combustion for Power Generation(Under Preparation)，Taiyuan 030006，China;3．Beijing Key Laboratory of Emission Surveillance and Control for Thermal Power Generation，North China Electric Power University，Beijing 102206，China;4．Institute of Resources＆Environment Engineering，Shanxi University，Taiyuan 030006，China)

The two-dimensional gas-liquid flow characteristics in the single channel between two vanes of the mist eliminator in Wet Flue Gas Desulfurization system aresimulated in this paper．The Eulerian-Lagrangian approach is applied，and the slurry droplets are calculated by Discrete Random Walk model，and the gas phase is treated by the Reynoldsaveraged N-S equations together with Shear Stress Transport(SST)k-ω turbulence model．Based on hydrodynamics characteristics of two-phase flow field in the mist eliminator，a kind of component installedon the vanes of the demisteris proposed．The influencesof the height and apex angle of the newly installed component on the gas flow，droplet trajectories and trapping performance have been investigated．The simulation results indicate that the trapping performance of the mist eliminator can be enhanced by introducing a desired component．An increase of theheight from 3 mm to 5 mm or a decrease of the apex angle from 120°to 60°could improve the removal efficiency of mist eliminators．Furthermore，the height of the componenthas a significant influence on the performance of demister while apex angle plays a relatively irrelevant role．Taking both thedroplet removal efficiency and pressure drop into consideration，the apex angle rangingfrom 90°to 120°is appropriatefor the componentin height of 3mm and 4mm，whilst the angle which has great effect on the pressure drop should select as 120°with regard to the componentin height of 5 mm．

wet flue gas desulfurization;numerical simulation;mist eliminator;structure optimization

X701.3

A

1672－0792(2017)07－0043－09

楊瑋(1971－)，男，工程師，主要研究方向為燃煤電廠節(jié)能與運行優(yōu)化。

10.3969/j.ISSN.1672－0792.2017.07.008

2017－03－29。

山西省科技重大專項項目(MD2015－01)。