段 璐，王實(shí)樸

(1.煤科院節(jié)能技術(shù)有限公司，北京 100013；2.煤炭科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，北京 100013；3.國(guó)家能源煤炭高效利用與節(jié)能減排技術(shù)裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013)

0 引 言

為滿足燃煤工業(yè)鍋爐領(lǐng)域日益嚴(yán)格的污染物排放標(biāo)準(zhǔn)，煤科院節(jié)能技術(shù)有限公司開(kāi)發(fā)了高倍率灰鈣循環(huán)脫硫(no gap desulfurization，NGD)技術(shù)。該技術(shù)通過(guò)增濕和攪拌將鍋爐自生粉煤灰制備成脫硫吸收劑，在脫硫反應(yīng)器內(nèi)，脫硫吸收劑中的Ca(OH)2與煙氣中的SO2充分接觸，并進(jìn)行化學(xué)反應(yīng)生成CaSO4[1-2]，從而脫除煙氣中的SO2。該方法在摻混少量Ca(OH)2后可將脫硫效率提高到90%以上，脫硫裝置出口SO2平均排放濃度降低到35 mg/Nm3，達(dá)到超低排放標(biāo)準(zhǔn)[3]。與濕法脫硫相比，NGD技術(shù)具有投資和運(yùn)行費(fèi)用低、占地面積小，能夠避免脫硫廢水二次污染、石膏雨和有色煙羽現(xiàn)象[4]，因此，NGD技術(shù)在燃煤工業(yè)鍋爐領(lǐng)域具有較好的發(fā)展前景，尤其適用于缺水的西部地區(qū)。

煤科院節(jié)能技術(shù)有限公司為開(kāi)發(fā)NGD技術(shù)進(jìn)行了大量的基礎(chǔ)研究。羅偉等[1]通過(guò)試驗(yàn)研究探討了進(jìn)口煙溫、鈣硫比、含濕量以及進(jìn)口SO2濃度等因素對(duì)脫硫效率的影響。部分學(xué)者通過(guò)工業(yè)測(cè)試發(fā)現(xiàn)，粉煤灰中的活性氧化鈣含量對(duì)脫硫效果至關(guān)重要，提高增濕水量能顯著提高脫硫效率，同時(shí)發(fā)現(xiàn)原生粉煤灰和熟石灰摻混量對(duì)脫硫效率的影響較大[2-5]。龔艷艷等[6]研究發(fā)現(xiàn)，控制燃料在溫和溫度區(qū)燃燒可得到活化性能較好的粉煤灰，調(diào)節(jié)絕熱飽和溫度差小于16 ℃，增濕水量達(dá)到680 kg/h，可將脫硫效率提高到90%。崔名雙[7]系統(tǒng)研究了脫硫吸收劑制備對(duì)脫硫性能的影響，并給出了含水率、熟石灰摻混比、停留時(shí)間、反應(yīng)溫度等影響因素下的最佳脫硫工藝。王實(shí)樸等[8]分析了NGD對(duì)除塵器差壓的影響，發(fā)現(xiàn)NGD系統(tǒng)運(yùn)行導(dǎo)致布袋除塵器入口煙塵濃度和濕度大幅提高，對(duì)除塵器的性能有較大影響。

綜上所述，已有研究主要關(guān)注NGD技術(shù)的脫硫反應(yīng)過(guò)程及其影響因素，對(duì)NGD反應(yīng)器結(jié)構(gòu)和流場(chǎng)的關(guān)注較少。本文通過(guò)計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamic - CFD)方法研究NGD反應(yīng)器內(nèi)氣相流場(chǎng)，并采用熵產(chǎn)分析方法探究NGD反應(yīng)器內(nèi)的能耗特性，為NGD技術(shù)的優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。

1 物理模型

本文選擇神東某30 t/h煤粉工業(yè)鍋爐NGD反應(yīng)器為研究對(duì)象，其結(jié)構(gòu)示意如圖1所示(D為反應(yīng)器直徑)。根據(jù)作用不同將NGD反應(yīng)器分為3部分，上部主體反應(yīng)區(qū)(H1段)：該部分是脫硫吸收劑和SO2進(jìn)行反應(yīng)的主體部分；中部加速區(qū)(H2段+增濕攪拌灰入口管)：增濕后的脫硫吸收劑通過(guò)矩形管道進(jìn)入加速區(qū)，被高速氣流攜帶進(jìn)入主體反應(yīng)區(qū)；下部煙氣入口區(qū)(H3段+煙氣入口管道)：通過(guò)一緩沖罐連接煙氣入口管道和中部加速區(qū)，從省煤器出來(lái)的煙氣經(jīng)過(guò)管道進(jìn)入緩沖罐中。

圖1 NGD反應(yīng)器結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic diagram of NGD reactor construction

NGD反應(yīng)器的基本幾何參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 NGD反應(yīng)器幾何參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)

2 數(shù)值研究方法

2.1 數(shù)值計(jì)算方法

假設(shè)脫硫反應(yīng)器內(nèi)的流體為不可壓縮理想流體，忽略重力加速度影響，采用ANSYS Fluent軟件，通過(guò)耦合求解連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程和k-ε模型，得到反應(yīng)器內(nèi)的速度場(chǎng)分布。壓力-速度耦合求解方法采用SIMPLE算法，離散方法采用二階迎風(fēng)格式。

邊界條件：煙氣進(jìn)口和增濕攪拌灰進(jìn)口均設(shè)置速度進(jìn)口(velocity inlet)，煙氣進(jìn)口速度為10.9 m/s，增濕攪拌灰入口煙氣流速設(shè)為0，出口邊界條件設(shè)置為Outflow。

網(wǎng)格劃分：采用Gambit建立脫硫反應(yīng)器的模型，以結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分模型，對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性檢查，網(wǎng)格個(gè)數(shù)分別為38.0萬(wàn)、40.8萬(wàn)、71.3萬(wàn)和87.3萬(wàn)。在不同網(wǎng)格數(shù)下求解NGD反應(yīng)器內(nèi)流場(chǎng)。計(jì)算得到的進(jìn)、出口壓降如圖2所示，網(wǎng)格數(shù)為38.0萬(wàn)時(shí)，NGD反應(yīng)器進(jìn)出口壓降遠(yuǎn)低于其他網(wǎng)格計(jì)算得到的壓降，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到40.8萬(wàn)時(shí)，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)，壓降變化不大，40.8萬(wàn)網(wǎng)格下計(jì)算的壓降與38.0萬(wàn)、71.3萬(wàn)和87.3萬(wàn)網(wǎng)格下計(jì)算結(jié)果的偏差分別為9.9%、2.1%和3.0%。因此，選取網(wǎng)格數(shù)40.8萬(wàn)進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

圖2 網(wǎng)格獨(dú)立性檢查Fig.2 Validation of grid independence

2.2 能耗計(jì)算模型

(1)

由傳熱引起的能量耗散可通過(guò)進(jìn)出口煙氣的溫差計(jì)算，即

(2)

式中，cp為煙氣的定壓比熱容，kJ/(kg·K)；qm為煙氣的質(zhì)量流量，kg/h；Δt為進(jìn)、出口溫差，K。

由黏性流體流動(dòng)引起的能量耗散為

(3)

式中，qg,V為煙氣的體積流量，m3/h；ΔP為煙氣進(jìn)、出口壓降，Pa。

根據(jù)能量守恒定律，一維不可壓縮黏性流體的壓降可表示為

(4)

右式第1項(xiàng)為動(dòng)量變化引起的壓降(ρg為煙氣密度，kg/m3，c為煙氣流速，m/s)，由于脫硫反應(yīng)器進(jìn)、出口管道的橫截面積相同，進(jìn)、出口煙氣流速相同，因此右式第1項(xiàng)可忽略不計(jì)。右式第2項(xiàng)為煙氣位置勢(shì)能變化引起的壓降，其中Δz為煙氣位置勢(shì)能差，m；g為重力加速度，m/s2。右式第3項(xiàng)為黏性流體流動(dòng)過(guò)程能量耗散引起的壓降，可表示為

(5)

Duan等[9-10]基于熱力學(xué)第二定律和熵產(chǎn)分析方法建立了黏性流體流動(dòng)過(guò)程的熵產(chǎn)分析模型，該模型能夠定量分析黏性流體流動(dòng)過(guò)程的能耗，已成功應(yīng)用于旋風(fēng)分離器的能耗分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化。通過(guò)對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)流動(dòng)過(guò)程分析發(fā)現(xiàn)，引起黏性流體流動(dòng)過(guò)程中能耗的因素有直接耗散、湍流耗散和壁面摩擦，但直接耗散引起的能量損失較小，可忽略不計(jì)，該方法也被推廣用于旋風(fēng)分離器、離心泵和跨音速翼型的優(yōu)化中[11-14]。本文僅考慮湍流耗散和壁面摩擦2個(gè)因素。

單位體積內(nèi)湍流耗散引起的熵產(chǎn)可表示為

(6)

ΔSgen,t=?S?gen,tdV

(7)

單位面積壁面摩擦引起的熵產(chǎn)可表示為

(8)

其中，τw為流體的壁面剪切應(yīng)力，Pa；vp為網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)處的流體速度，m/s；T為局部煙氣溫度，K。脫硫反應(yīng)器內(nèi)壁面摩擦引起的熵產(chǎn)可通過(guò)對(duì)式(5)進(jìn)行面積分得到，即

(9)

熵產(chǎn)分析方法的詳細(xì)信息見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。

3 結(jié)果與討論

3.1 總能耗分析

NGD反應(yīng)器空載運(yùn)行3 h的進(jìn)、出口壓降如圖3所示。可知NGD反應(yīng)器穩(wěn)定運(yùn)行，其壓降在一定范圍內(nèi)波動(dòng)，NGD反應(yīng)器3 h的平均壓降為662.4 Pa。

圖3 NGD反應(yīng)器進(jìn)出口壓降的運(yùn)行值Fig.3 Operating value of pressure drop at inlet and outlet of NGD reactor

3.2 數(shù)值模擬準(zhǔn)確性分析

由于CFD方法計(jì)算流場(chǎng)時(shí)未考慮位置勢(shì)能引起的靜壓變化，因此，NGD反應(yīng)器的總壓降應(yīng)為NGD反應(yīng)器進(jìn)、出口壓差與位置勢(shì)能變化之和。根據(jù)式(4)右式第2項(xiàng)計(jì)算得到位置勢(shì)能變化引起的壓降為237.6 Pa，CFD方法計(jì)算得到NGD反應(yīng)器進(jìn)出口壓差為427.1 Pa，因此，CFD方法計(jì)算得到的NGD壓降為664.7 Pa。根據(jù)式(6)～(9)能夠計(jì)算出NGD反應(yīng)器的湍流耗散和壁面摩擦引起的熵產(chǎn)，并根據(jù)式(5)得到兩者引起的壓降分別為347.4和57.5 Pa，采用熵產(chǎn)分析方法計(jì)算得到NGD反應(yīng)器的壓降404.9 Pa，熵產(chǎn)分析方法得到的總壓降應(yīng)為位置勢(shì)能變化和能耗引起的壓降之和，即642.5 Pa。

NGD反應(yīng)器壓降測(cè)量值、CFD模擬和熵產(chǎn)分析方法計(jì)算壓降值如圖4所示。

由圖4可知，NGD反應(yīng)器、熵產(chǎn)分析方法和CFD模擬的壓降分別為662.4、642.5和664.7 Pa，CFD模擬和熵產(chǎn)分析方法得到的結(jié)果與測(cè)量值的偏差分別為0.4%和3.0%，可見(jiàn)CFD方法和熵產(chǎn)分析方法均能較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)NGD反應(yīng)器的壓降。不考慮位置勢(shì)能引起的壓降，CFD方法和熵產(chǎn)分析方法得到結(jié)果的偏差為5.2%，在可接受范圍內(nèi)。因此，熵產(chǎn)分析方法能較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)NGD反應(yīng)器內(nèi)氣相流動(dòng)的能耗。

3.3 流場(chǎng)分析

NGD反應(yīng)器內(nèi)的速度分布云圖和速度矢量分布如圖5所示。圖5(a)和(b)分別為x=0和y=0橫截面上的速度分布云圖，煙氣從管道進(jìn)入緩沖罐，增濕攪拌灰從落灰管進(jìn)入主體反應(yīng)區(qū)的底部，為防止大粒徑顆粒物在重力作用下落入NGD底部，在主體反應(yīng)區(qū)和緩沖罐之間設(shè)置一段管徑驟縮的加速區(qū)，進(jìn)入加速區(qū)的煙氣流速急劇增大，煙氣攜帶增濕攪拌灰進(jìn)入主體反應(yīng)區(qū)。緩沖罐和主體反應(yīng)區(qū)下半段煙氣流速分布極不均勻，遠(yuǎn)離煙氣入口方向和落灰管入口部分的煙氣流速偏大，直至主體管段上半段，煙氣流速分布逐漸均勻。

圖4 NGD反應(yīng)器壓降測(cè)量值、CFD計(jì)算值和熵產(chǎn)分析方法得到的計(jì)算值Fig.4 Pressure drop of NGD reactor by experimental date,CFD method and entropy generation approach

圖5(c)為軸向不同位置橫截面上軸向速度分布云圖，圖5(d)為相應(yīng)橫截面上的速度矢量分布圖，其中z1=-1 850 mm位于煙氣入口管道和緩沖罐中間，z2=-950 mm位于緩沖罐上部，z3=0位于落灰管入口，z4=1 000 mm位于主體反應(yīng)區(qū)進(jìn)口，z5=13 150 mm位于主體反應(yīng)區(qū)中間。對(duì)比圖5(a)、(b)可知，NGD反應(yīng)器內(nèi)煙氣的合速度主要取決于軸向速度。在z1橫截面上，隨著煙氣進(jìn)入緩沖罐，部分煙氣沿軸向上升進(jìn)入加速區(qū)，因此，軸向速度進(jìn)入緩沖罐內(nèi)先逐漸增大，隨著流量減少，在接近緩沖罐壁面附近軸向速度逐漸減小，到壁面處衰減為0。從z2橫截面可以看出，軸向速度和合速度沿x軸對(duì)稱，緩沖罐上方靠近煙氣入口側(cè)形成了速度較小的對(duì)稱渦流區(qū)，橫截面中心處煙氣流速較大。從z3和z4橫截面可見(jiàn)，靠近煙氣入口和增濕攪拌灰入口側(cè)存在多個(gè)速度較小的渦流區(qū)，并且在渦流區(qū)內(nèi)軸向速度較小，靠近橫截面中心處軸向速度逐漸增大，z4橫截面上形成了一個(gè)高速的三角區(qū)，三角區(qū)外分布一倒V形狀的中速區(qū)。從z5橫截面可見(jiàn)，隨著煙氣在反應(yīng)器內(nèi)上升，煙氣速度分布逐漸趨向均勻，但在靠近煙氣入口和增濕攪拌器入口位置流速仍然偏小。

圖5 NGD反應(yīng)器內(nèi)速度分布云圖Fig.5 Contours of velocity distribution inside NGD reactor

3.4 熵產(chǎn)分析

NGD反應(yīng)器內(nèi)的單位體積湍流熵產(chǎn)分布云圖如圖6所示。黏性流體流動(dòng)過(guò)程中的能量耗散來(lái)自不同流層速度差引起的摩擦耗散，因此，能耗大小主要取決于不同流層間的速度梯度。

由圖6(a)和(b)可知，NGD反應(yīng)器內(nèi)的能耗主要集中在加速區(qū)和主體反應(yīng)區(qū)的進(jìn)口處，在此區(qū)域內(nèi)，煙氣流速大，速度分布不均勻，導(dǎo)致速度梯度較大，對(duì)比圖5(a)和(b)的流場(chǎng)分布可以看出，湍流熵產(chǎn)較大的區(qū)域?yàn)樗俣容^大區(qū)域的邊界處以及加速區(qū)內(nèi)速度較大的區(qū)域。

圖6 NGD反應(yīng)器湍流熵產(chǎn)分布云圖Fig.6 Contours of turbulent entropy generation distribution inside NGD reactor

圖6(c)給出了軸向不同位置橫截面上的熵產(chǎn)分布云圖。對(duì)比圖5(c)和(d)，從z1橫截面可見(jiàn)，遠(yuǎn)離煙氣入口壁面附近的速度梯度較大，能耗較高；從z2橫截面可見(jiàn)，2個(gè)渦流區(qū)交匯處以及高流速區(qū)邊界處的湍流熵產(chǎn)較大；從z3橫截面可見(jiàn)，整個(gè)加速區(qū)內(nèi)湍流熵產(chǎn)均較大，尤其在壁面附近湍流熵產(chǎn)達(dá)到最大；從z4橫截面可見(jiàn)，靠近左上位置有一倒V形狀的高湍流耗散區(qū)，該區(qū)域與圖5(c)z4面上的中速區(qū)對(duì)應(yīng)，是高速區(qū)和低速區(qū)的交匯處，速度梯度較大；從z5橫截面可見(jiàn)，當(dāng)煙氣流速分布均勻時(shí)，湍流熵產(chǎn)較大的區(qū)域主要集中在壁面附近。

為進(jìn)一步研究影響湍流熵產(chǎn)大小的原因，給出了各橫截面上不同方向速度和湍流熵產(chǎn)的分布，如圖7所示。由式(6)和上述分析可知，流體的湍動(dòng)能熵產(chǎn)與煙氣的流速和速度梯度有關(guān)，不同橫截面上的平均速度見(jiàn)表2。z1和z2橫截面位于煙氣入口區(qū)，表2顯示z1截面的平均速度最小，為9.59 m/s，因此，在z1面的湍流熵產(chǎn)總體來(lái)說(shuō)最低，但在緩沖罐遠(yuǎn)離入口側(cè)，x方向速度增大和軸向速度減小，其速度梯度較大，導(dǎo)致該位置處?kù)禺a(chǎn)較高；由于煙氣從x軸方向進(jìn)入緩沖罐，煙氣在z2平面上沿y軸對(duì)稱，圖7可以看出3個(gè)方向煙氣速度沿y軸對(duì)稱分布，但在x方向不對(duì)稱且速度分布極為不均勻，速度梯度較大，導(dǎo)致x方向上的湍流熵產(chǎn)大于y方向的湍流熵產(chǎn)。z3和z4橫截面位于加速區(qū)，z3平面平均速度遠(yuǎn)大于其他平面。z3平面上3個(gè)方向上的速度分布不均勻，速度梯度較大，因此，z3平面上的湍流熵產(chǎn)遠(yuǎn)高于其他平面；z4平面上雖然平均速度較小，但因3個(gè)方向速度分布不均勻，較大的速度梯度使得其湍流熵產(chǎn)遠(yuǎn)大于z1、z2和z5截面上的湍流熵產(chǎn)。z5橫截面上的煙氣平均速度大于z1表面，使其湍流熵產(chǎn)大于z1表面；而z5表面的平均速度雖大于z4表面，但其速度場(chǎng)分布均勻，使其湍流熵產(chǎn)小于z4表面。

圖7 NGD反應(yīng)器不同方向速度和湍流熵產(chǎn)分布Fig.7 Distribution of the velocity at different directions and entropy generation inside NGD reactor

表2 不同截面上的平均速度

綜上所述，中部加速區(qū)因平均速度較大且流場(chǎng)分布不均勻，其單位體積湍流熵產(chǎn)率遠(yuǎn)高于其他區(qū)；上部主體反應(yīng)區(qū)因速度分布均勻且平均速度較小，單位體積湍流熵產(chǎn)較?。幌虏繜煔馊肟趨^(qū)流場(chǎng)分布不均勻，但平均流速較小，單位體積湍流熵產(chǎn)率從下往上逐漸增大。為了研究各部分對(duì)NGD總能耗的貢獻(xiàn)，分別計(jì)算各部分的體積、湍流熵產(chǎn)和壁面熵產(chǎn)，結(jié)果見(jiàn)表3。NGD反應(yīng)器的總熵產(chǎn)為9.69 W/K，其中湍流熵產(chǎn)為8.32 W/K，占總熵產(chǎn)的比值為85.9%，壁面熵產(chǎn)為1.38 W/K，占總熵產(chǎn)的比值為14.1%，可見(jiàn)NGD反應(yīng)器的能耗主要是由黏性流體湍動(dòng)能耗散引起的。

表3 NGD反應(yīng)器不同區(qū)域熵產(chǎn)及體積

各區(qū)域占反應(yīng)器總體積的比值以及各區(qū)域熵產(chǎn)占總熵產(chǎn)的比值如圖8所示?？芍喜恐黧w反應(yīng)區(qū)、中部加速區(qū)和下部煙氣入口區(qū)的體積比分別為83.3%、3.6%和13.1%，而熵產(chǎn)比分別為40.1%、53.8%和6.1%，可見(jiàn)中部加速區(qū)不僅單位體積能耗高，而且其總能耗也占了NGD反應(yīng)器能耗的一半以上，說(shuō)明中部加速區(qū)是NGD反應(yīng)器能耗的重點(diǎn)區(qū)域，針對(duì)該部分進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化將對(duì)降低能耗起到至關(guān)重要的作用。

圖8 NGD反應(yīng)器不同區(qū)域熵產(chǎn)比及體積比Fig.8 Entropy generation and volume ratio of different regions inside NGD reactor

4 結(jié) 論

1)對(duì)比NGD反應(yīng)器的運(yùn)行數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)CFD模擬和熵產(chǎn)分析方法能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)NGD反應(yīng)器的總壓降。進(jìn)一步對(duì)比CFD模擬結(jié)果和熵產(chǎn)分析方法的結(jié)果可知，熵產(chǎn)分析方法能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)NGD反應(yīng)器內(nèi)的能耗。

2)NGD反應(yīng)器的能耗來(lái)自黏性流體流動(dòng)和煙氣散熱，兩者占總能耗的比值分別為96.2%和3.8%，可見(jiàn)黏性流體流動(dòng)是NGD反應(yīng)器產(chǎn)生能耗的主要因素。不考慮位置勢(shì)能變化，湍流耗散和壁面摩擦是黏性流體能耗的主要原因，引起的壓降分別為347.7 Pa和57.5 Pa，占流體流動(dòng)能耗的85.9%和14.1%，可見(jiàn)湍流耗散占主導(dǎo)地位。

3)NGD反應(yīng)器可劃分為上部主體反應(yīng)區(qū)、中部加速區(qū)和下部煙氣入口區(qū)，3個(gè)部分的體積比分別為83.3%、3.6%和13.1%，熵產(chǎn)分別為3.88、5.22和0.59 W/K，占總熵產(chǎn)的比例分別為40.1%、53.8%和13.1%?？梢?jiàn)，中部加速區(qū)是產(chǎn)生能耗的主要區(qū)域。

4)中部加速區(qū)內(nèi)平均速度和速度梯度較大，導(dǎo)致單位體積熵產(chǎn)率遠(yuǎn)高于上部主體反應(yīng)區(qū)和下部煙氣入口區(qū)，盡管其體積較小，中部加速區(qū)的總能耗仍占一半以上。同時(shí)，煙氣入口結(jié)構(gòu)引起了上部主體反應(yīng)區(qū)內(nèi)流場(chǎng)的非均勻分布，增加了能耗。因此，若能優(yōu)化煙氣入口區(qū)和中部加速區(qū)結(jié)構(gòu)，提高上部主體反應(yīng)區(qū)流場(chǎng)的均勻性并降低中部加速區(qū)的速度，將極大地降低NGD反應(yīng)器的能耗。