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(zé)任公司，北京 100023；2. 中國華能集團清潔能源技術(shù)研究院有限公司，北京 102209)

0 引言

排煙熱損失是鍋爐各項熱損失中最大的一項，占鍋爐熱損失的60%～70%?；厥諢煔庵杏酂幔档团艧煖囟葘τ谔岣咤仩t效率、節(jié)約燃料、降低污染具有重要意義。

回收中高溫?zé)煔庥酂嶂饕腔厥诊@熱，回收低溫?zé)煔庥酂崮芡瑫r回收顯熱和潛熱。目前，回收中高溫?zé)煔庥酂嵋呀?jīng)有較多研究[1-2]，而回收低溫?zé)煔庥酂嵫芯枯^少?；厥盏蜏?zé)煔庥酂嵋话悴捎弥苯咏佑|的換熱方式，塔內(nèi)空氣動力場對換熱的影響非常大[3-8]，因此有必要對塔內(nèi)空氣動力場進行研究。國內(nèi)外一些學(xué)者已經(jīng)對于此問題開展了試驗研究[9-11]和數(shù)值模擬研究[12-14]。試驗研究包括噴淋水溫和液氣比等因素對裝置余熱回收性能的影響[15]，數(shù)值模擬研究包括對塔內(nèi)壓降、傳熱效率的設(shè)計優(yōu)化[16]。此外，國內(nèi)部分學(xué)者對余熱回收塔內(nèi)增設(shè)導(dǎo)流板開展了研究，但對于余熱回收塔內(nèi)增設(shè)布風(fēng)板的方法并未涉及。本文利用通用CFD軟件[17]，從余熱回收塔內(nèi)同時增設(shè)布風(fēng)板、進口導(dǎo)流板技術(shù)路徑出發(fā)，對余熱回收塔內(nèi)空氣動力場進行研究，分析增設(shè)布風(fēng)板及進口導(dǎo)流板對塔內(nèi)流場均勻性的影響。

1 物理模型及數(shù)學(xué)模型

某燃機電廠為回收低溫?zé)煔庥酂?，擬開展燃機煙氣余熱利用工程。該電廠建設(shè)有2臺F級燃機組成的“二拖一”燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)供熱機組，安裝了2臺M701 F4型燃機組成的燃?xì)廨啺l(fā)電機組+2臺余熱鍋爐+1臺蒸汽輪發(fā)電供熱機組，聯(lián)合循環(huán)裝機容量923 MW。擬在燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組余熱鍋爐尾部配套建設(shè)煙氣深度余熱回收利用系統(tǒng)，包括余熱回收塔、吸收式熱泵機組以及增壓風(fēng)機、中介水泵、疏水泵等輔助設(shè)備，對余熱鍋爐尾部低溫?zé)煔庵械挠酂徇M行深度換熱，通過中間介質(zhì)，置換出煙氣中的低溫余熱；同時，利用吸收式熱泵技術(shù)提取中間介質(zhì)所吸收的低溫?zé)崃?，并將其轉(zhuǎn)化為中溫?zé)崴?，最終通過蒸汽進一步將中溫?zé)崴訜帷?/p>

余熱回收塔是煙氣余熱利用工程的兩大核心設(shè)備之一，由于本項目煙氣量較大、塔徑較大，在長期變負(fù)荷運行中，為實現(xiàn)更穩(wěn)定的氣液均布和換熱效果，考慮采用填料式余熱回收塔。

1.1 幾何模型

以余熱回收塔為研究對象，內(nèi)部流動空間高29.6 m，寬13 m×23 m，進風(fēng)口高度5 m，填料厚度4.3 m，填料高度17.55 m，布風(fēng)板高度13 m，導(dǎo)流板位于空氣入口處附近，未考慮布液器影響。研究對象平面結(jié)構(gòu)及相關(guān)尺寸如圖1所示，根據(jù)實際尺寸進行1:1三維建模。

圖1 余熱回收塔結(jié)構(gòu)及尺寸示意Fig. 1 Schematic diagram of structure and size of waste heat recovery tower

對于有布風(fēng)板結(jié)構(gòu)，布風(fēng)板V型槽寬度為320 mm，矩形進氣槽寬度為160 mm，V型槽和矩形進氣槽長度均為800 mm。2個陣列立柱按2種規(guī)律進行布置，其一為7行×9列，其二為7行×6列。布風(fēng)板總數(shù)為588，總開孔面積為588×160 mm×800 mm=75.264 m2，截面大小為23 m×13 m=299 m2，開孔率為25.2%。布風(fēng)板單元和布風(fēng)板分布如圖2和圖3所示。

圖2 布風(fēng)板單元示意Fig. 2 Schematic diagram of air distribution board unit

圖3 布風(fēng)板分布示意Fig. 3 Distribution diagram of air distribution board

布風(fēng)板采用矩形形式，可與塔的形式相呼應(yīng)，便于工程施工及維護。布風(fēng)板上的V型槽有利于減小氣流流動阻力，利于收集和排放水滴。對于布風(fēng)板在塔內(nèi)高度位置，通過計算布液管噴嘴與布風(fēng)板距離以及塔內(nèi)特征速度，求得蒸發(fā)時間，滿足蒸發(fā)時間要求。

1.2 數(shù)值模擬計算域模型

在余熱回收塔三維結(jié)構(gòu)和布液裝置流動分析基礎(chǔ)上，進行流體仿真計算域模型創(chuàng)建。建模過程中僅考慮流體區(qū)域，并對除霧器和填料層區(qū)域進行適當(dāng)切分，以便在仿真計算中進行多孔介質(zhì)設(shè)置，最終建立流體仿真計算域模型如圖4所示。

圖4 流體仿真計算域示意Fig. 4 Schematic diagram of fluid simulation computing domain

1.3 網(wǎng)格劃分

采用網(wǎng)格劃分軟件對計算區(qū)域內(nèi)進行詳細(xì)網(wǎng)格劃分。針對各方案，在全局尺寸和布風(fēng)板局部尺寸給定統(tǒng)一參數(shù)，所涉及各方案網(wǎng)格數(shù)量相當(dāng)，整體網(wǎng)格單元數(shù)量約為1 400萬，計算網(wǎng)格如圖5所示。

圖5 流體仿真計算域網(wǎng)格劃分示意Fig. 5 Schematic diagram of fluid simulation domain meshing

1.4 邊界條件與計算方法

由于塔內(nèi)流速較低，因此將煙氣視為不可壓縮流體，煙氣成分質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表1所示。

表1 煙氣組成Table 1 The flue gas composition

煙氣入口邊界設(shè)為質(zhì)量流量入口，質(zhì)量流量為642.94 kg/s，溫度為63℃；煙氣出口設(shè)定表壓為0 Pa。經(jīng)過計算，煙氣中冷凝水蒸氣的體積流量約為煙氣體積流量的2.7%，水蒸氣冷凝為水后的體積流量約為煙氣體積流量的0.003%，對煙氣流動、分布影響較小。因此在計算過程中忽略煙氣中水蒸氣冷凝過程的影響。布風(fēng)層和填料層換熱溫降按冷源處理，其中，布風(fēng)層冷源為600 W/m3，填料層冷源為17 760 W/m3；填料層和除霧層流阻按多孔介質(zhì)（冪律模型）處理；余熱回收塔內(nèi)各固體壁面給定無滑移邊界條件。

計算采用標(biāo)準(zhǔn)湍流k-ε模型，用Simple算法迭代求解，其中壓力項采用Body Forced Weighed方式進行離散，其余各項采用二階迎風(fēng)差分方式進行離散[18]。

2 研究方案與評價方法

本文共對3種方案進行數(shù)值模擬，具體設(shè)置如表2所示，其中布風(fēng)板高度位于13 m處。

表2 3種方案對比Table 2 Comparison of three schemes

選取填料層前截面與中剖面2個截面對流場結(jié)果進行分析，位置如圖6所示。

圖6 分析截面位置示意Fig. 6 Schematic diagram of analyzing section location

3 計算結(jié)果與分析

3.1 方案1與方案2結(jié)果對比

3.1.1 填料層前速度分布影響

圖7為方案1與方案2煙氣進入填料層前速度分布云圖，從圖7中可以看到，方案1中，在進入填料層前存在非常明顯高速氣流區(qū)域，煙氣流場不均勻性非常嚴(yán)重，不利于填料層高效運行；而方案2在增加布風(fēng)板之后，煙氣高速區(qū)域明顯消除，流場均勻性得到一定程度改善，但還是存在一定程度帶狀高速區(qū)域。

圖7 方案1與方案2煙氣進入填料層前的速度分布云圖Fig. 7 The velocity distribution of flue gas before entering the packing layer in scheme 1 and scheme 2

圖8為方案1與方案2煙氣進入填料層前沿Z方向的速度分布（X方向的平均速度），從圖8中可以看到：未增加布風(fēng)板前，在Z坐標(biāo)1～8 m范圍內(nèi)存在較大的速度波峰；增加布風(fēng)板后，Z坐標(biāo)1～8 m范圍的速度波峰被有效抑制，使得速度分布較為均勻。

圖8 方案1與方案2煙氣進入填料層前的速度特性Fig. 8 The velocity characteristics of flue gas before entering the packing layer in scheme 1 and scheme 2

3.1.2 中剖面流場影響

圖9為中剖面截面速度云圖，從圖9可以看出，方案1中流場均勻性較差，存在多股高速氣流；方案2中增加了布風(fēng)板，流場均勻性較好，布風(fēng)板對流場均勻性有改善作用，在布風(fēng)板V型板出口，形成多股較小氣流，起到整流均布作用；盡管布風(fēng)板V型板出口速度尚存在明顯差異，但相對無布風(fēng)板情況明顯改善。

圖9 方案1方案2中剖面速度分布云圖Fig. 9 The velocity distribution cloud map of the middle section in scheme 1 and scheme 2

另外，圖9中也可以看到：水平橫梁對流場存在不利影響，即在橫梁背風(fēng)位置存在不同程度的低速區(qū)域。

3.1.3 方案1與方案2性能比較

通過比較截面上的CV值大小，可以得出流場均勻性，由式（1）可以看出某截面上速度CV值越小，流場均勻性越好；對方案1和方案2填料層前的截面上速度值進行統(tǒng)計得出CV值，分別為0.436和0.217，可以看出，方案2中填料層前截面流場均勻性比方案1要好，布風(fēng)板對氣流整流效果明顯，與前述的速度云圖結(jié)果一致。

通過比較2個方案的流動損失，方案1中整體流阻為1 100.3 Pa，方案2中整體流阻為1 197.8 Pa?？梢钥闯觯黾硬硷L(fēng)板后雖然流場均勻性提高，但是利用布風(fēng)板有限開孔面積來進行整流，增加了流場的流動損失。

3.2 方案2與方案3結(jié)果對比

為進一步降低方案2氣流不均勻性，通過在進口折彎處設(shè)計導(dǎo)流板引導(dǎo)氣流均勻進入布風(fēng)板[20-22]，綜合相關(guān)設(shè)計特點，根據(jù)項目實際采用45°圓弧形式的導(dǎo)流板，半徑為1 m，個數(shù)為18個。

通常情況下，將導(dǎo)流板沿轉(zhuǎn)彎區(qū)域的對角線進行布置，有利于組織氣流偏轉(zhuǎn)，通過不斷調(diào)整導(dǎo)流板相對位置和偏轉(zhuǎn)角，獲得填料層前最優(yōu)速度分布。在設(shè)計優(yōu)化過程中，主要利用CFD技術(shù)進行迭代調(diào)整。圖10為導(dǎo)流板最終方案。

圖10 方案3導(dǎo)流板設(shè)計Fig. 10 Baffles design of scheme 3

3.2.1 填料層前速度分布影響

圖11為方案2與方案3煙氣進入填料層前的速度分布云圖，從圖11中可以看到，相對于方案2，方案3在增加了入口導(dǎo)流板后，原先帶狀高速區(qū)得到消除，流場均勻性得到了明顯提升，說明增加入口導(dǎo)流板后，對流場均勻性起到了促進作用。

圖11 方案2與方案3填料層前的速度分布云圖Fig. 11 Nephogram of velocity distribution before packing layer in scheme 2 and scheme 3

圖12為方案2與方案3煙氣進入填料層前沿Z方向速度分布（X方向的平均速度），從圖12中可看出：未增加導(dǎo)流板前，在Z坐標(biāo)1～8 m范圍內(nèi)存在速度波峰；增加布風(fēng)板后，Z坐標(biāo)1～8 m范圍的速度波峰進一步降低，速度分布更均勻。

圖12 方案2與方案3煙氣進入填料層前的速度特性Fig. 12 The velocity characteristics of flue gas before entering the packing layer in scheme 2 and scheme 3

3.2.2 中剖面流場影響

圖13為中剖面截面速度云圖，從圖13中可以看出，方案2在入口處存在較大范圍的高速氣流區(qū)；方案3在增加導(dǎo)流板后，氣流在經(jīng)過導(dǎo)流板后，高速氣流區(qū)消失，流場均勻性進一步提高，導(dǎo)流板對流場均勻性有改善作用。通過導(dǎo)流板將入口煙氣進入余熱回收塔后分布進行平均，可以保證布風(fēng)板V型板入口氣流速度分布均勻，從而進入填料層更加均勻。

圖13 方案2與方案3中剖面速度分布云圖Fig. 13 The velocity distribution cloud map of the section in scheme 2 and scheme 3

另外，圖13中也可以看到：水平橫梁對流場存在不利影響，即在橫梁背風(fēng)位置存在不同程度的低速區(qū)域。

3.2.3 方案2與方案3性能比較

對方案2和方案3填料層前截面上速度值進行計算得出CV值，分別為0.217和0.182，可以看出，方案3中填料層前截面流場均勻性比方案2要好，導(dǎo)流板對氣流整流效果明顯，與前述速度云圖結(jié)果一致。

通過對比煙氣的流動損失，方案2和方案3中整體流阻分別為1 197.8 Pa、1 181.0 Pa。可以看出，增加導(dǎo)流板后不但流場均勻性提高，流場流動損失也相應(yīng)減小。

表3總結(jié)了3種方案的流場均勻性參數(shù)CV和流動損失的值，可以看出，在流場均勻性方面方案3最優(yōu)，方案1最差；在流動損失方面方案1最優(yōu)，方案2最差。

表3 3種方案性能比較Table 3 Performance comparison of the three schemes

4 結(jié)論

本文針對布風(fēng)板和進口導(dǎo)流板對余熱回收塔內(nèi)流場均勻性及流動損失進行數(shù)值模擬仿真分析，得到如下結(jié)論。

（1）增加布風(fēng)板后余熱回收塔內(nèi)流場均勻性得到改善，在布風(fēng)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(fēng)板基礎(chǔ)上繼續(xù)增加入口導(dǎo)流板，余熱回收塔內(nèi)流場均勻性得到進一步改善，煙氣通過導(dǎo)流板進入余熱回收塔后進行平均分布，可以保證布風(fēng)板V型板入口氣流速度均勻分布。

（3）增加布風(fēng)板會增加余熱回收塔的流動損失，在布風(fēng)板基礎(chǔ)上繼續(xù)增加入口導(dǎo)流板，余熱回收塔的流動損失適當(dāng)減小。