李偉偉,宋 獻(xiàn),張立棟,陳繼宇,睢銀江,霍延明
(1.華能巢湖發(fā)電有限責(zé)任公司,安徽 巢湖 238015;2.中國(guó)中元國(guó)際工程有限公司,北京 100089;3.東北電力大學(xué) 油頁(yè)巖綜合利用教育部工程研究中心,吉林 吉林 132012)
為實(shí)現(xiàn)“十四五”能源清潔高效發(fā)展目標(biāo),火電機(jī)組運(yùn)行中須保持常態(tài)化的高環(huán)保指標(biāo)。負(fù)荷波動(dòng)時(shí)脫硫效率波動(dòng)較大,為保證環(huán)保要求和超凈排放,國(guó)內(nèi)火電機(jī)組煙氣脫硫運(yùn)行過(guò)程被迫降低反應(yīng)效率,增加石灰石消耗[1]。大型石灰石濕法脫硫塔平穩(wěn)負(fù)荷且高效運(yùn)行時(shí),才能保證高脫硫效率(約96%)。研究發(fā)現(xiàn),脫硫塔內(nèi)煙氣流動(dòng)不均[2-3],煙氣沖擊脫硫塔一側(cè)壁面現(xiàn)象十分明顯,但設(shè)計(jì)時(shí)漿液霧化噴嘴的布置方式為均勻布置,同一水平截面煙氣中SO2濃度差異較大。煙氣速度較低一側(cè)的石灰石漿液相對(duì)煙氣中SO2反應(yīng)所需量較充足,能充分反應(yīng),但煙氣速度較高處的SO2濃度較高,超出該區(qū)域反應(yīng)能力[4-6]。為解決此問(wèn)題,避免煙氣脫硫效率大幅下降,運(yùn)行時(shí)需增加石灰石漿液流量,保證煙氣速度較高,SO2含量較高的區(qū)域才能充分反應(yīng)。實(shí)際運(yùn)行中600 MW機(jī)組的煙氣脫硫塔,即使在負(fù)荷較低情況下,漿液循環(huán)泵也須保持2臺(tái)及以上投入運(yùn)行。
針對(duì)上述問(wèn)題,國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了改造方案,曾芳[7]、宋健斐等[8]提出將入口改為斜向下,增加煙氣流程。過(guò)小玲等[9]研究發(fā)現(xiàn)塔內(nèi)增加均流孔板等進(jìn)行均流可以提高反應(yīng)效率。但WANG等[10]研究塔內(nèi)渦流尺度時(shí)發(fā)現(xiàn)孔板造成的壓損增加為原先的3~4倍。于菲等[11]研究塔內(nèi)旋流板安裝角度對(duì)壓差損耗的影響。郭瑞堂等[12]提出優(yōu)化塔內(nèi)流場(chǎng)可改變反應(yīng)效率。何仰朋等[13]提出增加脫硫催化劑可有效提高脫硫效率,但催化劑長(zhǎng)期使用成本較高,且對(duì)漿液pH影響較大,燃用不同煤種需調(diào)整。FRANDSEN等[14]通過(guò)研究流場(chǎng)內(nèi)情況改進(jìn)反應(yīng)效率,李立清等[15]分析氨法反應(yīng)器內(nèi)液滴顆粒運(yùn)行軌跡和反應(yīng)時(shí),發(fā)現(xiàn)與濕法反應(yīng)有相似性。為從根本上改變塔內(nèi)反應(yīng)不均問(wèn)題,提出一種塔內(nèi)煙氣流動(dòng)的整體優(yōu)化方案,實(shí)現(xiàn)煙氣流動(dòng)均勻優(yōu)化,減少成本。
筆者針對(duì)目前600 MW機(jī)組石灰石濕法煙氣脫硫技術(shù)存在的不足進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),根據(jù)塔內(nèi)煙氣速度分布隨負(fù)荷波動(dòng)的特性,提出一種整體煙氣流動(dòng)優(yōu)化方案,具有較高的可行性,為同類型機(jī)組改造和優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)和參考。
研究對(duì)象為某600 MW機(jī)組脫硫塔,原設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)如圖1所示,塔體高度總高度為34.053 m,外部直徑15 m,液相區(qū)深度8.472 m,煙氣反應(yīng)區(qū)高度24.25 m;入口設(shè)計(jì)下部?jī)A斜設(shè)置,與豎直方向夾角82°,入口與塔體中心線最近距離為4.565 m,入口與煙道連接位置上壁面與水平夾角為10°;傾斜段長(zhǎng)度0.6 m,下壁面夾角為15°,傾斜段長(zhǎng)度1.961 m,與煙道連接截面寬度7.519 m,水平段長(zhǎng)度6.868 m,入口段長(zhǎng)度11.9 m。出口端寬度3.8 m,與煙道連接截面與塔體中心線距離為8.2 m,長(zhǎng)度為15 m。噴嘴區(qū)域布置在出口下部,寬度5.172 m,噴嘴方向?yàn)殡p向,上下對(duì)稱布置。
圖1 脫硫塔結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the FGD tower
在原設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上增加均流板和導(dǎo)葉以減少回流[16]及阻力[17],結(jié)構(gòu)如圖2所示,均流板設(shè)置在液相區(qū)之上7.5 m,高度為1 m,與入口方向垂直的均流板采用斜置,角度與豎直方向夾角為72°,均流孔為正方形,沿入口煙氣方向與垂直入口方向均為2 m,在靠近壁面位置,與入口煙氣流動(dòng)方向垂直的均流板向塔體中心傾斜角度為72°。平行于煙氣入口流動(dòng)方向均流板垂直布置,垂直和平行于入口流動(dòng)方向均流板數(shù)目均為7片。2片導(dǎo)葉共同作用,葉片1為圓弧導(dǎo)葉角度40°,半徑1.5 m,布置在入口上壁面下0.6 m,距離入口水平段端點(diǎn)1.6 m;導(dǎo)葉2包括圓弧段與直段,角度為35°,半徑3.5 m,直段長(zhǎng)度為1 m,布置在距導(dǎo)葉1入口端點(diǎn)的1.042 m,距入口上壁面1.39 m位置處。導(dǎo)葉和均流板壁厚均設(shè)置為0.01 m。
圖2 優(yōu)化方案結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Fig.2 Structure design of the optimized scheme
對(duì)研究對(duì)象進(jìn)行網(wǎng)格劃分,流場(chǎng)為液相區(qū)以上部分,其網(wǎng)格及無(wú)關(guān)性如圖3所示,噴嘴均勻布置,對(duì)煙氣流動(dòng)的不均性影響較小,研究塔內(nèi)流場(chǎng)時(shí)可簡(jiǎn)化。塔內(nèi)煙氣流動(dòng)受結(jié)構(gòu)影響較大,采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格進(jìn)行分區(qū)劃分,以適應(yīng)流場(chǎng)變化[18],在入口階段和反應(yīng)區(qū)加密[19-20]。進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,選取不同網(wǎng)格數(shù)30萬(wàn)、47萬(wàn)、68萬(wàn)、90萬(wàn),網(wǎng)格數(shù)達(dá)到68萬(wàn)時(shí),出口速度基本保持穩(wěn)定,考慮計(jì)算效率,選取網(wǎng)格數(shù)68萬(wàn)。
圖3 網(wǎng)格及無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Grid and independent verification
煙氣在脫硫塔內(nèi)部流動(dòng),負(fù)荷一定時(shí)流場(chǎng)基本不變,近似為定常流動(dòng),入口為速度入口,出口為壓力入口。湍流模型選取適合低壓力梯度的k-ε標(biāo)準(zhǔn)型,算法采用速度壓力耦合算法,魯棒性較好,精度二階。不同負(fù)荷下,煙氣速度不同,入口工況見(jiàn)表1。
表1 方案設(shè)置
脫硫塔技術(shù)十分成熟,目前常用于通過(guò)石灰石漿液與煙氣反應(yīng)脫除SO2及少量SO3,主要方程為
(1)
脫硫塔設(shè)計(jì)中,漿液噴嘴均勻布置在塔體內(nèi)部,在不同高度向下均勻噴灑石灰石漿液,影響脫硫效率的主要因素為煙氣速度分布。通過(guò)研究煙氣流動(dòng)得出脫硫塔內(nèi)的主要流場(chǎng)特性。
不同工況下,流場(chǎng)內(nèi)速度變化對(duì)脫硫效率影響較大,實(shí)際運(yùn)行中,漿液中脫硫劑(Ca(OH)2(s))濃度、pH和煤中硫分基本不變時(shí),反應(yīng)效率隨負(fù)荷變化如圖4所示??芍?4 h內(nèi),脫硫效率a隨負(fù)荷波動(dòng)呈明顯的反向變化趨勢(shì)。且隨著負(fù)荷上升,脫硫效率下降,相反負(fù)荷下降時(shí),脫硫效率在短時(shí)間內(nèi)明顯上升,主要原因是增負(fù)荷過(guò)程中,煙氣速度增加,原先煙氣較集中的區(qū)域,煙氣量進(jìn)一步增加,導(dǎo)致短時(shí)間內(nèi)局部大量SO2和少部分SO3無(wú)法與石灰石漿液完全反應(yīng),總體脫硫效率下降;反之當(dāng)負(fù)荷下降時(shí),之前高流量區(qū)域煙氣量減少,脫硫效率上升,當(dāng)負(fù)荷穩(wěn)定時(shí),流場(chǎng)內(nèi)煙氣速度分布處于穩(wěn)定狀態(tài),石灰石漿液pH、漿液濃度和噴淋效果處于穩(wěn)定狀態(tài),脫硫效率基本穩(wěn)定。
圖4 脫硫效率和負(fù)荷隨時(shí)間變化Fig.4 Change of desulfurization efficiency α and load with time
由于中間區(qū)域?yàn)橹饕磻?yīng)發(fā)生區(qū)域,量化分析反應(yīng)區(qū)域的立體速度分布不均程度。選取X-Y方向垂直高度為8、11、14、17、20 m截面,將空間分為4部分,通過(guò)體積加權(quán)方式得出整體速度不均勻度。
通過(guò)將截面分為N個(gè)單元面采用面積加權(quán)方式分析截面不均勻度λ,具體為
(2)
單元部分中間截面速度不均度取上下截面的不均勻度平均數(shù):
(3)
式中,ωi為單個(gè)截面平均不均勻度,%;λu為上截面不均勻度,%;λd為下截面不均勻度,%。
整體中間區(qū)域的速度不均勻度ω為
(4)
在原設(shè)計(jì)流場(chǎng)下,保持機(jī)組負(fù)荷、石灰石物理性質(zhì)、漿液pH及噴淋投入不變,漿液制備設(shè)備穩(wěn)定,研究入口速度對(duì)脫硫效率和不均勻度的影響,結(jié)果如圖5所示。可知脫硫效率α在不同負(fù)荷下與ω的變化趨勢(shì)基本相同,表明煙氣速度分布為影響脫硫效率的主要因素,通過(guò)研究煙氣流動(dòng)能得出脫硫塔內(nèi)的主要流場(chǎng)變化。
圖5 α與ω隨入口速度的變化Fig.5 Change of α and ω with inlet velocity
對(duì)比優(yōu)化前后塔體內(nèi)的不均勻度,結(jié)果見(jiàn)表2。可知不同入口速度下,2個(gè)方案的塔體ω總體隨入口速度的升高而降低,且優(yōu)化方案采用柵板和導(dǎo)流板,11 m截面處ω降低約10%,14、17 m截面處降低約20%,主要是由于11 m截面處通過(guò)優(yōu)化結(jié)構(gòu)分流,煙氣初步均流,14、17 m處,優(yōu)化結(jié)構(gòu)下并未形成大尺度渦,速度分布明顯改善,除8和20 m處優(yōu)化方案較高,其他位置優(yōu)化后速度不均勻程度明顯低于原設(shè)計(jì)。采用優(yōu)化方案后,煙氣流動(dòng)明顯改善。
表2 各工況下截面不均勻度ωi與中間區(qū)域不均勻度ω
3.2.1塔內(nèi)速度分布
分析了不同高度X-Y截面速度分布,不同水平截面內(nèi),速度分布差異明顯。無(wú)煙氣流動(dòng)干擾下,漿液霧滴在脫硫塔內(nèi)均勻向下流動(dòng),但實(shí)際同一高度水平截面內(nèi)的煙氣速度分布不同,裹挾液滴能力不同。選取液相區(qū)以上高度為3.5(優(yōu)化結(jié)構(gòu)下方)、10(優(yōu)化結(jié)構(gòu)上方)、15、22 m的水平截面,以入口4 m/s為例,原設(shè)計(jì)與優(yōu)化設(shè)計(jì)的速度差異如圖6所示,可知差異主要體現(xiàn)在10 m和15 m截面,在該高度下,煙氣流過(guò)均流板后,在水平截面內(nèi)分布更均勻,相對(duì)原設(shè)計(jì)速度較低和速度過(guò)高區(qū)域面積明顯減小,且中間位置煙氣速度較高。原設(shè)計(jì)中速度較高的位置偏向一側(cè),截面煙氣偏向?qū)е虏钪党^(guò)2 m/s。高度3.5 m位置,下層煙氣流動(dòng)方面,優(yōu)化設(shè)計(jì)方案低速區(qū)面積同樣減少,同時(shí)煙氣流出入口位置由于導(dǎo)葉2存在,導(dǎo)致煙氣轉(zhuǎn)向,形成一個(gè)向上匯聚的渦流,但經(jīng)過(guò)均流板后消旋。在22 m處,原設(shè)計(jì)由于煙氣從一側(cè)向出口流動(dòng),煙氣速度在水平分布上優(yōu)于優(yōu)化方案,優(yōu)化方案的煙氣由塔體中間位置向出口方向流動(dòng),在出口對(duì)側(cè)出現(xiàn)明顯的流動(dòng)不暢區(qū)域。
圖6 入口4 m/s不同高度截面速度分布Fig.6 Velocity distributions on different heightsections under the inlet velocity of 4 m/s
以入口速度3.4 m/s為例,中間X-Z方向截面的速度分布如圖7所示,可知原設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)流場(chǎng)中間截面,煙氣進(jìn)入塔內(nèi)受入口結(jié)構(gòu)影響,主流彎曲,之后與對(duì)側(cè)的吸收塔壁面發(fā)生碰撞,流向在吸收塔頂部基本水平,從出口流出。流場(chǎng)內(nèi)存在明顯渦流,尺寸較大,直徑為15~18 m,入口上部,煙氣沿壁面下沖,運(yùn)行中該位置發(fā)生下洗現(xiàn)象,漿液霧滴被裹挾至壁面位置,形成液膜向下流動(dòng),并導(dǎo)致入口石膏堆積,出現(xiàn)石膏層。同時(shí)由于慣性原因,超過(guò)80%的煙氣從入口對(duì)側(cè)流向吸收塔上部,該位置煙氣速度較高,超過(guò)1.8 m/s,渦流中心位置的煙氣速度則低于0.3 m/s。整個(gè)塔體內(nèi),入口方向的對(duì)側(cè)、下部和上部都存在明顯流動(dòng)死區(qū)??傮w上入口對(duì)側(cè)的速度明顯大于靠近入口一側(cè)的速度,但噴嘴均勻布置,煙氣速度分布容易造成塔體的脫硫效率在實(shí)際運(yùn)行中低于設(shè)計(jì)值,只能依靠增加漿液循環(huán)量彌補(bǔ),能耗較大。
圖7 入口速度3.4 m/s中間截面速度分布Fig.7 Velocity distributions on centre sectionsunder the inlet velocity of 3.4 m/s
優(yōu)化設(shè)計(jì)方案中,煙氣進(jìn)入吸收塔后,先經(jīng)過(guò)入口處導(dǎo)葉分配流量,靠近入口結(jié)構(gòu)上部壁面區(qū)域約1/8煙氣經(jīng)過(guò)導(dǎo)葉1向上偏轉(zhuǎn),并通過(guò)均流板后向上流動(dòng),部分煙氣流經(jīng)導(dǎo)葉1和2之間的區(qū)域,由于導(dǎo)葉1彎曲導(dǎo)致通流截面縮小,煙氣加速達(dá)到整個(gè)流場(chǎng)內(nèi)最高速度4 m/s左右,之后流向均流板中間位置,流過(guò)均流板后繼續(xù)向上流動(dòng)。而入口中下部,約1/2煙氣受導(dǎo)葉2影響,其向上偏轉(zhuǎn)的位置被推遲。導(dǎo)葉2由直段和圓弧段構(gòu)成,可減少阻力損失,同時(shí)使圓弧段位置更靠后,推遲轉(zhuǎn)向,但煙氣流過(guò)直段后,發(fā)生偏轉(zhuǎn)的位置更靠近塔體中心,繼續(xù)向上流動(dòng),煙氣進(jìn)入靠近入口對(duì)側(cè)的均流板。通過(guò)導(dǎo)葉1和2入口的煙氣被分配為3部分,較均勻分布在同一水平面。均流板設(shè)計(jì)區(qū)別于傳統(tǒng)均流孔板與蜂窩器,其Y軸方向的板體為斜置,且偏向入口方向,使煙氣流過(guò)入口后的斜向運(yùn)動(dòng)被抑制。由于入口一側(cè)布置,導(dǎo)致煙氣流入塔內(nèi)后,在慣性作用下,不可避免向入口對(duì)側(cè)偏轉(zhuǎn),導(dǎo)致靠近入口的上部空間出現(xiàn)渦流。實(shí)際運(yùn)行中,由于塔內(nèi)石灰石漿液的存在,內(nèi)部濕度較高,煙氣流過(guò)入口后即攜帶大量液滴,煙氣混合物密度增加,流動(dòng)慣性增強(qiáng),渦流加強(qiáng)。而采用斜置均流板,該現(xiàn)象明顯削弱,塔內(nèi)沒(méi)有與原設(shè)計(jì)流場(chǎng)內(nèi)相似的渦流。為防止煙氣沿壁面流動(dòng),將靠近壁面位置均流板偏轉(zhuǎn)方向改為朝向塔體中心。采用均流板和入口導(dǎo)葉后,整個(gè)截面內(nèi)無(wú)直徑超過(guò)2 m的渦流,入口上部渦流尺寸明顯減小,靠近上部位置的壁面附近無(wú)大量煙氣沿壁面向下流動(dòng),漿液沿壁面流動(dòng)和形成石膏層的可能性明顯降低。
3.2.2塔內(nèi)動(dòng)壓分布
脫硫塔運(yùn)行過(guò)程中,煙氣與噴嘴射流之間的空間分布不均,使?jié){液顆粒與SOx接觸在不同空間位置上存在較大差異,煙氣過(guò)于集中在某一區(qū)域,分析X軸方向不同位置的動(dòng)壓,動(dòng)壓與速度的關(guān)系為
(5)
式中,p為動(dòng)壓,Pa;ρ為工質(zhì)密度,空氣密度為1.06 kg/m3;v為法向速度,m/s。
選取X-Z方向中間截面,以反應(yīng)區(qū)中心點(diǎn)為原點(diǎn),X方向?yàn)檎较?,分?5.5、-4.0、-1.0、3.0、5.8 m 處5條線上的垂直動(dòng)壓分布,如圖8所示。
由圖8可知,原設(shè)計(jì)方案在各工況下,總體上動(dòng)壓分布可分為3部分:入口段(0~6 m)、中間區(qū)域(7~20 m)、出口區(qū)域(20~24 m)。5.8、3.0、-1.0 m垂直高度上動(dòng)壓變化趨勢(shì)與-4.0、-5.5 m相反。主要是由于塔體內(nèi)中間截面的動(dòng)壓隨高度變化波動(dòng)較大,在入口、頂部出口處中間區(qū)域和入口一側(cè)的煙氣流動(dòng)方向發(fā)生偏轉(zhuǎn),渦流導(dǎo)致垂直方向在出入口附近速度較低,中部區(qū)域后側(cè)煙氣局部速度增加明顯,在該區(qū)域塔體的后部區(qū)域動(dòng)壓明顯高于其他位置。中部區(qū)域?yàn)橹饕摿蚍磻?yīng)發(fā)生的區(qū)域,對(duì)脫硫效率影響較大??拷肟谖恢玫膭?dòng)壓變化較早,但入口速度為3.4 m/s時(shí),在中部區(qū)域動(dòng)壓分布區(qū)別于其他工況,后部-5.5 m在高度12~17 m變化早于-4.0 m位置,且動(dòng)壓高出20%左右,靠近中間位置動(dòng)壓較平緩,入口側(cè)波動(dòng)幅度有所增加。主要原因是入口煙氣在底部發(fā)生偏轉(zhuǎn)后向上流動(dòng),形成的主流貼壁向塔體中心位置移動(dòng),入口側(cè)渦流尺度和位置發(fā)生變化。隨入口速度增加,出口區(qū)域的沖擊和轉(zhuǎn)向現(xiàn)象增強(qiáng),在22 m處,后部位置的動(dòng)壓下降,而靠近入口側(cè)則有所上升。
采用導(dǎo)流板和均流柵板后流場(chǎng)內(nèi)5 m后各位置的動(dòng)壓差異明顯減小,中部主要脫硫反應(yīng)區(qū)的動(dòng)壓差異減少約70%。入口和出口段動(dòng)壓明顯較大,主要是由于靠近入口和出口一側(cè)煙氣進(jìn)出流場(chǎng)時(shí)通流面積改變。
3.2.3出口參數(shù)
出口截面的參數(shù)變化如圖9所示,通過(guò)對(duì)比出口速度得到不同方案的煙氣流動(dòng)阻力,而湍動(dòng)能反映煙氣將漿液帶出吸收塔的可能性,湍動(dòng)能過(guò)大將增加除霧器壓差,嚴(yán)重時(shí)導(dǎo)致降負(fù)荷甚至停機(jī)。不同入口速度下,優(yōu)化方案的出口平均速度均大于原設(shè)計(jì)方案,有效減少引風(fēng)機(jī)電耗,降低廠用電量。優(yōu)化方案出口平均湍動(dòng)能均小于原設(shè)計(jì),且隨著入口速度增加,降低程度增加,最高降低約50%。
圖9 出口參數(shù)變化Fig.9 Parameter changes of outlet
總體而言,原設(shè)計(jì)脫硫塔運(yùn)行內(nèi)煙氣流動(dòng)過(guò)程分布不均,使?jié){液和煙氣內(nèi)SO2和SO3在部分區(qū)域反應(yīng)不完全,部分區(qū)域漿液過(guò)多。通過(guò)優(yōu)化煙氣分布,煙氣被分割為3部分,并在多個(gè)彎轉(zhuǎn)向上運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中分配流量,通過(guò)斜向均流板,提高了煙氣塔體速度分布的均勻程度,流動(dòng)更順暢,明顯改善與漿液反應(yīng)不完全或漿液過(guò)多等情況。
1)對(duì)脫硫塔進(jìn)行整體優(yōu)化,利用均流板進(jìn)一步減少煙氣流動(dòng)的分布不均。塔內(nèi)流場(chǎng)隨負(fù)荷波動(dòng)發(fā)生變化,對(duì)脫硫效率影響較大,脫硫效率變化與負(fù)荷呈負(fù)相關(guān),煙氣速度不均勻度與脫硫效率變化趨勢(shì)相同。
2)原設(shè)計(jì)方案塔內(nèi)流場(chǎng)存在明顯渦流,且尺寸較大,直徑為15~18 m,煙氣流動(dòng)偏向一側(cè),嚴(yán)重影響脫硫效率。
3)優(yōu)化方案的煙氣流動(dòng)分布較均勻,流場(chǎng)內(nèi)無(wú)大型渦流,有利于提高脫硫效率,中間反應(yīng)區(qū)域動(dòng)壓差異減少70%左右。
4)不同負(fù)荷下,優(yōu)化方案煙氣流動(dòng)阻力較低,出口速度相對(duì)原設(shè)計(jì)增加0.1~0.2 m/s,出口湍動(dòng)能最高降低約50%,漿液被裹挾出塔的可能性降低。