NGD反应器气相流场及能耗特性研究

段 璐，王实朴

(1.煤科院节能技术有限公司，北京 100013；2.煤炭科学技术研究院有限公司，北京 100013；3.国家能源煤炭高效利用与节能减排技术装备重点实验室，北京 100013)

0 引 言

为满足燃煤工业锅炉领域日益严格的污染物排放标准，煤科院节能技术有限公司开发了高倍率灰钙循环脱硫(no gap desulfurization，NGD)技术。该技术通过增湿和搅拌将锅炉自生粉煤灰制备成脱硫吸收剂，在脱硫反应器内，脱硫吸收剂中的Ca(OH)2与烟气中的SO2充分接触，并进行化学反应生成CaSO4[1-2]，从而脱除烟气中的SO2。该方法在掺混少量Ca(OH)2后可将脱硫效率提高到90%以上，脱硫装置出口SO2平均排放浓度降低到35 mg/Nm3，达到超低排放标准[3]。与湿法脱硫相比，NGD技术具有投资和运行费用低、占地面积小，能够避免脱硫废水二次污染、石膏雨和有色烟羽现象[4]，因此，NGD技术在燃煤工业锅炉领域具有较好的发展前景，尤其适用于缺水的西部地区。

煤科院节能技术有限公司为开发NGD技术进行了大量的基础研究。罗伟等[1]通过试验研究探讨了进口烟温、钙硫比、含湿量以及进口SO2浓度等因素对脱硫效率的影响。部分学者通过工业测试发现，粉煤灰中的活性氧化钙含量对脱硫效果至关重要，提高增湿水量能显著提高脱硫效率，同时发现原生粉煤灰和熟石灰掺混量对脱硫效率的影响较大[2-5]。龚艳艳等[6]研究发现，控制燃料在温和温度区燃烧可得到活化性能较好的粉煤灰，调节绝热饱和温度差小于16 ℃，增湿水量达到680 kg/h，可将脱硫效率提高到90%。崔名双[7]系统研究了脱硫吸收剂制备对脱硫性能的影响，并给出了含水率、熟石灰掺混比、停留时间、反应温度等影响因素下的最佳脱硫工艺。王实朴等[8]分析了NGD对除尘器差压的影响，发现NGD系统运行导致布袋除尘器入口烟尘浓度和湿度大幅提高，对除尘器的性能有较大影响。

综上所述，已有研究主要关注NGD技术的脱硫反应过程及其影响因素，对NGD反应器结构和流场的关注较少。本文通过计算流体力学(Computational Fluid Dynamic - CFD)方法研究NGD反应器内气相流场，并采用熵产分析方法探究NGD反应器内的能耗特性，为NGD技术的优化提供理论指导。

1 物理模型

本文选择神东某30 t/h煤粉工业锅炉NGD反应器为研究对象，其结构示意如图1所示(D为反应器直径)。根据作用不同将NGD反应器分为3部分，上部主体反应区(H1段)：该部分是脱硫吸收剂和SO2进行反应的主体部分；中部加速区(H2段+增湿搅拌灰入口管)：增湿后的脱硫吸收剂通过矩形管道进入加速区，被高速气流携带进入主体反应区；下部烟气入口区(H3段+烟气入口管道)：通过一缓冲罐连接烟气入口管道和中部加速区，从省煤器出来的烟气经过管道进入缓冲罐中。

图1 NGD反应器结构示意Fig.1 Schematic diagram of NGD reactor construction

NGD反应器的基本几何参数和运行参数见表1。

表1 NGD反应器几何参数和运行参数

2 数值研究方法

2.1 数值计算方法

假设脱硫反应器内的流体为不可压缩理想流体，忽略重力加速度影响，采用ANSYS Fluent软件，通过耦合求解连续性方程、动量方程、能量方程和k-ε模型，得到反应器内的速度场分布。压力-速度耦合求解方法采用SIMPLE算法，离散方法采用二阶迎风格式。

边界条件：烟气进口和增湿搅拌灰进口均设置速度进口(velocity inlet)，烟气进口速度为10.9 m/s，增湿搅拌灰入口烟气流速设为0，出口边界条件设置为Outflow。

网格划分：采用Gambit建立脱硫反应器的模型，以结构化网格划分模型，对模型进行网格独立性检查，网格个数分别为38.0万、40.8万、71.3万和87.3万。在不同网格数下求解NGD反应器内流场。计算得到的进、出口压降如图2所示，网格数为38.0万时，NGD反应器进出口压降远低于其他网格计算得到的压降，当网格数达到40.8万时，继续增加网格数，压降变化不大，40.8万网格下计算的压降与38.0万、71.3万和87.3万网格下计算结果的偏差分别为9.9%、2.1%和3.0%。因此，选取网格数40.8万进行后续计算。

图2 网格独立性检查Fig.2 Validation of grid independence

2.2 能耗计算模型

(1)

由传热引起的能量耗散可通过进出口烟气的温差计算，即

(2)

式中，cp为烟气的定压比热容，kJ/(kg·K)；qm为烟气的质量流量，kg/h；Δt为进、出口温差，K。

由黏性流体流动引起的能量耗散为

(3)

式中，qg,V为烟气的体积流量，m3/h；ΔP为烟气进、出口压降，Pa。

根据能量守恒定律，一维不可压缩黏性流体的压降可表示为

(4)

右式第1项为动量变化引起的压降(ρg为烟气密度，kg/m3，c为烟气流速，m/s)，由于脱硫反应器进、出口管道的横截面积相同，进、出口烟气流速相同，因此右式第1项可忽略不计。右式第2项为烟气位置势能变化引起的压降，其中Δz为烟气位置势能差，m；g为重力加速度，m/s2。右式第3项为黏性流体流动过程能量耗散引起的压降，可表示为

(5)

Duan等[9-10]基于热力学第二定律和熵产分析方法建立了黏性流体流动过程的熵产分析模型，该模型能够定量分析黏性流体流动过程的能耗，已成功应用于旋风分离器的能耗分析和结构优化。通过对旋风分离器内流动过程分析发现，引起黏性流体流动过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损失较小，可忽略不计，该方法也被推广用于旋风分离器、离心泵和跨音速翼型的优化中[11-14]。本文仅考虑湍流耗散和壁面摩擦2个因素。

单位体积内湍流耗散引起的熵产可表示为

(6)

ΔSgen,t=∭S‴gen,tdV

(7)

单位面积壁面摩擦引起的熵产可表示为

(8)

其中，τw为流体的壁面剪切应力，Pa；vp为网格节点处的流体速度，m/s；T为局部烟气温度，K。脱硫反应器内壁面摩擦引起的熵产可通过对式(5)进行面积分得到，即

(9)

熵产分析方法的详细信息见文献[15]。

3 结果与讨论

3.1 总能耗分析

NGD反应器空载运行3 h的进、出口压降如图3所示。可知NGD反应器稳定运行，其压降在一定范围内波动，NGD反应器3 h的平均压降为662.4 Pa。

图3 NGD反应器进出口压降的运行值Fig.3 Operating value of pressure drop at inlet and outlet of NGD reactor

3.2 数值模拟准确性分析

由于CFD方法计算流场时未考虑位置势能引起的静压变化，因此，NGD反应器的总压降应为NGD反应器进、出口压差与位置势能变化之和。根据式(4)右式第2项计算得到位置势能变化引起的压降为237.6 Pa，CFD方法计算得到NGD反应器进出口压差为427.1 Pa，因此，CFD方法计算得到的NGD压降为664.7 Pa。根据式(6)～(9)能够计算出NGD反应器的湍流耗散和壁面摩擦引起的熵产，并根据式(5)得到两者引起的压降分别为347.4和57.5 Pa，采用熵产分析方法计算得到NGD反应器的压降404.9 Pa，熵产分析方法得到的总压降应为位置势能变化和能耗引起的压降之和，即642.5 Pa。

NGD反应器压降测量值、CFD模拟和熵产分析方法计算压降值如图4所示。

由图4可知，NGD反应器、熵产分析方法和CFD模拟的压降分别为662.4、642.5和664.7 Pa，CFD模拟和熵产分析方法得到的结果与测量值的偏差分别为0.4%和3.0%，可见CFD方法和熵产分析方法均能较为准确地预测NGD反应器的压降。不考虑位置势能引起的压降，CFD方法和熵产分析方法得到结果的偏差为5.2%，在可接受范围内。因此，熵产分析方法能较为准确地预测NGD反应器内气相流动的能耗。

3.3 流场分析

NGD反应器内的速度分布云图和速度矢量分布如图5所示。图5(a)和(b)分别为x=0和y=0横截面上的速度分布云图，烟气从管道进入缓冲罐，增湿搅拌灰从落灰管进入主体反应区的底部，为防止大粒径颗粒物在重力作用下落入NGD底部，在主体反应区和缓冲罐之间设置一段管径骤缩的加速区，进入加速区的烟气流速急剧增大，烟气携带增湿搅拌灰进入主体反应区。缓冲罐和主体反应区下半段烟气流速分布极不均匀，远离烟气入口方向和落灰管入口部分的烟气流速偏大，直至主体管段上半段，烟气流速分布逐渐均匀。

图4 NGD反应器压降测量值、CFD计算值和熵产分析方法得到的计算值Fig.4 Pressure drop of NGD reactor by experimental date,CFD method and entropy generation approach

图5(c)为轴向不同位置横截面上轴向速度分布云图，图5(d)为相应横截面上的速度矢量分布图，其中z1=-1 850 mm位于烟气入口管道和缓冲罐中间，z2=-950 mm位于缓冲罐上部，z3=0位于落灰管入口，z4=1 000 mm位于主体反应区进口，z5=13 150 mm位于主体反应区中间。对比图5(a)、(b)可知，NGD反应器内烟气的合速度主要取决于轴向速度。在z1横截面上，随着烟气进入缓冲罐，部分烟气沿轴向上升进入加速区，因此，轴向速度进入缓冲罐内先逐渐增大，随着流量减少，在接近缓冲罐壁面附近轴向速度逐渐减小，到壁面处衰减为0。从z2横截面可以看出，轴向速度和合速度沿x轴对称，缓冲罐上方靠近烟气入口侧形成了速度较小的对称涡流区，横截面中心处烟气流速较大。从z3和z4横截面可见，靠近烟气入口和增湿搅拌灰入口侧存在多个速度较小的涡流区，并且在涡流区内轴向速度较小，靠近横截面中心处轴向速度逐渐增大，z4横截面上形成了一个高速的三角区，三角区外分布一倒V形状的中速区。从z5横截面可见，随着烟气在反应器内上升，烟气速度分布逐渐趋向均匀，但在靠近烟气入口和增湿搅拌器入口位置流速仍然偏小。

图5 NGD反应器内速度分布云图Fig.5 Contours of velocity distribution inside NGD reactor

3.4 熵产分析

NGD反应器内的单位体积湍流熵产分布云图如图6所示。黏性流体流动过程中的能量耗散来自不同流层速度差引起的摩擦耗散，因此，能耗大小主要取决于不同流层间的速度梯度。

由图6(a)和(b)可知，NGD反应器内的能耗主要集中在加速区和主体反应区的进口处，在此区域内，烟气流速大，速度分布不均匀，导致速度梯度较大，对比图5(a)和(b)的流场分布可以看出，湍流熵产较大的区域为速度较大区域的边界处以及加速区内速度较大的区域。

图6 NGD反应器湍流熵产分布云图Fig.6 Contours of turbulent entropy generation distribution inside NGD reactor

图6(c)给出了轴向不同位置横截面上的熵产分布云图。对比图5(c)和(d)，从z1横截面可见，远离烟气入口壁面附近的速度梯度较大，能耗较高；从z2横截面可见，2个涡流区交汇处以及高流速区边界处的湍流熵产较大；从z3横截面可见，整个加速区内湍流熵产均较大，尤其在壁面附近湍流熵产达到最大；从z4横截面可见，靠近左上位置有一倒V形状的高湍流耗散区，该区域与图5(c)z4面上的中速区对应，是高速区和低速区的交汇处，速度梯度较大；从z5横截面可见，当烟气流速分布均匀时，湍流熵产较大的区域主要集中在壁面附近。

为进一步研究影响湍流熵产大小的原因，给出了各横截面上不同方向速度和湍流熵产的分布，如图7所示。由式(6)和上述分析可知，流体的湍动能熵产与烟气的流速和速度梯度有关，不同横截面上的平均速度见表2。z1和z2横截面位于烟气入口区，表2显示z1截面的平均速度最小，为9.59 m/s，因此，在z1面的湍流熵产总体来说最低，但在缓冲罐远离入口侧，x方向速度增大和轴向速度减小，其速度梯度较大，导致该位置处熵产较高；由于烟气从x轴方向进入缓冲罐，烟气在z2平面上沿y轴对称，图7可以看出3个方向烟气速度沿y轴对称分布，但在x方向不对称且速度分布极为不均匀，速度梯度较大，导致x方向上的湍流熵产大于y方向的湍流熵产。z3和z4横截面位于加速区，z3平面平均速度远大于其他平面。z3平面上3个方向上的速度分布不均匀，速度梯度较大，因此，z3平面上的湍流熵产远高于其他平面；z4平面上虽然平均速度较小，但因3个方向速度分布不均匀，较大的速度梯度使得其湍流熵产远大于z1、z2和z5截面上的湍流熵产。z5横截面上的烟气平均速度大于z1表面，使其湍流熵产大于z1表面；而z5表面的平均速度虽大于z4表面，但其速度场分布均匀，使其湍流熵产小于z4表面。

图7 NGD反应器不同方向速度和湍流熵产分布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

综上所述，中部加速区因平均速度较大且流场分布不均匀，其单位体积湍流熵产率远高于其他区；上部主体反应区因速度分布均匀且平均速度较小，单位体积湍流熵产较小；下部烟气入口区流场分布不均匀，但平均流速较小，单位体积湍流熵产率从下往上逐渐增大。为了研究各部分对NGD总能耗的贡献，分别计算各部分的体积、湍流熵产和壁面熵产，结果见表3。NGD反应器的总熵产为9.69 W/K，其中湍流熵产为8.32 W/K，占总熵产的比值为85.9%，壁面熵产为1.38 W/K，占总熵产的比值为14.1%，可见NGD反应器的能耗主要是由黏性流体湍动能耗散引起的。

表3 NGD反应器不同区域熵产及体积

各区域占反应器总体积的比值以及各区域熵产占总熵产的比值如图8所示。可知上部主体反应区、中部加速区和下部烟气入口区的体积比分别为83.3%、3.6%和13.1%，而熵产比分别为40.1%、53.8%和6.1%，可见中部加速区不仅单位体积能耗高，而且其总能耗也占了NGD反应器能耗的一半以上，说明中部加速区是NGD反应器能耗的重点区域，针对该部分进行结构优化将对降低能耗起到至关重要的作用。

图8 NGD反应器不同区域熵产比及体积比Fig.8 Entropy generation and volume ratio of different regions inside NGD reactor

4 结 论

1)对比NGD反应器的运行数据，发现CFD模拟和熵产分析方法能够较为准确地预测NGD反应器的总压降。进一步对比CFD模拟结果和熵产分析方法的结果可知，熵产分析方法能够较为准确地预测NGD反应器内的能耗。

2)NGD反应器的能耗来自黏性流体流动和烟气散热，两者占总能耗的比值分别为96.2%和3.8%，可见黏性流体流动是NGD反应器产生能耗的主要因素。不考虑位置势能变化，湍流耗散和壁面摩擦是黏性流体能耗的主要原因，引起的压降分别为347.7 Pa和57.5 Pa，占流体流动能耗的85.9%和14.1%，可见湍流耗散占主导地位。

3)NGD反应器可划分为上部主体反应区、中部加速区和下部烟气入口区，3个部分的体积比分别为83.3%、3.6%和13.1%，熵产分别为3.88、5.22和0.59 W/K，占总熵产的比例分别为40.1%、53.8%和13.1%。可见，中部加速区是产生能耗的主要区域。

4)中部加速区内平均速度和速度梯度较大，导致单位体积熵产率远高于上部主体反应区和下部烟气入口区，尽管其体积较小，中部加速区的总能耗仍占一半以上。同时，烟气入口结构引起了上部主体反应区内流场的非均匀分布，增加了能耗。因此，若能优化烟气入口区和中部加速区结构，提高上部主体反应区流场的均匀性并降低中部加速区的速度，将极大地降低NGD反应器的能耗。