三塔合一间接空冷塔烟气流动特性研究

2023-03-09李金芳韩高岩谢娜张晓晴王智

浙江电力 2023年2期

李金芳，韩高岩，谢娜，张晓晴，王智

（1.杭州意能电力技术有限公司，杭州 310012；2.国网浙江省电力有限公司电力科学研究院，杭州 310014；3.华北电力大学（保定）动力工程系，河北保定 071003）

0 引言

三塔合一系统［1-2］是将脱硫塔、烟囱内置于间接空冷塔［3-4］内，通过间接空冷塔内的空气稀释并抬升烟气［5-6］。三塔合一系统节省了烟囱的造价，并且能提升烟气的扩散高度，具有很大的环保优势。三塔合一系统通常采用湿法脱硫，经过湿法脱硫后的烟气温度较低，需要借助间接空冷塔内空气的热量提升扩散高度，在无风或者风速较小的环境下，三塔合一系统可以将烟气抬升至较高的高度，减少对周围环境的污染［7］。但是由于三塔合一系统的抗风能力弱，在环境风增大时，烟气会向背风侧下洗，造成对塔壁和环境的污染。烟气中含有SO2气体，SO2受环境湿度的影响会对空冷塔造成不同程度的腐蚀［8-9］，如混凝土剥落、钢筋锈蚀等问题，给空冷塔运行带来极大的安全隐患，所以有必要研究三塔合一系统烟气的扩散规律。

浮杰［10］使用CFD（计算流体动力学）软件研究了三塔合一塔内流场的特点，结果表明：烟气排放可以增大冷却塔的抽力，冷却塔高径比越大，其排放效果越好。席新铭［11］对三塔合一进行数值模拟，获得了不同风温、风速以及烟囱高度等关键参数对间接空冷塔流动和传热性能的影响规律。崔克强［12］等采用S/P 模式开展了不同大气稳定度条件下、不同风速时烟气抬升对比的计算，并与烟囱排放烟气进行了对比，结果表明：在弱风情况下，冷却塔排烟高度远大于烟囱，但当风速大于4.5 m/s时，烟囱排放烟气高度高于冷却塔排放烟气抬升高度。王康慧［13］等采用不同方法计算了冷却塔下风向空腔区的范围，并研究了空腔区对污染物落地浓度的影响，结果表明：污染物浓度在空腔区内呈现增大趋势，污染物在远离空腔区时大致稳定或存在小幅波动。蒋晓峰［14］等对污染物扩散进行了研究，并对冷却塔进行了结构优化。王梦洁［15］研究了脱硫塔、烟囱在塔内不同偏心距离对三塔合一系统热力特性的影响，并且建立了数值模拟的迭代流程，分析了环境对机组背压的影响，为发电厂实际运行调节提供依据。焦庆雅［16］对三塔合一内部流场进行了分析，并使用挡风板对内部流场进行优化，结果表明：挡风板在无风或者低风速时会使通风量降低，大风工况时则可以大大改善流场。赵文升［17］等通过数值模拟研究结构参数对三塔合一系统热力性能的影响，并以通风量和冷却水出口水温为标准获得了最优参数。孔德满［18］等基于CFD方法研究了三塔合一系统脱硫装置对进风量的影响和不同风速下的烟气扩散能力，结果表明：脱硫装置对空冷塔的进风量和散热量几乎无影响，并且随着风速增大，烟气扩散高度呈现先降低后不变的趋势。刘昆［19］分析对比了不同工况下烟气流动特性，并提出了采用加高烟囱和加装风机来进行流场调控的方案，结果表明：当负荷降低时，间接空冷塔的流动换热恶化，随着风速增大，换热也会恶化，并且风速过大时环境风会穿透冷却塔，不利于冷却塔安全运行；加装风机可以改善塔内流动换热特性，并且在有环境风的条件下风机能很好地促进烟气流动；加高烟囱可以使烟气偏折程度降低，并使气流受横风的抑制降低。Yang Shuo［20］等使用数值模拟研究了三塔合一系统内部流场随喉部变化的规律，研究结果表明：喉部越短，烟气和进塔气流混合越剧烈。Takenobu［21］等使用风洞试验的方法对三塔合一进行了研究，使用示踪气体记录气体的流动，最终得到了烟气的扩散区间。

环境风速、温度以及空冷塔的几何参数均会对三塔合一系统的性能造成不同程度的影响［22-24］，负荷变化也会影响三塔合一系统的性能。但是以往对于三塔合一系统的研究，缺少负荷变化对烟气扩散影响的研究，所以本文建立了三塔合一系统变负荷模型，计算并研究了不同负荷下烟气的扩散规律，并对冷却塔在不同负荷下的冷却效果进行了分析。

1 数值模型

1.1 模型和计算方法

使用Gambit 软件建立三塔合一间接空冷塔的模型，并进行了网格划分，采用流体计算软件Fluent 2021 R1 进行计算。三塔合一系统如图1 所示，其参数如表1所示，扇区划分如图2所示，其中扇区1、2、11、12为迎风扇区，扇区3、4、9、10为侧风扇区，扇区5、6、7、8为背风扇区。

表1 三塔合一系统基本参数Table 1 Basic parameters of the "three-in-one"towers system m

图1 三塔合一系统示意图Fig.1 Schematic diagram of the "three-in-one"tower system

图2 扇区划分示意图Fig.2 Schematic diagram of sector division

近年来中国多年平均风速为2.14 m/s，三北地区年平均风速最大，为3 m/s［25］。5 m/s 的风速虽然在全国发生的概率在0.05 以下［26］，但此风速会发生腐蚀并且发生概率相对其他更大风速要大。而三塔合一系统在无风或风速较小时，其空气对烟气包裹性较好，并且在环境中抬升较高，不会对塔壁以及环境造成影响。因此，选择距离地面10 m 处环境风速为5 m/s 作为计算条件，该模型采用幂指数风廓线来模拟环境风速，风速表示为：

式中：u10为高度10 m 处环境风的风速；y为相应点的高度；u为对应高度的风速。

幂指数风廓线随高度的变化如图3所示。

图3 幂指数风廓线随高度变化示意图Fig.3 Schematic diagram of exponential wind profile changing with height

本算例参考2×1 000 MW 发电厂的模型，设置两个间接空冷塔，其中一个为普通间冷塔，另一个间冷塔内放置脱硫装置和烟囱，烟囱排放两个机组烟气。选定20 ℃（春秋季节）作为环境风的温度，环境出口设置为压力出口，烟囱出口设置为速度入口，烟气速度设置为28 m/s，烟气温度设置为47 ℃。采用Fluent 组分运输模型模拟烟气的流动，烟气组分如表2所示，重力加速度设置为9.8 m/s，湍流模型选择Realizable 的κ-ε模型，对于能量方程的残差设置为10-7，其他方程均设置为10-4，压力离散格式选择PRESTO！，其他选项设置为二阶迎风格式进行计算。

表2 烟气组分Table 2 Flue gas components

对模型做出以下假设：气体为理想不可压缩气体，换热与流动为定常条件，冷却塔壁面、烟囱壁面、脱硫塔壁面以及地面均设置为绝热条件，且为无滑移壁面，散热器简化为多孔介质。

散热器尺寸为28 m×2.6 m×0.199 5 m，两片散热器形成一个冷却三角，模型如图4所示，其尺寸为28 m×2.815 m×2.772 m。

图4 冷却三角模型示意图Fig.4 Schematic diagram of the cooling triangle model

对于简单均匀的多孔介质：

式中：Si为动量方程源项；ν为速度；α为渗透率；C2为惯性阻力系数；μ为动力粘度。

对散热器进行建模及数值模拟，使用最小二乘拟合法将模拟所得散热器进出口压差Δp与迎面风速的关系拟合成表达式：

由式（3）求得粘性阻力系数为2 564 782，惯性阻力系数为48.535 9，同时求得简化后散热器的孔隙率为0.72。

假设多孔介质为恒定温度，其温度值等于出口、入口水温的算术平均值。假定每个扇区的冷却三角具有相同的出口、入口水温和循环水流量，同一负荷下冷却塔的散热量等于循环水在凝汽器的吸热量，并且换热是稳定的，对于给定的负荷，先给定入口水温的初值，通过热平衡计算得到出口水温，计算后更新入口水温，最后获得稳定状态下不同负荷的出口、入口水温，其迭代过程如图5所示。

图5 迭代流程Fig.5 The iterative process

1.2 网格以及模型验证

使用Gambit 软件对模型进行网格划分。散热器部分采用结构化网格划分，网格最为密集；散热器连接环境和塔内的过渡区域采用三棱柱网格并使用比例函数逐渐扩大尺寸，这样既可以维持精度又可以减少网格数量；在塔内和外部环境区域恢复结构化网格。计算域网格如图6所示。

图6 计算域整体网格示意图Fig.6 Schematic diagram of the overall grid of the DCF

本模型设计数据为：无风时散热量为1 175.4 MW，环境温度为31.5 ℃，入口水温为63.92 ℃，出口水温为51.1 ℃，循环水流量为78 966.4 m3/h，循环水在各扇区均匀分配。对网格数为3 815 268、5 020 968、6 031 549的模型进行验证，结果如表3所示。从表3可以看出，不同参数在不同网格下的变化率均小于0.5%，这表示本模型通过了网格无关性验证，并且计算所得数值与实际数值的误差处于可接受范围内。最终选择网格数为5 020 968的模型。

表3 网格无关性验证结果Table 3 Results of grid independence verification

2 结果分析

2.1 不同负荷下各扇区水温变化

对各负荷下不同扇区的出口、入口水温进行统计，因为1—6 扇区和7—12 扇区是对称的，所以仅对1—6 扇区的结果进行统计，统计结果如图7所示。同时，为了使各扇区温降更直观，将不同工况下各扇区的循环水温降进行了整理，结果如图8所示。

图7 各扇区出口、入口水温Fig.7 Water temperatures at the entrances and exits of sectors

图8 各扇区循环水出入口温差Fig.8 Temperature differences between inlets and outlets of circulating water in sectors

如图7所示，黑色折线为入口水温，红色折线为出口水温。同一负荷下所有冷却三角入口水温假设为相同值，在负荷为50%～100%时的入口水温分别为40.56 ℃、43.74 ℃、46.58 ℃、49.88 ℃、52.71 ℃、55.78 ℃。可以看出，随着负荷升高，入口水温不断升高，入口水温在100%负荷时最高，在负荷为50%时最低，相差15.22 ℃。出口水温在每一个扇区均随着负荷增大而增大，当负荷不变时，1—4 扇区出口水温逐渐增大，在4 扇区达到最大值，说明迎风扇区在向侧风扇区过渡的过程中，扇区的换热能力不断衰减，并且4扇区换热能力最差。同时由图7 可以看出，5、6 扇区换热效果优于4扇区，这是因为侧风扇区受侧风和内部涡流的影响较大，侧风扇区的空气流动受阻，最终导致换热恶化，背风侧的扇区受到侧风和涡流的影响较小，所以背风扇区换热量较侧风扇区增大，出口水温更低。

由图8可以看到各扇区的温降情况，循环水温降随着负荷的增大而增大，这是因为在环境温度一定的情况下，高负荷的循环水温度更高，空气与散热器内循环水的温差更大，循环水和空气的热流增大最终使冷却水出入口的差值增大。在负荷为100%时，1 扇区循环水温降最多，为14.89 ℃，扇区4温降最少，为11.72 ℃；在负荷为50%时，相同扇区的循环水温降最少，其中1扇区温降为7.95 ℃，4扇区温降为4.84 ℃，达到所有计算负荷的最低点。从图8 中还可以看出，1—4 扇区温降逐渐变小，5、6 扇区温降增加，说明1 扇区水温最低，换热最好，4 扇区水温最高，换热最差。

为了体现烟气和热空气的换热过程，选择100%负荷时冷却塔的温度场进行分析，图9—13是空冷塔不同位置处截面的温度云图。由图9—13可以看出，烟气出口处温度最高，随着高度的升高，烟气逐渐和热空气混合，烟气温度逐渐降低。在冷却塔出口处，冷却塔内的热空气、烟气、环境空气开始混合，并向背风侧偏移。在高度10 m处，由于环境空气受到散热器加热影响，冷却塔内部温度明显高于冷却塔外，并且侧风区域温度要高于迎风区域，这是因为迎风区域通风量较大，侧风区域受到涡流和侧风的影响，通风量相对较小导致换热恶化，所以温度更高。在高度60 m 即烟囱的出口处，烟气刚刚排放尚未与空气混合，同时塔内边缘区域温度较高，中心区域除烟气外温度较低。在高度100 m 处，烟气已经开始和热空气混合，此时烟气受到塔内气流影响向背风侧偏移，此时烟气和空气仍存在较大温差。在高度204 m即冷却塔出口处，烟气和热空气混合相对充分，烟气和热空气的温差减少，同时冷却塔出口处两侧热空气与环境空气混合，使出口下风向的空气温度升高。

图9 空冷塔中心垂直平面温度云图Fig.9 Cloud map of vertical plane temperature in the center of air-cooling tower

2.2 不同负荷下各区域烟气流动规律

图14 和图15 分别为50%负荷和100%负荷时高度10 m处水平面的速度矢量图。从图14、图15可以看出，气流通过换热器进入冷却塔后向背风侧流动，与其他区域的气流以及脱硫塔撞击形成一对大的涡流，气流进入后受到涡流阻碍，存在一个低速的区域；塔内背风区域进入的气流受到迎风侧气流的阻力，存在一个较小的低速区，并且随着负荷增大在背风侧形成一对小涡流。所以，塔内的涡流是通风量减少的主要原因之一，同时脱硫塔也会在一定程度上阻碍各区域的进风。

图10 空冷塔水平高度10 m平面的温度云图Fig.10 Temperature cloud map of the air-cooling tower at a horizontal height of 10 m

图11 空冷塔水平高度60 m平面的温度云图Fig.11 Temperature cloud map of the air-cooling tower at a horizontal height of 60 m

图12 空冷塔水平高度100 m平面的温度云图Fig.12 Temperature cloud map of the air-cooling tower at a horizontal height of 100 m

图14 负荷为50%时的速度矢量图Fig.14 Velocity vector diagram at 50% load

图15 负荷为100%时的速度矢量图Fig.15 Velocity vector diagram at 100% load

随着负荷增加，大涡流变小，这是因为随着负荷增大，侧风扇区通风量增大，对涡流产生了抑制；小涡流随着负荷增大向背风侧偏移，并且在负荷为100%时分裂成两对对称的小涡流，这是因为迎风扇区的气流速度增加对涡流产生了抑制作用，推动小涡流向后偏移，并且小涡流最终被迎风扇区的气流分割成两个更小的涡流。总体来说，高负荷运行更有利于减小塔内涡流带来的抑制作用。

图16 和图17 分别是50%负荷和100%负荷时高度10 m 处的速度云图。由图16、图17 可以看出，在50%负荷时，迎风区域的气流速度最大，侧风区域完全处于低速区中，入口气流速度最低，背风区域速度处于迎风区域和侧风区域之间；相对于50%负荷时，100%负荷时塔内蓝色区域面积减小，侧风区域减少得较为明显，说明随着负荷增大，塔内气流速度增大，并且对涡流产生了抑制作用。

图16 50%负荷时高度10 m处的速度云图Fig.16 Velocity cloud map at a height of 10 m at 50% load

图17 100%负荷时高度10 m处的速度云图Fig.17 Velocity cloud map at a height of 10 m at 100% load

不同负荷的三塔合一系统具有不同的抽力，抽力越大则通风量和冷却性能越好，机组的经济性就会越高。对各负荷下的总通风量和平均抽力（塔底进风口处的抽力）进行统计，得到平均抽力及总通风量随负荷的变化如图18 所示，不同区域的通风量如图19所示。

由图18 可以看出，随着负荷的增大，平均抽力增大，总通风量增大，总通风量在50%负荷时为48 938.27 kg/s，在100%负荷时为63 699.46 kg/s，增加了14 761.19 kg/s，是50%负荷时的1.3倍，因此，随着负荷的增大，通风量增加比较明显，近似呈线性增加。平均抽力随着负荷增大而增大，在50%负荷时抽力为82.4 Pa，在100%负荷时为121 Pa，增大了38.6 Pa，为50%负荷时的1.47 倍。通风量和抽力随着负荷增大而增大是因为循环水温会随着负荷增大而增大，使散热器对空气加热程度提高，散热器两侧空气密度差增大，从而增大了抽力和通风量。

图18 平均抽力和总通风量随负荷的变化Fig.18 Load-varied changes of average extraction force and total ventilation capacity

图19 所示为空冷塔不同区域通风量随着负荷变化的规律。迎风区域在50%负荷时的通风量为20 812 kg/s，为迎风区域各负荷下通风量的最小值，100%负荷时的通风量为25 242.69 kg/s，为最大值，相差4 430.69 kg/s；背风区域通风量最大值为20 745.49 kg/s，最小值为16 442.71 kg/s，相差4 302.78 kg/s；侧风区域最大值为17 711.28 kg/s，最小值11 683.57 kg/s，相差6 027.71 kg/s。可以看到，迎风区域在任何负荷下的通风量都是最大值，侧风区域通风量最小，背风区域通风量介于迎风区域和侧风区域之间。这是因为在侧风区域虽然塔外侧空气绕流速度较快，但是会在冷却三角内形成涡流，阻碍进风，同时塔内的涡流也会对进风产生阻碍效果，而迎风区域和背风区域不存在这种影响，所以侧风区域进风量相对于其他区域减少很多。

图19 不同区域通风量随负荷的变化Fig.19 Load-varied changes of ventilation capacity in different areas

负荷减小时，各区域通风量均随之减小。迎风区域和背风区域的通风量随负荷变化相对较小，而侧风区域的通风量随负荷变化较大，负荷为50%时与100%时相差6 027.71 kg/s，相对于其他两个区域的变化量多出约三分之一，说明相对于其他扇区，侧风扇区在低负荷时流动换热更容易恶化，这是由侧风和涡流造成的。所以，当机组处于低负荷时应对侧风扇区采取一定措施，增大其通风量，以最大限度地提升换热效率。

2.3 不同负荷下烟气的扩散规律

距离冷却塔不同位置的垂直于风速方向平面上SO2的分布如图20 所示。定义最高扩散高度为此平面SO2质量浓度等于0.5 mg/m3时的最高点距离地面的高度，扩散距离为该平面距离塔中心点的水平长度。当SO2浓度达到0.5 mg/m3时认为烟气扩散到塔壁上，取此时的最低点为烟气在塔壁上扩散的最低点，该位置如图21 所示。负荷的不同会影响空冷塔的通风量和空气的温升，从而对烟气的抬升产生影响。对不同负荷下烟气在环境中和塔壁上的扩散规律进行了统计，烟气在内壁的扩散规律如图22 所示，在环境中的最大高度随距离的变化如图23所示。

图20 最大扩散高度和扩散距离示意图Fig.20 Schematic diagram of maximum diffusion height and diffusion distance

图21 烟气扩散最低点示意图Fig.21 Schematic diagram of the lowest point of flue gas diffusion

在有环境风的情况下，空冷塔出口处的混合气流会受到环境风的阻碍而偏向背风侧，使烟气流出受阻。环境风还会导致塔内产生涡流，空冷塔内的SO2受到塔内涡流的影响会被卷吸，所以塔壁容易接触到烟气，当风速过大时，烟气就会扩散到塔壁上，塔壁上SO2的浓度会随着风速增大而增大。从图22 可以看到SO2在内壁上随着负荷变化的规律，在50%～100%负荷时SO2最大浓度分别为4.55 mg/m3、3.25 mg/m3、2.46 mg/m3、2.03 mg/m3、0.66 mg/m3、0 mg/m3，负荷为50%负荷时SO2最大浓度是计算工况的最大值，100%负荷时SO2的最大浓度为0 mg/m3，这时没有SO2扩散到内壁上，说明热空气对烟气包裹性较好。在50%负荷时内壁上SO2最低扩散到172.24 m，在100%负荷时SO2未扩散到塔壁上，记最低点在204 m，即塔的出口处，比50%负荷时高出31.76 m，可以看到，随着负荷的增加，烟气在塔壁上的最低点持续升高、最大浓度降低，说明随着负荷增大，烟气对内壁的污染减少。这是因为随着负荷增大，各扇区通风量增加，空气对烟气的包裹能力增加，所以内壁上SO2污染程度变小。

图22 烟气在空冷塔内壁的扩散规律Fig.22 Diffusion law of flue gas on the inner wall of aircooling tower

在环境风的作用下，空冷塔出口处存在两个对称的涡流，卷吸流出塔外的烟气和热空气，同时环境风的对流冲击也会影响烟气的抬升，在两种因素的综合作用下造成烟气流出空冷塔后下洗，从而导致烟气在不同位置处的抬升高度受到限制。从图23 可以看到不同负荷下烟气各位置达到的最高点，各负荷均在0～100 m 处抬升较快，之后随着距离增加烟气高度缓慢上升，在距离空冷塔600 m 处烟气扩散最高点在负荷为50%～100%时分别达到490.62 m、500.23 m、501.36 m、503.92 m、505.74 m、507.34 m。在100～600 m内的不同距离处，100%负荷时的最高点相对于50%负荷时分别增高了12.39 m、12.91 m、14.33 m、16.12 m、16.03 m、16.72 m。结合图表和数据可以看出，烟气最高点在任何距离处均随着负荷增加而增加，所以增加负荷有利于增加烟气的抬升高度。这是因为负荷增大提升了冷却塔的抽力，进而提升了空气的流量，速度更快的混合气流抵抗阻力的能力更大，而烟气下洗的重要原因之一就是横向风的阻力，所以高负荷运行下空冷塔出口处的混合气流可以抬升到更高位置。同时，高负荷下空气吸收的热量更多，这样烟气和空气的密度差增大，相对于低负荷时的烟气具有更大的浮升力，这时烟气逐渐被稀释，与热空气混合逐渐充分，热空气的热量利用更加充分，使烟气总体抬升效果增大，有利于环境保护。