脱硫废水零排放处理系统蒸发段翅片结构的数值模拟

2023-10-27凌卫平王风录田一皓

化工机械 2023年5期

许蕾虞斌凌卫平王风录田一皓

（南京工业大学机械与动力工程学院）

“碳达峰、碳中和”是我国当前的重要目标之一［1］。对于电力行业，“双碳”目标要求着力提高能源利用效能，控制化石能源消费总量，实施可再生能源替代，建立以新能源为主体的新型电力系统，构建清洁、低碳、安全、高效的能源体系，将我国发展建立在高效资源利用、严格保护生态环境、有效控制温室气体排放的基础上，推动我国绿色发展迈上新台阶［2］。

我国是一个“富煤、贫油、缺气”的发展中国家，现阶段，煤炭是我国经济发展的主要能源，在一次能源消耗中占比超过50%，而其中用于发电的煤炭就约占煤炭总消费的70%［3，4］。因此，提高燃煤电厂能效可以有效减少总能耗。此外，先进的燃煤发电技术还有助于解决我国当前的环境污染问题，如二氧化硫、氮氧化物的过量排放及酸雨等［5，6］。

近年来，我国火电厂新建的脱硫系统中，大多采用的是石灰石-石膏湿法烟气脱硫技术［7，8］。然而，湿法烟气脱硫技术会导致系统在运作时形成脱硫废水，因其组分的特殊性、复杂性和强腐蚀性，脱硫废水的处理成为制约火电厂废水零排放的关键［9］。针对燃煤电厂中脱硫废水的处理问题，响应国家对脱硫废水处理零排放的要求，笔者开发了一种新型燃煤电厂脱硫废水零排放处理系统，通过设定翅片管的结构参数，改变翅片高度和间距，研究和分析各因素对壳程烟气流动和传热性能的影响。

1 新型脱硫废水零排放处理系统

新型燃煤电厂脱硫废水零排放处理系统流程如图1所示［10］。该系统包括分离式相变换热技术、多效蒸发浓缩技术和浓液喷雾干燥固化技术。其具体工作流程为：通过分离式相变换热技术从锅炉烟气中获取烟道中的热烟气余热；然后利用所获得的热量为多效蒸发浓缩技术提供热蒸汽，从而使脱硫废水中90%的洁净水被回用；最后通过热烟气对多效蒸发后所产生的浓液进行喷雾干燥固化处理［11］。

图1 新型燃煤电厂脱硫废水零排放处理系统流程

2 几何模型建立

针对系统中相变换热技术和多效蒸发技术的耦合点，对复合相变换热器蒸发段烟气侧进行研究模拟分析。由于蒸发段的整体结构复杂，所包含的换热管数量多，且翅片管翅片密集，故建立整体结构模型难度较大，需对其结构进行简化。图2为模型计算区域示意图。在模拟计算过程中，入口处和出口处极易产生回流，故通过延长模型中烟气进出口长度的方法来有效避免此现象的发生，进口延长长度为翅片管外径的1.2倍，出口延长长度为翅片管外径的3.6倍，得到翅片管的简化模型如图3所示。

图2 模型计算区域示意图

图3 翅片管的简化模型

对所建模型进行数值模拟分析时涉及烟气的流动与翅片管的传热，故假设：烟气不可压缩，物性参数不受其他因素影响，且在翅片管壁面无滑移；翅片管导热系数为常数。

2.1 网格划分

对物理模型进行网格划分，将计算区域进行离散化处理，得到局部网格模型如图4所示。

图4 局部网格模型

2.2 控制方程

质量守恒方程：

其中，u、v、w分别表示x、y、z方向的速度分量。

动量守恒方程：

其中，p为流体压力，μ为流体动力黏度，ρ为流体密度，g为重力加速度。

能量守恒方程：

式中 cp——定压比热容；

T——流体温度；

λ——流体传热系数。

标准k-ε模型方程：

式中 c1、c2、cε、cμ——实践经验系数，工程实践中c1=1.44，c2=1.92，cε=1.3，cμ=0.09；

k——湍动能；

xk——空间坐标；

ε——湍动耗散率；

μk——速度分量；

μt——湍动黏度；

σk——湍动能普朗特数，σk=1；

σε——耗散率普朗特数，σε=1.3。

2.3 边界条件及物性参数

基于蒸发段烟气侧翅片管仿真模型的相应参数和运作工况，初始条件设置如下：

a.入口边界条件。选取速度入口边界，入口处烟气温度设定为553.15 K，速度设定为5 m/s，湍流强度为5%，入口水的温度为333.15 K，速度为0.5 m/s。

b.出口边界条件。选择压力出口边界条件。

3 翅片管结构对传热性能的影响

通过设定翅片管的结构参数，改变翅片的高度和间距，研究和分析各因素对壳程烟气流动和传热性能的影响。适当调整模型的结构尺寸，烟气入口速度取5 m/s，分析翅片管结构参数对传热和阻力的综合影响。具体的翅片管结构参数见表1。

表1 翅片管结构参数

传热因子j的计算式为：

式中 h——烟气与管间的对流换热系数，

W/（m·℃）；

pr——普朗特数；

u′——最小流通截面的平均流速，m/s；

ρ′——烟气密度，kg/m3。

摩擦因子f的计算式为：

式中 A——翅片管的总传热面积，m2；

Amin——最小流通截面积，m2；

Δp——流动阻力，Pa。

3.1 翅片间距对传热阻力性能的影响

图5为不同翅片间距sf下烟气入口速度与烟气出口温度的关系曲线。可以看出，当烟气入口速度不变时，随着翅片间距的增大，烟气出口温度不断上升；当翅片间距为6、10 mm时，不同烟气入口速度下的烟气出口温度增长范围在6.4%～7.7%；当翅片间距固定时，烟气出口温度随烟气入口速度的增大而增大，当烟气入口速度为3、9 m/s时，各翅片间距下烟气出口温度的增长范围在5.6%～6.4%；当翅片间距为8、10 mm时，两条曲线较为接近，两者传热性能相近，此时翅片间距的改变对传热性能的影响较小。

图5 不同翅片间距下烟气入口速度与烟气出口温度的关系曲线

图6为不同翅片间距下烟气入口速度与烟气压降的关系曲线。可以看出，当烟气入口速度一定时，随着翅片间距的增加，烟气压降减小。烟气入口速度在3～9 m/s范围内时，翅片间距6 mm的烟气压降增幅最大，由65 Pa增大到501 Pa；翅片间距12 mm的烟气压降增幅最小，由38 Pa增大到279 Pa。当烟气入口速度一定时，增加翅片间距会使蒸发段管束烟气的流通截面积增加，但烟气所经过的表面摩擦减小，翅片对烟气流动的阻力降低，同时烟气的湍流强度有所减弱，因此在分离式热管换热器蒸发段管束的进出口压降减小。当翅片间距一定时，增大烟气入口速度，烟气的湍流强度增加，导致烟气压降增大，流体阻力增加。考虑到风机能源能耗的问题，应将翅片间距控制在合理范围内。

图6 不同翅片间距下烟气入口速度与烟气压降的关系曲线

图7为不同烟气入口速度下翅片间距与综合传热性能指标（传热因子j与摩擦因子f的比值）的关系曲线。可以看出，当翅片间距为6～8 mm时，综合传热性能指标随翅片间距的增大而增大，即翅片管的传热性能增幅大于阻力增幅，各烟气入口速度下综合传热性能指标增长范围在24.2%～53.5%；当翅片间距为8～12 mm时，综合传热性能指标随翅片间距的增大而减小，即翅片管的传热性能增幅小于阻力增幅，各烟气入口速度下综合传热性能指标下降范围在8.7%～74.3%；当烟气入口速度为7 m/s时，曲线的上升和下降幅度最小，在此工况下，翅片间距对传热性能的影响最小。综上所述，翅片间距选择8 mm时，传热性能最好。

图7 不同烟气入口速度下翅片间距与综合传热性能指标的关系曲线

3.2 翅片高度对传热阻力性能的影响

图8为不同翅片高度H下烟气入口速度与烟气出口温度的关系曲线。可以看出，当烟气入口速度为3、9 m/s时，各翅片高度下烟气出口温度的增长范围在1.9%～3.5%；当烟气入口速度一定时，烟气出口温度随翅片高度的增加而减小，不同入口速度下烟气出口温度的增长范围在1.6%～3.2%；当烟气入口速度在5～7 m/s范围内，翅片高度为8、10 mm时，两条曲线增幅平缓，同一烟气入口速度范围下当翅片高度为12、15 mm时，曲线增幅明显变大。综上，当翅片高度在一定范围内时，随着翅片高度的增加，传热性能逐渐增加。

图8 不同翅片高度下烟气入口速度与烟气出口温度的关系曲线

图9为不同翅片高度下烟气入口速度与烟气压降的关系曲线。可以看出，随着烟气入口速度的增加烟气压降平稳增加；当烟气入口速度一定时，烟气压降随着翅片高度的增加而减小；当烟气入口速度在5～7 m/s 范围内，翅片高度在8～12 mm之间时，3条曲线较为接近，说明在此范围内烟气压降受翅片高度因素的影响较小。为降低成本和风机功耗，翅片高度不宜选择过小，且烟气入口速度应在5～7 m/s范围内较为适宜。

图9 不同翅片高度下烟气入口速度与烟气压降的关系曲线

图10为不同烟气入口速度下翅片高度与综合传热性能指标的关系曲线。可以看出，当烟气入口速度一定时，随着翅片高度的增加，综合传热性能指标先上升后下降。翅片高度在8～10 mm范围内，综合传热性能指标呈上升趋势，在烟气入口速度7 m/s时其平均增长率最大，增长了298.34，在烟气入口速度9 m/s时其平均增长率最低，增长了165.28。翅片高度在10～12 mm范围内，综合传热性能指标呈下降趋势，在烟气入口速度为7 m/s时其平均降低率最大，减少了251.82，在烟气入口速度为9 m/s时其平均降低率最小，减少了93.71。翅片高度在12～15 mm范围内，综合传热性能指标趋于稳定状态。由此得出，适当增加翅片高度可以强化换热管内流体的综合传热性能，当翅片高度为10 mm、烟气入口速度为3 m/s时达到最佳综合传热性能。