大擴張角靜電除塵器內流場均勻性及壓力特性試驗研究

周 昊， 趙 鍇， 趙夢豪， 馬煒晨， 宋 金

(1.浙江大學 能源工程學院，能源清潔利用國家重點實驗室，杭州 310027；2.上海電氣斯必克工程技術有限公司，上海 200090)

大擴張角靜電除塵器內流場均勻性及壓力特性試驗研究

周 昊1， 趙 鍇1， 趙夢豪1， 馬煒晨1， 宋 金2

(1.浙江大學 能源工程學院，能源清潔利用國家重點實驗室，杭州 310027；2.上海電氣斯必克工程技術有限公司，上海 200090)

針對面積比為9.43，上、下擴張角分別為45°、57°的靜電除塵器物理模型進行了氣流均勻性及壓力特性研究.建立了靜電除塵器模型試驗臺架，采用空氣作為流動介質，靜電除塵器內部速度為1.06～1.27 m/s.結果表明：試驗成功將速度的相對偏差降低到0.27；多孔板設計存在氣流均勻性好同時壓降又較小的最優方案，最優開孔率范圍為0.5～0.7；多孔板位置越靠上游、層數越多，靜電除塵器壓降越大.

靜電除塵器； 非均勻開孔率； 多孔板； 壓降

GB 13223—2011 《火電廠大氣污染物排放標準》中規定，煙塵排放質量濃度應不超過30 mg/m3(重點地區不超過20 mg/m3)[1].靜電除塵器具有效率高、適用性強、運行費用較低等優點，因此一直是國內外燃煤電廠治理煙氣的優選設備.美國約80%左右脫除顆粒物的方式采用靜電除塵器，歐盟約占85%，而在日本這一比例則更高[2-3].目前我國90%以上燃煤電廠都使用了靜電除塵器[4-5].在影響靜電除塵器的眾多因素中，電場內部氣流分布是極為重要的影響因素.而電除塵器的內部氣流一般通過多孔板(均布板)和導流板進行調整，要達到較好的氣流均勻性，增大多孔板的阻力是一種簡單的方法，但是靜電除塵器的阻力往往都有嚴格的限制，因此有必要研究多孔板在靜電除塵器內對氣流的均勻性效果及阻力特性.

關于靜電除塵器內尤其是進氣煙箱及其前后的流場研究,很早就受到了國外學者的關注.Reneau等[6]針對氣流在二維擴散器內的流動情況進行了研究.隨后Sahin等[7-9]搭建了多個小型靜電除塵器模型，詳細研究了多孔板對進氣煙箱內部及出口的流場影響，同時對模型中進氣煙箱的壓力變化進行了測量.試驗得出：(1)擴張角越大，進氣煙箱出口處氣流均勻性越差；(2)可以通過添加多孔板有效提高氣流的均勻性；(3)多孔板位置及開孔率對氣流均勻性及進氣煙箱前后壓差有著重要影響.Noui-Mehidi等[10]采用非對稱模型，擴張角為30°，對進氣煙箱沿程截面進行了速度分布測量，研究了不同多孔板組合下的壓力損失.Choi等[11]在圓管內添加不均勻開孔率的多孔板，采用數值模擬的方法研究了開孔率、相對厚度對氣流均勻性及壓降的影響.Barratt等[12]提出利用圓柱體形成高孔隙度均流裝置，可以達到進氣煙箱出口氣流均勻的效果.國內針對靜電除塵器流場的研究較少，劉明等[13]采用數值模擬方法對某除塵器前煙道存在磨損嚴重、煙氣分配不均等問題進行了改造，取得了良好的效果.Qiu等[14]通過在靜電除塵器物理模型的煙道及進氣煙箱內添加導流板的方法使本體內檢測截面速度的相對偏差從初始的0.830降低到0.475.王鐵營[15]采用數值模擬的方法，在靜電除塵器進氣煙箱內添加了3塊開孔率分別為0.55、0.5和0.45的多孔板，并對內部流場進行優化，結果電場入口速度的相對偏差降低到0.177.金定強等[16]通過運用氣流均布板和整流格柵對靜電除塵器內氣流進行優化，結果表明該方案不僅可降低壓損，還能提高裝置可靠性.目前，燃煤鍋爐配套的靜電除塵器內一般均設有多孔板作為均流裝置.

近年來，由于我國使用的煤質原因，灰分更多、黏度更大，靜電除塵器的擴張角也因此變得更大，再加上前端煙道更加復雜，使得進入到靜電除塵器本體內的氣流變得更加紊亂.由于國內外研究大都集中在擴張角40°以下，靜電除塵器模型前端接直管段，單個多孔板采用統一開孔率，筆者在靜電除塵器擴張角較大(擴張角為45°～57°)，前端煙道復雜的情況下，設計了非均勻開孔率分布的多孔板作為氣流均勻裝置，對除塵器內氣流均勻性及壓力特性進行了全面、深入的研究.

1 試驗方法

1.1試驗裝置

試驗模型采用有機玻璃制作而成.按照某電廠2×300 MW配套的靜電除塵器實際尺寸，以1∶14比例縮小，為雙室結構，主要由入口煙道、進氣煙箱、除塵器本體、出氣煙箱、出口管路及引風機組成.入口煙道為直徑(D)250 mm的圓形截面，除塵器本體截面尺寸為828 mm×916 mm，進氣煙箱出口與入口面積比為9.43，進氣煙箱上擴張角α與水平面呈45°，下擴張角γ與水平面呈57°.煙道出口處平均流速為17.4 m/s，對應雷諾數為2.89×105，模型系統圖如圖1所示,共有兩室.其中處于氣體流動方向的左側為左室,右側為右室.P0～P8為9個壓力測孔，截面a為進氣煙箱入口截面，截面b(即P7所在橫截面)為除塵器本體內測速截面.其中，P0～P8壓力測孔具體相對坐標位置如表1所示，x軸以P2位置為坐標原點，流動方向為正方向.圖1中A、B、C分別為3層多孔板安裝位置.

圖1 試驗裝置示意圖

表1 壓力測孔相對位置坐標

1.2關鍵參數的定義

試驗中采用一些關鍵參數來描述多孔板的特性、氣流均勻性和壓力特性等,主要包括開孔率β、速度的相對偏差σ及壓力恢復系數Cp.

(1) 開孔率β定義為多孔板開孔總面積同管道截面總面積的比值：

(1)

式中：Ah為多孔板開孔總面積，m2；Ap為多孔板總面積，m2.

(2) 速度的相對偏差σ是指除塵器截面上速度場的相對標準偏差，其表達式為：

(2)

根據Coghe等[17]所提出的評判標準，表2給出了相應的評判區間.

表2 氣流均勻性評價表

(3)

式中：p為測量點處的靜壓，Pa；pr為進氣煙箱前煙道內的靜壓，Pa；ρ為試驗介質空氣的密度，kg/m3；v1為進氣煙箱前煙道內的平均流速，m/s.

1.3多孔板介紹

試驗所用多孔板由鋼板制成，采用不均勻開孔率分布，局部開孔率范圍為0.3～1.0.由于實際靜電除塵器中使用的多孔板孔徑一般在40～70 mm，按照等比例模化，試驗開孔孔徑統一為5 mm.多孔板的厚度對氣流均勻性影響不大，所以試驗多孔板厚度統一為1.5 mm.多孔板安裝位置A、B、C分別距截面a為110 mm、190 mm和270 mm.試驗主要采用4種開孔方案的多孔板，開孔方案如圖2所示，實物圖如圖3所示，板中數值為開孔率.各多孔板的平均開孔率見表3.

需要說明的是，由于實際靜電除塵器多孔板孔徑達到40～70 mm，大部分粉塵均能隨煙氣穿過多孔板，但由于進氣煙箱內氣流紊亂、粉塵相互碰撞等原因，有部分粉塵會掉落在多孔板間.目前，針對進氣煙箱內粉塵堵塞問題采取以下措施：(1)在每層多孔板底部，留有一定高度的空心部分，如圖2中第2種多孔板底部所示.這樣粉塵掉落在進氣煙箱內，會由于重力及慣性力等作用通過底部空心部分滑落至本體的灰斗內.(2)加大靜電除塵器進氣煙箱的下擴張角，使下擴張角大于安息角，積灰能順利滑落至灰斗內，這也是此處研究大擴張角靜電除塵器的原因.由于研究重點是針對均勻性及壓力特性，在進行第2種多孔板相關試驗時發現，底部開孔率為1.0時，并未對除塵器本體內氣流均勻性及壓力特性產生明顯影響.故對其他多孔板設計方案進行了簡化，并未完全按照實際情況將多孔板底部雕空.

1.4試驗介紹

試驗主要分為2部分：第一部分研究不同開孔方案的多孔板對氣流均勻性的影響；第二部分研究進氣煙箱壓力變化情況.

通過在進氣煙箱3個位置添加不同個數、不同開孔方案的多孔板，研究多孔板對氣流均勻性的影響,并最終確定了針對本模型的最佳開孔方案.試驗中發現，左、右兩室速度分布相似，故只針對左室進行速度分布測量.試驗工況如表4所示.采用網格法，在測速截面b上均勻布置11×12共132個測點，采用熱線風速儀對各點速度進行測量.

2 試驗結果及分析

2.1除塵器本體試驗

1-A

1-B

1-C

2-A

2-B

2-C

3-A

3-B

3-C

4-A

4-B

4-C

圖3 第3種開孔方案3層多孔板實物圖

表3 各多孔板的平均開孔率

表4 除塵器本體試驗工況

通過分析空白工況下的速度分布，在嚴格控制多孔板阻力的前提下，設計了不均勻開孔率的多孔板，經過反復多次的試驗及設計最終達到較為理想的效果.除塵器本體試驗結果見表5.

表5 除塵器本體試驗結果

工況1的速度分布如圖4所示.從圖4可以看出，速度分布呈現中間大四周小的規律，速度大的區域處于中心偏上位置，且較為集中.此外，還呈現右上角部分速度較大，而下部速度較小的特點.由于造成速度分布差異的根本原因是壓力不平衡，故對截面b的動壓分布進行分析(見圖5).由圖5可知，動壓分布與速度分布情況是一致的，中心區域動壓較大，可達50 Pa以上；四周動壓較小，大部分小于1 Pa，兩區域的壓差十分明顯.

圖4 工況1的速度分布

氣流從煙道進入到喇叭口時，會向喇叭口四周擴散，但由于慣性作用，中心部分慣性較大，氣流向四周擴散得很少，導致四周動壓小、中心動壓大，即中心速度偏大.從模型的結構上看，煙道出口處于進氣煙箱中間偏上部分，所以速度大的區域會處于中心偏上位置，并且由于進氣煙箱上、下擴張角分別為45°和57°，下部擴張角比較大，氣流在下部區域的回流區比較大，使得阻力較大，因此下部動壓比上部動壓小.值得注意的是，雖然氣流在煙道出口處于中間偏上位置，但是進入除塵器本體后，右上方速度較四周區域大.這一方面是因為前端煙道的存在，氣流在流經彎頭后變得不均勻，由于慣性導致氣流存在偏向；另一方面是因為進氣煙箱較大的擴張角使得內部存在很多回流區，造成了氣流極為紊亂，湍流的小渦團在內部不斷摩擦、碰撞，加劇了內部氣流的不確定性.

圖5 工況1的動壓分布

工況2和工況3的速度分布如圖6和圖7所示.雖然添加單層多孔板對氣流均勻性有改善作用，但離良好的均勻性還有很大差距.

圖6 工況2的速度分布

從圖6和圖7可以看出，工況2、工況3的速度分布與工況1的速度分布規律類似，均呈現中間速度大、四周速度小.雖然第1種板中心開孔率較小，多孔板的阻力呈現中間大、四周小的特點.但單層多孔板對氣流的擴散作用相比于氣流的慣性作用還是很小，因此氣流還是集中在中間.試驗結果還發現，單層多孔板無論是放置在A還是C，其速度的相對偏差比較接近，這是由進氣煙箱本身長度較短，多孔板安裝位置間距較小造成的.此外，單層多孔板對氣流的擴散作用不強，使得多孔板位置對氣流均勻性的影響也較弱.

圖7 工況3的速度分布

工況4的速度分布如圖8所示.圖8中，添加2層多孔板后，氣流均勻性有一定的提高，速度的相對偏差降低到0.66.從圖8可以看出，速度偏大的區域已不再是一整個圓形區域，上部和左部速度較大，且速度較大和較小區域的劃分與多孔板開孔率分布區域緊密相關.由于2層多孔板中心開孔率都比較小，造成中心區域阻力較大，四周阻力較小，從而導致氣流向四周擴散得較多.但是由于進氣煙箱形狀原因，導致氣流向下擴散得很少，下部氣流速度明顯偏小.

圖8 工況4的速度分布

工況5的速度分布如圖9所示.從圖9可以看出，添加3層多孔板后效果明顯優于添加1層和2層多孔板，但其中間速度偏小，左右兩側速度偏大.這是由于3層多孔板均采用第1種開孔方案時，進氣煙箱內中心區域阻力很大，而四周阻力較小，氣流向四周偏轉較多.由于上下擴散角的角度較大，氣流向左右兩側擴散更容易.工況6的速度分布如圖10所示.從圖10可以看出，工況6的速度分布與添加單層多孔板類似，與工況5呈相反趨勢.結合工況5和工況6的結果可知，3層多孔板存在最優的開孔范圍，中心區域的最優開孔率范圍為0.45<β<0.7.四周開孔率范圍由于受到中心開孔率以及各開孔率擴散能力的影響難以確定，但大致范圍為0.4<β<0.7.

圖9 工況5的速度分布

圖10 工況6的速度分布

通過多次對多孔板開孔方案的設計調整，最終確定了氣流均勻性效果最優的是第3種多孔板.由于Reneau等[6-8]在小擴張角下采用開孔率為0.5的多孔板取得了良好的均勻性效果，故也設計第4種多孔板進行效果對比.工況7和工況8的如圖11～圖13所示.

圖11 工況7的速度分布

圖12 工況7的動壓分布

圖13 工況8的速度分布

由工況7的試驗結果表明，采用有針對性設計的多孔板，能夠使擴張角較大的靜電除塵器內部氣流達到較為均勻的效果，速度的相對偏差由原先的1.51降低到0.27.鑒于此靜電除塵器擴張角較大，前端煙道較為復雜，0.27的速度相對偏差已達到預期目標.工況7的多孔板開孔特性為：第1層中心開孔率小，第2層、第3層中心及外圍開孔率大.圖12為工況7的動壓分布.由圖12可知，其動壓分布與圖12速度分布規律一致.多孔板不均勻開孔使得進氣煙箱內中心阻力大，而四周阻力小，動壓分布呈現中心區域動壓小、四周動壓大的規律.同時截面下側的動壓偏小，即下部速度偏小.工況7和工況8均呈現下部速度較小的情況，這主要是由于前端煙道處于進氣煙箱中心偏上位置，且下擴張角達到了57°，氣流雖然經過3層多孔板后向四周擴散，但是下部擴張角較大，產生的回流區較大，導致下部阻力較大，下部動壓偏小.工況7下左側局部區域出現了速度較大的情況，這是由于多孔板開孔率分布不均，在氣流向四周擴散的過程中，容易造成局部速度偏大或偏小.從工況8的試驗結果可知，3層全采用開孔率為0.5的多孔板可以在一定程度上降低氣流的不均勻性，但是經過優化設計的非均勻開孔的多孔板能夠達到更好的均勻性效果.

綜上所述，采用3層多孔板均勻性效果最好，且多孔板層數越多，均勻性效果越好；采用不均勻開孔方式能夠有效降低大擴張角靜電除塵器內部氣流不均勻性，為提高靜電除塵器效率提供了重要保障.

2.2除塵器壓降試驗

圖14 沿程壓力恢復系數隨x/D的變化

圖14給出了工況1、工況7以及工況8沿程壓力恢復系數變化情況.各工況均采用3層多孔板.從圖14可以看出，各工況下Cp均有類似的變化趨勢.當流通截面積剛開始變大，Cp迅速減小，當氣流進入到進氣煙箱內時，沿著流動方向Cp先增大然后逐漸穩定.這和Sahin等[8-9]和Noui-Mehidi等[10]得出的試驗結果相類似.比較工況7與工況8曲線可以看出，在相同流速情況下，第4種板的壓降要大于第3種板.

當氣流從圓管進入到方圓接口時，由于流通截面積變化不大，動能轉化成壓能部分較少，而由于方圓接口形狀不規則，產生了大量的渦團以及回流區，這使得壓降突然增大，所以從x/D在0～0.48位置Cp會迅速減小.而沿著流動方向，進氣煙箱截面積不斷增大，動能減小，壓能增大，壓降逐漸減小.隨著湍流進一步發展，回流區在進氣煙箱內也增大，導致壓能增大的部分與流動中消耗的能量部分大致相等，這就是Cp先增大隨后又穩定的原因.當氣流流出進氣煙箱后，流動趨于穩定，Cp也就一直處于較為穩定狀態.經計算，第3種開孔方案3層多孔板平均開孔率分別為0.58、0.64和0.58，而第4種開孔方案3層多孔板平均開孔率均為0.5.由于第3種開孔方案平均開孔率明顯大于第4種開孔方案，所以第4種開孔方案多孔板的沿程壓力恢復系數會小于第3種開孔方案，即在相同流速情況下，產生的壓降會更大.

圖15 整體壓力恢復系數隨不同多孔板組合的變化

Fig.15 Change of overall pressure recovery coefficient with perforated plate configurations

3 結 論

(1) 采用3層多孔板均勻性效果最好，且在3層多孔板范圍內，多孔板層數越多，均勻性效果越好.

(2) 采用不均勻開孔方式能夠有效降低靜電除塵器內部氣流的不均勻性，為提高靜電除塵器效率提供了重要保障.

(4) 最優的開孔方案為：中心開孔率為0.5≤β≤0.7，四周開孔率為0.55≤β≤0.7.此方案能夠實現氣流均勻同時靜電除塵器壓降較低的目標.

[1] 趙磊, 周洪光. 近零排放機組不同濕式電除塵器除塵效果[J].動力工程學報, 2016, 36(1): 53-58.

ZHAO Lei, ZHOU Hongguang. Removal efficiency of different WESPs in coal-fired power plants with near-zero emissions[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2016, 36(1): 53-58.

[2] VIJAPUR S H. Design optimization and experimental study of a wet laminar electrostatic precipitator for enhancing collection efficiency of aerosols[D]. Ohio,USA: Ohio University, 2008.

[4] 熊桂龍, 李水清, 陳晟, 等. 增強PM2.5脫除的新型電除塵技術的發展[J].中國電機工程學報, 2015, 35(9): 2217-2223.

XIONG Guilong, LI Shuiqing, CHEN Sheng, et al. Development of advanced electrostatic precipitation technologies for reducing PM2.5emissions from coal-fired power plants[J].ProceedingsoftheCSEE, 2015, 35(9): 2217-2223.

[5] 周棟梁, 李水清, 靳星, 等. 電場、流場耦合作用下脫除細顆粒物的實驗和數值模擬[J].中國電機工程學報, 2016, 36(2): 453-458.

ZHOU Dongliang, LI Shuiqing, JIN Xing, et al. Experiments and numerical simulations of the removal of fine particles in the coupling field of electrostatic precipitators[J].ProceedingsoftheCSEE, 2016, 36(2): 453-458.

[6] RENEAU L R, JOHNSTON J P, KLINE S J. Performance and design of straight, two-dimensional diffusers[J].JournalofBasicEngineering, 1967, 89(1): 141-150.

[8] SAHIN B, WARD-SMITH A J. The pressure distribution in and flow characteristics of wide-angle diffusers using perforated plates for flow control with application to electrostatic precipitators[J].InternationalJournalofMechanicalSciences, 1993, 35(2): 117-127.

[10] NOUI-MEHIDI M N, WU J,UTALO I D, et al. Velocity distribution downstream of an asymmetric wide-angle diffuser[J].ExperimentalThermalandFluidScience, 2005, 29(6): 649-657.

[11] CHOI M K, LIM Y B, LEE H W, et al. Flow uniformizing distribution panel design based on a non-uniform porosity distribution[J].JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics, 2014, 130: 41-47.

[12] BARRATT D, KIM T. A banked wide-angle diffuser with application to electrostatic precipitators[J].ProceedingsoftheInstitutionofMechanicalEngineers,PartA:JournalofPowerandEnergy, 2015, 229(1): 88-98.

[13] 劉明, 孟桂祥, 嚴俊杰, 等. 火電廠除塵器前煙道流場性能診斷與優化[J].中國電機工程學報, 2013, 33(11): 1-6.

LIU Ming, MENG Guixiang, YAN Junjie, et al. Flow characteristics diagnosis and optimization for dust collectors inflow duct in thermal power plants[J].ProceedingsoftheCSEE, 2013, 33(11): 1-6.

[14] QIU Zhongzhu, LI Peng, PAN Weiguo, et al. Modeling of the velocity profile and experimental study on velocity uniformity in the electrostatic precipitator[M]//CEN Kefa, CHI Yong, WANG Fei. Challenges of Power Engineering and Environment. Berlin Heidelberg: Springer, 2007: 465-468.

[15] 王鐵營. 電除塵器氣流分布與粉塵運動特性的數值分析[D]. 長春: 東北電力大學, 2015.

[16] 金定強, 馬修元, 周凱, 等. 濕式靜電除塵器流場的數值模擬與優化設計[J].電力科技與環保, 2015, 31(1): 32-35.

JIN Dingqiang, MA Xiuyuan, ZHOU Kai, et al. Numerical simulation and optimization design of flow field in the wet electrostatic precipitator[J].ElectricPowerTechnologyandEnvironmentalProtection, 2015, 31(1): 32-35.

[17] COGHE A, MANTEGNA M, SOTGIA G. Fluid dynamic aspects of electrostatic precipatators: turbulence characteristics in scale models[J].JournalofFluidsEngineering, 2003, 125(4): 694-700.

[18] ZHAO Tianyi, ZHANG Jili, MA Liangdong. A general structural design methodology for multi-hole orifices and its experimental application[J].JournalofMechanicalScienceandTechnology, 2011, 25(9): 2237-2246.

[19] MALAVASI S, MESSA G, FRATINO U, et al. On the pressure losses through perforated plates[J].FlowMeasurementandInstrumentation, 2012, 28: 57-66.

[20] ?ZAHI E. An analysis on the pressure loss through perforated plates at moderate Reynolds numbers in turbulent flow regime[J].FlowMeasurementandInstrumentation, 2015, 43: 6-13.

[21] HOLT G J, MAYNES D, BLOTTER J. Cavitation at sharp edge multi-hole baffle plates[C]//ProceedingsofASME2011InternationalMechanicalEngineeringCongressandExposition,Volume6:FluidsandThermalSystems;AdvancesforProcessIndustries,PartsAandB. Denver, Colorado, USA: American Society of Mechanical Engineers, 2011: 401-410.

Research on Flow Uniformity and Pressure Characteristics of a Wide-angle Electrostatic Precipitator

ZHOUHao1,ZHAOKai1,ZHAOMenghao1,MAWeichen1,SONGJin2

(1. State Key Laboratory of Clean Energy Utilization, College of Energy Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China; 2. Shanghai Electric-SPX Engineering & Technologies Co., Ltd., Shanghai 200090, China)

Flow uniformity and pressure characteristics of an electrostatic precipitator were studied based on the model test rig with area ratio of 9.43, up and down extending angle of 45° and 57° respectively, and with inside velocity of the air medium within 1.06-1.27 m/s. Results show that the relative deviation of flow rate can be reduced to 0.27 through experiments; uniform air flow and low pressure drop could be achieved by optimizing the design of perforated plates with an optimal perforated rate in the range of 0.5-0.7; when the perforated plate moves upstream, or when the number of perforated plates rises, the pressure drop would increase.

electrostatic precipitator; non-uniform porosity; perforated plate; pressure drop

2016-07-29

：2016-10-10

國家重點基礎研究發展計劃資助項目(2015CB251501)

周 昊(1973-)，男，江蘇吳江人，教授，博士生導師，主要從事煤的低污染優化燃燒方面的研究.電話(Tel．)：13906532015； E-mail：zhouhao@zju.edu.cn．

1674-7607(2017)09-0716-10

：TK284.5

：A

：470.20