NGD反應器氣相流場及能耗特性研究

段 璐，王實樸

(1.煤科院節能技術有限公司，北京 100013；2.煤炭科學技術研究院有限公司，北京 100013；3.國家能源煤炭高效利用與節能減排技術裝備重點實驗室，北京 100013)

0 引 言

為滿足燃煤工業鍋爐領域日益嚴格的污染物排放標準，煤科院節能技術有限公司開發了高倍率灰鈣循環脫硫(no gap desulfurization，NGD)技術。該技術通過增濕和攪拌將鍋爐自生粉煤灰制備成脫硫吸收劑，在脫硫反應器內，脫硫吸收劑中的Ca(OH)2與煙氣中的SO2充分接觸，并進行化學反應生成CaSO4[1-2]，從而脫除煙氣中的SO2。該方法在摻混少量Ca(OH)2后可將脫硫效率提高到90%以上，脫硫裝置出口SO2平均排放濃度降低到35 mg/Nm3，達到超低排放標準[3]。與濕法脫硫相比，NGD技術具有投資和運行費用低、占地面積小，能夠避免脫硫廢水二次污染、石膏雨和有色煙羽現象[4]，因此，NGD技術在燃煤工業鍋爐領域具有較好的發展前景，尤其適用于缺水的西部地區。

煤科院節能技術有限公司為開發NGD技術進行了大量的基礎研究。羅偉等[1]通過試驗研究探討了進口煙溫、鈣硫比、含濕量以及進口SO2濃度等因素對脫硫效率的影響。部分學者通過工業測試發現，粉煤灰中的活性氧化鈣含量對脫硫效果至關重要，提高增濕水量能顯著提高脫硫效率，同時發現原生粉煤灰和熟石灰摻混量對脫硫效率的影響較大[2-5]。龔艷艷等[6]研究發現，控制燃料在溫和溫度區燃燒可得到活化性能較好的粉煤灰，調節絕熱飽和溫度差小于16 ℃，增濕水量達到680 kg/h，可將脫硫效率提高到90%。崔名雙[7]系統研究了脫硫吸收劑制備對脫硫性能的影響，并給出了含水率、熟石灰摻混比、停留時間、反應溫度等影響因素下的最佳脫硫工藝。王實樸等[8]分析了NGD對除塵器差壓的影響，發現NGD系統運行導致布袋除塵器入口煙塵濃度和濕度大幅提高，對除塵器的性能有較大影響。

綜上所述，已有研究主要關注NGD技術的脫硫反應過程及其影響因素，對NGD反應器結構和流場的關注較少。本文通過計算流體力學(Computational Fluid Dynamic - CFD)方法研究NGD反應器內氣相流場，并采用熵產分析方法探究NGD反應器內的能耗特性，為NGD技術的優化提供理論指導。

1 物理模型

本文選擇神東某30 t/h煤粉工業鍋爐NGD反應器為研究對象，其結構示意如圖1所示(D為反應器直徑)。根據作用不同將NGD反應器分為3部分，上部主體反應區(H1段)：該部分是脫硫吸收劑和SO2進行反應的主體部分；中部加速區(H2段+增濕攪拌灰入口管)：增濕后的脫硫吸收劑通過矩形管道進入加速區，被高速氣流攜帶進入主體反應區；下部煙氣入口區(H3段+煙氣入口管道)：通過一緩沖罐連接煙氣入口管道和中部加速區，從省煤器出來的煙氣經過管道進入緩沖罐中。

圖1 NGD反應器結構示意Fig.1 Schematic diagram of NGD reactor construction

NGD反應器的基本幾何參數和運行參數見表1。

表1 NGD反應器幾何參數和運行參數

2 數值研究方法

2.1 數值計算方法

假設脫硫反應器內的流體為不可壓縮理想流體，忽略重力加速度影響，采用ANSYS Fluent軟件，通過耦合求解連續性方程、動量方程、能量方程和k-ε模型，得到反應器內的速度場分布。壓力-速度耦合求解方法采用SIMPLE算法，離散方法采用二階迎風格式。

邊界條件：煙氣進口和增濕攪拌灰進口均設置速度進口(velocity inlet)，煙氣進口速度為10.9 m/s，增濕攪拌灰入口煙氣流速設為0，出口邊界條件設置為Outflow。

網格劃分：采用Gambit建立脫硫反應器的模型，以結構化網格劃分模型，對模型進行網格獨立性檢查，網格個數分別為38.0萬、40.8萬、71.3萬和87.3萬。在不同網格數下求解NGD反應器內流場。計算得到的進、出口壓降如圖2所示，網格數為38.0萬時，NGD反應器進出口壓降遠低于其他網格計算得到的壓降，當網格數達到40.8萬時，繼續增加網格數，壓降變化不大，40.8萬網格下計算的壓降與38.0萬、71.3萬和87.3萬網格下計算結果的偏差分別為9.9%、2.1%和3.0%。因此，選取網格數40.8萬進行后續計算。

圖2 網格獨立性檢查Fig.2 Validation of grid independence

2.2 能耗計算模型

(1)

由傳熱引起的能量耗散可通過進出口煙氣的溫差計算，即

(2)

式中，cp為煙氣的定壓比熱容，kJ/(kg·K)；qm為煙氣的質量流量，kg/h；Δt為進、出口溫差，K。

由黏性流體流動引起的能量耗散為

(3)

式中，qg,V為煙氣的體積流量，m3/h；ΔP為煙氣進、出口壓降，Pa。

根據能量守恒定律，一維不可壓縮黏性流體的壓降可表示為

(4)

右式第1項為動量變化引起的壓降(ρg為煙氣密度，kg/m3，c為煙氣流速，m/s)，由于脫硫反應器進、出口管道的橫截面積相同，進、出口煙氣流速相同，因此右式第1項可忽略不計。右式第2項為煙氣位置勢能變化引起的壓降，其中Δz為煙氣位置勢能差，m；g為重力加速度，m/s2。右式第3項為黏性流體流動過程能量耗散引起的壓降，可表示為

(5)

Duan等[9-10]基于熱力學第二定律和熵產分析方法建立了黏性流體流動過程的熵產分析模型，該模型能夠定量分析黏性流體流動過程的能耗，已成功應用于旋風分離器的能耗分析和結構優化。通過對旋風分離器內流動過程分析發現，引起黏性流體流動過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損失較小，可忽略不計，該方法也被推廣用于旋風分離器、離心泵和跨音速翼型的優化中[11-14]。本文僅考慮湍流耗散和壁面摩擦2個因素。

單位體積內湍流耗散引起的熵產可表示為

(6)

ΔSgen,t=?S?gen,tdV

(7)

單位面積壁面摩擦引起的熵產可表示為

(8)

其中，τw為流體的壁面剪切應力，Pa；vp為網格節點處的流體速度，m/s；T為局部煙氣溫度，K。脫硫反應器內壁面摩擦引起的熵產可通過對式(5)進行面積分得到，即

(9)

熵產分析方法的詳細信息見文獻[15]。

3 結果與討論

3.1 總能耗分析

NGD反應器空載運行3 h的進、出口壓降如圖3所示。可知NGD反應器穩定運行，其壓降在一定范圍內波動，NGD反應器3 h的平均壓降為662.4 Pa。

圖3 NGD反應器進出口壓降的運行值Fig.3 Operating value of pressure drop at inlet and outlet of NGD reactor

3.2 數值模擬準確性分析

由于CFD方法計算流場時未考慮位置勢能引起的靜壓變化，因此，NGD反應器的總壓降應為NGD反應器進、出口壓差與位置勢能變化之和。根據式(4)右式第2項計算得到位置勢能變化引起的壓降為237.6 Pa，CFD方法計算得到NGD反應器進出口壓差為427.1 Pa，因此，CFD方法計算得到的NGD壓降為664.7 Pa。根據式(6)～(9)能夠計算出NGD反應器的湍流耗散和壁面摩擦引起的熵產，并根據式(5)得到兩者引起的壓降分別為347.4和57.5 Pa，采用熵產分析方法計算得到NGD反應器的壓降404.9 Pa，熵產分析方法得到的總壓降應為位置勢能變化和能耗引起的壓降之和，即642.5 Pa。

NGD反應器壓降測量值、CFD模擬和熵產分析方法計算壓降值如圖4所示。

由圖4可知，NGD反應器、熵產分析方法和CFD模擬的壓降分別為662.4、642.5和664.7 Pa，CFD模擬和熵產分析方法得到的結果與測量值的偏差分別為0.4%和3.0%，可見CFD方法和熵產分析方法均能較為準確地預測NGD反應器的壓降。不考慮位置勢能引起的壓降，CFD方法和熵產分析方法得到結果的偏差為5.2%，在可接受范圍內。因此，熵產分析方法能較為準確地預測NGD反應器內氣相流動的能耗。

3.3 流場分析

NGD反應器內的速度分布云圖和速度矢量分布如圖5所示。圖5(a)和(b)分別為x=0和y=0橫截面上的速度分布云圖，煙氣從管道進入緩沖罐，增濕攪拌灰從落灰管進入主體反應區的底部，為防止大粒徑顆粒物在重力作用下落入NGD底部，在主體反應區和緩沖罐之間設置一段管徑驟縮的加速區，進入加速區的煙氣流速急劇增大，煙氣攜帶增濕攪拌灰進入主體反應區。緩沖罐和主體反應區下半段煙氣流速分布極不均勻，遠離煙氣入口方向和落灰管入口部分的煙氣流速偏大，直至主體管段上半段，煙氣流速分布逐漸均勻。

圖4 NGD反應器壓降測量值、CFD計算值和熵產分析方法得到的計算值Fig.4 Pressure drop of NGD reactor by experimental date,CFD method and entropy generation approach

圖5(c)為軸向不同位置橫截面上軸向速度分布云圖，圖5(d)為相應橫截面上的速度矢量分布圖，其中z1=-1 850 mm位于煙氣入口管道和緩沖罐中間，z2=-950 mm位于緩沖罐上部，z3=0位于落灰管入口，z4=1 000 mm位于主體反應區進口，z5=13 150 mm位于主體反應區中間。對比圖5(a)、(b)可知，NGD反應器內煙氣的合速度主要取決于軸向速度。在z1橫截面上，隨著煙氣進入緩沖罐，部分煙氣沿軸向上升進入加速區，因此，軸向速度進入緩沖罐內先逐漸增大，隨著流量減少，在接近緩沖罐壁面附近軸向速度逐漸減小，到壁面處衰減為0。從z2橫截面可以看出，軸向速度和合速度沿x軸對稱，緩沖罐上方靠近煙氣入口側形成了速度較小的對稱渦流區，橫截面中心處煙氣流速較大。從z3和z4橫截面可見，靠近煙氣入口和增濕攪拌灰入口側存在多個速度較小的渦流區，并且在渦流區內軸向速度較小，靠近橫截面中心處軸向速度逐漸增大，z4橫截面上形成了一個高速的三角區，三角區外分布一倒V形狀的中速區。從z5橫截面可見，隨著煙氣在反應器內上升，煙氣速度分布逐漸趨向均勻，但在靠近煙氣入口和增濕攪拌器入口位置流速仍然偏小。

圖5 NGD反應器內速度分布云圖Fig.5 Contours of velocity distribution inside NGD reactor

3.4 熵產分析

NGD反應器內的單位體積湍流熵產分布云圖如圖6所示。黏性流體流動過程中的能量耗散來自不同流層速度差引起的摩擦耗散，因此，能耗大小主要取決于不同流層間的速度梯度。

由圖6(a)和(b)可知，NGD反應器內的能耗主要集中在加速區和主體反應區的進口處，在此區域內，煙氣流速大，速度分布不均勻，導致速度梯度較大，對比圖5(a)和(b)的流場分布可以看出，湍流熵產較大的區域為速度較大區域的邊界處以及加速區內速度較大的區域。

圖6 NGD反應器湍流熵產分布云圖Fig.6 Contours of turbulent entropy generation distribution inside NGD reactor

圖6(c)給出了軸向不同位置橫截面上的熵產分布云圖。對比圖5(c)和(d)，從z1橫截面可見，遠離煙氣入口壁面附近的速度梯度較大，能耗較高；從z2橫截面可見，2個渦流區交匯處以及高流速區邊界處的湍流熵產較大；從z3橫截面可見，整個加速區內湍流熵產均較大，尤其在壁面附近湍流熵產達到最大；從z4橫截面可見，靠近左上位置有一倒V形狀的高湍流耗散區，該區域與圖5(c)z4面上的中速區對應，是高速區和低速區的交匯處，速度梯度較大；從z5橫截面可見，當煙氣流速分布均勻時，湍流熵產較大的區域主要集中在壁面附近。

為進一步研究影響湍流熵產大小的原因，給出了各橫截面上不同方向速度和湍流熵產的分布，如圖7所示。由式(6)和上述分析可知，流體的湍動能熵產與煙氣的流速和速度梯度有關，不同橫截面上的平均速度見表2。z1和z2橫截面位于煙氣入口區，表2顯示z1截面的平均速度最小，為9.59 m/s，因此，在z1面的湍流熵產總體來說最低，但在緩沖罐遠離入口側，x方向速度增大和軸向速度減小，其速度梯度較大，導致該位置處熵產較高；由于煙氣從x軸方向進入緩沖罐，煙氣在z2平面上沿y軸對稱，圖7可以看出3個方向煙氣速度沿y軸對稱分布，但在x方向不對稱且速度分布極為不均勻，速度梯度較大，導致x方向上的湍流熵產大于y方向的湍流熵產。z3和z4橫截面位于加速區，z3平面平均速度遠大于其他平面。z3平面上3個方向上的速度分布不均勻，速度梯度較大，因此，z3平面上的湍流熵產遠高于其他平面；z4平面上雖然平均速度較小，但因3個方向速度分布不均勻，較大的速度梯度使得其湍流熵產遠大于z1、z2和z5截面上的湍流熵產。z5橫截面上的煙氣平均速度大于z1表面，使其湍流熵產大于z1表面；而z5表面的平均速度雖大于z4表面，但其速度場分布均勻，使其湍流熵產小于z4表面。

圖7 NGD反應器不同方向速度和湍流熵產分布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

綜上所述，中部加速區因平均速度較大且流場分布不均勻，其單位體積湍流熵產率遠高于其他區；上部主體反應區因速度分布均勻且平均速度較小，單位體積湍流熵產較小；下部煙氣入口區流場分布不均勻，但平均流速較小，單位體積湍流熵產率從下往上逐漸增大。為了研究各部分對NGD總能耗的貢獻，分別計算各部分的體積、湍流熵產和壁面熵產，結果見表3。NGD反應器的總熵產為9.69 W/K，其中湍流熵產為8.32 W/K，占總熵產的比值為85.9%，壁面熵產為1.38 W/K，占總熵產的比值為14.1%，可見NGD反應器的能耗主要是由黏性流體湍動能耗散引起的。

表3 NGD反應器不同區域熵產及體積

各區域占反應器總體積的比值以及各區域熵產占總熵產的比值如圖8所示。可知上部主體反應區、中部加速區和下部煙氣入口區的體積比分別為83.3%、3.6%和13.1%，而熵產比分別為40.1%、53.8%和6.1%，可見中部加速區不僅單位體積能耗高，而且其總能耗也占了NGD反應器能耗的一半以上，說明中部加速區是NGD反應器能耗的重點區域，針對該部分進行結構優化將對降低能耗起到至關重要的作用。

圖8 NGD反應器不同區域熵產比及體積比Fig.8 Entropy generation and volume ratio of different regions inside NGD reactor

4 結 論

1)對比NGD反應器的運行數據，發現CFD模擬和熵產分析方法能夠較為準確地預測NGD反應器的總壓降。進一步對比CFD模擬結果和熵產分析方法的結果可知，熵產分析方法能夠較為準確地預測NGD反應器內的能耗。

2)NGD反應器的能耗來自黏性流體流動和煙氣散熱，兩者占總能耗的比值分別為96.2%和3.8%，可見黏性流體流動是NGD反應器產生能耗的主要因素。不考慮位置勢能變化，湍流耗散和壁面摩擦是黏性流體能耗的主要原因，引起的壓降分別為347.7 Pa和57.5 Pa，占流體流動能耗的85.9%和14.1%，可見湍流耗散占主導地位。

3)NGD反應器可劃分為上部主體反應區、中部加速區和下部煙氣入口區，3個部分的體積比分別為83.3%、3.6%和13.1%，熵產分別為3.88、5.22和0.59 W/K，占總熵產的比例分別為40.1%、53.8%和13.1%。可見，中部加速區是產生能耗的主要區域。

4)中部加速區內平均速度和速度梯度較大，導致單位體積熵產率遠高于上部主體反應區和下部煙氣入口區，盡管其體積較小，中部加速區的總能耗仍占一半以上。同時，煙氣入口結構引起了上部主體反應區內流場的非均勻分布，增加了能耗。因此，若能優化煙氣入口區和中部加速區結構，提高上部主體反應區流場的均勻性并降低中部加速區的速度，將極大地降低NGD反應器的能耗。