側出濕式靜電除塵器流場優化研究

吳一帆，郭 涵，張竣清，隋洪波，于躍海

（北京博奇電力科技有限公司，北京 100022）

0 引言

濕式靜電除塵器是目前電力、焦化、燒結、水泥等行業進行煙氣綜合治理、實現節能環保的主要設備[1-6]。除塵器的除塵效率與多種因素相關，如除塵器內部煙氣流場均勻性、煙氣流動速度、表面活性劑的添加、煙氣溫度、極板形式、放電極形式、電場特性、粉塵特性等?？茖W調整除塵器的結構參數、優化流場均勻性，能夠從根本上提高煙氣中顆粒物的脫除效率[7-10]。趙亮等[11]研究了煙氣流速對PM10脫除率的影響，結果表明，除塵器入口煙氣流速由16.1 m/s降低至8.8 m/s時，可吸入顆粒PM10的脫除率由80.4%提高到88.4%。楊振民等[12]就表面活性劑對除塵器除塵性能的影響進行了研究，結果表明，加入十二烷基苯磺酸鈉（SDBS）、十二烷基苯磺酸鈉與羧甲基纖維素鈉（SDBS-CMC）的混合物等，能夠增強除塵極液膜的導電能力，從而提高除塵效率。閆東杰等[13]就煙氣溫度對除塵器工作特性的影響進行了研究，結果表明，除塵效率隨煙氣溫度的上升而提高。此外，學者們普遍認為除塵器內部流場分布均勻性是影響除塵效率的重要因素[14-17]。例如，熊遠南等對煙氣在陽極板的流場分布進行了模擬，結果表明，提升除塵器流場分布均勻性能夠提高除塵效率[18]。目前，調控除塵器流場分布，改善煙氣流場均勻性已成為超低排放改造工程中提高除塵效率的常用手段[19-22]。除塵器進出口煙道結構是影響內部流場分布均勻性的主要因素[23-27]，實際工程中，除塵器出口位置采用側面引出煙道的方式時，出口煙道結構對上游煙氣流場分布均勻性的影響較大，存在陽極管束入口截面煙氣速度分布偏差大，流場分布不均勻的問題，將顯著影響除塵器的運行性能，降低除塵效率?！半p碳”目標下，機組調峰過程中負荷范圍擴大，與機組常規運行狀態相比更容易出現煙氣偏流的現象[28]。盡管已有學者對除塵器的影響因素進行了較為全面的探索，但由于當前新增濕式靜電除塵裝置的項目多為改造項目，場地空間有限，給除塵器的布置和結構優化帶來了許多新的問題[29-30]。

本文基于濕式靜電除塵器流場優化改造及導流設計經驗，以某電廠300 MW 機組側出濕式靜電除塵器為研究對象，利用Ansys fluent軟件對除塵器進行了數值模擬分析，重點針對煙氣流場分布不均以及煙氣偏流等問題進行了優化改進，提出了偏置均流板和在常規圓環形均流板上方鋪設板條進行封堵兩種優化方案，并從提高流場分布均勻性、減少系統壓力損失變化和可實施性等角度進行了分析。結果表明，兩種方案均能提高除塵器陽極管束區域煙氣流場分布的均勻性。

1 側出濕式靜電除塵器簡介

本文的研究對象為某電廠側出濕式靜電除塵器設備，該除塵器為管式除塵器，設計尺寸及參數如表1所示。除塵器安裝在二級脫硫塔豎直煙道出口位置，脫硫塔與除塵器之間設置有常規圓環形均流板，二級脫硫塔內設置有兩層噴淋層及兩層除霧器，除塵器出口位置設有側出煙道。

表1 設備設計參數Tab.1 Design parameters of the equipment

2 模型構建與優化評價

2.1 模型簡化

根據實際運行環境，在滿足工程要求的條件下，為便于模擬計算，做出如下假設和簡化：均流板厚度對煙氣流場分布影響較小，假設均流板厚度為0 mm，呈片體結構；建模過程中忽略內撐桿、支撐梁等結構件對流場的影響；實際工程中系統漏風量較少，因此不考慮系統漏風量，系統進出口煙氣量守恒；煙氣中灰濃度很低，灰塵顆粒所占的體積分數很小，因此忽略灰塵顆粒的影響；煙氣的流動是定常流動，系統內任意一點煙氣的密度和壓力不隨時間變化；煙氣為不可壓縮理想氣體；除霧器簡化為多孔介質，假設除霧器的黏性阻力特性在x、y、z三個方向上有所差異。

2.2 模型選擇

除塵器內部煙氣流場的控制方程可表示為：

式中：?為通用變量；ρ為氣體密度，kg/m3；u為氣相速度，m/s；Γ為廣義擴散系數；為瞬態項；t為時間，s；div(ρu?)為對流項；div(Γgrad?)為擴散項；S為源項。

根據除塵器內煙氣流動情況，采用Realizable k-epsilon 湍流模型來模擬系統內煙氣的湍流運動。采用分離求解器進行計算，壓力速度耦合方式采用SIMPLEC算法求解，動量離散采用二階迎風差分格式。

將除霧器視為多孔介質，對該位置的壓力損失進行模擬，公式見式（2）：

峰9的準分子離子峰為m/z 515［M－H］-，與異綠原酸C一致，二級質譜顯示主要碎片離子為353［M‐C9H6O3‐H］-、191［M‐C9H6O3‐C9H6O3‐H］-，且出峰時間優先于異綠原酸C，與文獻報道［16］一致，故推斷為異綠原酸A。

式中：Si為i方向上動量源項，Pa/m；μ為流動動力粘度，Pa·s；α為介質滲透性，m/d；vi為i方向上的速度分量，m/s；C2為內部阻力因子，1/m；g為重力加速度。

濕法脫硫漿液液滴流動的控制方程可表示為：

式中：u為氣相速度，m/s；up為液滴速度，m/s；ρp為液滴密度，kg/m3；FD()u-up為液滴單位質量曳力，N；Fi為附加質量力，N。

2.3 網格劃分

完成除塵器模型構建后，對除塵器系統各設備及連接管道進行整體網格劃分，如圖1 所示。整體采用結構化和非結構化網格相結合的方式進行劃分，均流板及噴淋管位置的網格采用size function進行局部加密處理。為使模擬結果更接近實際情況，未將陽極管束區域簡化為多孔介質，而是按分區方式對其進行模擬。采用分塊劃分法將模型分為脫硫塔、中間導流裝置、除塵器三部分，網格數量約為1200 萬個。為保證系統入口（脫硫塔部分）煙氣流場分布的一致性、減少網格變化帶來的影響，優化過程中只對除塵器入口處的網格進行調整，除塵器其他區域及脫硫塔部分的網格保持不變。

圖1 濕式靜電除塵器網格劃分示意圖Fig.1 Schematic diagram of grid division of wet electrostatic precipitator

2.4 邊界條件設置

模型邊界條件根據項目方提供的運行參數進行設置。本文選擇一級吸收塔除霧器出口作為模型入口，煙氣入口邊界條件為速度入口（Velocity Inlet），假設入口處煙氣組分為單一組分，入口截面速度均勻分布。出口邊界條件設置為壓力出口（Pressure Outlet），出口壓力為1 個大氣壓。模型近壁面選用標準壁面函數。當離散相較難收斂時，通過調節動量亞松弛因子來保證收斂性。液滴模擬采用離散向模型（Discrete Phase Model，DPM）中的injection 射入系統，液滴接觸壁面并沿壁面流下或降落至漿液池液面時認為逃逸，處理為escape；液滴觸及噴淋層壁面時認為反彈，處理為reflect，液滴反彈后法向動能減半，切向動能降為0 J。

2.5 評價指標

為定量評價速度分布均勻性，用速度標準偏差定義了速度分布偏差系數。所謂速度分布偏差系數，就是除塵器內某截面上的速度偏差偏離標準平均值的百分量，計算方法見式（4）：

式中：CV為速度分布偏差系數；σ為標準偏差；xˉ為速度平均值。其中，標準偏差σ和速度平均值xˉ的計算公式見式（5）和式（6）：

式中：n為樣本數；xi為樣本速度，m/s。

3 結果與討論

3.1 煙氣偏流原因分析

圖2 陽極管束入口上游0.5 m處橫截面速度分布矢量圖及云圖Fig.2 Velocity distribution vector diagram and cloud diagram of the cross section at 0.5 m upstream of the anode tube bundle entrance

圖3給出了設置常規圓環形均流板方案下系統氣液兩相的流場分布。從圖中可以看出，布置兩層噴淋層較為合理，覆蓋面較廣，有利于氣液充分接觸，配合除霧器能夠對煙氣起到較好的均流作用。從除霧器出來的煙氣分布較為均勻，沒有明顯的渦流、旋流現象，為煙氣進入除塵器創造了良好的條件。由此可見，系統內煙氣渦流、旋流現象及脫硫塔入口煙道結構等不是導致除塵器陽極管束區域煙氣偏流的主要因素。此外，由于煙氣先經過一級脫硫塔，再進入二級脫硫塔，所以二級脫硫塔入口處煙氣溫度相對較低，約為54 ℃。同時，二級脫硫塔內煙氣換熱量及溫度梯度變化較小，因此可以排除煙氣溫度分布不均勻對除塵器陽極管束區域煙氣均勻性的影響。

圖3 系統氣液兩相流場分布Fig.3 Gas-liquid two-phase flow field distribution of the system

圖4 給出了常規圓環形均流板設置方案下各截面的速度分布。觀察中心縱截面速度分布情況可知，脫硫部分煙氣分布相對較為均勻，經過除霧器后，煙氣速度分布也無明顯偏差，但經過除塵器入口漸擴段后，煙氣開始向出口側偏流，導致出口側（區域A）煙氣流速加快。煙氣分布矢量圖中也顯示出口側煙氣流速較高。圖中還給出了沿除塵器徑向方向的煙氣速度分布曲線，出口側煙氣速度高達3.5 m/s，而另一側速度約為1.8 m/s，兩側速度偏差較為明顯。由此可知，除塵器側出煙道結構不對稱，對上游煙氣產生的壓力不平衡，是導致除塵器陽極管束區域出現煙氣偏流現象的主要原因，常規圓環形均流板無法消除煙氣偏流現象，需要進一步優化均流板或整流形式，改善煙氣偏流現象。

3.2 優化方案流場分析

根據側出濕式靜電除塵器內部流場分布特點及工程改造經驗設計了兩組優化方案，與常規圓環形均流板方案進行對比分析，如圖5 所示。方案A采用常規圓環形均流板；方案B 是在除塵器入口設置背向出口方向傾斜的均流板組，傾斜的均流板組能夠對煙氣起到引流作用，隨著偏轉角度的減小，除塵器出口側高流速煙氣將被引流至低流速區域，偏流現象得到改善；方案C 是在常規圓環形均流板上方鋪設板條進行封堵，該方案通過控制封堵密度來調節除塵器入口截面不同區域的局部阻力，對出口側煙氣高流速區域進行高密度封堵，對低流速區域進行低密度封堵，通過產生壓力梯度來控制除塵器入口截面處的風量分配，提升除塵器陽極管束進風均勻性。方案設計過程中，已對均流板尺寸、偏轉角度及板條封堵率進行了反復調試，計算時發現過多地減小均流板偏轉角度或板條封堵率過高會產生較大的額外系統壓力損失，增加風機負擔。因此，在提高除塵器速度分布均勻性且不過多增加系統壓力損失的前提下，對方案B 和方案C 的布置形式進行了優化。方案B 中，均流板尺寸為500 mm，均流板組與水平面的最優傾斜角度為55°。方案C是以側出式煙氣出口位置為參照，向塔內依次有序地鋪設板條，出口側1/3位置、中間1/3位置、出口對側1/3 位置的板條對流通空間的封堵率依次為0.6、0.4、0.2。

對三種方案下的流場分布進行計算，結果如圖6所示。從圖中可以看出，方案B和方案C的截面速度分布均勻性優于方案A，出口側煙氣偏流形成的高流速區域面積大幅縮減。計算結果表明，調整均流板形式、大小及角度可以改善煙氣流場分布均勻性，添加封堵板，改變均流板上方的流通面積和阻力也有助于實現煙氣的均勻分布。

對三種方案下除塵器陽極管束入口截面速度分布均勻性和系統壓力損失進行分析計算，結果如表2所示。從表中可以看出，方案B和方案C均滿足煙氣速度分布偏差系數CV小于0.2 的技術要求，說明兩種優化方案均能有效提高除塵器入口煙氣分布均勻性。相比于方案A，方案B 的系統壓力損失略有減少，方案C 的系統壓力損失則增加了12 Pa?？傮w來說，兩種優化方案對系統壓力損失影響較小，不會使風機背壓余過大，均具有較高的可實施性。

表2 三種方案計算結果對比Tab.2 Comparison of calculation results of three schemes

綜上所述，兩種優化方案在保證不過多影響系統壓力損失的前提下均能有效改善煙氣偏流現象，提升除塵器陽極管束區域煙氣分布均勻性。在實際工程中，方案B適用于新建項目的流場優化設計，方案C的工程改造量小，施工周期短，施工方式較為靈活，適用于改造項目。對現有除塵器進行設備改造時，添加封堵板條更為方便快捷。

板條封堵方案目前已在諸多項目中得到有效應用，如魏橋脫硫濕除一體化項目、晨星濕式靜電除塵項目、王晁一期濕除及日鋼若干機組煙氣治理項目等?，F場應用結果顯示，優化改造后各電廠除塵器運行穩定、除塵效率顯著提高，說明封堵方案可有效實現煙氣流場的均勻分布。

3.3 工程案例

本文采用方案C對某除塵器除塵效率未達標的項目進行了升級改造，采用風速儀測試了改造前后除塵器陽極管束入口上游截面速度分布情況，對計算機仿真結果的準確性和方案C的實際應用效果進行了驗證。測點位置及煙氣速度分布測試數據如圖7所示，改造前后實測系統壓降和除塵效率如表3所示。結果顯示，采用分區封堵優化方案對除塵器進行改造后，除塵器入口截面流場分布均勻性有明顯改善，系統壓降僅增加15 Pa的情況下，速度分布偏差系數CV由0.31 降低至0.18，除塵效率由86.2%提高至92.4%。

圖7 改造前后測點位置及速度分布測試結果Fig.7 Test results of measuring point position and velocity distribution before and after the transformation

表3 改造前后實測數據對比Tab.3 Comparison of measured data before and after transformation

4 結論

本文以某電廠300 MW機組側出濕式靜電除塵器為研究對象，通過模擬除塵器內部煙氣流場分布情況對煙氣偏流現象進行了分析，提出了對除塵器入口導流裝置進行結構調整的優化方案，并通過實際工程案例進行了驗證，主要結論如下。

（1）對于側出濕式靜電除塵器，出口煙道的不對稱結構會導致煙氣偏流，內置常規圓環形均流板的方案不再適用。

（2）在除塵器入口設置背向出口方向傾斜的均流板組和在常規圓環形均流板上方鋪設板條進行封堵兩種優化方案的速度分布偏差系數CV均低于0.2，且對系統壓力損失影響較小，說明兩種方案均能夠有效改善煙氣偏流現象，提升除塵器內部煙氣分布的均勻性。

（3）將方案C 應用于實際工程時，以側出式煙氣出口位置為參照，依次鋪設板條，出口側1/3 位置、中間1/3 位置、出口對側1/3 位置的板條對流通空間的封堵率依次為0.6、0.4、0.2?，F場實測結果顯示，陽極管束入口區域速度分布偏差系數CV由0.31降低至0.18，除塵效率由86.2%提高至92.4%，方案有效性得到了驗證。