高 波, 陰繼翔, 李 濤, 陳 顥

(太原理工大學(xué) 電氣與動(dòng)力工程學(xué)院, 山西 太原 030024)

當(dāng)前,火力發(fā)電依然是中國最主要的發(fā)電形式。煤、石油、天然氣作為火力發(fā)電中最廣泛使用的化石燃料[1],自身儲量十分有限,而且不具有再生性,在燃燒過程中會產(chǎn)生大量的有害氣體。

生物質(zhì)能作為一種清潔可再生的能源,氮含量和硫含量都很低,燃燒產(chǎn)生的污染物排放量很少。我國可供能源化利用的生物質(zhì)資源非常豐富,大約相當(dāng)于標(biāo)準(zhǔn)煤4億t,直接燃燒發(fā)電技術(shù)是生物質(zhì)能源利用的一種常見形式[2-3]。由于生物質(zhì)燃料通常含有比煤、石油、天然氣等化石燃料更高的水分,所以燃燒后所產(chǎn)生的煙氣中水蒸氣含量較多。將鍋爐尾部煙氣中的水蒸氣冷凝,可回收的潛熱較多,這不僅可以有效降低排煙溫度,減少排煙熱損失,提高鍋爐熱效率,而且冷凝水還可以帶走一部分有害氣體,減少污染物的排放[4-8]。

國內(nèi)外的眾多學(xué)者對煙氣冷凝的經(jīng)濟(jì)性及傳熱特性進(jìn)行了大量的研究。胡少波和姚正華[9]對燃?xì)忮仩t排煙冷凝熱回收進(jìn)行了分析,在天然氣鍋爐尾部增設(shè)冷凝式換熱器,將煙氣溫度降低到露點(diǎn)溫度以下,可以將排煙中大量的能量加以回收利用,從而達(dá)到節(jié)能環(huán)保的效果。高雁冰等人[10]采集不同生物質(zhì)燃料的基本數(shù)據(jù),從理論上分析了生物質(zhì)鍋爐煙氣回收冷凝水的可行性,研究結(jié)果表明,通過回收生物質(zhì)鍋爐煙氣冷凝熱來提高熱效率的方法具有很大的潛力和實(shí)用價(jià)值。FEDDAOUI M等人[11]對豎直平板通道內(nèi)濕空氣與水傳熱傳質(zhì)過程進(jìn)行了數(shù)值研究,分析了雷諾數(shù)(Re)及入口流體溫度對傳熱傳質(zhì)特性的影響。COMINI G等人[12]在假設(shè)冷凝水可以快速排走的前提下,研究了濕工況下翅片表面的熱質(zhì)傳遞特性。田麗亭等人[13]通過數(shù)值模擬對比,研究了干濕不同工況下平直翅片管換熱器換熱性能的差異,結(jié)果表明,入口相對濕度對翅片效率及換熱系數(shù)有顯著影響。任能等人[14]對濕工況下平翅片傳熱傳質(zhì)進(jìn)行了數(shù)值研究,將水蒸氣冷凝換熱過程簡化為只發(fā)生在冷壁面表面,并對冷凝換熱過程進(jìn)行了計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模擬,將結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比,兩者吻合良好。王麗等人[15]分析了濕空氣橫掠管束時(shí)凝結(jié)水對換熱器空氣側(cè)熱質(zhì)傳遞的影響,結(jié)果表明,努塞爾數(shù)(Nu)隨入口相對濕度和雷諾數(shù)(Re)的增大而增大,阻力系數(shù)(f)隨入口相對濕度增大而增大,隨Re增大而減小。

綜上所述,國內(nèi)外的眾多學(xué)者對冷凝換熱的熱質(zhì)傳遞特性進(jìn)行了較多的研究,但研究重點(diǎn)集中在空調(diào)系統(tǒng)中噴水室、化工生產(chǎn)中換熱塔、直接蒸發(fā)式冷卻器中濕空氣與水直接接觸的傳熱傳質(zhì),而生物質(zhì)鍋爐煙氣成分主要包括CO2,SO2,N2及水蒸氣4種氣體,相的種類較濕空氣更為復(fù)雜,模擬難度更大,凝結(jié)換熱的機(jī)理及特性尚待深入研究。為此,本文基于Fluent軟件對生物質(zhì)鍋爐尾部煙氣凝結(jié)的傳熱傳質(zhì)特性進(jìn)行了數(shù)值研究,使用的多相流模型為Mixture模型,以Lee模型作為冷凝傳質(zhì)模型。

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

選用文獻(xiàn)[16]中的翅片管冷凝換熱器,翅片采用環(huán)形翅片,其計(jì)算區(qū)域如圖1所示。

圖1 換熱器計(jì)算區(qū)域

煙氣沿x正向流入換熱器冷凝換熱,為保證流體流動(dòng)的穩(wěn)定性,延伸入口處距第一排管束中心的距離為1.5倍翅片管管徑;為了使出口處的煙氣充分發(fā)展和流動(dòng),延伸出口處距最后一排管束中心的距離為3.5倍翅片管管徑;模型的寬度(y方向,相鄰縱排的翅片管中心截面的距離)為80 mm;高度(z方向,翅片中心截面與相鄰翅片間距中心截面的距離)為3.7 mm;換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù) 單位:mm

1.2 煙氣成分計(jì)算

煙氣中包含有N2,CO2,O2及水蒸氣等多種成分,煙氣在熱交換過程中會有凝結(jié)發(fā)生,屬于多相流動(dòng)。對選用的生物質(zhì)燃料煙氣成分進(jìn)行計(jì)算,由于其硫含量很少,故計(jì)算時(shí)將其忽略。生物質(zhì)燃料成分如表2所示。

表2 生物質(zhì)燃料成分 單位:%

取過量空氣系數(shù)α=1.1,煙氣成分計(jì)算公式及組分體積分?jǐn)?shù)如表3和表4所示。

表3 煙氣成分計(jì)算公式 單位:m3/kg

表4 煙氣組分體積分?jǐn)?shù)

1.3 多相流Mixture模型

Fluent中的多相流模型包括VOF模型、Mixture模型和Eulerian模型。VOF模型適用于分層或自由表面流動(dòng),Mixture模型和Eulerian模型適用于相混合或分離以及分散相體積分?jǐn)?shù)超過10%的流動(dòng);用Mixture模型求解時(shí)所用的方程比Eulerian模型少;Eulerian模型的復(fù)雜性使得它的計(jì)算穩(wěn)定性不如Mixture模型好。本文模擬煙氣中水蒸氣的體積分?jǐn)?shù)為27.9%,故選用Mixture模型[16-19]。計(jì)算多相流動(dòng)時(shí),相的數(shù)目越少,則迭代計(jì)算收斂越快,因此將煙氣看作是由不凝性混合氣體相air1、水蒸氣相water-vapor與凝結(jié)水相water-liquid組成的混合流體。

Fluent自帶的相變模型包括Lee模型和熱相變模型,Lee模型可用于VOF模型和Mixture模型,其機(jī)理可以表達(dá)為

(1)

式中:mvl——凝結(jié)速率,kg/(m2·s);

kcoeff——冷凝系數(shù);

αv——?dú)庀囿w積分?jǐn)?shù);

ρv——?dú)庀嗝芏?kg/m3;

Tsat,Tv——飽和態(tài)和液態(tài)溫度,K。

在模擬冷凝時(shí),kcoeff值對計(jì)算結(jié)果有很大的影響。其值設(shè)置值越大,模擬冷凝發(fā)生情況越接近于真實(shí)情況,但是當(dāng)冷凝系數(shù)設(shè)置過大時(shí),計(jì)算難以收斂[20]。經(jīng)過反復(fù)調(diào)整試算,本文確定適宜的冷凝系數(shù)值為320。當(dāng)煙氣流經(jīng)翅片管換熱器換熱時(shí),溫度降低至露點(diǎn)溫度Tw以下時(shí)便會在冷壁面發(fā)生凝結(jié)。Tw的計(jì)算公式[21]為

Tw=255+18.7lgpH2O

(2)

式中:pH2O——水蒸氣在煙氣中對應(yīng)的分壓力。

計(jì)算得到的露點(diǎn)溫度為338.25 K。

在Fluent中,水和汽的標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)焓用于計(jì)算汽化潛熱。由于煙氣流動(dòng)過程中遇冷壁面發(fā)生凝結(jié),故需對各自的值進(jìn)行設(shè)定。設(shè)置凝結(jié)水的標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)焓為零,水蒸氣的標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)焓H為

H=(h″-h′)×M

(3)

式中:h″——飽和水蒸氣的比焓;

h′——飽和水的比焓;

M——相對分子質(zhì)量。

1.4 物性及邊界條件

air1相的物性按照理想氣體混合物的物性計(jì)算方法[22],以相的成分直接計(jì)算物性;水蒸氣相water-vapor的物性參數(shù)受溫度影響明顯,采用分段線性插值的方法,即水蒸氣分壓下不同溫度時(shí)對應(yīng)的物性;凝結(jié)水water-liquid的物性取露點(diǎn)溫度下飽和水的物性。

本文模擬工況為穩(wěn)態(tài)、湍流流動(dòng),采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型,煙氣入口流速為2 m/s,溫度為413 K;出口為壓力出口;g取9.8 m/s2。模型的上表面為對稱邊界條件,模型的下、前及后表面的翅片區(qū)域?yàn)榻^熱條件;流體區(qū)域?yàn)閷ΨQ邊界條件;翅片設(shè)為耦合壁面條件;管壁定溫308 K。

2 網(wǎng)格無關(guān)性及算法驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

在上述給定條件下,對翅片管束模型分別以4.545 3萬個(gè)、9.029 7萬個(gè)、23.714 8萬個(gè)和45.674 0萬個(gè)4套網(wǎng)格進(jìn)行了模擬計(jì)算;以煙氣出口平均溫度作為測試指標(biāo)。其計(jì)算結(jié)果如圖2所示。

圖2 煙氣出口平均溫度與網(wǎng)格數(shù)量的關(guān)系

由圖2可知,隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加,煙氣出口平均溫度的變化速度不斷減小,第3套網(wǎng)格(23.714 8萬個(gè))與第2套網(wǎng)格(9.029 7萬個(gè))的煙氣出口平均溫度變化不超過0.6%,足以保證計(jì)算精確性。因此,本文選用第3套網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,即可獲得具有一定精度的合理解。

2.2 算法驗(yàn)證

對天然氣鍋爐尾部煙氣流經(jīng)翅片管換熱器的凝結(jié)換熱過程[16]進(jìn)行數(shù)值模擬,將煙氣流經(jīng)每排翅片管束背風(fēng)側(cè)截面(與翅片垂直的yoz平面)平均溫度的模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[16]中的結(jié)果進(jìn)行對比分析,結(jié)果如圖3所示。

圖3 模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[16]中實(shí)驗(yàn)值及模擬值的對比

由圖3可知:本文的模擬值與文獻(xiàn)[16]中的模擬值吻合良好,最大誤差為6.84%,最小誤差為零,平均誤差為0.59%;與文獻(xiàn)[16]中的實(shí)驗(yàn)值吻合比較良好,最大誤差為17.76%,最小誤差為零,平均誤差為7.97%。由此證明本文所采用的多相流模型及冷凝模型是合理可靠的。

3 結(jié)果分析與討論

設(shè)煙氣入口溫度為413 K,管壁溫度為308 K。改變煙氣入口流速,對z=3.7 mm翅片間距中心截面處不同工況的結(jié)果進(jìn)行對比分析。

3.1 流場對比分析

圖4為不同煙氣入口流速下截面z=3.7 mm的速度分布云圖。由圖4可知,煙氣流經(jīng)翅片管式換熱器時(shí),管子上半部分與下半部分的速度云圖呈對稱分布,煙氣在管子最前端的流速接近于零,幾乎為滯止?fàn)顟B(tài),而在管壁上端及下端位置處達(dá)到最大值,是由煙氣的流動(dòng)截面突然變小所致的。在遠(yuǎn)離管壁的區(qū)域,由于沒有管壁的阻擋及黏滯力的影響,所以速度變化很小。

圖4 不同煙氣入口流速下截面z=3.7 mm的速度分布云圖

3.2 溫度場對比分析

圖5為不同入口煙氣流速下z=3.7 mm截面的溫度分布云圖。由圖5可知,沿著煙氣流動(dòng)的方向,煙氣流經(jīng)每排管子后溫度逐漸降低,煙氣溫度由入口處的413 K降低至出口處的340～350 K,其中管壁附近處的溫度下降幅度較大。這是因?yàn)楣鼙诟浇嬖谥鲃?dòng)及熱邊界層,管壁溫度低于煙氣露點(diǎn)溫度,煙氣流經(jīng)管壁時(shí)發(fā)生凝結(jié),釋放潛熱和顯熱,使得壁面附近的局部傳熱系數(shù)顯著提高,換熱量也相應(yīng)增加,因此煙氣溫度明顯降低。同時(shí),對比不同入口流速下的溫度分布云圖可以看出,入口流速越大,煙氣出口處的溫度越高,入口流速從1 m/s增大到4 m/s,出口平均煙溫由336.52 K增大到了344.46 K。這是因?yàn)槿肟诹魉僭酱?煙氣與翅片及管壁接觸換熱時(shí)間越短,換熱不充分,使得換熱量減少,故出口處煙氣溫度相對較高。

圖5 不同入口煙氣流速下z=3.7 mm的溫度分布云圖

3.3 液態(tài)水分布對比分析

圖6為不同煙氣入口流速下截面z=3.7 mm的液態(tài)水體積分?jǐn)?shù)云圖。由圖6可知,煙氣流經(jīng)翅片管束換熱過程中,在管子背風(fēng)側(cè)有較多的凝結(jié)水生成,最后一排管束的背風(fēng)側(cè)液態(tài)水的體積分?jǐn)?shù)最大。

圖6 不同煙氣入口流速下截面z=3.7 mm的液態(tài)水體積分?jǐn)?shù)云圖

結(jié)合1 m/s時(shí)的溫度分布云圖進(jìn)行分析可知,煙氣在流動(dòng)過程中與管壁及翅片進(jìn)行熱量交換,溫度不斷降低,在第一排管束背風(fēng)側(cè)時(shí)煙氣溫度已經(jīng)降低至330 K左右,低于煙氣的露點(diǎn)溫度值338.25 K,煙氣中的水蒸氣會在管壁面發(fā)生凝結(jié),產(chǎn)生較多凝結(jié)水,且后排管束的冷凝水量較前排管束更多。

另外,從圖6中可以很明顯看到,凝結(jié)水主要集中在管束的背風(fēng)側(cè),而在迎風(fēng)側(cè)分布極少,這是因?yàn)橛L(fēng)側(cè)處煙氣溫度高于背風(fēng)側(cè)溫度,不易發(fā)生凝結(jié)。同時(shí),煙氣流速越大,煙氣出口處凝結(jié)水的體積分?jǐn)?shù)越小,這是因?yàn)殡S著煙氣流速的增加,煙氣與管壁及翅片的接觸換熱時(shí)間變短,煙氣溫度不能快速降低,由此導(dǎo)致煙氣出口處凝結(jié)水體積分?jǐn)?shù)減小。

3.4 換熱強(qiáng)度對比分析

不同入口流速下翅片管換熱器的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化如圖7所示。

圖7 不同入口流速下翅片管換熱器的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)

由圖7可以看出,隨著煙氣流速的增加,翅片管換熱器的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)相應(yīng)提高,從1 m/s時(shí)的38.30 W/(m2·K)提高到了4 m/s時(shí)的93.31 W/(m2·K)。這是因?yàn)榱魉僭黾訒r(shí),煙氣與翅片管之間的流動(dòng)擾動(dòng)得到加強(qiáng),減薄了管壁附近的邊界層厚度,氣膜厚度減小,使得煙氣與壁面?zhèn)鳠後尫艥摕岷惋@熱的傳熱過程中的熱阻大大降低;另外,由于在流動(dòng)過程中煙氣流經(jīng)低溫壁面凝結(jié)產(chǎn)生的凝結(jié)液可以及時(shí)排走,這樣可以極大提高凝結(jié)的換熱效率。綜合上述兩個(gè)因素,使得表面換熱系數(shù)顯著增大。

圖8為不同入口流速下翅片管換熱器的平均換熱量。

圖8 不同入口流速下翅片管換熱器的平均換熱量

由圖8可知,煙氣流經(jīng)翅片管換熱器管壁面的平均換熱量隨著煙氣流速的增加呈線性增加。原因在于流速增加后,參與換熱的煙氣量增加;同時(shí)結(jié)合溫度云圖可知,煙氣出口處的平均溫度有所提高,即煙氣進(jìn)出口平均溫度得到了提高,煙氣與管壁的換熱溫差增大,因此在換熱面積一定的情況下,換熱量顯著增大。這說明通過提高煙氣流速,可以使鍋爐的熱效率得到進(jìn)一步的提高。

3.5 凝結(jié)速率對比分析

不同入口流速下壁面的凝結(jié)速率(傳質(zhì)速率)如圖9所示。

圖9 不同入口流速下壁面的凝結(jié)速率

由圖9可知,壁面凝結(jié)速率與煙氣流速存在明顯的關(guān)聯(lián)。隨著流速的增加,凝結(jié)速率增加,由0.110 27 kg/(m3·s)增加到了0.353 15 kg/(m3·s)。這是因?yàn)闊煔饬鲃?dòng)過程中遇到冷壁面發(fā)生凝結(jié),煙氣流速增加后,流量相應(yīng)提高,所以凝結(jié)速率也得到了提高。此外,煙氣流速增加后,壁面凝結(jié)速率變化幅度減緩,這與上述云圖中的變化規(guī)律吻合。流速增加后,煙氣流經(jīng)換熱器的時(shí)間變短,由于換熱不充分,導(dǎo)致煙氣溫度下降的幅度減小,壁面附近的煙氣溫度不容易降低到露點(diǎn)溫度,因此水蒸氣的凝結(jié)比例有所下降,使得凝結(jié)速率的增加幅度減小。

4 結(jié) 論

(1) 運(yùn)用Mixture模型和Lee模型可以成功模擬煙氣流經(jīng)翅片管換熱器的冷凝換熱過程。由于有大量的冷凝水生成,導(dǎo)致煙氣出口溫度大幅降低,在計(jì)算的參數(shù)范圍內(nèi)可降低到329 K。

(2) 不同煙氣入口流速對煙氣出口溫度及冷凝水量均有明顯影響。入口流速越大,導(dǎo)致煙氣出口的溫度越高,冷凝水量越少。

(3) 煙氣入口流速對煙氣側(cè)的對流換熱強(qiáng)度有很大影響,壁面凝結(jié)速率隨著入口煙氣流速的增加逐漸增大,相應(yīng)地,管壁面的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)及換熱量也會逐漸增加。