余热回收喷淋塔喷淋优化研究

时国华，潘春江，赵玺灵，张世钢，付 林，李增群

（1.华北电力大学 能源与机械工程学院，河北保定 071003；2.清华大学 建筑学院，北京 100084；3.北京清建能源技术有限公司，北京 100085；4.冰轮环境技术股份有限公司，山东烟台 264002）

0 引言

天然气的主要组分是甲烷（CH4），燃烧后烟气中蕴含大量水蒸气。单位体积烟气中水蒸气的气化潜热量约占天然气低热值的10%～11%［1-3］，燃气烟气的排放造成大量水资源与低品位余热的浪费。因此，高效回收烟气余热对余热供暖规模化发展和“双碳”战略实施具有重要意义。

与冷凝换热器和空气预热器回收烟气余热技术相比［4-6］，利用喷淋塔，通过烟气与低温喷淋水直接接触式换热可实现烟气全热的高效回收［7-9］。但在实际应用中，由于烟气由单侧进入喷淋塔，烟气在喷淋塔内产生偏流现象，塔内水气比分布不均，导致喷淋液滴利用率低及烟气逃逸等问题，实际效果比气液均布下的理论计算结果相差32%以上［10］。因此，喷淋塔内气液流场均匀性是影响烟气余热回收效果的关键因素。

在工程应用中，常在塔内增设托盘、导流板、旋流器等均流装置来优化塔内气相流场，这不仅增加了运行成本，而且塔内如何稳固安装均流装置也是挑战［11-14］。IDELCHIK 等［15］研究发现液滴对气相分布具有调节作用，并称为“液滴自调整效应”。WEISS 等［16-17］指出，在空塔内，唯一能调节烟气不均匀的因素是喷淋液滴。赵喆等［18-20］发现高水气比会产生很强的气相流场调节能力，基本可解决气流分布不均的问题。可见，合理运用液滴自调整效应，可实现对塔内气相流场的控制，改善气流组织分布情况。

本文以燃气烟气余热回收喷淋塔为研究对象，构建喷淋塔内气液流动及热质交换模型，通过试验验证其准确性，提出喷淋塔内流场均匀性评价指标，模拟研究4 种喷淋层布置方案对喷淋塔全热交换效率的影响，获得最佳喷淋层布置方案，并探究喷淋液滴直径和水气比对喷淋塔余热回收性能的影响规律。

1 模型建立

1.1 物理模型

喷淋塔的结构参数见表1。图1 为余热回收喷淋塔结构示意，塔主体为圆柱体，内设喷淋层与除雾器，烟气从右侧底部入口进入，在塔内与顶部喷淋层，喷淋液滴直接接触换热，经除雾层脱除烟气中携带的小液滴后排出。

表1 喷淋塔结构参数Tab.1 Structural parameters of spray tower

图1 喷淋塔结构及网格划分Fig.1 Spray tower structure and meshing for calculation domain

1.2 数学模型

喷淋塔内湿烟气和液滴逆向流动，两者发生热量、质量和动量交换。根据余热回收喷淋塔运行的实际情况，本文建立数学模型时，做如下简化［21-23］：（1）视烟气为不可压缩黏性流体；（2）忽略烟气在喷淋塔内密度的变化；（3）视喷淋液滴为刚性球体，忽略液滴的聚并和破碎；（4）忽略液滴运动时自身旋转和内部流动；（5）忽略塔内流体与塔壁面的传热。

本文采用欧拉-拉格朗日方法刻画喷淋塔内湿烟气与液滴的流动特性［24-26］，即在欧拉坐标系下研究连续相湿烟气，在拉格朗日坐标系下研究离散相喷淋液滴。通过跟踪喷淋塔内烟气与液滴的运动轨迹，进一步研究烟气与液滴群的热质交换过程。

1.2.1 烟气连续相方程

湿烟气在喷淋塔内的流动采用标准k-ε模型描述，根据喷淋塔内物理反应过程进行简化：

式中，ρ为烟气密度，kg/m3；k 为湍流脉动动能，kJ；ui为烟气速度在坐标系i 方向上的分量，m/s；xi，xj为位移坐标；μ为动力黏度，Pa·s；μt为湍流黏度系数；Gk为由层流速度梯度而引起的湍流动能，kJ；Gb为浮力产生的湍流动能，kJ；ε为耗散率；YM为过渡扩散产生的波动；C1ε，C2ε和C3ε为常量；σk和σε分别是k 方程和ε方程的湍流Prandtl 数。

1.2.2 液滴离散相方程

运动过程中液滴主要受阻力、浮力和重力作用，其作用力平衡方程为：

式中，mp为液滴质量，kg；fD为液滴所受阻力表达式，kg/s；uz为烟气在z 方向的速度，m/s；up为液滴速度，m/s；g 为重力加速度，m/s2；ρp为液滴密度，kg/m3。

1.2.3 气液传热传质方程

由图2 可知，温度为Tp、直径为dp的液滴以速度up（-）与温度为T、速度为uz（+）的湿烟气进行热质交换。在余热回收喷淋塔内，烟气中的水蒸气分压力大于水滴边界层内的水蒸气分压力，烟气中水分子在水蒸气分压力差的驱动下，传递至液滴表面冷凝并释放气化潜热；同时，在温差作用下，烟气向液滴传递显热。

图2 烟气与液滴之间的传热传质过程Fig.2 Heat and mass transfer between flue gas and liquid droplets

烟气与喷淋液滴间的热平衡方程（以喷淋液滴为例）为：

式中，cp为液滴定压比热，J/（kg·K）；Ap为液滴表面积，m2；γ为水的汽化潜热，kJ/kg；dp为液滴直径，m；T，Tp分别为烟气和液滴温度，K；Re 为雷诺数；Pr 为普朗特数。

湿烟气中水蒸气与离散相液滴之间扩散速率由实验关联式［15］确定：

式中，D 为水蒸气在烟气中的扩散系数，m2/s；M为水蒸气摩尔质量，kg/kmol；R 为通用气体常数，kJ/（kmol·K），R=8.314 kJ/（kmol·K）；P，Pp（Tp）分别为湿烟气主体和紧贴液滴表面的水蒸气分压力，Pa；Sc 为施密特数。

将上述传热传质过程编写成UDF（用户自定义函数）导入FLUENT 软件进行计算。

1.3 评价指标

1.3.1 烟气均匀度

由于烟气从喷淋塔单侧进入，且烟气流速较大，造成塔内烟气分布不均，如图3 所示，靠近入口侧的烟气流速较低，烟气流量小。本文引入烟气均匀度，定量衡量喷淋塔内烟气分布特性。

图3 喷淋塔内气液分布示意Fig.3 Schematic diagram of flue gas droplets distribution in spray tower

考虑到从喷淋塔入口到出口烟气的速度变化，本文以喷淋塔横截面上的气速方差作为烟气均匀度：

式中，Sf为烟气均匀度，其值越大表示均匀性越差；A 为喷淋塔塔横截面积，m2；uz，m为该横截面中m 点的烟气速度，m/s；为沿z 方向，喷淋塔某横截面烟气平均流速，m/s。

1.3.2 全热交换效率

根据喷淋塔内气液热质交换特点，本文采用全热交换效率衡量喷淋塔烟气余热回收性能，全热交换效率E 为［24］：

式中，下标in 和out 分别为烟气与液滴的初、终状态。喷淋塔内气液热质交换越充分，全热交换效率越大，喷淋塔余热回收性能越好。

1.4 边界条件及网格划分

选取浆液池水面至烟气出口的塔内空间作为模拟研究的计算域。本文将喷淋塔烟气入口设为速度入口；烟气出口设为压力出口；壁面采用标准无滑移壁面；液滴接触壁面形式设为reflect；计算域底部为液滴出口，接触形式设为trap，即液滴流至计算域底面后结束此液滴计算；塔内喷淋液滴直径分布采用uniform 方式［27］。参照李锋等［28］项目测试结果，喷淋塔运行参数设定见表2，后续则改变喷淋布置方式、喷淋液滴直径和水气比对喷淋塔开展喷淋优化研究。

表2 喷淋塔运行参数Tab.2 Operating parameters of spray tower

本文采用DesignModeler 软件对喷淋塔进行三维建模，采用Meshing 软件划分网格，网格为六面体网格，确保所有网格质量大于0.8。喷淋塔换热效果主要与烟气出口以及液滴出口参数相关。针对表1 和表2 描述的余热回收喷淋塔，分别构建网格数为810 256，2 230 451 和4 045 913 的结构化网格进行网格无关性验证。由表3 可知，当网格数大于220 万后，网格数量的增大对出口水温、出口烟温及流速的影响很小，综合考虑模拟结果精度与计算成本，本文模拟研究的网格数量选为2 230 451，网格划分如图1 所示。

表3 网格无关性验证Tab.3 Grid independence verification

1.5 求解方法

采用分离式求解器求解，压力和速度的耦合采用SIMPLE 算法求解，离散采用二阶迎风格式，采用Standard 压力项空间离散格式。离散相和连续相的计算采用双向耦合计算方式，即交替求解离散相和连续相的控制方程，直到两者均收敛为止。

2 结果与分析

2.1 模型验证

为了验证所建模型准的确性，本文开展了余热回收喷淋塔试验研究，喷淋塔参数见表1，2，该喷淋塔在塔高为5.5 m 处设置单层喷淋。模拟喷淋密度与试验工况保持一致，均为4.3 kg/（s·m2）。图4 示出模型计算结果与试验结果的对比。可见，模拟计算得到的全热交换效率与试验测得的全热交换效率偏差小于3%，这表明模型具有良好的精度，可为喷淋塔内气液热质交换分析提供可靠的理论依据。

图4 模拟结果与试验结果对比Fig.4 Comparison between calculated results and experimental results

2.2 喷淋层布置优化

试验和模拟研究表明，烟气从入口进入喷淋塔后，集中于入口对侧，塔内气液接触不均匀，进而影响塔内烟气余热回收效果。

为此，本文提出3 种优化方案（见表4 与图5 中方案2，3 和4），与常规的整层均匀喷淋布置方式相比（方案1），方案2，3 和4 的本质均是在不增设均流装置及所有参数不变的前提下，在喷淋塔内左半区增设半层喷淋，旨在利用液滴自调整效应解决烟气由喷淋塔右侧底部进入而烟气集中于塔内左侧的问题。

表4 喷淋层布置方案Tab.4 Layout schemes of spray layers

图5 喷淋层布置方案示意Fig.5 Schematic diagram of layout schemes of spray layers

由图6，7 可知，由于方案1 采用单层均匀喷淋方式，烟气主要集中在入口对侧，塔内烟气存在明显偏流现象，左侧贴壁流问题严重，烟气出口截面处烟气均匀度Sf的平均值约为1。在不增加喷淋量的前提下，喷淋塔左半区增设半层喷淋后，方案2，3 和4 的烟气出口截面处烟气均匀度分别为0.34，0.27 和0.29，通过调控喷淋塔内左右半区的液滴数目，实现了塔内烟气分布的“自调节”，解决了喷淋塔内烟气偏流现象，使塔内烟气分布均匀性得到显著提高。对于方案2，由于增设的半层喷淋层靠近烟气入口，烟气流速较高，下落液滴与上升烟气间阻力较强，造成“自调整”作用过剩，使得过多烟气向右半区流动，因此，其塔内烟气分布情况不及方案3，4。对于方案4，虽然是整层喷淋，但左半区喷淋量高于右半区，喷淋塔内左侧液滴对于烟气的阻力作用增强，促进了塔内烟气均布；然而，喷淋层布置位置较高，喷淋层位置处烟气流速较低，下落液滴与上升烟气间阻力相比方案2 和3 降低，“自调整”作用减弱，塔内仍存在一定程度的烟气偏流现象，如图7 所示。

图6 不同喷淋方案下烟气出口截面烟气均匀度Fig.6 Flue-gas field uniformity at outlet of spray tower under different spray schemes

图7 不同喷淋方案下的烟气流场分布Fig.7 Flue-gas flow field distribution in spray tower under different spray schemes

不同喷淋方案下喷淋塔内烟气温度变化如图8 所示。

图8 不同喷淋方案下喷淋塔内烟气温度变化Fig.8 Variation of flue-gas temperature in spray tower under different spray schemes

由图8 可知，烟气余热回收主要发生在烟气入口上方2 m 区域内。对比不同喷淋层布置方案可知，由于常规单层喷淋下存在突出的烟气偏流问题，方案1 仅能将烟气温度降至39 ℃左右；对于方案2，由于半层喷淋距塔底部较近，尽管喷淋塔内烟气流动均布得以改善，但半层喷淋的液滴在塔内运动路程短，部分液滴未能与烟气进行充分热质交换即落入浆液池，因此，喷淋塔出口处烟气温度降至33.2 ℃；对于方案3，半层喷淋设置位置提高，在烟气流动均布及喷淋液滴换热充分的双重作用下，烟气出口温度可降至32.2 ℃；对于方案4，由于喷淋层位置较高，虽然液滴运动路程长，但液滴自调整效应减弱，最终烟气出口温度为32.6 ℃。

由图9 可知，方案1～4 的全热交换效率分别为0.68，0.8，0.82 和0.81。与方案1 的常规单层喷淋相比，方案3 的全热交换效率提高约20%，方案3 为本研究下最佳喷淋层布置方案。考虑到方案4 为单层喷淋层，施工和改造方便，且余热回收效果较好，实际工程中亦可选用。

图9 不同喷淋方案下喷淋塔出口烟气温度与全热交换效率Fig.9 Outlet temperatures of flue gas and overall heat transfer efficiencies under different spray schemes

2.3 运行参数对余热回收性能的影响

2.3.1 液滴直径对余热回收性能的影响

针对最佳喷淋层设置方案3，在烟气流速为6 m/s 的工况及满足液滴临界直径的前提下，研究0.6～2 mm 范围内液滴直径对喷淋塔余热回收性能的影响。

由图10 可知，其他参数不变时，当喷淋液滴直径由0.6 mm 增至2 mm 时，出口烟温由29.7 ℃升至43.5 ℃，全热交换效率由0.85 降至0.612，可见，喷淋液滴直径是影响喷淋塔余热回收性能的重要因素。由于喷淋液滴直径越小，气液接触面积越大，且液滴与烟气的接触时间越长，有利于气液间热质交换。当液滴直径由0.6 mm 增至0.8 mm 时，喷淋塔余热回收效果恶化并不明显，考虑到成本及实际运行中烟气量的波动，0.6～0.8 mm 为理想的喷淋液滴直径。

图10 液滴直径对喷淋塔余热回收性能的影响Fig.10 Effects of droplet diameter on residual heat recovery performance of spray tower

2.3.2 水气比对余热回收性能的影响

在其他参数不变的情况下，针对最佳喷淋层设置方案3，本文研究水气比对喷淋塔余热回收性能的影响。由图11 可知，水气比越大，喷淋水量越大，热质交换过程越剧烈，喷淋塔出口烟温越低。当水气比由3 增至8 时，出口烟温降幅超过10 ℃；随着水气比增大，虽然出口烟温降低，但喷淋水量的增加导致喷淋液滴在塔内的温升减少，进而全热交换效率随水气比增大先显著提升后小幅下降。由于水气比增大会增加水的消耗及水泵电耗，综合考虑余热回收效果和经济性，最佳水气比为5 kg/kg。

图11 水气比对喷淋塔余热回收性能的影响Fig.11 Effects of water-gas ration on residual heat recovery performance of spray tower

3 结论

（1）针对喷淋塔塔内烟气偏流问题，在偏流区域增设半层喷淋可有效改善塔内烟气流动均匀性，显著提升喷淋塔余热回收性能。

（2）半层喷淋层建议设置在烟气入口中心线高度以上3 m 处。对于塔内空间受限的工程，建议采用单层非均匀喷淋布置，利用液滴自调整效应优化塔内烟气分布。

（3）当喷淋液滴直径为0.6～0.8 mm 时，喷淋塔可获得良好的余热回收性能。

（4）当水气比为5 kg/kg 时，喷淋塔出口烟气温度可降至30 ℃，且喷淋塔具有最高的全热交换效率。