（动力工程及工程热物理专业论文）火电厂脱硫装置酸腐蚀现象的研究.pdf

重庆大学硕士学位论文 中文摘要 i 摘 要 火电厂湿法烟气脱硫环保技术因其脱硫率高、煤质适用面宽、工艺技术成熟、稳定 运转周期长、负荷变动影响小、烟气处理能力大等特点,被广泛地应用于各大、中型火电 厂,成为国内外火电厂烟气脱硫的主导工艺技术。气-气换热器（gas-gas heat exchanger,ggh）在湿法脱硫装置系统中是仅次于吸收塔的重要设备, 它的作用是将原 烟气冷却和净烟气再加热。烟气经过 ggh 时， 烟气中的 so3和水蒸汽形成的硫酸蒸汽， 当烟气温度低于烟气酸露点温度时，就冷凝在内部管子壁面上，造成管子的低温腐蚀。 它直接影响工程造价、设备使用寿命及停运检修的难易程度。因此，对尾部装置烟气酸 露点的计算和腐蚀环境的预测，在设计时提出合理的防腐措施，在运行过程中即使控制 酸腐蚀的影响，对于保证设备稳定、安全运行具有重要意义。 本文首先回顾了国内外主要的烟气酸露点计算公式，基于某电厂 100%负荷和 40% 负荷下脱硫烟气参数对几个典型设备进出口在不同公式下进行酸露点的计算， 并与酸露 点设计值比较，对不同酸露点公式进行比较评估。得出适合本设计数据条件下的酸露点 的计算公式。 然后，采用换热器长度和宽度方向的二维模型，对其温度场、流场、硫酸蒸汽质量 浓度分别进行模拟以及对硫酸冷凝沉积速度进行理论计算，结果显示，沿着烟气流动方 向，烟气温度逐渐降低，烟气流速和硫酸质量浓度也降低，管子壁面上的硫酸冷凝沉积 速度没有呈现稳定一致的趋势，总的来说是逐渐降低的。在换热器出口处附近和管子壁 面处这些区域更容易遭受低温腐蚀。 烟气进口速度、管间距和管子排列方式对各个场的分布有显著的效应，随着换热器 入口烟气流速的增大，烟气出口温度有升高趋势，换热器内部整个流场速度增大，降低 了内部腐蚀，减少了腐蚀的管子排数。随着换热器内部管间距的增大，烟气出口的温度 流速都有升高趋势，管子腐蚀排数减少，但这是以减少换热为代价的。管子错排时较管 子顺排时 ggh 换热器内部温度场降低的快，烟气流速减少的也快，内部管子更容易遭 受腐蚀，管子腐蚀的排数增多，腐蚀程度加深。 通过对硫酸蒸汽质量浓度和硫酸冷凝沉积速度分布场的分析， 发现随着烟气 h2o 含 量的增大，ggh 换热器管子壁面处的硫酸冷凝沉积速度增加，尤其在换热器入口段和 中后段变化明显。随着烟气 so3含量的增大，ggh 换热器管子壁面处的硫酸冷凝沉积 速度增大明显， 除了个别管子处， 硫酸沉积速度的增加随烟气中 so3的含量按比例增加。 最后，采用三维模型局部模拟了 ggh 换热器弯头部分的速度分布。结果显示，烟 气流经换热器内部，在管子弯头处较直管段处容易出现低温腐蚀。 关键词：关键词：ggh，酸露点，腐蚀，模拟 重庆大学硕士学位论文 英文摘要 iii abstract the wet flue gas desulfurization(wfgd) environmental technology of thermal power plant, because of its high desulfurization rate, broad application of coal quality, mature technology, stable operation of long cycle, small impact when load changes, large gas processing capacity and other characteristics, has been widely used in large and medium-sized thermal power plants, and become the dominant flue gas desulphurization technology of domestic and foreign power plant. gas-gas heat exchanger (ggh) is one of the most important equipment in the system of wet desulfurization equipments, and its importance is lower than absorption tower. its effect is cooling the original flue gas and reheating the net one. when the flue gas through ggh and the flue gas temperature is lower than its dew point temperature, the sulfuric acid vapor formed by so3 and water vapor was condensed on the pipe wall, and the low-temperature corrosion is caused. it directly affects the construction costs, equipment life and maintenance. so, it is necessary to calculate the flue gas acid dew temperature and predict the corrosion environment. reasonable prevented corrosion measures will be used during designing, and it is important to control the influence of acid corrosion during operation. it has great significance to ensure that the equipment this paper first reviews the main acid dew point calculation formulas at present. based on the flue gas parameters (100% load and 40% load), the acid dew point for some typical equipments, using different formula, are computed. according to the results and the designed, different acid dew point formula are compared and evaluated. the formula of acid dew point calculation is obtained under this design situation. then, based on the two-dimensional model of heat exchanger length and width direction, this paper simulates the temperature field, and flow field, and sulfuric acid vapor condensation and the deposition rate of sulfuric acid vapor are calculated. the result shows that along the direction of gas flow, gas temperature decreases, and both the gas velocity and the concentration of sulfuric acid are also reduced. the condensation deposition rate of sulfuric acid on the pipe wall does not show a consistent trend but the change is gradually reduced totally. the places that near the heat exchanger exit and the pipe wall are easy to suffer corrosion. the gas inlet velocity, pipe spacing and the way of pipe arrangement have a significant 重庆大学硕士学位论文 英文摘要 iv effect on the distribution of all fields. with the flue gas velocity of heat exchanger entrance increases, the outlet temperature of flue gas increase, and the flow field in the heat exchanger also increases. as a result, it reduces the internal corrosion and the number of pipe corrosion. with the pipe spacing of heat exchanger entrance increases, the outlet temperature and velocity of flue gas increase. it reduces the internal corrosion and the number of pipe corrosion, but the heat is reduced. along the flue gas flow, when the pipes are crossed, the internal temperature and velocity of ggh heat exchanger reduces quicker than the situation of pipes arranged neatly. in this case, the pipes are easy to corrosion. the number of corrosion pipes increase, and the corrosion degree is deeper. by analyzing the distribution of sulfuric acid vapor condensation and the deposition rate of sulfuric acid vapor. the result show that with the h2o content in flue gas increase, the condensation deposition rate of ggh heat exchanger on the pipe wall increase clearly, especially in the entrance and the posterior part. with the so3 content in flue gas increase, the condensation deposition rate of ggh heat exchanger on the pipe wall increase clearly. the deposition rate of sulfuric acid increases with the flue gas so3 content in proportion except individual pipes. lastly, three-dimensional model is used to simulate the temperature field. the result shows that when flue gas flow through the heat exchanger, the elbow part of pipe is easier to suffer low temperature corrosion than the straight part. keywords：ggh, acid dew point, corrosion, simulation 重庆大学硕士学位论文 1 绪 论 1 1 绪 论 1.1 引言 电力工业是我们国民经济的支柱产业， 自 20 世纪 80 年代以来， 我国工业每年以 8% 甚至更高的速度持续迅速发展。 据中国工业报 2008 年 12 月 18 日报道， 截至 2007 年底， 我国发电装机容量达 7.18 亿千瓦，其中，火电装机容量已达约 5.57 亿千瓦，占总装机 容量的77.6%。 根据国家电力公司的规划， 到2015年我国电力总装机容量将达到550gw， 预计到 2020 年将达到 9.5 亿 kw，其中煤电 6.5 亿 kw1-2。 随着电力工业的快速发展，中国以燃煤发电为主的格局在很长的一段时间内不会有 很大的变化。而火电厂 so2排放总量在全国 so2排放总量中所占的比例不断增大，到 2002 年已达 50%， 预计到 2010 年将增加到 60%以上。 2003 年我国 so2排放达到了 2200 万吨，预计到 2010 年，我国的煤炭消费量将增加到 22 亿吨左右，其中火电厂煤炭量约 14 亿吨，so2产生总量将达约 3500 万吨，其中火电厂 so2产生量将达 2200 万吨左右， so2的大量排放会对环境和人类产生极大的危害，so2的污染控制问题亟待解决3-4。 烟气脱硫（flue gas desulfurization,fgd）作为控制以高硫煤为燃料的烟气污染的有 效措施，正被越来越多的国家接受和广泛采用。美、日、德等国已建成数千套烟气脱硫 装置。2000 年底我国电厂脱硫装机容量是 500 万千瓦，2004 年脱硫市场更是高度发展， 市场开发量近 1 亿千瓦5。2004 年底，全国约有 2000 万千瓦装机的烟气脱硫设施投运 或建成，而全部已建、在建和已经招标的脱硫机组，已经超过 1.3 亿千瓦6。2005 年全 国的脱硫市场与 2004 年的市场相当。 2007 年底， 我国火电厂烟气脱硫装机容量超过 2.7 亿千瓦， 约占火电装机总容量的50 。 当年投运l00兆瓦及以上火电机组脱硫装置1.16 亿千瓦，比 2006 年增长 l4 。2007 年排名前 20 的脱硫公司合同容量占全国总量的 90 ，投运容量占全国总量的 75，当年投运容量占全国总量的 817。 目前，世界上烟气脱硫技术的种类达到数百种。但按脱硫方式、脱硫产物处理形式 来分，火电厂烟气脱硫技术大体上可以分为干法、半干法和湿法三大类。所谓干法烟气 脱硫技术，就是脱硫吸收和产物处理均在干的状态下进行，具有流程短、无污水废酸排 出、净化后烟气温度高、利于烟囱排气扩散、设备腐蚀小等优点，但存在脱硫效率低， 设备庞大等问题。半干法烟气脱硫技术是结合了湿法和干法脱硫的部分特点，吸收剂在 湿的状态下脱硫，在干燥状态下处理脱硫产物。也有在干状态下脱硫、在湿状态下处理 脱硫产物的8-9。湿法烟气脱硫工艺是目前脱硫效率最高的 fgd 技术，其中使用最多的 石灰石/石灰-石膏湿法工艺约占全部 fgd 安装容量的 70%。其工艺流程是：液体或浆状 重庆大学硕士学位论文 1 绪 论 2 吸收剂在湿的状态下脱硫和处理脱硫产物，具有脱硫反应速度快、设备简单、脱硫效率 高等优点，但普遍存在腐蚀严重、运行维护费用高及易造成二次污染等问题10-12。 1.2 脱硫装置中酸腐蚀问题的提出及研究意义 酸露点温度是酸凝结速率与酸蒸发速率相等时的烟气温度，即体系达到酸露点温度 时，气液两相处于相平衡态。 火电厂加装湿法烟气脱硫装置后，使吸收塔出来的烟气温度降低至 50左右，造成 脱硫后烟气温度低于其酸露点温度， 而尾部烟道和烟囱的内壁温度很低， 如果直接排放， 内壁将会结露， 造成尾部烟道及烟囱的腐蚀。 另一方面， 50的烟气直接进入烟囱排出， 不利于烟气的扩散，对环境造成较大污染，不符合国家烟气排放标准。针对这些问题火 电厂普遍的做法是在 fgd 装置中设置 ggh13-14，某电厂其设置 ggh 后的石灰石-石膏 湿法烟气脱硫工艺流程如图 1.1 所示： 图 1.1 湿法烟气脱硫工艺流程 fig.1.1 the process of wet flue gas desulfurization 设置 ggh 将已脱硫的烟气加热，然后排放，以期能避免低温湿烟气腐蚀管子、烟 囱内壁，并可提高烟气抬升高度，增强污染物的扩散，降低烟羽的可见度，避免烟囱降 落液滴。 如图 1.1 所以， ggh 分降温段和升温段， 从锅炉来的高温烟气经过降温段 ggh 降温 ggh 升温 ggh 脱 so2塔 辅助 加热器 6 段抽汽 320 疏水 80 排地沟 或回主厂 循环水 600t/h 100 去烟囱 8082 脱硫塔进口 一期 103 二期 120 三期 120 允许 100140 75 脱硫塔出口 4850 锅炉来烟气 146 7.83m/s 110113 重庆大学硕士学位论文 1 绪 论 3 温度降低至 100左右（排烟温度规定在 100左右，如果过高，将影响脱硫装置全烟 气运行，降低了吸收塔树脂内衬的使用寿命，增加设备的维护费用，将严重影响机组的 安全经济运行） ，而烟气酸露点约为 130，当烟气的温度低于烟气酸露点温度时，烟气 遇到冷的管子壁面就会在上面凝结，从而对换热器管子产生酸腐蚀。同样升温段也存在 较严重的酸腐蚀。致使换热元件严重损坏，同时酸液粘结烟气中的灰粒，空预器、静电 除尘器及热交换器集灰、堵塞，严重时，影响锅炉及脱硫设施的满负荷运行。 湿法工艺中的防腐问题一直是烟气脱硫领域中一项重要课题，它直接影响工程造 价、设备使用寿命及停运检修的难易程度12。因此，对尾部装置烟气酸露点的计算，在 设计时提出合理的防腐措施， 在运行过程中及时控制酸腐蚀的影响， 对于保证设备稳定、 安全运行具有重要意义。 1.3 酸腐蚀机理 烟气脱硫装置中的腐蚀源主体是烟气中所含的 so2。当含硫烟气处于脱硫工况时， 在强制氧化环境作用下，烟气中的 so2首先与 h2o 生成 h2so3及 h2so4，再与碱性吸 收剂反应生成硫酸盐沉淀分离。在此阶段，工艺环境温度正好处于稀硫酸活化腐蚀温度 状态，其腐蚀速度快、渗透能力强，所以其中间产物 h2so3及 h2so4是导致设备腐蚀的 主体。同时，硫酸液体还会粘附烟气中的灰尘形成灰垢。此外，烟气中所含的 nox、吸 收剂浆液中的水及水中所含的氯离子对金属也有腐蚀能力15-16。 1.4 酸腐蚀问题研究的现状 1.4.1 烟气酸露点计算公式的评估和比较 目前确定烟气酸露点的方法总的可以分为两类：一是利用酸露点仪进行直接测量； 二是利用经验公式和图表进行计算。 酸露点测量有间接测量法和直接测量法两种。 国外对烟气酸露点的测量大约开始于 20 年代末，l929 年 johnstone17首先提出烟气中 so3含量对烟气露点的影响问题。1942 年 taylor 对不同 h2so4蒸汽含量的烟气进行酸露点测量，但是没有证明测量的准确性。 jaworowski18指出 ipa 法和 ccd 法两种间接测量法和 dpm 直接测量法， 间接测量所得 数据的重复性误差为20%左右， 直接测量法所得数据的重复性误差也在20%左右。 。 在 燃煤锅炉烟气酸露点测量时，由于烟气中粉尘含量高严重污染传感器，所得结果重复性 不好，因此目前没有重复性好的数据。rolker 和 struschka 等19人认为用电阻法、电流 法和冷却加热平均法测燃煤锅炉烟气酸露点，其结果离散程度很大，有 2030。1987 年 knoche20认为直接精确的测量褐煤烟气酸露点是不可能的。 1992 年 derichs21等人介 重庆大学硕士学位论文 1 绪 论 4 绍了用探头直接测量电站锅炉烟气中 so3含量和酸露点之间的关系， 但是该文章给出的 测量结果的重复性仍然不十分满意， 数据的离散程度仍有 10左右。 国内对酸露点的研 究大约开始于六七十年代，浙江大学等一些单位做了许多工作，但在燃煤锅炉烟气中的 测量结果离散程度很大22。 采用露点测试仪测量烟气的酸露点温度，测量过程较复杂，测试精度与仪器性能有 关，测试精度差别很大，测量费用亦颇高，而且在 fgd 设计中，需要在脱硫装置运行 前就知道运行时的酸露点，以指导工程设计，因此预测烟气的酸露点温度就具有重要的 意义。酸露点温度是酸凝结速率与酸蒸发速率相等时的温度，即体系达到露点温度时， 体系的气液两相处于相平衡态。由于影响烟气露点温度的因素较多，各影响因素的变化 都会引起它的变化，很难从理论上直接精确地推导出烟气露点温度的计算式，所以烟气 露点温度的计算式都是根据燃料中含硫量或者按烟气的 so3和 h2o 含量计算的经验公 式或半经验公式23。 国外 muller24基于 abel 计算的分压数据，使用热力学关系式得到了含很低浓度 h2so4蒸汽的烟气酸露点曲线，muller 曲线是现在评价各种测量方法的基础，在国内文 献中被广泛引用。haase 和 borgmann25通过试验提出了烟气的酸露点计算公式，但 kiyoura26等人认为当时该公式采用的一些热力学数据，如硫酸的蒸发焓、硫酸蒸汽的 熵等热力学数据并非很精确，由此所得烟气的露点温度可能误差比较大，该公式在高温 段预测值比实验值偏高，低温区准确性较好，适宜于低温区，因此重新提出一个高温区 的方程。在 1966 年，chackalackal 和 stafford27等人精确地计算了硫酸及其蒸汽的热力 学量后，1974 年美国 notre dame 大学 verhoff 和 banchero28利用有效的硫酸气液平衡 数据和酸露点预测数据， 提出新的酸露点计算公式， 方程计算值与已有的实验数据比较， 最大偏差为 7，比较适宜于高温区。1977 年 cheney 和 fortune29采用新型硫酸和水分 稳态发生装置，测量不同成分烟气的酸露点温度。1981 年 kiang30通过与已有的数据比 较，验证了 verhoffbanchero31方程，verhoffbanchero 方程数据基本上是根据近代 一些露点温度实测数据，按最小二乘法筛选整理归纳成的经验公式，比较符合实际，是 目前估算一般燃料烟道气露点较为准确的公式，但 verhoffbanchero 公式由于参数函 数关系的复杂程度以及回归精度的要求所限，仅适用某一局部范围。1987 年荷兰学者 okkes32用 totman 提供的拟合方法对 muller 的数据进行了曲线拟合，得到了新的方程， 公式计算结果与由燃料中碳/硫含量及过量空气系数绘制的图表数据相比较， 两者相差不 到 1.5，方程计算精度比较高，适用范围广。前苏联锅炉机组热力计算标准方法 提出的两个经验估算公式，都是按照燃料中含硫量、灰分和碱金属含量等参数来计算的 经验式， 我国电力行业大多采用该公式计算酸露点， 该公式计算出的烟气露点温度偏低， 重庆大学硕士学位论文 1 绪 论 5 含硫量越高偏差越大，电厂实测结果也证明了这一点。此外还有酸露点的幂函数经验式 和日本电力工业中心研究所提出的酸露点估算公式， 这些经验公式都是按烟气中 so3和 h2o 含量来计算的经验式，so3和 h2o 含量是通过对燃料进行元素分析计算得出的。然 而，理论计算和实际燃烧情况是有差别的，所以烟气露点的计算值与设计值会存在一定 的差距33-35。 除了以上经验公式外，国外还提出了很多经验图表， francis 利用测量的露点数据和 以前的有关数据，建立了一个温度-组分的经验图表，但其图表指定的水蒸汽分压限制 了它的使用，并且 h2so4体积浓度低于 10ppm 时露点值偏高。rylands 和 jenkinson 比 较了自己的研究结果和 johnstone，francis，taylor 的结果，认为在 johnstone 和 taylor 的图表中酸露点与 h2so4浓度的对数的关系曲线呈“s”形，而在 rylands 和 jenkinson 图 表中酸露点与 h2so4浓度的对数的关系曲线呈线性，由于测试装置的缺点，认为这两者 都不能独立的直接用来计算酸露点。snowdon 和 ryan 基于 gmitro 和 vermeulen 的数据 也建立了一个经验图表，但 gmitro 和 vermeulen 的数据大概有20%的误差36-38。80 年 代初，美国飞马公司推荐了燃料油含硫量露点温度的曲线，认为该曲线可运用于任何操 作条件下。当含硫量小于 l%时，鲁姆斯公司提供的图表查得的酸露点温度与飞马公司 提出的曲线相差很大。1986 年美国石油学会根据烧油工业锅炉上的试验数据整理提出 apirp533 曲线， 较飞马公司曲线和鲁姆斯公司计算曲线， apirp533 曲线稍低一些。 1989 年美国烃加工杂志又发表了新的曲线39，此外还有美国 ce 空气预热器公司的经验 图表40、西德鲁奇公司的鲁奇露点图41、halstead 在总结前人大量实验数据的基础上得 出的粗略估计曲线42。在国内，汤桂华43根据 1956 年 luchiskii 发表的 so3和 h2o 的 平衡分压数据绘制了含 so3湿气体的露点温度图。 目前，国内外的研究机构按照各自的具体情况得出的经验计算公式，由于各自试验 环境差异较大，都有一定的局限性。所测量的实验数据和验证数据还不够精确，不同的 计算公式得出的酸露点温度有较大的差别， 这些公式大多是对未脱硫前烟气的酸露点数 据进行验证。 由于脱硫装置和运行条件的不同， 脱硫后尾部烟气中的 so3蒸汽含量、 h2o 蒸汽含量和烟气其他成分等参数会有很大的不同， 所以上述公式是否适合脱硫后尾部烟 气酸露点温度的计算还存在争议。 此外关于脱硫前后露点温度变化的预测， 在现行各种文献上的论述和引用依据多有 差异，所罗列的预测方法中有的明显错误却仍在流传，这些状况使设计人员在进行对脱 硫装置中设备设计和选取带来不便，并影响到决策的可信度。为此有必要对湿法脱硫装 置中烟气酸露点温度计算公式进行比较和评估， 评估出适合湿法脱硫装置中烟气的酸露 点计算公式，从而指导设计人员的工程实践。 重庆大学硕士学位论文 1 绪 论 6 1.4.2 ggh 的腐蚀研究 湿法脱硫系统中，设置ggh的主要目的是提高烟囱排烟温度，加强烟气在大气中的 扩散，以利环保。这种方案是烟气经增压风机升压后再经烟气换热器(ggh)进行高低温 烟气换热降温后进入吸收塔，脱硫后的烟气经ggh升温后再引至烟囱排放(排烟温度约 80)。 目前湿法脱硫后燃煤电站ggh腐蚀的研究在我国刚起步， 还没有较长的运行实践来 验证，只能借鉴外国经验。而国外大多数则侧重于fgd主体系统的防腐研究，对ggh 腐蚀的研究相对较少，公开发表的针对脱硫后尾部ggh腐蚀的文献很少见，在国内更是 前人所未涉足。 1.5 fluent 软件简介 fluent 是目前国际上比较流行的商用 cfd 软件包， 在美国的市场占有率为 60%。 举凡跟流体，热传递及化学反应等有关的工业均可使用。它具有丰富的物理模型、先进 的数值方法以及强大的前后处理功能，在航空航天、汽车设计、石油天然气、涡轮机设 计等方面都有着广泛的应用。其在石油天然气工业上的应用包括：燃烧、井下分析、喷 射控制、环境分析、油气消散/聚积、多相流、管子流动等等。fluent 的软件设计基 于 cfd 软件群的思想，从用户需求角度出发，针对各种复杂流动的物理现象，fluent 软件采用不同的离散格式和数值方法，以期在特定的领域内使计算速度、稳定性和精度 等方面达到最佳组合， 从而高效率地解决各个领域的复杂流动计算问题。 基于上述思想， fluent 开发了适用于各个领域的流动模拟软件，这些软件能够模拟流体流动、传热传 质、化学反应和其它复杂的物理现象，软件之间采用了统一的网格生成技术及共同的图 形界面，而各软件之间的区别仅在于应用的工业背景不同，因此大大方便了用户。其各 软件模块包括： gambit专用的 cfd 前置处理器，fluent 系列产品皆采用 fluent 公司自 行研发的 gambit 前处理软件来建立几何形状及生成网格，是一具有超强组合建构模型 能力之前处理器， 然后由fluent进行求解。 也可以用icem cfd进行前处理， 由tecplot 进行后处理。 fluent5.4基于非结构化网格的通用 cfd 求解器，针对非结构性网格模型设 计，是用有限元法求解不可压缩流及中度可压缩流流场问题的 cfd 软件。可应用的范 围有紊流、热传、化学反应、混合、旋转流（rotating flow）及震波（shocks）等。在涡 轮机及推进系统分析都有相当优秀的结果， 并且对模型的快速建立及 shocks 处的格点调 适都有相当好的效果。 重庆大学硕士学位论文 1 绪 论 7 fidap基于有限元方法的通用 cfd 求解器，为一专门解决科学及工程上有关流 体力学传质及传热等问题的分析软件，是全球第一套使用有限元法于 cfd 领域的软件， 其应用的范围有一般流体的流场、自由表面的问题、紊流、非牛顿流流场、热传、化学 反应等等。 fidap 本身含有完整的前后处理系统及流场数值分析系统。 对问题整个研 究的程序，数据输入与输出的协调及应用均极有效率。 polyflow针对粘弹性流动的专用 cfd 求解器，用有限元法仿真聚合物加工的 cfd 软件，主要应用于塑料射出成形机，挤型机和吹瓶机的模具设计。 mixsim针对搅拌混合问题的专用 cfd 软件，是一个专业化的前处理器，可建 立搅拌槽及混合槽的几何模型，不需要一般计算流力软件的冗长学习过程。它的图形人 机接口和组件数据库， 让工程师直接设定或挑选搅拌槽大小、 底部形状、 折流板之配置， 叶轮的型式等等。 mixsim 随即自动产生 3 维网络， 并启动 fluent 做后续的模拟分析。 icepak专用的热控分析 cfd 软件，专门仿真电子电机系统内部气流，温度分布 的 cfd 分析软件，特别是针对系统的散热问题作仿真分析，藉由模块化的设计快速建 立模型。 fluent公司开发的fluent6.0及其后改进版本可以模拟计算各种复杂流动问题， 从不可压缩到轻度可压缩直到高度可压缩流体都适用。fluent6.0 本身所提供的数学 模型可以准确的预测层流、过渡流和湍流，以及多种方式的传热和传质、化学反应、多 相流和其他复杂现象。它可以灵活地产生非结构网格，以适应复杂结构，并且能根据初 步计算结果调整结构以进行进一步精确计算。fluent6.0 可以从各种前处理软件导入 网格，具有很大的灵活性44。本文在数值模拟的时候用 fluent6.3.26 版本进行模拟求 解。 1.6 课题研究的内容 本课题先依据现有烟气酸露点计算公式结果某电厂具体参数分别计算酸露点， 对各 公式进行比较评估。再通过数值分析的方法对 ggh 内的对流特性、换热特性和腐蚀性 能进行研究。因此，本课题的主要研究内容如下： （1）针对某电厂具体情况，根据现有的酸露点计算公式分别计算出酸露点；并对 计算得出的各酸露点和设计值进行比较和评估； （3）对 ggh 降温段的温度场、流场做数值模拟； （4）对 ggh 内硫酸浓度和沉积速度理论计算； 重庆大学硕士学位论文 2 烟气算露点的计算 8 2 烟气酸露点的计算 2.1 酸露点的定义 酸露点温度是酸凝结速率与酸蒸发速率相等时的烟气温度，即体系达到露点温度 时，气液两相处于相平衡态。 在燃烧高水份高硫煤燃料时，尾部受热面低温部分会受到腐蚀，称低温腐蚀。在受 热面的温度低于烟气的露点温度时， 烟气中的水蒸汽和 so3结合成的 h2so4蒸汽会凝结 在受热面上，严重地腐蚀受热面。这种因蒸汽凝结而腐蚀的现象也称为结露腐蚀现象 45-46。 2.2 影响烟气酸露点的主要因素 2.2.1 燃料种类 燃煤锅炉的燃料中所含硫份燃烧后形成大量so2和少量so3,有些硫份以fes形式或 其它形式存在于灰份中。 而燃油锅炉中的燃料所含硫份燃烧后形成大量 so2和少量 so3。 相同含硫情况下，燃油烟气的酸露点往往高于燃煤烟气的酸露点40。 2.2.2 燃料含硫量和燃烧方式 烟气中 h2so4蒸汽是由燃料中硫份氧化和水蒸汽反应而来的，燃料含硫量越高，烟 气酸露点越高。so2的分压对酸露点的影响很小，而 so3的分压对酸露点的影响很大。 so3的形成和燃烧设备与燃烧条件密切相关。so3生成量不仅与燃料含硫量有关，而且 与炉膛温度、过量空气量、飞灰性质与数量以及锅炉受热面的催化作用等有关。其中， 炉膛温度和过量空气量起主要作用。 燃烧温度越高、 过量空气量越少， 生成的 so3越少， 酸露点就越低47。 2.2.3 过量空气系数 图 2.1 表示过量空气系数对两种形式的硫氧化物间平衡状态的影响。由图可知，烟 气温度越低或者 o2含量越高，so2转化成 so3的比例就越大。所以，在保证充分燃烧的 前提下，应尽量地采用低过量空气系数，从而减少 so3生成量，降低烟气酸露点40。 重庆大学硕士学位论文 2 烟气算露点的计算 9 图 2.1 温度和过量空气系数对 so3转化率的影响 fig2.1 the influence of dimensionless impact temperature and excessive air coefficient on the so3 conversion rate 2.2.4 烟气中水蒸气含量 烟气中水蒸气浓度越大，水蒸气的分压越大。图 2.2 表示水蒸气对烟气酸露点的影 响47。 图 2.2 烟气露点随水蒸气浓度的变化情况 fig 2.2 flue gas dew point vary with the water vapor concentration 2.2.5 飞灰或受热面结构及积灰影响 低温烟气中的 so2继续氧化成 so3需要有催化剂的促进作用， 而锅炉管子表面和烟 道表面的铁锈 fe2o3以及烟气中的 v2o5等都是良好的催化剂，但未燃碳粒及钙镁等氧 化物以及 fe3o4等则能吸收或中和烟气中的 so2。燃油飞灰少，吸收作用较弱，因此对 so3转化率/ (%) 温度/ (k) 烟气露点/ () 水蒸气浓度/ (%) 重庆大学硕士学位论文 2 烟气算露点的计算 10 含有硫和钒的燃油经过燃烧后的烟气中将具有相对较高的 so3，烟气露点就高40。 2.2.6 其它因素 除上述影响因素外，酸露点还与烟气的压力、烟气在炉膛内停留的时间、炉膛温度 场的分布不均以及空气预热器漏风处造成局部温度偏低等情况有关40。 2.3 酸露点的预测方法 影响烟气酸露点的因素很多，所以很难从理论上直接精确地推导出烟气酸露点的计 算式，一般皆由试验取得，或通过实验加理论推导等方法来确定。下面列举一些主要烟 气酸露点确定方法和计算公式28,40。 2.3.1 muller 曲线 1959 年，muller 使用热力学关系式得到了含有很低浓度 h2so4蒸气的烟气酸露点 曲线，并为许多研究者的实验所证实。muller 曲线是现在评价各种酸露点测量方法的基 础。贾明生采用计算软件拟合出估算方程。 2 )(lg05377. 1lg06329.165515.116 33 sososld vvt+= （2.1） 式中： 3 so v -烟气中 so3体积百万分率。 2.3.2 verhoff & banchero 估算公式 1974年， 美国notredame大学verhoff和banchero提出了更精确的酸露点计算公式。 3232 lglg0329. 0lg1029. 0lg0269. 07842. 1/1000 soohsoohsld ppppt+= （2.2） 式中： oh p 2 -烟气中水蒸气分压，atm； 3 so p-烟气中so3气体分压，atm。 2.3.3 halstead 曲线 halstead在总结前人大量实验数据的基础上，以常用燃料燃烧形式的水蒸气体积含 量11%为基准，得出酸露点数据。根据水蒸气体积含量的变化，调整酸露点的温度。贾 明生采用计算软件拟合出方程。 2 )(lg0975. 2lg0777.150219.113 4242 sohsohsld vvt+= （2.3） 式中： 42so h v-烟气中硫酸的体积百万分率。 2.3.4 a.g.okkes 估算公式 1987年，荷兰学者a.g.okkes根据muller实验数据，提出如下方程： 19. 2 )9943. 2(lg06. 1lg83.10lg6 .278809.10 332 += sosoohsld pppt （2.4） 式中： oh p 2 -烟气中水蒸气分压，pa； 3 so p-烟气中 so3气体分压，pa。 2.3.5 日本电力工业中心研究所估算公式 avt sosld += )10lg(20 6 3 （2.5） 重庆大学硕士学位论文 2 烟气算露点的计算 11 式中：a-与烟气中水分有关的常数，当水分体积含量为5，a184；10，a194； 15，a201。 2.3.6 . 公式 32 lg26lg20186 soohsld t+= （2.6） 式中： oh2 、 3 so -烟气中水蒸气和三氧化硫的体积百万分含量，。 2.3.7 haase & borgmann 估算公式 ohsosld ppt 23 lg7 .18lg6 .27255+= （2.7） 式中： oh p 2 、 3 so p-烟气中水蒸气和三氧化硫的压力，atm；露点的单位为。 由酸露点的定义可知， 酸露点与烟气中的水蒸气和三氧化硫的体积百分比及分压有 关，所以要算出酸露点温度，必须先知道水蒸气和三氧化硫的体积百分比及分压。 在标准状况下，烟气中的某一组分气体的体积流量为： m i i i v m g v= （2.8） 式中， i g为组分气体的质量流量，kg/hr； i m为组分气体的摩尔质量，g/mol； m v 为标 准状况下的气体摩尔体积，m3/mol。 所以组分气体的体积百分比为 %100= n i i v v v （2.9） 式中， n v 为标准状况下的烟气总体积流量，nm3/hr。 烟气中的组分气体的分压为 ii vpp= （2.10） 式中：p-烟气的总压力，pa。 2.4 酸露点的实例计算与分析 2.4.1 某电厂 100%负荷下的烟气酸露点计算 某电厂三期工程100%负荷下的脱硫烟气参数如表2.1所示。 重庆大学硕士学位论文 2 烟气算露点的计算 12 表2.1 烟气的参数 table2.1 the parameter of flue gas 参数 符号 单位 fgd 入口 升压风机 出口 换热器降温 段出口 吸收塔 出口 体积流量 (标况) n v m3/hr 2,268,0032,267,6402,267,658 2,470,336 压力 p pa 100 4,678 3,614 515 co2 2 co g kg/hr 531,336 531,336 527,429 540,302 h2o oh g 2 kg/hr 100,817 100,817 100,308 233,546 so2 2 so g kg/hr 19,148 19,148 19,146 766 n2 2 n g kg/hr 2,140,7392,140,7392,141,094 2,180,168 o2 2 o g kg/hr 214,838 214,838 218,180 225,543 hcl hcl g kg/hr 160 160 159 0 hf hf g kg/hr 120 120 119 0 so3 3 so g kg/hr 120 120 119 83 灰 灰 g kg/hr 252 252 222 52 将表2.1中的数据代入式（2.8） 、 （2.9） 、 （2.10）中可以算出so3与h2o的体积百 分比和分压如表2.2所示。 表 2.2 so3和 h2o 的体积百分比和分压 table2.2 the volume fraction and partial pressure of so3 and h2o so3 h2o 位置 体积百分比 分压 pa 体积百分比 分压 pa fgd 入口 1.48105 0.0014810.055318 5.53179 升压风机出口 5.93105 0.0693150.055327 258.8185 换热器降温段出口 1.47105 0.0531030.055047 198.9398 吸收塔出口 9.41106 0.0048450.11765 60.58975 按2.3中的各酸露点公式所计算的fgd入口、升压风机出口、换热器降温段出口、 吸收塔出口的酸露点温度如表2.3所示。 重庆大学硕士学位论文 2 烟气算露点的计算 13 表 2.3 不同公式计算的酸