透平式能量回收一體反滲透海水淡化裝置運行能耗分析

透平式能量回收一體反滲透海水淡化裝置運行能耗分析

0透平式當(dāng)前氣運穩(wěn)定特性液力透平建成的海水凈化技術(shù)是目前最成功的海水凈化技術(shù)，可以應(yīng)用于沿海地區(qū)、島嶼、海上和其他地方。標(biāo)準(zhǔn)海水的含鹽量約為35000mg/L，需用泵將原海水加壓至6.0MPa左右，才能達到反滲透海水淡化過程設(shè)計要求，實現(xiàn)海水淡化。未作任何節(jié)能處理的該類系統(tǒng)中，加壓泵的能耗可占系統(tǒng)總能耗的70%左右從運行原理看，液力透平可對工藝流程中排出的高壓濃海水進行再利用，目前已成為一種在反滲透法海水淡化技術(shù)中因地制宜的能量回收手段一般地，液力透平可按種類分為反轉(zhuǎn)式和沖動式反滲透海水淡化能量回收一體機作為應(yīng)用場景較為特殊的流體機械裝置，其流動機理及研發(fā)理論均較為匱乏。對于透平式能量回收一體機，其能量回收效率與其中兩個核心動力部件——透平（反轉(zhuǎn)式離心泵）和泵均相關(guān)。該類機型與抽水蓄能機組中常用的水泵水輪機的相似之處在于：為同時滿足透平和泵的功能，都需將二者的水力設(shè)計相互耦合；全特性區(qū)的流動都非常復(fù)雜本文在介紹反滲透海水淡化技術(shù)及能量回收一體機工作原理基礎(chǔ)上，對透平式能量回收一體機的透平端和泵端分別進行數(shù)值計算，探討了一體機透平側(cè)和泵側(cè)各自在不同運行條件下的水力性能和流動特性，為此類流體機械的水力設(shè)計和研發(fā)提供理論依據(jù)。1海水處理技術(shù)和能量回收1.1機離子及有機小分子物質(zhì)的分離和測定反滲透（reverseosmosis,RO）是利用半透膜使溶液中的小分子物質(zhì)、離子和溶劑分離的一種膜過程，能有效去除水中的無機離子及0～12nm的有機小分子物質(zhì)。反滲透技術(shù)廣泛應(yīng)用于海水淡化，苦咸水淡化，電子、制藥工業(yè)中超純水的制造，電廠鍋爐給水、制冷機循環(huán)用水的生產(chǎn)，各種廢水的處理及再生回用，醫(yī)藥工業(yè)、食品飲料工業(yè)中低分子物質(zhì)水溶液的濃縮和有機物質(zhì)的回收等在進行反滲透海水淡化的過程中，需耗能以提升進料海水壓力克服滲透壓完成海水淡化，無能量回收措施的反滲透海水淡化裝置的能耗約為8～10kW·h/m1.2安裝能量回收裝置后的工藝流程透平式能量回收一體機的核心部件由透平端、泵端及主軸組成。在未安裝能量回收裝置之前，反滲透海水淡化的工藝過程是，經(jīng)過高壓泵加壓后的原海水進入膜組件，部分原海水通過反滲透膜以淡水形式產(chǎn)出，另一部分高壓濃海水經(jīng)泄壓直接排放。安裝能量回收裝置之后的工藝流程如圖1所示，高壓濃海水由入口進入一體機透平側(cè)，沖擊透平轉(zhuǎn)輪轉(zhuǎn)動的同時帶動同軸的泵葉輪旋轉(zhuǎn)，高壓濃海水?dāng)y帶的能量經(jīng)過“壓力能→機械能→壓力能”轉(zhuǎn)化之后傳遞給由一體機泵側(cè)入口進入的低壓原海水，而濃海水由透平出口以常壓排出，由一體機泵側(cè)進一步增壓后的原海水進入膜組件。能量回收一體機內(nèi)的流動過程如圖2(a）所示，圖2(b）為運行于三沙市的反滲透海水淡化裝置及一體機。2計算模型和網(wǎng)格的劃分2.1透平和泵系統(tǒng)原理以圖2(b）運行于三沙島反滲透式海水淡化裝置中的透平式能量回收一體機為研究對象，其透平端的三維全流道如圖3(a）所示。透平工作時，高壓濃海水作為反滲透海水淡化的副產(chǎn)品，從蝸殼入口流入，流經(jīng)透平轉(zhuǎn)輪做功后，從引流管排出。泵端的三維全流道如圖3(b）所示，原海水經(jīng)一加壓泵后，流入一體機的泵端再次加壓后流入反滲透膜組件中進行淡化。透平式能量回收一體機的透平和泵通過主軸直聯(lián)（見圖3(c）），透平直接為泵提供進一步加壓的動力。一體機在系統(tǒng)中運行時無任何外加電機等設(shè)備調(diào)控轉(zhuǎn)速，因此透平和泵在運行過程中的轉(zhuǎn)速非常高，一般可達20000r/min以上。研究對象一體機的高壓透平端為典型的離心泵反轉(zhuǎn)做透平，無導(dǎo)葉，轉(zhuǎn)輪葉片數(shù)為8，是二維直葉片型式，透平端的比轉(zhuǎn)速n泵端為典型的離心式水泵，泵葉輪的葉片數(shù)為8，也為二維的直葉片型式，泵端的比轉(zhuǎn)速n2.2參數(shù)設(shè)置和邊界條件采用不可壓縮流體的連續(xù)方程和雷諾平均的N-S方程模擬透平側(cè)和泵側(cè)內(nèi)的三維流動，定常計算的湍流模型選擇SSTk-uf077模型。數(shù)值計算中，透平側(cè)入口邊界設(shè)置在蝸殼進口面，根據(jù)水頭大小給定總壓的進口條件；透平側(cè)出口設(shè)置在尾水錐管出口處，初始按平均靜壓為零給定邊界條件；計算域中的壁面和過流部件中所有固定壁面均設(shè)置為無滑移面。泵側(cè)入口設(shè)定在泵進口段的進口面，按各工況的質(zhì)量流量設(shè)定進口條件；泵側(cè)出口設(shè)置在蝸殼出口面，初始按平均靜壓為零設(shè)定邊界條件；計算域中的壁面和過流部件中所有固定壁面均設(shè)定為無滑移面。交界面采用滑移網(wǎng)格模型來模擬動靜域流場，交界面兩側(cè)的網(wǎng)格結(jié)點并不一定相互重合，在交界面處保證速度分量等物理參數(shù)一致，同時保證積分后壓力和流量一致。由于本文分別探討透平側(cè)和泵側(cè)各自的水力性能和流動特性，所以對工況點的選擇暫不涉及兩者的耦合運行。在裝置額定轉(zhuǎn)速下，對透平側(cè)分別選取0.8H2.3網(wǎng)格數(shù)量及網(wǎng)格預(yù)測透平側(cè)的數(shù)值計算域分為蝸殼、轉(zhuǎn)輪和尾水管三部分；泵側(cè)數(shù)值計算域分為進口段、葉輪和蝸殼三部分，均采用六面體單元進行空間離散化處理。由于模型網(wǎng)格質(zhì)量對數(shù)值結(jié)果有重要影響，因此對兩計算模型都進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證如圖4所示，在某一較低水頭的偏工況下，選取網(wǎng)格總數(shù)分別為150、300、450、600、750萬的透平側(cè)模型進行數(shù)值計算，得到透平側(cè)水力效率與網(wǎng)格數(shù)的關(guān)系曲線；在某一低流量的偏工況下，選取網(wǎng)格總數(shù)分別為100、150、300、450、600萬的泵側(cè)模型進行數(shù)值計算，得到泵側(cè)水力效率與網(wǎng)格數(shù)的關(guān)系曲線。結(jié)果顯示，預(yù)測的透平側(cè)水力效率在模型網(wǎng)格數(shù)為450萬后的波動基本趨于一致，兼顧考慮數(shù)值計算的資源和結(jié)果的準(zhǔn)確性，選擇網(wǎng)格總數(shù)為450萬左右的模型進行透平側(cè)后續(xù)數(shù)值計算；預(yù)測的泵側(cè)水力效率在模型網(wǎng)格數(shù)為300萬后的變化較小，基于與透平側(cè)模型選擇相同的考慮，選擇網(wǎng)格總數(shù)為300萬左右的模型進行泵側(cè)后續(xù)數(shù)值計算。透平側(cè)整體的網(wǎng)格和其中轉(zhuǎn)輪部件的網(wǎng)格情況如圖5所示，不同計算域的網(wǎng)格數(shù)為：蝸殼域193萬，轉(zhuǎn)輪域204萬，出水管74萬，共計471萬。泵側(cè)整體的網(wǎng)格和其中葉輪部件的網(wǎng)格情況如圖6所示，不同計算域的網(wǎng)格數(shù)為：進口段19萬，葉輪域163萬，蝸殼域112萬，共計294萬。3數(shù)值計算結(jié)果和分析3.1水力損失統(tǒng)計分析通過CFD數(shù)值計算，可分別計算出透平和泵側(cè)各自的水力效率η。對透平側(cè)和泵側(cè)，各自的外特性性能參數(shù)計算公式分別如下：透平側(cè)水力效率計算公式：泵側(cè)水力效率計算公式：一體機能量回收效率的計算公式：式中：扭矩對于透平側(cè)，內(nèi)部各計算域的水力損失百分?jǐn)?shù)與透平水力效率之和為100%。蝸殼域和出口管中的水力損失分別按流體介質(zhì)在該域進、出口的總壓變化量與透平側(cè)整體的進、出口總壓變化量之比來給定；特別地，對于包含做功部件的轉(zhuǎn)輪域，其域內(nèi)水力損失還須在此基礎(chǔ)上減去透平的水力效率部分來確定。對于泵側(cè)，也是按上述求解原理確定各計算域內(nèi)的水力損失。圖7(b）為不同水頭下，透平側(cè)內(nèi)各域的水力損失量化分布。透平側(cè)水力損失集中發(fā)生在轉(zhuǎn)輪域；不同水頭下，該域內(nèi)絕對水力損失為9%～11%，占總損失的約60%，在額定水頭附近最小；蝸殼所占的水力損失其次，隨水頭增加從4%增至6%；出水管中的水力損失占比最小，隨水頭的增大而減小，從3%左右逐漸減至2%。圖8(a）中為數(shù)值計算預(yù)測的泵側(cè)水力性能參數(shù)和各部件的水力損失，圖中橫坐標(biāo)為無量綱流量。隨著泵過流量從0.6Q圖8(b）為不同流量下，泵側(cè)內(nèi)各域的水力損失分布。低流量工況下，泵側(cè)水力損失集中發(fā)生在葉輪和蝸殼域內(nèi)。葉輪域的流量-水力損失曲線呈倒拋物線形，隨流量升高，域內(nèi)水力損失由0.6Q結(jié)果顯示，在各自的額定工況下，透平側(cè)水力效率η3.2h透平出口管集中布置選取透平側(cè)在0.8H圖9為三個工況下透平轉(zhuǎn)輪中間截面的流速與流線分布圖。在0.8H在1.2H圖10是0.8H透平的出口管為帶有一定錐度的直錐管，沿流動方向過流面積逐漸增大，能回收部分動能，其水力損失在域內(nèi)最小，但也較明顯。由流線圖可見，0.8H3.3q蝸殼域內(nèi)的三維流態(tài)分析選取泵側(cè)在0.6Q圖12為流量不同的三個工況下泵整體流道內(nèi)的三維流線圖，顏色刻度表征流速的大小。由圖12(a)～(c）可見，流量由0.6Q蝸殼域內(nèi)的三維流線結(jié)果顯示，小流量工況下的流線更為順暢，僅在蝸殼隔舌后的出口管內(nèi)存在低速區(qū)和漩渦流（見圖12(a））。在設(shè)計流量工況點，蝸殼內(nèi)的流線沿周向相對分布均勻，但流線形態(tài)在隔舌前后區(qū)域變得復(fù)雜，且出口管內(nèi)流線間的速度差變得更為明顯（見圖12(b））。在大流量工況下的流態(tài)惡化更為明顯。由圖12(c）可見，在1.4Q4透平式能量回收一體機運行工況本文通過數(shù)值方法對透平式能量回收一體機的水力性能參數(shù)與流動特性進行了計算分析，并與現(xiàn)場實測的運行數(shù)據(jù)進行了對比驗證。一體機在耦合運行工況下，數(shù)值計算的整體效率結(jié)果與實測數(shù)據(jù)較吻合。當(dāng)一體機透平側(cè)工作水頭在(0.8～1.2)H當(dāng)一體機泵側(cè)的工作流量在(0.6～1.4)Q綜上，在裝置的實際運行中，為保持較高的一體機整體能量回收效率，須同時保證透平側(cè)和泵側(cè)的運行工況均在各自的最優(yōu)效率工況點附近。后續(xù)研究工作可以針對透平式能量回收一體機泵側(cè)、透平側(cè)的耦合