導(dǎo)流板角度對(duì)脫硫廢水霧化蒸發(fā)性能影響模擬

賈紹丹，馬 侖，陳鑫科，方慶艷，李德波

(1.華中科技大學(xué) 煤燃燒國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074；2.廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣東 廣州 510080)

0 引 言

根據(jù)《中國統(tǒng)計(jì)年鑒2020》數(shù)據(jù)，2019年全國全口徑發(fā)電量中，煤電占比62.15%[1]。因此燃煤電廠仍是我國電力的重要組成部分，而煤炭燃燒產(chǎn)生的煙氣中含有大量SO2，直接排放會(huì)對(duì)環(huán)境造成嚴(yán)重危害[2-4]，因此大多數(shù)燃煤電廠均進(jìn)行煙氣脫硫處理。根據(jù)硫化物吸收劑及副產(chǎn)品的形態(tài)，脫硫方法可分為濕法、半干法、干法3類。濕法脫硫中的石灰石-石膏法脫硫技術(shù)，具有脫硫效率高、煤種適應(yīng)性廣、技術(shù)最為成熟等優(yōu)點(diǎn)，應(yīng)用廣泛[5-7]。截至2014年，中國80%以上的煙氣脫硫項(xiàng)目采用濕法脫硫技術(shù)[8]，到2025年美國108個(gè)燃煤電廠中將有69%采用濕法脫硫技術(shù)[9]。然而，石灰漿液會(huì)不斷吸收粉塵、重金屬離子和氯離子，為保證石膏質(zhì)量，防止脫硫劑中毒等情況發(fā)生，需定期對(duì)脫硫廢水進(jìn)行排放并處理[10-11]。

為達(dá)到脫硫廢水零排放，常用技術(shù)手段主要有蒸發(fā)結(jié)晶技術(shù)、煙道蒸發(fā)技術(shù)、旋轉(zhuǎn)噴霧干燥技術(shù)。其中旋轉(zhuǎn)噴霧干燥技術(shù)由于廢水適應(yīng)性強(qiáng)、能耗低、投資低等優(yōu)點(diǎn)受到廣泛關(guān)注[12]。該技術(shù)利用高速旋轉(zhuǎn)霧化器將脫硫廢水霧化為小液滴，在空預(yù)器前引出部分煙氣作為熱源，二者在單獨(dú)設(shè)置的噴霧干燥塔中充分接觸，霧化液滴迅速蒸發(fā)，廢水中的鹽類結(jié)晶析出，一部分進(jìn)入下料口被收集利用，另一部分隨飛灰在除塵器內(nèi)被捕集，從而實(shí)現(xiàn)脫硫廢水零排放[13]。

數(shù)值模擬方法可更詳細(xì)揭示脫硫廢水在干燥塔內(nèi)的蒸發(fā)規(guī)律，但現(xiàn)有文獻(xiàn)大多研究脫硫廢水在煙道中的直接蒸發(fā)，且以純水蒸發(fā)近似為脫硫廢水溶液的蒸發(fā)[22-24]，與實(shí)際蒸發(fā)過程存在一定差異。筆者采用10%的NaCl溶液等效脫硫廢水溶液進(jìn)行霧化蒸發(fā)模擬，同時(shí)考慮到霧化器轉(zhuǎn)盤的周向速度及徑向速度更接近噴霧干燥塔實(shí)際工作情況，采用連續(xù)相與離散相耦合的計(jì)算方法對(duì)脫硫廢水在噴霧干燥塔中的霧化蒸發(fā)過程進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬，研究干燥塔內(nèi)外流道導(dǎo)流板偏轉(zhuǎn)角度對(duì)其霧化蒸發(fā)特性的影響，為旋轉(zhuǎn)噴霧干燥技術(shù)實(shí)際應(yīng)用提供借鑒。

1 研究對(duì)象

以某600 MW電站燃煤機(jī)組的噴霧干燥塔為研究對(duì)象(圖1)，塔筒體高17.550 m、塔徑7.200 m,霧化器圓盤位于塔頂以下1.575 m處。噴霧干燥塔由氣體分配器及塔體組成，氣體分配器主要由氣體入口、蝸殼、內(nèi)流道、外流道和若干內(nèi)外導(dǎo)流板組成；霧化器位于氣體分配器的正下方。一方面，煙氣從入口進(jìn)入蝸殼產(chǎn)生旋流，然后進(jìn)入內(nèi)外流道，內(nèi)外流道內(nèi)布置有導(dǎo)流板(數(shù)量均為24個(gè)，這些導(dǎo)流板的主要目的是引導(dǎo)煙氣螺旋式向下進(jìn)入塔身)。另一方面，霧化器高速旋轉(zhuǎn)，通過離心力將脫硫廢水甩出孔道，從而霧化成液滴。霧化后的液滴同時(shí)具有周向速度和徑向速度，但徑向速度較圓周速度小得多。導(dǎo)流板未發(fā)生偏轉(zhuǎn)時(shí)，其中軸線平行于導(dǎo)流板所在的錐形壁。

圖1 噴霧干燥塔幾何模型示意Fig.1 Schematic diagram of spray drying tower

當(dāng)導(dǎo)流板發(fā)生偏轉(zhuǎn)后，其偏轉(zhuǎn)角度θ如圖2所示，偏轉(zhuǎn)方向與煙氣流動(dòng)方向相反，且內(nèi)、外導(dǎo)流板的偏轉(zhuǎn)方向相同。

圖2 導(dǎo)流板夾角示意Fig.2 Schematic diagram of angle of deflector

2 計(jì)算模型及工況設(shè)置

采用Fluent 16.0開展了數(shù)值模擬研究工作。其主要計(jì)算模型如下：

氣相組分的連續(xù)性(質(zhì)量守恒)方程為式(1)，動(dòng)量方程為式(2)[25]。

(1)

式中，ρ和v為煙氣的密度和速度；Sm為由離散項(xiàng)液滴向連續(xù)項(xiàng)煙氣蒸發(fā)產(chǎn)生的質(zhì)量源項(xiàng)。

(2)

式中，p為靜壓；ρg為重力體積力；F為離散項(xiàng)液滴產(chǎn)生的作用力；μ為分子黏度；I為單位張量。

離散相液滴顆粒的運(yùn)動(dòng)方程由式(3)控制[26]。

(3)

式中，up為液滴速度；FD(u-up)為單位液滴質(zhì)量的阻力；u為氣相流體速度；ρp為液滴密度；ρ為氣相流體密度；F為附加加速度(力/單位液滴質(zhì)量)項(xiàng)，由于液滴密度遠(yuǎn)大于煙氣密度，因此該項(xiàng)忽略不計(jì)。

離散項(xiàng)液滴的加熱、蒸發(fā)與沸騰過程的熱量交換方程分別由式(4)～(6)控制[27]。

(4)

(5)

(6)

式中，dp、Rep、mp，cp，Tp和Ap分別為液滴顆粒的直徑、雷諾數(shù)、質(zhì)量、定壓比熱容、溫度和表面積；T∞為煙氣溫度；Tvap為液滴蒸發(fā)溫度；Tbp為液滴沸騰溫度；hlg為液滴的汽化潛熱；cp,g為氣體的熱容；kg為氣體的熱導(dǎo)率；h為對(duì)流換熱系數(shù)，由Ranz-Marshell提出的經(jīng)驗(yàn)式求得[28]。

其他模型設(shè)置如下：氣相組分的湍流方程采用可實(shí)現(xiàn)的k-ε模型[29]，該模型對(duì)于旋流的計(jì)算更加準(zhǔn)確。氣相模型采用組分輸運(yùn)模型，煙氣的主要成分為N2、CO2、O2、H2O。液滴的霧化模型采用錐形霧化，在霧化器圓盤上設(shè)置了30個(gè)噴射點(diǎn)，同時(shí)考慮液滴的徑向速度及圓周速度，霧化后的粒徑分布遵循Rosin-Rammler分布[30]，每個(gè)噴射點(diǎn)設(shè)置了10組不同粒徑的液滴，粒徑分布系數(shù)為1.2。

為定量衡量干燥塔內(nèi)外流道導(dǎo)流板偏轉(zhuǎn)角度對(duì)脫硫廢水霧化蒸發(fā)性能的影響，本文引入完全蒸發(fā)距離和加權(quán)平均時(shí)間2個(gè)參數(shù)。完全蒸發(fā)距離Lmax定義為完全蒸發(fā)的粒子的最大軸向距離與噴射點(diǎn)高度之差(圖1)。加權(quán)平均時(shí)間t定義為完全蒸發(fā)的粒子的不同粒徑蒸發(fā)時(shí)間的平均數(shù)加權(quán),如式(7)所示。

(7)

有研究[21]表明可以利用鹽水代替脫硫濃縮液進(jìn)行試驗(yàn)，蒸發(fā)試驗(yàn)表明Cl離子為105×10-6濃縮液與10% NaCl溶液具有一定等效性。煙氣及脫硫廢水的物性參數(shù)見表1。

采用Gambit軟件對(duì)幾何模型進(jìn)行了網(wǎng)格劃分，除蝸殼與錐體采用四面體網(wǎng)格外，其余部分均采用

表1 設(shè)計(jì)工況物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of design case

高質(zhì)量的六面體網(wǎng)格，此外由于氣體分配器和霧化器圓盤處速度梯度比較大，在相關(guān)區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化以便提高計(jì)算精度，網(wǎng)格劃分示意如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分示意Fig.3 Schematic diagram of grid division

為探究導(dǎo)流板偏轉(zhuǎn)角度對(duì)霧化蒸發(fā)特性的影響，設(shè)置工況1～7(表2)。其中工況1～4用于討論內(nèi)導(dǎo)流板偏轉(zhuǎn)角度對(duì)于霧化蒸發(fā)性能的影響，工況1、5、6、7用于討論外導(dǎo)流板偏轉(zhuǎn)角度對(duì)于霧化蒸發(fā)性能的影響。

表2 工況設(shè)置Table 2 Case setting

3 結(jié)果與討論

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性測(cè)試與模擬驗(yàn)證

網(wǎng)格數(shù)量過少會(huì)影響模擬的準(zhǔn)確性，網(wǎng)格數(shù)量過多則會(huì)提高計(jì)算成本，因此在保證計(jì)算精度的前提下網(wǎng)格數(shù)量盡量少。對(duì)干燥塔設(shè)置3種不同數(shù)量的網(wǎng)格方案，網(wǎng)格數(shù)量分別為844 222、1 062 022、1 270 922。選取出口溫度與加權(quán)平均時(shí)間進(jìn)行驗(yàn)證，詳細(xì)結(jié)果見表3。由表3可以看出，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性測(cè)試后，選取網(wǎng)格總數(shù)為106萬，既能滿足計(jì)算精度又能節(jié)約計(jì)算成本。

表3 網(wǎng)格無關(guān)性測(cè)試Table 3 Grid independence test

為驗(yàn)證模型可靠性，將實(shí)測(cè)和模擬的出口溫度進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見表4。模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果的相對(duì)誤差小于5%，證明該模型可靠性較高，工程上可以接受。

表4 模型合理性驗(yàn)證Table 4 Model rationality verification

煙氣流動(dòng)過程示意如圖4所示。首先煙氣從入口進(jìn)入蝸殼產(chǎn)生旋流，經(jīng)整流板(24個(gè))整流后分別進(jìn)入內(nèi)外流道，內(nèi)外流道均勻分布有導(dǎo)流板。一部分煙氣進(jìn)入內(nèi)流道，沿內(nèi)導(dǎo)流板螺旋向下進(jìn)入塔身，在霧化器下方直接與霧化后的液滴接觸，二者充分換熱后，霧滴中水分迅速蒸發(fā)，污染物轉(zhuǎn)化為固態(tài)結(jié)晶物或鹽類進(jìn)入下料口收集利用，處理后的煙氣進(jìn)入電除塵器。剩下的煙氣進(jìn)入外流道，沿著外導(dǎo)流板向下運(yùn)動(dòng)，抑制液滴的渦旋效應(yīng)，防止液滴噴濺到壁面造成腐蝕。

3.2 內(nèi)導(dǎo)流板角度對(duì)霧化蒸發(fā)性能影響

通過改變內(nèi)外導(dǎo)流板的偏轉(zhuǎn)角度，可以改變內(nèi)外流道的煙氣流量分配情況，改變煙氣的流動(dòng)特性，從而影響脫硫廢水的霧化蒸發(fā)特性。圖5顯示了工況1～4進(jìn)入內(nèi)流道的煙氣占煙氣總量的份額，發(fā)現(xiàn)隨內(nèi)導(dǎo)流板角度增大，進(jìn)入內(nèi)流道的煙氣比重呈下降趨勢(shì)，這是因?yàn)閮?nèi)導(dǎo)流板角度增大會(huì)引起內(nèi)流道阻力增大，進(jìn)入內(nèi)流道的煙氣量逐漸減少，而內(nèi)流道煙氣直接與霧化液滴接觸換熱，這可能會(huì)導(dǎo)致霧化蒸發(fā)效果減弱。

圖4 煙氣流動(dòng)過程示意Fig.4 Schematic diagram of flue gas flow process

圖5 不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下內(nèi)外流道煙氣份額Fig.5 Flue gas share of inner and outer flow channels under different inner-deflector angles

圖6為不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下分配器出口處的煙氣流線圖，可知內(nèi)部流線呈螺旋向下趨勢(shì)，外部流線基本垂直向下，在一定程度上抑制了內(nèi)部氣體的渦旋效應(yīng)，因此內(nèi)導(dǎo)流板角度增大造成的擾動(dòng)對(duì)脫硫廢水霧化蒸發(fā)特性的影響不明顯。隨內(nèi)導(dǎo)流板角度的增大，內(nèi)部煙氣卷吸下方的霧滴造成氣液兩相混合不均勻，這可能會(huì)延長(zhǎng)霧化液滴的蒸發(fā)時(shí)間，不利于脫硫廢水蒸發(fā)。

圖7為不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下溫度云圖，由圖7可知?dú)怏w分配器中煙氣溫度最高(638 K)，當(dāng)煙氣接觸霧化器周圍的廢水液滴時(shí)，溫度迅速下降。霧化器下方有明顯的低溫區(qū)，說明此區(qū)域存在強(qiáng)烈的傳熱傳質(zhì)現(xiàn)象，是霧滴的主要蒸發(fā)區(qū)。當(dāng)內(nèi)導(dǎo)流板角度為0時(shí)，溫度場(chǎng)分布比較對(duì)稱；隨內(nèi)導(dǎo)流板角度增大，溫度場(chǎng)均勻性逐漸變差，這是由于內(nèi)導(dǎo)流板角度的改變?cè)鰪?qiáng)了擾動(dòng)，煙氣卷吸溫度較低的液滴，導(dǎo)致氣液混合不均勻，這可能會(huì)減弱霧化液滴的蒸發(fā)性能。

圖6 不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下分配器出口煙氣流線Fig.6 Flue gas streamline at the outlet of the distributor under different inner-deflector angles

圖7 不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下溫度分布Fig.7 Temperature distribution under different inner-deflector angles

液滴在不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下的軌跡如圖8所示。可知液滴呈螺旋向下的運(yùn)動(dòng)軌跡，并逐漸向內(nèi)收攏直至完全蒸發(fā)。這是由于霧化后的液滴同時(shí)具

有周向速度和徑向速度，在離心力和煙氣阻力的共同影響下，液滴的初始軌跡類似于拋物線形式，然后隨煙氣螺旋向下運(yùn)動(dòng)。隨內(nèi)導(dǎo)流板角度增大，用于蒸發(fā)液滴的內(nèi)流道煙氣流量逐漸減少(圖6)，導(dǎo)致液滴完全蒸發(fā)距離逐漸增大。

圖8 不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下粒子軌跡Fig.8 Particle trajectory under different inner-deflector angles

圖9為不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下的加權(quán)平均時(shí)間及完全蒸發(fā)距離，可知當(dāng)外導(dǎo)流板固定為0時(shí)，隨內(nèi)導(dǎo)流板角度增加，加權(quán)平均時(shí)間與完全蒸發(fā)距離逐漸增大。但由于動(dòng)量較小，霧滴運(yùn)動(dòng)受煙氣影響較大，相對(duì)速度下降較快，導(dǎo)致霧滴蒸發(fā)時(shí)間隨導(dǎo)流板角度變化不明顯。

圖9 不同內(nèi)導(dǎo)流板角度下加權(quán)平均時(shí)間及完全蒸發(fā)距離Fig.9 Weighted average time and complete evaporation distance under different inner-deflector angles

3.3 外導(dǎo)流板角度對(duì)霧化蒸發(fā)性能影響

不同外導(dǎo)流板角度下內(nèi)流道煙氣份額如圖10所示，可知隨外導(dǎo)流板角度增大，內(nèi)流道煙氣流量份額逐漸增大，這是由于外導(dǎo)流板角度的增大導(dǎo)致外流道阻力增大，外流道煙氣流量減少，內(nèi)流道煙氣流量相應(yīng)增加。

圖10 不同外導(dǎo)流板角度下內(nèi)外流道煙氣份額Fig.10 Flue gas share of inner and outer flow channels under different outer-deflector angles

不同外導(dǎo)流板角度下分配器出口的煙氣流線圖如圖11所示，可知隨外導(dǎo)流板角度增大，進(jìn)入外流道的煙氣徑向速度增大，軸向速度減小，旋流強(qiáng)度逐漸增大，煙氣旋流擾動(dòng)更加劇烈。

圖11 不同外導(dǎo)流板角度下分配器出口煙氣流線Fig.11 Flue gas streamline at the outlet of the distributor under different outer-deflector angles

對(duì)比圖6可以看出，相比內(nèi)流板角度變化，外導(dǎo)流板角度變化對(duì)于煙氣流場(chǎng)分布的影響更大，可產(chǎn)生更大旋流強(qiáng)度的氣流。劇烈的擾動(dòng)導(dǎo)致外部煙氣卷吸下方煙氣，帶來更多熱量，有利于霧滴的蒸發(fā)。因此優(yōu)先選擇增加外導(dǎo)流板角度以便加強(qiáng)煙氣旋流。從這個(gè)角度，選擇45°外導(dǎo)流板角度有利于液滴蒸發(fā)。

圖12為不同外導(dǎo)流板角度下的溫度云圖，可知霧化器下方低溫區(qū)溫度分布均勻，說明氣液兩相混合均勻，但隨外導(dǎo)流板角度增大，低溫區(qū)逐漸發(fā)生偏轉(zhuǎn)并減小，這是由于外部煙氣擾動(dòng)強(qiáng)烈，帶動(dòng)內(nèi)部煙氣及液滴螺旋向右運(yùn)動(dòng)，加強(qiáng)煙氣與霧滴的接觸，導(dǎo)致霧滴在更短距離完全蒸發(fā)。

圖12 不同外導(dǎo)流板角度下溫度分布Fig.12 Temperature distribution under different outer-deflector angles

液滴在不同外導(dǎo)流板角度下的軌跡如圖13所示。由圖13可以看出，液滴被霧化器甩出后同時(shí)具有圓周速度及徑向速度，因此呈螺旋向下的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)。隨著外導(dǎo)流板角度的增大，粒子的徑向軌跡逐漸外擴(kuò)，軸向蒸發(fā)距離逐漸減小，這是由于外導(dǎo)流板角度增大導(dǎo)致徑向速度增大，使旋流強(qiáng)度得以增強(qiáng)(圖11)。

外導(dǎo)流板角度對(duì)加權(quán)平均時(shí)間及完全霧化距離的影響如圖14所示，當(dāng)內(nèi)導(dǎo)流板固定為0時(shí)，外導(dǎo)流板角度越大，加權(quán)平均時(shí)間越短，完全蒸發(fā)距離越短，霧化蒸發(fā)效果越好。主要原因?yàn)殡S外導(dǎo)流板角度增大，外流道阻力增大，進(jìn)入外流道的煙氣流量減少，內(nèi)流道的煙氣流量增多，更多的熱量與液滴換熱，液滴蒸發(fā)加快，因此外導(dǎo)流板角度越大，霧化蒸發(fā)效果越好。相比內(nèi)導(dǎo)流板，外導(dǎo)流板對(duì)霧化蒸發(fā)特性的影響不及內(nèi)導(dǎo)流板顯著，這是由于霧滴首先在分配器內(nèi)層出口處接觸煙氣，增加蒸發(fā)速率，因此內(nèi)導(dǎo)流板角度的變化對(duì)霧化蒸發(fā)特性影響較大。

圖13 不同外導(dǎo)流板角度下粒子軌跡Fig.13 Particle trajectory under different-outer deflector angles

圖14 不同外導(dǎo)流板角度下加權(quán)平均時(shí)間及完全蒸發(fā)距離Fig.14 Weighted average time and complete evaporation distance under different outer-deflector angles

4 結(jié) 論

1)干燥塔內(nèi)氣體分配器將煙氣分為內(nèi)、外2股，內(nèi)流道煙氣首先與霧化液滴接觸，直接影響脫硫廢水的蒸發(fā)特性，外流道煙氣可抑制內(nèi)部煙氣的渦旋效應(yīng)，避免液滴噴濺至壁面引起腐蝕。因此在相同情況下，增加內(nèi)導(dǎo)流板角度的影響比外導(dǎo)流板更明顯。

2)霧化器下方形成低溫區(qū)域，該區(qū)域內(nèi)煙氣與液滴的相對(duì)速度及溫差最大，這是液滴蒸發(fā)的主要區(qū)域。

3)改變導(dǎo)流板的偏轉(zhuǎn)角度可改變內(nèi)外流道的煙氣分配情況，從而影響脫硫廢水的蒸發(fā)特性。內(nèi)導(dǎo)流板角度越小，外導(dǎo)流板角度越大，進(jìn)入內(nèi)流道的煙氣流量越多，蒸發(fā)時(shí)間與蒸發(fā)距離越短。綜合考慮，實(shí)際運(yùn)行中建議可將內(nèi)流道導(dǎo)流板角度設(shè)置為0，外流道導(dǎo)流板角度設(shè)置為45°。