導流板角度對脫硫廢水霧化蒸發性能影響模擬

賈紹丹，馬 侖，陳鑫科，方慶艷，李德波

(1.華中科技大學 煤燃燒國家重點實驗室，湖北 武漢 430074；2.廣東電網有限責任公司電力科學研究院，廣東 廣州 510080)

0 引 言

根據《中國統計年鑒2020》數據，2019年全國全口徑發電量中，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，而煤炭燃燒產生的煙氣中含有大量SO2，直接排放會對環境造成嚴重危害[2-4]，因此大多數燃煤電廠均進行煙氣脫硫處理。根據硫化物吸收劑及副產品的形態，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，具有脫硫效率高、煤種適應性廣、技術最為成熟等優點，應用廣泛[5-7]。截至2014年，中國80%以上的煙氣脫硫項目采用濕法脫硫技術[8]，到2025年美國108個燃煤電廠中將有69%采用濕法脫硫技術[9]。然而，石灰漿液會不斷吸收粉塵、重金屬離子和氯離子，為保證石膏質量，防止脫硫劑中毒等情況發生，需定期對脫硫廢水進行排放并處理[10-11]。

為達到脫硫廢水零排放，常用技術手段主要有蒸發結晶技術、煙道蒸發技術、旋轉噴霧干燥技術。其中旋轉噴霧干燥技術由于廢水適應性強、能耗低、投資低等優點受到廣泛關注[12]。該技術利用高速旋轉霧化器將脫硫廢水霧化為小液滴，在空預器前引出部分煙氣作為熱源，二者在單獨設置的噴霧干燥塔中充分接觸，霧化液滴迅速蒸發，廢水中的鹽類結晶析出，一部分進入下料口被收集利用，另一部分隨飛灰在除塵器內被捕集，從而實現脫硫廢水零排放[13]。

數值模擬方法可更詳細揭示脫硫廢水在干燥塔內的蒸發規律，但現有文獻大多研究脫硫廢水在煙道中的直接蒸發，且以純水蒸發近似為脫硫廢水溶液的蒸發[22-24]，與實際蒸發過程存在一定差異。筆者采用10%的NaCl溶液等效脫硫廢水溶液進行霧化蒸發模擬，同時考慮到霧化器轉盤的周向速度及徑向速度更接近噴霧干燥塔實際工作情況，采用連續相與離散相耦合的計算方法對脫硫廢水在噴霧干燥塔中的霧化蒸發過程進行穩態模擬，研究干燥塔內外流道導流板偏轉角度對其霧化蒸發特性的影響，為旋轉噴霧干燥技術實際應用提供借鑒。

1 研究對象

以某600 MW電站燃煤機組的噴霧干燥塔為研究對象(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、內流道、外流道和若干內外導流板組成；霧化器位于氣體分配器的正下方。一方面，煙氣從入口進入蝸殼產生旋流，然后進入內外流道，內外流道內布置有導流板(數量均為24個，這些導流板的主要目的是引導煙氣螺旋式向下進入塔身)。另一方面，霧化器高速旋轉，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。導流板未發生偏轉時，其中軸線平行于導流板所在的錐形壁。

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

當導流板發生偏轉后，其偏轉角度θ如圖2所示，偏轉方向與煙氣流動方向相反，且內、外導流板的偏轉方向相同。

圖2 導流板夾角示意Fig.2 Schematic diagram of angle of deflector

2 計算模型及工況設置

采用Fluent 16.0開展了數值模擬研究工作。其主要計算模型如下：

氣相組分的連續性(質量守恒)方程為式(1)，動量方程為式(2)[25]。

(1)

式中，ρ和v為煙氣的密度和速度；Sm為由離散項液滴向連續項煙氣蒸發產生的質量源項。

(2)

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

離散相液滴顆粒的運動方程由式(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/單位液滴質量)項，由于液滴密度遠大于煙氣密度，因此該項忽略不計。

離散項液滴的加熱、蒸發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、質量、定壓比熱容、溫度和表面積；T∞為煙氣溫度；Tvap為液滴蒸發溫度；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為氣體的熱導率；h為對流換熱系數，由Ranz-Marshell提出的經驗式求得[28]。

其他模型設置如下：氣相組分的湍流方程采用可實現的k-ε模型[29]，該模型對于旋流的計算更加準確。氣相模型采用組分輸運模型，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，在霧化器圓盤上設置了30個噴射點，同時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]，每個噴射點設置了10組不同粒徑的液滴，粒徑分布系數為1.2。

為定量衡量干燥塔內外流道導流板偏轉角度對脫硫廢水霧化蒸發性能的影響，本文引入完全蒸發距離和加權平均時間2個參數。完全蒸發距離Lmax定義為完全蒸發的粒子的最大軸向距離與噴射點高度之差(圖1)。加權平均時間t定義為完全蒸發的粒子的不同粒徑蒸發時間的平均數加權,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行試驗，蒸發試驗表明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見表1。

采用Gambit軟件對幾何模型進行了網格劃分，除蝸殼與錐體采用四面體網格外，其余部分均采用

表1 設計工況物性參數Table 1 Physical parameters of design case

高質量的六面體網格，此外由于氣體分配器和霧化器圓盤處速度梯度比較大，在相關區域進行局部網格細化以便提高計算精度，網格劃分示意如圖3所示。

圖3 網格劃分示意Fig.3 Schematic diagram of grid division

為探究導流板偏轉角度對霧化蒸發特性的影響，設置工況1～7(表2)。其中工況1～4用于討論內導流板偏轉角度對于霧化蒸發性能的影響，工況1、5、6、7用于討論外導流板偏轉角度對于霧化蒸發性能的影響。

表2 工況設置Table 2 Case setting

3 結果與討論

3.1 網格無關性測試與模擬驗證

網格數量過少會影響模擬的準確性，網格數量過多則會提高計算成本，因此在保證計算精度的前提下網格數量盡量少。對干燥塔設置3種不同數量的網格方案，網格數量分別為844 222、1 062 022、1 270 922。選取出口溫度與加權平均時間進行驗證，詳細結果見表3。由表3可以看出，經網格無關性測試后，選取網格總數為106萬，既能滿足計算精度又能節約計算成本。

表3 網格無關性測試Table 3 Grid independence test

為驗證模型可靠性，將實測和模擬的出口溫度進行對比，結果見表4。模擬結果與現場實測結果的相對誤差小于5%，證明該模型可靠性較高，工程上可以接受。

表4 模型合理性驗證Table 4 Model rationality verification

煙氣流動過程示意如圖4所示。首先煙氣從入口進入蝸殼產生旋流，經整流板(24個)整流后分別進入內外流道，內外流道均勻分布有導流板。一部分煙氣進入內流道，沿內導流板螺旋向下進入塔身，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，污染物轉化為固態結晶物或鹽類進入下料口收集利用，處理后的煙氣進入電除塵器。剩下的煙氣進入外流道，沿著外導流板向下運動，抑制液滴的渦旋效應，防止液滴噴濺到壁面造成腐蝕。

3.2 內導流板角度對霧化蒸發性能影響

通過改變內外導流板的偏轉角度，可以改變內外流道的煙氣流量分配情況，改變煙氣的流動特性，從而影響脫硫廢水的霧化蒸發特性。圖5顯示了工況1～4進入內流道的煙氣占煙氣總量的份額，發現隨內導流板角度增大，進入內流道的煙氣比重呈下降趨勢，這是因為內導流板角度增大會引起內流道阻力增大，進入內流道的煙氣量逐漸減少，而內流道煙氣直接與霧化液滴接觸換熱，這可能會導致霧化蒸發效果減弱。

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

圖5 不同內導流板角度下內外流道煙氣份額Fig.5 Flue gas share of inner and outer flow channels under different inner-deflector angles

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

圖7為不同內導流板角度下溫度云圖，由圖7可知氣體分配器中煙氣溫度最高(638 K)，當煙氣接觸霧化器周圍的廢水液滴時，溫度迅速下降。霧化器下方有明顯的低溫區，說明此區域存在強烈的傳熱傳質現象，是霧滴的主要蒸發區。當內導流板角度為0時，溫度場分布比較對稱；隨內導流板角度增大，溫度場均勻性逐漸變差，這是由于內導流板角度的改變增強了擾動，煙氣卷吸溫度較低的液滴，導致氣液混合不均勻，這可能會減弱霧化液滴的蒸發性能。

圖6 不同內導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 不同內導流板角度下溫度分布Fig.7 Temperature distribution under different inner-deflector angles

液滴在不同內導流板角度下的軌跡如圖8所示?？芍旱纬事菪蛳碌倪\動軌跡，并逐漸向內收攏直至完全蒸發。這是由于霧化后的液滴同時具

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動。隨內導流板角度增大，用于蒸發液滴的內流道煙氣流量逐漸減少(圖6)，導致液滴完全蒸發距離逐漸增大。

圖8 不同內導流板角度下粒子軌跡Fig.8 Particle trajectory under different inner-deflector angles

圖9為不同內導流板角度下的加權平均時間及完全蒸發距離，可知當外導流板固定為0時，隨內導流板角度增加，加權平均時間與完全蒸發距離逐漸增大。但由于動量較小，霧滴運動受煙氣影響較大，相對速度下降較快，導致霧滴蒸發時間隨導流板角度變化不明顯。

圖9 不同內導流板角度下加權平均時間及完全蒸發距離Fig.9 Weighted average time and complete evaporation distance under different inner-deflector angles

3.3 外導流板角度對霧化蒸發性能影響

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

圖10 不同外導流板角度下內外流道煙氣份額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，可知隨外導流板角度增大，進入外流道的煙氣徑向速度增大，軸向速度減小，旋流強度逐漸增大，煙氣旋流擾動更加劇烈。

圖11 不同外導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

對比圖6可以看出，相比內流板角度變化，外導流板角度變化對于煙氣流場分布的影響更大，可產生更大旋流強度的氣流。劇烈的擾動導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。因此優先選擇增加外導流板角度以便加強煙氣旋流。從這個角度，選擇45°外導流板角度有利于液滴蒸發。

圖12為不同外導流板角度下的溫度云圖，可知霧化器下方低溫區溫度分布均勻，說明氣液兩相混合均勻，但隨外導流板角度增大，低溫區逐漸發生偏轉并減小，這是由于外部煙氣擾動強烈，帶動內部煙氣及液滴螺旋向右運動，加強煙氣與霧滴的接觸，導致霧滴在更短距離完全蒸發。

圖12 不同外導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具有圓周速度及徑向速度，因此呈螺旋向下的運動趨勢。隨著外導流板角度的增大，粒子的徑向軌跡逐漸外擴，軸向蒸發距離逐漸減小，這是由于外導流板角度增大導致徑向速度增大，使旋流強度得以增強(圖11)。

外導流板角度對加權平均時間及完全霧化距離的影響如圖14所示，當內導流板固定為0時，外導流板角度越大，加權平均時間越短，完全蒸發距離越短，霧化蒸發效果越好。主要原因為隨外導流板角度增大，外流道阻力增大，進入外流道的煙氣流量減少，內流道的煙氣流量增多，更多的熱量與液滴換熱，液滴蒸發加快，因此外導流板角度越大，霧化蒸發效果越好。相比內導流板，外導流板對霧化蒸發特性的影響不及內導流板顯著，這是由于霧滴首先在分配器內層出口處接觸煙氣，增加蒸發速率，因此內導流板角度的變化對霧化蒸發特性影響較大。

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

圖14 不同外導流板角度下加權平均時間及完全蒸發距離Fig.14 Weighted average time and complete evaporation distance under different outer-deflector angles

4 結 論

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

2)霧化器下方形成低溫區域，該區域內煙氣與液滴的相對速度及溫差最大，這是液滴蒸發的主要區域。

3)改變導流板的偏轉角度可改變內外流道的煙氣分配情況，從而影響脫硫廢水的蒸發特性。內導流板角度越小，外導流板角度越大，進入內流道的煙氣流量越多，蒸發時間與蒸發距離越短。綜合考慮，實際運行中建議可將內流道導流板角度設置為0，外流道導流板角度設置為45°。