逆流型急冷塔內(nèi)溫度場分析及其結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

毛 宇 胡新生 王 彬 孫茂偉

（海軍航空大學(xué)青島校區(qū)）

在現(xiàn)有的固體廢棄物處理技術(shù)中，焚燒處理是破壞廢棄物危害性和實(shí)現(xiàn)廢棄物減量最有效的方法之一，生成的物質(zhì)穩(wěn)定且無公害［1］。但如果焚燒工藝不當(dāng)?shù)脑挘欧诺臒煔庵芯蜁写罅课廴疚铮渲械亩f英類物質(zhì)會對人體的免疫系統(tǒng)產(chǎn)生抑制作用，容易在生物體內(nèi)積累，且難以排出［2～5］，工程上常使用急冷塔來減少二噁英的后期合成。

急冷塔內(nèi)的核心部件為雙流體噴槍（空氣霧化噴槍），它是通過調(diào)節(jié)氣壓與水壓來改變出水量和噴霧粒徑大小的。陳斌等以水、空氣為工質(zhì)，發(fā)現(xiàn)存在最佳的氣液壓力比能夠使D32最小，并且擬合了一定范圍內(nèi)的噴嘴流量預(yù)測關(guān)聯(lián)式［6］。郭荊璞等采用激光粒度儀對噴霧性能進(jìn)行試驗(yàn)探究，分析了噴霧粒徑沿軸向、徑向變化的規(guī)律［7］。付祥釗等采用氣液質(zhì)量流量比作為自變量，發(fā)現(xiàn)SMD 隨氣液質(zhì)量流量比的增加，先逐漸減小，達(dá)到極小值后，又逐漸增大［8］。LIU K 等使用三維激光相位多普勒分析儀（PDA）測量噴霧參數(shù)，并對液滴平均直徑和軸向速度進(jìn)行研究［9］。盛鍇等建立急冷塔內(nèi)的脫硫全反應(yīng)模型，直觀地模擬出氣相速度場、溫度場以及SO2濃度場分布［10］。王超等采用RNG k-ε 湍流模型和VOF 多相流模型進(jìn)行了模擬，為裂解氣急冷系統(tǒng)的最佳工況確定了初始參數(shù)［11］。詹仕巍和虞斌對急冷塔內(nèi)氣液兩相流動進(jìn)行了模擬，研究了入口煙氣溫度、液滴初始粒徑、初始溫度及噴射速度對液滴群蒸發(fā)的影響［12］。

目前對于空氣霧化噴嘴的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究是較為成熟的，但急冷塔內(nèi)的溫度場分析和參數(shù)影響研究較為簡單，同時關(guān)于塔體結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化研究較少，對實(shí)際指導(dǎo)作用不明顯。因此筆者從工程實(shí)際項(xiàng)目出發(fā)，首先對急冷塔內(nèi)的溫度場分布進(jìn)行詳細(xì)分析，并在大范圍的操作工況下對塔體結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化并擬合數(shù)據(jù)，為高溫?zé)煔饧崩渌こ淘O(shè)計提供一定的參考。

1 逆流型急冷塔內(nèi)溫度場分析

某工程項(xiàng)目的急冷塔物理模型如圖1 所示。相較于順流噴霧，逆流噴霧時噴嘴附近區(qū)域的溫度急劇下降而后緩慢變化，所需塔高較小且對二噁英的抑制效果更佳［13］，因此選取逆流噴射方式。

圖1 逆流型急冷塔物理模型

相關(guān)參數(shù)如下：

進(jìn)口煙氣流量 1 405.8 kg/h

進(jìn)口溫度 500 ℃

要求出口溫度 180 ℃

噴嘴流量 190 kg/h

霧化水溫度 25 ℃

噴霧形狀 空心錐噴霧

塔徑（塔高）0.54 m（3.30 m）

圖2 為x=0 m 截面溫度云圖和急冷塔內(nèi)區(qū)域劃分示意圖，從圖2a 可以看出，塔內(nèi)最低溫度集中在噴嘴附近區(qū)域，進(jìn)口端和出口端的溫度幾乎不變，為便于分析，對急冷塔進(jìn)行區(qū)域劃分，分為進(jìn)口段（773.0 K，0.0～0.6 m）、蒸發(fā)段（452.5～773.0 K，0.6～1.9 m）、混合段（452.5 K，1.9～3.3 m）3個部分。同時為了定量描述塔內(nèi)溫度的均勻性，定義溫度均勻性指標(biāo)Tu（Tu=1-r，r 為塔截面溫差絕對值與其平均溫度的比值）對溫度場進(jìn)行分析。截取出一些高度的截面平均溫度和截面溫度范圍，此溫度范圍為該截面上的最低和最高溫度。進(jìn)口段的上述兩個指標(biāo)均沒有變化，蒸發(fā)段變化劇烈，混合段變化減緩。混合段中的截面平均溫度變化很小可以忽略，但隨著塔高的增加，截面上最低和最高溫度的差值不斷減小。z=2.1 m截面上溫差為39 ℃，與該截面平均溫度的比值是9.2%；z=2.9 m 截面上溫差為25 ℃，與該截面平均溫度的比值是5.8%，這說明混合段雖然在平均溫度上變化細(xì)微，但提高了煙氣的溫度均勻性。

圖2 x=0 m 截面溫度云圖和急冷塔內(nèi)區(qū)域劃分示意圖

2 急冷塔結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

2.1 特定工況下

對于特定工況取多組塔徑建模，優(yōu)化計算時認(rèn)為塔體截面溫度范圍處于0.95T～1.05T 區(qū)間時（T 為熱平衡出口溫度）已基本實(shí)現(xiàn)冷卻目的，取滿足該溫度均勻性要求的最小塔高為有效高度，并以內(nèi)壁表面積最小為最優(yōu)解。

表1 為某特定工況（進(jìn)口煙氣溫度600 ℃，流量14 058 kg/h，出口煙氣溫度220 ℃，噴霧角55°）下改變塔徑時所得到的一系列參數(shù)。按照上述要求，當(dāng)截面溫度范圍達(dá)到（209 ℃，231 ℃）時，即可認(rèn)為該截面高度為有效高度。圖3 為該特定工況下改變塔徑時的有效高度和內(nèi)壁表面積變化，有效高度隨塔徑增大而減小，內(nèi)壁表面積則是先減小后增大，存在極小值。按照內(nèi)壁表面積最小的選取原則，5 組塔徑中的最優(yōu)塔徑為1.4 m。

表1 某特定工況下改變塔徑所得參數(shù)

圖3 某特定工況下改變塔徑時的有效高度和內(nèi)壁表面積變化

2.2 大范圍操作工況下

將進(jìn)口溫度和流量范圍擴(kuò)大，計算出所需用水量，選擇合適的噴槍，所采用的噴槍型號為RY-FM5，氣壓0.215 MPa，當(dāng)水壓從0.12 MPa變化到0.42 MPa 時，出水量從450 kg/h 增加到1 590 kg/h，滿足上述工況用水量需求，急冷塔相關(guān)參數(shù)如下：

進(jìn)口煙氣流量 2Qm～8Qm（Qm=1405.8 kg/h）

進(jìn)口煙氣溫度 500～800 ℃

要求出口溫度 180 ℃

所需用水量 506～1 520 kg/h

RY-FM5 噴槍水量 450～1 590 kg/h

RY-FM5 噴槍氣液壓力比 0.512～1.792

RY-FM5 噴槍噴霧粒徑 85～125 μm

噴霧錐角 55°

參照上述方法，可以得到大范圍操作工況下的最優(yōu)塔徑D 和有效高度H，見表2，表中左上角空白是因?yàn)樗窟_(dá)不到噴槍量程下限未做計算，右下角空白是因?yàn)橛嬎銦o法收斂或由于液滴損耗達(dá)不到出口溫度。圖4 為最優(yōu)塔徑與表面積隨進(jìn)口溫度和流量變化圖，可以看出，當(dāng)進(jìn)口煙氣溫度和流量增加時，最優(yōu)塔徑和內(nèi)壁表面積也會隨之增大。

表2 各工況下最優(yōu)塔徑D 和有效高度H

圖4 最優(yōu)塔徑與表面積隨進(jìn)口溫度和流量變化

由表2 的數(shù)據(jù)可知，塔徑的大小與進(jìn)口溫度和流量相關(guān)，而進(jìn)口溫度和流量的改變會影響噴槍出水量，出水量的調(diào)節(jié)是依靠改變氣壓和水壓，因此將噴槍的氣壓和水壓合并成一個影響參數(shù)——?dú)庖簤毫Ρ萷g/pl，在圖中反映出最優(yōu)塔徑和內(nèi)壁表面積與氣液壓力比的關(guān)系，并進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，如圖5 所示。由圖5 可以看出，最優(yōu)塔徑和內(nèi)壁表面積隨氣液壓力比增大而減小，呈單調(diào)遞減趨勢，擬合曲線的R2分別為0.948、0.891，擬合度較高。

圖5 RY-FM5 噴槍對應(yīng)的最優(yōu)塔徑與內(nèi)壁表面積預(yù)測關(guān)聯(lián)式

3 結(jié)論

3.1 塔內(nèi)最低溫度位于蒸發(fā)段，混合段對煙氣平均溫度影響很小，但會提高煙氣溫度均勻性。

3.2 隨著塔徑的增大，塔體的有效高度減小，對應(yīng)的內(nèi)壁表面積先減小后增大，存在極小值；當(dāng)進(jìn)口煙氣溫度和流量增加時，最優(yōu)塔徑和內(nèi)壁表面積都會增加，且二者隨噴槍的氣液壓力比增大而減小，呈單調(diào)遞減趨勢。當(dāng)pg=0.215 MPa，0.546≤pg/pl≤1.748，Tout=80 ℃，α=55°時，最優(yōu)塔徑和內(nèi)壁表面積與氣液壓力比的預(yù)測關(guān)聯(lián)式為：D=0.92（pg/pl）-0.567，S=6.98（pg/pl）-0.844。