陸啟亮，張 娟，陳 偉，趙 亮，劉平元，黃曉明，袁竹林，閔海麗

(1.上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，上海 200240；2.東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096)

石灰石-石膏濕法脫硫技術(shù)[1-2]由于脫硫效率高、適應(yīng)性強(qiáng)、運(yùn)行安全等特點(diǎn)，目前被我國(guó)絕大部分的燃煤電廠采用，但采用該技術(shù)要定期排放一定量的廢水?，F(xiàn)有的脫硫廢水處理系統(tǒng)采用傳統(tǒng)“三聯(lián)箱”化學(xué)沉淀法工藝，主要降低廢水的濁度、重金屬含量和硬度。由于沒有降低廢水含鹽量，尤其是氯離子質(zhì)量濃度，只能按照水質(zhì)梯級(jí)利用的原則將達(dá)標(biāo)廢水回收用于煤場(chǎng)或灰渣系統(tǒng)的調(diào)濕。隨著國(guó)家節(jié)能減排政策的推進(jìn)，尤其是相關(guān)文件[3]發(fā)布后，加快落實(shí)脫硫廢水的零排放已成必然選擇。

目前針對(duì)脫硫廢水的零排放技術(shù)主要包括：傳統(tǒng)的化學(xué)沉淀法、化學(xué)沉淀-微濾膜法、生物處理法、流化床法、蒸發(fā)結(jié)晶法[4]和煙道蒸發(fā)法[5-7]等，蒸發(fā)結(jié)晶法和煙道蒸發(fā)法的應(yīng)用最為廣泛。煙道蒸發(fā)法早期由日本三菱重工提出，經(jīng)過不斷的改進(jìn)，目前主要有尾部煙道蒸發(fā)、旁路煙道蒸發(fā)和旋轉(zhuǎn)噴霧干燥。然而無(wú)論是哪種煙道蒸發(fā)形式，都必須解決在有限的空間內(nèi)以最快速度將脫硫廢水完全蒸發(fā)的問題，同時(shí)不能發(fā)生堵塞、腐蝕或其他影響主機(jī)安全運(yùn)行的非正常工況。

對(duì)于脫硫廢水的煙氣蒸發(fā)特性，已有部分學(xué)者開展了數(shù)值模擬方面的研究[8-11]，對(duì)研究反應(yīng)脫硫廢水的蒸發(fā)特性具有一定指導(dǎo)意義。筆者采用計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬方法，針對(duì)煙道蒸發(fā)的脫硫廢水建立數(shù)學(xué)模型，進(jìn)行編程求解，并利用對(duì)實(shí)驗(yàn)室裝置和典型660 MW超臨界機(jī)組中脫硫廢水的蒸發(fā)過程進(jìn)行較為全面的研究探討，對(duì)蒸發(fā)過程中關(guān)鍵參數(shù)的影響逐一進(jìn)行分析，可為該技術(shù)的工程應(yīng)用提供一定的理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型

筆者采用了聯(lián)合運(yùn)用歐拉方法和拉格朗日方法的技術(shù)路線：采用歐拉方法描述連續(xù)介質(zhì)煙氣的流動(dòng)，即采用連續(xù)性方程和動(dòng)量方程等求解氣相場(chǎng)；采用拉格朗日方法描述離散液滴的運(yùn)動(dòng)、氣-液間的傳熱與氣化相變，通過氣液兩相間的動(dòng)量和熱量交換將上述兩種方法進(jìn)行耦合。在計(jì)算氣-液間傳熱過程中，每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)通過實(shí)時(shí)統(tǒng)計(jì)各網(wǎng)格內(nèi)的液滴數(shù)量、液滴大小來(lái)獲取氣-液間的傳熱面積，通過跟蹤液滴溫度及傳熱量計(jì)算液滴的升溫、蒸發(fā)氣化狀況及粒徑的變化。為了能夠?qū)Υ笠?guī)模霧化液滴應(yīng)用拉格朗日方法進(jìn)行計(jì)算，在計(jì)算離散液滴時(shí)采用了蒙特卡諾方法。

1.1 離散液滴運(yùn)動(dòng)模型

(1)

ax=Fx/mp,ay=Fy/mp

(2)

ux,i+1=ux,i+axΔt,uy,i+1=uy,i+ayΔt

(3)

Px,i+1=Px,i+ux,iΔt,Py,i+1=Py,i+uy,iΔt

(4)

式中：F為液滴所受合力；FD為曳力；FG為重力；CD為曳力系數(shù)；Ap為迎風(fēng)面積；ρg為煙氣密度；ug為煙氣速度；mp為液滴質(zhì)量；g為重力加速度；ax、ay為x、y方向的加速度；Fx、Fy為F在x、y方向的分力；ux,i、uy,i為液滴i時(shí)刻的速度；Px,i、Py,i為液滴i時(shí)刻的位置；ux,i+1、uy,i+1為液滴i+1時(shí)刻的速度；Px,i+1、Py,i+1為液滴i+1時(shí)刻位置；Δt為時(shí)間步長(zhǎng)。

1.2 氣液兩相傳熱模型

Q=hA(Tg-Tp)

(5)

(6)

(7)

式中：Q為Δt時(shí)間內(nèi)的傳熱量；Tg、Tp分別為煙氣、液滴的溫度；h為傳熱系數(shù)；A為傳熱面積；cg、cp為煙氣、液滴的比熱容；mg為煙氣質(zhì)量。

1.3 液相氣化模型

Q=γpΔmp

(8)

式中：γp為液滴潛熱；Δmp為蒸發(fā)掉的液滴質(zhì)量。

1.4 數(shù)值模擬平臺(tái)

由于用FLUENT軟件計(jì)算時(shí)顆粒數(shù)量有限，且現(xiàn)有模型無(wú)法與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合，因此數(shù)學(xué)模型的求解及數(shù)值模擬平臺(tái)的建立包含以下過程：(1)運(yùn)用FLUENT軟件求解描述氣相場(chǎng)的守恒方程；(2)應(yīng)用VB語(yǔ)言編寫求解描述液滴在氣相場(chǎng)中的運(yùn)動(dòng)、氣液兩相間的傳熱、液滴氣化相變過程；(3)應(yīng)用VB語(yǔ)言編寫數(shù)值模擬結(jié)果的后處理程序，通過對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果不同物理場(chǎng)的繪圖并按照時(shí)間步長(zhǎng)的發(fā)展過程制作圖像。

基于上述數(shù)學(xué)模型，筆者集中對(duì)液滴蒸發(fā)氣化過程中4個(gè)物理量的變化進(jìn)行跟蹤與分析：

(1)液滴粒徑。當(dāng)液滴噴入煙道后，溫度不斷升高，在達(dá)到水的沸點(diǎn)后液滴開始?xì)饣?，液滴粒徑不斷減小。

(2)煙氣溫度。當(dāng)液滴噴入煙道后，隨著液滴與煙氣間的傳熱，煙氣溫度不斷降低。

(3)液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)(液滴質(zhì)量與流體質(zhì)量的比值)。當(dāng)液滴噴入煙道后，隨著液滴與煙氣間的換熱，液滴不斷蒸發(fā)，隨著高度增加，液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)不斷減小。流體總質(zhì)量包括液滴質(zhì)量、煙氣質(zhì)量和液滴已蒸發(fā)的蒸汽質(zhì)量。

(4)蒸汽質(zhì)量分?jǐn)?shù)(液滴已蒸發(fā)的蒸汽質(zhì)量與流體總質(zhì)量的比值)。當(dāng)液滴噴入煙道后，隨著液滴與煙氣間的傳熱，液滴不斷蒸發(fā)，不同煙道高度的蒸汽質(zhì)量分?jǐn)?shù)不斷增加。

2 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置系統(tǒng)見圖1。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

燃煤鍋爐產(chǎn)生的煙氣進(jìn)入緩沖罐，經(jīng)空氣電加熱器調(diào)節(jié)煙氣溫度后進(jìn)入蒸發(fā)室；而脫硫廢水通過計(jì)量泵、空氣壓縮機(jī)及雙流體噴嘴霧化，在蒸發(fā)室內(nèi)與煙氣接觸后逐漸蒸發(fā)。煙氣從下向上流動(dòng)，廢水逆向噴入蒸發(fā)室內(nèi)。實(shí)驗(yàn)中采用熒光示蹤法結(jié)合煙氣溫度沿程變化來(lái)判定脫硫廢水液滴在煙氣中的蒸發(fā)情況。

數(shù)值模擬平臺(tái)采用與實(shí)驗(yàn)裝置完全相同的條件開展平行實(shí)驗(yàn)，并將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，在此基礎(chǔ)上對(duì)旁路煙道脫硫廢水的蒸發(fā)過程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)煙道和某電廠鍋爐煙道結(jié)構(gòu)見圖2。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)煙道直徑為369 mm，長(zhǎng)度為4 m，單噴嘴、逆流噴射，額定噴水質(zhì)量流量為1.0 kg/h；實(shí)爐煙道直徑為2 800 mm，長(zhǎng)度為11 m，3個(gè)噴嘴呈等邊三角形布置，順流噴射，額定噴水質(zhì)量流量為2.5 t/h。按照1∶1進(jìn)行數(shù)值模擬，分別針對(duì)不同煙氣溫度、廢水噴入霧化角、平均霧化粒徑及相關(guān)傳熱影響因數(shù)的變化進(jìn)行了模擬分析。

圖2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)煙道及某電廠鍋爐煙道結(jié)構(gòu)圖

3 結(jié)果與分析

3.1 脫硫廢水蒸發(fā)過程

為了從總體上了解脫硫廢水在實(shí)驗(yàn)煙道中的蒸發(fā)過程，數(shù)值模擬結(jié)果見圖3。實(shí)驗(yàn)中廢水蒸發(fā)運(yùn)行參數(shù)：煙氣速度為0.909 m/s，煙氣溫度為168.5 ℃，霧化角度為30°，液滴直徑為30 μm，噴水體積流量為 1.4 L/h，流向?yàn)槟媪鳌?/p>

由圖3分析可知：(1)在逆向噴水的情況下，液滴在噴嘴下方一定區(qū)域范圍內(nèi)發(fā)生轉(zhuǎn)向，這是由于液滴先向下做減速運(yùn)動(dòng)，速度逐漸降為0并隨煙氣轉(zhuǎn)而向上，液滴的轉(zhuǎn)向過程造成較長(zhǎng)的停留時(shí)間；(2)在轉(zhuǎn)折區(qū)液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)最大，該區(qū)域形成一個(gè)局部溫度低溫區(qū)；(3)隨著液滴的不斷蒸發(fā)，蒸汽質(zhì)量分?jǐn)?shù)不斷增加；(4)由于噴嘴位于煙道軸線上，所以煙道軸線區(qū)域的溫度比同高度截面其他區(qū)域的溫度相對(duì)較低，蒸汽質(zhì)量分?jǐn)?shù)也更大。

圖3 廢水蒸發(fā)的物理場(chǎng)

3.2 煙氣溫度的影響

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將數(shù)值模擬結(jié)果與相同運(yùn)行條件下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。實(shí)驗(yàn)?zāi)軌驕y(cè)到的參數(shù)包括：(1)噴嘴上方煙道軸線的溫度分布，通過在煙道軸線不同高度布置熱電偶進(jìn)行測(cè)量，雖然由于未蒸發(fā)液滴粘附會(huì)造成一定誤差，但其沿高度方向的數(shù)值變化趨勢(shì)仍具有較好的參考價(jià)值；(2)沿?zé)煹垒S線液滴蒸發(fā)程度，由于缺少有效的測(cè)量方法，實(shí)驗(yàn)中采用熒光示蹤法來(lái)判斷，該方法有一定誤差，能判斷液滴基本蒸發(fā)(約95%質(zhì)量分?jǐn)?shù)液滴)所需時(shí)間。

圖4為煙氣溫度110.0 ℃和168.5 ℃時(shí)，實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到的觀察孔熒光亮度與數(shù)值模擬得到的液滴粒徑及質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。計(jì)算機(jī)在對(duì)離散水滴繪圖時(shí)，由于受到分辨率的限制，對(duì)極小的液滴(粒徑小于1 μm)也必須用一個(gè)色點(diǎn)來(lái)表示，使得煙道出口處水滴看起來(lái)較多，為便于準(zhǔn)確理解，在數(shù)值模擬圖上標(biāo)出了不同高度截面的液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)。從圖4可見：實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和模擬結(jié)果能夠反映出很好的一致性，均能夠顯示出煙氣中液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨著煙道高度的增加不斷減少，110.0 ℃時(shí)煙道出口液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)仍有0.3%，并未蒸干，而168.5 ℃時(shí)煙道出口液滴已基本蒸干。在床頂區(qū)域，液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)已經(jīng)非常小，實(shí)驗(yàn)已經(jīng)無(wú)法看到熒光現(xiàn)象。在截面的平均液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.03%時(shí)，可以認(rèn)為所噴入的水已基本完全蒸發(fā)，并將該煙道高度位置定為該工況條件下的完全蒸發(fā)高度。液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.03%，只有少量的小直徑液滴存在。

圖4 實(shí)驗(yàn)和模擬液滴蒸發(fā)情況比較

在不同煙氣溫度下，噴水后實(shí)驗(yàn)和模擬煙道軸線煙氣溫度分布及對(duì)比見圖5。

圖5 實(shí)驗(yàn)和模擬煙道軸線煙氣溫度對(duì)比

實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果均顯示出最低測(cè)點(diǎn)的溫度比煙道上部溫度低，這是由于測(cè)溫點(diǎn)(數(shù)值模擬是取溫點(diǎn))位于煙道軸線上，而霧化噴嘴也位于煙道軸線上，因此該區(qū)域液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)較大，形成局部低溫區(qū)，所以下部測(cè)點(diǎn)的溫度反而比煙道上部溫度低，但就不同高度煙道截面平均溫度而言，自下而上是逐漸降低的。在煙氣溫度較低情況下，煙道軸線的溫度分布趨于一致，這是因?yàn)樵跓煔鉁囟容^低時(shí)，煙道內(nèi)液滴蒸發(fā)速度較慢，煙道內(nèi)較高的含水量一致延伸到煙道頂部，所以溫度相對(duì)均勻，并不像煙氣溫度較高時(shí)液滴主要集中于煙道下部。

以噴嘴位置為基準(zhǔn)點(diǎn)，不同煙氣溫度下液滴完全蒸發(fā)(截面液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)<0.03%)高度與煙氣溫度的關(guān)系見圖6(僅統(tǒng)計(jì)了能夠在實(shí)驗(yàn)煙道內(nèi)完全蒸發(fā)的數(shù)據(jù)，即煙氣溫度低于150 ℃液滴無(wú)法在實(shí)驗(yàn)煙道內(nèi)完全蒸發(fā))。從圖6中可知：煙氣溫度對(duì)液滴蒸發(fā)影響較大，煙氣溫度越高，蒸發(fā)速度越快，主要是煙氣與液滴的溫差越大，傳熱能力越強(qiáng)，液滴達(dá)到同樣溫度需要的時(shí)間越短[8]。

圖6 不同煙氣溫度時(shí)蒸發(fā)高度

3.3 霧化角的影響

霧化角是霧化噴嘴特性參數(shù)之一，為探討霧化角的影響，在確定煙氣溫度、流速及噴水量的條件下，分別采用20°、30°、40°和60°霧化角進(jìn)行計(jì)算。不同霧化角條件下煙道內(nèi)水滴粒徑分布見圖7，對(duì)應(yīng)條件下煙道軸線煙氣溫度見表1。

圖7 不同霧化角下液滴粒徑場(chǎng)

表1 不同霧化角下煙道軸線煙氣溫度

由表1可以看出：(1)隨著霧化角的增加，煙道軸線煙氣溫度分布逐漸提高，同等高度液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)減小。一方面霧化角增加，液滴擴(kuò)散更廣，煙氣與液滴的傳熱范圍更廣，而不是局限于在煙道中間的位置，充分利用了煙道內(nèi)更多的煙氣，煙道內(nèi)不同高度水平橫截面的溫度趨于均勻，即隨著霧化角的增加改善了煙道內(nèi)的傳熱條件，有利于液滴的蒸發(fā)；另一方面，液滴擴(kuò)散更廣使得液滴碰壁量增加，液滴碰壁后液滴自動(dòng)消失不再與煙氣傳熱，則煙氣熱量利用較少，煙道內(nèi)溫度自然就高，但此因素影響較小。(2)煙道軸線煙氣溫度和液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿?zé)煹栏叨鹊姆植甲兓⒉伙@著，說明霧化角的變化對(duì)煙道內(nèi)傳熱傳質(zhì)的影響較小。

3.4 液滴粒徑的影響

實(shí)驗(yàn)中采用了基于相位多普勒技術(shù)的粒子動(dòng)態(tài)分析儀研究了噴嘴的冷態(tài)霧化特性，實(shí)驗(yàn)時(shí)氣體壓力為0.3 MPa，液體壓力為0.2 MPa，測(cè)試位置位于噴嘴下方10 cm，中值粒徑d50=10 μm的噴嘴霧化液滴粒徑的數(shù)量分布見圖8。由圖8可知：該噴嘴所噴出的液滴粒徑大小并不統(tǒng)一，大部分液滴粒徑≤10 μm。為探究液滴粒徑分布情況對(duì)液滴蒸發(fā)的影響，根據(jù)實(shí)驗(yàn)液滴粒徑的數(shù)量分布情況，將噴霧模擬成由10 μm、20 μm、30 μm、40 μm、50 μm等5種不同粒徑大小的液滴組成，該5種液滴按表2中的數(shù)量百分比組合噴入煙氣中。

圖8 實(shí)驗(yàn)中噴嘴霧化液滴粒徑的數(shù)量分布

表2 不同粒徑液滴的數(shù)量百分比

噴水前煙氣溫度為168.5 ℃條件下，噴水后均勻液滴與非均勻液滴模擬粒徑分布和軸線煙氣溫度對(duì)比見圖9、圖10。

圖9 均勻液滴與非均勻液滴模擬粒徑場(chǎng)

圖10 噴水后煙道軸線煙氣溫度對(duì)比

由圖9和圖10可見：對(duì)均勻液滴粒徑和非均勻液滴粒徑兩種計(jì)算條件，煙氣出口溫度的變化不大，但液滴完全蒸發(fā)的高度具有明顯的差異，非均勻液滴的完全蒸發(fā)高度要大于均勻液滴粒徑情況。這是由于在非均勻液滴粒徑條件下，液滴中有大粒徑液滴存在，而大粒徑液滴的完全蒸發(fā)需要較長(zhǎng)時(shí)間，使得其完全蒸發(fā)高度顯著增加，在實(shí)際應(yīng)用中不能僅從平均粒徑去考慮脫硫廢水的蒸發(fā)特性。

3.5 液滴碰壁對(duì)蒸發(fā)過程的影響

當(dāng)液滴噴入煙道中，隨著液滴的運(yùn)動(dòng)，液滴會(huì)與壁面發(fā)生碰撞，程序中做了一定的簡(jiǎn)化，計(jì)算時(shí)使碰壁的液滴消失并且不再參與接下來(lái)的傳熱。一方面液滴碰壁會(huì)導(dǎo)致模擬結(jié)果與真實(shí)情況有些微差異，另一方面如果有過多的液滴與壁面碰撞，會(huì)造成壁面出現(xiàn)大量的積灰和結(jié)垢。為探究液滴碰壁對(duì)蒸發(fā)過程的影響，將采用霧化角為30°和60°時(shí)噴入液滴。不同煙道高度液滴碰壁情況的統(tǒng)計(jì)見圖11。以噴嘴位置為0 mm高度位置，液滴碰壁質(zhì)量百分比為每秒碰壁液滴的質(zhì)量與每秒噴水質(zhì)量的比。

圖11 不同煙道高度液滴碰壁情況

由圖11可知：(1)液滴碰壁都是發(fā)生在噴嘴以下，因?yàn)橐旱螄姵龊笙蛳逻\(yùn)動(dòng)，液滴沿徑向擴(kuò)散，會(huì)產(chǎn)生碰壁，隨著徑向速度的減小，碰壁現(xiàn)象逐漸消失，而噴嘴以上液滴的徑向速度接近0，基本沒有碰壁現(xiàn)象；(2)60°霧化角比30°霧化角的碰壁量更大，且集中在偏煙道上部，因?yàn)殪F化角為60°時(shí)有更多的液滴獲得更大的初始徑向速度和更小的軸向速度，且這些液滴的位置在噴液范圍的外層，即液滴的初始軸向位置偏煙道上部，所以這些液滴擴(kuò)散后很快就會(huì)碰壁，且碰壁量會(huì)更大；(3)霧化角為30°和60°時(shí)，碰壁量和碰壁百分?jǐn)?shù)都在10-6，碰壁對(duì)蒸發(fā)速度的影響不大，但由于噴嘴處于除塵器上游，粉塵含量極大，大量液滴碰壁會(huì)造成壁面出現(xiàn)積灰和結(jié)垢，因此實(shí)際應(yīng)用時(shí)不宜選擇較大的霧化角。

3.6 某電廠機(jī)組數(shù)據(jù)廢水蒸發(fā)模擬

以某電廠660 MW超臨界機(jī)組設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)為初始條件，研究在實(shí)爐工況下廢水蒸發(fā)的過程及影響因素，其結(jié)構(gòu)見圖2。實(shí)爐廢水蒸發(fā)設(shè)計(jì)參數(shù)：煙氣速度為2 m/s、3 m/s、4 m/s，煙氣溫度為330 ℃，液滴粒徑為52 μm，噴水質(zhì)量流量為 2.5 t/h，流向?yàn)轫樍鳌?/p>

不同煙氣速度下的液滴粒徑分布見圖12。

圖12 不同煙氣速度下的液滴粒徑分布

由圖12可知：(1)當(dāng)煙氣速度為2 m/s時(shí)煙道內(nèi)液滴不能完全蒸發(fā)，原因是煙氣溫度已經(jīng)較低、煙氣量較少，帶入煙道內(nèi)熱量不足；(2)當(dāng)煙氣速度提高到3 m/s時(shí)，液滴的蒸發(fā)程度得到提高，但仍不能完全蒸發(fā)；(3)當(dāng)煙氣速度提高到4 m/s時(shí)，煙道內(nèi)液滴可以完全蒸發(fā)。從熱平衡角度，要確保2.5 t/h的液滴在330 ℃的煙氣中能夠完全蒸發(fā)所需的煙氣質(zhì)量流量必須大于26 533 kg/h，計(jì)算得煙氣速度必須大于2.04 m/s，因而數(shù)值模擬結(jié)果中煙氣速度為2 m/s時(shí)無(wú)法完全蒸發(fā)；當(dāng)煙氣速度為3 m/s時(shí)，雖然能夠滿足熱平衡條件，但由于傳熱時(shí)間條件的限制，即液滴的停留時(shí)間不夠長(zhǎng)，也不能實(shí)現(xiàn)液滴的完全蒸發(fā)；而當(dāng)煙氣速度為4 m/s時(shí)，能夠同時(shí)滿足熱平衡條件和傳熱時(shí)間條件，液滴能夠完全蒸發(fā)。

煙氣速度為4 m/s時(shí)，不同煙氣溫度下的液滴粒徑分布見圖13。

圖13 不同煙氣溫度下的液滴粒徑分布

由圖13可知：在確定的煙氣流速下，隨著煙氣溫度的升高，液滴的蒸發(fā)速度明顯加快。在利用煙道蒸發(fā)技術(shù)進(jìn)行脫硫廢水處理時(shí)，要根據(jù)實(shí)際情況選擇合適的位置抽取能夠滿足蒸發(fā)需求的煙氣，同時(shí)考慮經(jīng)濟(jì)煙氣速度和鍋爐的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

4 結(jié)語(yǔ)

筆者基于所建立的數(shù)學(xué)模型，對(duì)脫硫廢水的蒸發(fā)特性進(jìn)行了研究，所建立的數(shù)值模擬平臺(tái)能夠較合理地獲得液滴在煙氣中蒸發(fā)過程的相關(guān)規(guī)律，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的吻合度較好，并得出以下結(jié)論：

(1)煙氣溫度對(duì)于廢水蒸發(fā)特性的影響較大，溫度的升高將促進(jìn)蒸發(fā)的加速，實(shí)驗(yàn)條件下，當(dāng)煙氣溫度>150 ℃時(shí)，廢水可以在煙道內(nèi)完全蒸發(fā)。

(2)霧化角的變化對(duì)煙道內(nèi)液滴的蒸發(fā)影響較小。

(3)在同等條件下，非均勻粒徑液滴完全蒸發(fā)時(shí)間更長(zhǎng)，其中大直徑液滴對(duì)蒸發(fā)影響較大。

(4)液滴速度>0 m/s的區(qū)域易發(fā)生液滴碰壁，霧化角增加，液滴碰壁量增加，對(duì)蒸發(fā)影響不大，但積灰的風(fēng)險(xiǎn)加大。

(5)在抽取一定量的煙氣進(jìn)行廢水蒸發(fā)處理時(shí)，應(yīng)同時(shí)滿足熱平衡條件和傳熱時(shí)間條件才能保證廢水在有限空間和時(shí)間內(nèi)完全蒸發(fā)。