李德波 ，2，趙 寧 2，馮永新 2，謝志文

（1.廣東電網(wǎng)有限責任公司電力科學(xué)研究院，廣東 廣州 510080；2.廣東電科院能源技術(shù)有限責任公司，廣東 廣州 510080）

0 引言

根據(jù)《中國統(tǒng)計年鑒2020》數(shù)據(jù)，2019年全國全口徑發(fā)電量中，煤電占比62.15%，核電占比4.76%，并網(wǎng)風電占比5.53%，并網(wǎng)太陽能發(fā)電占比3.05%［1］。由此可以得出，燃煤電廠依舊是發(fā)電主力，而煤炭的燃燒會產(chǎn)生大量的SO2，直接排放會對環(huán)境造成嚴重污染［2］。因此大多數(shù)燃煤電廠都進行了煙氣脫硫處理，石灰石—石膏濕法脫硫工藝由于脫硫率高、適應(yīng)性廣、技術(shù)最為成熟等特點成為應(yīng)用最廣泛的煙氣脫硫技術(shù)［3-5］。但是濕法脫硫中的循環(huán)液會不斷聚集粉塵、重金屬元素和氯離子，形成污染危害程度較高的脫硫廢液［6］，必須進行無害化處理后才能排放。傳統(tǒng)的處理脫硫廢液的方法為“三聯(lián)箱”化學(xué)沉淀工藝，需要經(jīng)過中和、絮凝、混凝、沉淀等過程，雖然該工藝能處理脫硫廢水中的懸浮物，膠狀物質(zhì)，重金屬離子等絕大多數(shù)污染物，滿足達標排放標準，但是不能去除廢液中的一些鹽分，因此這部分水無法回收利用，直接向大自然排放會引起水體和土壤鹽堿化等問題［7-8］。為了解決此問題，國內(nèi)外學(xué)者提出了旋轉(zhuǎn)噴霧干燥技術(shù)，該技術(shù)利用高效霧化噴嘴將脫硫廢水霧化為小液滴，以空預(yù)器前引出的煙氣作為熱源，兩者在單獨設(shè)置的噴霧干燥塔中充分混合，煙氣余熱將廢水完全蒸發(fā)，使廢水中的污染物轉(zhuǎn)化為固態(tài)結(jié)晶物或鹽類，隨飛灰一起在除塵器內(nèi)被捕集，實現(xiàn)脫硫廢水的零排放［9-10］。該技術(shù)除了能實現(xiàn)脫硫廢液的無害化處理外，還能有效提高電除塵器的除塵效率，這主要是由于脫硫廢水的噴入，煙氣相對濕度增加，降低了粉煤灰的比電阻，可以防止和減弱高比電阻粉塵的反電暈［11］。針對噴霧干燥技術(shù)，學(xué)者們開展了相關(guān)研究工作。DENG［12］等、JIANC等［13］研究表明脫硫廢水霧化蒸發(fā)不會對除塵器產(chǎn)生負面影響，劉勇等［14］研究表明脫硫廢水霧化蒸發(fā)對除塵器出口PM2.5濃度影響不大，這說明該技術(shù)是可行的。李響等［15］研究了氯揮發(fā)的影響規(guī)律及濃縮過程溶液中離子成分的變化規(guī)律和物質(zhì)遷移規(guī)律，發(fā)現(xiàn)Ca、Mg含量較高的脫硫廢水更容易在濃縮過程中有較多的氯離子揮發(fā)，NaC1、KCI溶液中氯離子無逃逸現(xiàn)象。白璐等人［16］關(guān)于脫硫廢水中的氯離子的遷移轉(zhuǎn)化規(guī)律的研究表明，脫硫廢水蒸發(fā)后排放產(chǎn)物主要為含有無機鹽的粉煤灰和含有HCl的氣體，產(chǎn)物主要成分為莫來石、SiO2、Al2O3、KC1、MgSO4、CaSO4-0.5H2O。在霧化蒸發(fā)性能特性方面，吳帥帥［17］等，馬雙忱［18］等研究表明，煙氣溫度越高，液滴完全蒸發(fā)所需時間越短，液滴初始直徑越大，蒸發(fā)時間越長，最佳的煙氣溫度為134℃以上，最佳的霧化液滴初始直徑為10～60μm。張子敬［19］等人利用Rosin-Rammler粒徑分布法對脫硫廢水的霧化蒸發(fā)研究發(fā)現(xiàn)，液滴蒸發(fā)效果受到煙氣的加熱作用與蒸汽在煙氣中的擴散作用共同影響，最大粒徑為100μm且平均粒為徑84μm時的霧化綜合成本較低。

本文針對脫硫廢液在噴霧干燥塔中的霧化蒸發(fā)性能展開模擬研究工作，采用離散相耦合的計算方法分析廢液在噴霧干燥塔中的霧化蒸發(fā)過程，研究噴射點位置、噴射半徑對脫硫廢液霧化蒸發(fā)性能的影響?，F(xiàn)有研究大多采用純水的物性參數(shù)代替脫硫廢水溶液［17，20-21］，與實際的脫硫廢水有較大差異，因此本文利用NaCl溶液等效脫硫廢水溶液進行開展模擬研究，得出了最佳的噴射點位置及霧化半徑，以期為脫硫廢液噴霧干燥實際應(yīng)用提供相關(guān)參考。

1 研究對象與計算方法

本文研究對象為某600 MW電站燃煤機組的噴霧干燥塔（如圖1），其詳細尺寸外形圖如圖2所示，延長煙氣出口以避免回流的影響。霧化器采用高速離心霧化器，有利于霧化后的液滴與煙氣充分混合，強化霧化蒸發(fā)效果。煙氣的物性參數(shù)如表1所示。有研究［22］表明可以利用鹽水代替脫硫濃縮液進行實驗，蒸發(fā)實驗表明Cl離子為10萬ppm濃縮液與10%NaCl溶液具有一定等效性。采用Gambit軟件對幾何模型使用進行劃分，經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性測試后，選取網(wǎng)格總數(shù)為79萬既能滿足計算精度又能節(jié)約計算成本。

圖1 噴霧干燥塔幾何模型及網(wǎng)格劃分示意圖Fig.1 Schematic diagram of spray drying tower and grid division

圖2 噴霧干燥塔詳細尺寸外形圖Fig.2 Detailed size outline drawing of spray drying tower

表1 煙氣物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of flue gas

采用Fluent 15.0開展了數(shù)值模擬研究工作。其主要計算模型如下：

氣相組分的連續(xù)性（質(zhì)量守恒）方程為式（1），動量方程為式（2）［23］。

式（1）中，Sm為由離散項液滴向連續(xù)項煙氣蒸發(fā)產(chǎn)生的質(zhì)量源項。

式（2）中，p為靜壓，ρg→為重力體積力，F(xiàn)→為離散項液滴產(chǎn)生的作用力，μ為分子粘度，I為單位張量。

離散相液滴顆粒的運動方程由式（3）控制［24］。

式（3）中，mp為液滴質(zhì)量，u→為氣相流體速度，u→p為液滴速度，ρ為氣相流體密度。ρp為液滴的密度，F(xiàn)→為附加力，由于液滴的密度遠大于煙氣的密度，所以該項可以忽略不計。離散項液滴的加熱，蒸發(fā)與沸騰過程的熱量交換方程分別由式（4）、式（5）、式（6）控制［25］。

式（4）、式（5）、式（6）中，Tp(t)為液滴當前溫度，Tvap為液滴氣化溫度，Tbp為液滴沸點，hfg為液滴的汽化潛熱，cp為液滴的定壓比熱容，Ap為液滴的表面積，T∞為液滴當前位置對應(yīng)的煙氣溫度，h為對流換熱系數(shù)，由Ranz-Marshell提出的經(jīng)驗式（7）算得［26］。

式（7）中，Nu為液滴的努塞爾數(shù)；k∞為液滴所在位置煙氣的導(dǎo)熱系數(shù)；Red為液滴相對煙氣的雷諾數(shù)；Pr為煙氣的普朗特數(shù)。

本研究的其他模型設(shè)置如下：氣相模型采用組分輸運模型［27］，其主要的煙氣成分為N2、CO2、O2、H2O，初始的煙氣成分見表1。氣相組分的湍流方程采用對射流模擬準確性更高的Realizablek-ε模型［28］，動力拖拽模型采用泰勒類比破碎（TAB）模型［29］，液滴的霧化模型采用錐形霧化中的空錐模型，其中，霧化角為89°，霧化內(nèi)徑0.23 m，霧化后的粒徑分布遵循Rosin-Rammler分布［30］，粒徑分布系數(shù)為1.2。

2 模擬結(jié)果分析與討論

2.1 噴射點位置對霧化蒸發(fā)特性的影響

不同噴射點位置下的霧化蒸發(fā)特性如表2所示，以工況C1為基準工況，噴射點位置位于干燥塔塔頂下方1.575 m處，每增加0.075 m設(shè)置一個工況，共6個工況。其中，未完全蒸發(fā)比定義為未完全蒸發(fā)的廢液流量與干燥塔輸入的廢液總流量之比，最大蒸發(fā)距離定義為粒子的最大蒸發(fā)位置與噴射點位置之差。從表2中可以看出，工況C1-C6的未完全蒸發(fā)比在0～0.2%之間，這說明各工況的氣液兩相混合充分，霧化蒸發(fā)效果良好，可以近似認為完全蒸發(fā)。

表2 不同噴射點位置下的霧化蒸發(fā)特性Table 2 Atomization and evaporation characteristics under different spray point positions

噴射點位置對霧化蒸發(fā)特性的影響如圖3所示，最大蒸發(fā)距離越短，說明廢液越快蒸發(fā)，霧化蒸發(fā)效果越好，因此工況C4即噴射點位置在塔頂下方1.8 m處時，霧化蒸發(fā)效果最佳。工況C1與C4在x=0截面處的湍動能云圖如圖4所示，從圖中可以看出，相比于工況C1，C4的煙氣與液滴的擾動范圍更大，更均勻，因此C4的霧化蒸發(fā)效果優(yōu)于C1。

圖3 噴射點位置對于霧化蒸發(fā)特性影響Fig.3 Influence of spray point position on atomization and evaporation characteristic

圖4 C1與C4的湍動能云圖（x=0）Fig.4 Turbulent kinetic energy cloud diagrams of C1 and C4（x=0）

2.2 霧化半徑對霧化蒸發(fā)性能影響

不同霧化半徑下的霧化蒸發(fā)特性如表3所示，以工況C1為基準工況，噴射半徑為0.115 m，以0.015 m為差值，共設(shè)置4個工況。觀察表3，可以看出，C1的未完全蒸發(fā)比為0.017%，C7的未完全蒸發(fā)比為0.002%，均可認為完全蒸發(fā)。

表3 不同霧化半徑下的霧化蒸發(fā)特性Table 3 Atomization evaporation characteristics under different atomization radius

圖5 霧化半徑對于霧化蒸發(fā)特性影響Fig.5 Influence of atomization radius on atomization and evaporation characteristic

2.3 霧化蒸發(fā)效果最佳工況

前文探究了噴射點位置、噴射半徑對霧化蒸發(fā)特性的影響，采用控制變量法對噴射點位置及噴射半徑進行了正交試驗，噴射點位置設(shè)置6個水平，噴射半徑設(shè)置4個水平，總共得到24個工況。當噴射半徑為0.115 m時，C4為最佳工況，當噴射點位置為1.575 m時，C1為最佳工況。將這兩個工況與其他工況進行對比，可得出最佳的噴射點位置與噴射半徑的組合工況。工況設(shè)置與結(jié)果統(tǒng)計如表4所示。

表4 各工況下霧化蒸發(fā)效果Table 4 Atomization evaporation performance under different cases

圖6為噴射點位置與霧化半徑對霧化蒸發(fā)特性的協(xié)同影響，從圖中可以看出，工況C17的霧化蒸發(fā)效果最好，雖然C22的最大蒸發(fā)距離為各工況下的最小值，但其未完全蒸發(fā)比最高，為0.916%，綜合考慮，最佳工況為C17。

圖6 噴射點位置與霧化半徑對霧化蒸發(fā)特性的協(xié)同影響Fig.6 The synergistic effect of spray point position and atomization radius on the characteristics of atomization and evaporation

圖7為工況C17與C22的液滴運動軌跡圖，從圖中可以看出，當霧化液滴噴出后，C17的氣液兩相擾動更為強烈，更為持久，因此其霧化蒸發(fā)效果優(yōu)于C22，故最佳的噴射點位置與霧化半徑組合工況為1.8 m與0.13 m。

圖7 C17和C22的液滴軌跡分布Fig.7 Droplet trajectory distribution of C17 and C22

3 結(jié)論

1）當霧化半徑為0.115 m時，噴射點位置布置在干燥塔塔頂下方1.8 m處，霧化蒸發(fā)效果最佳。

2）當噴射點位置在干燥塔塔頂下方1.575m處時，0.115 m的霧化半徑為最佳值。

3）不同因素組合試驗結(jié)果表明，噴射點位置布置在塔頂下方1.8 m處，霧化半徑為0.13 m能達到最理想的霧化蒸發(fā)效果。