脫硫廢液霧化蒸發(fā)性能的數(shù)值研究

李德波，趙 寧，馮永新，謝志文

（1.廣東電網(wǎng)有限責任公司電力科學研究院，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

作為酸雨的主要前體物之一，SO2的大量排放是造成我國大面積的酸雨及霧霾的主要原因之一，因此我國不斷加大燃煤電廠煙氣治理力度。目前，大型燃煤電站降低SOx排放主要有以下措施：燃燒前的煤粉脫硫預處理和燃燒后的煙氣脫硫處理。其中煙氣脫硫處理又以石灰石—石膏濕法脫硫工藝為主，該工藝能有效降低煙氣中SOx的排放，脫硫率可達90%以上［1］。然而，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［2］，若直接排放對環(huán)境帶來很大影響，因此必須對其進行無害化處理［3-6］。針對脫硫廢液的無害化處理主要有蒸發(fā)結(jié)晶技術(shù)［7］、主煙道蒸發(fā)技術(shù)、旁路煙道蒸發(fā)技術(shù)［8］。其中，旁路煙道蒸發(fā)技術(shù)中的旋轉(zhuǎn)噴霧干燥工藝近年來受到了國內(nèi)外學者的廣泛關(guān)注［9-10］，其主要流程為：從脫硝反應器及空氣預熱器引出一部分煙氣，與經(jīng)過噴霧干燥塔霧化后的脫硫廢液充分混合，利用煙氣余熱對其進行氣化，使得廢液中的粉塵、無機鹽等隨煙氣進入到電除塵器中，重金屬和氯離子等物質(zhì)跟隨粉塵一起被除塵器捕集，實現(xiàn)“無害化”處理。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，這證明了噴霧干燥技術(shù)的可行性。白璐等人［15］研究了脫硫廢水霧化蒸發(fā)過程中氣固相產(chǎn)物、無機鹽的排放特性和氯元素的遷移轉(zhuǎn)化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)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。馬雙忱［16］等人研究發(fā)現(xiàn)，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，煙氣流速對廢水蒸發(fā)的影響相對較小。張子敬［17］等人利用液滴的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100 μm 且平均粒為徑84 μm 時的霧化綜合成本較低。佘曉利［18］等人通過模擬研究發(fā)現(xiàn)，為了延長顆粒停留時間，使顆粒無貼壁、少團聚，宜采用煙氣旋流方式、三噴嘴、60 μm 霧化粒徑以及600 K 以上的入口煙氣溫度。

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，研究煙氣流量、煙氣溫度、廢液流量、廢液初始溫度以及廢液粒徑對脫硫廢液霧化蒸發(fā)性能的影響。現(xiàn)有研究大多采用純水的物性參數(shù)代替脫硫廢水溶液［19-21］，本文利用NaCl 溶液等效脫硫廢水溶液進行脫硫廢水的霧化蒸發(fā)模擬，更加接近噴霧干燥塔實際工作情況，并且創(chuàng)新性地通過正交試驗得出各因素對脫硫廢液霧化蒸發(fā)性能的影響程度強弱，以期為脫硫廢液噴霧干燥實際應用提供相關(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），塔筒體高17.9 m，塔徑7.2 m，霧化器噴嘴位于塔頂以下1.575 m處，延長煙氣出口以防止回流。霧化器為高速離心霧化器，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［18］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

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）［22］。

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。

氣相組分的湍流方程采用標準k-ε模型［23］，湍流動能k與其耗散率ε的計算方程為式（3）與式（4）。

式（4）中，Gk指由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能，Gb為由浮升力產(chǎn)生的湍流動能，YM為可壓縮湍流中波動膨脹對于總耗散率的影響程度。C1ε，C2ε和C3ε為常數(shù)，其中C1ε= 1.44，C2ε= 1.92，C3ε= 0.09。σk與σε為湍流動能k與其耗散率ε的湍流普朗特數(shù)，其中σk= 1.0，σε= 1.3。Sk與Sε為用戶對于湍流動能k與其耗散率ε的自定義源項。

離散相液滴顆粒的運動方程由式（5）控制［24］。

式（6）中，μ為煙氣的分子粘度，dp為液滴直徑，Re為液滴與煙氣之間的相對雷諾數(shù)，由式（7）計算。Cd為液滴的拖拽系數(shù)，采用的是動力拖拽模型，該模型適用于泰勒類比破碎（TAB）模型［25］，該模型液滴的破碎過程中的形變考慮進來，由式（8）計算

式（8）中，Cd，sphere為臨界球形拖拽系數(shù)，由式（9）計算。y為液滴的形變程度，臨界值y= 0 代表液滴未發(fā)生形變，此時液滴的狀態(tài)為球形；臨界值y= 1 代表液滴處于最大形變狀態(tài)，此時液滴的狀態(tài)為盤形，該值由式（10）定義的二階線性非齊次微分方程求解而得［26］。

式（11）～式（13）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的煙氣溫度，h為對流換熱系數(shù)，由Ranz-Marshell提出的經(jīng)驗式（14）算得［28］。

式（14）中，Nu為液滴的努塞爾數(shù)，k∞為液滴所在位置煙氣的導熱系數(shù)，Red為液滴相對煙氣的雷諾數(shù)，由式（7）計算得到，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，其主要的煙氣成分為N2、CO2、O2、H2O，初始的煙氣成分見表1。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［29］，粒徑分布系數(shù)為1.2。

2 模擬結(jié)果分析與討論

2.1 模擬工況設(shè)置與結(jié)果統(tǒng)計

模擬計算的工況設(shè)置與結(jié)果如表2 所示，其中工況1、工況2、工況3用于討論煙氣流量對于霧化蒸發(fā)性能影響，工況1、工況4、工況5用于討論煙氣溫度對于霧化蒸發(fā)性能影響，工況1、工況6、工況7用于討論廢液流量對于霧化蒸發(fā)性能影響，工況1、工況8、工況9用于討論廢液的初始溫度對于霧化蒸發(fā)性能影響。其中，霧化蒸發(fā)比的定義為煙道出口處相對進口處的氣相增加量占總的液相噴入量份額。由于各工況下廢液液滴均能完全霧化蒸發(fā)，因此統(tǒng)計各工況下霧化液滴的完全蒸發(fā)距離，以此判斷霧化蒸發(fā)效果。

表2 各工況下霧化蒸發(fā)效果Table 2 Atomization evaporation performance under different cases

2.2 煙氣流量對霧化蒸發(fā)性能影響

煙氣流量對于霧化蒸發(fā)性能影響如圖2 所示，各工況下液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布如圖3 所示，可以看出：隨著煙氣流量的增加，液滴的完全蒸發(fā)距離逐漸減小。分析其原因，一方面煙氣流量增加意味著總體帶入熱量增加，另一方面煙氣流量增加，煙氣流速增大，加強了煙氣與液滴的擾動，強化傳熱［21］，因此粒子停留時間減小，液滴更快蒸發(fā)，完全蒸發(fā)距離縮短。

圖2 煙氣流量對于霧化蒸發(fā)性能影響Fig.2 Influence of flue gas flow on atomization and evaporation performance

圖3 各工況下液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布Fig.3 The droplet trajectory in the spray drying tower under different cases

從圖2可以看出，煙氣流量為11.131 kg/s 時，完全蒸發(fā)距離為6.388 m，煙氣流量為7.792 kg/s 時（減小3.339 kg/s），完全蒸發(fā)距離為8.376 m，煙氣流量為14.470 kg/s 時（增加3.339 kg/s），完全蒸發(fā)距離為6.365 m。隨著煙氣流量的增加，完全蒸發(fā)距離的曲線越來越平緩。這是由于煙氣流量的增加會導致煙氣流速的增大，增強擾動的同時也導致霧化顆粒的停留時間相應減少，煙氣與液滴不能充分接觸，造成熱量損耗，并且隨著煙氣流量的增加，這部分原因占比越來越大，因此完全蒸發(fā)距離的曲線會逐漸平緩。在電廠實際運行中，要同時考慮到霧化蒸發(fā)效果和鍋爐運行的安全性，抽取適量的煙氣流量。

2.3 煙氣溫度對霧化蒸發(fā)性能影響

煙氣溫度對于霧化蒸發(fā)性能影響如圖4 所示，各工況下液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布如圖5 所示?？梢钥闯觯禾嵘裏煔鉁囟葘γ摿驈U液的霧化蒸發(fā)有利。這是因為煙氣溫度升高，煙氣與霧化液滴之間的溫度差增大，擴散泳力和熱泳力作用增強，傳熱傳質(zhì)條件良好，液滴蒸發(fā)速度加快［30］，完全蒸發(fā)距離變短。此外，由液滴蒸發(fā)，沸騰公式（13）可知，液滴的蒸發(fā)速率（失重速率）正比于煙氣與液滴的溫度差。

圖4 煙氣溫度對于霧化蒸發(fā)性能影響Fig.4 Influence of flue gas temperature on the performance of atomization and evaporation

圖5 各工況下液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布Fig.5 The droplet trajectory in the spray drying tower under different cases

觀察圖4，煙氣溫度同樣提升20 ℃，工況1的完全蒸發(fā)距離的減小值卻是工況4的1.7倍。由圖4可以得出，隨著煙氣溫度的升高，液滴在干燥塔中完全霧化蒸發(fā)所需的距離會越來越短，但其降幅會逐漸減小。這是因為液滴的蒸發(fā)與蒸汽壓差有關(guān)，而隨著煙氣溫度的升高，霧化液滴周圍形成飽和蒸汽壓所用的時間越來越短，故霧化液滴蒸發(fā)速率的增幅減?。?8］，完全蒸發(fā)距離的曲線趨于平緩。

2.4 廢液流量對霧化蒸發(fā)性能影響

廢液流量對于霧化蒸發(fā)性能影響如圖6 所示，各工況下液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布如圖7 所示，可以看出：隨著廢液流量的增加，完全蒸發(fā)距離逐漸延長，因此降低廢液流量對脫硫廢液的霧化蒸發(fā)有利。一方面在相同的煙氣流量下，輸入的熱量是一定的，需要處理的廢液越多，廢液霧化蒸發(fā)所需的時間越多，另一方面，廢液流量越多，霧化過程中產(chǎn)生的大粒徑液滴更多［31］，這部分液滴完全蒸發(fā)需要更多的時間，完全蒸發(fā)距離更長。因此需要合理設(shè)計噴霧干燥塔霧化的廢液流量。

圖6 廢液流量對于霧化蒸發(fā)性能影響Fig.6 Influence of waste water flow rate on atomization evaporation performance

圖7 各工況下液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布Fig.7 The droplet trajectory in the spray drying tower under different cases

2.5 廢液初始溫度對霧化蒸發(fā)性能影響

廢液初始溫度對于霧化蒸發(fā)性能影響如圖8 所示，各工況下液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布如圖9所示。從圖8可以看出：廢液初始溫度由25 ℃提升至75 ℃后，完全蒸發(fā)距離由6.388 m減小為6.213 m，僅減小了0.175 m。觀察圖9，可以發(fā)現(xiàn)各工況下液滴的運動軌跡沒有明顯差別。由此可得出完全蒸發(fā)距離隨著廢液初始溫度的提高逐漸減小，但是其減小的幅度十分有限。這是因為廢液初始溫度越高，需要吸收的熱量越少，越快達到蒸發(fā)溫度。但是這部分熱量相對于煙氣所攜帶的熱量而言僅占很小的比例［19］，故霧化液滴初始溫度的改變對其完全蒸發(fā)距離的影響不大。在電廠實際運行中，雖然可以通過提高廢液初始溫度改善脫硫廢液的霧化蒸發(fā)過程，但是其作用十分有限。

圖8 廢液初始溫度對于霧化蒸發(fā)性能影響Fig.8 Influence of initial temperature of waste water on atomization evaporation performance

2.6 霧化粒徑對霧化蒸發(fā)性能影響

液滴粒徑對霧化蒸發(fā)性能的影響如表3 所示，圖10 為各粒徑液滴在噴霧干燥塔中的運動軌跡?？梢钥闯觯S著粒徑的增加，液滴的軌跡將往干燥塔尾部擴散，即完全蒸發(fā)距離延長，霧化蒸發(fā)效果降低。液滴粒徑為5 μm時與液滴粒徑為60 μm時，兩者霧化蒸發(fā)效果相差不大，考慮到霧化成本等因素，選擇液滴霧化粒徑為60 μm時更為經(jīng)濟有效。為了討論各條件對于液滴氣化的影響程度對比，下面采用正交法研究各因素對液滴霧化蒸發(fā)性能影響。

圖9 各工況下液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布Fig.9 The droplet trajectory in the spray drying tower under different cases

表3 液滴粒徑對霧化蒸發(fā)性能影響Table 3 Influence of droplet size on the performance of atomization and evaporation

圖10 各粒徑液滴在噴霧干燥塔中的軌跡分布Fig.10 The droplet trajectory of different particle sizes in the spray drying tower

2.7 各工況下霧化蒸發(fā)性能正交試驗結(jié)果

采用正交法對霧化蒸發(fā)性能進行研究，其中包含煙氣流量、煙氣溫度、廢液流量、廢液初始溫度、霧化粒徑5 個因素，每個因素設(shè)置3 個水平，總共18 個工況，各因素對液滴霧化蒸發(fā)性能的正交結(jié)果如表4 所示。正交測試的結(jié)果表明，工況19、工況21、工況24、工況27、工況28、工況29 的霧化蒸發(fā)比不能達到100%，其中工況21的霧化蒸發(fā)比最低，只有90.39%。這是因為對比其他工況，該工況煙氣流量最少，廢液流量最多，煙液比最大，且廢液初始溫度最低，因此輸入熱量不足，霧化蒸發(fā)條件惡劣，不能完全將脫硫廢水霧化蒸發(fā)。根據(jù)各工況完全蒸發(fā)距離的極差R值進行比對后發(fā)現(xiàn)，影響液滴霧化蒸發(fā)性能的因素從強到弱排序為：煙氣流量＞廢液流量＞煙氣溫度＞廢液初始溫度＞霧化粒徑。

表4 各因素對液滴霧化比的正交表Table 4 Orthogonal table of each factor to the droplet atomization ratio

3 結(jié)論

1）煙氣流量和溫度對廢液霧化蒸發(fā)性能影響明顯；煙氣流量越大、溫度越高，廢液液滴蒸發(fā)速度越快，完全蒸發(fā)距離越短；廢液流量越小、初始溫度越高，廢液液滴蒸發(fā)所需時間越少，完全蒸發(fā)距離越短；降低廢液液滴霧化粒徑，有利于改善脫硫廢液的霧化蒸發(fā)效果。

2）各因素正交測試的結(jié)果表明，影響液滴霧化蒸發(fā)性能的因素從強到弱排序為：煙氣流量＞廢液流量＞煙氣溫度＞廢液初始溫度＞霧化粒徑。

3）在電廠實際運行中，要同時考慮到霧化蒸發(fā)效果和鍋爐運行的安全性，抽取適量的煙氣流量，合理設(shè)計噴霧干燥塔處理的廢液流量。

4）綜合各因素考慮，選擇液滴霧化粒徑為60 μm時更為經(jīng)濟有效。