鼓型結(jié)構(gòu)旋轉(zhuǎn)霧化脫酸塔煙氣脫酸特性分析

李思瑩，胡佳密，葉學民

（華北電力大學 能源動力與機械工程學院，河北 保定 071003）

0 引言

垃圾焚燒處理相較傳統(tǒng)填埋處理方式而言具有占地少、處理周期短、可回收焚燒余熱等優(yōu)點；但垃圾焚燒過程中會產(chǎn)生大量酸性氣體，如處理不當易造成二次污染。

旋轉(zhuǎn)霧化脫酸塔是垃圾焚燒煙氣處理的關(guān)鍵設備。深入研究脫酸塔內(nèi)部流動特征及煙氣脫酸性能，對于提高脫酸塔性能具有重要意義。

文獻[1,2]分析了相對濕度和噴淋方式對脫酸反應速率的影響。文獻[3]通過研究得到了液氣比對降溫效果和脫酸效率的影響。文獻[4]討論了煙氣量、酸性氣體濃度等因素對脫硫效率的影響。文獻[5]研究了微波輻照下，脫除劑性質(zhì)的改變對脫酸率的影響。文獻[6,7]通過實驗研究了煙氣流速、溫度和pH值等運行參數(shù)對塔內(nèi)酸性氣體脫除效率的影響。另外，還有學者利用數(shù)值模擬方法對脫酸塔內(nèi)部流動和化學反應狀態(tài)進行理論研究，分析了煙氣流速、污染物濃度、霧化盤轉(zhuǎn)速和噴霧劑流量等運行參數(shù)對脫酸塔內(nèi)流場特征及脫酸率的影響[8-10]。

目前，關(guān)于脫酸塔的研究多集中在運行參數(shù)變化對酸性氣體脫除率的影響，在提高脫酸率方面的研究結(jié)論主要體現(xiàn)在增加脫酸劑用量或霧化盤轉(zhuǎn)速[11]等方面，而未關(guān)注脫酸塔本體結(jié)構(gòu)。

考慮到通過改變脫酸塔本體結(jié)構(gòu)來提高其脫酸率是一種更加節(jié)能高效的方式，本文以某旋轉(zhuǎn)霧化脫酸塔為對象，在原筒體結(jié)構(gòu)基礎上，提出一種鼓型、內(nèi)壁有導流帶的新型塔體結(jié)構(gòu)，并通過仿真計算驗證所提模型的可靠性，從而為脫酸塔的結(jié)構(gòu)設計提供參考。

1 物理模型改進及網(wǎng)格劃分

某旋轉(zhuǎn)噴霧干燥脫酸塔物理模型如圖1（a）所示。該脫酸塔主體高11.14 m、圓筒體直徑8.5 m。脫酸塔頂部有直徑2.2 m、高度1.75 m的類蝸殼煙氣進口裝置。脫酸劑霧化盤直徑0.215 m，4個注射孔直徑9 mm，布置在高度為11 m的位置。煙氣經(jīng)進口裝置流入并與脫酸劑反應后由下部直徑1.7 m的煙氣出口流出。底部椎體高度為7.3 m。煙氣與脫酸劑總體上呈順流式混合。已有的實驗和理論研究表明，脫酸塔內(nèi)煙氣中的HCl脫除率大于99%，而SO2脫除率僅為59%。

圖1 脫酸塔物理模型Fig. 1 Physical models of the deacidification tower

為改進脫酸塔的內(nèi)流特征以進一步提高 SO2脫酸率，本文提出的改進模型如圖1（b）所示：塔體采用鼓型結(jié)構(gòu)，最大直徑為11 m；內(nèi)壁上附有螺距為2 m、寬度為1.1 m的螺旋式煙氣導流帶；其余結(jié)構(gòu)參數(shù)不變。

將模型導入Mesh中進行網(wǎng)格劃分。選用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

為驗證網(wǎng)格無關(guān)性，選取數(shù)量為 38萬、64萬、118萬、153萬的網(wǎng)格數(shù)進行模擬。結(jié)果表明，與網(wǎng)格數(shù)為38萬時的計算結(jié)果相比：當網(wǎng)格數(shù)為64萬時，出口流量提升0.11%；網(wǎng)格數(shù)為118萬時，提升0.24%；153萬時，提升0.26%。綜合考慮計算效率，選取以網(wǎng)格數(shù)118萬為計算標準。

改進前后的模型網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

圖2 脫酸塔網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig. 2 Results of deacidification tower meshing division

2 塔內(nèi)流場計算條件

2.1 初始計算條件及假設

（1）忽略脫酸漿液流動管道、霧化噴嘴等構(gòu)件對脫酸塔內(nèi)煙氣流動的局部擾動。

（2）將脫酸漿滴視為離散相，不考慮漿滴間的摩擦碰撞等相互作用力。

（3）將煙氣視為不可壓縮流體，忽略溫度對煙氣密度、粘度等特性的影響。

（4）煙氣在塔內(nèi)做三維、定常、湍流流動。（5）石灰漿滴在整個過程中保持球形。

2.2 計算模型及邊界條件

利用Fluent模擬塔內(nèi)煙氣流動過程。

連續(xù)相計算采用Realizablek-ε模型?？紤]煙氣垂直于進口截面進入塔內(nèi)，在進口處速度均勻分布，出口處壓力均勻分布；故連續(xù)相邊界條件設置為“速度入口”及“壓力出口”。進口煙氣溫度為463.15 K，煙氣流速為9.22 m/s；出口煙氣溫度為425.15 K，壓力為-250 Pa。塔體其余部分均設置為固體壁面。霧化盤轉(zhuǎn)速為1×104r/min。

離散相計算采用 DPM 模型。脫酸劑通過injection方式注入塔內(nèi)。石灰漿液總的質(zhì)量流量為0.3 kg/s，溫度為293.15 K。漿液從霧化器的4個出口注入塔內(nèi)，速度的大小和方向由霧化器轉(zhuǎn)速、漿液體積流量及霧化器孔徑大小決定。經(jīng)計算，液滴在霧化器出口處的速度約為112 m/s，與圓周切向間的夾角為0.05°。

利用 Barracuda軟件模擬煙氣與脫酸漿滴間的化學反應?；瘜W反應速率系數(shù)采用 Arrhenius定律進行描述。液滴的化學反應過程采用非均相模擬。

將本文所得計算模擬結(jié)果與文獻[12]的實驗結(jié)果進行數(shù)據(jù)對比：HCl的脫除率分別為99.62%和 93.77%，SO2的脫除率分別為 82.07%和83.93%。脫酸率數(shù)據(jù)基本吻合，因此文中采用的數(shù)值模擬方法正確可靠。

3 塔內(nèi)過程對比分析

3.1 流動特征對比

無噴霧情形下，脫酸塔內(nèi)煙氣流動特性模擬結(jié)果如圖3和圖4所示。

圖3 原模型塔內(nèi)流動特征計算結(jié)果Fig. 3 Calculation results of flow characteristics in the original model tower

圖4 改進模型塔內(nèi)流動特征計算結(jié)果Fig. 4 Calculation results of flow characteristics in the improved model

圖3（a）和圖4（a）表明，雖然在改進前后2種模型中均存在著大小不等的回流區(qū)，但改進后的模型中回流區(qū)更多、煙氣速度更低，這說明煙氣在該區(qū)域的停留時間得到延長[13]。該結(jié)果表明，模型的改進有利于延長煙氣與脫酸劑混合時間，從而強化了脫酸過程。

由圖3（b）和圖4（b）可知，受蝸殼入口影響，2模型中的煙氣沿切向進入，在塔內(nèi)運動過程總體上均呈螺旋式下降趨勢；模型改進后，煙氣流動路徑更長，煙氣在脫酸塔內(nèi)的停留時間增加。

圖3（c）和圖4（c）表明，由2種模型的塔壁到塔中心，煙氣流速逐漸減小，在脫酸塔中心軸線附近區(qū)域流速達到最低。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，在改進模型中，速度分布更加均勻，煙氣流速更低且低速區(qū)域范圍更大。

煙氣必須在塔內(nèi)停留足夠長的時間，才可以使酸性氣體被充分吸收，使生成物中所含的水分蒸發(fā)；因此，平均停留時間是脫酸塔設計中非常重要的參數(shù)[14]。經(jīng)模型計算，在相同進出口條件下，煙氣在原模型中的平均停留時間為27.84 s，在改進模型中的平均停留時間提高至38.38 s。

加入離散相液滴后，不同塔高截面上的流場速度分布如圖5和圖6所示。

圖5 原模型不同高度處的速度分布計算結(jié)果Fig. 5 Calculation results of velocity distribution at different heights of the original model

圖6 改進模型不同高度處的速度分布計算結(jié)果Fig. 6 Calculation results of velocity distribution at different heights of the improved model

圖5（a）和圖6（a）表明：速度分布在霧化盤出口區(qū)域受液滴影響顯著。由于模型所采用的汽液比較大，在靠近塔壁附近的位置，煙氣受入口處蝸殼結(jié)構(gòu)影響而逆時針流動[15]。對于改進模型，在霧化盤附近，速度場分布由液滴影響下的高速變?yōu)闊煔庥绊懴碌牡退?。此過程說明，較原模型而言，在改進模型中，煙氣對速度場的影響更大，與液滴之間的相互作用更強烈。

由圖5（b）（c）和圖6（b）（c）可知，煙氣在脫酸塔內(nèi)總體以逆時針方向向下旋轉(zhuǎn)流動。在改進后的模型中，任意高度截面的平均速度均小于原模型中的速度。此結(jié)果與僅有連續(xù)相時的仿真計算結(jié)果相同。

影響化學反應速率的另一重要因素是液滴的直徑。液滴平均粒徑的減小可使其表面積增大，從而增加液滴與煙氣接觸并進行化學反應的面積，提高反應塔對酸性氣體的脫除效率。

利用DPM模型中的breakup選項對液滴的破碎過程進行跟蹤模擬。結(jié)果顯示，在相同條件下，原模型中液滴的平均粒徑為65.38 μm，改進模型中液滴平均粒徑減小為64.55 μm。此結(jié)果與文獻[16]的實驗結(jié)果相吻合。

3.2 生成物分布

在相同進口條件下，一定時間內(nèi)反應物的生成量可說明化學反應發(fā)生的速度。

圖7所示為70 s時，生成物在脫酸塔內(nèi)分布的計算結(jié)果。由圖7（a）（b）可知，在原模型中，脫酸劑在剛離開霧化器時保持順時針方向流動，在與煙氣短暫接觸后受煙氣影響轉(zhuǎn)變?yōu)槟鏁r針方向流動。在此過程中，大量液滴與煙氣進行反應并擴散到塔內(nèi)。

圖7 生成物分布計算結(jié)果Fig. 7 Calculation results of product distribution

圖7（c）（d）表明，在改進模型中，脫酸劑幾乎沒有維持原有順時針流動就與煙氣相互作用而擴散至塔內(nèi)。此過程說明塔中煙氣與液滴相互作用更加強烈，生成物分布更加均勻。

在2種模型中，生成物在脫酸塔中心處的濃度均高于塔壁附近，其主要原因是脫酸塔中心區(qū)域流速較低，反應物之間的接觸時間更長。文獻[17]認為，一定條件下的 SO2脫除率隨 CaCl2濃度增加而提高。由圖7（a）（c）可知，相同時間內(nèi)，在改進模型中生成了更多CaCl2，這說明模型的改進有利于增強SO2的整體脫除效果。

3.3 酸性氣體分布

酸性氣體的分布特征是反應脫酸率的另一個重要指標。

圖8所示為酸性氣體在脫酸塔內(nèi)分布的計算結(jié)果。

圖8 酸性氣體分布計算結(jié)果Fig. 8 Calculation results of acid gas distribution

圖8（a）（c）表明，HCl的脫除反應主要在脫酸塔的上半部分進行。當煙氣流動至底部椎體附近時，HCl脫除基本已完成。在進口裝置下方，HCl氣體濃度變化最大，其主要原因是初始漿滴速度與煙氣間的差距較大，兩相間存在強烈的相互作用。文獻[18]認為，煙氣脫酸過程主要發(fā)生在霧化器出口0.75 m左右的范圍內(nèi)，此范圍外脫酸速率沒有明顯變化。

由圖8（b）（d）可知，SO2在剛進入塔內(nèi)時濃度變化較大，其原因與HCl脫除速率變化原因一致。

相較 HCl而言，SO2在整個塔內(nèi)空間中的脫除速率較慢，其主要原因[19]是相同溫度下HCl的各項反應速率系數(shù)均大于 SO2；因此，在相同的反應條件和反應時間下，漿液液滴會優(yōu)先與 HCl發(fā)生脫除反應。此外，HCl和 SO2在與 Ca(OH)2反應時存在競爭性吸收的關(guān)系[20]。在煙氣進入塔內(nèi)與脫酸劑混合時，由于煙氣中HCl含量較高，從而影響了脫酸劑對SO2的吸收。

在改進模型中，酸性氣體濃度變化突出的位置更加靠近煙氣入口。這表明，此處的傳熱傳質(zhì)效果更強。

在改進模型中，塔內(nèi)酸性氣體的含量低于原模型，這主要歸因于其合理的結(jié)構(gòu)使得煙氣與脫酸劑充分混合，提高了化學反應進行的速率并延長反應時間。

酸性氣體的脫除率計算結(jié)果如表1所示。由表 1可知，模型改進后，SO2的脫除率提高了4.98%，而HCl的脫除率略微下降，其原因可能是2種酸性氣體的競爭性吸收。

表1 進出口酸性氣體參數(shù)對比Tab. 1 Comparison of inlet and outlet acid gas parameters kg/s

總體上來看，在沒有增加額外能耗情況下，通過改進脫酸塔筒體結(jié)構(gòu)可有效提高酸性氣體的脫除率。

4 結(jié)論

為改善內(nèi)部流動特性進而提高其脫酸率，對脫酸塔本體結(jié)構(gòu)進行了改進：采用鼓型主體結(jié)構(gòu)并在內(nèi)壁增加螺旋形煙氣導流帶。

改進后，煙氣流動更合理：煙氣流速更低、煙氣與脫酸劑間的相互作用更加強烈。在相同條件下，原模型中煙氣平均停留時間為27.84 s，脫酸劑粒徑為65.38 μm；改進模型中停留時間提高至38.38 s，脫酸劑粒徑減小為64.55 μm。

改進后，脫酸效果得到改善：SO2脫除率提高了近5%。