脫硫廢水高溫旁路干燥塔蒸發系統仿真研究

凌衛平，虞 斌，許 蕾，陳 晨，方瑋瑋

（南京工業大學機械與動力工程學院，江蘇南京 211816）

燃煤電廠排放物對環境危害大，不符合我國“碳達峰、碳中和”戰略要求［1］，必須進行治理。燃煤電廠排放物的含硫廢水，一般采用干法、濕法或半干法處理，其中濕法石灰石- 石膏脫硫技術［2］工業應用最廣泛。石灰石- 石膏脫硫裝置排放的脫硫廢水［3］需要做進一步無害化處理，虞斌等［4］研發了一種新型脫硫廢水零排放處理系統，該系統綜合利用分離式相變換熱技術［5］、多效蒸發濃縮技術［6］以及噴霧干燥固化技術，通過多效蒸發將廢水濃縮倍率控制在8～10［7］，通過噴霧干燥實現濃縮廢水的固化。

噴霧干燥技術的應用需要解決兩個問題，一是提供大量的熱能，二是提高液滴蒸發的效率。鍋爐煙氣含有大量余熱［8-9］，作為噴霧干燥的熱源，可以實現含硫廢水和煙氣余熱的雙向利用，基于此設計的高溫煙氣旁路噴霧干燥技術已經引發廣泛關注。高溫煙氣旁路噴霧干燥技術也稱高溫旁路蒸發塔技術，采用高溫煙氣與脫硫廢水噴霧液滴直接接觸方式換熱，換熱過程中液滴的蒸發特性直接影響干燥效率，是技術優化和改進的重要評價指標，許多研究人員采用理論計算和實驗方法進行相關研究，獲取了有一定參考價值的研究成果。

P Ceidk 等［10］提出了平均液滴直徑和氣流之間的經驗關系，液滴流速一定，平均液滴直徑隨氣體流速增加而減小。Xinglian Ye 等［11］利用熱重分析儀研究了脫硫廢水液滴蒸發和結晶特性影響因素，發現升溫速率越高，蒸發和結晶速率越高，液滴體積的增加會使得液滴結晶的速率降低。Zhengxing Liang 等［12］的研究表明，在液滴蒸發后期，含鹽量較高的液滴需要更多的時間和距離才能完全蒸發。Jiangtao Fu 等［13］試驗發現，在不同鍋爐負荷條件下，煙氣溫度和速度的提高有利于液滴的蒸發。

計算流體動力學（CFD）數值模擬軟件可以描述液滴群的蒸發過程，已有研究人員將其運用于廢水蒸發研究［14-15］。針對目前脫硫廢水噴霧蒸發數值模擬研究以純水蒸發代替脫硫廢水蒸發的實際情況，文中進一步將高濃度脫硫廢水蒸發后形成的固體結晶物對蒸發效果的影響納入考慮，通過建立漸擴式入口蒸發塔結構模型，采用DPM 離散相計算模型，模擬高濃度脫硫廢水在旁路噴霧干燥塔內的蒸發過程，討論脫硫廢水在塔內的蒸發機理。

1 噴霧干燥塔物理模型建立

1.1 物理模型

某燃煤電廠采用旁路高溫噴霧干燥塔技術處理脫硫廢水，脫硫廢水在塔內通過三流體噴嘴霧化成液滴，高溫煙氣從漸擴式入口進入塔內，脫硫廢水霧化液滴接觸高溫煙氣后迅速蒸發。噴霧干燥塔外形總體為立式三段式結構，塔體的總長度10 000 mm，高溫煙氣入口直徑1 400 mm，上錐段長2 000 mm，中間圓筒段直徑2 800 mm、長度7 000 mm，下錐段長2 000 mm。

建立噴霧干燥塔幾何模型，采用結構化網格對模型進行劃分，得到單元數395 632 個，噴霧干燥塔網格模型見圖1。

圖1 噴霧干燥塔幾何模型

1.2 控制方程

考慮高溫煙氣密度在脫硫廢水霧化干燥過程中變化較小，對傳熱和傳質過程的影響不大，在計算中忽略其影響，將高溫煙氣簡化處理為不可壓縮理想氣體。

連續性方程：

動量方程：

能量方程：

組分輸運方程：

式中：ρg為密度，t 為時間，Vg為體積，fi為體積力，pij為表面力、cV為比熱容、T 為溫度，K 為傳熱系數，?為內部熱源，Ys為組分s 的質量分數、ui為組分s 的速度失量,xi為組分s 的空間坐標，ωs為組分s 的凈質量生產率，Sh為組分s 的體積熱源項。

1.2.1 液滴動量方程

脫硫廢水霧化液滴的動量方程運用拉格朗日方法求解?？紤]到在氣體密度遠小于液體密度時Magnuss 力、Saffman 升力、熱泳力和布朗力均較小，進行簡化處理，忽略其影響，僅考慮曳力和重力作用。

式中：FD為曳力，u 為氣相速度，up為液滴速度，g為重力加速度，ρ 為氣相密度，ρp為液滴密度。

1.2.2 液滴蒸發模型

霧化液滴傳熱過程的溫度較低，不考慮輻射傳熱。液滴和煙氣之間溫差較大，按照兩相接觸后液滴溫度迅速升高到達沸點處理。

式中：mp為液滴質量，cp為液滴比定壓熱容，Tp為液滴溫度，h 為液滴蒸發過程對流傳熱系數，Ap為液滴表面積，T∞為進口煙氣溫度，hfg為脫硫廢水汽化潛熱。

液滴與煙氣在干燥塔傳熱，當液滴溫度Tp達到蒸發溫度Tvap時液滴開始傳質過程，直至液滴溫度Tp達到沸點溫度Tbp或者完全蒸發，此時液滴蒸發速率與液滴表面以及煙氣的水蒸氣濃度差有關：

式中：Ni為蒸汽摩爾通量，ke為傳質系數，Ci，s為液滴表面的蒸汽濃度，Ci，g為來流煙氣的蒸汽濃度，cp，∞為氣體比定壓熱容，ρp為液滴密度，k∞為氣體導熱率，hlg為汽化潛熱，dp為液滴直徑，Rep為液滴相對煙氣的雷諾數。

1.3 邊界條件

仿真研究過程中使用的氣液兩相流場參數見表1。模擬過程分為2 個步驟，第一步進行連續相的計算，確定煙氣在干燥塔內的流場分布。第二步加入離散相霧化液滴，設置霧化液滴參數進行雙向耦合計算。

表1 氣液兩相流場參數

煙氣在噴霧干燥塔內壓力變化不大，據此采用基于壓力的求解器，湍流模型選擇標準k-ε 模型。開啟組分輸運模型以便模擬塔內液滴蒸發機理。采用SIMPLE 算法，先穩態粗算，再瞬態詳算。

對于連續相，入口設置為速度入口，出口設置為壓力出口?？紤]干燥塔壁面有保溫層，熱損失很小，采用絕熱壁面條件。對于離散相，經多效蒸發后的脫硫廢水溶液濃度高，含有的氯離子和鈉離子量大，模擬時用質量分數15%的NaCl 溶液代替脫硫廢水。

設置噴嘴類型為實心圓錐噴嘴，顆粒流的數量設置為30，類型選擇Droplet，考慮顆粒的湍流，開啟隨機軌道模型，考慮重力的影響，在y 方向設置加速度-9.81 m/s2。出口設置為逃逸出口。

2 脫硫廢水噴霧蒸發過程仿真及影響因素分析

2.1 噴嘴布置影響

2.1.1 顆粒軌跡

在脫硫廢水總質量流量0.6 kg/s、煙氣溫度623 K、霧化液滴粒徑100 μm 條件下，調整噴霧干燥塔內安裝的噴嘴數量、噴射角度和位置，形成單噴嘴、三噴嘴和四噴嘴布置。單噴嘴布置是在塔頂部布置一個噴射角度為60°的噴嘴。三噴嘴布置是在塔體上部錐體中間，以半徑為0.6 m 的圓互相夾角120°布置3 個噴射角度為30°的噴嘴。四噴嘴在三噴嘴的前提下在中間加1 個噴嘴，這樣布置可以獲得更加合理的塔體空間利用效果。分別模擬單噴嘴、三噴嘴和四噴嘴布置的霧化液滴顆粒軌跡，結果見圖2。圖2 對應的蒸發塔出口參數模擬計算結果見表2。

表2 不同噴嘴布置蒸發塔出口參數模擬計算結果

圖2 不同噴嘴布置的液滴顆粒軌跡圖

從表2 的蒸發效率來看，相比單噴嘴布置，三噴嘴布置的蒸發效率明顯提高，四噴嘴的蒸發效率略有降低。從出口溫度來看，三噴嘴布置和四噴嘴布置的都較單噴嘴布置的低。從蒸發距離來看，三噴嘴布置和四噴嘴布置的都較單噴嘴布置的短。

綜合分析圖2 和表2 可知，適當增加噴嘴數量減少了單個噴嘴的霧化量和噴嘴間的空間，有增大霧化液滴與熱空氣接觸面積、縮短液滴蒸發距離、加快液滴與熱空氣之間的傳熱、使液滴蒸發更完全、煙氣熱量利用更充分的作用。2 種多噴嘴布置中，三噴嘴布置的蒸發效果更佳，適合用做噴霧干燥塔進一步對比試驗的基礎模型。

2.1.2 溫度分布

在脫硫廢水總質量流量0.6 kg/s、煙氣溫度623 K、霧化液滴粒徑100 μm 條件下，分別模擬單噴嘴噴霧干燥塔和三噴嘴噴霧干燥塔圓筒段各截面溫度，結果見圖3。

圖3 三噴嘴和單噴嘴噴霧干燥塔各截面溫度云圖

從圖3a 可以看出，單噴嘴噴霧干燥塔圓筒段各截面溫度均呈現中心低、兩側高分布，說明高溫脫硫廢水霧化液滴的主要蒸發區域在塔體中心軸線而且是由中心向兩側逐漸擴散的，這是因為單噴嘴雖然可以增大噴射角度，擴大霧化液滴分布范圍，但此時顆粒受流場的影響更大，因此軌跡比較集中，因而對煙氣熱量的利用率相對較少。從圖3b 可以看出，三噴嘴噴霧干燥塔圓筒段各截面溫度分布與單噴嘴的相似，但范圍比單噴嘴明顯更為集中，這是因為三噴嘴的分開布置能夠促進對軸向兩側煙氣熱量的利用。

2.2 煙氣溫度影響

在煙氣進口速度7 m/s 條件下，針對平均粒徑40 μm、60 μm、80 μm 和100 μm 脫硫廢水霧化液滴群，分別模擬不同煙氣溫度下脫硫廢水霧化干燥過程，得到煙氣溫度為523 K、573 K、623 K和673 K 時的液滴群蒸發質量和蒸發時間數據，繪制成煙氣溫度影響曲線，結果見圖4。

圖4 不同直徑液滴群蒸發質量和蒸發時間隨煙氣溫度變化曲線

從圖4所示的變化曲線可以看出，提高煙氣的溫度可以顯著提高直徑100 μm 以下（40 μm、60 μm、80 μm）液滴群的蒸發質量。提高煙氣溫度可以縮短液滴群的蒸發時間，對直徑40 μm、60 μm、80 μm 和100 μm 液滴均明顯有效。這是因為煙氣溫度提高后，煙氣和脫硫廢水霧化液滴的溫差變大，提供了更多的傳熱驅動力，強化了噴霧干燥塔內的氣液兩相傳熱過程，加速了液滴的蒸發過程。

2.3 煙氣流速影響

2.3.1 蒸發特性

燃煤電廠機組實際運行過程中負荷存在波動，抽取煙氣量也會隨之產生一定范圍內的變化，造成煙氣流速波動。在煙氣溫度為623 K、液滴粒徑為80 μm 條件下，分別模擬不同煙氣流速時的脫硫廢水霧化干燥過程，得到煙氣流速3 m/s、4 m/s、5 m/s、6 m/s、7 m/s、8 m/s、9 m/s、10 m/s時液滴群蒸發時間和蒸發質量數據，繪制成煙氣流速影響曲線，結果見圖5。

圖5 脫硫廢水液滴群蒸發時間和蒸發質量隨煙氣流速變化曲線

從圖5 可以看出，煙氣流速在3～7 m/s 時，霧化液滴的蒸發時間縮短明顯。當煙氣流速升高到7～10 m/s 時，霧化液滴蒸發時間隨流速增大而縮短的趨勢逐漸變得平緩。相同溫度下，霧化液滴完全蒸發所需的熱量是基本不變的，增加煙氣流速可以進一步縮短蒸發時間，霧化液滴蒸發質量變化規律也相同，但是煙氣流速的提高需要從煙道中抽取更多的煙氣，在一定程度上會影響到鍋爐的效率。

2.3.2 顆粒速度

分別模擬煙氣流速3 m/s、5 m/s、10 m/s 時噴霧干燥塔內脫硫廢水霧化液滴的顆粒運動軌跡，結果見圖6。

圖6 不同煙氣流速下脫硫廢水霧化液滴顆粒軌跡

分析圖6 的顆粒軌跡可知，隨著煙氣流速的增加，脫硫廢水霧化液滴群的速度也在增大，由此可以推斷液滴群的Re 在變大，傳熱過程Nu 數也增大。在垂直方向上，煙氣與霧化液滴混合區的湍流動能增大，二者混合更劇烈，換熱效果更好。從圖6 還可看到，煙氣流速的增加在一定程度上減少了液滴與液滴、液滴與壁面間的碰撞，更有利于霧化液滴的蒸發。

2.4 脫硫廢水霧化液滴粒徑影響

在煙氣溫度為573 K、煙氣流速10 m/s 條件下，分別模擬不同直徑液滴群的脫硫廢水霧化干燥過程，得到直徑30μm、40μm、50μm、60μm、70μm、80μm、90μm 和100 μm 霧化液滴的蒸發時間和蒸發質量分數數據，繪制成脫硫廢水霧化液滴粒徑影響曲線，結果見圖7。

圖7 脫硫廢水液滴群蒸發時間和蒸發質量分數隨液滴平均粒徑變化曲線

從圖7 可以看出，霧化液滴群平均粒徑越小，對應的蒸發時間就越短，因為粒徑越小，霧化液滴向外擴散就越少，單個液滴蒸發量小，蒸發距離越短，蒸發效果越好。霧化液滴平均蒸發時間與液滴群平均粒徑成正比關系。比較同時刻下霧化液滴的含水率，小直徑液滴的更少，因為小直徑液滴的表面積小，蒸發量相應較小。

3 脫硫廢水高溫旁路干燥塔優化

從上述脫硫廢水噴霧蒸發過程影響因素的分析結果可知，提高煙氣溫度和煙氣流速都有利于脫硫廢水噴霧液滴的蒸發，但是這種有利并不是單純的溫度越高越好或是速度越快越好，原因是煙氣要從鍋爐的煙道取用，煙氣的溫度和流速直接關系到鍋爐效率，因此有必要更進一步對脫硫廢水高溫旁路干燥塔蒸發系統進行三因素分析和優化。

在脫硫廢水流量固定不變的情況下，改變煙氣溫度和煙氣速度，分別模擬煙氣流速3 m/s、7 m/s、10 m/s 時脫硫廢水的霧化干燥過程，得到液滴直徑40～100 μm、煙氣溫度523～673 K 組合條件下的脫硫廢水蒸發質量分數數據，繪制成響應面圖，見圖8。

圖8 不同粒徑液滴的煙氣流速、煙氣溫度與蒸發質量分數關系響應面圖

從圖8 可以直觀看到液滴蒸發質量分數與煙氣溫度、煙氣流速、液滴直徑的變化關系。液滴蒸發質量分數隨著煙氣溫度的提升逐漸提高，液滴蒸發質量分數隨著煙氣流速的增大而提高，液滴直徑越小蒸發越完全。如果在考慮液滴完全蒸發的基礎上，還考慮盡量降低旁路煙氣用量對鍋爐效率的影響，最佳的煙氣溫度則要根據液滴直徑和煙氣流速綜合確定。分析圖8 可知，霧化粒徑不超過80 μm 時，旁路干燥塔蒸發系統最佳工藝條件為煙氣速度7～10 m/s 和煙氣溫度600～623 K。

4 結論

以脫硫廢水零排放系統中噴霧干燥塔為物理模型，采用DPM 離散相模型模擬高濃度脫硫廢水在噴霧干燥塔內的蒸發過程，設定工況下氣相和液相的流場、溫度場及液滴軌跡，分析了噴嘴數量、煙氣溫度、煙氣流速和液滴粒徑對蒸發的影響，得到以下研究結論。

（1）三噴嘴比單噴嘴和四噴嘴處理等量廢水蒸發距離更短，蒸發效率更高，廢水液滴分布范圍更大，對于煙氣熱量的利用率高。

（2）煙氣溫度對于高濃度霧化液滴的蒸發有較大的影響，提高煙氣溫度可以減少液滴蒸發的時間。

（3）煙氣流速增大，液滴完全蒸發時間縮短。對于鹽分質量分數為15%的脫硫廢水液滴，在進口速度為3～7 m/s 時液滴蒸發時間縮短較為明顯，在7～10 m/s 時間縮短較為平緩?？偟膩碚f，液滴完全蒸發時間隨速度增加逐漸減小，但在流速較高時，對于廢水液滴完全蒸發時間影響逐漸減小。

（4）同等條件下小直徑液滴蒸發時間更短。廢水霧化液滴直徑增大，蒸發時間增加，容易在蒸發塔內壁上導致壁面腐蝕。

（5）脫硫廢水高溫旁路干燥塔蒸發系統在霧化粒徑不超過80μm、煙氣流速7～10 m/s、煙氣溫度600～623 K 時運行效果最佳。