导流板角度对脱硫废水雾化蒸发性能影响模拟

2023-03-31贾绍丹陈鑫科方庆艳李德波

洁净煤技术 2023年1期

贾绍丹，马仑，陈鑫科，方庆艳，李德波

(1.华中科技大学煤燃烧国家重点实验室，湖北武汉 430074；2.广东电网有限责任公司电力科学研究院，广东广州 510080)

0 引言

根据《中国统计年鉴2020》数据，2019年全国全口径发电量中，煤电占比62.15%[1]。因此燃煤电厂仍是我国电力的重要组成部分，而煤炭燃烧产生的烟气中含有大量SO2，直接排放会对环境造成严重危害[2-4]，因此大多数燃煤电厂均进行烟气脱硫处理。根据硫化物吸收剂及副产品的形态，脱硫方法可分为湿法、半干法、干法3类。湿法脱硫中的石灰石-石膏法脱硫技术，具有脱硫效率高、煤种适应性广、技术最为成熟等优点，应用广泛[5-7]。截至2014年，中国80%以上的烟气脱硫项目采用湿法脱硫技术[8]，到2025年美国108个燃煤电厂中将有69%采用湿法脱硫技术[9]。然而，石灰浆液会不断吸收粉尘、重金属离子和氯离子，为保证石膏质量，防止脱硫剂中毒等情况发生，需定期对脱硫废水进行排放并处理[10-11]。

为达到脱硫废水零排放，常用技术手段主要有蒸发结晶技术、烟道蒸发技术、旋转喷雾干燥技术。其中旋转喷雾干燥技术由于废水适应性强、能耗低、投资低等优点受到广泛关注[12]。该技术利用高速旋转雾化器将脱硫废水雾化为小液滴，在空预器前引出部分烟气作为热源，二者在单独设置的喷雾干燥塔中充分接触，雾化液滴迅速蒸发，废水中的盐类结晶析出，一部分进入下料口被收集利用，另一部分随飞灰在除尘器内被捕集，从而实现脱硫废水零排放[13]。

数值模拟方法可更详细揭示脱硫废水在干燥塔内的蒸发规律，但现有文献大多研究脱硫废水在烟道中的直接蒸发，且以纯水蒸发近似为脱硫废水溶液的蒸发[22-24]，与实际蒸发过程存在一定差异。笔者采用10%的NaCl溶液等效脱硫废水溶液进行雾化蒸发模拟，同时考虑到雾化器转盘的周向速度及径向速度更接近喷雾干燥塔实际工作情况，采用连续相与离散相耦合的计算方法对脱硫废水在喷雾干燥塔中的雾化蒸发过程进行稳态模拟，研究干燥塔内外流道导流板偏转角度对其雾化蒸发特性的影响，为旋转喷雾干燥技术实际应用提供借鉴。

1 研究对象

以某600 MW电站燃煤机组的喷雾干燥塔为研究对象(图1)，塔筒体高17.550 m、塔径7.200 m,雾化器圆盘位于塔顶以下1.575 m处。喷雾干燥塔由气体分配器及塔体组成，气体分配器主要由气体入口、蜗壳、内流道、外流道和若干内外导流板组成；雾化器位于气体分配器的正下方。一方面，烟气从入口进入蜗壳产生旋流，然后进入内外流道，内外流道内布置有导流板(数量均为24个，这些导流板的主要目的是引导烟气螺旋式向下进入塔身)。另一方面，雾化器高速旋转，通过离心力将脱硫废水甩出孔道，从而雾化成液滴。雾化后的液滴同时具有周向速度和径向速度，但径向速度较圆周速度小得多。导流板未发生偏转时，其中轴线平行于导流板所在的锥形壁。

图1 喷雾干燥塔几何模型示意Fig.1 Schematic diagram of spray drying tower

当导流板发生偏转后，其偏转角度θ如图2所示，偏转方向与烟气流动方向相反，且内、外导流板的偏转方向相同。

图2 导流板夹角示意Fig.2 Schematic diagram of angle of deflector

2 计算模型及工况设置

采用Fluent 16.0开展了数值模拟研究工作。其主要计算模型如下：

气相组分的连续性(质量守恒)方程为式(1)，动量方程为式(2)[25]。

(1)

式中，ρ和v为烟气的密度和速度；Sm为由离散项液滴向连续项烟气蒸发产生的质量源项。

(2)

式中，p为静压；ρg为重力体积力；F为离散项液滴产生的作用力；μ为分子黏度；I为单位张量。

离散相液滴颗粒的运动方程由式(3)控制[26]。

(3)

式中，up为液滴速度；FD(u-up)为单位液滴质量的阻力；u为气相流体速度；ρp为液滴密度；ρ为气相流体密度；F为附加加速度(力/单位液滴质量)项，由于液滴密度远大于烟气密度，因此该项忽略不计。

离散项液滴的加热、蒸发与沸腾过程的热量交换方程分别由式(4)～(6)控制[27]。

(4)

(5)

(6)

式中，dp、Rep、mp，cp，Tp和Ap分别为液滴颗粒的直径、雷诺数、质量、定压比热容、温度和表面积；T∞为烟气温度；Tvap为液滴蒸发温度；Tbp为液滴沸腾温度；hlg为液滴的汽化潜热；cp,g为气体的热容；kg为气体的热导率；h为对流换热系数，由Ranz-Marshell提出的经验式求得[28]。

其他模型设置如下：气相组分的湍流方程采用可实现的k-ε模型[29]，该模型对于旋流的计算更加准确。气相模型采用组分输运模型，烟气的主要成分为N2、CO2、O2、H2O。液滴的雾化模型采用锥形雾化，在雾化器圆盘上设置了30个喷射点，同时考虑液滴的径向速度及圆周速度，雾化后的粒径分布遵循Rosin-Rammler分布[30]，每个喷射点设置了10组不同粒径的液滴，粒径分布系数为1.2。

为定量衡量干燥塔内外流道导流板偏转角度对脱硫废水雾化蒸发性能的影响，本文引入完全蒸发距离和加权平均时间2个参数。完全蒸发距离Lmax定义为完全蒸发的粒子的最大轴向距离与喷射点高度之差(图1)。加权平均时间t定义为完全蒸发的粒子的不同粒径蒸发时间的平均数加权,如式(7)所示。

(7)

有研究[21]表明可以利用盐水代替脱硫浓缩液进行试验，蒸发试验表明Cl离子为105×10-6浓缩液与10% NaCl溶液具有一定等效性。烟气及脱硫废水的物性参数见表1。

采用Gambit软件对几何模型进行了网格划分，除蜗壳与锥体采用四面体网格外，其余部分均采用

表1 设计工况物性参数Table 1 Physical parameters of design case

高质量的六面体网格，此外由于气体分配器和雾化器圆盘处速度梯度比较大，在相关区域进行局部网格细化以便提高计算精度，网格划分示意如图3所示。

图3 网格划分示意Fig.3 Schematic diagram of grid division

为探究导流板偏转角度对雾化蒸发特性的影响，设置工况1～7(表2)。其中工况1～4用于讨论内导流板偏转角度对于雾化蒸发性能的影响，工况1、5、6、7用于讨论外导流板偏转角度对于雾化蒸发性能的影响。

表2 工况设置Table 2 Case setting

3 结果与讨论

3.1 网格无关性测试与模拟验证

网格数量过少会影响模拟的准确性，网格数量过多则会提高计算成本，因此在保证计算精度的前提下网格数量尽量少。对干燥塔设置3种不同数量的网格方案，网格数量分别为844 222、1 062 022、1 270 922。选取出口温度与加权平均时间进行验证，详细结果见表3。由表3可以看出，经网格无关性测试后，选取网格总数为106万，既能满足计算精度又能节约计算成本。

表3 网格无关性测试Table 3 Grid independence test

为验证模型可靠性，将实测和模拟的出口温度进行对比，结果见表4。模拟结果与现场实测结果的相对误差小于5%，证明该模型可靠性较高，工程上可以接受。

表4 模型合理性验证Table 4 Model rationality verification

烟气流动过程示意如图4所示。首先烟气从入口进入蜗壳产生旋流，经整流板(24个)整流后分别进入内外流道，内外流道均匀分布有导流板。一部分烟气进入内流道，沿内导流板螺旋向下进入塔身，在雾化器下方直接与雾化后的液滴接触，二者充分换热后，雾滴中水分迅速蒸发，污染物转化为固态结晶物或盐类进入下料口收集利用，处理后的烟气进入电除尘器。剩下的烟气进入外流道，沿着外导流板向下运动，抑制液滴的涡旋效应，防止液滴喷溅到壁面造成腐蚀。

3.2 内导流板角度对雾化蒸发性能影响

通过改变内外导流板的偏转角度，可以改变内外流道的烟气流量分配情况，改变烟气的流动特性，从而影响脱硫废水的雾化蒸发特性。图5显示了工况1～4进入内流道的烟气占烟气总量的份额，发现随内导流板角度增大，进入内流道的烟气比重呈下降趋势，这是因为内导流板角度增大会引起内流道阻力增大，进入内流道的烟气量逐渐减少，而内流道烟气直接与雾化液滴接触换热，这可能会导致雾化蒸发效果减弱。

图4 烟气流动过程示意Fig.4 Schematic diagram of flue gas flow process

图5 不同内导流板角度下内外流道烟气份额Fig.5 Flue gas share of inner and outer flow channels under different inner-deflector angles

图6为不同内导流板角度下分配器出口处的烟气流线图，可知内部流线呈螺旋向下趋势，外部流线基本垂直向下，在一定程度上抑制了内部气体的涡旋效应，因此内导流板角度增大造成的扰动对脱硫废水雾化蒸发特性的影响不明显。随内导流板角度的增大，内部烟气卷吸下方的雾滴造成气液两相混合不均匀，这可能会延长雾化液滴的蒸发时间，不利于脱硫废水蒸发。

图7为不同内导流板角度下温度云图，由图7可知气体分配器中烟气温度最高(638 K)，当烟气接触雾化器周围的废水液滴时，温度迅速下降。雾化器下方有明显的低温区，说明此区域存在强烈的传热传质现象，是雾滴的主要蒸发区。当内导流板角度为0时，温度场分布比较对称；随内导流板角度增大，温度场均匀性逐渐变差，这是由于内导流板角度的改变增强了扰动，烟气卷吸温度较低的液滴，导致气液混合不均匀，这可能会减弱雾化液滴的蒸发性能。

图6 不同内导流板角度下分配器出口烟气流线Fig.6 Flue gas streamline at the outlet of the distributor under different inner-deflector angles

图7 不同内导流板角度下温度分布Fig.7 Temperature distribution under different inner-deflector angles

液滴在不同内导流板角度下的轨迹如图8所示。可知液滴呈螺旋向下的运动轨迹，并逐渐向内收拢直至完全蒸发。这是由于雾化后的液滴同时具

有周向速度和径向速度，在离心力和烟气阻力的共同影响下，液滴的初始轨迹类似于抛物线形式，然后随烟气螺旋向下运动。随内导流板角度增大，用于蒸发液滴的内流道烟气流量逐渐减少(图6)，导致液滴完全蒸发距离逐渐增大。

图8 不同内导流板角度下粒子轨迹Fig.8 Particle trajectory under different inner-deflector angles

图9为不同内导流板角度下的加权平均时间及完全蒸发距离，可知当外导流板固定为0时，随内导流板角度增加，加权平均时间与完全蒸发距离逐渐增大。但由于动量较小，雾滴运动受烟气影响较大，相对速度下降较快，导致雾滴蒸发时间随导流板角度变化不明显。

图9 不同内导流板角度下加权平均时间及完全蒸发距离Fig.9 Weighted average time and complete evaporation distance under different inner-deflector angles

3.3 外导流板角度对雾化蒸发性能影响

不同外导流板角度下内流道烟气份额如图10所示，可知随外导流板角度增大，内流道烟气流量份额逐渐增大，这是由于外导流板角度的增大导致外流道阻力增大，外流道烟气流量减少，内流道烟气流量相应增加。

图10 不同外导流板角度下内外流道烟气份额Fig.10 Flue gas share of inner and outer flow channels under different outer-deflector angles

不同外导流板角度下分配器出口的烟气流线图如图11所示，可知随外导流板角度增大，进入外流道的烟气径向速度增大，轴向速度减小，旋流强度逐渐增大，烟气旋流扰动更加剧烈。

图11 不同外导流板角度下分配器出口烟气流线Fig.11 Flue gas streamline at the outlet of the distributor under different outer-deflector angles

对比图6可以看出，相比内流板角度变化，外导流板角度变化对于烟气流场分布的影响更大，可产生更大旋流强度的气流。剧烈的扰动导致外部烟气卷吸下方烟气，带来更多热量，有利于雾滴的蒸发。因此优先选择增加外导流板角度以便加强烟气旋流。从这个角度，选择45°外导流板角度有利于液滴蒸发。

图12为不同外导流板角度下的温度云图，可知雾化器下方低温区温度分布均匀，说明气液两相混合均匀，但随外导流板角度增大，低温区逐渐发生偏转并减小，这是由于外部烟气扰动强烈，带动内部烟气及液滴螺旋向右运动，加强烟气与雾滴的接触，导致雾滴在更短距离完全蒸发。

图12 不同外导流板角度下温度分布Fig.12 Temperature distribution under different outer-deflector angles

液滴在不同外导流板角度下的轨迹如图13所示。由图13可以看出，液滴被雾化器甩出后同时具有圆周速度及径向速度，因此呈螺旋向下的运动趋势。随着外导流板角度的增大，粒子的径向轨迹逐渐外扩，轴向蒸发距离逐渐减小，这是由于外导流板角度增大导致径向速度增大，使旋流强度得以增强(图11)。

外导流板角度对加权平均时间及完全雾化距离的影响如图14所示，当内导流板固定为0时，外导流板角度越大，加权平均时间越短，完全蒸发距离越短，雾化蒸发效果越好。主要原因为随外导流板角度增大，外流道阻力增大，进入外流道的烟气流量减少，内流道的烟气流量增多，更多的热量与液滴换热，液滴蒸发加快，因此外导流板角度越大，雾化蒸发效果越好。相比内导流板，外导流板对雾化蒸发特性的影响不及内导流板显著，这是由于雾滴首先在分配器内层出口处接触烟气，增加蒸发速率，因此内导流板角度的变化对雾化蒸发特性影响较大。