垃圾焚燒旋轉(zhuǎn)噴霧干燥凈化模型研究

賈振南， 李春曦， 尹水娥， 葉學(xué)民

(1．華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北保定 071003；2．風(fēng)帆有限責(zé)任公司， 河北保定 071057；3．中國(guó)城市建設(shè)研究院，北京 100120)

垃圾焚燒技術(shù)已成為目前解決日益嚴(yán)重的垃圾污染問(wèn)題、緩解能源危機(jī)的重要措施。但焚燒過(guò)程產(chǎn)生大量的酸性氣體(如SO2和HCl等)，使得垃圾焚燒煙氣凈化技術(shù)的研究與設(shè)備優(yōu)化備受關(guān)注[1-3]。其煙氣凈化技術(shù)主要借鑒燃煤煙氣凈化方法，一般采用半干式噴霧干燥吸收法。但垃圾焚燒廠與燃煤電廠煙氣凈化的主要區(qū)別在于脫除對(duì)象不同：燃煤電廠主要脫除SO2，而垃圾焚燒廠主要脫除HCl和SO2，且在脫除過(guò)程中HCl與SO2之間存在復(fù)雜的相互影響和競(jìng)爭(zhēng)關(guān)系[4]。脫酸塔作為煙氣凈化的重要設(shè)備，氣液固在塔內(nèi)的流動(dòng)、傳熱傳質(zhì)過(guò)程對(duì)脫酸塔的設(shè)計(jì)和運(yùn)行具有重要的影響。

臧仁德等[5]研究了垃圾焚燒中噴霧干燥塔內(nèi)煙氣的溫度分布，指出增加煙氣流速可降低石灰漿滴(以下簡(jiǎn)稱漿滴)對(duì)SO2、HCl的脫除率，且SO2脫除率降低幅度更顯著。李午申[6]對(duì)雙流體噴霧干燥塔內(nèi)酸性氣體凈化進(jìn)行了研究，指出SO2和HCl在半干法煙氣凈化中的凈化效率隨吸收劑用量的增大而提高。Kiil等[7]開(kāi)展了脫酸塔裝置的實(shí)驗(yàn)研究，分析了不同高度上的脫酸效率，指出石灰石剩余量越大，HCl脫除率越高。因垃圾焚燒中脫除氣體不同，所以在模型建立與氣體有關(guān)部分的處理與燃煤電廠將存在較大差異，如氣體濃度場(chǎng)、離散相與連續(xù)相的傳質(zhì)等過(guò)程，因此不能簡(jiǎn)單套用脫硫模型分析垃圾煙氣脫酸過(guò)程。燃煤電廠煙氣脫硫過(guò)程大多采用雙模理論[8-9]模擬吸收過(guò)程，將傳質(zhì)過(guò)程簡(jiǎn)化為通過(guò)兩層薄膜的擴(kuò)散過(guò)程，其在反映客觀實(shí)際方面仍有缺點(diǎn)和局限性[10]，且傳質(zhì)過(guò)程大多用單純液滴(H2O)或固體顆粒作為離散相來(lái)完成吸收過(guò)程，很少分析水的蒸發(fā)過(guò)程[11-12]。這顯然與實(shí)際的SO2脫除過(guò)程存在明顯區(qū)別。因此，合理建立脫酸過(guò)程的數(shù)學(xué)模型對(duì)準(zhǔn)確評(píng)估塔內(nèi)脫酸過(guò)程至關(guān)重要。

目前，關(guān)于垃圾焚燒中的脫酸過(guò)程數(shù)學(xué)模型研究較少，且均是簡(jiǎn)單計(jì)算脫酸的傳質(zhì)和反應(yīng)過(guò)程，未考慮氣相的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、壓力場(chǎng)、氣體濃度場(chǎng)和脫酸塔內(nèi)的噴淋對(duì)脫酸效率的影響，這勢(shì)必影響模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。因此，為準(zhǔn)確模擬脫酸塔中的氣液固流動(dòng)和化學(xué)反應(yīng)，須充分考慮氣固、氣液兩相間、固體顆粒間以及固體顆粒與壁面間的相互作用。此外，大多計(jì)算流體動(dòng)力學(xué) (CFD)軟件的優(yōu)勢(shì)主要在于純氣相流動(dòng)與傳熱的計(jì)算，而對(duì)高濃度氣固兩相流的計(jì)算并不十分有效，這主要表現(xiàn)在：未充分考慮氣固兩相間、固體顆粒間、顆粒與壁面間的相互作用；計(jì)算中氣固兩相的耦合性弱，與真實(shí)兩相流存在差異；對(duì)求解對(duì)象中固體顆粒的濃度有限制。

為解決上述問(wèn)題和滿足工業(yè)領(lǐng)域氣液固三相流的數(shù)值計(jì)算要求，筆者采用Barracuda軟件[13]對(duì)某脫酸塔內(nèi)氣液固流動(dòng)和脫酸反應(yīng)進(jìn)行模擬，其特點(diǎn)是采用計(jì)算顆粒流體動(dòng)力學(xué) (CPFD)方式求解氣液固耦合的流動(dòng)問(wèn)題，基于Arrhenius理論計(jì)算化學(xué)反應(yīng)速率。針對(duì)脫酸過(guò)程，筆者建立了離散相與連續(xù)相的化學(xué)反應(yīng)模型和漿滴模型，通過(guò)Hill等[14]實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ万?yàn)證所建模型的正確性；在此基礎(chǔ)上，模擬實(shí)際脫酸塔內(nèi)的脫酸過(guò)程，并與實(shí)際工況進(jìn)行對(duì)比，進(jìn)一步驗(yàn)證所建理論模型的可靠性。

1 數(shù)值模擬方法

Barracuda軟件是一款基于MP-PIC(multiphase particle-in-cell)[15]方式的數(shù)值計(jì)算方法，能有效解決流體和大量顆粒在三維空間內(nèi)的耦合計(jì)算問(wèn)題以及在三維空間內(nèi)耦合求解顆粒和流體動(dòng)量方程的問(wèn)題。在CPFD計(jì)算中，所用數(shù)值計(jì)算顆粒并非物理意義上的顆粒，而是由一定數(shù)量、具有相同性質(zhì)(成分、尺寸、密度和溫度等)的顆粒組成的“顆粒團(tuán)”或“顆粒簇”，由此可將含有數(shù)以億計(jì)顆粒的氣固系統(tǒng)簡(jiǎn)化為僅含有數(shù)以百萬(wàn)計(jì)顆粒的系統(tǒng)，進(jìn)而對(duì)任何固體顆粒實(shí)現(xiàn)全尺寸分布的模擬。CPFD可實(shí)現(xiàn)顆粒濃度從很小到緊密堆積的模擬，而無(wú)需事先確定顆粒濃度范圍，從而得到顆粒的質(zhì)量、動(dòng)量、傳熱和磨損等完整的拉格朗日意義下的信息，為快速準(zhǔn)確捕捉脫酸塔中氣固液流動(dòng)的動(dòng)態(tài)特征提供了一種有效可行的手段。

1.1 基本假設(shè)

針對(duì)煙氣脫酸過(guò)程進(jìn)行以下基本假設(shè)：

(1)連續(xù)相與離散相的反應(yīng)速率受HCl、SO2和Ca(OH)2的擴(kuò)散速率控制。

(2)隨著蒸發(fā)進(jìn)行，漿滴表面的液膜厚度逐漸減小，氣相與離散相化學(xué)反應(yīng)速率逐漸增大，液膜消失時(shí)化學(xué)反應(yīng)終止。

(3)忽略霧化盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)流場(chǎng)的影響。

(4)忽略傳質(zhì)過(guò)程中的反應(yīng)熱和脫硫劑的溶解熱。

(5)漿滴和反應(yīng)完全的石灰顆粒均為球形，且兩者在整個(gè)反應(yīng)過(guò)程中始終保持球形。

(6)漿滴與SO2的反應(yīng)過(guò)程不影響水分蒸發(fā)。

1.2 連續(xù)相(即氣相)控制方程

脫酸塔內(nèi)將煙氣視為連續(xù)介質(zhì)，其控制方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程、組分方程及k-ε湍流方程，通用形式為

(1)

式中：φ為通用變量，代表氣體焓、氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)、速度、湍動(dòng)能和湍動(dòng)能耗散率；Γφ為輸運(yùn)系數(shù)；Sφ為氣相作用源項(xiàng)及氣相與顆粒間作用源項(xiàng)(但需注意，此時(shí)脫除對(duì)象為HCl和SO2，相應(yīng)氣體組分方程為包括這兩者的方程)；ρ和ui分別為密度和速度。

1.3 離散相(即液固相)控制方程

不同霧化方法的霧化盤(pán)噴出的漿滴直徑從20 μm到150 μm不等，可視為孤立的Ca(OH)2顆粒周?chē)植贾B續(xù)的液相。圖1為建立的漿滴模型。漿滴初始狀態(tài)為吸收劑顆粒溶解在液相中，在漿滴中處于飽和狀態(tài)，且其溶解平衡遵守亨利定律。Ca(OH)2存在溶解極限，向液膜擴(kuò)散并參與反應(yīng)。

水在顆粒表面形成液膜，脫酸反應(yīng)只在液相中發(fā)生。漿滴進(jìn)入脫酸塔后，水分在顆粒表面開(kāi)始迅速蒸發(fā)，與此同時(shí)，SO2和HCl從煙氣向液膜擴(kuò)散，在液滴表面被吸收。隨著蒸發(fā)進(jìn)行，液相體積減少，反應(yīng)速率增大，而在與固體顆粒相接觸時(shí)，反應(yīng)生成物集聚在漿滴表面形成固定的障礙層，限制了水分的蒸發(fā)和SO2的吸收速率。當(dāng)漿滴中大多數(shù)自由水蒸發(fā)后，化學(xué)反應(yīng)終止。模擬中既需要保持液膜的存在，以保證反應(yīng)條件，又希望顆粒在從出口流出時(shí)水分全部蒸干。

圖1 漿滴模型

與雙膜理論不同，在化學(xué)反應(yīng)部分處理時(shí)采用基于Arrhenius理論的反應(yīng)速率模擬脫酸過(guò)程，采用離散相化學(xué)反應(yīng)模型——非均相反應(yīng)進(jìn)行計(jì)算。為使模擬結(jié)果接近實(shí)際，準(zhǔn)確分析漿滴成分及傳質(zhì)過(guò)程至關(guān)重要，因此對(duì)于單個(gè)漿滴的計(jì)算，不僅要考慮酸性氣體與其質(zhì)量的傳遞，還要考慮漿滴在脫酸塔內(nèi)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中水分的蒸發(fā)和Ca(OH)2的溶解。

建立漿滴運(yùn)動(dòng)模型時(shí)，將噴霧生成的漿滴視為離散相，假設(shè)漿滴為球形顆粒，即忽略作用在顆粒上的浮力、Basset力、Magnus力和Saffman力，只考慮煙氣對(duì)漿滴的曳力和漿滴自身的重力，則漿滴的運(yùn)動(dòng)方程為

(2)

式中：vg和vp為煙氣速度和顆粒速度；ρp為顆粒密度；τp為顆粒法向應(yīng)力；Dp為相間曳力系數(shù)；p和g為壓力和重力加速度；φp為離散相的體積分?jǐn)?shù)。

式(2)表征了曳力、壓力梯度、重力和顆粒間的法向應(yīng)力梯度的共同作用產(chǎn)生的加速度。其中，相間曳力系數(shù)Dp為

(3)

式中：阻力系數(shù)Cd由Wen-Yu模型[16]確定，與雷諾數(shù)Re有關(guān)；rp為顆粒半徑；ρg為氣體密度。

Rep<1 000，

(4)

Rep≥1 000，

Cd=0.55φg

(5)

式中：Rep=ρgdp|vg-vp|/μg,其中μg為氣體動(dòng)力黏度,dp為液滴直徑；φg為氣體體積分?jǐn)?shù)。

顆粒間的碰撞則利用顆粒法向應(yīng)力模型：

(6)

式中：Ps為材料參數(shù)；r為模型自有參數(shù)，2≤r≤5；φcp為粒子團(tuán)的體積分?jǐn)?shù)；ε為消除模型求解中的奇異點(diǎn)而構(gòu)造的小量。

流體與壁面間的對(duì)流傳熱系數(shù)h為

h=hl+fdhd

(7)

式中：hl和hd分別為稀相和顆粒相的傳熱系數(shù)；fd為壁面被顆粒相覆蓋的時(shí)均比例。

以上各項(xiàng)分別由相應(yīng)的無(wú)量綱關(guān)聯(lián)式確定：

(8)

(9)

(10)

顆粒與氣體間的對(duì)流傳熱系數(shù)hp為

(11)

式中：ReL=ρgvgL/μg，Rep0=ρgvgdp/μg；L為當(dāng)?shù)靥卣鏖L(zhǎng)度;kg為氣體導(dǎo)熱系數(shù);Pr為普朗特?cái)?shù)。

對(duì)于單個(gè)液滴，Barracuda軟件將水蒸發(fā)與凝結(jié)過(guò)程處理為化學(xué)反應(yīng)形式，因此準(zhǔn)確定義比熱容、生成焓(汽化潛熱)是模擬的關(guān)鍵。依據(jù)陳國(guó)慶等[17]建立的化學(xué)方程及化學(xué)反應(yīng)速率,其中汽化潛熱ΔHf,lig=-1.573 8×107J/kg。

(12)

(13)

(14)

式中：revap為水的蒸發(fā)速率；cp,vap為比熱容；Tp為漿滴溫度；Ap為漿滴的表面積；mp漿滴質(zhì)量；cH2O,bulk為水的濃度；T為煙氣溫度。

1.4 脫酸模型

噴霧干燥脫酸過(guò)程是一個(gè)涉及多相流動(dòng)、漿滴蒸發(fā)和相間傳質(zhì)等多種物理化學(xué)反應(yīng)的過(guò)程，其中每一過(guò)程都可以用相應(yīng)的方程(或方程組)來(lái)描述，將這些方程(或方程組)對(duì)應(yīng)的子模型進(jìn)行有機(jī)結(jié)合，構(gòu)成了煙氣噴霧干燥脫酸的總模型。

圖2 氣液固傳質(zhì)模型

煙氣脫酸反應(yīng)分以下步驟：(1)SO2和HCl從氣相主體到液滴表面的擴(kuò)散；(2)液滴表面SO2和HCl的吸收；(3)液相中溶解的SO2和HCl解離成HSO3-、Cl-和H+；(4)液相溶解的Cl-和H+在液相中的擴(kuò)散；(5)Ca(OH)2顆粒的溶解；(6)液相溶解的離子在液相中的擴(kuò)散；(7)亞硫酸鈣及氯化鈣的生成。

總反應(yīng)式為

(15)

(16)

總的化學(xué)反應(yīng)速率采用Levenspiel[18]給出的表達(dá)式：

(17)

式中：H為SO2或HCl的亨利數(shù)；kg,M和rM分別為SO2或HCl的氣相傳質(zhì)系數(shù)和化學(xué)反應(yīng)速率；kl為液相傳質(zhì)系數(shù)；R為理想氣體常數(shù)；φ為液相擴(kuò)散系數(shù)比，φ=DCa(OH)2,liq/DSO2,liq，其中DCa(OH)2,liq和DSO2,liq分別為Ca(OH)2和SO2的擴(kuò)散系數(shù)；ρgas為SO2或HCl的質(zhì)量濃度；ρa(bǔ)q為液相中Ca(OH)2的質(zhì)量濃度。

根據(jù)式(17)可求出2種酸性氣體的化學(xué)反應(yīng)速率。該反應(yīng)均在液相中完成，液滴中水的蒸發(fā)直接影響SO2和HCl的脫除。液滴與煙氣的傳質(zhì)、傳熱及液滴內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)同時(shí)發(fā)生。顯然，對(duì)于不同氣體(HCl和SO2)，傳質(zhì)系數(shù)和亨利數(shù)等各不相同，所以傳質(zhì)通量和脫除速率也將有所區(qū)別。計(jì)算結(jié)果表明：相同溫度時(shí)，HCl的各項(xiàng)系數(shù)[7]大于SO2相應(yīng)系數(shù)，因此相同條件下，HCl傳質(zhì)通量高于SO2傳質(zhì)通量。

2 物理模型及邊界條件

以某垃圾焚燒廠額定工況為研究條件，在Barracuda軟件中建立3D脫酸塔物理模型(見(jiàn)圖3)。該脫酸塔高21 m，截面直徑為8.5 m。鍋爐滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，垃圾焚燒處理量為330 t/d，煙氣量約為77 881 m3/h；鍋爐出口煙氣溫度為194 ℃，脫酸塔出口壓力為-300 Pa，溫度為155.5 ℃，工業(yè)水系統(tǒng)用量為110.6 L/h，石灰漿供應(yīng)量為2.3 m3/h。表1給出了某電廠實(shí)際運(yùn)行中煙氣含量的工業(yè)分析。

基于上文涉及到的化學(xué)反應(yīng)速率方程，編寫(xiě)脫硫和脫酸程序分別嵌入到CPFD軟件中計(jì)算Hill等[14]搭建的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃驮摾贌龔S的脫酸塔模型。模擬中兩模型的網(wǎng)格數(shù)目分別約為2.7萬(wàn)和24萬(wàn)，與Fluent生成網(wǎng)格的區(qū)別在于CPFD生成的網(wǎng)格為笛卡爾網(wǎng)格，復(fù)雜模型最大網(wǎng)格數(shù)目控制在100萬(wàn)以內(nèi)，可較精確地進(jìn)行模擬。計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)為10-3s，此步長(zhǎng)需與化學(xué)反應(yīng)速率相匹配，過(guò)小將導(dǎo)致計(jì)算效率下降，而過(guò)大則導(dǎo)致部分網(wǎng)格出現(xiàn)單步長(zhǎng)內(nèi)超溫的錯(cuò)誤。模擬在8核處理器上單機(jī)運(yùn)行，計(jì)算50 s的動(dòng)態(tài)過(guò)程大約需要CPU運(yùn)行60 h。

圖3 脫酸塔結(jié)構(gòu)示意圖

參數(shù)水分HClSO2其他質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%25.004.46×10-49.40×10-50.75質(zhì)量濃度/(mg·m-3)0.16282.4059.50469 665.10質(zhì)量流量/(kg·s-1)3.396.04×10-31.27×10-310.15

3 結(jié)果與分析

3.1 理論模型驗(yàn)證

Hill等[14]建立了噴霧干燥器兩相流動(dòng)中單個(gè)液滴的傳質(zhì)傳熱模型，并搭建如圖4(a)所示內(nèi)徑為0.16 m、高1.5 m的噴霧干燥實(shí)驗(yàn)臺(tái)，需要指出SO2在噴霧干燥吸收過(guò)程中的吸收效率取決于吸收過(guò)程與干燥過(guò)程的疊加，因吸收和反應(yīng)只發(fā)生在水存在的情況下，吸收效率很大程度上取決于蒸發(fā)速率與吸收速率之比，且其模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好。為驗(yàn)證所建理論模型的正確性，首先模擬了Hill等[14]搭建的實(shí)驗(yàn)裝置，結(jié)果如圖4(b)所示。由圖4(b)可知，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值平均偏差為3%，標(biāo)準(zhǔn)偏差為1.6%，而王乃華[9]運(yùn)用雙膜理論所得結(jié)果平均偏差為7.43%，標(biāo)準(zhǔn)偏差為5.6%，由此可見(jiàn)根據(jù)本文所建模型計(jì)算所得結(jié)果更接近實(shí)驗(yàn)值，保證了模型的準(zhǔn)確性。

由圖4(b)還可知，SO2脫除率隨n(Ca)/n(S)的增加而提高，且當(dāng)n(Ca)/n(S)>2.0時(shí)SO2脫除率升高速度減緩。這是因?yàn)殡S著吸收劑增加，相當(dāng)于脫硫反應(yīng)方程式中一種反應(yīng)物濃度增加，從而加快了脫硫反應(yīng)；而當(dāng)n(Ca)/n(S)增至一定數(shù)值后，繼續(xù)增加此值，SO2脫除率的升高速度將變緩，這主要是因?yàn)樗嵝詺怏w的擴(kuò)散速率達(dá)到一定時(shí)不再增大，再增加n(Ca)/n(S)對(duì)SO2脫除率的影響較小。

(a) 物理模型(b) SO2脫除率分布

圖4 物理模型及SO2脫除率

Fig.4 Physical model and desulfurization efficiency

3.2 與實(shí)際電廠運(yùn)行參數(shù)的對(duì)比

為進(jìn)一步評(píng)估上述模型對(duì)脫酸塔內(nèi)脫酸過(guò)程模擬的準(zhǔn)確性，表2給出了模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)的對(duì)比。由表2可知，脫酸塔出入口壓力、溫度和速度等模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)吻合良好，如脫酸塔入口煙氣溫度相差0.05 K，入口壓力相差2 Pa，出口煙氣溫度相差4.35 K，SO2和HCl脫除率平均偏差小于3%，由此說(shuō)明了本文所建模型在合理評(píng)估脫酸塔內(nèi)漿滴的蒸發(fā)、SO2和HCl的脫除等過(guò)程或反應(yīng)方面的可靠性。

表2模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)的對(duì)比

Tab.2Comparisonbetweensimulationresultsandactualoperationparameters

參數(shù)實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)模擬結(jié)果入口煙氣溫度/K478.85478.80入口壓力/Pa101 117101 119入口流速/(m·s-1)7.17.1入口SO2質(zhì)量流量/(kg·s-1)1.29×10-31.29×10-3入口HCl質(zhì)量流量/(kg·s-1)6.10×10-36.10×10-3出口煙氣溫度/K431.15435.50出口SO2質(zhì)量流量/(kg·s-1)5.70×10-45.29×10-4出口HCl質(zhì)量流量/(kg·s-1)1.60×10-43.83×10-4SO2脫除率/%55.6356.68HCl脫除率/%97.3899.37

為闡述脫酸塔內(nèi)的內(nèi)流特征對(duì)脫酸過(guò)程的影響，圖5～圖9給出了脫酸塔內(nèi)的流場(chǎng)、SO2和HCl脫除率及蒸發(fā)速度。圖5分別為Y=0截面和垂直于Z軸不同截面上的壓力分布。由圖5可知，受脫酸塔入口段至塔體的擴(kuò)容效果影響，煙氣在進(jìn)入塔體后壓力有所降低，但分布較均勻；塔體下部的錐形結(jié)構(gòu)相對(duì)于塔體中部逐漸變窄，壓力又逐漸升高。

圖5 脫酸塔壓力分布

由圖6可知，在脫酸塔中軸線附近的溫度較高，尤其是中軸線上部，這主要是由于煙氣進(jìn)入塔體后主要沿Z軸負(fù)方向流動(dòng)，且未與漿滴進(jìn)行換熱，由于在脫酸塔上部霧化盤(pán)噴灑出的漿滴溫度較低，當(dāng)煙氣與漿滴發(fā)生化學(xué)反應(yīng)并進(jìn)行換熱后，煙氣溫度逐漸降低，并趨于平衡。脫酸塔壁面附近溫度梯度較小，但右側(cè)壁面局部溫度較低，致使當(dāng)?shù)責(zé)釕?yīng)力增大，容易產(chǎn)生熱變形，不利于脫酸塔長(zhǎng)期穩(wěn)定運(yùn)行。

(a) 脫酸塔壁面(b) Y=0截面

圖6 脫酸塔溫度分布

Fig.6 Temperature distribution in the deacidification tower

模擬中忽略霧化盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)影響，將其簡(jiǎn)化為液滴沿霧化盤(pán)出口切向噴出，霧化盤(pán)轉(zhuǎn)速為10 000 r/min，對(duì)應(yīng)出口速度約為113 m/s。圖7(a)為脫酸塔含濕顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。煙氣與漿滴均為切向進(jìn)入脫酸塔，且二者沿圓周運(yùn)動(dòng)方向相反，使得大部分漿滴由煙氣攜帶向下運(yùn)行，一小部分未蒸發(fā)完全的漿滴被吹向脫酸塔壁面。圖7(b)中顆粒被吹向脫酸塔壁面位置附近，也就是圖7(a)標(biāo)記的截面處的速度矢量圖。由圖7(b)可知，右側(cè)存在順時(shí)針?lè)较虻幕亓鲄^(qū)，且霧化盤(pán)霧化的漿滴進(jìn)入塔體后初始速度垂直于Z軸，由于這2個(gè)原因的共同影響，漿滴被煙氣吹向了脫酸塔壁面，增大了脫酸塔壁面結(jié)渣和腐蝕的可能性。

(a) 含濕顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)(b) 速度矢量

圖7 煙氣流場(chǎng)速度矢量和含濕顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

Fig.7 Velocity vector of the gas flow field and mass fraction distribution of wet particles

圖8為SO2和HCl在Y=0截面上的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。結(jié)合圖6和圖8得出，受入口結(jié)構(gòu)作用，煙氣進(jìn)入塔體后，首先沿脫酸塔中軸線逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)向下流動(dòng)，然后又與上部霧化盤(pán)產(chǎn)生的順時(shí)針?lè)较虻膰婌F發(fā)生傳質(zhì)傳熱過(guò)程，導(dǎo)致脫酸塔中軸線上部溫度梯度和酸性氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度較大。由圖8可知，塔體上部被吸收的酸性氣體占SO2和HCl總脫除量的60%和90%，是脫酸反應(yīng)主要發(fā)生部位。圖8(a)右側(cè)SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)低是因?yàn)橐徊糠譂{滴受煙氣作用向右偏斜。由圖8(b)可知，HCl與漿滴的化學(xué)反應(yīng)速率比SO2與漿滴的化學(xué)反應(yīng)速率快很多，在塔體上部HCl幾乎已經(jīng)全部被反應(yīng)殆盡。

圖9給出了計(jì)算區(qū)間內(nèi)主要特征參數(shù)隨時(shí)間的變化，圖中正負(fù)值分別代表流入塔內(nèi)和塔內(nèi)流出。由圖9可知，40 s后曲線波動(dòng)較小，因此選取40～50 s這一段時(shí)間作為參考時(shí)間段進(jìn)行分析，上述結(jié)果及平均值是基于該段時(shí)間內(nèi)相應(yīng)物理量的時(shí)均值。由圖9(a)可知，由于漿滴的加入出口煙氣質(zhì)量流量相對(duì)于入口煙氣質(zhì)量流量略微有所增大。由圖9(b)可知，出口HCl質(zhì)量流量有略微浮動(dòng)，與入口HCl質(zhì)量流量相差很大，這是因?yàn)榧s97%的HCl被石灰漿液吸收，僅3%的HCl從出口流出。與圖9(a)、圖9(b)和圖9(d)相比，圖9(c)中出口SO2質(zhì)量流量隨時(shí)間的變化最為明顯，其主要原因是漿滴與HCl反應(yīng)較快，且SO2與漿滴的化學(xué)反應(yīng)速率遠(yuǎn)小于HCl與漿滴的化學(xué)反應(yīng)速率，因此在相同條件下，可認(rèn)為漿滴先與HCl氣體反應(yīng)，再與SO2反應(yīng)。另外，因脫酸塔內(nèi)溫度較高，在漿滴還未與SO2反應(yīng)完全時(shí)就已蒸干失去活性，因此SO2脫除率相對(duì)較低。由圖9(d)可知，出口水蒸氣質(zhì)量流量在前5 s內(nèi)小幅增大，其原因在于漿滴中液態(tài)水的蒸發(fā)使氣體中水蒸氣質(zhì)量流量增大。由于漿滴蒸發(fā)時(shí)間是衡量化學(xué)反應(yīng)時(shí)間的一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)，因此漿滴發(fā)生脫酸反應(yīng)的時(shí)間主要在其進(jìn)入脫酸塔5 s內(nèi)。

(a) SO2(b) HCl

圖8Y=0截面SO2和HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

Fig.8 Mass fraction distributions of SO2and HCl on cross sectionY=0

(a) 煙氣

(b) HCl

(c) SO2

(d) 水蒸氣

表3對(duì)比了相關(guān)文獻(xiàn)所做脫酸實(shí)驗(yàn)與某垃圾焚燒廠實(shí)際運(yùn)行及本文模擬所得脫酸結(jié)果。由表3可知，受實(shí)驗(yàn)裝置和反應(yīng)條件等多種因素影響，所得結(jié)果差距顯著，但本文所得模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行結(jié)果吻合良好。其中臧仁德等[5]、解海衛(wèi)等[3]在入口煙氣溫度為220 ℃和200 ℃，李午申[6]在煙氣溫度為150 ℃，n(Ca)/n(S)為0.5～3.5的實(shí)驗(yàn)條件下，所得SO2和HCl脫除率分別約為50%和90%，而在該電廠實(shí)際運(yùn)行條件下，n(Ca)/n(S)為12時(shí)，SO2和HCl脫除率才達(dá)到55.63%和56.68%。其原因可能是在實(shí)驗(yàn)狀況下，模型較小，煙氣流速較低，并且實(shí)驗(yàn)為理想狀態(tài)。Liu[19]搭建的實(shí)驗(yàn)臺(tái)較簡(jiǎn)單，200 ℃時(shí)SO2脫除率最低僅為23%；而Kiil等[7]在搭建的脫酸實(shí)驗(yàn)平臺(tái)測(cè)試的SO2和HCl脫除率最高為67%和91%，雖然與脫酸塔實(shí)際運(yùn)行時(shí)的脫酸效率較為接近，但其入口煙氣溫度僅為50 ℃，降低溫度將顯著縮短漿滴的蒸發(fā)時(shí)間，加快反應(yīng)速率。因此，該實(shí)驗(yàn)結(jié)果并不能準(zhǔn)確反映出脫酸塔內(nèi)真實(shí)的脫酸過(guò)程。另外，受多種因素和條件的制約，所搭建的實(shí)驗(yàn)臺(tái)[3,5-6]僅為實(shí)驗(yàn)室規(guī)模的縮小模型，其內(nèi)部流場(chǎng)、化學(xué)反應(yīng)時(shí)間和漿滴蒸發(fā)時(shí)間都有可能與實(shí)際裝置存在顯著區(qū)別，因而導(dǎo)致所得結(jié)果存在顯著區(qū)別。而本文研究對(duì)象為原型實(shí)際裝置，通過(guò)合理考慮脫酸塔實(shí)際運(yùn)行中的速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、壓力場(chǎng)和質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)，所得模擬結(jié)果能合理反映其實(shí)際脫酸過(guò)程，可為脫酸塔的運(yùn)行及優(yōu)化提供一種可以借鑒的理論模型。

表3 脫酸實(shí)驗(yàn)、實(shí)際運(yùn)行工況與模擬結(jié)果脫除率的對(duì)比

4 結(jié) 論

(1)針對(duì)垃圾焚燒廠脫酸塔的脫酸過(guò)程，通過(guò)求解連續(xù)相和離散相的控制方程，充分考慮脫酸塔內(nèi)速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)、壓力場(chǎng)和酸性氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)場(chǎng)對(duì)脫酸過(guò)程的影響，建立了脫酸塔氣固液之間的傳質(zhì)模型及化學(xué)反應(yīng)模型，并在充分考慮其蒸發(fā)及傳質(zhì)的基礎(chǔ)上對(duì)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的噴霧建立了漿滴模型。通過(guò)與實(shí)驗(yàn)裝置和現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行數(shù)據(jù)對(duì)比，驗(yàn)證了本文提出的氣液固的傳質(zhì)模型、漿滴模型和化學(xué)反應(yīng)模型的正確性。

(2)脫酸塔中軸線上部溫度梯度和酸性氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度較大，是脫酸反應(yīng)主要發(fā)生部位；一小部分沒(méi)有蒸發(fā)完全的漿滴由于煙氣回流區(qū)作用被吹向脫酸塔壁面，容易造成脫酸塔壁面的結(jié)渣和腐蝕，不利于脫酸塔長(zhǎng)期穩(wěn)定運(yùn)行。煙氣脫酸主要發(fā)生在脫酸塔的上部，脫酸塔中軸線附近溫度較高，溫度梯度、SO2和HCl質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度較大，且總脫除量60%的SO2和90%的HCl在上部被吸收，并且HCl與漿滴的化學(xué)反應(yīng)速率遠(yuǎn)大于SO2與漿滴的化學(xué)反應(yīng)速率；漿滴進(jìn)入脫酸塔5 s內(nèi)被全部蒸干，即漿滴發(fā)生脫酸反應(yīng)時(shí)間主要在5 s內(nèi)。

參考文獻(xiàn)：

[1] RADA E C, RAGAZZI M, IONESCU G, et al. Municipal solid waste treatment by integrated solutions: energy and environmental balances[J].EnergyProcedia, 2014, 50: 1037-1044.

[2] YAP H Y, NIXON J D. A multi-criteria analysis of options for energy recovery from municipal solid waste in India and the UK[J].WasteManagement, 2015, 46: 265-277.

[3] 解海衛(wèi), 張于峰, 張艷. 垃圾焚燒煙氣旋轉(zhuǎn)噴霧干燥凈化的實(shí)驗(yàn)研究[J].動(dòng)力工程, 2007, 27(5): 793-796.

XIE Haiwei, ZHANG Yufeng, ZHANG Yan. Experimental study on purification of waste incinerator flue gas by rotating spray drying[J].JournalofPowerEngineering, 2007, 27(5): 793-796.

[4] LIU Zhenshu, WEY M Y, LIN C L. Reaction characteristics of Ca(OH)2, HCl and SO2at low temperature in a spray dryer integrated with a fabric filter[J].JournalofHazardousMaterials, 2002, 95(3): 291-304.

[5] 臧仁德, 張力. 垃圾與煤混燒煙氣脫酸的模擬及實(shí)驗(yàn)[J].煤炭學(xué)報(bào), 2011, 36(8): 1385-1390.

ZANG Rende, ZHANG Li. Numerical simulation and experimental on deacidification of flue gas by co-combustion of MSW with coal[J].JournalofChinaCoalSociety, 2011, 36(8): 1385-1390.

[6] 李午申. 城市生活垃圾焚燒噴霧干燥煙氣凈化研究[D]. 重慶: 重慶大學(xué), 2005.

[7] KIIL S, NYGAARD H, JOHNSSON J E. Simulation studies of the influence of HCl absorption on the performance of a wet flue gas desulphurisation pilot plant[J].ChemicalEngineeringScience, 2002, 57(3): 347-354.

[8] NEVEUX T, MOULLEC Y L. Wet industrial flue gas desulfurization unit: model development and validation on industrial data[J].Industrial&EngineeringChemistryResearch, 2011, 50(12): 7579-7592.

[9] 王乃華. 新型半干法煙氣脫硫的實(shí)驗(yàn)及機(jī)理研究[D]. 杭州: 浙江大學(xué), 2002.

[10] 羅惠文. 化工傳質(zhì)過(guò)程中的阻力與“雙膜理論”的局限性[J].東華理工大學(xué)學(xué)報(bào)(社會(huì)科學(xué)版), 1982(2): 111-112.

LUO Huiwen. Chemical resistance in the process of mass transfer and the limitations of "double membrane theory"[J].JournalofEastChinaUniversityofTechnology(SocialScience), 1982(2): 111-112.

[11] 郭娟. 垃圾焚燒發(fā)電廠煙氣系統(tǒng)優(yōu)化研究[D]. 北京: 清華大學(xué), 2014.

[12] 李雙雙, 馬曉茜, 余昭勝, 等. 垃圾焚燒半干法脫硫塔內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算[J].能源環(huán)境保護(hù), 2013, 27(5): 24-29.

LI Shuangshuang, MA Xiaoqian, YU Zhaosheng, et al. Numerical simulation of flow field in semidry FGD tower of garbage incinerator[J].EnergyEnvironmentalProtection, 2013, 27(5): 24-29.

[13] PARKER J M. Validation of CFD model for polysilicon deposition and production of silicon fines in a silane deposition FBR[J].InternationalJournalofChemicalReactorEngineering, 2011, 9(1): A40.

[14] HILL F F, ZANK J. Flue gas desulphurization by spray dry absorption[J].ChemicalEngineeringandProcessing:ProcessIntensification, 2000, 39(1): 45-52.

[15] ANDREWS M J, O'ROURKE P J. The multiphase particle-in-cell (MP-PIC) method for dense particulate flows[J].InternationalJournalofMultiphaseFlow, 1996, 22(2): 379-402.

[16] AUZERAIS F M, JACKSON R, RUSSEL W B. The resolution of shocks and the effects of compressible sediments in transient settling[J].JournalofFluidMechanics, 2006, 195: 437-462.

[17] 陳國(guó)慶, 高繼慧, 龔澤儒, 等. 復(fù)合噴動(dòng)塔內(nèi)蒸發(fā)特性的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究[J].環(huán)境工程, 2009, 27(6): 79-84.

CHEN Guoqing, GAO Jihui, GONG Zeru, et al. Numerical simulation and experimental study on evaporation characteristics in multi-spouted bed[J].EnvironmentalEngineering, 2009, 27(6): 79-84.

[18] LEVENSPIEL O. Chemical reaction engineering[M]. 3rd ed. New York，USA: John Wiley & Sons, 1999.

[19] LIU Zhenshu. Advanced experimental analysis of the reaction of Ca(OH)2with HCl and SO2during the spray dry scrubbing process[J].Fuel, 2005, 84(1):5-11.