噴射霧滴煙氣流動蒸發(fā)特性

馮書勤，杜小澤，楊立軍，席新銘

（電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室(華北電力大學(xué))，北京市 昌平區(qū) 102206）

0 引言

燃煤電廠采用石灰石-石膏濕法煙氣脫硫(wet flue gas desulfurization，WFGD)工藝，會定期排放一定量的煙氣脫硫(flue gas desulfurization，F(xiàn)GD)廢水[1]。FGD 廢水水質(zhì)特殊且水體污染性大，必須進(jìn)行單獨處理[2-3]。目前常用的處理方法中[4-9]，傳統(tǒng)化學(xué)沉淀法不能有效去除廢水中所含的高濃度 Cl-；生物處理、蒸汽濃縮蒸發(fā)等處理技術(shù)的運行成本過高；蒸發(fā)池處理技術(shù)受限于地域氣候和土地面積；混合零價鐵處理技術(shù)仍處于實驗室研究和工程試驗階段。

近年來，在化學(xué)沉淀、濃縮減量的基礎(chǔ)上，將 FGD廢水噴入煙道蒸發(fā)受到廣泛關(guān)注[10-13]。采用壓縮空氣將待處理的 FGD廢水經(jīng)噴嘴霧化成液滴群后噴入鍋爐尾部煙道中，廢水液滴吸收煙氣余熱蒸發(fā)。完全蒸發(fā)后的廢水液滴所含的剩余懸浮固體顆粒物等雜質(zhì)均會隨煙氣中的飛灰一起進(jìn)入除塵器等后續(xù)設(shè)備被捕捉收集處理，從而實現(xiàn)FGD廢水的近零排放。

該技術(shù)具有換熱充分、節(jié)能環(huán)保和耗時較短等優(yōu)勢[14-18]。但國內(nèi)外實際工程應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)GD廢水液滴若在蒸干前與煙道壁面接觸，長期運行會造成煙道壁面嚴(yán)重腐蝕甚至結(jié)垢阻塞，危及鍋爐運行。因此，確定脫硫廢水霧化液滴群在鍋爐尾部煙道中的運行軌跡及蒸發(fā)特性，以及不同運行參數(shù)下液滴完全蒸發(fā)所需的時間和距離，是FGD廢水煙道蒸發(fā)技術(shù)實際應(yīng)用的關(guān)鍵[19]。

目前，國內(nèi)外針對脫硫廢水煙氣蒸發(fā)技術(shù)的研究主要集中在對氣液兩相流中液滴蒸發(fā)特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究。Kim等[20]研究了電廠運行過程中環(huán)境壓力對 FGD廢水霧化液滴蒸發(fā)的影響；Ashgriz等[21]針對具體FGD廢水噴入煙道蒸發(fā)處理技術(shù)進(jìn)行研究分析，提出并修正了影響霧化液滴蒸發(fā)特性的對流運動規(guī)律；張子敬等[22]建立了噴霧液滴群煙氣蒸發(fā)傳熱傳質(zhì)模型，并用其對FGD廢水液滴粒徑和其在尾部煙道內(nèi)的蒸發(fā)速度進(jìn)行研究；馬雙忱等[23]針對實際燃煤電廠不同運行工況下影響 FGD廢水霧化液滴在煙氣中運動軌跡的因素進(jìn)行數(shù)值模擬研究分析，證明該項技術(shù)的可行性。

為了使理論研究能更可靠地指導(dǎo)工程實際應(yīng)用，基于上述分析，本文利用數(shù)值模擬方法，針對某300 MW燃煤發(fā)電機(jī)組，在不同運行工況下，研究 FGD廢水噴射霧滴煙氣流動蒸發(fā)特性及其影響因素。采用單一控制變量法，獲得不同運行條件下噴霧的擴(kuò)散范圍和液滴在煙道內(nèi)的運動軌跡以及碰壁情況；分析在不同入口煙氣溫度下霧化液滴群的直徑、霧化液滴群的初始噴射速度、煙氣速度、噴嘴的噴射流量、噴射全錐角以及噴射方向等因素對霧化液滴群蒸發(fā)質(zhì)量的影響。研究結(jié)果可為火電廠脫硫廢水煙氣蒸發(fā)性能的調(diào)控提供依據(jù)。

1 物理數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

以實際燃煤電站鍋爐尾部煙道空氣預(yù)熱器之后至除塵器之前的煙道作為分析對象，通道尺寸長為5 m。采用壓縮空氣將待處理的FGD廢水經(jīng)噴嘴霧化成液滴群后噴入鍋爐尾部煙道中。主要分析一個霧化噴嘴產(chǎn)生的液滴群在煙氣流中的蒸發(fā)特性，取矩形截面橫截面為 1 m×1 m，體坐標(biāo)系原點位于通道入口0.5 m處的橫截面中心位置，并在此處設(shè)置一個實體圓錐型噴嘴作為噴射源，如圖1所示。入口氣流具有均勻穩(wěn)定的速度。沒有特別說明的情況下，噴嘴的噴射方向被設(shè)置為沿?zé)煔獾牧鲃臃较驀娚?，噴射全錐角為30°。

圖1 物理模型Fig. 1 Physical model

利用 GAMBIT采用六面體網(wǎng)格對物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為提高計算精度，在噴嘴附近和霧化液滴群的運動擴(kuò)散區(qū)域均進(jìn)行了網(wǎng)格精細(xì)化建模，從而能更準(zhǔn)確地模擬煙氣與霧化液滴群相互作用時的熱量、動量和質(zhì)量交換等。全域在整個通道上延伸以能夠表示實際的非對稱性霧化液滴群的分布并且能準(zhǔn)確地捕獲流場中的湍流擴(kuò)散。選取煙氣溫度為393.15 K、噴射流量為30 L/h的單噴嘴噴霧工況，以x=3 m橫截面處液滴蒸發(fā)率作為對比監(jiān)視參數(shù)，對網(wǎng)格尺寸在0.012～0.1 m范圍內(nèi)且網(wǎng)格總數(shù)分別為55萬、105萬、125萬、250萬、338萬、421萬以及505萬的單噴嘴噴射模型進(jìn)行網(wǎng)格獨立性驗證。網(wǎng)格數(shù)量對液滴蒸發(fā)率計算準(zhǔn)確性的影響如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格數(shù)量對液滴蒸發(fā)的影響Fig. 2 Effect of the number of model mesh on droplets evaporation

由圖2可見，x=3 m橫截面處的液滴蒸發(fā)率隨著網(wǎng)格總數(shù)的增加呈現(xiàn)先上升再平緩后降低的趨勢，并且在網(wǎng)格總數(shù)為125萬～421萬范圍內(nèi)基本保持穩(wěn)定。由于網(wǎng)格總數(shù)分別為125萬和338萬的兩個模型的液滴蒸發(fā)率偏差值小于 1%，考慮到數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，同時節(jié)約計算時間及內(nèi)存，本文所建立的單噴嘴噴射模型入口區(qū)域和精細(xì)化區(qū)域的網(wǎng)格尺寸分別為 0.01 m和0.02 m，網(wǎng)格數(shù)共計250萬。單噴嘴噴射模型的整體和局部網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 物理模型的整體和局部網(wǎng)格結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 3 The global and local grid structure of physical model

1.2 數(shù)學(xué)模型

描述霧化液滴群在煙氣中蒸發(fā)過程的數(shù)學(xué)模型包括連續(xù)相煙氣的流動傳熱以及離散相液滴流動蒸發(fā)兩部分。其中，連續(xù)相煙氣的湍流流動傳熱采用歐拉方法，利用標(biāo)準(zhǔn) k-ε模型來描述[25]；離散相液滴的運動以及蒸發(fā)采用拉格朗日方法描述[26]。

1.2.1 連續(xù)相(煙氣)流動傳熱模型

將大量的液滴噴射入煙氣中，需要考慮霧化液滴群對煙氣流動的影響，這可以通過在連續(xù)相(煙氣)相應(yīng)的控制方程中分別引入液滴的質(zhì)量、動量和能量源項來實現(xiàn)。

采用標(biāo)準(zhǔn) k-ε模型描述煙氣的湍流流動與傳熱，并考慮液滴蒸發(fā)源項的影響。

連續(xù)性方程：

動量方程：

能量方程：

組分方程：

式中：參數(shù) Sm，Smo，Se分別是液滴的質(zhì)量、動量和能量源項，可以通過拉格朗日法對液滴進(jìn)行體積平均計算得到。對于連續(xù)相(煙氣)，液滴蒸發(fā)需要的熱量可作為一個熱源項作用到其歐拉方程中去，液滴蒸發(fā)之后會變成連續(xù)相的某個組分進(jìn)入連續(xù)相(煙氣)。

1.2.2 離散相(液滴)蒸發(fā)模型

脫硫廢水從噴嘴噴出時會迅速崩解成霧化液滴群。當(dāng)與不飽和煙氣接觸時，液滴表面會形成飽和空氣-蒸汽層并和周圍煙氣發(fā)生傳熱傳質(zhì)現(xiàn)象。如果液滴的表面溫度與煙氣的干球溫度之間存在溫度差，便會發(fā)生熱量傳遞。如果在空氣-蒸汽層和煙氣之間存在蒸汽濃度梯度，還會發(fā)生傳質(zhì)現(xiàn)象[27]。由于有太多的液滴要被單獨跟蹤，所以液滴的運動軌跡以包的方式進(jìn)行跟蹤。在每個包中僅進(jìn)行一種液滴的計算，且認(rèn)為每個包中的所有液滴均具有相同的性質(zhì)。此外，對霧化液滴群的蒸發(fā)過程作如下假設(shè)[28]：

1）液滴在整個蒸發(fā)過程中均成等直徑球形且內(nèi)部溫度均勻；

2）液滴在蒸發(fā)過程中處于平衡狀態(tài)；

3）液滴周圍的環(huán)境壓力遠(yuǎn)低于液滴臨界壓力，且其表面附近的氣相處于準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)；

4）液滴的表面張力、飽和蒸氣壓等參數(shù)值均隨溫度變化；

5）忽略輻射換熱對液滴蒸發(fā)的影響。

可認(rèn)為液滴群蒸發(fā)時的熱量和質(zhì)量傳遞機(jī)理與單液滴的蒸發(fā)機(jī)理一致，并假設(shè)液滴內(nèi)部熱阻為零，每個液滴吸收能量的速率可由單液滴能量方程描述：

式中：Td為液滴瞬時溫度，K；md為液滴質(zhì)量，kg；cd為液滴比熱容，J/(kg?K)；Ad為液滴表面積，m2；Lh為液滴汽化潛熱，J/kg；Ta為煙氣溫度，K；hc為液滴與煙氣流間的對流換熱系數(shù)，W/(m2?K)，可通過Ranz-Marshell關(guān)系式得到：

式中：Nu和Pr分別為煙氣的努塞爾數(shù)和普朗特數(shù)；ka為煙氣導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m?K)；dd為液滴瞬時直徑，m；Red為基于液滴相對于煙氣的速度和液滴直徑得到的液滴雷諾數(shù)；BT為斯伯丁傳熱數(shù)，Bm為斯伯丁傳質(zhì)數(shù)，

式中：Yi,s是液滴表面組分 i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Yi,a是周圍煙氣中組分 i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；dmd/dt是液滴通過蒸發(fā)傳遞到煙氣的質(zhì)量流量，用以表示液滴蒸發(fā)速率：

式中：kc為傳質(zhì)系數(shù)，m/s；ρa(bǔ)為煙氣密度，kg/m3。

在煙氣中，液滴蒸氣擴(kuò)散率控制著液滴周圍熱量和質(zhì)量邊界層的厚度。此時，從液滴向氣相的擴(kuò)散與液滴和氣相之間的蒸汽梯度相關(guān)聯(lián)，液滴蒸發(fā)量由擴(kuò)散梯度確定。傳質(zhì)系數(shù)kc可由舍伍德(Sherwood)關(guān)聯(lián)式得到

式中：Sh為傳質(zhì)施密特數(shù)；Dm為蒸汽擴(kuò)散系數(shù)，m2/s。

1.2.3 離散相(液滴)運動模型

拉格朗日法通過對滿足牛頓第二定律的動量方程進(jìn)行積分，并考慮了煙氣中的相關(guān)力的影響來跟蹤每個在煙氣中運動的離散相液滴。作用在液滴上的力有多種，包括曳力、重力、浮力和由于壓力梯度引起的巴塞特力和熱泳力。然而，由于模擬中對霧化液滴群進(jìn)行了所有液滴均具有獨立性質(zhì)和均勻球形形狀的假設(shè)，因此在煙氣中液滴的運動速度或運動方向的改變主要是由曳力和重力引起的，其他力對液滴流動條件的影響則可忽略不計。在這個假設(shè)下，單個液滴的運動方程可表示為

式中CD為曳力系數(shù)，

1.3 求解方法及邊界條件

在歐拉/拉格朗日坐標(biāo)系下研究液滴群的蒸發(fā)。將煙氣相作為連續(xù)介質(zhì)，為不可壓縮的穩(wěn)定流動，在歐拉坐標(biāo)系下直接求解納維-斯托克斯時均方程；將霧化液滴群作為離散體系，在拉格朗日坐標(biāo)系下研究霧化液滴群的蒸發(fā)。

使用計算流體力學(xué)CFD軟件Fluent 15.0求解數(shù)學(xué)模型。由于煙道內(nèi)壓力變化不大，故選擇基于壓力的求解器，梯度選項中選擇Green-Gauss Cell Based方法，組分模型為組分輸運模型?？紤]到液滴的湍流分散效應(yīng)，采用隨機(jī)軌道跟蹤模型進(jìn)行霧化液滴群的運動軌跡追蹤，離散相長度尺度選取0.001 m，每0.000 1 s噴入一次霧化液滴顆粒流。

整個模擬過程主要分為兩步。首先計算未加入脫硫廢水霧化液滴群的連續(xù)相煙氣流場的分布，再結(jié)合流場變量求解霧化液滴群中每一個液滴的受力情況；在此計算基礎(chǔ)上再加入離散相噴霧液滴，添加噴射源，以此獲得液滴的速度。追蹤液滴的運動軌跡，從而確定實現(xiàn)液滴最大蒸發(fā)的關(guān)鍵技術(shù)參數(shù)。對煙氣和霧化液滴群采用相間耦合計算，考慮由于液滴的蒸發(fā)引起的熱量和質(zhì)量傳遞對煙氣流動的影響，以及由于煙氣流場的改變對霧化液滴群的運動軌道等產(chǎn)生的影響。

采用穩(wěn)態(tài)追蹤的方式，并設(shè)定最大迭代步長為50 000步，在計算收斂獲得穩(wěn)定的連續(xù)相煙氣流場后，加入離散相霧化液滴群進(jìn)行計算。連續(xù)相流場每迭代計算10步，噴射源噴射一次粒子進(jìn)行1次離散相迭代計算，通過交替計算連續(xù)相和離散相，直到兩相計算結(jié)果都達(dá)到收斂標(biāo)準(zhǔn)。湍流場采用SIMPLE算法進(jìn)行壓力和速度耦合的交錯網(wǎng)格模擬。對于水分的動量和質(zhì)量分?jǐn)?shù)等計算采用一階迎風(fēng)以獲得更準(zhǔn)確的結(jié)果。本文對六面體網(wǎng)格模型建立的控制方程均采用一階迎風(fēng)離散格式，對于穩(wěn)態(tài)追蹤已具有計算準(zhǔn)確性和結(jié)果可靠性。

根據(jù)實驗使用的 ST型微細(xì)空氣霧化噴嘴進(jìn)行單個噴嘴的特性參數(shù)設(shè)定，該類型噴嘴可對流率、液滴大小、噴霧分布和覆蓋范圍進(jìn)行精細(xì)調(diào)整。其中，噴嘴類型為實心圓錐，噴嘴內(nèi)徑為0.02 m，噴射全錐角為30°，并依次設(shè)置噴嘴的位置、軸、噴射速度等。為了準(zhǔn)確描述霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量，一共設(shè)置300個包，每個包都包含許多具有相同特征(尺寸、形狀、速度、溫度等)的液滴，并對每個包進(jìn)行5個隨機(jī)軌道追蹤。在Turbulent Dispersion選項中選擇隨機(jī)軌道Discrete Random Walk Model用于描述液滴的擴(kuò)散。

在操作條件設(shè)置中，壓力設(shè)為默認(rèn)值?？紤]重力影響，在 y軸正方向設(shè)定加速度為-9.81 m/s2。入口條件采用速度入口條件。所有計算域側(cè)壁均被規(guī)定為具有無滑移速度邊界條件的絕熱壁面。離散相噴射液滴的進(jìn)出口邊界條件類型設(shè)為“逃逸(escape)”條件。出口條件采用充分發(fā)展流出口(outflow)條件且出口壓力為大氣壓。液滴撞擊矩形截面通道物理模型計算域側(cè)壁的邊界條件被設(shè)定為“捕獲(trap)”，液滴一旦撞擊到側(cè)壁其運動就會被終止，并且被排除在進(jìn)一步的蒸發(fā)性質(zhì)計算和隨機(jī)軌道追蹤之外。

在滿足工程要求的條件下，本文在求解過程中，忽略脫硫廢水霧化液滴群中所含固體顆粒對其蒸發(fā)的影響、煙氣中飛灰對霧化液滴群的影響、以及脫硫廢水霧化液滴間的相互碰撞等影響[23]。

2 結(jié)果與討論

以某300 MW燃煤發(fā)電機(jī)組鍋爐尾部煙道中空氣預(yù)熱器之后、除塵器之前的煙氣為研究對象。將煙氣看作包含水蒸氣、氧氣和氮氣的理想氣體混合物。組成成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 ωCO2=0.13、ωH2O=0.11、ωN2=0.76。煙氣溫度為 393.15～403.15 K，煙氣流速為9～10 m/s。由于鍋爐尾部煙氣的溫度和流速受鍋爐負(fù)荷和運行工況等一系列燃燒狀態(tài)因素的影響，本文將煙氣溫度研究范圍擴(kuò)展為393.15～453.15 K，煙氣速度研究范圍擴(kuò)展為 6～15 m/s。表1為不同溫度下煙氣的具體物性參數(shù)。噴射進(jìn)入煙道的脫硫廢水溫度為323.15 K，液滴的密度為1074 kg/m3，總含固量約為0.80%。

表1 標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力下煙氣的熱物理性質(zhì)參數(shù)Tab. 1 Thermal physical properties of flue gas at standard atmospheric pressure

選取入口煙氣溫度為393.15 K，噴射流量為30 L/h，液滴初始溫度為323.15 K，液滴初始直徑為60 μm，液滴初速度為ud=15 m/s，煙氣速度為ua=9 m/s，噴嘴噴射全錐角為30°且噴射方向與煙氣流動方向平行的工況進(jìn)行初步分析。圖4為矩形截面通道溫度場云圖，可見，在y=0 m和z=0 m截面處的溫度場中，均呈現(xiàn)了中間溫度較低、往兩側(cè)溫度逐漸升高的規(guī)律。這是因為霧化液滴群從噴嘴中噴射出，在矩形截面通道的中間區(qū)域濃度較大，蒸發(fā)量較大，使中間區(qū)域的煙氣溫度下降幅度也較大。同時，從出口截面的溫度云圖也可看出，該工況下煙道中心區(qū)域的最低溫度為385.33 K，溫度下降幅度不超過10 ℃，煙溫高于酸露點可防止尾部煙道后續(xù)設(shè)備發(fā)生腐蝕。

圖4 煙氣溫度場云圖Fig. 4 The temperature field clouds of flue gas

在該工況下，霧化液滴群從初始噴射位置開始，沿流動方向的液滴濃度變化云圖如圖5所示。由圖 5(a)可見，隨著噴射距離的增大，霧化液滴群逐漸擴(kuò)散并迅速蒸發(fā)、液滴濃度逐漸下降，最終實現(xiàn)完全蒸發(fā)。由圖5(b)可見，若液滴不與煙氣發(fā)生傳熱傳質(zhì)，液滴濃度隨著噴射距離的增大無明顯變化趨勢，液滴僅被煙氣夾帶運動而逐漸擴(kuò)散，最終充滿整個煙道截面。

2.1 霧化液滴群初始直徑對蒸發(fā)效率的影響

設(shè)定噴嘴噴射流量為 30 L/h，液滴初始溫度為323.15 K，液滴初速度為ud=15 m/s，煙氣速度為ua=9 m/s，噴射全錐角為30°且噴射方向與煙氣流動方向平行。圖6所示為入口煙氣溫度393.15、413.15、433.15以及453.15 K 4種工況下，初始直徑分別為20、40、60、80和100 μm的霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量沿程變化。

圖5 不同蒸發(fā)距離下液滴濃度云圖Fig. 5 The concentration clouds of droplets at different evaporation distances

圖6 不同直徑的霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量Fig. 6 The evaporation of droplets with different diameter

由圖6可見，隨著入口煙氣溫度的升高，相同直徑的霧化液滴實現(xiàn)完全蒸發(fā)所需的時間和距離縮短。同時，在相同入口煙氣溫度下，直徑較小的霧化液滴群實現(xiàn)完全蒸發(fā)所需距離也越短，蒸發(fā)率越高，其殘留未完全蒸發(fā)的液滴百分?jǐn)?shù)越低。這主要是因為霧化液滴直徑越小，液滴的比表面積越大，與煙氣相對運動時的對流傳熱越強(qiáng)，更有利于液滴吸收煙氣的熱量，使液滴蒸發(fā)速率越快。圖中所示對于入口煙氣溫度為393.15 K的工況，直徑為20～60 μm的霧化液滴群均可在5 m的蒸發(fā)距離內(nèi)實現(xiàn)完全蒸發(fā)。

2.2 霧化液滴群初始速度對蒸發(fā)效率的影響

在噴射流量為 30 L/h，液滴初始溫度為323.15 K，液滴初始直徑為 60 μm，煙氣速度為ua=9 m/s，噴射全錐角為30°且噴射方向與煙氣流動方向平行的條件下，研究液滴初始噴射速度對霧化液滴群蒸發(fā)質(zhì)量的影響，如圖7所示。

圖7 不同初始噴射速度下霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量Fig. 7 The evaporation of droplets with different velocities

從圖7所示的變化規(guī)律可以看出，在4種不同入口煙氣溫度的工況下，不同初始噴射速度下霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量都存在著相同的規(guī)律，即：在10～30 m/s的速度范圍內(nèi)，隨著霧化液滴群初始噴射速度的升高，霧化液滴群的蒸發(fā)率明顯下降。這是因為在這個噴射速度范圍內(nèi)，液滴在煙氣中的停留時間縮短，降低了液滴與煙氣之間的總換熱量，導(dǎo)致液滴的蒸發(fā)率下降。而當(dāng)霧化液滴群初始噴射速度再進(jìn)一步升高時，在大于 30～60 m/s的速度范圍內(nèi)，隨著霧化液滴群初始噴射速度的升高，霧化液滴群的蒸發(fā)率則明顯增加。這是由于在這個噴射速度范圍內(nèi)，霧化液滴群的擴(kuò)散程度是影響霧化液滴群蒸發(fā)質(zhì)量的主要因素。當(dāng)霧化液滴群初始噴射速度足夠大時，雖然液滴在煙氣中的停留時間相對縮短，但是由于液滴在噴射初始時刻的速度足夠大，使其形成的噴射圓錐面足夠大，霧化液滴群能在規(guī)定的蒸發(fā)距離內(nèi)充分?jǐn)U散運動開，并與煙氣進(jìn)行充分接觸和換熱，有利于蒸發(fā)質(zhì)量的提高。

綜上所述，不同的初始噴射速度會對霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量產(chǎn)生一定程度的影響，但影響不大。過小的噴射速度會在一定程度上降低霧化液滴群的蒸發(fā)率。選擇合適的噴嘴類型，適當(dāng)提高初始噴射速度保證液滴的擴(kuò)散程度可以提高霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量。

2.3 煙氣速度對蒸發(fā)效率的影響

在噴嘴噴射流量為30 L/h，液滴初始直徑為60 μm，液滴初速度為ud=15 m/s，液滴初始溫度為 323.15 K，噴射全錐角為 30°且噴射方向與煙氣流動方向平行的條件下，研究煙氣速度對霧化液滴群蒸發(fā)質(zhì)量的影響。

圖8 不同煙氣流速下霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量Fig. 8 The evaporation of droplets with different flue gas velocities

如圖8所示，當(dāng)煙氣速度范圍在6～9 m/s內(nèi)時，煙氣速度的提高不僅在一定程度上對液滴的運動軌跡產(chǎn)生影響，還增強(qiáng)了煙氣與霧化液滴群間的相對運動和對流換熱強(qiáng)度，促使液滴與周圍熱量交換加劇，從而影響了液滴在煙道中的停留時間，在一定幅度內(nèi)提高煙速可以使液滴完全蒸發(fā)時間縮短，提高霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量。同時，在通流面積一定時煙氣速度的適當(dāng)增加相當(dāng)于增大了煙氣流量，進(jìn)而增大了霧化液滴群的擴(kuò)散強(qiáng)度以及增強(qiáng)了液滴與煙氣間的相對運動，這都有利于提高液滴的蒸發(fā)質(zhì)量。但煙氣速度過度提高，在其值增至10 m/s以上時，霧化液滴群的蒸發(fā)率明顯下降。這是由于煙氣流速過大，對于直徑較小、慣性較小的霧化液滴群而言很快便達(dá)到煙氣運動速度，削弱了煙氣與液滴之間的表面對流傳熱，蒸發(fā)常數(shù)減小。

2.4 噴嘴噴射流量對蒸發(fā)效率的影響

在液滴初速度 ud=15 m/s，液滴初始溫度為323.15 K，液滴初始直徑為 60 μm，煙氣速度為ua=9 m/s，噴射全錐角為30°且噴射方向與煙氣流動方向平行的條件下，研究噴嘴噴射流量對霧化液滴群蒸發(fā)質(zhì)量的影響，結(jié)果如圖9所示。

圖9 不同噴嘴噴射流量下霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量Fig. 9 The evaporation of droplets with different spray flow rate

在本文討論的噴嘴噴射流量范圍內(nèi)，均沒有出現(xiàn)液滴碰到壁面的情況。隨著噴射流量的增大，霧化液滴群的蒸發(fā)速度降低，蒸發(fā)質(zhì)量變差。這是因為在煙氣性質(zhì)一定時，隨著噴射流量的增大，所需蒸發(fā)的液滴數(shù)量增多了，霧化液滴群在隨著煙氣一起運動的過程中并未能完全擴(kuò)散開與煙氣充分接觸和換熱。在所研究的入口煙氣溫度工況下，當(dāng)流量超過50 L/h時在5 m的蒸發(fā)距離內(nèi)出現(xiàn)了液滴不完全蒸發(fā)現(xiàn)象，這說明噴射流量增大后霧化液滴群實現(xiàn)完全蒸發(fā)所需要的距離更長。結(jié)果顯示，若煙道橫截面足夠大，為了提高蒸發(fā)質(zhì)量可以考慮多噴嘴小流量的布置方式。

2.5 噴嘴噴射全錐角對蒸發(fā)效率的影響

在噴射流量為 30 L/h，液滴初始溫度為323.15 K，液滴初始直徑為 60 μm，液滴初速度ud=15 m/s，煙氣速度為 ua=9 m/s，噴射方向與煙氣流動方向平行的條件下，研究噴射全錐角對霧化液滴群蒸發(fā)質(zhì)量的影響，如圖10所示。

圖10 不同噴射全錐角下霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量Fig. 10 The evaporation of droplets with different spray full cone angles

由圖10可以看出，隨著噴嘴噴射全錐角的增大，霧化液滴群的蒸發(fā)率有提高的趨勢，但變化不明顯。這是因為，雖然噴射全錐角的增大有利于形成更大的噴射圓錐面，使霧化液滴群能在煙氣中充分?jǐn)U散運動開，并與煙氣進(jìn)行充分接觸和換熱，從而縮短液滴完全蒸發(fā)所需時間，提高霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量。但在給定的煙氣速度條件下，由于煙氣相對流量較大，液滴蒸發(fā)熱源充足，噴嘴噴射全錐角增大對霧化液滴群擴(kuò)散程度的改善產(chǎn)生的影響較小，因此對液滴蒸發(fā)效率的影響也較小。所以實際工程應(yīng)用中，對噴嘴噴射全錐角的選取只需保證具體布置方案中噴嘴在安裝位置下噴射時不出現(xiàn)液滴碰壁的現(xiàn)象即可。

2.6 噴嘴噴射方向?qū)φ舭l(fā)效率的影響

在噴射流量為 30 L/h，液滴初始溫度為323.15 K，液滴初始直徑為 60 μm，液滴初速度ud=15 m/s，煙氣速度為 ua=9 m/s，噴射全錐角為30°的條件下，研究噴嘴的噴射方向與煙氣的流動方向平行、與煙氣的流動方向分別呈 30°、45°和60°夾角，以及與煙氣的流動方向垂直時，對霧化液滴群蒸發(fā)質(zhì)量的影響，如圖11所示。

圖11 不同噴射方向下霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量Fig. 11 The evaporation of droplets with different spray directions

從圖11可以看出，噴嘴噴射方向與煙氣的流動方向平行時霧化液滴群的蒸發(fā)率最高，而噴嘴噴射方向與煙氣的流動方向所呈夾角越大，霧化液滴群的蒸發(fā)效果則越差。雖然霧化液滴群的初始運動方向與煙氣流速呈一定夾角時，液滴在煙氣中停留時間會相對較長，從而增加霧化液滴群與煙氣傳熱時間，有利于增強(qiáng)液滴與煙氣之間的對流運動，使液滴能夠吸收更多的煙氣熱量蒸發(fā)。但噴嘴噴射方向的改變對霧化液滴群擴(kuò)散的空間分布影響較大，在本文研究給定的5 m距離內(nèi)，液滴初始運動方向與煙氣流速呈一定夾角的工況下霧化液滴群并未在煙氣中充分?jǐn)U散，液滴不能與煙氣充分接觸和換熱，導(dǎo)致蒸發(fā)質(zhì)量變差。

圖12為入口煙氣溫度為393.15 K時，不同噴射方向工況下，煙氣流動方向不同截面以及出口截面的溫度云圖。也可看出，隨著噴射夾角的增加，霧化液滴群在煙氣內(nèi)的擴(kuò)散變差，由于液滴與煙氣未能充分接觸和換熱，導(dǎo)致蒸發(fā)率隨噴射方向與煙氣流動方向夾角的增加而下降。

圖12 不同噴射方向下不同截面處煙氣溫度場云圖Fig. 12 The temperature field clouds of continuous phase at different sections at different spray directions of nozzle

綜合上述分析，在實際工程應(yīng)用中進(jìn)行噴嘴的安裝布置時，選擇霧化液滴群的初始運動方向與煙氣流速的夾角，應(yīng)根據(jù)實際鍋爐尾部煙道的長度和形狀，綜合考慮增強(qiáng)霧化液滴群與煙氣的相對運動，以及噴射出的霧化液滴群實現(xiàn)完全擴(kuò)散并與煙氣進(jìn)行充分接觸換熱所需距離這兩個要素。既能保證霧化液滴群與煙氣的相對運動得到增強(qiáng)，同時又能保證液滴在規(guī)定的距離和時間內(nèi)能夠充分?jǐn)U散開并與煙氣進(jìn)行充分接觸和換熱，從而實現(xiàn)液滴群蒸發(fā)質(zhì)量的最大化。

3 結(jié)論

1）煙氣溫度越高、霧化液滴群的直徑越小，其完全蒸發(fā)所需的時間和距離越短；同時，在相同的時間內(nèi)，煙氣溫度越高霧化液滴群蒸發(fā)越快，且煙溫的適當(dāng)提高也可避免液滴蒸發(fā)對鍋爐尾部煙道后續(xù)設(shè)備產(chǎn)生腐蝕。

2）采用多噴嘴小流量的布置方式、適當(dāng)提高霧化液滴群的初始噴射速度，均可以提高霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量。

3）噴嘴的噴射全錐角對霧化液滴群的蒸發(fā)質(zhì)量影響較小。在實際應(yīng)用中，只需保證噴嘴在安裝位置下噴射脫硫廢水霧化液滴時不出現(xiàn)因液滴碰撞煙道壁面而發(fā)生腐蝕、磨損等現(xiàn)象即可。

4）噴嘴噴射方向的選擇應(yīng)兼顧增強(qiáng)霧化液滴群與煙氣相對運動，以及霧化液滴群具有良好的擴(kuò)散條件，從而與煙氣進(jìn)行充分接觸和換熱。

致 謝

本文的研究工作得到課題組肖烈暉師兄的熱情幫助，在此表示衷心的感謝。