噴霧蒸發-低溫多效蒸餾集成海水淡化系統設計

翟亞鑫,郭朋華,張彬,王雙,李景銀

(西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安)

淡水資源匱乏嚴重影響著全球的經濟發展與生態環境,從海水中獲得人們所需要的淡水成為緩解目前淡水資源短缺的有效途徑。國際脫鹽協會(IDA)數據顯示,截至2015年7月,全球共有超過150個國家的18 426個淡化工廠處于運行狀態,可日產淡水8 680萬m3[1]。然而,現行海水淡化技術水回收率較低,大規模淡化項目的投產在有效緩解全球水資源危機的同時,其副產的高濃度鹽水處理成為一個亟待解決的重要問題[2]。目前海水淡化副產濃鹽水的主要處理方式為直接排放,如果排放不當會對土壤、地表水及海洋環境造成化學污染[3]。

本文研究對象為一種新型噴霧蒸發-低溫多效蒸餾集成海水淡化裝置[4]。將多效蒸餾末效的濃鹽水引入噴霧蒸發室,霧化液滴在中高溫環境下通過相變過程實現鹽水分離,蒸發室的氣相部分經處理后作為多效蒸餾的驅動熱源,實現能量的梯級利用,其固相部分在蒸發室底部被回收利用,實現海水資源的綜合利用。本文將在對系統工藝流程進行熱力分析的基礎上,對噴霧蒸發室內的蒸發過程進行數值分析。

1 系統工藝流程模擬及分析

1.1 集成系統的物理模型及驗證

圖1 噴霧蒸發-低溫多效蒸餾海水淡化系統示意圖

集成系統主要由太陽能集熱系統、噴霧蒸發系統、低溫多效蒸餾系統[5]3部分組成。以五效順流進料為例,其基本工藝流程如圖1所示。低溫多效蒸餾裝置末效的濃鹽水引入噴霧蒸發室進行霧化,霧化后的液滴與經太陽能集熱器加熱的熱空氣充分接觸,通過強烈的傳熱傳質作用而迅速蒸發。噴霧蒸發室產生的蒸汽部分被用于預熱空氣,剩余部分作為多效蒸餾首效的加熱蒸汽,在首效蒸發器內釋放潛熱成為產品淡水,進料海水蒸發產生的二次蒸汽作為下一效的加熱蒸汽,同時濃縮后的海水繼續進入下一效,依此進行直至末效時,濃鹽水進入噴霧蒸發室,二次蒸汽進入冷凝器預熱冷卻海水。利用噴霧蒸發室處理傳統海水淡化系統的副產濃鹽水,由于其噴霧蒸發的相變過程不存在實體換熱面,可以有效避免結垢。

基于以上工藝流程分析,分別對噴霧蒸發室以及多效蒸餾系統從能量、質量以及鹽度守恒的角度建立了集成系統的數學模型。

對于噴霧蒸發室

maCp,a(Ths-Tf)+mb,nhb,n=mg,fhg,f+

ms,fCp,s(Tf-Tamb)

(1)

mb,n=ms,f+mg,f

(2)

ms,f=mb,nXb,n

(3)

對于首效蒸發室

(1-β)mg,fhg,f+mswhsw=mg,1hg,1+

mb,1hb,1+(1-β)mg,fhw,f

(4)

msw=mg,1+mb,1

(5)

mb,1Xb,1=mswXsw

(6)

對于其余各效蒸發室(i=2,3,…,n)

mg,i-1hg,i-1+mb,i-1hb,i-1=mg,ihg,i+

mb,ihb,i+mg,i-1hw,i-1

(7)

mb,i-1=mg,i+mb,i

(8)

mb,iXb,i=mswXsw

(9)

式中:X表示鹽度;β表示抽汽比例(詳見1.2節);下標a表示熱空氣,b表示濃鹽水,s表示固態鹽,sw表示進料海水,amb表示環境,i表示蒸餾系統的蒸發室序號,f表示噴霧蒸發室,g表示蒸汽,w表示液態水,hs表示集熱參數。

由于該集成系統尚處于概念階段,沒有實驗數據可供驗證,本文選取法國SIDEM公司某四效并流低溫海水淡化系統的工程實際結果來驗證所建數學模型[6],在相同操作工況下進行模擬計算,并將計算得到的各效出口濃鹽水量與實驗值比較,結果如圖2所示。各效濃鹽水量的模擬值與實驗值的平均相對誤差為3.577%,淡水累積量的相對誤差為1.776%,該誤差主要是由物性計算的誤差導致,對比結果表明本文所使用的數學模型可靠,可以用于噴霧蒸發海水淡化系統的熱力分析和工況計算。

圖2 四效并流系統實驗值與模擬數據對比

1.2 集成系統的熱力及結垢分析

以五效順流噴霧蒸發-低溫多效蒸餾海水淡化系統為研究對象,其基本操作參數如表1所示。

該工況下,如果每一工序產生的蒸汽均被下一步作為驅動蒸汽完全利用,不進行中間抽汽,則系統各效運行后的計算結果如表2所示。隨著溫度降低,鹽水汽化潛熱增大,由上一效引入的加熱蒸汽會驅動本效產生低于上一效的蒸汽量,但由于上一效引入的濃鹽水溫度高于本效蒸發室的操作溫度,濃鹽水會發生閃蒸,使得蒸汽量增大,兩者的綜合作用結果使得各效產生的蒸汽量均略高于前一效。

表1 噴霧蒸發-低溫多效蒸餾海水淡化系統參數

表2 不抽汽時淡化系統各效計算結果

對于順流進料方式,其末效濃鹽水鹽度最大,結垢傾向最嚴重。由表2可知,當不抽取蒸汽時,末效鹽度達到143.4 g/kg,而對應末效操作溫度為56 ℃時,海水中CaSO4析出時的鹽度臨界值約為130 g/kg[7],因此此法必然會產生嚴重的結垢現象,影響設備運行,降低蒸發效率。這是由于進料海水在各效產生的蒸汽量過大,導致在末效時鹽度過大,因此可以考慮將末效之前某一效產生的蒸汽抽出一部分,使得最終鹽度降低,避免結垢產生。

本文選擇對噴霧蒸發室產生的加熱蒸汽進行部分抽汽。圖3所示為五效順流進料時不同抽汽比例下計算得到的末效鹽度。當抽汽比例為13%時,末效鹽度達到了CaSO4析出的臨界值,在實際工程中應該讓末效鹽度盡可能遠離該臨界值,但過多地抽取蒸汽會造成系統熱利用率下降,因此從降低結垢傾向和提高熱利用率兩方面綜合考慮,選取抽汽比例為20%作為下文噴霧蒸發室研究的運行工況。該工況下各效的濃鹽水質量流量、水蒸氣質量流量以及鹽度結果如表3所示。

圖3 不同抽汽比例下的末效鹽度

i濃鹽水質量流量/kg·s-1水蒸氣質量流量/kg·s-1鹽度/g·kg-110.863 40.136 640.5420.722 90.140 548.4230.579 10.143 760.4440.433 00.146 180.8350.285 20.147 8122.70

2 噴霧蒸發室的結構設計及數值模擬

2.1 噴霧蒸發室操作工況

噴霧蒸發室作為集成海水淡化系統的關鍵部件,有必要進一步分析其結構設計及熱力性能。考慮到濃鹽水和熱空氣的流量越大,所需的噴霧蒸發室尺寸越大,本文分別將末效濃鹽水與熱空氣等分,通入兩個相同的噴霧蒸發室。

由于鹽水蒸發過程復雜,在蒸發達到飽和濃度后,液滴表面會有鹽分晶體析出形成鹽殼,熱質傳遞復雜,因此本文的噴霧模擬用純水代替鹽水,對該裝置的處理能力進行先行探索。

本設計中,噴霧蒸發在中高溫環境下進行,因此允許有較大的霧滴粒徑。通過性能對比,選擇動力消耗較小的壓力式霧化器[8],基于文獻[9]對壓力式霧化器進行初步設計,最終選取霧化壓力為4 MPa、噴嘴直徑為1.5 mm、霧化角為55°的壓力式霧化器,該設計結果可以處理0.25 kg/s的水量,產生最大粒徑在220 μm左右的霧滴,噴嘴孔出口處液膜平均速度為188 m/s。

噴霧蒸發室的高度以及直徑取決于霧滴在蒸發室內的蒸發及運動情況。本文通過采用液滴蒸發模型中的熱傳導模型編程實現單個純水液滴在無限大空間的蒸發運動[10-11],控制方程如下。

液滴內部的一維瞬態導熱微分方程與質量守恒方程為

(10)

(11)

液滴表面能量平衡方程與傳質關系式為

(12)

(13)

軌跡方程為

(14)

(15)

(16)

式中:G為液滴表面蒸發率;L為汽化潛熱;rs、ρl分別是液滴表面半徑與液滴密度;Tl、λl分別是液滴溫度與導熱系數;Ts、T∞分別為液滴表面溫度、氣流溫度;h、hm分別為對流換熱系數與對流傳質系數;ρvs、ρv∞分別是液滴表面與遠處的水蒸氣質量濃度;B是質量傳遞數;CD表示阻力系數。

基于上述參數,在氣液順流工況下,液滴的運動軌跡如圖4所示。

圖4 純水單液滴在干空氣中的蒸發運動軌跡圖

由圖4可以看出:水平位移大約為0.87 m,垂直位移大約為3.5 m,由于實際過程外界環境會不斷發生變化,從運動角度來看,溫度下降,空氣黏度下降,密度增大,水平位移減小,垂直位移增加;從蒸發角度來看,熱質傳遞過程減弱,液滴的停留時間延長,因此對垂直距離增加一定的裕量,又考慮到設備的容積問題,最終選取噴霧蒸發室高度為4 m、直徑為1.6 m。

噴霧蒸發室的最終操作參數如表4所示。

表4 噴霧蒸發室操作參數

2.2 噴霧蒸發室的數值模擬及分析

噴霧蒸發過程涉及氣相和液滴分散相間質量、動量以及熱量的復雜耦合過程,模擬通過采用RNGk-ε湍流模型模擬空氣連續相,DPM模型模擬霧滴蒸發過程,應用隨機軌道追蹤霧滴在噴霧蒸發室內的運動軌跡,計算方式為非穩態場下非穩態粒子追蹤,本文采用的時間步長為0.001 s,每一個時間步進行兩次相間耦合。

根據表4中的幾何尺寸對噴霧蒸發室構建幾何模型并進行網格劃分,采用結構化網格,并在噴嘴處進行網格加密。表5所示為本工況下的網格無關性驗證結果,當網格數達到50萬時已可滿足網格無關性要求。考慮到計算時長和對計算機資源的有效利用,本文最終選取的網格數為50萬。

表5 網格無關性驗證

圖5為噴霧蒸發室模型,塔體高4 m、半徑為1.6 m,最上方圓柱為熱空氣入口,半徑為0.32 m、高度為0.16 m,出口半徑為0.32 m、高度為0.16 m,霧化器位于距離塔頂中心0.1 m處,熱空氣順流向下,濕空氣與逃逸粒子從塔底離開噴霧蒸發室。

圖5 噴霧蒸發室模型

本文計算了60 s內的粒子噴射情況,圖6所示為出口參數隨時間變化的曲線。

圖6 出口參數隨時間變化的曲線

圖6中通過將出口平均溫度和濕度作為判斷流場是否達到穩定的監測值,發現在35 s時塔內基本達到穩定狀態,達到穩態時出口的溫度濕度是兩條圍繞某一定值(平均溫度為114 ℃,平均濕度為7.2%)的波動曲線。該溫度結果與系統流程分析中預先設定的出口濕空氣溫度100 ℃有14 ℃的偏差,這是由于霧化液滴并未完全蒸發,該部分能量沒有被利用造成的,在實際設計中可通過適當增加塔高或使空氣與霧滴在塔內旋轉運動等方式以延長霧滴在塔內的停留時間來解決。

圖7所示是粒子質量隨時間變化的曲線,通過粒子質量可以計算噴霧蒸發室內的蒸發效率。

圖7 粒子質量隨時間變化的曲線

圖7中粒子曲線的斜率k表示粒子速度,粒子的射入速度(0.142 6 kg/s)始終不變,當塔內達到穩態時,粒子的逃逸速度也保持不變,為圖7中的0.025 4 kg/s,計算可得該工況下的蒸發效率為82.2%。

對噴霧蒸發室內的液滴及流場進一步分析,圖8a、8b所示分別是塔內粒子開始逃逸和達到穩態時的粒子溫度分布,圖9a、9b所示分別是穩態時噴霧蒸發室內的溫度場和濕度場云圖。

(a)t=0.34 s(b)t=60 s圖8 蒸發室內粒子開始逃逸和達到 穩態時的粒子溫度分布

模擬噴霧采用的是Fluent自帶的壓力旋流式霧化模型,該模型是液體通過旋流片加速后進入旋流室,在旋流室內旋轉的液體被擠壓到固壁,中心形成空氣柱,然后液體以不穩定的薄膜狀態從噴口噴出,受外界氣相作用,破碎成小霧滴。由該噴霧原理可知噴嘴射出的霧滴呈現空心圓錐形分布,并按此形狀繼續運動,因此噴霧蒸發室內中部霧滴少,傳熱傳質效應弱于兩側,也就導致如圖9所示的兩側溫度低、濕度高。

霧滴剛從霧化器中射出時速度很大,但受空氣阻力影響,霧滴速度迅速下降,并與熱空氣保持良好的跟隨性,結果顯示在0.34 s時開始有霧滴從出口處逃逸。達到穩態時,液滴充滿噴霧蒸發室,由圖8可以看出塔內液滴的溫度分布范圍在51～55 ℃。由圖9可以看出,兩側濕空氣的溫度基本在54 ℃左右,也就是說,塔內達到穩定時,兩側的空氣達到該工況下的絕熱飽和溫度,此處分布的霧滴達到該工況下的濕球溫度。

圖10顯示的是達到穩態時塔內當前不同停留時間段下所有液滴粒子的總質量,每一個點代表的是對應時間下1 s時長區間內的粒子總質量,觀察發現,粒子的停留時間基本在0～32 s內,也就是說,32 s左右基本可以完成液滴在塔內的蒸發運動。

(a)溫度場

(b)濕度場圖9 穩態時噴霧蒸發室內的溫度場和濕度場云圖

圖10 穩態時不同停留時間的粒子總質量

3 結 論

對海水淡化副產的濃鹽水進行再利用,以實現濃鹽水的零排放是從根本上解決濃鹽水排放對環境造成危害的有效途徑。

本文針對噴霧蒸發-低溫多效蒸餾集成海水淡化系統進行了工藝流程分析,以5效順流進料流程的集成系統為例,通過熱力和結垢分析確定了系統的工況參數,完成了核心部件噴霧蒸發室的初步設計,并對噴霧蒸發室內的噴霧蒸發過程進行了數值模擬,結果表明該系統必須采用抽汽方式才能有效避免末效結垢情況的發生。在本文模型下,噴霧蒸發室的熱質傳遞大約在35 s左右進入穩態,穩定時蒸發效率可以達到82.2%,結果良好,表明對于末效副產的高濃度海水,將其引入噴霧蒸發室進行二次霧化處理是可行的,該套系統可以實現海水資源的綜合利用。