火力電廠污泥干化廢水二次風道蒸發過程模擬研究

劉偉龍，鞏峰，姚向昱，馮斌，符成龍

(1.東南大學能源與環境學院能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，南京 210096；2.中國電力工程顧問集團華東電力設計院有限公司，上海 200063)

截至2019年我國污泥年產量已超過6 000萬t，預計2025年將突破9 000萬t[1]，若不及時處理，將造成嚴重的環境問題。目前常見的污泥處理方法有熱化學處理、衛生填埋和建材利用等[2]，其中熱化學處理中的污泥焚燒法處理速度快、效率高，并且污泥本身具有一定的熱值，是目前最具前景的污泥處置方法[3]。

污泥在送入裝置燃燒前，需要干化以降低含水率，而在干化過程中污泥會產生高濃度的有機氨氮廢水。對這部分廢水按照廢水零排放設計[4]，采用蒸發+燃燒的工藝方案，將干化后的廢水經噴嘴霧化[5]成液滴噴入鍋爐二次風道，利用高溫二次風將霧化液滴蒸發送入爐膛燃燒利用[6]，本文將對廢水在鍋爐二次風道內的蒸發過程展開探討。

實際蒸發過程中，鍋爐二次風道長 15 m、橫截面為4.4 m× 4.5 m矩形截面，設定入口二次風溫度為603 K，二次風速度為 16.1 m/s。計劃在二次風道兩側壁各布置兩個噴嘴，采用雙側四噴嘴噴入設計，噴口與二次風速夾角和液滴擴散角均為45°，噴嘴布置示意圖如圖1所示。本文采用計算機數值模擬方法，針對張家港沙洲電力有限公司一期600 MW機組中污泥干化廢水在鍋爐二次風道蒸發過程建立數學模型，探究噴嘴安裝間距、噴嘴和二次風道管壁距離、二次風溫以及二次風速對污水蒸發效果的影響，優化噴嘴布置方案，為該技術的工程應用提供一定的理論依據。

圖1 噴嘴布置示意圖

1 數學模型

考慮到二次風道內工況復雜，實際流動工況難以通過計算機模擬完全滿足，因此在CFD模擬過程中需要對模型進行簡化：液滴蒸發時為均勻球形，液滴物性參數不隨液滴溫度變化而變化，忽略熱輻射等影響，忽略污水內部環流和內部熱阻對污水霧化的影響，忽略垂直于二次風和污水流動方向的氣流擾動[7]。

霧化液滴在鍋爐二次風道蒸發過程包括二次風的連續相流動和霧化液滴的離散相傳熱兩部分[8]，對此，采用歐拉方法描述二次風的湍流傳熱，液滴的蒸發傳熱則采用拉格朗日方法描述。

1.1 二次風流動傳熱模型

二次風道中霧化液滴與二次風相互接觸，首先需要考慮二者之間的傳熱傳質，需要在二次風對應方程中考慮液滴質量、動量和能量的影響[9]；具體模擬中通過時間平均的Navier-Stokes守恒方程并結合標準k-ε方程描述二次風道內的流體傳熱[10]，整個流動傳熱傳質過程涉及流體控制方程中的連續性方程、能量和動量方程。

連續性方程：

(1)

式(1)中，ui為速度項，m/s；ρ為密度項，kg/m3。

能量方程：

(2)

式(2)中，cp是傳熱系數，J/(kg·K)；T為溫度，K；uj為速度項，m/s；λ是導熱系數，W/(m·K)；τij為粘性剪切應力項，N/m2。

動量方程：

(3)

式(3)中，p為壓力，Pa。

1.2 液滴蒸發模型

經過霧化噴嘴后，廢水會迅速崩解為霧化液滴群，進入二次風道發生熱量交換。為簡化計算過程，忽略液滴內部熱阻，以液滴團的形式跟蹤液滴的能量變化過程，認為液滴團中的每個液滴具有一致的物理化學性質，每個液滴團的能量變化可由單液滴能量方程描述[11-12]：

(4)

式(4)中，md為液滴質量，kg；cd為液滴比熱容，J/(kg·K)；Td是液滴溫度，K；hc為液滴與二次風之間換熱系數，W/(m2·K)；Ad是液滴表面積，m2；Tf是二次風溫度，K；Lh為液滴汽化潛熱，J/kg。

1.3 液滴運動模型

考慮到液滴在二次風道中受到重力、浮力、曳力、馬格努斯力等多種作用力[13]，故采用拉格朗日方程對動量方程積分來跟蹤離散液滴。由于在前文假設“各液滴蒸發性質一致并且液滴為球形”，因此可認為液滴在二次風道中的運動主要受重力和曳力影響，液滴運動方程可用下式描述[14]：

(5)

1.4 液滴軌道模型

由于二次風流動屬于湍流運動，其內湍流漩渦的生成擴散會對霧化液滴群的運動產生一定影響，在此引入隨機軌道模型預測液滴在二次風中的運動軌跡，即在離散的時間步長上，對瞬時二次風速度對液滴的軌跡方程進行積分，以此預測液滴的運動軌跡，液滴的軌跡方程確定式為[15]：

(6)

式(6)中，x是液滴位置，m。

在建立數學模型的基礎上，采用單一控制變量法，分析不同安裝運行條件下液滴在風道內的運動軌跡以及碰壁情況[7]，研究二次風溫度和速度、噴嘴安裝距離和安裝位置等因素對液滴蒸發質量的影響，獲得噴嘴的最佳安裝間距和液滴在風道內的蒸發流動軌跡等情況。

2 求解條件

基于廢水噴霧蒸發的三維二次風道模型、激活能量(energy)模型和Realizable k-epsilon湍流模型[16-17]，在Species Transport中選擇混合材料為inert-mixture。二次風入口設置為“速度入口”，壓力設置為大氣壓，二次風道出口邊界條件設定為“出流邊界”，以保證流場均勻穩定。廢水入口出口均設置“逃逸(escape)”條件，二次風道壁面及噴嘴壁面均設置為絕熱壁面，并添加“捕獲(trap)”條件，以此將碰撞到壁面的液滴排除在液滴軌道計算之外[18]。污泥干化廢水通過噴嘴噴入，每個噴嘴均具有相同的噴射流量，不考慮污水中的固體雜質。

對于廢水噴霧蒸發的三維二次風道物理模型，由于要探究的是廢水在二次風道中的噴霧蒸發過程以及該過程對二次風況的影響，所以對于二次風流場網格尺寸可以設置的稍微偏大，以減少計算成本，故將網格最小尺寸設置為60 mm，并且二次風流場比較均勻，故采用六面體結構網格劃分物理模型。而在噴嘴附近(噴口截面)，其網格設置則需要精細化，故在噴口處對模型分層，建立四面體網格，最小網格尺寸設置為20 mm。

3 噴射霧滴風道蒸發特性研究

污泥干化廢水二次風蒸發處理技術具有處理效率高和節能環保等優勢，但在實際工程應用中發現廢水霧化液滴在運動過程中存在未蒸發貼壁現象，長期運行易導致風道壁面結垢腐蝕，影響鍋爐機組整體運行。因此，需要確定噴嘴安裝間距、噴嘴與風道壁面距離以及不同運行工況(不同二次風溫和風速)下液滴蒸發特性，以此指導實際工作。

3.1 噴嘴安裝間距

影響液滴蒸發效率的一個主要因素是相鄰兩噴嘴間的安裝距離，故首先模擬計算不同噴嘴安裝距離時液滴的蒸發流動情況。為提高計算效率設定二次風道長為5 m、矩形截面橫截面為4.4 m×4.5 m，噴嘴采取側邊斜噴雙噴嘴布置(僅在管道一側布置)。設定入口二次風溫度為603 K，二次風速度為16.1 m/s；液滴初始溫度為328 K，初速度為10 m/s，液滴粒徑服從Rosin-Rammler分布。兩噴嘴間距d分別取1.2 m、0.8 m、0.4 m、0.1 m、0.05 m，得到不同噴嘴安裝距離下二次風道整體的溫度云圖以及滴液沿二次風道方向蒸發率曲線如圖2和圖3所示。

圖2 二次風道溫度云圖

圖3 液滴沿二次風道方向蒸發率曲線

從圖2可以看出，當d=0.8 m時兩個噴嘴之間仍有較小影響，d=1.2 m時兩噴嘴互不干擾。而從液滴蒸發率曲線可得，d小于0.4 m時，同一流量下相鄰兩噴嘴安裝間距越小，液滴蒸發所需距離越長，在設置的5 m風道長度內蒸發率低于90%；d大于0.4 m時，速度、溫度分布較為均勻，噴嘴間相互影響小，污水蒸發量隨噴嘴安裝距離增大幾乎不變，且可以保證較高的蒸發率。

3.2 噴嘴與風道壁面距離

為避免霧化液滴在蒸發流動過程中碰到管壁，引起二次風道結構腐蝕，故需要確定噴嘴與風道壁面之間的最優安裝距離，在保證液滴完成蒸發的同時盡可能減少對管壁的影響[19]。

首先考慮噴嘴與風道底面的距離對管壁的影響，噴嘴采取雙噴嘴側邊(單側)斜噴布置，設定入口二次風溫度為603 K，二次風速度為16.1 m/s；液滴初始溫度為328 K，粒徑服從Rosin-Rammler分布，液滴初速度為10 m/s。噴嘴與二次風道底部壁面間距h分別為1.0 m、0.8 m、0.6 m、0.4 m、0.2 m。不同噴嘴安裝距離二次風道底面污水質量分數云圖如圖4所示。

由圖4可得，當噴嘴流量、二次風溫和二次風速一定時，在重力作用下，安裝距離較小時液滴會存在沾壁現象，但隨著噴口與壁面距離的增加，液滴沾壁率逐漸減小；當d大于0.6 m時壁面污水質量分數數量級極小，可認為不存在污水貼壁現象。同時，由于噴嘴采取雙噴嘴側邊斜噴布置(兩側共4個噴嘴)，還需要考慮二次風道側壁處液滴沾壁的影響，二次風和液滴設置與上文相同，設定噴嘴與二次風道豎直壁面間距r分別為0.2 m、0.4 m、0.6 m、0.8 m，噴嘴與二次風道側壁不同安裝間距下液滴沾壁率見表1。

圖4 不同噴嘴安裝距離二次風道底面污水質量分數云圖

表1 噴嘴與二次風道側壁不同安裝間距下液滴沾壁率

但由于兩側均布置霧化噴嘴，兩側噴嘴噴出的霧化液滴可能在二次風道中間相遇，液滴之間碰撞發生粉碎、擠壓和合并等現象，對廢水在二次風道中的蒸發情況造成不良影響，故需考慮噴嘴與側壁不同安裝距離對液滴蒸發率的影響，污水液滴和二次風參數設置與上文一致，噴嘴與二次風道側壁不同安裝間距下液滴蒸發率見表2。

表2 噴嘴與二次風道側壁不同安裝間距下液滴蒸發率

由圖4可得，隨著噴嘴與底面距離的的增加，液滴沾壁率不斷減小，當噴嘴與二次風道底面距離大于0.6 m時，可認為不存在污水貼壁現象。對于噴嘴與側壁安裝距離需要綜合考慮液滴蒸發率和側壁液滴沾壁兩方面因素，根據表1和表2可知，當液滴與側壁距離r大于0.6 m時側壁幾乎不存在沾壁現象，并且在r小于1.2 m時在設定的8 m風道長度基本實現完全蒸發。考慮到工程實際應用中要求保證霧化液滴完全蒸發且盡可能避免造成壁面腐蝕結垢，本文選取h≥1.2 m，0.6 m≤r≤1.2 m的噴嘴安裝方案。

3.3 二次風溫和二次風速

在實際鍋爐機組運行中，電廠需要根據實際需求調整鍋爐負荷，造成二次風溫和二次風速變化，故需考慮運行工況變化對霧化液滴在二次風道中蒸發效果的影響。

首先考慮二次風速的影響，設定入口二次風溫度600 K，風速為14～18 m/s，液滴初始速度為10 m/s，初始溫度328 K，液滴粒徑服從Rosin-Rammler分布，且噴射方向與二次風方向成45°夾角的雙側四噴嘴噴射工況進行對比分析，不同二次風速下液滴沿二次風道蒸發率如圖5所示。

圖5 不同二次風速下液滴沿二次風道蒸發率

由圖5可得，當入口二次風溫一定，蒸發距離小于3 m時，隨著二次風速度的升高，液滴的蒸發率顯著下降，這是因為風速的增加會加劇液滴之間的碰撞、破碎和聚并等現象，從而影響其蒸發效果。當風道截面積一定時，二次風速的增加雖然增加了二次風流量，強化了連續相二次風與霧化液滴之間的相對運動，一定程度上促進了液滴的擴散，但由于液滴尺寸較小，二次風速的提高減少了液滴在二次風道中的停留時間，變相削弱了二次風與液滴之間的傳熱效果，導致前期液滴與二次風接觸時間不足而無法快速蒸發。

在二次風溫變化的模擬計算中，參數液滴設置與上文相同，入口二次風溫度為570 K、585 K、600 K、615 K、630 K，對二次風速度為16 m/s且噴射方向與二次風方向成45°夾角的雙側四噴嘴噴射工況進行對比分析，不同二次風速下液滴沿二次風道蒸發率如圖6所示。

圖6 不同風溫下液滴沿二次風道蒸發率

從圖6可知，隨著入口二次風溫度的升高，相同蒸發距離下液滴蒸發速率明顯提高，但各溫度情況下在3 m處蒸發效率均在90%以上。這是因為隨著二次風溫度升高，二次風與霧化液滴之間的溫差增大，氣液兩相間的傳熱效率提高，有利于液滴吸收二次風熱量，促進液滴實現快速蒸發。

4 實況模擬

綜合考慮噴嘴安裝間距、噴嘴與二次風道壁面、二次風溫以及二次風速的影響后，在實際鍋爐600 MW機組二次風道中，設定兩噴嘴安裝距離為1.6 m，下方噴嘴距二次風底面1.7 m，噴口與側壁距離為0.6 m。對于廢水噴霧蒸發的三維二次風道物理模型，設定二次風道模型長10 m，矩形截面橫截面為4.4 m×4.5 m，入口二次風溫度取為603 K，二次風速度取為16.1 m/s；液滴初始溫度設置為328 K，粒徑服從Rosin-Rammler分布，液滴初速度為10 m/s。600 MW機組二次風道示意圖如圖7所示，污水質量分數云圖如圖8所示。

圖7 600 MW機組二次風道示意圖

圖8 污水質量分數云圖

由圖8可得，當噴嘴安裝間距為1.6 m、噴嘴與底面距離為1.7 m、側壁距離0.6 m時，600 MW機組可以在保證鍋爐機組安全運行的前提下實現污泥干化廢水完全蒸發，滿足工程實際要求，研究結果既可為電廠污泥干化廢水二次風蒸發處理方案設計提供理論依據，還可針對火電廠實際運行時不同工況下廢水噴霧系統蒸發特性提供參考。

5 結語

為了系統研究城市污泥干化廢水噴入二次風道的蒸發與燃燒過程，本文基于張家港沙洲電力有限公司一期600 MW機組的運行參數，通過數值模擬探究不同噴嘴安裝距離和噴嘴與二次風道壁面的安裝距離對液滴蒸發和管壁腐蝕的影響，同時，采用單一控制變量法，研究不同運行工況下廢水液滴的蒸發流動特性，主要結論如下：

(1)噴嘴安裝距離小于0.4 m時，同一流量下相鄰兩噴嘴安裝間距越小，液滴蒸發所需距離越長；而當噴嘴安裝距離大于1.2 m時兩噴嘴互不干擾，污水蒸發率隨噴嘴安裝距離增大幾乎不變。

(2)由于受重力的影響，噴嘴與風道底面安裝距離h較小時液滴會存在沾壁現象，但液滴沾壁率隨著安裝間距的增加迅速減小，當安裝距離大于0.6 m后可認為不存在污水貼壁現象。

(3)當液滴與側壁距離r大于0.6 m時側壁幾乎不存在沾壁現象，并且在側壁間距小于1.2 m時霧化液滴在8 m風道長度基本實現完全蒸發，故推薦選取h≥1.2 m，0.6 m≤r≤1.2 m的噴嘴安裝方案。

(4)當入口二次風溫一定，蒸發距離小于3 m時，隨著二次風速度的升高，液滴的蒸發率顯著下降；隨著入口二次風溫度的升高，液滴蒸發速率提高，可以在更短時間和路徑內實現完全蒸發。