賈振南， 李春曦， 尹水娥， 葉學民

(1．華北電力大學 電站設備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室，河北保定 071003；2．風帆有限責任公司， 河北保定 071057；3．中國城市建設研究院，北京 100120)

垃圾焚燒技術已成為目前解決日益嚴重的垃圾污染問題、緩解能源危機的重要措施。但焚燒過程產(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的研究與設備優(yōu)化備受關注[1-3]。其煙氣凈化技術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，且在脫除過程中HCl與SO2之間存在復雜的相互影響和競爭關系[4]。脫酸塔作為煙氣凈化的重要設備，氣液固在塔內(nèi)的流動、傳熱傳質(zhì)過程對脫酸塔的設計和運行具有重要的影響。

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(以下簡稱漿滴)對SO2、HCl的脫除率，且SO2脫除率降低幅度更顯著。李午申[6]對雙流體噴霧干燥塔內(nèi)酸性氣體凈化進行了研究，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]開展了脫酸塔裝置的實驗研究，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部分的處理與燃煤電廠將存在較大差異，如氣體濃度場、離散相與連續(xù)相的傳質(zhì)等過程，因此不能簡單套用脫硫模型分析垃圾煙氣脫酸過程。燃煤電廠煙氣脫硫過程大多采用雙模理論[8-9]模擬吸收過程，將傳質(zhì)過程簡化為通過兩層薄膜的擴散過程，其在反映客觀實際方面仍有缺點和局限性[10]，且傳質(zhì)過程大多用單純液滴(H2O)或固體顆粒作為離散相來完成吸收過程，很少分析水的蒸發(fā)過程[11-12]。這顯然與實際的SO2脫除過程存在明顯區(qū)別。因此，合理建立脫酸過程的數(shù)學模型對準確評估塔內(nèi)脫酸過程至關重要。

目前，關于垃圾焚燒中的脫酸過程數(shù)學模型研究較少，且均是簡單計算脫酸的傳質(zhì)和反應過程，未考慮氣相的速度場、溫度場、壓力場、氣體濃度場和脫酸塔內(nèi)的噴淋對脫酸效率的影響，這勢必影響模擬結果的準確性。因此，為準確模擬脫酸塔中的氣液固流動和化學反應，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，大多計算流體動力學 (CFD)軟件的優(yōu)勢主要在于純氣相流動與傳熱的計算，而對高濃度氣固兩相流的計算并不十分有效，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；計算中氣固兩相的耦合性弱，與真實兩相流存在差異；對求解對象中固體顆粒的濃度有限制。

為解決上述問題和滿足工業(yè)領域氣液固三相流的數(shù)值計算要求，筆者采用Barracuda軟件[13]對某脫酸塔內(nèi)氣液固流動和脫酸反應進行模擬，其特點是采用計算顆粒流體動力學 (CPFD)方式求解氣液固耦合的流動問題，基于Arrhenius理論計算化學反應速率。針對脫酸過程，筆者建立了離散相與連續(xù)相的化學反應模型和漿滴模型，通過Hill等[14]實驗模型驗證所建模型的正確性；在此基礎上，模擬實際脫酸塔內(nèi)的脫酸過程，并與實際工況進行對比，進一步驗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)的耦合計算問題以及在三維空間內(nèi)耦合求解顆粒和流體動量方程的問題。在CPFD計算中，所用數(shù)值計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”或“顆粒簇”，由此可將含有數(shù)以億計顆粒的氣固系統(tǒng)簡化為僅含有數(shù)以百萬計顆粒的系統(tǒng)，進而對任何固體顆粒實現(xiàn)全尺寸分布的模擬。CPFD可實現(xiàn)顆粒濃度從很小到緊密堆積的模擬，而無需事先確定顆粒濃度范圍，從而得到顆粒的質(zhì)量、動量、傳熱和磨損等完整的拉格朗日意義下的信息，為快速準確捕捉脫酸塔中氣固液流動的動態(tài)特征提供了一種有效可行的手段。

1.1 基本假設

針對煙氣脫酸過程進行以下基本假設：

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

(2)隨著蒸發(fā)進行，漿滴表面的液膜厚度逐漸減小，氣相與離散相化學反應速率逐漸增大，液膜消失時化學反應終止。

(3)忽略霧化盤轉動對流場的影響。

(4)忽略傳質(zhì)過程中的反應熱和脫硫劑的溶解熱。

(5)漿滴和反應完全的石灰顆粒均為球形，且兩者在整個反應過程中始終保持球形。

(6)漿滴與SO2的反應過程不影響水分蒸發(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)量分數(shù)、速度、湍動能和湍動能耗散率；Γφ為輸運系數(shù)；Sφ為氣相作用源項及氣相與顆粒間作用源項(但需注意，此時脫除對象為HCl和SO2，相應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顆粒周圍分布著連續(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，向液膜擴散并參與反應。

水在顆粒表面形成液膜，脫酸反應只在液相中發(fā)生。漿滴進入脫酸塔后，水分在顆粒表面開始迅速蒸發(fā)，與此同時，SO2和HCl從煙氣向液膜擴散，在液滴表面被吸收。隨著蒸發(fā)進行，液相體積減少，反應速率增大，而在與固體顆粒相接觸時，反應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。當漿滴中大多數(shù)自由水蒸發(fā)后，化學反應終止。模擬中既需要保持液膜的存在，以保證反應條件，又希望顆粒在從出口流出時水分全部蒸干。

圖1 漿滴模型

與雙膜理論不同，在化學反應部分處理時采用基于Arrhenius理論的反應速率模擬脫酸過程，采用離散相化學反應模型——非均相反應進行計算。為使模擬結果接近實際，準確分析漿滴成分及傳質(zhì)過程至關重要，因此對于單個漿滴的計算，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)運動過程中水分的蒸發(fā)和Ca(OH)2的溶解。

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

(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為離散相的體積分數(shù)。

式(2)表征了曳力、壓力梯度、重力和顆粒間的法向應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；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為氣體動力黏度,dp為液滴直徑；φg為氣體體積分數(shù)。

顆粒間的碰撞則利用顆粒法向應力模型：

(6)

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

流體與壁面間的對流傳熱系數(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均比例。

以上各項分別由相應的無量綱關聯(lián)式確定：

(8)

(9)

(10)

顆粒與氣體間的對流傳熱系數(shù)hp為

(11)

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

對于單個液滴，Barracuda軟件將水蒸發(fā)與凝結過程處理為化學反應形式，因此準確定義比熱容、生成焓(汽化潛熱)是模擬的關鍵。依據(jù)陳國慶等[17]建立的化學方程及化學反應速率,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

噴霧干燥脫酸過程是一個涉及多相流動、漿滴蒸發(fā)和相間傳質(zhì)等多種物理化學反應的過程，其中每一過程都可以用相應的方程(或方程組)來描述，將這些方程(或方程組)對應的子模型進行有機結合，構成了煙氣噴霧干燥脫酸的總模型。

圖2 氣液固傳質(zhì)模型

煙氣脫酸反應分以下步驟：(1)SO2和HCl從氣相主體到液滴表面的擴散；(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+在液相中的擴散；(5)Ca(OH)2顆粒的溶解；(6)液相溶解的離子在液相中的擴散；(7)亞硫酸鈣及氯化鈣的生成。

總反應式為

(15)

(16)

總的化學反應速率采用Levenspiel[18]給出的表達式：

(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)和化學反應速率；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的擴散系數(shù)；ρgas為SO2或HCl的質(zhì)量濃度；ρaq為液相中Ca(OH)2的質(zhì)量濃度。

根據(jù)式(17)可求出2種酸性氣體的化學反應速率。該反應均在液相中完成，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)的化學反應同時發(fā)生。顯然，對于不同氣體(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。計算結果表明：相同溫度時，HCl的各項系數(shù)[7]大于SO2相應系數(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(見圖3)。該脫酸塔高21 m，截面直徑為8.5 m。鍋爐滿負荷運行時，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，石灰漿供應量為2.3 m3/h。表1給出了某電廠實際運行中煙氣含量的工業(yè)分析。

基于上文涉及到的化學反應速率方程，編寫脫硫和脫酸程序分別嵌入到CPFD軟件中計算Hill等[14]搭建的實驗模型和該垃圾焚燒廠的脫酸塔模型。模擬中兩模型的網(wǎng)格數(shù)目分別約為2.7萬和24萬，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，復雜模型最大網(wǎng)格數(shù)目控制在100萬以內(nèi)，可較精確地進行模擬。計算時間步長設為10-3s，此步長需與化學反應速率相匹配，過小將導致計算效率下降，而過大則導致部分網(wǎng)格出現(xiàn)單步長內(nèi)超溫的錯誤。模擬在8核處理器上單機運行，計算50 s的動態(tài)過程大約需要CPU運行60 h。

圖3 脫酸塔結構示意圖

參數(shù)水分HClSO2其他質(zhì)量分數(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 結果與分析

3.1 理論模型驗證

Hill等[14]建立了噴霧干燥器兩相流動中單個液滴的傳質(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的噴霧干燥實驗臺，需要指出SO2在噴霧干燥吸收過程中的吸收效率取決于吸收過程與干燥過程的疊加，因吸收和反應只發(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，且其模擬結果與實驗值吻合較好。為驗證所建理論模型的正確性，首先模擬了Hill等[14]搭建的實驗裝置，結果如圖4(b)所示。由圖4(b)可知，模擬結果與實驗值平均偏差為3%，標準偏差為1.6%，而王乃華[9]運用雙膜理論所得結果平均偏差為7.43%，標準偏差為5.6%，由此可見根據(jù)本文所建模型計算所得結果更接近實驗值，保證了模型的準確性。

由圖4(b)還可知，SO2脫除率隨n(Ca)/n(S)的增加而提高，且當n(Ca)/n(S)>2.0時SO2脫除率升高速度減緩。這是因為隨著吸收劑增加，相當于脫硫反應方程式中一種反應物濃度增加，從而加快了脫硫反應；而當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，這主要是因為酸性氣體的擴散速率達到一定時不再增大，再增加n(Ca)/n(S)對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 與實際電廠運行參數(shù)的對比

為進一步評估上述模型對脫酸塔內(nèi)脫酸過程模擬的準確性，表2給出了模擬結果與實際運行數(shù)據(jù)的對比。由表2可知，脫酸塔出入口壓力、溫度和速度等模擬結果與實際運行數(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%，由此說明了本文所建模型在合理評估脫酸塔內(nèi)漿滴的蒸發(fā)、SO2和HCl的脫除等過程或反應方面的可靠性。

表2模擬結果與實際運行數(shù)據(jù)的對比

Tab.2Comparisonbetweensimulationresultsandactualoperationparameters

參數(shù)實際運行數(shù)據(jù)模擬結果入口煙氣溫度/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)流特征對脫酸過程的影響，圖5～圖9給出了脫酸塔內(nèi)的流場、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容效果影響，煙氣在進入塔體后壓力有所降低，但分布較均勻；塔體下部的錐形結構相對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入塔體后主要沿Z軸負方向流動，且未與漿滴進行換熱，由于在脫酸塔上部霧化盤噴灑出的漿滴溫度較低，當煙氣與漿滴發(fā)生化學反應并進行換熱后，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，但右側壁面局部溫度較低，致使當?shù)責釕υ龃螅菀桩a(chǎn)生熱變形，不利于脫酸塔長期穩(wěn)定運行。

(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

模擬中忽略霧化盤轉動影響，將其簡化為液滴沿霧化盤出口切向噴出，霧化盤轉速為10 000 r/min，對應出口速度約為113 m/s。圖7(a)為脫酸塔含濕顆粒的質(zhì)量分數(shù)分布。煙氣與漿滴均為切向進入脫酸塔，且二者沿圓周運動方向相反，使得大部分漿滴由煙氣攜帶向下運行，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)標記的截面處的速度矢量圖。由圖7(b)可知，右側存在順時針方向的回流區(qū)，且霧化盤霧化的漿滴進入塔體后初始速度垂直于Z軸，由于這2個原因的共同影響，漿滴被煙氣吹向了脫酸塔壁面，增大了脫酸塔壁面結渣和腐蝕的可能性。

(a) 含濕顆粒質(zhì)量分數(shù)(b) 速度矢量

圖7 煙氣流場速度矢量和含濕顆粒質(zhì)量分數(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)量分數(shù)分布。結合圖6和圖8得出，受入口結構作用，煙氣進入塔體后，首先沿脫酸塔中軸線逆時針旋轉向下流動，然后又與上部霧化盤產(chǎn)生的順時針方向的噴霧發(fā)生傳質(zhì)傳熱過程，導致脫酸塔中軸線上部溫度梯度和酸性氣體質(zhì)量分數(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%，是脫酸反應主要發(fā)生部位。圖8(a)右側SO2質(zhì)量分數(shù)低是因為一部分漿滴受煙氣作用向右偏斜。由圖8(b)可知，HCl與漿滴的化學反應速率比SO2與漿滴的化學反應速率快很多，在塔體上部HCl幾乎已經(jīng)全部被反應殆盡。

圖9給出了計算區(qū)間內(nèi)主要特征參數(shù)隨時間的變化，圖中正負值分別代表流入塔內(nèi)和塔內(nèi)流出。由圖9可知，40 s后曲線波動較小，因此選取40～50 s這一段時間作為參考時間段進行分析，上述結果及平均值是基于該段時間內(nèi)相應物理量的時均值。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，與入口HCl質(zhì)量流量相差很大，這是因為約97%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)量流量隨時間的變化最為明顯，其主要原因是漿滴與HCl反應較快，且SO2與漿滴的化學反應速率遠小于HCl與漿滴的化學反應速率，因此在相同條件下，可認為漿滴先與HCl氣體反應，再與SO2反應。另外，因脫酸塔內(nèi)溫度較高，在漿滴還未與SO2反應完全時就已蒸干失去活性，因此SO2脫除率相對較低。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)時間是衡量化學反應時間的一個標準，因此漿滴發(fā)生脫酸反應的時間主要在其進入脫酸塔5 s內(nèi)。

(a) SO2(b) HCl

圖8Y=0截面SO2和HCl質(zhì)量分數(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對比了相關文獻所做脫酸實驗與某垃圾焚燒廠實際運行及本文模擬所得脫酸結果。由表3可知，受實驗裝置和反應條件等多種因素影響，所得結果差距顯著，但本文所得模擬結果與實際運行結果吻合良好。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的實驗條件下，所得SO2和HCl脫除率分別約為50%和90%，而在該電廠實際運行條件下，n(Ca)/n(S)為12時，SO2和HCl脫除率才達到55.63%和56.68%。其原因可能是在實驗狀況下，模型較小，煙氣流速較低，并且實驗為理想狀態(tài)。Liu[19]搭建的實驗臺較簡單，200 ℃時SO2脫除率最低僅為23%；而Kiil等[7]在搭建的脫酸實驗平臺測試的SO2和HCl脫除率最高為67%和91%，雖然與脫酸塔實際運行時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)時間，加快反應速率。因此，該實驗結果并不能準確反映出脫酸塔內(nèi)真實的脫酸過程。另外，受多種因素和條件的制約，所搭建的實驗臺[3,5-6]僅為實驗室規(guī)模的縮小模型，其內(nèi)部流場、化學反應時間和漿滴蒸發(fā)時間都有可能與實際裝置存在顯著區(qū)別，因而導致所得結果存在顯著區(qū)別。而本文研究對象為原型實際裝置，通過合理考慮脫酸塔實際運行中的速度場、溫度場、壓力場和質(zhì)量分數(shù)場，所得模擬結果能合理反映其實際脫酸過程，可為脫酸塔的運行及優(yōu)化提供一種可以借鑒的理論模型。

表3 脫酸實驗、實際運行工況與模擬結果脫除率的對比

4 結 論

(1)針對垃圾焚燒廠脫酸塔的脫酸過程，通過求解連續(xù)相和離散相的控制方程，充分考慮脫酸塔內(nèi)速度場、溫度場、壓力場和酸性氣體質(zhì)量分數(shù)場對脫酸過程的影響，建立了脫酸塔氣固液之間的傳質(zhì)模型及化學反應模型，并在充分考慮其蒸發(fā)及傳質(zhì)的基礎上對旋轉產(chǎn)生的噴霧建立了漿滴模型。通過與實驗裝置和現(xiàn)場運行數(shù)據(jù)對比，驗證了本文提出的氣液固的傳質(zhì)模型、漿滴模型和化學反應模型的正確性。

(2)脫酸塔中軸線上部溫度梯度和酸性氣體質(zhì)量分數(shù)梯度較大，是脫酸反應主要發(fā)生部位；一小部分沒有蒸發(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渣和腐蝕，不利于脫酸塔長期穩(wěn)定運行。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)量分數(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與漿滴的化學反應速率遠大于SO2與漿滴的化學反應速率；漿滴進入脫酸塔5 s內(nèi)被全部蒸干，即漿滴發(fā)生脫酸反應時間主要在5 s內(nèi)。

參考文獻：

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