劉偉龍，鞏峰，姚向昱，馮斌，符成龍

(1.東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院能源熱轉(zhuǎn)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(shè)計院有限公司，上海 200063)

截至2019年我國污泥年產(chǎn)量已超過6 000萬t，預(yù)計2025年將突破9 000萬t[1]，若不及時處理，將造成嚴重的環(huán)境問題。目前常見的污泥處理方法有熱化學(xué)處理、衛(wèi)生填埋和建材利用等[2]，其中熱化學(xué)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(chǎn)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(shè)計[4]，采用蒸發(fā)+燃燒的工藝方案，將干化后的廢水經(jīng)噴嘴霧化[5]成液滴噴入鍋爐二次風(fēng)道，利用高溫二次風(fēng)將霧化液滴蒸發(fā)送入爐膛燃燒利用[6]，本文將對廢水在鍋爐二次風(fēng)道內(nèi)的蒸發(fā)過程展開探討。

實際蒸發(fā)過程中，鍋爐二次風(fēng)道長 15 m、橫截面為4.4 m× 4.5 m矩形截面，設(shè)定入口二次風(fēng)溫度為603 K，二次風(fēng)速度為 16.1 m/s。計劃在二次風(fēng)道兩側(cè)壁各布置兩個噴嘴，采用雙側(cè)四噴嘴噴入設(shè)計，噴口與二次風(fēng)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(shù)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(fēng)道蒸發(fā)過程建立數(shù)學(xué)模型，探究噴嘴安裝間距、噴嘴和二次風(fēng)道管壁距離、二次風(fēng)溫以及二次風(fēng)速對污水蒸發(fā)效果的影響，優(yōu)化噴嘴布置方案，為該技術(shù)的工程應(yīng)用提供一定的理論依據(jù)。

圖1 噴嘴布置示意圖

1 數(shù)學(xué)模型

考慮到二次風(fēng)道內(nèi)工況復(fù)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(fā)時為均勻球形，液滴物性參數(shù)不隨液滴溫度變化而變化，忽略熱輻射等影響，忽略污水內(nèi)部環(huán)流和內(nèi)部熱阻對污水霧化的影響，忽略垂直于二次風(fēng)和污水流動方向的氣流擾動[7]。

霧化液滴在鍋爐二次風(fēng)道蒸發(fā)過程包括二次風(fēng)的連續(xù)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(fēng)的湍流傳熱，液滴的蒸發(fā)傳熱則采用拉格朗日方法描述。

1.1 二次風(fēng)流動傳熱模型

二次風(fēng)道中霧化液滴與二次風(fēng)相互接觸，首先需要考慮二者之間的傳熱傳質(zhì)，需要在二次風(fēng)對應(yīng)方程中考慮液滴質(zhì)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(jié)合標準k-ε方程描述二次風(fēng)道內(nèi)的流體傳熱[10]，整個流動傳熱傳質(zhì)過程涉及流體控制方程中的連續(xù)性方程、能量和動量方程。

連續(xù)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(shù)，J/(kg·K)；T為溫度，K；uj為速度項，m/s；λ是導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；τij為粘性剪切應(yīng)力項，N/m2。

動量方程：

(3)

式(3)中，p為壓力，Pa。

1.2 液滴蒸發(fā)模型

經(jīng)過霧化噴嘴后，廢水會迅速崩解為霧化液滴群，進入二次風(fēng)道發(fā)生熱量交換。為簡化計算過程，忽略液滴內(nèi)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(xué)性質(zhì)，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(zhì)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(fēng)之間換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Ad是液滴表面積，m2；Tf是二次風(fēng)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(fēng)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(shè)“各液滴蒸發(fā)性質(zhì)一致并且液滴為球形”，因此可認為液滴在二次風(fēng)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(fēng)流動屬于湍流運動，其內(nèi)湍流漩渦的生成擴散會對霧化液滴群的運動產(chǎn)生一定影響，在此引入隨機軌道模型預(yù)測液滴在二次風(fēng)中的運動軌跡，即在離散的時間步長上，對瞬時二次風(fēng)速度對液滴的軌跡方程進行積分，以此預(yù)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(shù)學(xué)模型的基礎(chǔ)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(fēng)道內(nèi)的運動軌跡以及碰壁情況[7]，研究二次風(fēng)溫度和速度、噴嘴安裝距離和安裝位置等因素對液滴蒸發(fā)質(zhì)量的影響，獲得噴嘴的最佳安裝間距和液滴在風(fēng)道內(nèi)的蒸發(fā)流動軌跡等情況。

2 求解條件

基于廢水噴霧蒸發(fā)的三維二次風(fēng)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(fēng)入口設(shè)置為“速度入口”，壓力設(shè)置為大氣壓，二次風(fēng)道出口邊界條件設(shè)定為“出流邊界”，以保證流場均勻穩(wěn)定。廢水入口出口均設(shè)置“逃逸(escape)”條件，二次風(fēng)道壁面及噴嘴壁面均設(shè)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(zhì)。

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

3 噴射霧滴風(fēng)道蒸發(fā)特性研究

污泥干化廢水二次風(fēng)蒸發(fā)處理技術(shù)具有處理效率高和節(jié)能環(huán)保等優(yōu)勢，但在實際工程應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)廢水霧化液滴在運動過程中存在未蒸發(fā)貼壁現(xiàn)象，長期運行易導(dǎo)致風(fēng)道壁面結(jié)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(fēng)道壁面距離以及不同運行工況(不同二次風(fēng)溫和風(fēng)速)下液滴蒸發(fā)特性，以此指導(dǎo)實際工作。

3.1 噴嘴安裝間距

影響液滴蒸發(fā)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(fā)流動情況。為提高計算效率設(shè)定二次風(fēng)道長為5 m、矩形截面橫截面為4.4 m×4.5 m，噴嘴采取側(cè)邊斜噴雙噴嘴布置(僅在管道一側(cè)布置)。設(shè)定入口二次風(fēng)溫度為603 K，二次風(fēng)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(fēng)道整體的溫度云圖以及滴液沿二次風(fēng)道方向蒸發(fā)率曲線如圖2和圖3所示。

圖2 二次風(fēng)道溫度云圖

圖3 液滴沿二次風(fēng)道方向蒸發(fā)率曲線

從圖2可以看出，當(dāng)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(fā)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(fā)所需距離越長，在設(shè)置的5 m風(fēng)道長度內(nèi)蒸發(fā)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(fā)量隨噴嘴安裝距離增大幾乎不變，且可以保證較高的蒸發(fā)率。

3.2 噴嘴與風(fēng)道壁面距離

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

首先考慮噴嘴與風(fēng)道底面的距離對管壁的影響，噴嘴采取雙噴嘴側(cè)邊(單側(cè))斜噴布置，設(shè)定入口二次風(fēng)溫度為603 K，二次風(fēng)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(fēng)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(fēng)道底面污水質(zhì)量分數(shù)云圖如圖4所示。

由圖4可得，當(dāng)噴嘴流量、二次風(fēng)溫和二次風(fēng)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(xiàn)象，但隨著噴口與壁面距離的增加，液滴沾壁率逐漸減??；當(dāng)d大于0.6 m時壁面污水質(zhì)量分數(shù)數(shù)量級極小，可認為不存在污水貼壁現(xiàn)象。同時，由于噴嘴采取雙噴嘴側(cè)邊斜噴布置(兩側(cè)共4個噴嘴)，還需要考慮二次風(fēng)道側(cè)壁處液滴沾壁的影響，二次風(fēng)和液滴設(shè)置與上文相同，設(shè)定噴嘴與二次風(fēng)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(fēng)道側(cè)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(fēng)道底面污水質(zhì)量分數(shù)云圖

表1 噴嘴與二次風(fēng)道側(cè)壁不同安裝間距下液滴沾壁率

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

表2 噴嘴與二次風(fēng)道側(cè)壁不同安裝間距下液滴蒸發(fā)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(dāng)噴嘴與二次風(fēng)道底面距離大于0.6 m時，可認為不存在污水貼壁現(xiàn)象。對于噴嘴與側(cè)壁安裝距離需要綜合考慮液滴蒸發(fā)率和側(cè)壁液滴沾壁兩方面因素，根據(jù)表1和表2可知，當(dāng)液滴與側(cè)壁距離r大于0.6 m時側(cè)壁幾乎不存在沾壁現(xiàn)象，并且在r小于1.2 m時在設(shè)定的8 m風(fēng)道長度基本實現(xiàn)完全蒸發(fā)?？紤]到工程實際應(yīng)用中要求保證霧化液滴完全蒸發(fā)且盡可能避免造成壁面腐蝕結(jié)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(fēng)溫和二次風(fēng)速

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

首先考慮二次風(fēng)速的影響，設(shè)定入口二次風(fēng)溫度600 K，風(fēng)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(fēng)方向成45°夾角的雙側(cè)四噴嘴噴射工況進行對比分析，不同二次風(fēng)速下液滴沿二次風(fēng)道蒸發(fā)率如圖5所示。

圖5 不同二次風(fēng)速下液滴沿二次風(fēng)道蒸發(fā)率

由圖5可得，當(dāng)入口二次風(fēng)溫一定，蒸發(fā)距離小于3 m時，隨著二次風(fēng)速度的升高，液滴的蒸發(fā)率顯著下降，這是因為風(fēng)速的增加會加劇液滴之間的碰撞、破碎和聚并等現(xiàn)象，從而影響其蒸發(fā)效果。當(dāng)風(fēng)道截面積一定時，二次風(fēng)速的增加雖然增加了二次風(fēng)流量，強化了連續(xù)相二次風(fēng)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(fēng)速的提高減少了液滴在二次風(fēng)道中的停留時間，變相削弱了二次風(fēng)與液滴之間的傳熱效果，導(dǎo)致前期液滴與二次風(fēng)接觸時間不足而無法快速蒸發(fā)。

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

圖6 不同風(fēng)溫下液滴沿二次風(fēng)道蒸發(fā)率

從圖6可知，隨著入口二次風(fēng)溫度的升高，相同蒸發(fā)距離下液滴蒸發(fā)速率明顯提高，但各溫度情況下在3 m處蒸發(fā)效率均在90%以上。這是因為隨著二次風(fēng)溫度升高，二次風(fēng)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(fēng)熱量，促進液滴實現(xiàn)快速蒸發(fā)。

4 實況模擬

綜合考慮噴嘴安裝間距、噴嘴與二次風(fēng)道壁面、二次風(fēng)溫以及二次風(fēng)速的影響后，在實際鍋爐600 MW機組二次風(fēng)道中，設(shè)定兩噴嘴安裝距離為1.6 m，下方噴嘴距二次風(fēng)底面1.7 m，噴口與側(cè)壁距離為0.6 m。對于廢水噴霧蒸發(fā)的三維二次風(fēng)道物理模型，設(shè)定二次風(fēng)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(fēng)溫度取為603 K，二次風(fēng)速度取為16.1 m/s；液滴初始溫度設(shè)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(fēng)道示意圖如圖7所示，污水質(zhì)量分數(shù)云圖如圖8所示。

圖7 600 MW機組二次風(fēng)道示意圖

圖8 污水質(zhì)量分數(shù)云圖

由圖8可得，當(dāng)噴嘴安裝間距為1.6 m、噴嘴與底面距離為1.7 m、側(cè)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(xiàn)污泥干化廢水完全蒸發(fā)，滿足工程實際要求，研究結(jié)果既可為電廠污泥干化廢水二次風(fēng)蒸發(fā)處理方案設(shè)計提供理論依據(jù)，還可針對火電廠實際運行時不同工況下廢水噴霧系統(tǒng)蒸發(fā)特性提供參考。

5 結(jié)語

為了系統(tǒng)研究城市污泥干化廢水噴入二次風(fēng)道的蒸發(fā)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(shù)，通過數(shù)值模擬探究不同噴嘴安裝距離和噴嘴與二次風(fēng)道壁面的安裝距離對液滴蒸發(fā)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(fā)流動特性，主要結(jié)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(fā)所需距離越長；而當(dāng)噴嘴安裝距離大于1.2 m時兩噴嘴互不干擾，污水蒸發(fā)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(fēng)道底面安裝距離h較小時液滴會存在沾壁現(xiàn)象，但液滴沾壁率隨著安裝間距的增加迅速減小，當(dāng)安裝距離大于0.6 m后可認為不存在污水貼壁現(xiàn)象。

(3)當(dāng)液滴與側(cè)壁距離r大于0.6 m時側(cè)壁幾乎不存在沾壁現(xiàn)象，并且在側(cè)壁間距小于1.2 m時霧化液滴在8 m風(fēng)道長度基本實現(xiàn)完全蒸發(fā)，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(dāng)入口二次風(fēng)溫一定，蒸發(fā)距離小于3 m時，隨著二次風(fēng)速度的升高，液滴的蒸發(fā)率顯著下降；隨著入口二次風(fēng)溫度的升高，液滴蒸發(fā)速率提高，可以在更短時間和路徑內(nèi)實現(xiàn)完全蒸發(fā)。