李璐璐，姚 宣，張 縵，金 燕，楊海瑞

(1.太原理工大學(xué) 電氣與動(dòng)力工程學(xué)院，山西 太原 030024；2.清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系，北京 100084； 3.北京國(guó)電龍?jiān)喘h(huán)保工程有限公司，北京 100039)

0 引 言

我國(guó)大部分燃煤發(fā)電機(jī)組采用石灰石-石膏濕法脫硫，該工藝可使煙氣溫度降低至45～55 ℃。當(dāng)?shù)蜏仫柡蜐駸煔庵苯咏?jīng)煙囪進(jìn)入大氣環(huán)境，不僅會(huì)造成水資源和熱量的浪費(fèi)，煙氣中水蒸氣還會(huì)遇冷凝結(jié)成微小液滴，從而造成煙囪腐蝕、“石膏雨”、“白煙”等現(xiàn)象。45～55 ℃時(shí)，每100 g煙氣攜帶水蒸氣4.9～8.7 g，脫硫濕煙氣直接排放造成了水資源和熱能的浪費(fèi)。此外，煙氣中飽和水分會(huì)在煙氣中的粉塵或細(xì)小顆粒物表面凝結(jié)，使其粒度增大，煙氣排入大氣后，煙溫再次降低，進(jìn)一步發(fā)生凝結(jié)現(xiàn)象，細(xì)顆粒物粒度進(jìn)一步增大，在煙氣抬升高度低和擴(kuò)散距離短情況下，粒度較大的石膏漿液液滴發(fā)生飄落，最終形成“石膏雨”[1-2]。研究表明，脫硫后煙氣中的液滴含量越少，煙囪出口煙塵含量越低[3-5]，因此減少脫硫系統(tǒng)出口含濕量是提高脫硫系統(tǒng)協(xié)同除塵能力的關(guān)鍵。濕法脫硫后的濕煙氣產(chǎn)生“白色煙羽”主要是由于脫硫過程中，脫硫漿液與高溫?zé)煔庵苯咏佑|，發(fā)生傳熱傳質(zhì)。一方面水分蒸發(fā)，增加煙氣含濕量；另一方面，煙氣溫度降低，煙氣攜帶水蒸氣的能力降低。由于環(huán)境溫度比煙氣溫度低，飽和濕煙氣中的水分排出煙囪會(huì)凝結(jié)成小液滴形成“白色煙羽”[6-8]。有效脫除濕煙氣中的水蒸氣，一方面可以在冷凝過程中回收濕煙氣冷凝的凝結(jié)水和熱量，節(jié)水節(jié)能效果明顯；另一方面可以在一定程度上消除“石膏雨”和“白煙”現(xiàn)象，對(duì)于環(huán)保工作意義重大。因此，正確理解濕煙氣噴淋冷凝過程的傳熱、傳質(zhì)及相變規(guī)律，對(duì)于提高噴淋冷凝效果，降低水資源浪費(fèi)具有重要意義。

除試驗(yàn)方法外，CFD數(shù)值模擬是研究氣液兩相冷凝的重要方法，對(duì)于實(shí)際工程應(yīng)用有重要的指導(dǎo)作用[9-15]。江億等[16]討論了濕空氣處理過程中的傳熱、傳質(zhì)和相變過程，基于一種新的熱學(xué)分析方法，分析了空氣等焓噴水加濕過程與沿飽和線加熱加濕或冷卻除濕過程的巨大差異。林瑜等[17]采用計(jì)算流體力學(xué)方法對(duì)大型脫硫塔內(nèi)的噴淋層(共4層)組合方案進(jìn)行數(shù)值模擬。趙喆等[18]對(duì)比了有噴淋和無噴淋2種情況下氣相湍流流場(chǎng)分布，發(fā)現(xiàn)引入噴淋后出口截面氣速明顯均勻化。鮑玲玲等[19]為了提高噴淋室的傳熱傳質(zhì)效率，采用數(shù)值模擬方法對(duì)比研究了上噴式、下噴式2種立式噴淋室內(nèi)水滴運(yùn)動(dòng)規(guī)律及氣液熱濕傳遞效果。前人研究大多為噴淋方向及噴淋層組合方式，但噴淋冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)優(yōu)化還不完善，如因噴淋層布置高度、噴嘴角度設(shè)置不合理而達(dá)不到理想的冷卻效果；或因噴淋水流量和溫度不合適導(dǎo)致水資源和能量的浪費(fèi)；或因霧化程度過低，導(dǎo)致液滴粒徑過大，造成氣液接觸面積小。

本文對(duì)濕法脫硫后煙氣的冷凝過程進(jìn)行數(shù)值模擬研究，采用雙層噴淋布置，為增加氣液接觸時(shí)間在煙氣入口上方布置填料，從冷凝室裝置結(jié)構(gòu)以及氣液兩相參數(shù)等方面進(jìn)行了數(shù)值模擬和性能分析。研究噴淋層不同間距、噴嘴角度、液滴直徑、液氣比、液滴溫度、煙氣流速對(duì)于冷凝效果的影響，從而確定脫硫濕煙氣冷凝優(yōu)化條件，以期為工程實(shí)踐提供參考，進(jìn)而達(dá)到節(jié)水節(jié)能、消白、除塵一體化的目的。

1 冷凝室物理模型建立及網(wǎng)格劃分

與本模擬研究對(duì)應(yīng)的中試試驗(yàn)臺(tái)參數(shù)及運(yùn)行工況見表1。采用2層噴淋設(shè)計(jì)，煙氣由冷凝室底部進(jìn)入，噴淋水經(jīng)噴嘴自上而下與煙氣逆流接觸對(duì)其進(jìn)行冷卻。在冷凝室中間部分布置有填料，延長(zhǎng)煙氣與水接觸時(shí)間，增強(qiáng)換熱效果。

表1 試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Experimental Parameters

根據(jù)煙氣在冷凝室內(nèi)的流動(dòng)情況，將冷凝室內(nèi)有關(guān)部件及氣液兩相作如下簡(jiǎn)化：① 只研究煙氣與噴淋水接觸部分的傳熱傳質(zhì)，故在3.2 m高度范圍內(nèi)建模；② 忽略噴嘴小阻件對(duì)流場(chǎng)的影響；③ 忽略漿池部分以及煙氣流經(jīng)漿池液面時(shí)產(chǎn)生的擴(kuò)容流動(dòng)，漿液池視為靜止液面，此部分空間不納入計(jì)算區(qū)域；④ 將填料部分簡(jiǎn)化為多孔介質(zhì)模型。

簡(jiǎn)化后的模型如圖1所示，采用雙層噴淋布置，頂層噴淋距煙氣入口截面3.2 m，底層噴淋距煙氣入口截面2.2 m。填料層高度為0.6 m，布置在煙氣入口截面上方0.4 m處。采用ICEM軟件對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。因本次模擬的是流經(jīng)冷凝室內(nèi)部的煙氣與噴淋液滴的氣液兩相流動(dòng)，計(jì)算域選定為漿池上方煙氣所流經(jīng)的通道。整個(gè)模型均采用了六面體網(wǎng)格，各模型網(wǎng)格數(shù)約70萬。

圖1 冷凝室簡(jiǎn)化模型Fig.1 Simplified model of condensation chamber

2 數(shù)學(xué)模型的建立及模型驗(yàn)證

根據(jù)本文的研究?jī)?nèi)容和著重點(diǎn)，對(duì)煙氣和液滴的兩相流進(jìn)行如下簡(jiǎn)化：① 進(jìn)入冷凝室的氣體是飽和濕煙氣；② 假設(shè)液滴為球形，不考慮液滴的碰撞、破碎及融合，不考慮液滴夾帶；③ 將煙氣視為不可壓縮黏性流體，忽略其溫度變化對(duì)密度的影響；④ 假定冷凝室絕熱，煙氣與噴淋液滴進(jìn)行對(duì)流換熱。

2.1 數(shù)學(xué)模型的建立

采用三維穩(wěn)態(tài)的SIMPLE算法進(jìn)行計(jì)算，應(yīng)用k-ε雙方程模型描述氣相湍流模型，氣液兩相流模擬采用歐拉-拉格朗日方法，即在歐拉系下處理連續(xù)相(氣相)，在拉格朗日系下處理離散相(液滴)。兩相間的耦合作用，通過在歐拉氣相場(chǎng)中的源項(xiàng)加以考慮。

煙氣連續(xù)相湍流模型。本文將煙氣視為連續(xù)、定常、不可壓縮流體，使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，湍流黏性系數(shù)為

μt=ρCμk2/ε

(1)

式中，μt為湍流黏度系數(shù)，kg/(m·s)；ρ為氣體密度，kg/m3；Cμ為常數(shù)；k為湍流脈動(dòng)動(dòng)能；ε為耗散率，其方程分別為

(2)

(3)

其中，ui為速度矢量u在直角坐標(biāo)系i方向上的分量；xi、xj為位移坐標(biāo)；μ為湍流黏度系數(shù)，kg/(m·s)；Gk為由層流速度梯度而引起的湍流動(dòng)能，kJ；Gb為浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，kJ；YM為可壓縮湍流中擴(kuò)散產(chǎn)生的波動(dòng)，kJ；C1ε、C2ε、C3ε均為常量；σk、σε為方程中的湍流Prandtl數(shù)；Sk、Sε由用戶自定義。方程中經(jīng)驗(yàn)系數(shù)取值為：C1ε= 1.44，C2ε= 1.92，C3ε=0.09，σk=1.0，σε= 1.3。

液滴離散相模型。對(duì)拉氏坐標(biāo)系下的顆粒作用力微分方程進(jìn)行積分即可獲得離散相顆粒的軌道。本文的模擬忽略次要作用力，故顆粒的作用力平衡方程在笛卡兒坐標(biāo)系下的形式為

(4)

其中，up為顆粒速度，m/s；u為連續(xù)相速度，m/s；gx為外力對(duì)液滴顆粒的加速度，m/s2；ρp為顆粒密度，kg/m3；fx為附加加速度項(xiàng)(單位顆粒質(zhì)量的力)，m/s2；fD(u-up)為單位顆粒質(zhì)量受到的阻力。等號(hào)右邊第2項(xiàng)為單位顆粒質(zhì)量的重力與浮力的合力。

氣液傳熱傳質(zhì)模型。由熱量傳遞方程可見氣液間傳熱量由煙氣與液滴表面的對(duì)流傳熱和煙氣中水蒸氣冷凝潛熱共同決定。

(5)

式中，mp為液滴質(zhì)量，kg；Cp為離散相比熱，J/(kg·K)；Tp為離散相溫度，K；h為對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Ap為液滴表面積，m2；T∞為遠(yuǎn)離液滴的煙氣溫度，K；hfg為汽化潛熱，J/kg。

質(zhì)量傳遞方程表示梯度擴(kuò)散決定連續(xù)相中水蒸汽的冷凝量，即從氣相向離散相液滴的擴(kuò)散率與氣流與液滴之間的蒸汽濃度梯度相關(guān)聯(lián)。

(6)

式中，D為水蒸氣擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；dp為液滴直徑，m；M為水蒸氣摩爾質(zhì)量，kg/mol；R為通用氣體常數(shù)，kJ/(kmol·K)；P∞為遠(yuǎn)離液滴的水蒸氣分壓，Pa；T∞為遠(yuǎn)離液滴的混合氣體溫度，K；Ps(Tp)為液滴表面水蒸氣分壓，Pa；Re為雷諾數(shù)；Sc為施密特?cái)?shù)。

氣相與顆粒之間的耦合模型，本文采用的是雙向耦合模型。離散相與連續(xù)相的雙向耦合是通過求解連續(xù)相控制方程和離散相運(yùn)動(dòng)方程來實(shí)現(xiàn)，直到兩相不再隨著迭代的進(jìn)行而變化為止。

2.2 初始條件及邊界條件

冷凝室底部為速度入口，頂部為壓力出口，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)無滑移壁面，液滴在壁面處設(shè)置為Reflect。濕煙氣由底部進(jìn)入，入口濕煙氣溫度為323 K，入口速度為3 m/s。本模擬共設(shè)有2層噴淋，每層布置19個(gè)噴嘴，噴淋水由噴嘴進(jìn)入冷凝室，噴淋水速度為21 m/s，溫度為303 K，每個(gè)噴嘴質(zhì)量流量為0.11 kg/s，噴霧粒徑分布采用Rosin-Rammler方式，文中粒徑均用平均粒徑表示，此時(shí)液氣比為2 L/Nm3。為延長(zhǎng)氣液接觸時(shí)間，達(dá)到更好換熱效果，在距離煙氣入口0.4 m處布置填料層進(jìn)行換熱，填料采用多孔介質(zhì)進(jìn)行建模。

2.3 模型驗(yàn)證

為不浪費(fèi)計(jì)算資源又滿足計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，先后進(jìn)行了30萬、50萬、70萬、90萬網(wǎng)格數(shù)的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。多次模擬結(jié)果顯示，70萬網(wǎng)格符合計(jì)算精度。改變液氣比對(duì)模擬和試驗(yàn)結(jié)果的影響如圖2所示。

圖2 模型驗(yàn)證Fig.2 Model validation

在5次改變液氣比中，試驗(yàn)均重復(fù)3次，并采用多個(gè)測(cè)點(diǎn)，故試驗(yàn)值為多次試驗(yàn)的平均值。模擬值與試驗(yàn)值最大絕對(duì)誤差為4.29 K，最大相對(duì)誤差為9%；模擬值與試驗(yàn)值最小絕對(duì)誤差為2.73 K，最大相對(duì)誤差為3.61 %。兩者總體相差不大，故認(rèn)為建模合理。

3 模擬結(jié)果與分析

經(jīng)濕法脫硫后，大量水蒸氣蒸發(fā)，故煙氣中水蒸氣含量迅速增加。本文研究對(duì)象是脫硫飽和濕煙氣，對(duì)不同噴淋層間距、噴嘴角度、液滴直徑、液氣比、液滴溫度、煙氣流速條件下出口煙氣溫度進(jìn)行研究。

3.1 冷凝室結(jié)構(gòu)對(duì)出口煙氣溫度的影響

3.1.1噴淋層間距

不同噴淋層間距下出口煙氣溫度如圖3所示，不同噴淋層間距下煙氣流線如圖4所示?？芍谄渌\(yùn)行參數(shù)不變的情況下，底層噴淋的布置存在最佳高度。當(dāng)?shù)讓訃娏懿贾迷诰嚯x煙氣入口2.2 m、噴淋層間距為1 m時(shí)，出口煙氣溫度最低，冷凝效果最好。噴淋間距較大時(shí)，煙氣與下部噴淋水接觸時(shí)間過短，氣液兩相換熱難度增加；噴淋間距較小時(shí)，噴淋液滴過早聚集，對(duì)煙氣造成強(qiáng)烈撞擊，形成渦流和回流區(qū)，造成煙氣流場(chǎng)不均和部分能量損失。由此可見，噴淋層間距對(duì)于流場(chǎng)均勻性和換熱有重要影響。尋找合適的間距，不需額外過多耗費(fèi)資金，可達(dá)到相對(duì)較好的冷凝效果，是一種切實(shí)可行的提高氣液之間傳熱傳質(zhì)的方法，以600 MW機(jī)組為例，出口煙氣溫度降低1 ℃，每小時(shí)可回收至少0.34 t水資源。

圖3 不同噴淋層間距下出口煙氣溫度Fig.3 Outlet flue gas temperature under different spray layer spacing

圖4 不同噴淋層間距下煙氣流線Fig.4 Flue gas streamline under different spacing of spray layers

圖5 不同噴嘴角度下出口煙氣溫度Fig.5 Outlet flue gas temperature under different nozzle angles

圖6 不同噴嘴角度下兩噴淋層溫度Fig.6 Temperature of two spray layers under different nozzle angles

3.1.2噴嘴角度

不同噴嘴角度下出口煙氣溫度如圖5所示，不同噴嘴角度下兩噴淋層溫度如圖6所示。

由圖5、圖6可知在其他運(yùn)行參數(shù)不變的情況下，隨著噴嘴角度增大，出口煙氣溫度降低，說明冷凝程度增強(qiáng)。60°前增大噴嘴角度的傳熱傳質(zhì)效果強(qiáng)于60°后噴嘴角度增大。這是由于噴嘴角度的增加對(duì)于增大液滴覆蓋換熱面積的能力有限。覆蓋面積越大，液滴越分散，氣液接觸越均勻。離散相(液滴)的運(yùn)動(dòng)軌跡有重要影響，離散相(液滴)的運(yùn)動(dòng)又會(huì)影響連續(xù)相(煙氣)的運(yùn)動(dòng)。因此找到合適的噴嘴角度，可使液滴盡可能多地覆蓋在整個(gè)煙氣流動(dòng)截面上，保證流場(chǎng)的均勻性，增大氣液接觸面積，以低成本來得到較大的經(jīng)濟(jì)效益。

3.2 液相參數(shù)對(duì)出口煙氣溫度的影響

3.2.1液滴直徑

不同液滴直徑下出口煙氣溫度如圖7所示。由圖7可知，在其他運(yùn)行參數(shù)不變的情況下，不考慮液滴夾帶，液滴粒徑越小，氣液接觸面積越大，傳熱傳質(zhì)越強(qiáng)烈，煙氣的冷卻速度越快，冷卻后的煙氣溫度分布越均勻。而液滴直徑對(duì)于冷凝室出口溫度的影響并不呈現(xiàn)為一次函數(shù)。液滴平均粒徑為210 μm時(shí)，出口煙氣溫度為311.75 K，此時(shí)每100 g煙氣中攜帶水蒸氣4.56 g；液滴平均粒徑為90 μm時(shí)，出口煙氣溫度為304 K，此時(shí)每100 g煙氣中攜帶水蒸氣2.90 g；液滴平均粒徑為330 μm時(shí)，出口煙氣溫度為315.26 K，此時(shí)每100 g煙氣中攜帶水蒸氣5.27 g。說明210 μm以上，增大液滴直徑，煙氣中含濕量下降不明顯。210 μm以下，減小液滴直徑，換熱效果明顯增強(qiáng)，煙氣含濕量快速下降。因此，霧化條件較好時(shí)，不考慮液滴夾帶條件下，將液滴直徑減小到210 μm以下，可將濕煙氣從323 K至少冷凝至311.75 K，600 MW機(jī)組每小時(shí)可回收至少80 t水資源及6.59 MW能量，環(huán)保、經(jīng)濟(jì)效益顯著。

圖7 不同液滴直徑下出口煙氣溫度Fig.7 Outlet flue gas temperature under different droplet diameters

3.2.2液氣比

不同液氣比下出口煙氣溫度如圖8所示，不同液氣比下煙氣流場(chǎng)分布如圖9所示。其他運(yùn)行參數(shù)不變的情況下，分別在液氣比0.5、1、2、3、4 L/Nm3工況下進(jìn)行模擬。

圖8 不同液氣比下出口煙氣溫度Fig.8 Outlet flue gas temperature under different liquid-gas ratios

圖9 不同液氣比下煙氣流場(chǎng)分布Fig.9 Distribution of smoke flow field under different liquid-gas ratios

由圖8可知，液氣比越大，氣液接觸面積越大，出口煙氣溫度越低，冷凝效果越好。當(dāng)液氣比大于3 L/Nm3時(shí)，繼續(xù)增大液氣比，冷凝效果增強(qiáng)程度不明顯。增大液氣比，氣液兩相之間發(fā)生強(qiáng)烈的相互作用，使得氣相迅速過渡至強(qiáng)烈的湍流流動(dòng)狀態(tài)。強(qiáng)烈湍動(dòng)有助于氣體動(dòng)量的輸運(yùn)，形成了局部渦流，小范圍的摻混與強(qiáng)烈的湍流脈動(dòng)有助于增大氣液接觸面積和煙氣在冷凝室內(nèi)的停留時(shí)間，在整體上增強(qiáng)了氣液兩相之間的傳質(zhì)。液氣比的增加意味著需要耗費(fèi)大量的冷凝水以及更多的電能，所以實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)該結(jié)合經(jīng)濟(jì)性綜合考慮。

3.2.3液滴溫度

不同液滴溫度下出口煙氣溫度如圖10所示，不同噴淋水溫度下出口煙氣含濕量如圖11所示?？芍渌\(yùn)行參數(shù)不變的情況下，溫差與水蒸氣分壓差是驅(qū)動(dòng)氣液熱質(zhì)交換的動(dòng)力，故而加大溫差有利于氣液傳熱傳質(zhì)的進(jìn)行。煙氣放出顯熱的同時(shí)，還釋放了大量潛熱。因此，液滴溫度越低，氣液之間的熱濕交換效率越高。因?yàn)樗疁氐蜁?huì)加大空氣與水滴邊界層之間水蒸汽分壓力的差值，有利于濕交換。另外，由于低溫水的溫升大，在熱濕交換過程中，液滴終溫進(jìn)一步提高，因而熱交換效率較高。對(duì)空氣而言，得到顯熱，則溫度升高。對(duì)煙氣而言，失去顯熱，則溫度降低；其中的水蒸氣凝結(jié)，則含濕量減少。對(duì)噴淋水而言，吸收煙氣的顯熱以及煙氣中水蒸氣釋放的潛熱，溫度升高。

圖10 不同液滴溫度下出口煙氣溫度Fig.10 Outlet flue gas temperature under different droplet temperatures

圖11 不同噴淋水溫度下出口煙氣含濕量Fig.11 Moisture content of outlet flue gas at different spray water temperatures

3.3 氣相速度影響

不同煙氣流速下出口煙氣溫度如圖12所示，不同煙氣流速下煙氣流場(chǎng)分布如圖13所示?？芍渌\(yùn)行參數(shù)不變的情況下，煙氣流速為3.5 m/s時(shí)，出口溫度最低。煙氣流速低時(shí)，煙氣在冷凝室的停留時(shí)間增多，但由于煙氣流速過低，單位時(shí)間、單位面積上對(duì)流質(zhì)量減小，使煙氣處理量減小，煙氣湍流流動(dòng)較弱，導(dǎo)致氣液兩相接觸不均勻，造成換熱不均勻。煙氣流速增加時(shí)，煙氣雷諾數(shù)增加，強(qiáng)烈的湍流帶來了較高傳熱傳質(zhì)效率，但煙氣在冷凝室中停留時(shí)間過短。改變煙氣流速，使煙氣停留時(shí)間與湍流強(qiáng)度處在合適的條件下，帶來較好的換熱效果。

圖12 不同煙氣流速下出口煙氣溫度Fig.12 Outlet flue gas temperature under different flue gas flow rates

圖13 不同煙氣流速下煙氣流場(chǎng)分布Fig.13 distribution of smoke flow field under different smoke flow rates

4 結(jié) 論

1)本文針對(duì)600 MW鍋爐(試驗(yàn)裝置)尾部濕法脫硫系統(tǒng)出口煙氣溫度高、含濕量大造成的水資源與熱能浪費(fèi)等問題。對(duì)脫硫煙氣的冷凝過程進(jìn)行數(shù)值模擬研究，討論了冷凝室本身結(jié)構(gòu)和氣液兩相參數(shù)對(duì)傳熱傳質(zhì)的影響。隨噴淋層間距的增大，出口煙氣溫度先降低后增加，最佳間距為1 m。兩噴淋層間距對(duì)于煙氣流場(chǎng)和液滴在冷凝室停留時(shí)間有重要影響，所以選擇合適的噴淋層間距可用較小的經(jīng)濟(jì)成本獲得較好的冷凝效果。

2)在一定范圍內(nèi)，噴嘴角度越大，液滴覆蓋面積越大，氣液接觸越充分，但依靠增大噴嘴角度提高冷凝率的效果有限。噴嘴張角為60°時(shí)冷凝達(dá)到較好水平，若繼續(xù)增大張角，冷凝程度提高幅度小。

3)液滴的直徑對(duì)熱濕交換有重要影響。在不考慮液滴夾帶條件下，液滴直徑越小，氣液接觸面積越大，冷凝效果越好，出口煙氣溫度和含濕量越低。在霧化程度可達(dá)到的情況下，盡可能選用霧化程度好的噴嘴有利于冷凝。若霧化程度有限，應(yīng)盡量使液滴直徑在210 μm以下，可將濕煙氣從323 K至少冷凝到311.75 K，對(duì)于600 MW機(jī)組每小時(shí)可回收至少80 t水資源及6.59 MW能量。

4)液氣比增大，煙氣與水的接觸面積增大，為換熱創(chuàng)造了有利條件。但液氣比增大的代價(jià)是耗費(fèi)水資源。液氣比為3 L/Nm3時(shí)，可將出口煙氣溫度降至309.32 K，達(dá)到較為理想的冷凝效果，應(yīng)結(jié)合經(jīng)濟(jì)性與冷凝程度綜合選定合適的液氣比。

5)加大氣液兩相的溫差與水蒸氣分壓差可有效提高熱濕交換動(dòng)力，有利于煙氣顯熱與潛熱的釋放。因此在其他運(yùn)行參數(shù)不變的條件下，冷凝水溫度越低，出口煙氣溫度越低，可回收的冷凝水和熱量越多。

6)在其他運(yùn)行參數(shù)不變的情況下，煙氣最佳流速為3.5 m/s。合理選擇煙氣速度可使煙氣在冷凝室的停留時(shí)間和單位時(shí)間、單位面積對(duì)流質(zhì)量處于較高水平，進(jìn)而促進(jìn)氣液兩相的傳熱傳質(zhì)。