祝鑫陽，羅俊偉，2

（1.武漢武鍋能源工程有限公司，湖北 武漢 420223；2.華中科技大學(xué)煤燃燒國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074）

0 引言

廢液焚燒爐能通過高溫燃燒實(shí)現(xiàn)廢液無害化和減量化而被廣泛應(yīng)用。由于廢液含水量一般在50%以上，熱值較低，通常采用天然氣或重油為備用燃料進(jìn)行伴燒以保證足夠的燃燒強(qiáng)度［1］。在天然氣或重油燃燒器高溫區(qū)附近會(huì)形成熱力型NOx，而石化醫(yī)藥行業(yè)常見的己內(nèi)酰胺（C6H11NO）、二硝基酚鈉（C6H3N2NaO5）等含氮有機(jī)廢液燃燒后還會(huì)形成燃料型NOx。GB 18184—2020《危險(xiǎn)廢物焚燒污染控制標(biāo)準(zhǔn)》中要求氮氧化物排放質(zhì)量濃度低于250 mg/m3（干態(tài)，11%O2），中部和沿海發(fā)達(dá)地區(qū)標(biāo)準(zhǔn)更高，甚至要求低于50 mg/m3的超低排放［2］。為了滿足環(huán)保排放要求，選擇性非催化還原（Selective Non ?Catalytic Reduction，SNCR）脫硝技術(shù)作為煙氣氮氧化物的控制手段，具有效率高、操作費(fèi)用低且易于與其他NOx控制技術(shù)聯(lián)合應(yīng)用等優(yōu)點(diǎn)［3-4］。

考慮到廢液鍋爐伴燒天然氣產(chǎn)生的運(yùn)行成本，一般將爐膛主燃區(qū)的溫度控制在1 200～1 400 ℃，低于煤粉、燃油和燃?xì)忮仩t主燃區(qū)的溫度。此外，為避免廢液燃燒后產(chǎn)生的鈉鹽（Na2CO3）飛灰以熔融態(tài)附著在水冷屏受熱面上而出現(xiàn)傳熱惡化現(xiàn)象，爐膛的出口溫度一般控制在800 ℃左右，低于碳酸鈉851 ℃的熔點(diǎn)。廢液鍋爐多采用立式水冷膜式壁結(jié)構(gòu)，具有占地小、投資低的優(yōu)勢(shì)，但煙氣溫降速率較大，煙氣在最佳溫度窗口850～1 100 ℃內(nèi)的停留時(shí)間及區(qū)間均小于煤粉爐和油氣爐，這使得廢液鍋爐的SNCR工藝參數(shù)的選擇要更加嚴(yán)格和精準(zhǔn)。

目前專門針對(duì)廢液焚燒爐SNCR 脫硝工段參數(shù)的研究幾乎沒有，因此，廢液焚燒爐上的SNCR 脫硝噴槍采用四面錯(cuò)沖布置時(shí)，有必要采用計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）模擬分析該形式下液滴粒徑和噴射速度對(duì)脫硝效果的影響，為優(yōu)選出高效的脫硝噴槍提供參考。

1 模擬對(duì)象與方法

1.1 模擬對(duì)象的幾何尺寸

模擬的對(duì)象為某公司設(shè)計(jì)生產(chǎn)的廢液焚燒爐，其皂化廢堿液處理量為15 m3/h。如圖1 所示，爐膛SNCR 區(qū)域一共配置有8 支噴槍，采用前后左右四面墻各兩支的墻式錯(cuò)沖布置方式，其標(biāo)高為19.8 m，氨水由噴槍從水冷壁面噴射進(jìn)入爐膛。為減少計(jì)算時(shí)間成本，截取標(biāo)高為17.3～22.3 m 的區(qū)域（即噴槍位置上下各2.5 m的區(qū)域）作為SNCR反應(yīng)區(qū)。

圖1 氨水噴槍布置

如圖2 所示，將SNCR 反應(yīng)區(qū)域看作一個(gè)橫截面為4.07 m×4.07 m，高度為5 m 的長方體，并選取z=0平面作為實(shí)際脫硝噴槍（標(biāo)高為19.8 m）所在的平面。廢液焚燒爐運(yùn)行中，煙氣沿著z軸向自下而上流動(dòng)，還原劑則分別從前、后墻沿x軸或從左、右墻沿y軸噴入，與高溫?zé)煔庑纬山徊嫔淞鳌?/p>

圖2 計(jì)算模型

1.2 模擬方法

由于計(jì)算域是4.07 m×4.07 m×5 m 的空腔，其結(jié)構(gòu)較為簡單，故直接對(duì)模型進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，最終網(wǎng)格數(shù)為384 000。

由于爐膛內(nèi)氣流成分與空氣相差不大，且物理性質(zhì)相似，在模擬過程中用高溫空氣代替實(shí)際過程中的高溫?zé)煔?，又因?yàn)閷?shí)際噴射的還原劑溶液一般為稀溶液（氨質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%～10%），稀氨水溶液與水的各項(xiàng)物理特性相差不大，因此，可用水蒸氣的濃度分布近似表征還原劑的濃度分布［5-6］。根據(jù)鍋爐理論計(jì)算煙風(fēng)量約48 000 m3/h，換算成煙氣（高溫空氣）的流速為3.285 m/s，還原劑射流均從z=0 的平面進(jìn)入，且單只噴槍流量為35 kg/h，流速度為20 m/s，平均粒徑為300 μm，粒徑符合uniform 分布，霧化角為35°，射流出口直徑近似看作直徑為0.004 m 的圓形噴口。不考慮氣體霧化作用，還原劑以液滴的形式進(jìn)入熱氣流。

廢液焚燒爐內(nèi)的氣流流向總體上保持自下而上，不需要考慮渦流和旋流修正，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε 湍流模型。液滴與煙氣的混合存在傳熱過程，需要考慮能量交換。模型中煙氣的初始溫度設(shè)定為860 ℃，需要考慮輻射換熱，根據(jù)光學(xué)厚度較大選擇P-1 輻射模型［7］。著重研究液滴的相變及氣液的混合過程，模擬過程中不考慮化學(xué)反應(yīng)，因此選用無反應(yīng)的組分輸運(yùn)模型。離散型模型中忽略熱泳力、saffman（薩夫曼）升力、布朗力以及粒子輻射力。液滴由錐形射流源（即三維的中空射流源）進(jìn)入流場(chǎng)。本鍋爐是工作壓力1.27 MPa、蒸汽溫度為194 ℃的飽和蒸汽鍋爐，故計(jì)算中設(shè)壁面溫度為200 ℃，入口類型為速度入口，出口類型為壓力出口，壓力為常壓，并設(shè)置為escape（逃逸），考慮重力影響因素［8］。

1.3 SNCR脫硝性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

研究表明除停留時(shí)間和NSR（NH3與NOx的摩爾比）外，還原劑的噴射霧化、與煙氣的混合狀況是影響SNCR 脫硝效率提高的關(guān)鍵因素［9-10］。當(dāng)NSR 小于0.1 時(shí)，脫硝率很低，NSR 大于1 時(shí)，脫硝率可以達(dá)到50%以上，將NSR 大于1 的區(qū)域視為脫硝率較好的區(qū)域，并定義為中心區(qū)。顯然，中心區(qū)面積越大，脫硝效果越好。此外，NH3與煙氣混合程度越充分，SNCR 脫硝效果也越好。反應(yīng)區(qū)液滴蒸發(fā)完全粒子數(shù)、中心區(qū)（NSR 大于1 區(qū)域）面積和變異系數(shù)wv將作為評(píng)價(jià)SNCR脫硝性能的指標(biāo)。

1.3.1 中心區(qū)面積計(jì)算方法

已知該項(xiàng)目氨水溶液氨的質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為10%，模擬過程中用水蒸氣的濃度分布近似表征還原劑的濃度分布，兩者關(guān)系式為

由式（1）可知：

式中：φNH3為氨體積分?jǐn)?shù)，%；φH2O為水蒸氣體積分?jǐn)?shù)，%；M0為對(duì)象焚燒爐內(nèi)氨水（NH3·H2O）的噴射量，kg/h；M1為對(duì)象焚燒爐內(nèi)水的噴射量，kg/h。

本焚燒爐擬定的脫硝系統(tǒng)煙氣中NO 初始質(zhì)量濃度為300 mg/m3，換算成體積分?jǐn)?shù)為2.24×10-4，當(dāng)NSR 值取1 時(shí)，對(duì)應(yīng)的NH3的體積分?jǐn)?shù)為2.24×10-4，此時(shí)水蒸氣的體積分?jǐn)?shù)為3.733×10-3，即水蒸氣體積分?jǐn)?shù)大于3.733×10-3的區(qū)域視為中心區(qū)。

1.3.2 變異系數(shù)wv的定義

為了解不同粒徑液滴工況下水蒸氣與煙氣在還原區(qū)的混合狀況，將對(duì)水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行定量分析。采用變異系數(shù)wv這一參數(shù)作為衡量濃度均勻性的標(biāo)準(zhǔn)，并將其定義為：

式中：wd為水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)的標(biāo)準(zhǔn)偏差；wa為水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)平均值；變異系數(shù)wv越大，標(biāo)準(zhǔn)偏差與平均值偏差越大，水蒸氣分布均勻性也越差。

2 數(shù)值計(jì)算與分析

2.1 液滴粒徑的影響分析

液滴的粒徑過大可能導(dǎo)致蒸發(fā)時(shí)間過長甚至無法在反應(yīng)區(qū)域蒸發(fā)完全，過小則易在爐墻四周迅速蒸發(fā)析出聚集的NH3氣體，造成金屬管堿腐蝕，因此在噴槍采用四面墻布置的情況下，通過調(diào)整噴射液滴的粒徑，可研究噴射速度v=20 m/s時(shí)，100～400 μm范圍內(nèi)的液滴直徑對(duì)脫硝性能的影響。

模擬過程中假設(shè)每支噴槍均能產(chǎn)生100 股粒子射流，8 支槍總共可產(chǎn)生800 股粒子射流，入射的液滴碰到壁面發(fā)生反射并繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，直至達(dá)到出口還未完全蒸發(fā)視為逃逸。通過CFD 模擬軟件的樣本軌跡計(jì)算功能可對(duì)離散（液滴）相進(jìn)行追蹤統(tǒng)計(jì)，如表1 所示，當(dāng)液滴粒徑改變時(shí)，計(jì)算域中蒸發(fā)完全的粒子數(shù)和逃逸（未蒸發(fā)完全）的粒子數(shù)均不相同。液滴粒徑越大，蒸發(fā)完全的粒子數(shù)就越少，當(dāng)粒徑d<200 μm 時(shí)，所有液滴在計(jì)算域中均能蒸發(fā)完全；而當(dāng)粒徑d=400 μm 時(shí)，液滴顆粒在計(jì)算域中幾乎都沒有蒸發(fā)完全。因此，過大的粒徑不利于水蒸氣的迅速蒸發(fā)和氨氣的快遞釋放，從而也將影響氨水在反應(yīng)區(qū)對(duì)NOx的還原作用。

表1 不同粒徑下液滴的蒸發(fā)完全及逃逸情況

為進(jìn)一步了解不同粒徑液滴在反應(yīng)區(qū)的混合狀況，截取了z=0、z=0.5 m、z=1 m 及z=1.5 m 四個(gè)截面水蒸氣的質(zhì)量濃度分布云圖。從圖3 中可以看出，當(dāng)粒徑不變時(shí)，隨著z的增大即液滴射流沿?zé)煔獠粩嗟厣钊?，水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)截面上的分布區(qū)域逐漸加大，且每個(gè)截面均存在一個(gè)水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)相對(duì)較高的區(qū)域，稱之為“反應(yīng)核心區(qū)”。

圖3 不同橫截面水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

當(dāng)截面位置相同時(shí)，隨著粒徑的增加，反應(yīng)核心區(qū)逐漸從靠近墻壁的位置向爐膛中心處發(fā)展。從圖中還可以看出，粒徑d=100 μm時(shí)，z=0、z=0.5 m、z=1 m及z=1.5 m 四個(gè)截面的反應(yīng)核心區(qū)均靠近前后左右墻，這說明粒徑較小的液滴顆粒一經(jīng)噴槍噴出就被高溫?zé)煔庋杆僬舭l(fā)，過早地蒸發(fā)完全既不利于氨水與煙氣在爐內(nèi)充分地接觸，且會(huì)因?yàn)榫嚯x墻壁較近而腐蝕水冷壁。而當(dāng)粒徑d=400 μm 時(shí)，z=1 m和z=1.5 m 截面的反應(yīng)核心區(qū)雖然都集中在爐膛中心，但此時(shí)絕大部分的粒子還未蒸發(fā)完全，所以反應(yīng)區(qū)整體水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，且其分布區(qū)域的面積也較小。因此，液滴粒徑過?。?00 μm）或過大（400 μm）均不利于還原區(qū)氨水與煙氣的混合與反應(yīng)。

不同粒徑工況下各截面中心區(qū)面積的比例如圖4所示?？傮w上看，不同粒徑液滴隨著煙氣流向（z向）不斷蒸發(fā)，其中心區(qū)面積占比均逐漸增加，且粒徑越大，增加幅度越大。當(dāng)粒徑從100 μm 增加到400 μm 時(shí)，中心區(qū)面積的占比呈下降趨勢(shì)，但d=100～300 μm時(shí)，這種降幅并不明顯，而d=400 μm時(shí)，中心區(qū)面積急劇下降，這可能是由于d=400 μm 時(shí)絕大部分液滴未蒸發(fā)完全（逃逸），導(dǎo)致反應(yīng)區(qū)整體水蒸氣濃度較低，這種解釋可由表1中的數(shù)據(jù)得到驗(yàn)證。

圖4 不同粒徑工況下各截面中心區(qū)面積的比例

粒徑為100 μm 和200 μm 液滴工況下水蒸氣在各截面的變異系數(shù)wv如圖5 所示，無論哪個(gè)截面上，d=200 μm 的液滴蒸發(fā)形成的水蒸氣的變異系數(shù)wv均小于100 μm，且這種差距在z<1 m 更加明顯。這說明d=200 μm 時(shí)，水蒸氣與煙氣的混合更充分，分布也更均勻。

圖5 粒徑為100 μm和200 μm液滴工況下水蒸氣在各截面的變異系數(shù)wv

綜上所述，雖然100 μm 和200 μm 粒徑的液滴均能在反應(yīng)區(qū)蒸發(fā)完全，但200 μm 粒徑的液滴的變異系數(shù)wv更小，說明水蒸氣與煙氣混合更均勻；從圖3 云圖分布亦可知當(dāng)d=200 μm 時(shí)，水蒸氣分布位置距離四面墻較遠(yuǎn)，不易聚集析出NH3造成水冷壁堿腐蝕。因此，適當(dāng)大小的液滴粒徑（200 μm 左右）既能滿足在反應(yīng)區(qū)的蒸發(fā)完全和較大的中心區(qū)面積，又能保證反應(yīng)核心區(qū)在不靠近壁面的情況下，與煙氣充分均勻地混合。

2.2 噴射速度的影響分析

同樣地，模擬過程中仍設(shè)定噴槍總共可產(chǎn)生800股粒子射流。如表2所示，當(dāng)保持液滴粒徑d=300 μm不變時(shí)，改變液滴的噴射速度，計(jì)算域中蒸發(fā)完全的粒子數(shù)和逃逸（未蒸發(fā)完全）的粒子數(shù)略有變化。

表2 不同速度下液滴的蒸發(fā)完全及逃逸情況

當(dāng)噴射速度v<30 m/s 時(shí)，液滴的噴射速度越大，蒸發(fā)完全的粒子數(shù)越多，直到噴射速度增加v=35 m/s，蒸發(fā)完全的粒子數(shù)反而減少。這是由于v<30 m/s時(shí)，噴射速度越大，液滴與高溫氣流的相對(duì)速度就越大，對(duì)流換熱作用就越強(qiáng)烈，液滴蒸發(fā)成水蒸氣的速度也就越快。但與此同時(shí)，較高的流速也會(huì)使液滴在反應(yīng)區(qū)（計(jì)算域）的停留時(shí)間減少，從而導(dǎo)致了噴射速度為35 m/s 時(shí)，蒸發(fā)完全的液滴數(shù)目比30 m/s時(shí)少。顯然，只有在一定范圍內(nèi)增大噴射速度才能有效促進(jìn)液滴的完全蒸發(fā)。

不同射流速度工況下各截面中心區(qū)面積的比例如圖6 所示。從圖中可以看出，隨著射流速度的增加，各截面中心區(qū)面積占比逐漸下降，且射流速度越大，中心區(qū)面積下降幅度越大，說明增加液滴噴射速度并不能增加中心區(qū)面積。

圖6 不同射流速度工況下各截面中心區(qū)面積的比例

綜上所述，噴射速度對(duì)液滴蒸發(fā)完全的數(shù)目影響并不十分明顯，但較低的液滴噴射速度能獲得更大的中心區(qū)面積，即噴射流速保持20～25 m/s 對(duì)于脫硝是有利的。

2.3 噴射角度的影響分析

前面研究噴射粒徑與噴射速度的影響時(shí)，液滴均是在z=0 平面（x-y平面）上沿x軸或y軸方向進(jìn)行水平噴射，而實(shí)際工程中噴槍不一定是完全平行于x-y平面放置的，可能會(huì)稍微向上或向下傾斜，因此，研究噴槍放置的角度（噴射角度）對(duì)液滴蒸發(fā)及混合的影響也頗有意義。

如圖7 所示，選取三種噴射形式，即噴槍向上傾斜20°（與z=0 平面的噴射夾角ɑ=20°）、噴槍水平布置（平行于z=0 平面）和噴槍向下傾斜20°（與z=0 平面的噴射夾角ɑ=-20°），通過模擬這三種工況來研究噴槍角度對(duì)液滴蒸發(fā)混合的影響。

圖7 不同噴射角度

模擬過程中同樣地設(shè)定噴槍總共可產(chǎn)生800 股粒子射流。如表3所示，保持液滴粒徑d=300 μm，v=20 m/s 不變，當(dāng)噴射夾角改變時(shí)，計(jì)算域中蒸發(fā)完全的粒子數(shù)和逃逸（未蒸發(fā)完全）的粒子數(shù)均不相同。在-20°≤ɑ≤20°范圍內(nèi)，液滴的角度越小，噴槍越往下傾斜，蒸發(fā)完全的粒子數(shù)就越多。這是由于雖然考慮了重力對(duì)液滴的影響，但高溫空氣是自下而上流動(dòng)，液滴的軌跡總體上還是往上發(fā)展。因此噴槍向下傾斜布置會(huì)減弱這種向上發(fā)展的趨勢(shì)，在相同的空間中延長了液滴的運(yùn)動(dòng)軌跡和流動(dòng)距離，從而更加有利于顆粒的混合與蒸發(fā)。

表3 不同噴射角度下液滴的蒸發(fā)及逃逸情況

不同噴射角度工況下各截面中心區(qū)面積的比例如圖8所示。從圖中可以看出，當(dāng)噴射角度從-20°增加到20°時(shí)，各平面的中心區(qū)面積占比呈下降趨勢(shì)，這說明減小噴射角度（噴槍向下傾斜）將有利于增加反應(yīng)區(qū)的中心區(qū)面積。

圖8 不同噴射角度工況下各截面中心區(qū)面積的比例

不同噴射角度工況下水蒸氣在各截面的變異系數(shù)wv如圖9 所示，可以看出無論哪個(gè)截面上，ɑ=-20°的液滴蒸發(fā)形成的水蒸氣的變異系數(shù)wv均為最小，說明將脫硝噴槍向下傾斜一定角度利于水蒸氣與煙氣的充分混合。

圖9 不同噴射角度工況下水蒸氣在各截面的變異系數(shù)wv

綜上所述，噴射角度對(duì)蒸發(fā)完全的液滴粒子數(shù)具有明顯的影響，將脫硝噴槍向下傾斜一定角度會(huì)顯著促進(jìn)液滴的蒸發(fā)，形成更大的中心區(qū)，并使水蒸氣與高溫?zé)煔饣旌细泳鶆颉?/p>

3 結(jié)語

液滴的粒徑過?。?00 μm），經(jīng)噴槍噴出后將迅速被高溫?zé)煔庹舭l(fā)、分解形成NH3氣體并聚集在爐墻四周，會(huì)造成水冷壁金屬管堿腐蝕；粒徑過大（300 μm 和400 μm）的液滴在反應(yīng)區(qū)無法蒸發(fā)完全且中心區(qū)面積較??；而適當(dāng)大小粒徑（200 μm 左右）既滿足所有液滴在反應(yīng)區(qū)蒸發(fā)完全和較大的中心區(qū)面積，又能保證水蒸氣與煙氣混合均勻。

液滴的噴射速度大小對(duì)液滴完全蒸發(fā)有一定影響，但并不十分明顯，過高的流速（35 m/s）會(huì)使液滴在還原反應(yīng)區(qū)（計(jì)算域）的停留時(shí)間減少，各截面上中心區(qū)的面積減少；將噴射流速保持在20～25 m/s可獲得較大的中心區(qū)面積下且利于NOx的脫除。

噴射角度對(duì)液滴完全蒸發(fā)具有明顯的影響，將脫硝噴槍向下傾斜一定角度將顯著促進(jìn)液滴的蒸發(fā)，形成更大的中心區(qū)，并使水蒸氣與高溫?zé)煔饣旌细泳鶆颍瑥亩@得更好的脫硝效果。