脫硫廢水旋轉(zhuǎn)噴霧蒸發(fā)特性數(shù)值模擬

馮前源，陳海杰，李飛，詹凌霄，陳恒，顧麗燕，楊林軍

(1.東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京，210096；2.大唐環(huán)境產(chǎn)業(yè)集團(tuán)股份有限公司，北京，100097)

近年來，隨著“火電廠污染防治技術(shù)”等政策的頒布實(shí)施，鼓勵(lì)火電廠實(shí)現(xiàn)廢水的循環(huán)使用不外排[1]；蒸發(fā)干燥技術(shù)為鼓勵(lì)采用的處理工藝，可實(shí)現(xiàn)脫硫廢水不外排[2-3]。其中旁路熱煙氣旋轉(zhuǎn)噴霧蒸發(fā)技術(shù)具有系統(tǒng)簡單，投資運(yùn)行費(fèi)用較低，不影響主系統(tǒng)的運(yùn)行等優(yōu)點(diǎn)，已成為處理脫硫廢水的主流技術(shù)[4-5]。該技術(shù)是將成熟的噴霧干燥技術(shù)應(yīng)用在脫硫廢水處理中，脫硫廢水經(jīng)過旋轉(zhuǎn)霧化器霧化成粒徑為幾十微米的細(xì)霧滴噴入干燥塔內(nèi)，在空預(yù)器前抽取部分鍋爐熱煙氣作為熱源，蒸發(fā)析出的粗鹽分顆粒落入干燥塔底端被收集轉(zhuǎn)運(yùn)，細(xì)小的鹽分顆粒隨煙氣進(jìn)入除塵器處理，達(dá)到脫硫廢水零排放的目的[6]。

數(shù)值模擬是研究工業(yè)規(guī)模的脫硫廢水噴霧蒸發(fā)特性的重要手段，鄭郝等[7]利用數(shù)值模擬軟件Fluent 中的離散相模型(DPM)對(duì)脫硫廢水旁路煙道蒸發(fā)進(jìn)行數(shù)值模擬研究，考察了煙氣性質(zhì)與操作參數(shù)對(duì)廢水蒸發(fā)過程的影響，發(fā)現(xiàn)隨煙氣溫度升高，液滴蒸發(fā)時(shí)間逐漸降低，完全蒸干距離縮短，但此研究利用Fluent 軟件自帶的DPM 模型，沒有反映脫硫廢水蒸發(fā)與純水蒸發(fā)的區(qū)別；張子敬等[8]闡述脫硫廢水液滴蒸發(fā)存在前期等速蒸發(fā)和后期降速蒸發(fā)兩個(gè)階段，并研究了不同粒徑對(duì)液滴蒸發(fā)的影響，細(xì)粒徑液滴群比粗粒徑液滴群蒸發(fā)時(shí)間短；MEZHERICHER等[9]闡述了液滴降速蒸發(fā)是由于表面成殼所致，用CFD 及Fluent 進(jìn)行數(shù)值模擬對(duì)模型和方法進(jìn)行驗(yàn)證，這說明具有成殼現(xiàn)象的非純水液滴蒸發(fā)模型與純水的蒸發(fā)模型有區(qū)別；FU 等[10]利用反應(yīng)工程法(REA)構(gòu)建了50%脫脂牛奶的蒸發(fā)干燥模型，模型蒸發(fā)結(jié)果與實(shí)際蒸發(fā)情況基本吻合，說明REA 模型可用于研究非純水液滴的蒸發(fā)過程。

目前，關(guān)于脫硫廢水的蒸發(fā)特性研究多集中于實(shí)驗(yàn)和宏觀數(shù)值模擬研究，脫硫廢水液滴的蒸發(fā)機(jī)理和過程尚不清晰和準(zhǔn)確，并且缺少準(zhǔn)確揭示液滴蒸發(fā)過程、可應(yīng)用于工業(yè)級(jí)別數(shù)值模擬的蒸發(fā)模型。為此，本文作者利用反應(yīng)工程法(REA)建立脫硫廢水液滴蒸發(fā)傳質(zhì)模型，利用表觀活化能反映液滴表面的蒸汽濃度，從而揭示脫硫廢水液滴蒸發(fā)的各個(gè)階段。以某電廠實(shí)際工程尺寸建立物理模型，并將建立的蒸發(fā)模型用于工業(yè)級(jí)別的數(shù)值模擬，以揭示進(jìn)口煙氣溫度和處理廢水量等工藝參數(shù)對(duì)脫硫廢水蒸發(fā)特性的影響，為實(shí)際工業(yè)運(yùn)行的工藝參數(shù)提供一定的理論參考。

1 物理模型與數(shù)學(xué)建模

1.1 物理模型

以某600 MW燃煤機(jī)組脫硫廢水旋轉(zhuǎn)噴霧蒸發(fā)系統(tǒng)為研究對(duì)象，干燥塔物理模型采用實(shí)際工程尺寸進(jìn)行繪制，如圖1所示。干燥塔直徑為8.5 m，塔高為15.5 m，煙氣分布器為蝸殼式氣體分布器，選取入口煙道第一個(gè)彎頭后作為煙氣入口，入口截面為圓形，直徑為1.8 m，選取出口管道第二個(gè)彎頭后作為煙氣出口，直徑為 1.5 m。煙氣分布器分為內(nèi)外兩層流道，兩流道內(nèi)分別含有內(nèi)外導(dǎo)流板，均采用弧形導(dǎo)流板設(shè)計(jì)。使用ICEM軟件對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格方式劃分，并對(duì)旋轉(zhuǎn)霧化噴嘴、干燥塔進(jìn)出口煙道、煙氣分布器等結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部加密，劃分的網(wǎng)格數(shù)量約為500萬[11-12]。

圖1 干燥塔與煙氣分布器三維結(jié)構(gòu)Fig.1 3D construction of drying tower and flue gas distributor

1.2 數(shù)學(xué)模型

本文使用歐拉-拉格朗日系研究噴霧干燥過程中液滴群的蒸發(fā)特性，將熱煙氣作為連續(xù)相，在Euler 坐標(biāo)系下采用Realizablek-ε雙方程模型，進(jìn)口邊界條件采用速度進(jìn)口邊界條件，出口邊界條件采用outflow 邊界條件，壁面邊界條件采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法，采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，利用SIMPLE算法求解。在Lagrange坐標(biāo)系下，脫硫廢水液滴作為離散相，采用蒙特卡洛算法[13]對(duì)液滴進(jìn)行隨機(jī)采樣噴射，利用反應(yīng)工程法(REA)構(gòu)建脫硫廢水液滴蒸發(fā)模型，結(jié)合CFD 計(jì)算方法將穩(wěn)定且收斂的氣相場導(dǎo)入自編的程序中進(jìn)行編程計(jì)算，研究液滴群的運(yùn)動(dòng)與蒸發(fā)特性。

1.2.1 連續(xù)相流場模型

旋轉(zhuǎn)噴霧干燥裝置內(nèi)氣相流場除了遵循質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒定律外，還涉及湍流方程，在Realizablek-ε模型[14]中，湍動(dòng)能及其耗散率方程、湍流黏性系數(shù)μt分別為：

式中：Gk為由于平均速度梯度引起的湍動(dòng)能，J；Gb為由于浮力影響引起的湍動(dòng)能，J；YM為可壓縮湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的影響，J；C1和C2為常數(shù)；σk和σε分別為湍動(dòng)能及其耗散率的湍流普朗特?cái)?shù)。在Fluent 中，C1=1.44，C2=1.90，σk=1.0，σε=1.2。

1.2.2 離散相液滴蒸發(fā)模型

本文采用反應(yīng)工程法(REA)來構(gòu)建脫硫廢水液滴蒸發(fā)模型，反應(yīng)工程法(REA)的主要思路是使用蒸汽質(zhì)量濃度差作為驅(qū)動(dòng)力，以移除液滴表面的水分。REA 模型假設(shè)液滴的蒸發(fā)是一個(gè)克服“能量壁壘”的活化過程，用表觀活化能和自由含水量之間的關(guān)系來描繪干燥過程中水分蒸發(fā)的難易程度[15]。

REA 模型的計(jì)算過程可分為傳熱模型和傳質(zhì)模型。

1) 傳熱模型。高溫的干燥氣體流經(jīng)液滴會(huì)使其溫度升高，液滴與氣相之間的傳熱可表示為

式中：mp為液滴質(zhì)量，kg；cp,d為液滴比熱，J/(kg·K)；Td為液滴溫度，K；h為對(duì)流換熱系數(shù)，J/kg；Ap為液滴表面積，m2；Tb為煙氣溫度，K；ΔH為液滴的氣化潛熱，W/(m2·K)。

對(duì)流換熱系數(shù)可用Ranz-Marshall模型計(jì)算[16]：

導(dǎo)熱系數(shù)kf是溫度的函數(shù)，可用以下經(jīng)驗(yàn)公式來計(jì)算[17]：

2) 傳質(zhì)模型。液滴溶劑蒸發(fā)的驅(qū)動(dòng)力為溶劑蒸汽質(zhì)量濃度差，液滴的蒸發(fā)過程可用傳質(zhì)方程來表述。

式中：mw為水分的質(zhì)量，kg；dmw/dt為干燥速率，kg/s；ρv,b為煙氣中的蒸汽質(zhì)量濃度，kg/m3；ρv,s為液滴表面蒸汽質(zhì)量濃度，kg/m3；ΔEv為表觀活化能，J/mol，該值越大，表明水分越難從表面蒸發(fā)。

hm為液滴與干燥氣體之間的傳質(zhì)系數(shù)(m/s)，可用Ranz-Marshall模型計(jì)算[16]，如式(8)所示。

式中：Df為空氣-蒸汽的擴(kuò)散系數(shù)(m2/s)，可以通過式(9)計(jì)算[18]。

ρv,sat為飽和蒸汽質(zhì)量濃度(kg/m3)，可以通過式(10)計(jì)算[16]。

在恒速干燥階段，液滴的表面都是自由水，此時(shí)表觀活化能ΔEv接近于0，ρv,s等于飽和蒸汽質(zhì)量濃度ρv,sat，在降速干燥階段，ρv,s小于ρv,sat，表觀活化能ΔEv逐漸增大到平衡活化能ΔEv,c，蒸發(fā)停止。整個(gè)過程表觀活化能可以通過單液滴干燥實(shí)驗(yàn)等方法[19]得到，如式(11)表示。

式中：X為液滴含濕量，kg/kg；Xeq為干燥基平衡含水率，kg/kg，本模擬干燥介質(zhì)為高溫干燥空氣，且溫度遠(yuǎn)高于溶劑沸點(diǎn)，因此，平衡含水率Xeq近似為0；ΔEv,c為平衡活化能(J/mol)，可由式(12)表示。

2 結(jié)果與分析

2.1 脫硫廢水液滴蒸發(fā)過程

脫硫廢水液滴群的蒸發(fā)性能受到液滴加熱(傳熱)和煙氣中蒸汽濃度在干燥塔中的擴(kuò)散(傳質(zhì))兩方面影響。脫硫廢水液滴的溫度以及粒徑形貌變化、煙氣中蒸汽質(zhì)量濃度變化可由脫硫廢水液滴群傳熱傳質(zhì)模型加以解釋，如圖2所示。圖中T0為液滴初始時(shí)的溫度，Tevap為液滴臨界蒸發(fā)溫度，Tboil為液滴的沸點(diǎn)，Tmax為蒸發(fā)結(jié)束階段液滴的最大溫度，ρv,b,0為干燥塔內(nèi)初始時(shí)煙氣中蒸汽質(zhì)量濃度，ρv,b,max為干燥塔內(nèi)蒸發(fā)達(dá)到穩(wěn)定時(shí)煙氣中蒸汽質(zhì)量濃度。

圖2 脫硫廢水液滴群傳熱傳質(zhì)模型Fig.2 Heat and mass transfer model of desulfurization wastewater droplet group

圖2 中A 階段為脫硫廢水液滴的蒸發(fā)準(zhǔn)備階段，主要以傳熱為主，可由式(4)來描述這一階段的傳熱模型，當(dāng)液滴剛開始噴入有熱煙氣的干燥塔時(shí)，熱煙氣通過對(duì)流傳熱將液滴的溫度由初始溫度T0加熱至蒸發(fā)臨界溫度Tevap，此過程極為短暫，液滴與煙氣基本不發(fā)生傳質(zhì)過程，液滴的質(zhì)量與粒徑和煙氣中的蒸汽濃度基本不發(fā)生改變。

B階段為脫硫廢水液滴的恒速蒸發(fā)階段，此階段伴隨著傳質(zhì)傳熱現(xiàn)象，主要受傳質(zhì)作用的影響，可由式(7)來描述這一階段的傳質(zhì)模型，以蒸汽質(zhì)量濃度差來反映液滴的蒸發(fā)速率。此階段液滴表面都是自由水，此時(shí)表觀活化能ΔEv接近于0，液滴表面的蒸汽質(zhì)量濃度ρv,s等于液滴飽和蒸汽質(zhì)量濃度ρv,sat，由式(10)所示，飽和蒸汽質(zhì)量濃度ρv,sat隨著溫度上升略微升高；液滴蒸發(fā)出的水蒸氣擴(kuò)散到煙氣中，也使得煙氣中的蒸汽質(zhì)量濃度ρv,b略微升高，因此，蒸汽質(zhì)量濃度差ρv,s-ρv,b基本不變，液滴恒速蒸發(fā)，液滴的質(zhì)量和粒徑減小，液滴溫度由蒸發(fā)臨界溫度上升到液滴沸點(diǎn)Tboil。

C階段為脫硫廢水液滴的降速蒸發(fā)階段，在此階段隨著脫硫廢水液滴粒徑縮小，逐漸有鹽類物質(zhì)析出到液滴的表面形成殼體，對(duì)液滴表面蒸汽質(zhì)量濃度產(chǎn)生影響，隨著液滴蒸發(fā)，液滴相對(duì)濕度減小，表觀活化能ΔEv逐漸增大，液滴的表面蒸汽質(zhì)量濃度ρv,s逐漸減?。慌c此同時(shí)，隨著液滴蒸發(fā)出的水蒸氣累積，煙氣中的蒸汽質(zhì)量濃度ρv,b迅速增加，因此，蒸汽質(zhì)量濃度差ρv,s-ρv,b減小，液滴的蒸發(fā)速度降低。隨著液滴表面的殼體越來越厚，傳熱過程由煙氣向液滴中水分傳熱轉(zhuǎn)換為煙氣向殼體傳熱，導(dǎo)致液滴溫度高于液滴沸點(diǎn)Tboil并迅速上升。

D階段為脫硫廢水液滴的蒸發(fā)結(jié)束階段，在此階段表觀活化能ΔEv等于平衡活化能ΔEv,c，蒸汽質(zhì)量濃度差為0，液滴蒸發(fā)結(jié)束。

2.2 設(shè)計(jì)工況下模擬結(jié)果及模型驗(yàn)證

本文采用某電廠旋轉(zhuǎn)噴霧蒸發(fā)塔作為研究模型，其設(shè)計(jì)工況如下：煙氣進(jìn)口流量為46 000 m3/h，進(jìn)口溫度為320 ℃，密度為0.728 kg/m3，處理脫硫廢水流量為4.0 t/h，液滴平均粒徑為50 μm，廢水密度為1 100 kg/m3，沸點(diǎn)為100 ℃，比熱容為4 200 J/(kg·K)。干燥塔內(nèi)煙氣速度分布情況如圖3所示。由圖3 可見：由于煙氣分布器的導(dǎo)流作用，煙氣在進(jìn)入干燥塔后旋轉(zhuǎn)向下運(yùn)動(dòng)，在煙氣分布器出口處煙氣速度較大，之后煙氣流速降低，最后由干燥塔出口煙道流出。霧化盤位于煙氣分布器正下方，煙氣分布器出口較大的煙氣流速有利于霧化盤噴出的脫硫廢水液滴在塔內(nèi)的分散和快速蒸發(fā)，煙氣在塔內(nèi)以較低的流速旋轉(zhuǎn)向下運(yùn)動(dòng)，能夠延長液滴在塔內(nèi)的運(yùn)動(dòng)距離和停留時(shí)間，有利于脫硫廢水液滴實(shí)現(xiàn)完全蒸發(fā)。

圖3 煙氣速度分布情況Fig.3 Distribution of flue gas velocity

在液相場分布方面，主要考察噴霧干燥塔中心截面位置處液滴粒徑場分布、濕度場分布和溫度場分布，結(jié)果如圖4～6所示?？梢?，脫硫廢水液滴由旋轉(zhuǎn)霧化盤噴出后，很快獲得與煙氣相同的速度并隨煙氣向下運(yùn)動(dòng)，并且在中間高流速區(qū)域快速蒸發(fā)，經(jīng)過干燥塔上部的旋轉(zhuǎn)霧化器下方中間高速蒸發(fā)區(qū)域后，液滴基本完全蒸發(fā)，部分細(xì)小液滴隨著氣流進(jìn)入外側(cè)旋流層，迅速分散在塔內(nèi)空間中實(shí)現(xiàn)完全蒸發(fā)，液滴蒸發(fā)形成的蒸汽在外側(cè)旋流煙氣的作用下分散在干燥塔中形成濕度場。

圖4 液滴粒徑分布場Fig.4 Distribution of droplet size

圖5 濕度分布場Fig.5 Distribution of humidity

對(duì)于噴霧干燥系統(tǒng)，塔內(nèi)的溫度是影響液滴蒸發(fā)的關(guān)鍵因素之一，根據(jù)對(duì)中試平臺(tái)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)取得的數(shù)據(jù)[20]，對(duì)塔內(nèi)的溫度場進(jìn)行驗(yàn)證。圖6所示為干燥塔內(nèi)的溫度分布信息。從圖6 可以看出：隨著煙氣與液滴的傳熱不斷進(jìn)行，液滴持續(xù)蒸發(fā)，在距離霧化盤較近處，塔內(nèi)的溫度迅速降低，之后趨于穩(wěn)定。這是由于靠近霧化盤的位置，液滴剛剛噴入，多數(shù)液滴處于圖2所示的蒸發(fā)模型的A階段，傳熱過程明顯，塔內(nèi)溫度迅速降低，之后隨著煙氣的旋流作用，使干燥塔下部分煙氣和蒸汽分散均勻，溫度趨于穩(wěn)定。通過模擬值與試驗(yàn)值的對(duì)比，塔內(nèi)溫度的吻合度較好，驗(yàn)證了本文提出的蒸發(fā)模型可用于脫硫廢水的旋轉(zhuǎn)噴霧蒸發(fā)。

圖6 溫度分布的驗(yàn)證Fig.6 Verification of temperature distribution

2.3 旋轉(zhuǎn)噴霧蒸發(fā)工藝參數(shù)的影響

結(jié)合實(shí)際工況，選取塔進(jìn)口煙氣溫度、處理廢水量作為影響因素，采用控制變量法，固定其余影響因素而針對(duì)某一因素進(jìn)行改變，分別研究各工藝參數(shù)對(duì)脫硫廢水蒸發(fā)的影響，其中各影響因素的具體參數(shù)如表1所示。

表1 各影響因素的具體參數(shù)Table 1 Specific parameters of each influencing factor

2.3.1 塔進(jìn)口煙溫

圖7所示為不同進(jìn)口煙氣溫度對(duì)干燥塔內(nèi)溫度場分布影響。從圖7可以看出：進(jìn)口煙氣溫度對(duì)干燥塔內(nèi)的溫度影響很大，隨著進(jìn)口煙氣溫度從300 ℃上升到360 ℃，干燥塔下部平均溫度由161.3 ℃上升到206.5 ℃。由于廢水量和液滴粒徑相同，相同時(shí)間內(nèi)蒸發(fā)等量的廢水需要消耗的熱量相同，在消耗相同熱量的情況下，溫度高的進(jìn)口煙氣經(jīng)過傳熱后煙氣溫度仍然高于低溫進(jìn)口煙氣。

圖7 不同進(jìn)口煙氣溫度下塔內(nèi)溫度場Fig.7 Temperature field in tower at different inlet flue gas temperatures

定義液滴群已蒸發(fā)質(zhì)量me與液滴群總質(zhì)量mtotal之比為液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率η。在模擬過程中，脫硫廢水液滴連續(xù)不斷地噴入干燥塔內(nèi)，液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率η為恒定時(shí)，代表干燥塔內(nèi)蒸發(fā)到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài)。圖8所示為不同溫度下液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率η隨時(shí)間t的定量變化關(guān)系，為了便于觀察液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率的變化趨勢，圖8 展示1～150 s 液滴群的質(zhì)量蒸發(fā)率(0 s 時(shí)，蒸發(fā)率均為0)。從圖8 可以看出：當(dāng)時(shí)間大于120 s 時(shí)，質(zhì)量蒸發(fā)率η基本不發(fā)生變化，可認(rèn)為塔內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定蒸發(fā)狀態(tài)。由計(jì)算結(jié)果可知，不同的進(jìn)口煙氣溫度下，脫硫廢水液滴群蒸發(fā)同樣表現(xiàn)為“前期以較高的蒸發(fā)速率恒速蒸發(fā)，后期蒸發(fā)速率逐漸變慢的降速蒸發(fā)”過程，進(jìn)一步驗(yàn)證了本文蒸發(fā)模型可以很好地反映脫硫廢水液滴群蒸發(fā)的全過程。隨著進(jìn)口煙氣溫度升高，其最終質(zhì)量蒸發(fā)率逐漸提高，在360 ℃時(shí)達(dá)到最高，為81.9%。進(jìn)口煙氣溫度主要是通過影響液滴與煙氣之間的傳熱過程進(jìn)而影響脫硫廢水液滴群的蒸發(fā)。

圖8 不同進(jìn)口煙氣溫度下液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率隨時(shí)間的變化Fig.8 Change of mass evaporation rate of droplet group with time at different inlet flue gas temperatures

2.3.2 處理廢水量

圖9所示為不同廢水量下塔內(nèi)的濕度場模擬結(jié)果。從圖9可以看出：處理廢水量對(duì)塔內(nèi)的濕度有很大影響，隨著廢水量從3.5 t/h 增加到5.0 t/h，干燥塔下部平均相對(duì)濕度由5.36%升高到8.12%。這是由于廢水量增加導(dǎo)致了干燥塔內(nèi)蒸發(fā)的廢水量增加，蒸發(fā)的廢水形成蒸汽擴(kuò)散在干燥塔內(nèi)，導(dǎo)致了濕度的升高。

圖9 不同廢水量下塔內(nèi)濕度場Fig.9 Humidity distribution field in tower at different waste water quantities

圖10所示為不同廢水量下液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率η隨時(shí)間t的變化。處理不同的廢水量，脫硫廢水液滴群同樣表現(xiàn)為“前期以較高的蒸發(fā)速率恒速蒸發(fā)，后期蒸發(fā)速率逐漸變慢的降速蒸發(fā)”過程。從圖10 可知：隨著廢水量從3.5 t/h 增加到5.0 t/h，液滴群的質(zhì)量蒸發(fā)率η從81.9%降低到79.7%。這是由于廢水量越大，煙氣中的蒸汽質(zhì)量濃度ρv,b越大，式(7)中的蒸汽質(zhì)量濃度差越小，液滴的蒸發(fā)速度降低，液滴群的質(zhì)量蒸發(fā)率η減小。

圖10 不同廢水量下液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率隨時(shí)間的變化Fig.10 Change of mass evaporation rate of droplet group with time at different waste water quantities

3 結(jié)論

1) 建立了脫硫廢水液滴在煙氣中蒸發(fā)的傳質(zhì)傳熱模型，分析得到液滴蒸發(fā)效果受到液滴加熱(傳熱)和煙氣中蒸汽濃度(傳質(zhì))兩方面共同作用，液滴在蒸發(fā)過程中存在等速和降速兩個(gè)蒸發(fā)階段。

2) 進(jìn)口煙氣溫度對(duì)干燥塔內(nèi)的溫度變化有顯著影響，進(jìn)口煙氣溫度越高，塔內(nèi)沿程平均溫度越高，液滴群的蒸發(fā)效果越好。煙氣溫度為360 ℃時(shí)達(dá)到最高，塔下部平均溫度206.5 ℃，液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率η=81.9%。進(jìn)口煙氣溫度主要是通過影響傳熱過程進(jìn)一步影響液滴群的蒸發(fā)。

3) 處理廢水量對(duì)干燥塔內(nèi)的濕度變化有顯著影響，處理廢水量越大，塔內(nèi)的蒸汽濃度越大，液滴群的蒸發(fā)效果越差。當(dāng)廢水量為5.0 t/h時(shí)，塔內(nèi)相對(duì)濕度最大，為8.12%，液滴群質(zhì)量蒸發(fā)率η=79.7%。處理廢水量主要是通過影響煙氣中蒸汽濃度(傳質(zhì)過程)進(jìn)一步影響了液滴群的蒸發(fā)。