高壓微霧蒸發(fā)排放低放廢液數(shù)值模型與驗(yàn)證

楊德睿 吳思遠(yuǎn) 聶保杰 顧衛(wèi)國(guó) 王 博 王德忠 張愛(ài)玲

1（上海交通大學(xué) 核科學(xué)與工程學(xué)院 上海 200240）

2（生態(tài)環(huán)境部 核與輻射安全中心 北京 100082）

國(guó)家“十四五”現(xiàn)代能源體系規(guī)劃中明確指出，開(kāi)展核能綜合利用示范，推動(dòng)核能在清潔供暖、工業(yè)供熱、海水淡化等領(lǐng)域的綜合利用。目前，我國(guó)正積極推動(dòng)內(nèi)陸小堆、核能清潔供暖和工業(yè)供熱等方面的內(nèi)陸核設(shè)施建造項(xiàng)目。不同于沿海廠址，內(nèi)陸廠址具有受納水體資源稀缺和周邊受納水體稀釋效果較差等特點(diǎn)，同時(shí)，我國(guó)內(nèi)陸水體大多由江河、水庫(kù)等淡水資源組成，核設(shè)施運(yùn)行中產(chǎn)生的液態(tài)流出物難以直接進(jìn)行水體排放。因此，液態(tài)流出物的處置成為了發(fā)展內(nèi)陸核設(shè)施的主要難點(diǎn)之一。

為應(yīng)對(duì)內(nèi)陸核設(shè)施的液態(tài)流出物處置問(wèn)題，相關(guān)單位提出了“近零排放”概念［1］，即通過(guò)吸附過(guò)濾或化學(xué)沉淀等物理化學(xué)手段對(duì)放射性廢液進(jìn)行凈化處理后復(fù)用，但仍有少量低水平放射性廢液排放到環(huán)境中。為了盡可能降低對(duì)水體和公眾的輻射影響，“液轉(zhuǎn)氣”排放方案被提出并正對(duì)其可行性進(jìn)行論證［2-3］。

國(guó)內(nèi)外圍繞液態(tài)流出物的氣載排放開(kāi)展了一些研究，并提出了不同的處理方法，主要包括天然蒸發(fā)池技術(shù)、熱泵蒸發(fā)技術(shù)、降膜蒸發(fā)技術(shù)、高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)等。早在20世紀(jì)50年代，澳大利亞為處理在核材料和核醫(yī)學(xué)研究中產(chǎn)生的低放廢液，建立了8個(gè)天然蒸發(fā)池，其中一個(gè)用于處理低放廢液，蒸發(fā)池面積23 m2，由高0.3 m的路緣石圍住，并裝有可滑動(dòng)的金屬蓋頂，每次處理會(huì)投入3.6 m3的高含水量污泥，約10 d 后含水量減少至30%［4］。美國(guó)愛(ài)達(dá)荷國(guó)家工程與環(huán)境實(shí)驗(yàn)室在實(shí)驗(yàn)堆區(qū)域建造了三個(gè)廢液處理池用于處理實(shí)驗(yàn)堆產(chǎn)生的低放廢液［5］，1952～1993 年期間年均處理能力為4.89×105m3。天然蒸發(fā)池技術(shù)具有一次性投資少、操作簡(jiǎn)單、易于維護(hù)、能源消耗低等優(yōu)點(diǎn)，但其對(duì)自然環(huán)境條件要求較高，常用于天然蒸發(fā)條件較好的廠址，如建造于亞利桑那沙漠的美國(guó)帕洛·弗迪核電廠［6］。熱泵技術(shù)主要用于放射性廢液的濃縮，美國(guó)布魯克海文國(guó)家實(shí)驗(yàn)室、德國(guó)卡爾斯魯厄理工學(xué)院、中國(guó)原子能科學(xué)研究院［7］等單位先后研發(fā)了熱泵系統(tǒng)用于放射性廢液的濃縮，在低放廢液的蒸發(fā)排放應(yīng)用方面尚不多見(jiàn)，原因可能是基于熱蒸發(fā)原理的熱泵產(chǎn)生的熱羽排放可能會(huì)出現(xiàn)高濕度下的過(guò)飽和凝結(jié)現(xiàn)象。降膜蒸發(fā)技術(shù)和高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)在國(guó)內(nèi)均在論證其可行性，2011年，中國(guó)原子能科學(xué)研究院就曾報(bào)道關(guān)于掛布載帶蒸發(fā)技術(shù)的工程應(yīng)用案例［8］，近期國(guó)電投上海核工程研究設(shè)計(jì)院股份有限公司研發(fā)了濕膜載帶蒸發(fā)系統(tǒng)，并論證其應(yīng)用于某內(nèi)陸工程項(xiàng)目的可行性。高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)常用于海水淡化、制冷和降塵等領(lǐng)域［9-11］，近期論證了其在某核設(shè)施低放廢液應(yīng)用的可行性。相比天然蒸發(fā)池和熱泵蒸發(fā)技術(shù)，降膜和高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)效率自主可控，并避免了熱羽排放，具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值。

在基于高壓微霧技術(shù)的核設(shè)施液態(tài)流出物氣載排放方案中，需要針對(duì)廠址環(huán)境溫濕度條件對(duì)廢液處理量、載帶風(fēng)條件進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，高壓微霧載帶蒸發(fā)涉及兩相流動(dòng)和傳熱傳質(zhì)過(guò)程，發(fā)展相應(yīng)的數(shù)值分析方法，在工藝設(shè)計(jì)中具有重要意義。從公開(kāi)文獻(xiàn)來(lái)看，基于高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)處理低放廢液的研究還相對(duì)較少，本文針對(duì)高壓微霧載帶蒸發(fā)技術(shù)，建立了數(shù)值分析方法，并開(kāi)展了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證研究，旨在為不同內(nèi)陸核設(shè)施廠址低放廢液氣載排放工藝系統(tǒng)研制提供優(yōu)化分析方法。

1 高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)

對(duì)于低放廢液的氣載排放，需要考慮兩個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題：第一、確保微霧在排入大氣前充分蒸發(fā)，避免具有重力沉降屬性的液滴進(jìn)入大氣，造成排放口鄰近區(qū)域局部沉降污染；第二、保證氣載流出物的含濕量低于環(huán)境飽和含濕量，避免造成過(guò)飽和液滴析出。因此，在優(yōu)化設(shè)計(jì)中，通常既要保證載帶氣溫度高于環(huán)境溫度，實(shí)現(xiàn)高蒸發(fā)效率，又要避免過(guò)高溫度和高濕度，造成流出物的冷凝沉降。

高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)基本原理如圖1所示。該技術(shù)主要包括三個(gè)子系統(tǒng)：載帶氣生成系統(tǒng)、微霧生成系統(tǒng)、微霧測(cè)量系統(tǒng)。載帶氣生成系統(tǒng)用于產(chǎn)生具有一定溫度和濕度的氣體，一般來(lái)自其他工藝尾氣，溫度稍高于環(huán)境溫度，用于微霧蒸發(fā)的熱補(bǔ)償。載帶氣含濕量低于環(huán)境含濕量，有利于蒸發(fā)并避免過(guò)飽和析出。微霧生成系統(tǒng)主要通過(guò)噴嘴實(shí)現(xiàn)，如采用高壓噴嘴可通過(guò)提升壓力使粒徑減小至10 μm水平。微霧測(cè)量系統(tǒng)主要通過(guò)三方面實(shí)現(xiàn)：通過(guò)溫濕度計(jì)對(duì)蒸發(fā)段不同位置處空氣含濕量進(jìn)行測(cè)算，來(lái)表征微霧蒸發(fā)增濕情況，還可通過(guò)激光測(cè)量技術(shù)如激光散射粒度儀和統(tǒng)計(jì)激光強(qiáng)度測(cè)量微霧粒徑并統(tǒng)計(jì)粒子數(shù)，最后還可根據(jù)蒸發(fā)增濕率、下墊面沉積率和源釋放率進(jìn)行水量平衡測(cè)算，最終保證評(píng)估模型的準(zhǔn)確度和排放控制。

圖1 高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)示意Fig.1 Schematic diagram of high-pressure spray evaporation technology

2 數(shù)值模型

2.1 微霧運(yùn)動(dòng)模型

高壓微霧載帶蒸發(fā)過(guò)程可視載帶氣為連續(xù)相、微霧為離散相，通過(guò)歐拉-拉格朗日兩相顆粒運(yùn)動(dòng)模型進(jìn)行描述。其中連續(xù)相氣體的流動(dòng)通過(guò)求解連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程獲得，計(jì)算域中還涉及連續(xù)相和離散相間的能量傳輸，因此，還需求解能量守恒方程，如式（1）～（3）［12］。

式中：ρ 為連續(xù)相氣體密度，kg·m-3；為連續(xù)相氣體速度，m·s-1；Sm是由離散相蒸發(fā)添加到連續(xù)相的質(zhì)量源項(xiàng)，kg·m-3·s-1；p 為壓力，Pa；為應(yīng)力張量；e 為比 內(nèi) 能，J·kg-1；h 為 焓，J；keff為 有 效 熱 導(dǎo) 率，W·K-1·m-1；hj是組分j的分焓，J·kg-1；是組分j的擴(kuò)散通量，kg·m-2·s-1；式（3）右側(cè)的前兩項(xiàng)分別表示傳導(dǎo)引起的能量轉(zhuǎn)移和物質(zhì)擴(kuò)散；Sh為能量源項(xiàng)，J·m-3·s-1。

微霧的湍流擴(kuò)散通過(guò)求解標(biāo)準(zhǔn)k - ε 模型獲得，如式（4）和（5）［13］。

式中：Gk為由平均速度梯度所產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，J·m-3·s-1；Gb為由于浮力而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，J·m-3·s-1；YM為可壓縮湍流中脈動(dòng)膨脹對(duì)整體耗散率的貢獻(xiàn)，J·m-3·s-1；C1ε、C2ε和C3ε為常數(shù)；σk和σε分別為k和ε的湍流普朗特?cái)?shù)；Sk和Sε為額外引入的源項(xiàng)，J·m-3·s-1。

基于歐拉-拉格朗日方法，采用離散相顆粒模型描述微霧的運(yùn)動(dòng)。對(duì)于微霧中單個(gè)液滴，其運(yùn)動(dòng)方程如式（6）所示［14］。

式中：mp為液滴質(zhì)量，kg；為連續(xù)相流動(dòng)速度，m·s-1；為液滴速度，m·s-1；ρ 為連續(xù)相密度，kg·m-3；ρp為液滴粒子密度，kg·m-3；等式右側(cè)第一項(xiàng)表示液滴粒子所受的曳力，τr為液滴的弛豫時(shí)間，s，可由式（7）描述［14］。

式中：μ 為連續(xù)相的黏度，Pa·s；dp為液滴直徑，m；為液滴相對(duì)連續(xù)相的流動(dòng)雷諾數(shù)；Cd為曳力系數(shù)。當(dāng)液滴的雷諾數(shù)小于100 且韋伯?dāng)?shù)小于1 時(shí)，可以認(rèn)為液滴的曳力系數(shù)符合球形［15-16］，球型粒子的曳力如式（8）所示。

式中：a1、a2和a3為常數(shù)［17］。

2.2 傳熱傳質(zhì)模型

液滴蒸發(fā)是液滴表面與空氣間進(jìn)行能量和質(zhì)量交換，相應(yīng)地導(dǎo)致液滴粒徑變小的過(guò)程。液滴的傳熱傳質(zhì)方程如式（9）和（10）［18］。

式中：mp為液滴粒子質(zhì)量，kg；cp為液滴粒子的比熱容，J·kg-1·K-1；Ap為液滴粒子表面積，m2；T∞為連續(xù)相的環(huán)境溫度，K；Tp為液滴溫度，K；h為對(duì)流傳熱系數(shù)，W·m-2·K-1；hfg為汽化潛熱，J·kg-1；εp為輻射的角系 數(shù)；σ為Stefan-Boltzmann 常 數(shù)，其 值 為5.67×10-8W·m-2·K-4；θR為輻射溫度，K；Ni為蒸氣的摩爾通量，mol·m-2·s-1；kc為傳質(zhì)系數(shù)，m·s-1；Ci，s為液滴表面的蒸氣濃度，mol·m-3；Ci，∞為環(huán)境中的蒸氣濃度，mol·m-3；R為理想氣體常數(shù)，J·mol-1·K-1；Xi為組分i 的摩爾量分?jǐn)?shù)；p為當(dāng)?shù)貕簭?qiáng)，Pa。本研究的輻射換熱影響較小，可忽略。

液滴的傳熱系數(shù)和傳質(zhì)系數(shù)由Stefan-Fuchs 模型計(jì)算得到，如式（11）和（12）［19］。

式中：Di，m為水蒸氣在連續(xù)相氣體中的擴(kuò)散系數(shù)，m2·s-1；kg為連續(xù)相氣體的熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；Sc為施密特?cái)?shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；BM為傳質(zhì)斯伯丁數(shù)；Yi，s為液滴表面的水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Yi，g為連續(xù)相氣體中水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；BT為傳熱斯伯丁數(shù)；Cpv為水蒸氣的比熱容，J·kg-1·K-1；hfg為液滴的汽化潛熱，J·kg-1；為傳到液滴中的熱量，W；為液滴的蒸發(fā)質(zhì)量率，kg·s-1。

根據(jù)現(xiàn)有研究，液滴的雷諾數(shù)介于20～2 000 之間時(shí)，上述蒸發(fā)模型具有良好的適用性［20-22］。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

為驗(yàn)證數(shù)值模型，確保其應(yīng)用于高壓微霧蒸發(fā)工藝系統(tǒng)設(shè)計(jì)的準(zhǔn)確性，研發(fā)了相應(yīng)的試驗(yàn)系統(tǒng)。根據(jù)高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)的基本原理，如圖1所示，試驗(yàn)系統(tǒng)分為三部分。載帶氣生成系統(tǒng)主要由變頻離心風(fēng)機(jī)、冷凝除濕模塊和加熱器組成，以實(shí)現(xiàn)控制載帶風(fēng)速度、溫度和濕度的目的；微霧生成系統(tǒng)主要由水箱、泵和噴嘴組成，以生成具有一定粒徑大小的微霧；微霧測(cè)量系統(tǒng)由0.6 m×0.6 m的透明亞克力方管依次連接而成，水平段長(zhǎng)7.0 m，末尾以直角彎頭連接豎直段，長(zhǎng)3.0 m，用以模擬排放煙囪，水平段每隔1.0 m 由0.1 m×0.1 m 的高透光玻璃片替換，作為激光散射粒度儀的測(cè)量窗口。噴嘴安裝在管道中心，距離測(cè)量段入口0.35 m。

在測(cè)量階段，隨著載帶氣流量和液滴流量，測(cè)量了液滴大小、液滴散射光強(qiáng)和液滴沉積率三個(gè)指標(biāo)。首先，利用激光散射粒度儀OMEC-DP02 測(cè)量液滴粒徑隨流動(dòng)距離的變化。激光散射粒度儀的發(fā)射探頭為激光強(qiáng)度2 mW 的氦氖激光，粒徑有效測(cè)量范圍為1～1 500 μm。其次，利用連續(xù)片激光光源和高像素相機(jī)統(tǒng)計(jì)所描述的液滴的相對(duì)散射光強(qiáng)。根據(jù)Lorenz-Mie 散射理論，Mie 散射光強(qiáng)度是液滴直徑、液滴數(shù)量、液滴的反射速率、偏振和入射光束波長(zhǎng)的函數(shù)。在不變光源及穩(wěn)定的拍攝環(huán)境下，對(duì)于直徑大于1 μm的球形液滴，其強(qiáng)度近似與液滴數(shù)與液滴直徑平方之積成正比，如式（13）［23］。

式中：I0為發(fā)射光的激光強(qiáng)度，W·m-2；IMie為Mie 散射激光強(qiáng)度，W·m-2；C2是由光學(xué)系統(tǒng)特性決定的系數(shù)；k為衰減系數(shù)，m-1；x為介質(zhì)厚度，m；Qsca為與激光束入射方向與探測(cè)方向的夾角有關(guān)系數(shù)，m-2；D為各個(gè)液滴的單獨(dú)粒徑，m。

在光學(xué)攝影過(guò)程中，使用連續(xù)激光器產(chǎn)生綠色光源，利用高像素相機(jī)和長(zhǎng)焦鏡頭獲得光學(xué)照片。拍攝區(qū)域垂直方向約0.2 m，水平方向約0.3 m，照片曝光時(shí)間設(shè)置為1/2 000 s，ISO 感光度設(shè)置為12 800，照片周期設(shè)置為1 s，連續(xù)拍攝400 張照片。利用MATLAB進(jìn)行灰度變換、灰度梯度濾波和二值化后，對(duì)液滴的光強(qiáng)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，建立后續(xù)截面光強(qiáng)與初始截面光強(qiáng)的關(guān)系。

最后進(jìn)行沉積實(shí)驗(yàn)，得到蒸發(fā)室截面底部沉積液滴的質(zhì)量。水平管段底部距噴嘴出口每隔1.0 m設(shè)置長(zhǎng)、寬為0.2 m的吸濕劑。分別測(cè)量吸濕劑放入管段前后沉積10 min 后的質(zhì)量，得到沉積液滴的質(zhì)量。

3.2 驗(yàn)證例題

數(shù)值模型包括兩相流、傳質(zhì)傳熱過(guò)程。為了驗(yàn)證數(shù)值模型，采用了三個(gè)工況。工況I載氣濕度高、蒸發(fā)量小，用來(lái)驗(yàn)證兩相流模型的準(zhǔn)確性；工況II載氣濕度低、蒸發(fā)量大，用來(lái)驗(yàn)證耦合模型的準(zhǔn)確性；工況III 載氣流速低、噴嘴流量大，將出現(xiàn)顯著的沉積，用來(lái)驗(yàn)證沉積模型。表1 列出了三個(gè)工況的關(guān)鍵參數(shù)。

表1 驗(yàn)證工況參數(shù)Table 1 Three cases used to validate numerical modeling

3.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

計(jì)算域由長(zhǎng)7.0 m、高3.0 m、截面尺寸0.6 m×0.6 m 的三維方管構(gòu)成，通過(guò)ANSYS-ICEM 生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以壁面y-plus 數(shù)為1 設(shè)置第一層厚度，增長(zhǎng)率為1.05，分別生成數(shù)量為60 萬(wàn)、120 萬(wàn)和200 萬(wàn)的網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析。無(wú)關(guān)性驗(yàn)證工況為載帶氣速度1.27 m·s-1、初始溫度30 ℃、相對(duì)濕度40%、噴霧質(zhì)量流量7.2 kg·h-1。計(jì)算域及噴嘴截面處網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 計(jì)算域及噴嘴截面網(wǎng)格示意圖Fig.2 Mesh diagram of computational domain and spray nozzle

對(duì)比距噴嘴不同距離的蒸發(fā)份額差異，通過(guò)網(wǎng)格收斂指數(shù)（Grid Convergency Index，GCI）對(duì)不同精細(xì)度的網(wǎng)格進(jìn)行評(píng)估。GCI定義如式（14）。

式中：FS為安全系數(shù)，三套或更多網(wǎng)格的比較推薦值為1.25；ε為在兩組不同網(wǎng)格下空氣中的蒸汽質(zhì)量分?jǐn)?shù)誤差；r為有效網(wǎng)格細(xì)化比；p為收斂的理論階數(shù)，推薦值為2。蒸發(fā)份額的網(wǎng)格收斂隨距噴嘴距離的變化如圖3 所示，觀察到三個(gè)網(wǎng)格的GCI 分別為6.16%和2.38%。GCI小意味著計(jì)算在漸近范圍內(nèi)，既保證了精度又保證了計(jì)算成本。選擇120萬(wàn)網(wǎng)格進(jìn)行后續(xù)數(shù)值模擬。

圖3 蒸發(fā)份額的網(wǎng)格收斂隨距噴嘴距離的變化Fig.3 Grid convergence of evaporation fraction along with distance from nozzle

3.4 對(duì)比結(jié)果

相對(duì)光強(qiáng)I LMieI0Mie可定義為任意距離L下的光照強(qiáng)度和噴嘴出口處液滴的光照強(qiáng)度的比值，如式（15）所示。因此，相對(duì)光強(qiáng)反映了液滴數(shù)量和大小的變化趨勢(shì)。

基于工況I和工況II，測(cè)量并計(jì)算了相對(duì)光強(qiáng)隨噴嘴距離的變化規(guī)律，計(jì)算與實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果如圖4?？梢钥闯觯芪㈧F擴(kuò)散、蒸發(fā)、沉降等因素的綜合影響，相對(duì)光強(qiáng)隨噴嘴距離增大而減小。數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果吻合良好。由于工況II蒸發(fā)條件優(yōu)于工況I，工況II的相對(duì)光強(qiáng)降低更快。當(dāng)與噴嘴距離大于3.5 m 時(shí)，相對(duì)光強(qiáng)趨于穩(wěn)定，原因可能是擴(kuò)散趨于穩(wěn)定、蒸發(fā)變慢、載帶風(fēng)速度較大，沉積較少，這與實(shí)驗(yàn)測(cè)量是一致的。由于蒸發(fā)效應(yīng)的存在，6.0 m 以后液滴已經(jīng)不存在或數(shù)量極少，激光拍照Mie 散射實(shí)驗(yàn)的測(cè)量值相比本底值已無(wú)明顯差異。

圖4 工況I (a)和II (b)相對(duì)光強(qiáng)的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.4 Relative light intensity comparison between numericalsimulation and experimental results for cases I (a) and II (b)

進(jìn)一步計(jì)算和測(cè)量了工況I 和II 的索特平均直徑（Sauter Mean Diameter，SMD）隨距噴嘴距離的變化，對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表2。數(shù)值模型的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，相對(duì)誤差為0.67%～13.62%。隨著距離增加，相對(duì)誤差越來(lái)越大，原因可能來(lái)自兩方面：1）測(cè)量數(shù)據(jù)的誤差。對(duì)于激光散射粒度儀來(lái)說(shuō)，在一定邊界下，粒子濃度越小，誤差越大，由于擴(kuò)散稀釋、沉降和蒸發(fā)等原因，單點(diǎn)的液滴數(shù)對(duì)距離逐漸降低，這帶來(lái)了儀器測(cè)量誤差［24］；2）數(shù)值計(jì)算方法的誤差。數(shù)值方法囊括了粒子隨機(jī)游走、傳熱傳質(zhì)等模型，模型影響因素多，經(jīng)距離傳遞，可能產(chǎn)生誤差越來(lái)越大的現(xiàn)象。雖然誤差越來(lái)越大，但本研究范圍內(nèi)最大誤差在15%以內(nèi)。因此，綜合考慮液滴大小和相對(duì)光強(qiáng)的對(duì)比結(jié)果，可以看出，數(shù)值模型在預(yù)測(cè)液滴數(shù)量方面與實(shí)驗(yàn)結(jié)果也具有較好的一致性。

表2 索特平均直徑隨噴嘴距離變化的比較Table 2 Comparison of droplet Salter mean diameter variation and distance from nozzle

最后基于工況III 研究微霧在擴(kuò)散過(guò)程中的沉降質(zhì)量率，對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表3?？梢钥闯?，數(shù)值模型的相對(duì)誤差在2.39%～15.22%。最大沉積點(diǎn)出現(xiàn)在距離噴嘴3～4 m處，如圖5所示。5 m處沉降率明顯減低，說(shuō)明此處微霧粒徑或粒子數(shù)逐漸降低，沉降量逐漸降低，實(shí)驗(yàn)中還測(cè)量了距噴嘴6 m處液滴沉降率，并未收集到沉降數(shù)據(jù)，說(shuō)明此時(shí)液滴粒徑極低或已完全蒸發(fā)。通過(guò)三種工況的充分驗(yàn)證，本文所建立的數(shù)值模型可以用于高壓微霧蒸發(fā)工藝設(shè)計(jì)并具有足夠的精度。

表3 液滴沉積隨噴嘴距離變化的比較Table 3 Comparison of droplet deposition and distance from nozzle

圖5 工況III液滴擴(kuò)散沉降煙羽軌跡Fig.5 Plume trajectory of droplet dispersion for case III

4 結(jié)語(yǔ)

針對(duì)內(nèi)陸核設(shè)施發(fā)展面臨的低放廢液處置問(wèn)題，提出采用高壓微霧蒸發(fā)技術(shù)實(shí)現(xiàn)氣載排放。受廠址環(huán)境及載帶氣多參數(shù)影響，微霧蒸發(fā)沉降及載帶粒徑變化分析是將這一技術(shù)實(shí)現(xiàn)工程應(yīng)用的難點(diǎn)。為了將高壓微霧載帶蒸發(fā)技術(shù)應(yīng)用到不同廠址，需要發(fā)展適用于不同廠址特點(diǎn)的優(yōu)化分析方法。

通過(guò)耦合兩相顆粒運(yùn)動(dòng)模型和改進(jìn)Stefan-Fuchs 的液滴傳熱傳質(zhì)模型的數(shù)值分析方法。建立了可用于調(diào)節(jié)來(lái)流風(fēng)速、溫度、濕度及噴嘴壓力（控制液滴粒徑）的微霧載帶蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)。分別從微霧運(yùn)動(dòng)過(guò)程的粒徑變化、激光散射光強(qiáng)（反映了粒徑和粒子數(shù)的變化）和液滴沉降率三個(gè)角度對(duì)所建立的數(shù)值方法進(jìn)行全面驗(yàn)證，模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏差在15%以內(nèi)，具有較好的一致性，這表明所建立數(shù)值分析方法可用于開(kāi)展高壓微霧載帶蒸發(fā)設(shè)計(jì)分析，為低放廢液的氣載排放提供科學(xué)依據(jù)和技術(shù)支撐。

值得注意的是，載帶氣的溫濕度條件及微霧粒徑對(duì)廢液處理效率具有較大影響，因此，該項(xiàng)技術(shù)更適用于干燥、氣溫偏高的氣候條件，處理能力取決于空氣實(shí)際含濕量和飽和含濕量的差。也可通過(guò)采用主動(dòng)除濕技術(shù)將自然空氣除濕后作為載帶氣，但需要增加一定的經(jīng)濟(jì)成本。

作者貢獻(xiàn)聲明楊德睿負(fù)責(zé)實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬及文章起草；吳思遠(yuǎn)負(fù)責(zé)實(shí)驗(yàn)及數(shù)據(jù)分析；聶保杰負(fù)責(zé)數(shù)值模擬及文章修訂；顧衛(wèi)國(guó)負(fù)責(zé)實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及測(cè)量；王博負(fù)責(zé)實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)；王德忠負(fù)責(zé)總體研究思路設(shè)計(jì)、文章修訂及項(xiàng)目支持；張愛(ài)玲負(fù)責(zé)文章修訂與項(xiàng)目支持。