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以3个位置的方差代表雾矩的均匀度，均匀度随给液量的变化如图7所示，可以看出随着给液的增加，雾化器的均匀度变差。
图7雾矩均匀度随给液量变化
另外，雾矩的大小还有雾化器的转速有关，如图8所示。给液量为1.5kg˙h-1，随着转速的增加，雾矩呈减小趋势。从图中也可以看出，3个位置的雾矩差距较大，其源于雾矩的不均匀性。但在实际运行过程中，为了避免未蒸发液滴的粘壁，往往以最大雾矩作为设计与运行的依据。
图8雾矩随雾化器转速变化
进风量为160kg˙h-1时，不同导流板角度下，临界粘壁给液量如图9所示。塔径一定的情况下，通过进风量以及导流板的调节，蒸发塔处理量大大增加，从无风的2.88kg˙h-1增加到进风量160kg˙h-1、导流板角度为20°的4.38kg˙h-1，处理量增加50%。
图9不同条件粘壁临界给液量
2.2热量衡算
如图10所示为蒸发塔系统能量系统图，以蒸发塔为研究对象，进塔能量包括空气带入的能量、物料带入的能量及加热器加入的能量，出塔能量包括蒸发产物带出的热量、废气带走的热量及塔体损失的能量，根据物料和能量守恒，可以计算出特定脱硫废水处理量情况下，所需空气量及出塔温度。
图10热量衡算系统图
图10中:
L一绝干空气流量((kg˙h-1);
Io一进口空气焓值(KJ˙（kg干空气)-1);
Xo一进口空气湿含量(kg水˙(kg绝干空气)-1);
I1一进塔空气焓值(KJ˙（kg干空气)-1);
参考干燥理论，脱硫废水蒸发过程中的物料守恒为:
脱硫废水蒸发过程中的能量守恒为:
式中:I为空气焓值，为空气湿含量;T为空气温度(℃);Q为蒸发塔热损失。
对于实际电厂烟气，其焓值为:
式中:为实际电厂烟气焓值。c为粉尘的焓值;k为烟气中粉尘含量。
实验过程中主要以热空气进行干燥，粉尘热值为0.
进塔风量为160kg˙h-1，通过未喷液时塔体的能量损失推算塔体散热系数，选取进气温度分别为200,250,300及325℃，探究不同喷液量下出口温度的变化，并与计算值进行对比，其结果如图11所示。从图11中可以看出，理论计算结果与实验值是相符的。但随着实验的进行，理论值略大于实验值，其原因可能是塔体的再热效应减弱。
图11出口温度随废水喷入量的变化
以某电厂600MW机组为例，空预器前温度为350℃、烟气量约200万Nm3、脱硫废水处理量为7.5t˙h-1，出塔烟温设定为130℃，假设塔体设计与实验蒸发塔相似，且热能利用率达90%，则需抽取热空气量为107296kg绝干气体˙h-1，考虑到实际烟气中粉尘也会放出热量，因此实际烟气值应略低于此数值。假设烟气密度与干空气密度相同，为1.293kgNm-3，则抽取烟气量为82982Nm3˙h-1生明显影响。
3结论
本文提出了一种新型脱硫废水零排放工艺一蒸发塔技术，搭建了小型蒸发塔，以真实的脱硫废水进行实验，对此技术的蒸发特性及热量衡算等进行了研究，结论如下:
1)在一定条件下，脱硫废水主蒸发区域在塔体中心位置，随着喷液量的增加，主蒸发区域会向塔壁和塔体下部偏移;
2)气体分布器的导流板角度可以决定塔体高温区的位置，导流板角度变小，高温区下移;
3)雾矩影响塔径大小，其受给液量和雾化器转速的双重影响:给液量越大，雾矩越大;转速越大，雾矩越小;
4)适当调节调节导流板角度及进风量可增加脱硫废水的处理量;
5)估算结果表明，此技术所需热烟气量不大，不会对电厂热系统产生明显影响。
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