濕法脫硫漿液的真空蒸餾特性

洪永強，陳桂芳，毛巖鵬，馬春元（山東大學燃煤污染物減排國家工程實驗室，山東省能源碳減排技術與資源化利用重點實驗室，山東 濟南250061）

研究開發

濕法脫硫漿液的真空蒸餾特性

洪永強，陳桂芳，毛巖鵬，馬春元
（山東大學燃煤污染物減排國家工程實驗室，山東省能源碳減排技術與資源化利用重點實驗室，山東 濟南250061）

濕法脫硫系統耗水量大，大量水分隨凈煙氣流失，本文擬利用真空蒸餾的方式降低脫硫漿液溫度，回收煙氣中水分及潛熱，達到節能、節水、提高脫硫效率等多重目的。實驗利用旋轉蒸發儀，進行了不同蒸發溫差、冷卻水溫、蒸發壓力下脫硫漿液的蒸餾特性、冷凝水品質及不凝氣體釋放特性的研究。研究結果表明：實驗條件下，蒸發率在 0.07～0.77之間，隨著蒸發溫差的升高呈線性升高趨勢，隨蒸發壓力和冷卻水溫的升高呈下降趨勢。冷凝水pH為8.14～8.33，隨蒸發壓力、蒸發溫差及冷卻水溫的升高均未呈現明顯規律，總體變化很小；氨氮濃度變化不大，在 1.25～5.26mg/L之間，隨著蒸發壓力、蒸發溫差的升高略有升高，隨著冷卻水溫的升高變化不大；SⅣ濃度在6.13×10-4～7.78×10-4mol/L之間，隨蒸發溫差及冷卻水溫的升高而升高，隨蒸發壓力的增加略有降低；冷凝水中的總堿度主要以HCO3-的形式存在，在10.3～20.7mg/L之間，隨著蒸發溫差和蒸發壓力的升高逐漸升高，隨著冷卻水溫的升高不斷降低；產生單位體積冷凝水釋放的 NH3量隨著蒸發壓力和冷卻水溫的升高不斷增加，隨蒸發溫差的增加明顯降低。

濕法脫硫；真空蒸餾；蒸發溫差；冷卻水溫；蒸發壓力

煙氣脫硫系統作為燃煤發電機組中的重要組成部分，提高其能源利用率及脫硫效率尤為重要。目前，國內外石灰石-石膏濕法煙氣脫硫（WFGD）工藝在燃煤電廠煙氣脫硫中市場占有率高達 90%以上，但濕法脫硫系統的用水量約占整個燃煤機組總用水量的50%以上。這對缺水地區，尤其是依靠地下取水的電廠，長期運行將會造成地下水資源的嚴重破壞。凈煙氣帶走的塔內蒸發水量是WFGD系統的最大耗水點，同時大量的水分潛熱也隨凈煙氣流失，因此減少凈煙氣從吸收塔帶走的水量是控制整個FGD系統水耗的關鍵，充分利用煙氣中水分的潛熱會起到顯著的節熱效果。

針對濕法脫硫工藝，在傳統的石灰石-石膏濕法脫硫的系統內附加一套漿液真空蒸餾系統，漿液在一定真空狀態下蒸發，蒸發的水蒸氣換熱后凝結為水。通過真空蒸發和熱交換把循環漿液中的熱量提取出來可以用作供暖、原煤干燥以及其他低溫熱源需求，能夠達到節能目的；熱量提取后，循環漿液溫度降低、吸收塔內煙氣溫度進一步降低，可以進一步提高SO2在漿液中的溶解度，從而提高吸收塔內SO2吸收效率；煙氣溫度降低，煙氣中的水蒸氣凝結，可減少工藝用水的供應，同時蒸發蒸汽經過換熱后凝結為水，可用于電廠的工藝用水，達到顯著的節水效果。因此，該技術可實現節能、節水、提高脫硫效率的多重目的，可同時兼顧節能與減排。

真空蒸餾技術已廣泛應用于水處理領域，目前在海水淡化［1-11］、高濃鹽水［12-19］及其他［20-26］方面做了一系列研究。ALI等［1］將閃蒸蒸汽發生系統用于海水淡化反應堆，采用降壓閃蒸，對改善運行特性起了很大的作用；劉曉華等［8］針對多效蒸發，指出只要合理分配各效的有效傳熱溫差，可以使整個系統的熱損失最小；趙少強等［17］研究發現，采用逆流多效蒸發工藝不僅能夠節約蒸汽和一次水的投入，還能把蒸發后的產品進行分離提純；李柄緣等［19］用蒸發-熱結晶工藝來處理高鹽廢水，基本實現了高鹽廢水中可溶性鹽類的全部分離，解決了其他工藝技術分離高鹽廢水中鹽類物質效率低的問題；尉鳳珍等［25］利用真空蒸發原理，對軍隊中核放射廢水進行處理，出水水質均滿足國標、軍標有關放射性廢水排放標準，可排放至周圍環境，且處理后的水可作為戰時的生活用水；洪海等［26］利用多效蒸發法處理丙烯酸廢水，計算了能耗，能夠使丙烯酸廢水處理費用降低18.28%，具有一定的經濟效益和廣泛的推廣應用價值。國內外學者對這些方面也進行了很多的研究。

然而目前針對濕法脫硫漿液的真空蒸餾特性還缺少研究。

本文利用旋轉蒸發儀研究了不同蒸發溫差、冷卻水溫、蒸發壓力下脫硫漿液的真空蒸餾特性，得到了不同工藝參數下的規律特性，為工程設計提供依據；獲得不同工藝參數下的冷凝水品質，為冷凝水的應用方向提供思路；闡明不同工藝參數下的不凝氣體釋放特性，為該技術的環保特性提供基礎數據。實驗結果可用于指導生產實際，為該技術的工程應用提供理論支持。

1　實驗系統及方法

1.1實驗裝置

實驗系統如圖1所示，系統主要由恒溫冷卻器、真空控制器、EYELA旋轉蒸發儀、水浴、流量計組成。

其中，EYELA旋轉蒸發儀的旋轉速度范圍是20～180r/min，最大蒸發能力是25mL/min。水浴的溫度顯示范圍是 0～199℃，溫度控制范圍是室溫5℃～180℃，溫度控制精度為±1.5℃。恒溫冷卻器中為冷卻液體，作冷卻作用，冷卻液體溫度的范圍-16～100℃，穩定性±0.1℃，在本研究中實際設定的范圍為5～20℃，所用冷卻液體為水。

1.2實驗方法

實驗之前，在恒溫冷卻器和水浴鍋內添加一定體積去離子水，將流量計調至水平平衡，在蒸發瓶內裝入脫硫漿液。

圖1　實驗系統示意圖

將冷卻水溫、蒸發壓力、蒸發溫差調至需要的參數，正式開始實驗。水浴鍋內的去離子水經過加熱到達設定溫度，對蒸發瓶內的脫硫漿液進行加熱，蒸發沸騰產生蒸汽進入冷凝管，蒸汽被冷凝后形成冷凝水在冷凝瓶內收集。實驗時間為 40min，蒸餾結束后關閉系統即可。實驗結束后，蒸發瓶內蒸發剩余的脫硫漿液稱為濃縮水，冷凝瓶內收集的蒸汽冷凝產生的水稱為冷凝水。

本文中pH由pH計測量（數字酸度計PHS-3C，上海佑科儀器儀表有限公司生產，E-201-C型pH復合電極，測量精度 0.01級，測量范圍為 0.00～14.00）。

HCO3-由酸標準溶液滴定法測量（標準F-H-Z-D-Z-DXS-0023，《地下水碳酸根重碳酸根和氫氧根的測定酸標準溶液滴定法》），使用0.05mol/L鹽酸標準溶液滴定。

NH3由 0.01mol/L稀硫酸溶液吸收，根據生成的銨離子與納氏試劑反應生成黃棕色絡合物，其吸光度與氨的含量成正比的原理，利用分光光度計測定NH3的含量（標準HJ 533—2009《環境空氣和廢氣氨的測定納氏試劑分光光度法》，測定檢出限為0.25mg/m3，測定下限為1.0mg/m3；VIS-7220N型可見分光光度計，北京瑞利分析儀器有限公司生產）。

氨氮以游離態的氨或銨離子等形式存在，根據其與納氏試劑反應生成淡紅棕色絡合物。該絡合物的吸光度與氨氮的含量成正比的原理，利用分光光度計測定氨氮的含量（標準HJ 535—2009《水質氨氮的測定納氏試劑分光光度法》，測定檢出限為0.025mg/L，測定下限為0.10mg/L；VIS-7220N型可見分光光度計，北京瑞利分析儀器有限公司生產）。

四價硫SⅣ（HSO3-和SO32-中S為+4價，統稱為SⅣ）測量采用淀粉作指示劑的碘當量滴定法。定量的重鉻酸鉀與過量的碘化鉀反應形成定量的碘，定量的單質碘氧化定量的SⅣ。碘遇淀粉變藍，當用SⅣ來滴定達到等當量點時，碘全部耗盡，溶液變為亮綠色。

2　實驗結果與討論

實驗中所用脫硫漿液體積為350mL，蒸發時間為40min，研究了不同工況參數對蒸發參數的影響，并作出分析。

2.1不同工藝參數對蒸發率的影響

在一定工藝參數（冷卻水溫、蒸發壓力、蒸發溫差）下，冷凝水產生體積與脫硫漿液原體積之比稱為蒸發率（evaporation rate，ER）。實際計算中的蒸發率ER可由式（2）獲得。

式中，V1為蒸發產生冷凝水的體積，mL；V0為脫硫漿液原體積，mL。

圖2為蒸發壓力為4.2kPa、冷卻水溫為10℃時蒸發率ER隨蒸發溫差的變化規律曲線。由圖2可見，蒸發率ER隨蒸發溫差的增加線性升高。主要原因為：蒸發溫差升高，蒸發量增大，導致冷凝水產生量增加，蒸發率ER隨之升高。

圖3為蒸發壓力為4.2kPa、蒸發溫差為20℃時蒸發率ER隨冷卻水溫的變化規律曲線。由圖3可見，蒸發率ER隨冷卻水溫的升高而降低。主要原因為：冷卻水溫升高，冷凝效果降低，導致冷凝水產生量減少，閃蒸率ER隨之降低。

圖4為蒸發溫差為20℃、冷卻水溫為10℃時蒸發率ER隨蒸發壓力的變化規律曲線。本組實驗中，脫硫漿液的蒸發溫度為 50℃，對應飽和壓力為12.3kPa。由圖4可見，隨著蒸發壓力的升高，蒸發率呈線性下降趨勢。主要原因為：蒸發溫度相同的條件下，壓力升高，其沸點隨壓力增大而升高，導致蒸發溫差相對降低，蒸汽量減少，蒸發率ER降低。

2.2不同工藝參數對冷凝水pH的影響

由圖5、圖6、圖7可知，pH和蒸發溫差、冷卻水溫及蒸發壓力并未呈現明顯的變化規律。pH的變化與真空蒸發出的酸性、堿性氣體及其溶解有關，本文實驗中，通過真空蒸發出的堿性氣體主要是NH3，酸性氣體主要有CO2、SO2。在蒸發冷凝過程中同時存在氣體逸出及溶解，以及相應水溶液的電離過程，綜合情況導致pH變化較小。

圖2　蒸發率隨蒸發溫差的變化規律

圖3　蒸發率隨冷卻水溫的變化規律

圖4　蒸發率隨蒸發壓力的變化規律

圖5　pH隨蒸發溫差的變化規律

圖7　pH隨蒸發壓力的變化規律

2.3不同工藝參數對氨氮的影響

由圖8、圖9、圖10可見，冷凝水中氨氮濃度隨蒸發溫差和蒸發壓力的增加略有升高，隨冷卻水溫的增加變化不大，這與蒸發出的NH3重新在冷凝水中的溶解有關；濃縮水中的氨氮濃度隨蒸發壓力及冷卻水溫的增加均有降低，隨著蒸發溫差的升高有所升高。

在脫硫漿液真空蒸餾的過程中，存在式（3）、式（4）兩個平衡反應。

漿液中的氨氮主要包括兩種形式：其一，漿液會溶解煙氣中部分NH3，以NH3·H2O的形式存在，其受熱易分解為NH3和水，存在NH3的溶解平衡，如式（3）所示；其二，漿液中存在NH3·H2O的電離平衡，如式（4）所示，故部分NH3溶解于漿液中發生化學反應，生成相對較為穩定的銨鹽。

圖8　氨氮隨蒸發溫差的變化規律

圖9　氨氮隨冷卻水溫的變化規律

圖10　氨氮隨蒸發壓力的變化規律

蒸發溫差增加，促進了NH3·H2O的分解，NH3釋放量增加，但同時蒸汽量增加，因此冷凝水中氨氮濃度略有增加。蒸發溫差和冷卻水溫一定的條件下，蒸發壓力升高，對應漿液沸點升高，蒸汽量減少，同時也抑制了液相中NH3向氣相的揮發，二者綜合作用導致冷凝水中氨氮濃度增加。同時，根據亨利定律，在一定溫度下，氣體在液體中的溶解度與氣體壓力成正比，也就是說壓力升高，氣體溶解度增大，當蒸發壓力升高時，NH3在冷凝水中溶解度升高，氨氮濃度隨即升高。冷卻水溫的增加，導致冷凝水量和凝結到冷凝水中的氨氮量降低，二者綜合作用使冷凝水中氨氮變化較小。

從冷凝水和濃縮水中氨氮濃度值來看，結合氨氣釋放量，說明大部分氨氮會留在濃縮水中而不會蒸發，也從另一方面說明漿液中氨氮主要以穩定的銨鹽形式存在。濃縮水中的氨氮濃度隨蒸發溫差的增加有所升高，蒸發溫差增加導致剩余濃縮水量體積減小，大部分氨氮仍留在濃縮水中，導致濃度升高。蒸發壓力的升高和冷卻水溫的增加，導致蒸發率降低，使濃縮水中氨氮含量降低。

2.4不同工藝參數對氨氣釋放量的影響

本文實驗中，脫硫漿液采樣電廠采用石灰石-石膏濕法脫硫工藝，脫硝采用SCR工藝，催化劑易將部分 SO2氧化為 SO3氧化，與氨結合，易生成NH4HSO3/NH4HSO4，同時脫硝過程中有一定程度NH3逃逸，而二者極易溶于水，故脫硫漿液中含有一定濃度的氨氮。

本文實驗中，由于每次實驗的不凝氣體體積相差較大，即無法保證漏風系數一致，因此，單純依照不凝氣體的濃度，無法反應實際情況。故本實驗以產生單位體積的冷凝水所釋放的NH3總量（記為M，單位mg冷凝水）來表示NH3的釋放程度。

圖11為蒸發壓力為4.2kPa、冷卻水溫為10℃時M隨蒸發溫差的變化規律曲線。由圖11可見，隨蒸發溫差的增加，M值明顯降低。如前所述，隨蒸汽蒸發出的NH3量較小，由于蒸發溫差增加，對冷凝水量的增加貢獻較大，因此有更多的NH3隨蒸汽一起冷凝溶于冷凝水中，釋放的 NH3總量明顯降低。

圖12為蒸發壓力為4.2kPa、蒸發溫差為20℃時M隨冷卻水溫的變化規律曲線。由圖12可見，隨著冷卻水溫升高，M值會升高，主要原因是由于冷凝水量減少，溶解的 NH3相應減少，導致更多NH3直接釋放。

圖13為冷卻水溫為10℃、蒸發溫差為20℃時M隨蒸發壓力的變化規律曲線。由圖 13可見，隨著蒸發壓力的升高，M值會增加，究其原因，沸點升高導致蒸汽量降低起到主導作用，壓力升高引起的NH3溶解度增加作用較小。

2.5不同工藝參數對SⅣ的影響

圖11　單位體積冷凝水對應氨氣釋放量隨蒸發溫差的變化規律

圖12　單位體積冷凝水對應氨氣釋放量隨冷卻水溫的變化規律

圖13　氨氣釋放量隨蒸發壓力的變化規律

煙氣中的SO2溶于漿液會生成H2SO3，其受熱分解易生成SO2和H2O，就形成了溶解平衡，如式（5）所示；同時漿液中，H2SO3極不穩定，會發生一級電離產生 HSO3-和發生二級電離產生 SO32-如式（6）、式（7）所示。

圖14為蒸發壓力為4.2kPa、冷卻水溫為10℃時SⅣ濃度隨蒸發溫差的變化規律曲線。由圖14可見，隨著蒸發溫差的升高，冷凝水和濃縮水的 SⅣ濃度均是逐漸升高。主要原因為：蒸發溫差升高，H2SO3更易受熱分解，反應（5）逆向進行，生成SO2氣體增多，其冷凝后，以SⅣ形式存在于冷凝水中，使其濃度升高；蒸發率升高，使濃縮水體積減少，從而使得濃縮水中SIV濃度升高。

圖14　SⅣ濃度隨蒸發溫差的變化規律

圖15為蒸發壓力為4.2kPa、蒸發溫差為20℃時SⅣ濃度隨冷卻水溫的變化規律曲線。由圖15可見，隨著冷卻水溫的升高，冷凝水的SⅣ濃度升高，而濃縮水的SⅣ濃度不斷降低。主要原因為：冷卻水溫升高，冷凝能力下降，存在于冷凝水中的SⅣ總量減少，但冷凝能力下降對蒸發率的影響強于對其影響，即產生的冷凝水量減少更多，導致冷凝水中SⅣ濃度升高；濃縮水中不斷存在式（5）的逆向反應，同時蒸發率降低，濃縮水體積增大，使得SⅣ濃度不斷降低。

圖15　SⅣ隨冷卻水溫的變化規律

圖16為蒸發溫差為20℃、冷卻水溫為10℃時SⅣ濃度隨蒸發壓力的變化規律曲線。由圖16可見，隨著蒸發壓力的升高，冷凝水中SⅣ濃度含量有所降低，濃縮水的SⅣ濃度不斷升高。主要原因為：蒸發壓力升高，蒸發率降低，同時也抑制了液相中SO2向氣相的揮發，二者綜合作用使冷凝水中SⅣ含量降低；反應（5）逆向進行較少，SO2釋放較少，存留在濃縮水中的SⅣ濃度增加。

圖16　SⅣ隨蒸發壓力的變化規律

總體來看，漿液、濃縮水及冷凝水中的SⅣ濃度相當，說明漿液中SⅣ幾乎隨著蒸汽一起蒸發，但同時大部分又被冷凝到水中。

2.6 不同工藝參數對總堿度的影響

展示宣傳是游客中心的主要功能之一。參考國內的鄉村旅游地游客中心建設現狀，相對于一般景區內的游客中心，鄉村旅游地游客中心較為關注在鄉村文化、景觀、餐飲等方面的宣傳，以宣傳圖冊、櫥窗、多媒體、導游介紹等形式展現。大峽谷村游客中心在宣傳方式、宣傳資料、宣傳渠道等方面都存在較為明顯的滯后性，影響游客對于有效信息的獲取和主客之間的雙向溝通。

在脫硫漿液真空蒸餾的過程中，存在式（8）～式（10）平衡反應。

煙氣中的CO2溶于漿液會生成H2CO3，其受熱分解易生成CO2和H2O，就形成了溶解平衡，如式（8）所示；同時漿液中，H2CO3極不穩定，會發生一級電離產生HCO3-和發生二級電離產生CO32-如式（9）、式（10）所示。

蒸發過程中，部分H2CO3分解產生CO2，在冷凝過程中CO2會重新溶解，產生H2CO3，部分電離產生HCO3-和CO32-，而二級電離的反應速率常數遠遠低于一級電離，因此冷凝水中未檢測到CO32-，所以冷凝水中的總堿度主要以HCO3-的形式存在。

圖17為蒸發壓力為4.2kPa、冷卻水溫為10℃時總堿度隨蒸發溫差的變化規律曲線。由圖17可見，隨著蒸發溫差的升高，冷凝水的總堿度逐漸升高，濃縮水的總堿度逐漸降低。主要原因是：蒸發溫差增加，反應式（8）逆向進行，使得漿液中的 H2CO3受熱分解，產生CO2氣體增加，冷凝水中溶解量相應增加，同時存留在濃縮水中的H2CO3減少，其電離產生的HCO3-減少，濃度降低。

圖17　總堿度濃度隨蒸發溫差的變化規律

圖18為蒸發壓力為4.2kPa、蒸發溫差為20℃時總堿度隨冷卻水溫的變化規律曲線。由圖 18可見，隨著冷卻水溫的升高，冷凝水和濃縮水的總堿度均不斷降低。主要原因是：冷卻水溫升高，冷凝能力下降，冷凝的CO2減少，冷凝水總堿度降低；CO2的持續析出，使得濃縮水中HCO3-減少，濃度降低。

圖18　總堿度隨冷卻水溫的變化規律

圖19為蒸發溫差為20℃、冷卻水溫為10℃時總堿度隨蒸發壓力的變化規律曲線。由圖19可見，

圖19　總堿度隨蒸發壓力的變化規律

圖19為蒸發溫差為20℃、冷卻水溫為10℃時總堿度隨蒸發壓力的變化規律曲線。由圖19可見，隨著蒸發壓力的升高，冷凝水中總堿度含量有所升高，濃縮水的總堿度不斷降低。主要原因是：蒸發壓力升高，蒸汽量減少，冷凝水體積量減少，總堿度升高；同時，濃縮水壓力升高引起CO2釋放量減少與蒸發率降低的綜合作用導致濃縮水中總堿度升高。根據亨利定律（如前文所述），可知總堿度隨即升高。蒸發壓力升高，濃縮水體積增加，總堿度降低。

3　結　論

通過利用旋轉蒸發儀，對不同蒸發溫差、冷卻水溫、蒸發壓力下脫硫漿液的蒸餾特性、冷凝水品質及不凝氣體釋放特性的研究，得出不同工藝參數下的規律特性，得出如下結論。

（1）蒸發率在0.07～0.77之間，蒸發率隨著蒸發溫差的升高呈線性升高趨勢，隨蒸發壓力和冷卻水溫的升高呈下降趨勢。

（2）pH在8.14～8.33之間，隨蒸發壓力、蒸發溫差及冷卻水溫的升高均未呈現明顯規律，總體變化很小。

（3）冷凝水中氨氮濃度在 1.25～5.26mg/L之間，隨蒸發溫差和蒸發壓力的增加略有升高，隨冷卻水溫的增加變化不大，總體來看氨氮濃度變化不大。

（4）冷凝水中SⅣ濃度在6.13×10-4～7.78×10-4mol/L之間，隨蒸發溫差及冷卻水溫的升高而升高，隨蒸發壓力的增加略有降低。

（5）冷凝水中的總堿度主要以 HCO3-的形式存在，在10.3～20.7mg/L之間，隨著蒸發溫差和蒸發壓力的升高總堿度逐漸升高，隨著冷卻水溫的升高，總堿度不斷降低。

（6）單位體積冷凝水產生的NH3量隨著蒸發壓力和冷卻水溫的升高不斷增加，隨蒸發溫差的增加明顯降低。

［1］ALI B，張達芳，鄭文祥. 用于海水淡化堆的閃蒸器蒸汽發生系統［J］. 清華大學學報（自然科學版），2002，42（8）：1035-1037.

［2］倪錦，顧錦鴻，沈建，等. 船用閃蒸-蒸發海水淡化系統的建模與熱力分析［J］. 水處理技術，2012，38（1）：47-50，68.

［3］侴喬力，金從卓，束鵬程. 壓汽閃蒸海水淡化方法的研究與進展［J］. 熱能動力工程，2009，24（5）： 554-559.

［4］MATHIOULALIS E ，BELESSIOTIS V，DELYANNIS E. Desalination by using alternative nenrgy：review and state-ofthe-art［J］. Desalination，2007，203（1）：346-365.

［5］RALUY G，SERRA L，UCHE J. Life cycle assessment of MSF，MED and RO desalination technologies［J］. Energy，2006，31（13）：2361-2372.

［6］田 禾，張于峰，江菊元. 太陽能閃蒸-多效蒸發海水淡化系統研究［J］. 工業水處理，2010，30（7）：36-39.

［7］嚴俊杰，王金華，邵樹峰，等. 多級閃蒸海水淡化系統的改進研究［J］. 西安交通大學學報，2005，39（11）：1165-1168，1181.

［8］劉曉華，沈勝強，KLAUS G，等. 多效蒸發海水淡化系統模擬計算和優化［J］. 石油化工高等學校學報，2005，18（4）：16-19.

［9］周士鶴，郭亞麗，沈勝強，等. 低溫多效蒸發海水淡化裝置中流動阻力對傳熱溫差的影響［J］. 西安交通大學學報，2015，49（5）：30-35，67.

［10］楊洛鵬，沈勝強，克勞·根特斯. 吸收式熱泵多效蒸發海水淡化熱力性能研究［J］. 太陽能學報，2007，28（6）：612-616.

［11］胡建清，伍聯營. 多效蒸發海水淡化系統的動態模擬［J］. 計算機與應用化學，2014，31（12）：1423-1427.

［12］ SAURY D，HARMAND S，SIROUX M. Flash evaporation from a water pool influence of the liquid height and of the depressurization rate［J］. International Journal of Thermal Science，2005，44（10）：953-965.

［13］劉景云. 閃蒸海水淡化裝置鹽水加熱器鹽垢的化學清洗［J］. 清洗世界，2005，21（10）：26-28.

［14］ 楚萬秀，朱忠信，益斌，等. 鹽水再循環多級閃蒸裝置放熱段的討論［J］. 凈水技術，2014，33（1）：39-41，45.

［15］陳傳敏，趙長遂，韓松，等. 閃蒸處理對石灰石脫硫性能的影響［J］.熱能動力工程，2004，19（3）：238-241.

［16］STUFFER M R，YOON H. The effect of pore structure on the SO2-lime reaction［J］. AIChE J.，1989，35（8）：1253-1261.

［17］趙少強，鄒強，梁紅哲，等. 逆流加料多效蒸發在含鹽廢水處理中的應用［J］. 河北冶金，2014（5）：72-73.

［18］楊洛鵬，趙存宏，鄒振宇，等. 水平-豎直管降膜多效蒸發高鹽廢水處理系統［J］. 中國環保產業，2014（4）：33-35.

［19］李柄緣，劉光全，王瑩，等. 高鹽廢水的形成及其處理技術進展［J］.化工進展，2014，33（2）：493-497，515.

［20］KIM B S，SHIN H T，LEE Y P，et al. Study on ice slurry productionby water spray ［J］. Int. J. Refrigeration，2001，24：176-184.

［21］HINDMARSH J P，RUSSELL A B，CHEN X D. Experimental and numericalanalysis of the temperature transition of a suspended freezing waterdroplet ［J］. Int. J. Heat Mass Transfer，2003，46：1199-1213.

［22］ZHAO K X，ZHAO J F，CHEN S L，et al.Thermodynamics of flashing /frezzing process of a droplet in Vacuum［J］. Chin. J. Space Sci.，2011，31（1）：57-62.

［23］徐敏，馬勇. MVR和ME技術在中鹽金壇生產運行中的能耗比較［J］. 中國井礦鹽，2011，42（6）：12-14.

［24］高麗麗，張琳，杜明照. MVR蒸發與多效蒸發技術的能效對比分析研究［J］. 現代化工，2012，32（10）：84-86.

［25］尉鳳珍，方向紅. 真空蒸發濃縮裝置在核放射廢水處理中的應用試驗［J］. 工業水處理，2009，29（9）：62-65.

［26］洪海，唐勇，馬利群，等. 縮合-多效蒸發處理丙烯酸廢水的能耗［J］. 化工進展，2009，28（s1）：176-178.

Distillation characteristics of wet flue gas desulfurization serosity

HONG Yongqiang，CHEN Guifang，MAO Yanpeng，MA Chunyuan
（National Engineering Lab for Coal-Fired Pollutants Emission Reduction，Shandong Provincial Key Lab of Energy Carbon Reduction and Resource Utilization，Shandong University，Jinan 250061，Shandong，China）

The wet flue gas desulfurization（WFGD） system occupies a heavy water consumption，and large amounts of water get loss with net gas. This study can decrease the desulfurization serosity temperature and reuse moisture and latent heat of flue gas by the way of vacuum distillation to achieve the multiple purposes including energy and water conservation and improving the desulfurization efficiency. In this experiment，we studied distillation characteristics，the condensate water quality and release characteristics of the non-condensable gas under different evaporation temperature difference，cooling water temperature and evaporation pressure by whirling evaporator. Under the experimental conditions of this paper，results showed that the evaporation rate was between 0.07 and 0.77. It increased with an increase in the evaporation temperature difference and decreased with an increase in the cooling water temperature and evaporation pressure. For the condensing water，pH was between 8.14 and 8.33 and its change was small which did not present obvious rules with evaporation pressure，evaporation temperature difference and cooling water temperature rising. The effect of ammonia co concentration becomed weak which was just between 1.25mg/Land 5.26mg/L. It increased with the increase of evaporation pressure and evaporation temperature difference. It becomed weak with the increase of cooling water temperature. SIVncentration was between 6.13×10-4mol/L and 7.78×10-4mol/L. It increased with the increase of the evaporation temperature difference and evaporation pressure. It decreased with an increase in the cooling water temperature. Total alkalinity existed in the form of HCO3-，changing from10.3mg/L to 20.7mg/L，which has the same regular pattern with ammonia. NH3producing each unit condensate water，increased with evaporation pressure and cooling water temperature rising. It decreased with evaporation temperature difference increase.

wet flue gas desulfurization；vacuum distillation；evaporation temperature difference；cooling water temperature；evaporation pressure

X 78；TK 5

A

1000-6613（2016）08-2561-08

10.16085/j.issn.1000-6613.2016.08.41

2015-12-31；修改稿日期：2016-02-01。

國家自然科學基金項目（21307075）。

洪永強（1992—），男，碩士研究生，主要從事污水的蒸餾

特性分析及產物遷移規律研究。E-mail hongyongqiang@163.com。聯系人：陳桂芳，講師，主要從事氧化法及蒸發法的廢水處理技術研究。E-mail chgf@sdu.edu.cn。