旁路蒸發(fā)系統(tǒng)對燃煤電廠脫硫系統(tǒng)水平衡和氯平衡的影響

馬雙忱， 武 凱， 萬忠誠， 柴 晉， 張凈瑞， 劉其彬， 溫佳琪

(1. 華北電力大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程系， 河北保定 071003；2. 盛發(fā)環(huán)保科技(廈門)有限公司， 福建廈門 361000)

符號說明：

T1——從空氣預(yù)熱器前抽取的煙氣溫度，K

T2——從空氣預(yù)熱器后抽取的煙氣溫度，K

T3——進(jìn)入旁路蒸發(fā)系統(tǒng)的煙氣溫度，K

T4——蒸發(fā)系統(tǒng)出口煙氣溫度，K

T5——空氣預(yù)熱器后煙氣與旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后煙氣混合后的煙氣溫度，K

T6——吸收塔入口煙氣溫度，K

T7——吸收塔出口煙氣溫度，K

T8——工藝補(bǔ)充水溫度，K

T9——吸收塔底部漿液溫度，K

cp,m——煙氣的質(zhì)量比定壓熱容，kJ/(kg·K)

qV,WFG——濕煙氣體積流量，m3/h

qV,DFG——干煙氣體積流量，m3/h

qV,1——空氣預(yù)熱器前抽取的煙氣體積流量，m3/h

qV,2——空氣預(yù)熱器后抽取的煙氣體積流量，m3/h

qV,3——脫硫廢水體積流量，m3/h

qV,4——工藝補(bǔ)充水體積流量，m3/h

Q損失——空氣預(yù)熱器至脫硫吸收塔間的管道熱損失，kJ

ρWFG——濕煙氣密度，kg/m3

ρSW——工藝補(bǔ)充水密度，kg/m3

T10——脫硫廢水溫度，K

φN2——N2占煙氣的體積分?jǐn)?shù)

φCO2——CO2占煙氣的體積分?jǐn)?shù)

φO2——O2占煙氣的體積分?jǐn)?shù)

φSO2——SO2占煙氣的體積分?jǐn)?shù)

ρSWCL——工藝補(bǔ)充水中氯離子密度，kg/m3

ρDWW——脫硫廢水密度，kg/m3

ρDWWCL——脫硫廢水中氯離子密度，kg/m3

cp,WFG——濕煙氣的比定壓熱容，kJ/(kg·K)

cp,Vapor——水蒸氣的比定壓熱容，kJ/(kg·K)

cp,H2O——純水的比定壓熱容，kJ/(kg·K)

cp,i——干煙氣中各純組分的比定壓熱容，kJ/(kg·K)

cp,DFG——干煙氣的質(zhì)量比定壓熱容，kJ/(kg·K)

qm,DFG——干煙氣的質(zhì)量流量，kg/h

qm,or,v——原煙氣所帶氣態(tài)水質(zhì)量流量，kg/h

qm,o,v——吸收塔出口煙氣所帶氣態(tài)水質(zhì)量流量，kg/h

qm,o,l,w——吸收塔出口煙氣所帶液態(tài)水質(zhì)量流量，kg/h

qm,g,c,w——石膏所帶結(jié)晶水質(zhì)量流量，kg/h

qm,g,s,w——石膏所帶表面水質(zhì)量流量，kg/h

qm,l,Cl——石灰石中含氯質(zhì)量流量，kg/h

qm,g,Cl——石膏中含氯質(zhì)量流量，kg/h

qm,i,f,Cl——吸收塔進(jìn)口煙氣含氯質(zhì)量流量，kg/h

qm,o,f,Cl——吸收塔出口煙氣含氯質(zhì)量流量，kg/h

qm,l——石灰石的質(zhì)量流量，kg/h

qm,d,g——干石膏的質(zhì)量流量，kg/h

qm,w,g——濕石膏的質(zhì)量流量，kg/h

MDFG——干煙氣的平均相對分子質(zhì)量

Mi——原煙氣中純組分在理想氣體狀態(tài)下的相對分子質(zhì)量

wv,Cl——脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%

WMDC——蒸發(fā)系統(tǒng)后簡易機(jī)械除塵裝置對灰的捕集效率，%

pW——水蒸氣分壓，MPa

WESP——電除塵器對灰的捕集效率，%

wm,i——煙氣中各成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%

φi——干煙氣中各成分的體積分?jǐn)?shù)，%

ΔhH2O,373.15 K——373.15 K條件下水的汽化潛熱，kJ/kg

ΔhH2O,T7——T7溫度下水的汽化潛熱，kJ/kg

Tr,c,b——流體的對應(yīng)態(tài)溫度，K

Tc——流體的臨界溫度，K

Tb——流體的標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)，K

T——對應(yīng)環(huán)境溫度，K

Δhb——標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)蒸發(fā)潛熱，kJ/kg

Δhr,b——對應(yīng)態(tài)蒸發(fā)潛熱，kJ/kg

Δh——實(shí)際蒸發(fā)潛熱，kJ/kg

TH2O,r,c,b——水的對應(yīng)態(tài)溫度，K

TH2O,c——水的臨界溫度，K

TH2O,b——水的標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)，K

ΔhH2O,b——水的標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)蒸發(fā)潛熱，kJ/kg

ΔhH2O,r,b——水的對應(yīng)態(tài)蒸發(fā)潛熱，kJ/kg

ΔhH2O,T——對應(yīng)環(huán)境溫度T下水的汽化潛熱，kJ/kg，適用溫度范圍為273.16～647.3 K

c0、c1、c2和c3——根據(jù)一定溫度范圍內(nèi)的實(shí)驗(yàn)值擬合出的各氣體系數(shù)，適用溫度范圍為250～1 200 K

d——飽和煙氣的含濕量

2017年5月21日，國家環(huán)境保護(hù)部印發(fā)了《火電廠污染防治可行技術(shù)指南》[1]。文件中指出，實(shí)現(xiàn)燃煤電廠廢水近零排放的關(guān)鍵是實(shí)現(xiàn)脫硫廢水零排放。以煙氣蒸發(fā)的形式實(shí)現(xiàn)脫硫廢水零排放分為煙道蒸發(fā)技術(shù)和旁路蒸發(fā)技術(shù)[2]。其中旁路蒸發(fā)系統(tǒng)對脫硫廢水的蒸發(fā)速率更快，可根據(jù)脫硫廢水體積流量調(diào)控配比煙氣質(zhì)量流量，不會出現(xiàn)傳統(tǒng)煙道蒸發(fā)處理量不足、未蒸干脫硫廢水腐蝕煙道等現(xiàn)象。因此旁路蒸發(fā)技術(shù)將是未來電廠脫硫廢水零排放的重要路徑之一。

尹連慶等[3]分析計(jì)算了傳統(tǒng)石灰石-石膏法濕式煙氣脫硫(WFGD)系統(tǒng)的水平衡。吳怡衛(wèi)[4]對燃煤電廠吸收塔氯的物料平衡進(jìn)行了分析計(jì)算。張燁[5]對傳統(tǒng)脫硫工藝過程水和氯的平衡進(jìn)行了計(jì)算。朱文斌等[6]應(yīng)用煙氣濕度和定壓容積熱容的概念計(jì)算了傳統(tǒng)吸收塔出口煙氣溫度及塔內(nèi)蒸發(fā)水量。康梅強(qiáng)[7]以600 MW機(jī)組為例，對脫硫廢水煙道蒸發(fā)進(jìn)行CFD模擬。日本三菱公司人員在旁路蒸發(fā)系統(tǒng)內(nèi)進(jìn)行了脫硫廢水噴霧蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)。美國研究人員進(jìn)行了脫硫廢水蒸發(fā)的中試試驗(yàn)[8]。馬雙忱等[9]對脫硫廢水蒸發(fā)后的產(chǎn)物特性進(jìn)行了研究，表明脫硫廢水蒸發(fā)后的產(chǎn)物主要有固態(tài)產(chǎn)物和氣態(tài)產(chǎn)物。

國內(nèi)還未有關(guān)于增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)對脫硫系統(tǒng)物料平衡影響的研究。筆者對傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)和增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后整個(gè)系統(tǒng)的物料平衡進(jìn)行了計(jì)算，得出了系統(tǒng)中水和氯的分布情況，并發(fā)現(xiàn)了增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)對傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)的影響。

如圖1所示，脫硫廢水經(jīng)預(yù)處理后由送料泵輸送到旁路蒸發(fā)系統(tǒng)，將其霧化為霧滴；干燥過程所需氣體分別從空氣預(yù)熱器(以下簡稱“空預(yù)器”)前后抽取，并混合成合適溫度的煙氣；霧化的液滴和熱煙氣在旁路蒸發(fā)系統(tǒng)內(nèi)進(jìn)行傳熱與傳質(zhì)，即進(jìn)行干燥；干燥產(chǎn)品與煙氣一起進(jìn)入除塵器，隨粉塵一起被捕集。

圖1 旁路蒸發(fā)技術(shù)流程圖

1 傳統(tǒng)與改進(jìn)脫硫系統(tǒng)中的平衡原理

1.1 傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)中的水平衡與氯平衡

傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)吸收塔水平衡與氯平衡如圖2所示。

圖2 傳統(tǒng)脫硫塔的水平衡與氯平衡

傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)的吸收塔來水主要包括煙氣帶水和工藝補(bǔ)充水，其中工藝補(bǔ)充水有多個(gè)來源，如除霧器沖洗水、配制石灰石漿液所需水等。吸收塔的失水主要包括吸收塔出口煙氣帶水和吸收塔底部外排漿液帶水，其中吸收塔出口煙氣帶水包括氣態(tài)水和液態(tài)水，且以氣態(tài)水為主。脫水后漿液中的水分為脫硫廢水和石膏帶水。傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)的水平衡模型為：

qm,or,v+ρSW×qV,4=qm,o,v+qm,o,l,w+qm,g,c,w+qm,g,s,w+ρDWW×qV,3

(1)

吸收塔中氯的主要來源有入口煙氣帶氯、石灰石帶氯和工藝補(bǔ)充水帶氯，其中以入口煙氣帶氯為主。吸收塔外排的氯主要是出口煙氣帶氯和漿液帶氯，其中以漿液帶氯為主，漿液經(jīng)過脫水后，漿液中的氯分為脫硫廢水帶氯和石膏帶氯。傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)氯平衡模型為：

qm,1,Cl+ρSWCL×qV,4+qm,i,f,Cl=ρDWWCL×qV,3+qm,g,Cl+qm,o,f,Cl

(2)

由于脫硫廢水中氯離子的質(zhì)量濃度直接影響脫硫廢水排放量，從而影響工藝補(bǔ)充水體積流量，因此在實(shí)際應(yīng)用中不能根據(jù)任意單一恒等式，需將式(1)和式(2)聯(lián)立進(jìn)行計(jì)算。

1.2 增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后脫硫系統(tǒng)中的水平衡和氯平衡

1.2.1 水平衡和氯平衡模型

增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后脫硫系統(tǒng)的水平衡與氯平衡如圖3所示。

圖3 改進(jìn)后脫硫系統(tǒng)的水平衡與氯平衡

增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后，引入部分煙氣對脫硫廢水進(jìn)行加熱和蒸發(fā)，現(xiàn)假設(shè)脫硫廢水中水分完全蒸發(fā)成水蒸氣，水蒸氣隨煙氣進(jìn)入后續(xù)裝置，可建立脫硫系統(tǒng)的水平衡模型：

qm,or,v+ρSW×qV,4+100%×ρDWW×qV,3=qm,o,v+qm,o,l,w+qm,g,c,w+qm,g,s,w+ρDWW×qV,3

(3)

假設(shè)原旁路煙氣中的氯不參與蒸發(fā)反應(yīng)，在脫硫廢水中質(zhì)量分?jǐn)?shù)為wv,Cl%的氯以氯化氫的形式隨煙氣返回到主煙道；脫硫廢水蒸發(fā)產(chǎn)生的鹽一部分被簡易機(jī)械除塵裝置脫除，另一部分被后續(xù)電除塵器捕集，則脫硫廢水中質(zhì)量分?jǐn)?shù)為(1-wv,Cl)×(1-WMDC)×(1-WESP)%的氯以干態(tài)鹽的形式隨煙氣返回到吸收塔中，即可建立脫硫系統(tǒng)的氯平衡模型：

qm,1,Cl+ρSWCL×qV,4+qm,i,f,Cl+[wv,Cl+(1-wv,Cl)×(1-WMDC)×(1-WESP)]×qV,3×ρDWWCL=ρDWWCL×qV,3+qm,g,Cl+qm,o,f,Cl

(4)

1.2.2 配比可調(diào)煙氣溫度的煙氣熱量平衡模型

傳統(tǒng)燃煤電廠空預(yù)器前的煙氣溫度為350 ℃左右，空預(yù)器后的煙氣溫度為150 ℃左右。為了配比用于脫硫廢水蒸發(fā)所需溫度的部分煙氣，分別從空預(yù)器前、后抽取適當(dāng)比例的煙氣進(jìn)行混合換熱。

有研究表明，在蒸發(fā)過程中引進(jìn)的煙氣溫度在250～280 ℃之間時(shí)可取得最佳蒸發(fā)效果。筆者取兩部分煙氣混合后的溫度T3為533.15 K。配比可調(diào)煙氣溫度的煙氣熱量平衡模型為：

(5)

1.2.3 旁路蒸發(fā)系統(tǒng)的熱量平衡模型

脫硫廢水蒸發(fā)分為3個(gè)階段：第1階段脫硫廢水升溫至蒸發(fā)溫度(取373.15 K)；第2階段脫硫廢水蒸發(fā)(取水在373.15 K時(shí)的汽化潛熱)；第3階段水蒸氣升溫至蒸發(fā)系統(tǒng)出口煙氣的溫度。假設(shè)蒸發(fā)系統(tǒng)內(nèi)無熱量損失，得到旁路蒸發(fā)系統(tǒng)的熱量平衡模型為：

(6)

1.2.4 混合換熱模型

旁路蒸發(fā)系統(tǒng)內(nèi)的煙氣需返回主煙道，與空預(yù)器后的煙氣進(jìn)行混合換熱后再一同進(jìn)入后續(xù)設(shè)備，則空預(yù)器后煙氣與旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后煙氣的混合換熱模型為：

(7)

1.2.5 管道熱損失模型

空預(yù)器后的煙氣與旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后的煙氣進(jìn)行混合換熱后，濕煙氣還需經(jīng)過除塵器和部分管道才能進(jìn)入吸收塔，因而在此過程中將會損失部分熱量，煙氣溫度會降低，影響后續(xù)吸收塔內(nèi)的熱量平衡計(jì)算。

假設(shè)傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)的管道熱損失等于增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后脫硫系統(tǒng)的管道熱損失，且傳統(tǒng)吸收塔入口煙氣溫度為408.15 K，則管道熱損失模型為：

(8)

1.2.6 吸收塔熱量平衡模型

吸收塔內(nèi)熱量交換過程為：WFGD入口煙氣從底部進(jìn)入后，首先與吸收塔內(nèi)噴淋下來的石灰水液滴進(jìn)行熱交換，再與除霧器沖洗水進(jìn)行熱交換，最后從吸收塔出口排出飽和凈煙氣。除霧器沖洗水和配置噴淋石灰水所用水等均為工藝補(bǔ)充水，其溫度由工藝水溫度上升至吸收塔內(nèi)漿液溫度。

在煙氣換熱過程中，煙氣溫度逐漸降低，導(dǎo)致煙氣中部分水蒸氣凝結(jié)成水滴進(jìn)入底部漿液中，放出熱量；同時(shí)噴淋的石灰水液滴和除霧器液滴在下落過程中溫度升高，導(dǎo)致部分液滴氣化成水蒸氣，隨煙氣排出，并吸收熱量。這2個(gè)過程同時(shí)存在，當(dāng)系統(tǒng)穩(wěn)定后達(dá)到平衡。現(xiàn)假設(shè)吸收塔出口煙氣溫度T7為吸收塔內(nèi)水的相變溫度，則吸收塔熱量平衡模型為：

(9)

在式(3)～式(9)中，除了qV,1、qV,2、qV,3、qV,4、T5、T6和T7這7個(gè)未知變量外，其他數(shù)據(jù)均可由以上7個(gè)未知變量表示或根據(jù)已知量計(jì)算得到，因此聯(lián)立式(3)～式(9)，即可得到增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后空預(yù)器前、后抽取的煙氣體積流量、吸收塔的工藝補(bǔ)充水體積流量和脫硫廢水體積流量等7個(gè)物理量，利用Matlab進(jìn)行計(jì)算[10]，繼而根據(jù)計(jì)算結(jié)果分析旁路蒸發(fā)系統(tǒng)對脫硫系統(tǒng)的影響。

1.3 飽和煙氣含濕量的計(jì)算原理[3,11]

水蒸氣的分壓力取決于水蒸氣的溫度，不同溫度下飽和水蒸氣的分壓力可通過Antoine方程得到：

(10)

飽和煙氣的含濕量可通過聯(lián)立伯努利方程和道爾頓分壓定律得到：

(11)

吸收塔出口煙氣攜帶的氣態(tài)水質(zhì)量流量為：

qm,o,v=qm,DFG×d×10-3=qm,DFG×622×

(12)

1.4 煙氣質(zhì)量比定壓熱容的計(jì)算原理[12-13]

實(shí)驗(yàn)表明，理想氣體的比熱容是溫度的復(fù)雜函數(shù)，比熱容隨著溫度的升高而增大。根據(jù)參考文獻(xiàn)[12]，在理想氣體狀態(tài)下氣體的比定壓熱容cp與溫度的三次方有如下經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式：

(13)

煙氣的質(zhì)量比定壓熱容為:

(14)

1.5 水汽化潛熱的計(jì)算原理[14]

飽和液體只存在于三相點(diǎn)與臨界點(diǎn)之間的溫度區(qū)間，所以表示飽和液體特性的溫度也應(yīng)與臨界溫度和三相點(diǎn)溫度之間的差值密切相關(guān)，因此原則上可選取臨界點(diǎn)與三相點(diǎn)的溫差值作為溫度的度量單位。由于三相點(diǎn)數(shù)據(jù)偏少，所以選用標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)值替代。流體對應(yīng)態(tài)溫度Tr,c,b為：

(15)

對應(yīng)態(tài)蒸發(fā)潛熱Δhr,b與標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)蒸發(fā)潛熱Δhb、實(shí)際蒸發(fā)潛熱Δh的關(guān)系為：

(16)

由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)整理的蒸發(fā)潛熱通用對應(yīng)態(tài)方程為：

(17)

已知水的標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)TH2O,b為373.15 K，水的臨界溫度TH2O,c為647.3 K，水的標(biāo)準(zhǔn)沸點(diǎn)蒸發(fā)潛熱ΔhH2O,b為2 257.4 kJ/kg，結(jié)合式(15)～式(17)有以下推算：

(18)

(19)

對應(yīng)環(huán)境溫度T下水的汽化潛熱為：

ΔhH2O,T=ΔhH2O,r,b×ΔhH2O,b=2 257.4×

(20)

2 增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)對脫硫系統(tǒng)平衡的影響

以某電廠1 000 MW機(jī)組為例，分別計(jì)算傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)中的水平衡、氯平衡和增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后脫硫系統(tǒng)中的水平衡、氯平衡。1 000 MW機(jī)組的部分?jǐn)?shù)據(jù)如表1、表2、表3和表4所示。

2.1 傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)中的平衡計(jì)算

原煙氣帶水質(zhì)量流量為：

(21)

干煙氣的平均相對分子質(zhì)量為：

(22)

干煙氣的質(zhì)量流量為：

(23)

吸收塔出口煙氣所帶氣態(tài)水質(zhì)量流量qm,o,v可由式(12)和式(23)聯(lián)立得出。

吸收塔出口所帶液態(tài)水質(zhì)量流量為：

qm,o,l,w=qV,DFG×75×10-6

(24)

消耗的石灰石質(zhì)量流量為：

(25)

石灰石中含氯質(zhì)量流量為：

qm,1,Cl=qm,1×10-4

(26)

干石膏的質(zhì)量流量為：

(27)

由表3可知，CaCO3、CaSO3·0.5H2O和CaSO4·2H2O的質(zhì)量比為3∶1∶90，換算成物質(zhì)的量比為3∶0.775∶52.3，其中干石膏中雜質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6%。

表1 某電廠1 000 MW機(jī)組數(shù)據(jù)

表2 石灰石中各成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)

表4 WFGD系統(tǒng)工藝水的水質(zhì)要求

假設(shè)濕石膏中水的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%，則濕石膏的質(zhì)量流量為：

(28)

濕石膏中氯質(zhì)量流量為：

qm,g,Cl=qm,w,g×10-4

(29)

濕石膏結(jié)晶水質(zhì)量流量為：

(30)

濕石膏表面水質(zhì)量流量為：

qm,g,s,w=qm,w,g-qm,d,g

(31)

煙氣帶入氯質(zhì)量流量為：

qm,i,f,Cl=50×qV,DFG×10-6

(32)

煙氣帶出氯質(zhì)量流量為：

qm,o,f,Cl=0.1×qV,DFG×10-6

(33)

工藝補(bǔ)充水密度ρSW按1 000 kg/m3計(jì)，脫硫廢水密度ρDWW按1 060 kg/m3計(jì)；工藝補(bǔ)充水中氯質(zhì)量濃度ρSWCL按1 kg/m3計(jì)，脫硫廢水中氯質(zhì)量濃度ρDWWCL按20 kg/m3計(jì)。

將結(jié)果代入式(1)和式(2)，計(jì)算得到脫硫廢水體積流量qV,3為19.76 m3/h，較實(shí)際脫硫廢水體積流量(25.10 m3/h)有21.27%的誤差；計(jì)算得到工藝補(bǔ)充水體積流量qV,4為231.16 m3/h，較實(shí)際工藝補(bǔ)充水體積流量(210.30 m3/h)有9.92%的誤差，出現(xiàn)這種情況的原因可能有：該電廠工藝補(bǔ)充水中氯的質(zhì)量濃度較高，未能達(dá)到WFGD系統(tǒng)工藝水水質(zhì)要求；WFGD系統(tǒng)排出的脫硫漿液含氯量較高，導(dǎo)致濕石膏中含氯量較高，且難以脫水，濕石膏中水的質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于10%。

2.2 增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后脫硫系統(tǒng)中的平衡計(jì)算

由于增設(shè)了旁路蒸發(fā)系統(tǒng)，導(dǎo)致進(jìn)入脫硫吸收塔的煙氣成分和熱量發(fā)生改變，因此在脫硫系統(tǒng)的平衡計(jì)算中需加入對熱量平衡的考量。氣態(tài)物質(zhì)的比熱容隨溫度的變化較大，而煙氣為混合物，分別對煙氣中各純物質(zhì)的比定壓熱容進(jìn)行計(jì)算，并對其進(jìn)行質(zhì)量平均，得到質(zhì)量定壓比熱容。表5為原煙氣中純組分在理想氣體狀態(tài)下的比定壓熱容計(jì)算常數(shù)ci和相對分子質(zhì)量Mi。

表5 原煙氣中純組分在理想氣體狀態(tài)下的比定壓熱容計(jì)算常數(shù)ci和相對分子質(zhì)量Mi

根據(jù)表5中的數(shù)據(jù)，結(jié)合式(13)和式(14)得到煙氣中各純組分的比定壓熱容：

(34)

干煙氣在溫度T下的質(zhì)量比定壓熱容為：

(35)

水蒸氣在溫度T下的質(zhì)量比定壓熱容為：

(36)

濕煙氣的質(zhì)量比定壓熱容可用干煙氣和水蒸氣的質(zhì)量比定壓熱容表示：

(37)

純水的比定壓熱容cp,H2O取4.186 kJ/(kg·K)；空預(yù)器前抽取的煙氣溫度T1取623.15 K，空預(yù)器后抽取的煙氣溫度T2取423.15 K，進(jìn)入旁路蒸發(fā)系統(tǒng)的煙氣溫度T3取533.15 K，蒸發(fā)系統(tǒng)出口煙氣溫度T4取393.15 K。相比于水的汽化潛熱而言，由于伴隨液態(tài)水溫度變化的吸熱或放熱量相對較小，1 kg水的汽化潛熱相當(dāng)于約1 kg水從0 ℃上升到100 ℃所需熱量的5倍，因此計(jì)算時(shí)液體溫度取電廠相應(yīng)工況下的常規(guī)參數(shù)，即假定工藝補(bǔ)充水溫度T8取303.15 K，吸收塔底部漿液溫度T9為333.15 K，脫硫廢水溫度T10為303.15 K；水在373.15 K條件下的汽化潛熱ΔhH2O,373.15 K取2 257.4 kJ/kg；脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)wv,Cl取2%，蒸發(fā)系統(tǒng)后簡易機(jī)械除塵裝置對灰的捕集效率WMDC取50%，電除塵器對灰的捕集效率WESP取95%。衡算工藝圖如圖4所示。

圖4 改進(jìn)后脫硫系統(tǒng)的衡算工藝圖

將上述結(jié)果代入式(3)～式(9)，得到空預(yù)器前抽取的煙氣體積流量qV,1為142 525 m3/h，占總煙氣的體積分?jǐn)?shù)為4.05%，空預(yù)器后抽取的煙氣體積流量qV,2為119 775 m3/h，占總煙氣的體積分?jǐn)?shù)為3.40%，脫硫廢水體積流量qV,3為18.91 m3/h，工藝補(bǔ)充水體積流量qV,4為197.41 m3/h，混合換熱后煙氣溫度T5為420.71 K，吸收塔入口煙氣溫度T6為405.82 K，吸收塔出口煙氣溫度T7為320.81 K，吸收塔出口煙氣攜帶氣態(tài)水質(zhì)量流量為347.37 t/h。

2.3 增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)對脫硫系統(tǒng)水平衡和氯平衡的影響

由圖5可知，增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后，在脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2%、脫硫廢水中水分完全蒸發(fā)的條件下，脫硫廢水體積流量減少4.30%，工藝補(bǔ)充水體積流量減少14.60%。空預(yù)器后煙氣溫度降低2.44 K，吸收塔入口煙氣溫度降低2.33 K，吸收塔出口煙氣溫度降低0.64 K，吸收塔出口煙氣攜帶氣態(tài)水質(zhì)量流量減少12.83 t/h。

圖5 增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)對脫硫系統(tǒng)的影響

2.3.1 脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)的影響

由圖6可以看出，脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大，脫硫廢水和工藝補(bǔ)充水體積流量也會增加，且二者變化趨勢相同。當(dāng)脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)約小于6%時(shí)，改進(jìn)后的脫硫系統(tǒng)較傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)排水減少；當(dāng)脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)約大于6%時(shí)，改進(jìn)后的脫硫系統(tǒng)較傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)排水增加。由此可知，脫硫廢水蒸發(fā)，在一定范圍內(nèi)降低了吸收塔出口濕煙氣的溫度，當(dāng)氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6%時(shí)，吸收塔出口煙氣攜帶氣態(tài)水質(zhì)量流量減少12.16 t/h；此時(shí)19.76 m3/h的脫硫廢水以水蒸氣的形式和工藝補(bǔ)充水的用途回到吸收塔，實(shí)際工藝補(bǔ)充水體積流量減少33.114 m3/h。將脫硫廢水進(jìn)行蒸發(fā)處理時(shí)，不僅水蒸氣回到吸收塔，其蒸發(fā)時(shí)產(chǎn)生的含氯氣體和少量從除塵器逃逸的含氯顆粒物也返回吸收塔，這部分氣態(tài)和固態(tài)氯質(zhì)量流量恰好約等于伴隨工藝補(bǔ)充水減少的氯質(zhì)量流量(33.114 kg/h)，此時(shí)增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后進(jìn)入濕法脫硫吸收塔中氯的總質(zhì)量與未進(jìn)行旁路蒸發(fā)系統(tǒng)改造前進(jìn)入濕法脫硫吸收塔中氯的總質(zhì)量相等，因此在氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6%時(shí)，脫硫廢水同傳統(tǒng)脫硫系統(tǒng)等量。

圖6 氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)對脫硫廢水體積流量和工藝補(bǔ)充水體積流量的影響

由圖7可以看出，隨著脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大，吸收塔出口煙氣溫度升高，吸收塔出口煙氣攜帶氣態(tài)水質(zhì)量流量增加。這表明由于氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大，所需蒸發(fā)的脫硫廢水體積增加，導(dǎo)致蒸發(fā)系統(tǒng)抽取空預(yù)器前的煙氣體積增加，這些熱量大部分存儲在水蒸氣的汽化潛熱中；當(dāng)煙氣經(jīng)過吸收塔時(shí)，由于溫度下降，煙氣中的水蒸氣凝結(jié)成水，放出大量的汽化潛熱，導(dǎo)致吸收塔出口煙氣溫度升高。由于吸收塔出口煙氣為飽和含濕煙氣，吸收塔出口煙氣攜帶的氣態(tài)水質(zhì)量流量隨吸收塔出口溫度的升高而增加。

圖7 氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)對吸收塔出口煙氣溫度及氣態(tài)水質(zhì)量流量的影響

2.3.2 脫硫廢水中氯質(zhì)量濃度的影響

由于氯質(zhì)量濃度是控制脫硫廢水排放最重要的指標(biāo)，即通過控制脫硫廢水排放時(shí)的氯質(zhì)量濃度來控制脫硫廢水體積流量，取脫硫廢水中氯質(zhì)量濃度范圍為10～20 kg/m3。

由圖8可以看出，隨著控制脫硫廢水中氯質(zhì)量濃度的增加，脫硫廢水體積流量減少，工藝補(bǔ)充水體積流量減少。根據(jù)式(3)得出，當(dāng)脫硫廢水完全蒸干時(shí)，即脫硫廢水中100%的水分以水蒸氣形式隨煙氣返回到吸收塔中，脫硫廢水體積流量不直接影響吸收塔的水平衡。但是脫硫廢水增加，導(dǎo)致抽取更多空預(yù)器前的熱煙氣用于蒸發(fā)，并將這些熱量儲存在水的汽化潛熱中，當(dāng)煙氣經(jīng)過吸收塔時(shí)，由于溫度降低，水蒸氣將冷卻為水，放出大量的汽化潛熱，導(dǎo)致吸收塔出口煙氣溫度升高，吸收塔出口煙氣攜帶的氣態(tài)水質(zhì)量流量增加，從而吸收塔工藝補(bǔ)充水體積流量增加。

圖8 脫硫廢水中氯的質(zhì)量濃度對脫硫廢水體積流量和工藝補(bǔ)充水體積流量的影響

由圖9可知，在一定范圍內(nèi)，工藝補(bǔ)充水體積流量隨脫硫廢水體積流量線性增加。

圖9 脫硫廢水體積流量與工藝補(bǔ)充水體積流量的關(guān)系

2.3.3 脫硫廢水體積流量的影響

由圖10可知，隨著脫硫廢水體積流量的增加，吸收塔出口煙氣溫度升高，吸收塔出口煙氣攜帶氣態(tài)水質(zhì)量流量增加。由圖11可知，如果脫硫廢水體積流量增加，在保證蒸發(fā)溫度在260 ℃左右的情況下，需抽取更多空預(yù)器前、后的熱煙氣用于蒸發(fā)。當(dāng)抽取空預(yù)器前的熱煙氣體積增加時(shí)，會導(dǎo)致空預(yù)器換熱能力下降，一、二次風(fēng)的溫度降低，從而鍋爐的熱效率小幅度降低。

圖10 脫硫廢水體積流量對吸收塔出口煙氣溫度及氣態(tài)水質(zhì)量流量的影響

圖11 脫硫廢水體積流量對煙氣抽取量的影響

3 結(jié) 論

(1) 增設(shè)蒸發(fā)系統(tǒng)后，脫硫系統(tǒng)的氯主要以脫硫廢水蒸發(fā)產(chǎn)物(鹽)、煙氣夾帶和濕石膏夾帶的形式排出。此系統(tǒng)中的水主要以濕石膏夾帶和煙氣帶水的形式排出，無脫硫廢水外排。

(2) 增設(shè)蒸發(fā)系統(tǒng)后，將脫硫廢水蒸發(fā)為氣態(tài)水，隨煙氣返回到主煙道中。這一方面導(dǎo)致脫硫廢水中氯部分揮發(fā)，隨煙氣返回吸收塔，增加了脫硫廢水體積流量；另一方面蒸發(fā)產(chǎn)生的氣態(tài)水作為后續(xù)吸收塔的補(bǔ)充水返回到脫硫系統(tǒng)，減少了脫硫系統(tǒng)的水耗。在脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2%、水分完全蒸發(fā)的條件下，脫硫廢水體積流量減少4.30%，工藝補(bǔ)充水體積流量減少14.60%，空預(yù)器后煙氣溫度降低2.44 K，吸收塔入口煙氣溫度降低2.33 K，吸收塔出口煙氣溫度降低0.64 K，吸收塔出口煙氣攜帶氣態(tài)水質(zhì)量流量減少12.83 t/h。

(3) 對增設(shè)旁路蒸發(fā)系統(tǒng)后的脫硫系統(tǒng)模型進(jìn)行分析，當(dāng)脫硫廢水中氯質(zhì)量濃度降低或脫硫廢水中氯揮發(fā)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加時(shí)，脫硫廢水體積流量增加，工藝補(bǔ)充水體積流量增加，吸收塔出口煙氣溫度升高，吸收塔出口煙氣攜帶氣態(tài)水質(zhì)量流量增加。由于脫硫廢水體積流量增加，需抽取更多的熱煙氣用于蒸發(fā)，并將煙氣熱量儲存在水的汽化潛熱中。當(dāng)煙氣經(jīng)過吸收塔時(shí)，煙氣中的水蒸氣將汽化潛熱放出，導(dǎo)致吸收塔出口煙氣溫度升高，吸收塔出口煙氣攜帶氣態(tài)水質(zhì)量流量增加，為保證吸收塔內(nèi)的水平衡，工藝補(bǔ)充水體積流量同步增加。

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