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WFGD中喷淋塔液气比计算方法的探讨

时间:2020-08-24 19:18

  WFGD中喷淋塔液气比计算方法的探讨_哲学/历史_人文社科_专业资料。能源与环境 WFGD 中喷 淋塔 液气 比计 算方 法的 探讨 柯昌华,陈捷 (浙江新绿智汇环保科技有限公司,浙江 杭州 310023) 摘要:从湿法烟气脱硫的数学模型着手,介绍了传质系数法和

  能源与环境 WFGD 中喷 淋塔 液气 比计 算方 法的 探讨 柯昌华,陈捷 (浙江新绿智汇环保科技有限公司,浙江 杭州 310023) 摘要:从湿法烟气脱硫的数学模型着手,介绍了传质系数法和传质单位数法两种喷淋塔液气比计算和选择的 方法,对于自主开发适合国内脱硫市场的喷淋塔液气比计算模型有参考意义。 液气比的计算模型是建立在大 量实验数据之上的,需要经大量实际工程数据的验证和修正才能用于指导 WFGD 工程喷淋塔的设计。 关键词:湿法烟气脱硫;双膜理论;传质系数法;传质单元数法;喷淋塔;液气比(L /G) 中图分类号:X511文献标识码:A文章编号:1004 -3950(2017)01 -0065 -04 Discussions on liquid-to-gas ratio calculations for open spray absorber in WFGD KE Chang-hua, CHEN Jie (Zhejiang New Green Smart Environmental Science & Technology Co., Ltd, Hangzhou 310023, China) Abstract:Starting from the mathematical models for the wet flue gas desulfurization (WFGD) system, two ways, mass transfer coefficient method and NTU method, to calculate and determine the liquid-to-gas ratio ( L /G) in the open spray absorber were respectively introduced.These made directive significance to self-develop the liquid-to-gas ratio ( L /G) calculation models, which were suitable for the FGD market in China, in the open spray absorber.The liquid- to-gas ratio (L /G) calculation models were based on the large amount of data from the pilot plant.However, the mod- els should be verified and calibrated on numerous commercial and full-sized spray absorbers before their using to design the actual WFGD absorbers. Key words:wet flue gas desulfurization (WFGD); two-film theory; mass transfer coefficient method;NTU method ; open spray absorbe;r liquid -to-gas ratio (L/G) 0引 言 液气比(L /G) 是指单位时间内脱硫吸收塔中 吸收剂浆液喷淋量与单位时间内脱硫吸收塔入口 的标准状态湿烟气体积流量之比[1] 。 液气比是 湿法烟气脱硫( Wet flue gas desulfurization, WF- GD) 系统设计中 最 重要 的参 数, 对 于 脱 硫 系 统 的 技术性能、 经济性和运行可靠性具有重要的影 响[2 -4] 。 因此,可以说,液气比的计算和合理液气 比的选择是整个湿法烟气脱硫工艺的核心,也是 各湿法脱硫技术流派的技术核心。 美国、德国和日本等发达国家从 20 世纪 70 年代开始就对各种 FGD 工艺和装置进行了试验 研究,通过对 FGD 工艺化学反应机理的深入理解 和不断的工程实践,到 20 世纪 90 年代已达到成 熟阶段,特别是石灰石湿法工艺。 尽管我国从 20 世纪 70 年代开始就对国际上现有 FGD 技术的主 要类型进行了各种大大小小的实验研究,但是进 展缓 慢, 而 且 仅 在 较 小 的 工 业 锅 炉 上 有 所 应 用。 从 21 世纪初开始,随着相关环保标准和环保政策 的实施,我国烟气脱硫市场呈现了“ 爆发式” 的发 展,但是由于国内落后的脱硫技术不能满足巨大 的脱硫市场的需求,在火电厂大型机组 FGD 技术 上,我国采取了联合设计、引进国外大公司先进的 FGD 技术等方式[ 4 -5] 。 所以,液气比的计算和选 择基本上都是由国外技术提供商的计算软件来完 成。 但由于不能获得计算软件背后的数据库,也 就不能真正掌握烟气脱硫技术的核心[6] 。 收稿日期:2016 -07 -06 作者简介:柯昌华(1974 -) ,男,湖北黄石人,工程师,硕士,主要从事烟气脱硫技术的设计、开发和研究工作。 万方数据 2017 年,第 1 期 - 瑔 瑥 - 能源与环境 在液气比的计算上,郭毅等[7 ] 利用喷淋塔中 SO2 吸收过程的操作线与平衡线的关系得到理论 上的最小液气比;陈莲芳等[8] 根据反应平衡计算 满足排放要求的理论最小液气比。 但由于他们没 有考虑烟气脱硫过程中气液流动、 传质及化学反 应的复杂性和特殊性,所得到的理论最小液气比 对于烟气脱硫液气比计算没有参考意义。 缪明烽 等[9] 根据双模理论并结合 SO2 在浆液中的电离 过程建立了 SO2 的吸收模型来计算最小液气比, 虽然与实验值吻合较好,但没有经过大量工程数 据的验证和修正,也不能直接用于湿法脱硫液气 比的计算。 徐敬[10] 对石灰石 /石膏湿法烟气脱硫 过程进行了稳态模拟,根据平衡理论建立了脱硫 系统的数学模型和物料平衡计算,但在和某一具 体工程项目的设计数据进行比对时,在液气比这 一核心量上相差 16%。 本文旨在对两种国外大 公司喷淋塔液气比的计算思路和方法进行探讨。 1SO2 吸收数学模型 由于 WFGD 吸收塔内同时存在传热、传质以 及化学反应等过程,相当复杂,要通过精确的数学 模型将其表达出来, 几乎不可能。 国内外的研究 者们提出过各种不同的理论,其中应用最广泛且 较为成熟的是“双模理论”。 运用双模理论,可以 用式(1) 来描述吸收塔的性能[2] : NTU =ln(Y i /Yo ) =K·G A (1) 式中:NTU 为 传 质 单 元 数 (Number of transfer units,NTU ),无量纲;Yi 为入口 SO2摩尔分率 ;Y o 为出口 SO2 摩尔分率;K 为气相平均总传质系数, kg /(s· m2 ) ;A 为传质界面总面积,m2 ;G 为烟气总 质量流量,kg /s。传质系数受制于浆液的性质、雾 化粒度、液气比、烟速、操作温度等诸多物理、化学 因素[11] 。 将式(1) 稍做改动则得到以对数表示的 SO2 脱除效率与 NTU 的关系式为[2] : NTU =ln(Yi -Yo ) =-ln(Yi /Yo ) =1 -ln(1 -η) (2) 式中:η为脱硫效率,%。NTU 反映的是吸收塔吸 收 SO2 的困难程度。需要说明的是,式(2) 仅表明 NTU 与 η在数量上的关系,并无内在机理上的联 系。要求的脱硫效率越高,则达到要求越困难,即 NTU 越大。要达到一定的脱硫效率( 即需要一定 - 瑔 瑦 - 万方数据 的 NTU),取决于传质系数、吸收区高度、液气比、 雾化粒度、流动状况等因素[11] 。 2液气比的计算方法 2.1传质系数法 1991 年 KOHL 等[12] 介绍了 GEESI 公司(美国 MET 公司的前身)石灰石湿法脱硫系统喷淋空塔 的传质模型,将吸收塔中 SO2 的吸收速率定义为: R =G(Y1 -Y2 ) =Kg a· V· (Y1 -Y2 ) /ln( Y1 /Y2 ) (3) 式中:R 为 SO2 吸 收 速 率,moL /h;G 为 烟 气 量, mol /h;Y1 、Y2 分别为吸收塔进出口 SO2 的摩尔分 数;V 为吸收段的有效体积,m3 ;Kg a 为总的体积传 质系数,mol /(h· m3 )。式(3) 也可以表示成传质 系数 Kg a 和脱硫效率 η的关系: Kg a =(G /V)· ln[1 /(1 -η)] (4) 对于某一给定的吸收塔,如果传质系数 Kg a 已知,则可以根据式(4) 来预测该吸收塔的脱硫 效率。 传质过程的影响因素十分复杂,对于不同 的物质、不同吸收塔型和尺寸以及不同的流动状 况与操作条件,传质系数不相同,迄今尚无通用的 计算方法和计算公式。 目前,在进行吸收塔的设 计时,获取传质系数的途径有三条:一是实验室测 定;二是选用适当的经验公式进行计算;三是选用 适当的准数关联式进行计算[4] 。 GEESI 通过中试 实验和全尺寸实际脱硫装置获得大量数据,然后 对数据进行分析处理得到了 GEESI 喷淋空塔的 传质系数 Kg a 的半经验公式(5): Kg a =C· Um · Ln /Y1p (5) 式中:C 为比例常数,澳门网址无量纲;U 为空塔气速,m /s;L 为循环浆液喷淋密度,L /(h· m3 );m、n、p 为相关系 数。值得注意的是,在 GEESI 的传质模型公式中, pH 值和循环浆液液滴粒径并没有作为变量出现。 联立式(4) 和式(5) 可以得到喷淋密度 L 的 计算公式为: L n = G V · ln 1 1· -η C· 1 Um· Y1p (6) 根据喷淋密度就能很容易地计算出所需要的 循环喷淋量和液气比。 以 GEESI 标准尺寸的吸 收塔、进口 SO2 浓度为 1900mg /m3 、3 层喷淋层为 例,根据上述公式可以得到一定脱硫效率下的传 质系数 Kg a 和 液 气 比 L /G, 得 到 的 结 果 如 图 1 所示。 能源与环境 图 1传质系数及液气比和脱硫效率的关系 这里得到的液气比是基础液气比,即 GEESI 传质模型下的基础液气比。 这个基础实验条件是: 循环浆液固含量为 15%、浆液固体中 CaCO3 含量 为 3%、石灰石粒径 P80 为 30.8 μm、循环停留时间 为 3.5 min 等。 然后对实际运行条件和基础实验 条件进行比较,根据比较结果对基础液气比进行修 正,得到所需要的实际液气比。 最后考虑浆液中氯 离子以及是否采用有机酸添加剂对脱硫性能的影 响得到最终的设计液气比。 另外,液气比必须足够 大以避免循环浆液中亚硫酸钙和硫酸钙过饱和度 太高而造成系统结垢。 总之,液气比的计算和确定 既要保证脱硫性能又要保证系统无垢运行[2] 。 2.2传质单元数法 下面介绍美国 B&W 公司计算和选择液气比 的方法:传质单元数法。 根据式(1),将传质单元 数 NTU 进行分解,可以用式(7)来表示: NTU =NTU0 · RTU1 · RTU2 · …· RTUn (7) 式中:NTU0 为基准操作条件下传质单元数,无量 纲;RTU1 、RTU2 、……、RTUn 分别为影响 NTU 的第 1 个、第 2 个、……、第 n 个影响因素所对应的相对 传质 单 元 数 ( Relative number of transfer units, RTU),无量纲。 影响脱硫效率的因素非常复杂,而且相互作 用、相互关联。 首先通过设计正交实验以及对正 交实验的结果进行极差分析和方差分析筛选出主 要影响因素以及因素的影响大小。 美国 B&W 公 司最终确定的脱硫效率影响因素分别为:液气比、 吸收区压降( 含托盘压降)、进口 SO2 浓度、循环 浆液 pH 值、石灰石粒径、钙硫比、烟气流速以及 循环浆液固含量等。 这样,式(7) 可以进一步明 确为: NTU =NTU0 · RTUL/G · RTUΔp · RTUSO2 · RTUpH · RTULS · RTUSR · RTUV · RTUSS (8) 然后为各个影响因素确定一个基准值,这样 就形成了一个基准的操作条件( 见表 1),对基准 操作条件 下 的 实 验 数 据 进 行 分 析 处 理 就 能 得 到 NTU0 的值。 最后根据单因素实验,改变基准操作 条件中的某一个因素而保证其他因素恒定,对实 验数据进行回归拟合处理得到相对传质数 RTU 与影响因素之间的函数关系。 另外,还要考虑循 环浆液中 氯 离 子 以 及 是 否 采 用 有 机 酸 添 加 剂 对 NTU 的影响。 项目 基准值 液气比 / L· m -3 5.35 吸收区 压降 /Pa 250 表 1基准操作条件 进口 SO2 循环浆 石灰石粒径(325 浓度 /mg· m -3 液 pH 值 目通过率) /% 3000 6.0 95 钙硫比 1.08 烟气流速 /m· s -1 2.93 循环浆液 固含量 /% 10 对于具体的脱硫工程,联立式(2)和式(8) 则可以得到满足所要求的脱硫效率 η所必需的 RTUL/G : RTUL /G =NTU0 · RTUΔp · RTUSO2 · 1 -ln(1 -η) RTUpH · RTULS · RTUSR · RTUV · RTUSS (9) 假定 RTUL/G 与 L /G 的函数关系为 RTUL/G =f(L /G),则可反算出需要的液气比 L /G: L /G =f -1 1 -ln(1 -η) NTU0 · RTUΔp · RTUSO2 · RTUpH · RTULS · RTUSR · RTUV · RTUSS 假定所需要的脱硫效率为 98%,则按式(2) 条件。 (10) 可计算出所需要的 NTU 值为 3.912。 以 B&W 标 根据上述的运行操作条件以及 RTU 与影响 准尺寸的吸收塔、进口 SO2 浓度为 1900 mg /m3 、3 因素之间的函数关系可以得到各因素对应的相对 层喷淋层、1 层托盘为例,假定表 2 所列为运行 传质单位数见表 3。 万方数据 2017 年,第 1 期 - 瑔 瑧 - 能源与环境 项目 参数 吸收区压降 /Pa 1175 进口 SO2 浓度 /mg· m -3 665 表 2运行操作条件 循环浆液 pH 值 石灰石粒径(325 目通过率) /% 5.62 90 钙硫比 1.03 烟气流速 /m· s -1 3.54 循环浆液 固含量 /% 15 项目 数值 NTU 3.912 NTU0 0.95 表 3各因素对应的相对传质单位数 RTUΔP 1.705 RTUSO2 1.673 RTUpH 0.883 RTULS 0.961 RTUSR 0.941 RTUV 0.938 RTUSS 1.025 根据式(9) 可以得到 RTUL/G 为 1.88,最后可 以计算得到所需要的液气比为 12.57 L /m3 。 3结语 液气比的计算和合理液气比的选择是整个湿 法烟气脱硫工艺的核心。 液气比的计算和确定需 要考虑很多因素,液气比的计算模型是建立在大 量实验数据之上的,需要经大量实际工程数据的 验证和修正才能用于指导 WFGD 实际工程吸收 塔的设计。 文中探讨的两种国外公司喷淋塔液气 比的计算思路和方法可以为国内自主开发适合我 国脱硫市场的喷淋塔液气比计算模型提供参考。 参考文献: [1]DL /T 1149 -2010,火电厂石灰石 /石灰 -石膏湿法 烟气脱硫系统运行导则[ S] . 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