濕法脫硫廢水液柱蒸發(fā)特性

洪永強(qiáng)，陳桂芳，馬春元，毛巖鵬，楊德萍，劉曉，沈榮勝

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濕法脫硫廢水液柱蒸發(fā)特性

洪永強(qiáng)1，2，陳桂芳1，2，馬春元1，2，毛巖鵬1，2，楊德萍3，劉曉3，沈榮勝3

（1山東大學(xué)燃煤污染物減排國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，山東濟(jì)南 250061；2山東省能源碳減排技術(shù)與資源化利用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東濟(jì)南 250061；3山東神華山大能源環(huán)境有限公司，山東濟(jì)南 250014）

提出了一種利用煙氣余熱基于液柱蒸發(fā)濃縮脫硫廢水的新型工藝，旨在降低脫硫廢水零排放的成本。利用液柱蒸發(fā)試驗(yàn)臺(tái)，研究了不同工藝參數(shù)下脫硫廢水的液柱蒸發(fā)特性，得到了出口煙氣濕飽和的邊界條件。研究結(jié)果表明：在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，煙氣裹挾速率、蒸發(fā)速率、壓力損失范圍分別為1.5～53.17kg/h、8.85～45.73kg/h、9～160Pa，出口煙氣濕度、出口煙氣溫度、SO2去除率范圍分別為28.6%rh～99.6%rh、42.5～65.7℃、4.1%～61.0%。出口煙氣中鹽離子濃度的增加為煙氣裹挾廢水所致，蒸發(fā)過(guò)程中鹽類(lèi)不會(huì)遷移到煙氣中。噴嘴直徑為2.5mm時(shí)，出口煙氣均呈濕飽和態(tài)；噴嘴直徑為5mm時(shí)，蒸發(fā)塔內(nèi)煙氣流速大于5.0m/s時(shí)，出口煙氣呈濕飽和態(tài)；噴嘴直徑為10.6mm時(shí)，出口煙氣均呈不飽和態(tài)。本實(shí)驗(yàn)的實(shí)施對(duì)于電廠(chǎng)的余熱利用和廢水零排放項(xiàng)目提供了參考和借鑒意義。

濕法脫硫；液柱蒸發(fā)；余熱利用；進(jìn)口煙氣溫度；蒸發(fā)塔煙氣流速；噴嘴直徑

在燃煤發(fā)電廠(chǎng)中，石灰石-石膏濕法煙氣脫硫（wet flue gas desulfurization，WFGD）工藝作為其重要組成部分，因其極高的脫硫效率[1]被廣泛采用，市場(chǎng)占有率高達(dá)90%以上，其用水量約占整個(gè)燃煤機(jī)組的50%以上[2]。同時(shí)，燃煤電廠(chǎng)不僅是水資源消耗大戶(hù)，也是排水大戶(hù)。作為水耗50%以上的脫硫工藝，脫硫廢水排水量顯著，占燃煤電廠(chǎng)總體排水量的10%～15%。燃煤電廠(chǎng)廢水零排放已成為主流趨勢(shì)，脫硫廢水的固化工藝包括機(jī)械蒸汽再壓縮（mechanical vapor recompression，MVR）及高溫?zé)煔鈬婌F蒸發(fā)，其投資及運(yùn)行成本均與廢水處理量直接相關(guān)。另一方面，燃煤電廠(chǎng)煙氣余熱尚未得到充分利用，若能利用煙氣余熱實(shí)現(xiàn)脫硫廢水濃縮，將顯著降低脫硫廢水零排放的成本[3]。

脫硫廢水MVR蒸發(fā)結(jié)晶工藝在國(guó)內(nèi)外已經(jīng)得到了廣泛研究及實(shí)際應(yīng)用[4-6]，應(yīng)用中經(jīng)混凝沉淀、水質(zhì)軟化等預(yù)處理后的出水進(jìn)入蒸發(fā)器濃縮結(jié) 晶[7]，是利用蒸發(fā)器中產(chǎn)生的二次蒸汽，經(jīng)壓縮機(jī)壓縮，壓力、溫度升高的蒸汽可用于待蒸發(fā)料液的加熱，蒸汽本身則冷凝成水。蒸汽潛熱得到充分利用，同時(shí)回用冷凝水[4]，水中鹽分實(shí)現(xiàn)固化回收[8]。該技術(shù)成熟可靠，但是投資費(fèi)用及處理成本 高[12-13]，一般與廢水濃縮工藝結(jié)合應(yīng)用，同時(shí)MVR蒸發(fā)系統(tǒng)對(duì)水質(zhì)要求較高。脫硫廢水因其高含鹽量、高腐蝕性[9-10]、含易結(jié)垢物質(zhì)，不能滿(mǎn)足蒸發(fā)結(jié)晶系統(tǒng)對(duì)進(jìn)水水質(zhì)的要求，需要增加強(qiáng)化軟化預(yù)處理系統(tǒng)[8-9，11-12]，預(yù)處理費(fèi)用高。

目前，燃煤電廠(chǎng)濕法煙氣脫硫廢水的處理工藝中，利用高溫?zé)煔鈬婌F蒸發(fā)脫硫廢水逐漸受到關(guān) 注[14-17]，即將噴霧蒸發(fā)技術(shù)用于濕法煙氣脫硫廢水的深度處理，在鍋爐尾部煙道區(qū)域設(shè)置霧化噴嘴，將脫硫廢水泵送到霧化噴嘴內(nèi)，噴入并分散到高溫?zé)煔猸h(huán)境中，吸收煙氣熱量后，廢水霧化液滴蒸發(fā)為水蒸氣并隨煙氣一起排放，原廢水中的鹽類(lèi)和固體物則懸浮在煙氣中并進(jìn)入到電除塵器被電極捕捉，最后隨飛灰一起外排[18-21]。目前經(jīng)過(guò)國(guó)內(nèi)外大量學(xué)者的理論、試驗(yàn)研究及可行性分析，認(rèn)為利用煙氣余熱蒸發(fā)處理廢水技術(shù)可以實(shí)現(xiàn)低成本的電廠(chǎng)廢水零排放，廢水蒸發(fā)后所析出的金屬鹽、懸浮物等物質(zhì)隨煙氣進(jìn)入后面的除塵系統(tǒng)中被脫除，對(duì)飛灰利用影響較小[18-19，22-30]。但是煙氣噴霧蒸發(fā)過(guò)程中，高溫?zé)煔獾奶崛p失了部分鍋爐效率，增加了電廠(chǎng)的煤耗，提取高溫?zé)煔獾牧咳Q于噴入的廢水量。若能降低脫硫廢水的處理量，減少高溫?zé)煔獾囊隽?，將能顯著加快脫硫廢水煙氣噴霧蒸發(fā)技術(shù)的推廣應(yīng)用。

因此，無(wú)論是MVR技術(shù)還是高溫?zé)煔鈬婌F蒸發(fā)技術(shù)，其投資及運(yùn)行成本均與廢水處理量直接相關(guān)，實(shí)現(xiàn)廢水的濃縮是十分必要的。目前的主流濃縮技術(shù)是反滲透膜技術(shù)，反滲透膜的運(yùn)行對(duì)廢水的水質(zhì)要求較高。脫硫廢水中鈣鎂離子含量高，需通過(guò)絮凝沉淀、pH調(diào)節(jié)、離子交換樹(shù)脂等工藝實(shí)現(xiàn)廢水的除硬，其預(yù)處理費(fèi)用非常高。

因此，本文提出一種利用煙氣余熱基于液柱蒸發(fā)的脫硫廢水濃縮技術(shù)（簡(jiǎn)稱(chēng)液柱蒸發(fā)），建立脫硫廢水液柱蒸發(fā)濃縮系統(tǒng)，即利用低品位煙氣作熱源，在煙氣脫硫系統(tǒng)前增加蒸發(fā)塔，采取液柱蒸發(fā)的方式，對(duì)燃煤電廠(chǎng)脫硫廢水進(jìn)行液柱蒸發(fā)處理。

本工藝中脫硫廢水與煙氣直接接觸換熱，不存在換熱面結(jié)垢等問(wèn)題，無(wú)需預(yù)處理，克服了噴霧蒸發(fā)中噴嘴易堵塞[31]、壁面積灰等問(wèn)題；脫硫廢水在煙氣余熱下蒸發(fā)，可以大大降低廢水的處理量，節(jié)約成本；煙氣吸收部分水分后進(jìn)入脫硫系統(tǒng)，機(jī)組可以降低脫硫用水補(bǔ)水量；進(jìn)入脫硫系統(tǒng)的煙氣溫度降低，可以提高脫硫效率；設(shè)計(jì)煙氣與水柱垂直接觸，可降低壓力損失；對(duì)SO2有一定的去除率；液柱蒸發(fā)形式避免了鹽類(lèi)隨煙氣蒸發(fā)進(jìn)入后續(xù)系統(tǒng)。本工藝投資及運(yùn)行成本較低，僅需在原煙道增加一個(gè)蒸發(fā)塔，或通過(guò)改造原煙道實(shí)現(xiàn)液柱噴淋，運(yùn)行成本僅為泵的耗電。

本文利用液柱蒸發(fā)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)研究，研究了不同進(jìn)口煙氣溫度、蒸發(fā)塔煙氣流速、液柱噴嘴直徑下脫硫廢水的液柱蒸發(fā)特性，考察了操作參數(shù)對(duì)煙氣裹挾速率、煙氣濕度、蒸發(fā)速率、壓力損失、出口煙氣溫度、SO2去除率的影響，并確定了出口煙氣濕飽和的邊界條件。試驗(yàn)結(jié)果可以指導(dǎo)利用煙氣余熱實(shí)現(xiàn)脫硫廢水的濃縮，為該技術(shù)的工程應(yīng)用提供參考。

1　實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)、特征及方法

1.1實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

液柱蒸發(fā)試驗(yàn)系統(tǒng)工藝流程如圖1所示，液柱示意圖如圖2所示，系統(tǒng)主要由蒸發(fā)塔、玻璃轉(zhuǎn)子流量計(jì)、循環(huán)水泵、儲(chǔ)水池4部分組成。

其中，玻璃轉(zhuǎn)子流量計(jì)型號(hào)為L(zhǎng)ZB-80，測(cè)量范圍是1～10m3/h，基本誤差限為±1.5%，由常州市凱悅熱工儀表有限公司生產(chǎn)；循環(huán)水泵型號(hào)為RGP-10，揚(yáng)程為50m，變頻泵，由昆山奧克蘭泵業(yè)制造有限公司生產(chǎn)；蒸發(fā)塔尺寸為0.6m(高)×3.6m(長(zhǎng))×0.2m(寬)。

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)特性參數(shù)

在此系統(tǒng)中，廢水儲(chǔ)存在儲(chǔ)水池中，通過(guò)循環(huán)水泵以一定流量進(jìn)入噴淋管，噴淋管上安裝噴孔，在循環(huán)水泵壓力下形成水柱，水柱噴淋高度設(shè)置為0.55m，蒸發(fā)塔前后分別設(shè)置測(cè)點(diǎn)用于監(jiān)測(cè)前后煙氣溫度、壓力、濕度、SO2濃度等，進(jìn)出口煙氣流速分別為為in、out，煙氣溫度分別為in、out，含濕量分別為in、out，SO2濃度分別為CSO2，in、SO2，out，壓力分別為in、out。煙氣水平進(jìn)入蒸發(fā)塔，與液柱直接接觸傳熱傳質(zhì)，在此過(guò)程中產(chǎn)生一定的壓力損失，煙氣中部分SO2被液柱吸收，部分廢水蒸發(fā)成為水蒸氣進(jìn)入煙氣，實(shí)現(xiàn)廢水的濃縮。

系統(tǒng)出口側(cè)設(shè)置回收裝置，以回收煙氣中裹挾的水，并測(cè)定其質(zhì)量。

（1）本文中定義煙氣裹挾速率（carrier rate，C）為單位時(shí)間內(nèi)煙氣中裹挾水量，計(jì)算公式如式(1)。

式中，為液柱蒸發(fā)時(shí)煙氣中裹挾水質(zhì)量，kg；為蒸發(fā)所用時(shí)間，h。

（2）本文中定義蒸發(fā)速率（evaporation speed，S）為在一定參數(shù)（進(jìn)口煙氣溫度、蒸發(fā)塔煙氣流速）下，已蒸發(fā)水量與蒸發(fā)所用時(shí)間之比，計(jì)算公式如式(2)。

式中，0為液柱蒸發(fā)前儲(chǔ)水池中水質(zhì)量，kg；1為液柱蒸發(fā)結(jié)束后儲(chǔ)水池中水質(zhì)量，kg；為液柱蒸發(fā)時(shí)煙氣中裹挾水質(zhì)量，kg；為蒸發(fā)所用時(shí)間，h。

（3）本文中定義壓力損失為蒸發(fā)塔進(jìn)出口壓力差，表征煙氣流過(guò)蒸發(fā)塔后所消耗的機(jī)械能，計(jì)算公式如式(3)。

（4）本文中定義SO2去除率為蒸發(fā)塔進(jìn)出口SO2濃度差與進(jìn)口濃度的比值，計(jì)算公式如式(4)。

(4)

1.3 實(shí)驗(yàn)方法

煙氣溫度由溫度儀測(cè)得，型號(hào)為L(zhǎng)utron TM-902C，測(cè)量范圍–150～1300℃，由深圳安普華電子科技有限公司生產(chǎn)；煙氣濕度由便攜式溫濕度儀測(cè)得，型號(hào)為rotronic HP22-A，測(cè)量范圍0%rh～100%rh，由瑞士羅卓尼克生產(chǎn)；煙氣流速和壓力由差壓計(jì)測(cè)得，型號(hào)為德圖Testo512；SO2濃度由手持式煙氣分析儀測(cè)得，型號(hào)為英國(guó)凱恩KANE950。

SO42–和Cl–由離子色譜法測(cè)量（標(biāo)準(zhǔn)HJ 549—2016《環(huán)境空氣和廢氣氯化氫的測(cè)定離子色譜法》、標(biāo)準(zhǔn)HJ 544—2016《固定污染源廢氣硫酸霧的測(cè)定離子色譜法》），離子色譜儀型號(hào)為賽默飛戴安ICS-900；K+、Na+、Ca2+及Mg2+由5%HNO3吸收液吸收，電感耦合等離子體發(fā)射光譜儀測(cè)量，型號(hào)為Optima7000DV，由美國(guó)珀金埃爾默儀器(上海)有限公司生產(chǎn)。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

實(shí)驗(yàn)中蒸發(fā)塔內(nèi)液柱高度為0.55m，研究了不同工況參數(shù)對(duì)蒸發(fā)特性的影響。

2.1 不同參數(shù)對(duì)煙氣裹挾速率的影響

圖3、圖4分別為煙氣裹挾速率隨進(jìn)口煙氣溫度、蒸發(fā)塔煙氣流速及噴嘴直徑的變化曲線(xiàn)?？梢钥闯?，煙氣裹挾速率變化受進(jìn)口煙氣溫度影響較小，但隨蒸發(fā)塔內(nèi)煙氣流速的增大而顯著升高。煙氣流速增大引起煙氣的攜帶力增加，導(dǎo)致了煙氣裹挾速率加快。

由圖可見(jiàn)，隨著噴嘴直徑的增大，煙氣裹挾速率顯著降低。主要原因是：煙氣裹挾水量與煙氣方向的作用力直接相關(guān)，同等進(jìn)口壓強(qiáng)下，噴嘴直徑越小，液柱剖面所受切向力越大，液柱越易被裹挾，導(dǎo)致煙氣裹挾速率加快。

2.2 不同參數(shù)對(duì)蒸發(fā)速率的影響

圖5、圖6分別為蒸發(fā)速率隨進(jìn)口煙氣溫度、蒸發(fā)塔煙氣流速及噴嘴直徑的變化曲線(xiàn)。進(jìn)口煙氣溫度及蒸發(fā)塔流速的升高，均導(dǎo)致蒸發(fā)速率顯著增加。進(jìn)口煙氣溫度的升高及蒸發(fā)塔煙氣流速的增大均會(huì)導(dǎo)致煙氣與廢水的換熱量增加、傳質(zhì)速率加快，利于水的蒸發(fā)，導(dǎo)致蒸發(fā)速率加快。

圖3 煙氣裹挾速率隨進(jìn)口煙氣溫度的變化規(guī)律（蒸發(fā)塔煙氣流速4.0m/s）

隨著噴嘴直徑的增大，蒸發(fā)速率先減少后增加。蒸發(fā)速率與蒸發(fā)溫度、氣液接觸面積以及蒸發(fā)環(huán)境濕度有關(guān)。噴嘴直徑增大，煙氣與液柱接觸面積增大，使蒸發(fā)速率加快，但是受煙氣裹挾影響，使得煙氣濕度增加，蒸發(fā)速率變慢，二者綜合作用使得蒸發(fā)速率隨著噴嘴直徑的增大先減少后增大。

2.3 不同參數(shù)對(duì)出口煙氣濕度的影響

本文中的煙氣濕度是指相對(duì)濕度，用表示，表示為單位體積煙氣內(nèi)實(shí)際所含的水蒸氣密度（用1表示）和同溫度下飽和水蒸氣密度（用2表示）的百分比，見(jiàn)式(5)。

圖7、圖8分別為出口煙氣濕度隨進(jìn)口煙氣 溫度、蒸發(fā)塔煙氣流速及噴嘴直徑的變化曲線(xiàn)。由式(5)可知，出口煙氣相對(duì)濕度受煙氣中實(shí)際的水蒸氣量及相應(yīng)溫度的飽和水蒸氣量的共同影響。隨著煙氣溫度升高，蒸發(fā)水量增加，但同時(shí)出口煙氣溫度增加，因此d1和d2是同時(shí)增加的；煙氣流速加快，蒸發(fā)速率加快，主要引起d1增加，對(duì)于出口煙氣溫度及d2影響較小。

隨著噴嘴直徑的增大，出口煙氣濕度顯著降低。噴嘴直徑增大，煙氣裹挾速率降低，出口煙氣濕度顯著降低。噴嘴直徑為2.5mm時(shí)，出口煙氣濕度接近100%rh；噴嘴直徑為10.6mm時(shí)，出口煙氣均為不飽和狀態(tài)；噴嘴直徑為5mm時(shí)，隨著煙氣流速加快，出口煙氣從不飽和狀態(tài)達(dá)到濕飽和狀態(tài)。

2.4 不同參數(shù)對(duì)壓力損失的影響

壓力損失分為局部壓力損失及沿程壓力損失，見(jiàn)式(6)、式(7)。

局部壓力損失

沿程壓力損失

(7)

式(6)和式(7)中，為局部阻力系數(shù)；為液體的密度，kg/m3；為流速，m/s；為沿程阻力系數(shù)。

圖9、圖10分別為壓力損失隨進(jìn)口煙氣溫度、蒸發(fā)塔煙氣流速及噴嘴直徑的變化曲線(xiàn)。隨著進(jìn)口煙氣溫度的升高，壓力損失隨煙氣進(jìn)口溫度變化較小，并未呈現(xiàn)明顯規(guī)律，圖9中波動(dòng)主要為試驗(yàn)鏈條爐運(yùn)行工況的波動(dòng)所致。如式(6)和式(7)所示，壓力損失與流速的平方成正比，煙氣流速增大，壓力損失增加。

隨著噴嘴直徑的增大，壓力損失不斷增加。主要原因是：同等進(jìn)口壓力下，噴嘴直徑越大，煙氣的流通面積變小，煙氣所受阻力增大。

2.5 不同參數(shù)對(duì)出口煙氣溫度的影響

圖11、圖12分別為出口煙氣溫度隨進(jìn)口煙氣溫度、蒸發(fā)塔流速及噴嘴直徑的變化曲線(xiàn)。

由圖11可見(jiàn)，隨著進(jìn)口煙氣溫度的增加，出口煙氣溫度增加，但噴嘴直徑為2.5mm時(shí)增加幅度較小；隨著噴嘴直徑的增大，出口煙氣溫度先增大后減小。噴嘴直徑為2.5mm時(shí)，由于煙氣裹挾速率較大，出口煙氣全部濕飽和（如前文所述），煙氣溫度為氣液混合物溫度，溫度較低；噴嘴直徑為5mm和10.6mm時(shí)，試驗(yàn)工況下，由于出口煙氣均不飽和，噴嘴直徑增大時(shí)，會(huì)同時(shí)導(dǎo)致裹挾速率降低和蒸發(fā)速率加快，出口煙氣溫度受二者的綜合作用。

由圖12可見(jiàn)，噴嘴直徑為2.5mm及10.6mm時(shí)，出口煙氣溫度均隨蒸發(fā)塔內(nèi)煙氣流速的增加略有降低；噴嘴直徑為5mm時(shí)，隨著蒸發(fā)塔煙氣流速的增加，出口溫度呈現(xiàn)較為顯著的降低。蒸發(fā)塔煙氣流速增大導(dǎo)致蒸發(fā)速率加快，使得出口煙氣溫度略有降低。噴嘴直徑為5mm時(shí)，隨著煙氣流速逐漸增大，裹挾速率增加，出口煙氣逐漸飽和，出口煙氣溫度驟降為氣液混合物溫度。

2.6 不同參數(shù)對(duì)煙氣中SO2去除率的影響

在液柱與煙氣直接接觸的過(guò)程中，液柱吸收煙氣中SO2過(guò)程，SO2又會(huì)不斷逸出，存在如下3個(gè)平衡反應(yīng)，見(jiàn)式(8)～式(10)。

SO2+H2OH2SO3(8)

H2SO3HSO3–+H+(9)

HSO3–SO32–+H+(10)

煙氣中的SO2溶于液柱會(huì)生成H2SO3，其受熱分解，就形成了溶解平衡，如式(8)所示；同時(shí)液柱中H2SO3極不穩(wěn)定，會(huì)發(fā)生一級(jí)電離產(chǎn)生HSO3–和發(fā)生二級(jí)電離產(chǎn)生SO32–，如式(9)、式(10)所示。

圖13、圖14為煙氣中SO2去除率隨進(jìn)口煙氣溫度、蒸發(fā)塔煙氣流速及噴嘴直徑的變化曲線(xiàn)。進(jìn)口煙氣溫度的增加利于反應(yīng)式(8)的逆向及反應(yīng)式(9)和式(10)的正向進(jìn)行，致使SO2去除率明顯降低。與脫硫塔內(nèi)傳質(zhì)機(jī)理相同，蒸發(fā)塔煙氣流速增加，使得煙氣與液柱的對(duì)流傳質(zhì)增強(qiáng)，利于SO2的吸收。

噴嘴直徑增大，傳質(zhì)面積增大及煙氣裹挾速率降低，前者引起SO2去除率增加，后者致使SO2去除率降低，二者綜合作用導(dǎo)致隨著噴嘴直徑的增大SO2去除率先減小后增大。

2.7 煙氣中鹽類(lèi)遷移的定量分析

脫硫廢水特征之一為含鹽量高，一般在3000～20000mg/L，試驗(yàn)中所采用的脫硫廢水中含鹽量為10232mg/L，其中主要含有Cl–、SO42–、K+、Na+、Ca2+及Mg2+。為探討脫硫廢水蒸發(fā)對(duì)后續(xù)系統(tǒng)的影響，本文針對(duì)典型工況進(jìn)行了蒸發(fā)塔前后煙氣中離子的測(cè)試。

圖15、圖16分別為煙氣裹挾速率近零、較大時(shí)，蒸發(fā)塔進(jìn)出口煙氣中鹽濃度對(duì)比圖。由圖對(duì)比可知，當(dāng)幾乎沒(méi)有煙氣裹挾時(shí)，蒸發(fā)塔進(jìn)出口煙氣中鹽濃度并無(wú)明顯差別；而當(dāng)煙氣裹挾速率較高時(shí)，蒸發(fā)塔出口煙氣中鹽濃度略高于進(jìn)口煙氣。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，出口煙氣中鹽離子濃度的增加為煙氣裹挾廢水所致，工程應(yīng)用中應(yīng)在蒸發(fā)塔后設(shè)置除霧器，以避免裹挾液滴進(jìn)入脫硫系統(tǒng)。

2.8 邊界條件

在實(shí)驗(yàn)參數(shù)選擇范圍內(nèi)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，如表1所示，可以看出：

（1）噴嘴直徑為2.5mm時(shí)，出口煙氣均呈濕飽和態(tài)，與煙氣溫度、蒸發(fā)塔內(nèi)煙氣流速無(wú)明顯相關(guān)性；

（2）噴嘴直徑為5mm、蒸發(fā)塔內(nèi)煙氣流速大于5.0m/s時(shí)，出口煙氣呈濕飽和態(tài)；蒸發(fā)塔內(nèi)煙氣流速小于5.0m/s時(shí)，出口煙氣呈不飽和態(tài)；與煙氣溫度無(wú)明顯相關(guān)性；

表1 不同工況參數(shù)下出口煙氣濕飽和程度

（3）噴嘴直徑為10.6mm時(shí)，出口煙氣均呈不飽和態(tài)，與煙氣溫度、蒸發(fā)塔內(nèi)煙氣流速無(wú)明顯相關(guān)性。

2.9 工程應(yīng)用分析

（1）濃縮倍率（） 計(jì)算公式如式(11)。

式中，為循環(huán)水量，kg/h；為液柱蒸發(fā)水量，kg/h。

本文試驗(yàn)中要形成文中描述的液柱，廢水循環(huán)量大，而煙氣量相對(duì)較小，蒸發(fā)速率相對(duì)較小，因此濃縮倍率接近1。

以火電廠(chǎng)300MW機(jī)組情況為例，脫硫廢水的排水量為10t/h，煙氣量為1000000m3/h，以現(xiàn)有試驗(yàn)數(shù)據(jù)作為基準(zhǔn)，300MW機(jī)組不同工藝參數(shù)下脫硫廢水的蒸發(fā)量為8.85～45.73t/h。以蒸發(fā)量8.85t/h計(jì)算濃縮倍率，得到300MW機(jī)組的濃縮倍率約為8.7。實(shí)際工程應(yīng)用中可通過(guò)工藝參數(shù)的調(diào)節(jié)來(lái)實(shí)現(xiàn)不同的濃縮倍率，以適應(yīng)不同的工程要求。

（2）投資及運(yùn)行成本分析 不考慮脫硫廢水的預(yù)處理系統(tǒng)及結(jié)晶系統(tǒng)，僅考慮脫硫廢水濃縮部分，以機(jī)械蒸汽壓縮（MVR）濃縮及河源電廠(chǎng)多效蒸發(fā)（MED）濃縮作為比較，以處理20t/h脫硫廢水為例。MVR及MED投資費(fèi)用參考常見(jiàn)工程，運(yùn)行成本以神華國(guó)華（北京）電力研究院調(diào)研的數(shù) 據(jù)[32]為依據(jù)。煙氣余熱液柱蒸發(fā)僅需改造煙道、防腐、儲(chǔ)水池及循環(huán)水泵費(fèi)用，初步估計(jì)為50萬(wàn)元/t，其運(yùn)行費(fèi)用主要為循環(huán)水泵的電耗，功率為10kW，廠(chǎng)用電費(fèi)以0.4元/(kW·h)計(jì)。投資及運(yùn)行成本見(jiàn) 表2。

表2 投資及運(yùn)行成本比較

綜上所述，依據(jù)現(xiàn)有試驗(yàn)數(shù)據(jù)，利用煙氣余熱實(shí)現(xiàn)脫硫廢水的濃縮是切實(shí)可行的，投資及運(yùn)行成本均較低，為實(shí)現(xiàn)低成本脫硫廢水零排放提供了新思路。

3 結(jié)論

（1）在試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，煙氣裹挾速率、蒸發(fā)速率、壓力損失范圍分別為1.5～53.17kg/h、8.85～45.73kg/h、9～160Pa，出口煙氣濕度、出口煙氣溫度、SO2去除率范圍分別為28.6%rh～99.6%rh、42.5～65.7℃、4.1%～61.0%。

（2）蒸發(fā)速率及煙氣裹挾速率的確定對(duì)于工程應(yīng)用具有較大的指導(dǎo)意義，煙氣溫度、煙氣流速的升高均有利于蒸發(fā)速率的升高，煙氣裹挾速率主要受煙氣流速和噴嘴直徑影響。

（3）噴嘴直徑為2.5mm時(shí)，出口煙氣均呈濕飽和態(tài)；噴嘴直徑為5mm時(shí)，蒸發(fā)塔內(nèi)煙氣流速大于5.0m/s時(shí)，出口煙氣呈濕飽和態(tài)；噴嘴直徑為10.6mm時(shí)，出口煙氣均呈不飽和態(tài)。

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Evaporation characteristics of wet desulfurization wastewater in liquid column form

HONG Yongqiang1，2，CHEN Guifang1，2，MA Chunyuan1，2，MAO Yanpeng1，2，YANG Deping3，LIU Xiao3，SHEN Rongsheng3

（1National Engineering Lab for Coal-Fired Pollutants Emission Reduction，Shandong University，Jinan 250061，Shandong，China；2Shandong Provincial Key Lab of Energy Carbon Reduction and Resource Utilization，Shandong University，Jinan 250061，Shandong，China；3Shandong Shenhua Shanda Energy and Environment Company Limited，Jinan 250014，Shandong，China）

A new technology of concentrating desulfurization wastewater based on liquid column evaporation using the waste heat of flue gas was proposed in this study，which can reduce the cost of wet desulfurization wastewater zero discharge. The liquid column evaporation test-bed was established and the evaporation characteristics of wet desulfurization wastewater in liquid column form were discussed. The boundary conditions of wet-saturated outlet flue gas were determined. Experimental results showed that in selected range of operating parameters，the range of the carrier rate，evaporation speed and pressure loss are 1.5—53.17kg/h，8.85—45.73kg/h，9—160Pa，respectively. The range of the outlet flue gas humidity，outlet flue gas temperature and removal efficiency of SO2are 28.6%—99.6%，42.5—65.7℃，4.1%—61.03%，respectively. The salts do not migrate into the flue gas during liquid column evaporation. Meanwhile，the carrier of flue gas increases the concentration of salts in outlet flue. The outlet flue gas is wet-saturated when the nozzle diameter is 2.5mm，and it is the opposite when the nozzle diameter is 10.6mm. Only when flue gas speed is greater than 5.0m/s，the outlet flue gas is wet-saturated when the nozzle diameter is 5mm. This study provides experiences and references of power plant wet desulfurization wastewater with waste heat utilization and zero discharge.

wet desulfurization；liquid column evaporation；waste heat utilization；input flue gas temperature；flue gas speed；nozzle diameter

X78；TK5

A

1000–6613（2017）07–2698–09

10.16085/j.issn.1000-6613.2016-2160

2016-11-22；

2017-02-27。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（21307075）。

洪永強(qiáng)（1992—），男，碩士研究生，主要從事污水的蒸餾特性分析及產(chǎn)物遷移規(guī)律研究。E-mail：hongyongqiang@163.com。

聯(lián)系人：陳桂芳，講師，主要從事氧化法及蒸發(fā)法的廢水處理技術(shù)研究。E-mail：chgf@sdu.edu.cn。