李恒凡， 焦世權(quán)， 李玉龍， 鄭子潘， 韓中合

(1. 華北電力大學(xué) 河北省低碳高效發(fā)電技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河北保定 071003；2. 華北電力大學(xué) 動(dòng)力工程系， 河北保定 071003)

燃煤電廠煙氣中含有大量的SO2，若直接排放會(huì)造成空氣污染、酸雨和動(dòng)植物破壞等嚴(yán)重的環(huán)境問題[1]。為了降低SO2的排放，國內(nèi)大多數(shù)電廠都設(shè)置了煙氣脫硫裝置，其中石灰石-石膏濕法脫硫因脫硫效率高、原料來源廣泛和價(jià)格低廉等優(yōu)點(diǎn)被國內(nèi)大部分電廠采用[2]，但是濕法煙氣脫硫由于脫硫漿液中Cl-濃縮等問題，需要不定時(shí)地外排一定量的脫硫廢水[3]。

脫硫廢水排出量與廢水中的氯離子濃度有關(guān)，一般控制氯離子質(zhì)量濃度為10 000～20 000 mg/m3[4]，隨著《水污染防治行動(dòng)計(jì)劃》和《火電廠防污治理技術(shù)政策》的頒布實(shí)施，我國環(huán)保政策日益嚴(yán)格，對(duì)脫硫廢水排放的要求日益嚴(yán)苛。目前，廢水處理主要有化學(xué)沉淀-微濾膜法、流化床法、生物處理、混合零價(jià)鐵技術(shù)、蒸發(fā)池、蒸汽濃縮蒸發(fā)以及煙道蒸發(fā)技術(shù)等方法[5-6]。

以上處理技術(shù)都是在脫硫后處理廢水，并未從根源上解決廢水產(chǎn)生的問題。廢水產(chǎn)生的實(shí)質(zhì)是Cl-濃度的累積，Takeda等[7]表明，煤中氯元素主要以HCl的形式隨著煤的熱解、燃燒和汽化遷移到煙氣中，煙氣中的HCl被吸收到脫硫漿液中，會(huì)抑制石灰石的溶解，脫硫廢水排出時(shí)，其中的Cl-隨著廢水排出，造成二次污染。因此，如果在HCl氣體進(jìn)入到脫硫塔之前將煙氣中的HCl氣體脫除，能夠極大程度地減少濕法煙氣脫硫產(chǎn)生的廢水量，并解決廢水中Cl-的二次污染問題。

目前，一些學(xué)者對(duì)脫氯效率進(jìn)行了研究。解海衛(wèi)等[8]通過數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)研究了垃圾發(fā)電廠煙氣脫酸系統(tǒng)，分析了不同影響因素對(duì)脫酸效率的影響。賈振南等[9]采用計(jì)算顆粒流體力學(xué)(CPFD)方法分析了脫硫塔壓力溫度和速度等因素對(duì)脫酸效率的影響，將模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行對(duì)比，兩者吻合度較高。但是以上都是以生活垃圾燃燒為對(duì)象進(jìn)行的脫酸研究[10]，燃煤反應(yīng)物與燃燒垃圾的反應(yīng)物不同，其氯元素含量較低，使得燃煤電廠煙道脫氯與垃圾發(fā)電廠脫酸方面存在很大的不同。

筆者從脫硫廢水產(chǎn)生源頭分析，將Ca(OH)2漿液霧化噴射到尾部煙道，與煙氣中HCl進(jìn)行中和反應(yīng)，脫除煙氣中HCl。采用CPFD方法建立了脫氯過程中氣液之間的傳熱傳質(zhì)模型及化學(xué)反應(yīng)模型，以某330 MW鍋爐尾部煙道為研究對(duì)象，模擬計(jì)算了其中脫氯反應(yīng)過程，得出煙氣性質(zhì)、漿液性質(zhì)和酸性氣體質(zhì)量濃度對(duì)脫氯效率的影響。

1 數(shù)值模擬方法

CPFD方法是一種基于MP-PIC(multiphase particle-in-cell)方式的數(shù)值方法，非常適合大量顆粒與流體之間的耦合計(jì)算問題[11-12]，因此筆者選取CPFD方法模擬計(jì)算Ca(OH)2漿液霧化液滴與煙氣之間的傳熱傳質(zhì)及化學(xué)反應(yīng)過程。

1.1 連續(xù)相(氣相)控制方程

煙氣在尾部煙道內(nèi)流動(dòng)，其控制方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程和組分方程，各方程的通用形式為：

(1)

式中：ρg為煙氣密度，kg/m3；ug為煙氣速度，m/s；Ψ為通用變量，代表氣體焓、質(zhì)量分?jǐn)?shù)、速度以及湍動(dòng)能和耗散率；ΓΨ為輸運(yùn)系數(shù)；SΨ為氣相作用源項(xiàng)及氣相與顆粒間作用源項(xiàng)；xi為空間坐標(biāo)，i=1、2、3分別表示x、y、z軸。

1.2 離散相(液固)控制方程

建立如圖1所示的Ca(OH)2漿液液滴模型，假設(shè)Ca(OH)2顆粒周圍分布著連續(xù)的液相[13]，即水在顆粒表面形成液膜。Ca(OH)2在溶解極限內(nèi)向液膜擴(kuò)散，并與從煙氣中擴(kuò)散到液膜內(nèi)的HCl和SO2反應(yīng)，該反應(yīng)僅在液膜內(nèi)發(fā)生；與此同時(shí)，液膜中水在煙氣內(nèi)不斷蒸發(fā)，使得液相逐漸減少，當(dāng)漿液液滴中大部分自由水被蒸發(fā)后，化學(xué)反應(yīng)終止。

圖1 漿液液滴模型Fig.1 Slurry droplet model

針對(duì)脫酸反應(yīng)過程，其反應(yīng)速率的計(jì)算基于Arrhenius理論，采用非均相反應(yīng)模型進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算過程中，在考慮Ca(OH)2漿液與HCl和SO2之間傳熱傳質(zhì)的基礎(chǔ)上，同時(shí)計(jì)算漿液中Ca(OH)2的溶解和水分的蒸發(fā)，以提高計(jì)算精度。

漿液液滴在煙氣中主要受曳力、壓力梯度、顆粒間的法向應(yīng)力梯度和重力的共同作用，其運(yùn)動(dòng)方程為：

(2)

式中：up為顆粒速度，m/s；ρp為顆粒密度，kg/m3；φp為漿液的體積分?jǐn)?shù)；τp為顆粒法向應(yīng)力，N；Dp為相間曳力系數(shù)；t為時(shí)間，s；p為壓力，Pa；g為重力加速度，m/s2。

其中，相間曳力系數(shù)Dp為：

(3)

式中：Cd由Wen-Yu模型[14]確定，與雷諾數(shù)Re有關(guān)；rp為顆粒半徑，m。

(4)

式中：Re=2ρgrp|ug-up|/μg，其中μg為流體黏度，Pa·s；φg為氣體體積分?jǐn)?shù)。

顆粒間碰撞根據(jù)顆粒法向應(yīng)力模型計(jì)算：

(5)

式中：Ps為材料參數(shù)；r為模型自有參數(shù)，2≤r≤5[14]；φcp為粒子團(tuán)的體積分?jǐn)?shù)；ε為消除模型求解中的奇異點(diǎn)而構(gòu)造的小量[15]；φp為顆粒體積分?jǐn)?shù)。

顆粒與氣體間的對(duì)流傳熱系數(shù)hp為：

(6)

式中：Rep為顆粒雷諾數(shù)，Rep=2ρgugrp/μg；dp為顆粒粒徑，m;λg為氣體導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Pr為普朗特?cái)?shù)。

針對(duì)液滴的蒸發(fā)與凝結(jié)過程，在計(jì)算時(shí)將其視為化學(xué)反應(yīng)，陳國慶等[16]建立的化學(xué)方程及化學(xué)反應(yīng)速率為：

(7)

(8)

cp,vap=1.147 91×106-1.112 49×104T+

39.763 7×102T2-6.196 11×10-2T3+

3.557 92×10-5T4，T<647.13 K

(9)

ΔHf,liq=-1.573 8×107J/kg

(10)

式中：revap為水的蒸發(fā)速率，kg/(m2·s)；cp,vap為水的比熱容，J/(kg·K)；Tp為液滴溫度，K；Ap為漿液的表面積，m2；mp為液滴質(zhì)量，kg；cH2O,bulk為水的濃度，mol/m3；T為煙氣溫度，K；ΔHf,liq為水的汽化潛熱，J/kg。

1.3 脫酸模型

總反應(yīng)式為：

(11)

(12)

采用Levenspiel[18]給出的關(guān)系式得到總的化學(xué)反應(yīng)速率：

(13)

式中：rM為SO2或HCl的化學(xué)反應(yīng)速率，mol/s；kg,M為SO2或HCl的氣相傳質(zhì)系數(shù)，m/s；ρgas為SO2或HCl的質(zhì)量濃度，kg/m3；ρa(bǔ)q為液相中Ca(OH)2的質(zhì)量濃度，kg/m3;H為SO2或HCl的亨利數(shù)；kl為液相傳質(zhì)系數(shù)，m/s；R為理想氣體常數(shù)，J/(mol·K)；μ為液相中Ca(OH)2與SO2的擴(kuò)散系數(shù)比，μ=DCa(OH)2,liq/DSO2,liq，其中DCa(OH)2,liq和DSO2,liq分別為Ca(OH)2和SO2在液相中的擴(kuò)散系數(shù)。

2 物理模型及結(jié)果驗(yàn)證

2.1 物理模型

根據(jù)某330 MW鍋爐空氣預(yù)熱器至除塵器之間的尾部煙道，建立三維模型，如圖2所示。煙道垂直高17.10 m，橫截面為3.82 m×2.30 m的矩形，Ca(OH)2漿液液滴霧化后通過布置在煙道中高4.25 m處的多個(gè)噴嘴垂直向上噴入煙道。煙氣入口采用速度入口(Velocity-inlet)，出口為壓力出口(Pressure-outlet)，其他壁面采用無速度滑移的絕熱壁面(Wall)。采用笛卡爾網(wǎng)格劃分計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證后，確定總網(wǎng)格數(shù)為36萬。

圖2 煙道噴霧模型Fig.2 Spray model in the flue gas

基于上文的化學(xué)反應(yīng)速率方程，編寫液滴蒸發(fā)和脫酸程序，并分別嵌入到CPFD軟件中，計(jì)算尾部煙道噴入Ca(OH)2漿液的脫氯效果，除特殊聲明以研究相應(yīng)影響因素的作用外，各參數(shù)取值如表1所示。

表1 操作參數(shù)Tab.1 Operation parameters

2.2 理論模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所建立的脫酸模型的正確性，根據(jù)Hill等[17]搭建的圓柱形半干法噴霧脫硫干燥實(shí)驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)(如圖3(a)所示)及測(cè)量結(jié)果，建立該實(shí)驗(yàn)臺(tái)的物理模型并進(jìn)行模擬計(jì)算，得到的脫硫效率模擬值和實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3(b)所示。由圖3(b)可知，模擬值與實(shí)驗(yàn)值的差值較小，最大偏差為4.24%，驗(yàn)證了所建立脫酸模型的正確性。

(a) 物理模型

(b) 脫硫效率

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 化學(xué)計(jì)量比的影響

在操作參數(shù)下，當(dāng)化學(xué)計(jì)量比SR(即Ca(OH)2漿液中所含Ca2+與煙氣中所含Cl-的物質(zhì)的量之比)為1～6時(shí)，化學(xué)計(jì)量比對(duì)脫氯效率的影響如圖4所示。

圖4 化學(xué)計(jì)量比對(duì)脫氯效率的影響Fig.4 Effect of calcium chloride ratio on dechlorination efficiency

改變化學(xué)計(jì)量比使得反應(yīng)物濃度比發(fā)生變化，引起反應(yīng)速率及脫氯效率的變化。由圖4可知，隨著SR的增加脫氯效率升高，但升高幅度逐漸減小，SR為3與SR為1時(shí)相比，脫氯效率由23.91%升高到51.43%，升高了27.52個(gè)百分點(diǎn)，而SR為6與SR為4時(shí)相比，脫氯效率由59.99%升高到70.19%，僅升高了10.20個(gè)百分點(diǎn)。隨著SR的增加，在酸性氣體總量不變的前提下，Ca(OH)2漿液的噴入量逐漸增加，由于漿液中Ca(OH)2質(zhì)量分?jǐn)?shù)(以下簡(jiǎn)稱漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù))和液滴粒徑不變，使得漿液表面積增大，加快了脫氯反應(yīng)速率，使反應(yīng)更加完全，提高了脫氯效率；隨著脫氯反應(yīng)的不斷進(jìn)行，煙氣中HCl濃度逐漸降低，其擴(kuò)散速率進(jìn)一步下降，導(dǎo)致反應(yīng)推動(dòng)力減少，脫氯效率升高幅度減小，脫氯劑的利用率逐漸降低。SR為6時(shí)的脫氯效率較SR為4時(shí)僅升高了10.2個(gè)百分點(diǎn)，但是Ca(OH)2漿液的用量增加了50%，高SR雖然會(huì)導(dǎo)致較高的脫氯效率，但是原料的用料及漿液的配制等成本費(fèi)用也會(huì)隨之增加，實(shí)際應(yīng)用中，應(yīng)考慮綜合成本問題，平衡脫氯效率、Ca(OH)2漿液用量和運(yùn)行費(fèi)用，選擇合理的SR，本文中SR為4時(shí)較為理想。

3.2 煙氣側(cè)的影響

3.2.1 煙氣速度的影響

在操作參數(shù)下，當(dāng)煙氣速度為6～14 m/s時(shí)，計(jì)算模型的脫氯效率，結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，煙氣速度相同時(shí)，隨著SR的增加，脫氯效率不斷升高，但是脫氯效率的增長比例逐漸減小。相同SR下，隨著煙氣速度的增加，脫氯效果變化不大，最大變化幅度僅在3.65%以內(nèi)，說明煙氣速度幾乎不影響脫氯效果，這是因?yàn)镃a(OH)2漿液與HCl在煙道中的反應(yīng)時(shí)間較短，Ca(OH)2漿液噴入煙道后，迅速與煙氣進(jìn)行接觸反應(yīng)，且煙道較長，液滴從噴入到出口處，在不同煙氣速度下均已完成蒸發(fā)，并與酸性氣體完全反應(yīng)。

圖5 煙氣速度對(duì)脫氯效率的影響Fig.5 Effect of flue gas velocity on dechlorination efficiency

3.2.2 煙氣溫度的影響

在操作參數(shù)下，當(dāng)煙氣溫度為383.15～433.15 K時(shí)，計(jì)算模型的脫氯效率，結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，同一煙氣溫度下，隨著SR的增加，脫氯效率逐漸升高且升高幅度逐漸減小。相同SR時(shí)，煙氣溫度越高，脫氯效率越低，當(dāng)SR為3時(shí)，煙氣溫度為383.15 K相對(duì)煙氣溫度為403.15 K時(shí)，脫氯效率由63.15%下降到56.51%，降低了約6.64個(gè)百分點(diǎn)；煙氣溫度為413.15 K相比煙氣溫度為433.15 K時(shí)，脫氯效率由51.43%下降到42.44%，降低了約8.99個(gè)百分點(diǎn)。煙氣溫度升高一方面使得煙氣與漿液之間的對(duì)流傳熱增強(qiáng)，加速了漿液內(nèi)水分的蒸發(fā)速率，水分的減少使得酸性氣體與堿性漿液的反應(yīng)時(shí)間減少，從而降低了脫氯效率；另一方面，煙氣溫度升高使得液膜溫度升高，增加了各離子在其中的擴(kuò)散速度，進(jìn)而提高脫氯效率。根據(jù)模擬結(jié)果可以看出，前者的作用明顯大于后者，使得脫氯效率隨煙氣溫度升高而降低。

圖6 煙氣溫度對(duì)脫氯效率的影響Fig.6 Effect of flue gas temperature on dechlorination efficiency

3.3 液滴側(cè)的影響

3.3.1 液滴溫度的影響

在操作參數(shù)下，當(dāng)液滴溫度為303.15～343.15 K時(shí)，計(jì)算模型的脫氯效率，結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，液滴溫度對(duì)HCl氣體與Ca(OH)2漿液液滴之間的反應(yīng)基本沒有影響，相同SR時(shí)，脫氯效率的最大變化在1.1%以內(nèi)。這是因?yàn)橐旱闻c周圍相同溫度的煙氣進(jìn)行換熱，液滴吸收熱量，其溫度逐漸升高直至沸騰；而液滴的粒徑很小，升溫階段很短，使得由于液滴初溫差異引起的升溫階段的時(shí)間很短，從而對(duì)脫氯反應(yīng)的影響較小。

圖7 液滴溫度對(duì)脫氯效率的影響Fig.7 Effect of droplet temperature on dechlorination efficiency

3.3.2 液滴平均粒徑的影響

在操作參數(shù)下，當(dāng)漿液液滴平均粒徑(以下簡(jiǎn)稱液滴粒徑)為20～140 μm時(shí)，計(jì)算模型的脫氯效率，結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，同一液滴粒徑下，脫氯效率隨著SR的增加而升高，當(dāng)SR大于3時(shí)，脫氯效率增長趨勢(shì)減緩，不同液滴粒徑下的脫氯效率變化趨勢(shì)幾乎相似。相同SR時(shí)，脫氯效率隨著液滴粒徑的增大先升高后降低，當(dāng)液滴粒徑為80 μm時(shí)，脫氯效率最高。當(dāng)SR為3時(shí)，液滴粒徑為20 μm相比液滴粒徑為80 μm，脫氯效率由29.90%升高到51.43%，上升了21.53個(gè)百分點(diǎn)；液滴粒徑為80 μm相比液滴粒徑為140 μm，脫氯效率由51.43%下降到43.19%，降低了8.24個(gè)百分點(diǎn)。漿液初始粒徑主要通過漿液比表面積和完全蒸發(fā)時(shí)間2個(gè)相互制約因素來影響脫氯效率。當(dāng)漿液初始粒徑減小時(shí)，漿液的比表面積增大，促進(jìn)了反應(yīng)的進(jìn)行，但液滴粒徑減小使得漿液中液相蒸發(fā)速率加快，完全蒸發(fā)時(shí)間縮短，降低了反應(yīng)速率。因此，漿液比表面積和其完全蒸發(fā)時(shí)間兩者中誰是主導(dǎo)因素決定了液滴粒徑對(duì)脫氯效率的影響。由計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)液滴粒徑小于80 μm時(shí)，完全蒸發(fā)時(shí)間占主導(dǎo)，隨著液滴粒徑的增大，完全蒸發(fā)時(shí)間延長，提高了脫氯效率，而當(dāng)液滴粒徑大于80 μm后，漿液比表面積占主導(dǎo)地位，隨著液滴粒徑的增大漿液比表面積迅速減小，降低了脫氯效率。綜合以上2種因素，使得當(dāng)液滴粒徑為80 μm時(shí)，脫氯效率最高。

圖8 液滴粒徑對(duì)脫氯效率的影響Fig.8 Effect of droplet size on dechlorination efficiency

當(dāng)液滴粒徑增大后，完全蒸發(fā)時(shí)間和液滴運(yùn)動(dòng)軌跡增長，增大了液滴觸壁的危害。因此在實(shí)際應(yīng)用中，一定要選擇一個(gè)合理的液滴粒徑，在不影響尾部煙道穩(wěn)定運(yùn)行的前提下，尋求最高的脫氯效率。

3.3.3 漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)的影響

在操作參數(shù)下，當(dāng)漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3%～20%時(shí)，計(jì)算模型的脫氯效率，結(jié)果如圖9所示。由圖9可知，同一漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)下，脫氯效率隨著SR的增加而升高，但升高幅度減小，不同漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)下的脫氯效率變化趨勢(shì)幾乎相似。相同SR時(shí)，漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)越大，脫氯效率越低且降低幅度越小，當(dāng)SR為3時(shí)，漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%相比漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%，脫氯效率由51.48%下降到35.35%，降低了約16.13個(gè)百分點(diǎn)；漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為15%相比漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為20%，脫氯效率由25.01%下降到19.74%，降低了約5.27個(gè)百分點(diǎn)。當(dāng)漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大時(shí)，因?yàn)閲娙隒a(OH)2總量和液滴粒徑不變，減少了漿液液滴的數(shù)目，使得氣液相接觸面積減小，HCl氣體與液膜的傳質(zhì)面積減小，造成脫氯效率下降；同時(shí)，相同SR時(shí)，漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大使得噴入水量減小，煙氣溫度升高，水蒸氣的蒸發(fā)加速。傳質(zhì)面積減小、水蒸氣蒸發(fā)加快共同促使脫氯效率明顯下降。

圖9 漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)脫氯效率的影響Fig.9 Effect of slurry concentration on dechlorination efficiency

隨著漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)的減小，為了維持相同SR值，噴入的水量增加，漿液完全蒸發(fā)時(shí)間和運(yùn)動(dòng)軌跡延長，可能產(chǎn)生液滴觸壁等危害。在實(shí)際應(yīng)用時(shí)，一定要選擇一個(gè)合理的漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)，確保機(jī)組安全運(yùn)行。

3.4 酸性氣體質(zhì)量濃度的影響

3.4.1 HCl質(zhì)量濃度的影響

在操作參數(shù)下，當(dāng)HCl質(zhì)量濃度為40～100 mg/m3時(shí)，計(jì)算模型的脫氯效率，結(jié)果如圖10所示。由圖10可知，不同HCl質(zhì)量濃度下脫氯效率隨著SR的增加升高幅度逐漸減小，且變化趨勢(shì)一致。相同SR時(shí)，隨著HCl質(zhì)量濃度的增加，脫氯效率逐漸升高，當(dāng)SR為3時(shí)，HCl質(zhì)量濃度由40 mg/m3提高到70 mg/m3時(shí)，脫氯效率由35.75%升高到47.06%。HCl與Ca(OH)2發(fā)生中和反應(yīng)生成H2O和CaCl2，而CaCl2在水中的溶解度很高，根據(jù)拉烏爾定律，CaCl2的大量溶解降低了漿液表面水蒸氣的分壓，縮短了漿液液滴蒸發(fā)速率。水分的生成、蒸發(fā)速率減慢都使得液滴完全蒸發(fā)時(shí)間延長，增加了反應(yīng)時(shí)間，提高了脫氯效率。

圖10 HCl質(zhì)量濃度對(duì)脫氯效率的影響Fig.10 Effect of HCl concentration on dechlorination efficiency

3.4.2 SO2質(zhì)量濃度的影響

在操作參數(shù)下，當(dāng)SO2質(zhì)量濃度為1 500～2 500 mg/m3時(shí)，計(jì)算模型的脫氯效率，結(jié)果如圖11所示。由圖11可知，同一SO2質(zhì)量濃度下，脫氯效率隨著SR的增加而升高，但升高幅度減小，不同SO2質(zhì)量濃度下的脫氯效率變化趨勢(shì)幾乎相似。相同SR時(shí)，不同SO2質(zhì)量濃度下的脫氯效率幾乎不變，這是因?yàn)閚(Ca)/n(S)較小，SO2與Ca(OH)2漿液反應(yīng)較弱，同時(shí)HCl的傳質(zhì)阻力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于SO2的傳質(zhì)阻力，HCl相較SO2與Ca(OH)2漿液反應(yīng)時(shí)，具有優(yōu)先反應(yīng)的優(yōu)勢(shì)，較低含量下的HCl氣體能夠與堿性漿液全部接觸反應(yīng)，使得增加SO2質(zhì)量濃度幾乎不影響脫氯效率。

圖11 SO2質(zhì)量濃度對(duì)脫氯效率的影響Fig.11 Effect of SO2 concentration on dechlorination efficiency

4 結(jié) 論

(1) 隨著化學(xué)計(jì)量比的增加，脫氯效率逐漸升高，但升高幅度逐漸減小。因此，必須根據(jù)實(shí)際情況合理地選擇SR值，以保證脫氯效率，并節(jié)約吸收劑用量、降低運(yùn)行費(fèi)用。

(2) 相同SR時(shí)，煙氣速度、液滴溫度和煙氣中SO2質(zhì)量濃度對(duì)脫氯效率的影響較小，脫氯效率的變化不超過3.65%；煙氣溫度升高、漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大和HCl質(zhì)量濃度減小都會(huì)降低脫氯效率；脫氯效率隨著液滴粒徑的增大先升高后降低，當(dāng)液滴粒徑為80 μm時(shí)，脫氯效率最高。

(3) 液滴粒徑和HCl質(zhì)量濃度對(duì)脫氯效率的影響較大，同時(shí)對(duì)Ca(OH)2漿液的用量、完全蒸發(fā)時(shí)間和運(yùn)動(dòng)軌跡的影響較大，在實(shí)際應(yīng)用時(shí)，必須選擇合理的液滴粒徑和漿液質(zhì)量分?jǐn)?shù)，使其不會(huì)對(duì)尾部煙道及后續(xù)的除塵器等產(chǎn)生不利影響。