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以3个位置的方差代表雾矩的均匀度,均匀度随给液量的变化如图7所示,可以看出随着给液的增加,雾化器的均匀度变差。
图7雾矩均匀度随给液量变化
另外,雾矩的大小还有雾化器的转速有关,如图8所示。给液量为1.5kg˙h-1,随着转速的增加,雾矩呈减小趋势。从图中也可以看出,3个位置的雾矩差距较大,其源于雾矩的不均匀性。但在实际运行过程中,为了避免未蒸发液滴的粘壁,往往以最大雾矩作为设计与运行的依据。
图8雾矩随雾化器转速变化
进风量为160kg˙h-1时,不同导流板角度下,临界粘壁给液量如图9所示。塔径一定的情况下,通过进风量以及导流板的调节,蒸发塔处理量大大增加,从无风的2.88kg˙h-1增加到进风量160kg˙h-1、导流板角度为20°的4.38kg˙h-1,处理量增加50%。
图9不同条件粘壁临界给液量
2.2热量衡算
如图10所示为蒸发塔系统能量系统图,以蒸发塔为研究对象,进塔能量包括空气带入的能量、物料带入的能量及加热器加入的能量,出塔能量包括蒸发产物带出的热量、废气带走的热量及塔体损失的能量,根据物料和能量守恒,可以计算出特定脱硫废水处理量情况下,所需空气量及出塔温度。
图10热量衡算系统图
图10中:
L一绝干空气流量((kg˙h-1);
Io一进口空气焓值(KJ˙(kg干空气)-1);
Xo一进口空气湿含量(kg水˙(kg绝干空气)-1);
I1一进塔空气焓值(KJ˙(kg干空气)-1);
参考干燥理论,脱硫废水蒸发过程中的物料守恒为:
脱硫废水蒸发过程中的能量守恒为:
式中:I为空气焓值,为空气湿含量;T为空气温度(℃);Q为蒸发塔热损失。
对于实际电厂烟气,其焓值为:
式中:为实际电厂烟气焓值。c为粉尘的焓值;k为烟气中粉尘含量。
实验过程中主要以热空气进行干燥,粉尘热值为0.
进塔风量为160kg˙h-1,通过未喷液时塔体的能量损失推算塔体散热系数,选取进气温度分别为200,250,300及325℃,探究不同喷液量下出口温度的变化,并与计算值进行对比,其结果如图11所示。从图11中可以看出,理论计算结果与实验值是相符的。但随着实验的进行,理论值略大于实验值,其原因可能是塔体的再热效应减弱。
图11出口温度随废水喷入量的变化
以某电厂600MW机组为例,空预器前温度为350℃、烟气量约200万Nm3、脱硫废水处理量为7.5t˙h-1,出塔烟温设定为130℃,假设塔体设计与实验蒸发塔相似,且热能利用率达90%,则需抽取热空气量为107296kg绝干气体˙h-1,考虑到实际烟气中粉尘也会放出热量,因此实际烟气值应略低于此数值。假设烟气密度与干空气密度相同,为1.293kgNm-3,则抽取烟气量为82982Nm3˙h-1生明显影响。
3结论
本文提出了一种新型脱硫废水零排放工艺一蒸发塔技术,搭建了小型蒸发塔,以真实的脱硫废水进行实验,对此技术的蒸发特性及热量衡算等进行了研究,结论如下:
1)在一定条件下,脱硫废水主蒸发区域在塔体中心位置,随着喷液量的增加,主蒸发区域会向塔壁和塔体下部偏移;
2)气体分布器的导流板角度可以决定塔体高温区的位置,导流板角度变小,高温区下移;
3)雾矩影响塔径大小,其受给液量和雾化器转速的双重影响:给液量越大,雾矩越大;转速越大,雾矩越小;
4)适当调节调节导流板角度及进风量可增加脱硫废水的处理量;
5)估算结果表明,此技术所需热烟气量不大,不会对电厂热系统产生明显影响。
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