pH分区供浆模式强化气动旋流塔湿法脱硫效率

郭志, 刘志敏. pH分区供浆模式强化气动旋流塔湿法脱硫效率[J]. 环境工程学报, 2021, 15(2): 635-642. doi: 10.12030/j.cjee.202004078
引用本文: 郭志, 刘志敏. pH分区供浆模式强化气动旋流塔湿法脱硫效率[J]. 环境工程学报, 2021, 15(2): 635-642. doi: 10.12030/j.cjee.202004078
GUO Zhi, LIU Zhimin. Wet desulfurization efficiency based on dual-pH slurry supply coupled aerodynamic swirl tower[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2021, 15(2): 635-642. doi: 10.12030/j.cjee.202004078
Citation: GUO Zhi, LIU Zhimin. Wet desulfurization efficiency based on dual-pH slurry supply coupled aerodynamic swirl tower[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2021, 15(2): 635-642. doi: 10.12030/j.cjee.202004078

pH分区供浆模式强化气动旋流塔湿法脱硫效率

    作者简介: 郭志(1987—),男,硕士,工程师。研究方向:烟气净化、固废处理。E-mail:guozhikd@126.com
    通讯作者: 郭志, E-mail: guozhikd@126.com
  • 基金项目:
    天津市科技计划项目(17ZXSTSF00030,18YFYSZC00070,19ZXSZSN00050)
  • 中图分类号: X701.3

Wet desulfurization efficiency based on dual-pH slurry supply coupled aerodynamic swirl tower

    Corresponding author: GUO Zhi, guozhikd@126.com
  • 摘要: 为了充分利用气动旋流强化单塔循环脱硫效率的优势,实现燃煤电站烟气SO2超低排放,采用pH分区供浆耦合气动旋流塔技术脱除燃煤烟气中的SO2,并研究了pH分区供浆模式下浆液pH及其差值的变化,分析了pH分区供浆对气动旋流塔脱硫性能的影响。结果表明:空塔喷淋运行工况,pH分区供浆对脱硫效率影响较小;单层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况,pH分区供浆的脱硫效率高于主浆池直接供浆,且对脱硫效率的促进作用随主浆池pH增大而减弱。此外,双层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况下,pH分区供浆量越大脱硫效率提高越多,且随主浆池pH增大而逐渐减弱。以上研究结果证明,pH分区供浆可提高气动旋流塔的脱硫性能。
  • 目前,我国的能源结构仍然是以煤炭为主[1]。煤炭燃烧会产生大量温室气体破坏环境。煤炭的清洁高效利用是未来发展的必然趋势。煤气化是煤炭清洁高效利用的核心技术之一[2],也是现代煤化工产业的基础。但煤气化过程中会产生大量的废渣和高盐废水。目前,气化渣的处理方式主要为堆存和填埋,尚未实现大规模综合利用,造成了严重的环境污染和土地资源浪费[2]。高盐废水则主要是通过闪蒸去除水分后,富集盐分再统一固化填埋处置。这种处理方式能耗高、成本大,还容易产生二次污染。因此,实现煤气化渣和高盐废水的高效安全处置与资源化利用是煤化工产业可持续发展必须要解决的关键问题。

    目前,较多学者对煤气化渣进行了深入研究。赵永彬等[3]研究了宁煤集团3种煤气化炉粗渣的化学组成及矿物相构成,发现其化学组成主要包括SiO2、Al2O3、CaO、Fe2O3。其中,矿物组成主要以非晶态玻璃体和晶相矿物为主;非晶态玻璃体的含量达到67%以上,晶相则以石英、莫来石、方铁矿和方解石为主。煤气化渣分为细渣和粗渣。粗渣具有较高的火山灰性,可作为一种辅助性胶凝材料应用于水泥混凝土中[4-7]。冀文明等[8]以矿渣微粉为胶凝材料的主要成分,将CaSO4、水玻璃、NaOH、CaCl2制成复合激发剂,得到新型复合激发矿渣胶凝材料的最优配比,复合激发剂对矿渣的火山灰性具有一定的激发效果。吴波波等[9]以低品位粉煤灰混凝土为研究对象,加入石灰、硅酸盐水泥、水玻璃激发粉煤灰,发现石灰与激发剂共同作用,可加速粉煤灰地质聚合反应,促使N-A-S-H和C-A-S-H、C-S-H等凝胶生成,从而提高混凝土强度。此外,煤化工产生的高盐废水由有机物和无机盐2大类组成,有机物种类多,同时还含有氰化物、芳香族及杂环化合物等有毒物质且处理困难[10]。高盐废水COD较高,一般在500~5 000 mg·L−1;其次,高盐废水中盐分质量浓度高,通常在3 000~15 000 mg·L−1,主要含有K+、Na+、Mg2+、Ca2+等阳离子,CO32−、NO3、Cl、SO42−等阴离子。其中,Na+、Cl和SO42−占到无机离子质量分数的90%以上[11]。KABOOSI等[12]曾尝试将工业废水作为混凝土的拌合水,以节约水资源。目前,利用工业废弃物制备胶凝材料是研究的热点,但多利用粉煤灰及矿渣制备胶凝材料。这是由于煤气化渣活性低等原因,故导致针对煤气化渣直接制备胶凝材料的研究较少。

    本研究以煤气化渣为原料,利用高盐废水、水玻璃及石灰复合激发剂,制备化学激发胶凝材料;研究石灰掺量、水玻璃模数与掺量及高盐废水掺量,对煤气化渣胶凝材料力学性能的影响;探讨胶凝材料水化产物的作用机制,并讨论其对环境的安全性。拟为煤化工废渣、废水的综合利用探索一条新途径。

    所用煤气化渣为宁煤集团提供的粗渣,将其烘干后,用球磨机粉磨,比表面积为413 m2·kg−1、平均粒径为21.58 µm,其化学组成见表1。所用高盐废水也来自宁煤集团,含有高浓度的氯盐、硫酸盐、有机物,重金属质量浓度低,为淡黄色液体,其水质见表2。高盐废水中重金属的质量浓度见表3。水玻璃(Na2SiO3)利用NaOH调整其到所需模数,所用氢氧化钠(NaOH)为分析纯,生石灰(CaO)纯度大于95%。

    表 1  煤气化渣的化学成分组成
    Table 1.  Chemical composition of coal gasification slag %
    SiO2Al2O3CaOFe2O3MgONa2OK2OTiO2SO3LOI
    49.8517.413.439.983.181.951.680.830.652.39
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    表 2  高盐废水水质
    Table 2.  High-salt wastewater quality mg·L−1
    COD硫酸盐氯盐磷酸盐总磷硝氮亚硝氮氨氮总氨
    13 153.507 650.8024 060.8021.1025.961 145.0092.3425.581 283.00
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    表 3  高盐废水中重金属的质量浓度
    Table 3.  Mass concentration of heavy metals in high-salt wastewater mg·L−1
    CrNiCuZnAsCdPb
    0.120.330.470.170.560.02
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    确定基准配合比为:煤气化渣100%、水玻璃掺量9%、水玻璃模数1.2、石灰掺量11%、高盐废水掺量25%。在此基础上,改变石灰掺量分别为0、7%、9%、11%、13%、15%、17%,编号为A1~A7;水玻璃模数分别为0.6、0.8、1.0、1.2、1.4、1.6、1.8,编号为B1~B7;水玻璃掺量分别为0、5%、7%、9%、11%、13%、15%,编号为C1~C7;高盐废水掺量分别为0、25%、50%、75%、100%,编号为D1~D5。按配合比称取相应的原料混合,成型尺寸为20×20×20 mm的6联试块,以研究不同因素对试样性能的影响。试块在80 ℃蒸汽养护条件下养护24 h后拆模,然后置于温度为(20±3) ℃、湿度为90%以上的养护箱中,养护3、7、28 d后进行抗压强度等测试。

    根据《建筑砂浆基本性能试验方法标准》(JGJ/T70-2009)[13],在3、7、28 d时测量立方体样品的抗压强度,每个龄期压碎3个样品,并取平均值为抗压强度。通过X射线衍射仪(D-MAX/2500PC型,日本理学公司)对养护28 d试样的物相组成进行分析。采用扫描电子显微镜(Quanta 200,美国FEI公司)对养护28 d试样的微观形貌进行分析。采用MIP(Auto pore IV 9500,美国麦克公司)测定试样的孔分布和总孔隙率。重金属浸出试验按照国家标准《固体废弃物浸出毒性浸出方法水平振荡法》(HJ 557-2010)[14]进行,采用ICP-AES(OPTIMA,美国珀金埃尔默公司)测定滤液中重金属的质量浓度。

    1)石灰掺量对胶凝材料强度的影响。石灰掺量对试样抗压强度的影响见图1。由图1可以看出,随石灰掺量增加,试样抗压强度呈先增大后减小的趋势。在石灰掺量为15%时,试样28 d抗压强度达到23.8 MPa,比不加石灰的A1组,抗压强度提高了930%。气化渣中CaO较少,Ca2+还不足以满足其需求,只加入水玻璃仅能提高气化渣中活性硅铝的溶解,而无法形成较多的水化产物,因此强度较低。加入石灰后,为水化体系补充了Ca2+,在水玻璃-石灰-高盐废水的复合激发下,使气化渣在钠-钙-硫-氯共同作用下,形成的强碱环境能使气化渣活性物质溶出,加速活化,又提供了形成胶凝材料必要的条件Ca2+。通过共同激发所得的高活性小分子SiO2和Al2O3,与Ca( OH)2、SO42−及Cl,生成水化硅酸钙、钙矾石及水化氯铝酸钙等水化产物,进而提高胶凝材料强度。当石灰掺量较低时,其水化生成的Ca(OH)2,虽然对气化渣颗粒内部的Al-O键和Si-O键造成一定破坏,生成活性Al2O3和SiO2,反应生成少量类沸石水化产物[15]。但是,产生的Ca(OH)2较少,且大部分气化渣还处于未活化的状态,所以石灰掺量较少时,试样强度较低。随石灰掺量提高,Ca(OH)2生成量增加,提高了OH的浓度,使得较多气化渣颗粒释放活性成分,因此试样强度提高。直至石灰掺量在15%时,强度达到最大值。随着石灰掺量的增加,生成了过量的Ca(OH)2,然而Ca(OH)2具有膨胀性,标准养护条件下导致试件发生膨胀[16]。因此,随着石灰掺量从15%增加到17%,试样强度反而下降。

    图 1  石灰掺量对煤气化渣胶凝材料抗压强度的影响
    Figure 1.  Effect of lime content on the compressive strength of coal gasification slag cementitious material

    2)水玻璃模数对胶凝材料强度的影响。图2为水玻璃模数对试样抗压强度的影响,可以看出,随水玻璃模数的增加,抗压强度成先增大后减小,再增大后减小的趋势。水玻璃模数为1.4时,试样28 d抗压强度可达到26.5 MPa。随水玻璃模数的升高,Na2O质量分数降低,SiO2质量分数增加。其中,Na2O质量分数在反应过程中有2方面作用:一方面,激发剂中的Na2O的质量分数越高,pH值越大,气化渣释放出硅、铝四面单体数量越多,有利于发生生成凝胶的聚合反应,使得体系抗压强度提高;另一方面,当激发剂中碱过多时,Na+会在气化渣颗粒表面发生钝化反应,阻碍原材料的进一步溶解,导致样品强度降低[17]。激发剂中的SiO2质量分数,在反应过程中也有2方面作用:一方面,由于气化渣中Si的溶解速度较慢,激发剂掺入的SiO2能解决反应初期,灰体难以释放出足够的[SiO4]4−四面体,参与后续反应的问题,使得体系的聚合反应更充分,有效提高胶凝材料的早期强度[18];另一方面,增加激发剂中SiO2的质量分数,会导致激发剂中SiO2的聚合度大大提高,降低SiO2的反应活性,同时部分多余的SiO2,将在反应后期发生水解,生成无定型硅酸以及碱类物质,导致材料的泛碱现象[19],进而影响胶凝材料抗压强度的发展。因此,当水玻璃掺量一定时,水玻璃最佳模数值为1.4。这能够使得体系中Na2O和SiO2的质量分数对试样强度发展作用最优,制得强度最优的胶凝材料。

    图 2  水玻璃模数对煤气化渣胶凝材料抗压强度的影响
    Figure 2.  Effect of sodium silicate modulus on the compressive strength of coal gasification slag cementitious material

    3)水玻璃掺量对胶凝材料强度的影响。图3为水玻璃掺量对试样抗压强度的影响,可以看出,随水玻璃掺量的增加,试样抗压强度成先增大后减小的趋势。水玻璃掺量为13%时,试样28 d抗压强度达到27 MPa,相对于不加水玻璃的C1组强度提高了260%。水玻璃的引入,促进了激发剂对煤气化渣的激发效果。仅掺石灰与高盐废水使浆体中碱度有限,大量气化渣中活性硅铝没有溶出。水玻璃可水解生成NaOH,使液相的OH增多。同时,水玻璃还能水解生成硅胶,这些硅胶可与Ca2+反应生成C-S-H凝胶[20],进而加速气化渣与Ca(OH)2的反应,生成较多的水化产物,使得试样更加密实。不加水玻璃的C1试样,28 d强度较7 d强度增长了10.3%;加入水玻璃掺量为9%时,试样28 d强度较7 d强度增长了34.2%。水玻璃的加入,使得试样后期强度发展快。在反应初期,气化渣玻璃体中的Al-O、Si-O键发生断裂,[AlO4]5−、[SiO4]4−四面体被快速溶出形成低聚体,会在低于150 ℃的条件下发生缩聚反应,生成-Si-O-Al-O-为骨架的三维网络结构的无机高分子地质聚合物,硬化后发挥作用提高强度。随着养护龄期的增长,当试样养护到28 d时,气化渣中的氧化物原料大部分被溶解,随着解聚-缩聚反应的发生,生成了大量具有胶结作用的凝胶物质(N-A-S-H),使试样的28 d抗压强度发展较快。

    图 3  水玻璃掺量对煤气化渣胶凝材料抗压强度的影响
    Figure 3.  Effect of sodium silicate content on the compressive strength of coal gasification slag cementitious material

    4)高盐废水掺量对胶凝材料强度的影响。高盐废水掺量对试样抗压强度的影响见图4,可以看出,随高盐废水掺量的增加,试样抗压强度有不同程度的提高。当高盐废水掺量从0增加至100%时,试样28 d抗压强度,由11.6 MPa提高至38.8 MPa,提高了234%。高盐废水中含有大量SO42−、Cl,随着高盐废水掺量的增加,SO42−浓度不断增加。一方面,SO42−在Ca2+作用下,与夹杂在颗粒表面的凝胶,及溶解于液相中的活性Al2O3,反应生成水化硫铝酸钙,即钙矾石(AFt)[21]。钙矾石具有一定的膨胀性,可以填补结构空隙,使试样密实度提高。另一方面,废水中的SO42−,能够与Na+反应生成Na2SO4,与石灰产生的Ca(OH)2反应生成NaOH,消耗其中的Ca2+,增加体系的碱度,这有助于活性SiO2、Al2O3的溶出,加速水化反应进程,从而提高试样强度[20]。其次,高盐废水中的Cl与Ca2+,有较强扩散能力,能够穿过气化渣颗粒表面的水化层,与内部被激发后释放的活性Al2O3反应,生成水化氯铝酸钙[22];Cl还可以与Ca(OH)2反应,生成氧氯化钙复盐,不溶于水,使得试样中固相增多,从而试样的抗压强度得到了提高。因此,随高盐废水掺量增加,试样强度不断增加,高盐废水有利于激发煤气化渣胶凝材料的活性。

    图 4  高盐废水掺量对煤气化渣胶凝材料抗压强度的影响
    Figure 4.  Effect of high salt wastewater content on the compressive strength of coal gasification slag cementitious material

    图5为复合激发剂激发煤气化渣水化28 d的XRD图。由图5(a)可以看出,加石灰的D2中,有C-S-H和N-A-S-H的特征峰的出现。这与刘江等[23]的研究结果一致。不加石灰的A1中,C-S-H的特征峰几乎没有,因此,试样强度最低。由图5(b)可以看出,加入水玻璃的D2试样,与不加水玻璃的C1试样相比,C-S-H和N-A-S-H的特征峰增强。不加水玻璃的C1试样,有Ca(OH)2与水化氯铝酸钙(3CaO·Al2O3·CaCl2·10H2O)的特征峰出现。D2试样中无水化氯铝酸钙的特征峰出现。这可能是由于水玻璃的加入,使胶凝材料中形成很多的N-A-S-H,消耗了活性Al2O3。因此,活性Al2O3剩余量少,生成的水化氯铝酸钙的量就变少。首先,水玻璃中的Na2O为体系提供了更多的OH,使硅铝玻璃体迅速溶解,产生大量[SiO4]4−、[AlO4]5−,使水化产物增多。其次,水玻璃中SiO2可降低水化产物的钙硅比,使水化产物的聚合度升高,体系的后期强度明显增大。此外,不加水玻璃的C1试样,生成了过量的Ca(OH)2,导致试样体积膨胀,强度降低。C1试样中没有出现氧氯化钙复盐的特征峰。这可能是,氯离子浓度低,因此其生成量少。由图5(c)可以看出,加高盐废水的D2试样,相比于不加高盐废水的D1试样,C-S-H特征峰增强。高盐废水的加入,促进了水化反应的进行,使水化产物种类增加,复合激发剂激发效果明显。邱轶兵等[21]发现,水化产物中有一定量的钙矾石,但图5(c)中没有发现钙矾石的衍射峰。这可能是由于高盐废水中硫酸根离子浓度低,故导致钙矾石的生成量较少。此外,加入高盐废水的D2试样中,有NaCl的特征峰出现,氯离子在胶凝材料中会发生迁移,这可能会对胶凝材料的耐久性产生不利影响,后续研究应考虑胶凝材料的抗冻融性等。综上,煤气化渣在复合激发剂作用下,生成较多的Ca(OH)2参与反应,促进煤气化渣中的Si-O和Al-O发生解聚-缩聚反应,形成化学激发胶凝材料。其中,生成C-S-H、N-A-S-H、水化氯铝酸钙等产物,这些产物胶结在一起,有利于提高试样结构的密实度。

    图 5  复合激发剂激发煤气化渣水化28 d的XRD图
    Figure 5.  XRD diagram of 28 d hydration of coal gasification slag activated by composite activator

    为进一步分析复合激发剂对气化渣激发机理,分别对A1、C1、D1、D2试样的28 d水化产物进行微观分析,结果如图6所示。从图6(a)、图6(b)、图6(d)可以看出,D2试样中有较多的水化产物,堆积在被激发的气化渣颗粒表面以及颗粒间,有絮状C-S-H及网状N-A-S-H等凝胶生成。相比于A1、C1试样,D2试样中水化产物更加密集且孔隙较少,A1、C1中有较多的气化渣颗粒未被激发。D2中水玻璃水解后生成OH,使气化渣中活性硅铝溶出。并且,水玻璃为体系提供了较多的活性SiO2,使水化产物聚合度提高,生成了较多的水化产物,使得结构更加密实。C1中未加水玻璃,气化渣中活性物质溶出较少,没有足够的SiO2参与水化反应,使得水化产物聚合度低,且生成量较少,导致试样强度较低。因此,水玻璃的加入,可明显增加水化产物种类及数量,进而提高复合激发剂对煤气化渣的激发效果。

    图 6  复合激发剂激发煤气化渣28 d水化产物的SEM图
    Figure 6.  SEM images of 28 d hydration products of coal gasification slag activated by composite activator

    此外,从图6(c)、图6(d)中可以看出,D2试样中有少量针棒状的钙矾石产生,水化产物之间黏结紧,结构密实度较好。相比于D1,加入了高盐废水的D2试样,废水中SO42−、Cl,使气化渣中更多的活性物质溶出,促进水化产物的生成。并且,生成的钙矾石等产物,能够填充结构中的孔隙,使试样密实度提高。

    图7为复合激发剂激发煤气化渣水化28 d孔结构的测试结果。由图7可以看出,加水玻璃的D2试样,孔径分布的峰值明显向孔径小的方向移动,且总孔隙率由不加水玻璃的C1试样35.6%,降低至22.1%。水玻璃中的Na2O水解后,产生的OH能够与水及CaO反应生成Ca(OH)2,提高体系的碱度,促进了煤气化渣中活性硅铝的溶出。生成较多的C-S-H、N-A-S-H等物质,可填充于试样的孔结构,进而提高其力学性能。不加高盐废水的D1试样,孔径分布明显向孔径大的方向移动,且孔隙率相比于加高盐废水的D2有所提高。不加高盐废水的试样中没有SO42−及Cl的作用。因此,水化产物生成量少,试样孔径大、孔隙率高。这导致试样结构不够密实,强度较低。A1试样的孔隙率最高,强度最低。

    图 7  复合激发剂激发煤气化渣水化28 d孔结构
    Figure 7.  28 d pore structure of coal gasification slag hydration activated by composite activator

    对不同高盐废水掺量下,制备的煤气化渣胶凝材料试样(D1、D3、D5),进行了浸出毒性检测。通过判断其是否满足《危险废物鉴别标准浸出毒性鉴别》(GB 5085.3-2007)[24]中规定的限值,来判断高盐废水加入煤气化渣胶凝材料中,对环境有无污染。各试样重金属的毒性浸出结果如表4所示。

    表 4  各试样重金属的毒性浸出
    Table 4.  Toxic leaching of heavy metals for each sample mg·L−1
    高盐废水掺量CrNiCuZnAsCdPb
    00.0080.0240.0110.0180.0060.013
    50%0.0080.0250.0130.0280.0050.019
    100%0.0080.0270.0140.0310.0040.033
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    国家标准中规定,Cr、Ni、Cu、Zn、As、Cd、Pb的浸出限值,分别不能高于5、5、100、100、5、1、5 mg·L−1。由表4可以看出,各试样中各重金属元素浸出浓度,远低于标准中的限值。利用高盐废水制备煤气化渣胶凝材料的浸出液,与原废水相比,Cr、Ni、Cu、Zn、As、Cd质量浓度均降低,而Pb质量浓度有所增加。随高盐废水掺量的增加,Ni、Cu、Zn、As、Pb浸出浓度增加,Cd浸出浓度降低,Cr的浸出浓度不变。利用复合激发剂激发煤气化渣制备的胶凝材料,对高盐废水中的重金属有一定的固化作用。因此,各元素浸出浓度得到降低。Pb浸出浓度增加可能是在激发剂作用下,煤气化渣中的活性物质释放的同时,Pb元素被释放出来,因此,其浸出浓度增加。随高盐废水掺量增加,胶凝材料中的重金属元素引入的就越多,因此,Ni、Cu、Zn、As、Pb浸出浓度增加。Cd浸出浓度降低,Cr的浸出浓度不变。这说明,在复合激发剂作用下,胶凝材料对Cd、Cr元素的固化效果好。此外,高盐废水中还存在一些铵盐,在碱性环境下会生成氨气,后续研究应考虑挥发出的氨会对大气产生的二次污染。综上所述,利用复合激发剂激发煤气化渣制备的胶凝材料,对高盐废水中的重金属元素,有一定的固化作用,且所制备的胶凝材料浸出毒性均低于国家标准中的限值。

    1)复合激发剂中石灰掺量、水玻璃模数与掺量及高盐废水掺量,对煤气化渣胶凝材料的抗压强度,均有一定的影响。其中,当高盐废水掺量为100%时,试样的28 d抗压强度,最高可达38.8 MPa。

    2)水玻璃中的Na2O为体系提供了OH,使煤气化渣中活性物质溶出,产生大量[SiO4]4−、[AlO4]5−,使水化产物增多;水玻璃中的SiO2可降低水化产物的钙硅比,硅氧四面体链变长,提高产物的聚合度,生成较多C-S-H、N-A-S-H等水化产物,使试样结构更加密实,体系的后期强度明显增大。

    3)复合激发剂对煤气化渣激发效果显著。这主要因为激发剂提供了较多的SO42−、Cl及OH,使气化渣活性被激发,并且引入Ca2+,促进Ca(OH)2、C-S-H、N-A-S-H、钙矾石和水化氯铝酸钙等物质的生成,使试样孔隙率降低,故本研究所制备的胶凝材料能固化高盐废水中的部分重金属。

  • 图 1  气动旋流单元示意图

    Figure 1.  Diagram of aerodynamic swirl unit

    图 2  工程装置流程图

    Figure 2.  Flow chart of engineering device

    图 3  不同阀门开度下石灰石浆液流量

    Figure 3.  Limestone slurry flow under different valve opening

    图 4  浆液pH变化

    Figure 4.  Variation of pH in the slurry

    图 5  脱硫效率随主浆池pH的变化

    Figure 5.  Variation of desulfurization efficiency with pH of the main slurry tank

    图 6  浆液pH差值随主浆池pH的变化

    Figure 6.  Variation of slurry pH increment with pH of the main slurry tank

    图 7  脱硫效率随主浆池pH的变化

    Figure 7.  Variation of desulfurization efficiency with pH of the main slurry tank

    图 8  脱硫效率随主浆池pH的变化

    Figure 8.  Variation of desulfurization efficiency with pH of the main slurry tank

    图 9  浆液pH差值随主浆池pH和阀门开度的变化关系

    Figure 9.  Variation of slurry pH increment with pH of the main slurry tank and valve opening

    图 10  脱硫效率随主浆池pH的变化

    Figure 10.  Variation of desulfurization efficiency with pH of the main slurry tank

    图 11  脱硫效率随pH分区供浆量的变化

    Figure 11.  Variation of desulfurization efficiency with slurry flow of dual-pH

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出版历程
  • 收稿日期:  2020-04-16
  • 录用日期:  2020-06-22
  • 刊出日期:  2021-02-10
郭志, 刘志敏. pH分区供浆模式强化气动旋流塔湿法脱硫效率[J]. 环境工程学报, 2021, 15(2): 635-642. doi: 10.12030/j.cjee.202004078
引用本文: 郭志, 刘志敏. pH分区供浆模式强化气动旋流塔湿法脱硫效率[J]. 环境工程学报, 2021, 15(2): 635-642. doi: 10.12030/j.cjee.202004078
GUO Zhi, LIU Zhimin. Wet desulfurization efficiency based on dual-pH slurry supply coupled aerodynamic swirl tower[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2021, 15(2): 635-642. doi: 10.12030/j.cjee.202004078
Citation: GUO Zhi, LIU Zhimin. Wet desulfurization efficiency based on dual-pH slurry supply coupled aerodynamic swirl tower[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2021, 15(2): 635-642. doi: 10.12030/j.cjee.202004078

pH分区供浆模式强化气动旋流塔湿法脱硫效率

    通讯作者: 郭志, E-mail: guozhikd@126.com
    作者简介: 郭志(1987—),男,硕士,工程师。研究方向:烟气净化、固废处理。E-mail:guozhikd@126.com
  • 航天环境工程有限公司,天津 300301
基金项目:
天津市科技计划项目(17ZXSTSF00030,18YFYSZC00070,19ZXSZSN00050)

摘要: 为了充分利用气动旋流强化单塔循环脱硫效率的优势,实现燃煤电站烟气SO2超低排放,采用pH分区供浆耦合气动旋流塔技术脱除燃煤烟气中的SO2,并研究了pH分区供浆模式下浆液pH及其差值的变化,分析了pH分区供浆对气动旋流塔脱硫性能的影响。结果表明:空塔喷淋运行工况,pH分区供浆对脱硫效率影响较小;单层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况,pH分区供浆的脱硫效率高于主浆池直接供浆,且对脱硫效率的促进作用随主浆池pH增大而减弱。此外,双层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况下,pH分区供浆量越大脱硫效率提高越多,且随主浆池pH增大而逐渐减弱。以上研究结果证明,pH分区供浆可提高气动旋流塔的脱硫性能。

English Abstract

  • 燃煤火电机组是大气污染物SO2的排放大户,我国87%的SO2排放来自火电机组的燃煤锅炉烟气排放[1]。石灰石-石膏湿法烟气脱硫技术是我国燃煤电厂应用最广泛的烟气脱硫工艺[2-4],占总量的90%左右[5]。近年来,国家针对燃煤火电机组制定了更为严格的SO2排放标准。因此,如何在已安装的脱硫设备基础上进一步降低SO2排放浓度,提高SO2脱除效率是企业面临的难题。

    石灰石-石膏湿法烟气脱硫包括SO2吸收、石灰石溶解、亚硫酸钙氧化、石膏结晶等过程。国内外众多学者对湿法烟气脱硫的提效改造进行了研究,发现提高浆液pH能够有效促进SO2的吸收[6]。李存杰等[7]研究了基于pH分区控制的新型双循环湿法脱硫系统,获得了较高的污染物脱除效率。钟秦等[8]的研究表明,浆液pH增加更有利于吸收烟气中的SO2气体。郭瑞堂等[9]提出较低的pH浆液更有利于石灰石溶解,而较高的pH浆液会促进SO2的吸收。为了实现双pH运行,国内学者对双循环脱硫工艺也进行了一定的研究。万金保等[10]提出了双循环吸收塔的工作原理,并就循环量的计算方法进行了讨论。田立江等[11]和刘景龙[12]研究了双循环吸收塔中各因素对脱硫过程的影响。郭志等[13]研究了基于气液悬浮旋切掺混的气动旋流塔脱硫性能,研究结果显示气动脱硫单元的脱硫效率高达62.56%,然而关于pH分区供浆耦合气动旋流塔的湿法脱硫效率未见研究。

    以上研究表明,浆液pH分区控制研究集中在双循环湿法脱硫系统中,而针对单循环湿法脱硫系统中的pH分区供浆对脱硫效率的影响研究较少。单循环湿法脱硫系统供浆常采用直接供入塔底部的主浆池,导致以氧化过程为主的主浆池内pH较高而发生结垢堵塞现象[14]。此外,气动旋流塔内的气动旋流单元具有气液悬浮旋切掺混的强化传质效果,可显著提高SO2吸收过程的气膜传质系数[15]。本研究关注气动旋流强化单塔循环湿法脱硫系统中pH分区供浆对脱硫性能的影响,考察了该技术在较低主浆池pH工况下局部增大气动旋流单元内的浆液pH,从而提高气动旋流塔的脱硫效率的可行性,以期为气动旋流塔湿法脱硫技术的性能提升提供参考。

  • 气动旋流单元由下至上主要部件包括导流尾罩、旋流子和悬浮筒。42个气动旋流单元通过上下封板组合为气动旋流单元组件,并将其放置在脱硫塔2层喷淋层之间(见图1),旋流角度为45°。烟气从单元下方进入,在单元内旋流子作用下形成旋转向上的气流,浆液从单元上端落入并被旋转气流托住反复旋切,形成一段动态稳定的气液悬浮层。

    根据双膜理论阻力叠加原理,以气相为基准的总传质系数[16]如式(1)所示。

    式中:Kg为以气相为基准的总传质系数,m·s−1kg为气相传质系数,m·s−1kl为液相传质系数,m·s−1E为增强因子;Hso2为SO2的亨利常数。

    因气相流速高[15]、剪切力强,气动旋流塔中在进行气液悬浮旋切掺混强化脱硫时,液相和气相的聚散组合瞬时、随机发生。加上气液两相的比表面积高,掺混强度大,传质效率高,能显著提高气膜传质系数,从而达到强化SO2气体吸收、捕集的目的。

  • 研究以威海市文登热电厂规模为240 t·h−1的高温高压煤粉锅炉配套烟气脱硫工程为例。该工程采用石灰石-石膏湿法气动旋流塔脱硫工艺,流程图如图2所示。浆液循环泵共计5台,每台循环泵独立对应气动旋流塔内单层喷淋层。喷淋层由下至上依次编号为1#~5#,对应循环泵依次为:1#泵~5#泵,流量均为1 672 m3·h−1。各层喷淋层喷嘴形式采用单向切线空心锥喷嘴,喷嘴数量为30个,单支喷嘴流量为55.7 m3·h−1。气动旋流塔按功能分区由下至上依次为主浆池、空塔喷淋段、气动旋流段、除雾段(见图2)。气动旋流塔吸收区塔径为6.8 m,塔底主浆池直径为9 m,主浆池液位高度为7 m,喷淋层间距为2 m。

  • 石灰石浆液供给系统采用大回流+电动调阀方式,供浆泵流量为27 m3·h−1。3处供浆口分别设置在4#泵吸入管路、5#泵吸入管路和主浆池回流联箱。供浆口的供浆管路上设有隔离阀,通过隔离阀的开闭可以实现3个供浆口独立供浆。供浆调阀开度与石灰石浆液流量的关系如图3所示。

  • 气动旋流塔按以下3种工况运行:空塔喷淋运行工况(1#+2#+4#)、单层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况(1#+2#+气动旋流单元+5#)和双层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况(3#+4#+气动旋流单元+5#)。3种工况下的浆液喷淋量 (单位为L·h−1)与烟气量(单位为m3·h−1)的比值为15。通过设置供浆调阀开度,测试3种工况下脱硫塔入口SO2浓度;脱硫塔出口SO2浓度。脱硫效率计算方法见式(2)。

    式中:η为脱硫效率;cSO2,in为入口SO2浓度,mg·m−3cSO2,out为出口SO2浓度,mg·m−3

  • 空塔喷淋运行工况下,气动旋流单元中仅有气体通过,气动旋流塔与传统喷淋空塔运行模式相同。供浆调阀开度设定为30%,供浆量为1 m3·h−1。供浆采用模式1(单独开启4#泵吸入管路供浆切断阀)和模式2(单独开启主浆池回流联箱供浆切断阀)向系统供给石灰石浆液。

    模式1工况运行,石灰石浆液直接送入4#泵循环系统,局部增大了4#泵循环浆液pH;模式2工况运行,石灰石浆液直接送入脱硫塔底部储浆池中,整体增大了脱硫塔循环浆液pH。4#泵循环系统浆液通过4#喷淋层进入SO2吸收区,充分吸收烟气中SO2后生成脱硫中间产物Ca(HSO3)2,浆液pH值迅速降低,随后浆液落入主浆池与通入的氧化空气发生反应生成H+,进一步降低了主浆池浆液pH[14]。因此,模式1工况下4#泵循环系统浆液pH高于主浆池浆液pH。此外,主浆池pH降低会促进新加入石灰石浆液中CaCO3的溶解,主浆池pH越低,新加入石灰石浆液CaCO3溶解越多,4#泵循环系统浆液pH提升越大。2种供浆模式运行工况下,4#泵循环系统浆液pH和主浆池浆液pH计算模拟结果如图4所示。结果证明,模式1工况4#泵循环系统浆液pH明显高于主体浆池pH。pH=5.5,2种供浆模式浆液pH差值约为0.3,且2种供浆模式浆液pH差值随主体浆池pH升高而逐渐降低,运行结果与理论分析一致。

    入口烟气SO2浓度2 500 mg·m−3,2种供浆模式下脱硫效率随塔底主浆池pH的变化过程如图5所示。结果证实2种供浆模式运行过程中,脱硫效率随主浆池pH的增大而逐渐增大。当pH由4.7增至5.5过程中,2种运行模式下脱硫效率由97.2%增至98.6%。因此,空塔喷淋运行工况下,增加主浆池的pH能显著提高脱硫效率,此结果与相关学者研究结果相同[14-17]。然而,pH分区供浆仅局部增大了4#循环浆液的pH,pH分区供浆循环量占浆液循环总量的比例较小,对脱硫效率提升作用较小。此外,pH分区供浆区域为4#循环浆液,其所对应喷淋层位于脱硫塔吸收区烟气出口位置,此处SO2吸收过程主要以气膜控制为主,pH分区供浆局部增大4#循环浆液pH仅能提高SO2吸收过程的液膜传质系数,对SO2吸收的综合传质系数影响较小[18]。研究结果与理论分析一致,即在相同主浆池pH工况下,2种运行模式的脱硫效率相差较小。

  • 单层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况中,1#喷淋层+2#喷淋层+5#喷淋层投运,供浆调阀开度为25%和30%,供浆量约为0.5 m3·h−1和1 m3·h−1。供浆模式采用模式1(单独开启5#泵吸入管路供浆切断阀)和模式2(单独开启主浆池回流联箱供浆切断阀)向系统供给石灰石浆液。供浆模式1中石灰石浆液直接送入5#泵循环系统,局部增大了5#泵循环系统浆液pH。供浆阀门开度越大,5#泵循环系统浆液pH相比主浆池增加越多。5#泵循环系统浆液pH相比主浆池pH增量的计算结果见图6所示。结果表明:随着主浆池pH增大,5#泵循环系统浆液pH相比主浆池pH增量越小;供浆阀开度为25%工况下,主浆池pH由4.8增至5.5后,pH差值由0.5降低至0.1;且pH分区供浆量越大,5#泵循环系统浆液pH较主浆池增加越多。由此说明,计算结果与理论分析相一致。

    由于单塔双循环工况下,脱硫塔顶部和底部气膜和液膜传质阻力之比为0.65和0.35[18],因此,在脱硫塔出口和高pH区,增大气膜传质系数可显著提高脱硫塔效率。气动旋流段运行工况1中,气动旋流单元组件位于脱硫塔出口区域,其内部产生的强化传质过程可提高SO2吸收过程的气膜传质系数,增大脱硫效率[15]。气动旋流段运行工况1与空塔喷淋运行工况脱硫效率测试结果如图7所示,空塔喷淋运行工况供浆模式1详见3.1中说明。以上结果证明,气动旋流段运行工况1的脱硫效率明显高于空塔喷淋运行工况。该运行结果与理论分析相一致。

    供浆模式1中石灰石浆液直接送入5#泵循环系统,局部增大了5#泵循环系统浆液pH。一方面,浆液经喷淋层进入下部的气动旋流单元内,在气动旋流单元内产生气液悬浮旋切掺混的强化脱硫过程;另一方面pH分区供浆可增大气动旋流单元内浆液pH,在提高SO2吸收过程气膜传质系数的同时,进一步提高了SO2吸收过程的液膜传质系数。因此,pH分区供浆耦合气动旋流强化脱硫过程可提高SO2综合传质系数。

    入口烟气SO2浓度2 500 mg·m−3,脱硫效率随主浆池pH的变化过程如图8所示。结果证实,模式1运行工况脱硫效率高于模式2,且模式1运行工况中pH分区供浆量越大脱硫效率越高。该结果与理论分析相一致。随着主浆池pH增加,pH分区供浆区域浆液的pH较主体浆池pH差值减小,对脱硫效率的促进作用减弱。研究结果还证明,pH分区供浆对脱硫效率的促进作用随主浆池pH增大而减弱。该结果与理论分析相一致。因此,pH分区供浆耦合气动旋流技术可在主浆池较低pH运行工况下得到更高的脱硫效率,故低pH运行工况对促进亚硫酸钙的充分氧化和缓解主浆池内部结垢具有积极作用[19]。此外,低pH运行工况还可促进浆液中CaCO3充分溶解,提高CaCO3的利用率,并进一步提高石膏产品的纯度[19]

  • 双层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况中,喷淋层分为3#喷淋层+4#喷淋层+5#喷淋层。供浆调阀开度设定为0~50%,供浆量约为0~3.0 m3·h−1。供浆方式采用同时开启4#泵吸入管路供浆切断阀和5#泵吸入管路供浆切断阀。与气动旋流段运行工况1相比,气动旋流段运行工况2的pH分区供浆部分浆液循环量增大。增大pH分区供浆部分的浆液循环量可以增加浆液中CaCO3与烟气中SO2的接触面积,最终增大pH分区供浆运行模式下的脱硫效率。此外,随着供浆阀开度增大,供浆量相应增大,pH分区供浆部分的浆液pH也将相应随之增大。不同供浆阀开度下,部分浆液pH与主浆池pH的差值随主浆池pH的变化曲线计算结果如图9所示。结果证明,pH差值随主浆池pH的增大而逐渐降低,并且供浆阀门开度越大,pH差值越大。计算结果与理论分析相一致。计算结果证明,pH=5.5,供浆阀开度由0增至50%,浆液pH差值由0增至0.55。此外,结果证实pH分区供浆量对pH差值的促进作用随主浆池pH的增大而减小。这是由于随着主浆池pH增大,新加入CaCO3浆液溶解变慢,浆液pH的提升减弱。

    入口烟气SO2浓度2 500 mg·m−3,不同pH分区供浆量下的脱硫效率随主浆池pH的变化过程如图10所示。结果证明,脱硫效率随主浆池pH的增大逐渐增大,且pH分区供浆量越大脱硫效率越高,但pH分区供浆对脱硫效率的提升作用随主浆池pH增加而逐渐减弱。该结果与理论分析及浆液pH计算结果相吻合。主浆池pH=5.55,脱硫效率随pH分区供浆量的变化如图11所示。结果表明,供浆调阀开度由0增至50%,脱硫效率由98.50%增至99.35%,脱硫效率提升了0.86%。因此,基于pH分区供浆耦合气动旋流强化单循环湿法烟气脱硫系统,相比传统供浆方式具有更高的脱硫效率,相比基于pH分区控制的双循环湿法烟气脱硫系统改造工作量更小,可为现有脱硫系统提效改造提供一条有利途径。

  • 1) 空塔喷淋运行工况下,增加主浆池pH可显著提高脱硫效率。pH分区供浆可局部提高4#泵循环浆液pH,但pH差值随主体浆池pH升高而逐渐降低。该工况下,pH分区供浆对脱硫效率影响较小。

    2) 单层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况下,pH分区供浆模式下的脱硫效率高于主浆池直接供浆,且pH分区供浆对脱硫效率的促进作用随主浆池pH增大而减弱。

    3) 双层循环pH分区供浆耦合气动旋流工况,主浆池pH相同的工况下,pH分区供浆量越大脱硫效率越高,且随主浆池pH增加而逐渐减弱。当主浆池pH为5.55时,pH分区供浆下脱硫效率由98.50%增至99.35%,效率提升了0.86%。上述研究结果证明pH分区供浆可提高气动旋流塔的脱硫性能,可为气动旋流塔的性能提升和脱硫装置超低排放改造提供参考。

参考文献 (19)

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