NaCl电解氧化吸收液脱除烟气中的NO<sub><i>x</i></sub>

苏晓锋; 夏张; 高康宁; 朱宏艺; 郭蔓; 李登新; 许士洪

doi:10.12030/j.cjee.202206130

NaCl电解氧化吸收液脱除烟气中的NO_x

1.
上海市材料工程学校，上海 200231
2.
东华大学环境科学与工程学院，上海 201620
3.
东华大学国家环境保护纺织污染防治工程技术中心，上海 201620

作者简介: 苏晓锋 (1976 —) ，男，工程硕士，副高级讲师，sxf_2022_1976@163.com

通讯作者: 许士洪(1976 —)，男，博士，副教授，shxu@dhu.edu.cn

基金项目:
国家自然科学基金钢铁联合研究基金资助项目 (U1660107) ；上海市生态环境局资助项目 (沪环科[2019]第10号) ；中央高校基本科研业务费专项资金 (2232020A-10)
中图分类号: X701

NO_x removal from flue gas by NaCl electrolytic oxidation absorption solution

1.
Shanghai Materials Engineering School, Shanghai 200231, China
2.
School of Environmental Science and Engineering, Donghua University, Shanghai 201620, China
3.
National Environmental Protection Textile Pollution Prevention Engineering Technology Center of Donghua University, Shanghai 201620, China

Corresponding author: XU Shihong, shxu@dhu.edu.cn

摘要: 研究了NaCl质量浓度、电解时间对电解生成有效氯组分的影响，并以NaCl电解液作为氧化吸收液在自制的小型鼓泡喷淋吸收塔中进行模拟烟气脱硝实验，进一步研究了有效氯质量浓度、反应体系pH和温度对脱硝效果的影响，同时分析了脱硝机理。结果表明：有效氯质量浓度随着NaCl质量浓度和电解时间的增加逐渐增加，电解反应的主产物是ClO⁻。NO_x去除率随着有效氯质量浓度增加而升高；氧化体系酸度和温度增高有利于NO氧化，但不利于NO_x吸收去除。当烟气流量为2 L·min⁻¹，NO初始质量浓度为1 340 mg·m⁻³，吸收液有效氯初始质量浓度为2.5 g·L⁻¹，反应体系pH为5，温度为30 ℃时，NO的转化率可达91.1%，NO_x去除率可达78.9%，且能在该条件下长时间保持较高的烟气脱硝效果。本研究结果可为低温湿法氧化脱硝技术的工业化应用提供参考。
- 电解氧化 /
- 有效氯 /
- 烟气脱硝 /
- 氮氧化物
Abstract: An experiment simulating flue gas denitrification was conducted in a small bubble spray absorption tower using NaCl electrolyte as the oxidation and absorption solution. The effect of NaCl mass concentration and electrolysis time on the effective chlorine fraction generated by electrolysis was also investigated. The effects of effective chlorine mass concentration, pH and temperature of the reaction system on the denitrification effect were further studied, the denitrification mechanism was also analyzed. The results showed that the effective chlorine mass concentration increased gradually with the increase of NaCl mass concentration and electrolysis time, and the main product of the electrolysis reaction was ClO^-. The removal rate of NO_x increased with the increase of available chlorine mass concentration. The increase of acidity and temperature of the oxidation system was beneficial to NO oxidation, but not to NO_x absorption and removal. At a flue gas flow rate of 2 L·min^-1, an initial NO mass concentration of 1 340 mg·m^-3, an initial absorption solution effective chlorine mass concentration of 2.5 g·L^-1, a reaction system pH of 5 and a temperature of 30℃, the conversion rate of NO could reach 91.1% and the removal rate of NO_x could reach 78.9%, and the high flue gas denitrification effect could be maintained for a long time under these conditions.
- electrolytic oxidation /
- effective chlorine /
- flue gas denitrification /
- NO_x emission

烟气经湿法脱硫后会产生大量含可溶性物质的白色水雾^[1]，导致环境污染^[2]。除雾方法主要是加装除雾器^[3]，如折流板除雾器^[4]、丝网除雾器^[5]、静电除雾器等^[6]。为提高除雾器的气液分离作用，NARIMANI 等^[7]运用CFD的方法优化了带倒钩的折流板除雾器结构；EL-DESSOUKY 等^[8]研究了不同网层厚度下丝网除雾器的最佳过滤风速；袁惠新等^[9]研究了旋风除雾器在引入静电场后对细水雾的脱除效果。然而，目前水雾排放浓度依然难以达到相关标准规定的排放限值^[10]。因此，白色烟羽排放的有效控制已成为湿烟气深度净化的一个研究热点^[11-12]。

烟气“脱白”技术鲜有突破，其原因是除雾工程应用限制了2个高效技术路径：要求成本低、能耗少、占地小，不宜采用湿电；要求压损小、无堵塞，不能采用过滤。因此，近年来利用空气动力分离的技术方法倍受关注^[13-15]。然而，采用空气动力分离除雾，需要在细而长的螺旋管中带动整个气流高速旋转，导致能耗过高，而且细水雾易被高速气流带出除雾器。

为实现高湿烟气的高效除雾，笔者提出了自由旋线除雾方法^[16-17]，并开展了单层自由旋线除雾实验研究^[18]。结果表明，自由旋线除雾器的压损小、效率高，并且发现在控制能耗情况下增加旋线根数比增加旋线转速的提效作用更显著。然而，关于自由旋线除雾器的除雾性能还缺乏基础理论研究。本研究将基于经典的单根柱状纤维捕集和旋流离心分离机理，建立自由旋线除雾器的除雾效率理论，并通过实验加以验证，进而揭示旋线根数和转速对自由旋线除雾作用的影响规律，以期为自由旋线除雾技术的发展及应用提供参考。

1. 旋线除雾理论

1.1 旋线除雾器的工作原理

在旋线除雾器中布置有数以百计的纤维线(见图1)。纤维线的一端固定在电机的连接轴上，纤维线的另一端自由。电机启动前，纤维线在自重作用下自然下垂。电机启动后，高速旋转的纤维线(简称旋线)在离心力作用下呈伞形张开，并覆盖整个除雾器筒体过流断面。

图 1 双层旋线除雾器除雾原理示意图

Figure 1. Schematic diagram of a rotary thread demister with two layers

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当含雾气流进入除雾器，在通过旋线层时，柱状纤维旋线与液滴间产生拦截、惯性碰撞和扩散作用^[19]。由于纤维线具有吸湿性，液滴会附着旋线表面或浸入旋线中，然后在离心力作用下甩向筒壁。筒壁上的液体在重力作用下最后流入除雾器底部的液斗中。另外，由于高速旋转的纤维线搅拌作用，使旋线层下方的气体形成旋流，进而对未被捕集的液雾产生离心分离作用，使旋线除雾器的净化效果得到进一步提升。所以，旋线除雾器的工作原理是旋线层过滤和旋流离心分离的协同作用。

1.2 旋线层的除雾效率

当圆柱状纤维与垂直于来流方向颗粒物之间的相对速度相同时，基于孤立圆柱状捕集体对颗粒物的捕集机理来探索纤维层的捕集效率更容易^[20]。但由于旋线与雾滴的相对速度是变化的，需先根据不同的捕集机理确定单根旋线的捕集量，然后由效率定义分别建立旋线层的拦截、惯性碰撞和扩散效率理论表达式。

1.2.1 拦截

分析纤维对颗粒物的拦截捕集作用首先要考虑绕捕集体流动的介质的流态。对于绕流问题，分为黏性流和势流。判断流态的依据是雷诺数(Re)，具体见式(1)。

$Re{\rm{ = }}\frac{{\rho v{d_{\rm{f}}}}}{\mu }$

$(1)$

式中：ρ为空气密度，kg·m⁻³；v为空气流速，m·s⁻¹；d_f为旋线直径，m；μ为气体动力黏性系数，常温常压下，μ=1.85×10⁻⁵ Pa·s。

当Re≤1时，柱状捕集体周围的流动可视为黏性流；而当Re>1时，可近似为势流^[21]。在自由旋线除雾器中，旋线的切向速度可超过10 m·s⁻¹，且旋线较粗(直径通常2~4 mm)。由此得出，气流绕旋线流动的雷诺数Re超过100，属势流。在势流情况下，单位长度孤立圆柱状捕集体对球形雾滴的拦截效率计算公式^[22]见式(2)。

${\eta _r} = 1 + G - \frac{1}{{1 + G}}$

$(2)$

式中：η_r为单位长度孤立圆柱状捕集体对球形雾滴的拦截效率；G为拦截参数，计算式为式(3)。

$G = {d_{\rm{p}}}/{d_{\rm{f}}}$

$(3)$

式中：d_p表示雾滴直径，m；d_f为旋线直径，m。

然而，沿旋线上的切向速度u是不均匀的，切向速度分布如图2所示。于是，旋线上任意点r与颗粒的相对运动速度见式(4)。

图 2 单根旋线切向速度分布与捕集效率建模示意图

Figure 2. Development model of tangential velocity distribution and collection efficiency of an isolated rotary thread

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$u = \omega r$

$(4)$

式中：u为旋线与颗粒的相对速度，m·s⁻¹；ω为旋线旋转角速度，rad·s⁻¹；r为旋线半径，m。

设气体中的颗粒初始浓度为c₀，在图2所示的旋线微元长度dr上拦截的雾滴质量计算式见式(5)。

${\rm{d}}{m_{\rm{R}}} = {c_0}{\eta _r}{d_{\rm{f}}}u{\rm{d}}r = {c_0}{\eta _r}{d_{\rm{f}}}\omega r{\rm{d}}r$

$(5)$

式中：dm_R为微元dr上拦截的雾滴质量，kg；c₀为气体颗粒浓度，kg·m⁻³。

对式(5)从0到旋线长度r₀进行积分(见式(6))，得到单根旋线拦截作用捕集的雾滴质量。

${m_{\rm{R}}} = \int_0^{{r_0}} {{c_0}{\eta _r}{d_{\rm{f}}}\omega r{\rm{d}}r} = \frac{1}{2}{c_0}{\eta _r}{d_{\rm{f}}}\omega {r_0}^2$

$(6)$

因流向孤立旋线的雾滴总质量的计算式见式(7)。于是，单根旋线拦截作用的捕集效率可通过式(8)进行计算。

$M = Q{c_0} = {\text{π}} {r_0}^2v{c_0}$

$(7)$

${\eta _{\rm{R}}} = \frac{{{m_{\rm{R}}}}}{M} = \frac{{\omega {d_{\rm{f}}}}}{{2{\text{π}} v}}{\eta _r}$

$(8)$

式中：M为来流雾滴总质量，kg；Q为气流流量，m³·s⁻¹；c₀为气体颗粒浓度，kg·m⁻³；v为通过旋线除雾器筒体断面的平均轴向速度，m·s⁻¹；η_R为单根旋线拦截作用的捕集效率；m_R为单根旋线捕集雾滴质量，kg。

对于气流中有N个捕集体时(见图3)，由计算式(9)^[23]，得到旋线层的拦截效率。

图 3 气流中N根捕集体的捕集作用

Figure 3. Capture effects of a series cylindrical targets

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${\eta _{{\rm{R}}N}} = 1 - {(1 - {\eta _{\rm{R}}})^N}$

$(9)$

1.2.2 惯性碰撞

当颗粒直径d_p>1 µm，柱状捕集体的惯性碰撞效应是重要的。惯性碰撞效率是Stokes数St的函数，其表达式见式(10)。

$St = \frac{{{\rho _{\rm{p}}}{d_{\rm{p}}}^2u}}{{18\mu {d_{\rm{f}}}}}$

$(10)$

式中：ρ_p为雾滴密度，kg·m⁻³；d_p为雾滴直径，m；u为捕集体与颗粒的相对速度，m·s⁻¹；μ为气体动力黏性系数，取μ=1.85×10⁻⁵ Pa·s；d_f为旋线直径，m。

由于绕孤立柱状纤维流动的颗粒运动方程求解非常困难，至今没有分析解。虽然LANDAHL和HERMAN给出了惯性碰撞效率经验式^[22]，但在高雷诺数的势流情况下缺乏适用性论据。已有研究结果表明，在对数概率坐标纸上，单位长度孤立柱状捕集体的惯性碰撞效率随 $\sqrt {St}$ 的变化呈一条直线^[24]，如图4所示。

图 4 孤立圆柱体惯性碰撞效率与

$\sqrt {St}$

的关系

Figure 4. Relationship of the inertial impaction efficiency of an isolated cylinder and

$\sqrt {St}$

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而能在对数概率坐标纸上具有直线分布特征的数学模型为对数正态分布。于是，惯性碰撞效率与 $\sqrt {St}$ 的函数关系可用式(11)表示。

${\eta _i} = \frac{1}{{\ln {\sigma _g}\sqrt {2{\text{π}} } }}\int_0^{\sqrt {St} } {\exp \left[ { - \frac{{{{\left( {\ln \sqrt {St} - \ln {{\sqrt {St} }_{50}}} \right)}^2}}}{{2{{\left( {\ln {\sigma _{\rm{g}}}} \right)}^2}}}} \right]} {\rm{d}}\left( {\ln \sqrt {St} } \right)$

$(11)$

式中：η_i为单位长度孤立圆柱状捕集体的惯性碰撞效率；σ_g为几何标准偏差； ${\left( {\sqrt {St} } \right)_{50}}$ 为方根斯托克斯数中位值。

对于旋线，符合Re≥150，满足曲线A，于是由图4可确定 ${\left( {\sqrt {St} } \right)_{50}} = 0.7$ 。几何标准偏差计算式为式(12)。由此可推算孤立柱状捕集体的惯性碰撞效率计算式为式(13)。

${\sigma _{\rm{g}}} = \frac{{\sqrt {St} \left( {{\eta _i} = 84.1\% } \right)}}{{{{\left( {\sqrt {St} } \right)}_{50}}}} = \frac{{1.35}}{{0.7}} \approx 1.9$

$(12)$

${\eta _i} = \frac{1}{{\ln 1.9\sqrt {2{\text{π}} } }}\int_0^{\sqrt {St} } {\exp \left[ { - \frac{{{{\left( {\ln \sqrt {St} - \ln 0.7} \right)}^2}}}{{2{{\left( {\ln 1.9} \right)}^2}}}} \right]} {\rm{d}}\left( {\ln \sqrt {St} } \right)$

$(13)$

来流颗粒与旋线的相对运动速度是变化的，故单根旋线上惯性碰撞捕集的液滴质量可由积分(见式(14))来计算。单根旋线的惯性碰撞捕集效率计算见式(15)，而气流中有N根捕集体的惯性碰撞效率计算式见式(16)。

${m_{\rm{I}}} = \int_0^{{r_0}} {{c_0}{\eta _i}{d_{\rm{f}}}\omega r{\rm{d}}r}$

$(14)$

${\eta _{\rm{I}}} = \frac{{{m_{\rm{I}}}}}{M} = \frac{{\omega {d_{\rm{f}}}}}{{{\text{π}} {r_0}^2v}}\int_0^{{r_0}} {{\eta _i}r{\rm{d}}r}$

$(15)$

${\eta _{{\rm{I}}N}} = 1 - {(1 - {\eta _{\rm{I}}})^N}$

$(16)$

式中：m_I为单根旋线惯性碰撞作用捕集的液滴质量，kg；η_I为单根旋线的惯性碰撞捕集效率；η_IN为旋线层惯性碰撞捕集效率；N为旋线根数。

1.2.3 扩散效应

扩散效应适合于颗粒直径d_p<1 µm的情况。但在水雾中，d_p<1 µm液滴所占质量百分比极小，对总捕集效率的贡献很小，可忽略。

对于多机理同时存在的复合捕集效率，普遍采用RICHARD和SEINFELD 给出的算式^[25] (见式(17))。于是，N根旋线的旋线层的拦截和惯性碰撞复合除雾效率计算式见式(18)。

$\eta = 1 - (1 - {\eta _1})(1 - {\eta _2}) \cdots (1 - {\eta _n})$

$(17)$

${\eta _N} = 1 - (1 - {\eta _{{\rm{R}}N}})(1 - {\eta _{{\rm{I}}N}})$

$(18)$

上述研究表明，降低气流速度、增加转速，均有助于增强拦截和惯性碰撞的捕集作用，但增加旋线根数的提效作用更突出。

1.3 旋流离心分离

旋线除雾器可采用单层或多层布置。由于每层旋线布置的根数是受限的，当旋线除雾器无法满足水雾排放要求时，可通过增加旋线层数提效。当采用多层布置时，在两旋线层之间形成较规则的旋涡流，对雾滴产生离心分离作用。

图1中，旋线层间的距离Δh应不小于旋线长度 ${r_0}$ ，否则会发生相互干扰或缠绕。在切向上，在两层旋线高速同向旋转的拖曳下，Δh空间内的气体几乎以旋线相同的角速度ω旋转。在轴向上，其流速与下行流v相同。因此，旋流经过h距离的时间计算式见式(19)。在此期间，旋流的旋转角度计算式见式(20)。

${t_0} = \Delta h/v$

$(19)$

${\theta _0} = \omega {t_0} = \omega \Delta h/v$

$(20)$

在图5所示的旋流场中，假定位于半径r_θ直径为d_p的雾滴随气流旋转θ角度后，沉降到r=r₀的边壁上被捕集。

图 5 旋线除雾器旋流离心分离效率建模示意图

Figure 5. Development model of centrifugal separation efficiency of a rotary thread demister

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显然，对于位于r_θ和r₀之间直径为d_p的所有雾滴将被捕集。因此，其旋流分离效率计算式见式(21)。

${\eta _\omega } = ({r_0} - {r_\theta })/{r_0} = 1 - \frac{{{r_\theta }}}{{{r_0}}}$

$(21)$

由式(21)可知，下面应确定r_θ的计算方法。在图5所示的雾滴轨迹线的任意点(r, θ)上，雾滴在dt时间内径向和切向运动距离计算式见式(22)。

${\rm{d}}r = w{\rm{d}}t,\;r{\rm{d}}\theta = u{\rm{d}}t$

$(22)$

式中：雾滴的离心沉降速度w计算式见式(23)。

$w = \tau \frac{{{u^2}}}{r}$

$(23)$

式中：τ为弛豫时间，计算式见式(24)。

$\tau = \frac{{{\rho _{\rm{p}}}{d_{\rm{p}}}^2{C_{\rm{c}}}}}{{18\mu }}$

$(24)$

式中：C_c 即Cunningham 滑移修正系数，对于d_p>1 µm的粒子，C_c≈1。

由式(22)可换算得到式(25)。将式(23)代入式(25)，得到式(26)。将式(4)代入式(26)，积分得到式(27)。由式(27)得到式(28)。将式(28)代入式(21)得旋流离心分离效率计算式(29)。将式(20)代入式 (29)，旋流离心分离效率还可由式(30)计算得到。

$\frac{{{\rm{d}}r}}{{{\rm{d}}\theta }} = r\frac{w}{u}$

$(25)$

${\rm{d}}r = \tau u{\rm{d}}\theta$

$(26)$

$\int_{{r_\theta }}^{{r_0}} {\frac{{{\rm{d}}r}}{r}} = \int_0^{{\theta _0}} {\tau \omega {\rm{d}}\theta }$

$(27)$

${r_\theta } = {r_0}{{\rm{e}}^{ - \omega \tau {\theta _0}}}$

$(28)$

${\eta _\omega } = 1 - \frac{{{r_\theta }}}{{{r_0}}} = 1 - {{\rm{e}}^{ - \omega \tau {\theta _0}}}$

$(29)$

${\eta _\omega } = 1 - \frac{{{r_\theta }}}{{{r_0}}} = 1 - \exp ( - \frac{{\tau \Delta h{\omega ^2}}}{v})$

$(30)$

可见旋流离心分离除雾效率服从指数变化规律，且是雾径和转速平方的函数。在图1所示的第二层旋线下面仍有呈锥状收缩的旋流流动，但因接近气流出口，旋流衰减较快，故忽略其离心分离作用。

于是，双层旋线捕集和旋流离心分离协同除雾效率计算式为式(31)。

${\eta _C} = 1 - {(1 - {\eta _N})^2}(1 - {\eta _\omega }) = 1 - {\left[ {(1 - \eta {}_{{\rm{R}}N})(1 - {\eta _{{\rm{I}}N}})} \right]^2}(1 - {\eta _\omega })$

$(31)$

2. 旋线除雾理论的验证

2.1 实验系统

双层旋线除雾实验系统如图6所示。由除雾器本体、水泵、电机、旋线、风机、水箱构成。入口管均布4个雾化喷嘴，壳体采用8 mm厚有机玻璃，旋线长250 mm，材质采用3 mm聚酯纤维线。风机最大风量5 000 m³·h⁻¹，全压300 Pa。

图 6 实验系统示意图

Figure 6. Schematic diagram of the experimental setup

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2.2 实验方法

风量和旋线转速均采用变频器控制。通过调节水压改变水雾直径，采用Winner 318激光粒度分析仪测定实验水雾的粒径分布如图7所示。水雾中位径为20.1 μm，实验雾滴大小接近工业脱硫塔烟气夹带液滴的粒径范围^[26]。

图 7 雾滴粒径分布

Figure 7. Distribution of water droplet sizes

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除雾效率的测定采用水平衡法^[27]。在图6中，雾化水箱的失水量为喷嘴总喷水量m₁，喷头喷出的雾化水雾随气流运动，喷到进气管壁上的雾滴汇入沉降水箱中，水量为m₂。实际进入旋线除雾器筒体的总水雾量m₀=m₁−m₂，被旋线旋线捕集的雾滴流入捕集水箱中，水量为m_c，则除雾效率见式(32)。

${\eta _{\rm{T}}} = {m_{\rm{c}}}/{m_0}$

$(32)$

2.3 实验条件

实验在常温常压下进行，双层旋线除雾器每层旋线根数分别取100根和200根。考虑到现有静电除雾器的处理风速通常不超过2 m·s⁻¹^[28]，为体现旋线除雾器的优势，实验风速取2.5 m·s⁻¹。喷嘴的喷液量为1 355 kg·h⁻¹，水雾浓度为4 100 mg·m⁻³。

2.4 检验结果与讨论

2.4.1 效率理论的检验

当每层旋线分别为100根和200根时，测得双层旋线除雾器的除雾效率与旋线转速的关系如图8所示。

图 8 双层旋线除雾总效率与旋线转速的关系(旋线直径3 mm，长度250 mm)

Figure 8. Relationship between the demisting efficiency and the rotating speed of rotary thread with two rotary thread layers (diameter: 3 mm, length: 250 mm)

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结果表明，增加旋线根数的提效作用非常显著。采用直径3 mm旋线捕集中位径20.1 μm的水雾，当旋线转速500 r·min⁻¹时，每层旋线为100根时除雾总效率约95%，当旋线增至每层200根时，除雾总效率为98.1%。

由于实验所测得的除雾效率是总除雾效率，所建立除雾效率理论式(31)是分级效率，二者无法比较。为将实验所得总效率与分级效率相联系以便于评价除雾器的性能，ZHAO等^[29]通过大量实验数据和试错研究发现，颗粒群的总捕集效率和颗粒群中位径近似存在的关系如式(33)所示。

${\eta _{\rm{T}}} = 1 - \exp \left( { - {k_0}{d_{{\rm{p}}50}}} \right)$

$(33)$

式中：η_T为总效率实验值；k₀为待定系数；d_p50为颗粒群中位径。

根据已知总效率实验值η_T和颗粒群中位径d_p50，由式(33)可确定系数k₀。于是，基于分级效率服从指数规律，ZHAO等^[29]得出预估分级效率经验式(34)。

${\eta _{\rm{e}}} = 1 - \exp \left( { - {k_0}{d_{\rm{p}}}} \right)$

$(34)$

式中：η_e为预估分级效率。

作为验证性研究，仅讨论旋线转速500 r·min⁻¹情况下分级效率理论值与分级效率经验预估值的吻合度。

由总效率实验结果图8和式(33)得出的k₀值(见表1)。由式(34)分别得出每层100根和200根时的分级效率经验值η_e，然后由式(31)得出双层旋线除雾器分级效率理论值η_C，将计算结果绘于图9中。

表 1 k₀值计算表

Table 1. Calculation value of k₀

转速n/(r·min⁻¹)	角速度ω/(rad·s⁻¹)	每层旋线根数	总效率实验值/%	k₀
500	16.7π	100	95.0	0.149
500	16.7π	200	98.1	0.197

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图 9 双层旋线分级除雾效率理论值与经验值对比(500 r·min⁻¹)

Figure 9. Comparison of theoretical and empirical fractional demisting efficiency values in a demister with two rotary thread layers (500 r·min⁻¹)

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实验结果表明，当雾径小于5 μm，旋线除雾器分级效率理论值低于经验值；当雾径为5~20 μm时，理论值高于经验值，随后二者相互逼近。上述现象的原因是，当雾径小于5 μm，惯性碰撞效应较弱，而当雾径大于5 μm，惯性碰撞作用明显增强。总体看，旋线除雾器分级效率理论值与经验值相当吻合，在雾径为0~40 μm时，平均误差约1.4%，说明双层旋线的拦截、惯性碰撞与旋流离心分离复合除雾效率理论是比较准确的。

2.4.2 不同机理的提效作用

为明确各捕集机理在旋线除雾中的作用，取旋线转速500 r·min⁻¹，将单层拦截η_RN、惯性碰撞η_IN、旋流离心分离η_ω和双层复合除雾效率η_c的计算结果绘于图10中。由图10可看出，惯性碰撞效应起主导作用，旋流分离次之，拦截效率对旋线除雾器效率的贡献很小。如对20 μm雾滴，在每层旋线 $N = 200$ 根时，双层复合除雾效率已达98%，单层旋线惯性碰撞效率为89%，旋流离心分离效率为33%，而拦截效率仅2.5%左右。因此，拦截效率可忽略不计。在小雾径情况下，虽然离心分离作用小于惯性碰撞，但离心分离效率随雾径增加较快，对旋线除雾器具有明显提效作用。

图 10 双层旋线除雾器拦截、惯性碰撞、离心分离和复合机理除雾效率的比较(500 r·min⁻¹)

Figure 10. Demisting efficiency comparison of interception, inertial impaction, centrifugal separation, and combination mechanism in a demister with two rotary thread layers (500 r·min⁻¹)

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3. 结论

1)旋线除雾器的除雾机理主要是拦截、惯性碰撞和旋线的高速旋转产生的旋流离心分离。理论研究表明，拦截和惯性碰撞随旋线转速和旋线根数的增加而提高，但增加旋线根数的提效作用更有效；旋流离心分离效率是雾径和转速的平方的函数，且服从指数规律。

2)双层旋线除雾器的理论分级效率的验证结果表明，在旋线转速500 r·min⁻¹、旋线直径3 mm、每层旋线分别为100根和200根的情况下，在0~40 μm雾径范围内，旋线除雾器分级效率理论值与经验值基本吻合，平均误差约1.4%，说明双层旋线器的复合除雾效率理论是比较准确的。

3)对比各机理在旋线除雾器中的提效作用可看出，旋线的惯性碰撞效应起主导作用，特别是对小粒径的雾滴有较高的捕集效率；旋流离心分离作用次之，对于小粒径雾滴分离效率不高，但随着雾滴粒径的增加效率提升较快；旋线的拦截除雾效率较低，几乎可以忽略不计。

图 1 实验系统示意图

Figure 1. Schematic diagram of the experimental system

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图 2 NaCl质量浓度对电解的影响

Figure 2. Effect of NaCl mass concentration on electrolysis

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图 3 电解时间对有效氯的生成影响

Figure 3. Effect of electrolysis time on the production of effective chlorine

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图 4 电解NaCl氧化吸收液脱除烟气NO过程传质-反应途径示意图

Figure 4. Schematic diagram of the mass transfer-reaction pathway in the process of flue gas NO removal by electrolytic NaCl oxidation absorption solution

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图 5 有效氯初始质量浓度对NO_x脱除效果的影响

Figure 5. Effect of initial mass concentration of effective chlorine on NO_x removal

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图 6 氧化吸收液pH对NO_x脱除效果的影响

Figure 6. Effect of pH value of oxidizing absorption solution on NO_x removal

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图 7 NO转化率和NO_x脱除率与吸收液温度的关系

Figure 7. The relationship between NO conversion rate, NO_x removal rate and absorption fluid temperature

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图 8 吸收液循环脱硝时NO_x脱除与持续时间的关系

Figure 8. The relationship between NO_x removal and duration during circulation denitrification with absorbent solution

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表 1 NaCl电解液中氧化成分、反应式以及标准电位

Table 1. Oxidation components, reaction equations and standard potentials in NaCl electrolyte

氧化成分	反应式	标准电位/eV
Cl₂	Cl₂(aq)+2e = 2Cl⁻	1.358
HClO	HClO+H⁺+2e = Cl⁻+H₂O	1.482
NaClO	ClO⁻+H₂O+2e= Cl⁻+2OH⁻	0.890
NaClO₂	ClO₂⁻+2H₂O+4e = Cl⁻+4OH⁻	0.760
ClO₂	ClO₂+4H⁺+5e = Cl⁻+2H₂O	1.511
NaClO₃	ClO₃⁻+6H⁺+6e = Cl⁻+3H₂O	1.451

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图( 8) 表( 1)

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1. 旋线除雾理论
1.1 旋线除雾器的工作原理
1.2 旋线层的除雾效率
1.3 旋流离心分离
2. 旋线除雾理论的验证
2.1 实验系统
2.2 实验方法
2.3 实验条件
2.4 检验结果与讨论
3. 结论

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近年来，电力行业已率先完成电站锅炉超低排放改造工作，氮氧化物 (NO_x) 固定源排放控制任务的重心转移到焦化、钢铁等行业^[1]。当前，烟气净化领域中应用较多的脱硝技术有选择性催化还原法 (selective catalytic reduction，SCR) 和选择性非催化还原法 (selective non-catalytic reduction，SNCR) 等。然而，由于投资运行成本高、系统复杂和氨易泄漏会造成二次污染等问题，这部分行业的超净排放任务实现难度较大^[2-4]。湿法氧化脱硝技术具有操作管理简便、烟气条件适应性强和可实现多污染物同时脱除等优点，有望实现超净排放，故成为众多学者研究的热点^[5]。当前研究较多的是采用向液相中投加氧化剂的形式氧化脱除烟气中的NO_x，其效果虽好，但氧化剂为一次性消耗品，产生的废液需要处理。

采用电解NaCl溶液产生强氧化性的有效氯组分可用于烟气脱硝，并通过现场制备的方式可有效解决众多湿法脱硝氧化剂 (H₂O₂、KMnO₄和NaClO₂等) 储存运输过程的安全隐患及氧化成分分解消耗问题，同时脱硝液可循环电解使用，从而可有效减少氧化剂的投加成本^[6]。

基于以上思路，本研究采用无隔膜法电解NaCl制备有效氯溶液，考察NaCl质量浓度、电解时间对有效氯组分生成的影响，并在自制的小型湿法鼓泡喷淋反应器中以NaCl电解液作为氧化吸收液进行模拟烟气脱硝实验，对电解氧化吸收液脱硝机理进行分析，同时考察氧化吸收体系因素 (有效氯初始质量浓度、反应体系初始pH和温度) 对烟气脱硝效果的影响，以期为低温湿法氧化脱硝技术工业化应用提供参考。

3. 结论

1) 采用无隔膜法电解NaCl制备有效氯溶液，随着NaCl质量浓度和电解时间的增加，有效氯质量浓度逐渐增加，其增量逐渐减少，电解反应的主产物是ClO⁻，副产物主要是ClO₃⁻。

2) 较高的有效氯NaCl质量浓度有利于NO氧化并促使NO_x去除率升高；较低的pH有利于NO氧化，但不利于NO_x去除，在弱酸条件下NO_x去除效果最好；较高的温度有利于NO氧化，但不利于NO_x去除。

3) 在最佳反应条件 (烟气流量为2 L·min⁻¹，NO初始质量浓度为1 340 mg·m⁻³，吸收液有效氯初始NaCl质量浓度为2.5 g·L⁻¹，反应体系pH为5，温度为30 ℃) 下，NO的转化率可达91.1%，NO_x去除率可达78.9%，且能在较长时间内保持较高的烟气脱硝效果。

4) 基于研究结果，后期还应探讨更多的因素 (更加复杂的实际工业烟气、系统内氯气溢出逃逸、反应装置的氧化腐蚀等) 对NaCl电解氧化脱硝系统的影响，以期为其工业化应用提供更加全面的参考。

参考文献 (21)

NaCl电解氧化吸收液脱除烟气中的NOx

作者简介: 苏晓锋 (1976 —) ，男，工程硕士，副高级讲师，sxf_2022_1976@163.com

通讯作者: 许士洪(1976 —)，男，博士，副教授，shxu@dhu.edu.cn

NOx removal from flue gas by NaCl electrolytic oxidation absorption solution

Corresponding author: XU Shihong, shxu@dhu.edu.cn

1. 旋线除雾理论

1.1 旋线除雾器的工作原理

1.2 旋线层的除雾效率

1.2.1 拦截

1.2.2 惯性碰撞

1.2.3 扩散效应

1.3 旋流离心分离

2. 旋线除雾理论的验证

2.1 实验系统

2.2 实验方法

2.3 实验条件

2.4 检验结果与讨论

2.4.1 效率理论的检验

2.4.2 不同机理的提效作用

3. 结论

计量

出版历程

NaCl电解氧化吸收液脱除烟气中的NOx

通讯作者: 许士洪(1976 —)，男，博士，副教授，shxu@dhu.edu.cn

作者简介: 苏晓锋 (1976 —) ，男，工程硕士，副高级讲师，sxf_2022_1976@163.com 1. 上海市材料工程学校，上海 200231 2. 东华大学环境科学与工程学院，上海 201620 3. 东华大学国家环境保护纺织污染防治工程技术中心，上海 201620

English Abstract

NOx removal from flue gas by NaCl electrolytic oxidation absorption solution

Corresponding author: XU Shihong, shxu@dhu.edu.cn

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1.1. 材料与装置

1.2. 数据处理

2.1. NaCl质量浓度对有效氯组分生成的影响

2.2. 电解时间对有效氯组分生成的影响

2.3. NaCl电解氧化吸收液脱硝原理分析

2.4. 有效氯初始质量浓度对NOx脱除效果的影响

2.5. 氧化吸收液pH值对NOx脱除效果的影响

2.6. 氧化吸收液温度对NOx脱除效果的影响

2.7. 最优条件下的平行实验

目录

全文HTML

1.1. 材料与装置

1.2. 数据处理

2.1. NaCl质量浓度对有效氯组分生成的影响

2.2. 电解时间对有效氯组分生成的影响

2.3. NaCl电解氧化吸收液脱硝原理分析

2.4. 有效氯初始质量浓度对NOx脱除效果的影响

2.5. 氧化吸收液pH值对NOx脱除效果的影响

2.6. 氧化吸收液温度对NOx脱除效果的影响

2.7. 最优条件下的平行实验

NaCl电解氧化吸收液脱除烟气中的NO_x

NO_x removal from flue gas by NaCl electrolytic oxidation absorption solution

NaCl电解氧化吸收液脱除烟气中的NO_x

作者简介: 苏晓锋 (1976 —) ，男，工程硕士，副高级讲师，sxf_2022_1976@163.com
1. 上海市材料工程学校，上海 200231

2. 东华大学环境科学与工程学院，上海 201620

3. 东华大学国家环境保护纺织污染防治工程技术中心，上海 201620

NO_x removal from flue gas by NaCl electrolytic oxidation absorption solution

2.4. 有效氯初始质量浓度对NO_x脱除效果的影响

2.5. 氧化吸收液pH值对NO_x脱除效果的影响

2.6. 氧化吸收液温度对NO_x脱除效果的影响

2.4. 有效氯初始质量浓度对NO_x脱除效果的影响

2.5. 氧化吸收液pH值对NO_x脱除效果的影响

2.6. 氧化吸收液温度对NO_x脱除效果的影响