危廢焚燒系統(tǒng)煙氣急冷塔選型與同時脫酸的可行性探討

摘要：探討了危廢焚燒急冷塔設備的工藝計算與參數(shù)優(yōu)化，并對煙氣急冷塔同時冷卻和凈化煙氣的可行性進行初步的研究。旨在為今后的工作提供參考。

關鍵詞：危廢焚燒;急冷塔;設備參數(shù);脫酸

中圖分類號：X703.1 文獻標識碼：A 文章編號：2095-672X（2019）05-00-02

DOI：10.16647/j.cnki.cn15-1369/X.2019.05.043

Abstract：Process calculation for gas coolers in hazardous waste incineration plant was performed. Also the possibility to exploit gas cooler as semi-dry acid scrubber was explored based on Lewis-Whitman Double-film Theory.

Keywords：Hazardous waste incineration;Quenchingtower;Equipmentparameters;Deacidification

目前，在危廢處理處置技術中，焚燒法具有減容減量效果好，處理效果穩(wěn)定，處置徹底等優(yōu)點，符合我國國情的需要，近些年在國內(nèi)飛速發(fā)展。然而采用焚燒技術處理危險廢棄物的過程中隨之也會產(chǎn)生大量的有害物質(zhì)（包括二噁英，重金屬，SOX，NOX和其他酸性氣體），產(chǎn)生二次污染，需要有效加以去除。煙氣急冷塔作為煙氣處理的一環(huán)，其作用是通過快速冷卻煙氣，使之避開200-500℃的二噁英再生成區(qū)間，從而控制煙氣中二噁英含量。在傳統(tǒng)危廢焚燒過程中，煙氣脫酸的工作通常獨立設置濕法脫酸塔來處理[1-3]。如將急冷塔中的水滴換成消石灰漿液，這就使得此種急冷塔在冷卻煙氣的同時，具備了脫酸的作用。從工藝上來講，相當于半干法。此工藝簡化了系統(tǒng)工藝流程，減少了設備投資和運行成本。

1 理論模型的選擇

1.1 漿滴干燥模型的建立

在煙氣急冷塔中漿滴干燥和煙氣凈化有著密切關系，眾多研究把石灰漿滴蒸發(fā)分為三個階段：恒速反應階段、降速反應和擬平衡階段。恒速期漿滴表面的蒸發(fā)速率保持不變，其大小取決于表面水分的汽化速度，此時吸收反應是液相離子反應，反應將非常迅速。降速期漿滴表面不再全部濕潤，漿滴內(nèi)部固體顆粒之間發(fā)生物理接觸，水分必須通過固體之間的空隙進行擴散，此時吸收反應和水分蒸發(fā)被顆粒內(nèi)的擴散過程所控制，顆粒溫度將逐步上升。在擬平衡期，顆粒含濕量還會隨停留時間的延長而減少，但由于與周圍介質(zhì)氣體的溫度和濕度條件基本平衡而不再發(fā)生顯著變化，此時HCl和S02與顆粒間的反應仍在進行，但極其緩慢，這是因為氣固反應速度較慢所致。

1.2HCl和SO2脫除過程模型的確立

煙氣急冷塔內(nèi)漿滴將同時吸收煙氣中的SO2和HCl。危廢焚燒產(chǎn)生的SO2濃度相對較低而HCl較高，并且上文中提到煙氣預脫酸的主要目的也是盡量多地脫除Cl-離子，所以急冷塔內(nèi)煙氣的凈化本文主要以HCl為主進行討論。因為從工藝上來看本方法屬于半干法范疇，所以本文將利用半干法研究采用最多的雙膜理論來探討急冷塔中恒速段HCl的脫除過程。

非均相反應的雙膜理論于1924年由Lewis和Whitman提出，其基本論點是：

（1）兩相界面的兩側都存在有一邊界層薄膜，他們構成物質(zhì)從一相傳遞到另一相時的阻力;

（2）在兩相界面上達到了動態(tài)平衡，即傳質(zhì)過程是在穩(wěn)態(tài)下進行的;

（3）在每一相的薄膜內(nèi)的傳質(zhì)速度與該組分在相的主流體與界面上的濃度差或者分壓差成正比;

（4）在各相的薄膜傳質(zhì)過程彼此之間是獨立的，因此各相薄膜的阻力可以串聯(lián)相加的。

本次研究將急冷塔中煙氣凈化過程分為兩個階段：第一階段為漿滴的干燥階段。此階段中，漿滴呈潤濕狀態(tài)，此時HCl和S02被漿滴物理吸收后與漿滴中的Ca（OH）2的反應是液相離子反應，反應非常迅速。第二階段為完全干燥后階段，此階段中，漿滴已完全干燥，此時HCl和S02與漿滴之間的反應為氣固反應，反應速度很慢。本文將綜合考慮這兩個階段，并建立煙氣急冷塔內(nèi)煙氣凈化的物理和數(shù)學模型。

煙氣脫酸的化學過程以HCl為例，酸性氣體的脫除過程大致如下：

HCl、SO2從氣相主體到液滴表面的擴散。其本質(zhì)是氣膜中HCl氣體在分壓差驅動下的氣相傳質(zhì);

液滴表面HCl的吸收：HCl（g） -->HCl（aq）;

液膜內(nèi)HCl的電離：HCl（aq） --> H+ + Cl-;

離解后的離子在液相中擴散;

消石灰在漿液中的溶解，即液膜中的消石灰顆粒在濃度差驅動下的溶解傳質(zhì)過程;

鈣鹽的生成：

漿滴中液體全部蒸發(fā)后酸性氣體與剩余消石灰間的氣固反應。

2 工藝計算

進行工藝計算前，鑒于流場與反應模型的復雜性，在本文中做出如下假設：

煙氣失去的熱量等于水吸收的熱量;

噴出的液滴假設為球形;

噴出的液滴之間不發(fā)生碰撞;

不會出現(xiàn)濕壁情況;

努賽爾數(shù) Nu=2;

對于急冷降溫模型，將液滴模型簡化為外層水包裹內(nèi)層消石灰核心，即將降溫全過程假設為恒速干燥，不考慮降速干燥階段。

工藝計算根據(jù)海安危險廢物處置中心工藝參數(shù)進行。

2.1 計算輸入條件

在海安項目中，煙氣以及工藝輸入條件（100%MCR情況）如下：

煙氣體積流量：14000Nm3/h，質(zhì)量流量：17215kg/h;

急冷塔入口處煙氣溫度：564℃，出口煙氣溫度為175℃;

急冷塔入口處煙氣組分：

急冷塔出口煙氣溫度：175℃;

入口漿液溫度50℃，出口水蒸氣溫度與煙氣溫度一致，即175℃;

液滴粒徑：200μm;

初始煙氣速度：5m/s;

假設入口煙氣比定壓熱容為 1.3kJ/kg?℃。

2.2 急冷塔選型工藝計算過程

2.2.1 耗水量計算

根據(jù)煙氣質(zhì)量流量、假定的煙氣比熱容以及水進出口焓值的差，可以確定急冷塔的設計耗水量：

式中：Mw：理論需水量;

Mfg：煙氣質(zhì)量流量;

cfg： 煙氣比定壓熱容，設定為1.3kj/kg?℃;

Tfg，in：煙氣進口溫度;

Tfg，out：煙氣出口溫度;

Qd：急冷塔自身散熱;

2739為將1kg H2O從25℃加熱到175℃需要熱量。

對于急冷塔自身散熱，假設塔壁的導熱為一維多層圓筒壁穩(wěn)態(tài)導熱，則導熱量Qd為：

式中：tin為塔內(nèi)壁溫度，℃;tout為塔外壁溫度，℃;dn為塔內(nèi)徑，m;δ1為耐火層厚度，m;δ2為保溫層厚度，m;λ1為耐火層導熱系數(shù)，W/（m·K）;λ2為保溫層導熱系數(shù)，W/（m·K）。急冷塔外壁與周圍空氣之間的傳熱方式為自然對流換熱，對流換熱量Qc。

對急冷塔而言，塔內(nèi)壁溫度從高到低呈遞減規(guī)律，我們利用冷卻塔換熱計算公式，可以算出每一段塔內(nèi)壁溫度，而整塔的溫度損失按照0.01s的區(qū)間進行累加計算。

塔外壁全部按照50℃考慮，并且計算到塔內(nèi)溫度到200℃結束，因為200℃以下塔體長度可因項目不同而改變，并且絕大部分的散熱是在高溫段。那么急冷塔理論散熱量可以用下圖表示（橫坐標為塔體從頂部向下的距離，縱坐標為散熱量）：

從上圖可以看出，隨著塔內(nèi)溫度的降低，每固定長度塔長能夠散逸的熱量也在降低。到4m處時，散熱量達到3330W左右，即11988kJ/s。

將上述結果代入公式1，并以海安危廢處置項目為藍本，焚燒線100%MCR情況下煙氣量14000Nm3/h，質(zhì)量流量17215kg/h，進口煙溫559℃，出口煙溫175℃，煙氣比定壓熱容1.3kj/kg*℃。可得：

即每小時理論噴淋量為3133kg/h。南通海安危廢焚燒項目工藝設計中噴淋量為3006kg/h，相差約4%，誤差可能是由于：1.本次計算沒有包括200℃到出口塔段的散熱;2.保溫/耐火材料選擇不同;3.本次計算將煙氣比熱容簡化為常數(shù)而導致。

2.2.2 煙氣急冷時間計算

氣體的比熱計算公式：

其中a和b的值根據(jù)氣體種類的不同而不同，而煙氣的a、b值可以按照其各組分的a、b值加權平均計算。根據(jù)某危廢處置項目的煙氣中各組分百分比和a，b值，可算得煙氣a=1.09456，b=0.000279，所以煙氣的定壓比熱值與自身溫度關系可由下式來表示：

液滴蒸發(fā)后攜帶熱量計算：

初始液滴體積：

假定液態(tài)水的密度為1000kg/m3，則初始液滴質(zhì)量=4.19*10-9kg。

上文中假設煙氣以5m/s速度下降，現(xiàn)取煙氣下降0.01秒所經(jīng)過塔段，即0.05m長塔段。該塔段內(nèi)噴入水的質(zhì)量為，約合4.057*106顆液滴。

上文中假設入口液滴溫度50℃，并且依據(jù)濕煙氣的導熱系數(shù)可算出每一滴液滴吸收的熱量為2.88*10-7kJ，那么該塔段中水的吸收總熱量為2.88*10-7*4.057*106kJ=1.168kJ。那么此塔段蒸發(fā)煙氣吸收熱量為1.168kJ。該段塔的自身散熱根據(jù)式（2）計算，為0.000416kJ。

所以該塔段的煙氣總降低熱量為1.168+0.000416=1.16842kJj。根據(jù)式（5）算出該塔段煙氣比熱容為1.172kJ/kgK，在第一個0.01s區(qū)間煙氣溫度降低9.1℃。

將上述計算過程重復，可知在給定條件下，約1秒時煙氣溫度可以達到200℃，恰能達到標準要求，而液滴霧化粒徑越小冷卻時間就越短。所以我們可以知道在煙氣急冷噴槍選型的一個關鍵就是霧化粒徑必須達到200μm以下。

3 總結與思考

如果利用急冷塔的噴淋系統(tǒng)可以對煙氣進行初步脫酸，則可以省去布袋除塵器前管道噴射設備，并且減小后續(xù)脫酸塔體積與氫氧化鈉藥劑耗量，從而減少投資和運行成本。然而，筆者認為目前該理論面臨下面兩個問題的挑戰(zhàn)：

因為煙氣需在1s內(nèi)完成降溫，并且噴灑的降溫液在更短的時間內(nèi)（對于直徑小于100um的液滴：0.3～0.5s）完成氣化，而脫酸漿液與酸性氣體的反應只能在液相中進行。這就意味著中和反應的反應時間不超過0.5s。過短的反應時間帶來兩個問題：鈣硫比提高與去除效率降低。

盛鍇等在FLUENT中模擬結果顯示，在漿液初始粒徑40um，HCl濃度1200ppm，SO2濃度300ppm的條件下，鈣酸比超過3才能保證SO2與HCl的去除率超過70%，經(jīng)濟可行性不高;鑒于急冷塔用水量大（14000Nm3/h的煙氣需要3t/h的噴淋水），在保證合理的鈣酸比的情況下消石灰漿液濃度過低，液相反應的效率和速度均不理想。

在以后的設計工作與研究中，筆者認為可以從以下幾個角度優(yōu)化急冷脫酸塔的設計，以達到提升技術可行性與經(jīng)濟可行性的目的：因為NaOH比消石灰漿液反應速度更快，溶解性更好，可以考慮在急冷塔內(nèi)噴射NaOH的方式來代替消石灰漿。這樣可以有效降低堿/酸比，節(jié)省藥劑用量，并且大幅度提高脫酸效率，甚至達到代替目前技術中洗滌塔設備的目的;因為急冷塔中用水量大，如果所有噴槍都使用氫氧化鈉溶液，則會導致每一滴堿液中OH-離子濃度太低?？梢钥紤]分層設置噴嘴：上層噴嘴以較大角度噴射高濃度的NaOH溶液，下面一定距離再設置一層噴嘴以較小角度進行快速降溫。

參考文獻

[1]盛鍇，劉武林，尋新.煙氣急冷塔塔內(nèi)脫硫脫氯過程的數(shù)值模擬[J].環(huán)境工程學報，2010，4（09）：2078-2082.

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[3]GB 18484-2001，危險廢物焚燒污染控制標準[S].

[4]HJ/T 176-2005，危險廢物集中焚燒處置工程建設技術規(guī)范[S].

收稿日期：2019-01-16

作者簡介：左洵（1990-），男，漢族，碩士研究生，助理工程師，研究方向為大氣污染控制。