周鑫培,陳偉，何燕

(青島科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,山東 青島 266061)

近年來(lái)，煙氣脫硫(flue gas desulfurization,FGD)已經(jīng)成為世界各國(guó)政府廣泛關(guān)注的問(wèn)題。濕法脫硫由于其脫硫效率高、運(yùn)行可靠等優(yōu)點(diǎn)[1-4],受到了業(yè)界廣泛的關(guān)注。迄今為止，國(guó)內(nèi)外對(duì)于濕法脫硫的研究已經(jīng)比較充分。Gutiérrez等[5]對(duì)濕法石灰石煙氣脫硫系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。鐘秦[6]對(duì)濕法煙氣脫硫系統(tǒng)進(jìn)行了理論和實(shí)驗(yàn)研究。Heidel等[7]還分析了海水堿度、鹽度、Ca2+等金屬離子、溫度、液氣比、SO2初始濃度對(duì)脫硫效率的影響。對(duì)濕法煙氣脫硫的基礎(chǔ)研究促進(jìn)了其在化石燃料等行業(yè)的應(yīng)用。

然而，濕法煙氣脫硫存在幾個(gè)難以解決的缺陷：第一，主要煙氣脫硫劑不可再生，副產(chǎn)品經(jīng)濟(jì)價(jià)值低，還會(huì)引起新的環(huán)境問(wèn)題；第二，濕法煙氣脫硫產(chǎn)生的大量廢水必須及時(shí)處理，且處理成本巨大；第三，濕法煙氣脫硫中的化學(xué)過(guò)程會(huì)產(chǎn)生PM2.5。因此，干法和半干法煙氣脫硫技術(shù)逐漸成為研究熱點(diǎn)。Zheng等[8]采用CaO和Ca(OH)2粉體作為煙氣脫硫的吸附劑，脫硫效率高達(dá)95%。Wang等[9]設(shè)計(jì)制造了一種采用石灰和粉煤灰混合脫硫劑的填充床反應(yīng)器。金屬氧化物如MO[10]、ZnO[11]、Fe2O3[12]、Fe2O3[13]和CuO[14]亦廣泛應(yīng)用于干法煙氣脫硫系統(tǒng)。但由于吸附機(jī)理的限制，干法煙氣脫硫僅適用于中容量鍋爐。

為提高干法煙氣脫硫系統(tǒng)的脫硫能力，在脫硫塔內(nèi)噴入少量水，稱(chēng)為半干法煙氣脫硫。鈣基粉末[15]和活性炭[16]是半干法煙氣脫硫的常用脫硫劑。Zhang等[15]在循環(huán)流化床中試裝置上，測(cè)定了一種含Ca(OH)2的快速水合吸附劑的脫硫效率，并發(fā)現(xiàn)上游噴水脫硫效率比下游噴水高10%～15%。Abdulrasheed等[16]研究了表面改性活性炭的脫硫效率，并對(duì)改性機(jī)理、表面表征和表面化學(xué)進(jìn)行了細(xì)致的理論探索。上述脫硫劑的成本極高，很大程度上限制了半干法煙氣脫硫的應(yīng)用。馬春元等[17]提出一種采用快速制備非晶粉狀活性焦(rapid preparation amorphous powder activated coke,RAC)作為脫硫劑的半干法煙氣脫硫系統(tǒng)，其活性焦可采用電廠燃煤在快速反應(yīng)的焦?fàn)t中原位制備[18-19]。蔡連國(guó)等[20]實(shí)驗(yàn)研究了結(jié)焦條件對(duì)活性焦和活性焦分解氣組分的影響,確定了最佳結(jié)焦條件。張立強(qiáng)等[21]通過(guò)實(shí)驗(yàn)與吸附動(dòng)力學(xué)分析研究了粉狀活性焦在流化床中SO2的吸附特性。李兵[22]實(shí)驗(yàn)研究了RAC在固定床和循環(huán)流化床中的吸附特性。為實(shí)現(xiàn)RAC煙氣脫硫系統(tǒng)的參數(shù)優(yōu)化和工程設(shè)計(jì)，亟需針對(duì)該系統(tǒng)開(kāi)展數(shù)值模擬研究。

本研究基于ASPEN Plus，對(duì)應(yīng)用RAC技術(shù)的煙氣脫硫系統(tǒng)進(jìn)行了模擬研究。詳細(xì)計(jì)算描述該系統(tǒng)在設(shè)計(jì)工況下的物料平衡、元素平衡和能量平衡，討論了關(guān)鍵操作變量對(duì)系統(tǒng)性能的影響，為煙氣脫硫系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)描述

圖1所示為采用RAC作為脫硫劑的半干法煙氣脫硫系統(tǒng)的原理圖。物流用不同顏色的線表示。整個(gè)煙氣脫硫系統(tǒng)由燃燒、焦化、吸附、再生、還原等5個(gè)子系統(tǒng)組成。

圖1 使用RAC的半干法煙氣脫硫系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of the semi-dry FGD system using RAC

在燃燒系統(tǒng)中，燃煤、來(lái)自焦?fàn)t的熱解氣體和來(lái)自發(fā)電機(jī)的活性焦在鍋爐中燃燒，鍋爐產(chǎn)生的煙氣進(jìn)入吸附系統(tǒng)處理，活性焦生產(chǎn)系統(tǒng)的主要部件包括煤倉(cāng)、焦?fàn)t和旋風(fēng)分離器?；钚越乖诮?fàn)t內(nèi)發(fā)生結(jié)焦反應(yīng)，產(chǎn)生活性焦和熱解氣?；钚越购蜔峤鈿庠谛L(fēng)分離器中分離，熱解氣體作為燃料流入鍋爐，活性焦運(yùn)入活性焦倉(cāng)。吸附系統(tǒng)的主要部件包括活性焦倉(cāng)、流化吸附塔和袋式分離器?；钚越惯M(jìn)入流化吸附塔中，未處理煙氣從塔底噴入流化吸附塔，并將適量的水噴入塔中。在硫酸塔中，二氧化硫與水發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，硫酸被活性焦吸附。然后，從煙氣中除去二氧化硫。在袋式分離器中，煙氣和硫酸活性焦分開(kāi)，此時(shí)煙氣的SO2濃度足夠低，可以排入大氣。

含硫酸的活性焦進(jìn)入再生系統(tǒng)，在再生器中，將含有硫酸的活性焦加熱到400～500 ℃以再生活性焦。在此溫度下，硫酸分解并產(chǎn)生由H2O、O2、SO2和SO3組成的再生氣體。考慮到RAC的鍋爐溫度低于400 ℃，因此整個(gè)再生系統(tǒng)是密封良好的。來(lái)自再生器的再生氣體流入減壓器，還原氫也注入還原劑。在催化作用下，二氧化硫被氫還原成硫。再生活性焦按粒度可以分為兩部分，少量(10%～15%)小顆?；钚越棺鳛槿剂纤腿脲仩t，剩余的活性焦被運(yùn)入活性焦倉(cāng)。

2 煙氣脫硫系統(tǒng)建模

圖2顯示了ASPEN Plus中使用RAC作為脫硫劑的半干法煙氣脫硫系統(tǒng)的模型流程圖。整個(gè)煙氣脫硫系統(tǒng)由5個(gè)子系統(tǒng)組成。因此，在燃燒、焦化、脫硫、再生、還原5個(gè)子模型的基礎(chǔ)上，建立了煙氣脫硫系統(tǒng)的整體模型。由于煤和活性焦是非常規(guī)材料，整個(gè)模型的流級(jí)設(shè)置為MIXCINA，其物理方法的基本模型設(shè)置為PR-BM。

圖2 ASPEN Plus半干法煙氣脫硫系統(tǒng)RAC模型流程圖Fig.2 Model flow sheet in ASPEN Plus for the semi-dry FGD system using RAC

2.1 燃燒模型

在圖2中，燃燒模型分為9個(gè)模塊：2個(gè)名為DECOM和FURNACE的反應(yīng)器模塊；1個(gè)名為SEP的分離器模塊；1個(gè)名為vapor的加熱器模型；以及5個(gè)名為HSU、LRE、HRE、ECON和AIRH的MHeatX模塊。煤的燃燒可分為熱解、燃燒和除塵3個(gè)步驟。熱解過(guò)程由DECOM模塊模擬，燃燒由FURNACE模塊模擬，在SEP模塊中，反應(yīng)產(chǎn)物(PROD1#)分為煙氣(F1#)和灰(SLAG#)，即除塵過(guò)程。

表1提供了燃煤(F-coal)的工業(yè)分析和元素分析，其中工業(yè)分析采用收到基，元素分析采用干燥基。為了進(jìn)行模擬，將煤和灰分的焓模型設(shè)為HCOALGEN。煤的燃燒熱、發(fā)熱量、熱容量和焓基準(zhǔn)的代碼分別設(shè)置為6、1、1和1。煤的高位發(fā)熱量定義為27.21 MJ/kg，灰分的燃燒熱、產(chǎn)生熱、熱容和焓基準(zhǔn)的代碼分別設(shè)置為1、1、1和1。將煤和灰的密度模型設(shè)為DCOALIGT。其他參數(shù)根據(jù)脫硫目標(biāo)鍋爐380 MW循環(huán)流化床鍋爐的運(yùn)行工況進(jìn)行設(shè)定。

表1 燃煤的工業(yè)分析和元素分析Table 1 Proximate and ultimate analysis of F-coal

2.2 焦化模型

在模型流程圖中，燃燒模型由DEC和RGIBBS兩個(gè)反應(yīng)器模塊和SEPJ分離器模塊組成。采用揮發(fā)、分離和氣相化學(xué)平衡3個(gè)步驟對(duì)活性焦生產(chǎn)進(jìn)行了模擬。在揮發(fā)過(guò)程中，活性焦(C-coal)為內(nèi)蒙古勝利褐煤(SL)。表2顯示了活性焦收到基的工業(yè)分析和干燥基元素分析。除高位發(fā)熱量為16.75 MJ/kg外，活性焦的物理參數(shù)設(shè)置與燃煤相同。

表2 活性焦的工業(yè)分析和元素分析Table 2 Proximate and ultimate analysis of C-coal

之后，我們用一個(gè)RYield反應(yīng)器的DEC模塊模擬了揮發(fā)過(guò)程。對(duì)于RYield反應(yīng)器，基于熱解模型[19]開(kāi)發(fā)了一個(gè)計(jì)算器。

熱解按一級(jí)反應(yīng)模型計(jì)算如下：

mi=m0iφi(1-exp(-kiτp)),

(1)

式中，i為熱解氣體中的組分，?i為組分i前驅(qū)體的轉(zhuǎn)化率，mi為組分i揮發(fā)氣中物質(zhì)的摩爾質(zhì)量，m0i為組分i前驅(qū)體的摩爾質(zhì)量，τp為熱解過(guò)程的時(shí)間,ki為組分i的揮發(fā)速率常數(shù)。ki和?i計(jì)算公式如下：

ki=Aiexp(-Ei/RT),

(2)

(3)

式中，R是摩爾氣體常數(shù)，T是熱解溫度,Ai和Ei是指數(shù)前因子和組分i的活化能，主要揮發(fā)性氣體包括CO2、CO、CH4和H2，xi表示表3中列出的組分i的前驅(qū)體的摩爾分?jǐn)?shù)，bij表示多項(xiàng)式系數(shù)，詳見(jiàn)表4。表3列出了SL的指數(shù)前因子和CO2、CO、CH4和H2的活化能[23]。

表3 組分i的指數(shù)前因子和活化能[23]、前驅(qū)體及其摩爾分?jǐn)?shù)Table 3 Pre-exponential factor and activation energy[23]、precursors and their molar fraction xi of component i

表4 多項(xiàng)式系數(shù)bijTable 4 Polynomial coefficient bij

將DEC模塊的產(chǎn)物輸送到SEPJ模塊。在SEPJ模塊中，生產(chǎn)的活性焦(JIAO#)和揮發(fā)氣(SEP-GAS#)被完全分離，分別輸送到吸附塔模塊和RGIBBS模塊。在RGIBBS模塊中，利用吉布斯自由能最小的原理計(jì)算了揮發(fā)性氣體的化學(xué)平衡。

2.3 脫硫模型

在模型流程圖(圖2)中，脫硫模型由一個(gè)名為ADSORPT的反應(yīng)器模塊和一個(gè)名為SEP-VS的分離器模塊組成。在吸附模塊中，對(duì)脫硫過(guò)程基于Bangham吸附動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行模擬，如下所示：

(4)

式中，k和n為吸附動(dòng)力學(xué)常數(shù)，其值分別為1.126和0.375[22]，τAD是平均吸附時(shí)間，qe是生成的RAC的飽和吸附容量，可通過(guò)：

qe=0.014 86(-0.571 2+3.666 exp(-XCS/613.231))

(0.477 9+526.468 exp(-T/9.387 3))(0.0641 6+2 247.644xSO2)

(5)

式中，XCS是碳和硫的摩爾比，T是脫硫溫度，xSO2、xO2和xH2O分別是煙氣中SO2、O2和H2O的摩爾分?jǐn)?shù)。脫硫產(chǎn)物(ADS-PRO#)被輸送到SEP-VS模塊。煙氣(F6#)和活性焦(JIAO1#)完全分離。煙氣可以排出，活性焦被輸送到再生器中。

2.4 再生和還原模型

在模型流程圖中，再生模型由一個(gè)名為RGEN的反應(yīng)器模塊和兩個(gè)名為SEP-VS2和SPLIT的分離器模塊組成。根據(jù)吉布斯自由能最小原理，用再生模塊對(duì)再生反應(yīng)進(jìn)行了模擬。REGEN模塊(REGENPRO#)的生產(chǎn)被輸送到SEP-VS2中，在SEP-VS2中，生產(chǎn)根據(jù)相態(tài)進(jìn)行分離。氣相(SOX#)被輸送到減速機(jī)中，固相被分成兩部分(S1#、S2#)，分別被輸送到再生器和鍋爐中。

還原模型由DEC-SOX和REDUCER兩個(gè)反應(yīng)器模塊和SEPS分離器模塊組成。再生氣體在DEC-SOX模塊中被分成純?cè)?SOX-PRO#)，DEC-SOX模塊是一個(gè)Ryeld反應(yīng)器。以吉布斯自由能最小為基礎(chǔ)，用還原模塊模擬純?cè)嘏c氫氣的化學(xué)反應(yīng)?；厥盏牧蚧?SULF#)和氣相產(chǎn)物(OFFGAS)通過(guò)SEPS模塊完全分離。

3 結(jié)果與討論

3.1 設(shè)計(jì)條件特征

在設(shè)計(jì)條件下，燃煤和RAC的質(zhì)量流量分別為75 000 kg/h和8 920.7 kg/h。過(guò)量空氣比設(shè)置為1.175。結(jié)焦溫度為750 ℃，吸附溫度為75 ℃，再生溫度為450 ℃。加熱時(shí)間和平均吸附時(shí)間均設(shè)定為10 s。

表5給出了干燥RAC的元素分析結(jié)果，并與活性焦干燥基進(jìn)行了比較。如表5所示，揮發(fā)性氣體的析出也會(huì)導(dǎo)致灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加。由于揮發(fā)氣中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)大大低于煤中的碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)，所以碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)是增加的。

表5 活性焦與RAC元素分析和灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的比較Table 5 Comparison of ultimate analysis and ash content mass ratio between C-coal and RAC

表6顯示了鍋爐煙氣(F5#)、脫硫后煙氣(F6#)和焦?fàn)t再生氣(HYGAS#)3種主要?dú)饬鞯某煞帧Ｔ贔5中，SO2和SO3的摩爾分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)高于GB13223—2011[24]要求。因此，煙氣脫硫是必要的。O2的摩爾分?jǐn)?shù)為9.343 5%，足以氧化SO2。H2O的摩爾分?jǐn)?shù)為5.616 7%，最佳H2O摩爾分?jǐn)?shù)大于7.5%[15]。因此，流化床吸收塔需要噴淋水。在脫硫后煙氣(F6#)中，SO2的摩爾分?jǐn)?shù)為0.001 711%，相當(dāng)于標(biāo)準(zhǔn)條件下50 mg/m3，可以排放。含氮量大約為標(biāo)準(zhǔn)條件下100 mg/m3，高于法規(guī)要求的35 mg/m3。還原氣體H2和CH4的摩爾分?jǐn)?shù)達(dá)到29.23%。因此,圖2中組分HYGAS還可用于脫氮。

表6 主要?dú)饬鞒煞諸able 6 Components of key gas flows

圖3顯示系統(tǒng)輸入和輸出物料的質(zhì)量流量之和均為2 034 268.42 kg/h，驗(yàn)證了模擬的質(zhì)量守恒性。元素分布比較見(jiàn)表7。輸入材料的C、H、O、N和S的元素流動(dòng)幾乎與輸出材料的相同，從而證實(shí)了模擬的元素守恒性。

表7 模擬系統(tǒng)的元素守恒Table 7 Elemental balance of the proposed system

圖3 設(shè)計(jì)條件下模擬系統(tǒng)的質(zhì)量和元素分布Fig.3 Mass and element distribution of the proposed system under design conditions

在圖4中，藍(lán)色實(shí)線箭頭表示組件輸入和輸出材料的質(zhì)量焓，紅色虛線箭頭表示熱流。通過(guò)對(duì)燃燒、活性焦生產(chǎn)過(guò)程、吸附過(guò)程和還原過(guò)程中輸入輸出物料的總質(zhì)量焓差和熱流量的比較，可得在仿真中實(shí)現(xiàn)了能量守恒。

圖4 模擬系統(tǒng)的質(zhì)焓和熱流分布Fig.4 Mass enthalpy and heat flow distribution of the proposed system

3.2 超低排放工況的特性

在超低排放工況下，排放煙氣的SO2濃度固定為50 mg/Nm3。因此，在模擬中排放煙氣的摩爾分?jǐn)?shù)規(guī)定為0.000 017 11。圖5顯示了吸附溫度tAD和再生溫度tRE對(duì)活性焦消耗量和qm,S的影響。在吸附溫度為75～85 ℃的區(qū)間內(nèi)，活性焦消耗量和硫回收量qm,S隨著tAD的增加而增加。由式(5)可知，隨著tAD的增加，飽和吸附容量減小。為了從煙氣中去除相同量的SO2，飽和吸附量的降低導(dǎo)致RAC的質(zhì)量流量增加，從而增加了活性焦的消耗量，增加的活性焦消耗會(huì)使更多的硫進(jìn)入煙氣中。假設(shè)排放煙氣中的SO2濃度是固定的，那么SO2的排放量基本上是恒定的。因此，煙氣中脫除的SO2增加，導(dǎo)致qm,S增加。隨著tRE的增加，活性焦消耗量和qm,S降低。tRE的增加使硫酸的熱解率增加，從而導(dǎo)致RAC中殘余硫酸的減少?；钚蕴恐袣堄嗔蛩岬臏p少，提高了再生活性炭的有效脫硫能力，從而使大部分活性炭進(jìn)入脫硫流化床。脫硫能力的提高導(dǎo)致RAC質(zhì)量流量的降低，最終降低了活性焦的消耗量。活性焦消耗量的減少導(dǎo)致煙氣中SO2總量的減少，并導(dǎo)致qm,S的降低。隨著tRE從400 ℃升高到500 ℃，活性焦消耗量在8915～8875 kg/h之間加速下降，qm,S也在881.9～880.1 kg/h間下降，并呈加速趨勢(shì)。結(jié)果表明，高tRE促進(jìn)了再生和脫硫。然而，高tRE也會(huì)導(dǎo)致再生過(guò)程中的高能耗。此外，RAC在高tRE下容易自燃。因此，應(yīng)根據(jù)上述因素合理優(yōu)化tRE。

圖5 tAD和tRE對(duì)活性焦的消耗量和硫回收量qm,S的影響Fig.5 Effects of tAD and tRE on C-coal consumption and recovered sulfur qm,S

圖6顯示了燃煤消耗量和過(guò)量空氣比α對(duì)活性焦消耗量和硫回收量qm,S的影響。隨著燃煤消耗量的增加，活性焦消耗量和qm,S會(huì)增長(zhǎng)。增加的燃煤導(dǎo)致煙氣中的SO2濃度增加，從而增加從煙氣中去除的SO2量。因此，燃煤消耗量增加導(dǎo)致活性焦消耗量增加。增加的燃煤消耗和活性焦消耗增加了系統(tǒng)的總硫輸入。當(dāng)系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，還原劑中回收的硫應(yīng)等于總硫輸入量。因此，燃煤消耗量的增加導(dǎo)致qm,S的增加。隨著燃煤消耗量的增加，活性焦消耗量的增長(zhǎng)速度呈加速趨勢(shì)。同時(shí)煙氣中的O2濃度迅速降低，降低了RAC的脫硫率和飽和吸附量?；钚蕴匡柡臀搅康脑黾幼罱K導(dǎo)致活性焦消耗量的增長(zhǎng)速度加快。隨著α從1.10增加到1.20，燃煤耗和qm,S均先降低后增加，其中活性焦消耗量在1.14倍空氣時(shí)達(dá)到最低點(diǎn)，硫回收率從1.17倍空氣量后開(kāi)始回升。α的增加導(dǎo)致SO2濃度降低，O2濃度升高。當(dāng)α較低時(shí)，增加的α導(dǎo)致煙氣中O2濃度增加。同時(shí)，SO2濃度仍然較高。氧濃度增加的正因子占主導(dǎo)地位，α的增加促進(jìn)了RAC的脫硫和飽和吸附能力，飽和吸附量的增加導(dǎo)致活性焦消耗量的降低?；钚越瓜牧康慕档蛯?dǎo)致進(jìn)入系統(tǒng)的硫輸入量減少，從而降低qm,S。當(dāng)α較高時(shí)，由于空氣的稀釋作用，SO2濃度變得越來(lái)越低。SO2濃度的降低阻礙了脫硫，降低了RAC的飽和吸附量。飽和吸附量的降低導(dǎo)致活性焦消耗量的增加，增加的活性焦消耗導(dǎo)致系統(tǒng)中的硫輸入增加，從而增加qm,S。

圖6 燃煤消耗量和過(guò)量空氣比對(duì)活性焦消耗量和硫回收量qm,S的影響Fig.6 Effects of F-coal consumption and excess air ratio on C-coal consumption and recovered sulfur qm,S

圖7顯示了再生率γ和吸附倍數(shù)λ對(duì)流化床脫硫床中活性焦消耗量和焦炭沉積量的影響。持焦量定義為流化床脫硫床輸入焦炭質(zhì)量流量與平均吸附時(shí)間的乘積。隨著γ從0.85升高到0.95，活性焦消耗量從14 500 kg/h減少到3750 kg/h，流化床內(nèi)持焦量由210 kg降低至192 kg。γ的增加導(dǎo)致流回流化床脫硫床的再生焦炭增加。為了去除相同數(shù)量的SO2，增加再生焦炭會(huì)導(dǎo)致焦?fàn)t的新鮮焦炭減少，最終降低活性焦消耗?；钚越瓜牧康慕档蛯?dǎo)致系統(tǒng)中的硫輸入量減少。因此，進(jìn)入流化床脫硫床的RAC降低，最終降低了流化床中的持焦量。隨著λ的增加，活性炭的吸附量隨之而增加，從而降低了活性焦的消耗量，增加了流化床內(nèi)的持焦量。為了去除相同量的SO2，RAC吸附量的增加導(dǎo)致進(jìn)入流化床脫硫床的RAC質(zhì)量流量減小。RAC質(zhì)量流量的降低最終導(dǎo)致活性焦消耗量的降低，活性焦耗的下降率低于平均脫硫時(shí)間的增長(zhǎng)率。因此，流化床脫硫床的持焦量隨著λ的增加而增加，活性焦消耗量的下降速度減慢。根據(jù)Bangham吸附動(dòng)力學(xué)模型，RAC的吸附容量隨λ的增加而降低，從而降低了RAC進(jìn)入流化床脫硫床的質(zhì)量流量。因此，增加的λ導(dǎo)致活性焦消耗量的下降速度減慢，煤耗和持焦量分別直接影響著焦?fàn)t和流化床脫硫床的規(guī)模。因此，λ對(duì)焦?fàn)t和流化床脫硫床結(jié)垢的影響是相互矛盾的，應(yīng)根據(jù)焦?fàn)t規(guī)模和流化脫硫床規(guī)模合理優(yōu)化λ。

圖7 再生率和吸附倍數(shù)對(duì)活性焦消耗量和持焦量的影響Fig.7 Effects of regeneration rate and adsorption multiple on C-coal consumption and coke deposit amount in fluidized desulfurization bed

4 結(jié)論

本文基于ASPEN plus對(duì)半干法煙氣脫硫系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬。計(jì)算驗(yàn)證設(shè)計(jì)條件中的質(zhì)量守恒、元素平衡和能量守恒，詳細(xì)計(jì)算并討論超低排放條件下的關(guān)鍵參數(shù)對(duì)活性焦消耗量、脫硫回收率和持焦量的影響。

主要結(jié)論如下：

(1)在設(shè)計(jì)工況下，脫硫煙氣的SO2濃度可達(dá)到50 mg/Nm3，滿足超低排放條件的要求。通過(guò)出入系統(tǒng)的質(zhì)量流量和元素分布驗(yàn)證系統(tǒng)的質(zhì)量守恒和元素守恒，計(jì)算質(zhì)焓與熱流差值驗(yàn)證能量守恒。

(2)在超低排放的工況條件下，隨著吸附溫度、燃煤耗的增加和再生溫度的降低，二氧化硫濃度和硫回收度均呈上升趨勢(shì)。隨著過(guò)量空氣比的增加，二氧化硫濃度和硫回收度最初都是先減小后增加。隨著再生率的增加，活性焦消耗量和持焦量均下降。隨著吸附倍數(shù)的增加，活性焦消耗量下降，持焦量增加。