納米陶瓷膜煙氣脫水及余熱回收實驗分析

滕 達(dá)， 楊文楷， 賈歆羨， 安連鎖， 沈國清， 張世平

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，北京 102206)

符號說明：

cp,w——水的比定壓熱容，4 200 J/(kg·K)

cp,g——干煙氣的比定壓熱容，1 007 J/(kg·K)

cp,gw——水蒸氣的比定壓熱容，1 871 J/(kg·K)

Te——環(huán)境溫度，℃

dTig、dTog——飽和煙氣在溫度Tig、Tog下的含濕量，g/kg

ps——水在溫度T時的飽和蒸汽壓力，kPa

Δp——膜組件水蒸氣分壓差，kPa

Δpi、Δpo——膜組件水蒸氣分壓上端差、下端差，kPa

ps,ig、ps,og——膜組件殼程煙氣進(jìn)、出口飽和水蒸氣分壓，kPa

r——水的汽化潛熱，2 257 kJ/kg

ps,iw、ps,ow——膜組件管程循環(huán)水進(jìn)、出口飽和水蒸氣分壓，kPa

Qg——按煙氣熱量變化計算所得熱回收功率，W

S——納米陶瓷膜與煙氣的接觸面積，297.67×10-4m2

T——水的溫度，℃

Tiw、Tow——膜組件循環(huán)水進(jìn)、出口溫度，℃

Tig、Tog——膜組件煙氣進(jìn)、出口溫度，℃

ηg——按煙氣熱量變化計算所得熱回收效率，%

Δt——運行時間，min

V——Δt內(nèi)循環(huán)水箱收集口溢出的水量，mL

qV,w——循環(huán)水體積流量，L/h

qV,g——干煙氣體積流量(151 kPa、20 ℃下)，L/min

V*——Δt內(nèi)316L不銹鋼組件的冷凝水量，mL

ρw——水的密度，1 g/mL

ρg——干煙氣密度(151 kPa、20 ℃下)，1.80 kg/m3

υ——水回收速率，L/(h·m)

β、κ、θ——納米陶瓷膜實際水回收效率、理論水回收效率及納米陶瓷膜滲透效率，%

pi、po、Δpio——膜組件管程循環(huán)水壓力、殼程煙氣壓力、跨膜壓差，kPa

燃煤電站鍋爐尾部煙氣經(jīng)濕法脫硫或濕式電除塵凈化后處于濕飽和狀態(tài)，直接排放會造成大量水分及余熱損失[1-2]。以某330 MW燃煤電站鍋爐為例，其濕法脫硫裝置出口煙氣溫度為55 ℃，因排放濕飽和煙氣造成的水分損失高達(dá)150 t/h；伴隨濕飽和煙氣共同排放的還有484 GJ/h余熱損失，按其熱值計算相當(dāng)于浪費16 t/h標(biāo)準(zhǔn)煤，且其中約80%的熱量以水分汽化潛熱的形式存在。如果有效回收燃煤電站鍋爐尾部濕飽和煙氣中40%的水分，并將其用于濕法脫硫補水系統(tǒng)，則可實現(xiàn)脫硫“零水耗”，不僅有助于降低燃煤電站發(fā)電耗水量，還可以緩解燃煤電站因排放濕飽和煙氣導(dǎo)致的“石膏雨”“有色煙羽”等問題。同時，回收燃煤電站鍋爐尾部煙氣余熱對降低標(biāo)準(zhǔn)發(fā)電煤耗、提高化石能源利用效率[3]和減少碳排放量均具有積極作用。

目前，燃煤電站鍋爐尾部煙氣脫水及余熱回收方法主要有冷凝法、膜分離法以及吸收法。冷凝法煙氣水分及余熱回收效率與煙氣溫降呈線性相關(guān)，而燃煤電站鍋爐煙氣體積流量大，實現(xiàn)煙氣降溫需要大量的低溫冷源，導(dǎo)致系統(tǒng)功耗較高[4-5]；吸收法基于除濕溶液的低飽和水蒸氣壓特性，實現(xiàn)對煙氣中水分及余熱的回收，但吸收法需要對溶液中水分再分離，存在溶液配制成本高、易被污染等問題[6-9]；膜分離法則依據(jù)煙氣中各氣體成分在膜材料中的傳遞速率不同，實現(xiàn)對煙氣水分及余熱的回收[10]。膜的種類很多，按材料可分為有機(jī)膜和無機(jī)膜；按孔徑分為致密膜和多孔膜；按結(jié)構(gòu)分為對稱膜和非對稱膜。煙氣中水蒸氣在致密膜中的傳質(zhì)屬于溶解-擴(kuò)散，具有較高的選擇分離特性[11-12]。Gao等[13]采用致密膜回收燃?xì)忮仩t煙氣水分及余熱，煙氣水分及余熱回收通量隨煙氣溫度和體積流量的升高而增大，但整體水回收通量較低。與致密膜不同的是，煙氣中水分在多孔膜中的傳質(zhì)屬于黏性流動、克努森擴(kuò)散或毛細(xì)冷凝等，多孔膜的選擇分離性較低，但通量較高[14]。孟慶瑩等[15]將納米陶瓷膜制成膜冷凝器，開展煙氣水分及余熱回收實驗，水通量和熱通量最高分別可達(dá)23.1 L/(m2·h)和47.5 MJ/(m2·h)。Chen等[16]同樣利用納米陶瓷膜管回收煙氣中水分及余熱，發(fā)現(xiàn)毛細(xì)冷凝現(xiàn)象有助于提高水回收通量。此外，無機(jī)膜材料化學(xué)穩(wěn)定性好、耐酸堿、耐高溫、耐有機(jī)溶劑[17]，是應(yīng)用于燃煤電站鍋爐尾部煙氣水分及余熱回收的理想膜材料。

筆者在借鑒前人研究的基礎(chǔ)上，采用無機(jī)納米陶瓷膜開展以循環(huán)水為冷卻介質(zhì)的煙氣脫水及余熱回收實驗。在選定實驗條件下，驗證濕飽和煙氣的過飽和系數(shù)，并對影響煙氣脫水及余熱回收特性的關(guān)鍵因素進(jìn)行探討，如煙氣溫度及體積流量、循環(huán)水體積流量等，同時深入分析納米陶瓷膜內(nèi)煙氣水分跨膜傳質(zhì)推動力，討論循環(huán)水體積流量持續(xù)增大的不利影響。

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1 實驗部分

1.1 實驗介紹

納米陶瓷膜煙氣脫水及余熱回收系統(tǒng)如圖1所示。該實驗系統(tǒng)主要由煙氣發(fā)生子系統(tǒng)、膜組件子系統(tǒng)、煙氣干燥子系統(tǒng)、半導(dǎo)體制冷子系統(tǒng)和循環(huán)水子系統(tǒng)組成。煙氣發(fā)生子系統(tǒng)中模擬干煙氣采用空氣壓縮機(jī)持續(xù)穩(wěn)定供應(yīng)，干煙氣經(jīng)金屬管浮子流量計計量后，進(jìn)入恒溫水浴鍋內(nèi)的二口燒瓶，燒瓶內(nèi)裝有定量的經(jīng)膜預(yù)處理后的脫硫廢水，實現(xiàn)對干煙氣加熱、加濕到濕飽和狀態(tài)；膜組件子系統(tǒng)內(nèi)陶瓷膜組件為套管式結(jié)構(gòu)，濕飽和煙氣進(jìn)入納米陶瓷膜組件殼程，與管程內(nèi)循環(huán)水以逆流的形式進(jìn)行傳熱傳質(zhì)；陶瓷膜組件出口煙氣經(jīng)蛇形冷凝管冷凝和干燥塔干燥后直接排空，同時煙氣干燥子系統(tǒng)還可隨時用于驗證陶瓷膜組件出口的煙氣含濕量；循環(huán)水子系統(tǒng)采用蒸餾水作為冷卻介質(zhì)，吸收煙氣水分及余熱，循環(huán)水泵進(jìn)口與陶瓷膜組件管程出口相連，為管程內(nèi)循環(huán)水提供一定的負(fù)壓環(huán)境，同時循環(huán)水箱布置有集水口，煙氣中水分不斷被循環(huán)水吸收后進(jìn)入循環(huán)水箱，集水口可以有效測量回收水量。圖1中,單通道陶瓷膜組件內(nèi)為不銹鋼管時，排水口用于收集冷凝水；(a)、(b)與(c)利用氣流慣性分離模擬煙氣攜帶的液滴。表1給出了納米陶瓷膜煙氣脫水及余熱回收實驗系統(tǒng)操作參數(shù)。

圖1 納米陶瓷膜煙氣脫水及余熱回收實驗系統(tǒng)

表1 操作參數(shù)

1.2 實驗材料

實驗中采用的膜材料為納米陶瓷膜，按選擇分離層的位置不同，陶瓷膜可以分為外涂層或內(nèi)涂層。圖2為掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscope，SEM)下納米陶瓷膜圖像，膜橫斷面有明顯分層結(jié)構(gòu)，同時陶瓷膜外表面膜孔徑遠(yuǎn)小于內(nèi)表面膜孔徑，故本實驗中納米陶瓷膜為外涂層。圖3為陶瓷膜樣品電鏡能量色散譜(Energy Dispersive Spectrometer，EDS)，經(jīng)定性分析，其中Pt元素是樣品噴金引入的，另外2種主要元素為O和Al，可判斷陶瓷膜的材料為Al2O3。納米陶瓷膜組件的詳細(xì)結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2。

圖2 陶瓷膜樣品的SEM圖像

圖3 陶瓷膜樣品的EDS譜圖

表2 納米陶瓷膜組件參數(shù)

1.3 數(shù)據(jù)采集

實驗系統(tǒng)中布置有多種類型的數(shù)據(jù)采集儀，可實現(xiàn)溫度和壓力等參數(shù)的實時監(jiān)控。膜組件管程進(jìn)、出口分別布置有溫度和壓力監(jiān)測點；膜組件殼程中間位置布置有壓力測點，進(jìn)、出口分別布置有溫度測點；空氣壓縮機(jī)模擬煙氣出口布置有金屬轉(zhuǎn)子流量計；膜組件管程循環(huán)水進(jìn)口布置有渦輪流量計。各采集儀均采用兩線制接法，采集數(shù)據(jù)以4～20 mA電流輸出至多功能數(shù)據(jù)采集箱讀取并保存，采樣頻率為60 Hz。

2 數(shù)據(jù)分析

依據(jù)安托因方程，不同溫度下純水的飽和蒸汽壓力可由下式求得：

(1)

煙氣中水分自陶瓷膜組件殼程進(jìn)入管程主要是依靠水蒸氣分壓差Δp實現(xiàn)的，Δp可由下式求得：

(2)

為了保證循環(huán)水在納米陶瓷膜管內(nèi)部流動，應(yīng)保證陶瓷膜管內(nèi)循環(huán)水壓力低于管外氣體壓力，形成一定的跨膜壓差Δpio，即：

Δpio=po-pi

(3)

2.1 過飽和系數(shù)

本實驗中濕飽和煙氣由空氣加熱、加濕替代，氣流自燒瓶排出時經(jīng)三級慣性氣液分離器后仍有可能會攜帶小液滴，導(dǎo)致出口煙氣為過飽和狀態(tài)。為準(zhǔn)確獲取煙氣真實含濕量，定義煙氣過飽和系數(shù)為：

(4)

2.2 水回收性能指標(biāo)

水回收性能指標(biāo)主要分為水回收速率和水回收效率。水回收速率的計算式如下：

(5)

納米陶瓷膜孔徑對煙氣水分回收具有一定的影響，即膜本身的滲透效率與理論水回收效率和實際水回收效率存在一定的關(guān)聯(lián)性，即：

β=κ×θ

(6)

(7)

(8)

2.3 熱回收性能指標(biāo)

模擬煙氣輸送管道及單通道陶瓷膜組件均進(jìn)行保溫處理，循環(huán)水吸收煙氣余熱，因此可以從煙氣熱量變化與循環(huán)水熱量變化2個角度分析熱回收特性。本實驗選用的SWB-B型溫度變送器量程為0～100 ℃，測量誤差為±0.25 K，因此模擬煙氣或循環(huán)水進(jìn)、出口測溫誤差可達(dá)±0.5 K，考慮到循環(huán)水進(jìn)、出口溫差最高僅為3.7 K，其誤差占比高達(dá)13.5%，影響實驗數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，而煙氣進(jìn)、出口溫差最低為18.8 K，其誤差占比最高僅為2.7%，因此以煙氣熱量變化分析熱回收性能指標(biāo)較為準(zhǔn)確。熱回收功率Qg可定義為單位時間內(nèi)干煙氣顯熱變化量、煙氣中未回收水分顯熱變化量、有效回收得到的煙氣水分汽化潛熱量與顯熱量的總和。熱回收效率ηg可定義為熱回收功率與單位時間內(nèi)濕飽和煙氣基于環(huán)境溫度下所含熱量的比值，即：

(9)

(10)

3 結(jié)果與討論

3.1 煙氣過飽和系數(shù)

將納米陶瓷膜更換成316L不銹鋼管，從膜組件煙氣出口收集煙氣的冷凝水，測定模擬煙氣的過飽和系數(shù)。根據(jù)式(4)確立濕煙氣的過飽和系數(shù)，有必要對煙氣干燥子系統(tǒng)進(jìn)口煙氣含濕量進(jìn)行驗證。圖4給出20 min不同實驗條件下煙氣干燥子系統(tǒng)飽和煙氣含濕量的驗證情況，實測值始終略微低于理論計算值，且兩者相差基本在0.2 g左右，可以認(rèn)為膜組件煙氣出口氣液分離器的液滴收集效果較好。圖5給出了濕煙氣的過飽和系數(shù)。由圖5可以看出，在不同煙氣體積流量下過飽和系數(shù)有一定差異，隨著煙氣體積流量的增大，煙氣過飽和系數(shù)逐漸減?。辉谳^高煙氣體積流量下，煙氣過飽和系數(shù)波動較小。模擬煙氣經(jīng)過加熱、加濕后采用三級慣性分離裝置脫除攜帶的液滴，模擬煙氣流速較高時，其液滴脫除效果較好。

圖4 煙氣干燥子系統(tǒng)飽和煙氣含濕量

圖5 濕煙氣的過飽和系數(shù)

3.2 煙氣體積流量的影響

在一定的實驗條件下，即Tig=56 ℃、qV,w=40 L/h、Tiw=18 ℃時，圖6中0.4 nm與10 nm陶瓷膜的熱回收功率均隨著煙氣體積流量的增大持續(xù)增大，這是因為煙氣體積流量增大會導(dǎo)致單位時間內(nèi)陶瓷膜組件殼程輸入熱量增加，有利于形成較大的對數(shù)平均溫差，且雷諾數(shù)增大，有利用于減小煙氣側(cè)傳熱邊界層的熱阻。由圖6還可以看出，0.4 nm與10 nm陶瓷膜的熱回收效率均隨著煙氣體積流量的增大而降低，但始終保持在60%以上，隨著煙氣體積流量的增大，熱回收功率和總輸入熱量也增加，但是陶瓷膜面積、循環(huán)水體積流量及其進(jìn)口溫度一定，煙氣體積流量升高導(dǎo)致其在陶瓷膜內(nèi)停留時間縮短，熱回收功率的增加速率低于輸入總熱量的增加速率。

圖6 熱回收性能指標(biāo)隨煙氣體積流量的變化

在相同實驗條件下，圖7中10 nm陶瓷膜水回收速率隨著煙氣體積流量的增大呈現(xiàn)明顯升高的趨勢，從2.32 L/(h·m2)升高到6.45 L/(h·m2)，這是因為較高的煙氣流速下，陶瓷膜殼程不凝性氣體邊界層變薄，傳質(zhì)阻力減小，有利于煙氣脫水；當(dāng)煙氣體積流量大于19 L/min時，10 nm陶瓷膜水回收速率趨于穩(wěn)定。從圖7還可以看出，10 nm陶瓷膜實際水回收效率及理論水回收效率均隨著煙氣體積流量的增大而下降，這與文獻(xiàn)[18]中的結(jié)論一致；煙氣體積流量升高雖有助于提高水回收速率，然而在固定的膜組件參數(shù)下，較高的煙氣流速導(dǎo)致煙氣通過陶瓷膜的時間縮短，煙氣中水分子無法及時穿透陶瓷膜進(jìn)入循環(huán)水側(cè)，因此實際水回收效率逐漸降低。另外，0.4 nm陶瓷膜實際水回收效率遠(yuǎn)低于10 nm陶瓷膜，雖然2種陶瓷膜理論水回收效率基本相同，但10 nm陶瓷膜滲透效率始終處于90%左右，而0.4 nm陶瓷膜滲透效率還不及4%，可見0.4 nm孔徑是制約其水回收速率的關(guān)鍵。

圖7 水回收性能指標(biāo)隨煙氣體積流量的變化

3.3 煙氣溫度的影響

圖8給出了qV,g=10 L/min、qV,w=40 L/h、Tiw=18 ℃時熱回收性能指標(biāo)隨煙氣溫度的變化。由圖8可以看出，隨著煙氣溫度的升高，0.4 nm與10 nm陶瓷膜的熱回收功率顯著增加，這是因為陶瓷膜組件對數(shù)平均溫差隨煙氣溫度升高而迅速增大，因此陶瓷膜熱回收功率逐漸增大；10 nm陶瓷膜熱回收效率隨煙氣溫度的升高先緩慢上升而后略微下降，整體熱回收效率保持在65%以上，由于循環(huán)水進(jìn)口溫度及體積流量為定值，當(dāng)煙氣溫度低于52.67 ℃，升高煙氣溫度會引起傳熱對數(shù)平均溫差增大，導(dǎo)致熱回收功率的增長速率高于總輸入熱量的增長速率，而當(dāng)煙氣溫度高于52.67 ℃時，陶瓷膜組件與循環(huán)水的熱回收能力有限，使得熱回收效率下降。

圖8 熱回收性能指標(biāo)隨煙氣溫度的變化

圖9給出了qV,g=10 L/min、qV,w=40 L/h、Tiw=18 ℃時水回收性能指標(biāo)隨煙氣溫度的變化。由圖9可以看出，隨著煙氣溫度的升高， 10 nm陶瓷膜水回收速率顯著增大，由0.94 L/(h·m2)增大到6.32 L/(h·m2)，結(jié)合圖10可以發(fā)現(xiàn)，陶瓷膜組件的水蒸氣分壓下端差、分壓上端差及水蒸氣分壓差均隨著煙氣溫度的升高而快速增大，有利于提高水回收速率；而實際水回收效率則隨著煙氣溫度的升高先增大而后趨于平緩，這與文獻(xiàn)[19]中的結(jié)論一致。圖9中0.4 nm陶瓷膜的滲透效率遠(yuǎn)低于10 nm陶瓷膜，這與圖7一致，均由于膜孔徑過小造成實際水回收效率過低。由圖10還可以看出，跨膜壓差基本不變，可見跨膜壓差并未直接影響水回收速率的變化。

圖9 水回收性能指標(biāo)隨煙氣溫度的變化

圖10 膜組件內(nèi)各壓差隨煙氣溫度的變化

3.4 循環(huán)水參數(shù)的影響

循環(huán)水作為冷卻介質(zhì)用于煙氣脫水和余熱回收，其參數(shù)變化也影響煙氣水熱回收特性。圖11給出了qV,g=10.6 L/min、Tig=57.2 ℃時0.4 nm和10 nm陶瓷膜水回收速率在多因素下的變化情況。由圖11可以看出，0.4 nm陶瓷膜水回收速率遠(yuǎn)低于10 nm陶瓷膜。當(dāng)循環(huán)水進(jìn)口溫度為8 ℃時，其水回收速率略高于循環(huán)水進(jìn)口溫度為18 ℃時的水回收速率，因為較低的循環(huán)水進(jìn)口溫度會形成較高的水蒸氣分壓差。10 nm陶瓷膜的水回收速率并未隨著循環(huán)水體積流量的增大而增大，反而出現(xiàn)了無規(guī)律的波動，這是因為水泵進(jìn)口與陶瓷膜管程出口相連，陶瓷膜內(nèi)循環(huán)水為負(fù)壓狀態(tài)，即循環(huán)水體積流量越大，陶瓷膜內(nèi)的真空度越大，過高的跨膜壓差會導(dǎo)致煙氣中非凝性氣體跨膜進(jìn)入循環(huán)水側(cè)，排擠煙氣中水分的跨膜輸運。

圖11 水回收速率隨循環(huán)水參數(shù)的變化

圖12給出了循環(huán)水箱內(nèi)非凝性氣體量隨循環(huán)水體積流量的變化。由圖12可以看出，在10 nm陶瓷膜煙氣脫水系統(tǒng)中，循環(huán)水體積流量較低時，煙氣中非凝性氣體并沒有滲透到循環(huán)水側(cè)；當(dāng)循環(huán)水體積流量達(dá)到74.74 L/min時，循環(huán)水箱進(jìn)口開始出現(xiàn)少量非凝性氣體，并隨著循環(huán)水體積流量的增大，非凝性氣體逐漸增多；當(dāng)循環(huán)水體積流量達(dá)到最大值(135.63 L/min)時，循環(huán)水箱進(jìn)口出現(xiàn)大量非凝性氣體。

qV,w=14.15 L/minpi=-8.65 kPaqV,w=35.11 L/minpi=-12.15 kPaqV,w=45.05 L/minpi=-14.4 kPaqV,w=55.04 L/minpi=-17.09 kPaqV,w=74.74 L/minpi=-23.32 kPaqV,w=95.4 L/minpi=-31.44 kPaqV,w=114.28 L/minpi=-40.36 kPaqV,w=135.63 L/minpi=-51.62 kPa

當(dāng)qV,g=10.6 L/min、Tiw=18 ℃時，圖13中10 nm陶瓷膜理論水回收效率隨著循環(huán)水體積流量的增大呈現(xiàn)緩慢升高的趨勢，但整體上實際水回收效率及滲透效率均隨著循環(huán)水體積流量的增大而降低，本實驗中循環(huán)水體積流量足以吸收煙氣余熱[20]，同時較高的循環(huán)水體積流量導(dǎo)致煙氣中非凝性氣體跨過陶瓷膜滲透到循環(huán)水側(cè)，排擠煙氣中水分的跨膜輸運；0.4 nm陶瓷膜理論水回收效率與10 nm陶瓷膜基本相同，而實際水回收效率及膜滲透效率遠(yuǎn)低于10 nm陶瓷膜，這與前文的實驗結(jié)果一致。

圖13 水回收效率隨循環(huán)水體積流量的變化

圖14給出了當(dāng)qV,g=10.6 L/min、Tiw=18 ℃時陶瓷膜組件內(nèi)各壓差隨循環(huán)水體積流量的變化。由圖14可以看出，0.4 nm與10 nm陶瓷膜組件水蒸氣分壓上端差、分壓下端差、水蒸氣分壓差及跨膜壓差基本相同，除跨膜壓差隨循環(huán)水體積流量增大而升高外，其余均基本未發(fā)生改變，因為煙氣溫度和循環(huán)水溫度在實驗過程中是確定的，水回收速率并不會隨著循環(huán)水體積流量的增大而升高。同時，圖14也再次表明水回收速率與跨膜壓差無直接關(guān)聯(lián)。

圖14 膜組件壓差隨循環(huán)水體積流量的變化

當(dāng)Tig=56 ℃、Tiw=18 ℃時，圖15中相同煙氣體積流量下，10 nm陶瓷膜熱回收功率略大于0.4 nm陶瓷膜，這是因為10 nm陶瓷膜水回收速率較高，有利于減小殼程煙氣傳熱邊界層熱阻；當(dāng)qV,g=10.6 L/min時，陶瓷膜的熱回收功率及熱回收效率均隨著循環(huán)水體積流量的增大而逐漸升高，循環(huán)水流速增大有助于減小管程邊界層熱阻，增大復(fù)合傳熱系數(shù)；當(dāng)qV,g=4.3 L/min時陶瓷膜的熱回收功率和熱回收效率基本不隨循環(huán)水體積流量的變化而變化，同時10 nm陶瓷膜相較于0.4 nm陶瓷膜而言，出現(xiàn)了熱回收功率較高但熱回收效率較低的現(xiàn)象，這是因為實驗過程中煙氣體積流量的控制出現(xiàn)波動。

圖15 熱回收性能指標(biāo)隨循環(huán)水體積流量的變化

4 結(jié) 論

(1) 煙氣溫度升高有助于提高納米陶瓷膜煙氣脫水及余熱回收特性，但煙氣體積流量的增加只能提高納米陶瓷膜水回收速率和熱回收功率，不能提高納米陶瓷膜水回收效率和熱回收效率，且煙氣溫度與煙氣體積流量的影響機(jī)理并不完全相同。

(2) 循環(huán)水體積流量的增加在一定程度上有助于提高納米陶瓷膜的熱回收功率，但對水回收速率的影響甚微，且循環(huán)水體積流量過大會導(dǎo)致煙氣側(cè)非凝性氣體進(jìn)入循環(huán)水側(cè)；較低的循環(huán)水溫度在一定程度上有助于提高納米陶瓷膜煙氣水分回收性能指標(biāo)。

(3) 10 nm陶瓷膜的煙氣脫水效果優(yōu)于0.4 nm陶瓷膜，其水回收速率高達(dá)6.45 L/(h·m2)，但兩者的余熱回收特性相差較小；0.4 nm陶瓷膜由于孔徑過小，不適用于煙氣脫水。