一种结合UDF新型火电厂脱硫塔脱硫效率的推算方法及其辅机负荷调整方法

摘要

本发明公开了一种结合UDF新型火电厂脱硫塔脱硫效率的推算方法及其辅机负荷调整方法，所述推算方法包括建立湍流模型步骤、建立液滴运动模型步骤、建立二氧化硫吸收模型步骤以及利用FLUENT数值计算软件求解脱硫塔脱硫效率步骤，以此得到脱硫塔内二氧化硫浓度场分布，该方法能够准确地得出脱硫塔的脱硫效率，本发明同时公开了采用上述推算方法进行的辅机负荷调整方法，该调整方法还包括求解氧化风机与循环浆液泵所需负荷步骤，在获得二氧化硫脱硫效率后，可据此推算出所需石灰石浆液量和所需氧化空气量，作为调整作为辅机的循环浆液泵和氧化风机运行负荷及其容量改造的参照，对循环浆液泵和氧化风机运行负荷进行调整。

说明书

技术领域

本发明涉及一种火电厂脱硫塔脱硫效率推算方法及其辅机负荷调整方法，具 体是指一种结合UDF新型火电厂脱硫塔脱硫效率的推算方法及其辅机负荷调整方 法。

背景技术

随着环保和节能要求日渐提高，越来越多的火电厂进行了节能降耗改造，尤 其是低温余热利用。低温余热利用会改变锅炉尾气的参数，如温度，流量等，使 得原有的锅炉尾气处理设备，特别是烟气脱硫系统的运行状况发生变化，即脱硫 效率发生变化。当脱硫效率维持在较高水平时，石灰石浆液用量和所需氧化空气 量随之减少，可以适当调整循环浆液泵与氧化风机的负荷，降低厂用电率，提高 电厂的经济效益。经济效益是低温余热利用改造实施前所需要论证的重要方面。 然而低温余热利用改造是一个巨大的系统性工程，对各种设备的原型实验研究比 较困难，成本也很高。

发明内容

本发明的目的之一是提供一种结合UDF新型火电厂脱硫塔脱硫效率的推算方 法，该方法利用UDF对二氧化硫吸收过程进行建模，可较为准确地得出脱硫塔的 脱硫效率。

本发明的这一目的通过如下技术方案来实现的：一种结合UDF新型火电厂 脱硫塔脱硫效率的推算方法，其特征在于：所述推算方法包括建立湍流模型步骤、 建立液滴运动模型步骤、建立二氧化硫吸收模型步骤以及利用FLUENT数值计算 软件求解脱硫塔脱硫效率步骤，以此得到脱硫塔内二氧化硫浓度场分布，

上述各模型的简化与假设条件如下：

对该脱硫塔内烟气做如下假设：

1)不可压缩牛顿流体；

2)理想气体；

对液滴做如下假设：

1)液滴直径服从Rosin-Rammler分布；

2)刚性球形；

烟气与液滴两相流动模型简化：

1)不考虑脱硫塔内部喷淋管道对烟气液滴流量的影响；

2)不考虑气液两相间的传热及与脱硫塔壁的传热；

3)忽略液滴间的碰撞、破碎和聚合；

4)只考虑烟气SO₂对脱硫过程的影响，忽视其他气体的影响；

5)液滴蒸发和传质过程中对烟气流速和曳力系数没有影响；

7)不考虑CaSO₃的氧化与CaSO₄的溶解与结晶过程；

8)不考虑浆液池对烟气SO₂的吸收；

上述各模型建立如下：

湍流模型采用雷诺平均的N-S方程对动量守恒控制方程进行描述；据脱硫塔 内烟气的湍流流动特征，描述脱硫塔内烟气湍流运动时是运用标准κ-ε湍流模型；

所述液滴运动模型如下：

将浆液液滴视为离散相，并采用拉格朗日法来描述，即选用DPM-Discrete PhaseModels模型来跟踪液滴运动；脱硫塔内的石灰石浆液液滴受到了重力、浮力、 曳力等作用，忽略浮力对液滴的作用，而主要考虑重力和曳力；因此对石灰石浆 液液滴受力进行分析，其运动方程描述如下：

$\frac{{\mathrm{du}}_p}{dt}=F_D(u_g-u_p)+\frac{g({\rho }_p-{\rho }_g)}{{\rho }_p}---\left(1\right)$

$F_D=\frac{18\mu }{{\rho }_p{d}_p^2}\frac{C_D\mathrm{Re}}{24}---\left(2\right)$

式(1)中

F_D，为浆液液滴受到的单位质量拽力，s^-1；

u_g，烟气流速，m/s；

u_p，液滴运动速度，m/s；

g，重力加速度，m/s²；

ρ_p，浆液液滴密度，kg/m³；

ρ_g，烟气密度，kg/m³；

d_p，浆液液滴直径，m；

Re，液滴运动雷诺数；

式(2)中C_D是液滴受烟气的阻力系数，其采用的是以下模型；

Re≤1，C_D＝24/Re

Re≥1000，C_D＝[1+(Re/6)]×(24/Re)

Re≤1000，C_D＝0.54(3)

所述二氧化硫吸收模型采用的是传质渗透理论：

$N_{{\mathrm{SO}}_2}=K_G(p_{{\mathrm{SO}}_2}-H_{{\mathrm{SO}}_2}{c}_{{\mathrm{SO}}_2})---\left(4\right)$

为二氧化硫的传质通量，mol/(m²·s·)；K_G为总传质系数， kmol/(m²·s·kPa)；为烟气中SO₂的分压，Pa；为液相二氧化硫物质的 量浓度，mol/m³；为SO₂的溶解度系数，Pa·mol^-1·m³；

K_G和通过下式获得：

$K_G=\frac{1}{(\frac{1}{k_G}+\frac{H_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\beta }_{{\mathrm{SO}}_2}·k_L})}---\left(5\right)$

$p_{{\mathrm{SO}}_2}·Q=n_{{\mathrm{SO}}_2}·R·T---\left(6\right)$

式中：k_G为气膜吸收系数，kmol/(m²·s·kPa)；为化学反应增强因子；k_L为液膜吸收系数，m/s；Q为烟气体积流量，m³/h；为烟气中SO₂的物质的量， mol；R为通用气体常数，8.31441J/(mol·K)；T为塔内温度，K；

化学增强因子由文献拟合公式所得：

${\beta }_{{\mathrm{SO}}_2}=32.359e^{-0.186\chi }---\left(7\right)$

χ为二氧化硫吸收高度，m；

k_G可由方程和气相扩散系数(m²/s)的计算公式关联获得：

无量纲的施伍德数：

$Sh=\frac{k_{G}d}{D_{{\mathrm{SO}}_2}}=2+0.55{\mathrm{Re}}_d^{0.5}·{\mathrm{Sc}}^{1/3}---\left(8\right)$

施密特数：

$Sc=\frac{{\mu }_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\rho }_g{D}_{{\mathrm{SO}}_2}}---\left(9\right)$

烟气和浆液液滴的相对雷诺数：

${\mathrm{Re}}_d=\frac{d_p|u_g-u_d|{\rho }_g}{{\mu }_g}---\left(10\right)$

SO₂气相扩散系数：

$D_{{\mathrm{SO}}_2}=\frac{9.86\times {10}^{-9}·T^{1.75}·{[\frac{1}{M_{air}}+\frac{1}{M_{{\mathrm{SO}}_2}}]}^{1/2}}{0.000001·p·(V_{air}^{1/3}+V_{{\mathrm{SO}}_2}^{1/3})}---\left(11\right)$

式中d液滴直径，m；u_g烟气速度，m/s；M_air、分别为空气和二氧化硫 的摩尔质量，分别为29g/mol、64g/mol；V_air、分别为空气与SO₂的摩尔体积， 0.0224cm³/mol，u_d为液滴降落速度，为SO₂的动力黏度；代入得

$D_{{\mathrm{SO}}_2}=0.000312\frac{T^{1.75}}{p}---\left(12\right)$

根据渗透理论，液相传质系数t_p为渗透时间，s，由文献里曲线 拟合所得；D_L为SO₂在浆液中的扩散系数，m²/s；μ_L为水的黏度， MPa·s；V_air是空气的分子体积，22400cm³/mol；

μ_L＝99.257e^{-0.012(T-273.15)}(13)

$D_L=\frac{2.19\times {10}^{-13}}{e^{-0.0132(T-273.15)}}---\left(14\right)$

通过联立以上方程，得到以下公式：

液膜吸收系数：

$k_L=\sqrt{\frac{4D_L}{\pi ·t_p}}---\left(15\right)$

$D_{{\mathrm{SO}}_2}=0.000312\frac{T^{1.75}}{p}---\left(16\right)$

气膜吸收系数：

$k_G=\frac{2D_{{\mathrm{SO}}_2}}{d}+0.55{\left(\frac{{\rho }_g}{{\mu }_g}\right)}^{0.5}{\left(\frac{{\mu }_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\rho }_g}\right)}^{1/3}\frac{|u_g-u_d{|}^{0.5}}{d^{0.5}}{D}_{{\mathrm{SO}}_2}^{2/3}---\left(17\right)$

亨利系数(Kpa)：

E＝2(T-273.15)²+58(T-273.15)+1676(18)

溶解度系数(Pa·mol^-1·m³)：

$H_{{\mathrm{SO}}_2}=\frac{{\mathrm{EM}}_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\rho }_{{\mathrm{SO}}_2}}=\frac{128{(T-273.15)}^2+3712(T-273.15)+107264}{{\rho }_{{\mathrm{SO}}_2}}---\left(19\right)$

化学增强因子χ为二氧化硫吸收高度，m；

液滴表面扩散通量

$N_{{\mathrm{SO}}_2}=\frac{(p_{{\mathrm{SO}}_2}-H_{{\mathrm{SO}}_2}{c}_{{\mathrm{SO}}_2})}{(\frac{1}{k_G}+\frac{H_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\beta }_{{\mathrm{SO}}_2}·k_L})}---\left(20\right)$

计算体内二氧化硫总摩尔浓度变化率由式(21)确定：

${\psi }_{{\mathrm{SO}}_2}=\frac{{\mathrm{\pi d}}^{2}n}{4\left({\mathrm{\pi D}}^{2}h\right)}*({\mathrm{dc}}_{{\mathrm{SO}}_2}/dt)=-N_{{\mathrm{SO}}_2}·\alpha \frac{{\mathrm{\pi d}}^{2}n}{4\left({\mathrm{\pi D}}^{2}h\right)}---\left(21\right)$

式(21)中D为脱硫塔的直径，m；h为脱硫塔高度，m；n为液滴个数；

二氧化硫吸收模型的建立采用的是UDF用户自定义函数进行编译，即是用户 自编的程序，与Fluent求解器进行动态连接从而提高求解器性能，通过C语言进 行编写，并使用DEFINE宏进行定义，由用户编写的一段或几段程序，与Fluent 主程序相结合；

二氧化硫吸收模型的边界条件在fluent界面里输入，主要参数有：

T，脱硫塔入口烟气温度，K；

v，入口烟气流速，m/s；

烟气组分的质量比率，％，x为组分气体；

I，湍流强度，％；

D_h，脱硫塔烟气入口水力直径，mm；；

以上其中T、v、均由传感器在机组特定运行工况下测量得出；

然后进行低温余热利用工况计算，低温余热利用工况计算指的是改变脱硫塔 入口温度后的模型计算，最终根据脱硫塔进出口二氧化硫浓度计算脱硫效率

${\eta }_{{\mathrm{so}}_2}=\frac{c_{{\mathrm{so}}_2,in}-c_{{\mathrm{so}}_2,out}}{c_{{\mathrm{so}}_2,in}}\times 100\%---\left(22\right)$

式(22)为脱硫塔入口二氧化硫浓度，g/Nm³；为脱硫塔出口二氧 化硫浓度，g/Nm³；

烟气中SO₂脱除量，g/h：

$m_{{\mathrm{SO}}_2}=C_{{\mathrm{SO}}_{2}in}{Q}_{in}{\eta }_{{\mathrm{SO}}_2}---\left(23\right)$

式(23)中为二氧化硫脱硫效率，Q_in,dry为脱硫塔入口烟气量，Nm³/h。

本发明的目的之二是提供一种采用上述结合UDF新型火电厂脱硫塔脱硫效率 的推算方法进行的辅机负荷调整方法，该调整方法通过采用上述获得的脱硫效率， 推算出所需石灰石浆液量和所需氧化空气量，作为调整作为辅机的循环浆液泵和 氧化风机运行负荷及其容量改造的参照。

本发明的这一目的通过如下技术方案来实现的：采用上述的推算方法进行的 辅机负荷调整方法，其特征在于：该调整方法还包括求解氧化风机与循环浆液泵 所需负荷步骤，在获得二氧化硫脱硫效率后，可据此推算出所需石灰石浆液量和 所需氧化空气量，

实际氧化空气量Q_air，Nm³/h：

$Q_{air}=\frac{22.4m_{{\mathrm{SO}}_2}(1-{\eta }_a)}{64\times 2\times 0.21\times {\eta }_b\times 1000}---\left(24\right)$

式(24)中η_a为喷淋区氧化率；η_b氧化池氧化利用率；

氧化风机实际运行功率：

$N_{of}=\frac{N_{th}{Q}_{air}}{Q_{th}}---\left(25\right)$

式(25)中N_th为氧化风机额定功率，kW；Q_th氧化风机额定流量，Nm³/h；

液气比与脱硫效率关系如下式(26)：

$L/G=\frac{ln(1-\eta )-a}{b}---\left(26\right)$

式中b，a为常数，可通过电厂实际运行的液气比与脱硫效率确定，液气比L /G，L/Nm³；

循环浆液量与液气比关系如下式：

Q_cycle＝Q_out×(L/G)(27)

式中Q_out为脱硫塔出口烟气流量，Nm³/h；

循环浆液泵实际运行功率：

$N_{cycle}=\frac{{\mathrm{\rho gHQ}}_{cycle}}{{\eta }_m\times 3600}---\left(28\right)$

式中ρ为循环浆液密度kg/m³；g为重力加速度，N/kg；H为循环浆液泵 扬程，m；η_m为泵的效率，

计算获得的所需石灰石浆液量和所需氧化空气量，作为调整作为辅机的循环 浆液泵和氧化风机运行负荷及其容量改造的参照，对循环浆液泵和氧化风机运行 负荷进行调整。

本发明的结合UDF新型火电厂脱硫塔脱硫效率的推算方法及其辅机负荷调整 方法，利用UDF对二氧化硫吸收过程进行建模，以及一系列合理的模型简化，能 够得到较为准确的脱硫效率推算模型，并据此推算出所需石灰石浆液量，可作为 调整作为辅机的循环浆液泵运行负荷的参照以及和氧化风机运行负荷及其容量改 造的参照。

与现有技术相比，本发明可操作性强，考虑了脱硫效率影响的诸多重要因素， 其结果也具有普遍适用性，且精度较高。结合UDF对脱硫效率的模拟推算模型， 可较为准确地得出脱硫效率，可据此推算出所需石灰石浆液量和所需氧化空气量， 作为调整循环浆液泵和氧化风机运行负荷及其容量改造的参照。

附图说明

下面结合附图和具体实施方式对本发明做进一步详细说明。

图1是本发明推算方法的流程框图。

具体实施方式

本发明一种结合UDF新型火电厂脱硫塔脱硫效率的推算方法，包括建立湍流 模型步骤、建立液滴运动模型步骤、建立二氧化硫吸收模型步骤以及利用FLUENT 数值计算软件求解脱硫塔脱硫效率步骤，以此得到脱硫塔内二氧化硫浓度场分布， 其流程框图如图1所示，在此基础上还能够对辅机负荷进行调整，增设求解氧化 风机与循环浆液泵所需负荷步骤，在获得二氧化硫脱硫效率后，可据此推算出所 需石灰石浆液量和所需氧化空气量，作为调整作为辅机的循环浆液泵和氧化风机 运行负荷及其容量改造的参照，对循环浆液泵和氧化风机运行负荷进行调整。

图1中所述模型简化与假设如下：

对该脱硫塔内烟气做如下假设：

1)不可压缩牛顿流体；

2)理想气体；

对液滴做如下假设：

1)液滴直径服从Rosin-Rammler分布；

2)刚性球形；

烟气与液滴两相流动模型简化：

1)不考虑脱硫塔内部喷淋管道对烟气液滴流量的影响；

2)不考虑气液两相间的传热及与脱硫塔壁的传热；

3)忽略液滴间的碰撞、破碎和聚合；

4)只考虑烟气SO₂对脱硫过程的影响，忽视其他气体的影响；

5)液滴蒸发和传质过程中对烟气流速和曳力系数没有影响；

7)不考虑CaSO₃的氧化与CaSO₄的溶解与结晶过程；

8)不考虑浆液池对烟气SO₂的吸收；

所述建立模型如下：

湍流模型采用雷诺平均的N-S方程对动量守恒控制方程进行描述。据脱硫塔 内烟气的湍流流动特征，描述脱硫塔内烟气湍流运动时是运用标准κ-ε湍流模型。

所述液滴运动模型如下：

将浆液液滴视为离散相，并采用拉格朗日法来描述，即选用DPM-Discrete PhaseModels模型来跟踪液滴运动。脱硫塔内的石灰石浆液液滴受到了重力、浮力、 曳力等作用，本发明忽略浮力对液滴的作用，而主要考虑重力和曳力。因此对石 灰石浆液液滴受力进行分析，其运动方程描述如下：

$\frac{{\mathrm{du}}_p}{dt}=F_D(u_g-u_p)+\frac{g({\rho }_p-{\rho }_g)}{{\rho }_p}---\left(1\right)$

$F_D=\frac{18\mu }{{\rho }_p{d}_p^2}\frac{C_D\mathrm{Re}}{24}---\left(2\right)$

式(1)中

F_D，为浆液液滴受到的单位质量拽力，s^-1；

u_g，烟气流速，m/s；

u_p，液滴运动速度，m/s；

g，重力加速度，m/s²；

ρ_p，浆液液滴密度，kg/m³；

ρ_g，烟气密度，kg/m³；

d_p，浆液液滴直径，m；

Re，液滴运动雷诺数。

式(2)中C_D是液滴受烟气的阻力系数，其采用的是以下模型。

Re≤1，C_D＝24/Re

Re≥1000，C_D＝[1+(Re/6)]×(24/Re)

Re≤1000，C_D＝0.54(3)

所述二氧化硫吸收模型采用的是传质渗透理论：

$N_{{\mathrm{SO}}_2}=K_G(p_{{\mathrm{SO}}_2}-H_{{\mathrm{SO}}_2}{c}_{{\mathrm{SO}}_2})---\left(4\right)$

为二氧化硫的传质通量，mol/(m²·s·)；K_G为总传质系数， kmol/(m²·s·kPa)；为烟气中SO₂的分压，Pa；为液相二氧化硫物质的 量浓度，mol/m³；为SO₂的溶解度系数，Pa·mol^-1·m³。

K_G和通过下式获得：

$K_G=\frac{1}{(\frac{1}{k_G}+\frac{H_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\beta }_{{\mathrm{SO}}_2}·k_L})}---\left(5\right)$

$p_{{\mathrm{SO}}_2}·Q=n_{{\mathrm{SO}}_2}·R·T---\left(6\right)$

式中：k_G为气膜吸收系数，kmol/(m²·s·kPa)；为化学反应增强因子；k_L为液膜吸收系数，m/s；Q为烟气体积流量，m³/h；为烟气中SO₂的物质的量， mol；R为通用气体常数，8.31441J/(mol·K)；T为塔内温度，K。

化学增强因子由文献拟合公式所得：

${\beta }_{{\mathrm{SO}}_2}=32.359e^{-0.186\chi }---\left(7\right)$

χ为二氧化硫吸收高度，m。

k_G可由方程和气相扩散系数(m²/s)的计算公式关联获得：

无量纲的施伍德数：

$Sh=\frac{k_{G}d}{D_{{\mathrm{SO}}_2}}=2+0.55{\mathrm{Re}}_d^{0.5}·{\mathrm{Sc}}^{1/3}---\left(8\right)$

施密特数：

$Sc=\frac{{\mu }_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\rho }_g{D}_{{\mathrm{SO}}_2}}---\left(9\right)$

烟气和浆液液滴的相对雷诺数：

${\mathrm{Re}}_d=\frac{d_p|u_g-u_d|{\rho }_g}{{\mu }_g}---\left(10\right)$

SO₂气相扩散系数：

$D_{{\mathrm{SO}}_2}=\frac{9.86\times {10}^{-9}·T^{1.75}·{[\frac{1}{M_{air}}+\frac{1}{M_{{\mathrm{SO}}_2}}]}^{1/2}}{0.000001·p·(V_{air}^{1/3}+V_{{\mathrm{SO}}_2}^{1/3})}---\left(11\right)$

式中d液滴直径，m；u_g烟气速度，m/s；M_air、分别为空气和二氧化硫 的摩尔质量，分别为29g/mol、64g/mol；V_air、分别为空气与SO₂的摩尔体积， 0.0224cm³/mol，u_d为液滴降落速度，为SO₂的动力黏度。代入得

$D_{{\mathrm{SO}}_2}=0.000312\frac{T^{1.75}}{p}---\left(12\right)$

根据渗透理论，液相传质系数t_p为渗透时间，s，由文献里曲线 拟合所得；D_L为SO₂在浆液中的扩散系数，m²/s。μ_L为水的黏度， MPa·s；V_air是空气的分子体积，22400cm³/mol。

μ_L＝99.257e^{-0.012(T-273.15)}(13)

$D_L=\frac{2.19\times {10}^{-13}}{e^{-0.0132(T-273.15)}}---\left(14\right)$

通过联立以上方程，得到以下公式：

液膜吸收系数：

$k_L=\sqrt{\frac{4D_L}{\pi ·t_p}}---\left(15\right)$

$D_{{\mathrm{SO}}_2}=0.000312\frac{T^{1.75}}{p}---\left(16\right)$

气膜吸收系数：

$k_G=\frac{2D_{{\mathrm{SO}}_2}}{d}+0.55{\left(\frac{{\rho }_g}{{\mu }_g}\right)}^{0.5}{\left(\frac{{\mu }_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\rho }_g}\right)}^{1/3}\frac{|u_g-u_d{|}^{0.5}}{d^{0.5}}{D}_{{\mathrm{SO}}_2}^{2/3}---\left(17\right)$

亨利系数(Kpa)：

E＝2(T-273.15)²+58(T-273.15)+1676(18)

溶解度系数(Pa·mol^-1·m³)：

$H_{{\mathrm{SO}}_2}=\frac{{\mathrm{EM}}_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\rho }_{{\mathrm{SO}}_2}}=\frac{128{(T-273.15)}^2+3712(T-273.15)+107264}{{\rho }_{{\mathrm{SO}}_2}}---\left(19\right)$

化学增强因子χ为二氧化硫吸收高度，m。

液滴表面扩散通量

$N_{{\mathrm{SO}}_2}=\frac{(p_{{\mathrm{SO}}_2}-H_{{\mathrm{SO}}_2}{c}_{{\mathrm{SO}}_2})}{(\frac{1}{k_G}+\frac{H_{{\mathrm{SO}}_2}}{{\beta }_{{\mathrm{SO}}_2}·k_L})}---\left(20\right)$

计算体内二氧化硫总摩尔浓度变化率由式(21)确定：

${\psi }_{{\mathrm{SO}}_2}=\frac{{\mathrm{\pi d}}^{2}n}{4\left({\mathrm{\pi D}}^{2}h\right)}*({\mathrm{dc}}_{{\mathrm{SO}}_2}/dt)=-N_{{\mathrm{SO}}_2}·\alpha \frac{{\mathrm{\pi d}}^{2}n}{4\left({\mathrm{\pi D}}^{2}h\right)}---\left(21\right)$

式(21)中D为脱硫塔的直径，m；h为脱硫塔高度，m；n为液滴个数。

二氧化硫吸收过程采用的是UDF用户自定义函数进行编译，即是用户自编的 程序，可与Fluent求解器进行动态连接从而提高求解器性能，通过C语言进行编 写，并使用DEFINE宏进行定义，由用户编写的一段或几段程序，与Fluent主程 序相结合，可根据特定实际情况自定义边界条件，物性条件，源项等，具有很强 的实践性。

本模型的边界条件在fluent界面里输入，主要参数有：

T，脱硫塔入口烟气温度，K；

v，入口烟气流速，m/s；

烟气组分的质量比率，％，x为组分气体；

I，湍流强度，％；

D_h，脱硫塔烟气入口水力直径，mm；。

以上其中T、v、均由传感器在机组特定运行工况下测量得出。

所述低温余热利用工况计算指的是改变脱硫塔入口温度后的模型计算，最终 根据脱硫塔进出口二氧化硫浓度计算脱硫效率

${\eta }_{{\mathrm{so}}_2}=\frac{c_{{\mathrm{so}}_2,in}-c_{{\mathrm{so}}_2,out}}{c_{{\mathrm{so}}_2,in}}\times 100\%---\left(22\right)$

式(22)为脱硫塔入口二氧化硫浓度，g/Nm³；为脱硫塔出口二氧 化硫浓度，g/Nm³。

烟气中SO₂脱除量，g/h：

$m_{{\mathrm{SO}}_2}=C_{{\mathrm{SO}}_{2}in}{Q}_{in}{\eta }_{{\mathrm{SO}}_2}---\left(23\right)$

式(23)中为二氧化硫脱除率，Q_in,dry为脱硫塔入口烟气量，Nm³/h。

实际氧化空气量Q_air，Nm³/h：

$Q_{air}=\frac{22.4m_{{\mathrm{SO}}_2}(1-{\eta }_a)}{64\times 2\times 0.21\times {\eta }_b\times 1000}---\left(24\right)$

式(24)中η_a为喷淋区氧化率；η_b氧化池氧化利用率。

氧化风机实际运行功率：

$N_{of}=\frac{N_{th}{Q}_{air}}{Q_{th}}---\left(25\right)$

式(25)中N_th为氧化风机额定功率，kW；Q_th氧化风机额定流量，Nm³/h。

液气比与脱硫效率关系如下式(26)：

$L/G=\frac{ln(1-\eta )-a}{b}---\left(26\right)$

式中b，a为常数，可通过电厂实际运行的液气比与脱硫效率确定，液气比L /G，L/Nm³。

循环浆液量与液气比关系如下式：

Q_cycle＝Q_out×(L/G)(27)

式中Q_out为脱硫塔出口烟气流量，Nm³/h。

循环浆液泵实际运行功率：

$N_{cycle}=\frac{{\mathrm{\rho gHQ}}_{cycle}}{{\eta }_m\times 3600}---\left(28\right)$

式中ρ为循环浆液密度kg/m³；g为重力加速度，N/kg；H为循环浆液泵 扬程，m；η_m为泵的效率。

本发明的上述实施例并不是对本发明保护范围的限定，本发明的实施方式不 限于此，凡此种种根据本发明的上述内容，按照本领域的普通技术知识和惯用手 段，在不脱离本发明上述基本技术思想前提下，对本发明上述结构做出的其它多 种形式的修改、替换或变更，均应落在本发明的保护范围之内。