喷淋塔脱氨传质特性的实验研究

祝杰 叶世超 白洁 兰冰 曹杰 吕路兵

（四川大学化学工程学院，四川成都 610065）

硝酸磷肥尾气含氨，放空前必须作氨回收处理。硝酸磷肥尾气脱氨在技术上面临两大难题：一是尾气中夹带氟硅酸，易引起工业吸收设备-填料塔或板式塔的堵塞；二是尾气的湿度高，温度约70℃，吸收难度大。为此，拟采用喷淋塔[1,2]吸收工艺，以酸性溶液为吸收剂对尾气进行洗涤，借助化学吸收打破物理平衡，以提高氨回收率。由于喷淋塔是空塔，可望解决设备堵塞问题[3,4]。

国内外学者对喷淋塔吸收特性作了大量研究。Pinilla 等[5]以SO2/NaOH/水为研究体系，考察了操作参数对体积传质系数的影响；钟毅等[6,7]研究了湿法烟气脱硫效率的影响因素，得到脱硫系统优选的操作参数范围；Kuntz 等[8]对比了喷淋塔与填料塔中MEA 捕集CO2的传质特性，得到了体积传质系数随气液流率及入口CO2浓度的变化规律；Dou 等[9]考察了操作参数对脱硫率的影响，关联出脱硫率的半经验计算式；缪明烽等[10]对湿法逆流喷淋脱硫系统进行了传质特性的研究，并就关键参数对脱硫率的影响进行了分析。然而现有喷淋塔传质特性研究主要集中在脱硫领域[11,12]，采用喷淋塔脱氨的研究鲜见报道。本文在自制的喷淋吸收塔中，以空气/氨/稀硝酸溶液为实验物系，考察关键操作参数对体积传质系数的影响，以期为喷淋塔脱氨系统的优化设计提供实验依据。

1 实验部分

1.1 反应机制

采用硝酸溶液喷淋回收尾气中的氨，在液相发生如下反应：

1.2 实验装置及流程

建立喷淋塔脱氨实验装置流程如图1 所示。风机输送的空气经孔板流量计计量后进入加热器进行加热，钢瓶氨气经计量后混入热空气中制成模拟尾气，尾气从喷淋塔底部进入，自下而上流经吸收段，脱氨尾气经旋风除雾后由引风机抽出排空；吸收液由循环泵输送至塔顶，经多孔分布板分散后对尾气进行喷淋，气液两相在吸收段内逆流接触，完成传质过程；塔釜设置加热装置来控制釜液温度，同时补充新鲜吸收剂，维持吸收液的pH。吸收塔材质为有机玻璃，以便于观察塔内液滴的运动状况。喷淋塔内径0.1 m，吸收区高1.6 m，分布板孔径2 mm，孔间距7 mm，开孔率4.68%。这种直孔分布板可将液体均匀地分散成2～3 mm 液滴，能够模拟工业喷嘴的实际情况，且可保证液滴垂直下落，避免落到塔壁上。实验原料及仪器详见表1。

本实验采用HJ 533-2009 纳氏试剂分光光度法分析气相中的氨含量，吸收率的计算式为：

式中 η — 氨吸收率，%；

ρin— 入口气相中的氨浓度（体积质量，下同），mg/m3；

ρout— 出口气相中的氨浓度，mg/m3。在喷淋塔微分塔段dh 内，气液传质速率方程可表示为：

式中 G — 烟气流量，m3/s；

Kga — 体积传质系数，s-1；

D — 喷淋塔内径，m；

ρ — 气相中的氨浓度，mg/m3；

h — 微元段距气体入口处的高度，m。由于氨属易溶气体，在实验条件下，氨的平衡浓度ρ*≈0。将Kga 视为沿塔高的平均值，联立式（4）与式（5）积分后可得：

式中 H — 吸收区高度，m。

将实验测得的吸收率代入式（6）即可求得喷淋塔脱氨体积传质系数。

图1 喷淋脱氨流程简图

2 结果及讨论

2.1 喷淋密度对Kga 的影响

不同pH 下，喷淋密度（β）对Kga 的影响如图2 所示。实验条件：空塔气速为1.95 m/s，入口氨浓度为3 000 mg/m3，系统温度为20℃。由图2 可见，pH一定时，随着喷淋密度的增大，Kga 不断增大，当喷淋密度达0.039 m3/（m2·s）后，Kga 增加趋于平缓。这是由于增大喷淋密度，塔内有效传质面积增大[13]，传质速率加快，但继续增大喷淋密度，液滴聚并概率增加，比表面积增加受限[9]。图形还显示，同一喷淋密度下，吸收液pH 值越低，Kga 越高，该差异在高喷淋密度时较大，这是因为降低吸收液pH，式（1）反应正向进行，单位体积吸收液的吸收容量增大，进而提高了氨吸收率，而增加喷淋量，这一影响更显著。综合考虑，优选喷淋密度约0.039 m3/（m2·s）。

表1 实验仪器及原料

2.2 空塔气速对Kga 的影响

在喷淋密度为0.039 m3/(m2·s)，入口氨浓度为 3 000 mg/m3，系统温度为20℃的条件下。得到Kga 随空塔气速（ug）的变化趋势如图3 所示。图形显示，随着空塔气速的增加，Kga 呈先上升后下降的趋势，并在空塔气速为2.4 m/s 附近达到最大值；相同气速下，吸收液pH 值越低Kga 越大。空塔气速对Kga 的影响表现在两方面：一方面是提高气速可以加剧气液两相的湍动，降低了界面处的传质膜厚度，提高传质系数[4,5]；另一方面，空塔气速增加，气液接触时间缩短，传质不充分，且较高的气速致使部分液滴落偏到壁面，导致塔内比表面积减少[14]。从实验结果来看，在气速低于2.4 m/s 时，前者是增大体积传质系数的主要因素，当气速过高时，后者的影响显著，最佳的空塔气速范围为2～2.4 m/s。

2.3 入口氨浓度对Kga 的影响

入口氨浓度对Kga 的影响如图4 所示。实验条件：空塔气速为1.95 m/s，喷淋密度为0.039 m3/（m2·s），系统温度为20℃。由图4 可见，同一pH 值下，Kga 几乎不随入口氨浓度的增大而改变，pH=3 时的Kga 比pH=7 时的Kga 高约0.4 s-1。这可能是由于随着入口氨浓度的增加，出口氨浓度也同等程度增大，即式（6）中ρin/ρout几乎不变，导致入口氨浓度对Kga 影响不显著，这与Bandyopadhyay[15]等人的研究结论类似。

2.4 吸收液pH 对Kga 的影响

空塔气速为1.95 m/s（20℃），喷淋密度为0.039 m3/（m2·s），入口氨浓度为3 000 mg/m3，入口气体温度分别为20℃和70℃的条件下，吸收液pH 值对Kga的影响规律示于图5。图形显示，随着吸收液pH 的上升，Kga 略呈线性下降的趋势。从理论上讲，随着pH 的降低，吸收液的吸收容量应呈指数型增长的趋势，但pH 主要影响液相的传质阻力，对吸收的促进作用有限。此外，低温趋势线处于高温趋势线的上方，说明气体温度升高将不利于吸收，这是由于温度升高，氨在液相中的溶解度降低，传质推动力下降，吸收速率降低，最终形成图5 所示的情形。

图2 喷淋密度对Kga 的影响

图3 空塔气速对Kga 的影响

图4 入口氨浓度对Kga 的影响

3 体积传质系数的关联式

图5 吸收液pH 对Kga 的影响

从实验结果与讨论中可以看出，体积传质系数与喷淋密度、空塔气速、物性、吸收液pH 及入口气体温度有关，可能气体温度主要表现为对传质推动力的影响，在此可将其排除，因此，将Kga 表示为不定函数：

式中 β — 喷淋密度，m3/(m2·s)；

ug— 空塔气速，m/s；

ν — 气相运动粘度，m2/s。

现以雷诺准数Re=Dug/ν 来表征气相的特征速度及物性，可将式（7）表示为无因次量的幂指数乘积形式[16]：

带入实验数据拟合参数a、b、c 后得喷淋塔脱氨体积传质系数经验关联式为：

适用范围：0.024 m3/(m2·s)≤β ≤0.053 m3/(m2·s)，8 000 ≤Re ≤18 000，2 ≤pH ≤7，20 ℃≤T ≤70℃，1500 mg/m3≤ρin≤10 000 mg/m3。从式（9）中可以看出，主要参数对Kga 的影响顺序为：喷淋密度＞空塔气速＞吸收液的pH。

图6 Kga 计算值与实验值的比较

图6 为体积传质系数的经验式计算值（式（9））与实验值的比较。从图6 中可以看出，二者吻合较好，相对偏差在15%以内，表明该体积传质系数的经验关联式是可靠的。

4 结论

在自制的喷淋吸收塔中，以含氨空气/稀硝酸溶液为研究体系，考察了喷淋密度、空塔气速、吸收液pH、入口氨浓度及气体温度对体积传质系数的影响，所得结论如下：①Kga 随喷淋密度增加而先增大后趋缓，适宜的喷淋密度为0.039 m3/(m2·s)；② 随着空塔气速的增加，Kga 呈现上升后下降的趋势，合理的空塔气速范围在2～2.4 m/s；③ 降低吸收液pH 可提高Kga，但提升程度有限，气体温度升高将不利于吸收，入口氨浓度对Kga 几乎无影响；④ 对传质影响因素进行分析，得到Kga 的经验关联式，其计算值与实验值吻合较好，可为尾气脱氨喷淋塔的优化设计提供实验依据。

[1] Ochowiak M, Broniarz-Press L. The flow resistance and aeration in modified spray tower [J]. Chemical Engineering and Processing: Process Intensification, 2011,50(3):345-350.

[2] Marocco L. Modeling of the fluid dynamics and SO2 absorption in a gas-liquid reactor[J]. Chemical Engineering Journal, 2010, 162(1): 217-226.

[3] Marocco L, Inzoli F. Multiphase Euler-Lagrange CFD simulation applied to wet flue gas desulphurisation technology[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2009, 35(2): 185-194.

[4] Schmidt B, Stichlmair J. Two-phase flow and mass transfer in scrubbers[J]. Chemical Engineering & Technology,1991,14(3):162-1 66.

[5] Pinilla E A, Diaz J M, Coca J. Mass transfer and axial dispersion in a spray tower for gas-liquid contacting[J]. The Canadian Journal of Chemical Engineering, 1984,62(5):617-622.

[6] 钟毅,高翔,骆仲泱,等.湿法烟气脱硫系统脱硫效率的影响因素[J].浙江大学学报:工学版, 2008, 42 (5): 890-894.

[7] Zhong Y, Gao X, Huo W, et al. A model for performance optimization of wet flue gas desulfurization systems of power plants[J]. Fuel Processing Technology, 2008,89(11):1025-1032.

[8] Kuntz J, Aroonwilas A. Mass-transfer efficiency of a spray column for CO2 capture by MEA[J]. Energy Procedia, 2009, 1(1): 205-209.[9] Dou B, Pan W, Jin Q, et al. Prediction of SO2 removal efficiency for wet flue gas desulfurization[J]. Energy Conversion and Management, 2009,50(10):2547-2553.

[10] 缪明烽,于耘.湿式逆流喷淋脱硫塔中SO2 吸收特性的研究[J].环境工程学报,2010,4(4): 887-892.

[11] 赵健植,金保升,仲兆平.烟气脱硫喷淋塔的数值模拟[J].化学工程, 2007,35(8):61-64.

[12] 祝杰,叶世超,吴振元,等.石灰石-石膏脱硫喷淋塔吸收区高度计算模型[J].化工学报, 2014,65(8):2896-2901.

[13] 祝杰,吴振元,叶世超,等.喷淋塔内液滴运动及分布特性的研究[J].化工与医药工程,2014, 35(2):11-15.

[14] 赵健植,金保升,仲兆平,等.湿法烟气脱硫喷淋塔的实验与反应模型研究[J].热能动力工程, 2007, 22(4): 457-462.

[15] Bandyopadhyay A, Biswas M N. Critical flow atomizer in SO2 spray scrubbing[J]. Chemical Engineering Journal, 2008,139(1):29-41.

[16] Kong D, Zhang Y, Li N, et al. Experimental investigation on gasliquid flow, heat and mass transfer characteristics in a dual-contactflow absorption tower[J]. Chemical Engineering Research and Design, 2014, 92(1): 13-24.