噴淋塔脫氨傳質特性的實驗研究

祝杰 葉世超 白潔 蘭冰 曹杰 呂路兵

（四川大學化學工程學院，四川成都 610065）

硝酸磷肥尾氣含氨，放空前必須作氨回收處理。硝酸磷肥尾氣脫氨在技術上面臨兩大難題：一是尾氣中夾帶氟硅酸，易引起工業吸收設備-填料塔或板式塔的堵塞；二是尾氣的濕度高，溫度約70℃，吸收難度大。為此，擬采用噴淋塔[1,2]吸收工藝，以酸性溶液為吸收劑對尾氣進行洗滌，借助化學吸收打破物理平衡，以提高氨回收率。由于噴淋塔是空塔，可望解決設備堵塞問題[3,4]。

國內外學者對噴淋塔吸收特性作了大量研究。Pinilla 等[5]以SO2/NaOH/水為研究體系，考察了操作參數對體積傳質系數的影響；鐘毅等[6,7]研究了濕法煙氣脫硫效率的影響因素，得到脫硫系統優選的操作參數范圍；Kuntz 等[8]對比了噴淋塔與填料塔中MEA 捕集CO2的傳質特性，得到了體積傳質系數隨氣液流率及入口CO2濃度的變化規律；Dou 等[9]考察了操作參數對脫硫率的影響，關聯出脫硫率的半經驗計算式；繆明烽等[10]對濕法逆流噴淋脫硫系統進行了傳質特性的研究，并就關鍵參數對脫硫率的影響進行了分析。然而現有噴淋塔傳質特性研究主要集中在脫硫領域[11,12]，采用噴淋塔脫氨的研究鮮見報道。本文在自制的噴淋吸收塔中，以空氣/氨/稀硝酸溶液為實驗物系，考察關鍵操作參數對體積傳質系數的影響，以期為噴淋塔脫氨系統的優化設計提供實驗依據。

1 實驗部分

1.1 反應機制

采用硝酸溶液噴淋回收尾氣中的氨，在液相發生如下反應：

1.2 實驗裝置及流程

建立噴淋塔脫氨實驗裝置流程如圖1 所示。風機輸送的空氣經孔板流量計計量后進入加熱器進行加熱，鋼瓶氨氣經計量后混入熱空氣中制成模擬尾氣，尾氣從噴淋塔底部進入，自下而上流經吸收段，脫氨尾氣經旋風除霧后由引風機抽出排空；吸收液由循環泵輸送至塔頂，經多孔分布板分散后對尾氣進行噴淋，氣液兩相在吸收段內逆流接觸，完成傳質過程；塔釜設置加熱裝置來控制釜液溫度，同時補充新鮮吸收劑，維持吸收液的pH。吸收塔材質為有機玻璃，以便于觀察塔內液滴的運動狀況。噴淋塔內徑0.1 m，吸收區高1.6 m，分布板孔徑2 mm，孔間距7 mm，開孔率4.68%。這種直孔分布板可將液體均勻地分散成2～3 mm 液滴，能夠模擬工業噴嘴的實際情況，且可保證液滴垂直下落，避免落到塔壁上。實驗原料及儀器詳見表1。

本實驗采用HJ 533-2009 納氏試劑分光光度法分析氣相中的氨含量，吸收率的計算式為：

式中 η — 氨吸收率，%；

ρin— 入口氣相中的氨濃度（體積質量，下同），mg/m3；

ρout— 出口氣相中的氨濃度，mg/m3。在噴淋塔微分塔段dh 內，氣液傳質速率方程可表示為：

式中 G — 煙氣流量，m3/s；

Kga — 體積傳質系數，s-1；

D — 噴淋塔內徑，m；

ρ — 氣相中的氨濃度，mg/m3；

h — 微元段距氣體入口處的高度，m。由于氨屬易溶氣體，在實驗條件下，氨的平衡濃度ρ*≈0。將Kga 視為沿塔高的平均值，聯立式（4）與式（5）積分后可得：

式中 H — 吸收區高度，m。

將實驗測得的吸收率代入式（6）即可求得噴淋塔脫氨體積傳質系數。

圖1 噴淋脫氨流程簡圖

2 結果及討論

2.1 噴淋密度對Kga 的影響

不同pH 下，噴淋密度（β）對Kga 的影響如圖2 所示。實驗條件：空塔氣速為1.95 m/s，入口氨濃度為3 000 mg/m3，系統溫度為20℃。由圖2 可見，pH一定時，隨著噴淋密度的增大，Kga 不斷增大，當噴淋密度達0.039 m3/（m2·s）后，Kga 增加趨于平緩。這是由于增大噴淋密度，塔內有效傳質面積增大[13]，傳質速率加快，但繼續增大噴淋密度，液滴聚并概率增加，比表面積增加受限[9]。圖形還顯示，同一噴淋密度下，吸收液pH 值越低，Kga 越高，該差異在高噴淋密度時較大，這是因為降低吸收液pH，式（1）反應正向進行，單位體積吸收液的吸收容量增大，進而提高了氨吸收率，而增加噴淋量，這一影響更顯著。綜合考慮，優選噴淋密度約0.039 m3/（m2·s）。

表1 實驗儀器及原料

2.2 空塔氣速對Kga 的影響

在噴淋密度為0.039 m3/(m2·s)，入口氨濃度為 3 000 mg/m3，系統溫度為20℃的條件下。得到Kga 隨空塔氣速（ug）的變化趨勢如圖3 所示。圖形顯示，隨著空塔氣速的增加，Kga 呈先上升后下降的趨勢，并在空塔氣速為2.4 m/s 附近達到最大值；相同氣速下，吸收液pH 值越低Kga 越大?？账馑賹ga 的影響表現在兩方面：一方面是提高氣速可以加劇氣液兩相的湍動，降低了界面處的傳質膜厚度，提高傳質系數[4,5]；另一方面，空塔氣速增加，氣液接觸時間縮短，傳質不充分，且較高的氣速致使部分液滴落偏到壁面，導致塔內比表面積減少[14]。從實驗結果來看，在氣速低于2.4 m/s 時，前者是增大體積傳質系數的主要因素，當氣速過高時，后者的影響顯著，最佳的空塔氣速范圍為2～2.4 m/s。

2.3 入口氨濃度對Kga 的影響

入口氨濃度對Kga 的影響如圖4 所示。實驗條件：空塔氣速為1.95 m/s，噴淋密度為0.039 m3/（m2·s），系統溫度為20℃。由圖4 可見，同一pH 值下，Kga 幾乎不隨入口氨濃度的增大而改變，pH=3 時的Kga 比pH=7 時的Kga 高約0.4 s-1。這可能是由于隨著入口氨濃度的增加，出口氨濃度也同等程度增大，即式（6）中ρin/ρout幾乎不變，導致入口氨濃度對Kga 影響不顯著，這與Bandyopadhyay[15]等人的研究結論類似。

2.4 吸收液pH 對Kga 的影響

空塔氣速為1.95 m/s（20℃），噴淋密度為0.039 m3/（m2·s），入口氨濃度為3 000 mg/m3，入口氣體溫度分別為20℃和70℃的條件下，吸收液pH 值對Kga的影響規律示于圖5。圖形顯示，隨著吸收液pH 的上升，Kga 略呈線性下降的趨勢。從理論上講，隨著pH 的降低，吸收液的吸收容量應呈指數型增長的趨勢，但pH 主要影響液相的傳質阻力，對吸收的促進作用有限。此外，低溫趨勢線處于高溫趨勢線的上方，說明氣體溫度升高將不利于吸收，這是由于溫度升高，氨在液相中的溶解度降低，傳質推動力下降，吸收速率降低，最終形成圖5 所示的情形。

圖2 噴淋密度對Kga 的影響

圖3 空塔氣速對Kga 的影響

圖4 入口氨濃度對Kga 的影響

3 體積傳質系數的關聯式

圖5 吸收液pH 對Kga 的影響

從實驗結果與討論中可以看出，體積傳質系數與噴淋密度、空塔氣速、物性、吸收液pH 及入口氣體溫度有關，可能氣體溫度主要表現為對傳質推動力的影響，在此可將其排除，因此，將Kga 表示為不定函數：

式中 β — 噴淋密度，m3/(m2·s)；

ug— 空塔氣速，m/s；

ν — 氣相運動粘度，m2/s。

現以雷諾準數Re=Dug/ν 來表征氣相的特征速度及物性，可將式（7）表示為無因次量的冪指數乘積形式[16]：

帶入實驗數據擬合參數a、b、c 后得噴淋塔脫氨體積傳質系數經驗關聯式為：

適用范圍：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。從式（9）中可以看出，主要參數對Kga 的影響順序為：噴淋密度＞空塔氣速＞吸收液的pH。

圖6 Kga 計算值與實驗值的比較

圖6 為體積傳質系數的經驗式計算值（式（9））與實驗值的比較。從圖6 中可以看出，二者吻合較好，相對偏差在15%以內，表明該體積傳質系數的經驗關聯式是可靠的。

4 結論

在自制的噴淋吸收塔中，以含氨空氣/稀硝酸溶液為研究體系，考察了噴淋密度、空塔氣速、吸收液pH、入口氨濃度及氣體溫度對體積傳質系數的影響，所得結論如下：①Kga 隨噴淋密度增加而先增大后趨緩，適宜的噴淋密度為0.039 m3/(m2·s)；② 隨著空塔氣速的增加，Kga 呈現上升后下降的趨勢，合理的空塔氣速范圍在2～2.4 m/s；③ 降低吸收液pH 可提高Kga，但提升程度有限，氣體溫度升高將不利于吸收，入口氨濃度對Kga 幾乎無影響；④ 對傳質影響因素進行分析，得到Kga 的經驗關聯式，其計算值與實驗值吻合較好，可為尾氣脫氨噴淋塔的優化設計提供實驗依據。

[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] 鐘毅,高翔,駱仲泱,等.濕法煙氣脫硫系統脫硫效率的影響因素[J].浙江大學學報:工學版, 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] 繆明烽,于耘.濕式逆流噴淋脫硫塔中SO2 吸收特性的研究[J].環境工程學報,2010,4(4): 887-892.

[11] 趙健植,金保升,仲兆平.煙氣脫硫噴淋塔的數值模擬[J].化學工程, 2007,35(8):61-64.

[12] 祝杰,葉世超,吳振元,等.石灰石-石膏脫硫噴淋塔吸收區高度計算模型[J].化工學報, 2014,65(8):2896-2901.

[13] 祝杰,吳振元,葉世超,等.噴淋塔內液滴運動及分布特性的研究[J].化工與醫藥工程,2014, 35(2):11-15.

[14] 趙健植,金保升,仲兆平,等.濕法煙氣脫硫噴淋塔的實驗與反應模型研究[J].熱能動力工程, 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.