一種撞擊式煙氣凈化器氣液傳質(zhì)特性的冷模研究

胡 娟，劉夢(mèng)溪，黃亞航

中國(guó)石油大學(xué)(北京)重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249

一種撞擊式煙氣凈化器氣液傳質(zhì)特性的冷模研究

胡 娟，劉夢(mèng)溪，黃亞航

中國(guó)石油大學(xué)(北京)重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249

本研究提出了一種撞擊式煙氣凈化器。為了研究?jī)艋鲊娏?撞擊區(qū)的氣液傳質(zhì)特性，實(shí)驗(yàn)采用溶氧法、電導(dǎo)探針法分別考察了不同操作條件下噴淋-撞擊區(qū)的體積傳質(zhì)系數(shù)、液含率。根據(jù)操作氣液量和實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象建立了噴淋-撞擊區(qū)的負(fù)荷性能圖，將操作區(qū)域劃分為清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：操作區(qū)域位于湍動(dòng)-彈濺區(qū)時(shí)，表觀液速越大，液含率越高。當(dāng)操作區(qū)域由清液區(qū)進(jìn)入到湍動(dòng)-彈濺區(qū)時(shí)，體積傳質(zhì)系數(shù)急劇增大，對(duì)壓降、傳質(zhì)系數(shù)和操作穩(wěn)定性等進(jìn)行權(quán)衡可得，湍動(dòng)-彈濺區(qū)為適宜的操作區(qū)域。撞擊式凈化器與無內(nèi)構(gòu)件噴淋塔相比，撞擊式凈化器可以顯著提高傳質(zhì)效果。

煙氣凈化器 噴淋-撞擊區(qū) 液含率 傳質(zhì)系數(shù)

煉油、化工、電力等工業(yè)生產(chǎn)過程中往往會(huì)產(chǎn)生大量煙氣，煙氣中含有的SO2、NOx、CO2等有害物質(zhì)會(huì)引起酸雨、霧霾、溫室效應(yīng)、臭氧層破壞等環(huán)境問題。目前已實(shí)現(xiàn)工業(yè)應(yīng)用的煙氣脫硫裝置中，大多數(shù)采用濕法脫硫技術(shù)[1-4]，而噴淋塔被越來越多地用作煙氣脫硫塔。為了提高噴淋塔的傳質(zhì)效率，多種優(yōu)化地噴淋塔結(jié)構(gòu)被提出[5-7]，其中篩板式噴淋塔可以顯著提高脫硫效果。美國(guó)巴威公司[7]提出了篩板式噴淋塔的概念，篩板位于煙氣入口和第一層噴淋層之間，煙氣和漿液在篩板上表面發(fā)生強(qiáng)烈摻混，形成泡沫層。Strock等[8]設(shè)計(jì)了一套小型的篩板式噴淋塔裝置，并研究塔內(nèi)液相分布及影響液相懸浮特性的因素，結(jié)果表明液相分?jǐn)?shù)由噴嘴向篩板遞增，篩板表面是氣液接觸最好的部位。葉春珍等[9]討論了孔板上氣液流動(dòng)工況及工況間的轉(zhuǎn)變，結(jié)果表明同一孔板隨著液體流量的增大，板壓降升高，同時(shí)維持穩(wěn)定泡沫工況的空塔速度范圍縮小。陳湘文等[10,11]建立篩板式噴淋塔實(shí)驗(yàn)臺(tái)，討論了篩板上氣液流動(dòng)情況和篩板設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)脫硫效率的影響，結(jié)果表明當(dāng)篩板上有相對(duì)較厚的均勻鼓泡區(qū)時(shí)，脫硫效果較好。分析以上研究發(fā)現(xiàn)，篩板上氣液流動(dòng)情況與脫硫效果密切相關(guān)，氣液接觸良好、均勻且穩(wěn)定的泡沫層是高效傳質(zhì)的保障，現(xiàn)已有的篩板式噴淋塔的篩板結(jié)構(gòu)為帶分隔圍堰的水平擱置的多孔板，對(duì)負(fù)荷變化的適應(yīng)能力低。本工作提出的撞擊式煙氣凈化器采用噴頭加有一定錐角的篩板組合的形式，在噴頭和篩板間形成高效傳質(zhì)區(qū)——噴淋-撞擊區(qū)，通過對(duì)其氣液兩相流動(dòng)現(xiàn)象的觀察、局部液含率的測(cè)量、體積傳質(zhì)系數(shù)的計(jì)算的基礎(chǔ)上，證明該撞擊式煙氣凈化器具有良好的氣液傳質(zhì)效果。

1 實(shí)驗(yàn)及測(cè)量方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)中采用的撞擊式煙氣凈化器規(guī)格為?300 mm×2 540 mm，采用空氣作為氣相，富氧水作為液

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 負(fù)荷性能圖

本研究設(shè)計(jì)的撞擊式煙氣凈化器的主要傳質(zhì)區(qū)為噴淋-撞擊區(qū)。實(shí)驗(yàn)過程中，液體通過噴頭以大于2 m/s的噴出速度噴淋在篩板上，液流經(jīng)篩板彈濺到筒壁，在筒壁和篩板間反復(fù)彈濺并產(chǎn)生大量液滴，從而形成一個(gè)彈濺層。一方面，由于篩板具有一定的角度，濺射出的液滴角度各不相同，有效地增大了彈濺層的范圍，并減小了液滴地聚并，保證氣液兩相有足夠大的接觸面積；另一方面，液滴不斷破碎又生成，保證氣液相傳質(zhì)界面的迅速更新。

實(shí)驗(yàn)考察噴淋-撞擊區(qū)的操作彈性，通過觀察噴淋-撞擊區(qū)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象發(fā)現(xiàn)篩板上方氣液流動(dòng)狀態(tài)隨氣液量的增加顯著變化，當(dāng)固定液量不變并逐漸增大氣量時(shí)，由于氣流對(duì)液滴的曳力較小，加之彈濺的空間范圍有限，液滴只分布在噴淋-撞擊區(qū)的局部區(qū)域，且篩板上只有很薄的清液層，定義該操作區(qū)域?yàn)榍逡簠^(qū)。隨著洗滌器內(nèi)表觀氣速的進(jìn)一步增大，篩板上液層中出現(xiàn)大量氣泡，液層高度隨氣速增大變高，隨著氣速的進(jìn)一步增加，氣泡之間不斷發(fā)生聚并和破裂，并且液層在氣流的作用下湍動(dòng)劇烈，氣液兩相傳質(zhì)表面不斷更新。此時(shí)，液層表面由于大量氣泡破裂，將大量液滴彈濺到液層上方空間，再加上向上氣流對(duì)液滴的曳力增強(qiáng)，呈現(xiàn)出一個(gè)液相高度分散的湍動(dòng)-彈濺區(qū)，定義該操作區(qū)域?yàn)橥膭?dòng)-彈濺區(qū)。當(dāng)氣速進(jìn)一步增大時(shí)，篩板上方液層厚度持續(xù)增加，難以維持穩(wěn)定的液層高度，定義該操作區(qū)域?yàn)椴环€(wěn)定區(qū)。

綜上所示，通過觀察篩板上方液層高度、氣泡和液滴的大小及數(shù)量可將噴淋-撞擊區(qū)的操作區(qū)域劃分為清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)。圖2所示為實(shí)驗(yàn)得到噴淋-撞擊區(qū)的負(fù)荷性能圖，圖中的兩條曲線分別為根據(jù)操作氣液量擬合的湍動(dòng)-彈濺區(qū)的操作上下限，擬合公式如式（3）（4）所示。由圖2可見，固定氣量不變，逐漸增大液量時(shí)，噴淋-撞擊區(qū)現(xiàn)象依次為清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)。隨著氣量增大，清液區(qū)域面積逐漸減小，不穩(wěn)定區(qū)域面積逐漸增大。液量較低時(shí)，需要較大的氣量才能到達(dá)湍動(dòng)-彈濺區(qū)下限值；反之，較小的氣量即可到達(dá)湍動(dòng)-彈濺區(qū)下限值。當(dāng)氣液量達(dá)到一定值時(shí)，裝置才可在湍動(dòng)-彈濺區(qū)操作，由圖2可見，該區(qū)域的最小液量值為1.5 m3/h，最小氣量值為90 m3/h。

圖2 煙氣凈化器噴淋-撞擊區(qū)負(fù)荷性能Fig.2 The load performance of spray-hitting area of the flue gas cleaner

其中，L表示操作液量，m3/h；G表示操作氣量，m3/h；Gl表示湍動(dòng)-彈濺區(qū)操作下限值，Gu表示湍動(dòng)-彈濺區(qū)操作上限值。

2.2 局部液含率的徑向分布特征

傳質(zhì)區(qū)局部液含率是考察傳質(zhì)區(qū)氣液兩相流動(dòng)特性的重要參數(shù)，可為噴淋-撞擊區(qū)的三種操作區(qū)域（清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)）的劃分提供定量分析的依據(jù)。圖3給出了表觀液速（Ul）為0.007 m/s時(shí)，表觀氣速（Ug）對(duì)液含率（el）沿徑向分布的影響。由圖2可知，表觀氣速Ug為0.826，0.904，0.983 m/s時(shí)，裝置分別在清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)操作。由圖3可以看出，表觀氣速越大，同一截面上的液含率越大。這是由于增大氣量時(shí)，氣流對(duì)液滴的曳力增強(qiáng)，有利于撞擊到篩板上的液滴彈濺的更高，使其在空中停留更長(zhǎng)時(shí)間，增大噴淋-撞擊區(qū)的液滴密度，噴淋-撞擊區(qū)的操作區(qū)域由清液區(qū)進(jìn)入湍動(dòng)-彈濺區(qū)再到不穩(wěn)定區(qū)，液層高度隨之不斷增加。圖中的H表示測(cè)量截面距離噴頭的位置。在噴頭以下115 mm的測(cè)量截面上，測(cè)點(diǎn)在篩板錐角尖以下，實(shí)驗(yàn)只能測(cè)量篩板和筒壁之間的環(huán)形區(qū)域的液含率。此時(shí)，表觀氣速Ug為0.826 m/s時(shí)，由于裝置在清液區(qū)操作，篩板上只有較薄的清液層，清液層上方液滴含量少且分布范圍有限，液含率徑向分布趨于水平，而且液含率值接近零。表觀氣速Ug為0.904 m/s、0.983 m/s時(shí)，裝置分別在湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)操作，液層厚度急劇增加，此時(shí)噴頭以下115 mm的測(cè)量截面位于液層內(nèi)，可以看到液含率均沿靠近筒壁方向逐漸增大。這是由于在湍動(dòng)-彈濺區(qū)和不穩(wěn)定區(qū)，大量的液體被氣泡彈濺到空中，篩板具有15 °的錐角，彈濺到空中的液滴具有一定的水平分速度，距離筒壁越近，由上方落下的液滴越多。在噴頭以下65 mm的測(cè)量截面上，液含率在低氣速下基本不隨徑向位置改變，并且液含率值趨于零。隨著表觀氣速的增大，液含率也隨之增大，并且呈現(xiàn)出隨徑向位置的增加而逐漸減小的趨勢(shì)。在噴頭以下15 mm的測(cè)量截面上，隨表觀氣速的增大，液含率隨徑向位置的增加先增大再減小。

圖3 表觀氣速對(duì)液含率徑向分布的影響Fig.3 Effect of superficial gas velocity on radial distributions of liquid hold-up

圖4 軸向位置對(duì)液含率徑向分布的影響Fig.4 Effect of axial position on radial distributions of liquid hold-up

圖4 為表觀液速Ul為0.012 m/s時(shí)，不同軸向高度上液含率的徑向分布，其中表觀氣速為0.345，0.432，0.511 m/s時(shí)所在操作區(qū)域分別為清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)。由圖4可見，表觀氣速Ug為0.345 m/s時(shí)，裝置在清液區(qū)操作，在噴頭以下15 mm的測(cè)量截面上，由于篩板上只有很薄的清液層，而且氣流對(duì)液滴的曳力較小，加之液滴彈濺空間范圍有限，在較高的測(cè)量截面上只分布有少量液滴，且越靠近筒壁，液流經(jīng)篩板彈濺形成的液滴的彈濺高度越低，所以該測(cè)量截面的液含率值趨于零，基本不隨徑向位置變化且在靠近筒壁處略下降。在噴頭以下65 mm和噴頭以下115 mm的測(cè)量截面上，氣流通過液層時(shí)對(duì)液體的夾帶作用增強(qiáng)，由于篩板具有15 °的錐角，彈濺在空中的液滴具有一定的徑向分速度，所以測(cè)量截面的液含率沿靠近筒壁的方向呈增大的趨勢(shì)。對(duì)表觀氣速為0.345，0.432，0.511 m/s時(shí)的數(shù)據(jù)比較可知，液含率的分布規(guī)律隨著軸向高度的變化而變化，這是因?yàn)橐旱螐棡R高度有限，不同軸向高度處液滴數(shù)量并不相等；其次，彈濺起來的液滴具有不同的角度，在篩板上方不同高度處其分布是不一樣的；再者，彈濺的液滴在上升與下落過程中會(huì)與其他液滴發(fā)生聚并，其自身也可能破碎。因而，不同高度處液滴的分布一定是不同的。此外，同一軸向高度的液含率徑向分布規(guī)律相同，但隨著表觀氣速的增大，液含率值呈現(xiàn)明顯增大的趨勢(shì)。圖4表明，表觀氣速和表觀液速恒定時(shí)，不同軸向高度的液含率徑向分布規(guī)律不同，隨著軸向位置的升高，液含率明顯降低。

圖5為裝置在湍動(dòng)-彈濺區(qū)操作時(shí)，操作條件對(duì)液含率徑向分布的影響。湍動(dòng)彈濺區(qū)是裝置的理想操作區(qū)域，裝置在湍動(dòng)-彈濺區(qū)操作時(shí)，篩板上方的液層中出現(xiàn)大量氣泡，液層表面由于氣泡破裂，將大量液滴彈濺到液層上方空間。由圖5可見，測(cè)量截面在噴頭以下115 mm時(shí)，液含率沿靠近筒壁的方向呈增大的趨勢(shì)。測(cè)量截面在噴頭以下65 mm時(shí)，低表觀液速下的液含率值沿靠近筒壁方向先增大再減小，高表觀液速下的液含率值沿靠近筒壁方向一直呈增大趨勢(shì)。測(cè)量截面在噴頭以下15 mm時(shí)，液含率值沿靠近筒壁方向先增大再減小。圖5表明，當(dāng)裝置在湍動(dòng)-彈濺區(qū)操作時(shí)，表觀液速是影響液含率徑向分布的主要因素，同一測(cè)量截面，液含率值隨表觀液速的增大而增大。當(dāng)測(cè)量截面較高時(shí)，表觀液速影響液含率的徑向分布規(guī)律，這是因?yàn)楸碛^液速與噴頭噴出速度呈正比例關(guān)系，噴頭噴出速度越大，初始液滴的彈濺高度越大，進(jìn)而影響到液滴粒徑分布和停留時(shí)間，同一測(cè)點(diǎn)探測(cè)到的液滴大小和液滴持續(xù)時(shí)間發(fā)生改變，使液含率變化。

圖5 同一操作區(qū)域操作條件對(duì)液含率徑向分布的影響Fig.5 Effect of operating conditions on radial distributions of liquid hold-up in the same operation pattern

2.3 液氣比對(duì)體積傳質(zhì)系數(shù)的影響

液氣比是影響傳質(zhì)效率的重要因素之一。實(shí)驗(yàn)采取兩種方法更換液氣比，分別為固定液量變氣量和固定氣量變液量。

圖6為不同表觀氣速下液氣比對(duì)噴淋-撞擊區(qū)體積傳質(zhì)系數(shù)的影響。以表觀氣速為0.354 m/s為例，圖中①、②、③分別代表清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)。當(dāng)表觀氣速恒定時(shí)，液相體積傳質(zhì)系數(shù)隨液氣比的增大而增大，液氣比增大到臨界點(diǎn)（湍動(dòng)-彈濺區(qū)下限值，圖中的垂直虛線表示臨界點(diǎn)對(duì)應(yīng)的液氣比）之前，液相體積傳質(zhì)系數(shù)變化平緩，趨于水平；當(dāng)液氣比增大到臨界點(diǎn)時(shí)，曲線驟升，出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，說明液相體積傳質(zhì)系數(shù)明顯增大。清液區(qū)篩板上只有少量清液層，氣相在傳質(zhì)區(qū)停留時(shí)間短，氣液傳質(zhì)面積小，氣液接觸時(shí)間短，導(dǎo)致體積傳質(zhì)系數(shù)低。臨界點(diǎn)表明操作條件進(jìn)入湍動(dòng)-彈濺區(qū)，湍動(dòng)-彈濺區(qū)篩板上出現(xiàn)液層，氣體經(jīng)過液層時(shí)形成大量氣泡，氣泡不斷生成和破碎，使氣液傳質(zhì)相界面可以快速更新，傳質(zhì)系數(shù)顯著增大。對(duì)比不同氣速下體積傳質(zhì)系數(shù)隨液氣比的變化可以看出，氣速越大，臨界點(diǎn)的液氣比值越低，即在大氣速下，只需較小的液量即可出現(xiàn)較大的體積傳質(zhì)系數(shù)，這符合圖2體現(xiàn)的規(guī)律。

圖7為不同表觀液速下液氣比對(duì)噴淋-撞擊區(qū)體積傳質(zhì)系數(shù)的影響。以表觀液速為0.012 m/s為例，圖中①、②、③分別代表清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)。當(dāng)表觀液速恒定時(shí)，隨著液氣比的增大，液相體積傳質(zhì)系數(shù)先驟減，再趨于平緩。隨著液氣比的增大，噴淋-撞擊區(qū)的操作區(qū)域由不穩(wěn)定區(qū)過渡到湍動(dòng)-彈濺區(qū)再到清液區(qū)。對(duì)比不同表觀液速下清液區(qū)的體積傳質(zhì)系數(shù)可以發(fā)現(xiàn)，表觀液速越大，清液區(qū)的體積傳質(zhì)系數(shù)越大，因?yàn)轶w積傳質(zhì)系數(shù)與液體流量成正比，液體流量越大，體積傳質(zhì)系數(shù)越大；對(duì)比不同表觀液速下臨界點(diǎn)對(duì)應(yīng)的液氣比值可以發(fā)現(xiàn)，表觀液速越大，湍動(dòng)-彈濺區(qū)的液氣比值越大。圖6和圖7表明，不穩(wěn)定區(qū)體積傳質(zhì)系數(shù)最大，但不穩(wěn)定區(qū)篩板上液層持續(xù)升高且液層起伏劇烈，難以維持長(zhǎng)時(shí)間的操作，所以應(yīng)盡量在湍動(dòng)-彈濺區(qū)操作。綜合考慮壓降、體積傳質(zhì)系數(shù)等因素，湍動(dòng)-彈濺區(qū)為適宜的操作區(qū)域。

圖8為不同表觀液速下凈化器內(nèi)含篩板結(jié)構(gòu)與無內(nèi)構(gòu)件的體積傳質(zhì)系數(shù)的對(duì)比，由圖8可見，凈化器內(nèi)含篩板結(jié)構(gòu)時(shí)的體積傳質(zhì)系數(shù)明顯大于無內(nèi)構(gòu)件時(shí)的體積傳質(zhì)系數(shù)，由此可見，錐形篩板結(jié)構(gòu)可以顯著提高傳質(zhì)效果。

圖7 不同表觀液速下液氣比對(duì)體積傳質(zhì)系數(shù)的影響Fig.7 Effect of L/G on volumetric mass transfer coefficient as a function of superficial liquid velocity

圖8 撞擊式凈化器與無內(nèi)構(gòu)件凈化器的體積傳質(zhì)系數(shù)的對(duì)比Fig.8 The comparison of volumetric mass transfer coefficient between the cleaner of perforated conic plates and that without inner component

3 結(jié) 論

本研究通過實(shí)驗(yàn)考察了噴淋-撞擊區(qū)的體積傳質(zhì)系數(shù)和局部液含率分布特征，得到以下結(jié)論：

a）噴淋-撞擊區(qū)的操作區(qū)域可分為清液區(qū)、湍動(dòng)-彈濺區(qū)、不穩(wěn)定區(qū)，給出了不同操作域間的臨界點(diǎn)曲線關(guān)聯(lián)式。b）液含率值隨表觀氣速和表觀液速的增加而增加，操作區(qū)域位于湍動(dòng)-彈濺區(qū)時(shí)，表觀液速越大，液含率越高。c）當(dāng)液量不變而氣量發(fā)生改變時(shí)，體積傳質(zhì)系數(shù)隨液氣比的減小而增大，當(dāng)氣量不變而液量發(fā)生改變時(shí)，體積傳質(zhì)系數(shù)隨液氣比的增大而增大。兩種操作方式都在臨界點(diǎn)出現(xiàn)了體積傳質(zhì)系數(shù)的急劇增大。d）對(duì)壓降、傳質(zhì)系數(shù)和操作穩(wěn)定性等進(jìn)行權(quán)衡可知，湍動(dòng)-彈濺區(qū)為適宜的操作區(qū)域。

[1] 李名升, 于 洋, 李銘煊, 等. 中國(guó)工業(yè)SO2排放量動(dòng)態(tài)變化分析 [J]. 生態(tài)環(huán)境學(xué)報(bào), 2010, 19(4):957-961. Li Mingsheng, Yu Yang, Li Mingxuan, et al. Dynamic change of industrial sulphur dioxide emission in China [J]. Ecology and Environmental Sciences, 2010, 19(4):957-961.

[2] 李 喜, 李 俊. 煙氣脫硫技術(shù)研究進(jìn)展 [J]. 化學(xué)工業(yè)與工程, 2006, 23(4):351-355. Li Xi, Li Jun. Progress in Flue Gas Desulfurization Technology [J]. Chemiacal Industry and Engineering, 2006, 23(4): 351-355

[3] Takeshita M, Soud H. FGD performance and experience on coal-fired plants [M]. London: IEA Coal Research, 1993:20-35.

[4] 郭東明. 脫硫工程技術(shù)與設(shè)備 [M]. 第2版. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2012:254-266.

[5] 余海龍. 基于新型液包氣噴嘴的濕法煙氣脫硫噴淋塔結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究 [D]. 廣州: 華南理工大學(xué), 2013.

[6] Hirofumi K, Takanori N, Masanori M, et al. New wet FGD process using granular limestone [J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2002, 41(12):3028-3036.

[7] Yi Z, Xiang G, Wang H, 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] Strock T W, Gohara W F. Experimental approach and techniques for the evaluation of wet flue gas desulfurization scrubber fluid mechanics [J]. Chemical Engineering Science, 1994, 49(24A):4667-4679.

[9] 葉春珍, 高 翔, 駱仲泱, 等. 無溢流篩板塔煙氣脫硫的試驗(yàn)研究 [J]. 動(dòng)力工程, 1999, 19(6):494-497. Ye Chunzhen, Gao Xiang, Luo Zhongyang, et al. Experimental research on sieve tower FGD technology [J]. Power Engineering, 1999, 19(6):494-497.

[10] 陳湘文. 篩板式噴淋塔脫硫脫硝性能試驗(yàn)研究 [D]. 浙江: 浙江大學(xué), 2008

[11] 錢海平. 篩板參數(shù)對(duì)篩板式噴淋塔脫硫性能影響的實(shí)驗(yàn)研究 [J]. 能源與環(huán)境, 2011, (1):49-51. Qian Haiping. Experimental study on influence of sieve tray parameters on desulfurization performance of spray scrubber with sieve tray[J]. Energy and Environmental, 2011, (1):49-51.

[12] Liu M X, Lu C X, Shi M X, et al. Region-dependent mass transfer behavior in a forced circulation airlift loop reactor [J]. Powder Technology, 2010, 201(1):93-103.

[13] 劉夢(mèng)溪. 水合物用氣-液-固三相復(fù)合反應(yīng)器的開發(fā) [D]. 北京: 中國(guó)石油大學(xué)(北京), 2005.

Investigation on Mass Transfer Characteristics of a Gas-Liquid Impinging Flue Gas Cleaner

Hu Juan, Liu Mengxi, Huang Yahang
State Key Laboratory of Heavy Oil, China University of Petroleum (Beijing), Beijing 102249, China

A gas-liquid impinging flue-gas cleaner was proposed in the present work and a method of oxygen stripping-air desorption and a dual resistivity probe measurement system were employed to investigate the gas-liquid volumetric mass transfer coefficient and liquid drop holdup in the impacted spray area under different operating conditions. An impacted area load performance map relative to gas and liquid flow rates was established to identify the three typical operation patterns corresponding to the regions which were the clear liquid zone, the turbulent-splashing zone, and the unstable zone. The results showed that in the turbulent-splashing zone, liquid hold-up increased with the increase of superficial liquid velocity. When the operation pattern moved from the clear liquid zone to the turbulent-splashing zone, the volumetric mass transfer coefficient increased dramatically. Based on the comprehensive consideration of pressure drop, mass transfer coefficient and operation stability, the turbulent-splashing zone was believed to be the optimized operating zone. Impinging flue gas cleaner can improve mass transfer coefficient greatly compared with the cleaner without the inner conic plate.

flue gas cleaner; spray-impinging zone; liquid hold-up; mass transfer coefficient

TQ027.32; TQ051.73

A

1001—7631 ( 2016 ) 03—0237—07

2015-11-16;

2016-02-15。

胡 娟（1990—），女，碩士研究生；劉夢(mèng)溪（1973—），男，副研究員，通訊聯(lián)系人。E-mail:mengxiliu@sina.com。

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃（973計(jì)劃）（2012CB215000）。