热力发电

工况	液气比/（m³·m^–3）	烟气流量/（m³·h^–1）	氨水流量/（m³·h^–1）	氨水质量分数/%
工况1	0.40	0.30	0.12	4
工况2	0.25	0.48	0.12	4
工况3	0.20	0.60	0.12	4
工况4	0.17	0.72	0.12	4

工况	液气比/（m³·m^–3）	烟气流量/（m³·h^–1）	氨水流量/（m³·h^–1）	氨水质量分数/%
工况1	0.40	0.30	0.12	4
工况2	0.25	0.48	0.12	4
工况3	0.20	0.60	0.12	4
工况4	0.17	0.72	0.12	4

双接触式碳捕集气液两相吸收床氨法碳捕集传质过程模拟

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张硕 ¹ , 李德波 ² , 方立军 ¹^,³ , 陈拓 ² , 周杰联 ² , 高庆水 ²

热力发电 | 低碳火电及核电技术 2026,55(5): 99-108

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热力发电 |低碳火电及核电技术 2026 , 55 (5) : 99 -108

双接触式碳捕集气液两相吸收床氨法碳捕集传质过程模拟

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张硕¹, 李德波², 方立军¹^,³, 陈拓², 周杰联², 高庆水²

作者信息

^1.华北电力大学动力工程系，河北保定 071003

^2.南方电网电力科技股份有限公司，广东广州 510080

^3.华北电力大学河北省低碳高效发电技术重点实验室，河北保定 071003

通讯作者:

李德波（1983），男，博士，教授级高级工程师，主要研究方向为煤粉燃烧理论、数值模拟和现场试验，超超临界锅炉调试、试验和技术监督，煤粉燃烧高级数值模拟，大规模并行计算方法和程序开发，ldbyx@126.com。

作者简介:

张硕（2001），男，硕士研究生，主要研究方向为大型碳捕集吸收床数值模拟及大型碳捕集系统仿真，shuozhang224@163.com。

Simulation of mass transfer processes of ammonia-based carbon capture in double-contact carbon capture gas-liquid two-phase absorption bed

Shuo ZHANG¹, Debo LI², Lijun FANG¹^,³, Tuo CHEN², Jielian ZHOU², Qingshui GAO²

Affiliations

^1.Department of Power Engineering, North China Electric Power University, Baoding 071003, China

^2.China Southern Grid Power Technology Co., Ltd., Guangzhou 510080, China

^3.Hebei Key Laboratory of Low Carbon and High Efficiency Power Generation Technology, North China Electric Power University, Baoding 071003, China

出版时间: 2026-05-25 doi: 10.19666/j.rlfd.202508010

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摘要

收起

【目的】

探究双接触式碳捕集气液两相吸收床强化氨法碳捕集传质性能。

【方法】

基于欧拉-拉格朗日CFD框架，结合双膜理论对Fluent进行二次开发，构建氨法碳捕集传质模型。

【结果】

液滴CO₂负载沿塔高呈单峰分布，壁面低而中心高，且随液气比降低，CO₂净通量增大，负载增大。烟气入口存在明显偏流，偏流程度随液气比减小而减弱，液滴分布不均导致CO₂吸收与浓度场分布不均；液气比自0.40 m³/m³降至0.17 m³/m³时，CO₂捕集率由89.19%降至77.29 %，减小了13.34%，出口CO₂摩尔分数由1.45%升至3.00%。气相总传质系数K_G在床高3/4以下较高；喷嘴母管下方形成了带状低K_G区；随液气比减小，整体上高K_G区缩减，由喷嘴母管阻碍作用形成的带状低K_G区呈上抛物线形态。流场方面，床内因入口与文丘里效应形成两处高速区及涡流，气相流速沿床高呈双峰分布，沿X方向为对称三段波动，沿Y方向呈非单调分布，液气比减小加剧了局部扰动及流速上升。

【结论】

双接触式碳捕集气液两相吸收床传质性能良好，液气比对流动与传质行为具有显著调控作用，研究结果可为碳捕集设备优化提供理论依据。

关键词

双接触式气液两相吸收床 / 二氧化碳捕集 / 氨法 / 流动特性 / 传质过程

Abstract

收起

[Objective]

At present, the greenhouse effect is becoming increasingly severe, making it crucial to control CO₂ emissions from fossil fuel combustion. Carbon dioxide capture technology represents both the primary step and the critical pathway, serving as a vital means for reducing carbon emissions in the future.

[Methods]

Based on a novel double-contact carbon capture gas-liquid two-phase absorption bed, and to investigate its enhanced mass transfer performance for ammonia-based carbon capture, this study employs an Eulerian-Lagrangian CFD framework. By integrating dual-film theory into a secondary development of Fluent, a mass transfer model for ammonia-based carbon capture is constructed.

[Results]

The droplet load exhibits a unimodal distribution along the tower height, being low near the walls and high towards the center. As the liquid-to-gas ratio decreases, the net CO₂ flux increases, leading to a higher droplet load. Significant flow deviation exists at the flue gas inlet, with its severity diminishing as the liquid-to-gas ratio decreases. The uneven droplet distribution causes non-uniformity in CO₂ absorption and concentration field distribution. When the liquid-to-gas ratio decreases from 0.40 m³/m³ to 0.17 m³/m³, the CO₂ capture efficiency drops from 89.19% to 77.29%, a reduction of 13.34%, while the outlet CO₂ molar fraction rises from 1.45% to 3.00%. The overall gas-phase mass transfer coefficient (K_G) remains relatively high below three-quarters of the bed height. A banded region of low K_G forms beneath the nozzle manifold. In the region above the nozzles, K_G gradually decreases with increasing bed height due to insufficient mass transfer driving force and the influence of mass transfer resistance from the gas film side. As the liquid-to-gas ratio decreases, the high K_G zone contracts, and the banded low K_G zone exhibits a parabolic upward trajectory. Regarding the flow field, two high-velocity zones and vortices form within the bed due to the inlet and Venturi effect. The average gas phase velocity in the Z-direction exhibits a bimodal distribution along the bed height, a symmetrical three-segment oscillation along the X-cross section, and a non-monotonic distribution along the Y-cross section. As the liquid-to-gas ratio decreases, the disturbance between the gas and liquid phases intensifies, causing the average gas phase velocity along the Y=0 cross section and the X-cross section to gradually increase.

[Conclusion]

The double-contact carbon capture gas-liquid two-phase absorption bed exhibits favourable mass transfer characteristics, with the liquid-to-gas ratio exerting a significant regulatory effect on both flow and mass transfer. These findings provide a theoretical basis for optimizing carbon capture equipment.

Key words

double-contact gas-liquid two-phase absorption bed / carbon dioxide capture / ammonia process / flow characteristics / mass transfer process

引用本文

张硕, 李德波, 方立军, 陈拓, 周杰联, 高庆水. 双接触式碳捕集气液两相吸收床氨法碳捕集传质过程模拟. 热力发电, 2026 , 55 (5) : 99 -108 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202508010

Shuo ZHANG, Debo LI, Lijun FANG, Tuo CHEN, Jielian ZHOU, Qingshui GAO. Simulation of mass transfer processes of ammonia-based carbon capture in double-contact carbon capture gas-liquid two-phase absorption bed[J]. Thermal Power Generation, 2026 , 55 (5) : 99 -108 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202508010

正文

收起

随着社会经济发展，全球变暖与温室效应日益严峻^[1-2]。化石燃料燃烧是二氧化碳的主要来源^[3-5]，每年排放近四百亿吨^[6]，占CO₂总排放量的95.2%以上^[7]。因此，对化石燃料燃烧产生的二氧化碳进行控制具有重要意义。二氧化碳捕集技术是首要环节与关键路径^[8-9]，是未来减少碳排放的重要手段，能够有效缓解温室效应^[10]。吸收塔是二氧化碳捕集技术的关键设备之一，而其气液两相之间的传质性能则是吸收塔吸收性能的关键技术指标。

国内外诸多学者针对吸收塔的气液两相吸收性能进行了大量研究。Chen等人^[11]为了优化低温碳捕集技术中脱附塔效率问题，建立了耦合欧拉-拉格朗日的CFD脱附传质模拟框架，结果表明：在恒定喷雾流量下，较小液滴可显著提升CO₂捕集率与传热性能；塔内回流区可进一步延长气体停留时间，强化碳捕集效果。Najarnezhadmashhadi等人^[12]为探究喷淋塔内气液入口布置的优化方案，采用纯碳酸钾溶剂吸收剂测试了4种流型的吸收性能，结果表明：提升CO₂捕集效率的最优方案为将气体喷嘴置于塔体两侧，使液体自上而下喷入，该方案能够显著强化气液混合与接触。Yin等人^[13]在填料塔中探究MEA-环丁砜-水体系相变吸收剂的传质性能，发现在4 mol/L MEA/5 mol/L环丁砜体系中，分相后上层液相CO₂负载趋近于0，因此吸收剂解吸量降低了一半，能耗大幅降低，同时体积传质系数随液流量增大而升高，随贫液CO₂负载与CO₂分压增加而下降。Wang等人^[14]对工业矿化喷淋塔的流动特性与反应效率进行数值模拟，结果表明，CO₂吸收效率与浆液流速、喷雾速度和喷雾角度呈正相关，与烟气流速、入口CO₂浓度呈负相关，与浆料粒径呈负相关，且对浆料粒度最敏感。Wang等人^[15]应用机器学习构建了胺法CO₂捕集传质参数支持向量机预测模型，该模型可准确预测塔内物性及传质分布，识别不同条件下的传质控制机制。Wu等人^[16]基于变径喷淋塔分析了操作参数的重要性，各因素与传质之间的关系，以及双喷嘴对置撞击和中间喷雾2种方法，结果发现，吸收性能主要受MEA浓度和CO₂浓度2个参数的影响，双喷嘴对置撞击喷雾法能够提高CO₂捕集率。

本文重点研究双接触式碳捕集气液两相吸收床的吸收性能。基于独特的双接触式流型设计，依据双膜理论传质模型完成建模，通过计算流体力学构建耦合欧拉-拉格朗日的CFD模拟架构，研究双接触式碳捕集气液两相吸收床中氨溶液不同液气比（L/G）对液滴CO₂负载分布、CO₂吸收特性、气液两相传质性能以及气液两相流动特性的影响。

1　双接触式碳捕集气液两相吸收床模型

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1.1　物理模型

模拟对象为华北电力大学双接触式碳捕集气液两相吸收床实验室台架，其结构示意如图1所示。模型截面为标准的正方形，边长为80 mm，吸收床高为1 200 mm。喷嘴母管布置于距吸收床底400 mm处，烟气入口位于距吸收床底300 mm处。喷嘴为2排布置，呈等边三角形排列，喷嘴总数为3个，形成液相交错布置以增大液相覆盖面积。

该吸收床原理是：吸收液经加压泵加压后由喷嘴从吸收床底部射入形成吸收液液柱，烟气经由吸收床底部烟气入口进入吸收床体，在上升过程中与吸收液顺流接触；当吸收液达到最高点后，以自由落体状态下降，过程中与烟气逆流接触。因此吸收液在上升和下落过程中与烟气有2次接触^[17]。本文坐标系如图1底部所示，以吸收床底部中心点为原点，吸收床高方向为Z轴正方向，清洁气流出口方向为Y轴正方向，喷嘴母管（吸收液）入口方向为X轴负方向。

1.2　数值方案与计算工况

借助Ansys Fluent软件，通过自定义函数UDF代码构建耦合欧拉-拉格朗日的模拟架构进行数值求解，以实现双膜模型气液两相之间的相互作用。UDF基于双膜模型编写，分别作用于液滴源相、烟气源相，用以传递氨法碳捕集所进行的传质与传热。模拟工况见表1，入口烟气为体积分数88%的N₂与体积分数12%的CO₂混合的模拟烟气。

1.3　网格无关性验证

为确定最合适的仿真模型的网格数目，加快计算进程和提高精确度，共划分了7套网格，网格数分别为32 871、55 684、69 478、149 192、186 592、399 512和1 038 426。图2给出了不同网格数下气相流速随吸收床高度的变化规律。可以看出，当网格数超过186 592后，再增加网格数时所计算的速度分布曲线相差不大。综合考虑计算效率和计算精度，取网格数186 592开展后续计算。

2　氨法碳捕集传质过程建模

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氨法碳捕集的基础主要是扩散理论和气液传质模型。针对气液反应的吸收过程，已有多种不同的气液传质理论，如Whitman的双膜模型^[18]、Higbie的溶质渗透理论^[19]、Danckwerts的表面更新理论^[20]以及考虑湍流的气液传质理论^[21]，其中双膜理论是最经典的传质模型。基于双膜理论，本文建立了典型的快速反应-扩散耦合体系——氨法碳捕集传质模型。

2.1　双膜理论传质模型

双膜理论也称为有效膜理论，由Whitman^[18]率先提出。图3给出了双膜理论原理示意^[22]。双膜理论将对流传质过程描述为：气液界面两侧各存在一层虚拟静止的气膜和液膜，厚度分别为δ_g和δ_l；全部传质阻力集中于这2层静止膜中；气膜内的条件与气相主体内的条件相同，液膜内的条件与液相主体内的条件相同；气膜和液膜交界处的相界面气体和液体处于平衡状态，膜中的传质是定态的分子扩散^[23]，两相间的物质传递速率取决于通过气膜与液膜的分子扩散速率^[24]。通过气膜的扩散由气相主体溶质分压p_g与气膜溶质分压p_i的分压梯度决定，并通过液膜溶质质量浓度c_g与液相主体溶质质量浓度c_i所形成的浓度梯度穿过液膜，过程如式（1）所示。

d W d θ = k p (p g − p i) = k c (c i − c l)

(1)

式中：W为吸收量，kg；θ为吸收时间，s；k_p为气膜扩散系数，kg/（s·Pa）；k_c为液膜扩散系数，m³/s；p_g为气相主体中溶质分压力，Pa；p_i为气膜中溶质分压力，Pa；c_l为液相主体溶质质量浓度，kg/m³；c_i为液膜内溶质质量浓度，kg/m³。

依据上述双膜理论，采用式（2）计算CO₂传质质量流率^[25]：

m (CO 2) = M (CO 2) ⋅ N (CO 2) ⋅ A D

(2)

式中：m（CO₂）为CO₂传质质量流率，kg/s；M（CO₂）为CO₂分子量，kg/kmol；N（CO₂）为CO₂传质速率，kmol/（m²·s）；A_D为气液接触面积，m²。

根据《化工原理》^[25]，采用式（3）计算N（CO₂）：

N (CO 2) = K G (p G − p L *)

(3)

式中：p_G为CO₂在气相中的分压，Pa；p_L^*为液相中CO₂的分压，Pa；K_G为CO₂气相总传质系数，kmol/（m²·s·Pa）。

CO₂气相总传质系数^[22，25]：

1 K G = 1 k G ′ + 1 H β k L

(4)

式中：k_G′为气相传质系数，kmol/（m²·s·Pa）；k_L为液相传质系数，m/s；H为溶解度系数，kmol/（m³·Pa）；β为基于拟一级反应假设化学反应增强因子，可采用Hatta表示，如式（5）^[26]：

β ≈ H a = k ⋅ D (CO 2) ⋅ C (NH 3) k L

(5)

式中：Ha为Hatta数；k为二级反应速率常数，m³/（kmol·s）；D（CO₂）为CO₂扩散系数，m²/s；C（NH₃）为自由氨浓度，kmol/m³。

烟气CO₂捕集率^[17]：

η = C in − C out C in (1 − C out) × 100 %

(6)

式中：η为烟气CO₂捕集率，%；C_out为反应床烟气出口CO₂体积分数，%；C_in为反应床烟气进口CO₂体积分数，%。

2.2　烟气控制方程

采用欧拉-拉格朗日方法进行模拟，烟气控制方程主要包括连续性方程、能量方程、动量方程以及组分输运方程。本文湍流模型采用基于雷诺时均的N-S方程并选取Realizable k-ε湍流模型封闭方程组。连续性方程、能量方程、动量方程以及组分输运方程控制方程如下^[26-28]。

∂ ρ y ∂ t + ∂ ∂ x i (ρ y u i) = S mass

(7)

∂ ∂ t (ρ y u i) + ∂ ∂ x j (ρ y u i u j) = − ∂ p ∂ x i + ∂ τ i j ∂ x j + ρ y g + S mom, i

(8)

∂ ∂ t (ρ y e) + ∂ ∂ x j (ρ y e u j) = − p ∂ u j ∂ x j + ∂ ∂ x j [λ eff ∂ T ∂ x j + u i (τ i j) eff] + S en

(9)

∂ ∂ t (ρ y ω A) + ∂ ∂ x j (ρ y ω A u j) = ∂ ∂ x j (D A ρ y ∂ ω A ∂ x j) + S A,mass

(10)

式中：ρ_y为烟气密度，kg/m³；u_i和u_j分别为烟气i和j方向速度，m/s；p为静压，Pa；τ_ij为应力张量，N；g为重力加速度，m/s²；e为烟气比焓，J/kg；λ_eff为烟气等效导热系数，W/（m·K）；ω_A为A组分气体在烟气中的质量分数，%；D_A为A组分扩散系数，m²/s；（τ_ij）_eff为偏应力张量，N；S_mass为连续性方程源项，kg/（m³·s）；S_mom_，i为动量方程源项，kg/（m²·s²）；S_en为能量方程源项，W/m³；S_A，mass为组分输运方程源项，kg/（m³·s）。

2.3　液滴控制方程

液滴采用离散项模型拉格朗日的方法进行模拟。该方法能够追踪单个粒子或液滴的运动轨迹，精确捕捉液滴在复杂流场中的运动、温度、直径变化等状态，并能与连续相形成双向耦合。液滴粒径采用rosin-rammler分布，最大粒径为2 mm，最小粒径为1 mm，平均粒径为1.5 mm。基于拉格朗日方法描述的轨迹、速度、温度、质量守恒和组分守恒为^[26，29]：

d m d d t = m (CO 2) + m (H 2 O)

(11)

m d d u d d t = 12 ρ y C D | u g − u d | (u g − u d) A D + m d g

(12)

m d c d d T d d t = h (T − T d) A D + h vep m (H 2 O) + m (CO 2) h (CO 2) M (CO 2)

(13)

d m d w A,d d t = m A + M A r A

(14)

式中：m_d为液滴质量，kg；m（H₂O）为H₂O传质速率，kg/s；u_d为液滴速率，m/s；C_D为拽力系数，kg/s；c_d为液滴比热容，J/（kg·K）；h为对流换热系数，W/（m²·K）；h_vep为汽化潜热，J/kg；h（CO₂）为吸收CO₂所放出的热量，J/mol；w_A，d为组分A质量分数，%；m_A为组分A传质质量流率，kg/s；M_A为组分A分子量，kg/kmol；r_A为组分A由化学反应引起的变化速率，mol/s。

2.4　模型验证

对CO₂捕集率的模拟值与实验值^[30]进行比较，如图4所示。由图4可以看出，模拟值与实验值的最大误差为5.2%，表明本文所建立的氨法CO₂吸收模型具有较高的计算精度，能够很好地描述双接触式碳捕集气液两相吸收床内的吸收过程。

3　结果与讨论

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在所验证工况的基础上，着重分析液气比为0.40、0.25、0.20、0.17 m³/m³ 4种情形下双接触式碳捕集气液两相吸收床强化氨法碳捕集的传质过程，尤其是液滴CO₂负载分布、CO₂吸收特性、气液两相传质性能以及气液两相流动分布。

3.1　液滴CO₂负载分布

液滴负载是单位体积或单位质量吸收液液滴所捕获的CO₂的量。图5为液气比分别为0.40、0.25、0.20、0.17时液滴CO₂负载分布情况。从图5可以看出：氨水液滴自吸收床高Z=400 mm处经3个呈等边三角形的喷嘴射入；4种不同液气比下，在喷嘴母管附近（吸收床高Z=400 mm处）液滴负载最小，自液滴入口开始，随行程增加液滴负载增大并呈极强的不均匀性，同时沿吸收床高度方向呈单峰分布。

从图5还可以看出，反应床壁面附近的液滴负载较低，而中心区域较高。这主要是因为壁面边界层效应导致壁面区域存在明显的摩擦效应，因而气相流速减小，物种组分相较于中心区域更新速度更慢且液滴呈锥形向上喷射；在向上的射流过程中，锥形截面积逐渐增大，部分液滴射流至壁面而被壁面捕捉，在壁面附近形成液膜，气液相对速度低，故而壁面附近呈现持续性低负载带。

在4种液气比下，随液气比减小，气相流量增大，气相流速逐渐增大，气相动能增大，湍流强度增大。在单位时间内，液气比越低，气相进入的CO₂绝对净通量越大，因此液滴负载随液气比减小而增大，在喷嘴上方的顶部反应区CO₂、NH₃摩尔比自液气比0.40 m³/m³时的0~0.000 4增大至液气比0.17 m³/m³时的0.000 5~0.000 8。在烟气入口，吸收床高Z=400 mm处所影响的入口区域的液滴负载是整个流程的最大区域，且入口区域所影响的范围随液气比减小而增大。在吸收床底部区域，液滴负载相对入口区域较小，但整体大于喷嘴上方的顶部反应区。这主要是因为在液滴中自由氨吸收CO₂释放大部分热量，所发生的化学反应集中在液滴表面，热量同步积累于液滴中，导致液滴温度上升，因此在吸收床底部液滴温度升高抑制了液滴中自由氨对CO₂的吸收，导致液滴负载降低。但是，随液气比减小CO₂绝对净通量增大，导致吸收床底部区域液滴负载绝对值逐渐增大。

3.2　CO₂吸收特性

图6为4种液气比下X=0截面上的CO₂摩尔分数分布情况。从图6可以看出，整体上，烟气入口侧壁面区域CO₂摩尔分数较大，对侧区域CO₂摩尔分数较小。这主要受两方面影响：一是烟气入口侧气相流场分布，烟气入口侧靠近气相入口，周围气相流场受气相入口效应的影响，气相流速大，湍流程度大，致使新进入的高浓度CO₂烟气在压差驱动下沿烟气入口侧壁面向上流动；二是液滴需要经过向上流动和自由回落2个过程，导致其分布的不均匀性增大。由图6可见，烟气入口附近存在明显偏流现象，且偏流程度随液气比减小而逐渐减弱。

液气比分别为0.40、0.25、0.20、0.17 m³/m³时，X=0截面的平均CO₂摩尔分数分别为1.10%、2.90%、3.55%和3.99%。在液气比自0.40 m³/m³减小至0.17 m³/m³时，烟气流量逐渐增大，而相同的液滴流量吸收CO₂的能力有限，导致在液气比减小过程中X=0截面平均CO₂摩尔分数逐渐增大，未反应的CO₂含量越来越大，高浓度CO₂区域均主要集中在烟气入口侧，且随液气比减小，高浓度CO₂区域范围逐渐增大，这主要是受近烟气入口局部高速气流的影响。

不同液气比对CO₂捕集率及出口CO₂摩尔分数的影响如图7所示。液气比自0.40 m³/m³减小至0.17 m³/m³时，CO₂捕集率自89.19%减小至77.29%，减小了13.34%；出口CO₂摩尔分数自1.45%增大至3.00%，增大了106.90%。这主要是因为在液气比减小的过程中，反应床内液滴体积分数相对减小，气液平均接触面积减小，液滴平均负载更大，导致出口CO₂摩尔分数逐渐增大，CO₂捕集率逐渐减小。

3.3　气液两相传质性能

图8为液滴吸收CO₂过程中在X=0截面的CO₂气相总传质系数分布情况。可以看出，CO₂气相总传质系数在吸收床底部区域、入口区域以及喷嘴顶部区域较大。在喷嘴顶部区域，随高度增大，CO₂气相总传质系数逐渐减小，在最顶部区域接近0。结合式（1）和图6可知：在喷嘴下方的吸收床底部区域和入口区域，CO₂摩尔分数比较大，因此CO₂分压增大，导致烟气侧传质推动力大，且此区域气相受入口效应的影响，湍动度大，气液相对接触面积更大，故CO₂气相总传质系数较大；在入口区域，受喷嘴母管的阻碍作用，自由下落的液滴无法完全落入喷嘴母管下方区域，因而CO₂气相总传质系数较入口区域明显减小，形成连续带状低CO₂气相总传质系数区；在喷嘴顶部区域，自喷嘴喷入的新鲜液滴碳捕集能力最大，但结合图6可知，在喷嘴上方，随着吸收床高的增大，CO₂摩尔分数逐渐减小，CO₂分压降低，气膜侧传质阻力增大，传质推动力减小，因此CO₂气相总传质系数逐渐减小；在最顶部区域，CO₂气相总传质系数接近0，这主要是由双接触式碳捕集气液两相吸收床的工作原理造成的，结合图5可知，液滴在初速度的作用下达到最大高度，之后在重力作用下做自由落体运动，其无法到达最顶部区域，所以此区域内不存在气液两相间的传质。

在液气比自0.40 m³/m³减小至0.17 m³/m³时，高CO₂气相总传质系数区域分布范围明显减小，喷嘴母管阻碍作用所形成的带状低CO₂气相总传质系数区呈上抛物线趋势且连续变化明显。

图9和图10分别为X方向和Y方向上的平均CO₂气相总传质系数分布。由图9可知：在X方向上4种液气比下平均CO₂气相总传质系数呈M形波动，而并非呈与几何模型相似的对称分布；在X=–0.02 m和X=0.02 m处分别存在峰值不同的2个极大值点，这是因为喷嘴呈等边三角形排布（图1），在液滴自喷嘴向上以锥形喷射入反应床内部时，在锥形半径达到一定程度时，3只喷嘴所形成的圆形截面中的液滴发生相互碰撞，由于液滴具有背离中心向外的速度（图5），所以在X= –0.02 m和X=0.02 m处分别存出现2个极大值点，且因气流的不均匀性导致2个极大值点峰值不同。由图10可知，在Y方向上4种液气比下平均CO₂气相总传质系数呈近似W形波动，两侧趋势以Y=0 m呈对称分布，主要是因为Y=0.01 m与Y= –0.01 m处靠近喷嘴，新鲜液滴含量较其他区域更高，但此区域内CO₂摩尔分数更低，CO₂分压更低，传质推动力减弱，故而平均CO₂气相总传质系数减小。

3.4　气液两相流动特性

图11考察了Y=0截面上的速度分布情况。由图11可知，在喷嘴母管下方（Z≤400 mm）以及上方（Z=400~800 mm）区域内形成了2个高速气流区，其两侧由于贴壁效应也存在显著的涡流区。在喷嘴母管下方（Z≤400 mm）所形成的高速气流区，受烟气入口处存在的入口效应以及入射烟气射流刚性的影响，烟气入口速度越大，射流刚性越强，气流速度越大。在喷嘴母管上方（Z=400~800 mm）所形成的高速气流区，由于喷嘴母管所在区域气相流通截面积较其他截面明显减小，形成了文丘里效应，此处为文丘里喉部，对气相具有明显的加速作用。形成显著的涡流区主要是因为喷嘴喷射出的高速液滴对周围烟气具有较强的卷吸作用，被液滴卷吸的烟气在气液间作用力的影响下流向发生改变。

在4种液气比下，随着液气比的减小，烟气入口流速显著增大，烟气刚性增强，入口烟气偏流减弱，喷嘴母管下方（Z≤400 mm）所形成的高速气流流速逐渐增大，且该区域高度逐渐增大，其内涡流区也更明显。结合图12可知，液气比减小对喷嘴母管形成的文丘里效应区域内的高速气流影响并不明显。

图12为吸收床Z方向的平均气相流速分布。由图12可知，沿吸收床Z方向，平均气相流速的分布呈现双峰特征，且随着液气比的减小在气相扰动大的区域（Z为0.2~0.4 m及0.9~1.2 m）内逐渐增大。

图13为X方向平均气相流速分布。由图13可知，气相平均流速沿X方向的分布呈现关于X=0 m截面对称的三段式波动特征。峰值出现在X=0（此处单位建议保留）截面处，主要原因是该截面处烟气入射、液滴入射以及物理模型均呈现标准的轴对称分布，而三段式分布主要受气液两相间的阻力及反应床壁面黏性效应的影响，且随液气比减小，气相入口流速显著增大，X方向平均气相流速也逐渐增大。

图14为Y方向平均气相流速分布。由图14可知，平均气相流速沿Y方向的分布呈现显著的非单调特征，在Y= –0.04~–0.01 m范围急剧增大，随后在Y= –0.01~0.03 m区域经历一系列小幅度振荡变化，最终在Y=0.04 m边界区域急剧减小，且分布趋势沿Y=0.01 m位置对称。分析其原因主要是在Y截面气相与液相均呈非对称性分布，在Y<0 m区域内，受烟气入口高速气流的影响，平均气相流速较Y>0 m区域波动更大，随液气比减小，Y截面平均气相流速逐渐增大。

4　结论

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本文基于欧拉-拉格朗日模拟架构，构建了氨法碳捕集传质模型，研究了液气比对双接触式碳捕集气液两相吸收床传质及流动性能的影响，结论如下：

1）该双接触式碳捕集气液两相吸收床内，自入口起液滴CO₂负载随行程增加，沿反应床高方向呈单峰分布，在反应床壁面区域低而中心区域高；随液气比降低，CO₂净通量增大，液滴负载增大。

2）CO₂吸收特性方面，烟气入口附近存在明显偏流，偏流程度随液气比减小而减弱；液滴分布不均导致CO₂吸收与分布不均；液气比自0.40 m³/m³减小至0.17 m³/m³时，CO₂捕集率自89.19%减小至77.29%，减小了13.34%；出口CO₂摩尔分数自1.45%增大至3.00%，增大了106.90%。

3）气相总传质系数K_G在吸收床高3/4以下位置较高；在喷嘴顶部区域，因传质推动力不足且受气膜侧传质阻力影响，K_G随吸收床高增大而逐渐减小；在喷嘴母管下方形成了带状低K_G区；随液气比减小，整体上高K_G区域分布明显减小，由喷嘴母管阻碍所形成的带状低K_G区呈上抛物线趋势。

4）在反应床内，由于入口效应和文丘里效应，在Y=0截面形成了2个高速气流区，且存在显著的涡流区；气相平均流速沿Z方向呈现双峰特征；沿X方向呈现对称的三段式波动；沿Y方向呈现关于Y=0.01 m对称的非单调特征。液气比减小加剧了气液两相的扰动，Y截面和X截面气相平均流速逐渐增大。

5）本文双接触式碳捕集气液两相吸收床传质性能良好，液气比对流动与传质行为具有显著调控作用。

基金

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广东省能源产业科技创新项目：新型高效低耗捕集CO₂吸收剂开发及系统节能技术(NWKJ2024L-001)

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2026年第55卷第5期

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doi: 10.19666/j.rlfd.202508010

接收时间：2025-08-04
首发时间：2026-08-14
出版时间：2026-05-25

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作者

出版历史

收稿日期：2025-08-04
修回日期：2025-08-29
录用日期：2025-09-04

基金

Science and Technology Innovation Project of the Energy Industry in Guangdong Province(NWKJ2024L-001)

广东省能源产业科技创新项目：新型高效低耗捕集CO₂吸收剂开发及系统节能技术(NWKJ2024L-001)

作者信息

^1.华北电力大学动力工程系，河北保定 071003

^2.南方电网电力科技股份有限公司，广东广州 510080

^3.华北电力大学河北省低碳高效发电技术重点实验室，河北保定 071003

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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