热力发电

序号	径向最大尺寸/mm	轴向最大尺寸/mm	网格数量/(×10⁴)
1	60	130	42
2	50	100	77
3	40	100	119
4	40	75	164
5	32	75	202

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5	32	75	202

喷淋塔内醇胺溶液吸收二氧化碳热质交换与化学反应特性

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祝洪青 , 郭锋 , 曲江源

热力发电 | 碳捕集技术创新与工艺优化 2025,54(6): 139-147

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热力发电 | 碳捕集技术创新与工艺优化 2025, 54(6): 139-147

喷淋塔内醇胺溶液吸收二氧化碳热质交换与化学反应特性

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祝洪青, 郭锋, 曲江源

作者信息

国核电力规划设计研究院有限公司，北京　100095

祝洪青（1972），男，教授级高级工程师，主要研究方向为电力能源技术，zhuhongqing@snpdri.com。

通讯作者:

曲江源（1993），男，博士，主要研究方向为电力能源技术，qujiangyuan@spic.com.cn。

Heat-mass transfer and chemical reaction characteristics during carbon dioxide absorption by amine solution in spray scrubber

Hongqing ZHU, Feng GUO, Jiangyuan QU

Affiliations

State Nuclear Electric Power Planning Design & Research Institution Co, Ltd, Beijing 100095, China

出版时间: 2025-06-25 doi: 10.19666/j.rlfd.202412268

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摘要

收起

以工业规模喷淋塔内醇胺溶液吸收CO₂为研究对象，基于欧拉-拉格朗日方法建立了烟气-液滴气液两相流动、相间传热传质和液相化学反应耦合的计算流体力学（CFD）模型。通过与乙醇胺（MEA）溶液吸收CO₂实验数据对比验证了CFD模型可靠性，在此基础上分析了CO₂吸收过程所伴随热质交换和化学反应的基本规律，以及吸收剂化学组成、气液两相流动特性和操作压力对喷淋塔内CO₂脱除效率的影响。模拟结果表明：随塔体高度增加烟气中CO₂体积分数下降，而烟温和水蒸气体积分数均呈先上升后下降趋势；当贫液中CO₂负荷由0.1增至0.4，塔内烟温最大值由70 ℃降至54 ℃，贫液负荷大于0.25时喷淋塔脱碳效率显著下降；表观气速大于2.5 m/s时烟气停留时间显著缩短且液相侧传质系数减小，传质比表面积的增加对CO₂吸收效率提升作用减弱；喷淋塔操作压力由101 kPa降至70 kPa，CO₂脱除效率降低约15.9百分点。

关键词

燃煤机组 / 碳捕集 / 气液两相流 / 化学吸收 / 数值模拟

Abstract

收起

Taking CO₂ absorption by amine solutions in industrial-scale spray towers as the research object, a computational fluid dynamics (CFD) model is established to describe the gas-liquid two-phase flow, interphase heat and mass transfer, and chemical reaction process in industrial-scale spray scrubber, based on the Euler-Lagrange method. The reliability of the CFD model is validated by experimental data of CO₂ absorption by monoethanolamine (MEA) solution. On this basis, the fundamental laws of heat and mass transfer and chemical reactions accompanying the CO₂ absorption process, as well as the effects of the absorbents’ chemical composition, gas-liquid phase flow characteristics, and operating pressure on the efficiency of CO₂ removal in a spray tower were investigated. The numerical results indicate that, the volume fraction of CO₂ in flue gas decreases with the increase of scrubber height, while both the gas temperature and water vapor pressure firstly increase and then decrease with the increase of elevation. With the increase of CO₂ load in lean solution from 0.1 to 0.4, the highest gas temperature in the scrubber declines from 70 ℃ to 54 ℃. The overall decarbonization efficiency for the spray scrubber significantly decreases when the load of lean solution is greater than 0.25. When the superficial gas velocity is greater than 2.5 m/s, the enhancement of increased mass transfer specific interface area on CO₂ absorption is restricted ascribed to the declines of gas residence time and mass transfer coefficient. For the decrease of operating pressure in spray scrubber from 101 kPa to 70 kPa, the CO₂ removal efficiency decreases by about 15.9 percentage points.

Key words

coal-fired power unit / carbon capture / gas-liquid two-phase flow / chemical absorption / numerical simulation

引用本文

祝洪青, 郭锋, 曲江源. 喷淋塔内醇胺溶液吸收二氧化碳热质交换与化学反应特性. 热力发电, 2025 , 54 (6) : 139 -147 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202412268

Hongqing ZHU, Feng GUO, Jiangyuan QU. Heat-mass transfer and chemical reaction characteristics during carbon dioxide absorption by amine solution in spray scrubber[J]. Thermal Power Generation, 2025 , 54 (6) : 139 -147 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202412268

正文

收起

煤炭是我国的主体能源，其中以燃煤为主的火力发电是耗煤大户^[1-2]。2020年我国正式提出的“双碳”目标，明确要继续打好污染防治攻坚战，实现减污降碳协同效应。2024年国务院印发《2024— 2025年节能降碳行动方案》，提出加强煤炭清洁高效利用，推动煤电低碳化改造和建设，推进煤电节能降碳改造的要求。然而煤炭自身高碳属性决定了燃煤发电机组向基础保证性和系统调节性电源并重转型任重道远，突破碳捕集、利用与封存（carbon capture, utilization and storage，CCUS）技术和经济瓶颈是未来应用的关键^[3]。

碳捕集技术路线可分为燃烧前捕集、富氧燃烧和燃烧后捕集，其中基于化学吸收法的燃烧后捕集技术是一种技术成熟度高、应用最广泛的商业化碳捕集技术，适合于电力等行业的低浓度烟气碳捕集及现役机组改造^[4-5]。化学吸收法CO₂捕集通常以醇胺溶液为吸收剂，并利用填料塔、板式塔或喷淋塔完成烟气净化^[6-8]。前述反应器类型中，喷淋塔具有结构简单、烟气侧压降低、传质效率高和负荷适应性强等优点^[9-14]。Kuntz等人^[12]利用高度0.55 m吸收装置开展了乙醇胺（MEA）溶液吸收CO₂实验研究，通过对比发现喷淋塔在高液气比条件下相比填料塔具有更高的体积传质系数。Koller等人^[13]以实验规模喷淋塔为研究对象，分析了操作条件对MEA溶液吸收CO₂性能的影响。Seyboth等人^[14]分别以单一MEA溶液液滴和设有单喷嘴的喷淋塔为研究对象开展CO₂化学吸收实验研究，结果表明表观气速为0.3 m/s条件下CO₂脱除效率达到90%所需塔体高度为50 m。

前述针对喷淋塔内醇胺溶液吸收CO₂的研究^[11-14]主要集中于单元操作层级反应器体积传质系数和整体脱碳性能分析，喷淋塔内复杂相间传递和反应特性，部分研究者引入基于计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）的数值模拟方法描述了塔内吸收剂与烟气中CO₂的相互作用机制^[15-18]。Zhao等人^[15]建立了旋流式喷淋塔内氨基吸收剂捕集CO₂的CFD模型，分析了气液流动特性对CO₂化学吸收性能的影响，结果表明增加气体旋流可将喷淋塔脱碳效率提高约7%至15%。Xu等人^[16]以高度1.5 m喷淋塔为研究对象，基于CFD数值模拟方法预测了氨水与哌嗪混合吸收剂对CO₂的脱除性能，在随后针对MEA溶液吸收CO₂的研究中^[17-18]考察了单喷嘴中试规模装置吸收性能，并以330 MW燃煤机组喷淋塔为研究对象，分析了塔内气液流动特性对CO₂传递过程的影响。综上所述，已有研究主要集中于实验或中试规模喷淋塔内操作条件对醇胺溶液吸收CO₂性能的影响，或喷淋条件对工业规模装置内CO₂体积分数分布特性的影响，而吸收剂化学组成、气液流动条件等因素对工业规模装置内温度、烟气组分浓度等关键过程参数变化规律涉及较少；此外，考虑到目前我国部分在役或新建燃煤发电机组位于中、高海拔地区，其大气压力与标况压力存在较大差异，并主要影响喷淋塔操作压力，而目前已有研究中关于操作压力对工业规模喷淋塔吸收CO₂性能影响鲜有报道。

为此本文针对喷淋塔内醇胺溶液吸收CO₂建立了气液两相复杂传递与化学反应耦合的CFD模型，以MEA溶液吸收剂为例，基于CFD数值模拟方法分析了工业规模喷淋塔内CO₂吸收所伴随热质交换和化学反应的基本特性及其相互作用机制，考察了吸收剂化学组成、气液两相流动特性和操作压力对工业规模喷淋塔内CO₂化学吸收特性的影响，旨在为CCUS系统CO₂吸收反应器设计开发、过程强化工艺选择（如中间冷却、富液再循环、烟气增压等）及工业应用提供一定理论支撑和必要的基础数据。

1　模拟方法

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1.1　模拟对象

本文主要关注工业规模喷淋塔内醇胺溶液吸收CO₂过程气液相间传热、传质和化学反应的基本特性，将喷淋塔简化为图1所示理想平推流反应器，其中喷淋层高度H为50.0 m，塔体直径D为2.5 m。烟气由底部进入喷淋塔，而醇胺溶液雾化液滴由喷淋塔上部喷淋层产生，烟气与雾化液滴逆流接触完成CO₂吸收，模拟计算中选取MEA溶液为吸收剂。为满足工程精度要求并兼顾计算用时经济性，数值模型建立中主要做如下假设：1）将喷淋塔烟气来流视为多组分均匀混合牛顿流体；2）MEA溶液雾化液滴视为无旋刚性球体；3）忽略MEA溶液一次破碎及液滴二次破碎、碰撞和聚并；4）忽略CO₂吸收过程中喷淋塔自身散热。

1.2　CFD模型

为明确喷淋塔内醇胺溶液吸收CO₂的气液相间传递和反应特性，通过耦合烟气-液滴两相流动、相间传热、CO₂吸收、H₂O蒸发和液相内化学反应过程构建CFD模型，其中建立的化学反应模型以MEA溶液为吸收剂。

1.2.1　化学反应

目前对于有机胺吸收CO₂反应过程的解释主要包括两性反应机理、三分子反应机理和碱催化水合反应机理^[7]。MEA等伯胺和二乙醇胺（DEA）等仲胺与CO₂反应可采用两性离子反应机理描述（式(1)和式(2)），其中CO₂由液滴吸收溶解后首先与吸收剂反应生成两性离子（R¹R²NH⁺COO^-），随后两性离子与溶液中碱性物质B进行去质子化反应并生成氨基甲酸根离子（R¹R²NCOO^-）。

基于两性离子反应机理的MEA与CO₂反应过程如图1所示。研究表明MEA溶液中CO₂负荷（CO₂与MEA摩尔浓度之比）α<0.4时去质子化反应（式(2)）可视为瞬时反应^[19]，则式(1)逆向反应速率近似为0，因此MEA与CO₂反应速率、式(1)反应物浓度均呈一阶关系，且该反应可视为准二级快速反应。

R 1 R 2 NH + CO 2 ↔ R 1 R 2 NH + COO -

(1)

R 1 R 2 NH + COO - + B → R 1 R 2 NCOO - + BH +

(2)

式中：R¹和R²为有机胺氨基上的基团，其中MEA分子式为C₂H₄OHNH₂；B为质子受体，即溶液中的布朗斯特碱，MEA溶液中B为MEA本身。

1.2.2　控制方程

喷淋塔内烟气与MEA溶液雾化液滴两相流动及传递过程描述采用欧拉-拉格朗日模型，其中烟气为连续相，采用欧拉模型建立控制方程；MEA溶液雾化液滴为离散相，采用离散相模型（discrete phase model，DPM）描述其流体力学行为。

烟气来流视为N₂、H₂O和CO₂组成的均匀混合气体，其状态参数满足理想气体状态方程，其质量、能量动量和组分输运方程为：

∂ ρ g ∂ t + ∇ ⋅ (ρ g u → g) = S mass

(3)

∂ ∂ t (ρ g u → g) + ∇ ⋅ (ρ g u → g u → g) = − ∇ p + ∇ ⋅ τ ¯ ¯ + ρ g g → + S → mom

(4)

∂ ∂ t (ρ g e) + ∇ ⋅ (ρ g e → g) = − p g ∇ ⋅ u → g + ∇ ⋅ (λ eff ∇ T + τ → eff g → − ∑ h k J → k) + S en

(5)

∂ ∂ t (ρ Y k) + ∇ ⋅ (ρ u → g Y k) = ∇ ⋅ J → k + S k, mass

(6)

式中：ρ_g为烟气密度，kg/m³，采用各组分质量分数加权平均值表征；

u → g

为烟气流速，m/s；S_mass为质量守恒方程源项，其数值由1.2.3节气液两相间质量传递模型确定，包括H₂O及CO₂的相间质量传递；p_g为压力，Pa；

g →

为重力加速度，m/s²；

S → mom

为动量守恒方程源项，其数值由气液两相间能量传递模型确定；

τ ¯ ¯

为应力张量；e为单位质量流体内能，kJ/kg¹；λ_eff有效导热系数，W/(m∙K)；

τ → eff

为偏应力张量；h_k为气相中k组分焓值，kJ/kg；

J → k

为k组分质量流量，kg/(m²∙s)；S_en为能量守恒方程源项，其数值由气液两相间能量传递模型确定；Y_k为k组分气体在烟气中的质量分数；D_k为扩散系数，m²/s。

烟气湍流模拟方面，兼顾工程精度要求和计算用时经济性，本文采用基于雷诺时均N-S方程（RANS）并选取基于双方程的Realizable k-ε湍流模型封闭方程组。

对于离散相MEA溶液雾化液滴，可视为MEA、CO_2,aq和水组成的均匀混合物，其物性参数采用各组分质量分数加权平均值表征，基于朗格朗日方法描述的轨迹、速度、温度和质量守恒为：

m d d u → d d t = S → i, mom + m d g → (1 − ρ g ρ d)

(7)

m d c d d T d d t = S i, en

(8)

d m d d t = S i, mass

(9)

式中：m_d为离散相质量，kg；c_d为离散相比热容，kJ/（kg∙K）；

S → i, mom

、S_i,en与S_i,mass分别为气、液相间动量、能量与质量传递产生的控制方程源项。

1.2.3　气液相间传递

本节通过建立烟气与MEA溶液液滴间动量交换、热量传递、H₂O蒸发和CO₂化学吸收模型，求解1.2.2节连续相与离散相控制方程。

对于气液相间动量交换，喷淋塔内烟气密度远小于液滴密度，因此忽略虚拟质量力、Basset力与压力梯度力；由于本文所研究喷淋雾化液滴粒径为10⁻¹ m量级，因此忽略Saffman升力及Magnus升力作用，即液滴所受曳力是决定相间动量交换特性的主要作用力。文献[9]在类似喷淋操作条件的气液两相流动特性研究中验证了上述模型简化的适用性，因此单一液滴动量守恒方程（式(7)）中

S → i, mom

可采用以下关系式描述。

S → i, mom = 12 ρ g C D | u → − u → d | (u → − u → d) A D

(10)

式中：A_D为液滴迎风面积，m²；C_D为曳力系数，主要由液滴雷诺数（Re_d）决定。

对于气液相间能量交换，烟气与MEA溶液接触伴随显热交换、H₂O相变潜热交换和CO₂与MEA间反应热，其中显热交换由相间温度差驱动，H₂O蒸发或凝结潜热交换主要由气相主体与吸收剂表面水蒸气压力差驱动，CO₂与MEA间反应热主要由吸收剂对CO₂的化学吸收速率决定，由此得单一液滴热通量为：

S i, en = h (T − T d) A d + L H 2 O S i ⋅ H 2 O / M H 2 O + L CO 2 S i, CO 2 / M CO 2

(11)

式中：

L H 2 O

与为

L CO 2

分别H₂O气化潜热和CO₂与MEA间反应热，模拟计算中分别取40.6 kJ/mol和85.0 kJ/mol；

S i ⋅ H 2 O

和

S i, CO 2

分别为水分蒸发和CO₂吸收速率，其表达式详见质量传递模型；

M H 2 O

和

M CO 2

分别为H₂O和CO₂相对分子质量；h为对流换热系数。

对于气液相间质量交换，喷淋塔内醇胺溶液吸收CO₂过程主要伴随H₂O蒸发、凝结和CO₂化学吸收，单一吸收剂液滴质量通量为：

S i, mass = S i, H 2 O + S i, CO 2

(12)

吸收剂溶质H₂O在烟气与液滴间传质推动力为烟气主体水蒸气分压与液滴表面温度对应饱和水蒸气分压的差值，其传质速率表达式为：

S i, H 2 O = k H 2 O,g (p H 2 O, ∞ − p H 2 O, i) A d M H 2 O

(13)

式中：

p H 2 O, ∞

为连续相主体水蒸气分压力，由烟气组分输运方程（式(6)）解得；

p H 2 O, i

为液滴表面水蒸气分压力；

k H 2 O,g

为在烟气中H₂O对流传质系数，kmol/(m²·s·Pa)

对于CO₂化学吸收过程（图1），根据1.2.1节MEA与CO₂反应特性，CO₂质量传递速率主要由传质和液相反应速率控制。其中，传质过程传递阻力由气相侧和液相侧传质阻力构成，而化学反应发生于液相并促进CO₂吸收，且认为气相侧CO₂分压力与MEA溶液表面CO₂浓度满足相平衡且服从亨利定律，由此单一液滴表面CO₂传质通量为：

S i, CO 2 = K CO 2, tot (p CO 2, ∞ − H CO 2 C CO 2, ∞) A d M CO 2

(14)

式中：

p CO 2, ∞

为烟气主体CO₂分压力，由烟气组分输运方程（式(6)）解得；

C CO 2, ∞

为液相主体内CO₂浓度，kmol/m³；

K CO 2, tot

为总传质系数，kmol/(m²·s·Pa)，其表达式为：

K CO 2, tot = (1 k CO 2, g + H CO 2 E CO 2 k CO 2, 1, 0) − 1

(15)

式中：

E CO 2

为MEA溶液吸收CO₂传质增强因子；

H CO 2

为CO₂亨利系数，Pa/(m³∙kmol)；

k CO 2, g

和

k CO 2, 1, 0

分别为CO₂在气相侧与液相侧物理吸收过程传质系数，kmol/(m²·s·Pa)和m/s。

化学反应增强因子

E CO 2

，基于1.2.1节两性离子反应机理，CO₂与MEA反应过程主要由二级快速反应式（式(1)）控制，根据Xu等人^[17]研究结果其表达式为：

E CO 2 = 1 k CO 2, 1 k CO 2, 1,0 2 + k CO 2, R1 C MEA D CO 2, 1

(16)

式中：

k CO 2, R1

为式(1)反应速率常数，根据Hikita等人^[20]所获得反应动力学参数确定，m³/(kmol·s)；C_MEA为溶液中MEA摩尔浓度，kmol/m³。

1.3　边界条件与数值求解

本文以图1所示准平推流喷淋塔为计算域。对于连续相，烟气通过计算域底部速度入口进入喷淋塔，各工况所选取流速范围为0.5~3.5 m/s；喷淋塔来流烟气为N₂、H₂O和CO₂组成的均匀混合气体，初始烟气温度为40 ℃，H₂O和CO₂体积分数分别为7.2%和15.0%；喷淋塔壁面为无滑移、绝热壁面边界，近壁区域烟气流动采用标准壁面函数方法求解；经化学吸收后烟气由喷淋塔顶部压力出口流出，所选操作压力范围为70~101 kPa。

对于离散相，MEA溶液雾化液滴由喷淋塔上部喷淋层产生，喷淋层为向下喷射且初始流速为3 m/s；MEA溶液初始状态（贫液）中吸收剂质量分数均为30%，而各工况中贫液CO₂负荷所选取范围为0.1~0.4；喷淋塔壁面对离散相为理想弹性碰撞（reflect）边界，液滴撞击壁面后切向和法向恢复系数分别为1.0和0.5；喷淋塔底部或顶部对离散相为逃逸（escape）边界，液滴接触此边界即终止其轨迹追踪；液滴粒径选取方面，由于本文模拟对象为工业规模喷淋装置，综合考虑雾化液滴所需能耗和气液相间传质面积，已有研究表明工业规模喷淋吸收装置雾化液滴粒径主要为1~3 mm^[9]，因此本文选取2 mm为特征尺寸表征液滴粒径。

采用六面体网格实现对喷淋塔计算域离散，选取网格总数为42万~202万共5组进行网格无关性验证，网格划分参数见表1。其中离散相轨道总数由喷淋塔横截面网格数量决定，计算域内追踪轨道数量随径向尺寸增加而增加。

为考察网格数量对气液相间传递和化学反应特性的影响，图2给出了不同网格总数下CO₂脱除效率和喷淋塔进、出口烟气压降。由图2可知，表观气速u_g为1.0 m/s，液滴粒径d_p为2.0 mm，液气比L/G为5.0，贫液中CO₂负荷

a CO 2, lean

为0.2条件下，随网格数量增加CO₂脱除效率逐渐下降而烟气压降逐渐上升，且两参数均随网格数量增大趋于平稳，以202万网格计算结果为基准，当网格数量至119万时CO₂脱除效率和烟气压降偏差分别为0.005%和0.05 Pa，并认为该偏差满足计算精度要求。此外，选取液滴粒径为1、2、3 mm考察不同网格尺寸条件下液滴粒径的影响。模拟结果表明，网格总数为119万时不同粒径对应计算结果均满足前述精度要求，综合所获得无关性验证结果确定计算网格数量为119万。

基于有限体积法实现对连续相控制方程（式(3)—式(6)）离散化，并采用压力耦合方程的半隐式算法（SIMPLEC）求解离散方程组，其中对流项离散采用二阶迎风差分格式；通过求解常微分方程（式(7)—式(9)）获得离散相物理化学参数，并通过求解相间传递模型实现气液相间传递与化学反应计算的双向耦合；设置连续性方程、速度、能量、湍动能、湍流耗散率和各烟气组分质量分数残差收敛标准为10⁻⁵，并选取烟气出口为特征截面，以各网格面流量加权CO₂平均体积分数为监测值，将前述各变量残差满足精度要求且监测值趋于平稳作为收敛标准。

1.4　模型验证

为验证1.2节所建立气液两相传递与化学反应耦合CFD模型用于描述喷淋塔内MEA溶液吸收CO₂过程的适用性，选取Seyboth等人^[14]所采用喷淋塔为模拟对象建立物理模型，并参照其操作条件设定对应计算域边界条件。

图3为CO₂体积分数塔内分布和模拟值与实验值沿塔体高度分布对比，模拟计算条件为：表观气速u_g为0.3 m/s，烟气中CO₂初始体积分数15%，烟气与吸收剂初始温度均为40 ℃，液气比（L/G）为4.9 L/m³，液滴粒径d_p为1.1 mm，贫液负荷

a CO 2, lean

为0.2，MEA质量分数30%。

由图3可知，随塔体高度H由0 m增加至48 m，烟气中CO₂体积分数由15%下降至约3%，且模拟值与实验值吻合较好，表明本文所建立CFD可用于描述喷淋塔内MEA溶液吸收CO₂的气液两相流动、热质交换和化学反应过程。

2　结果与讨论

收起

以图1所示喷淋塔为研究对象，基于CFD数值模拟方法分析MEA溶液吸收CO₂所伴随气液两相流动、相间换热、CO₂与H₂O质量传递和化学反应过程的基本规律与耦合作用机制，考察贫液负荷、烟气表观气速液气比和喷淋塔操作压力对CO₂化学吸收特性的影响。

2.1　热质交换与化学反应特性

图4为烟气与MEA吸收剂接触过程中CO₂、H₂O体积分数和烟气温度随塔体高度变化规律，其中CO₂体积分数以干基计。由图4可知：塔体高度由0 m增加至50 m时烟气中CO₂体积分数由15%逐渐下降至约7%，而体积分数变化率随高度增加未有显著变化；烟气温度和水蒸气体积分数均呈现先上升后下降趋势，且烟温和水蒸气体积分数上升区域相似，均为0~16 m范围，其中烟气温度由初始40 ℃上升至约68 ℃并在随后下降至约40 ℃，而水蒸气体积分数由初始7%上升至约24%并在随后回落至约7%，这与Stec等人^[6]在中试规模吸收塔试验中获得的温度分布相似。

根据气液两相流动、热质交换和液相化学反应相互作用机制分析前述原因为：烟气自喷淋塔底部进入后与下落的MEA溶液雾化液滴接触，随塔体高度增加烟气中CO₂由液滴吸收并与MEA反应并释放反应热。在0 m<H<16 m时，反应热释放使得塔内下落液滴与上升烟气温度增大，同时气相侧水蒸气饱和分压力上升，传质推动力上升驱动液滴内水分蒸发使得烟气水蒸气体积分数增大；H >16 m时，由于下落液滴内MEA未充分反应，液滴温度未有显著变化，因此随塔体高度增加液滴对上升高温烟气的冷却作用占据主导地位，则烟气温度和水蒸气分压力逐渐下降。

对于CO₂化学吸收过程，其传质速率主要受传质系数

K CO 2, tot

和气液相间CO₂体积分数势差影响。一方面，随塔体高度增加气相侧CO₂分压力减小，同时反应热释放使得高温区内气液两相界面处CO₂平衡压力上升，均使得CO₂传质推动力下降；另一方面，液滴下落过程所吸收CO₂使得溶质组分MEA浓度下降，因此随塔体高速增加液相侧传质系数增大，而气液两相温度上升使得CO₂液相内扩散系数和反应速率常数

k CO 2, R1

增大^[8]，均有利于提高液相侧化学反应增强因子

E CO 2

。

将喷淋塔视为整体，该单元操作对CO₂吸收效率可表达为^[10]：

η = [1 − exp (− K G' a' R T τ g)] × 100 %

(17)

式中：

K G'

表征喷淋塔整体传质动力学特性，主要由吸收剂化学组成、气液两相流体动力学特性决定；a'为单位空间内气液相间传质比表面积，主要由气-液两相流体动力学特性决定；τ_g为烟气在喷淋塔内停留时间，主要由烟气流速和塔体结构特征决定。

2.2　吸收剂化学组成对吸收特性的影性

图5为贫液负荷

a CO 2, lean

为0.1~0.4条件下喷淋塔内CO₂体积分数和烟气温度分布，各模拟工况吸收剂溶液中MEA质量分数均为30%。整体而言，随塔体高度增加CO₂体积分数逐渐降低，烟气温度均呈先上升后下降趋势，而α_lean对CO₂体积分数下降速率和烟气高温区具有显著影响。

对于CO₂化学吸收过程，当α_lean由0.1增大至0.4，CO₂体积分数沿喷淋塔高度的梯度逐渐降低，且降幅逐渐增大，其原因为贫液中可参与反应的有效MEA浓度C_MEA降低，由式(15)和式(16)可知反应增强因子和液相侧传质系数减小，致使传质速率下降；对于烟气温度分布，当α_lean由0.1增大至0.4，烟气温度上升区域减小且可达到最高烟温由70 ℃下降至54 ℃，其原因为α_lean增大使得吸收剂液滴整体吸收容量降低且CO₂传质通量下降，MEA与CO₂间化学反应过程伴随的热释放速率降低且总放热量减小。

图6给出了不同贫液负荷α_lean条件下喷淋塔对CO₂整体脱除效率和塔底富液负荷α_rich的影响。当α_lean由0.1增大至0.4，富液负荷α_CO₂,_rich由约0.27上升至0.48，因液相侧传质系数降低导致吸收剂整体循环容量逐渐减小，相应地CO₂脱除效率由约61.4%下降至24.5%，且α_lean大于0.25时脱除效率显著下降，Tamhankar等人^[11]获得类似实验结果，表明此时吸收剂化学组成是影响CO₂脱除效率的关键因素。

2.3　气液两相流动特性对吸收特性的影响

由式(21)可知，喷淋塔内气液相间传质比表面积和烟气停留时间是影响CO₂脱除效率的重要因素，且主要由烟气与雾化液滴流体动力学特性决定^[9]，包括烟气流速、液滴粒径和液气比等参数。为此本节通过考察不同气液流动特性参数对传质比表面积和CO₂脱除效率的影响获得气液两相流动特性对喷淋塔吸收特性的影响规律。

图7给出了不同烟气流速条件下CO₂体积分数和液滴比表面积的塔内分布。由图7可知，对于确定的初始表观气速u_g工况，雾化液滴从高度50 m处进入喷淋塔与烟气接触并发生气、液相间的动量交换，液滴经历加速度快速变化直到满足受力平衡，而液滴下落速度的变化引起高度40~50 m区域内气、液相界面比表面积a的剧烈变化，这与Wang等人^[9]在喷淋塔模拟中得到的结论类似。此外，由于气、液接触伴随CO₂吸收和液滴水分蒸发，烟气在喷淋塔内体积和温度逐渐变化，使得全塔范围内a仍有一定程度改变，但该影响比40~50 m区域内a值变化小。

整体而言，不同表观气速u_g条件下a随塔高变化较小，表明喷淋层所产生的雾化液滴进入喷淋塔后可快速接近于受力平衡状态，本文选取喷淋塔底部a用于表征喷淋塔传质特性；当u_g由1 m/s提高至3.0 m/s时，尽管烟气停留时间减小，但气液相间动量交换更为剧烈，液滴达受力平衡状态时终端速度下降，致使其平均停留时间提高，喷淋塔单位体积持液量增加^[8]，液滴比表面积由约2.6 m²/m³增大至12.6 m²/m³，所选取计算工况下更有利于CO₂吸收，对应烟气出口处CO₂体积分数由8.1%下降至4.8%。

为进一步明确喷淋塔内气液两相流动特性对CO₂吸收性能的影响，图8给出了不同表观气速u_g和液气比L/G条件下特征截面液滴比表面积a和CO₂吸收效率η的变化。由图8可知，不同L/G工况下u_g由0.5 m/s提高至3.5 m/s时液滴比表面积a增大且增幅逐渐增加，CO₂吸收效率η相应增大但u_g大于2.5 m/s时其提升幅度增幅逐渐减小。分析其原因为：如前文所述，表观气速增大有利于提高喷淋塔内持液量从而提高CO₂传质相界面积，然而当气速较高时烟气停留时间显著减少，同时液滴停留时间增大使得可参与反应的MEA浓度显著减少，均限制了液滴对CO₂的化学吸收，因此传质比表面积增加对CO₂吸收效率的提升作用减弱。

2.4　喷淋塔操作压力对吸收特性的影响

基于化学吸收法的碳捕集系统吸收装置一般布置于湿法烟气脱硫系统和烟囱之间，即原烟气由吸收塔洗涤净化后净烟气经烟囱排放至大气，因此吸收塔操作压力主要受大气压力影响。由于我国部分燃煤发电机组位于中、高海拔地区，其大气压力与标况压力存在较大差异，以青海省西宁市为例，其平均海拔约2 260 m，大气压力约77.27 kPa。为此本节分别模拟了喷淋塔操作压力为70~101 kPa共7个工况，以考察燃煤机组大气环境压力对喷淋塔内CO₂化学吸收特性影响，模拟计算中操作压力为计算域压力出口边界数值。

图9为喷淋塔操作压力对CO₂整体脱除效率η和塔底富液负荷

a CO 2, rich

的影响，各工况烟气来流质量流量相同，且CO₂初始体积分数均为15%。

由图9可知，相同气液流动和吸收剂化学组成条件下，随喷淋塔操作压力由101 kPa下降至70 kPa，喷淋塔对CO₂整体脱除效率由约57.2%降低至41.3%，相应地富液负荷

a CO 2, rich

由约0.37下降至0.33。分析其原因为：当喷淋塔操作压力下降，烟气主体CO₂分压力下降，致使气液相间CO₂传质推动力减小，MEA溶液对CO₂吸收性能下降，因此相比于标准大气压力条件，对建设于较高海拔地区的碳捕集系统喷淋吸收装置，需提高其全塔体积传质系数

K G' a ′

以保证其良好的CO₂脱除性能。

3　结论

收起

通过建立气液两相传递与化学反应耦合的CFD数值模型，考察了喷淋塔内醇胺溶液吸收CO₂过程的热质交换与反应特性，主要结论如下。

1）随塔体高度增加，烟气中CO₂体积分数逐渐下降，而体积分数变化率随高度增加未有显著变化，而烟气温度和烟气中水蒸气体积分数均呈现先上升后下降趋势，且烟温和水蒸气体积分数上升区域相似。

2）当贫液中CO₂负荷由0.1增大至0.4，烟气温度上升区域减小且可达到最高烟温由70 ℃下降至54 ℃，CO₂体积分数沿塔体轴向下降速率逐渐降低，且贫液负荷大于0.25时CO₂脱除效率显著下降。

3）表观气速增加有利于增加液滴平均停留时间和CO₂传质相界面积，从而提高CO₂脱除效率，但表观气速大于2.5 m/s时烟气停留时间显著缩短且液相侧传质系数下降，传质比表面积增加对CO₂吸收效率的提升作用减弱。

4）当喷淋塔操作压力由101 kPa降至70 kPa，烟气主体CO₂分压力下降使得气液相间CO₂传质推动力减小，喷淋塔对CO₂整体脱除效率由约57.2%降低至41.3%，对建设于较高海拔地区的碳捕集系统，需提高喷淋吸收装置全塔体积传质系数以保证其良好的CO₂脱除性能。

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2025年第54卷第6期

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doi: 10.19666/j.rlfd.202412268

接收时间：2024-12-29
首发时间：2026-03-05
出版时间：2025-06-25

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收稿日期：2024-12-29

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作者信息

国核电力规划设计研究院有限公司，北京　100095

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曲江源（1993），男，博士，主要研究方向为电力能源技术，qujiangyuan@spic.com.cn。

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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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