1 前言

随着环保要求的日益严格，大量低压工业废气需要进行处理。塔吸收是常见的废气处理工艺，在应用中吸收液往往被循环喷淋以提高塔内的持液量，但随着循环液中污染物浓度的提高，废气的处理质量和外排吸收溶液中吸收溶质的浓度将不可兼得。为提高吸收溶液中吸收溶质的浓度，以便于资源化利用，往往需要在大气液比的条件下进行多级平衡吸收操作。

塔设备能够实现多级平衡分离，是得到广泛应用的重要传质设备。塔板或填料是塔设备内的关键传质构件，也一直都是研究者关注的重点^[1-5]。为提高塔设备的应用性能，近年来双层固阀塔板^[6]、导向孔_梯形浮阀复合塔板^[7]、网板填料复合旋转床^[8]、导向立体复合塔板(flow-guided jet packing tray, FJPT)^[9]、立体并流喷射塔板(combined trapezoid spray tray, CTST)^[10]等复合构件得到了开发。但受到喷淋密度的限制^[11-13]，目前开发的塔内传质构件难以用于高气液比的塔吸收操作过程。

利用塔设备对低压大气量废气中的污染物进行高效的分离与富集，首要要解决的问题就是在大气液比条件下实现低塔压降，同时保持传质构件的持液量。为此，本文在NS穿流复合塔板^[14]的基础上，利用已有的集中型穿流筛板和高效BX500填料^[15]技术，开发了一种高气液比复合填料板，并以空气-水作为实验物系，对该复合填料板的压降和持液性能进行了研究。

2 实验部分 2.1 高气液比复合填料板及实验装置

考虑到穿流筛板的一般结构尺寸范围，填料类型及其厚度对雾沫夹带和有效利用率的影响^[14]，以及操作中高气液比的特点，实验装置所用的高气液比复合填料板采用中等开孔率穿流筛板(厚度2 mm，开孔孔径4 mm，开孔率29%)和不锈钢丝网波纹填料(BX500，厚度100 mm)复合构成，其中穿流筛板也同时作为填料的支撑板。

实验装置工艺流程及塔内复合填料板的板间距(25 mm)如图 1所示，塔设备采用玻璃塔体(内径100 mm)，塔体下部设循环喷淋段，鼓风机最大风量为2.4 m³·min^-1，最大风压为14 kPa。

2.2 实验过程与检测方法

采用空气-水作为实验物系，液相水由供水泵按设定流量从储水罐打入塔顶，在复合填料板内与上升气体接触传质。空气经过滤器由风机从塔底送入塔内，流量由管路阀门进行调控，在塔内喷淋循环段湿度充分饱和后，进入新型复合填料板传质段，传质结束后从塔顶气相出口放空。压力、流量、湿度及温度等参数，由装置仪表直接读出；气相动能因子F按穿流筛板上的孔面积进行计算。

静持液量Q_s采用称重法测定，称量干填料的质量，记为m₁；将填料装入塔内，在气相动能因子F=0条件下充分喷淋浸润，然后停止喷淋并等待至填料层基本无水滴落下，称量湿填料质量，记为m₂；计算m₂-m₁的差值，再除以液体密度和填料体积即为该填料的静持液量Q_s。

参照静持液量测定方法，动持液量Q_d检测具体步骤如下：在填料达到相应静持液量的条件下，按设定气相动能因子F和喷淋密度L运行塔系统，当落液量与喷淋量达到平衡后，停止喷淋和鼓气并接取填料落液至填料层基本无水滴落下，称量落液质量，记为m₃；将m₃除以液体密度和填料体积即为该填料在设定F因子及喷淋密度条件下的动持液量Q_d。

3 实验结果与讨论 3.1 复合填料板的持液量

持液量是塔性能的关键参数之一，适当的持液量是提高塔操作稳定性和传质效率的重要保证^[16]。在稳定操作条件下，增大持液量，会提高填料的润湿程度，在一定程度上会提高设备的传质速率。但受到液膜分布和厚度的影响，气体流通孔道会变得狭小甚至堵塞，这会使得板压降增大，甚至发生液泛现象，降低了塔设备的生产能力。在不同喷淋密度L条件下，测试复合填料板的F因子与动持液量Q_d的关系，结果如图 2所示。

从图 2可知，动持液量随着F因子的增加而增加，在低气速(F = 3.27 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2)附近时，气体对液膜的剪切力较小，填料层表面的液膜较薄，因此持液量小；当F > 3.92 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2时，持液量缓慢增加，这表明气体对液膜的剪切力增大，填料层液膜厚度增加。在稳定运行条件下，喷淋密度与落液速度一致，通过控制喷淋密度可以控制塔内的持液量，进而实现对塔设备传质过程的调控。

图 3给出了不同F因子下的动持液量与喷淋密度的关系。由图可知，在相同F因子下，复合填料板中的动持液量随着喷淋密度的增加而增大。在F = 3.92 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2时，复合填料板持液量相对较低，这意味着液膜厚度较薄；而在F = 5.23 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2时，持液量整体有了明显的提升，实验中也发现复合填料板液层出现湍动现象，这意味着液膜更新加快，气液传质速率提高；F = 6.54 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2时，动持液量随着喷淋密度的增加有所增长，特别在L > 45 L·m^-2·h^-1时出现迅速增长，实验中也发现此时复合填料板内及表面雾沫飞溅现象开始出现。

在相同喷淋密度(L = 30.6 L·m^-2·h^-1)条件下，图 4给出了普通BX500填料与本复合填料板的动持液量与F因子的关系。由图可见，随着F因子的增加，BX500填料的动持液量增加不明显，而复合填料板的动持液量则出现了迅速增长。相同操作条件下，复合填料板的动持液量较BX500填料的整体高了58~130倍。在实验条件下，BX500填料与穿流筛板结构复合，所得到的复合填料板明显提高了其动持液量。

3.2 复合填料板的压降

受到引气风机的影响，工业废气的压力通常较低。复合填料板的压降直接影响到了塔的装填板数，进而影响到了设备的处理效率和负荷。为此，这里针对复合填料板的压降进行了实验考察。

3.2.1 干板压降

根据结构特征，复合填料板可分解为穿流筛板层和填料层。干板压降直接反映了复合填料板自身在运行过程中所产生的阻力情况，当F > 3.25 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2时，干板压降主要由气体流通孔道时所受摩擦力产生，而这意味着复合填料板的结构参数将对其性能产生直接影响，相应穿流筛板压降Δp₁与填料压降Δp₂的计算式可分别按式(1) ^[7]和式(2)^[17-18]估算。

$\Delta {p_1}{\rm{ = }}\left( {{\xi _1} + {\xi _2}} \right)\left( {\frac{{{F^2}}}{2}} \right)$

(1)

式中：ξ₁、ξ₂均为阻力系数，其中ξ₁与流体特性有关，ξ₂与开孔率、孔间距和塔板厚度相关。

$\Delta {p_2}{\rm{ = }}\frac{{{\xi _3}}}{4} \cdot \frac{{{a_{\rm{p}}}}}{{{\varepsilon ^3}}} \cdot {F^2} \cdot Z{\rm{ = }}\frac{Z}{{\rm{2}}} \cdot \frac{{{a_{\rm{p}}}}}{{{\varepsilon ^3}}} \cdot {\xi _3} \cdot \frac{{{F^2}}}{{\rm{2}}}$

(2)

式中：ξ₃为干填料阻力系数；a_p为填料比表面积，m²·m^-3；Ɛ为填料的空隙率；Z为填料层高度，m。

将式(1)和式(2)相加，可得到复合填料板的压降Δp₃计算式，

$ \Delta p_{3}=\Delta p_{1}+\Delta p_{2}=\left(\xi_{1}+\xi_{2}+\frac{Z}{2} \cdot \frac{a_{\mathrm{P}}}{\varepsilon^{3}} \cdot \xi_{3}\right) \frac{F^{2}}{2} $

(3)

实验分别测试了穿流筛板、BX500填料及复合填料板的干板压降Δp与F因子的关系，结果如图 5所示。

由图 5可见，穿流筛板、BX500填料及复合填料板的干板压降与$\frac{{{F^2}}}{{\rm{2}}}$的关系均符合线性关系。如果把图 5中各线的斜率看作相应条件下的总阻力系数值(参见式(1)~式(3))，则在实验范围内，穿流筛板的总阻力系数实验值(ξ₁+ξ₂=7.29)和BX500填料的总阻力系数实验值($\frac{Z}{{\rm{2}}} \cdot \frac{{{a_{\rm P}}}}{{{\varepsilon ^3}}} \cdot {\xi _3}$=9.93)的加和值(17.22)，与复合填料板的总阻力系数实验值(${\xi _1} + {\xi _2}{\rm{ + }}\frac{Z}{{\rm{2}}} \cdot \frac{{{a_{\rm P}}}}{{{\varepsilon ^3}}} \cdot {\xi _3}$=18.49)基本一致。这表明在干板情况下，复合填料板压降可以用穿流筛板压降与填料压降之和来估算，这为复合填料板的设计提供了便利。

3.2.2 湿板压降

与干板压降相比，液膜阻力是湿板压降升高的重要原因。因此湿板压降不仅受到板结构和气速的影响，还与喷淋密度直接相关。实验测定了复合填料板在不同喷淋密度下的湿板压降随F因子的变化情况，结果如图 6所示。

从图 6中可知，当液体喷淋密度一定时，湿板压降随着F因子的增加而增加。与干板压降的增长不同的是，湿孔道壁面的液膜随着逆向剪切力的增大会增厚，这将湿板阻力会因气体通道狭窄而增大，同时增高的气速将会进一步提高该阻力值的增长。此外，湿板压降随F因子的变化可以分3个阶段：当气相F < 4 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2时，湿板压降随F因子增加迅速增加；当气相4 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2 < F < 5.3 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2时，阻力增加平缓；但随着F因子的进一步升高，板上出现积液并有湍动，压降开始明显增加。

图 7给出了不同F因子下的Δp与L的关系。由图可知，随着L的增加，液膜变厚，气体通过阻力增加，从而板压降也增加。在实验范围内，相同L条件下F从3.2增长到6.5 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2，湿板压降增长了162%~201%；而相同F因子条件下L从30增长到60 L·m^-2·h^-1，湿板压降增长了67%~108%。这一结果表明，在相同变化幅度情况下，F因子对湿板压降的影响更为明显。

3.3 复合填料板的等效持液高度与压降的关系

从液体积累产生静压的角度看，塔板上的持液量与湿板压降有着直接关联。记A为塔横截面面积，复合填料板的等效持液高度h_L可通过式(4)进行计算。

${h_{\rm{L}}}{\rm{ = }}\frac{{{Q_{\rm{d}}}}}{A}$

(4)

分别在恒F因子和恒L条件下，测试复合填料板压降与等效持液高度h_L的关系，结果如图 8所示。

从图 8可看出，在实验条件下，当等效持液高度较低(h_L < 1.5 cm)时，恒L条件下的Δp较恒F因子条件下的明显偏高。这表明与表征气速的F因子相比，液膜的形成在此时对Δp起到了更大的影响。但当h_L > 1.5 cm以后，恒F因子和恒L条件下的测试结果几乎重合。这表明此时复合填料板压降Δp主要受到由h_L表征的持液量的影响，而该h_L的变化是由L或F因子引起，则差别不大。

4 结论

(1) 在实验范围内，复合填料板的动持液量随着F因子和喷淋密度L的增加而增加，在相同喷淋密度(L=30.6 L·m^-2·h^-1)条件下，复合填料板的动持液量较BX500填料的整体高了58~130倍。

(2) 复合填料板的干板压降Δp与 $\frac{{{F^2}}}{{\rm{2}}} $ 因子的关系符合线性关系，复合填料板的干板压降可以用穿流筛板压降和填料压降之和 $ \Delta p_{3}=\left(\xi_{1}+\xi_{2}+\frac{Z}{2} \cdot \frac{a_{\mathrm{P}}}{\varepsilon^{3}} \cdot \xi_{3}\right) \frac{F^{2}}{2}$ 来估算。

(3) 在相同L条件下的F因子从3.2增长到6.5 m·s^-1·kg^1/2·m^-3/2，复合填料板的湿板压降增长了162%~201%；而在相同F因子条件下的L从30增长到60 L·m^-2·h^-1，湿板压降增长了67%~108%。

(4) 复合填料板的等效持液高度h_L可按式${h_{\rm{L}}}{\rm{ = }}{Q_d}{\rm{/}}A$进行计算。在相同变化幅度情况下，F因子对湿板压降Δp的影响更为明显，但当等效持液高度h_L > 1.5 cm以后，复合填料板压降Δp主要受到由h_L表征的持液量的影响，而该h_L的变化是由L或F因子引起，则差别不大。

符号说明：
A	—塔横截面积，m2	Q	—持液量，m3·m-3
a	—比表面积，m2·m-3	Z	—填料层高度，m
F	—气相动能因子，m·s-1·kg1/2·m-3/2	ε	—空隙率
h	—等效持液高度，cm	ξ	— 动持液量，m3·m-3
L	—喷淋密度，L·m-2·h-1	下标
m1	—干填料质量，kg	d	—动
m2	— 湿填料质量，kg	L	—液体
m3	— 落液质量，kg	p	—填料
Δp	—压降，Pa	s	—静