宋 杰， 吳 波， 蘇銀海， 張吉超， 錢達(dá)蔚， 熊源泉

(東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210096)

研究與分析

撞擊距離對撞擊流吸收器濕法脫硫脫硝特性影響的三維數(shù)值模擬

宋 杰， 吳 波， 蘇銀海， 張吉超， 錢達(dá)蔚， 熊源泉

(東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210096)

針對撞擊流吸收器尿素濕法同時脫硫脫硝實(shí)驗(yàn)中，撞擊距離對吸收器內(nèi)的流場和脫硫脫硝效率存在影響的問題，基于顆粒動理學(xué)理論，結(jié)合雙流體模型建立了氣液流動-反應(yīng)耦合的三維數(shù)學(xué)模型，對尿素濕法撞擊流吸收器同時脫硫脫硝過程進(jìn)行了三維數(shù)值模擬。模擬結(jié)果表明：隨著無量綱撞擊距離的增加，脫硫效率保持在94%以上，脫硝效率在40%～50%變化，當(dāng)無量綱撞擊距離為2.4～3.1時，脫硝效率最高。

撞擊流吸收器； 撞擊距離； 濕法脫硫脫硝； 三維數(shù)值模擬

傳統(tǒng)濕法煙氣脫硫脫硝工藝的主體設(shè)備有板式塔、填料塔和噴淋塔等。由于體積傳質(zhì)系數(shù)低，故傳統(tǒng)設(shè)備有生產(chǎn)強(qiáng)度低的缺點(diǎn)。撞擊流技術(shù)是強(qiáng)化傳質(zhì)過程的有效方式[1]，Royaee等[2]通過一系列研究證實(shí)撞擊流對氣-液傳質(zhì)過程具有良好的強(qiáng)化效果。燃煤煙氣尾部濕法同時脫硫脫硝技術(shù)是目前大氣污染物治理領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)，將撞擊流技術(shù)應(yīng)用于濕法煙氣脫硫脫硝過程，可增強(qiáng)相間傳質(zhì)，提高廢氣污染物的脫除效率。

實(shí)踐證明，撞擊距離是撞擊流吸收器重要的結(jié)構(gòu)參數(shù)，選擇合適的撞擊距離可以有效提高濕法工藝的脫除效率。當(dāng)無量綱撞擊距離S/D(S表示加速管出口間距，D表示加速管直徑)在4～5內(nèi)，脫硫效率隨S/D的減小而降低[3]。但其研究僅停留在操作參數(shù)對脫硫效率的宏觀影響規(guī)律方面，對吸收器內(nèi)流動特性和燃煤煙氣多組分污染物脫除反應(yīng)的耦合機(jī)制認(rèn)識不足。

為此，筆者基于顆粒動理學(xué)理論，針對霧化液滴微小且分布均勻的特征，結(jié)合雙歐拉模型，考慮相間傳質(zhì)與反應(yīng)，建立起描述尿素濕法煙氣同時脫硫脫硝中復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)與異相傳質(zhì)的三維數(shù)學(xué)模型。通過數(shù)值模擬揭示了撞擊距離對吸收器內(nèi)氣液兩相流場分布及脫硫脫硝效率的影響，并優(yōu)化了撞擊距離設(shè)計(jì)參量，為實(shí)驗(yàn)研究與反應(yīng)器設(shè)計(jì)提供參考。

1 模型假設(shè)與條件簡化

1.1 幾何模型

實(shí)驗(yàn)的撞擊流吸收器幾何模型參數(shù)為：吸收器筒體直徑為600 mm，筒體高為955 mm，加速管直徑為127 mm，加速管長度為500 mm，出口直徑為300 mm，吸收液經(jīng)直徑為12 mm的噴嘴霧化成小液滴。撞擊流吸收器幾何模型見圖1。

圖1 撞擊流吸收器幾何模型X-Y截面圖

1.2 控制方程

1.2.1 連續(xù)性方程

(1)

(2)

1.2.2 動量方程

(3)

(4)

式中：τg為氣相應(yīng)力張量，N/m2；τl為液相應(yīng)力張量，N/m2；pg為氣相壓力，Pa；pl為液相壓力，Pa；ulg為相間速度，m/s；曳力系數(shù)β按Gidaspow[4]關(guān)聯(lián)式計(jì)算；Flift,g和Ftra,lg分別為氣相和液相所受升力，F(xiàn)lift,g=-Ftra,lg，N/m3；g為單位質(zhì)量力，N/kg。

Ftra,lg與氣相速度梯度[5]的關(guān)系見式(5)。

(5)

1.2.3 能量方程

(6)

(7)

式中：hg和hl分別為氣相和液相的焓，J/kg；λg和λl分別氣相和液相的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；hlg為氣相和液相間傳熱系數(shù)，W/(m3·K)，采用Gunn[6]關(guān)聯(lián)式計(jì)算；Tg和Tl分別為氣相和液相絕對溫度，K；公式右邊第三項(xiàng)為液相轉(zhuǎn)變?yōu)闅庀鄷r帶來的熱量， qLAT為相變潛熱，J/kg。

1.2.4 湍流模型

撞擊流吸收器內(nèi)流體流動高度湍動，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)κ - ε模型。

1.2.5 組分質(zhì)量守恒方程

(8)

式中：Yi為組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；vi為組分i的平均速度，m/s；Ji為組分i由于濃度梯度產(chǎn)生的擴(kuò)散通量，kg /(m2·s)，由Fick定律計(jì)算；ρ為兩相流密度，kg/m3；Ri是第i種物質(zhì)化學(xué)反應(yīng)的凈產(chǎn)生/消耗速率，kg/(m3·s)。

1.3 化學(xué)反應(yīng)模型

尿素濕法同時脫硫脫硝涉及多個復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)，可分為氣相均相反應(yīng)過程、氣液非均相反應(yīng)過程和液相反應(yīng)過程三個部分。

1.3.1 氣相均相反應(yīng)過程

2NO+O2→2NO2

(9)

2NO2→N2O4

(10)

NO+NO2→N2O3

(11)

NO+NO2+H2O→2HNO2

(12)

氣相均相反應(yīng)(9)速率模型采用有限速率/渦耗散模型，該模型同時對Arrhenius反應(yīng)速率r1[7]和渦耗散反應(yīng)速率r2[8]進(jìn)行計(jì)算，反應(yīng)速率rNO取兩個速率中較小值。

rNO=min(r1,r2)

(13)

式中：v′為反應(yīng)物的化學(xué)計(jì)量系數(shù)；v″為生成物的化學(xué)計(jì)量系數(shù)；cNO為反應(yīng)物NO的濃度，mol/m3；η′為反應(yīng)物的反應(yīng)速度指數(shù)；k1為Arrhenius反應(yīng)速率常數(shù)；Mi為反應(yīng)物i摩爾質(zhì)量，kg/mol；Yi為反應(yīng)物i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；κ為湍流動能，J；ε為湍流耗散率；A為常數(shù)，取4.0；B為常數(shù)，取0.5。

根據(jù)化學(xué)反應(yīng)質(zhì)量作用定律，氣相均相可逆反應(yīng)(10)～(12)的反應(yīng)速率方程見表1。

表1 氣相均相可逆反應(yīng)速率方程

1.3.2 氣液非均相反應(yīng)過程

SO2+H2O→H2SO3

(14)

2NO2+H2O→HNO2+HNO3

(15)

N2O4+H2O→HNO2+HNO3

(16)

N2O3+H2O→2HNO2

(17)

2NO+2(NH4)2SO3→N2+2(NH4)2SO4

(18)

2NO2+4(NH4)2SO3→N2+4(NH4)2SO4

(19)

SO2、NO2、N2O3、N2O4在液相中的吸收過程滿足雙膜理論。SO2吸收速率由氣膜控制，并假設(shè)相界面處SO2的平衡濃度為零[14]。NO2、N2O3、N2O4的吸收速率方程的參數(shù)設(shè)置與SO2相同。根據(jù)擴(kuò)散定理，液滴表面SO2的傳質(zhì)通量為：

NSO2=kGPSO2

(20)

kG=RgTgkC，PSO2=pgYSO2(MG/MSO2)

式中：NSO2為SO2傳質(zhì)通量，mol/(m2·s)；kG為壓力驅(qū)動下的氣膜傳質(zhì)系數(shù)，mol/(m2·s·Pa)；kC為濃度驅(qū)動下的氣膜傳質(zhì)系數(shù)，m/s；pSO2為SO2分壓，Pa；Rg為氣體常數(shù)，J/(mol·K)；MG為煙氣的摩爾質(zhì)量，kg/mol；MSO2為SO2的摩爾質(zhì)量，kg/mol。

(21)

Rel=dl|vg-v1|ρg/μg

(22)

Sc=μg/ρgDSO2

(23)

(24)

kC=DSO2Sh/d1

(25)

式中：DSO2為SO2擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；VFlue為煙氣的結(jié)構(gòu)體積，m3/(kg·mol)；VSO2為SO2的結(jié)構(gòu)體積，m3/(kg·mol)；Rel為液滴雷諾數(shù)；Sc為施密特?cái)?shù)；μg為氣相黏度，Pa·s；Sh為舍伍德數(shù)；dl為液滴表面平均直徑，m。因此，撞擊流吸收器內(nèi)SO2濃度變化速率為：

(26)

cSO2=YSO2ρg/MSO2

(27)

式中：cSO2為煙氣中SO2的濃度，mol/m3；a為比相界面積，m2/m3，可根據(jù)式(28)、式(29)聯(lián)合求解[14]。

(28)

(29)

1.3.3 液相反應(yīng)過程

3HNO2→2NO+HNO3+H2O

(30)

(31)

(NH2)2CO+2HNO2=2N2+CO2+3H2O

(32)

反應(yīng)(30)的發(fā)生會降低脫硝的效率，但根據(jù)Lasalle[15]等研究，加入尿素可以發(fā)生反應(yīng)(32)抑制反應(yīng)(30)的發(fā)生，從而提高脫硝效率，并且脫硝過程中，將尿素視為過量，反應(yīng)級數(shù)為0，而HNO2反應(yīng)級數(shù)為1。

rHNO2=k5cHNO2

(33)

式中：cHNO2為HNO2濃度，mol/m3，k5為反應(yīng)式(32)的反應(yīng)速率常數(shù)，1.82×108exp(-60 400/RgT)，s-1[15]。

根據(jù)岑超平等[16]研究，反應(yīng)(31)為零級反應(yīng)。

rH2SO3=-dc(NH2)2CO/dt=k6

(34)

式中：c(NH2)2CO為吸收液中尿素的濃度，mol/m3；k6為反應(yīng)式(31)的反應(yīng)速率常數(shù)，0.014 585 mol/(m3·s)[16]。

1.4 邊界條件及初始邊界條件

(1) 模擬中設(shè)定以質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%的尿素水溶液為吸收劑(無添加劑)，模擬煙氣成分，見表2。

表2 模擬煙氣的主要成分 %

(2) 建模過程中為簡化計(jì)算，將噴嘴簡化為長度20 mm、直徑為12 mm的管段，液滴視為嚴(yán)格的球體。三維幾何模型采用分塊的方式劃分網(wǎng)格，對入口采用速度進(jìn)口的邊界條件，近壁面處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理，氣相采用無滑移壁面邊界條件，液相采用Johnson和Jackson部分滑移邊界條件。出口采用自由流邊界條件，采用相間耦合的SIMPLE算法。模擬參數(shù)見表3。

表3 數(shù)值模擬參數(shù)

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 流動模型驗(yàn)證

基于文獻(xiàn)[17]的撞擊流反應(yīng)器和實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行數(shù)值模擬驗(yàn)證，通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果分析對比，以驗(yàn)證流動模型的合理性和準(zhǔn)確性。

圖2為不同氣流初始速度對撞擊流反應(yīng)器整體壓力損失的實(shí)驗(yàn)值[17]與模擬值對比情況。

圖2 壓力損失與氣流速度的關(guān)系(實(shí)驗(yàn)和模擬對比)

由圖2可知：整體上實(shí)驗(yàn)值比模擬值略大，但兩者趨勢一致，隨著氣體速度的增加，壓力損失也相應(yīng)增大，且誤差在-4%～5.4%。圖3為單側(cè)進(jìn)料，氣相初始流速為10.2 m/s時，加料顆粒沿噴嘴軸向速度變化實(shí)驗(yàn)值[17]和模擬值的對比，結(jié)果顯示實(shí)驗(yàn)值和模擬值誤差在0%～7%，顆粒自左側(cè)加速管出來先有一段勻速運(yùn)動，在接近撞擊面時，顆粒開始做減速運(yùn)動，并在到達(dá)最大滲入距離后顆粒的軸向速度變?yōu)榱恪?/p>

圖3 單側(cè)進(jìn)料顆粒軸向的速度變化(實(shí)驗(yàn)和模擬對比)

圖2和圖3的驗(yàn)證結(jié)果表明：筆者采用雙歐拉模型和標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型計(jì)算的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果[17]誤差在-5%～7%，該模型可較準(zhǔn)確地反映撞擊流反應(yīng)器內(nèi)氣液兩相的流動特性。

2.2 撞擊流氣相流場分析

圖4為S/D為4.0時撞擊流吸收器內(nèi)流場穩(wěn)定時氣相速度的矢量圖。

圖4 水平撞擊流氣相的速度矢量圖

由圖4可看出：氣相速度場在撞擊面兩側(cè)呈對稱分布，軸向速度經(jīng)撞擊后瞬間變?yōu)閺较蛩俣认蛑車鷶U(kuò)散。在X-Y截面上，由于存在卷吸作用，每個加速管兩側(cè)產(chǎn)生了兩個漩渦。在漩渦區(qū)，遠(yuǎn)離撞擊面的流體向入口方向流動，而靠近撞擊面處的流體則向吸收器底部流動。這與Powell[18]提出的“鏡像”的概念一致，同時表明筆者采用的模型可以捕捉兩噴嘴對置撞擊流吸收器的重要特征，具有較好的準(zhǔn)確性。

2.3S/D對流場的影響

2.3.1S/D對氣相流場的影響

模型模擬的氣相流場結(jié)果見圖5。由圖5可知：對于任意S/D，吸收器上部氣流流速均大于下部，且吸收器下部氣流流速基本為零。S/D為1.6時，撞擊區(qū)氣相流場速度最大，撞擊區(qū)相間曳力作用較為明顯。氣相的徑向速度總體上隨著S/D增加而減小，這是因?yàn)闅饬髟谧矒暨^程中隨著撞擊距離增加，氣體流動的流程增大，所受的阻力增加，導(dǎo)致了其徑向速度減小。

圖5 不同S/D下氣相速度云圖

2.3.2S/D對液相流場的影響

吸收器內(nèi)液相速度分布與氣相速度分布類似，呈“鏡像”分布(見圖6)。隨S/D增加，撞擊區(qū)液相速度減小，撞擊區(qū)下部區(qū)域擾動加強(qiáng)。一方面這是由于液滴因重力作用向下加速，另一方面是因受曳力和升力作用，液滴被夾帶而向吸收器上部運(yùn)動。當(dāng)S/D為1.6時，加速管出口處的氣相速度及速度梯度較大，曳力和升力的作用較為明顯，大量液滴被夾帶到吸收器上部；S/D繼續(xù)增加時，撞擊區(qū)下部區(qū)域液相速度明顯增加，這是因?yàn)樽矒魠^(qū)氣相速度減小，曳力與升力作用減弱，而重力作用占據(jù)主導(dǎo)。

圖6 不同S/D下液相速度云圖

2.4S/D對同時脫硫脫硝特性的影響

圖7和圖8為不同S/D下SO2濃度分布及脫硫效率。由圖7可見：隨著S/D增加，SO2濃度分布總體趨勢沒有明顯變化。任意S/D下，SO2濃度在加速管中均沿流動方向逐漸減小，脫硫效率均在94%以上，S/D為4.0時達(dá)到最小值94.7%，這表明吸收器S/D對SO2脫除效率影響較小，這與伍沅等[3]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果規(guī)律一致。其主要原因是SO2易溶于水，根據(jù)雙膜傳質(zhì)機(jī)理，依據(jù)反應(yīng)(14)和反應(yīng)(20)，SO2在尿素溶液中的吸收過程為物理吸收過程及快速不可逆化學(xué)反應(yīng)過程，氣液傳質(zhì)阻力由氣膜控制，而圖5和圖6結(jié)果顯示，加速管中氣相速度大于液相速度，這是氣液相間質(zhì)傳遞的活性區(qū)，SO2的吸收過程在加速管中已基本完成，因此S/D的改變對于SO2的吸收基本沒有影響。

圖7 撞擊流吸收器內(nèi)SO2濃度隨S/D的變化云圖

圖8 不同S/D下的脫硫效率

圖9及圖10為不同S/D下NO濃度分布及脫硝效率。由圖9可見：加速管內(nèi)NO的濃度幾乎未發(fā)生變化，而離開撞擊區(qū)NO的濃度減少到加速管進(jìn)口濃度的40%～50%，之后基本不再發(fā)生變化，這表明撞擊區(qū)是脫硝反應(yīng)的關(guān)鍵區(qū)域。由于NO難溶于水，且10×10-6級濃度下NO氧化過程又十分緩慢，因此，NO在加速管內(nèi)無法被吸收液有效吸收，而撞擊區(qū)中氣液兩相流高度湍動，可有效提高反應(yīng)(9)～(12)的渦耗散速率，從而使NO轉(zhuǎn)化為易被液相吸收的產(chǎn)物。同時，加速管中生成的(NH4)2SO3在撞擊區(qū)與NO及NO2發(fā)生協(xié)同脫硝反應(yīng)(18)～(19)，增強(qiáng)了脫硝效果。

圖9 撞擊流吸收器內(nèi)NO濃度隨S/D的變化云圖

圖10 不同S/D下的脫硝效率

由圖10可見：隨著S/D的增加，脫硝效率呈現(xiàn)波動性變化，S/D在2.4～3.1，脫硝效率達(dá)到最高，約為48%，S/D為4.0時脫硝效率最低為41.6%，這表明S/D對NO脫除效率有一定影響。上述現(xiàn)象可由圖5及圖6的模擬結(jié)果加以驗(yàn)證，由圖5及圖6可知，S/D為1.6時，撞擊區(qū)出現(xiàn)較大形變，撞擊區(qū)上部氣相速度較大，造成部分NO未反應(yīng)就離開撞擊區(qū)。S/D繼續(xù)增大到1.6～4，撞擊區(qū)氣相和液相流速均有減小的趨勢，但相間速度最大可到2倍的液相速度，根據(jù)撞擊流強(qiáng)化相間傳質(zhì)機(jī)理分析及式(21)～(25)，較高的相間速度有助于無量綱傳質(zhì)系數(shù)Sh的提高，增強(qiáng)了相間傳質(zhì)效果，促進(jìn)脫硝的效率提升。而當(dāng)S/D大于4時，射流速度在到達(dá)撞擊面前已有較大程度衰減，撞擊作用減弱。因此，吸收器結(jié)構(gòu)對NO的吸收反應(yīng)速率有一定影響，并存在最優(yōu)的撞擊距離，依據(jù)模擬結(jié)果，認(rèn)為S/D宜選在2.4～3.1較為合理。

2.5 設(shè)計(jì)工況下尿素溶液濕法煙氣同時脫硫脫硝實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖11為結(jié)合研究成果設(shè)計(jì)的撞擊流尿素溶液濕法煙氣同時脫硫脫硝實(shí)驗(yàn)裝置示意圖。該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括煙氣模擬系統(tǒng)、吸收反應(yīng)系統(tǒng)、吸收液循環(huán)系統(tǒng)以及煙氣檢測系統(tǒng)4個部分。其中煙氣分析儀型號為pflue2000，可檢測煙氣中NO、NO2、SO2和CO2這4種組分的體積分?jǐn)?shù)。模擬的煙氣成分見表2，吸收液為質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%的尿素水溶液(無添加劑)。

1—減壓閥；2—?dú)怏w流量計(jì)；3—旋轉(zhuǎn)混合器；4—?dú)怏w進(jìn)口；5—噴嘴；6—吸收液回流槽；7—離心泵；8—壓力表；9—液體流量計(jì)；10—煙氣分析儀；11—空壓機(jī)。

圖11 撞擊流同時脫硫脫硝裝置示意圖

實(shí)驗(yàn)中，S/D為4.0，模擬煙氣溫度為室溫。控制煙氣初始流速U0，可得到液氣比分別為1.5 L/m3(U0=30 m/s)、1.8 L/m3(U0=25 m/s)、2.25 L/m3(U0=20 m/s)、3 L/m3(U0=15 m/s)、4.5 L/m3(U0=10 m/s)工況下的脫硫、脫硝效率(見圖12、圖13)。

由圖12、圖13可以看出：吸收液流量一定，隨著煙氣流量的增加，液氣比減小，脫硫效率基本不變，而脫硝效率有所下降，當(dāng)煙氣初始流速低于20 m/s時脫硝效率下降較為平穩(wěn)，而當(dāng)煙氣初始流速高于20 m/s時，則脫硝效率呈現(xiàn)急劇下降。這是因?yàn)镾O2的吸收主要是物理吸收過程，液氣比對SO2的脫除影響較??；而對于NO脫除，隨著液氣比下降，在吸收液總量不變條件時，NO的吸收率相應(yīng)減??；但初始?xì)馑僭黾油瑫r，使得NO主要反應(yīng)區(qū)域(撞擊區(qū))的相間速度增加，提高了無量綱傳質(zhì)系數(shù)Sh，促進(jìn)了NO的吸收，因此初始?xì)馑傩∮?0 m/s時，脫硝效率雖然有所下降但趨勢平穩(wěn)；當(dāng)初始?xì)馑倮^續(xù)增大，單位時間內(nèi)NO的總量增加較大，無量綱傳質(zhì)系數(shù)Sh對NO吸收的促進(jìn)作用有限，脫硝效率降低明顯。

圖12 不同初始?xì)馑傧碌拿摿蛐?/p>

圖13 不同初始?xì)馑傧碌拿撓跣?/p>

S/D為4.0，液氣比為3 L/m3(U0=15 m/s)時，在設(shè)計(jì)工況下實(shí)驗(yàn)獲得的脫硫效率為96.5%，脫硝效率為38%，和圖9、圖10模擬結(jié)果(脫硫效率為94.7%，脫硝效率為41.6%)的相對誤差分別為-1.87%和9.47%，進(jìn)一步驗(yàn)證了耦合化學(xué)反應(yīng)模型的合理性。

3 結(jié)語

筆者構(gòu)建了描述撞擊流吸收器內(nèi)氣液傳質(zhì)與尿素濕法脫硫脫硝反應(yīng)特性的三維數(shù)學(xué)模型，研究了S/D對撞擊流吸收器中氣相流場、液相流場、反應(yīng)物濃度分布及脫硫脫硝效率的影響。該模型可以較好地反映兩噴嘴對置撞擊流吸收器的關(guān)鍵特征：

(1) 對任意S/D，氣相流場均具有對稱結(jié)構(gòu)，呈“鏡像”分布。隨著S/D增加，撞擊過程中氣相流動的流程增大，所受的阻力增加，氣相徑向速度總體上變小。

(2) 由于液相同時受到向下的重力作用和氣相對其向上的曳力和升力作用，隨著S/D的增加，撞擊區(qū)液相速度減小，對撞區(qū)下部區(qū)域擾動加強(qiáng)。

(3)S/D對SO2濃度分布總體趨勢和SO2的吸收效率基本沒有影響，脫硫效率基本維持在94%以上。這是因?yàn)镾O2易溶于水，在加速管中SO2的吸收已基本完成。

(4) 撞擊區(qū)是NO關(guān)鍵吸收區(qū)域，加速管內(nèi)NO濃度幾乎不變；隨著S/D的增加，脫硝效率呈現(xiàn)波動性變化，S/D在2.4～3.1，脫硝效率達(dá)到最高，約為48%。

(5) 在S/D為4.0的設(shè)計(jì)工況下，脫硫脫硝效率的實(shí)驗(yàn)室結(jié)果和模擬結(jié)果的相對誤差分別為-1.87%和9.47%，驗(yàn)證了化學(xué)反應(yīng)模型的合理性。

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Effects of Impinging Distance on Simultaneous Desulfurization and Denitrification in an Impinging Stream Absorber

Song Jie, Wu Bo, Su Yinhai, Zhang Jichao, Qian Dawei, Xiong Yuanquan

(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education,Southeast University, Nanjing 210096, China)

To study the effects of nozzle spacing on the flow field in an impinging stream absorber and on the simultaneous removal of SO2and NOxby wet process using aqueous solution of urea, a 3D numerical model was built based on Euler-Euler gas-liquid model coupled with kinetic theory of granular flow to simulate the process of simultaneous SO2and NOxremoval. Results show that with the rise of dimensionless nozzle spacing (S/D), the desulfurization and denitrification efficiency are kept at 94% and 40%～50%, respectively. Highest denitrification efficiency occurs in the case ofS/D=2.4～3.1.

impinging stream absorber; impinging distance; simultaneous wet desulfurization and denitrification; 3D numerical simulation

2016-04-18；

2016-05-20

國家自然科學(xué)基金(51376047)；國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(863 計(jì)劃)(2009AA05Z304)

宋 杰(1990—)，男，在讀碩士研究生，研究方向?yàn)闈穹摿蛎撓酢?/p>

E-mail: sjcumt@163.com

X701.3

A

1671-086X(2017)01-0001-08