2018, Vol. 39
为了降低钢中有害元素硫的含量，需对铁水进行预处理脱硫.目前常用的脱硫方法脱硫效率很低，一个重要的原因是铁水中的镁蒸气气泡较大[1-2].为了细化和分散镁蒸气气泡，张廷安等提出了新型脱硫技术“机械搅拌原位脱硫”的新工艺[3].刘燕等[4-5]通过水模型实验研究了不同搅拌模式、搅拌桨型、搅拌转速等对铁水脱硫气泡行为特性的影响，探索到了最佳工艺条件.在其研究的基础上，本文采用NaOH溶液吸收CO2的方法来模拟铁水脱硫的气液吸收过程，探寻最佳的工艺条件.
1 实验原理及方案 1.1 CO2吸收速率测定原理用pH测量法来研究气液反应过程的吸收速率.铁水脱硫是一级反应，因此可以用同为一级反应的NaOH溶液吸收CO2的过程来模拟该过程.稻田爽一等[6]推导出了溶液中pH与CO2浓度之间的关系:
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根据物料和电荷平衡，溶液pH与CO2浓度的关系可由式(1)~(8)推导[7]：
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将实验过程中所测得的pH值代入式(9)和式(10)，就可以算出NaOH溶液中的CO2浓度.
NaOH-CO2吸收过程为一级反应，吸收速率为
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将式(11)积分可得
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式中：A为气液反应的表面积，cm2; t为反应时间，s; V为NaOH溶液的体积，cm3; K为CO2的传质系数，cm/s; c0为CO2的初始浓度，mol/L; ce为CO2的平衡浓度，mol/L; ct为t s后的CO2吸收浓度，mol/L.
文献[8]计算出了ce＝0.049 mol/L.反应器中的NaOH溶液的浓度为0.025 mol/L，由实验数据可得pH-t关系，利用式(11)及式(12)可求ct及pH=12时的c0值.以时间t为横坐标，不同t对应的ln[(ce-ct)/(ce-c0)]值为纵坐标作图，可得到一条斜率为AK/V的直线.代入溶液体积V，即可求出AK.
CO2气体利用率的计算公式为[9]
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(13) |
式中：V为NaOH溶液体积，cm3; cCO2, 1为t1时溶液中CO2浓度，mol/L; cCO2, 2为t2时溶液中CO2浓度，mol/L; t为t2与t1时间之差，min; ρCO2为CO2气体密度，1.977×10-3 g/cm3; Q为CO2气体流量，L/min; M为CO2摩尔质量，kg/mol.
1.2 实验仪器设备及方案为了探究通气模式对铁水脱硫气泡分散性能和气液吸收速率的影响，作者设计并定制了既可顶部通气又可底部通气的圆柱形水模型实验装置.装置高510mm，直径435mm，材质为透明有机玻璃，有利于图片的采集.
本文主要研究通气模式、通气流量和搅拌桨浸入深度对气泡分散性能和气液吸收速率的影响.采用优化后的SSB-D搅拌桨[10]，使用的搅拌转速为200r/min，搅拌桨的偏心度为0.4，通气模式分别为偏心顶吹、中心底吹; 通气流量分别为1.0，1.5，2.0，2.5m3/h; 搅拌桨浸入深度分别为220，250，280mm.
2 结果与讨论 2.1 不同通气模式对气泡分散和吸收速率的影响图 1是通气流量为1.0m3/h，搅拌桨浸入深度为250mm时不同通气模式对气泡分布的影响.
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图 1 气泡在不同通气模式下的分布状态 Fig.1 Bubbles dispersion under different injection modes (a)—偏心顶吹; (b)—中心底吹. |
由图 1 a所示，在偏心顶吹时，由于喷嘴距离搅拌桨桨叶非常近，且喷嘴随着搅拌桨而转动，当气体从喷嘴喷出时，在直接上浮的过程中又聚合生成大气泡，并且左侧熔池中气泡明显较少.由图 1b所示，当气体由底部中心喷入时，熔池内的气泡在上浮的过程中，被搅拌桨破碎为小气泡，均匀地分散在熔池里.
图 2与图 3分别为不同通气模式下的容积传质系数和CO2气体的利用率.在相同实验条件下，偏心顶吹的容积传质系数低于中心底吹的容积传质系数.这是由于中心底吹时，直接上浮的大气泡被搅拌桨破碎为小气泡，气液的接触面积增大，容积传质系数增大.中心底吹的CO2气体利用率也高于偏心顶吹.中心底吹时，气泡直接从装置底部喷入后，被搅拌桨打碎为小气泡均匀地分散在熔池中，由于浮力较小，因此小气泡在熔池中的停留反应时间较长，故而CO2气体利用率较大.
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图 2 不同通气模式下的容积传质系数对比 Fig.2 The volumetric transfer coefficient under different injection modes |
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图 3 不同通气模式下的CO2气体利用率 Fig.3 CO2 utilization under different injection modes |
图 4为中心底吹模式下不同通气流量对气泡分布的影响，搅拌桨浸入深度为250mm.从图 4可以看出，通气流量对气泡分散范围影响不大，但是对气泡大小有一定的影响.随着通气流量增加，气泡尺寸逐渐增大.这是因为通气流量增加后，气泡之间碰撞的机会增多，容易聚合形成大气泡.
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图 4 气泡在不同通气流量下的分布状态 Fig.4 Bubbles distribution of different gas flow rates (a)—1.0m3/h; (b)—1.5 m3/h; (c)—2.0m3/h; (d)—2.5m3/h. |
由不同通气流量下溶液的pH随时间变化关系图 5中可以看出，通气流量从1.0m3/h增大至2.5m3/h时，溶液中的pH从12降低至8，所需时间从135s降到68s，pH下降速率快速增大，说明反应速率明显加快.这是由于单位时间内通入熔池内的二氧化碳气体增多，参与反应的二氧化碳增多，增大了气液反应过程中气相组分的推动力，强化了传递过程.
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图 5 不同通气流量下pH随时间变化关系 Fig.5 pH-t curves of different gas flow rates |
图 6为不同通气流量对容积传质系数的影响.容积传质系数随二氧化碳气体流量的增加而增大.在熔池体积相同时，二氧化碳流量的增加可以使气液反应过程的表面更新速率增大.单位时间内有更多二氧化碳与溶液中的NaOH反应.
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图 6 通气流量对容积传质系数的影响 Fig.6 Effect of different gas flow rates on the volumetric transfer coefficient |
经计算得到不同通气流量下的CO2利用率如图 7所示.CO2利用率随气体流量的增大而减少.当流量从1.0m3/h增至1.5m3/h时，CO2气体利用率下降幅度较小，增加的大部分气体能够被NaOH溶液有效吸收.但当CO2流量从1.5m3/h增加到2.0m3/h时，增加的气体有很多未完全参与反应，导致CO2的利用效率很差.综合考虑气泡的分散效果和气液反应吸收效果，取通气流量为2.0m3/h较合适.
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图 7 不同通气流量下的CO2气体利用率 Fig.7 CO2 utilization under different gas flow rates |
图 8是中心底吹模式下，通气流量为2.0m3/h，不同搅拌桨浸入深度下的气泡分布状态.从图 8中可以看出，当浸入深度由220mm增加到250mm时，熔池内气泡微细化程度逐渐变好.但是当浸入深度从250mm增加到280mm时，由于搅拌桨插入深度过大，导致有部分原本已经被破碎的气泡在上浮过程中又重新聚合变为大气泡，气泡细化程度变差.
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图 8 气泡在不同搅拌桨浸入深度下的分布状态 Fig.8 Bubbles distribution for different impeller immersion depth (a)—220mm; (b)—250mm; (c)—280mm. |
由图 9不同搅拌桨浸入深度下pH随时间变化关系可以看出，溶液的pH减小速率随浸入深度增加先增大后减小.当浸入深度在250mm时，反应速率最快.这是由于浸入深度为220mm时，搅拌桨下部未被搅拌的区域，气泡直接上浮，未能很好在熔池中分散.导致搅拌桨下部的区域参与反应的气泡较少，反应速率较低.当浸入深度为280mm时，由于搅拌桨插入深度过大，导致有部分原本已经被破碎的气泡在搅拌桨上方上浮过程中又重新聚合变为大气泡，减小了气液接触面积，导致反应速率降低.
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图 9 不同搅拌桨浸入深度下pH随时间变化关系 Fig.9 Curves of pH-t for different impeller immersion depth |
图 10和11分别为不同搅拌桨浸入深度下的容积传质系数和CO2气体利用率.容积传质系数随着浸入深度增加先增大后减少，在浸入深度为250mm时出现最大值.这是因为，浸入深度为250mm时，搅拌效果较强，气泡微细化效果很好，被破碎的小气泡广泛均匀地分散在熔池中，气液接触面积的增大加快了气液传质.小的气泡尺寸和足够的停留反应时间使CO2气体利用率在浸入深度为250mm时最高.
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图 10 不同搅拌桨浸入深度下的容积传质系数 Fig.10 The volumetric transfer coefficient under different impeller immersion depth |
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图 11 不同搅拌桨浸入深度下的CO2气体利用率 Fig.11 CO2 utilization under different impeller immersion depth |
1) 中心底吹比偏心顶吹产生的气泡小，气液反应吸收速率和CO2利用率都有提高.
2) 通气流量的增加对气泡的分散范围影响不大，但是有利于增大传质系数，却不利于CO2利用率的提高.
3) 过浅和过深的搅拌桨浸入深度均不利于提高传质系数和CO2利用率.
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