采用FT.Y先进3D泡沫填充材料的新气体净化系统，用于强化海洋封闭循环洗涤器的工艺性能
《Chemical Engineering and Processing - Process Intensification》：New gas cleaning systems with FT.Y advanced 3D foamed packing for Process Intensification of marine closed-loop scrubbers
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时间：2026年05月11日
来源：Chemical Engineering and Processing - Process Intensification 3.9
编辑推荐：
D. Flagiello | D. Tammaro | A. Erto | P.L. Maffettone | A. Lancia | F. Di Natale
化学、材料与生产工程系，那不勒斯费德里科二世大学，P.le Tecchio, 80 - 80125，意大利那不勒斯
D. Flagiello | D. Tammaro | A. Erto | P.L. Maffettone | A. Lancia | F. Di Natale
化学、材料与生产工程系，那不勒斯费德里科二世大学，P.le Tecchio, 80 - 80125，意大利那不勒斯
**摘要**
为了满足严格的硫化物排放限制，越来越多地采用闭环模式的海洋尾气净化系统；然而，传统的喷雾塔洗涤器由于占地面积大、结构重量重以及在船上应用时需要额外的能源而受到限制。在这项工作中，通过ASPEN PLUS? V.14软件中的严格基于速率的模拟，评估了配备先进FT.Y结构3D泡沫填料的闭环海洋洗涤器的性能，旨在评估其作为强化气液接触器的适用性，以去除SO?。分析基于一台实际的中型海洋发动机（4 MW，燃料中硫含量为3.5% w/w），并与在相似条件下运行的喷雾塔配置进行了对比。结果表明，使用约1米高的填料高度可以实现最大允许的SO?浓度限制。同时，可以保持约3.7 mbar的有限压降，这与典型海洋发动机的背压限制兼容。与喷雾塔相比，这种填料洗涤器具有相似的脱硫性能，同时减少了塔体体积和安装重量，从而有可能降低资本成本。对NaOH用量和总液体流量的敏感性分析进一步表明，通过适度的填料高度增加，可以减少化学品消耗和泵送功率。总体而言，结果支持FT.Y 3D结构填料作为有效工艺强化选项的潜力，适用于实际船上条件的紧凑且灵活的闭环海洋洗涤器。
**1. 引言**
海上航运对于全球货物分配至关重要，是全球化的主力军之一。如今，由于国际海事组织（IMO）在世纪初引入的法规，国际海上航运可以使用两种类型的燃料：残余海洋燃料（RMx），通常称为重燃油（HFO）或中间燃料油（IFO），以及馏分海洋燃料（DMx），也称为海洋柴油/汽油（MDO/MGO）。它们的监管属性在ISO标准8217/2017及其更新版本中有规定。在欧洲，由于向低碳化发展的新趋势，还使用了生物燃料（如HVO或FAME）（参见欧盟海运燃料指令）。
由于RMx和DMx燃料的物理和化学特性，其燃烧会导致硫化物（SO?、SO?、硫酸盐）和飞灰的排放，以及颗粒物、氮氧化物（NOx）、一氧化碳（CO）、挥发性有机化合物（VOCs）和二氧化碳（CO?）的排放。MARPOL附件VI对硫化物和氮氧化物的排放有具体限制[1]。通过两种主要等效解决方案来实现监管合规：i) 使用硫含量低于规定值（所有船舶为0.5% w/w，而在所谓的硫排放控制区（SECA）内运行的船舶为0.1% w/w）的海洋燃料；或ii) 实施有效的后处理技术，将SO?、SO?和硫酸盐的排放量降低到与硫燃料限制相当的水平。
船东根据成本效益分析选择其中一种方案，比较安装、运行和维护洗涤器的成本与转换燃料的成本[[2]]、[[3]]、[[4]]。这种平衡取决于目标船舶的具体运营情况。虽然使用硫含量合规的RMx或DMx燃料是满足硫排放限制的最直接方法，但这一选择常常受到市场可用性和燃料成本考虑的限制。最广泛使用的后处理系统基于吸收和气固反应，这是基于过去近百年来为基于化石燃料的固定电站设计类似装置的经验[[5]]、[[6]]、[[7]]。在海洋领域，这些装置通常被称为洗涤器[[8]]、[[9]]、[[10]]、[[11]]、[[12]]。在过去十年中，海洋洗涤器市场快速增长。2014年，尾气净化系统协会（EGCSA）估计现有装置和新订单的数量约为122个[13]。2015年SECA推行0.1%硫含量限制后，洗涤器的安装数量迅速增加，EGCSA在2018年5月进行的第二次调查显示，安装或订购的配备海洋洗涤器的船舶数量增至983艘[14]。目前估计全球约有5000-6000艘船舶安装了海洋洗涤器，该行业的全球价值约为90亿美元[15]，其中大部分采用开放式配置。
在这些装置中，SO?的吸收要么利用海水的天然碱度（即海水洗涤器，SWS），要么通过向淡水中添加碱性化学品（通常是苛性钠NaOH）[9],[16],[17],[18],[19],[20]]来实现。在第一种情况下，洗涤器在所谓的开放式配置下运行[21]：海水直接从船舱中抽取，经过气体处理后，如果需要的话，在中和后被排放到大海中[18,19]。在闭环洗涤器中，吸收塔集成到循环水回路中，包括净化流和进料流。淡水中加入强碱以促进SO?的快速反应性吸收，洗涤后的废水被送往缓冲罐，并分为循环流和净化流[18,19]。净化后的废水在排放前会经过处理，以确保符合IMO法规[18]。
当在闭环配置下运行时，常用的提高淡水pH值的化学物质是氢氧化钠，较少使用氧化镁。这些装置中苛性钠的典型消耗量取决于燃料中的初始硫含量，Kj?lholt等人对此有报告[22]；例如，洗涤器制造商指南建议使用浓度为50% w/w的NaOH溶液，消耗量为0.015 m3/MWh，该计算基于循环在洗涤器中的液体流量为20 m3/MWh，以及洗涤器出口（净化流）流量约为0.1 - 0.3 m3/MWh。
尽管符合IMO排放标准，开放式洗涤器可能因废水排放而对区域海洋环境造成过度影响，特别是在海洋交通繁忙、生态系统敏感或具有特定地理和气候条件的地区。因此，一些港口和沿海国家已经限制或禁止在其管辖范围内使用开放式洗涤器[20,23]。这促使了混合洗涤器的发展，这种洗涤器既可以在开放式也可以在闭环配置下运行，从而在不同监管环境下提供更大的操作灵活性和合规性。
根据IMO规则，洗涤器设计的历史演变提高了对其性能和局限性的理解。尽管总体系统布局相似，制造商开发了多种设计解决方案，以平衡监管合规性和与船舶设计的最佳集成。概念上，洗涤器单元包括吸收段和淬火段。淬火段用于将排气的温度从涡轮增压器下游的温度冷却到适合有效SO?吸收的水平。这些装置通常有两种不同的配置：“串联式”和“U型”[18,19]。在串联配置中，气体淬火和吸收在同一垂直塔中进行，淬火段位于吸收段下方。在U型配置中，淬火器和吸收器是独立的单元；气体向下进入淬火器，然后从底部进入吸收器，形成典型的U形流动路径。淬火通常使用文丘里洗涤器实现，该洗涤器占用的空间较小，能更好地去除废气中的颗粒物和油残留物[24,25]。在海洋应用中，由于其低压降、结构简单性和操作稳定性（尤其是能够在干模式下运行），通常更倾向于使用喷雾塔。在这些条件下，由于存在油和颗粒物，以及硫酸凝结引起的局部腐蚀风险，历史上不鼓励使用填料塔。
然而，与喷雾塔相比，填料塔通常具有更高的传递效率，从而在紧凑性、减少水消耗和整体性能方面具有优势[17,26]。为了缓解腐蚀问题，可以使用塑料或陶瓷填料。但是，除非废气在专用淬火单元中充分预冷却，否则塑料填料不能在干模式下运行。它们的主要优点在于显著减轻重量，这对海洋安装特别有利。此外，为了确保低压降并最大化传递效率（从而提高单元紧凑性或减少液体流量需求），通常更倾向于使用结构填料[[27]]、[[28]]、[[29]]。大多数市售的结构填料是金属制的，而塑料结构填料相对较少见。
近期在增材制造技术方面的进步使得可以通过3D打印设计和生产复杂的聚合物材料结构填料[[30]]、[[31]]、[[32]]、[[33]]、[[34]]。为了设计具有优化传递效率和减轻重量的填料，我们的研究小组之前提出了一种使用3D打印和发泡工艺定制的高级结构填料[30,31]。在这种应用中，可以使用多种聚合物材料（包括PLA、ABS或PEEK）进行3D打印，以满足特定的机械和表面要求。特别是，一种使用标准PLA的新3D发泡打印工艺生产的Y型波纹片填料（FT.Y）表现出30-40%的SO?吸收效率提升，与具有类似名义表面积（250 m2/m3）的商业结构填料相比，节水超过50-60%[31]。此外，发泡工艺在填料生产过程中提高了表面润湿性，改善了液体的分散效果，并将单元重量减少了约30%，同时保持了与传统填料相当的压力降。
这种新型填料具有多种优点，使其成为海洋洗涤器设计的理想选择，特别是抗腐蚀性、轻量化、机械稳定性、低压降和高传递系数。基于对FT.Y填料的先前实验表征，本研究使用ASPEN PLUS? V.14软件进行了工艺模拟，以评估配备FT.Y填料的海洋洗涤器的潜在优势。为了开发出最复杂而有效的海洋洗涤器，我们考虑了一个闭环单元，并考虑到可能的温度限制，选择了U型配置。本研究的主要目标是评估FT.Y填料技术相比传统喷雾塔所能实现的优势。
模拟研究基于一个实际案例研究，涉及一台功率为4 MW、两冲程主柴油发动机的中型船舶[26,35]，该发动机在最大负载下运行（即MCR = 100%），并使用硫含量为3.5% w/w的RMG燃料（最常用的海洋燃料之一）。ASPEN PLUS?模拟依赖于一个严格的基于速率的模型，该模型考虑了包含实际RMG燃料燃烧废气中主要化学物质的多组分混合物的吸收。该模型结合了详细的热力学和动力学描述，以及从FT.Y结构填料的实验数据中得出的准确流体动力学和传递相关性[31]。与喷雾塔的比较基于我们研究小组在先前研究中开发的数学模型[26]。
模拟定义的目标效率是同时符合SECA和非SECA区域（前述为GLOBAL）条件。根据海洋洗涤器制造商指南[18,19]，采用了典型的闭环洗涤器设计值，以便评估相应的空间要求、系统重量和安装成本。特别是，总液体流量保持在20 m3/MWh，NaOH补充流量固定为0.015 m3/MWh，尽管通过对总液体流量和苛性钠消耗量的敏感性分析已经确定了填料洗涤器的最佳运行参数。除了充分利用新型填料提供的可能性外，据作者所知，本文还是首次尝试在闭合回路船舶洗涤器中对填料塔和喷淋塔进行系统且现实的比较。计算结果使得可以从去除效率、液体和试剂消耗、设备紧凑性以及船上安装重量和成本等方面对这两种方案进行对比。
2. 方法
2.1. 案例研究
4 MW 二冲程船用柴油机的运行条件及其烟气特性如表1所示。
表1. 参考二冲程船用柴油机的运行条件
参数 单位 值
总功率 MW 4
燃料类型（ISO 8217-2017） -RMG -
燃料硫含量 % w/w 3.5
发动机负荷（MCR） % 100
最大负荷下的烟气流量 kg/h 25200
最大负荷下的烟气温度 °C 350
最大负荷下的背压 mbar 40
图1中描述的工艺流程基于传统的U型闭合回路配置，使用掺有NaOH的淡水作为洗涤液。
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图1. 提出的船舶洗涤闭合回路的概念图。(1) 冷却器；(2) 排气管；(3) 填料洗涤器；(4) 热交换器；(5) 洗涤水处理单元；(6) 淡水池；(7) 化学品储罐；(8) 混合单元；(9), (10), (11) 海水泵；(12) 淡水泵；(13) 碱泵；(14), (15) 主泵；(16) T型连接；(17) 分流单元；(18) 放空泵。
图1中的流程由一个传统的冷却部分（单元1）组成，随后是一个T型连接（单元16），该连接可以将烟气G02导向吸收部分（单元3），或者在干运行模式下直接导向船舶的排气管（单元2）。吸收器和旁通线路之间的切换由T型连接中的阀门控制（单元16）。来自冷却器（单元1）的洗涤水流L02在热交换器（单元4）中冷却，然后通过计量泵（单元10）重新循环回到冷却单元。流L02是来自冷却器的热水，其中加入了冷补充海水L01（由计量泵单元8控制），以恢复送往冷却器的总流量。填料吸收器或FGD洗涤器（单元3）包含在一个水循环回路中，通过分流器（单元17）将洗涤用水（L10）分为两部分：一部分（L11）送往洗涤水处理单元（单元5），另一部分（L08）在混合器（单元8）中重新调节后循环回洗涤系统。整个水循环回路由两台主泵（单元14和15）驱动。混合器将分流器中的循环流程L08与来自淡水池（单元6）和化学品储罐（单元7）的补充水流（L06和L07）连接起来。表2报告了用于补充循环水的淡水和NaOH溶液的主要特性和化学成分。
表2. 淡水和NaOH补充液（L06和L07）的主要特性和化学成分
参数 单位 值
淡水补充液 温度 °C 20
密度 kg/m3 999
分子量 kg/kmol 18.02
钠（Na+） mg/L 33.8
钾（K+） mg/L 2.3
镁（Mg2+） mg/L 26.2
钙（Ca2+） g/L 0.11
氯离子（Cl?） mg/L 8.4
碳酸氢盐（HCO??） mg/L 0.535
氟（F） mg/L 0.06
溴（Br?） mg/L 0.06
硫酸盐（SO?2?） mg/L 11.2
碳酸根（CO?2?） mg/L 0.08
单元1的主要目的是在无需使用额外风扇的情况下降低烟气温度，并保持压力下降。与其他单元（如喷淋柱或气体热交换器）相比，文丘里洗涤器能够去除烟气中的颗粒物，这使得它更适合用于闭合回路模式下洗涤器的冷却气体，因为它可以防止悬浮固体在闭合回路的水中积累[24,25]。文丘里洗涤器作为FGD洗涤器的冷却部分的典型压力降约为10 - 15 mbar [36]。由于文丘里单元的目的是降低气体温度，因此可以使用海水。尽管同一文丘里洗涤器中可能会吸收一定量的二氧化硫，但我们忽略了这一现象，并假设所有的吸收过程都发生在单独的吸收洗涤器（单元3）中。这种假设为吸收器的尺寸设计、液体循环速率和试剂消耗提供了最坏的情况，确保了设计框架的保守性。尽管通过文丘里洗涤器的二氧化硫气体流量基本保持不变，但由于气体在60°C冷却和饱和过程中水分含量从7%增加到19% v/v，其浓度从700 ppmv降至约610 ppmv。这种稀释影响了烟气中所有成分的浓度。表3显示了通过文丘里洗涤器（单元1）后的烟气流量和体积组成，随后烟气被送往FGD洗涤器（单元3）。
表3. 通过文丘里洗涤器（单元1）后的烟气（G02 = G03 = G04 = G05）的主要特性和化学成分
参数 单位 值
烟气质量流量 kg/h 27540
烟气体积流量 m3/h 27465
温度 °C 60
压力 mbar 1025 - 1030
密度 kg/m3 0.99
分子量 kg/kmol 27.38
氮气（N2） % vol/vol 65.11
氧气（O?） % vol/vol 10.45
水（H?O） % vol/vol 19.02
二氧化碳（CO?） % vol/vol 5.22
一氧化碳（CO） ppmv 44
二氧化硫（SO?） ppmv 610
一氧化氮（NO） ppmv 1097
二氧化氮（NO?） ppmv 122
挥发性有机化合物（VOCs） ppmv 44
单元3是一个装有Y型波纹板填料（FT.Y）的填料床柱，该填料由塑料材料（PLA）制成，耐温高达80 - 90°C。这种填料的波纹角度为45度， nominal表面面积为240 m2/m3，空隙率为96.5%。由于3D泡沫印刷制造工艺，填料的表面粗糙度增加了有效表面积，达到300 m2/m3，同时泡沫化过程还使单位重量减少了近30%（相对于未发泡的PLA）。考虑到空隙率，单位体积的填料总重量为30 kg/m3。更多关于填料的性质在Flagiello等人的研究中有详细报道[31]。
2.2. 在ASPEN PLUS?中的洗涤过程模拟
为了正确设计用于烟气净化的吸收柱，在ASPEN PLUS?中需要定义一组方程，以考虑热力学、质量传递、传热、化学反应动力学和柱内流体动力学。为了描述多组分烟气的吸收过程并涵盖所有机制，必须了解气液相平衡以及与溶解在水溶液中的气体组分相关的化学反应平衡。对于在非稀释水溶液中进行的气体吸收，特别是在闭合回路模式下运行的洗涤器，计算化学反应的一般方程必须考虑活度系数（γa）。SO?、CO?和NOx在非稀释水溶液中的化学平衡已有多项研究，这些研究指出了最相关的离子物种并提出了计算活度系数（γa）和电荷平衡方程的有用方法[[37], [38], [39]]。目前大多数科学文献中采用的电解质非随机两液[40]模型（也称为Elec-NRTL）用于确定离子物种的活度系数。该模型已应用于ASPEN PLUS?数据库中。
几项研究了烟气在水中的吸收过程，包括所有通常存在于液相中的物种的 dissociation 反应。这些模型通常涉及酸气的水解反应和水的分解反应，包括提供缓冲效果的碳酸盐平衡，以减少气体吸收过程中产生的酸性或通过添加NaOH来提高溶液的pH值。除了碳酸盐平衡外，海水中或淡水中常见的几种溶解离子也可以通过不同的相互作用改变吸收的SO?和CO?的化学平衡[[37], [38], [39]]。烟气吸收的平衡模型可以用亨利定律（Henry’s Law）和拉乌尔定律（Raoult’s Law）描述气液相平衡，以及勒夏特列方程（Le Chatelier’s Equations）描述化学反应平衡：
(1) PyA = K?A
(2) PyA = K?PO?A
(3) Keq = Πi = ∏i=1n ci pi Πj = ∏j=1m cj ri
其中P [atm]是系统的总压力，yA [mol/mol]是气相中组分的摩尔分数，xA [mol/mol]是液相中组分的摩尔分数，∏i=1n ci pi是产物侧总反应阶数为p的化学物种浓度的乘积，∏j=1m cj ri是反应物侧总反应阶数为r的化学物种浓度的乘积，KH、KP°和Keq分别是亨利常数、蒸气压常数和化学反应常数。
对于在非稀释水溶液中进行的气体吸收，特别是在闭合回路模式下的洗涤器，计算化学反应常数的一般方程被重新提出，考虑了液相中的活度修正：
(4) Keq = Πi=1n ci pi Πj = 1m γi pi Πj=1m γj ri
其中，∏i=1n γi pi是产物侧总反应阶数为p的化学物种活度系的乘积，∏j=1m γj ri是反应物侧总反应阶数为r的化学物种活度系的乘积。
表4和表5显示了速率基于模块中使用的平衡相关性，即亨利常数KH和蒸气压常数KP°（用于气液相平衡），以及化学平衡反应的Keq。
表4. 酸气吸收系统的相平衡方程，包括用于计算平衡常数的相关性，其中Ta [K]是绝对温度，KH [atm]是溶解度或亨利常数，KP° [atm]是蒸气压常数或安托万常数（Antoine’s Constant）
相平衡方程 相关性 参考文献
SO?(g) ? SO?(aq) Ln(KH) = 72.45?5578 Ta?8.76 Ln(Ta)[41]
CO?(g) ? CO?(aq) Ln(KH) = 159.2?8477 Ta?21.96 Ln(Ta)+5.78·10?3 Ta[41]
CO(g) ? CO(aq) Ln(KH) = 15.3?1300 Ta
NO(g) ? NO(aq) Ln(KH) = 385.4?14034 Ta?60.78 Ln(Ta)+6.02·10?3 Ta[46]
NO?(g) ? NO?(aq) Ln(KH) = 16.92?2776 Ta[47]
N?O(g) ? N?O(aq) Ln(KH) = 16.60?2600 Ta[48]
N?O?(g) ? N?O?(aq) Ln(KH) = 13.99?2776 Ta[47]
N?O?(g) ? N?O?(aq) Ln(KH) = ?8.21?3500 Ta[49]
H?SO?(g) ? H?SO?(aq) Ln(KH) = 36.3?20000 Ta
HNO?(g) ? HNO?(aq) Ln(KH) = 16.56?4900 Ta[48]
HNO?(g) ? HNO?(aq) Ln(KH) = 20.94?8700 Ta[48]
HCl(g) ? HCl(aq) Ln(KH) = ?47.54?1215 Ta?8.37 Ln(Ta)+9.56·10?3 Ta[46]
HF(g) ? HF(aq) Ln(KH) = 2.06?370 Ta
C6H5CH?(g) ? C6H5CH?(aq) Ln(KH) = 20.33?4400 Ta
H?O(g) ? H?O(l) Ln(KP°) = ?70.11?7206 Ta?7.14 Ln(Ta)+4.1·10?6 Ta[46]
表5. 酸气吸收系统的化学反应平衡方程，包括用于计算平衡常数的相关性，其中Ta [K]是绝对温度，KH [atm]是溶解度或亨利常数，KP° [atm]是蒸气压常数
化学反应平衡方程 相关性 参考文献
2H?O ? H?O? + OH? Ln(Keq) = 132.89?40.24 Ta?9.60 Ln(Ta)[42]
SO?(aq) + 2H?O ? H?O? + HSO?? Ln(Keq) = ?5.97+637.4 Ta?1·10?2 Ta[42]
HSO?? + 2H?O ? H?O? + SO?2? Ln(Keq) = ?25.3?1333 Ta[42]
H?SO?(aq) + H?O ? H?O? + HSO?? Ln(Keq) = ?12.15+9643 Ta[42]
HSO?? + H?O ? H?O? + SO?2? Ln(Keq) = ?18.62+2953 Ta[42]
CO?(aq) + 2H?O ? H?O? + HCO?? Ln(Keq) = 231.46?12092 Ta?36.78 Ln(Ta)[42]
HCO?? + H?O ? H?O? + CO?2? Ln(Keq) = 216.05?12432 Ta?35.48 Ln(Ta)[42]
2NO(g) + O? ? 2NO?(g) Ln(Keq) = ?3.19+8491 Ta
2NO?(g) ? N?O?(g) Ln(Keq) = ?3.19+571 Ta
NO(g) + NO?(g) Ln(Keq) = ?3.19?187 Ta
NO(g) + H?O(g) Ln(Keq) = ?3.19?838 Ta
2NO?(g) + H?O(g) + HNO?(g) Ln(Keq) = ?3.19?1123 Ta
3NO?(g) + H?O(g) Ln(Keq) = ?3.19?1409 Ta
3NO?(g) + H?O(g) + HNO?(g) Ln(Keq) = ?3.19?1123 Ta
3NO?(g) + H?O(g) + HNO?(g) Ln(Keq) = ?3.19?185 Ta
2NO?(g) + H?O(g) + HNO?(g) Ln(Keq) = ?3.19?1409 Ta
3NO?(aq) + H?O(g) + HNO?(aq) Ln(Keq) = 7.17?1700 Ta
NO(aq) + NO?(aq) + H?O(g) Ln(Keq) = 9.84?823 Ta
3NO?(aq) + H?O(g) + H?O(g) Ln(Keq) = 4.5?2579 Ta
N?O?(aq) + H?O(g) + HNO?(aq) Ln(Keq) = ?4.5?2273 Ta
N?O?(aq) + H?O(g) + HNO?(aq) Ln(Keq) = ?4.5?2273 Ta
N?O?(aq) + H?O(g) + HNO?(aq) Ln(Keq) = ?3.36?636 Ta
3HNO?(aq) + H?O(g) + HNO?(aq) + HNO?(aq) Ln(Keq) = ?12.5?54.24 Ta
HNO?(aq) + H?O(g) + HNO亚硝酸盐（NO2?）、氟化物（F?）和溴化物（Br?）通常以微量存在于海水中或淡水中，对平衡状态没有显著影响[[37], [38], [39]]。不同的是，NOx在水中的化学吸收过程涉及复杂的反应网络，包括气相和液相。与SO2相比，NO、NO2、N2O3、N2O4、HNO2和HNO3等成分同时存在于气相和液相中，它们的相互作用使这一过程变得更加复杂。实际上，在吸收和解吸过程中有许多并联和串联反应（Flagiello等人[13,50]）。图2中的双膜方案反应网络用于描述NOx在水中的吸收过程。下载：下载高分辨率图像（166KB）下载：下载全尺寸图像图2. NOx在水中的吸收反应图[51]。这个反应网络完全由气相中的动力学反应控制[13]，其中主要步骤是将氮氧化物氧化为二氧化氮。事实上，这种反应会触发水中有更多可溶性化合物（N2O3、N2O4、HNO2和HNO3）的形成。然而，在高压和低温条件下，NO(g)的氧化更为有利[13]；在350°C以下的温度下，该反应可以认为是不可逆的，其行为与其他气相放热反应不同，因此也被称为反阿伦尼乌斯动力学[52,53]。Flagiello[13]回顾了旨在基于主要物种浓度幂律表达的反应速率来开发严格的NOx气-液反应模型的文献研究，其中反应速率常数根据阿伦尼乌斯定律随温度变化：(45)rA=ko,d·e?EaRTaΠj=1mcjrj?ko,i·e?EaRTaΠi=1ncipi其中rA [kmol/m3 s]是反应速率；ko,d [(kmol/m3)1-r s-1]是正反应的频率因子，ko,i [(kmol/m3)1-p s-1]是逆反应的频率因子，Ea [kJ/mol]是与特定反应相关的活化能，R是理想气体常数（8.31·10-3 kJ/mol K），Ta [K]是绝对温度，∏j=1mcjrj [(kmol/m3)r]是产物侧化学物种浓度的乘积，总反应级数r?=?∑j=1mrj由反应物的化学计量系数之和给出，∏i=1ncipi [(kmol/m3)p]是产物侧化学物种浓度的乘积，总反应级数p?=?∑i=1npi由产物的化学计量系数之和给出。NOx吸收的气-液反应动力学模型记录在表6中，并在基于速率的模块中实现。表6. NOx在水中的反应动力学方程参数。注意：当活化能Ea不可用时，正反应频率因子ko,d等同于在25°C下评估的正反应速率常数Kd。正反应速率逆反应速率参考方程ko,dEaΠCrko,iEaΠcp2.41·102-4.40[NO]2·[O2]9.66·1011186.05[NO2]2[54](46)1.27·107[NO2]28.51·101457.07[N2O4][53](47)4.75·1012[NO]·[NO2]3.25·101839.65[N2O3][55](48)1.10·1054.13[NO2]2·[H2O]1.07·1044.13[HNO2]·[HNO3][56](49)5.41·106[NO]·[NO2]逆反应速率可以忽略[57](50)4.69·107[NO2]2逆反应速率可以忽略[58](51)1.69·104[N2O3]逆反应速率可以忽略[59](52)2.21·101679.14[N2O4]逆反应速率可以忽略[60](53)2.23·10493.76[HNO2]4·[NO]-2逆反应速率可以忽略[60](54)关于挥发性有机化合物（VOCs），在模拟中它们被近似为甲苯，以简化模拟器中的方程模型。对于它们和CO，由于与水的化学相互作用可以忽略，吸收机制可以用气-液相平衡方程来描述（见表4）。平衡方程的详细信息以及计算亨利常数（KH [atm]）和蒸汽压常数（KP° [atm]）的相关性，以及液相的化学反应常数（Keq mole fraction basis），都在Flagiello等人[13]中有所报告，还包括用于计算NOx在水中的化学吸收的直接和逆反应速率的动力学参数。基于速率的模块被选用来模拟包括柱输入（G05和L09）和输出（G06和L10）流、循环（L08）和洗涤（L11）流以及补充流（L06和L07）的填料床柱。对于柱子，还从ASPEN PLUS?数据库中选择了以下模型规格：逆流模型；仅考虑气相扩散阻力的扩散模型以及考虑液相化学反应的扩散阻力模型；质量传递和热传递模型以及压降模型。对于质量传递，气相（kG [m/s]）和液相（kL [m/s]）的质量传递系数，包括界面面积（ai [m2/m3），可以通过ASPEN PLUS?中的现有相关性计算得出，这些相关性适用于填料塔，例如Bravo 1985或1992、Billet和Schultes 1993以及Hanley和Chen 2012 [[61], [62], [63], [64], [65]]模型。对于FT.Y填料，我们在之前的工作中已经测量了实验系数数据[31]，操作条件为气体负荷因子FG?=?0.77至2.31 Pa0.5和液体负荷因子FL?=?5.10至16.56 m3/m2 h。这些数据用于校准Billet和Schultes[63]的模型，其拟合度R2?=?0.98，这是通过线性回归程序得出的两个模型校正参数（即气相（CG?=?0.825）和液相（CL?=?0.551）常数）。Billet和Schultes模型用于计算气相系数（kG [m/s]）、液相系数（kL [m/s）和界面面积（ai [m2/m3]）的方程组如下：(55)kG=CG(1εp?hL)和hDGReG0.75ScG0.333(56)kL=CL(gρLμL)0.166(uLan)0.333DLdh(57)ai=1.5dhanReL?0.2WeL0.75FrL?0.45an其中ReG和ScG是气相的无量纲雷诺数；ReL、WeL和FrL是液相的无量纲雷诺数、韦伯数和弗劳德数；hL [m3/m3]是液体填充体积；dh [m]是填充物的水力直径；εp [m3/m3]是填充物的空隙率；g是重力常数，为9.81 m/s2；ρL [kg/m3]是液体质量密度；μL [kg/ms]是液体粘度；uL [m/s]是液体流速；DG和DL [m2/s]分别是气相和液相中气体组分的扩散系数。关于填充塔的传热系数，Taylor和Krishna模型[66]被用来估算，遵循Flagiello等人[37,45]的建议。该模型基于Chilton和Colburn的质量传递系数与传热系数之间的类比[67]，并且已经实现于ASPEN PLUS?数据库中。关于填充塔的流体动力学，我们之前的工作[31]中也使用了FT.Y填料的实验数据，操作条件为气体负荷因子FG?=?0.2至6.0 Pa0.5和液体负荷因子FL?=?5.10至20.38 m3/m2 h。Stichlmair模型已经实现于ASPEN PLUS?数据库中，并使用数据库中现有的类似填料的模型常数（plastic Mellapak 250Y）获得了非常好的拟合度（R2?=?0.96）：C1?=?1, C2?=?1和C3?=?0.32。Stichlmair模型用于计算湿模式下的特定压降（ΔPw/Zp [Pa/m]）的方程组如下：(58)ΔPwZp=ΔPdZp[1?εp(1?hLεp)1?εp]2+j3(1?hLεp)?4.65其中ΔPd/Zp [Pa/m]是干模式下的压降。它可以通过以下模型方程计算：(59)ΔPdZp=0.75fG(ρGuG2deq)(1?εpεp4.65)其中fG是气体摩擦系数，uG [m/s]是气体流速，ρG [kg/m3]是气体质量密度，deq [m]是等效直径。参数j是方程(61)中的模型指数，可以根据方程(62)和C1、C2计算得出，而气体摩擦系数（fG）可以从方程(60)计算得出。(61)j=[?C1ReG?C22ReG0.5]·fG?1(62)fG=C1ReG+C2ReG0.5+C3关于基于速率的ASPEN PLUS?模型的开发，遵循了之前通过海水、NaOH和氧化剂溶液中的SO2吸收实验验证的方法[17,37,45,69]，并结合了使用专用FT.Y填料数据校准的质量传递和压降相关性[31]，确保了模拟框架的预测可靠性。关于特定案例研究的工艺模拟，ASPEN PLUS?代码还需要设置模拟输入数据，包括输入柱子的气体流（G05）的流量和特性，输入混合器块的淡水（L06）和NaOH（L07）的流量，以及分流器块中的循环比例R值（Unit 17），以解决封闭回路单元中的总体质量和能量平衡问题，并使用收敛迭代算法。模拟输出数据包括气体流G06（从柱子输出的气体流）、L10（从柱子输出的液体流）、L11（从封闭回路单元排出的液体流）和L8（循环回封闭回路单元的液体流）的流量和特性。循环比例定义为循环流量（L08）与从FGD洗涤器流出的流量（L10）之间的比率，选择这个比率是为了满足洗涤器的总水流量（L09）在调查范围内的10 - 20 m3/MWh，以及洗涤器排出的流量（L11）必须在0.1 - 0.3 m3/MWh之间，符合海洋洗涤器制造商的指南[18,19]。为此，我们将L06的淡水补充流量设置为L06?=?0.8 m3/h，以同时满足这两个约束。使用ASPEN PLUS?模拟研究的工艺参数包括50% w/w NaOH溶液的体积流量（L07）和输入柱子的液体总体积流量（L09）。具体来说：(i) 50% w/w NaOH的流量（L07）从0.01变化到0.015 m3/MWh，以优化化学消耗；(ii) 总液体流量（L09）从10变化到20 m3/MWh，以寻找可能的节水方法。值得注意的是，L07和L09设定的最大值是海洋洗涤器制造商在喷雾塔上推荐的典型值。FT.Y填料的 packing 高度（Zp [m]）也在每次敏感性分析中进行了变化，以达到海洋应用的SO2去除目标并控制总柱压降（ΔPc [mbar]）。关于要达到的目标值，开阔海域航行的SO2排放限值（GLOBAL）相当于基于进入洗涤器的烟气中的SO2含量（610 ppmv）计算出的100 ppmv，而在控制区域（SECA）的排放限值相当于20 ppmv。在ASPEN PLUS?中还进行了初步模拟，以确定装有FT.Y填料的柱子的极限操作条件。具体来说，气体流速（uG）从1增加到3 m/s，总液体流量在洗涤器L09为20 m3/MWh，同时改变柱子直径从1.9米到3.3米，并评估了淹没因子（Fflood）。这个参数在填料洗涤器的设计中具有重要意义，因为它表示与操作极限条件相比的百分比值[70]。3. 结果与讨论初步模拟表明，从1 m/s的气体流速开始，淹没因子几乎线性增加，直到2.7 m/s，最大Fflood为85%。这是文献中建议的常见限制值，超过这个值后，气体流速的轻微波动可能导致淹没现象。此外，更高的气体流速可以减少所需的填料体积，从而降低安装的重量和成本：因此，在后续模拟中，将uG设置为2.7 m/s作为最佳值，Fflood为85%，相应的柱子直径Dc为1.9米。图3展示了在封闭回路模式下运行的洗涤器的操作条件（即SO2输出浓度和洗涤器压降），使用Venturi洗涤器提供的值，烟气流量G05为27540 kg/h（27465 m3/h，60°C），洗涤器的水总量流量L09为20 m3/MWh（80 m3/h），以及50% w/w caustic soda的补充流量L07为0.015 m3/MWh（0.06 m3/h），以恢复洗涤液的pH值。L09流是通过在分流器（Unit 17）设置液体循环比例R为0.9890 kg/kg获得的，再加上淡水补充流L06为0.8 m3/h（3.2 m3/MWh）。具体来说，对于uG = 2.7 m/s的情况，图3A显示了洗涤器出口的SO2浓度与Prototype FT.Y填料高度（Zp）之间的关系，填料高度最多达到1.5米；图3B显示了所需的Prototype FT.Y填料的体积（Vp）；图3C则报告了塔的压力降（ΔPc），表明了特定的压力降值。图3A和图3B还显示了上一节中提到的SECA和全球海洋航行所允许的SO2浓度值。
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图3. 使用L09 = 20 m3/MWh（80 m3/h）和L07 = 0.015 m3/MWh（0.06 m3/h）在闭环模式下运行的装有FT.Y填料的洗涤器的性能：
(A) SO2出口浓度与FT.Y填料高度的关系；
(B) SO2出口浓度与FT.Y填料体积的关系；
(C) 填料塔的压力降与FT.Y填料高度的关系。
正如预期的那样，图3A表明，随着FT.Y填料高度的增加，SO2浓度会降低，因为这延长了气体和液体的接触时间。值得注意的是，大约0.4米的填料高度就足以提供可接受的SO2出口浓度值（< 100 ppmv），从而确保在开阔海域（GLOBAL）的航行；而要达到控制区域（SECA）允许的SO2浓度限制（20 ppmv），则需要超过两倍的填料高度（Zp = 1米），此时所需的填料体积为Vp = 2.84 m3（见图3B）。图3C显示，这种接触器的特定压力降约为3.74 mbar/m，考虑到达到SECA限制所需的Zp = 1米，整个塔的压力降正好为3.74 mbar。对于一个海洋用洗涤器来说，这是一个合理的数值。
表7报告了在闭环模式下使用气体速度uG = 2.7 m/s（Fflood = 85%）运行时，装有FT.Y填料的洗涤器的性能，以达到SECA限制（< 20 ppmv），此时Zp = 1米，Dc = 1.9米。该表包括了闭环部分的所有气体和液体流量（m3/h），以及气体和液体相中所有组分的质量流量（kg/h）、温度（°C）、质量密度（kg/m3）和分子量（kg/kmol）。
表7. 使用FT.Y填料在闭环模式下达到SECA限制的ASPEN PLUS?模拟结果：
气体速度 uG = 2.7 m/s（Fflood = 85%）；塔直径 Dc = 1.9 m；填料高度 Zp = 1 m。
模拟结果：
G05 G06 L06 L07 L08 L09 L10 L11
流量 (m3/h) 27 80 82 73 20.8 0 0.06 0 79.1 48 0 80.1 10.88 0
温度 (°C) 60.0 0 59.38 20.0 0 59.44 59.31 59.44 59.44
密度 (kg/m3) 0.99 0.99 99 1 52 8 10 57 10 58 10 57 10 57
分子量 (kg/kmol) 27.39 27.37 18.02 18.95 18.89 18.89 18.89
相对湿度 (%) 95.20 98.78
液体pH值：8.28 48 M7.41 97.54 27.41 97.41
氮气, N2 (kg/h) 1833 9183 39 -- 0.41
氧气, O2 (kg/h) 3361 3361 -- 0.13
水, H2O (kg/h) 3445 3440 79 9.54 5.84 77 30 67 817 27 816 68 59.8
二氧化碳, CO2 (kg/h) 2311 2310 微量
一氧化碳, CO (kg/h) 1.22 61.226 -- 微量
二氧化硫, SO2 (kg/h) 39.25 1.23 -- 微量
一氧化氮, NO (kg/h) 33.09 32.96 -- 微量
二氧化氮, NO2 (kg/h) 5.63 82.835 -- 微量
挥发性有机化合物, VOCs (kg/h) 4.03 34.032 -- 0.008 0.008 0.008 微量
钠, Na+ (kg/h) -- 0.03 126.35 2368 2395 2395 26.35
钾, K+ (kg/h) -- 0.002 -0.19 10.19 40.19 40.002
镁, Mg2+ (kg/h) -- 0.002 -0.19 10.19 40.19 40.002
钙, Ca2+ (kg/h) -- 0.002 -9.14 39.24 49.22 40.102
氢氧根, H3O+ (kg/h) -- 0.002 -0.14 70.11 30.15 0.002
氯离子, Cl- (kg/h) -- 0.006 -0.54 00.54 50.54 50.006
碳酸氢根, HCO3- (kg/h) -- 0.374 -12 22.11 22.21 23.51.35
碳酸根, CO32- (kg/h) -- 0.004 -2.78 33.70 62.81 40.031
氟, F (kg/h) -- 0.048 -4.58 44.58 44.58 40.048
溴, Br (kg/h) -- 0.048 -4.58 44.58 44.58 40.048
亚硫酸氢根, HSO3- (kg/h) ---- 40 2.23 11.44 06.74.47
亚硫酸根, SO32- (kg/h) ---- 38 62 395 2390 54 2.96
硝酸盐, NO3- (kg/h) ---- 32 9.63 29.63 32.62.93
亚硝酸盐, NO2- (kg/h) ---- 微量微量微量
羟基, OH- (kg/h) -- 0.02 019 49 38.10 110.78 8.19 0.090
在不同结果中，与流L11（即冲洗流）的特性相关的影响最为显著。该流的流量为0.88 m3/h（0.22 m3/MWh），温度接近60°C，pH值约为7.5。这些特性符合洗涤器制造商和国际海事组织（IMO）的指南。实际上，该流量在闭环洗涤器的正常观察范围内，这意味着其储存和水处理（单元5）在技术上是可行的。此外，其温度和pH值也在合理的范围内，能够确保足够的冷却和洗涤水排放[11]。考虑到高循环比R = 0.9890 kg/kg，闭环回路中的液体温度达到了送入洗涤器的烟气（G05）的阈值温度。特别地，尽管循环条件恶劣，但由于加入了浓度较高的烧碱流（L07），闭环回路中的所有液体流仍能够保持相当高的pH值（在7.42到7.54之间），而传统的开环洗涤器排放的废水酸度较高（通常pH值在3到5之间）。至于处理后的烟气（G06），其温度和湿度与输入值基本相同。关于其组成，表4清楚地显示，除了SO2外，其他气体成分如CO和VOCs在洗涤液中仅以微量被吸收；同样，CO2也需要更碱性的溶液才能被吸收。至于NOx，也只有部分被吸收（总共38.73 kg/h中的2.93 kg/h）：实际上，NO的去除效率最高仅为0.5%，这与以往的研究结果一致[2,50]；而NO2的去除效率较高（50%），这得益于其在水中的较高溶解度和反应机制。因此，模型认为SO2的酸碱反应是控制去除的主要途径，而其余的气体组分（CO、CO2和NO）对预测的动力学传质性能影响较小。
3.1. 与商用喷淋塔的比较
为了达到SECA限制，使用了一个装有FT.Y填料（Zp = 1米，Vp = 2.8 m3，Dc = 1.9米）的洗涤器，在闭环模式下运行，气体速度uG = 2.7 m/s，总液体流量L09 = 20 m3/MWh，以及50%重量比的NaOH补充流量L07 = 0.015 m3/MWh，可以根据以下公式[26,71]估算塔的总高度：
Zc = Zp + Zextra
其中Zextra代表顶部和底部的额外空间，计算为Dc的两倍，以容纳其他内部组件，如气体和液体分配器以及塔底部的液体积聚空间。填料塔的有效高度为4.8米，总体积约为13.6 m3。
Flagiello等人[26]使用相同的数学模型设计了一个喷淋塔，考虑了相同的操作条件和相同的SECA限制（< 20 ppmv）目标。模型结果表明，有效的气液接触高度应为约6.5米，而总塔高度为10.3米。模拟是在uG = 2.7 m/s的条件下进行的，喷淋头的直径D32设为1毫米，以使夹带滴液的比例低于5%，同时保持喷淋单元的正确功能。这些结果与实际洗涤器单元的大小一致[18]。
这种比较表明，使用FT.Y结构填料相比喷淋塔，在空间占用方面具有显著优势，节省了超过200%的体积。类似的体积减少也伴随着总体重的减轻。填料塔的重量与FT.Y填料的体积直接相关，但最重要的贡献来自洗涤器容器本身。例如，假设一个由厚度为5毫米的不锈钢AISI 316制成的容器（比重约为8030 kg/m3），而塑料泡沫填料的体积密度仅为30 kg/m3。假设内部组件的重量占容器重量的约10%[26,71]，则填料塔的总重量约为3吨，而FT.Y填料塔的重量大约是喷淋塔的95%。
尺寸和重量的差异直接反映在洗涤器的初期投资（CAPEX）上。包括容器、泵、除雾器、气体和液体分配器以及喷嘴在内的比较CAPEX分析（根据Flagiello等人[26]提出的相关性进行评估）显示，与喷淋塔相比，填料塔配置可实现大约90%的CAPEX节省。总体而言，不包括FT.Y填料成本在内的填料塔成本约为60,000欧元；这表明只要填料成本不超过每立方米20,000欧元，这种填料方案在经济上仍然具有成本效益。这一门槛远高于商用结构填料的典型成本范围，进一步证明了所提出方案的经济稳健性。
另一方面，虽然填料塔在节省空间以及总体积、重量和成本方面具有优势，但其FT.Y填料的具体压力降（ΔP/Zp）大于喷淋塔。这一因素必须在整个系统的压力降（ΔPtot）最终计算中加以考虑，包括文丘里洗涤器、阀门和总管道长度。随着船上最近安装的降噪系统，发动机产生的背压有所降低（通常在20至60 mbar之间，具体取决于发动机负载），这意味着在串联气体处理单元的情况下，可以考虑使用填料塔，这会影响船舶的设计能效指数（EEDI）和可用空间[72]。
整个系统的总压力降很大程度上取决于具体的船舶设计，可能与洗涤塔的设计类型关系不大。因此，比较时仅考虑喷淋塔和FT.Y填料塔更为恰当。在喷淋塔系统中，压力降主要与气体分配器和除雾器相关。然而，由于FT.Y填料的高传质效率，最大1米的填料高度就足以使SO2出口浓度低于SECA限制（见图3A），相应的压力降低于4 mbar（见图3C），仅占可用背压的13%至15%。因此，用FT.Y填料塔替换喷淋塔不太可能在系统层面引入额外的背压损失，并且完全符合发动机背压限制。
3.2. 烧碱流量的影响
接下来的模拟展示了50%重量比（L07）NaOH水溶液的体积流量对装有FT.Y填料并在闭环模式下运行的洗涤器脱硫性能的影响。图4显示了洗涤器出口的SO2浓度与填料高度（Zp）的关系，以及50%重量比NaOH溶液的体积流量L07的变化（从0.015到0.01 m3/MWh）。烟气速度设定为2.7 m/s，相应的塔直径Dc = 1.9米，这是初步过程敏感性分析中的最优值。L09流的流量保持为20 m3/MWh（80 m3/h），通过在分流器块（单元17）设置液体循环比R = 0.9890 kg/kg来实现。同时添加了淡水补充流L06 = 3.2 m3/MWh（0.8 m3/h）和NaOH补充流L07 = 0.015 m3/MWh（0.06 m3/h，50%重量比）。为了模拟更低的NaOH剂量（L07 = 0.0125 m3/MWh（0.05 m3/h）和0.01 m3/MWh（0.04 m3/h），循环比分别设为R = 0.9889和0.9888。该图还显示了SECA和全球海洋航行所允许的SO2浓度值。
图4表明，在探索的Zp值范围内，仅将50%重量比NaOH的体积流量从0.015降低到0.0125 m3/MWh就能实现高效的烟气脱硫，达到SECA限制以下的出口浓度；但由于填料高度增加到了1.6米，因此所需的填料体积增加了约60%（相对于Zp = 1米的情况）。在这种情况下，使用的填料体积增加到Vp = 4.52 m3，洗涤器的总体积几乎增加到Vc = 21 m3，总压力降上升到6 mbar（可用背压的20%至24%）。虽然与填料塔相关的时间、重量和CAPEX有所增加，但仍然比喷淋塔更轻便且成本更低。
现在我们可以考虑使用不同体积比NaOH补充溶液的成本。实际上，由于运营成本的减少，节省化学品代表了有吸引力的长期投资。考虑到50%重量百分比的NaOH溶液的成本约为150欧元/立方米[22]，并且假设在 scrubber运行的一年中，化学品至少使用了200天，那么使用0.0125立方米/兆瓦时的NaOH的总成本为每年3.6万欧元，而使用0.015立方米/兆瓦时的总成本为每年4.3万欧元，因此每年可以节省7000欧元。与系统内循环的总体积流相比，NaOH溶液的泵送成本可以忽略不计，因为它只占总体积流的0.06%。对于填充式scrubber来说，如果将NaOH的体积流量进一步降低到0.01立方米/兆瓦时，将无法提供足够的烟气净化效果以满足SECA标准，当填充高度增加到5米时，scrubber出口处的SO2浓度为45 ppmv。这可以直接归因于化学品补给量的减少，从而降低了循环流体的pH值恢复能力。实际上，ASPEN PLUS?的模拟结果证实，在这些条件下，送入scrubber的液体流体的pH值低于6.5。因此，将L07降低到0.0125立方米/兆瓦时的操作方案仍然是达到SECA目标的最佳选择，与使用0.015立方米/兆瓦时补给流量的方案相比，它对室内安装的空间和重量要求较低。然而，另一种选择是保持L07 = 0.015立方米/兆瓦时的补给流量，这样可以实现最紧凑、最轻的解决方案（体积Vc = 13.6立方米，重量Wc = 3吨），以符合SECA标准，同时通过将计量泵的流量从0.015立方米/兆瓦时调低到0.01立方米/兆瓦时，在公海航行期间减少NaOH的用量。在这种情况下，每年可以节省大约1万欧元的化学品费用。这种选择似乎更有趣，因为它在节省空间和重量方面具有双重优势，同时还保持了足够的操作灵活性，以确保合规性和化学品成本的降低。
3.3 总洗涤液体流量的影响
进行了其他模拟，保持L07为0.015立方米/兆瓦时和uG = 2.7米/秒，但将输送到scrubber的总液体流量L09从20立方米/兆瓦时降低到10立方米/兆瓦时（80米3/小时到40米3/小时），结果如图5所示。在这种情况下，L09流量的获得是通过在Splitter单元（单元17）设置液体循环比R = 0.9890 - 0.9780千克/千克，并添加0.8立方米/小时的淡水补给流（3.2立方米/兆瓦时）来实现的。总液体流量（L09）的最低值是根据我们之前工作中配备FT.Y的吸收器的运行数据确定的[31]。每个横截面的液体流量必须足够保证良好的填充湿润性，液体负载因子（FL）不得低于5立方米/平方米·小时：为此，在模拟中，该值在28.37 - 14.18立方米/平方米·小时的范围内变化。
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图5. 使用FT.Y填充物在闭环模式下运行的scrubber的性能，L09 = 20立方米/兆瓦时（80米3/小时）和L07 = 0.015立方米/兆瓦时（0.06立方米/小时）以及L09 = 20立方米/兆瓦时（80米3/小时）、15立方米/兆瓦时（60米3/小时）和10立方米/兆瓦时（40米3/小时）：(A) SO2出口浓度作为FT.Y填充高度的函数；(B) 填充柱的压降作为FT.Y填充高度的函数。
图5A显示了scrubber出口的SO2浓度与填充高度（Zp）的关系，并参数化了体积液体流量，流量从L09 = 80米3/小时降至40米3/小时，同时保持气体速度为2.7米/秒，相应的柱直径Dc = 1.9米。图5A还显示了SECA和全球公海航行允许的SO2浓度值。对于相同的模拟，图5B报告了FT.Y填充物的总压降（ΔPc）与填充高度（Zp）的关系，并参数化了三种不同的特定压降，这些压降对应于L09流量的研究值。
模拟结果证实，通过将液体流量L09降低到10立方米/兆瓦时也可以达到SECA标准，但代价是FT.Y填充高度的增加，从1米增加到1.7米（图5A）。实际上，填充高度的增加是由液体流量的减少所驱动的，这降低了有效的气液界面面积，从而限制了液体侧的质量传递。然而，值得注意的是，L09 = 10立方米/兆瓦时的设计仍然比喷淋塔更加紧凑和轻便。
尽管与20立方米/兆瓦时运行的方案相比，资本支出（CAPEX）有所增加，但这种方案的一致性节水效果允许在L09和L10管道上安装更小、更便宜的泵。根据以下方程[26,71]可以估算不锈钢AISI 316 L材质的离心泵的成本[k�]：
(64)Cpump = 2.86L0.37
其中L [m3/小时]是液体流量。两台泵在20立方米/兆瓦时运行时的成本为1.45万欧元，通过减少总液体流量，可以实现10%到30%的费用节省，同时预计泵送成本还可以节省高达100%的运营费用（OPEX）。根据[26,71]提出的方程，泵的功率（Ppump [kW]）与液体流量成正比：
(65)Ppump = P·Lηpump·3.6·10?6
其中P [Pa]是泵送压力（固定为10巴），ηpump是泵的效率，对于离心式机器通常为75%[71]。对于L09 = 10立方米/兆瓦时的情况，两台主泵所需的总功率为30千瓦，提高了船舶的能量效率，而在L09 = 20立方米/兆瓦时闭环运行时，需要60千瓦来驱动主泵。在这种情况下，运营费用的节省可以直接与燃料费用的减少相关联，即用于驱动水泵的额外燃料消耗。考虑到高负载范围内HFO燃料柴油发动机的平均特定燃料消耗SFOC = 200克/千瓦时[18,19]，考虑到两台主泵，总燃料节省量可达每年15吨；这意味着每年可以节省大约1.2万欧元（HFO价格为800欧元/吨[73]）。
同样值得注意的是，图5A中所示的更紧凑、更轻便的填充式scrubber（在20立方米/兆瓦时运行，Zp = 1米）可以在船上使用，以满足SECA控制区域20 ppmv的限制，而在公海区域，当限制低于100 ppmv时，液体流量消耗可以减少50%，从而降低泵送成本并提高船舶的EEDI。在这种情况下，两台主泵的燃料费用每年可以节省10吨，而预计的费用节省量为每年8000欧元（考虑到公海航行时间大约占总时间的2/3）。这两种不同的洗涤部分操作方案既适用于船上空间非常有限的情况，也适用于主要目标是限制与气体处理系统相关的运营成本的情况。
3.4 实际影响和材料考虑
从工业角度来看，所提出的3D泡沫打印结构填料旨在用于闭路海洋scrubber的湿润吸收部分，该部分位于冷却阶段之后，气体温度显著降低。在这些条件下，热负荷保持在常见聚合物材料（例如PLA）的运行范围内（大约80 - 90°C），而连续的液体灌溉可以减轻热梯度和机械应力。填料的聚合物特性使其在碱性洗涤环境中具有固有的耐腐蚀性，这是相对于金属结构填料的一个关键优势。此外，泡沫打印过程产生的开放孔隙形态增强了液膜分散性，减少了局部干燥区域的可能性，这些区域通常与常规填充柱中的结垢和 scaling 现象相关。增材制造结构的减重对于船上改造安装尤为重要，因为机械负荷和占地面积是关键限制因素。
从初步的机械评估来看，3毫米的波纹和穿孔PLA片材可以被视为足够坚固的，适用于原型结构填料。批量聚乳酸（PLA）的弹性模量通常在2 - 3 GPa范围内，拉伸/压缩强度约为50 - 60 MPa，具体取决于加工条件和结晶度[74]。然而，引入片材穿孔 combined with 非常高的孔隙率预计会显著降低所得填料块的表观压缩强度。类似于开放孔隙固体和结构填料，有效强度通常随相对密度而变化，可能降至0.1 - 0.5 MPa的数量级。
在这些条件下，整体机械响应不再由块状材料的固有强度决定，而是由结构效应决定，包括薄联结部的局部屈曲、制造或组装引起的层间弱化，以及时间依赖的粘弹性蠕变，这在PLA在持续负载下是众所周知的[75]。因此，通过实际的气液运行条件对填料的机械适用性进行了实验评估。特别关注了持续的水力负荷和长期暴露效应，通过评估测试前后填料元件的结构完整性和可能的变形或损坏。应当注意的是，增材制造方法与使用的材料无关，并且可以扩展到更高性能的聚合物（例如ABS、PETG、PEEK），以满足更严格的热学和机械要求。填料的模块化特性进一步便于检查和更换操作，提高了在海洋运行条件下的可维护性。尽管长期耐用性和结垢行为需要专门的试点规模研究，但目前的过程级结果表明，所提出的填料概念与典型的闭路scrubber条件兼容，并在耐腐蚀性、重量减少和操作灵活性方面提供了切实的优势。
4. 结论
通过ASPEN PLUS?中的严格基于速率的流程模拟，本研究调查了在闭环模式下运行的海洋scrubber中采用先进3D泡沫打印结构填料（FT.Y）的可行性和潜在优势，该scrubber采用U型配置，旨在满足IMO/MARPOL附件VI中的硫限制，适用于全球和SECA航行。分析有意将它们与当前最常用的传统海洋喷淋塔进行了对比，后者由于简单性和公认的坚固性而广泛使用，但在严格的环境限制下，其尺寸、重量以及化学和泵送需求方面存在缺点。模拟结果表明，FT.Y填充的scrubber即使只有1米的填充高度也能完全符合SECA法规，同时保持大约4毫巴的压降，完全符合典型的海洋背压限制。在相同的运行条件下，这种填充配置提供了与喷淋塔相当的脱硫性能，同时实现了更加紧凑、轻便和低廉的设计，这对新安装和改造应用都是一个关键优势。
敏感性分析突出了烧碱剂量在平衡脱硫效率和运营成本方面的关键作用。将NaOH补给流量适度减少到0.0125立方米/兆瓦时（50%重量百分比）被认为是最佳折中方案，可以在有限的填充高度下实现SECA合规性，同时通过减少SECA和GLOBAL运行期间的化学品消耗来显著节省运营费用。然而，另一种NaOH剂量策略可能是为SECA运行设计塔体，使其在0.015立方米/兆瓦时（50%重量百分比）下运行，而在GLOBAL区域运行时减少流量，这些区域的排放限制较为宽松。
进一步的模拟考察了将总洗涤液体流量从20立方米/兆瓦时降低到10立方米/兆瓦时的影响。尽管这种策略需要增加填充高度并导致柱体积和重量的适度增加，但填充式scrubber的配置仍然比喷淋塔选项更加紧凑和轻便。同时，这种运行模式实现了持续的水资源节约和泵送功率的减少，从而降低了燃料费用并提高了船舶的能量效率，对资本支出（CAPEX）和运营费用（OPEX）都有益处。总体而言，结果清楚地表明，采用FT.Y结构填料代表了闭路运行的海洋洗涤中的显著过程强化策略。所提出的解决方案结合了高传质效率、紧凑的结构以及灵活的运行特性，既能满足SECA和GLOBAL关于海洋硫排放的限制，又能降低安装重量、空间占用及生命周期成本。此外，由于化学药剂需求和泵送能量的进一步减少，这项技术作为海洋应用中替代传统喷淋塔洗涤器的可持续且具有竞争力的方案，其长期可行性得到了进一步提升。
**CRediT作者贡献声明**
D. Flagiello：写作——审稿与编辑、撰写初稿、软件开发、方法设计、数据收集与处理、概念化设计。
D. Tammaro：写作——审稿与编辑、撰写初稿、数据可视化。
A. Erto：写作——审稿与编辑、撰写初稿、数据可视化、项目指导。
P.L. Maffettone：写作——审稿与编辑、资金筹集。
A. Lancia：写作——审稿与编辑、数据可视化。
F. Di Natale：写作——审稿与编辑、撰写初稿、数据可视化、模型验证、项目监督、资源调配、方法设计、正式数据分析。
