李 蒙，王浩同，蔣 燕，馬 炯，黃正梁，王靖岱

（1.中國石化 南京工程有限公司，江蘇 南京 211100；2.浙江大學(xué) 化學(xué)工程與生物工程學(xué)院，浙江 杭州 310027）

射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)氣泡分布特性

李 蒙1，王浩同2，蔣 燕1，馬 炯1，黃正梁2，王靖岱2

（1.中國石化 南京工程有限公司，江蘇 南京 211100；2.浙江大學(xué) 化學(xué)工程與生物工程學(xué)院，浙江 杭州 310027）

采用氣體分布盤和縮徑式液體噴嘴的射流鼓泡反應(yīng)器冷模實(shí)驗(yàn)裝置，以空氣-水作為模擬體系，考察了表觀氣速（ug）和噴嘴出口液速對氣泡分布特性的影響。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在不同ug下，平均氣含率均隨著噴嘴雷諾數(shù)（Rej）的增大而增大，平均氣含率經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算值與實(shí)際值的平均相對偏差為8%。射流鼓泡反應(yīng)器中心處氣含率較高，邊壁處氣含率較低；隨著Rej的增大，氣含率最高點(diǎn)向壁面方向移動，徑向氣含率分布趨于均勻。隨著Rej的增大，氣泡具有不同的運(yùn)動軌跡和分布狀態(tài)，從類似字母“C”逐步演變?yōu)轭愃谱帜浮癇”和“A”。

射流鼓泡反應(yīng)器；氣含率；氣含率分布

傳統(tǒng)的鼓泡塔受限于氣泡尺寸和氣液兩相流動，在氣液傳質(zhì)過程中存在瓶頸，因此傳質(zhì)效率難以繼續(xù)提升［1］。射流、內(nèi)構(gòu)件、機(jī)械攪拌等是常用的鼓泡塔傳質(zhì)強(qiáng)化手段。Shah等［2］研究了內(nèi)構(gòu)件對鼓泡塔氣含率、軸向擴(kuò)散系數(shù)和傳質(zhì)系數(shù)的影響，發(fā)現(xiàn)內(nèi)構(gòu)件使氣含率和傳質(zhì)系數(shù)稍有提高，但使擴(kuò)散系數(shù)明顯下降。Bouaifi等［3］研究了雙層組合漿攪拌鼓泡塔的氣含率，發(fā)現(xiàn)氣體分散性能和輸入功率密切相關(guān)，輸入功率和表觀氣速（ug）越大，整體氣含率越大；且局部氣含率分布對氣泡尺寸分布和氣液體積傳質(zhì)系數(shù)有重要的影響。Evans［4］發(fā)現(xiàn)射流作用可強(qiáng)化傳質(zhì)，用噴射式氣液反應(yīng)器代替鼓泡塔可得到更好的氣液傳質(zhì)效率。

研究者對噴射式氣液反應(yīng)器內(nèi)氣含率、氣泡尺寸等氣泡參數(shù)［5-8］及氣液傳質(zhì)性能［9-10］進(jìn)行了大量研究，針對不同的反應(yīng)器結(jié)構(gòu)和實(shí)驗(yàn)體系，獲得了系列氣含率和液相體積傳質(zhì)系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。而關(guān)于射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)氣泡分布規(guī)律、混合和傳質(zhì)特性的研究則相對較少。Amiri等［11］對射流鼓泡反應(yīng)器的混合性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)射流可以有效改善液相混合，且越接近氣液兩相相遇位置，混合時間越短，并給出了流型圖。郭天琪等［5］研究了射流鼓泡器中ug和射流雷諾數(shù)對液相宏觀混合時間的影響，并從能量輸入的角度分析了射流鼓泡反應(yīng)器的混合機(jī)制，但未見關(guān)于射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)氣泡分布特性的研究報道。研究射流鼓泡反應(yīng)器的氣體分布特性對于掌握氣液兩相流動規(guī)律及其設(shè)計(jì)和優(yōu)化具有重要意義。

本工作在射流鼓泡反應(yīng)器冷模實(shí)驗(yàn)裝置中，利用自制的電導(dǎo)探針測量局部氣含率，考察了ug和噴嘴出口液速對氣泡分布特性的影響，期望為工業(yè)射流鼓泡反應(yīng)器的設(shè)計(jì)開發(fā)提供理論指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

射流鼓泡反應(yīng)器冷模實(shí)驗(yàn)裝置主要由射流鼓泡反應(yīng)器、氣路系統(tǒng)、水路系統(tǒng)、檢測儀器及計(jì)算機(jī)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等5部分組成。其中，射流鼓泡反應(yīng)器的主要內(nèi)構(gòu)件包括液體注入噴嘴、氣體分布盤、擋板和破渦器。冷模實(shí)驗(yàn)在常溫、常壓下進(jìn)行，以空氣和水作為模擬介質(zhì)。實(shí)驗(yàn)中ug的變化范圍為0.005～0.025 m/s，噴嘴出口液速的變化范圍為0.87～8.8 m/s，對應(yīng)噴嘴雷諾數(shù)（Rej）變化范圍為1.57×104～1.58×105。冷模實(shí)驗(yàn)裝置的結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 冷模實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of cold model

氣體分布盤結(jié)構(gòu)如圖1所示，分布盤直徑為110 mm，36個直徑2 mm的通氣孔均布在3層同心圓和圓心上，3個同心圓的半徑分別為30，55，85 mm，通氣孔數(shù)量分別為6，8，10個。

圖1 氣體分布盤實(shí)物圖及結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The gas distributor plate and its structure diagram.

1.2 實(shí)驗(yàn)及數(shù)據(jù)處理方法

采用自制的雙探頭電導(dǎo)探針測量氣泡參數(shù)［12-13］。雙探頭電導(dǎo)探針是一種直徑為毫米級，外部涂有絕緣層，僅探針尖端裸露的檢測儀器，主要依據(jù)氣相和液相電導(dǎo)率的差異來測定氣液兩相中的氣泡參數(shù)。制作完成后的探針需接入測試電路，兩個探針分別與電源的負(fù)極相連，不銹鋼外殼與電源正極相連，同時外接限流電阻，可獲得高低電平的數(shù)據(jù)信號。A/D采集板要與測試電路匹配，等效阻值應(yīng)比探針電阻大兩個數(shù)量級以上。某一點(diǎn)的局部氣含率（εi）的估算式見式（1）。

式中，r為徑向位置，mm；t為采樣時間，s；t1和t2分別為氣泡分別通過兩個探針的時間，s。

式中，Ai為與測量位置相應(yīng)的圓環(huán)面積，m2。全釜平均氣含率（）見式（3）。

式中，Vs為截面液體體積，m3。

2 結(jié)果與討論

2.1 平均氣含率

圖2為不同ug下Rej對的影響。由圖2可知，隨著Rej的增大呈增加的趨勢，且ug越大，越大。當(dāng)ug較低（0.005 4 m/s）時，Rej對的影響較小。當(dāng)ug較高（＞ 0.005 4 m/s）時，在較低的Rej（＜10×104）條件下，反應(yīng)器內(nèi)為層流流動狀態(tài)，射流作用較強(qiáng)，氣體從分布盤溢出后直接上升到液面上方，隨著Rej的增加有所增加，但增幅較小。在較高的Rej（＞10×104）條件下，由于射流作用的增強(qiáng)，不僅反應(yīng)器內(nèi)形成較強(qiáng)的液體循環(huán)流動，大量氣體被液體環(huán)流夾帶進(jìn)入反應(yīng)器底部，且射流作用區(qū)范圍擴(kuò)大，被沖擊到反應(yīng)器壁面處的氣體增多，氣泡尺寸變小，使增大且反應(yīng)器內(nèi)氣體分布變得均勻。

圖2 Rej對的影響Fig.2 Effect of nozzle Reynolds(Rej) on average gas holdup(>).Superficial gas velocitу(ug)/(m·s-1)：■ 0.005 4；

采用郭天琪等［5］提出的射流鼓泡反應(yīng)器輸入能量計(jì)算公式，對圖2數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到射流鼓泡反應(yīng)器的與ug和單位體積輸入功率（P）的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，見式（4）。

圖3 經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的比較Fig.3 Comparison of the between the calculated value and experiment value.

2.2 氣含率分布

圖4為不同實(shí)驗(yàn)條件下射流鼓泡反應(yīng)器中的氣含率分布。由圖4可知，射流混合反應(yīng)器中心處氣含率較高，邊壁處氣含率較低。隨著射流出口液速的增大，氣含率最高點(diǎn)向壁面方向靠近，總體而言徑向氣含率分布趨于均勻，這對氣液傳質(zhì)和混合是有利的。在同一軸向位置局部氣含率隨ug的增大而增大。未加入射流時，反應(yīng)釜中心及自由液面處氣含率較高，壁面處氣含率較低，如圖4a所示。加入射流后，氣含率較高的位置逐漸向邊壁處及分布板上方自由液面移動，且射流出口液速越大，這種變化越明顯。這是因?yàn)樯淞鲝姆磻?yīng)器上部中心軸處向下噴射，對反應(yīng)器中心軸線上的氣泡形成破碎、擠壓作用，射流作用區(qū)的氣泡較少。隨著射流出口液速的增大，射流作用區(qū)范圍逐漸擴(kuò)大，對氣泡的破碎、擠壓作用更顯著。此外，隨著射流出口液速的增加，反應(yīng)器自由液面附近的氣含率分布趨于均勻，見圖4g～i。這是因?yàn)樯淞鞯钠扑榉稚⒛芰﹄S射流出口液速的增大而增強(qiáng)，氣體被剪切成直徑更小的氣泡，因此上升至液面逸出的氣體比例減少。同時，由于氣體在反應(yīng)器內(nèi)停留時間的增加，氣液兩相在反應(yīng)器內(nèi)得到了更好地分散，反應(yīng)器內(nèi)氣含率分布更加均勻。

圖4 不同實(shí)驗(yàn)條件下的氣含率分布圖Fig.4 Gas holdup distribution under different experiment conditions.

2.3 氣泡分布狀態(tài)

圖5為不同ug下射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)氣泡分布狀態(tài)，借鑒了Amiri的流型分析方法［11］，可較好地解釋不同操作狀態(tài)下流型對混合和氣體分散狀態(tài)影響。圖5a和5b為Rej= 2.95×104時，反應(yīng)器內(nèi)氣液分散狀態(tài)，此時射流作用較弱，并沒有使氣體得到均勻分散，反應(yīng)器內(nèi)氣體產(chǎn)生了偏流，從流型圖可以看出，此時反應(yīng)器內(nèi)流型類似字母“C”。由圖5a可知，當(dāng)氣體運(yùn)動軌跡呈“C”字型分布時，由于Rej較低，在反應(yīng)器底部的液體噴射動量已經(jīng)變得很小，因此氣泡在反應(yīng)器底部分散的不是很好，此時液體循環(huán)還不能達(dá)到反應(yīng)器下部。由圖5b可知，在反應(yīng)器下部區(qū)域中，氣體沿著反應(yīng)器中心區(qū)域上升。當(dāng)ug進(jìn)一步增加時，反應(yīng)器內(nèi)出現(xiàn)了明顯的偏流。由圖5c和5d可知，當(dāng)增加Rej= 4.91×104時，雖然在不同的ug下，氣泡沿反應(yīng)器壁面分散的程度不同，但此時氣體分散基本呈對稱狀態(tài)，且氣泡可在某處抵達(dá)氣體壁面，反應(yīng)器內(nèi)流型類似字母“B”。在ug較小的條件下，當(dāng)氣體從反應(yīng)器底部溢出時，氣泡上升速度較小，氣泡分布不是十分均勻，但是流型相對呈對稱分布。當(dāng)射流撞擊到氣流時，由于二者的對沖，使得大部分能量耗散，因而能到達(dá)壁面的氣泡較少，此時整體循環(huán)作用不強(qiáng)。當(dāng)ug進(jìn)一步增大時，氣體僅在反應(yīng)器上部進(jìn)行分散，氣液撞擊區(qū)域及循環(huán)流動區(qū)域上移。由圖5e和5f可知，繼續(xù)增大Rej= 9.83×104時，射流深度變大，射流對氣泡的剪切破碎作用增強(qiáng)，使氣泡能夠抵達(dá)反應(yīng)器器壁，且氣泡尺寸變小，分布更均勻，在高Rej條件下，氣體在射流作用下的反應(yīng)器內(nèi)流型類似字母“A”。增大ug時流型并沒有明顯的變化，此時氣體流動作用及射流作用都十分劇烈，有利于氣液的混合。

圖5 不同ug下射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)氣泡分布狀態(tài)Fig.5 Bubble distribution in the jet bubbling reactor at different ug.

綜上所述，隨著Rej的增大，射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)氣泡具有不同的運(yùn)動軌跡和分布狀態(tài)，從類似字母“C”逐步演變?yōu)轭愃谱帜浮癇”和“A”。

3 結(jié)論

1）不同ug下，射流鼓泡反應(yīng)器的均隨著Rej的增大而增大，擬合得到的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式為，經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值與實(shí)際值的平均相對偏差為8%。

2）射流混合反應(yīng)器中心處氣含率較高，邊壁處氣含率較低，隨著Rej的增大，氣含率最高點(diǎn)向壁面方向移動，徑向氣含率分布趨于均勻。

3）隨著Rej的增大，射流鼓泡反應(yīng)器中氣泡具有不同的運(yùn)動軌跡和分布狀態(tài)，從類似字母“C”逐步演變?yōu)轭愃谱帜浮癇”和“A”。

符 號 說 明

Ai測量位置相應(yīng)的圓環(huán)面積，m2

P輸入功率，W

V液體體積，m3

Vs截面液體體積，m3

Rej噴嘴雷諾數(shù)

r徑向位置，mm

t 采樣時間，s

t1氣泡通過探針1時間，s

t2氣泡通過探針2時間，s

ug表觀氣速，m/s

截面平均氣含率，%

全釜平均氣含率，%

局部氣含率，%

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Experimental research of the bubble distribution in a jet bubbling reactor

Li Meng1，Wang Haotong2，Jiang Yan1，Ma Jiong1，Huang Zhengliang2，Wang Jingdai2
（1. Sinopec Nanjing Engineering & Construction Incorporation，Nanjing Jiangsu 211100，China；2. Department of Chemical and Biological Engineering，Zhejiang Universitу，Hangzhou Zhejiang 310027，China）

The plate gas distributor combined with a necking nozzle is used in a jet bubbling reactor cold model based on the air-water sуstem，and the effect of superficial gas velocitу(ug) and liquid pumping velocitу on bubble distribution are studied. The result shows that the overall gas holdup increases with nozzle Reуnolds(Rej) under different superficial gas velocities，the experimental results have a margin of error of plus or minus 8% compared to the regression equation. The center of the reactor has a higher local gas holdup than the wall of the reactor. With the increase of Rej，the peak moves to the wall and radial distribution of gas holdup tends to be uniform. With the increase of Rej，the bubbles have different trajectorу and distribution，evolving from a letter similar to“C”to the letter“B”and“A”.

jet bubbling reactor；gas volume fraction；gas holdup distribution

1000-8144（2017）10-1288-06

TQ 021.1

A

2017-03-28；［修改稿日期］2017-07-01。

李蒙（1982—），男，山東省曹縣人，碩士，高級工程師，電話 025-87117445，電郵 limeng.snei@sinopec.com。

中國石化科研基金資助項(xiàng)目（416051）。

10.3969/j.issn.1000-8144.2017.10.012

（編輯 楊天予）