沈華峰，李育敏，計建炳，陳加齊，王煒

（1 浙江工業(yè)大學化學工程學院，浙江省生物燃料利用技術研究重點實驗室，浙江杭州310014；2 浙江華科化工設備有限公司，浙江湖州313310）

超重力旋轉床通過旋轉產生數百倍重力的離心力，極大地強化氣液傳質過程[1-3]。超重力旋轉床主要由轉子和殼體組成，其核心部件為轉子。根據轉子結構的不同，可分為填料式轉子、板式轉子和復合式轉子[4]。同心圈式旋轉床是一種采用板式轉子的新型超重力旋轉床[5]。轉子由一組多孔板同心圈組成，具有結構簡單、制造成本低、易于實現轉子大型化的特點。

超重力精餾是超重力旋轉床在強化精餾上的應用。Nascimento等[6]采用正庚烷-正己烷物系在旋轉填料床中進行全回流精餾實驗，在相同條件下規(guī)整填料比散裝填料具有更高的傳質系數。Yan 等[7]以乙醇-水為物系在旋轉填料床中進行精餾實驗并建立傳質模型。Chu 等[8]提出兩級逆流式旋轉填料床（TSCC-RPB），以甲醇-水物系進行精餾實驗得到其等板高度為31.2～47.2mm。Luo 等[9]以葉片填料代替TSCC-RPB中的絲網填料，在相同條件下其等板高度降低為19～100mm。栗秀萍等[10]應用多級翅片導流板填料旋轉床采用甲醇-水物系進行精餾實驗，液相總傳質單元高度達到16.1～26.0mm。張友華等[11]在三角形螺旋填料旋轉床中采用乙醇-水物系進行精餾實驗，每米填料理論塔板數達到62～88塊。姚文等[12]在網板填料復合旋轉床中將鮑爾環(huán)以不同方式填充，通過精餾實驗得出鮑爾環(huán)周向填充時傳質效率最高，等板高度為31.4～60.2mm。目前用于精餾的超重力旋轉床傳質效率高但轉子直徑小，或轉子直徑大但傳質效率低，因而難以應用于大處理量的精餾分離過程。

計建炳等[13]提出折流式旋轉床（RZB），采用動靜結合轉子結構，在連續(xù)精餾過程中實現了單臺設備多轉子串聯和中間進料。由于氣液在轉子內沿折流式通道流動，折流式旋轉床存在壓降大、通量小等缺點，不適用于通量較大的場合。同心圈式旋轉床在折流式旋轉床的基礎上改進而來，取消了折流式旋轉床中的靜盤和靜折流圈部分，轉子隨軸一起旋轉，氣液沿同心圈上小孔徑向流動。和折流式旋轉床相比，同心圈式旋轉床具有壓降低和高通量的優(yōu)點。

本文采用大直徑轉子的同心圈式旋轉床進行全回流常壓精餾實驗，研究不同轉速和回流量對其等板高度和氣相壓降的影響，為大型同心圏式旋轉床的工業(yè)化應用提供設計依據。同心圈式旋轉床的等板高度（HETP）等于轉子內外半徑之差與理論塔板數的比值。等板高度的值越小，表明旋轉床的傳質效果越好。

1 同心圈式旋轉床結構和液體在同心圈上的滑移

同心圏式旋轉床結構見圖1。轉子由上盤、下盤和固定在它們之間的一組多孔板同心圏組成，同心圏上均勻布滿小圓孔，液體分布器固定在下盤中心。上盤、下盤、同心圏和液體分布器隨旋轉軸一起轉動。液體從同心圈式旋轉床液體進口管進入液體分布器，通過液體分布器上的小孔均勻噴射至轉子內緣上并進入轉子。液體通過轉子內的同心圈時被同心圏上的小圓孔撕碎成細小的液滴和液絲，液滴和液絲以很大的切向速度飛行至相鄰的外側同心圈。液體最終從轉子外緣甩出，由旋轉床殼體收集后從液體出口管流出。氣體從氣體進口管沿切向進入旋轉床，在壓力作用下通過同心圈小圓孔自外向內流動，在轉子內部與液體逆流接觸傳質，最后從殼體中心的氣體出口管離開。

圖1 同心圏式旋轉床結構示意圖

圖2 液滴運動示意圖

由于同心圈小圓孔孔徑小和開孔率低，假設液滴全部撞擊到同心圈內壁上，沒有液滴直接穿過同心圈小圓孔。由于同心圈厚度非常小，液體受同心圈離心力作用時間非常短，假設離開同心圈的液滴的徑向速度為零，液滴完全沿同心圈切線方向飛行，液滴速度等于同心圈的線速度。如圖2 所示，在高速旋轉的轉子內，液滴沿切線方向離開半徑為ri和ri+1的同心圈，液滴速度分別為vθi和vθi+1。半徑為ri和ri+1的相鄰兩個同心圈的徑向間距為Δr，線速度分別為ωri和ωri+1。見式(1)、式(2)。

速度為vθi的液滴達到半徑為ri+1的同心圈，速度vθi的切線方向和法線方向分解成切向速度vθi,τ和法向速度vθi,n。切向速度vθi,τ如式(3)所示。由相鄰兩同心圈間的幾何關系可得式(4)和(5)。

將式(1)、式(4)和式(5)代入式(3)后可得式(6)。定義液滴切向速度vθi,τ和半徑為ri+1同心圈線速度ωri+1的差為液體在該同心圈內壁上的相對速度vˉθi,τ，即式(7)。

將式(1)、式(2)和式(6)帶入式(7)，可得式(8)。

相對速度vˉθi,τ表示液體在同心圈內壁上發(fā)生滑移。相對速度vˉθi,τ為負值，表明液體在同心圈內壁上的相對運動方向與同心圈旋轉方向相反。液體在同心圈內壁上的滑移增大了氣液比表面積，并且改善了液體在同心圈上的周向分布，從而提高同心圈式旋轉床的傳質效率。從式(8)可以看出，相對速度隨角速度ω和相鄰同心圈徑向間距Δr的增大而增大。

2 實驗

實驗選用兩種大直徑的同心圈轉子。轉子1的內直徑為400mm，外直徑為1000mm，高度為100mm，由30 個不銹鋼同心圏組成，相鄰同心圏徑向間距為10mm。同心圏上開有直徑為1.8mm 的圓孔，孔間距2.8mm，相鄰同心圈之間未填充填料。轉子2尺寸與轉子1相同，相鄰同心圈之間填充不銹鋼絲網填料，填料比表面積為533.1m2/m3，空隙率為92.54%。

實驗采用乙醇-水物系在同心圏式旋轉床中進行全回流常壓精餾實驗，實驗流程如圖3所示。再沸器內的乙醇水溶液受蒸汽加熱氣化，經氣體進口管自外向內通過旋轉床，從氣體出口管排出至冷凝器。冷凝后的回流液經轉子流量計和液體分布器進入旋轉床，與氣體逆流接觸后排出至再沸器。

圖3 全回流精餾實驗流程圖

轉子轉速為800～1280r/min，通過調頻電動機進行調節(jié)?；亓饕毫髁繛?.0～4.9m3/h，由轉子流量計測量。由旋轉床殼體上的壓力表讀數與氣體出口管的壓力表讀數相減得到旋轉床氣相壓降。采用GC-2014C 氣相色譜儀分析得到液體進口管和出口管處樣品中的乙醇濃度。理論塔板數NT根據所得液體進口樣品和液體出口樣品中乙醇濃度，從塔底開始交替使用相平衡線和操作線方程逐板計算求得。等板高度HETP表示為式(9)。

圖4 回流量對等板高度的影響

3 實驗結果與討論

3.1 等板高度

轉子1 和轉子2 的等板高度HETP 隨回流量QL的變化如圖4 所示。轉子1 和轉子2 的等板高度HETP均隨回流量QL的增大先減小后增大。轉速為1200r/min 時，轉子1 和轉子2 的等板高度HETP 分別在回流量為4.9m3/h 和3.9m3/h 時達到最小值54.7mm 和51.5mm。這說明采用大直徑轉子的同心圈式旋轉床具有較大的處理量和較高的傳質效率。將回流量QL和轉速n轉換成基于轉子內緣面積的氣相動能因子F因子和基于轉子平均半徑rave=(di+do)/4的超重力因子β[14]，即式(10)、式(11)。

F 因子和超重力因子β 對同心圈式旋轉床轉子1和轉子2的等板高度HETP的影響如圖5和圖6所示。等板高度HETP 隨F因子的變化趨勢與隨回流量QL的變化趨勢相同。轉子2的等板高度HETP 在超重力因子β為563.4和F因子為5.5(m/s)(kg/m3)0.5時達到最小值51.5mm。在全回流操作下，回流量QL增大即氣量增大和F因子增大?；亓髁縌L增大導致轉子持液量增大，進而氣液比表面積增大；氣量增大導致氣體徑向速度增大，氣體湍動加劇，氣相傳質系數增大；同時氣液交互作用增大，大液滴分裂成更細小的液滴，導致液相傳質系數增大和氣液比表面積進一步增大。因此，回流量QL或F 因子增大，轉子傳質效率增大和等板高度HETP減小。當回流量QL或F因子繼續(xù)增大，氣體徑向速度繼續(xù)增大，氣體對液滴的曳力足夠大，導致液體在轉子內緣處積聚，液泛由此發(fā)生，傳質效率開始下降和等板高度HETP 開始增大。定義等板高度HETP 最小值所對應的F因子為臨界傳質液泛點，轉子1和轉子2的臨界傳質液泛點如圖5中箭頭所示。相同超重力因子下轉子2 的臨界傳質液泛點小于轉子1，即轉子2內更容易發(fā)生液泛。這是由于轉子2內絲網填料占據了氣相流動通道，導致氣體徑向速度增大，氣體對液滴的曳力增大，液體更易在轉子內發(fā)生積聚。轉子2在超重力因子β為360.6時的等板高度HETP 在其臨界傳質液泛點B之后急劇增大，這是由于隨著F因子和氣體徑向速度的增大，在轉子2內緣處積聚的液體附著在絲網填料上，最終形成連續(xù)的液層，導致傳質效率迅速下降，即等板高度迅速增大。而轉子2在超重力因子β為563.4時的等板高度HETP 在其臨界傳質液泛點A 之后緩慢增大，這是由于在較高超重力因子β下，在轉子2內緣處積聚的液體受較高離心力作用而沒有形成連續(xù)的液層。當F 因子小于5.1(m/s)(kg/m3)0.5時，轉子2的等板高度HETP 是轉子1 等板高度的81.4%～88.8%，這是由于轉子2 內液體離開同心圈后又與不銹鋼絲網填料發(fā)生碰撞，液體表面更新率和液相分傳質系數提高，同時液體在填料表面形成液膜，增大了氣液比表面積，從而等板高度HETP下降。

圖5 F因子對等板高度的影響

圖6 超重力因子對等板高度的影響

隨著超重力因子β 的增大，轉子1 和轉子2的等板高度HETP 先減小后增大。在F 因子為4.7(m/s)(kg/m3)0.5和超重力因子為563.4時，轉子1和轉子2 的等板高度分別達到最小值64.9mm 和52.9mm。超重力因子β對同心圈式旋轉床等板高度HETP 的影響分為三個方面。第一方面，超重力因子β增大，離心力增大，液滴直徑減小，導致氣液比表面積和液相傳質系數增大，從而傳質效率增大和等板高度減小。第二方面，超重力因子β 增大，即角速度ω 增大，由式(8)可知相對速度vˉθi,τ增大，則氣液比表面積增大，液體周向分布更均勻，從而傳質效率增大和等板高度HETP 減小。第三方面，超重力因子β增大，液滴直徑減小，因而更多的液滴被氣體夾帶，導致液體返混增加，傳質效率下降和等板高度HETP增大。因此，在超重力因子小于563.4 時，第一方面和第二方面占優(yōu)勢，等板高度HETP 減??；而超重力因子大于563.4時，第三方面占優(yōu)勢，等板高度HETP增大。

等板高度HETP關聯式如式(12)所示[15]。

式(13)計算值和實驗值的平均誤差為5.43%，最大誤差為13.64%；式(14)計算值和實驗值的平均誤差為7.40%，最大誤差為15.76%。

3.2 氣相壓降

同心圏式旋轉床氣相壓降ΔP 和每塊理論板壓降ΔP/NT隨F 因子和超重力因子β 的變化如圖7 和圖8 所示。氣相壓降ΔP 隨F 因子的增大而增大。通常超重力旋轉床的氣相壓降包括氣相進出口壓降、轉子離心壓降、轉子摩擦壓降和氣相流道截面減小而產生的氣相壓降，其中轉子離心壓降為氣體周向速度的函數，轉子摩擦壓降為氣體徑向速度的函數，轉子離心壓降和轉子摩擦壓降占超重力旋轉床氣相壓降的90%～95%[16]。F 因子增大，回流量和氣量增大，導致轉子持液量增多和氣體徑向速度增大，轉子摩擦壓降增大，進而氣相壓降增大。轉子2的氣相壓降是轉子1的92.4%～97.4%。這是因為轉子2內相鄰同心圈之間填充絲網填料，和轉子1 相比，轉子2 的轉子摩擦壓降增大，同時轉子2內的氣體周向速度減小，進而轉子離心壓降減小，轉子2 的轉子離心壓降降幅大于轉子摩擦壓降增幅，導致轉子2的氣相壓降略低于轉子1的氣相壓降。氣相壓降ΔP 隨超重力因子β 增大而增大，即超重力因子β增大，轉子離心壓降增大，導致氣相壓降ΔP增大。

圖7 F因子對氣相壓降的影響

圖8 超重力因子對氣相壓降的影響

每塊理論板壓降ΔP/NT隨F 因子增大而增大，隨超重力因子β增大先減小而后基本不變。這說明隨F因子增大，氣相壓降的增幅大于理論塔板數的增幅；隨超重力因子β的增大，氣相壓降的增幅大致等于理論塔板數的增幅。

3.3 與其他超重力旋轉床的比較

全回流條件下同心圈式旋轉床與折流式旋轉床和旋轉填料床的比較如表1所示。同心圈式旋轉床的等板高度HETP 高于折流式旋轉床和旋轉填料床。在1200r/min 時，同心圈式旋轉床的臨界傳質液泛點為折流式旋轉床的6.1 倍，最大徑向每米壓降分別為旋轉填料床的92.3%和折流式旋轉床的78.4%。由此可知，與折流式旋轉床相比，同心圈式旋轉床具有高通量和低壓降的優(yōu)點。

表1 同心圈式旋轉床與其他超重力旋轉床的比較

4 結論

（1）同心圈式旋轉床采用大直徑轉子，具有較大的處理量和較高的傳質效率。同心圈式旋轉床等板高度HETP 隨F 因子和超重力因子β 的增大先減小后增大。填充絲網填料同心圈轉子的等板高度HETP 小于無絲網填料同心圈轉子。在超重力因子β為563.4和F因子為5.5(m/s)(kg/m3)0.5時，填充絲網填料的同心圈轉子的等板高度HETP 達到最小值51.5mm。

（2）同心圈式旋轉床氣相壓降隨F因子和超重力因子β的增大而增大。每塊理論板壓降隨F因子增大而增大，隨超重力因子β增大先減小而后基本不變。

（3）同心圈式旋轉床的臨界傳質液泛點高于折流式旋轉床，每米徑向壓降小于旋轉填料床和折流式旋轉床。同心圈式旋轉床具有高通量和低壓降的優(yōu)點。

符號說明

ac—— 離心加速度，m/s2

d0—— 小孔直徑，m

di—— 轉子內徑，m

do—— 轉子外徑，m

F—— 氣相動能因子，(m/s)(kg/m3)0.5

g—— 重力加速度，m/s2

GrG—— 氣相格拉曉夫數

HETP—— 等板高度，m

n—— 轉速，r/min

NT—— 理論塔板數

ΔP—— 氣相壓降，kPa

QG—— 氣相流量，m3/s

QL—— 回流液量，m3/h

rave—— 轉子平均半徑，m

ReG—— 氣相雷諾數

ri—— 第i層同心圈半徑，m

ri+1—— 第i+1層同心圈半徑，m

Δr—— 第i層同心圈和第i+1層同心圈間距，m

vθi—— 第i層同心圈周向速度，m/s

vθi+1—— 第i+1層同心圈周向速度，m/s

vθi,τ—— 從第i層同心圈離開的液體的周向速度，m/s

vˉθi,τ—— 液體和第i+1層同心圈的相對速度，m/s

z—— 轉子高度，m

α—— 液體速度與液體切向速度的夾角

β—— 超重力因子

μG—— 氣體黏度，Pa·s

ρG—— 氣體密度，kg/m3

ω—— 轉子角速度，r/s