銀 書，韋岸鑫，楊貽平

（廣西柳州化工控股有限公司，廣西柳州 545002）

0 引 言

雙氧水作為一種綠色化工產品，廣泛應用于化學品合成、紡織、造紙、環(huán)保、食品、醫(yī)藥、冶金和農業(yè)等領域，市場需求日益擴大。目前，世界上最成熟的雙氧水生產方法是蒽醌法，全世界99%以上的雙氧水制備都采用蒽醌法［1］。蒽醌法主要分為固定床工藝和流化床工藝：固定床工藝簡單，操作安全，但是氫化效率低（一般僅6.0～8.5g／L，新工藝可達11g／L），工作液循環(huán)量要求較高；而流化床工藝的氫化效率較高（一般在10～18g／L），工作液循環(huán)量只需固定床工藝的50%即可達到相同的生產能力。換言之，固定床工藝的生產能力在很大程度上受限于工作液循環(huán)量的大小。

對于固定床工藝，影響工作液循環(huán)量的因素主要是雙氧水裝置的設計和工作液的性質：設計方面的因素包括反應塔、泵、管道等的設計；而工作液性質主要體現在氧化系統(tǒng)，其中氧化液泵的工作狀態(tài)在很大程度上決定著氧化系統(tǒng)及萃取系統(tǒng)運行的穩(wěn)定與否。以下結合廣西柳州化工控股有限公司（簡稱柳化）固定床工藝雙氧水裝置的實際生產情況，就氧化液泵氣縛現象及其原因作一淺析。

1 氧化系統(tǒng)工藝流程簡介

柳化雙氧水裝置氧化系統(tǒng)工藝流程簡圖見圖1。雙氧水裝置的氧化塔分為上、中、下三節(jié)，工作液經過氫化系統(tǒng)后成為氫化液，氫化液通過氫化液泵送入氧化塔上節(jié)塔下部，與氧化液氣液分離器A（一分離器）頂部出來的空氣進行氧化反應后成為氧化液（亦稱工作液），上節(jié)塔頂部出來的空氣進入尾氣處理系統(tǒng)；氧化液從上節(jié)塔的上部溢流出來，進入中節(jié)塔下部，與中節(jié)塔下部通入的新鮮空氣反應后，一起從中節(jié)塔上部出口管進入一分離器進行氣液分離；氧化液從一分離器底部流出，進入下節(jié)塔下部，與另一路新鮮空氣反應后，一起從下節(jié)塔上部出口管進入氧化液氣液分離器B（二分離器），氣液分離后，空氣由二分離器的頂部進入一分離器，與氧化塔中節(jié)塔來的空氣混合后，一起進入氧化塔上節(jié)塔，氧化液則從二分離器底部流出，經氧化液冷卻器冷卻后進入氧化液貯槽，最后通過氧化液泵送入萃取系統(tǒng)。

圖1 雙氧水裝置氧化系統(tǒng)工藝流程簡圖

2 氧化液泵氣縛現象及其原因分析

氧化液在氧化塔完成氧化反應后，進入二分離器進行氣液分離，二分離器液位一般控制在40% ～70%，壓力為0.25MPa。由于現有工藝條件下二分離器的分離能力有限，無法完全將空氣分離出來，故氧化液中仍會夾帶極細小的氣泡，當氧化液進入到氧化液貯槽（氧化液貯槽為常壓）時，由于氧化液是從低壓空間進入常壓空間，夾帶的氣泡會迅速長大分裂成更多的氣泡（氣泡增多約3.5倍），且在液流的攪動下，氣液分離更加困難（分離出來的空氣通過氧化液貯槽的放空管排出），當夾帶的空氣量過大而來不及分離時，氣泡會隨著氧化液一起進入氧化液泵，造成氧化液泵氣縛。

據生產經驗分析，影響氧化液氣液分離效果的主要因素可能有：①氧化液自身的物化性質；②二分離器的分離能力；③溫度和壓力；④氧化塔的空氣量。

2.1 氧化液自身的物化性質

氧化液的表面張力決定了氣液分離的難易，其表面張力越大，氣液分離越容易，一般氧化液的表面張力在23.5～26.0mN／m［1］。例如，柳化二期雙氧水裝置于2009年7月正式開車，并于2011年10月完成擴產改造，工作液循環(huán)量可達到750m3／h，達到預期改造目標；2012年5月，氧化液泵打量出現極大波動，并伴有異響，分析認為發(fā)生了氣縛現象，將工作液循環(huán)量降至700m3／h時氧化液泵恢復正常運行，至2012年12月，工作液循環(huán)量控制在630m3／h時氧化液泵才能保持正常工作，而在這段時期內，由于原料供給問題，工作液組分發(fā)生了變化，工作液中的降解物和雜質含量增多，氧化液的表面張力降為16mN／m。針對氧化液自身物化性質變化引起的氣液分離困難問題，可通過加大工作液清洗（尤其是堿洗）、增加活性氧化鋁更換頻次、原料補充和工藝管理優(yōu)化等進行工作液的凈化，從而提高工作液循環(huán)量。由于近年來企業(yè)效益不佳，很難在原料上保證良好供給，故至今氧化液泵氣縛的問題仍沒有完全解決。

2.2 二分離器的分離能力

二分離器是一個由上、下半圓封頭和中部圓筒構成的分離設備，氧化液進口處于筒體中部稍偏下，氧化液出口在底部，空氣出口則在頂部。二分離器的分離能力越好，氣液分離效果越好。例如，柳化一期雙氧水裝置于2006年7月開車，并于2011年3月完成擴產改造，工作液循環(huán)量可達650m3／h（擴產改造計劃循環(huán)量可達700 m3／h以上）；2011年12月，氧化液泵打液量出現極大波動，并伴有異響，分析認為發(fā)生了氣縛現象，將工作液循環(huán)量降至630m3／h時氧化液泵恢復正常，至2012年5月，工作液循環(huán)量控制在560m3／h時氧化液泵才能保持正常工作；后來更換了二分離器（原二分離器直徑2.2m、容積18.9m3，新二分離器直徑2.4m、容積22.5m3），工作液循環(huán)量可達600m3／h。由此可見，二分離器越大（在一定范圍內），分離效果越好，工作液循環(huán)量提升越明顯。但由于現場條件限制，目前已無法對二分離器再次增容。

2.3 溫度和壓力

理論上，溫度越低，氧化液的表面張力越大，氣液分離越容易。但由于工藝上要求氧化液溫度控制在45～52℃，表面張力在這個范圍的變化不大，故無法通過操作溫度的調節(jié)來改善氣液分離的效果。

二分離器內的壓力越低，氧化液中的氣泡體積越小。但實際生產中，為保證氧化效率，須保證氧化塔塔頂壓力不低于0.15MPa，即二分離器內的壓力不低于0.20MPa。柳化雙氧水裝置氧化系統(tǒng)中，二分離器的液位一般控制在40%～70%，壓力為0.25MPa，技術人員曾將二分離器內的壓力降至0.20MPa試運行1周且不作其他調節(jié)，結果工作液循環(huán)量無法提高。因此，筆者認為，在現有工藝條件下，不能通過調節(jié)二分離器內的壓力來提高氣液分離效果。

2.4 氧化塔的空氣量

正常生產時，氧化塔中節(jié)塔進氣（空氣）量為10000～20000m3／h，下節(jié)塔進氣量為2000～10000m3／h，氧化尾氣含氧量4% ～6%。據生產經驗，下節(jié)塔的進氣量越少，氧化液夾帶的空氣量越少，氧化液泵越不容易發(fā)生氣縛，但是當下節(jié)塔進氣量低于2000m3／h時，氧化收率下降明顯，低于92% （正常時在95%以上）。理論上，適當減小氧化塔進氣量可以緩解氧化液泵的氣縛，但是當進氣量過低、氧化尾氣含氧量低于4%時，氧化液氧化不完全，易引起萃余液過氧化氫含量超標。

因此，據筆者的經驗，僅通過工藝操作方面的調節(jié)——調節(jié)氧化塔塔頂壓力、氧化塔中節(jié)塔與下節(jié)塔空氣量的分配、適當提高二分離器液位和氧化液貯槽液位等，是無法解決氧化液泵氣縛問題的。

3 氣液分離效果改進設想

柳化雙氧水裝置生產中受到諸多限制，現階段較為切實可行的是通過設備方面的少量改造來減少氧化液泵氣縛現象。技術人員曾經嘗試在二分離器（中間部位）和氧化液貯槽（高于槽底0.5m）內增加1個十字形擋板（擋板高度為500mm）來減少設備內部液流的攪動，以促進氣液分離，但改造后發(fā)現并無明顯效果，之后又將十字形擋板拆除了。

3.1 認真觀察生產狀況以尋找癥結所在

自出現氧化液泵氣縛這一問題以來，筆者一直參與相關問題的解決及優(yōu)化改造工作，并認真觀察生產狀況，主要有以下兩方面的體會。

（1）正常生產時，即工作液循環(huán)量最大并保持不變時，觀察氧化液貯槽（貯槽總高度為7.5m，貯槽上安裝數個DN150視鏡）內部溶液狀況發(fā)現：當儀表顯示氧化液貯槽液位為30%（對應液位高度2.25m）時，貯槽內的純液態(tài)液位約為0.8m，溶液上方是大量的泡沫層，高度約為3.7m，總液位應為4.5m；當儀表顯示氧化液貯槽液位為40% （對應液位高度3.0m）時，貯槽內的純液態(tài)液位約為0.8m，溶液上方是大量的泡沫層，高度約為5.2m，總液位應為6.0m；當儀表顯示氧化液貯槽液位為50% （對應液位高度3.75m）時，貯槽內的純液態(tài)液位仍為0.8m左右，而大量的氧化液泡沫從氧化液貯槽泄壓液封口冒出。由此可見，提高氧化液貯槽的液位并不能改善氣液分離效果，只會增加泡沫層的高度。

（2）從二分離器氧化液出口管上的取樣點（DN10管）取氧化液到1個2500mL的燒杯，觀察發(fā)現氧化液進入燒杯時，立刻轉變?yōu)榧円簯B(tài)和泡沫層（泡沫需要一定時間才會破裂凝聚成液滴，故先會慢慢累積形成泡沫層）。

由此，筆者推斷，當氧化液進入氧化液貯槽（其壓力為常壓）時，由于氧化液是從低壓空間進入常壓空間，夾帶的氣泡會迅速長大并分裂成更多細小的氣泡，氣泡在純液態(tài)中存在的時間極短，會迅速通過氣液界面，此為氣液分離的第一步，簡稱為“分泡”；當氣泡通過氣液界面后，氣泡破裂凝聚成液滴需要一定時間，故會先慢慢累積形成泡沫層，此為氣液分離的第二步，簡稱為“消泡”，而因泡沫層的阻礙作用，剛分離出來的氣泡更加難以分離，層層疊加，越往上層，泡沫的液壁越薄，容易破裂凝聚，而越往下層，泡沫的液壁越厚，不容易破裂凝聚（相當于氣泡聚集懸浮于“氣-液界面”上），故“氣-液界面”的大小決定了“分泡”的快慢，而氧化液的物化性質（主要是表面張力）決定了“消泡”的快慢，因為氧化液貯槽內“氣-液界面”的大小相當于氧化液貯槽橫截面的大小，所以提高氧化液貯槽的液位并不能加快氣液分離，只會增加泡沫層的高度。

3.2 問題癥結判斷的驗證

為驗證問題癥結的判斷，筆者做了二分離器氧化液入“氧化液貯槽”取樣（排液）對比試驗，即模擬二分離器排液過程，對比不同排液管設置情況下“氧化液貯槽”內的氣液分離效果，以確定“氣-液界面”與氣液分離的關系，具體情況如下。

模擬試驗中， “氧化液貯槽”上方完全敞口， “氧化液貯槽”直徑250mm、高300mm，“視鏡”（圖2、圖3中圓圈處）的中間部位離槽底100mm。模擬試驗一， “氧化液貯槽”上方取樣（排液）管為1根DN10的管道（如圖2），管口離槽底高度300mm；模擬試驗二，“氧化液貯槽”上方取樣（排液）管為10根DN8的管道（如圖3），管口離槽底高度300mm。

圖2 模擬試驗一示意圖

圖3 模擬試驗二示意圖

如圖2、圖3所示，氧化液通過二分離器出口管的取樣閥流入“氧化液貯槽”，氧化液氣液分離后，將純液態(tài)的氧化液排出，通過調節(jié)取樣閥和“氧化液貯槽”出料閥的開度使“氧化液貯槽”內的純液態(tài)氧化液液位和泡沫層高度達到平衡，即純液態(tài)氧化液的液位在“視鏡”中間部位，泡沫層則稍低于“氧化液貯槽”上沿，確保不冒槽，達到平衡后分別記錄1min內純液態(tài)氧化液的排出量，數據見表1?？梢钥闯觯M試驗二純液態(tài)氧化液的排出量是模擬試驗一的1.71倍，模擬試驗二的氣液分離效果比模擬試驗一的氣液分離效果好很多。

表1 1min內純液態(tài)氧化液的排出量mL

模擬試驗一中，“氣-液界面”相當于“氧化液貯槽”的橫截面和1個DN10液柱的側面積，故“氣-液界面”面積A＝A1＋A2＝（125×125×3.14）＋（10×3.14×200）＝55342.5 mm2（式中：A1—貯槽的氣液表面積，A2—1根DN10液柱的氣液表面積）；模擬試驗二中，“氣-液界面”相當于“氧化液貯槽”的橫截面和10個DN8液柱的側面積，故“氣-液界面”面積B＝B1＋B2＝（125×125×3.14）＋（8×3.14×200×10）＝99302.5mm2（式中：B1—貯槽的氣液表面積，B2—10根DN8液柱的氣液表面積），則B／A＝1.79，與兩種模擬試驗時1min內純液態(tài)氧化液排出量的倍率（1.71）相對應。由此可見，“氣-液界面”的大小與氣液分離的快慢成正比關系。

3.3 優(yōu)化改造及效果

據模擬試驗情況，我們對柳化一期雙氧水裝置的氧化液貯槽進料管及氧化液貯槽液封放空管進行了如下改造：在二分離器的出料管自調閥閥后增加相同直徑的管道進入到氧化液貯槽內，并在氧化液貯槽頂部增設等徑的液封放空管。從優(yōu)化改造后一段時間的運行情況來看，當系統(tǒng)的工作液循環(huán)量增加到600～650m3／h時，氧化液泵打量波動不大，異響聲出現的頻率低。

4 結束語

（1）柳化雙氧水裝置氧化液泵氣縛問題的主要原因是氧化液的組分發(fā)生了改變（雜質含量過多），氧化液表面張力減小，造成夾帶的空氣增多，氣液分離困難，來不及分離的氣泡進入氧化液泵泵體內而致其氣縛。

（2）據現場觀察發(fā)現，氣液分離過程分為“分泡”和“消泡”兩步，“氣-液界面”的大小決定了“分泡”的快慢，而氧化液的物化性質（主要是表面張力）決定了“消泡”的快慢。

（3）模擬取樣（排液）試驗結果表明，“氣-液界面”大小與氣液分離快慢成正比關系。

（4）解決氧化液泵氣縛問題，現階段主要是想辦法增大氧化液貯槽內“氣-液界面”的面積，可通過改造二分離器的容積、氧化液貯槽進料管線及貯槽放空液封來實現。

由于條件有限，筆者僅做了一些比較粗淺的試驗及研究工作，更多的是依據生產經驗得出的結論，故上述分析可能存在一定的片面性，誠請業(yè)界同仁批評指正。