陳 迎

中石化上海工程有限公司，上海 200120

射流鼓泡反應(yīng)器中液相體積傳質(zhì)系數(shù)的測定

陳 迎

中石化上海工程有限公司，上海 200120

羰基合成反應(yīng)一般采用射流鼓泡反應(yīng)器，該類反應(yīng)器氣液混合的方式采用射流而非機械攪拌，其主要優(yōu)點是結(jié)構(gòu)簡單、制作簡便、維護(hù)費用低。研究該類型反應(yīng)器的傳質(zhì)系數(shù)對于其設(shè)計、優(yōu)化及放大操作均具有重要意義。本研究采用縮頸式圓形噴嘴，以動態(tài)溶氧法對射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)的液相體積傳質(zhì)系數(shù)進(jìn)行測定，考察了表觀氣速、射流雷諾數(shù)對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響。研究發(fā)現(xiàn)，隨氣速增大液相體積傳質(zhì)系數(shù)的變化規(guī)律為先增大而后保持不變。維持表觀氣速不變，隨雷諾數(shù)增加液相體積傳質(zhì)系數(shù)增大，但當(dāng)表觀氣速小于0.0012 m/s時，雷諾數(shù)對傳質(zhì)改善較小。建立了液相體積傳質(zhì)系數(shù)的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式，當(dāng)氣體輸入功率占總功率56%時，液相體積傳質(zhì)系數(shù)最大，氣體鼓泡和液體射流的協(xié)同作用最強。

射流鼓泡反應(yīng)器 傳質(zhì)系數(shù) 動態(tài)溶氧法

羰基合成制取化學(xué)品如丁二烯羰基化制己二酸、丁烯氫羰基化合成戊醛、羰基合成甲基丙烯酸甲酯等過程常常采用射流鼓泡反應(yīng)器。此類反應(yīng)器通常是利用置于反應(yīng)器下部氣體分布環(huán)的噴嘴產(chǎn)生高速射流實現(xiàn)反應(yīng)器內(nèi)的氣液混合，強化傳質(zhì)，該反應(yīng)器集成了射流反應(yīng)器和鼓泡塔的優(yōu)點，是目前研究的熱點[1-4]。李永祥[5]研究了下噴式環(huán)流反應(yīng)器的體積傳質(zhì)系數(shù)，容積傳質(zhì)系數(shù)隨表觀氣速和能量耗散速率的增加有所增加。劉勇營等[6]研究了下噴式環(huán)流反應(yīng)器的流動特性，并得到反應(yīng)器混和時間隨液體噴射速度的增大而減小。由于甲醇羰基化反應(yīng)為快反應(yīng)[8]，表觀反應(yīng)速率主要受傳質(zhì)控制，強化反應(yīng)器內(nèi)傳質(zhì)過程有利于提高反應(yīng)速率，因此開展射流鼓泡反應(yīng)器中氣液傳質(zhì)系數(shù)的研究十分有必要。

對于反應(yīng)器性能評價及其放大設(shè)計，液相體積傳質(zhì)系數(shù)(kLa)為重要的使用參數(shù)。近年來，在各種反應(yīng)器中液相物性、表觀氣速、反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)參數(shù)等對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響研究報道較多[8-13]。。主要結(jié)論為：(1)液相體積傳質(zhì)系數(shù)與表觀氣速和液速成正比；(2)隨著流體粘度的增大，氣液傳質(zhì)系數(shù)減??；(3)液相體積傳質(zhì)系數(shù)與導(dǎo)流筒直徑也有關(guān)，存在一最佳值；(4)液相體積傳質(zhì)系數(shù)與單位體積能量輸入成正比。

測量液相體積傳質(zhì)系數(shù)的基本方法有化學(xué)法、物理法、光學(xué)法和照相法[14-16]?；瘜W(xué)法主要有亞硫酸鹽氧化法[17]、堿吸收二氧化碳法[18]，物理法中以動態(tài)溶氧法[19]最為常見。本研究采用動態(tài)溶氧法測定射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)的液相體積傳質(zhì)系數(shù)，系統(tǒng)考察表觀氣速、射流 Reynolds數(shù)等重要參數(shù)對傳質(zhì)特性的影響，以期全面了解射流鼓泡反應(yīng)器的傳遞規(guī)律，應(yīng)用能量輸入分析，找出射流和氣泡之間協(xié)同作用的最優(yōu)操作條件。

2 結(jié)果與討論

2.1 表觀氣速對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響

流體射流雷諾數(shù)表征的是射流體在射流管中的流動特性，其定義如下所示：

式中，dj為射流出口直徑，uj為射流出口速度，ρ為射流液體密度，μ為射流液體黏度。

圖4表示的是不同射流雷諾數(shù)Rej時液相體積傳質(zhì)系數(shù)隨表觀氣速的變化趨勢。由圖4可見，維持Rej不變，隨表觀氣速的增大，液相體積傳質(zhì)系數(shù)先增大而后趨于穩(wěn)定，存在一臨界值，稱為臨界表觀氣速。從圖中可以看出，當(dāng)Rej小于等于2.84×105時，氣速大于0.0097 m/s之后，傳質(zhì)系數(shù)的變化變得平緩，因此此時對應(yīng)的氣速為臨界轉(zhuǎn)變氣速；而當(dāng)Rej為3.39×105時，臨界表觀氣速則上升到0.017 m/s?？傊?，表觀氣速增大有助于改善射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)的氣液傳質(zhì)效果。一般而言，忽略溫度的變化，液體的本征傳質(zhì)系數(shù)kL隨表觀氣速的增加變化較小[21]，因此可以認(rèn)為傳質(zhì)過程中液相體積傳質(zhì)系數(shù)kLa變化主要是受氣液接觸面積的影響，而界面面積a與液體中的平均氣含率和氣泡直徑大小兩方面有關(guān)。在相同的表觀氣速條件下，增大射流雷諾數(shù)，輸入體系內(nèi)的液體功增加。增加的能量一方面主要用于破碎氣泡，使得平均氣泡直徑明顯減小，另一方面使得液體主體循環(huán)增強，因此傳質(zhì)系數(shù)有所增加。在相同的射流雷諾數(shù)條件下，當(dāng)表觀氣速較小時，增大表觀氣速，氣泡數(shù)目增加，氣含率增大，因此氣泡相界面積大幅增加，傳質(zhì)系數(shù)明顯增大；隨著表觀氣速進(jìn)一步增大，射流引入的能量不足以破碎更多的氣泡，氣泡發(fā)生聚并，相界面積有所增大，但此時液體循環(huán)也有所增大，因此傳質(zhì)系數(shù)略有增大。

圖4 表觀氣速對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響Fig.4 The effect of superficial gas velocity on liquid phase mass transfer coefficient

圖5 表觀氣速對平均氣含率的影響Fig.5 The effect of superficial gas velocity on average gas holdup

圖5為不同射流雷諾數(shù)條件下，平均氣含率隨表觀氣速的變化示意圖。由圖可知，隨著表觀氣速的增大，射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)的氣泡數(shù)目增加，不同雷諾數(shù)條件下的平均氣含率均呈增大的趨勢。值得注意的是，當(dāng)雷諾數(shù)為5.25×104時，氣含率最低，這是由于當(dāng)射流雷諾數(shù)小于5.25×104時，輸入體系的射流功較少，液位表面的氣泡并未得到充分的破碎，大氣泡較多，氣泡聚并明顯，導(dǎo)致液位附近波動較大，氣含率增大。當(dāng)雷諾數(shù)大于5.25×104時，可以明顯觀察到射流深度增加，氣泡破碎明顯，氣泡數(shù)目增多。此時液體循環(huán)明顯增強，氣含率有所增大。

射流雷諾數(shù)對的影響，主要是由于增大射流雷諾數(shù)，輸入體系內(nèi)的液體功增加和液體主體循環(huán)增強。由圖4可知，射流雷諾數(shù)一定時，當(dāng)表觀氣速小于0.009 7 m/s時，增大表觀氣速，傳質(zhì)系數(shù)明顯增加；當(dāng)進(jìn)一步升高表觀氣速時，傳質(zhì)系數(shù)基本不變。這是由于較小的表觀氣速下 (ug小于0.009 7 m/s)，表觀氣速的增大致使氣泡個數(shù)增多，反應(yīng)器從射流反應(yīng)器變?yōu)樯淞鞴呐莘磻?yīng)器，氣液接觸面積a迅速增大，液相體積傳質(zhì)系數(shù)也隨之快速上升。當(dāng)表觀氣速升高至大于0.009 7 m/s時，反應(yīng)器內(nèi)液體湍動增強，但射流功不足以充分破碎氣泡，氣泡聚并加劇成大氣泡，相界面積增加變換，導(dǎo)致傳質(zhì)系數(shù)增幅也趨于平緩。表觀氣速的增大一方面可以增加流體的湍動強度，使氣體表面更新速率增大，降低液相的傳質(zhì)阻力，使得液膜變??；另一方面液體湍動加劇生成更多的小氣泡，提高了氣液比表面積。因此從整體上來說，傳質(zhì)系數(shù)有所增加。從圖5中可以看出，平均氣含率隨表觀氣速的增大明顯增大，氣泡數(shù)目明顯增加。但是相同氣速下，射流與液體湍動二者共同決定了射流鼓泡反應(yīng)器內(nèi)的流型，反應(yīng)器內(nèi)控制機理由二者交替作用。

2.2 射流雷諾數(shù)的影響

一定表觀氣速下，射流雷諾數(shù)對射流鼓泡反應(yīng)器的液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響規(guī)律如圖6所示。可以發(fā)現(xiàn)，無論是處于何種表觀氣速下，液相體積傳質(zhì)系數(shù)均隨射流雷諾數(shù)的增大而增大。因為射流雷諾數(shù)的增大說明射流輸入的能量增加，有利于氣泡的破碎，導(dǎo)致高速而劇烈液體運動，氣液接觸面積和湍動也得到加強。

圖6 射流雷諾數(shù)對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響Fig.6 The effect of jet Reynolds number on liquid mass transfer coefficient

圖7 總輸入功率對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響Fig.7 Effect of total input power on liquid phase mass transfer coefficient

可以看出，氣泡與射流之間存在某種協(xié)同作用關(guān)系。向反應(yīng)器輸入液體和氣體的同時，也向反應(yīng)器注入了能量。圖7為反應(yīng)器總輸入功率對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響規(guī)律。由圖7可見，總輸入功率的增大，液相體積傳質(zhì)系數(shù)不斷增大；當(dāng)總輸入功率較小的影響更大，這是因為此時產(chǎn)生的氣泡較小，氣泡的比表面積相對較大，所以更有利于提高液相體積傳質(zhì)系數(shù)?？傒斎牍β蔖in為氣體輸入功率PG和液體輸入功率PL之和，PG和PL的計算公式分別如式（2）和式（3）所示：

式中，PG和PL分別為氣體輸入功率和液體噴射輸入功率，W；DN為噴嘴直徑，m；VG和VLN分別為氣體和液體的體積流量，m3/s；ρG和ρL分別為氣相和液相的密度，kg/m3；M為空氣的相對分子質(zhì)量；u0為氣體的表觀氣速，m/s；β為最大靜壓頭與反應(yīng)器頂部壓力（pT）之比。

將上述實驗數(shù)據(jù)用冪函數(shù)進(jìn)行最小二乘法擬合，得到如下的關(guān)聯(lián)式：

擬合公式的計算值與實驗值的差別如圖8所示。由圖8可見，公式擬合的誤差在±20%以內(nèi)。求極值得到，當(dāng)氣體的輸入功率為總輸入功率56%時，kLa最大，氣液傳質(zhì)效果最好。

圖8 液相體積傳質(zhì)系數(shù)經(jīng)驗公式計算值與實驗值的比較Fig.8 Comparison between calculated and experimental values of empirical formula of liquid phase mass transfer coefficient

3 結(jié) 論

本研究以縮徑式圓形噴嘴參照，采用動態(tài)溶氧法，系統(tǒng)研究了射流鼓泡反應(yīng)器的傳質(zhì)特征，考察了表觀氣速、射流雷諾數(shù)對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響。通過能量輸入數(shù)據(jù)分析，得到了輸入功率與液相傳質(zhì)系數(shù)的關(guān)聯(lián)公式：。研究表明，氣體鼓泡和液體射流的協(xié)同效應(yīng)最大時，氣體輸入功率占?xì)庖嚎傒斎牍β实?6%，此時反應(yīng)器內(nèi)的液相體積傳質(zhì)系數(shù)也最大確定了氣體鼓泡與液體射流協(xié)同效應(yīng)最佳的操作條件。

本研究初步揭示了射流鼓泡反應(yīng)器的傳質(zhì)規(guī)律，對反應(yīng)器放大效應(yīng)等問題還需進(jìn)一步深入研究。同時，在后續(xù)的工作中，要繼續(xù)研究噴嘴類型以及反應(yīng)器結(jié)構(gòu)尺寸對傳質(zhì)變化規(guī)律的影響。

[1]Karim I, Ghatage S V, Sathe M J, et al. Instabilities due to turbulence through inlet jet in plunging jet bubble column [J]. Chem Eng Sci,2017, 157:76-87.

[2]G?tz M, Lefebvre J, M?rs F, et al. Novel gas holdup correlation for slurry bubble column reactors operated in the homogeneous regime[J]. Chem Eng J, 2017, 308: 1209-1224.

[3]鐘東文. 射流鼓泡反應(yīng)器的研究進(jìn)展 [J]. 廣東化工, 2016, 43(17):128-130.Zhong Dongwen. Research progress of jet bubbling reactor [J]. Guangdong Chemical Industry, 2016, 43(17):128-130.

[4]Zhao J D, Su S J, Ai N S, et al. Modeling flue gas desulfurization using pyrolusite pulp in a jet bubbling reactor [J]. Mater Sci Forum,2009, 610-613:85-96.

[5]李永祥. 三相下噴式環(huán)流反應(yīng)器的傳質(zhì)特性 [J]. 高?；瘜W(xué)工程學(xué)報, 1997, 11(4):366-371.Li Yongxiang. Mass transfer characteristics of three-phase submerged loop jet reactor [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 1997, 11(4): 366-371

[6]劉勇營, 孫 勤, 楊阿三, 等. 下噴式環(huán)流反應(yīng)器液相流動特性研究 [J]. 化工時刊, 2010, 24(3):20-24.Liu Yongying, Sun Qin, Yang Asan, et al. Study on characteristics of liquid phase flow in down jet loop reactor [J]. Chemical Industry Times, 2010, 24(3): 20-24

[7]陳甘棠. 化學(xué)反應(yīng)工程 [M]. 第三版. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2007:179-181..

[8]Prasad K Y, Ramanujam T K. Gas holdup and overall volumetric mass transfer coefficient in a modified reversed flow jet loop reactor[J]. Can J Chem Eng, 1995, 73(2):190-195.

[9]Velan M, Ramanujam T K. Hydrodynamics in down flow jet loop reactor [J]. Can J Chem Eng, 1991, 69(6):1257-1261.

[10]Jamshidi A M, Sohrabi M, Vahabzadeh F, et al. Studies on the hydrodynamic behavior and mass transfer in a down-flow jet loop reactor with a coaxial draft tube [J]. J Chem Technol Biotechnol, 2001, 76(1):39-46.

[11]WARNECKE H J, PRüSS J, TAMM G, et al. Influence of recycling on mass transfer and reaction in a G-L jet loop reactor with variable interfacial area [J]. Chem Eng Technol, 1993, 16(1):58-61.

[12]李永祥. 三相下噴式環(huán)流反應(yīng)器的傳質(zhì)性能 [J]. 高?；瘜W(xué)工程學(xué)報, 1997, 11(4):366-371.Li Yongxiang. Mass transfer performance of a three phase jet loop reactor [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities,1997, 11(4):366-371.

[13]Dutta N N, Raghavan K V. Mass transfer and hydrodynamic characteristics of loop reactors with downflow liquid jet ejector [J]. Chem Eng J, 1987, 36(2):111-121.

[14]劉 宏, 王新芳.氣升式環(huán)流反應(yīng)器的實驗及數(shù)值模擬研究進(jìn)展 [J]. 河北化工, 2008, 31(4):3-5.Liu Hong, Wang Xinfang. Advances in experimental and numerical simulation of airlift loop reactor [J]. Hebei Chemical Industry, 2008,31(4): 3-5.

[15]HavelkaP, LinekV, SinkuleJ, et al. Hydrodynamic and mass transfer characteristics of ejector loop reactors [J]. Chem Eng Sci, 2000,55(3):535-549

[16]Roghair I, Annaland M V S, Kuipers J A M. An improved Front-Tracking technique for the simulation of mass transfer in dense bubbly flows [J]. Chem Eng Sci, 2016, 152:351-369.

[17]Linek V, Kordac M, Moucha T. Evaluation of the optical sulfite oxidation method for the determination of the interfacial mass transfer area in small-scale bioreactors [J]. Biochem Eng J, 2006, 27(3):264-268.

[18]Mohanty K, Das D, Biswas M N. Mass transfer characteristics of a novel multi-stage external loop airlift reactor [J]. Chem Eng J, 2007,133(1-3):257-264.

[19]Jurascik M, Biazej M, Annus J, et al. Experimental measurements of volumetric mass transfer coefficient by the dynamic pressure-step method in internal loop airlift reactor of different scale [J]. Chem Eng J, 2006, 125(2):81-87.

[20]Shah Y T, Kelkar B G, Godbole S P, et al. Design parameters estimation for bubble column reactors [J]. AIChE J, 1982, 28(3):353-379.

[21]Inga J R. Scale up and scale down of slurry reactors: a new methodology [D]. Pittaburgh: University of Pittaburgh, 1997.

Mass Transfer Coefficient Study of Jet Bubbling Reactor

Chen Ying
Sinopec Shanghai Engineering Company Limited, Shanghai 200120

Jet bubbling reactor is commonly used in the carbonylation reaction. This type of reactor uses the jet mixing rather than the mechanical way to achieve gas-liquid mixture. The main advantage of the jet bubbling reactor is its simple structure, low manufacture and maintenance cost. It is of great significance to study the liquid mass transfer coefficient of this type of reactor for its design, optimization and scale-up. In this paper, the necking type circular nozzle was used to determine the liquid volume mass transfer coefficient of jet bubble reactor by dynamic dissolved oxygen method. The effect of superficial gas velocity and jet Reynolds number on liquid phase mass transfer coefficient were investigated. The results showed that the liquid phase mass transfer coefficient first increased then remained unchanged with the increase of gas velocity. When the superficial gas velocity remained unchanged, liquid volumetric mass transfer coefficient increased with the increase of Reynolds number. However, the effect on mass transfer was greatly reduced when the gas velocity was less than 0.0012 m/s. The empirical correlation of liquid phase mass transfer coefficient was established. The mass transfer coefficient of liquid phase reached the maximum when gas power input was 56% of total power and the synergistic effect of gas bubble and liquid jet was also the strongest.

jet bubbling reactor; mass transfer coefficient; dynamic dissolved oxygen method

TQ027.1

A

1001—7631 ( 2017 ) 03—0221—06

10.11730/j.issn.1001-7631.2017.03.0221.06

2017-04-21;

2017-05-16。

陳 迎（1976—），男，高級工程師，通訊聯(lián)系人。E-mail:chenying2470.ssec@sinopec.com。