新型管式攪拌反應器的氣液傳質特性

李天賜 ,趙秋月 ,朱帥 ,鄭明昭 ,張廷安,3

(1.東北大學冶金學院,遼寧 沈陽 110819；2.多金屬共生礦生態化冶金教育部重點實驗室,遼寧 沈陽 110819；3.中鋁東南材料院(福建)科技有限公司,福建 福州 350015)

多相反應器廣泛應用于生物、化工、冶金、環境等過程工業[1-4]。用于增強多相體系混合與傳質的多相反應器類型多樣,包括攪拌反應器、微通道反應器、旋轉填充床、高剪切混合器等[5]。其中,攪拌反應器因其應用性能優良、結構簡單、組裝方便等特點得到普遍應用。

在涉及氣液兩相參與的多相反應中,攪拌影響氣液均質化程度、混合質量、功耗和傳質,進而影響實際的反應進程[6]。在上述各因素中氣液傳質速率是限制反應速率的主要因素[7]。體積傳質系數kLa的增強可以通過增加氣液傳質系數項(kL)和增加氣液界面面積項(a)來實現。kL值受多種因素影響,如氣體擴散率、液體介質的密度和黏度以及氣液親和力等[8-10],受實際反應過程影響,上述參數難以改變,增加氣液界面面積成為增強kLa的高效手段[11]。研究人員常通過引入添加劑和優化反應器結構的方式,增大氣液接觸面積提高kLa[12]。但實際的反應體系總是伴隨著各類的化學反應,沒有一種通用的添加劑可以適用于各個體系。

潘勤敏等[13]通過對管式攪拌反應器的氣液傳質特性進行研究,發現管式攪拌反應器進行傳質所需的攪拌轉速低于立式攪拌釜,且管式反應器的氣液傳質面積及其分布均勻度較立式攪拌釜有明顯提高,實測結果發現在相同的功率下,管式攪拌反應器的傳質系數比立式攪拌釜的高出約一個數量級。葉新權等[15]、白偉民等[16]在關于管式攪拌反應器的研究中對攪拌槳型進行改進,分別使用了多層平直葉槳和新型寬葉攪拌槳優化反應器,強化了管式攪拌反應器的氣液傳質效果,研究發現液含量ε=0.5為最佳操作條件。周天達等[17]指出采用管式攪拌反應器的Innovene 工藝生產丙烯聚合物,產品的綜合性能好。

基于以上,張廷安等[18]開發了新型管式攪拌反應器。該管式反應器創新性地將微小的進氣孔(0.15 mm)均勻分布在攪拌槳葉上,參與反應的氣體通過中空的攪拌軸與槳葉連接桿,隨著槳葉的旋轉均勻分布在整個反應器內,相較于固定位置的曝氣孔,這種曝氣方式使得進氣孔能夠覆蓋更多的空間位置,同時攪拌槳旋轉進一步破碎細化氣泡,增大氣液接觸面積,提高氣液傳質速率。鄭明昭[19]使用該反應器進行濕法銹蝕試驗,數據顯示傳統釜式反應器需要反應4 h 才可去除還原鈦鐵礦中83%的金屬鐵,而新型管式反應器在2.5 h 內即可去除89%的金屬鐵。

為了探究新型管式攪拌反應器的氣液傳質特性,本研究以管式攪拌反應器為分析對象,探討其氣液傳質性能,得到不同操作參數下的試驗數據,建立kLa的無量綱關聯式,為新型反應器的優化與應用提供參考。

1 試驗

1.1 試驗材料

無水亞硫酸鈉(相對分子質量126,溶液濃度1 ×10-4mol·m-3,國藥集團化學試劑有限公司產),七水合硫酸鈷(相對分子質量281,溶液濃度10-9mol·m-3,國藥集團化學試劑有限公司產)。試驗用水為自來水,通入氣體為空氣。

1.2 試驗設備

試驗設備連接示意如圖1 所示,主要由6 部分組成,分別是進氣系統、動力系統、反應器主體、控制系統、取樣系統和氣液傳質測量系統。本試驗采用取樣法進行測量,通過取樣口將液體用蠕動泵送入取樣管,測量完成后,該部分液體受擠壓返回反應器。圖2 為新型管式攪拌反應器主體結構尺寸圖。試驗體系及操作參數如表1 所示。

表1 試驗體系及操作參數Table 1 Experimental system and operating parameters

圖1 管式攪拌反應器及氣液傳質測量系統Fig.1 Tubular stirred reactor and gas-liquid mass transfer measurement system

圖2 管式反應器主體示意圖(單位:mm)Fig.2 Main body diagram of tubular reactor

1.3 分析測試儀器

便攜式溶氧儀(0～6.25 × 10-7mol·m-3),JPBJ-609L 型,上海儀電科學儀器有限公司產；溶解氧電極,雷磁DO-958-L 型,上海儀電科學儀器有限公司產；氣體流量計(0.25～2.5 m3·h-1),LZB15,蘇州化工儀表公司產；蠕動泵,BT100L 型,保定雷弗流體科技有限公司產；電子天平(精度為1 mg),JA2103N 型,上海佑科儀器儀表有限公司產。

1.4 試驗方法

采用穩態亞硫酸鹽法測定體積傳質系數[7]。該方法主要發生液體中的化學反應?；瘜W反應是在液體中以Co2+為催化劑,亞硫酸鈉加入體系后立即被溶解氧氧化成硫酸鈉,化學反應見式(1)。

試驗過程中,首先向體系內通入空氣,當溶解氧達到飽和時氧氣濃度為CAi,將亞硫酸鈉溶液加入水中,溶解氧開始減少。當體系內氧濃度不隨時間變化時,則假定此時為穩態氧氣濃度(CAs)。在穩定狀態下,氧氣消耗率由反應決定,等于內部相氧轉移率。試驗過程體系內溶氧濃度變化如圖3 所示。

測量方法見公式(2)。

式中:kLa為體積傳質系數,s-1；CAi為飽和溶解氧濃度,mol·m-3；CAs為溶氧平衡濃度,mol·m-3；r為耗氧率,mol·m-3·s-1。

耗氧率的計算公式見式(3)。

式中:QF為亞硫酸鈉溶液的進料速率,m3·s-1；CBF為亞硫酸鈉溶液的濃度,mol·m-3；2 為反應中的化學計量比；VL為液體體積,m3。

在穩定狀態下,溶解氧濃度CA恒定,這導致dCA/dt變為零。傳質系數計算公式見式(4)。

試驗結果重現性好,重復2 次或3 次后平均相對誤差小于10%。

2 結果與討論

2.1 通氣流量Q 與攪拌弗勞德數Fr對kLa 的影響

根據文獻[13]對管式攪拌反應器氣液傳質特性的研究,攪拌弗勞德數控制體系內的氣液體積傳質系數kLa。本研究考察了在3 種通氣流量時Fr與kLa的關系,如圖4 所示。

圖4 不同流量下kLa與Fr 的關系Fig.4 The relationship between kLa and Fr under different flow rates

圖4 中,不論是改變液含量ε的值,還是通過調節攪拌轉速N改變Fr的大小,管式攪拌反應器的kLa均隨著Q及Fr的升高整體呈現增大趨勢。

圖4(a)展示了ε=0.5時kLa隨Fr的變化曲線,文獻[15]中傳統管式攪拌反應器采用六葉平直攪拌槳,傳統反應器利用攪拌槳旋轉時產生的空穴,將氣體帶入液體中進行傳質。新型管式攪拌反應器采用從槳葉端進氣的新型攪拌槳,使用微小的氣體進口細化氣泡尺寸,增大氣液接觸面積,同時氣體隨著攪拌槳旋轉覆蓋更多的空間位置。該變化曲線顯示,新型攪拌槳可以有效提升體系內的氣液傳質速率[15],當Fr=0.024 時,kLa提升了約2 倍,當Fr=0.22,Q=1.6 m3·h-1時,體系內的體積傳質系數最高,在ε=0.74 時達到最高,為0.032 4 s-1。

圖4 顯示,Fr=0.054 時,kLa隨著Fr變化的曲線出現拐點,在該點之后,kLa增速變緩(圖4(b)～(c)),在圖4(a)中kLa在Fr變化期間有下降情形。

圖5 從反應器左端拍攝的氣泡形態圖可以解釋拐點出現的原因:圖5(a)中,Fr=0.006 時,攪拌槳進入液相后,氣體從槳葉上的微小氣孔進入體系內,氣泡尺寸較小,有利于氣液間的傳質；隨著Fr升高至0.054,攪拌槳后方有氣穴生成,氣穴形狀如紅色區域所示,氣穴的出現不利于氣液傳質的進行；隨著Fr進一步升高,氣穴進一步增大,氣液接觸面積降低,導致kLa增速變緩或下降。

圖5 Q=1.6 m3·h -1氣泡形態圖Fig.5 Q=1.6 m3·h -1 bubble shape diagram

圖5(b)中液含量ε從0.5 增加到0.74,氣穴的尺寸顯著減小。圖4 中,在通氣量Q=1.6 m3·h-1的條件下,Fr從0.054 增大至0.096 的過程中,kLa由ε=0.5 時減小轉變為ε=0.74 時增大,原因是氣穴尺寸減小,對氣液傳質的影響也降低,因此當ε=0.74 時,增大Fr和Q均能夠顯著增大kLa。

2.2 液含量ε對kLa 的影響

由于反應器運行過程中持續有氣體通入,液含量過高會導致試驗過程中發生噴濺現象,預試驗發現液含量ε=0.74 時,不會發生噴濺現象,同時根據前人試驗結果發現,在ε=0.5 時氣液傳質效率最高[15]。因此試驗所選液含量參數定為0.5、0.61、0.74。2.1 節的研究發現Q的大小對Fr隨kLa的變化曲線影響很小,因此圖6 只顯示Q=1.6 m3·h-1時kLa隨ε的變化曲線。

圖6 kLa與ε 的關系Fig.6 The relationship between kLa and ε

從圖6 中可以看出,在Fr≤0.096 時,體系內的kLa隨著液含量ε的升高而降低,這與葉新權等[15]、白偉民等[16]的試驗結果相吻合:在Fr較低時,體系內的氣液傳質速率在ε=0.5 時達到最高點,之后隨著液含量的上升而下降。而在Fr大于0.15 時,kLa隨著ε的升高而增大,與前人試驗結果有所不同。分析原因:向體系內通入氣體使得體系內氣體量增加,Fr增大使得體系內湍流的加劇,氣液接觸面的更新速度加快,有利于氣液傳質,進而使kLa增大。在ε=0.5 條件下,Fr=0.054 時體系內的kLa與Fr=0.15 時相當,展現了在該Fr下新型攪拌槳的優越性。

2.3 體積傳質系數經驗公式

對體積傳質系數kLa造成影響的主要因素有:①轉攪拌速N；②攪拌槳直徑d；③通氣流量Q；④流體的密度ρ；⑤流體的黏度μ；⑥流體的表面張力系數σ；⑦重力加速度g；⑧管式反應器的內徑D；⑨液含量ε。

對這些變量進行因次分析,可得到其一般函數關系式,見式(5)。

各個變量與量綱建立因次表,見表2。表中,M代表質量量綱,L代表長度量綱,t代表時間量綱。

表2 變量及因次表Table 2 Variables and dimension table

選擇N、d、ρ作為獨立變量,根據計算可得這3 個物理量的量綱指數行列式不等于0,所以這3 個物理量可以選做基本量綱。根據∏定理的內容,本試驗中總的變量數10,在選取3 個獨立變量數的情況下,可以列出7 個無因次的組合式。計算后可得式(6)。

在本試驗內容中雷諾數Re和弗勞德數Fr分別為攪拌雷諾數和攪拌弗勞德數。另外,攪拌槳直徑d與管式反應器內徑D根據管式攪拌反應器的結構設計得出,在本試驗中為定量,且,在本試驗中比值為常數值,擬合函數關系式可以簡化為式(7)。

將試驗數據代入式(7)中,對試驗數據進行多元線性回歸分析擬合,得到式(8)。

式(8)適用條件如下:Fr為0.006～0.22、通氣流量為0.8～1.6 m3/h、液含量為0.5～0.74 之間的新型管式攪拌反應器。擬合結果中的R2即為決定系數(coefficient of determination,COD),R2與修正R2的值極為接近,且均接近于1,擬合程度良好?；貧w統計表見表3。

表3 回歸統計表Table 3 Regression statistical table

通過計算擬合的體積傳質系數與試驗值進行比較,得到圖7。由圖7 可以發現,相對誤差基本控制在25%以內,認為計算所得的擬合公式與試驗值的吻合度較高[20]。本研究結論為新型管式攪拌反應器在實際中的應用提供參考。

圖7 kLa 計算值與試驗值對比Fig.7 Comparison of calculated and experimental kLa values

3 結論

本研究采用穩態亞硫酸鹽法研究新型管式攪拌反應器氣液傳質性能,考察了不同攪拌弗勞德數Fr、通氣流量Q和液含量ε的條件下體積傳質系數kLa的變化,并在試驗結果的基礎上得到以下結論。

1)從攪拌槳葉上通入氣體,可有效增強kLa,新型管式攪拌反應器在Fr≤0.054時kLa大于傳統管式反應器的值(最大提升約2 倍)。

2)在試驗條件下,當新型管式攪拌反應器的Fr≤0.096 時,ε=0.5 氣液傳質速率最高；在Fr≥0.15時,ε=0.74 氣液傳質效果最好；反應器在Q=1.6 m3·h-1、ε=0.74、Fr=0.22 時,kLa最大為0.032 4 s-1；隨著反應器Fr升高至0.054,攪拌槳后方有氣穴生成,使得氣液接觸面積降低,kLa增速變緩或下降。

3)對試驗條件下反應器內的ε、Fr、Q與kLa的關系進行分析,得到新型管式反應器kLa的無量綱關聯式(符號說明同前文),且與試驗值擬合結果良好。