射流鼓泡反应器的混合特性

郭天琪，黄正梁，王靖岱，蒋斌波，阳永荣

（浙江大学化学工程与生物工程学院，化学工程联合国家重点实验室，浙江 杭州 310027）

射流鼓泡反应器的混合特性

郭天琪，黄正梁，王靖岱，蒋斌波，阳永荣

（浙江大学化学工程与生物工程学院，化学工程联合国家重点实验室，浙江 杭州 310027）

射流鼓泡反应器以液体射流代替搅拌实现液相混合，具有结构简单、制造及维护费用低等诸多优点，研究其混合特性对于反应器的设计、优化及放大具有重要意义。以空气-水作为模拟介质，采用KCl电解质溶液为示踪剂考察了表观气速和射流Reynolds数的大小对液相宏观混合时间的影响，并从能量输入的角度对射流鼓泡反应器的混合机制进行分析。研究发现，在实验条件下（表观气速变化范围为0.0006～0.0343 m·s-1，射流Reynolds数的变化范围为1.75×104～7.00×104），鼓泡的加入使得均相射流反应器内的液相混合得到改善；随着表观气速增大，液相宏观混合时间先缩短后延长；当气体输入功率或液体输入功率不变时，混合时间随总输入功率的增大而缩短。通过对多组实验数据的回归分析，提出了液相宏观混合时间与液体输入功率和气体输入功率的经验关联式，计算值与实际值吻合较好。最后基于提出的关联式，发现当总输入功率一定时，混合时间随气体输入功率的增加先缩短后延长，临界转变点在气体输入功率为总功率的61%处，此时气液两相协同作用最强。

多相反应器；混合；气泡；射流；输入功率

引　言

射流鼓泡反应器是一类带有液体喷嘴以及气体发生鼓泡部件的反应器，利用液体喷射代替传统搅拌桨，一方面可以降低动设备的机械维护费用，另一方面在液体循环量较大时，有效地避免了搅拌桨的振动问题。在射流鼓泡反应器内，液体在泵的输送下经过喷嘴高速喷射进入反应器内，利用高速液体射流的剪切作用来破碎气泡，实现反应器内气液两相的高效分散混合。众所周知，反应器内物料的混合状态直接影响传热、传质和化学反应。因此，深入研究射流鼓泡反应器内的混合特性对于反应器的设计、优化及放大均具有重要意义。

射流混合的概念广泛应用于均相体系。目前文献中关于射流混合的研究可以分为两个方面，一方面通过实验研究，考察操作条件以及几何尺寸，如射流速度、喷嘴直径、射流角度及位置、液体黏度、反应釜直径及釜底形状等对混合时间的影响[1-5]；另一方面通过计算流体力学（CFD）技术进行模拟研究，以期对反应器内的流体力学行为及对混合的作用规律进行细致的刻画[6-10]。

射流现象用于气液混合反应主要有以下两种反应器形式，一种是喷射式气液反应器，另一种是射流鼓泡反应器。前者多用来代替鼓泡塔[11-12]，而后者则多用来代替搅拌反应器。其中喷射式气液反应器又根据射流喷嘴在反应器上下位置的不同，分为下喷式自吸反应器和上喷式环流反应器。在传统的鼓泡塔内，气泡尺寸决定气液接触面积，影响气液传质效果，而其受向下流动的液体和向上流动的气体影响，这使得鼓泡塔内的气液两相行为在一定程度上受到限制[13]。因此提出采用喷射式气液反应器来代替鼓泡塔以期得到更好的气液传质效果[11-12]。在喷射式气液反应器内，液体射流不仅可以对气泡产生剪切作用，形成较小的气泡，同时还会与小气泡接触进行两相反应。反应器内气、液两相一同从喷嘴处进料，当具有一定压力的液体经反应器上部的喷嘴喷射时，会产生很高的液体流速，喷嘴周围由此形成低压区，反应原料被吸入吸气室，然后在吸气室下方的混合室内充分混合。喷嘴主要用于将气体卷吸入液体中，形成小气泡。与之不同的是，在射流鼓泡反应器中，气、液两相分别进料，喷嘴既用于搅拌液体，又可以使液体形成循环，分散气体。此外，喷射式气液反应器中下喷式的喷嘴在液面上方，上喷式的喷嘴在反应器底部全部淹没在液相中，二者均是气液顺流；而射流鼓泡反应器中喷嘴伸入到液面下方，气液两相形成逆流。

与喷射式气液反应器相比，射流鼓泡反应器的研究相对较少。Amiri等[14]首次对射流鼓泡反应器的混合性能进行了研究，得到射流可以有效改善液相混合以及越接近气液两相相遇位置混合时间越短的结论，并根据不同喷嘴Reynolds数下，随表观气速变化得到的混合时间的4种不同变化趋势，总结出4类气液两相流动结构。但文献只依据流动结构图对实验现象进行解释，并未对结果进行深入分析，挖掘产生不同流动结构的原因。

在气液两相体系中，液相混合是影响反应器性能的主要因素之一[15]。良好的液相混合可以防止组分在气液相界面间的过度积累或缺失，进而增强质量传递的驱动力，加速有效组分的转移。因此，可以通过强化液相混合和增加小气泡的数量来增大气液间的相界面积，进而从根本上强化传质。此外，在气液两相体系中，传质效果受气体在液膜中溶解度限制，而液相混合则可减小液膜厚度，进一步改善传质效果[16]。

本文针对射流鼓泡反应器的液相混合特性这一重要参数开展实验研究，采用电解质示踪法测量液相宏观混合时间，系统考察了表观气速对液相宏观混合时间的作用规律，并从能量输入的角度对宏观混合特性进行分析，提出液相宏观混合时间的经验关联式，最终希望为工业射流鼓泡反应器的开发提供理论指导。

1　实验部分

1.1实验装置及流程

图1为冷模实验系统流程，包括反应器、气路系统、水路系统、检测仪器以及计算机数据采集系统5个部分。反应器由有机玻璃制成，由筒体、半球形下封头、液体注入管、气体分布环、挡板等部分组成。反应器筒体和半球形封头的内径为 380 mm，反应器筒体高度为1000 mm，反应器内装有气体分布环、液体喷嘴以及挡板。其中，气体分布环上方布有均匀分布的出气孔，下方布有少量排液口，液体喷嘴为缩径式，具体结构如图2所示，气体分布环距反应器底部垂直距离为0.15 m，液体喷嘴出口距气体分布环垂直距离为 0.4 m。反应器设有进气口（A）的公称直径为31 mm，排液口（B）的公称直径为63 mm，取样口（C）四周对称分布，公称直径为30 mm。

图1　冷模实验流程Fig.1　Schematic diagram of experimental setup

冷模实验装置的结构参数为自行设计确定，具体尺寸如表1所示。其中，di为筒体和半球形封头内径，h为筒体高度，da为喷嘴缩径前内径，db为喷嘴缩径后内径，α为收缩角度，l为收缩部分长度，hr为缩径后圆柱段长度，dg为气体分布环直径，ds为分布环内径，dk为分布环开孔直径，n为开孔数。

表1　实验装置结构参数Table 1　Parameters of experimental apparatus

冷模实验在常温、常压下进行，以空气和水作液体从反应器底部排出，在循环泵的泵送作用下经流量计计量后通过喷嘴喷射进入反应器，构成液体循环。实验过程中，通入反应器内的气体流量的变化范围为0.25～14 m3·h-1，以反应器截面积计算，表观气速的变化范围为0.0006～0.0343 m·s-1，该操作区间可包含气泡的鼓泡态和聚并态，液体射流Reynolds数的变化范围为1.75×104～7.00×104。射流Reynolds数Rej的计算如式（1）所示。

式中，dj为射流出口直径，uj为射流出口速度，ρ为射流液体密度，η为射流液体黏度。

图2　液体喷嘴及气体分布环结构Fig.2　Structure diagram of liquid jet and gas distribution ring

1.2实验测试方法及数据处理

采用电解质示踪法对液相宏观混合时间进行检测。实验开始前，向反应器内注入自来水约64 L，液面高度约 0.625 m，打开离心泵及风机，调整阀门开度，使得气液流量分别达到规定值。测量过程中，将一定体积(50 ml)的饱和KCl溶液通过注入装置，经由反应器液体喷嘴脉冲加入。为消除气泡对检测造成的影响，在反应器下部检测点安装特殊设计的引流装置[17]，将塔内液体引出，分离气液两相。采用位于筒体侧壁底部的电导率仪（上海雷磁公司，DDSJ-308A）测量液体电导率，并将检测结果输入计算机内保存。每个数据点实验次数不少于5次，混合时间以电导率值的均匀度达到99%所用的时间为标准[14]。

图3为检测过程中液体电导率随时间变化的典型结果。为了便于比较及后续的分析，采用如式（2）所示的方法对电导率仪的测量结果进行量纲1化处理。

图3　液体电导率随时间的变化Fig.3　Variation of conductivity with time in mixing time

式中，κ（t）为t时刻的电导率，κi为实验初始时的电导率，κ∞为实验结束时达到稳定的电导率。采用式（2）对图3中的数据进行处理，结果如图4所示。当示踪剂浓度达到平衡浓度的 99%～101%之间时，该时刻与示踪剂注入的时间间隔即为混合时间tM。

图4　量纲1处理后电导率cj随时间的变化Fig.4　Variation of dimensionless cjwith time in mixing time

2　实验结果与讨论

2.1鼓泡的影响

为探究气相鼓泡对均相射流混合的影响，在射流反应器内通入气体，对比了表观气速ug分别为0 和0.0061 m·s-1时，液相宏观混合时间随液体射流Reynolds数的变化情况，实验结果如图5所示。从图中的结果可以看出，有鼓泡时反应器内的液相宏观混合时间小于无鼓泡时的液相宏观混合时间；当射流Reynolds数为7×104时，两条曲线之间的差距最小，此时有鼓泡时的液相宏观混合时间是无鼓泡时的70%；而当射流Reynolds数为1.75×104时，有鼓泡时的液相宏观混合时间只有无鼓泡时的60%。由此可见，鼓泡对均相体系内的混合情况有明显的改善作用，这主要是由于气泡引起的反应器内液体的局部湍动强化了液相混合。进一步观察可以发现，有无鼓泡时液相宏观混合时间的差值随着液体射流Reynolds数的增大而减小，分析其原因是由于射流Reynolds数较大时，反应器内液体主要受射流循环混合作用，表观气速一定的气泡所引起的局部液相湍动对液相混合的强化程度相对降低。

图5　有无鼓泡时液相宏观混合时间随射流Reynolds数的变化Fig.5　Effect of bubble injection（ug=0.0061 m·s-1）on mixing time with various jet Reynolds numbers

图6　射流反应器内实际流动情况Fig.6　Real flow conditions in jet reactor

结合图6实验过程中所拍摄的照片及射流理论等对实验现象进一步分析，未加入鼓泡时，射流以一定的速度离开喷嘴出口后，与周围静止的流体形成速度不连续的间断面，而速度间断面是不稳定的，射流引起的掺混相应产生了对射流的阻力，使射流流速降低，能量减弱[18]。通入气体后，环状分布管鼓出的气泡在上升过程中，受到反应器中心竖直向下的液体射流的剪切分散作用，较好地分布在反应器内，引起周围液体的局部湍动，在气泡的带动下向上流动，到达液面附近后在反应器壁面处形成向下流动的液体，构成液相流动循环。相比未加入鼓泡时，气泡引起的液体湍动使得反应器壁面处及液面附近的液体的流动速度增加，死区及低速区大大减少。综上可知，加入鼓泡后，反应器内气泡带动液体局部湍动，形成液面附近的流动循环，液相混合在很大程度上得到了改善。

2.2表观气速的影响

图7为不同射流Reynolds数下表观气速与液相宏观混合时间的关系，其中横坐标为表观气速，纵坐标是液相宏观混合时间，不同曲线代表不同的射流Reynolds数。从图中可以看出，当射流Reynolds数一定时，液相宏观混合时间随表观气速的增大先缩短后延长，在不同的射流Reynolds数下均表现出类似的规律。当射流Reynolds数较小（Rej=1.75×104）时，随着表观气速进一步增大，液相混合时间的增幅较大。进一步分析，当射流Reynolds数较小（Rej=1.75×104）时，极小值点对应的表观气速约为0.007 m·s-1，而当射流Reynolds数较大时，极小值点对应的表观气速约为 0.017 m·s-1。也就是说，在不同射流Reynolds数下，液相宏观混合时间的临界转变气速是不同的。在低射流Reynolds数下，反应器内为气相鼓泡控制，因此出现了与鼓泡塔（射流Reynolds数为0）中类似的研究结果[19-20]。文献表明，鼓泡塔在低表观气速下(ug<0.01 m·s-1)，液相宏观混合时间随表观气速增加急剧减少；在较高的表观气速下(ug>0.01 m·s-1)，气速影响趋缓，甚至出现了随气速增加混合时间延长的结果。但在高射流Reynolds数下，表观气速增大所形成的并聚的大气泡可以被能量较高的射流破碎和剪切成为小气泡，而小气泡有利于液相湍动及混合，因此液相宏观混合时间的临界转变气速增大。下文将从能量输入的角度对此做更深入的分析。

对实验结果进一步分析，当表观气速较小时，射流可以到达气体分布环上方，对反应器内的气泡起到向器壁推动和分散作用，可以减少单一射流混合时反应器内的死区。同时，由于射流形成的液体循环，使得气泡引起的液体局部湍动更加剧烈，射流和鼓泡相互协同影响，形成了小规模的动量和能量交换。随着表观气速的增大，气泡增多，气体引起的湍动作用得以加剧，同时射流和气泡相互碰撞引起的液体的湍动和搅动更加剧烈，因此混合时间减少。当表观气速进一步增加的时候，气泡开始发生并聚，射流可破碎大气泡，但是引起液体湍动的小气泡未较之前增多，因此混合时间基本保持不变。当表观气速再增加时，如果射流Reynolds数相对不足以破碎并聚的大气泡，而大气泡引起的液相循环作用又强于局部的湍流脉动，则会出现混合时间稍有增长，混合效果变差的情况。由此可知，表观气速不同，气泡的数量、大小及状态均不同，进而影响反应器内液体流动状态，对液相混合构成影响。

图7　不同射流Reynolds数下表观气速对液相宏观混合时间的影响Fig.7　Effect of aeration rate on mixing time with different jet velocities

2.3能量输入分析

在传统的鼓泡反应器中，反应器内液相混合主要为湍动混合机制控制，气泡上升卷吸液体促进了液相的混合。而在射流鼓泡反应器中，液相混合则存在湍动混合和循环混合两种控制机制，一方面射流会破碎气泡、卷吸液体，影响气泡和釜内液体耦合控制的湍动混合强度；另一方面射流同时促使反应器内形成较规则的液体循环，影响射流和釜内液体耦合控制的循环混合强度。两种混合机制共同决定了射流鼓泡反应器中的混合状态。本文将从能量输入的角度对射流鼓泡反应器的混合机制进行定量分析。

射流鼓泡反应器中，无论是从气体分布器进入反应器的气体，还是从液体喷嘴进入反应器的液体，其实质均是向反应器内输入一定的能量。反应器能量的输入是控制反应器内液相混合、气液传质等的重要参数[21]。在射流鼓泡反应器中，由于气体和液体两相逆流进入反应器，其流动方向及对釜内液体混合的控制机制均不同，气泡和射流两种作用机制并非单一叠加关系。而这两种不同输入能量间的相互协同作用会对反应器的宏观混合产生重要的影响。

气液射流反应器中气体和液体的能量输入可分别用式（3）和式（4）进行计算[21]。

式中，PG和PL分别为气体输入功率和液体喷射输入功率，W；DN为喷嘴直径，m；VG和VLN分别为气体和液体的体积流量，m3·s-1；ρG和ρL分别为气相和液相的密度，kg·m-3；M为空气的相对分子质量；u0为气体的表观气速，m·s-1；β为最大静压头与反应器顶部压力（pT）之比，其大小可根据式（5）计算[21]

式中，L为泡沫液位，m；εG为气含率；g为重力加速度。εG可通过测量静液层高h和通气时泡沫液位L算出

图8为不同气体输入功率下液相宏观混合时间与液体输入功率的关系。其中横坐标为液体输入功率，纵坐标为混合时间，不同曲线代表不同的气体输入功率，实验过程中通过改变气体和液体的流速来改变其输入功率。从图中可以发现，在一定的气体输入功率下，液体输入的功率越大，反应器的液相宏观混合时间越短。这是因为在固定了一种能量输入的情况下，增加另一种能量输入的大小，反应器内的总能量输入增大。如当反应器内的液体能量输入增大时，射流带动的液体循环混合更加剧烈，反应器内的混合状况得以改善，相应地，液相宏观混合时间缩短。即在此情况下，反应器的能量输入越高，反应器内的混合情况越好，液相宏观混合时间越短。但需要注意的是，此结论适用于固定一种能量输入的大小，仅考虑气体或液体单因素对宏观混合时间的影响。当二者的输入能量均发生变化时，情况会更加复杂。

图8　不同气体功率下液体输入功率对液相宏观混合时间的影响Fig.8　Effect of liquid power input on mixing time with different gas power input

图9为实验过程中混合时间随反应器总输入功率的变化。图中的点代表相应总输入功率下所对应的混合时间。从图中可以看出一个基本的变化规律，即总输入功率越大，宏观混合时间越短。

图9　总输入功率对液相宏观混合时间的影响Fig.9　Effect of total power input on mixing time

2.4液相宏观混合时间经验关联式

从前文的研究结果可以发现，通过改变气速（表观气速范围为0.0006～0.0343 m·s-1）或射流Reynolds数（射流 Reynolds数范围为 1.75×104～7.0×104）可以改变反应器的能量输入，进而在一定程度上影响反应器的液相宏观混合时间。在分析了气体及液体能量输入对液相宏观混合时间的影响规律的前提下，本文提出了液相宏观混合时间关联式

拟合得到a=85.87, b= -0.12, c= -0.19。实验值和计算值的比较如图10所示，实验值和计算值的相对误差基本控制在10%以内，模型的准确性较高。

为了定量研究气体和液体输入功率对液相宏观混合时间的影响，即气泡和射流的协同作用，在总输入功率P一定的前提下对式（7）求导

令式（8）为零，则 PG=[0.19/(0.19+0.12)]P= 0.61P。当PG＜0.61P时，式（8）小于0，当 PG>0.61P时，式（8）大于0。也就是说，在总输入功率一定的前提下，气体输入功率不足总输入功率的61%时，气体输入功率越大则混合时间越短，而当其大小超过总输入功率的61%时，气体输入功率越大混合时间也越长，PG=0.61P为混合时间的极小值点。

由前文的分析可知，射流鼓泡反应器内存在两种型式的混合，即由气体鼓泡引起的湍动混合以及由液体射流形成的循环混合。湍动混合强度越大，混乱度越高；循环混合强度越大，则液体湍动趋于规则有序，混乱度降低，混合效果较湍动混合差。因此，在气液总输入功率一定的条件下，当气体输入功率较小时，增加气体输入功率可以改善反应器内的湍动混合程度，缩短液相宏观混合时间；但当气体输入功率进一步增大时，势必会使得液体输入功率减小，此时液体射流能量过低，无法有效破碎由于较高的气体输入功率所形成的并聚的大气泡，反应器内混合效果变差。

当气体输入功率占总输入功率61%时液相宏观混合时间最短，说明反应器内气体鼓泡和液体射流相互协同作用最强。

图10　液相宏观混合时间经验公式计算值与实验值的比较Fig.10　Comparison of liquid mixing time between calculated data and experimental data

3　结　论

（1）应用电解质示踪法测定了射流鼓泡反应器内的液相宏观混合时间。实验结果表明，鼓泡的加入很大程度上改善了均相射流反应器内液体的混合情况；液相宏观混合时间随着表观气速的增大呈先缩短后延长的趋势，进一步增大表观气速，当射流Reynolds数过小不足以破碎大气泡时，混合时间稍有增长。

（2）从能量输入的角度探讨鼓泡注入的气体输入功率以及射流注入的液体输入功率与液相宏观混合时间的关系，分析发现当气体输入功率或液体输入功率不变时，混合时间随总输入功率的增大而缩短；当总输入功率一定时，混合时间随气体输入功率的增加先缩短后延长，临界转变点在气体输入功率为总功率的61%处，此时气体鼓泡和液体射流协同作用最强。

（3）在实验条件下（以反应器截面积计，表观气速的变化范围为 0.0006～0.0343 m·s-1，射流Reynolds数的变化范围为1.75×104～7.0×104），回归得到射流鼓泡反应器内液相宏观混合时间的经验关联式为：

符号说明

L——泡沫液位，m

M——空气的相对分子质量

PG——气体流动输入功率，W

PL——液体流动输入功率，W

pT——反应器顶部压力，Pa

tM——混合时间，s

ug——表观气速，m·s-1

uj——射流出口液速，m·s-1

VG——气体体积流速，m3·s-1

VLN——液体体积流速，m3·s-1

εG——气含率

η ——黏度，Pa·s

κ——电导率，mS·cm-1

ρG——气相的密度，kg·m-3

ρL——液相的密度，kg·m-3

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Mixing characteristics in jet bubbling reactor

GUO Tianqi, HUANG Zhengliang, WANG Jingdai, JIANG Binbo, YANG Yongrong
(State Key Laboratory of Chemical Engineering, College of Chemical and Biological Engineering, Hangzhou 310027, Zhejiang, China)

The jet bubbling reactor uses liquid jet to achieve the liquid mixing instead of mechanical stirring, which brings several advantages such as simple structure and low cost of maintenance and manufacturing. The research of its mixing characteristics plays a significant role in the design, optimization and scaling up of the reactor. Based on the air-water system, the electrolyte tracer (KCl solution) method was applied to investigate the influences of gas velocity and jet Reynolds number on the liquid mixing time with the cold model experimental apparatus. The mixing mechanism in jet bubbling reactor had also been analyzed from the perspective of power input. The results showed that within the experimental range (ugfrom 0.0006 to 0.0343 m·s-1, Rejfrom 1.75×104to 7.00×104), the introduction of gas bubbling strengthened the liquid mixing conditions. With the increase of superficial gas velocity, the liquid mixing time decreased at first and then increased. When the gas or liquid power input kept constant, the mixing time decreased with the increase of the total power input. Through the regression analysis of all the experimental data, relationship between liquid mixing time, and liquid and gas power inputs hadbeen built up. An empirical correlation was proposed, and the calculated value was fitted well with the experimental data. Based on the obtained equation, the liquid mixing time was found to decrease at first and then increase with the increase of the gas power input if the total power input was remained constant. The transition point was around where gas input power occupied 61% of the total input power. At this point, the synergistic effect was the strongest.

date: 2015-04-07.

HUANG Zhengliang, huangzhengl@zju.edu. cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (21406194), the Natural Science Foundation of Zhejiang Province (LQ13B060002, R14B060003) and the National Basic Research Program of China (2012CB720500).

multi-phase reactor; mixing; bubble; jet; power input

10.11949/j.issn.0438-1157.20150435

TQ 027.1

A

0438—1157（2015）11—4438—08

2015-04-07收到初稿，2015-05-25收到修改稿。

联系人：黄正梁。第一作者：郭天琪（1990—），女，硕士。

国家自然科学基金项目(21406194)；浙江省自然科学基金项目（LQ13B060002，R14B060003）；国家重点基础研究发展计划项目（2012CB720500）。