氣體噴射-氣液旋流式冷氫箱的傳質特性

于坤，石巖，王振元，黃子賓，程振民

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氣體噴射-氣液旋流式冷氫箱的傳質特性

于坤，石巖，王振元，黃子賓，程振民

（華東理工大學化學工程聯合國家重點實驗室，上海 200237）

開發了一種具有多重旋流結構的氣體噴射-氣液旋流式冷氫箱，并通過大型冷模實驗對其進行傳質性能測試。在氣體噴射速度10～80 m·s-1和液體進口速度0.2～0.7 m·s-1條件下，采用氧吸收法測量了液相體積傳質系數L，采用空氣-Na2SO3溶液化學吸收法測量了相界接觸面積。結果表明：L和均隨氣體噴射速度和液體進口速度增大而增大，其中受氣體速度變化影響更為明顯；由測定的傳質參數數值可知新型冷氫箱傳質效果較傳統冷氫箱大幅提高，與機械輸入設備處于相同量級，具有優異的氣液混合性能。還采用量綱分析法對數據進行了歸納擬合，得到傳質參數與氣相Reynolds數、液相Weber數之間的關聯式，可以較好地關聯預測冷氫箱的傳質性能。

冷氫箱；氣液兩相流；旋流；傳質；混合；相界面積

引 言

冷氫箱是加氫反應器的主要內構件之一，其功能是為上部催化劑床層流下的高溫反應物和冷激氫氣提供快速混合與換熱的場所，通過氣液間的熱量傳遞，反應物溫度降低并流入下一床層[1-3]。因此，冷氫箱性能直接影響著床層溫升，對反應器的穩定操作有重要意義。國內外很多學者和機構對冷氫箱進行研究，推出了很多不同的結構，并采用多種方法探究產品的傳質傳熱性能。馬成國等[4]采用流體力學軟件對單管和盤管式冷氫箱的傳熱進行了數值模擬，林付德等[5]采用氧吸收方法比較了不同型式冷氫箱的氣液傳質性能。在冷氫箱氣液傳遞過程中，氣液之間的接觸面積也是十分重要的參數，但目前還沒有相關的研究報道。此外，已開發的冷氫箱的結構多為擋板式和水平旋流式[6-7]，通過氣液折流碰撞或氣液旋轉流動達到接觸傳熱的目的，然而由于氣液兩相之間密度的差異，流體實際運動形式成為氣液分層運動，這就限制了氣液之間的接觸面積和湍動程度，降低了傳遞效率[8]。

針對存在的這些缺點，本研究提出了一種新型的氣體噴射-氣液旋流式冷氫箱，充分利用氣體的動能，克服相密度差異，實現了繞不同軸線的立體旋流運動。并通過氧吸收法測量液相體積傳質系數L，通過空氣-Na2SO3溶液化學吸收法測量相界接觸面積，考察了這些傳質參數隨操作條件變化的規律，為冷氫箱的設計和評價提供進一步的理論依據，增強對氣液射流-旋流流動過程中質量傳遞的認識。

1 實驗部分

1.1 噴射旋流式冷氫箱的工作原理

噴射旋流式冷氫箱的結構如圖1所示，主要由降液管、氣體支管、水平旋流管和混合室4部分構成。其中，降液管為方形，寬度與旋流管半徑相同，長為130 mm，高為200 mm，下方與水平旋流管豎直相切；氣體由反應器外部側向進入，通過總管平均分向3根直徑為20 mm的氣體支管，支管入口位于降液管下方，并與旋流管水平相切；3根水平旋流管前段與氣液入口相連，末端與圓柱狀混合室切向連接，旋流管長為410 mm，直徑為80 mm；混合室為圓柱形結構，內部安裝有6片導向葉輪，底部中間為氣液兩相出口，高度為360 mm，直徑為350 mm。

1—inlet of gas; 2—gas pipeline; 3—horizontal swirling tube; 4—inlet of liquid; 5—liquid downcomer; 6—mixing drum; 7—turning vanes

噴射旋流式冷氫箱內充分進行氣液的旋流運動，其操作形式如圖2所示，從上床層流下的液體落在冷氫箱頂部塔板上，經降液管入口進入冷氫箱，同時氣體以高速射流的方式從支管進入冷氫箱，液體在降液管下落過程中受重力作用動能不斷增加，在進入旋流管后也被氣體高速噴射的曳力帶動前進，氣液兩相均以高速切向進入水平旋流管。由于氣體的推動，液體在旋流管中克服重力限制，進行沿水平軸線的立體螺旋前進運動，這樣就避免了因氣液密度差帶來的分層流動現象，大大增加了流體的湍動程度和氣液接觸面積。在旋流管的末端，3股螺旋流又切向進入混合室，在內部導流擋板的撞擊引導下繼續進行沿豎直軸線的旋轉流動，最終由出口沿導流方向離開冷氫箱。在此過程中旋流得到進一步加強，有效促進了氣液相間的混合效果。

1.2 實驗方法

冷氫箱是高溫流體與冷激氫氣快速混合換熱的場所，因此換熱性能是評價冷氫箱優劣的重要指標，但由于熱量傳遞實驗操作復雜、準確性差且成本高，往往根據質量與熱量的相似的傳遞機理研究傳質過程，以氣液傳質參數表征設備的傳熱性能。本實驗采用氧吸收的物理方法測定氣液體積傳質系數L，采用空氣-Na2SO3溶液化學吸收方法測定相界接觸比表面積[9-10]。

1.2.1 氧吸收法測量L采用氧吸收物理實驗方法測定體積傳質系數。首先使用Na2SO3對水槽里的水中含氧進行反應消耗，達到無氧化程度（溶解氧濃度低于1.5 mg·L-1）。實驗中，空氣和處理后的水在噴射旋流式冷氫箱中混合，空氣中的部分氧氣被水吸收，通過測量進、出口水中氧含量變化計算得到液相體積傳質系數L[11]。

根據傳質過程物料衡算及液膜吸收理論，可以得到液相傳質速率A的表達式

式中，L為液體流量；in和out分別為冷氫箱進、出口水中氧濃度；C為冷氫箱體積；?m是濃度對數平均推動力，其表達式為

式中，*(O2)是該溫度下水中的飽和氧濃度值。

聯立式（1）和式（2），即可得到氣液混合傳質過程中液相體積傳質系數L的表達式為

1.2.2 化學吸收法測量為進一步得到氣液接觸過程中的相界比表面積，本工作還采用空氣-Na2SO3溶液化學吸收系統進行了研究。在硫酸鈷作催化劑的條件下，反應方程式如下

在Na2SO3溶液濃度較高的范圍時(大于0.2 kmol·m-3)，該反應對于空氣為二級反應，可按二級不可逆反應處理，同時忽略氣膜阻力[12]。根據反應吸收原理，可得單位面積氧的傳遞速率i為

式中，為反應速率常數；為氧氣在液相中的擴散系數。

根據Andrieu等[13]提出的反應器模型，將整個冷氫箱實驗系統看作帶有液相循環的微分反應器，并假設帶有內循環的液體水槽為全混器，空氣在冷氫箱中呈活塞流流動，與Na2SO3發生氧化反應。

進入冷氫箱的Na2SO3溶液的濃度為1，離開冷氫箱的Na2SO3溶液的濃度為2，其中參加化學反應消耗掉的量為2iC，冷氫箱中積累的速率為，根據物質守恒可以得到

此外，對全混流水槽進行物質守恒計算，有

初始條件為：= 0,1=2=0。

對式（5）和式（6）進行積分以及拉普拉斯變換，可以化簡為

式（8）和式（9）即為利用空氣-Na2SO3溶液氧化吸收法測定冷氫箱相界接觸比表面積的數學模型。這兩式表明，冷氫箱進出口亞硫酸鈉溶液的濃度1、2為時間的線性函數，而且斜率為

以此為基礎，即可通過實驗測量Na2SO3溶液的濃度變化求取相界比表面積。

1.2.3 實驗裝置流程 實驗在直徑為1 m的有機玻璃塔內進行，如圖3所示?？諝庥煽諝鈮嚎s機提供，經過渦輪流量計計量后由支管輸送入冷氫箱，液相由泵輸送至排管式分布器進入塔內，流入冷氫箱。

1—air compressor; 2—valve; 3—flowmeter of gas; 4—gas-liquid multi-swirling quench box; 5—outlet sampling device; 6—defoaming device; 7—recording instrument; 8—outlet of gas; 9—outlet of liquid;10—flowmeter of liquid; 11—liquid tank; 12—liquid pump

在氧吸收實驗過程中，水槽內為脫氧水，無回流循環過程，在冷氫箱與空氣混合后兩相均從塔底排出，在冷氫箱出口處設有取樣采集裝置，用溶氧分析電極檢測水中氧濃度值，并與數據采集系統相連，實現在線測量，待穩定后取平均值作為冷氫箱出口的溶解氧濃度。

在空氣-Na2SO3溶液化學吸收過程中，水槽中為高濃度Na2SO3溶液，通過管路閥門控制，液相在輸送至冷氫箱與空氣反應后循環流回水槽，同時水槽內部液體不斷回流混合，保持全混流狀態，每隔5 min從水槽取樣，采用碘量法滴定分析Na2SO3濃度。

2 實驗結果與討論

2.1 量綱分析及數據回歸

在直徑為1 m的冷模實驗裝置中進行了物理吸收和化學吸收的傳質測試。實驗中所用的氣體流量G范圍是50～300 m3·h-1，折合成噴射速度G為14.73～73.68 m·s-1；液體流量L范圍是8～20 m3·h-1，入口線速度L為0.25～0.63 m·s-1，氣液流量比在3～30之間，在較寬操作條件內進行實驗。對數據分別進行處理后得到體積傳質系數L和相界接觸比表面積，如圖4所示。

為了揭示噴射旋流式冷氫箱普遍性的傳質規律，采用量綱分析法對結果進行回歸處理。影響冷氫箱傳質特性的主要物理參數包括：氣體密度G，氣體黏度G，氣體噴射速度G，進氣支管直徑G，液體密度L，表面張力L，氧氣在液相中的擴散系數，進液流速L和液體入口當量直徑L。

采用量綱分析法可以得到關系式（11）

L=(G,L) (11)

式中，L=LL/，為傳質準數；G=GGG/G，表明氣體流動對吸收傳質過程的影響；L=L2LL/L，表明液體慣性力與表面張力比值對流動的影響[14]。

結合實驗數據，查取相關物性參數，按照式（11）進行多元線性擬合，得到量綱一關系式（12）

同時，為了更好地說明氣液兩相流動對體積傳質系數和比表面積的影響，也將它們分別與G和L擬合，得到經驗關聯式式（13）和式（14）

以上公式適用范圍為G= (1.96～9.81)×104，L= 53.36～333.52。

將不同氣液兩相速度下的L和的實驗值與擬合值對比，如圖5、圖6所示，相關系數均超過0.9，較為吻合，說明可以根據這些經驗關聯公式預測新型冷氫箱的傳質系數及相界接觸面積；另外，從圖4可知，在常規操作條件下，新型冷氫箱中液相體積傳質系數L與已有冷氫箱文獻中結果[15]相比提高了20%；冷氫箱的氣液接觸面積雖沒有相關文獻報道，但根據圖4可知的值處于200～500 m-1之間，這與帶有機械攪拌的氣液接觸設備處于同一量級[16]，由于加氫反應器內流體流動沒有額外的機械能輸入，說明氣體噴射-氣液旋流式冷氫箱具有優異的氣液混合性能。

2.2 噴射氣速對L和的影響

在液體流量為14 m3·h-1（進口速度0.44 m·s-1）時，得到L和隨噴射氣速變化的實驗數據和關聯計算值，如圖5所示。可以看出，在相同液體入口速度下L和均隨氣體速度的增大而顯著增加，這也說明氣速增大非常有利于改善冷氫箱的傳質性能。這也與實驗中觀察到的現象是一致的，隨著氣體流量增大，水平旋流管中液體旋流更加強烈，產生泡沫，甚至逐漸霧化。

由于射流旋流式冷氫箱獨特的結構，氣體高速切向射入時攜帶大量的動能，液體在氣體曳力的作用下做立體螺旋流運動，氣液兩相發生密切的接觸，極大地提高了傳質系數和相界面積，并在混合室中得到進一步加強。當氣速不斷增大時，攜帶更多的動能，增強了流動的湍動程度，實現了更高速度的旋轉運動，氣液接觸更加充分，因此增大了相界之間的接觸面積，促進了傳質效果的提高。

2.3 液體速度對L和的影響

在氣體流量為150 m3·h-1（噴射速度44.2 m·s-1）時，得到L和隨進口液速變化的實驗數據和關聯計算值，如圖6所示?？梢钥闯?，在相同氣體噴射速度下L和均隨液體速度的增大而增大。這是因為，當液體的進口速度增加時湍動程度增加，更有利于液體實現高速劇烈的螺旋流運動，增大了氣液間的傳質速率，L增大；同時液體流量的增大使冷氫箱內部充滿更多的液體，氣液之間接觸的概率增大，接觸的量更多，相應帶來了接觸面積的提高。此外，分別根據圖5和圖6中氣液速度對傳質的影響，結合得到的經驗關聯式式（7）和式（8）中的系數可以看到，雖然氣液兩相對傳質均有影響，但受氣相的影響更為強烈，這是因為氣體是整個旋流過程的推動者，也表明了傳質過程主要受氣相流動控制。

3 結 論

開發了一種新型的氣體噴射-氣液旋流式冷氫箱，采用氧吸收方法測定了氣液混合過程中的液相體積傳質系數L，用空氣-Na2SO3溶液化學吸收法測定了氣液相界比表面積，得到以下結果。

（1）體積傳質系數L和相界比表面積均隨氣體噴射和液體進口速度的增大而增大，并且受氣流的湍動程度影響更為強烈。

（2）通過量綱分析及數據擬合得到了傳質參數與G和L的關聯式，并且實驗值與計算值較為吻合。

（3）氣體噴射-氣液旋流式冷氫箱的體積傳質系數L較傳統冷氫箱提高20%以上，氣液相界比表面積與帶有機械能輸入的氣液接觸設備處在同一量級，具有優異的混合傳質性能。

符 號 說 明

a——相界接觸比表面積，m-1 cin——進口液相溶解氧濃度，mol·m-3 cout——出口液相溶解氧濃度，mol·m-3 c*(O2)——飽和液相溶解氧濃度，mol·m-3 D——氧氣在液相中的擴散系數，m2·s-1 dG——氣體進口直徑，m dL——液體進口當量直徑，m Ji——反應中氧的傳遞速率，mol·m-2·s-1 k——反應速率常數，m3·mol-1·s-1 kL——液相傳質系數，m·s-1 kLa——液相體積傳質系數，s-1 NA——液相傳質速率，mol·s-1 QG,QL——分別為氣體、液體的流量，m3·h-1 uG,uL——分別為氣體、液體進口的速度，m·s-1 VC——冷氫箱體積，m3 VL——亞硫酸鈉溶液體積，m3 mG——氣體黏度，Pa·s rG,rL——分別為氣體、液體的密度，kg·m-3 s——液體表面張力，N·m-1 下角標 G——氣體 L——液體

[1] Babich I, Moulijn J. Science and technology of novel processes for deep desulfurization of oil refinery streams: a review [J]., 2003, 82(6): 607-631.

[2] Alvarez A, Ancheyta J. Simulation and analysis of different quenching alternatives for an industrial vacuum gasoil hydrotreater [J]., 2008, 63(3): 662-673.

[3] Maiti R, Nigam K. Gas-liquid distributors for trickle-bed reactors: a review [J]., 2007, 46(19): 6164-6182.

[4] Ma Chengguo(馬成國), Zhao Zhihai(趙志海), Shi Feng(師峰). Application of fluid dynamics simulation in development of new quench box [J].(煉油技術與工程), 2012, 42(1): 29-33.

[5] Lin Fude(林付德), Cai Lianbo(蔡連波). Study on the performance of quench box in hydrotreating reactor [J].(煉油技術與工程), 2003, 33(8): 40-43.

[6] Jang T Y, Ahn M K, Bae S H. Quenching apparatus for a reactor[P]: US, 8865086. 2012-09-13.

[7] Neil K, Gregory P, Sherri L. Multiphase mixing device with improved quench injection[P]: US, 7074371. 2006-07-11.

[8] Alvarez A, Ramírez S, Ancheyta J. Key role of reactor. internals in hydroprocessing of oil fractions [J]., 2007, 21(3): 1731-1740.

[9] Liu Yongmin(劉永民), Liu Zheng(劉錚), Yuan Naiju(袁乃駒). Liquid circulation rate and volumetric mass transfer coefficient in multi-tube airlift loop reactor [J].()(化工學報), 2001, 52(3): 222-226.

[10] Lee J S, Jin H R, Kang Y. Interfacial area and liquid-side and overall mass transfer coefficients in a three-phase circulating fluidized bed [J]., 2013, 100: 203-211.

[11] Wang Z Y, Cheng Z M, Huang Z B. Intensified gas-liquid mixing in a quench box under the driving of supergravitational swirling flow [J]., 2013, 52(36): 12802-12811.

[12] Reith T, Beek W. The oxidation of aqueous sodium sulphite solutions [J]., 1973, 28(6): 1331-1339.

[13] Andrieu J, Claudel B. Measurement of interfacial area in a packed column by the sulfite oxidation method. Comparison with the wetted area [J]., 1974, 29(5): 1263-1271.

[14] Zhao Qinghua(趙清華), Quan Xuejun(全學軍), Cheng Zhiliang(程治良). Mass transfer characteristics and mechanism in a water-sparged aerocyclone [J].(化工學報), 2013, 64(10): 3652-3657.

[15] Lai Chaorong(賴朝榮), Chen Zhenmin(程振民), Huang Zibin(黃子賓), Fang Xiangchen(方向晨). Hydrodynamic principles of hydrocyclone quench box [J].()(化工學報), 2007, 58(8): 1955-1959.

[16] Chen Haihui(陳海輝), Deng Xianhe(鄧先和), Zhang Jianjun(張建軍). The effective gas-liquid interfacial area and volumetric mass-transfer coefficient measured by chemical absorption method in rotating packed bed [J].(化學反應工程與工藝), 1999, 15(1): 91-96.

Mass transfer characteristics in gas-liquid swirling quench box with gas injection

YU Kun, SHI Yan, WANG Zhenyuan, HUANG Zibin, CHENG Zhenmin

State Key Laboratory of Chemical EngineeringEast China University of Science and TechnologyShanghaiChina

A novel gas-sparged quench box with multiple swirling flow structures was designed. With the gas velocity of 10—80 m·s-1and liquid velocity of 0.2—0.7 m·s-1 in a cold-flow model experiment, the liquid volumetric mass transfer coefficient (kL) was measured using the oxygen absorption method, and the interfacial area () was measured using air-Na2SO3solution chemical absorption method. The results showed that mass transfer parameters increased with the increase of gas jet velocity and liquid inlet velocity, especially changing more pronouncedly with fluctuation of gas jet. TheLandwere better than traditional quench box’s performance and were at the same order of magnitude as mechanically stirred device, which illustrated that the multi-swirling quench box is capable of excellent mixing performance. Empirical correlations, obtained through dimensional analysis, fit the experimental data well and could be used to predict the mass transfer characteristics.

quench box；gas-liquid flow；swirling flow；mass transfer；mixing；interfacial area

2015-05-21.

CHENG Zhenmin, zmcheng@ecust.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20150650

TQ 027

A

0438—1157（2015）08—2947—06

程振民。

于坤（1991—），男，碩士。

中國石油天然氣集團公司重大科技專項基金項目（2010E-2004-02）；國家自然科學基金項目（21076072, 21306045）。

2015-05-21收到初稿，2015-05-28收到修改稿。

supported by the Scientific Research Foundation of PetroChina(2010E-2004-02) and the National Natural Science Foundation of China (21076072, 21306045).