高温高压下浆态鼓泡床气液传质系数的测定

2004 年 8 月The Chinese Journal of Process Engineering Aug. 2004
高温高压下浆态鼓泡床气液传质系数的测定
刘德林1，靳海波2，佟泽民2
(1. 北京化工大学化工学院，北京 100029；2. 北京石油化工学院化工系，北京102617)
摘要：采用气体动态吸收法，对高温高压下浆态鼓泡床中气液传质系数进行了测定，考察了系
统压力、温度、表观气速及固含量等操作条件对传质系数的影响. 结果表明，在温度298~473 K、气体压力1.0~3.0 MPa、表观气速0.03~0.10 m/s、固含量0%~20%(ω)的实验条件下，体积传质系数
随着压力、温度及表观气速的增加而增大，随固含量的增加而减小. 同时对不同塔径的传质系数进
行了比较，表明在相同的操作条件下，大塔的传质系数略高于小塔.
关键词：传质系数；浆态鼓泡床；气液传质；反应器
中图分类号：TQ021. 4文献标识码：A 文章编号：1009−606X(2004)04−0289−06
1 前言
浆态鼓泡床反应器(SBCR)是工业上常见的多相反应器之一. 因反应器结构简单、液体持液量大，并且具有较高的传热、传质速率以及良好的温控性，因而广泛应用于化学工业、石油化工、湿法冶金、生物化工及煤液化和废气、废液处理等领域，特别在一些强放热的气−液−固催化反应如费托合成、液相合成甲醇及二甲醚等方面作用更加突出. 在国外，由Air Product and Chemicals 公司和East man Chemical发展的液相合成甲醇技术及Sasol公司发展的浆态床费托合成过程都是成功应用浆态床的典范. 在国内，浆态床的工业化进程比较缓慢，对其研究主要停留在实验室阶段. 迄今为止，正在进行低温液相合成甲醇技术以及煤基浆态床合成液体燃料的产业化技术研究[1].
SBCR反应器的设计和放大是影响反应器应用的主要因素. 而在浆态鼓泡床的设计、放大过程中，面临的主要问题是很难确定反应器内相际间的传质规律. 目前，尽管对浆态鼓泡床传质特性的研究比较多，但由于大多数是在常温常压条件下进行的，而工业生产过程则都是在高温、高压中进行，这就使所得的结论很难应用于实际生产. 因此，有必要在接近工业状况下，对传质特性进行研究. 本工作针对气液固氧化反应器的特点，研究了高温高压下操作条件对传质特性的影响，可为反应器设计和放大提供数据基础，供生产、设计、研究部门有关人员参考.
2 实验
2.1 实验装置及测量方法
实验装置如图1所示. 实验采用动态物理吸收方法测量氧气在水中的体积传质系数k Lα. 实验所用鼓泡塔为不锈钢塔，主要采用两种塔体，塔内径分别为60和100 mm，高1350 mm. 气体分布器为多孔板，开孔率为1.78%. 反应器温度由导热油加热套加热并由控温系统控制，系统压力由压力调节器控制并调节，气体流量由质量流量控制器控制. 原料气和尾气组成用气相色谱仪分析. 实验所用气、液、固三相分别为空气、水、石英砂(ρs=2630 kg/m3, d p≤145 µm). 实验条件为
收稿日期：2003−08−19，修回日期：2003−11−12
基金项目：中国石化股份有限公司科技开发项目(编号：201003)
作者简介：刘德林(1978−)，男，吉林省舒兰市人，硕士研究生，化学工程与工艺专业；靳海波，通讯联系人,Tel*************.
温度298∼473 K ，气体压力1.0~3.0 MPa ，表观气速0.03~0.10 m/s ，固含量0%~20%(ω). 实验前先用氮气排气法排出液体中的氧气并向反应器内充入一定的压力，同时打开控温系统，将反应器逐渐升温至设定温度，然后向反应器内通入空气并调节气体流量. 在实验过程中，不
断用气相色谱对反应器的尾气进行定时采样分析，同时记录响应时刻气体流量，进而通过求出液体中氧气浓度随时间变化的关系可以得到传质系数.
2.2 实验数据处理
计算液相体积传质系数的方法主要有积分法、微分法和多相线性拟合法. 本实验采用积分法计算液相体积传质系数k L α. 首先用氮气对反应器进行吹扫，使液体中的氧气浓度降为0. 然后向反应器充入一定压力的氮气，同时开始加热反应器. 当反应器温度和压力达到操作
条件时，在t 0=0时刻通入一定摩尔流率N G (t 0)的空气. 经相等的时间间隔后，用气囊采集反应器的尾气，并用气相色谱分析尾气中氧气的浓度y O 2(t i )，同时记录相应时刻尾气的体积流率N G (t i )，则t =t i 时刻液体中氧气的瞬时浓度为
1. Nitrogen bomb
2. Compressor
3. Pressure regulator
4. Mass flow controller
5. Warm-up
6. Reactor
7. Condenser
8. Gas −liquid separator
9. Backpressure regulator 10. Mass flow meter 11.Gas chromatograph 12. Computer 13. Temperature controller
图1 实验装置示意图
Fig.1 Schematic diagram of experimental set-up
()()222O O G 0O 0G 0
L
L
()1()()()d i
t i i i n t C t N t y t N t y t t
V V ∆2O i =
=
− ∫
, (1)
即： ()()2
2
O G 0O 0G O 0
L
1()[()()d i
t i i C t N t y t t N t y t t V =−∫2
i i , (2)
其中 ()()()()()()()G G O G 1O 1O 0
112
i
t i i i i i i i i N t y t N t y t N t y t t t −−− =+ ∑∫1 − . (3) 又根据传质公式： ()()*
d d C t t k C C t α =− , (4)
2
O L O i 对上式进行积分，可得： ()()L
*O O 1k t i C t C e α−=−, (5)
2
2
O i 2
2
整理得： ()2
2
L t *O O ln 1/i C t C k α −−= . (6)
由上式可知，ln{[C ∗−C (t 0)]/[C ∗−C (t 0)]}与时间t 的斜率即为传质体积系数k L α，因此，可以通过测定浓度随时间变化的斜率来确定.
3 结果与讨论
3.1 压力的影响
实验在温度298 K 、固含量为10%(ω)、表观气速为0.034 m/s 的条件下，考察了不同压力对气液传质系数的影响. 图2显示了传质系数k L α随压力的变化规律. 从图中可以看出，
在1.0~3.0 MPa
第4期 刘德林等：高温高压下浆态鼓泡床气液传质系数的测定 291
的范围内，k L α随着压力的增加而增大. 这种现象与压力对气液体系物性的影响有关. 压力的增加一方面有利于小气泡的生成，使气泡的平均Sauter 直径降低[2]，从而导致气液接触面积α显著增加. 同时，压力的增加还增大了气体在液体中的溶解度，使液体的粘度减低，根据旋涡模型[3]可知，液相传质分系数k L 反比于液体粘度，因此，压力的增加也将提高液体一侧传质分系数k L . 基于上述原因，压力的增加将使气液体积传质系数变大，有利于气液传质.
1.0 1.5
2.0 2.5
3.00.045
0.050
0.055
0.0600.065
k L α (s −1
)
P (MPa)
0.040
0.0450.0500.0550.0600.0650.0700.075k L α (s −1
)
T (K)
图2 压力对k L α的影响 图3 温度对k L α的影响
Fig.2 Effect of pressure on k L α Fig.3 Effect of temperature on k L α
3.2 温度的影响
温度能够改变反应器内的气液体系的物理性质，影响传质特性. 实验在固含量10%(ω)、压力1.0 MPa 、表观气速0.030 m/s 的条件下，考察了温度对传质系数的影响. 图3显示了传质系数随反应温度的变化，表明传质系数k L α随着温度的升高而增大. 由于较高的温度有利于气体的扩散，所以提高反应温度可以增大气体在液体中的扩散系数，根据液相传质分系数k L 与气体扩散系数的平方根呈正比[4]，温度升高增加了液相传质分系数k L . 另外，随着温度升高，液体的粘度下降. 粘度降低将增大k L . 尽管温度升高还可能使小气泡聚并成较大的气泡，一定程度上会减小气液接触面积α，但其影响相对于整个传质系数来说相对较小. 总体来说，升高温度将有利于气液两相传质过程，增大了传质系数k L α. 3.3 表观气速的影响
表观气速是浆态鼓泡床反应器重要的操作条件之一，它对传质系数有很大的影响. 实验在温度298 K 、压力1.0 MPa 、固含率10%(ω)的条件下，对不同表观气速下传质系数的变化进行了研究，结果如图4所示，表明随着表观气速增加，k L α增大. 这是因为表观气速的增大意味着单位时间内流过反应器的气体体积量增加，使液体中气泡数量随之增加，从而导致气液两相接触面积α增大；同时较大的气速可以增加液相的湍流程度，使系统中的液膜变得更薄，从而提高了液相传质分系数k L . 3.4 固含量的影响
在浆态鼓泡床中，固体颗粒经常以反应物、生成物或催化剂的形式出现，使反应器内体系变得复杂，改变了反应器内的传质特性. 实验在室温、压力1.0 MPa 及表观气速0.034 m/s 的条件下，研究了固体颗粒石英砂浓度在0%∼10%(ω)范围内对传质系数的影响，见图5. 从图可以看出，随着固体颗粒浓度的增加，k L α减小. 这与Deimling 等[5−8]研究所得的结论相同. 出现这种现象是因
292 过 程 工 程 学 报 第4卷
为固体颗粒浓度的增加减小了液相中的气相含率，从而减小了气液两相的接触面积. 同时，较高的固含量还增大了液体的表观粘度，提高了气泡聚并的几率，促使较多的气泡合并，减小了α. 另外，固含量的增加使体系的湍动程度减弱，降低了界面的流动性，从而降低了k L α.
0.05
0.060.070.080.09
0.10k L α (s −
1
)
U G (x10−2
m/s)
5101520
0.044
0.0480.0520.0560.060k L α (s −1
)
C V (%, ω)
图4 表观气速对k L α的影响 图5 固含量对k L α的影响
Fig.4 Effect of superficial gas velocity on k L α Fig.5 Effect of solid concentration on k L α
3.5 塔径的影响
0.10 Smaller bubble column Larger bubble column
)
k L α (s −1)
)于室温下分别在直径为60和100 mm 两种不同塔径的鼓泡塔中测定了体积传质系数k L α，结果如图6所示.从图可以看出，在相同的实验条件下，大塔中的传质系数稍高于小塔. 这与阮国岭等[9]用化学方法研究鼓泡床中传质系数时所得到的结论一致. 出现这种现象主要是因为在小直径的鼓泡塔中，液相的运动受到一定的限制，气泡是自由上升的；而在大直径的鼓泡床中，气泡呈不规则运动，从而引起液相循环，产生液相搅动，增加了表面更新. 因此在相同的条件下，大塔中的传质系数高于小塔.
图6 两种反应器中k L α的比较
Fig.6 Comparision of k L α in different reactors
4 k L α的关联式
综合各操作条件对传质系数的影响，结合本实验所得的数据，得到了计算不同塔径中高温高压条件下氧气在水中传质系数k L α的经验关联式:
()
()
0.143
0.802
0.2440.721L 0V L 10.70k C P P C U α−=−G µ, (7)
小塔(D T =60 mm) C =8.30×10−2, 大塔(D T =100 mm) C =8.72×10−2. 关联式适用范围：0%≤C v ≤20% (ω), 0.030 m/s ≤U G ≤0.100 m/s, 15×10−5 Pa ⋅s ≤µL ≤100×10−5 Pa ⋅s, 1.0 MPa ≤P ≤3.0 MPa.
图7和8为关联式计算的k L α与实际测量k L α的比较，误差多数在±20%内. 小塔和大塔的平均相对误差分别为±8.6%和±7.4%.
第4期 刘德林等：高温高压下浆态鼓泡床气液传质系数的测定 293
0.00
0.020.040.06
0.080.100.000.020.040.060.080.10
k L αM e a . (s −1
)
k L αCal. (s −1
)
0.000.020.040.060.08
0.10k L αM e a . (s −1
)
k L αCal. (s −1
)
图7 小塔中传质系数实验值与计算值比较 图8 大塔中传质系数实验值与计算值比较 Fig.7 Comparison of measured and calculated Fig.8 Comparison of measured and calculated
k L α values in smaller bubble column k L α values in larger bubble column
5 结 论
(1) 采用动态吸收法测定了浆态鼓泡床反应器内的气液体积传质系数，结果表明传质系数k L α随着系统压力、温度以及表观气速的增加而增大. 当固体颗粒浓度增加时，k L α减小.
(2) 根据操作条件对传质系数的影响，得到了计算高温高压条件下空气−水−石英砂体系的传
质系数关联式：k L α=C (P /P 0)0.143(1−C v /0.70)0.802µL −0.224U G 0.721
，大小不同的反应器C 值略有不同，大
塔的传质系数略高于小塔.
符号表：
C ∗O 2
氧气在水中的饱合浓度 (mol /L) C v 固含率 (%, ω) d P 固体颗粒直径 (µm) D T 反应器内径 (mm)
k L
液相传质分系数 (s ⋅m)
k L α 液相体积传质系数 (s)
∆n O 2(t i ) t 0到t i 时刻溶入液体中的氧气量 (mol) N G (t 0)t 0时刻进入反应器的气体量 (mol/s) N G (t i ) t i 时刻进入反应器的气体量 (mol/s) P 系统压力 (MPa) P 0 标准大气压 (0.1013 MPa) t i 第i 次取样时间 (s) T 温度 (K)
U G 表观气速 (m/s)
V L 液体体积 (L)
y O 2(t i )
t i 时刻气体中氧气的体积浓度 (%, ϕ) α 气液比表面积 (m −1) µL 液体粘度 (Pa ⋅s) 下标
i 取样序号 L 液相 G
气相
V
固相
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Gas−Liquid Mass Transfer in a Slurry Bubble Column Reactor under
High Temperature and High Pressure
LIU De-lin1, JIN Hai-bo2, TONG Ze-min2
(1. Department of Chemical Engineering, Beijing University of Chemical Technology, Beijing 100029, China;
2. Department of Chemical Engineering, Beijing Institute of Petrochemical Technology, Beijing 102617, China) Abstract: The dynamic method was used to measure the gas−liquid mass transfer coefficient under high temperature
and high pressure in a slurry bubble column reactor. The influences of the main operation conditions on mass transfer such as temperature, pressure, superficial gas velocity and solid concentration, were studied systematically.
It has been found that under the conditions of temperature 293∼473 K, pressure 1.0∼3.0 MPa, gas velocity 0.03∼0.10
m/s and solid concentration 0%∼20%(ω), the gas−liquid mass transfer coefficient increases with increasing pressure, temperature, and superficial gas velocity, but decreases with the increase of solid concentration. Moreover, the discrepancy of k Lα in two different slurry reactors was compared. The result shows that the k Lα values in a bigger reactor are a little larger than those in a smaller one at the same superficial gas velocity.
Key words: mass transfer coefficient; slurry bubble column reactor; gas−liquid mass transfer; reactor。