喷射反应器内气液两相流体动力学特征

2018年第37卷第4期 CHEMICAL INDUSTRY AND ENGINEERING PROGRESS
·1257·
化 工 进
展
喷射反应器内气液两相流体动力学特征
陈阿强1，黄青山1，
2，耿淑君1，杨超1
，2
（1中国科学院青岛生物能源与过程研究所，山东 青岛 266101；2中国科学院过程工程研究所，中国科学院
绿色过程与工程重点实验室，北京 100190）
摘要：喷射反应器是一种重要的化工过程强化设备，可有效强化传质与传热过程、加快反应速率、提高反应产率，近年来在多个领域得到应用。

本文对两种典型喷射反应器的结构及其工作原理进行了描述，系统地分析了各操作参数和结构参数对气体吸入量和气泡直径的影响规律，指出研究气体吸入和气泡破碎两种机制的必要性。

对采用计算流体力学方法模拟喷射反应器内气液两相流进行了分析，指出Mixture 模型适合研究气体吸入量，无法准确描述气泡运动和破碎这两个重要过程，提出采用计算流体力学与群体平衡模型结合的方法进行模拟，关键在于建立适合喷射反应器的气泡破碎频率模型。

另外，结合工业应用的实际情况，强调了加入催化剂颗粒相的多相流分析对于指导工业应用的重要意义。

关键词：喷射反应器；气液两相流；气体吸入量；气泡；计算流体力学
中图分类号：TQ052.5 文献标志码：A 文章编号：1000–6613（2018）04–1257–10 DOI ：10.16085/j.issn.1000-6613.2017-2179
Hydrodynamic characteristics of gas-liquid two phase flow in jet reactors
CHEN Aqiang 1，HUANG Qingshan 1，
2，GENG Shujun 1，YANG Chao 1，
2
（1Qingdao Institute of Bioenergy and Bioprocess Technology ，Chinese Academy of Sciences ，Qingdao 266101，
Shandong ，China ；2
Key Laboratory of Green Process and Engineering ，Institute of Process Engineering ，Chinese Academy
of Sciences ，Beijing 100190，China ）
Abstract ：Jet reactors are important equipment for process intensification and they have been applied in many industries in recent years. They can significantly enhance the mass and heat transfer ，speed up the reaction rate and promote reaction yield. In this work ，two structural styles of jet reactors and the hydrodynamic characteristics of gas-liquid two phase flow in these reactors were reviewed. Firstly ，configurations and working principles of these two kinds of jet reactors were described. Secondly ，influences of operating and structural parameters on the gas induction rate and bubble diameter were analyzed ，respectively. It was pointed out that more studies should be conducted on the mechanisms of gas entrainment and bubble breakage. Finally ，reviews on the modeling of gas-liquid flow using the computational fluid dynamics in the jet reactors were presented. It was noteworthy that although Mixture multiphase model can reproduce gas entrainment rate accurately ，it cannot be employed to predict the processes of bubble motion and breakage ，which were very important for the hydrodynamic characteristics. It was recommended that these two processes can be well described by combining Euler-Euler model with Population Balance Model. When the Population Balance Model was employed ，an appropriate bubble breakage frequency model should be set up at first. Additionally ，catalyst particle phase should also be taken into account since it existed in various multiphase catalytic
第一作者：陈阿强（1988—），男，博士，助理研究员。

E-mail ：
****************.cn 。

通讯作者：杨超，研究员，博士生导师，研究
方向为反应器设计与放大。

E-mail ：***************.cn 。

收稿日期：2017-10-24。

基金项目：国家重点研发计划（2016YFB0301701）、国家自然科学基金（91434114，21376254）及中国科学院科研装备研制项目（YZ201641）。

化工进展 2018年第37卷·1258·
reactions in industrial application，which can influence flow patterns. Gas-liquid-solid three phase flow simulation can produce more realistic results and it would play an important role in guiding the industrial applications of the jet reactors.
Key words：jet reactor；gas-liquid flow；gas entrainment rate；bubble；computational fluid dynamics
对于快速多相反应，强化传质是提高产率的关键，也是多相反应器设计的重要目标。

喷射反应器可将反应物破碎成大量微气泡或液滴，提高单位体积的相间界面面积，同时其内部呈强湍流状态，可实现各相的快速充分混合，两方面共同作用强化了喷射反应器内的传质过程，在提高反应产率的同时可降低副反应速率。

喷射反应器作为一种重要的过程强化设备，近年来在化工[1-2]、环境保护[3-6]、制冷[7-9]、核能工业[10]及农业生产[11]等多个领域得到应用。

不同领域喷射反应器所对应的驱动相和被吸入相有所不同，其中应用最为广泛的是以液体为驱动相吸入气体，如喷射环流反应器[12-13]，也可作为微气泡发生器使用，生成微米甚至纳米级气泡[14]。

气液喷射反应器的流程如图1所示，气体原料被高速喷射的液体卷吸并破碎成气泡，气液两相发生反应，未反应的气体进入反应罐后上浮至液面，被重新吸入反应器进行反应。

此过程中无空压机等可能导致污染的设备，保证气体洁净的同时提高了反应气体的利用率，原料消耗少。

另外，其结构简单、无运动部件，易实现连续操作，体积小、流动循环量大，可强化传热，实现温度精确控制[15]。

本文以气液喷射反应器为例，分析其内部气液两相流体动力学特征。

图1 喷射反应器流程图1 喷射反应器结构及工作原理
典型喷射反应器结构如图2(a)所示，由喷嘴、吸气腔、混合段和扩张段构成。

垂直放置时，主相流体以射流状态由喷嘴喷出，在吸入腔内形成负压，气体在压差作用下进入反应器并跟随主相流体流动，形成中心液体、外部气体围绕的同轴流。

在喷射反应器的扩张段，气体分散成大量小气泡并与液体混合，形成均匀泡状流。

水平放置的喷射反应器除存在这两种流态外，受到重力影响，会在扩张段后部形成分层流。

同轴流向泡状流的流态转变通常认为是由混合激波导致[16]，而流型转变发生的位置受到出口背压及气液流量比的影响：随出口背压增大，流型转变发生的位置会由扩张段后部转移至前部；随气液比增大，流型转变发生的位置先后移然后前移，最后保持不变[17-18]。

喷射反应器的另一种结构型式是图2(b)所示的文丘里管反应器，由快速收缩段、喉管及缓慢扩张段3部分构成，喉管壁面上开垂直孔作为气体入口。

由于收缩段流通面积减小、主相流体流速增大，压力降低；在喉管段，流速达到最大值，形成负压，气体经吸气孔被吸入反应器，形成直径较大的气泡；大气泡跟随流体进入扩张段后，流速减小、压力升高，大气泡破碎成小气泡，并与液体混合，形成均匀的气液两相流。

对于两种型式的喷射反应器，放置方式均对其内部流动状态有显著影响。

一般认为，喷射反应器垂直向下放置比垂直向上和水平放置更有利于强化气液两相混合作用。

原因在于，在向下的喷射反应器的部分流动区域，气泡受到浮力作用会向上运动，形成循环流动状态，气泡在反应器内停留时间更长，两相混合更充分[19]。

除了以上两种喷射反应器结构，近年来有部分学者提出了新型的旁通型喷射反应器结构，通过外部环形空间喷入液体，气体则通过中心管被吸入并破碎成小气泡，最终实现气液两相混合[20-22]。

2 气体吸入量
气体吸入量会影响喷射反应器内的气液界面面积进而影响传质，两种不同结构的喷射反应器吸
第4期 陈阿强等：喷射反应器内气液两相流体动力学特征 ·1259·
入气体的机制有所不同。

对于典型喷射反应器[图2(a)]，高速水射流表面波动，形成对气体的卷吸夹带从而吸入气体[23]；对于传统文丘里管反应器[图2(b)]，压差使得气体在吸气孔处形成气泡，当气泡的表面张力不足以平衡液体的曳力时气泡脱落，气体被吸入。

2.1 喷射反应器的气体吸入量
对于反应过程，影响反应效率的往往不是某一相的流量，而是两相之间的流量比，所以对反应器中两相的流量比进行分析对于指导其应用更有意义。

本文中，气液流量比q 均指吸入的气相体积流量与主相液体体积流量之比，计算式如式(1)所示。

g l /q Q Q = (1)
式中，Q l 和Q g 分别为液相和气相的流量。

影响喷射反应器气液流量比的操作参数主要是入口和出口压力[24]。

入口压力保持不变时，两相流量比随出口压力增大先缓慢后快速减小；出口压力不变时，随主相进口压力升高，两相流量比先快速后缓慢增大，最后基本保持不变。

通过分析各压力与吸气率的关系，YUAN 等[25]提出用压力比作为自变量，表达式如式(2)。

p h c h p c ()/()/h p p p p p p =−−=ΔΔ (2) 式中，p p 、p h 和p c 分别为液相入口、气相入口及出口的压力。

气液流量比随压力比提高而增大，对于不同压力组合，压力比一定时，对应的气液流量比相同，但对于不同尺寸的喷射反应器，气液流量比与压力比的对应关系有所区别。

喷射反应器的主要结构参数如图3所示，其中
影响气体吸入量的结构参数包括喷嘴直径D N 、
混合段长度L MT 、收缩段角度θcon 和扩张段的角度θdiff 。

喷嘴作为喷射反应器的能量输入部分，其直径会对吸气量产生影响[26]。

在液体流量和其他结构参数保持不变条件下，吸气量随喷嘴直径增大呈先升高后降低的趋势。

喷嘴直径过小，射流水柱的直径较小，气流与水流的接触面积小，导致吸气量较低；而喷嘴直径过大时，射流水柱直径较大，压缩了气体的环形空间，此时气体会在近壁面处反向流动，形成环流，不仅降低了净流通量，还增加了压力损失，内外压差降低，不利于气体吸入，导致吸气量降低。

喉管长度对吸气量的影响受到喷射反应器放置方式的影响。

垂直向下的喷射反应器喉管长度增大时，气体吸入量会降低，特别是长度为0，即无混合段时气体的吸入量达到最大[26-27]。

水平和垂直方向上放置的喷射反应器的混合段长度增大时，吸气量先小幅度增大后保持不变[28-29]。

由于混合段长度对吸气量的影响规律受到喷射反应器布置方式的影响，在工业应用中需根据布置方式确定合理的喷射反应器结构。

收缩段是气体吸入反应器的空间，扩张段则是压力恢复和气泡发生破碎的区域，这两部分的角度均会影响气体吸入量[30]。

随收缩段收缩角增大，气体吸入量先略有升高后降低，所以收缩段的收缩角
有必要控制在一定范围内。

扩张段角度对气体吸入
图2 结构示意图
化工进展 2018年第37卷·1260·
量影响显著，随扩张角增大，气体吸入量先增大后减小。

特别是当扩张角为90°，即混合流体直接由混合段排出时，气体吸入量大幅度减小，远低于正常值[27]。

该趋势说明扩张角存在最优值，过大或过小均会降低气体吸入量，影响相间传质效率。

为提高气体吸入量，专家学者对喷嘴结构进行了改进，SAMAD等[31]在主相喷嘴中加入内构件使射流产生旋转流动；RAHMAN等[32]改用阶梯型喷嘴代替收缩喷嘴，气体的吸入量都显著提高；ZHU 和JIANG[33]在主相喷嘴壁面上开空腔，压力满足一定条件时可以提高气体吸入量，最高增大幅度可达到31.5%。

2.2 文丘里管的气体吸入量
传统文丘里管随入口流量增大，喉管处的压力降低，气体吸入量增大[34]。

流量过小时，液体提供的驱动力不足以实现气体吸入，只有当液体流量增大到一临界值时，气体才开始被吸入。

BAGATUR[34]的研究给出了气体开始吸入的临界条件，即文丘里管入口雷诺数达到1900以上或者喉管处的雷诺数达到3900以上时气体开始被吸入。

实验研究表明，随主相流量增大，气液流量比先增大后减小[35-37]。

流量比与主相流量的关系与文丘里管结构相关：在较低流速下，喉管直径D T与入口直径D[图2(b)]之比为0.5时对应的气液流量比更高；高流速下，D T/D为0.75时对应的气液流量比更高。

液相流量存在一临界值，对应最大气液流量比，不同文丘里管结构对应的临界值有所不同。

BAYLAR等[38]的研究表明，D T/D=0.5时对应的临界雷诺数为7.5×104，D T/D=0.75时对应的临界雷诺数为1.5×105。

不仅喉管直径，吸气孔直径也影响气液流量比。

随吸气孔直径增大，气液流量比先增大后保持不变[36]。

吸气孔直径较小时，气体流经小孔的阻力较大，限制了气体吸入；当吸气孔直径增大到一定值后，流动阻力不再是制约吸气量的主要因素，吸气量不再发生改变。

吸气孔的位置同样会影响气液流量比，BAYLAR等[38]分别将吸气孔布置在喉管、扩张段入口和扩张段进行试验，研究结果表明吸气孔在扩张段入口位置气液流量比最高，可能与该处压力较低且流通面积较大有关。

BAYLAR等[37]综合考虑了入口主相雷诺数、喉管直径、入口直径和气孔直径的影响，通过数据拟合得到了预测气液流量比的关系式，如式(3)、式(4)。

4
4 1.2420.506(10)/
0.481(10)(/)0.8330.162
Re d D q Re d D−
−×
=×
D T/D=0.50(3)
4
40.5810.249(10)/
0.144(10)(/)0.9570.544
Re d D q Re d D−
−×
=×
D T/D=0.75 (4)
式中，d为吸气孔的直径；Re为文丘里管入口的雷诺数；D为入口和出口直径。

除以上因素，文丘里管的倾斜角[36]、液体性质[39]和气体密度[40]也对气液流量比有一定影响。

目前对文丘里管气体吸入量的研究主要关注宏观变化规律，缺乏理论研究。

与文丘里管工作原理类似，自吸式搅拌桨同样是利用液体的流动通过小孔吸入气体[41]。

与自吸式搅拌桨吸气量相关的理论分析对于从机理方面研究文丘里管吸气量有重要参考价值，因此，本文做如下相关推导。

对于单个吸气孔而言，吸气流量Q g等于吸气孔处生成气泡的体积与脱附时间t d的比值[42]，如式(5)。

3
d
g
d
4π1
3
r
Q
t
=(5) 式中，r d为气泡脱离吸气孔时的半径。

简化的气泡脱附过程如图4所示，气泡沿壁面运动，速度等于该位置处的液体速度u o。

初始时刻（t=0）气泡
图3 喷射反应器结构尺寸
第4期 陈阿强等：喷射反应器内气液两相流体动力学特征 ·1261
·
图4 气泡脱附示意图
位于进气孔的正上方，到达t d 时刻，气泡完全脱离进气孔，运动的距离为r o +r d ，由此可以得到脱附时间t d 的计算式，如式(6)。

o d
d o
r r t u +=
(6) 将式(6)代入式(5)，得到吸气流量的计算式，如式(7)。

3d d o
g d
o d 4π3V r u Q t r r ==+ (7)
对于文丘里管，吸气孔通常位于喉管处，该处流速计算如式(8)所示。

in,l o 2
th πQ u r = (8) 式中，Q in ，l 为液体体积流量；r th 为喉管半径，代入式(7)，得到式(9)。

()
3
in,l d d g 2
d th o d 4π3πQ V r Q t r r r ==+ (9) 式中，脱附时的气泡半径为未知变量，对于气体流量不大的情况，生成的气泡可认为是球形，此时气泡脱附受到周围流体的曳力和表面张力的共同作用，生成的气泡半径可按式(10)求解[43]。

0.5
o d d o L 4r r C u σρ⎛⎞=⎜⎟⎝⎠
(10)
式中，σ、C d 和ρL 分别为表面张力、曳力系数和液体的密度。

3 气泡直径
气液流量比一定时，气泡直径成为影响单位体积界面面积的关键，气泡直径越小，比表面积越大，单位体积流体的总界面面积越大。

目前，专家学者主要通过高速摄影方法对喷射反应器内的气泡 破碎过程进行观测，同时对生成气泡的直径进行 测量[44]。

3.1 湍流场中气泡破碎的理论模型
针对湍流场中的气泡破碎过程，学者们提出了许多理论模型进行描述。

TIKHOMIROV [45]和HINZE [46]认为气泡与同等尺寸涡的相互作用是导致气泡破碎的主要原因。

从气泡受力角度分析，HINZE [46]认为作用于气泡表面的力大于表面张力时气泡发生破碎，湍流场中的最大气泡直径受到湍流强度的影响。

湍流场中的气泡主要受表面张力F s 和惯性力F i 的影响，两种力的表达式如式(11)、 式(12)[10]。

s b F d σ= (11)
2/3
2b v b i d d g F g ρερ⎛⎞=⎜⎟
⎝⎠
(12)
气泡破碎的临界韦伯数可通过两个力的比值得到，如式(13)。

2/3
b b i
c s
d d g F W
e F g ρεσρ⎛⎞==⎜⎟
⎝⎠
(13)
由此可以得到气泡直径的预测公式，如式(14)。

3/5
2/5
3/5
c
g d We
g σρρε⎛⎞
⎛⎞
=⎜⎟⎜⎟⎝⎠
⎝⎠
(14)
根据KRESS [47]的理论，湍流耗散率的表达式如式(15)。

311/4
v 24l 0.3162Re g D
μερ⎛⎞=⎜⎟⎝⎠ (15)
式中，μ为液相的动力黏度；D 为来流的管道直径。

整理可以得到气泡直径与来流管道比值的计算式，如式(16)。

3/5
3/5 1.1b l c 22.09d g D We Re D σρμ−⎛⎞=⎜⎟⎝⎠
(16)
由式(16)可以看出，气泡直径与管道直径的比
值主要受到液相的表面张力、黏度、密度和雷诺数的影响。

3.2 气泡直径影响因素 液相流量和气相流量是影响气泡尺寸的两个主要因素。

一般来说，随液相流量增大，气泡平均直径减小[48-51]。

这是因为液相流量增大，湍流强度
提高，剪切作用更加显著，气泡更易发生破碎。

与
液相流量不同，气相流量增大会使气泡平均直径增
大[49]。

这是因为气相流量增大导致单位体积气体获得的液体能量变少，不利于气泡破碎；另一方面，气泡数密度的增大使得气泡聚并程度提高，两方面共同导致气泡平均直径增大。

除了操作参数，结构参数也会对气泡直径产生
影响。

对于文丘里管，吸气孔的开孔位置和个数都
化 工 进 展 2018年第37卷
·1262·会影响气泡直径[51]。

吸气孔位于喉管处时生成的气泡直径最小，该处的液体流速最大，对气流的剪切作用更强，进入文丘里管的气泡更小，破碎生成的小气泡直径也更小。

在低液速下，随气孔个数增多，生成的气泡直径减小。

这是因为气孔处气体流速减小，液体剪切作用不变条件下，生成的气泡初始直径更小，所以最终生成更小的气泡。

高液速下，随气孔个数增多，气泡平均直径先减小后略有增大，特别是开孔数大于6个后，气孔数量对气泡直径的影响很小[51]。

在气泡直径实验研究基础上，研究者们通过对数据进行拟合，得到了气泡直径的预测公式，其汇总如表1所示。

需要指出，根据气泡平均直径的计算方式不同，可以分为体积平均直径d v 和索特尔平均直径d 32，计算式分别如式(17)、式(18)所示。

()133
v i i
i
n d d n ⎡⎤⎢
=⎢⎥⎣⎦
∑∑ (17)
313221i
i i
i d d d
∞
=∞
==
∑∑ (18)
式中，d i 为单个气泡的直径；n 为统计的气泡个数。

由表1可以看出，气泡直径均与液相的雷诺数Re l 或流速呈负相关，即增大液相流速可以减小生成气泡的直径。

同时注意到，平均气泡直径的变化范围较大，说明气液相的流量能显著改变生成气泡的大小。

另外，不同学者得到的公式的系数和指数有差异，造成这种差别的原因可能在于所采用的喷射反应器结构和操作条件不同，在后续研究中需加以分析。

3.3 气泡破碎过程的可视化
研究者们利用高速相机记录文丘里管内气泡的图像，得到气泡运动过程中发生膨胀、变形、撕裂直至最终破碎。

图5所示为气泡破碎过程的示意图，气泡首先跟随液体由喉管进入扩张段，液体随流通面积减小而减速，气泡相对液相也存在显著减速过程。

在这一过程中，气泡体积膨胀的同时发生变形，同时部分气泡发生撕裂，形成多个气泡，气泡最终破碎成大量小气泡[55]。

气泡破碎位置基本不受液体流量的影响，一般处于渐扩段距离喉部8～10mm 位置[56-57]。

在渐扩段存在明显的涡流区域，大量气泡聚集在涡流区内，气泡完全破碎的位置位于涡流区底部边缘附近，气流量的增加会导致涡流区域扩大。

4 数学模型
针对喷射反应器的实验研究较少涉及其内部流场的分析，原因在于喷射反应器尺寸较小，且内部为强湍流，流动状态较为复杂，现有实验手段难 以满足测量要求。

数值模拟方法可以得到全流场信
图5 扩张段内气泡破碎示意图
表1 气泡直径计算公式
气泡平均直径计算式
气泡直径范围/μm 实验条件
参考文献 0.4940.292
32l g th 12.052d Re Re d −=
1160～3600 ①喉管直径d th 为6mm
②气体流量0.0036～0.036m 3/h ，液体流量0.1～0.5m 3/h [10] 4 1.3v l 310d Re D −=×，3g 0.03m /h Q = 6 1.3v l 4.810d Re D −=×，3g 0.06m /h Q = 8 1.3v l 3.710d Re D −=×，3g 0.09m /h Q = 375～1100
液体流量Q l =15～21m 3/h ，气体流量Q g =0.03～0.09m 3/h
[44]
1v l in 1855.3d Re D −=，0.1α= 1v l in 2441.1d Re D −=，0.2α= 1v l in 3396.2d Re D −=，0.4α=
320～1160
①液体入口直径D in 为53mm
②液体流量7～19m 3/h ③气液流量比0.1～0.8
[52]
1.47670.75660.5110
32l g 1215.9d Re Re d α−−= 1.7725 1.0747 1.018632l g 1294.2d Re Re d α−−=
380～950 ①气体入口直径d 为0.2～1.5mm ②液体流量0.78～1.8m 3/h
③气体流量控制在 1.2×10–4m 3/h ，对应的气含率在0.006667%～0.01538%
[53]
1.0
32th 5.47d v −=× 230～1150 气体体积分数4%，喉管处流速v th =4.7～23.6m/s
[54]
第4期 陈阿强等：喷射反应器内气液两相流体动力学特征 ·1263·
息，近年来，部分研究者尝试建立数学模型，应用数值模拟的方法研究喷射反应器内的气液两相流
动状态[25，30，
58-59]。

目前主要应用Mixture 多相流模型研究结构和
操作参数对喷射反应器吸气量的影响[25，30，
59]。

喷射反应器的吸气过程主要发生在吸气腔和混合段，这两部分呈现出内部液体、周围气体的环形流动状态，仅有极少量气泡形成且对流动状态的影响有限，可以不考虑虚拟质量力、升力等作用力的影响，所以可以采用Mixture 模型进行模拟[25]。

应用Mixture 模型进行多相流动模拟的关键在于确定相间滑移速度，其表达式如式(19)。

pq p q V V V =− (19)
式中，V p 和V q 分别为主相和分散相的速度。

对于喷射反应器，KIM 等[59]采用Fluent 软件提供的Manninen 模型[60]进行模拟，更多的学者采用式(20)
计算两相之间的滑移速度[25，
30]。

pq p V V α= (20)
即相间滑移速度与连续相速度成比例，式中α为常数，其取值会影响模拟结果的准确度。

图6所示为YADA V 和PATWARDHAN [30]及YUAN 等[25]通过模拟与实验对比得到的相对偏差。

由图6可以看出，随着比例系数α取值变大，模拟与实验得到的吸气量相对偏差先减小后增大，存在最优α值使得模拟与实验结果最接近。

YADA V 和PATWARDHAN [30]以及YUAN 等[25]得到的最优α值分别为0.13和0.11，预测的吸气量与实验的相对偏差均在10%以内。

此外，湍流模型对预测结果有影响。

YADA V 和PATWARDHAN [30]针对湍流模型对预测结果的影响进行了研究，对比了Standard k -ε、RNG k -ε和Realizable k -ε 3种湍流模型对气体吸入量的影响，结果表明3种湍流模型的预测结果偏差均在10%以
图6 滑移速度系数对模拟偏差的影响
内，其中RNG k -ε模型的预测结果与实验值最接近。

Mixture 多相流模型在预测气体吸入量方面有较高的准确度，但无法准确描述相含率分布。

采用Mixture 模型得到的相含率如图7(a)所示，即使在扩张段，喷射反应器内仍呈内部水射流、外部环形气体区域的分层流动状态，没有捕捉到喷射反应器内
两相混合的流动特征[25，30，
59]。

采用欧拉两流体模型模拟旁通型喷射反应器内气液两相流，得到的相含率分布如图7(b)所示，可以看出气液两相进入扩张段后充分混合，与实验现象一致。

从这个角度分析，欧拉两流体模型在模拟喷射反应器内气液两相流方面更有优势，两流体模型可以充分考虑曳力、湍动分散力、虚拟质量力、升力、壁面润滑力等多个相间作用力的影响[61]，并且已经在环流反应器等气液两相体系模拟中得到广泛应用[62-64]。

所以，后续研究中，推荐采用欧拉两流体模型对喷射反应器内的气液两相流进行模拟。

图7 不同数学模型得到的相含率分布
无论采用Mixture 模型或欧拉两流体模型，现有对喷射反应器的数值模拟研究均为未涉及气泡破碎过程，而气泡破碎会对两相流动、混合和传质过程产生重要影响，有必要重点进行研究，而且确定准确的气泡直径有利于提高欧拉两流体模型模拟的准确度。

气泡破碎模拟方面，近年来，计算流体力学（computational fluid dynamics ，CFD ）与群体平衡模型（population balance model ，PBM ）在模拟气泡破碎方面取得了一定进展，可将其应用于喷射反应器内气泡破碎的定量研究。

然而，群体平衡模型中的气泡破碎频率模型至今仍不成熟[66]，建立适合喷射反应器的气泡破碎频率模型是准确描述其内部气泡破碎行为的关键。

化工进展 2018年第37卷·1264·
5 结语
本文对喷射反应器内的气液两相流动特征进行了总结，系统地分析了操作参数和结构参数对喷射反应器内气体吸入量和气泡直径的影响。

喷射反应器的气体吸入量受到液体流量、喷嘴直径、混合段长度及收缩段和扩张段的角度的影响；文丘里管的气体吸入量主要受到液体流速、喉管直径、吸气孔直径和个数的影响。

喷射反应器内湍流强度高，剪切作用明显，可形成大量直径为微米级的气泡，气泡直径主要受到液体、气体流量及吸气孔直径、个数的影响。

采用数学模型研究喷射反应器内的气液两相流行为，目前主要采用Mixture模型研究气体的吸入量，保证模拟准确度的关键在于完善Mixture多相流模型中的滑移速度系数及湍流模型。

目前大量工作都集中于对宏观规律的研究，针对微观机理的研究十分有限，有必要对喷射反应器内的气体吸入和气泡破碎两种机制开展研究。

另外，目前对喷射反应器内多相流动的研究仍以气液两相流为主，在实际反应过程中，通常需要加入固体催化剂颗粒，固体颗粒会对气体吸入量等参数产生影响[67]，目前针对催化剂颗粒对喷射反应器内多相流动状态影响的研究仍十分有限，亟需开展进一步的研究。

已开展的数值模拟工作均未考虑气泡破碎这一重要过程，后续研究中可利用欧拉两流体模型与群体平衡模型进行定量模拟，其关键在于建立适合喷射反应器的气泡破碎频率模型。

大量基础性的理论和实验研究也亟需进行，在深入了解其传递和混合机理的基础上，使其应用于更多的过程强化工艺。

参考文献
[1] CHU Q Y，WANG P，HE G K，et al. Continuous three-phase
2-butanone ammoximation process via spray forming TS-1 microspheres in a highly efficient jet loop reactor[J]. Chemical Engineering Journal，2017，325：169-175.
[2] PEREZ J F，LLANOS J，SAEZ C，et al. The jet aerator as oxygen
supplier for the electrochemical generation of H2O2[J].
Electrochimica Acta，2017，246：466-474.
[3] ZHOU Y M，SUN Z N，GU H F，et al. Experimental research on
aerosols collection performance of self-priming Venturi scrubber in
FCVS[J]. Progress in Nuclear Energy，2015，85：771-777.
[4] GULHANE N，LANDGE A，SHUKLA D，et al. Experimental study
of iodine removal efficiency in self-priming Venturi scrubber[J].
Annals of Nuclear Energy，2015，78：152-159.
[5] 周艳民，孙中宁，谷海峰，等. 自吸式文丘里洗涤器引射特性及
其影响因素[J]. 化工学报，2015，66（1）：99-104.
ZHOU
Yanmin，SUN Zhongning，GU Haifeng，et al. Injection
performance and influencing factors in self-priming Venturi scrubber[J]. CIESC J.，2015，66（1）：99-104.
[6] MUKHERJEE S，DAS S K，BISWAS M N. Absorption of carbon
disulphide in alkaline solution in spray and ejector columns[J].
Chemical Engineering and Processing，2007，46（3）：181-186. [7] SAREVSKI M N，SAREVSKI V N. Characteristics of R718
refrigeration/heat pump systems with two-phase ejectors[J].
International Journal of Refrigeration，2016，70：13-32.
[8] CHUNNANOND K，APHORNRATANA S. Ejectors：applications in
refrigeration technology[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews，2004，8（2）：129-155.
[9] 耿利红，刘华东，魏新利，等. 操作参数对双蒸发压缩/喷射制冷
系统性能的影响[J]. 化工学报，2017，68（3）：1146-1154.
GENG
Lihong，LIU Huadong，WEI Xinli，et al. Influence of operating parameters on the performance of bi-evaporator compression/ejection refrigeration system[J]. CIESC J，2017，68（3）：
1146-1154.
[10] GABBARD C H. Development of a Venturi type bubble generator for
use in the molten-salt reactor xenon removal system[R]. US：Atomic
Energy Commission，1972：1-30.
[11] 张建阔，李加念，吴昊，等. 基于双吸肥口的低压文丘里施肥器
设计与试验[J]. 农业工程学报，2017，33（14）：115-121.
ZHANG
Jiankuo，LI Jianian，WU Hao，et al. Design and experiment of low pressure Venturi injector based on double fertilizer inlets[J].
Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering，
2017，33（14）：115-121.
[12] KHOUFI S，LOUHICHI A，SAYADI S. Optimization of anaerobic
co-digestion of olive mill wastewater and liquid poultry manure in
batch condition and semi-continuous jet-loop reactor[J]. Bioresource
Technology，2015，182：67-74.
[13] MADZIVIRE G，GITARI W，V ADAPALLI V，et al. Jet loop reactor
application for mine water treatment using fly ash，lime and aluminium hydroxide[J]. International Journal of Environmental Science and Technology，2015，12（1）：173-182.
[14] POURKARIMI Z，REZAI B，NOAPARAST M. Effective parameters
on generation of nanobubbles by cavitation method for froth flotation
applications[J]. Physicochemical Problems of Mineral Processing，
2017，53（2）：920-942.
[15] 杨高东，刘小鹃，吴平铿，等. 喷射环流反应器应用研究进展[J]. 化
工进展，2011，30（9）：1878-1883.
YANG
Gaodong，LIU Xiaojuan，WU Pingkeng，et al. Research progress of application of jet-loop-reactor[J]. Chemical Industry and
Engineering Progress，2011，30（9）：1878-1883.
[16] WITTE J H. Mixing shocks in two-phase flow[J]. Journal of Fluid
Mechanics，1969，36（4）：639-655.
[17] 姚云，郭方飞，周波，等. 气液喷射器内的气液流型分析[J]. 高校
化学工程学报，2008，22（5）：895-899.
YAO
Yun，GUO Fangfei，ZHOU Bo，et al. The flow regimes of gas-liquid flow in up-flow ejectors[J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities，2008，22（5）：895-899. [18] 姚云，郭方飞，周波，等. 喷射器内气-液两相流流型及其转换特
性的研究[J]. 高校化学工程学报，2009，23（3）：392-396.
YAO
Yun，GUO Fangfei，ZHOU Bo，et al. Study on the flow pattern and its transition character of gas-liquid two phase flow in ejectors[J].
Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities，2009，23
（3）：392-396.。