环流式碳化反应器的气液环流工作研究

环流式碳化反应器的气液环流工作研究

长期以来，纯碱生产的碳酸化合过程中，重碱结晶的粒度较小，分离性能差，真空过滤的滤饼水量大，生产能力高。碳化塔成本高，辅助设备多，建设投资大，操作复杂，难以实现自动化。参照国内外环电器的结果，对该主题进行了研究，以实现大碱重晶，提取性能好，分离性能好的重碱结晶。使用离心分离器代替真空过滤机直接分离重碱颗粒，提高纯碱的质量，降低生产能量，延长碳化塔的运行周期，降低设备成本和建设投资，简化操作目标。环流式碳化塔研究是纯碱制造不冷式碳化技术研究的附属设备研究课题,以现代溶液结晶过程的观点以及重碱结晶为控制过程的观点研究碳化塔,即按照碳酸化重碱结晶过程乃一反应结晶过程的新概念,降低碳化塔进液温度,增大碳化塔进出液当量,以取出液显热增加的方式带出全部碳化反应热,根除碳化塔附设冷却器并于碳酸化过程中冷却碳化液晶浆的诸多弊病,使重碱结晶过程在高碳化度、低晶浆浓度和不冷却的良好条件下进行。为了强化二氧化碳吸收和改善环流区段气、固、液三相环流状况,依据自然通风的伞形罩原理设计了简单可靠并且易于工业化放大的集气式喷嘴。1环流反应器工作原理环流式反应器又称气体提升搅拌反应器,在冶金行业称为“巴槽”,其特点为设备结构简单,无机械运动部件,适用于处理量大,腐蚀性介质以及含有大量固体颗粒的物料。二十世纪70年代以后国内一些科研机构和化工院校始对环流式反应器的气——液传热传质以及气固液三相流态化工程开展研究,并相继在化工、石油化工和化工冶金行业应用。环流反应器工作原理见图1。被压缩的气体进入反应器中心管后上升膨胀,释放能量并传递给液体,于中心管内一起上升,形成循环。当中心管内物料流速较低,相应的雷诺数Re较小时,液体主要靠充气率的差异形成的静压差推动循环;而当中心管内物料流速或雷诺数Re较高的情况下,液体的环流主要靠反应器底通入气体的动能产生。影响液体环流(循环)量的因素很多,如通气量(或表观气速),气体上升管的内径,物料的固液比(或含固量、浓度)、表面张力和粘度,中心管的浸没深度和长度,进气压力以及喷嘴的形式和尺寸等等。Nebrensky等的研究结果表明:影响环流量的比较显著的因素为气体流量和中心管直径。中科院范正等研究得出同样结论:除了气体流量和中心管直径外,其它如物料浓度、粘度,中心管浸没深度和气体喷嘴尺寸等因素对环流量的影响很小。2中心管含气率与表观气速关系探究碳酸化重碱结晶过程是一个带有化学吸收、化学反应和在气固液三相流态化条件下的结晶过程。传统的索尔维碳化塔之所以不能制造颗粒粗大且分离性能好的重碱结晶,除了其冷却碳化液晶浆是一重要原因外,,溶液从塔上至塔下一次性通过,以碳酸氢钠析出速度表示的操作过饱和度过大,以及塔下段重碱结晶成长的水力条件恶劣则是另外两个主要原因。因此,基础测试重点安排了不同中心管直径和气速条件下的液体环流量测定,以期通过物料的大量环流(循环),大幅度降低过程的操作过饱和度,并且可以通过碳化塔的设计有效地控制操作过饱和度。为了兼顾中心管内二氧化碳的吸收和避免二氧化碳气泡逃离集气式喷嘴捕集,从中心管外环隙空间上升干扰重碱结晶成长,考察了中心管内含气率与表观气速的关系。测定了液体最大提升高度和双程模试塔的阻力降。2.1循环流量测定2.1.1中心管、测量介质测定装置略。气体提升器:Ø164×1657,有机玻璃。中心管:Ø25×3×1027,Ø37×3×1030,Ø50×3×1023,Ø64×4×1032,有机玻璃。测定介质:清水;煅烧炉气(CO280%～90%)。2.1.2表观气速对液体环流量的影响环流量测定结果列于表1—1～表1—4。不同中心管内径和表观气速下的液体环流量测定数值绘于图2。液体环流量随中心管表观气速的提高而增大。但当气速增加到一定数值后,图2的曲线变得平坦,即随着气速的继续提高,液体环流量增加不显著。这一现象可解释为随着气速增加,气体传递给液体的能量增大,与此同时,气液两相相对滑动的能量损耗和与管道内壁的摩擦阻力损失亦随之增加的缘故。一定的表观气速下,液体环流量随着中心管直径的增大而显著增加,这对于大规模生产的碳化塔设计是非常有利的。在计算机上进行二元线性回归得液体环流量M˙(m3/h)Μ˙(m3/h)和中心管表观气速usg(m/s)、中心管内径di(m)的数学关系式:M˙=1925.8usg0.4di1.8405(1)Μ˙=1925.8usg0.4di1.8405(1)复相关系数r=0.996。2.2表观气速对中心管透气性能的影响在环流式反应器操作稳定时,中心管内气体的实际流速ug和液体的实际流速ul相等,即ug=ul中心管内的充液率εl=1-εg中心管内液体的表观流速usl=ul·εl由于ug=usgεgug=usgεg所以usl=usg(1εg−1)usl=usg(1εg-1)液体的环流量M˙=usl⋅AcΜ˙=usl⋅Ac式中:Ac—中心管截面只,m2。于是M˙=Ac⋅usg(1εg−1)Μ˙=Ac⋅usg(1εg-1)或M˙=V(1εg−1)Μ˙=V(1εg-1)式中:V—气体流量,m3/h。即εg=VV+M˙(2)εg=VV+Μ˙(2)以表1和(2)式计算的中心管充气率数据列于表2—1～表2—4,并绘制成图3。中心管内的充气率随表观气速的变化分两个阶段:第一阶段,在表观气速较低时,随着表观气速增大,充气率迅速下降,这是因为在这一阶段气体膨胀所释放的能量主要用于推动液体循环,气液两相相对滑动的能量损耗和管壁的摩擦阻力损失较小,所以这阶段随着表观气速的增大,中心管充液率,或液体提升(环流)量增长较快(图2);第二阶段,当表观气速增加到一定数值后,随着表观气速的提高,中心管充气率随之增加,但增加的幅度不大,曲线走势比较平缓,原因是气体膨胀所释放的能量除了推动液体循环外,还需要补偿较大的两相相对滑动能量损耗和管道摩擦阻力损失,所以,随着表观气速的进一步增大,中心管充液率降低,图3所示的液体提升(环流)量增长缓慢。在本实验条件下,中心管内径di=19mm,偏小,阻力降过大,于表观气速usg≤0.1m/s范围内没有出现第一阶段的现象。中心管内的充气率也与中心管的直径有关,即在一定的表观气速下,充气率随中心管内径的增大而增加,这是由于当表观气速一定时,中心管大则气体在管内运动的雷诺数Re大,形成的气泡直径大以及气液两相相对滑动的能量损失大的缘故。在中心管表观气速0.2～1.0m/s范围内,中心管充气率与中心管内径、表观气速有如下数学关系式:εg=0.6877usg0.3963di0.1119(3)复相关系数r=0.979。2.3中心管内侧di对液体最大提升高度的影响测定结果列于表3—1～表3—4并绘成图4。随着中心管表观气速usg的提高,液体最大提升高度h随之增大,两者呈对数函数关系。中心管内径di对液体最大提升高度的影响不显著。h=0.5435+0.1463lnusg(4)相关系数r=0.976。2.4中心管空气分布的变化气体进入反应器器底后上升,被集气式喷嘴吸入、压缩并喷射进入中心管。实验者希望进入器底的二氧化碳气体全部被集气式喷嘴吸入并喷射进入中心管,以避免从中心管外的环形空间上升,干扰重碱结晶过程。环流量测定时观察到:对于di=31mm中心管,通气量达到2.0m3/h时,中心管外开始有少量气泡上升;di=44mm的中心管,管外环隙空间出现少量气泡上升的通气量为2.2m3/h;而对于di=56mm的中心管,环隙空间出现少量气泡的通气量可达2.7m3/h。当通气量继续加大时,中心管外环隙空间将有大量气泡上升。可见,为了使进入反应器底的气体全部被集气式喷嘴捕集并喷射进中心管,首先是喷嘴的尺寸要设计得足够大,其次,要适当增大中心管的直径,减少中心管的阻力降。喷射进入中心管的气体,在中心管内呈“炮弹”形气泡,急速旋转滑动上升,带动液体在中心管内一起上升。离开中心管顶端的“炮弹”形气泡膨胀并分散成大量圆球形气泡,在上部空圈形成湍动层。大部分气泡由液面逸散离开反应器,小部分被环隙空间向下流动的液体带下,气泡尺寸逐变小。在中等通气量或者较小通气量条件下,环流段中下部的环隙空间下降的液体不夹带气泡;但在较大通气量时,环流段下部环隙空间的液体中含有小气泡,直至中心管下端喇叭口被吸入中心管,并入喷嘴喷射气体形成的“炮