年10月过程工程学报

第5卷第5期过程工程学报Vol.5No.52005年10月TheChineseJournalofProcessEngineeringOct.2005收稿日期：2004−11−23，修回日期：2005−01−17基金项目：国家863计划资助项目(编号：2003AA333020)作者简介：闵健(1974−)，男，山东省费县人，博士，讲师，化学工程专业；高正明，通讯联系人，E-mail:[e-mail].多层桨搅拌槽内的微观混合特性闵健，高正明，蒋勇，施力田(北京化工大学化学工程学院，北京100029)摘要：在直径0.476m的多层桨搅拌槽内，采用平行竞争反应工作体系，就不同的多层桨型组合、进料时间、搅拌转速及进料位置对产物分布的影响规律进行了系统的实验研究，并采用涡旋卷吸模型就加料位置等操作条件对产物分布的影响进行了模拟计算，模拟值与实验值吻合.结果表明，对于多层桨搅拌体系，在液面处加料时产物分布主要由上层桨的桨型决定，底层桨的排出流区加料时主要由底层桨的桨型及功率决定.卷吸模型能够较好地描述搅拌槽内的微观混合过程.关键词：微观混合；多层桨；平行竞争反应；卷吸模型中图分类号：TQ052文献标识码：A文章编号：1009−606X(2005)05−0495−041前言釜式搅拌反应器是过程工业中常用的关键生产设备，其混合性能的好坏往往直接影响反应主产物的收率.流体的混合特性包括宏观及微观混合两方面，而微观混合特性对高分子聚合、化工、精细化工、制药等工业过程中涉及的快速复杂反应体系的产物分布、产品质量及操作稳定性等均有非常重要的影响.Danckwerts[1]早在1950年就注意到了微观混合的非均匀性，并提出微观混合的两种极限状态，即完全离集与理想混合，介于二者之间的为部分离集，从实验和理论两方面进行了微观混合的研究.Baldyga等[2,3]创造性地提出了用竞争反应工作体系研究搅拌反应器内的微观混合特性，为微观混合的定量化研究提供了全新的方法，并从湍流理论出发，首次提出了目前被广泛采用的涡旋卷吸模型[4,5].国内外关于微观混合的研究已有不少报道[1−7]，但绝大部分研究是在较小的反应釜内进行(一般釜的直径小于0.3m)，而冷模实验槽槽径一般要达到0.5m左右才能有效反映出槽内结构、桨型等结构参数对反应的影响规律，且采用的实验桨型大多为Rushton标准涡轮桨，以单层桨为主.对目前工业过程中广泛使用的多层桨搅拌槽/反应器内微观混合特性研究较少.在实际工业应用中对低粘度互溶液体的混合往往采用翼形桨，而对多层翼型桨的微观混合特性则研究得更少.对单层CBY搅拌桨搅拌槽内的微观混合特性已另文介绍[8].为此，本工作在内径0.476m的搅拌槽内，采用多层轴流式窄叶翼型CBY搅拌桨，应用快速平行竞争反应研究搅拌槽内的微观混合特性.还采用了底桨为HD−6凹叶涡轮、上两层桨为CBY桨的三层桨搅拌器结构，以研究不同的多层桨型组合对微观混合的影响规律.2实验2.1反应工作体系选择的工作体系为酸碱中和与氯乙酸乙酯水解的平行竞争反应[5]：NaOH(A)+HCl(B)1k⎯⎯→NaCl(P)+H2O,(1)NaOH(A)+CH2ClCOOC2H5(C)2k⎯⎯→CH2ClCOONa(Q)+C2H5OH.(2)产物分布用副产物Q的收率XQ=CQ/(CQ+CP)表示，该参数数值小表示微观混合好.2.2实验装置采用槽径R=0.476m的平底圆形有机玻璃搅拌槽，三层桨操作时槽内液体高度H与槽径R之比(H/R)为1.8.内设4块挡板，挡板宽度Wb为槽径的1/10.采用两种不同的搅拌器：桨型I为三层桨径D=0.189m的下压式轴流翼型CBY桨，桨间距D，底桨距槽底R/3；桨型II为底桨采用桨径0.189m的HD−6凹叶涡轮桨，其他操作条件不变.采用的两个进料点分别为：液面附近处进料F1(液面下0.1m，距离轴中心0.07m，与挡板成45°角)；底层桨桨叶区进料F2(离槽底0.13m，距离轴中心0.086m，与挡板成45°角).图1为安装三层CBY桨时的实验装置示意图，及两种桨的结构示意图.2.3实验方法功率准数NP的测定采用高精度的扭矩传感器.用IWAKIE−35型电磁计量泵以半分批方式将定量的氢氧化钠以一恒定的流速缓慢加到预先混合均匀的盐酸和氯乙酸乙酯溶液中，反应完成后，待反应体系混合均匀后取样分析；收率XQ通过测定产物中乙醇和氯乙酸乙496过程工程学报第5卷Wb=R/10DD70mm86mmF2F1R=476mmD=189mmH130mm100mmR32R31图1实验装置及搅拌桨示意图Fig.1Schemeofexperimentalunitandimpellers酯的浓度确定，其浓度用岛津GC−9A型气相色谱仪测定，色谱柱为玻璃柱，内径3.2mm，长2.1m，聚己二酸乙二醇脂为固定相，载体为硅胶土(ChromsorbAW,180~250μm).3卷吸模型采用卷吸模型[4,5]模拟计算微观混合反应.该模型是涡旋卷吸模型[2,3]的简化模型，在水体系(Sc1)条件下适用，可简略描述为dCi/dt=E(Ci−Ci)+ri,(3)E=0.058(ε/ν)1/2,(4)Da=k2CA0/E.(5)其中，E为卷吸速率，其大小与能量耗散率密切相关，Da数的物理意义为微观混合与反应特性时间之比.Baldyga等[9]利用物质守恒对该模型进行了简化计算，并推广应用到分批式和连续进料，以及平行竞争和连串竞争反应中[10].4结果与讨论4.1进料时间对产物收率的影响本实验主要针对微观混合进行，所以要排除宏观混合对平行竞争反应的影响.是否存在宏观混合的影响可通过测定进料时间对产物分布的影响来确定.本工作中的操作转速均不低于1.5r/s，采用该转速在F1处进料，针对两种不同的桨型，通过改变进料时间考察其对产物收率的影响，实验结果如图2所示.由图可见，对于桨型I和II，当进料时间达到1800s后，产物分布均已不再随进料时间的延长而降低，而该操作条件为湍流强度最弱的情况，故实验中均取进料时间1800s，这样可消除宏观混合对产物分布的影响.图2进料时间对产物分布的影响Fig.2EffectoffeedingtimeonXQ4.2搅拌转速对产品分布的影响对于桨型I，在F2处进料，考察提高雷诺数(Re=ND2/ν)，也即提高搅拌转速对产物分布的影响，实验结果如图3所示.可见，其他条件相同时，收率XQ随Re增加而减小，这是因为随着Re的增加，湍流强度逐渐增加，湍流分散后的最小微团尺度λK=(ν3/ε)1/4减小，分散至微团尺度的时间缩短，使达到一定程度微观混合的时间缩短，最终收率XQ降低.由图还可见，随Re的增加，收率XQ下降趋势逐渐变缓，因为进入强湍流区后该影响变小.且由功率计算式P=NPρN3D5可知，当增加转速以求提高Re时，功率消耗会相应上升.可见通过提高Re来提高微观混合均匀程度作用有限，转速过高只会造成能量的浪费.(b)3-narrowbladehydrofoilCBYimpeller(c)6-hollowbladediskturbineHD−6(a)Experimentalrig500100015002000250030000.210.240.270.30XQTime(s)I.TripleCBYimpellerII.HD−6+2CBYimpeller第5期闵健等：多层桨搅拌槽内的微观混合特性497图3搅拌转速对产物分布的影响Fig.3EffectofagitatingspeedonXQ4.3进料位置对产物收率的影响研究桨型I不同进料位置F1,F2对产品收率的影响.实验参数为：CA0=1028.5mol/m3,CB0=CC0=13.54mol/m3,VA0=0.002m3,V0=0.152m3,k1=1.3×108m3/(mol⋅s),k2=2.33×10−2m3/(mol⋅s),Np1=0.945,Np2=2.999.随着A(NaOH)不断加入反应器，槽内的组成不断发生变化.将进料离散化为均等的σ份，则每份体积为VA0/σ，初始浓度均为CA0.令A的第j(1≤j≤σ)份进料经时间θ反应完全，反应区域中物质浓度定为Ci,j(θ).初始反应区域体积为VA0/σ，当时间为θ时，反应体积增至(VA0/σ)exp(θφ0.5)[9]，此时环境的体积变为V0+j(VA0/σ)−(VA0/σ)exp(θφ0.5)，环境浓度为Ci,j−1，用Ci,j表示下一份进料反应期间环境中某确定物质的浓度，即可通过物料平衡来计算环境中的浓度变化：()()()0.50.5,1,,expexpijijijjCCCjασθφθθφασ−⎡⎤+−+⎣⎦=+,(6)其中α=V0/VA0,j=1时，Ci,0对应于环境中已知的初始浓度.对于一定程度的微观混合，当局部能量耗散率与全槽平均能量耗散率之比φ=ε/εav值给定时，环境中的浓度以及最终的XQ值可由式(3)进行数值积分而得到.F1处于作惯性流动的主体流动区内，Re相对偏小，该区域φ约为0.26[11]，且靠近F1的液面属于主体流动湍流强度最弱处；而F2处于高速能量耗散的叶轮区，输入的能量70%左右耗散在该区域.用卷吸模型来模拟计算时，考虑到两个进料位置反应区域的不同，分别取φ1=0.025,φ2=2.5.实验值和模拟值见图4.由图可见，F2进料时的XQ值比F1进料的XQ值低很多，这是因为桨叶排出流区湍流强度比液面处高很多，能量耗散速率也快很多，使分子水平上的扩散混匀速度加快，微观混合时间相应缩短.从图中还可以看出，模型计算值与实验值能很好地吻合，说明卷吸模型可较好地描述搅拌槽内的微观混合过程.图4进料位置对产物分布的影响Fig.4EffectoffeedingpositiononXQ4.4不同组合桨对产物收率的影响比较在其他操作条件均不变时，考察不同组合桨型对收率的影响，实验结果如图5所示.图5(a)比较了两种桨型在F1处进料时对收率的影响.从图可以看出，在相同的单位质量功率消耗下，两种桨型的XQ值非常接近，这是由于两种桨型的上两层图5不同桨型对产物分布的影响Fig.5EffectofagitatortypeonXQ0.020.040.060.080.000.050.100.150.200.250.30F2F1XQDaSimulationExp.0.00.10.20.30.40.50.60.120.160.200.24XQεav(W/kg)I.TripleCBYimpellerII.HD−6+2CBYimpeller(a)F10.00.10.20.30.40.50.60.020.040.060.080.10XQεav(W/kg)I.TripleCBYimpellerII.HD−6+2CBYimpeller(b)F2468101214160.040.050.060.070.080.090.10Feedtime1800sTripleCBYimpellerXQRe(×104)498过程工程学报第5卷桨是相同的，而液面附近处的能量耗散速率主要由上层桨决定，导致两种桨型在液面附近进料时其XQ相近.图5(b)比较了两种桨在F2加料时对产物分布的影响.从图可以看出，在相同的单位质量功率消耗情况下，桨型II的XQ值比桨型I低.由功率准数可知，桨型II以HD−6桨作为底桨时消耗的功率占全槽总消耗功率的比例远高于桨型I底桨功率消耗所占全槽总功耗的比例，因此，当单位质量能耗相同时，在HD−6桨端部排出流区的能量耗散速率远高于桨型I，导致在F2加料桨型II的XQ值比桨型I低.5结论当加料时间大于某一临界值时才能消除宏观混合对平行竞争反应的影响，也即消除加料时间对产物分布的影响.对于多层桨搅拌体系，在液面处加料时产物分布主要由上层桨的桨型决定，在底层桨的排出流区加料时产率主要由底层桨的桨型及功率决定.流体进入强湍流区后提高Re来提高微观混合均匀程度的作用有限，转速过高只会造成能量的浪费.采用卷吸模型模拟三层CBY组合桨体系产物分