何磊，蘇毅，揭濤，梁健，唐昭帆，楊冰冰，張世程

（中國船舶重工集團公司第七一一研究所，上海201108）

噴射式環(huán)流反應(yīng)器（JLR）是一種具有優(yōu)良混合特性的多相反應(yīng)器，其利用高壓液相流體通過噴嘴所產(chǎn)生的高速射流引射低壓氣相流體，通過高速射流的剪切作用，將氣體破碎為微小的氣泡，增加氣液兩相的接觸面積，可有效促進氣液混合、強化傳熱傳質(zhì)過程、加快化學反應(yīng)速率。因此在石油化工、生物制藥、工業(yè)制冷、環(huán)境治理等領(lǐng)域的氣-液、氣-液-固多相反應(yīng)過程中得到了廣泛的應(yīng)用[1-5]。

氣液噴射器是噴射式環(huán)流反應(yīng)器的核心部件之一，其結(jié)構(gòu)尺寸對環(huán)流反應(yīng)器的傳質(zhì)特性和適用環(huán)境都具有顯著影響[6-8]。而根據(jù)噴射器的應(yīng)用領(lǐng)域不同，其結(jié)構(gòu)設(shè)計的側(cè)重點也有所差異，主要可分為以下幾個方面：①提高噴射器的引射氣體量；②加強兩相流體的混合過程；③將流體由低壓區(qū)泵送至高壓區(qū)。因此，根據(jù)各自領(lǐng)域的應(yīng)用需求，許多學者對噴射反應(yīng)器性能的影響因素進行了大量的研究工作。謝蘭漪等[9]比較了不同喉管、擴散管和噴嘴尺寸對液相體積傳質(zhì)系數(shù)的影響，指出環(huán)流反應(yīng)器內(nèi)的體積傳質(zhì)系數(shù)隨噴射器結(jié)構(gòu)改變而變化，當操作工況一定時，可確定最佳的噴射器結(jié)構(gòu)。Yadav 等[10]通過CFD 模擬分析了吸氣腔室尺寸對噴射器引射氣體量的影響，指出當吸氣腔室與噴嘴出口的截面比為7.6，混合喉管入口收縮角為5°～15°時，噴射器具有最大的引射氣體量。Cramers 等[11]以水和氮氣作為試驗介質(zhì)，考察了噴射器結(jié)構(gòu)和尺寸對其傳質(zhì)性能的影響，指出增加混合喉管長度，增大混合喉管與噴嘴出口截面比，能夠有效提高環(huán)流反應(yīng)器的傳質(zhì)效率。Sharma等[12]利用CFD仿真建立了能夠預測噴射器引氣量的計算模型，并利用該模型對噴射器結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響進行了分析。結(jié)果表明，改變吸氣腔室結(jié)構(gòu)和擴散管尺寸并不會導致噴射器的引氣量發(fā)生明顯變化，而混合喉管和液相噴嘴的結(jié)構(gòu)尺寸則對噴射器的引氣性能具有較為復雜的影響。

盡管上述學者對噴射器結(jié)構(gòu)的影響進行了大量研究，但由于所采用噴射器型式不同、氣液相介質(zhì)不同、應(yīng)用環(huán)境不同，所提出的結(jié)構(gòu)參數(shù)取值均存在著一定的差異，只能應(yīng)用于特定的設(shè)備型式和反應(yīng)物系中，不具有較好的普適性，無法為噴射器的設(shè)計和放大提供充分和全面的信息。另一方面，簡單地通過比較不同噴射器結(jié)構(gòu)進行性能分析，將會耗費大量的人力、物力和時間，不僅造成了資源的嚴重浪費，而且也難以找到最佳的結(jié)構(gòu)參數(shù)取值。因此，繼續(xù)強化對噴射器結(jié)構(gòu)影響的研究，建立系統(tǒng)的噴射器設(shè)計理論，具有重要的現(xiàn)實意義。本文基于噴射器的工作原理，設(shè)計了一臺模試氣液噴射器，并通過冷模試驗對其性能進行測試研究，考察噴射器結(jié)構(gòu)對其引氣量、氣含率以及氣泡分布特性的影響，得出噴射器的引氣性能與其結(jié)構(gòu)的特性關(guān)系，以便量化噴射器結(jié)構(gòu)參數(shù)對其引氣量的影響，為噴射器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和放大設(shè)計提供理論依據(jù)和參考。

1 試驗部分

1.1 氣液噴射器結(jié)構(gòu)

本文所采用氣液噴射器的結(jié)構(gòu)如圖1所示，由上至下依次由液相噴嘴、吸氣腔室、混合喉管、擴散管和下降管構(gòu)成。試驗過程中，選取不同尺寸的內(nèi)構(gòu)件進行配合，可組裝出不同結(jié)構(gòu)的氣液噴射器，以考察噴射器結(jié)構(gòu)對其性能參數(shù)的影響，本文所采用內(nèi)構(gòu)件的具體尺寸如表1所示。

圖1 噴射器結(jié)構(gòu)示意圖

在氣液噴射器中，液相流體作為工作介質(zhì)首先在壓力的作用下被輸送至收縮形噴嘴，并在噴嘴出口處獲得較高的射流速度，因文丘里效應(yīng)于吸氣腔室內(nèi)形成負壓區(qū)域。外界氣體在壓差的作用下被引入吸氣腔室，跟隨液相流體同軸流動進入混合喉管和擴散管。隨著兩股流體的混合和能量交換，混合流體的運動速度減慢，其動能開始轉(zhuǎn)化為壓力能，在擴散管中引起壓力的升高，氣體由于液體的剪切作用被分散成大量小氣泡并與之混合，最終形成均勻的泡狀流。

表1 冷模試驗噴射器內(nèi)構(gòu)件尺寸

1.2 試驗裝置和方法

以水和空氣作為試驗介質(zhì)，對上述氣液噴射器進行性能測試研究，冷模試驗裝置如圖2所示。試驗在一個內(nèi)徑為120mm、高度為400mm 的有機玻璃筒中進行，反應(yīng)器筒體上每間隔100mm 高度設(shè)置溢流閥，用于控制反應(yīng)器內(nèi)的液面高度。試驗過程中，首先將反應(yīng)器內(nèi)的水加至一定液位高度，利用齒輪泵將水輸送至噴射器的液相噴嘴，實現(xiàn)循環(huán)流動，液體流量由轉(zhuǎn)子流量計控制。在噴射器的引氣口位置處，利用氣動接頭和空氣軟管連接氣體轉(zhuǎn)子流量計，當水以射流狀態(tài)由噴嘴噴出后，外界空氣在壓差作用下進入吸氣腔室，可通過氣體轉(zhuǎn)子流量計讀取噴射器的引射氣體量。

圖2 試驗裝置示意圖

由于試驗所采用齒輪泵的額定壓力為0.7MPa，除去管路內(nèi)沿程與局部阻力導致的壓力損失，可實現(xiàn)的液相壓力范圍為0～0.5MPa。采用體積截斷法測定反應(yīng)器內(nèi)的平均氣含率（ε，%）[13]，即當反應(yīng)器內(nèi)氣液兩相的流動穩(wěn)定后，迅速關(guān)閉進氣閥和給水閥，待氣體排空后，測得液面下降高度ΔH和反應(yīng)器內(nèi)液位高度H，則反應(yīng)器內(nèi)的平均氣含率計算如式(1)。

2 結(jié)果與討論

2.1 液相流量特性

由于液相噴嘴的壓頭對噴射器的引氣能力具有顯著影響，因此在試驗中首先采用不同孔徑的液相噴嘴進行試驗，根據(jù)不同孔徑噴嘴前后壓差隨液相流量的變化關(guān)系，從而得到液相噴嘴的壓力-流量特性曲線，如圖3所示。

圖3 不同孔徑噴嘴液相流量與壓差的變化曲線

根據(jù)伯努利方程[式(2)]對噴嘴的入口和出口截面進行能量衡算，忽略流體在噴嘴中的局部阻力和沿程阻力損失，可將噴嘴前后的壓差Δp 表示為液相流量Ql的函數(shù)[式(3)]。

由于試驗所采用三種液相噴嘴的出口孔徑較小，式(1)中的循環(huán)管路內(nèi)流速v1遠小于噴嘴出口流速v2，且液相噴嘴的收縮段較短，所產(chǎn)生的位置水頭可忽略不計，因此可將式(3)簡化為如式(4)的壓力-速度方程，其壓力-速度特性曲線如圖4所示。

圖4 液相噴嘴出口流速與壓差的變化曲線

由圖4可見，在噴射器中，液相噴嘴的前后壓差僅取決于噴嘴的出口流速，因此在設(shè)計過程中，可由式(4)根據(jù)噴射器的液相入口壓力和流量對液相噴嘴的孔徑進行選擇。

2.2 截面比f3/f1對引射空氣量的影響

采用1.50mm、1.65mm 和1.80mm 三種孔徑的液相噴嘴，分別配合內(nèi)徑為3mm 和4mm 的混合喉管進行試驗，比較混合喉管與噴嘴出口截面比f3/f1對噴射器引射空氣量的影響。試驗過程中，通過調(diào)節(jié)溢流閥維持反應(yīng)器內(nèi)液位高度不變，使下降管出口分別位于液面下50mm和150mm，比較結(jié)果如圖5所示。

圖5 引射空氣量與液相流量的變化曲線

由圖5 可見，不同截面比f3/f1條件下，噴射器的引射空氣量均隨液相流量的增加而逐漸增大，二者近似呈線性關(guān)系。當混合喉管內(nèi)徑d3一定時，該變化關(guān)系曲線的斜率隨噴嘴孔徑d1的減小而逐漸增大，表明在相同液相流量條件下，縮小液相噴嘴孔徑有助于提高噴射器的引射空氣量；當液相噴嘴孔徑d1一定時，縮小混合喉管內(nèi)徑會導致噴射器的引射空氣量減少，噴射器的Qg-Ql曲線的斜率變得更加平緩，在高液相流量條件下，其吸氣能力甚至低于1.65mm和1.80mm的大噴嘴孔徑噴射器。對不同擴散管出口位置下，噴射器的引射空氣量進行比較后可見，隨擴散管出口與液面間距離增大，擴散管出口壓力提高，導致噴射器進出口壓差減小，噴射器的引射空氣量減小，而在相同尺寸結(jié)構(gòu)條件下，引射空氣量隨液相流量的變化遵循相同的線性關(guān)系。

對噴射器混合喉管內(nèi)速度場進行分析，可將其出入口截面上的速度分布概略地表示為圖6 的形式[14]。在混合喉管的入口截面上，速度分布不均勻，可以假設(shè)入口截面上流體是由兩股同軸流體所組成，而在混合喉管出口截面上，流體具有足夠均勻的速度場。根據(jù)動量守恒，則可以得到如式(5)所示的特性方程式。

式中，氣液比λ=Qg/Ql；?pp=pp-px；?pc=pc-px；fg2=f3-f1；φ1-φ4為考慮液相或氣相介質(zhì)在噴射器中由于摩擦和阻力引起的動量損失而引入的速度系數(shù)；φ1為液相噴嘴的速度系數(shù)；φ2為混合喉管的速度系數(shù)；φ3為擴散管的速度系數(shù)；φ4為混合喉管入口段的速度系數(shù)。

圖6 混合喉管入口和出口截面上的速度場示意圖[14]

根據(jù)圖5所示的試驗結(jié)果，可以得到四種不同截面比f3/f1噴射器的Δpp/Δpc=f(λ)特性曲線，如圖7所示，圖中各曲線的參數(shù)值詳見表2。由圖7可見，氣液噴射器的特性曲線形式取決于噴射器的幾何參數(shù)，當混合喉管與噴嘴出口截面比f3/f1確定時，噴射器所能達到的氣液比存在最大臨界值。隨截面比f3/f1增大，Δpp/Δpc=f(λ)特性曲線變得更陡，所能達到的最大氣液比提高，因此在相同液相流量條件下，采用大截面比f3/f1的噴射器能夠得到更大的引射空氣量。

圖7 Δpp/Δpc與氣液比λ的變化關(guān)系曲線

表2 不同截面比f3/f1噴射器的Δpp/Δpc=f(λ)特性曲線參數(shù)

此外，由表2 可知，當混合喉管內(nèi)徑一定時，隨著截面比f3/f1的增大，混合喉管速度系數(shù)φ2和擴散管速度系數(shù)φ3逐漸減小，而混合喉管入口段的速度系數(shù)φ4逐漸增大。這是由于當混合喉管尺寸一定時，縮小液相噴嘴孔徑會導致水在噴嘴出口的流速提高，液相與氣相流體的速度差增大，且液相流場在混合喉管內(nèi)的面積占比減小。因此在混合喉管入口段，氣相流體受到的阻力隨截面比f3/f1的增大而減小，φ4逐漸增大；而在混合喉管和擴散管中，兩股流體在混合過程中的能量損失增大，φ2和φ3隨之減小。當液相噴嘴孔徑一定時，縮小混合喉管內(nèi)徑僅會增加氣相流體在混合喉管入口段的阻力，減小流體在混合喉管入口段和混合喉管內(nèi)的速度系數(shù)，降低噴射器的引射空氣量。

2.3 液相射流量和氣體引射量對氣含率的影響

在噴射式環(huán)流反應(yīng)器內(nèi)，氣液兩相均通過豎直下降管由噴射器底部進入反應(yīng)器，所產(chǎn)生氣泡在反應(yīng)器內(nèi)液體中的停留時間主要由兩種流體在反應(yīng)器內(nèi)的表觀氣速和表觀液速決定[15-16]。當氣相流體被分散為微氣泡時，其表觀氣速則以氣泡上升速度表示。因此，氣泡在反應(yīng)器內(nèi)液體中的停留時間如式(6)[17]，反應(yīng)器內(nèi)的平均氣含率ε如式(7)。

式中，ub為氣泡上升速度；ul為表觀液速；lr為反應(yīng)器內(nèi)的穩(wěn)定液位高度；Vg為液體內(nèi)含氣量。

由式(7)可見，噴射式環(huán)流反應(yīng)器內(nèi)氣含率隨氣泡上升速度的增大而減小，隨表觀液速的增大而增大。試驗測得反應(yīng)器平均氣含率隨液相射流量和氣體引射量的變化分別如圖8 和圖9 所示，由圖8可見，當液相流量小于200L/h 時，反應(yīng)器內(nèi)平均氣含率隨液相流量增大呈線性增加趨勢，而當液相流量大于200L/h 時（僅液相噴嘴孔徑為1.80mm 的噴射器可達此流量），氣含率增幅顯著提高。這是由于在高液相流量下，即Δpp/Δpc較大時，噴射器所能夠達到的氣液比逐漸趨于其臨界值（如圖7），式(7)中氣泡上升速度ub和引氣量Qg的增幅小于表觀液速ul的增幅，Qg/(ub-ul)的增幅提高，進而導致氣含率ε的增幅明顯提高。不同結(jié)構(gòu)噴射器的氣含率具有相同的增長趨勢，當噴射器的引氣性能提高時，反應(yīng)器內(nèi)通氣量提高，其平均氣含率隨之增大。

圖8 平均氣含率隨液相射流量的變化

圖9 平均氣含率隨氣體引射量的變化

由圖9可見，對于試驗范圍內(nèi)的引射氣量，其平均氣含率隨引射氣量的增加逐漸升高，且增速逐漸趨于平緩。這是由于隨著引射氣量的增加，氣泡聚并現(xiàn)象增多，比相界面減小，氣泡上升速度加快，停留時間減小，從而導致平均氣含率的增速減緩[18-19]。對于不同結(jié)構(gòu)的噴射器，噴射器引氣性能愈佳，其引射相同流量氣體所需的液體噴射量愈小，氣泡上升速度與表觀液速的差值增大，氣含率隨引射氣量的增幅減小。

2.4 噴射器結(jié)構(gòu)對反應(yīng)器內(nèi)氣泡特性的影響

在噴射式環(huán)流反應(yīng)器中，氣泡的粒徑大小和分布特征直接影響反應(yīng)器內(nèi)的氣液相界面面積，是考察反應(yīng)器內(nèi)氣液傳質(zhì)特性的重要參數(shù)之一。圖10為液相噴嘴孔徑為1.50mm和1.80mm時不同液相流量下的氣泡分布圖像，由圖可見，當液相噴嘴孔徑為1.50mm 時，噴射器產(chǎn)生的小氣泡主要集中在下降管出口射流的流場區(qū)域內(nèi)，氣泡運動速度較緩，隨液體噴出下降管后便立刻沿豎直方向上浮。液相流量為100L/h 時，下降管出口氣液分界明顯，說明此時的氣泡粒徑仍相對較大。隨液體流量增加，引射的空氣量提高，氣泡粒徑減小，混合流體由下降管出口呈霧狀噴出，氣泡分布區(qū)域增大，當液相流量提高至160L/h 時，反應(yīng)器被粒徑更小的微細氣泡充滿，形成乳狀流。隨著液相流量進一步提高，噴射器的氣液比增大，單位體積氣體獲得的液體能量變少，不利于氣泡的破碎，且氣泡數(shù)密度的增大使得氣泡聚并程度提高，因此在圖10(e)中可看到有少量大粒徑氣泡懸浮在乳狀流中。

對于液相噴嘴孔徑為1.80mm 的噴射器，相同液相流量條件下，液體引射的空氣量較低，液相射流速度衰減較少，氣泡隨液體噴出后劇烈運動并很快充滿整個反應(yīng)器，氣泡粒徑由下降管出口向四周逐漸增大，反應(yīng)器內(nèi)氣液分界明顯。隨液相流量增加，反應(yīng)器內(nèi)的混合流體由泡狀流逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槿闋盍?，說明氣泡粒徑逐漸減小。當流量為200L/h時，反應(yīng)器內(nèi)流體接近于乳白色，但仍可見較大氣泡懸浮在液體內(nèi)。

3 結(jié)論

基于模試氣液噴射器，分別以水和空氣作為液相和氣相介質(zhì)，通過冷模試驗對噴射器進行性能測試研究，考察了噴射器結(jié)構(gòu)對其引氣量、氣含率以及氣泡分布特性的影響，并得到了噴射器的氣液比λ 與其混合喉管與噴嘴出口截面比f3/f1以及噴射器進出口壓力降Δpp/Δpc的特性關(guān)系，為噴射器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和放大設(shè)計提供了理論依據(jù)和參考。本文得到的主要結(jié)論和建議如下。

（1）氣液噴射器的引氣能力取決于其混合喉管與噴嘴出口截面比f3/f1以及噴射器進出口壓力降Δpp/Δpc，在相同液相流量條件下，采用大截面比f3/f1的噴射器能夠獲得更大的引射空氣量；當噴射器的截面比f3/f1一定時，可根據(jù)噴射器的氣液比λ 與截面比f3/f1的特性關(guān)系式預測得到噴射器所能夠達到的最大氣液比。

圖10 不同條件下反應(yīng)器內(nèi)的氣泡分布圖像[(a)～(e)為1.5mm+4.0mm；(f)～(j)為1.8mm+4.0mm]

（2）環(huán)流反應(yīng)器內(nèi)的氣含率僅與其液相射流量和氣體引射量有關(guān)。隨著液相流量的增加，反應(yīng)器的氣含率呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢；當噴射器的引氣性能提高時，相同流量液體產(chǎn)生的引射氣體量越高，其平均氣含率隨之增大。

（3）增大噴射器的截面比f3/f1，可提高液相射流與引射氣體的速度差，加強兩股流體間的剪切作用，氣泡更易發(fā)生破碎，氣泡粒徑隨氣液比變化呈先減小后增大的趨勢。當噴射器的氣液比λ＞2.6時，反應(yīng)器內(nèi)的混合流體可達到乳化狀態(tài)。

（4）縮小液相噴嘴孔徑或者增大混合喉管內(nèi)徑，均可作為增大截面比f3/f1的方法，有效增強噴射器的引氣能力，提高氣液相的傳質(zhì)效率，但考慮到縮小液相噴嘴孔徑會導致噴嘴前后的壓差大幅度提高，使其能耗和設(shè)備代價增大，因此建議采用增大混合喉管內(nèi)徑的方式作為噴射器的優(yōu)化方案。

（5）噴射器產(chǎn)生的小氣泡主要集中在下降管的出口區(qū)域內(nèi)，隨著引射氣體被液體攜帶至充滿整個反應(yīng)器，氣泡粒徑隨之增大。因此在噴射器的設(shè)計過程中，需要綜合考慮反應(yīng)器的內(nèi)徑尺寸。適當減小反應(yīng)器的內(nèi)徑，不僅有助于增大反應(yīng)器內(nèi)的表觀液速，提高氣含率，同時也能夠使氣泡的分布更加集中，更易于達到乳化狀態(tài)。