單層槳氣液攪拌釜的氣液分散特性

郝惠娣，朱 娜，秦 佩，程天琦，雷建勇

（西北大學 化工學院，陜西 西安 710069）

氣液攪拌反應釜廣泛應用于生物化工和石油化工方面。氣液攪拌釜內流動狀態非常復雜，氣泡不斷進行著分裂和聚并，氣泡的含量和尺寸對釜內氣液的接觸和混合至關重要。長期以來，人們一直在研究攪拌釜內氣液分散的情況，并取得了較大的進展［1］。Sun等［2］利用計算流體力學中的k-ε-Apk湍流模型對攪拌釜內氣液分散特性進行了三維數值模擬，通過數值模擬和實驗結果對比分析，最后得出利用數值模擬能較為準確地預測攪拌釜內的氣體分布情況，但對于攪拌釜內底部區域的模擬效果與實際有一定的偏差。

本工作對單層槳氣液攪拌釜的氣液分散特性進行研究，考察了進氣方式、介質黏度對氣含率及功耗性能的影響，并與標準攪拌釜的性能進行比較。

1 實驗部分

1.1 實驗裝置

單層槳氣液攪拌釜實驗平臺的示意圖見圖1，搭建在萬能實驗臺上，主要包括3部分：攪拌釜、測量系統和拍攝系統。攪拌釜是實驗研究的對象，根據數值模擬確定結構尺寸，并采用有機玻璃加工成型。測量系統是利用逆變器無級調節電動機轉速，扭矩功率轉速測量儀與傳感器傳輸轉矩、轉速和功率，以及計算機在線監測和記錄轉速等數據。拍攝系統則通過激光器和工業高速相機對攪拌釜內流場進行測量和拍照。

圖1 單層槳氣液攪拌釜實驗平臺的示意圖Fig.1 Schematic diagram of a gas-liquid stirred tank with single-layer impeller.

在前期數值模擬［3-4］中確定導流板角度為60°，攪拌釜具體結構及尺寸見圖2和表1。

圖2 單層槳氣液攪拌釜Fig.2 Gas-liquid stirred tank with single-layer impeller.

表1 單層槳氣液攪拌釜的幾何參數Table 1 Geometry parameters of the gas-liquid stirred tank with single-layer impeller

1.2 實驗方法

單層槳氣液攪拌釜是基于龍卷風的原理［5-6］在槳葉上方安裝定子研制而成。實驗目的是對數值模擬得出的合理結構進行實驗和驗證，考察進氣方式、介質黏度和單位體積功耗對氣含率及功耗性能的影響。

實驗物系為空氣、水和蔗糖水溶液，空氣為分散相，水和蔗糖水溶液為連續相。空氣通過定子吸入，再經過氣體分散裝置分散到液相中。圖3為氣體分散裝置簡圖，氣體分散通道角度（γ）對氣液分散的影響非常重要。

圖3 氣體分散裝置簡圖Fig.3 Gas dispersion equipment.

氣含率是表征攪拌釜內氣液分散特性和決定體系相界面積的重要參數［7-9］。采用測量液位的方法計算氣含率，其定義為通氣后液位的變化與未通氣時液位之比：

氣含率和氣泡的尺寸共同確定了氣液的相界面積，氣含率越大且分布越均勻越有利于氣液兩相的接觸與混合。

攪拌功率的測量采用扭矩功率轉速測量儀與傳感器及計算機配合進行。攪拌功率表示攪拌釜的功耗性能［10］，決定攪拌釜內流體的基本運動狀態。攪拌功率準數（Np）是攪拌釜最重要的特性參數之一，表征攪拌釜的功耗性能的大小，用式（2）進行計算。

2 結果與討論

2.1 不同氣體分散通道角度時的數值模擬

γ對氣含率分布的影響見圖4。由圖4可見，整個攪拌釜內氣含率分布并不均勻，由于氣泡在離開氣體分散通道時，小部分向下流出，大部分向上溢出，氣泡上升的阻力較小，上升速度加快，而下降受到浮力的阻礙；在攪拌槳下方，氣含率較小，但分布較均勻，只是在導流板上方出現最小區域，隨γ的增大，攪拌槳下方的氣含率逐漸變小，說明達到底部的氣泡越來越少，氣液分散效果就會越差。綜上分析，γ=30°時能達到較為理想的氣液分散狀態，且功耗最小。因此，在后續的實驗中選取γ=30°。

圖4 γ對氣含率分布的影響Fig.4 Effects of gas dispersion channel angles(γ) on gas holdup(εg).

2.2 不同介質黏度時的氣含率

在兩種進氣方式下考察攪拌轉速對不同黏度的蔗糖溶液氣含率的影響，攪拌轉速均高于氣體吸入臨界轉速［11］。介質黏度用蔗糖的含量進行表征，介質黏度隨蔗糖含量的增大而增大。

不同介質黏度下攪拌轉速對氣含率的影響見圖5。由圖5可見，攪拌轉速越大，氣含率越大，這是因為攪拌轉速增大產生的壓差大，導致吸入的氣體越多，因此氣含率增大；攪拌轉速相同時，介質黏度越大，氣含率越小，這是因為介質黏度越大，盡管氣泡在液相中的停留時間延長，但介質吸入的氣體越少，導致整體氣含率的降低。

圖5 不同介質黏度下攪拌轉速對氣含率的影響Fig.5 Effects of stiring speed(N) on εg with different medium viscosity.

由圖5還可見，與表面充氣分散相比，自吸分散時的氣含率更大。自吸分散進氣方式比表面充氣分散進氣方式更有利于氣液分散。

不同介質黏度下單位體積功耗對氣含率的影響見圖6。由圖6可見，氣含率隨單位體積功耗的增大而增大，因為單位體積的介質所獲能量與單位體積功耗成正比，單位體積功耗增大使槳葉與氣液界面之間形成更大的壓強，吸入的氣體也就越多。

由圖6還可見，介質黏度一定時，與表面充氣分散相比，自吸分散時的氣含率更大，因此達到相同的氣含率時自吸分散比表面充氣分散消耗的能量少。

通過以上對自吸分散和表面充氣分散時的氣含率分析可知，在攪拌轉速和單位體積功耗均相同時，自吸分散時的氣含率比表面充氣分散時的大，更有利于氣液分散。介質黏度越大，氣含率因進氣量變小而降低。通過對攪拌釜內自吸分散時氣含率與單位體積功耗的擬合，得到二者在雙對數坐標系中的擬合直線（見圖7）。經計算得到擬合直線的斜率為1.4，得出自吸分散時的氣含率與單位體積功耗具有以下關系：

用式（3）可定量地表述氣含率受單位體積功耗的影響程度。

圖6 不同介質黏度下單位體積功耗對氣含率的影響Fig.6 Effects of unit volume power consumption(Pg/V) on εg with different medium viscosity.

圖7 自吸分散時的氣含率與單位體積功耗的擬合曲線Fig.7 Fitting curves of εg and Pg/V with self-priming dispersion.

2.3 功耗性能

2.3.1 進氣方式對攪拌功耗的影響

以水為介質的不同進氣方式時攪拌功耗與攪拌轉速的關系見圖8。由圖8可見，當攪拌轉速較小時，攪拌功耗隨攪拌轉速的增大而明顯增大；當攪拌轉速約為360 r/min時，攪拌功耗的增幅出現減緩的趨勢，這是因為攪拌轉速增大到360 r/min后伴隨有氣體的吸入，氣體在槳葉后方形成的氣穴使得攪拌阻力減小，因此攪拌功耗增大的幅度減小；攪拌轉速相同時，自吸分散時的攪拌功耗略低于表面充氣分散的攪拌功耗，這是由于自吸分散時的氣含率較表面充氣分散時更大，在槳葉后方更容易形成氣穴，導致攪拌功耗降低。

圖8 以水為介質的不同進氣方式時攪拌功耗與攪拌轉速的關系Fig.8 Relationship between stirring power consumption(Pg) and N in different inspiratory ways with water as medium.

以水為介質的不同吸氣方式時攪拌釜的功率準數與攪拌雷諾數（Re）的關系見圖9。由圖9可見，攪拌釜的功率準數隨Re的增大而降低；當Re相同時，自吸分散時的功率準數比表面充氣分散時的低，說明采用自吸分散更節能。

圖9 以水為介質的不同進氣方式時攪拌釜的功率準數與Re的關系Fig.9 Relationship between power number(Np) and Reynolds number(Re) in different inspiratory ways with water as medium.

通過以上分析可知：在進行氣液分散時，與表面充氣分散相比，自吸分散能獲得更大的氣含率，且功耗低。因此，自吸分散更有利于氣液分散和節能。

2.3.2 介質黏度對攪拌功耗的影響

介質黏度對攪拌功耗的影響見圖10。由圖10可見，隨攪拌轉速的增大，攪拌功耗逐漸增大；攪拌轉速相同時，攪拌功耗隨介質黏度的增加而增大，這是由于介質黏度增大增加了槳葉旋轉的阻力，攪拌軸的扭矩就會增大，同樣的攪拌轉速需要的功率就會增加。

圖10 介質黏度對攪拌功耗的影響Fig.10 Effects of medium viscosity on Pg.

2.4 與標準攪拌釜的對比

標準攪拌釜［12］的模型為其四周裝有4塊擋板，無定子裝置，攪拌軸為空心軸，槳葉采用常用的六直葉圓盤渦輪槳，其他尺寸如釜的內徑、液面高度、漿葉安裝高度、攪拌器直徑與單層槳氣液攪拌釜相同，通氣速率4 m/s，攪拌轉速400 r/min。

2.4.1 數值模擬結果

兩種攪拌釜中氣含率分布的數值模擬結果見圖11。由圖11可見，單層槳氣液攪拌釜在氣體吸入口和液面氣體排出口處的氣含率達到最大，其他處的氣含率分布相對均勻；槳葉后方由于氣體吸入后在葉片后方聚集形成氣穴，不利于氣液分散；在導流板上方形成氣含率最小的區域，該區域液相速率非常低，氣泡很難進入到該區域，因此此處氣含率最小。由圖11還可見，標準攪拌釜的氣含率較大的區域主要分布在攪拌軸兩側，但在進氣的軸孔處和液面出口處為氣含率最大的區域，這是因為氣體進入到液相后，受到浮力作用導致多數氣泡沿攪拌軸向上運動，最后從液面排出。由于無氣體的分散裝置，標準攪拌釜內的氣泡普遍較大，氣液接觸面積小，不利于物料間的接觸和混合。

2.4.2 實驗結果

介質為水時兩種攪拌釜的功率曲線見圖12，其中標準攪拌釜的功率曲線源自文獻［12］，實驗中把單層槳氣液攪拌釜定子的氣體入口密封，防止氣體的吸入對功耗造成影響。由圖12可見，攪拌轉速增大時，兩種攪拌釜的功率均增大，但與標準攪拌釜相比，單層槳氣液攪拌釜功率變化相對平緩；在攪拌轉速較低時，兩者攪拌功率相差不是很大，但隨攪拌轉速的增大，兩者攪拌功率的差值增大，因為標準攪拌釜的槳葉位置比較低，槳葉因轉動產生的扭矩較大，擋板的存在增加了流體旋轉的阻力。當轉速為600 r/min時，單層槳氣液攪拌釜的功率只有30 W左右，而標準攪拌槽的功率達到了45 W。由此可見，相同的轉速下，單層槳氣液攪拌釜的功耗比標準攪拌釜低很多［13-14］，達到相同的分散效果時單層槳氣液攪拌釜需要的攪拌轉速低。

圖11 兩種攪拌釜中氣含率分布的數值模擬結果Fig.11 Numerical simulation the gas holdups of two kinds of stirred tanks.

圖12 介質為水時兩種攪拌釜的攪拌功率曲線Fig.12 Stirring power(P) curves of the two stirred tanks with water as medium.

介質為水時兩種攪拌釜的功率準數曲線見圖13。由圖13可見，兩種攪拌釜的功率準數隨Re的變化很小，在Re=（3～8）×104的范圍內，功率準數近乎為水平直線，單層槳氣液攪拌釜的功率準數約為3.3，標準攪拌釜的功率準數約為5.0 。與標準攪拌釜相比，單層槳氣液攪拌釜的節能效果非常顯著，故單層槳氣液攪拌釜更適用于生物化工領域。

圖13 介質為水時兩種攪拌釜的功率準數曲線Fig.13 Np curves of the two stirred tanks with water as medium.

3 結論

1）在相同的攪拌轉速和介質黏度下，與表面充氣分散相比，自吸分散的氣含率更大。

2）自吸分散進氣方式下，通過擬合得到氣含率與單位體積功耗的關系式為：εg∝（ρg/N）1.4；隨單位體積功耗增大，氣含率明顯增大。

3）在相同的攪拌轉速和Re下，自吸分散時的攪拌功耗略低于表面充氣分散時的攪拌功耗。

4）與標準釜相比，單層槳氣液攪拌釜的功耗降低，達到相同的分散效果時的攪拌轉速低，適用于生物化工領域。

符 號 說 明

Dj攪拌器直徑，mm

H0密封定子進氣口時的釜內液高，mm

Hg利用定子吸氣后的釜內液高，mm

N 攪拌轉速，r/min

Np功率準數

P 攪拌功率，W

Pg攪拌功耗，W

Re 攪拌雷諾數

V 攪拌釜內液體體積，m3

γ 氣體分散通道角度，°

ρ 密度，kg/m3

εg氣含率，%

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