新型自吸式氣液攪拌釜氣含率特性研究

高 勇 郝惠娣 黨 睿 范曉勇 曹保衛

(1. 榆林學院化學與化工學院，陜西 榆林 719000； 2. 陜西省低變質煤潔凈利用重點實驗室，陜西 榆林 719000；3. 西北大學化工學院，陜西 西安 710069)

自吸式氣液攪拌釜廣泛應用于化工、石油、食品、生物廢水處理等領域，如發酵過程、氧化反應、氫化反應、鹵化反應等。在好氧發酵過程中，要保證有足夠的氧參與微生物的代謝，提高發酵生產能力，因此要求自吸式氣液攪拌釜具有良好的氣體吸入和分散能力。氣含率是衡量釜內氣液分散性能的重要指標[1]。氣液攪拌釜中的流體流動狀況非常復雜，氣泡在液相中不斷地破碎和聚集，形成良好的氣液接觸界面，發生傳質或化學反應，因此氣泡的數量和尺寸對攪拌釜內氣液混合和傳質至關重要[2]。

國內外學者[3-7]對自吸式氣液攪拌釜的氣液分散特性進行研究主要集中于單層槳。張慶文等[8]對一種自吸式反應器的氣液分散性能進行了試驗研究和CFD模擬，得出整體氣含率的模擬結果與試驗結果一致，誤差為5.1%；鞠凡[9]建立了一種新的自吸式攪拌槳優化設計的數學模型，根據該數學模型得出出氣孔附近的局部氣含率應該越低越好；劉甜甜等[10]運用CFD對自吸式加氫反應器內的流場進行了研究，發現對于單層槳葉自吸式加氫反應器，相同槳徑的空心葉輪比雙圓盤葉輪的吸氣性能與氣液分散性能更好。但對雙層槳及氣體分散通道的研究較少。在雙層槳自吸式氣液攪拌釜中，氣體吸入和分散被分配到上下兩層槳葉，上層槳吸入氣體，下層槳將氣體分散在整個攪拌釜中，可以有效地改善氣液接觸，提高氣液傳質效率。

本試驗對雙層槳自吸式氣液攪拌釜的氣含率進行了研究，分析了氣體分散通道葉片角度、攪拌轉速、介質黏度、槳葉組合對氣含率的影響，得出氣含率與單位體積功耗的關聯式，旨在為雙層槳自吸式氣液攪拌釜在生物發酵過程中的應用提供理論指導。

1 試驗部分

1.1 試驗裝置

試驗裝置搭在萬能試驗臺上，如圖1所示。攪拌系統包括攪拌釜和攪拌槳，攪拌釜為平底有機玻璃攪拌釜，直徑為300 mm，上層槳距液面距離為150 mm，兩層槳間距為100 mm，下層槳距釜底距離為100 mm，氣體分散通道外徑為190 mm，如圖2所示。攪拌介質為各種質量分數的蔗糖水溶液，其性質見表1。在雙層槳自吸式氣液攪拌釜中，上層槳和定子筒共同組成了氣體吸入系統，上層槳旋轉產生負壓將氣體沿定子筒吸入；下層槳一方面將沿氣體分散通道排出的氣泡拖曳到攪拌釜底部，一方面向上層槳供應液體。因此試驗中選用兩種徑向流型攪拌槳——六直葉圓盤槳(Six straight blades disc turbine，6SBDT)和拋物線型槳(Parabola turbine，6P型槳)作為上層槳，兩種軸向流型攪拌槳——六葉上斜葉槳(Six pitched blades upflow turbine，6PBUT)和六葉下斜葉槳(Six pitched blades downflow turbine，6PBDT)作為下層槳，攪拌槳直徑均為100 mm，下層槳葉片角度為30°。

1. 攪拌槳 2. 攪拌釜 3. 扭矩傳感器 4. 柔性聯軸器 5. 電動機 6. 光電轉速傳感器 7. 轉速數字顯示儀 8. 計算機 9. 無級變速器 10. 微機扭矩儀 11. 工業高速照相機

圖1 試驗裝置

Figure 1 Experimental device

圖2 雙層槳氣液攪拌釜結構

蔗糖水溶液/%密度/(g·mL-1)黏度/(mPa·s)151.0581.523251.1022.163351.1493.761451.2007.958

測量系統采用FVR1.5E9S-4JE型通用逆變器(日本富士電機公司)進行攪拌轉速的無級調節，攪拌轉速范圍為200～600 r/min；采用JCO型轉矩轉速傳感器與P1100型轉矩轉速測量儀(湘儀動力測試儀器有限公司)測量攪拌功率，利用計算機進行數據的自動采集與處理。拍攝系統利用Speedsense lab310型工業高速照相機(美國Phantom公司)進行攪拌釜內流場的測量和拍照。

1.2 試驗方法

1.2.1 試驗參數的測量 本試驗研究攪拌釜內氣體在蔗糖水溶液中的分散，定子筒和上層槳吸入氣體，下層槳將氣體分散在蔗糖水溶液中，測量攪拌釜的功率消耗及釜內的氣含率特性。采用轉矩轉速傳感器和轉矩轉速測量儀進行攪拌功率的測量，攪拌功率按式(1)計算。

P=0.104 72×M×N，

(1)

式中：

P——攪拌功率，W；

M——攪拌扭矩，N·m；

N——攪拌轉速，r/min。

相對功率消耗(Relative Power Demand，RPD)定義為加定子后功率消耗與未加定子功率消耗之比，RPD值一般小于1，且RPD值越大，攪拌槳原有的輸送能力降低得越少，泵送效率越高，相對功率消耗按式(2)計算。

P相=Pg÷P0，

(2)

式中：

P相——相對功率消耗；

Pg——加定子后功率消耗，W；

P0——未加定子功率消耗，W。

氣含率是一個重要的水動力學參數，決定了氣液相界面積和體系的質量傳遞速率，與攪拌釜的幾何結構、轉速、流體性質等有關。采用測量液位的方法計算氣含率，在相鄰兩擋板中間、沿直徑方向上相對的兩個位置處取值，并多次測量取平均值[11]，氣含率按式(3)計算。

ε=(Hg-H0)÷Hg，

(3)

式中：

ε——氣含率，%；

Hg——吸氣后釜內液位，mm；

H0——未吸氣釜內液位，mm。

1.2.2 試驗步驟 測量未攪拌時的液位高度。開啟電源，調節轉速數字顯示儀，使轉速為200 r/min，待攪拌穩定后，測量功率；逐級將轉速增加50 r/min，待攪拌穩定后，測量功率。隨著轉速的增加，觀察氣體吸入狀況，當發現氣體到達定子筒底部時，將轉速增加幅度改為5 r/min，當釜內開始出現少量氣泡時，待攪拌穩定后，測量功率、液位高度。隨后，將轉速調整為臨近的一個50 r/min 的整數倍轉速，待攪拌穩定后，測量功率、液位高度。再逐級將轉速增加50 r/min，待攪拌穩定后，測量功率、液位高度，一直到轉速達到600 r/min為止。

2 結果與討論

2.1 氣體分散通道葉片角度對氣含率的影響

氣體分散通道葉片角度(φ)對氣含率的影響見圖3。由圖3可見：氣含率隨氣體分散通道葉片角度的增大而減小。當φ=30°時，經上層槳和氣體分散通道破碎后的氣泡尺寸較小，小尺寸的氣泡更容易進入液相循環，被向下流動的液體拖曳至下層槳葉處，被下層槳再次剪切破碎，實現再循環，氣含率較大。且φ=30°時，相同單位體積功耗下的氣含率較高，即在轉速相同或輸入相同的功率時，可以吸入更多的氣體，因此在后續的研究中，選擇氣體分散通道葉片角度為30°。

利用CFD方法對自吸式氣液攪拌釜內的流動場進行了數值模擬，模擬中采用RNGk-ε湍流模型、SIMPLEC算法、混合—上風差分格式，運動槳葉和靜止釜體之間的相互作用采用多重參考系法，模擬得到的氣體分散通道葉片角度不同時流體的流動特性見圖4。在自吸式氣液攪拌釜中，氣體分散通道主要起導向、擴壓和破碎作用。由圖4可見：當φ=30°時，上層槳旋轉時沿徑向甩出的流體，大部分沿著切線方向進入氣體分散通道，只有一小部分流體在氣體分散通道中發生了扭曲流動，且形成的漩渦尺寸較小。隨著φ的增大，沿著切線方向進入氣體分散通道的流體量減少，且流體在流經氣體分散通道時形成的漩渦范圍增大，加劇了流體和葉片壁面之間的摩擦及流體質點之間的碰撞，能量損失較大，削弱了氣體分散通道葉片對氣相的破碎作用，液相夾帶氣泡的能力減弱，因此氣含率較小。

圖3 氣體分散通道葉片角度對氣含率的影響

圖4 氣體分散通道葉片角度不同時流體的流動特性

2.2 攪拌轉速對氣含率的影響

攪拌介質為質量分數為35%的蔗糖溶液時，攪拌轉速對氣含率的影響見圖5。由圖5可見：當氣體實現自吸分散后，隨著攪拌轉速的增大，氣含率增大。這是因為，在自吸式氣液攪拌釜中，氣體的分散特性是由氣泡的浮力和槳葉的分散作用共同決定的。當轉速達到氣體吸入臨界轉速時，氣體吸入速率增大，在上層槳葉區負壓的作用下，大量氣體沿定子筒被吸入到槳葉區，被上層槳葉一次破碎和氣體分散通道二次破碎后成為小氣泡，這些小氣泡在液相的夾帶作用下，有部分分布在兩層槳葉之間及下層槳與釜底之間。轉速繼續增大，被液體拖曳到這兩個區域的氣泡越來越多，當轉速達到氣體再循環臨界轉速，到達釜底的氣體沿軸向再循環回到下層槳葉區，在下層槳的作用下，分散在整個攪拌釜中，形成了劇烈的循環流動。同時轉速增大攪拌槳獲得的能量增多，其排出液體的能力增強，釜內湍流程度加劇，液相循環量增大，相比于浮力，液相將小氣泡拖曳到攪拌釜底部的作用更強，導致氣泡在釜內的平均停留時間增大，氣含率增加[12]。因此在雙層槳自吸式氣液攪拌釜中，攪拌轉速決定了氣體吸入速率，而氣體吸入速率又決定了氣含率的大小。

圖5 攪拌轉速對氣含率的影響

2.3 介質黏度對氣含率的影響

槳葉組合為6SBDT+6PBUT時，介質黏度對氣含率的影響見圖6。介質黏度的變化會改變自吸式氣液攪拌釜中氣泡的平均直徑、湍流動能耗散率以及表面張力[13]，進而影響氣含率。由圖6可見：氣含率隨著介質黏度的增大而增大。介質黏度增大，雖然由于攪拌槳尺寸及物性的原因，大氣泡形成，且氣泡不均勻性增大，但由于黏性阻力的增大，一方面使攪拌槳旋轉所受到的阻力增大，釜內的湍流程度減弱，氣泡隨液相的再循環變得緩慢，另一方面使氣體溢出的阻力增大，氣泡的下降和上升變得緩慢，因此氣泡在釜內的停留時間較長，氣含率增大。

由圖6還可見：單位體積功耗增大，氣含率隨之增大。這是因為單位體積流體獲得的能量與單位體積功耗呈正比[2]。單位體積功耗越大，單位體積流體獲得的能量越多，在上層槳葉區形成更大的負壓，被吸入氣體的量就越多；同時，較大的單位體積功耗使得攪拌槳的剪切速率較大，對氣泡的破碎作用較強，氣含率較高。

2.4 槳葉組合對氣含率的影響

攪拌介質為質量分數為35%的蔗糖溶液時，槳葉組合對氣含率和相對功率消耗的影響見圖7。由圖7可見：當下層槳相同時，上層槳為6SBDT的氣含率高于上層槳為6P的氣含率。這是因為，攪拌槳的型式和組合對氣液分散特性起著關鍵作用，氣液分散主要是槳葉尾部的氣穴破裂，形成的小氣泡在離心力的作用下被甩出，隨著液相循環至釜內其它區域[13]。在雙層槳自吸式攪拌釜中，氣體吸入和分散被分配到兩個不同的槳葉上，上層槳吸入氣體，下層槳將氣體均勻分散在整個攪拌釜中[14]。6SBDT槳的強剪切作用，使每片槳葉背后都存在一對高速旋轉的漩渦，在漩渦內較大負壓的作用下將氣體吸入，形成“氣穴”，氣穴破裂形成許多的小氣泡，且6SBDT槳的RPD值較大，吸氣后功率降低幅度較小，釜內湍流強度較大，氣體分散的能力較強，從而使小氣泡在整個攪拌釜內均勻分散，氣含率較高。

由圖7還可見：當上層槳相同時，下層槳為6PBUT的氣含率高于下層槳為6PBDT的氣含率。這是因為6PBUT槳的功率準數較小，當單位體積功耗較小時，以其為下層槳的槳葉組合的轉速較高，分散氣體的能力較強。此外，在雙層槳自吸式攪拌釜中，氣含率依賴于上層槳吸入氣體的速率，而上層槳吸入氣體的能力又依賴于下層槳向上層槳泵送液體的能力，6PBUT槳是具有上揚作用的軸向流型攪拌槳，能夠將下層槳附近的液體沿軸向泵送到上層槳葉區，且RPD值較大，具有較高的泵送效率[15]，因此可以極大地促進氣體吸入速率，氣含率較高。而6PBDT槳的下壓操作，將大部分流體沿斜下方壓向釜底，減緩氣體吸入速率，氣含率較低。因此適宜的槳葉組合為6SBDT+6PBUT。

圖7 槳葉組合對氣含率和相對功率消耗的影響

2.5 自吸式攪拌釜氣含率的數據關聯

將雙層槳自吸式氣液攪拌釜的氣含率(ε)與單位體積功耗(Pg/V)的關系表示為：ε∝(Pg/V)α，在雙對數坐標系中得出二者的關系，見圖8。經計算得到擬合直線的斜率為2.4，則有：

ε∝(Pg/V)2.4。

(4)

氣含率和氣泡直徑共同決定了氣液接觸的相界面積，相界面積的大小又直接影響著容積傳氧系數，容積傳質系數是評價攪拌釜性能好壞的重要指標，成為設計和放大攪拌釜的重要參數之一[16]。式(4)定量地表示了氣含率隨單位體積功耗的變化規律，為后續研究容積傳質系數隨單位體積功耗的變化規律提供了試驗依據。

圖8 氣含率與單位體積功耗的擬合曲線

3 結論

(1) 當氣體分散通道葉片角度為30°時，流體在流經氣體分散通道時形成的漩渦尺寸較小，能量損失較少，在轉速相同或輸入相同的功率時，可以吸入更多的氣體。氣含率隨攪拌轉速和介質黏度的增大而增大。

(2) 適宜的槳葉組合為6SBDT+6PBUT。6SBDT槳的強剪切作用，可以在上層槳葉處產生較大的吸入壓差，促進氣體吸入速率；6PBUT槳的上揚作用，可以將下層槳葉區的流體高效泵送到上層槳葉區，促進氣體循環，氣含率較高。

(3) 雙層槳自吸式氣液攪拌釜的氣含率與單位體積功耗的關系為：ε∝(Pg/V)2.4，隨單位體積功耗增大，氣含率明顯增大，氣液接觸的相界面積增大，促進了氣液混合與傳質效率，將其應用于生物發酵中，可以顯著增加發酵液中的溶氧量，更有利于細胞生長。

(4) 后續將進一步研究下層槳的結構對氣含率的影響及攪拌條件對容積傳質系數的影響。