穿流-剛?cè)峤M合槳強(qiáng)化固液兩相的懸浮行為

谷德銀，劉作華，邱發(fā)成 ，許傳林，謝昭明，李軍，陶長元，王運(yùn)東

（1重慶大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院，重慶 400044；2清華大學(xué)化學(xué)工程系，北京 100084）

穿流-剛?cè)峤M合槳強(qiáng)化固液兩相的懸浮行為

谷德銀1，劉作華1，邱發(fā)成1，許傳林1，謝昭明1，李軍1，陶長元1，王運(yùn)東2

（1重慶大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院，重慶 400044；2清華大學(xué)化學(xué)工程系，北京 100084）

采用雙向流固耦合計算方法對攪拌槽內(nèi)剛性槳(RDT-PBDT)、剛性組合槳(R-RDT-PBDT)、剛?cè)峤M合槳(RF-RDT-PBDT)、穿流-剛性組合槳(PR-RDT-PBDT)以及穿流-剛?cè)峤M合槳(PRF-RDT-PBDT)體系中的固液兩相懸浮特性和槳葉總變形量、等效應(yīng)力進(jìn)行了研究。結(jié)果表明，在相同功耗下，PRF-RDT-PBDT的最大變形量分別是RDT-PBDT、R-RDT-PBDT、RF-RDT-PBDT、PR-RDT-PBDT 的 1.984×106倍、1.247×103倍、1.169倍、1.041×103倍。PRF-RDT-PBDT的應(yīng)力大于RDT-PBDT、R-RDT-PBDT、RF-RDT-PBDT的，比PR-RDT-PBDT的應(yīng)力分布更均勻。PRF-RDT-PBDT體系的固體顆粒最大Uz/Utip值和最大ε/D2N3值分別比 RDT-PBDT、R-RDT-PBDT、RF-RDT-PBDT和PR-RDT-PBDT體系提高了53.08%和80.84%，38.03%和28.42%，22.14%和20.16%，10.85%和5.725%。PRF-RDT-PBDT能夠增大與流體之間的相互耦合作用，增大固體顆粒的軸向速度，提高體系的湍動能耗散率，減小攪拌槽底部固體顆粒的堆積程度，提高固體顆粒的懸浮程度。

流固耦合；攪拌；PRF-RDT-PBDT；固液兩相；懸浮

引 言

機(jī)械攪拌反應(yīng)器廣泛應(yīng)用于化工、冶金、制藥、食品加工等過程工業(yè)，其中，固液懸浮操作是攪拌操作中較為常見的一種類型[1-3]。固液懸浮操作主要是借助攪拌槳的作用，將固體顆粒分散到液相中，形成固液混合物或懸浮液，增大固液兩相的有效接觸面積，提高固液混合體系中的傳熱、傳質(zhì)以及反應(yīng)速率，增強(qiáng)設(shè)備生產(chǎn)能力[4-6]。

目前，人們常采用多層組合槳攪拌[7]、偏心攪拌[8]、射流攪拌[9]等方法強(qiáng)化攪拌槽內(nèi)固液兩相的混合過程。研究發(fā)現(xiàn)，這些攪拌技術(shù)中的攪拌槳主要集中在剛性攪拌槳，攪拌槳向混合介質(zhì)輸入的能量大多用于混合介質(zhì)的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動及流動，真正用于介質(zhì)內(nèi)部混合的能量不到 5%，而約 70%的攪拌槳輸入能量消耗在槳葉外緣和槳葉后的尾渦處，降低了固液兩相的混合效率[10-11]。

攪拌槳作為攪拌反應(yīng)器的核心部件，它向攪拌槽內(nèi)的混合介質(zhì)提供了所需的能量和適宜的流場，對混合體系的混合效果起著主要的決定作用。因此，攪拌槳結(jié)構(gòu)設(shè)計優(yōu)化是實現(xiàn)物料高效、節(jié)能混合的有效手段。劉作華等[12]提出一種剛?cè)峤M合式攪拌槳，并將其應(yīng)用于電解錳生產(chǎn)中的錳礦浸出過程，提高了錳礦浸出率，縮短了錳礦浸出時間。Campbell等[13]對柔性渦輪機(jī)進(jìn)行了流固耦合特性分析，發(fā)現(xiàn)柔性槳的變形可增大流體與槳葉的相互作用。研究表明，剛?cè)狁詈闲问降臄嚢铇诹鲌鲋锌尚纬擅黠@不同于剛性槳的渦結(jié)構(gòu)，其多尺度流場結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定性增強(qiáng)，能夠有效地提高流體混合效率。劉靜等[14]提出一種穿流槳，并將其應(yīng)用于磷石膏-水混合體系中；結(jié)果表明，穿流槳能夠降低固體顆粒的臨界懸浮速度和攪拌功率。歐陽鋒[15]將穿流槳應(yīng)用于濕法磷酸生產(chǎn)中的磷礦浸出過程，可提高磷的分解率4%～5%，提高磷石膏洗滌率3%，降低能耗20%左右。研究表明，穿流槳旋轉(zhuǎn)過程中產(chǎn)生的射流能夠強(qiáng)化渦流擴(kuò)散，增大能量利用率，提高流體混合效率。

本文結(jié)合剛?cè)峤M合槳和穿流槳在強(qiáng)化固液兩相混合方面的優(yōu)勢，提出一種穿流-剛?cè)峤M合式攪拌槳，結(jié)合ANSYS-Workbench平臺，利用雙向流固耦合方法模擬對比研究了剛性槳、剛性組合槳、剛?cè)峤M合槳、穿流-剛性組合槳以及穿流-剛?cè)峤M合槳5種不同槳型體系中固液兩相的懸浮特性以及槳葉總變形量、等效應(yīng)力，旨在探究一種能提高固液兩相混合效率的新方法。

1 計算模型和數(shù)值方法

1.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

攪拌裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示，攪拌槽內(nèi)徑T為0.48 m，液體高度H為0.80 m,沿槽內(nèi)壁均勻布置4條寬度W為0.048 m的擋板，攪拌槳為雙層槳，下層剛性槳為六直葉渦輪槳（RDT），上層剛性槳為斜葉槳（PBDT），雙層剛性槳(RDT-PBDT)直徑D均為0.24 m，槳間距為T，按逆時針方向旋轉(zhuǎn)。槳葉結(jié)構(gòu)如圖2所示，剛性組合槳 (R-RDT-PBDT) 和穿流-剛性組合槳(PR-RDT-PBDT)的剛性片長度 0.45 m、寬度為0.02 m，剛性片材質(zhì)為有機(jī)玻璃，其密度為 1200 kg?m-3，彈性模量為 2.33×103MPa，泊松比為0.37。剛?cè)峤M合槳(RF-RDT-PBDT)和穿流-剛?cè)峤M合槳(PRF-RDT-PBDT)的柔性片長度為 0.45 m、寬度為0.02 m，柔性片材質(zhì)為硅膠，其密度為1200 kg?m-3，彈性模量為2.14 MPa，泊松比為0.48。穿流槳的穿流孔直徑為0.0080 m，孔隙率為12%。研究物系為石英砂-水兩相體系，石英砂顆粒密度為2470 kg·m-3、平均直徑為120 μm，固相體積分?jǐn)?shù)為5%，水的密度為998 kg·m-3。

圖1 攪拌槽結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of stirred tank

計算中將攪拌槳附近區(qū)域劃分為旋轉(zhuǎn)子域，其余區(qū)域劃分為靜止子域。其中，靜止子域采用結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分；旋轉(zhuǎn)子域采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格劃分，為了增加模擬計算精度，對旋轉(zhuǎn)子域進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理。旋轉(zhuǎn)子域和靜止子域網(wǎng)格劃分如圖3、圖4所示。在轉(zhuǎn)速為345 r?min-1時，以r/R=0.75處的固體顆粒軸向速度進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，以剛性槳體系為例，考察了網(wǎng)格分別為 1018710、1364067和1620850個時對r/R=0.75處固體顆粒軸向速度的影響，結(jié)果如圖5所示，網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果影響較小。因此，采用網(wǎng)格總數(shù)為1018710對剛性槳攪拌槽進(jìn)行離散。同理，剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳的攪拌槽網(wǎng)格總數(shù)為1014102，穿流-剛性組合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳的攪拌槽網(wǎng)格總數(shù)為2252754。

圖2 攪拌槳結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of impellers

圖3 旋轉(zhuǎn)子域網(wǎng)格劃分Fig.3 Meshing for rotary part

圖4 靜止子域網(wǎng)格劃分Fig.4 Meshing for static part

圖5 網(wǎng)格數(shù)量對固體顆粒軸向速度的影響Fig.5 Effect of grid number on solid particle axial velocity

1.2 數(shù)學(xué)模型與計算方法

利用ANSYS-Workbench平臺提供的Fluent模塊和Transient Structural模塊，分別對固液兩相的懸浮特性和瞬時結(jié)構(gòu)受力分析，兩個模塊之間通過System Coupling實現(xiàn)數(shù)據(jù)的傳遞。固體域中，對攪拌槳進(jìn)行瞬態(tài)結(jié)構(gòu)受力分析，分別對剛性組合槳和穿流-剛性組合槳的剛性片，以及剛?cè)峤M合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳的柔性片的物性參數(shù)（密度、彈性模量、泊松比）進(jìn)行設(shè)置，對攪拌軸施加圓柱面約束，固定約束攪拌軸的徑向與軸向運(yùn)動，設(shè)置切向為自由，允許攪拌軸轉(zhuǎn)動。葉片面設(shè)置為 fluid solid interface[16-17]。流體域中，采用多重參考系（multiple reference frame,MRF）模型模擬攪拌槳的轉(zhuǎn)動，即槳葉所在區(qū)域以槳葉旋轉(zhuǎn)速度為參考系，其他區(qū)域使用靜止參考系。壓力速度耦合采用SIMPLE算法，差分格式采用一階迎風(fēng)格式，收斂殘差10-4。結(jié)構(gòu)變形會影響流場的變化，流場網(wǎng)格將發(fā)生變化，因此，采用Smoothing和Remeshing兩種方法對網(wǎng)格進(jìn)行動網(wǎng)格設(shè)置。攪拌槽壁面區(qū)域的動網(wǎng)格類型設(shè)置為 Deforming，攪拌槳葉片區(qū)域設(shè)置為耦合面。固體域與流體域設(shè)置相同的時間步長0.001 s。采用歐拉-歐拉多相流模型對固液兩相進(jìn)行模擬，該模型將多相流視為互相滲透的連續(xù)介質(zhì)，模擬時分別求解每相的質(zhì)量、動量方程。采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型模擬固液兩相的湍流運(yùn)動[18-19]。由于本研究的固體顆粒濃度較低，僅為 5%，固液兩相間的曳力系數(shù)計算采用Wen-Yu模型[20-22]。

圖6 槳葉總變形云圖Fig.6 Total deformation contour for impellers/mm

2 結(jié)果與討論

2.1 槳葉的總變形分析

在功耗為0.4 kW的條件下，剛性槳、剛性組合槳、剛?cè)峤M合槳、穿流-剛性組合槳以及穿流-剛?cè)峤M合槳的轉(zhuǎn)速分別為 345、275、275、280、280 r?min-1，功率準(zhǔn)數(shù)分別為 6.127、12.09、12.09、11.46、11.46。5種攪拌槳的槳葉總變形如圖6所示。從圖中可以看出，剛性槳的最大變形量為0.087348 mm，剛性組合槳的最大變形量為138.92 mm，穿流-剛性組合槳的最大變形量為166.36 mm，剛?cè)峤M合槳的最大變形量為1.4818×105mm，穿流-剛?cè)峤M合槳的最大變形量為1.7324×105mm。剛?cè)峤M合槳的最大變形量是剛性組合槳的1.067×103倍，穿流-剛?cè)峤M合槳的最大變形量是穿流-剛性組合槳的 1.041×103倍。穿流-剛性組合槳的最大變形量是剛性組合槳的1.198倍，穿流-剛?cè)峤M合槳的最大變形量是剛?cè)峤M合槳的1.169倍。這表明在相同功耗下，柔性片的變形量比剛性片更大，受到流體的作用力更大，柔性片更有利于流體的混合；穿流-剛性組合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳的變形量分別比剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳更大，表明穿流槳與流體的相互作用更大，更有利于流體的混合。

2.2 槳葉的應(yīng)力分析

在功耗為0.4 kW條件下，5種攪拌槳的槳葉應(yīng)力分布如圖7所示。從圖中可以看出，剛性槳的最大應(yīng)力為 8.1179 MPa，最小應(yīng)力為 9.6994×10-5MPa；剛性組合槳的最大應(yīng)力為48.833 MPa，最小應(yīng)力為1.0336×10-5MPa；穿流-剛性組合槳的最大應(yīng)力為159.06 MPa，最小應(yīng)力為1.3446×10-5MPa；剛?cè)峤M合槳的最大應(yīng)力為48.628 MPa，最小應(yīng)力為1.2925×10-5MPa；穿流-剛?cè)峤M合槳的最大應(yīng)力為151.0 MPa，最小應(yīng)力為1.4488×10-5MPa。與剛性組合槳和穿流-剛性組合槳相比，剛?cè)峤M合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳的最大應(yīng)力分別降低了 0.4096%和5.091%，最小應(yīng)力分別提高了25.05%和7.732%，柔性片的應(yīng)力分布更加均勻，提高了槳葉對流體的作用力。穿流-剛性組合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳的最大應(yīng)力分別是剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳的3.258倍和3.105倍，最小應(yīng)力分別比剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳提高了30.08%和7.732%。穿流槳能夠進(jìn)一步增大與流體的相互作用力，更有利于流體的混合。

圖7 槳葉等效應(yīng)力云圖Fig.7 Equivalent stress contour for impellers/MPa

2.3 固體顆粒軸向速度分布

從圖8中可知，功耗為0.4 kW，位置為r/R=0.55處，剛性槳體系中固體顆粒的Uz/Utip值為-0.1395～0.1982，Uz/Utip的最大絕對值為0.1982；剛性組合槳體系中固體顆粒的Uz/Utip值為-0.1397～0.2198，Uz/Utip的最大絕對值為0.2198，比剛性槳提高了10.90%；剛?cè)峤M合槳體系中固體顆粒的Uz/Utip值為-0.1516～0.2484，Uz/Utip的最大絕對值為0.2484，比剛性組合槳提高了13.01%；穿流-剛性組合槳體系中固體顆粒的Uz/Utip值為-0.1536～0.2737，Uz/Utip的最大絕對值為0.2737，比剛性組合槳提高了 24.52%；穿流-剛?cè)峤M合槳體系中固體顆粒的Uz/Utip值為-0.1607～0.3034，Uz/Utip的最大絕對值為0.3034，比剛?cè)峤M合槳提高了22.14%，比穿流-剛性組合槳提高了10.85%。這表明穿流-剛?cè)峤M合槳能夠有效增大體系中固體顆粒的軸向速度，增強(qiáng)固體顆粒的軸向運(yùn)動，有利于提高體系中固體顆粒的懸浮程度。

圖8 固體顆粒軸向速度分布(P=0.4 kW,r/R=0.55)Fig.8 Solid axial velocity profiles (P=0.4 kW,r/R=0.55)

2.4 湍動能耗散率分布

從圖9中可知，功耗為0.4 kW，位置為r/R=0.55處，剛性槳體系中槳葉附近區(qū)域的湍動能耗散率較大，ε/D2N3的最大值為2.604，槳葉能量傳遞效率較低。剛性組合槳能夠在攪拌槽較大范圍內(nèi)提高體系的湍動能耗散率，體系中ε/D2N3的最大值為3.667，比剛性槳提高了 40.82%；剛?cè)峤M合槳體系中ε/D2N3的最大值為3.919，比剛性組合槳提高了6.872%；穿流-剛性組合槳體系中ε/D2N3的最大值為4.454，比剛性組合槳提高了13.65%；穿流-剛?cè)峤M合槳體系中ε/D2N3的最大值為 4.709，比剛?cè)峤M合槳提高了 20.16%，比穿流-剛性組合槳提高了5.725%。這是因為穿流槳在旋轉(zhuǎn)過程中會產(chǎn)生許多股高速射流，并形成剪切層，剪切層進(jìn)一步周期性地增厚或減薄，并誘導(dǎo)渦流產(chǎn)生[14-15]。這些渦流運(yùn)動將湍流的流體帶至周圍無旋流體，將周圍無旋流體卷入射流中。這種射流和卷吸會使渦管長度被進(jìn)一步拉伸，形成眾多穩(wěn)定的小旋渦，混合體系中的局部能量彌散率增大。柔性片能夠增大槳葉與流體的相互作用，提高體系的湍動程度，強(qiáng)化槳葉能量的彌散過程。因此，穿流-剛?cè)峤M合槳體系中的ε/D2N3值最大。

圖9 湍動能耗散率分布(P=0.4 kW,r/R=0.55)Fig.9 Turbulent kinetic energy dissipation rate profiles(P=0.4 kW,r/R=0.55)

2.5 固相濃度分布

圖10分別為5種不同槳型在相同功耗下攪拌槽YZ面的固含率分布。從圖中可以看出，攪拌槽內(nèi)底部的固體顆粒濃度較大，攪拌槽頂部的固體顆粒濃度較小。在攪拌槽底部出現(xiàn)了不同程度的固體顆粒堆積現(xiàn)象，剛性槳體系中的固體顆粒堆積程度在5種槳型體系中最大，剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳能夠減少攪拌槽底部固體顆粒的堆積數(shù)量，穿流-剛性組合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳能夠在剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳的基礎(chǔ)上進(jìn)一步減少攪拌槽底部固體顆粒的堆積數(shù)量，且剛?cè)峤M合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳體系中固體顆粒的懸浮程度分別高于剛性組合槳和穿流-剛性組合槳。剛性槳主要是依靠槳葉的剪切作用將槳葉能量傳遞給固體顆粒，體系湍動程度較低，固體顆粒軸向速度較小，導(dǎo)致攪拌槽底部堆積的固體顆粒數(shù)量較多。剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳能夠切割攪拌槽較大范圍內(nèi)的流體，提高混合體系的湍動程度，產(chǎn)生較大的卷吸力和提升力，增大固體顆粒的軸向速度[23-24]。相比于剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳，穿流-剛性組合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳在旋轉(zhuǎn)過程中，在槳葉背后會產(chǎn)生許多股高速射流，進(jìn)而形成許多小旋渦，強(qiáng)化槳葉能量的彌散過程，槳葉能量能夠更多地傳遞給固體顆粒，提高固體顆粒的懸浮程度。因此，穿流-剛性組合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳在剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳的基礎(chǔ)上能夠進(jìn)一步減少攪拌槽底部固體顆粒的堆積數(shù)量。相比于剛性組合槳和穿流-剛性組合槳，剛?cè)峤M合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳的柔性片與流體的相互作用力更大，更有利于流體的混合。另外，從圖10中可知，由于剛性組合槳、剛?cè)峤M合槳、穿流-剛性組合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳在旋轉(zhuǎn)過程中產(chǎn)生的離心力作用，導(dǎo)致攪拌軸附近出現(xiàn)了固含率較低的區(qū)域。

圖10 YZ平面固相濃度分布 (P=0.4 kW)Fig.10 Contour plots of solid concentration of YZ plane (P=0.4 kW)

2.6 模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比

圖11 不同槳型體系中軸向固含率的模擬值與實驗值對比(P=0.4 kW,r/R=0.75)Fig.11 Simulated and experimental axial solid concentration for different impeller (P=0.4 kW,r/R=0.75)

圖11為在相同功耗下5種不同槳型體系中軸向固含率的模擬值與實驗值對比。實驗中采用取樣法[25-27]對攪拌槽軸向位置z/H=0.25，0.375，0.5，0.625，0.75，徑向位置r/R=0.75處的固含率進(jìn)行測量。從圖中可知，穿流-剛?cè)峤M合槳體系中攪拌槽上部的固含率在5種槳型體系中最大，表明穿流-剛?cè)峤M合槳能夠有效提高攪拌槽內(nèi)固體顆粒的懸浮程度，更多的固體顆粒得以懸浮至攪拌槽上部，且模擬值與實驗值吻合較好。

3 結(jié) 論

（1）在功耗為0.4 kW的條件下，穿流-剛?cè)峤M合槳的最大變形量分別是剛性槳、剛性組合槳、剛?cè)峤M合槳、穿流-剛性組合槳的 1.984×106倍、1.247×103倍、1.169 倍、1.041×103倍。與剛性組合槳和穿流-剛性組合槳相比，剛?cè)峤M合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳的最大應(yīng)力分別降低了 0.4096%和5.091%，最小應(yīng)力分別提高了25.05%和 7.732%；與剛性組合槳和剛?cè)峤M合槳相比，穿流-剛性組合槳和穿流-剛?cè)峤M合槳的最大應(yīng)力分別提高了2.258倍和2.105倍，最小應(yīng)力分別提高了30.08%和7.732%。穿流-剛?cè)峤M合槳能夠增大槳葉的變形量，提高槳葉應(yīng)力分布的均勻性，增強(qiáng)槳葉與流體相互耦合作用力，強(qiáng)化固液兩相的混合過程。

（2）在功耗為0.4 kW的條件下，穿流-剛?cè)峤M合槳體系中固體顆粒的最大Uz/Utip值分別比剛性槳、剛性組合槳、剛?cè)峤M合槳和穿流-剛性組合槳體系提高了 53.08%、38.03%、22.14%、10.85%；穿流-剛?cè)峤M合槳體系中最大ε/D2N3值分別比剛性槳、剛性組合槳、剛?cè)峤M合槳和穿流-剛性組合槳體系提高了80.84%、28.42%、20.16%、5.725%。穿流-剛?cè)峤M合槳能夠增大固體顆粒的軸向速度，提高體系的湍動能耗散率，減小攪拌槽底部固體顆粒的堆積程度，提高固體顆粒的懸浮程度。

（3）通過實驗可知，在相同功耗下，穿流-剛?cè)峤M合槳體系中固體顆粒軸向分布更為均勻，且實驗結(jié)果與模擬結(jié)果相符。

符 號 說 明

Cavg——平均固含率

Ch——軸向位置的固含率

D——槳葉直徑，m

H——液體高度，m

N——轉(zhuǎn)速，s-1

P——槳葉功耗，kW

R——攪拌槽半徑，m

r——徑向距離，m

T——攪拌槽內(nèi)徑，m

Utip——槳葉尖端速度，m?s-1

Uz——固體顆粒軸向速度，m?s-1

W——擋板寬度，m

Z——軸向距離，m

ε——湍動能耗散率，m2?s-3

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date:2017-05-16.

Prof.LIU Zuohua,liuzuohua@cqu.edu.cn.

supported by the National Natural Science Foundation of China (21576033,21636004),the Fundamental Research Funds for the Central Universities (106112017CDJQJ228808) and the Chongqing Special Social Undertakings and People’s Livelihood Security Science and Technology Innovation (cstc2015shmszx100024).

Solid-liquid suspension behavior intensified by punched rigid-flexible impeller

GU Deyin1,LIU Zuohua1,QIU Facheng1,XU Chuanlin1,XIE Zhaoming1,LI Jun1,
TAO Changyuan1,WANG Yundong2
(1School of Chemistry and Chemical Engineering,Chongqing University,Chongqing400044,China;2Department of Chemical Engineering,Tsinghua University,Beijing100084,China)

The total deformation and equivalent stress of impeller,and hydrodynamics of solid-liquid suspension process in a stirred tank with RDT-PBDT,R-RDT-PBDT,RF-RDT-PBDT,PR-RDT-PBDT and PRF-RDT-PBDT were investigated using bidirectional fluid-structure interaction (FSI) method.Results showed that,at the same power consumption,the total deformation of PRF-RDT-PBDT was 1.984×106,1.247×103,1.169,1.041×103times of RDT-PBDT,R-RDT-PBDT,RF-RDT-PBDT and PR-RDT-PBDT,respectively.The equivalent stress of PRF-RDT-PBDT was larger than that of RDT-PBDT,R-RDT-PBDT and RF-RDT-PBDT,and was more homogeneous than that of PR-RDT-PBDT.The maximumUz/Utipvalue of solid particle and maximumε/D2N3value in PRF-RDT-PBDT system were 53.08% and 80.84%，38.03% and 28.42%，22.14% and 20.16%，10.85%and 5.725%,which are higher compared with RDT-PBDT,R-RDT-PBDT,RF-RDT-PBDT,PR-RDT-PBDT,respectively.Therefore,PRF-RDT-PBDT can enhance mutual coupling effect with fluid,increase axial velocity of solid particles and turbulent energy dissipation rate,reduce the accumulation of solid particles at the bottom of stirring tank,and improve the solid-liquid mixing performance.

fluid-structure interaction; stirring; PRF-RDT-PBDT; solid-liquid two-phase; suspension

TQ 027.2

A

0438—1157（2017）12—4556—09

10.11949/j.issn.0438-1157.20170632

2017-05-16收到初稿，2017-06-17收到修改稿。

聯(lián)系人：劉作華。

谷德銀(1989—)，男，博士研究生。

國家自然科學(xué)基金項目（21576033,21636004）；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項資金（106112017CDJQJ228808）；重慶市社會事業(yè)與民生保障科技創(chuàng)新專項（cstc2015shmszx100024）。