配置軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)和內(nèi)置換熱器的發(fā)酵罐流場模擬研究

宋炎江，王芬卿，謝明輝

（1.中電誠達(dá)醫(yī)藥工程設(shè)計(jì)（河北）有限公司，石家莊 050015；2.浙江長城攪拌設(shè)備股份有限公司，浙江溫州 325019）

醫(yī)藥行業(yè)發(fā)酵罐放大設(shè)計(jì)面臨的核心問題是流場問題，直接決定了放大設(shè)計(jì)是否成功。其本質(zhì)需求主要表現(xiàn)在傳熱、傳質(zhì)、分散、混合等方面。

根據(jù)文獻(xiàn)[1]的研究成果，在抗生素發(fā)酵罐的放大設(shè)計(jì)中，不應(yīng)進(jìn)行簡單的幾何放大，而應(yīng)考慮體積放大后隨之而來的對氣-液分散、傳質(zhì)、混合、傳熱系數(shù)的影響。宏觀液流對攪拌效果影響巨大，加強(qiáng)罐內(nèi)宏觀液流可以解決上述需求，改善發(fā)酵代謝過程。

陳釗[2]認(rèn)為純徑流組合攪拌系統(tǒng)難以形成良好的宏觀液流。發(fā)酵罐配置軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)，能夠增強(qiáng)罐內(nèi)宏觀液流，改善罐內(nèi)微觀液流，兩者兼顧，從而達(dá)到更好的氣-液分散、傳質(zhì)、混合、傳熱效果。

1 軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)

隨著我國制造業(yè)的發(fā)展，國內(nèi)混合技術(shù)公司的研發(fā)及制造能力大幅提升，產(chǎn)品型式越來越多，產(chǎn)品水平越來越高，因此用戶有更大的選擇空間。這些高效軸流攪拌器都具有共同的特點(diǎn)：功耗低、軸向循環(huán)能力強(qiáng)。圖1所示KSX 是四寬葉旋漿式軸流型攪拌器，螺旋圓錐曲面型葉片，具有很大的湍流擴(kuò)散能力和較低的剪切力，相對于平直葉圓盤渦輪攪拌器，在相同的攪拌強(qiáng)度下，可節(jié)約30%～40%的電能，相同功耗時(shí)提高20%以上的傳質(zhì)系數(shù)，特別適用于要求傳質(zhì)、傳熱、固體懸浮及要求低剪切力的生物發(fā)酵溶氧操作。

圖1 KSX 軸流攪拌器Fig.1 KSX axial flow impeller

徑流攪拌器以凹面圓盤渦輪攪拌器為代表，根據(jù)葉片形狀可以分為箭式、半圓管式、拋物線式等。其顯著特點(diǎn)是氣體分散能力強(qiáng)大。圖2所示BTD 圓盤渦輪徑流型攪拌器，葉片為拋物面，具有極強(qiáng)的徑向排量及分散能力，在相同功率下，其傳質(zhì)系數(shù)比平直葉圓盤渦輪攪拌器高30%以上，持氣能力提高40%以上，且功耗比較低，因此特別適合發(fā)酵工藝的溶氧操作。

圖2 BTD 徑流攪拌器Fig.2 BTD radial flow impeller

在發(fā)酵罐設(shè)計(jì)中通常將軸流攪拌器與徑流攪拌器一起使用，稱為軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)。發(fā)酵過程一般還需要通入大量壓縮空氣，為微生物提供氧氣，這部分壓縮空氣也能起到一定的攪拌效果。根據(jù)文獻(xiàn)[2]的研究結(jié)論，選用徑-軸流組合攪拌系統(tǒng)是一種可以兼顧宏觀液流與微觀液流要求的較佳選擇，即底層攪拌器選用凹面圓盤渦輪徑流攪拌器，上面其他層選用高效軸流攪拌器，配合擋板使用。本研究即采用這種配置，選用一個(gè)BTD 攪拌器和三個(gè)KSX攪拌器組合。

2 內(nèi)置換熱器

發(fā)酵過程的本質(zhì)是微生物生長代謝的一個(gè)過程，微生物生長需要相對穩(wěn)定的生長環(huán)境，適宜的溫度、充足合理的營養(yǎng)、足夠的氧氣等，其中最重要的是溫度。發(fā)酵過程中微生物的生化反應(yīng)要產(chǎn)生大量熱量，這些熱量必須及時(shí)被帶出罐體，否則培養(yǎng)基溫度升高，就會(huì)影響發(fā)酵最佳條件，引起微生物發(fā)酵中斷[3]。發(fā)酵罐的溫度控制是一個(gè)重要工藝參數(shù)，發(fā)酵罐設(shè)計(jì)必須充分考慮這種溫度調(diào)節(jié)需求，因此發(fā)酵罐需要設(shè)置散熱系統(tǒng)，一般通過設(shè)置換熱器來實(shí)現(xiàn)。根據(jù)設(shè)備的適用品種、規(guī)格、具體工藝要求，可以采用不同型式的內(nèi)置立式換熱器、夾套或在發(fā)酵罐外壁設(shè)置外壁管等，內(nèi)置換熱器效果更好。由于發(fā)酵罐外壁可布置外壁管的筒體表面積有限，因此大型發(fā)酵罐內(nèi)部通常都設(shè)置多組內(nèi)置立式換熱器以滿足換熱要求，內(nèi)置立式換熱器的設(shè)計(jì)水平也成為評價(jià)發(fā)酵罐放大設(shè)計(jì)是否成功的關(guān)鍵參數(shù)。對于發(fā)酵罐而言，其傳熱系數(shù)主要取決于罐體及冷卻管的結(jié)構(gòu)形式、罐內(nèi)發(fā)酵液及冷卻管內(nèi)的冷卻水的流動(dòng)狀態(tài)等[4]。罐內(nèi)發(fā)酵液流場是攪拌系統(tǒng)和內(nèi)置立式換熱器協(xié)同作用形成的。

內(nèi)置換熱器的設(shè)置通常需要解決以下幾方面的問題：

（1）根據(jù)具體工藝品種發(fā)酵熱高低不同確定換熱面積，高發(fā)酵熱品種需要更大換熱面積，再根據(jù)設(shè)備規(guī)格確定內(nèi)置換熱器的結(jié)構(gòu)型式、數(shù)量及是否分段設(shè)置。大型發(fā)酵罐一般是多列內(nèi)置換熱器，每列又分幾段，每段冷卻介質(zhì)進(jìn)出口分別開口于罐外，在罐外配管連接，使罐內(nèi)結(jié)構(gòu)盡量簡潔，同時(shí)可以提供更大的工藝調(diào)整空間。

（2）內(nèi)置換熱器的結(jié)構(gòu)首先應(yīng)盡量保證換熱管內(nèi)冷卻介質(zhì)能夠完全排放干凈，因此冷卻介質(zhì)進(jìn)出口盡量設(shè)置在各段換熱管的最低、最高點(diǎn)，保證最低點(diǎn)都有出口，在排放冷卻介質(zhì)時(shí)能完全排放干凈。這種結(jié)構(gòu)在消毒滅菌階段換熱器內(nèi)不會(huì)存留冷卻介質(zhì)，能夠避免因局部溫度低消毒滅菌不徹底造成的染菌，同時(shí)提高消毒效率，節(jié)約蒸汽。

（3）內(nèi)置換熱器兼做擋板，應(yīng)考慮必要的支撐結(jié)構(gòu)，保證在罐內(nèi)液流沖擊下具有足夠的強(qiáng)度，兼顧換熱器的固定和全擋板條件。

根據(jù)本次檢測的實(shí)際情況(上行下行一一對應(yīng))，結(jié)合統(tǒng)計(jì)學(xué)原理，各路段上、下行和直、彎道的裂縫情況可看作為一一配對的樣本，因此可通過假設(shè)檢驗(yàn)[7]對對應(yīng)變量進(jìn)行比較，看其是否存在顯著性差異。

（4）發(fā)酵罐結(jié)構(gòu)復(fù)雜，內(nèi)件與管口眾多，過大的內(nèi)置換熱器勢必帶來操作容積的減少和安裝檢修空間的不足，支撐內(nèi)件增多，因此在滿足工藝使用要求前提下需預(yù)留足夠安裝檢修空間。

（5）對易染菌品種應(yīng)優(yōu)先考慮無螺栓設(shè)計(jì)，最大程度上消除染菌隱患。

（6）內(nèi)置換熱器應(yīng)盡量布局緊湊，以改善罐體受力，便于內(nèi)置換熱器維修、更換。

3 綜合配置軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)和內(nèi)置換熱器的發(fā)酵罐

本研究采用軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)和內(nèi)置立式換熱器。為了使罐內(nèi)結(jié)構(gòu)簡單、降低功耗，通過合理的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，內(nèi)置立式換熱器兼做擋板。這種配置將攪拌與換熱緊密結(jié)合，關(guān)注內(nèi)置立式換熱器是否能夠起到擋板的作用，這是決定罐內(nèi)是否可以形成完整軸向流場的關(guān)鍵。本研究設(shè)計(jì)了兩種方案：配置軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)加多組列管換熱器的發(fā)酵罐、配置軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)加多組彈簧管換熱器的發(fā)酵罐。

4 配置軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)加多組列管換熱器的發(fā)酵罐流場模擬

4.1 模擬條件

罐體直徑3 200mm，液位7 700mm，標(biāo)準(zhǔn)橢圓形封頭，物料密度1 000 kg/m3，物料黏度200 cp。攪拌器組合為BTD1200+3KSX1200，攪拌轉(zhuǎn)速150 r/min。不通氣。

4.2 模型

模型如圖3所示，6組列管換熱器均布，列管螺距100mm，每組分上下兩段各5圈，每組管長約68.8 m。

4.3 流場模擬結(jié)果

模擬計(jì)算結(jié)果速度云圖如圖4、圖5所示（單位取m/s，下同），速度矢量圖如圖6、圖7所示，功率分配如表1所示。

圖4 列管中心截面及列管間隙截面速度云圖Fig.4 Velocity contour of the central section and the gap section of the tube array

圖5 距罐底1.65 m、3.35 m、5.05 m 橫截面速度云圖Fig.5 Velocity contour of the cross section at the heights of 1.65 m，3.35 m，and 5.05 m from the bottom of the tank

圖6 列管中心截面及列管間隙截面速度矢量圖Fig.6 Velocity vector contour of the center section and the gap section of the tube array

圖7 距罐底1.65 m、3.35 m、5.05 m 橫截面速度矢量圖Fig.7 Velocity vector contour of the cross section at the heights of 1.65 m，3.35 m，and 5.05 m from the bottom of the tank

表1 軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)加列管換熱器功率分配Tab.1 Mixing power distribution of axial-radial flow combined mixing system plus tube array heat exchangers kW

圖4、圖6顯示發(fā)酵罐內(nèi)形成了軸向宏觀液流，但流場并不完美，說明發(fā)酵罐內(nèi)列管換熱器未達(dá)到全擋板效果。列管分段處流場連續(xù)性受到影響。罐底及攪拌軸附近區(qū)域流速高，液面附近流速很低。圖5、圖7顯示列管換熱器所在環(huán)形區(qū)域流速較低，換熱器間隙流速比換熱器內(nèi)部流速高。

5 軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)加多組彈簧管換熱器的發(fā)酵罐流場模擬

5.1 模擬條件

同4.1。

5.2 模型

模型如圖8所示，6組彈簧管換熱器均布，管子外直徑為57mm，彈簧管的螺距125mm，每列53圈，每組管長約83.2 m。彈簧管大約比列管長21%。

圖8 軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)加多組彈簧管換熱器的發(fā)酵罐模型Fig.8 Fermentation tank model equipped with axial-radial flow combined mixing system and multiple sets of spring tube heat exchangers

5.3 模擬結(jié)果

模擬計(jì)算結(jié)果速度云圖如圖9、圖10所示，速度矢量圖如圖11、圖12所示，功率分配如表2所示。

圖9 彈簧管中心截面及彈簧管間隙截面速度云圖Fig.9 Velocity contour of the central section and gap section of the spring tube

圖10 距罐底1.65 m、3.35 m、5.05 m 橫截面速度云圖Fig.10 Velocity contour of the cross section at the heights of 1.65 m，3.35 m，and 5.05 m from the bottom of the tank

圖11 彈簧管中心截面及彈簧管間隙截面速度矢量圖Fig.11 Velocity vector contour of the center section and the gap section of the spring tube

圖12 距罐底1.65 m、3.35 m、5.05 m 橫截面速度矢量圖Fig.12 Velocity vector contour of the cross section at the heights of 1.65 m，3.35 m，and 5.05 m from the bottom of the tank

表2 軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)加彈簧管換熱器攪拌功率分配Tab.2 Mixing power distribution of axial-radial flow combined mixing system plus spring tube heat exchangers kW

圖9、圖11顯示發(fā)酵罐內(nèi)形成了軸向宏觀液流，但攪拌器層間形成了小旋渦，說明發(fā)酵罐內(nèi)彈簧管換熱器未達(dá)到全擋板效果。罐底及攪拌軸附近區(qū)域流速高，液面附近流速很低。圖10、圖12顯示彈簧管換熱器內(nèi)部區(qū)域流速低，換熱器間隙流速比換熱器內(nèi)部流速較高。

6 模擬結(jié)果對比分析

（1）模擬結(jié)果清晰顯示兩種配置的發(fā)酵罐內(nèi)均形成了軸向宏觀液流，但都未達(dá)到全擋板效果。其原因主要是因?yàn)楹喕四Ｐ?，而?shí)際設(shè)計(jì)中內(nèi)置換熱器會(huì)設(shè)置筋板等結(jié)構(gòu)，管間距也比較小，因此實(shí)際效果會(huì)比模擬結(jié)構(gòu)更好，基本能接近全擋板效果。

（2）從圖4與圖9的對比來看，列管有利于形成自下至上完整的軸向循環(huán)流場，彈簧管軸向循環(huán)流場有一定缺陷，但考慮到彈簧管的實(shí)際結(jié)構(gòu)往往設(shè)置自上而下的固定板，因而比模型更有利于形成軸向循環(huán)流。綜合分析此差異在工程設(shè)計(jì)中可以接受，兩種結(jié)構(gòu)均有工程價(jià)值。

（3）模擬計(jì)算各層攪拌器功耗占總功率的百分比如表3所示，結(jié)果顯示，在不通氣工況下兩種換熱器型式的攪拌功率基本持平，兩種結(jié)構(gòu)中各層攪拌器功耗占總功率的百分比差異在2%左右，總體來看，底層凹面圓盤渦輪徑流攪拌器功耗占比約50%，最上層軸流攪拌器功耗占比約20%。三層軸流攪拌器功耗差異明顯，中間兩層攪拌器功耗相當(dāng)，最上層攪拌器功耗比中間兩層攪拌器功耗高，彈簧管配置可高16%～25%，列管配置可高35%～47%。

表3 兩種換熱器結(jié)構(gòu)各層攪拌器功耗占總功率的百分比Tab.3 The percentage of the power consumed by the impellers in each layer of the two heat exchanger structures to the total power

（4）相近幾何外形情況下，彈簧管結(jié)構(gòu)可提供較大換熱面積，在總功率相同的情況下，彈簧管結(jié)構(gòu)換熱面積可比列管結(jié)構(gòu)大20%。這對于高發(fā)酵熱品種尤其適合。

7 結(jié)論

綜上所述，發(fā)酵罐設(shè)計(jì)中采用軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)和內(nèi)置立式換熱器，能夠在罐內(nèi)形成完整的軸向流場，可滿足工藝需求，是一種切實(shí)可行的工程方案。這一結(jié)論可為大型發(fā)酵罐設(shè)計(jì)提供參考，設(shè)計(jì)中應(yīng)針對具體工藝情況選擇各層攪拌器型式、直徑、間距、轉(zhuǎn)速、內(nèi)置換熱器結(jié)構(gòu)型式以及合適的通氣量，合理分配功率，提供最適合的方案。

此結(jié)論已在多個(gè)品種發(fā)酵罐設(shè)計(jì)實(shí)踐中得到了驗(yàn)證，工程中根據(jù)這一研究結(jié)論對不同用戶需求在進(jìn)出口結(jié)構(gòu)、支撐形式、材料選擇等方面均給出了有針對性的設(shè)計(jì)方案。用戶普遍反饋在設(shè)備、工藝、菌種綜合優(yōu)化后，可提高發(fā)酵單位15%～40%。同時(shí)由于軸-徑流組合攪拌系統(tǒng)和內(nèi)置換熱器協(xié)同作用，攪拌效果及換熱效率均得到提高，節(jié)能降耗效果顯著，主要來自兩方面的影響：一方面由于攪拌效果好，裝機(jī)功率可降低15%以上，另一方面由于換熱效率提高，可延長循環(huán)水使用時(shí)間，降低冷卻水使用時(shí)間，從而降低動(dòng)力能耗。