降低臨界轉(zhuǎn)速的自吸式攪拌槳設(shè)計

鞠凡

（遼寧石化職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 遼寧 錦州 121001）

工業(yè)上很多氣液傳質(zhì)過程發(fā)生在攪拌釜中[1]。在密閉反應(yīng)器中，實現(xiàn)氣體良好分散到液相中的方法主要有兩種：安裝氣體分布器或采用自吸式攪拌槳[2]。與傳統(tǒng)的氣體分布系統(tǒng)相比，自吸式攪拌槳不需要氣體壓縮機(jī)，設(shè)備投入成本低，操作和維護(hù)費用少。如果使用純凈或者有毒氣體，為提高氣體利用率，在無氣體外循環(huán)狀況下，自吸式攪拌槳氣液傳質(zhì)優(yōu)勢更加明顯[3,4]。自吸式攪拌槳最早應(yīng)用于20世紀(jì)50年代的泡沫浮選，現(xiàn)在已經(jīng)廣泛應(yīng)用于加氫、烷基化、乙氧基化、氨解、氯化、純凈氣體氧化、氫氯化等反應(yīng)裝置[5]。

攪拌槳轉(zhuǎn)動時攪拌槳表面的壓力會下降。當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速達(dá)到一定值時，出氣孔處的壓力與反應(yīng)器上部氣體的壓力相等。如果攪拌轉(zhuǎn)速進(jìn)一步提高，氣體開始吸入。這個轉(zhuǎn)速值稱為氣體吸入的臨界攪拌轉(zhuǎn)速Nc[6-8]。如果轉(zhuǎn)速低于臨界轉(zhuǎn)速，就沒有氣體吸入[5]。近四十年來，自吸式攪拌槳的吸氣機(jī)理得到了廣泛的研究[3,6,9]。氣體開始吸入氣體的臨界轉(zhuǎn)速，除了與葉輪以上的液體高度有關(guān)，還與出氣孔位置有關(guān)。在同樣的條件下，出氣孔位置距離攪拌軸越遠(yuǎn)，臨界轉(zhuǎn)速越低[7,9]。在較早的研究中，我們提出了一個數(shù)學(xué)模型，臨界轉(zhuǎn)速可簡化為：

其中h為液體深度，d為出氣孔處的攪拌槳直徑，K為速度損失系數(shù)[10]。參數(shù)K包含了液體摩擦與葉輪轉(zhuǎn)動時的液體滑移因素。其中的K可以由實驗數(shù)據(jù)方便地計算出來。對于指定的h值，臨界轉(zhuǎn)速Nc隨著d和K值的增加而下降[10]。近期關(guān)于自吸式攪拌槳的研究集中在利用計算流體力學(xué)模擬軟件，更多細(xì)節(jié)分析多相流內(nèi)部不同現(xiàn)象間的相互影響[11-13]。大多報道[4,5,6]的自吸式攪拌槳葉片結(jié)構(gòu)復(fù)雜，氣體開始吸入的臨界轉(zhuǎn)速高。鑒于工業(yè)通常應(yīng)用的攪拌釜的臨界轉(zhuǎn)速較低，有必要開發(fā)出與之配套的的自吸式攪拌槳。

1 實驗部分

實驗在內(nèi)徑T=0.4m的橢圓型底有機(jī)玻璃釜中進(jìn)行，如圖1所示。MZX型自吸式攪拌器[14]以雙圓盤渦輪為自吸式攪拌槳，是一種國內(nèi)應(yīng)用比較多的自吸式反應(yīng)器[15]，在它的結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上進(jìn)行研究和改進(jìn)。E和F槳型分別用推進(jìn)式攪拌槳（PD）和下壓式45°斜葉槳（PBTD）進(jìn)行槳葉的改造。實驗中所用的六種自吸式攪拌槳如圖2所示，它們的結(jié)構(gòu)改變?nèi)绫?所示。可見A、B、C、D四種攪拌槳都是渦輪式，而E、F都是旋槳式。采用雙層攪拌槳，上層槳為自吸式槳，槳徑D=0.13m。通過改變液面高度來改變自吸式槳的浸沒深度h。槳徑為0.17m的PBTU攪拌槳作為下層槳，轉(zhuǎn)速在200rpm-550rpm范圍內(nèi)變化。在常溫常壓下操作，實驗介質(zhì)是自來水和空氣[16]。

圖1 實驗裝置示意圖

自吸式攪拌槳的改進(jìn)結(jié)構(gòu)類型見圖2。

圖2 自吸式攪拌槳的改進(jìn)類型

表1 自吸式攪拌槳各改進(jìn)類型比較

2 結(jié)果與討論

2.1 臨界轉(zhuǎn)速

自吸式葉輪構(gòu)型對臨界轉(zhuǎn)速Nc的影響如圖3所示，對K的影響如圖4所示。臨界轉(zhuǎn)速隨著出氣孔處的攪拌槳直徑d增大而減小，隨著液體深度h的增加而增大。這是因為出氣孔處葉瓣直徑越大，產(chǎn)生的壓差推動力越大；而液體深度越大，吸氣需要克服的液柱增大，壓差推動力減小，與早前提出的數(shù)學(xué)模型相符[10]。對于A構(gòu)型，雖然出氣孔在軸上，但雙圓盤的幾何結(jié)構(gòu)相當(dāng)于d=D。通過B構(gòu)型與A構(gòu)型的比較可見，d的增加大大降低了臨界轉(zhuǎn)速。C構(gòu)型的改造則降低了葉片滑移因素和孔口、葉輪內(nèi)部的阻力損失，使K大大提高，臨界轉(zhuǎn)速比B構(gòu)型下降。而D構(gòu)型的改造進(jìn)一步降低了孔口阻力損失，使K值上升，臨界轉(zhuǎn)速下降。D構(gòu)型的切口方向朝下，使氣泡能盡量向下運動，當(dāng)固體顆粒存在時出氣孔也不容易堵塞。與D構(gòu)型相比，實驗中未觀察到E與F的構(gòu)型改變對臨界轉(zhuǎn)速的明顯影響，可能因為在轉(zhuǎn)速并不高時，葉片型式的改變對K值的改變很小。所以不同攪拌槳型都可以通過增加這種吸氣支管的方式成為自吸式攪拌槳。

圖3 不同自吸葉輪形式的臨界轉(zhuǎn)速

由圖4可見，B槳型的K值顯著低于其它槳型，這是由于其它槳型都有6個出氣孔，而B槳型只有3個出氣孔，氣體流動阻力較大。出氣孔面積太小或形式不當(dāng)，都使K下降，不利于氣體的吸入。自吸式攪槳型式變化，改變了釜上部的總體流動情況和剪切強(qiáng)度，對K值構(gòu)成影響，這會使臨界轉(zhuǎn)速和吸氣量發(fā)生變化。同時釜上部總體流動情況的改變，影響氣泡的運動方向與速度，從而改變氣泡的停留時間。由式（1）可知，Nc值隨K值的增大而減小。在實驗的六種槳型中，F(xiàn)槳型K值最大Nc值最小，是最優(yōu)的槳型設(shè)計。為了數(shù)據(jù)處理方便，用下式定義變量H：

由式（3）預(yù)測的F槳型Nc值與實驗值的對比如圖5所示，實驗結(jié)果與數(shù)學(xué)模型完全吻合。說明我們早前提出的數(shù)學(xué)模型適合預(yù)測自吸式攪拌槳的臨界轉(zhuǎn)速，可以用于設(shè)計和改進(jìn)自吸式攪拌槳。

2.2 自吸式槳型對氣體流量的影響

圖4 不同槳型對損失系數(shù)K的影響

圖5 F槳型臨界轉(zhuǎn)速實驗值與預(yù)測值的對比

當(dāng)h=0.15m進(jìn)行氣體流量的測定，如圖6所示。由圖6可見，氣體流量隨轉(zhuǎn)速的提高而增加，Q與攪拌槳轉(zhuǎn)速N基本成線性關(guān)系，與數(shù)學(xué)模型[7,10]相符。在同樣轉(zhuǎn)速下，臨界轉(zhuǎn)速高的葉輪氣體吸入量低，這是因為臨界轉(zhuǎn)速低的葉輪對應(yīng)的d與K值都比較低。轉(zhuǎn)速在400rpm以下時E構(gòu)型與F構(gòu)型的吸氣量都比D構(gòu)型高，而轉(zhuǎn)速在400rpm以上時E構(gòu)型的吸氣量比D構(gòu)型略有下降，F(xiàn)構(gòu)型的吸氣量仍比D高。因為推進(jìn)式攪拌槳（PD）的攪拌功率(Np=1.1)比較低，湍動液體中的能量損失hf1值[10]比較低。因為斜葉槳（PBTD）的下壓作用有助于氣泡脫離出氣孔，而且使氣泡向下運動，氣含率較高。而且PBTD的攪拌功率準(zhǔn)數(shù)(Np=1.5)比圓盤渦輪槳的功率準(zhǔn)數(shù)(Np=6)低得多，所以同樣的攪拌功率下，采用PBTD式槳葉的F槳型吸氣量最大。

2.3 氣含率對吸氣量的影響

對于槳型F測定不同轉(zhuǎn)速下的氣體吸入量，根據(jù)我們前期研究的數(shù)學(xué)模型[10]計算得到出氣孔附近的局部氣含率，如圖7所示?？梢姎馀菰诔鰵饪滋幍姆e聚，尤其是轉(zhuǎn)速高時現(xiàn)象嚴(yán)重。當(dāng)氣體大量吸入時，出氣孔處的氣含率太高，可能形成了氣穴附著在出氣孔上。氣穴使氣體吸入量降低[10,16]。可見，對于直徑一定的自吸式葉輪，出氣孔處的高氣含率，也就是氣泡能否盡快地脫離出氣孔區(qū)域，成為制約吸氣量的重要因素。

由釜底部的氣體分布盤進(jìn)氣，表觀氣速在0.5-13mm/s之間進(jìn)行實驗。分別對轉(zhuǎn)速為240rpm與420rpm的情況進(jìn)行了氣含率測定。發(fā)現(xiàn)表觀氣速在7mm/s以下時，對吸氣量沒有影響；通氣的表觀氣速在7mm/s以上時，自吸式葉輪的吸氣量略有下降?？梢娍倸夂蕦ξ鼩饬康挠绊懖淮?，對于有氣體分布盤的反應(yīng)器，仍可采用自吸式槳來進(jìn)一步提高傳質(zhì)效果。

圖6 不同槳型對氣體吸入量的影響

圖7 F槳型不同轉(zhuǎn)速下的出氣孔附近局部氣含率

2.4 擋板的影響

改變擋板位置，測量臨界轉(zhuǎn)速，計算得K如表2所示?？梢姡瑩醢逦恢玫奶岣呤古R界轉(zhuǎn)速提高，K值下降。因為擋板下端與釜底封頭邊緣的距離HB越大，擋板對于葉輪附近液體的阻礙作用就越小，越容易發(fā)生打旋現(xiàn)象。打旋現(xiàn)象使葉輪與液體之間的相對速度下降，也就是增強(qiáng)了葉片滑移因素。K值的降低使得臨界轉(zhuǎn)速上升、氣體吸入量下降。擋板位置提高，以攪拌軸為中心的液面下凹，產(chǎn)生一個大的旋渦，位置在葉輪的正上方。對于h=0.145m，HB/T=0.75的情況，還沒有達(dá)到臨界轉(zhuǎn)速，自吸式葉輪就已經(jīng)暴露在這個旋渦之中，無法正常工作。而且下層液體打旋也不利于固體顆粒的懸浮。所以對于自吸式反應(yīng)器，應(yīng)該采用全擋板結(jié)構(gòu)，并且擋板底端與下封頭齊平。擋板通常設(shè)四個已足夠，如果容器非常大，則可適當(dāng)增加擋板數(shù)目。

表2 不同擋板位置對K的影響

3 放大試驗效果

目前國內(nèi)最大的麥草畏生產(chǎn)基地升華拜克有限公司以2,5-二氯苯酚為主要原料合成麥草畏。其中，2,5-二氯苯酚鉀鹽的羧化反應(yīng)為關(guān)鍵反應(yīng)。該反應(yīng)在高壓攪拌反應(yīng)釜中進(jìn)行，2,5-二氯苯酚液體和催化劑間歇加料，而CO2氣體連續(xù)進(jìn)料，攪拌轉(zhuǎn)速200rpm。根據(jù)上述理論與實驗的研究，設(shè)計了新式雙層槳自吸式攪拌反應(yīng)器，在直徑0.7m，有效容積為200L的氣液吸收反應(yīng)裝置中進(jìn)行中試。轉(zhuǎn)速200rpm的情況下反應(yīng)時間由原來的16h縮短為8h，且副產(chǎn)物減少，從而原料消耗量下降了27%。

再將該結(jié)構(gòu)的自吸式攪拌槳應(yīng)用于10m3反應(yīng)裝置進(jìn)行放大實驗，該裝置原采用表面曝氣式攪拌方式以200rpm的轉(zhuǎn)速進(jìn)行生產(chǎn)。改造后運轉(zhuǎn)穩(wěn)定，轉(zhuǎn)速仍為200rpm的情況下反應(yīng)時間由18h縮短為9h，且副產(chǎn)物減少，從而原料消耗量下降了30%[17]。

4 結(jié)論

（1）根據(jù)我們早前研究中得到的自吸式攪拌槳吸氣過程的數(shù)學(xué)模型，為了改變出氣孔位置增加d值，設(shè)計了吸氣支管；為了減小K值，使出氣孔切削向下。吸氣支管的數(shù)量不宜過少，孔口切削向下更有利于吸氣。經(jīng)過冷模實驗證明臨界轉(zhuǎn)速下降，氣體吸入量提高。經(jīng)過10m3工業(yè)裝置應(yīng)用，表明了該設(shè)計是可行的，具有潛在應(yīng)用價值。

（2）這種改造方法的另一個優(yōu)點是，把吸氣支管部分與攪拌葉輪部分分離開，使小槳徑低轉(zhuǎn)速的情況也能吸入氣體，也使不同形式的攪拌槳能夠利用加裝吸氣支管，方便地改裝成自吸式槳。同樣的攪拌功率下，PBTD式自吸槳的吸氣量最大。

（3）如何使氣泡盡快脫離出氣孔區(qū)域，降低出氣孔處的局部氣含率，是今后自吸式槳設(shè)計、以及反應(yīng)器整體優(yōu)化的關(guān)鍵。自吸式反應(yīng)器應(yīng)采用全擋板結(jié)構(gòu)，擋板底端與下封頭齊平。

符號說明

d —出氣孔處的葉輪直徑，m；

D —自吸式攪拌槳直徑，m；

h —自吸式槳的浸沒深度，m；

HB—擋板下邊緣與底封頭邊緣之間的距離，m；

K —損失系數(shù)；

N —葉輪轉(zhuǎn)速，r/min；

Nc—氣體開始吸入的葉輪臨界轉(zhuǎn)速，r/min；

Q —自吸式葉輪的氣體吸入量，L/min；

T —釜內(nèi)徑，m；

ε1—出氣孔處的局部氣含率

◆參考文獻(xiàn)

[1] Poncin S,Nguyen C,Midoux N,et al.Hydrodynamics and volumetric gas-liquid mass transfer coefficient of a stirred vessel equipped with a gas-inducing impeller[J].Chemical Engineering Science,2002,57:3299-3306.

[2] Forrester S E,Rielly C D.Modelling the increased gas capacity of self-inducing impellers[J], Chemical Engineering Science,1994,49:5709-5718.

[3] Saravanan K,Joshi J B.Gas-inducing-type mechanically agitated contactors:hydrodynamic characteristics of multiple impellers[J].Industrial and Engineering Chemistry Research,1995,34: 2499-2514.

[4] Patil S S,Joshi J B.Optimum design of multiple-impeller self-inducing system[J].Industrial and Engineering Chemistry Research,2003,42:1261-1265.

[5] Patwardhan A W,Joshi J B.Design of gas-inducing reactors[J].Industrial and Engineering Chemistry Research,1999,38:49-80.

[6] Deshmukh N A,Patil S S,Joshi J B.Gas induction characteristics of hollow self-inducing impeller[J].Chemical Engineering Research and Design,2006,84:124-132.

[7] Patil S S,Mundale V D,Joshi J B.Mechanism of gas induction in a self-inducting impeller[J]. Industrial and Engineering Chemistry Research,2005,44:1322-1328.

[8] Patil S S,Deshmukh N A,Joshi J B.Mass-transfer characteristics of surface aerators and gas-inducing impellers[J].Industrial and Engineering Chemistry Research,2004,43:2765-2774.

[9] Zieverink M M P,Kreutzer M T,Kapteijn F,et al.Gas-liquid mass transfer in benchscale stirred tanks fluid properties and critical impeller speed for gas induction[J].Industrial and Engineering Chemistry Research,2006,45:4574-4581.

[10] 鞠凡. 自吸式攪拌槳優(yōu)化設(shè)計的數(shù)學(xué)模型[J].遼寧工業(yè)大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2014，34(5)：326-327+332.

[11] Murthy B N,Deshmukh N A,Patwardhan A W,et al.Hollow self-inducing impellers: Flow visualization and CFD simulation[J].Chemical Engineering Science,2007,62:3839-3848.

[12] Murthy B N,Kasundra R B,Joshi J B.Hollow self-inducing impellers for gas-liquid-solid dispersion:experimental and computational study[J].Chemical Engineering Journal,2008,141: 332-345.

[13] Hristov H V,Stephan B,Uwe H, et al.A study on the two-phase flow in a stirred tank reactor agitated by a gas-inducing turbine[J].Chemical Engineering Research and Design,2008,86:75-81.

[14] 趙建明，黃宣東，馮連芳，等. 高效自吸式氣液攪拌裝置[P].CN200320109378.2，2004-10-20.

[15] 董萬森. 新型高新自吸式反應(yīng)器受青睞[J].化工之友，2003，(9)：31.

[16] 鞠凡，程振民，陳建華，等. 雙層槳結(jié)構(gòu)自吸式反應(yīng)器的氣含率[J].華東理工大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2009，35(5)：667-672.

[17] 程振民，鞠凡，陳建華，等. 自吸式攪拌反應(yīng)器[P].CN101444715 B，2011-07-06.