孫 寧, 高鵬飛, 楊 潮, 劉寶慶, 金志江

(浙江大學 化工機械研究所, 浙江 杭州 310027)

1 前 言

氣液攪拌操作在生物制藥、石油化工、食品加工、廢水處理等工業(yè)生產(chǎn)中應用廣泛，其功能一般是使氣體分散為微細氣泡，在液相中均勻分布，形成穩(wěn)定的分散質，或液相充分吸收氣相，發(fā)生化學反應[1]。攪拌釜中氣液分散效果的好壞，對產(chǎn)物品質和生產(chǎn)經(jīng)濟性具有重要影響。傳統(tǒng)的攪拌器多為單軸單層槳，其結構簡單，操作方便，一般適用于低黏體系的攪拌[2-3]。然而，過程工業(yè)中涉及黏稠體系的場合較多，同時攪拌釜向大型化發(fā)展，傳統(tǒng)單軸槳在近壁區(qū)可能出現(xiàn)惰性區(qū)，且不能很好地適應變黏體系全周期的攪拌需求。因此，應工業(yè)發(fā)展的需求逐漸出現(xiàn)了單軸多層攪拌器和雙軸攪拌器，其中有關單軸多層攪拌器氣液分散特性研究較多[4-8]，而有關雙軸攪拌器的氣液分散特性的研究鮮有報道。MONTANTE 等[4]考察了配有 Rushton 槳的氣液攪拌釜內的流場和氣泡尺寸分布；LEE 等[7]使用光學探針測量法研究了攪拌釜內的氣液分散特性及其時域演變；PAN 等[8]考察了單槳和雙組合槳對氣液攪拌釜傳質特性的影響，并確定了優(yōu)化結構。

雙軸攪拌器由內部開放式攪拌槳和外部閉隙攪拌槳組合而成，具有兩套獨立的傳動系統(tǒng)，能實現(xiàn)同向旋轉、反向旋轉、內槳獨立旋轉和外槳獨立旋轉共4 種運行模式，能有效改善釜底和近壁區(qū)的流動與混合狀態(tài)，特別在高黏、變黏體系中具有良好適應性。有關雙軸攪拌器的研究，以往主要針對單相體系下的功率和混合特性等展開[9-18]。TANGUY 等[10]研究了以螺帶槳和渦輪槳組成的同心雙軸攪拌器的混合特性，發(fā)現(xiàn)雙軸攪拌槳可以降低功率消耗，在低攪拌轉速下即可得到與螺帶槳相同的混合效果；FARHAT等[13]以錨式槳和RUSHTON 槳組成的同心雙軸攪拌器為研究對象，確定了適宜的攪拌槳直徑和運行模式；PAKZAD 等[14]研究了同心雙軸攪拌器在假塑性流體中的混合特性，揭示了轉速、流變性能和操作模式等因素的影響規(guī)律；LIU 等[16-17]先后采用實驗和模擬的方法考察了不同配置的同心雙軸攪拌器的功率、混合和傳熱特性，定義了雙軸攪拌器的特征直徑與特征，確定了優(yōu)化的結構與運行參數(shù)等。

綜上所述，目前有關雙軸攪拌器氣液分散特性的研究很少，但鑒于雙軸攪拌器的良好綜合性能和過程工業(yè)氣液分散操作的現(xiàn)實需求，研究雙軸攪拌器在黏稠體系中的氣液分散特性很有必要。

2 實驗部分

2.1 實驗裝置與物料

實驗裝置如圖1 所示，主要由攪拌釜、進氣系統(tǒng)和測試系統(tǒng)等組成。其中攪拌釜采用透明有機玻璃制作，具有標準橢圓形封頭，直徑T=380 mm，充液高度450 mm，釜壁沿軸向均勻設置了6 個氣含率測點。同心雙軸攪拌器由外部低速旋轉的框式槳和內部高速旋轉的Rushton 槳組成，分別安裝在中空的外軸和實心的內軸上，由兩套獨立傳動系統(tǒng)驅動。進氣系統(tǒng)由空氣壓縮機、穩(wěn)流閥和氣體分布器組成。氣體分布器的圓環(huán)上均勻分布24 個直徑2 mm 的進氣孔，離底安裝高度為112 mm。

圖1 實驗裝置Fig.1 Experimental apparatus

實驗氣體為壓縮空氣，經(jīng)轉子流量計后由氣體分布器進入攪拌釜內；液相選用麥芽糖漿水溶液，是一種典型的牛頓流體，正常情況下無色、無味、無毒，其黏度可通過調整水和糖漿的比例來控制。6 種黏度的麥芽糖漿水溶液被用于實驗測試，具體黏度為：0.064、0.07、0.17、0.22、0.25 和0.30 Pa·s。

2.2 實驗方法

實驗過程中，攪拌器轉速通過變頻器控制，通氣量由轉子流量計進行測量，整體氣含率采用液位差法確定，如式(1)所示。

局部氣含率、局部氣泡尺寸采用雙電導探針法測量[7]，檢測儀器為BVW-2 多通道電導探針氣泡特征參數(shù)測量儀。測量探針從攪拌釜測點處水平插入，探針的尖端距離釜壁30 mm。同一測量通道上有兩支電導探針，氣泡向上運動時，兩探針先后刺穿同一氣泡，探針尖端位置電導值發(fā)生變化，經(jīng)檢波、放大、電平調整、轉換成電路后形成電壓信號，最后數(shù)據(jù)處理得到局部氣含率、局部氣泡尺寸等參數(shù)。由于該測量儀器無法在較高黏度下使用，故局部參數(shù)的測量時選用黏度為0.064 Pa·s 的麥芽糖漿水溶液。

3 結果與討論

3.1 運行模式的影響

為了比較寬適應性的同心雙軸攪拌器正向和反向旋轉模式下氣液分散特性的優(yōu)劣，不同運行模式下的整體氣含率和局部氣含率結果見圖2 和圖3。

圖2 運行模式對整體氣含率的影響Fig.2 Effect of rotation mode on overall gas holdup(Ni = 300 r·min-1, No = 15 r·min-1)

圖3 運行模式對局部氣含率的影響Fig.3 Effect of rotation mode on local gas holdup(Ni = 300 r·min-1, No = 15 r·min-1, Qg = 3 m3·h-1)

圖2 表明，其它條件相同時，同心雙軸攪拌器反向旋轉模式下的總體氣含率較同向旋轉時高。同時圖3 局部氣含率的軸向分布在反向模式下也相對較高，且在內槳所在軸向位置達到峰值。這是因為：反向轉動模式下，內外槳的相對轉速較大，因而剪切速率較高、流體湍動程度較強，氣泡聚并和破裂的幾率較高，氣泡隨液流循環(huán)的速率較快。因此，局部氣含率相對較高。這說明，同心雙軸攪拌器在反向轉動模式下，氣液分散特性較同向轉動模式具有一定的優(yōu)勢。后續(xù)其它因素影響的分析，將在反向模式下展開。文獻[19]認為：同心雙軸攪拌器的內外槳在氣液分散操作中發(fā)揮了不同的作用，高速旋轉的中心區(qū)內槳主要是增加流體湍動、強化剪切，而低速旋轉外槳則改善了釜底和近壁區(qū)的湍動程度，并將流體推向中心區(qū)域，同時直接剪切氣泡，促進氣泡破裂，降低氣泡尺寸，增加氣泡停留時間。正是借助新增獨立外槳與內槳的協(xié)同作用，同心雙軸攪拌器一般相對單軸攪拌器具有更好的氣液分散性能。

3.2 轉速的影響

在考察轉速對氣液分散特性影響時，外部框式槳作為慢速槳，轉速保持15 r·min-1不變，僅改變內部Rushton 槳的轉速。 圖4 給出了通氣量0.6 m3·h-1、黏度0.3 Pa·s 時整體含氣率相對于內槳轉速的關系曲線。由圖4 可看出，內槳轉速從100 增加到300 r·min-1，整體氣含率提高顯著，達到94.3%。一般隨著轉速提高，攪拌槳對氣泡的剪切作用變大、泵送能力增強，氣泡破碎和聚并幾率提高， 流體湍動強度更劇烈，氣體再循環(huán)速率更高，因此整體氣含率增大，氣液分散更好。同時Rushton 槳靠近軸心位置的圓盤一方面可以阻擋氣體直接穿過攪拌器，從而降低泛點轉速；另一方面，高速上升的氣泡到達圓盤位置后，被阻擋發(fā)生折返并向四周擴散，延長了氣泡在液體中的停留時間，進而對提高整體含氣率有利。

局部氣含率是表征攪拌釜內氣液分散效果的重要指標。通氣量為 3 r·min-1、黏度為 0.064 Pa·s 時局部氣含率的軸向分布如圖5 所示。可以看出，隨著內槳轉速的增加，各位置處的局部氣含率均增大，且不同內槳轉速下的局部氣含率分布呈現(xiàn)相似的變化規(guī)律，均在內槳所在軸向位置處出現(xiàn)峰值。事實上，氣液攪拌操作與Kolmogorov 湍動理論密切相關，該理論采用湍動能耗散率等表征體系湍動程度等[20]。依攪拌雷諾數(shù)定義 Re =D2Nρ /μ可知，轉速增加后，雷諾數(shù)增大，流體的湍動程度增加，夾帶氣體能力增強，氣含率增大。而相同工況下釜內湍動能的分布等，文獻[21]已經(jīng)模擬給出。同時，Rushton 槳作為徑流型攪拌器，徑向射流區(qū)域的流體流速較高，局部壓力相對較低，氣泡聚集，導致局部氣含率較其他位置更高。除內槳所在軸向位置較高的氣含率外，近釜底區(qū)域因距離氣體分布器較近，局部氣含率也相對較高，而近液面區(qū)域也因有攪拌漩渦導致的環(huán)境氣體夾帶而呈現(xiàn)較高氣含率。

圖4 轉速對整體氣含率的影響Fig.4 Effect of inner impeller rotation speed on overall gas holdup

圖6 給出了攪拌釜軸向不同位置處的局部氣泡尺寸隨轉速變化的曲線。由圖可以看出，與局部氣含率隨轉速的規(guī)律變化不同，氣泡尺寸的分布整體呈現(xiàn)不規(guī)律性，這與多方面的因素有關。一方面，隨攪拌轉速的增加，對氣泡的剪切作用增強，大氣泡被打碎的頻率更高，對降低氣泡尺寸有利，但這一般僅在內槳槳葉排出區(qū)局部的影響更為明顯；另一方面，轉速越高，流體湍動程度增強，氣泡間的碰撞和聚并長大的概率會越高。因此在這兩方面因素共同作用下，氣泡尺寸分布隨轉速的變化規(guī)律并不明顯。但總體上看，內槳所在軸向位置的氣泡尺寸較小，這與該處高速旋轉內槳的強剪切作用有關，而最下測點處的氣泡尺寸較小，則主要歸因于靠近氣體分布器，該處氣泡本身較小且沒來得及聚并長大。

綜上所述，提高同心雙軸攪拌器內槳轉速對改善黏性體系中氣液分散特性有利，但隨著轉速的進一步提高，其強化作用逐漸減弱，且更高的轉速同時意味著能耗的增加。因此，現(xiàn)實應用中應根據(jù)體系的具體需求，在確保氣液分散性能的前提下，綜合權衡確定合適的攪拌器轉速。

3.3 通氣量的影響

在研究通氣量對整體參數(shù)和局部參數(shù)的影響時，內外槳轉速均保持不變，分別為300 和15 r·min-1，通氣量從 0.4 到 1.2 m3·h-1變化。

圖5 轉速對局部氣含率的影響Fig.5 Effect of inner impeller rotation speed on local gas holdup

圖6 轉速對局部氣泡尺寸的影響Fig.6 Effect of inner impeller rotation speed on local bubble size

體系黏度為0.3 Pa·s 時通氣量與整體氣含率的關系曲線如圖7 所示。由于選取的物料黏度較大，所以通氣量的變化范圍較小。在整個通氣量變化的區(qū)間內，氣液分散狀態(tài)均較好，沒有發(fā)生氣泛現(xiàn)象。由圖7 可看出，通氣量從0.4 提高到1.2 m3·h-1，整體氣含率提高了72.5%，但上升的趨勢逐漸變緩。這是因為在實驗通氣量范圍內，攪拌轉速都在泛點轉速之上，隨著通氣量的增加，攪拌釜中氣泡數(shù)目增多，氣含率隨之增大。但氣泡數(shù)目增加的同時導致氣泡間相互碰撞和聚并的概率增大，氣泡尺寸增大，大尺寸氣泡的溢出速度相對較快，這不利于總體氣含率的進一步提高，使增長趨勢變緩。

圖7 通氣量對整體氣含率的影響Fig.7 Effect of gas flux on overall gas holdup(Ni = 300 r·min-1, No = 15 r·min-1)

圖8 通氣量對局部氣含率的影響Fig.8 Effect of gas flux on local gas holdup(Ni= 300 r·min-1, No = 15 r·min-1)

實驗測量了不同通氣量下，0.064 Pa·s 攪拌體系內的局部含氣率的軸向分布，如圖8 所示。由圖8 可看到，隨著通氣量的增加，各個位置處的局部氣含率均增大。形成原因與通氣量對整體氣含率的影響機理激勵類似。需要指出，本文中通氣量對局部氣含率的影響規(guī)律與文獻[22]中的結論有所區(qū)別，并沒有出現(xiàn)隨通氣量增加局部氣含率大幅度降低的情況。這是因為文獻[22]中的通氣量增大一定程度后出現(xiàn)了氣泛現(xiàn)象，直接導致局部氣含率隨通氣量增大而急劇下降。而當前實驗的通氣量范圍內，攪拌器轉速均在泛點轉速以上，沒有出現(xiàn)氣泛現(xiàn)象，氣液分散效果良好。

圖9 給出了局部氣泡尺寸相對于通氣量的變化規(guī)律。隨通氣量的增加，除內槳位置外各處的局部氣泡尺寸略有增大。這是因為，通氣量增加，夾帶在液體循環(huán)流中的氣泡數(shù)增多，攪拌釜內氣泡密度增大，氣泡之間的聚并概率增大，局部氣泡尺寸增大。但在內槳位置，徑流型Rushton 槳的剪切作用占主導，氣泡尺寸較小且?guī)谉o差別。

3.4 黏度的影響

體系黏度是影響氣液分散特性的重要因素。由于局部氣含率和局部氣泡尺寸的測量儀器在較高黏度下的局限性，僅考慮黏度對整體氣含率的影響。同時為確保較高黏度下不出現(xiàn)氣泛現(xiàn)象且近壁區(qū)仍能獲得較好的氣體分散效果，實驗采用較低的通氣量。在通氣量為0.6 m3·h-1、內外槳轉速分別為300 和15 r·min-1下，調整麥芽糖漿水溶液的濃度來獲取不同的黏度。圖10 表明，隨著黏度的增加，整體氣含率呈不斷上升的趨勢。其原是其他條件相同時，黏度越大的體系的雷諾數(shù)越小，流體湍動程度越弱，氣泡的循環(huán)速度也降低，不利于氣液擴散；且隨著黏度的增大，氣泡在釜內受到液體的拖曳力增大，在釜內的停留時間增長，因此，整體氣含率隨黏度的提高而增大。

圖9 通氣量對局部氣泡尺寸的影響Fig.9 Effect of gas flux on local bubble size(Ni=300 r·min-1, No = 15 r·min-1)

圖10 黏度對整體氣含率的影響Fig.10 Effect of liquid viscosity on overall gas holdup(Ni = 300 r·min-1, No = 15 r·min-1, Qg = 0.6 m3·h-1)

4 結 論

實驗考察了轉動模式、轉速、通氣量和黏度等因素對該同心雙軸攪拌器氣液分散性能的影響，主要結論如下：

(1) 與單相流體系中同向旋轉模式的功率與混合特性占優(yōu)的認知不同，內外槳反向旋轉時的整體和局部氣含率均較同向旋轉時大，表現(xiàn)出更好的氣液分散性能；

(2) 內槳轉速是影響同心雙軸攪拌器的氣液分散性能的重要因素，隨內槳轉速提高，整體氣含率和局部氣含率均增加明顯，而氣泡尺寸的分布呈現(xiàn)不規(guī)則性，但隨著轉速的持續(xù)提高，其強化氣液分散的作用逐漸減弱，因此，作為影響較為明顯且相對便于調節(jié)的運行參數(shù)，現(xiàn)實生產(chǎn)中在確保氣液分散性能的前提下，有必要綜合權衡確定合適的攪拌器轉速；

(3) 實驗范圍內，整體氣含率和局部氣含率均隨通氣量的增加而提高，氣泡尺寸也相應增大。實際應用中，通氣量的增大必須與攪拌轉速協(xié)調，避免發(fā)生氣泛；

(4) 黏稠體系中，隨黏度的增加，氣體釜內停留時間加長，整體氣含率單調增長。

符號說明：

d — 氣泡尺寸，mm

D — 攪拌器直徑，mm

h — 測量點位置高度，mm

H0— 通氣前液位高，mm

Hg— 通氣后液位高，mm

Ni— 內槳轉速，r·min-1

No— 外槳轉速，r·min-1

Qg— 通氣量，m3·h-1

Re — 雷諾數(shù)

T — 攪拌釜內徑，mm

α — 整體氣含率，%

αg— 局部氣含率，%

ρ — 密度，kg·m-3

μ — 黏度，Pa·s