同心双轴复合式搅拌釜用于牛顿流体时的功耗及混合特性.pdf

第10卷第3期 过 程 工 程 学 报 Vol.10 No.3 2010 年 6 月 The Chinese Journal of Process Engineering June 2010 收稿日期：20100203，修回日期：20100316 作者简介：谢泳(1982)，男，山西省运城市人，硕士研究生，化学工程与技术专业；包雨云，通讯联系人，Tel:[phone],E-mail:.同心双轴复合式搅拌釜用于牛顿流体时的功耗及混合特性 谢 泳1，包雨云1，刘 涛2，张忠东2，高雄厚2(1.北京化工大学化学工程学院，北京 100029；2.中石油兰州化工研究中心，甘肃 兰州 730060)摘 要：在直径 0.48 m 的椭圆底搅拌槽内，液位与槽径比(H/T)为 0.6，采用不同粘度的牛顿流体糖浆溶液，研究了分别以 CBY,45o四斜叶桨及 Rushton 涡轮桨作为快速分散桨、锚式桨作为慢速桨构成的同心双轴搅拌系统，在快、慢速轴同向和异向 2 种旋转方式操作时的功率特性和混合性能.结果表明，分散桨对锚式桨的功率消耗影响较大.两轴同向旋转时，分散桨会使锚式桨的功耗降低，转速比 RN增加，降低幅度也增大，RN=14 时，锚式桨功率可降至单独旋转时的约 10%；异向旋转时锚式桨的功率随 RN增加而增加，RN=14 时，锚式桨功率可增至单独旋转时的 2 倍左右.但锚式桨对分散桨的功率消耗影响很小，在5%以内.计算同心双轴复合搅拌系统的复合功率准数和复合雷诺数关系时考虑了 RN的影响，使在实验条件下不同转向及 RN的功率曲线较好吻合.混合效果同向旋转优于异向旋转，在牛顿流体中，达到相同混合效果时，CBY 桨的能量消耗仅为其他 2 个分散桨的 20%30%.关键词：牛顿流体；同心双轴搅拌器；搅拌功率；混合时间；混合特性 中图分类号：TQ027.2;TQ027.35;O373 文献标识码：A 文章编号：1009606X(2010)030424071 前 言 搅拌釜式反应器在石油化工、高分子材料等过程工业中应用广泛，其中很多反应过程涉及高粘度流体的混合，尤其是某些间歇反应过程中，流体粘度可能会随反应进行由初始的低粘物料最终达到几 Pas 以上，反应器内的流体力学特性也会发生变化.对于上述过程，采用单一快速分散搅拌系统，在高粘流体搅拌时可能会在槽壁区域存在死区；而采用单一近壁桨，在槽中心区域可能会混合不佳；即使采用内外双螺带等兼顾全槽混合的搅拌桨，在反应初期体系粘度较低时也可能会有混合效率差的缺点.为此研究者开发出双轴异速复合搅拌设备，并在近年来进行了大量研究.Tanguy 等1研究了由涡轮桨和螺带桨组成的同心双轴复合搅拌器的混合特性，指出该结构的混合时间比单螺带桨短，特别是流体流变特性非线性变化时更加明显.Espinosa-Solares2的研究得出相同结论.Thibault 等3研究了由锚式桨和斜叶涡轮桨组成的搅拌体系，指出总功 率 消 耗 受 快 速 桨 和 慢 速 桨 转 速 比 影 响 显 著.Foucault4,5对内径 0.38 m 的搅拌槽的研究指出，对于牛顿及非牛顿流体，在单位体积流体输入功率相同的条件下，同向旋转所需混合时间比逆向旋转和单桨旋转更短.靳兆文6在内径为 0.5 m 的搅拌槽中研究了中心双层斜叶桨和近壁斜叶锚式桨复合搅拌器的混合特性，指出该复合结构比单桨混合时间短且没有死区，还具有节能的优点.Foucault4,7指出近壁锚式桨的转速对中心分散桨功率消耗没有影响，但中心分散桨对近壁锚式桨的功率消耗有影响.已有的对同轴异速搅拌系统的研究中，对快速桨的选择主要集中在径向流桨型，而对不同流型快速桨的优化研究并不充分.另外，对复合桨型中复合雷诺数及复合功率准数的描述并无一致的观点.进一步寻找适当的方法对不同分散桨与慢速桨复合使用时的总功率及各桨功率相互影响关系进行研究并对其混合性能进行评价，对同轴复合搅拌器的工业设计具有重要意义.本工作选用同心双轴异速搅拌装置，采用径向流、混合流及轴流式 3 种不同流型的搅拌桨作为快速分散桨，研究其分别与锚式桨组合在牛顿流体中的混合及功率特性，优选出适合该流体的桨型组合.本研究结果可为同轴复合搅拌设备设计提供参考.2 实 验 2.1 搅拌槽与搅拌桨 本实验在直径 T=0.48 m 的椭圆底有机玻璃搅拌槽内进行，如图 1 所示，釜底为标准椭圆封头.搅拌桨内物料液位高度 H 与槽径 T 之比为 0.6.顶部及底部分别由电机控制 2 种搅拌桨，能进行同向和异向旋转，顶伸搅拌轴上固定着直径较小的中心分散桨高速旋转，底伸轴上固定着直径与槽径接近的锚式桨低速旋转.中心分散桨实现槽中心区域流体的混合，而近壁桨保证全槽流体运动减少死区.对于复合搅拌系统，可依照流体粘度变化情况，适当调节两轴转速，甚至在某些低粘度的情第 3 期 谢泳等：同心双轴复合式搅拌釜用于牛顿流体时的功耗及混合特性 425 况下可仅用高速桨进行搅拌，低速桨仅作为挡板使用.图 1 搅拌装置示意图 Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus 实验中用到的桨型主要包括以下两类：第一类为安装在慢速轴上的锚式桨，直径为 0.95T，叶片宽度为0.08T；第二类为安装在快速轴上的分散桨，包括径向流型的标准六直叶涡轮桨、混合流型的 45o标准四斜叶桨(PBT)、轴向流两叶翼形(CBY)搅拌桨(图 2)，分散桨安装位置均为距槽底 0.3T.(a)Rushton(D/T=0.5)(b)45o PBT(D/T=0.5)(c)CBY(D/T=0.7)图 2 实验用搅拌桨型 Fig.2 Impellers 2.2 测试方法 搅拌转速由交流调频器(VLT 5000,美国 Danfoss Co.)控制，光电转速仪测量搅拌转速.对于快、慢速桨，分别采用扭矩传感器测量其搅拌扭矩，并用于计算搅拌功率：M=MmMr,(1)P=M=2MN.(2)混合时间的测定方法常用的有电导法、消色法、热电偶法等.本实验采用消色法8,9，自槽上方距壁 6 cm位置向体系中加入 20 mL 8 mol/L 的 NaOH 溶液及约0.005 g/L 的溴百里香酚蓝指示剂，再加入过量约 20%的 H2SO4溶液，目测观察并用秒表记录酸碱中和反应前后体系由蓝变黄经历的时间.3 实验流体及其流变特性 选用不同浓度玉米糖浆溶液为牛顿流体，在实验温度下用 HAAKE RS150 控制应力流变仪的 C35/2 锥板系统测定其流变特性，实验用流体物性列于表 1.表 1 实验用糖浆物性参数 Table 1 The physical properties of syrup Concentration(%,)Density(kg/m3)Viscosity(Pas)Temperature()75 1280 2.21 20 77 1300 9.77 20 4 实验结果与讨论 4.1 单桨功率曲线的测定 测定各搅拌桨单独使用时的功率曲线，以便与复合装置功率曲线比较，其功率准数 NP与雷诺数 Re 的关系曲线如图 3 所示.在 Re10 时，将转速 N用快速分散桨转速 Ni和锚式桨转速 No进行了修订，令10501000.60.81246810(a)Rushton NPReCo-rotate Counter-rotate RN 6 8 12 14 Rushton only10501000.10.515(c)CBY ReCo-rotate Counter-rotate RN 6 8 12 14 CBY only510501000.5151050100(a)RushtonNPReCo-rotate Counter-rotate RN 6 8 12 14 Anchor only510501000.5151050100(b)45o PBT Co-rotate Counter-rotate RN 8 10 12 14 Anchor onlyRe510501000.050.10.5151050100(c)CBY ReCo-rotate Counter-rotate RN 6 8 12 14 Anchor only10501000.40.60.81246810(b)45o PBTReCo-rotate Counter-rotate RN 8 10 12 14 45o PBT only第 3 期 谢泳等：同心双轴复合式搅拌釜用于牛顿流体时的功耗及混合特性 427 N=NiNo，得 Re1*=(NiNo)Di2/,(3)351totioi/(),=*PNPNND (4)其中，快、慢速桨同向旋转时转速相减，异向旋转时转速相加.以快速桨采用 Rushton 涡轮桨为例，采用式(3),(4)对实验测定的功率数据进行计算并绘制图 6，同向旋转的功率消耗与单独采用 Rushton 桨时相近，但比异向旋转略高.通过对数据考察，对异向和同向旋转，外桨功率 Pout占总功率 Ptot的比例很小，因此在采用式(3),(4)时，由于异向旋转要用 Ni+No，反而使 NP1*更小，造成异向旋转的 NP1*小于同向旋转.说明简单地将快速分散桨与慢速锚式桨的转速进行直接加减并不合理.图 6 用式(3),(4)对 Rushton 涡轮桨处理所得功率曲线 Fig.6 NP1*vs.Re1*for Rushton turbine using Eqs.(3)and(4)Farhat 等10对同心双轴系统中计算复合功率准数及复合雷诺数所采取的转速 N 进行进一步修订，令N=(NiDi+NoDo)/Di，得*2iiooi()/,=+ReNDN D D (5)322totiiooi/().=+*PNPNDN DD (6)同样选取 Rushton 涡轮桨为快速分散桨，采用式(5),(6)进行数据处理，绘制出复合雷诺数与复合功率准数关系，如图 7 所示.图 7 与图 6 比较，虽然同向及异向旋转的功率曲线差别减小，但与快速桨单独旋转比，同向和异向旋转测得的功率均低于快速桨单独旋转.图 7 用式(5),(6)对 Rushton 涡轮桨处理所得功率曲线 Fig.7 NP2*vs.Re2*for Rushton turbine using Eqs.(5)and(6)以上研究表明，快速分散桨的功耗受 RN影响较小，可考虑将同心双轴搅拌器的功率消耗与分散桨的直径进行关联；又因为锚式桨功耗受 RN影响较大，所以涉及到锚式桨转速时应考虑 RN的影响，这与 Foucault7和Farhat等10的研究不同.根据转向和RN对Re*进行修正，异向旋转时锚式桨转速被加到中心桨转速中，同向旋转时锚式桨转速则被减去，但锚式桨转速的贡献与RN成反比，即*23ioNi(/)/.=ReNN RD (7)同理，可利用同轴搅拌系统在同向和异向旋转方式下的总功率消耗 Ptot(分散桨功率+锚功率)计算总功率准数，即*353totioNi/(/).=PNPNN RD (8)图 8 用式(7),(8)计算糖浆中 3 种复合搅拌器的功率曲线 Fig.8 NP3*vs.Re3*for different impellers using the new correlations of Eqs.(7)and(8)510501000.8124681020Viscosity(Pas)NP1*Re1*2.21 9.77 Rushton only Co-14 Counter-14510501000.40.60.8124681020Viscosity(Pas)NP2*Re2*2.21 9.77 Rushton only Co-14 Counter-1451050 1000.40.60.8124681020(a)Rushton and anchor NP3*Re3*Viscosity(Pas)2.21 9.77 Rushton only Co-14 Counter-1451050 1000.40.60.8124681020(b)45o PBT and anchorRe3*Viscosity(Pas)2.21 9.77 45o PBT only Co-14 Counter-1451050 1000.050.10.51510(c)CBY and anchorRe3*Viscosity(Pas)2.21 9.77 CBY only Co-14 Counter-14428 过 程 工 程 学 报 第 10 卷 采用式(7),(8)分别计算3种同轴分散系统的总功率准数 NP3*与 Re3*的关系，如图 8 所示.表明采用本工作修订的综合考虑 RN及转向影响的公式计算 NP3*，可得到复合式搅拌器的单一功率曲线，3 种不同分散桨的功率曲线吻合均较好.需要说明的是，用式(7),(8)进行总体功率计算适用于快速桨转速高于慢速桨、且 RN6 的同心双轴复合搅拌系统.4.3 混合特性 4.3.1 混合准数与单位体积流体输入功率的关系 利用消色法8,9测得各复合桨在不同搅拌转速下的混合时间 tm，得出各桨的混合准数(搅拌转速与混合时间的乘积)Ntm与单位体积流体输入功率 PV的关系，如图 9 所示，3 种复合桨均在 PV相同时同向旋转的混合准数 Ntm最小，说明同向旋转混合效果最好，单桨次之，异向旋转时混合效果最差.图 9 粘度 2.21 Pas 糖浆中 3 种复合搅拌器 Ntm与 PV的关系曲线 Fig.9 Ntm vs.PV for different coaxial mixings in syrup of viscosity 2.21 Pas 图 10 给出了锚式桨作为挡板、3 种分散桨单独使用时混合准数与单位流体输入功率的关系.结果表明，3种分散桨单独旋转，CBY 桨的混合效率明显优于Rushton 和 45o PBT 桨.4.3.2 单位体积混合能与雷诺数的关系 各种搅拌器在混合物料时如果经 tm可达到均匀混合，此时需要的单位体积流体输入功率为 PV，即单位体积流体消耗的混合能11为 VmV m/,WPtVP t=(9)其中，WV表示在给定的搅拌槽中，混合同种物料达到一定的混合时间，单位体积流体所需搅拌器提供的功率 图 10 糖浆中 3 种分散桨 Ntm与 PV的关系曲线 Fig.10 Ntm vs.PV for different impellers in syrup 图 11 粘度 2.21 Pas 糖浆中 3 种复合桨 WV与 Re3*的关系 Fig.11 WV vs.Re3*for different coaxial mixings in syrup of viscosity 2.21 Pas 0.10.20.4 0.60.8124620304050Viscosity 2.21 Pas NtmPV(kW/m3)Rushton CBY 45o PBT406080 10020024681020(a)Rushton Rushton only Co-rotating,RN=14 Counter-rotating,RN=14Re3*WV(kJ/m3)406080 1002004681020 (b)45o PBT 45o PBT only Co-rotating,RN=14 Counter-rotating,RN=14Re3*1002004001 12468101020(c)CBY CBY only Co-rotating,RN=14 Counter-rotating,RN=14Re3*0.10.515152025303540(a)Rushton NtmPV(kW/m3)Rushton only Co-rotating Counter-rotating0.10.5151520253035404550(b)45o PBT PV(kW/m3)45o PBT only Co-rotating Counter-rotating0.10.515152025303540(c)CBY PV(kW/m3)CBY only Co-rotating Counter-rotating第 3 期 谢泳等：同心双轴复合式搅拌釜用于牛顿流体时的功耗及混合特性 429 消耗，即为单位体积流体的混合能.WV越小说明该桨型在混合同种物料时的混合效率越高.3 种复合桨在糖浆中测得的 Re3*与 WV的变化关系如图 11 所示.3 种复合桨在相同的雷诺数下同向旋转所需的单位体积功最少，其次为分散桨单独旋转，而两桨异向旋转最高.以 CBY 为例，Re=252 时，同向旋转的WV比单独旋转时约减少 1/3，而异向旋转约增加 1/3.如图 12 所示，3 种分散桨单独旋转，相同雷诺数时CBY 桨所需单位体积混合能最少，其次是 Rushton 桨及45o RBT 桨，如 Re=95 时，Rushton 桨的 WV比 CBY 桨增加 3.5 倍，而 45o RBT 则增加 5 倍.图 12 糖浆中 3 种分散桨 WV与 Re3*的关系 Fig.12 WV vs.Re3*for different impellers in syrup 5 结 论 通过研究同心双复合式搅拌釜中牛顿流体的功率消耗与混合，得到如下结论：(1)同心双轴复合搅拌系统中，锚式桨功耗受分散桨的影响明显，同向旋转时，锚式桨功率降低，而异向旋转时则增加；以 45o PBT 为例，Re20 时，RN由 8 增加到 14，同向旋转的 NP比单独旋转时减小 36%95%，而异向旋转则增加 38%110%.分散桨功耗受锚式桨的影响较小，相同 Re 下，RN由 8 增加到 14 时，同向旋转的NP比单独旋转时约减小 5%，而异向旋转则增加约 5%.(2)提出了新的复合桨雷诺数和功率准数计算式，综合考虑内外桨转速及转速比的影响，与实验数据吻合较好.(3)对于 2 种旋转方式的混匀效率，同向旋转方式优于异向旋转，当分散桨为 CBY，Re=252 时，同向旋转的单位体积混合能比单独旋转时减少 1/3，而异向旋转则增加约 1/3；达到相同混合效果时，CBY 桨的能量消耗仅为其他 2 种分散桨的 20%30%.符号表：D 搅拌桨直径(m)Di 快速分散桨直径(m)Do 锚式桨直径(m)H 搅拌槽内液位高度(m)M 扭矩(不含空载)(Nm)Mm 含负荷扭矩测量值(Nm)Mr 扭矩空载值(Nm)N 搅拌桨转速(s1)Ni 快速分散桨转速(s1)No 锚式桨转速(s1)NP 功率准数 NP*复合功率准数 Ntm 混合准数 P 搅拌功率(W)Pout 外桨总功率(W)Ptot 总功率(W)PV 单位体积搅拌功率(W/m3)Re 雷诺数 Re*复合雷诺数 RN 转速比(RN=Ni/No)tm 完全混合时间(s)T 搅拌槽内径(m)V 体积(m3)WV 单位体积混合能(kJ/m3)表观粘度(Pas)流体密度(kg/m3)角速度(s1)参考文献：1 Tanguy P A,Thbault F,Fuente E.Mixing Performance Induced by Coaxial Flat Blade-helical Ribbon Impellers Rotating at Different Speeds J.Chem.Eng.Sci.,1997,52(11):17331741.2 Espinosa-Solares T.Flow Patterns in Rheologically Evolving Model Fluids Produced by Hybrid Dual Mixing Systems J.Chem.Eng.Technol.,2001,24(9):913918.3 Thibault F,Tanguy P A.Power-draw Analysis of Coaxial Mixer with Newtonian and Non-Newtonian Fluids in the Laminar Regime J.Chem.Eng.Sci.,2002,57(18):38613872.4 Foucault S.Coaxial Mixer Hydrodynamics with Newtonian and Non-Newtonian Fluids J.Chem.Eng.Technol.,2004,27(3):324329.5 Foucault S.Mixing Times in Coaxial Mixers with Newtonian and Non-Newtonian Fluids J.Ind.Eng.Chem.Res.,2006,45(1):352359.6 靳兆文.新型组合桨混合性能研究 J.化工设备与管道,2006,43(5):4144.7 Foucault S.Power Characteristics in Coaxial Mixing Newtonian and Non-Newtonian Fluids J.Ind.Eng.Chem.Res.,2005,44(14):50365043.8 Kappel M.Development and Application of a Method for Measuring the Mixture Quality of Miscible Liquids:I.State of Research and Theoretical Principles J.Int.Chem.Eng.,1979,19(2):196213.9 Kappel M.Development and Application of a Method for Measuring the Mixture Quality of Miscible Liquids:III.Application of the New Method for Highly Viscous Newtonian Liquids J.Int.Chem.Eng.,1979,19(4):571589.10 Farhat M,Tanguy P A.Revisiting the Performance of a Coaxial Mixer J.Ind.Eng.Chem.Res.,2008,47(10):35623567.11 王凯，冯连芳.混合设备设计 M.北京：机械工业出版社,2000.110.40608020040024681020Viscosity 2.21 Pas WV(kJ/m3)Re3*45o PBT only Rushton only CBY only430 过 程 工 程 学 报 第 10 卷 Power Demand and Mixing Performance of Coaxial Mixers in Newtonian Liquids XIE Yong1,BAO Yu-yun1,LIU Tao2,ZHANG Zhong-dong2,GAO Xiong-hou2(1.School of Chemical Engineering,Beijing University of Chemical Technology,Beijing 100029,China;2.Lanzhou Petrochemical Research Center,PetroChina,Lanzhou,Gansu 730060,China)Abstract:All experiments were carried out in a transparent dished bottom stirred tank with the diameter T of 0.48 m and liquid level of 0.6T.The power consumption and mixing performance of a coaxial mixer consisting of a wall-scraping anchor and different dispersion impellers(CBY,45o pitched blade turbine and Rushton turbine)operating in co-and counter-rotating modes were experimentally characterized in viscous Newtonian fluids with different viscosities.The results show that for the co-rotating dispersion modes,the power consumption of the anchor could decrease up to 10%of that for anchor rotating only,whereas for the counter-rotating dispersion ones,it could increase 2 times of that for anchor rotating only.The power consumption of the dispersion impellers is almost independent of the anchor rotation.The new correlations based on the impeller geometry and speed ratios for the generalized Reynolds number and the power number are proposed,and a reasonable power curve can be generated for different experimental speed ratios of each system.Impellers in co-rotating mode are more efficient than the counter-rotating ones in the mixing of the Newtonian fluids.Among above three dispersion impellers,the power consumption of the CBY impeller-anchor combination is about 20%to 30%of that for other two combinations given the similar mixing performance.Key words:Newtonian fluid;coaxial mixer;power consumption;mixing time;mixing characteristic