卧式釜搅拌功率的测定

本文报道了卧式釜中不同桨型、桨叶个数、液含率、桨径釜径比、长径比等条件下的功耗测定结果;分析了低Fr数区三种桨型的受力情况,导出了计算式。卧式釜功耗变化规律取决于流型,在低Fr数区,实验结果与受力分析得到的结果具有较好的一致性;在过渡区,由于循环流逐渐发展,Np一般呈下降规律;在惯性力作用区,Np=常数。     

卧式搅拌釜气液传质性能研究

在 50L卧式搅拌釜内,采用氧电极法测量纯水 O2 体系的液侧容积传质系数kLa, 研究搅拌弗鲁德数Fr、桨叶尺寸和液含量等对kLa的影响。随着Fr提高,kLa增大;桨径、桨宽、叶片数和层间距与kLa有关系,而层间夹角对kLa影响不大;随液含量的增加kLa先缓慢升高而后降低,且峰形和峰值随Fr的增大而发生变化。研究结果可供四氟乙烯等聚合釜搅拌桨设计优化和工程放大参考。     

三轴搅拌釜不同桨径比下固-液悬浮特性的数值模拟

利用FLUENT软件对不同桨径比下立式三轴搅拌釜内单相和固-液两相混合过程分别进行三维数值模拟,对流场分析可知增大桨径比能改善立式三轴搅拌釜内流场的结构。利用修正速度判据得出不同桨径比下搅拌釜的临界悬浮转速,并通过计算临界悬浮转速下的搅拌功率,初步得出立式三轴搅拌釜桨径比的最佳取值范围在0.1～0.125之间。     

搅拌槽内的液-液临界分散

在φ391mm搅拌槽中,分别采用双层Brumagin桨、双层三叶后掠式桨和双层A310桨与7种内构件相组合,在无乳化剂下对油水比(质量比)分别为1∶1.5,1∶2.0的煤油-水体系的液-液临界分散进行了研究。从工业实用的角度出发,对前两种桨找到了一种可替代“轻液挡板”的小挡板及其安装方法:内冷管上均布4块小挡板,B/D=0.08,插入液面深度为0.2D。在φ188mm搅拌槽中,于全挡板条件下,以歧化松香皂为乳化剂,分别采用3种不同几何参数的双层Brumagin桨对油水质量比为1∶1.5的煤油-水体系的临界分散进行了研究。结果表明,与无乳化剂情况相比,液-液临界分散转速(N_c)下降30％～40％,临界分散功耗(P_(cv))下降53％～66％;桨径减小会使N_c和P_(cv)增加。     

改进型INTER-MIG搅拌槽内固液悬浮特性的数值模拟

应用CFD软件Fluent 12.0和并行计算机工作站对双层改进型INTER-MIG桨式搅拌槽内的固液悬浮特性、临界离底悬浮转速及功率消耗进行数值模拟,分析了在固体体积分数as=30%下,转速n、桨叶离底距离C1和桨间距C2等因素对搅拌槽内颗粒悬浮特性的影响. 结果表明,在一定的转速和桨径下,改变C1和C2会改变流场的局部结构,选取适合的C1和C2可使固液混合更均匀,有利于颗粒悬浮和整个搅拌槽传质传热的进行. 最佳桨叶离底高度与槽径比为0.36,最佳桨叶间距与槽径比为0.44;在该最佳工况下临界离底悬浮转速Njs=118.3 r/min;得到既能达到完全离底悬浮、又能使搅拌功耗最小的最佳转速为n=124 r/min.     

多层桨搅拌槽内的液-液分散特性

在直径为0．476m的椭圆底圆柱形搅拌槽内,以水／航空煤油及水／环己烷为实验体系,研究了Rushton涡轮式搅拌桨(RT-6)、六半椭圆管涡轮式搅拌桨(HEDT)、折叶轴流式搅拌桨及翼形轴流式搅拌桨(CBY)的6种不同组合桨的液-液分散特性,用取样法测定了分散相体积分数的轴向分布及体系澄清时间。结果表明,组合桨中的底桨在液-液分散中发挥了主要作用。单位体积输入功率相同时,底桨为CBY的组合桨进行液-液分散后,液滴的平均滴径最小,体系澄清时间较长;底桨为HEDT的组合桨的分散效果次之;底桨为RT-6的组合桨因滴径分布较宽,虽然平均滴径最大,但澄清时间也较长。     

涡轮桨直径对锥盘底搅拌槽固液混合特性影响

利用CFD技术对锥盘底搅拌槽内的固液两相流混合浓度场进行数值模拟研究,考察了45°圆盘涡轮式搅拌桨直径d对固液混合时间数,单位体积混合能,浓度标准差,湍动能和湍动耗散率,和固相离底悬浮临界转速的影响。研究表明:随着搅拌桨直径的增大,搅拌槽内的流体由轴向流转变为径向流的流型转变高度逐渐减小。桨径比d/D大于0.3时,混合时间数显著减小;d/D小于0.4时,单位体积混合能较小;d/D达到1/3时,单位体积混合能最小。浓度标准差随搅拌桨直径的变化波动较小。d/D小于0.4时,湍动耗散率的增长率较低;d/D大于0.3时,固相离底悬浮临界转速显著减小。从提高混合效率和降低能耗的综合角度考虑,桨径比d/D应控制在0.3—0.4之间。     

加压条件下卧式搅拌釜的气液传质特性

本文选用O_2-KCl水溶液体系,采用动态物理吸收法对卧式搅拌釜加压条件下的气液传质容易系数进行了测定.釜液中的氧浓度变化由氧电极跟踪测定.通过改变气相压力、搅拌转速和液含率,分别考察了这些因素对卧式搅拌釜气液传质特性的影响.结果表明,高压下的液相传质容量系数有所提高.与常压相比,在液含率为0.5、桨径比为0.8、采用六叶平直透平桨叶搅拌的条件下,若压力升到36atm(1atm=101.325kPa),k_La将增加20%左右.     

固、液系机械搅拌槽中颗粒悬浮特性的研究

在一直径为700mm 的搅拌槽中研究了桨结构和模拟物料性质对颗粒的轴向浓度分布,临界搅拌转速和功率消耗的影响。认为 d=0.4 D 的6IBT(45°)折叶桨最适合用于固液悬浮。对只要求实现临界悬浮的过程,用单桨比用双桨省功;对要求实现较均匀悬浮的过程,采用双桨时不但省功而且操作转速低。经对实验数据的回归处理得到临界搅拌转速和功率准数的经验关联式如下:(1)6IBT(45°)桨:(■)(2)4IBT(45。)桨:(■)(3)45°折叶桨:(■)     

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

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%.     

弹性搅拌桨强化液-液两相混沌混合及液滴分散特性的研究

传统的混合澄清槽一般采用刚性搅拌桨来实现液-液两相的混合萃取，普遍存在效率低、能耗高等问题。将一种弹性搅拌桨应用在混合澄清槽中，以强化液-液两相混沌混合及分散特性。以最大Lyapunov指数（LLE）和多尺度熵（MSE）表征体系混沌状态，以分散相液滴粒径分布、Sauter平均粒径（D₃₂）等表征分散效果，分别研究了桨叶类型（弹性搅拌桨、刚柔组合桨及刚性桨）、弹簧长度、线径、外径等因素对混沌混合效果和分散特性的影响。结果表明，相比较刚性搅拌桨和刚柔组合搅拌桨，弹性搅拌桨通过弹簧的形变和储能作用，强化了搅拌能量的传递方式，提高了分散相的分散效果，有利于液液两相的混沌混合，在搅拌转速N=200 r/min、弹簧线径为0.6 mm、弹簧相对长度为1.2、弹簧外径为7 mm时，弹性搅拌桨体系的LLE和MSE更大，且MSE值波动最强；同时，各搅拌体系内分散相平均粒径D₃₂与转速呈对数线性关系，弹性搅拌桨体系内分散相液滴尺寸更小且数量更多。     

24种搅拌器的功率曲线

文章对有挡板条件下常用的桨式、涡轮式、折桨式、推进式搅拌器采用桨槽径比为0.4—0.6,大于传统的1∶3的结构参数,还有双层桨的形式,进行搅拌功率曲线的测绘。另外对桨叶上开孔、管形桨、弧面桨、半管形桨的正、反两面进行搅拌器的功率曲线测绘,共24条曲线。详细介绍了功率曲线测绘设备的结构形式和各种参数比,以供设计搅拌器时使用;说明了较大的桨槽径比及双层桨叶在实际生产应用中的重要意义,对不同结构搅拌器的功率准数进行了对比,并说明了应用NP-Re曲线的注意事项。     

直接精馏法提取纤维素乙醇

采用直接精馏法研究了高固含量(质量分数)、高黏度的玉米秸秆发酵醪液的精馏工艺,设计了带搅拌桨的不锈钢筛板-填料精馏塔,确定了固含量为11.56%的发酵醪液的幂律模型本构方程,进而得到塔釜中发酵醪液的黏度和搅拌桨转速的关系。在进料量为2.7 L/h、进料体积分数为10%左右、进料温度为30℃、操作压力为常压的条件下,考察了进料位置、回流比、搅拌桨转速等操作条件对纤维素乙醇精馏的影响。实验结果表明:第27块塔板进料、操作回流比5.0、搅拌桨转速36 r/min为最佳操作条件,塔顶乙醇收率可达到99%以上。     

翼型组合桨持气特性的实验研究及数据关联方法

研究了内径φ0.382～1.16m机械搅拌釜中翼型组合桨气液两相的持气特性,考察了结构参数 (包括翼型桨径、桨间距、桨下距离、通气位置、挡板形式及翼型桨排出流方向)和操作参数 (包括搅拌转速与通气量)对气含率的影响.采用单位体积功率和表观气速及Froude数和通气流动数两种方法对气含率进行了关联处理,并采用神经网络技术建立了翼型组合桨的气含率关联的网络模型,该模型掌握了各参数对气含率的影响规律,具有很好的泛化能力,与传统关联方法相比,网络模型的预测误差可缩小至±10％以内.     

直馏柴油异丙醇尿素脱蜡生产重液体石蜡

以直馏柴油为原料进行了异丙醇尿素脱蜡生产重液体石蜡的研究,试验在小型试验装置上进行.考察了络合反应温度、反应时间、尿液组成、尿油比以及洗涤段数和洗油比对液蜡收率、液蜡质量和脱蜡油凝点的影响.在络合反应温度28℃、反应时间2 h、尿:醇:水=40:42:18、尿油比11、洗涤段数4和洗油比2的条件下,液蜡收率达到56.5%以上,所得液蜡符合重液蜡标准,脱蜡油符合-50号低凝柴油国家标准.     

操作参数和流体物性参数对水力旋流器的迁移率的影响

在迁移率计算模型的基础上,本文对水力旋流器的迁移率与分流比、流量及物性参数之间的关系进行了分析与计算。结果表明,在分流比不变的条件下,流量和物性参数对迁移率的影响只表现在改变分割尺寸d50上,流量、物性参数及分割尺寸的变化遵循旋流器数Hy=const.的规律。当分流比改变时,分割尺寸略微变化,但迁移率MP'与无因次液滴直径△＝d/d50之间的关系不变。这两点与Thew的回归结果略有区别。在分流比、流量及物性参数同时变化时,本文根据计算结果给出了迁移率及旋流器数与分流比之间的关联式,据此可预估不同操作参数与物性参数下的迁移率。     

半椭圆管盘式涡轮搅拌桨气-液分散特性

在直径为0.476 m的椭圆底搅拌槽中,采用半椭圆管盘式涡轮桨,研究桨径与槽径比D/T变化(分别为0.28, 0.33, 0.4及0.5)对气液两相体系中临界分散、通气功率和气含率的影响. 结果表明,对于D/T较小的搅拌桨,采用由载气到气泛测得的泛点比气泛到载气测得的泛点明显滞后,但随D/T增大泛点滞后现象消失;在相同通气量下,D/T对相对功率需求(Pg/P0)的影响不大;功率消耗相同时,低通气量时气含率随D/T增大略有增大,但高通气量时恰好相反. 研究结果及泛点、通气功率、气含率关联式对工业气液搅拌反应器设计操作具有参考价值.     

偏氟乙烯聚合反应器气液传质特性的研究

采用纯氧物理吸收法在直径为300mm的有机玻璃釜中测定气液容积传质系数KLa。研究了桨型、装料高度、桨叶位置及桨叶直径对KLa的影响。结果表明,随着液深的增加或桨叶安装位置的提高,KLa值下降;而桨径增加,KLa值增加。     

偏氟乙烯乳液聚合的气液传质效果影响因素的研究

首先推导出表征气液传质效果的K值计算方法,借此研究了聚合釜装填量、搅拌桨型和转速等因素对气液传质效果的影响,结果表明:随着聚合釜装填量和搅拌转速的增大,K值增大,气液传质效果提高;在搅拌转速大于500r/min情况下,桨型采用上层二叶平桨、下层二叶斜桨的方式明显比单层的二叶斜桨或二叶平桨的K值大,气液传质效果好。确定了5L釜偏氟乙烯(VDF)乳液聚合必需的良好搅拌效果的条件:装填量为3L、搅拌转速700r/min、桨型采用上层二叶平桨和下层二叶斜桨;VDF聚合速度达到了115gPVDF/L·h,合成出含固体质量分数为20%、粒径分布窄、稳定性好的聚偏氟乙烯(PVDF)乳液。     

偏氟乙烯乳液聚合的气液传质效果影响因素研究

推导了表征气液传质效果的K值计算方法,并研究了聚合釜装填量、搅拌桨型和转速等因素对气液传质效果的影响。结果表明,随着聚合釜装填量和搅拌转速的增大,K值增大,气液传质效果提高;在搅拌转速大于500r/min的情况下,桨型采用上层二叶平桨、下层二叶斜桨的方式明显比单层的二叶斜桨或二叶平桨的K值大,气液传质效果好。确定了5L釜偏氟乙烯(VDF)乳液聚合必需的良好搅拌效果的条件:装填量3L,搅拌转速700r/min,桨型采用上层二叶平桨和下层二叶斜桨;VDF聚合速率达到115g/(L·h),合成出固体质量分数20%、粒径分布窄、稳定性好的聚偏氟乙烯(PVDF)乳液。