穿流-刚柔组合桨强化固液两相的悬浮行为

谷德银，刘作华，邱发成 ，许传林，谢昭明，李军，陶长元，王运东

（1重庆大学化学化工学院，重庆 400044；2清华大学化学工程系，北京 100084）

穿流-刚柔组合桨强化固液两相的悬浮行为

谷德银1，刘作华1，邱发成1，许传林1，谢昭明1，李军1，陶长元1，王运东2

（1重庆大学化学化工学院，重庆 400044；2清华大学化学工程系，北京 100084）

采用双向流固耦合计算方法对搅拌槽内刚性桨(RDT-PBDT)、刚性组合桨(R-RDT-PBDT)、刚柔组合桨(RF-RDT-PBDT)、穿流-刚性组合桨(PR-RDT-PBDT)以及穿流-刚柔组合桨(PRF-RDT-PBDT)体系中的固液两相悬浮特性和桨叶总变形量、等效应力进行了研究。结果表明，在相同功耗下，PRF-RDT-PBDT的最大变形量分别是RDT-PBDT、R-RDT-PBDT、RF-RDT-PBDT、PR-RDT-PBDT 的 1.984×106倍、1.247×103倍、1.169倍、1.041×103倍。PRF-RDT-PBDT的应力大于RDT-PBDT、R-RDT-PBDT、RF-RDT-PBDT的，比PR-RDT-PBDT的应力分布更均匀。PRF-RDT-PBDT体系的固体颗粒最大Uz/Utip值和最大ε/D2N3值分别比 RDT-PBDT、R-RDT-PBDT、RF-RDT-PBDT和PR-RDT-PBDT体系提高了53.08%和80.84%，38.03%和28.42%，22.14%和20.16%，10.85%和5.725%。PRF-RDT-PBDT能够增大与流体之间的相互耦合作用，增大固体颗粒的轴向速度，提高体系的湍动能耗散率，减小搅拌槽底部固体颗粒的堆积程度，提高固体颗粒的悬浮程度。

流固耦合；搅拌；PRF-RDT-PBDT；固液两相；悬浮

引 言

机械搅拌反应器广泛应用于化工、冶金、制药、食品加工等过程工业，其中，固液悬浮操作是搅拌操作中较为常见的一种类型[1-3]。固液悬浮操作主要是借助搅拌桨的作用，将固体颗粒分散到液相中，形成固液混合物或悬浮液，增大固液两相的有效接触面积，提高固液混合体系中的传热、传质以及反应速率，增强设备生产能力[4-6]。

目前，人们常采用多层组合桨搅拌[7]、偏心搅拌[8]、射流搅拌[9]等方法强化搅拌槽内固液两相的混合过程。研究发现，这些搅拌技术中的搅拌桨主要集中在刚性搅拌桨，搅拌桨向混合介质输入的能量大多用于混合介质的旋转运动及流动，真正用于介质内部混合的能量不到 5%，而约 70%的搅拌桨输入能量消耗在桨叶外缘和桨叶后的尾涡处，降低了固液两相的混合效率[10-11]。

搅拌桨作为搅拌反应器的核心部件，它向搅拌槽内的混合介质提供了所需的能量和适宜的流场，对混合体系的混合效果起着主要的决定作用。因此，搅拌桨结构设计优化是实现物料高效、节能混合的有效手段。刘作华等[12]提出一种刚柔组合式搅拌桨，并将其应用于电解锰生产中的锰矿浸出过程，提高了锰矿浸出率，缩短了锰矿浸出时间。Campbell等[13]对柔性涡轮机进行了流固耦合特性分析，发现柔性桨的变形可增大流体与桨叶的相互作用。研究表明，刚柔耦合形式的搅拌桨在流场中可形成明显不同于刚性桨的涡结构，其多尺度流场结构不稳定性增强，能够有效地提高流体混合效率。刘静等[14]提出一种穿流桨，并将其应用于磷石膏-水混合体系中；结果表明，穿流桨能够降低固体颗粒的临界悬浮速度和搅拌功率。欧阳锋[15]将穿流桨应用于湿法磷酸生产中的磷矿浸出过程，可提高磷的分解率4%～5%，提高磷石膏洗涤率3%，降低能耗20%左右。研究表明，穿流桨旋转过程中产生的射流能够强化涡流扩散，增大能量利用率，提高流体混合效率。

本文结合刚柔组合桨和穿流桨在强化固液两相混合方面的优势，提出一种穿流-刚柔组合式搅拌桨，结合ANSYS-Workbench平台，利用双向流固耦合方法模拟对比研究了刚性桨、刚性组合桨、刚柔组合桨、穿流-刚性组合桨以及穿流-刚柔组合桨5种不同桨型体系中固液两相的悬浮特性以及桨叶总变形量、等效应力，旨在探究一种能提高固液两相混合效率的新方法。

1 计算模型和数值方法

1.1 物理模型及网格划分

搅拌装置结构如图1所示，搅拌槽内径T为0.48 m，液体高度H为0.80 m,沿槽内壁均匀布置4条宽度W为0.048 m的挡板，搅拌桨为双层桨，下层刚性桨为六直叶涡轮桨（RDT），上层刚性桨为斜叶桨（PBDT），双层刚性桨(RDT-PBDT)直径D均为0.24 m，桨间距为T，按逆时针方向旋转。桨叶结构如图2所示，刚性组合桨 (R-RDT-PBDT) 和穿流-刚性组合桨(PR-RDT-PBDT)的刚性片长度 0.45 m、宽度为0.02 m，刚性片材质为有机玻璃，其密度为 1200 kg⋅m-3，弹性模量为 2.33×103MPa，泊松比为0.37。刚柔组合桨(RF-RDT-PBDT)和穿流-刚柔组合桨(PRF-RDT-PBDT)的柔性片长度为 0.45 m、宽度为0.02 m，柔性片材质为硅胶，其密度为1200 kg⋅m-3，弹性模量为2.14 MPa，泊松比为0.48。穿流桨的穿流孔直径为0.0080 m，孔隙率为12%。研究物系为石英砂-水两相体系，石英砂颗粒密度为2470 kg·m-3、平均直径为120 μm，固相体积分数为5%，水的密度为998 kg·m-3。

图1 搅拌槽结构Fig.1 Structure of stirred tank

计算中将搅拌桨附近区域划分为旋转子域，其余区域划分为静止子域。其中，静止子域采用结构六面体网格进行划分；旋转子域采用非结构四面体网格划分，为了增加模拟计算精度，对旋转子域进行了网格加密处理。旋转子域和静止子域网格划分如图3、图4所示。在转速为345 r⋅min-1时，以r/R=0.75处的固体颗粒轴向速度进行网格无关性验证，以刚性桨体系为例，考察了网格分别为 1018710、1364067和1620850个时对r/R=0.75处固体颗粒轴向速度的影响，结果如图5所示，网格数量对计算结果影响较小。因此，采用网格总数为1018710对刚性桨搅拌槽进行离散。同理，刚性组合桨和刚柔组合桨的搅拌槽网格总数为1014102，穿流-刚性组合桨和穿流-刚柔组合桨的搅拌槽网格总数为2252754。

图2 搅拌桨结构Fig.2 Structure of impellers

图3 旋转子域网格划分Fig.3 Meshing for rotary part

图4 静止子域网格划分Fig.4 Meshing for static part

图5 网格数量对固体颗粒轴向速度的影响Fig.5 Effect of grid number on solid particle axial velocity

1.2 数学模型与计算方法

利用ANSYS-Workbench平台提供的Fluent模块和Transient Structural模块，分别对固液两相的悬浮特性和瞬时结构受力分析，两个模块之间通过System Coupling实现数据的传递。固体域中，对搅拌桨进行瞬态结构受力分析，分别对刚性组合桨和穿流-刚性组合桨的刚性片，以及刚柔组合桨和穿流-刚柔组合桨的柔性片的物性参数（密度、弹性模量、泊松比）进行设置，对搅拌轴施加圆柱面约束，固定约束搅拌轴的径向与轴向运动，设置切向为自由，允许搅拌轴转动。叶片面设置为 fluid solid interface[16-17]。流体域中，采用多重参考系（multiple reference frame,MRF）模型模拟搅拌桨的转动，即桨叶所在区域以桨叶旋转速度为参考系，其他区域使用静止参考系。压力速度耦合采用SIMPLE算法，差分格式采用一阶迎风格式，收敛残差10-4。结构变形会影响流场的变化，流场网格将发生变化，因此，采用Smoothing和Remeshing两种方法对网格进行动网格设置。搅拌槽壁面区域的动网格类型设置为 Deforming，搅拌桨叶片区域设置为耦合面。固体域与流体域设置相同的时间步长0.001 s。采用欧拉-欧拉多相流模型对固液两相进行模拟，该模型将多相流视为互相渗透的连续介质，模拟时分别求解每相的质量、动量方程。采用标准k-ε模型模拟固液两相的湍流运动[18-19]。由于本研究的固体颗粒浓度较低，仅为 5%，固液两相间的曳力系数计算采用Wen-Yu模型[20-22]。

图6 桨叶总变形云图Fig.6 Total deformation contour for impellers/mm

2 结果与讨论

2.1 桨叶的总变形分析

在功耗为0.4 kW的条件下，刚性桨、刚性组合桨、刚柔组合桨、穿流-刚性组合桨以及穿流-刚柔组合桨的转速分别为 345、275、275、280、280 r⋅min-1，功率准数分别为 6.127、12.09、12.09、11.46、11.46。5种搅拌桨的桨叶总变形如图6所示。从图中可以看出，刚性桨的最大变形量为0.087348 mm，刚性组合桨的最大变形量为138.92 mm，穿流-刚性组合桨的最大变形量为166.36 mm，刚柔组合桨的最大变形量为1.4818×105mm，穿流-刚柔组合桨的最大变形量为1.7324×105mm。刚柔组合桨的最大变形量是刚性组合桨的1.067×103倍，穿流-刚柔组合桨的最大变形量是穿流-刚性组合桨的 1.041×103倍。穿流-刚性组合桨的最大变形量是刚性组合桨的1.198倍，穿流-刚柔组合桨的最大变形量是刚柔组合桨的1.169倍。这表明在相同功耗下，柔性片的变形量比刚性片更大，受到流体的作用力更大，柔性片更有利于流体的混合；穿流-刚性组合桨和穿流-刚柔组合桨的变形量分别比刚性组合桨和刚柔组合桨更大，表明穿流桨与流体的相互作用更大，更有利于流体的混合。

2.2 桨叶的应力分析

在功耗为0.4 kW条件下，5种搅拌桨的桨叶应力分布如图7所示。从图中可以看出，刚性桨的最大应力为 8.1179 MPa，最小应力为 9.6994×10-5MPa；刚性组合桨的最大应力为48.833 MPa，最小应力为1.0336×10-5MPa；穿流-刚性组合桨的最大应力为159.06 MPa，最小应力为1.3446×10-5MPa；刚柔组合桨的最大应力为48.628 MPa，最小应力为1.2925×10-5MPa；穿流-刚柔组合桨的最大应力为151.0 MPa，最小应力为1.4488×10-5MPa。与刚性组合桨和穿流-刚性组合桨相比，刚柔组合桨和穿流-刚柔组合桨的最大应力分别降低了 0.4096%和5.091%，最小应力分别提高了25.05%和7.732%，柔性片的应力分布更加均匀，提高了桨叶对流体的作用力。穿流-刚性组合桨和穿流-刚柔组合桨的最大应力分别是刚性组合桨和刚柔组合桨的3.258倍和3.105倍，最小应力分别比刚性组合桨和刚柔组合桨提高了30.08%和7.732%。穿流桨能够进一步增大与流体的相互作用力，更有利于流体的混合。

图7 桨叶等效应力云图Fig.7 Equivalent stress contour for impellers/MPa

2.3 固体颗粒轴向速度分布

从图8中可知，功耗为0.4 kW，位置为r/R=0.55处，刚性桨体系中固体颗粒的Uz/Utip值为-0.1395～0.1982，Uz/Utip的最大绝对值为0.1982；刚性组合桨体系中固体颗粒的Uz/Utip值为-0.1397～0.2198，Uz/Utip的最大绝对值为0.2198，比刚性桨提高了10.90%；刚柔组合桨体系中固体颗粒的Uz/Utip值为-0.1516～0.2484，Uz/Utip的最大绝对值为0.2484，比刚性组合桨提高了13.01%；穿流-刚性组合桨体系中固体颗粒的Uz/Utip值为-0.1536～0.2737，Uz/Utip的最大绝对值为0.2737，比刚性组合桨提高了 24.52%；穿流-刚柔组合桨体系中固体颗粒的Uz/Utip值为-0.1607～0.3034，Uz/Utip的最大绝对值为0.3034，比刚柔组合桨提高了22.14%，比穿流-刚性组合桨提高了10.85%。这表明穿流-刚柔组合桨能够有效增大体系中固体颗粒的轴向速度，增强固体颗粒的轴向运动，有利于提高体系中固体颗粒的悬浮程度。

图8 固体颗粒轴向速度分布(P=0.4 kW,r/R=0.55)Fig.8 Solid axial velocity profiles (P=0.4 kW,r/R=0.55)

2.4 湍动能耗散率分布

从图9中可知，功耗为0.4 kW，位置为r/R=0.55处，刚性桨体系中桨叶附近区域的湍动能耗散率较大，ε/D2N3的最大值为2.604，桨叶能量传递效率较低。刚性组合桨能够在搅拌槽较大范围内提高体系的湍动能耗散率，体系中ε/D2N3的最大值为3.667，比刚性桨提高了 40.82%；刚柔组合桨体系中ε/D2N3的最大值为3.919，比刚性组合桨提高了6.872%；穿流-刚性组合桨体系中ε/D2N3的最大值为4.454，比刚性组合桨提高了13.65%；穿流-刚柔组合桨体系中ε/D2N3的最大值为 4.709，比刚柔组合桨提高了 20.16%，比穿流-刚性组合桨提高了5.725%。这是因为穿流桨在旋转过程中会产生许多股高速射流，并形成剪切层，剪切层进一步周期性地增厚或减薄，并诱导涡流产生[14-15]。这些涡流运动将湍流的流体带至周围无旋流体，将周围无旋流体卷入射流中。这种射流和卷吸会使涡管长度被进一步拉伸，形成众多稳定的小旋涡，混合体系中的局部能量弥散率增大。柔性片能够增大桨叶与流体的相互作用，提高体系的湍动程度，强化桨叶能量的弥散过程。因此，穿流-刚柔组合桨体系中的ε/D2N3值最大。

图9 湍动能耗散率分布(P=0.4 kW,r/R=0.55)Fig.9 Turbulent kinetic energy dissipation rate profiles(P=0.4 kW,r/R=0.55)

2.5 固相浓度分布

图10分别为5种不同桨型在相同功耗下搅拌槽YZ面的固含率分布。从图中可以看出，搅拌槽内底部的固体颗粒浓度较大，搅拌槽顶部的固体颗粒浓度较小。在搅拌槽底部出现了不同程度的固体颗粒堆积现象，刚性桨体系中的固体颗粒堆积程度在5种桨型体系中最大，刚性组合桨和刚柔组合桨能够减少搅拌槽底部固体颗粒的堆积数量，穿流-刚性组合桨和穿流-刚柔组合桨能够在刚性组合桨和刚柔组合桨的基础上进一步减少搅拌槽底部固体颗粒的堆积数量，且刚柔组合桨和穿流-刚柔组合桨体系中固体颗粒的悬浮程度分别高于刚性组合桨和穿流-刚性组合桨。刚性桨主要是依靠桨叶的剪切作用将桨叶能量传递给固体颗粒，体系湍动程度较低，固体颗粒轴向速度较小，导致搅拌槽底部堆积的固体颗粒数量较多。刚性组合桨和刚柔组合桨能够切割搅拌槽较大范围内的流体，提高混合体系的湍动程度，产生较大的卷吸力和提升力，增大固体颗粒的轴向速度[23-24]。相比于刚性组合桨和刚柔组合桨，穿流-刚性组合桨和穿流-刚柔组合桨在旋转过程中，在桨叶背后会产生许多股高速射流，进而形成许多小旋涡，强化桨叶能量的弥散过程，桨叶能量能够更多地传递给固体颗粒，提高固体颗粒的悬浮程度。因此，穿流-刚性组合桨和穿流-刚柔组合桨在刚性组合桨和刚柔组合桨的基础上能够进一步减少搅拌槽底部固体颗粒的堆积数量。相比于刚性组合桨和穿流-刚性组合桨，刚柔组合桨和穿流-刚柔组合桨的柔性片与流体的相互作用力更大，更有利于流体的混合。另外，从图10中可知，由于刚性组合桨、刚柔组合桨、穿流-刚性组合桨和穿流-刚柔组合桨在旋转过程中产生的离心力作用，导致搅拌轴附近出现了固含率较低的区域。

图10 YZ平面固相浓度分布 (P=0.4 kW)Fig.10 Contour plots of solid concentration of YZ plane (P=0.4 kW)

2.6 模拟结果与实验结果对比

图11 不同桨型体系中轴向固含率的模拟值与实验值对比(P=0.4 kW,r/R=0.75)Fig.11 Simulated and experimental axial solid concentration for different impeller (P=0.4 kW,r/R=0.75)

图11为在相同功耗下5种不同桨型体系中轴向固含率的模拟值与实验值对比。实验中采用取样法[25-27]对搅拌槽轴向位置z/H=0.25，0.375，0.5，0.625，0.75，径向位置r/R=0.75处的固含率进行测量。从图中可知，穿流-刚柔组合桨体系中搅拌槽上部的固含率在5种桨型体系中最大，表明穿流-刚柔组合桨能够有效提高搅拌槽内固体颗粒的悬浮程度，更多的固体颗粒得以悬浮至搅拌槽上部，且模拟值与实验值吻合较好。

3 结 论

（1）在功耗为0.4 kW的条件下，穿流-刚柔组合桨的最大变形量分别是刚性桨、刚性组合桨、刚柔组合桨、穿流-刚性组合桨的 1.984×106倍、1.247×103倍、1.169 倍、1.041×103倍。与刚性组合桨和穿流-刚性组合桨相比，刚柔组合桨和穿流-刚柔组合桨的最大应力分别降低了 0.4096%和5.091%，最小应力分别提高了25.05%和 7.732%；与刚性组合桨和刚柔组合桨相比，穿流-刚性组合桨和穿流-刚柔组合桨的最大应力分别提高了2.258倍和2.105倍，最小应力分别提高了30.08%和7.732%。穿流-刚柔组合桨能够增大桨叶的变形量，提高桨叶应力分布的均匀性，增强桨叶与流体相互耦合作用力，强化固液两相的混合过程。

（2）在功耗为0.4 kW的条件下，穿流-刚柔组合桨体系中固体颗粒的最大Uz/Utip值分别比刚性桨、刚性组合桨、刚柔组合桨和穿流-刚性组合桨体系提高了 53.08%、38.03%、22.14%、10.85%；穿流-刚柔组合桨体系中最大ε/D2N3值分别比刚性桨、刚性组合桨、刚柔组合桨和穿流-刚性组合桨体系提高了80.84%、28.42%、20.16%、5.725%。穿流-刚柔组合桨能够增大固体颗粒的轴向速度，提高体系的湍动能耗散率，减小搅拌槽底部固体颗粒的堆积程度，提高固体颗粒的悬浮程度。

（3）通过实验可知，在相同功耗下，穿流-刚柔组合桨体系中固体颗粒轴向分布更为均匀，且实验结果与模拟结果相符。

符 号 说 明

Cavg——平均固含率

Ch——轴向位置的固含率

D——桨叶直径，m

H——液体高度，m

N——转速，s-1

P——桨叶功耗，kW

R——搅拌槽半径，m

r——径向距离，m

T——搅拌槽内径，m

Utip——桨叶尖端速度，m⋅s-1

Uz——固体颗粒轴向速度，m⋅s-1

W——挡板宽度，m

Z——轴向距离，m

ε——湍动能耗散率，m2⋅s-3

[1]BALDI G,CONTI R,ALARIA E,et al.Complete suspension of particles in mechanically agitated vessels[J]. Chem.Eng.Sci.,1978,33(1): 21-25.

[2]KUZMANIC N,KESSLER E M.Continuous sampling of floating solids suspension from a mixing tank[J].Chem.Eng.Res.Des.,1997,36(11)：5015-5022.

[3]MICHELETTI M,NIKIFORAKI L,LEE K C,et al.Particle concentration and mixing characteristics of moderate-to-dense solid-liquid suspensions[J].Ind.Eng.Chem.Res.,2003,42(24)：6236-6249.

[4]KUMARESAN T,JOSHI J B.Effect of impeller design on the flow pattern and mixing in stirred tanks[J].Chem.Eng.Sci.,2006, 115(3)：173-193.

[5]THRING R W,EDWARDS M F.An experimental investigation into the complete suspension of floating solids in an agitated tank[J].Ind.Eng.Chem.Res.,1990,29(4)：678-682.

[6]TAGAWA A,DOHI N,KAWASE Y.Dispersion of floating solid particles in aerated stirred tank reactors：minimum impeller speeds for off-surface and ultimately homogeneous solid suspension and solids concentration profiles[J].Ind.Eng.Chem.Res.,2006,45(2)：818-829.

[7]KLENOV O P,NOSKOV A S.Solid dispersion in the slurry reactor with multiple impellers[J].Chem.Eng.Sci.,2011,176(1)：75-82.

[8]周坤.偏心搅拌内固液两相流动特性的研究[D].北京：北京化工大学,2015.ZHOU K.Study for the flow characteristic of solid-liquid system in eccentrically stirred tank[D].Beijing：Beijing University of Chemical Technology,2015.

[9]杨瑞,周肇义,蒋述曾.新型高效射流搅拌发酵罐的开发和应用[J].食品与发酵工业,1999,25(5)：41-46.YANG R,ZHOU Z Y,JIANG S Z.The Development and application of new type high-efficient jet-stirring fermenter[J].Food and Fermentation Industries,1999,25(5)：41-46.

[10]WIGGINS S.Coherent structures and chaotic advection in three dimensions coherent structures and chaotic advection in three dimensions[J].Journal of Fluid Mechanics,2010,654(10)：1-4.

[11]SHEKHAR C,NISHINO K,YAMANE Y,et al.Stereo-PIV measurement of turbulence characteristics in a flow mixer[J].Journal of Visualization,2012,15(4)：293-308.

[12]刘作华,孙瑞祥,陶长元,等.提高金属锰电解液浸取率的组合式搅拌桨：201110088762.8[P].2012-10-10.LIU Z H,SUN R X,TAO C Y.A combined type stirring paddle to improve the leaching rate of manganese metal electrolyte：201110088762.8[P].2012-10-10.

[13]CAMPBELL R L,PATERSON E G.Fluid-structure interaction analysis of flexible turbomachinery[J].Journal of Fluids and Structures,2011,27(8)：1376-1391.

[14]刘静,欧阳锋,王能勤.新型穿流式搅拌器在固-液系统中的搅拌性能研究[J].四川联合大学学报(工程科学版),1999,3(2)：48-53.LIU J,OUYANG F,WANG N Q.Agitation characteristics of a new type punched agitator used in solid-liquid system[J].Journal of Sichuan Union University(Engineering Science Edition),1999,3(2)：48-53.

[15]欧阳锋.新型穿流式搅拌桨在湿法磷酸反应器中的应用[J].西南交通大学学报,2000,35(2)：145-147.OUYANG F.Application of a new type of punched agitator to phosphoric acid reaction[J].Journal of Southwest Jiaotong University,2000,35(2)：145-147.

[16]朱俊,周政霖,刘作华,等.刚柔组合搅拌桨强化流体混合的流固耦合行为[J].化工学报,2015,66(10)：3849-3856.ZHU J,ZHOU Z L,LIU Z H,et al.Fluid-structure coupling interaction in liquid flow movement intensified by flexible-rigid impeller[J].CIESC Journal,2015,66(10)：3849-3856.

[17]栾德玉,张盛峰,郑深晓,等.基于流固耦合的错位桨搅拌假塑性流体动力学特性[J].化工学报,2017,68(6)：2328-2335.LUAN D Y,ZHANG S F,ZHENG S X,et al.Dynamic characteristics of impeller of perturbed six-bent-bladed turbine in pseudoplastic fluid based on fluid-structure interaction[J].CIESC Journal,2017,68(6)：2328-2335.

[18]TAMBURINI A,CIPOLLINA A,MICALE G,et al.CFD simulation of dense solid-liquid suspensions in baffled stirred tank：predictions of suspension curves[J].Chem.Eng.J., 2011,178：324-341.

[19]TAMBURINI A,CIPOLLINA A,MICALE G,et al.CFD simulation of dense solid-liquid suspensions in baffled stirred tank：predictions of the minimum impeller speed for complete suspension[J].Chem.Eng.J., 2012,193：234-255.

[20]SHAO T,HU Y Y,WANG W T,et al.Simulation of solid suspension in a stirred tank using CFD-DEM coupled approach[J].Chin.J.Chem.Eng.,2013,21(10)：1069-1081.

[21]BASAVARAJAPPA M,DRAPER T,TOTH P,et al.Numerical and experimental investigation of single phase flow characteristics in stirred tanks using Rushton turbine and flotation impeller[J].Minerals Engineering,2015,83：156-167.

[22]WADNERKAR D,UTIKAR R P,TADE M O,et al.CFD simulation of solid-liquid stirred tanks[J].Advanced Power Technology,2012,23(4)：445-453.

[23]刘作华,杨鲜艳,谢昭明,等.柔性桨与自浮颗粒协同强化高黏度流体混沌混合[J].化工学报,2013,64(8)：2794-2800.LIU Z H,YANG X Y,XIE Z M,et al.Chaotic mixing performance of high-viscosity fluid synergistically intensified by flexible impeller and floating particles[J].CIESC Journal,2013,64(8)：2794-2800.

[24]刘作华,孙瑞祥,王运东,等.刚-柔组合搅拌桨强化流体混沌混合[J]化工学报,2014,65(9)：3340-3349.LIU Z H,SUN R X,WANG Y D,et al.Chaotic mixing intensified by rigid-flexible coupling impeller[J].CIESC Journal,2014,65(9)：3340-3349.

[25]BALDI G,CONTI R,ALARIA E.Complete suspension of particles in mechanically agitated vessels[J]. Chem.Eng.Sci.,1978,33(1)：21-25.

[26]DOHI N,TAKAHASHI T,MINEKAWA K,et al.Power consumption and solid suspension performance of large-scale impellers in gas-liquid-solid three-phase stirred tank reactors[J].Chem.Eng.J.,2004,97：103-114.

[27]TAKAHASHI K,SASAKI S.Complete drawdown and dispersion of floating solids in agitated vessel equipped with ordinary impellers[J].J.Chem.Eng.Jpn.,1999,32(1)：40-44.

date:2017-05-16.

Prof.LIU Zuohua,liuzuohua@cqu.edu.cn.

supported by the National Natural Science Foundation of China (21576033,21636004),the Fundamental Research Funds for the Central Universities (106112017CDJQJ228808) and the Chongqing Special Social Undertakings and People’s Livelihood Security Science and Technology Innovation (cstc2015shmszx100024).

Solid-liquid suspension behavior intensified by punched rigid-flexible impeller

GU Deyin1,LIU Zuohua1,QIU Facheng1,XU Chuanlin1,XIE Zhaoming1,LI Jun1,
TAO Changyuan1,WANG Yundong2
(1School of Chemistry and Chemical Engineering,Chongqing University,Chongqing400044,China;2Department of Chemical Engineering,Tsinghua University,Beijing100084,China)

The total deformation and equivalent stress of impeller,and hydrodynamics of solid-liquid suspension process in a stirred tank with RDT-PBDT,R-RDT-PBDT,RF-RDT-PBDT,PR-RDT-PBDT and PRF-RDT-PBDT were investigated using bidirectional fluid-structure interaction (FSI) method.Results showed that,at the same power consumption,the total deformation of PRF-RDT-PBDT was 1.984×106,1.247×103,1.169,1.041×103times of RDT-PBDT,R-RDT-PBDT,RF-RDT-PBDT and PR-RDT-PBDT,respectively.The equivalent stress of PRF-RDT-PBDT was larger than that of RDT-PBDT,R-RDT-PBDT and RF-RDT-PBDT,and was more homogeneous than that of PR-RDT-PBDT.The maximumUz/Utipvalue of solid particle and maximumε/D2N3value in PRF-RDT-PBDT system were 53.08% and 80.84%，38.03% and 28.42%，22.14% and 20.16%，10.85%and 5.725%,which are higher compared with RDT-PBDT,R-RDT-PBDT,RF-RDT-PBDT,PR-RDT-PBDT,respectively.Therefore,PRF-RDT-PBDT can enhance mutual coupling effect with fluid,increase axial velocity of solid particles and turbulent energy dissipation rate,reduce the accumulation of solid particles at the bottom of stirring tank,and improve the solid-liquid mixing performance.

fluid-structure interaction; stirring; PRF-RDT-PBDT; solid-liquid two-phase; suspension

TQ 027.2

A

0438—1157（2017）12—4556—09

10.11949/j.issn.0438-1157.20170632

2017-05-16收到初稿，2017-06-17收到修改稿。

联系人：刘作华。

谷德银(1989—)，男，博士研究生。

国家自然科学基金项目（21576033,21636004）；中央高校基本科研业务费专项资金（106112017CDJQJ228808）；重庆市社会事业与民生保障科技创新专项（cstc2015shmszx100024）。