降低临界转速的自吸式搅拌桨设计

鞠凡

（辽宁石化职业技术学院， 辽宁 锦州 121001）

工业上很多气液传质过程发生在搅拌釜中[1]。在密闭反应器中，实现气体良好分散到液相中的方法主要有两种：安装气体分布器或采用自吸式搅拌桨[2]。与传统的气体分布系统相比，自吸式搅拌桨不需要气体压缩机，设备投入成本低，操作和维护费用少。如果使用纯净或者有毒气体，为提高气体利用率，在无气体外循环状况下，自吸式搅拌桨气液传质优势更加明显[3,4]。自吸式搅拌桨最早应用于20世纪50年代的泡沫浮选，现在已经广泛应用于加氢、烷基化、乙氧基化、氨解、氯化、纯净气体氧化、氢氯化等反应装置[5]。

搅拌桨转动时搅拌桨表面的压力会下降。当搅拌转速达到一定值时，出气孔处的压力与反应器上部气体的压力相等。如果搅拌转速进一步提高，气体开始吸入。这个转速值称为气体吸入的临界搅拌转速Nc[6-8]。如果转速低于临界转速，就没有气体吸入[5]。近四十年来，自吸式搅拌桨的吸气机理得到了广泛的研究[3,6,9]。气体开始吸入气体的临界转速，除了与叶轮以上的液体高度有关，还与出气孔位置有关。在同样的条件下，出气孔位置距离搅拌轴越远，临界转速越低[7,9]。在较早的研究中，我们提出了一个数学模型，临界转速可简化为：

其中h为液体深度，d为出气孔处的搅拌桨直径，K为速度损失系数[10]。参数K包含了液体摩擦与叶轮转动时的液体滑移因素。其中的K可以由实验数据方便地计算出来。对于指定的h值，临界转速Nc随着d和K值的增加而下降[10]。近期关于自吸式搅拌桨的研究集中在利用计算流体力学模拟软件，更多细节分析多相流内部不同现象间的相互影响[11-13]。大多报道[4,5,6]的自吸式搅拌桨叶片结构复杂，气体开始吸入的临界转速高。鉴于工业通常应用的搅拌釜的临界转速较低，有必要开发出与之配套的的自吸式搅拌桨。

1 实验部分

实验在内径T=0.4m的椭圆型底有机玻璃釜中进行，如图1所示。MZX型自吸式搅拌器[14]以双圆盘涡轮为自吸式搅拌桨，是一种国内应用比较多的自吸式反应器[15]，在它的结构基础上进行研究和改进。E和F桨型分别用推进式搅拌桨（PD）和下压式45°斜叶桨（PBTD）进行桨叶的改造。实验中所用的六种自吸式搅拌桨如图2所示，它们的结构改变如表1所示。可见A、B、C、D四种搅拌桨都是涡轮式，而E、F都是旋桨式。采用双层搅拌桨，上层桨为自吸式桨，桨径D=0.13m。通过改变液面高度来改变自吸式桨的浸没深度h。桨径为0.17m的PBTU搅拌桨作为下层桨，转速在200rpm-550rpm范围内变化。在常温常压下操作，实验介质是自来水和空气[16]。

图1 实验装置示意图

自吸式搅拌桨的改进结构类型见图2。

图2 自吸式搅拌桨的改进类型

表1 自吸式搅拌桨各改进类型比较

2 结果与讨论

2.1 临界转速

自吸式叶轮构型对临界转速Nc的影响如图3所示，对K的影响如图4所示。临界转速随着出气孔处的搅拌桨直径d增大而减小，随着液体深度h的增加而增大。这是因为出气孔处叶瓣直径越大，产生的压差推动力越大；而液体深度越大，吸气需要克服的液柱增大，压差推动力减小，与早前提出的数学模型相符[10]。对于A构型，虽然出气孔在轴上，但双圆盘的几何结构相当于d=D。通过B构型与A构型的比较可见，d的增加大大降低了临界转速。C构型的改造则降低了叶片滑移因素和孔口、叶轮内部的阻力损失，使K大大提高，临界转速比B构型下降。而D构型的改造进一步降低了孔口阻力损失，使K值上升，临界转速下降。D构型的切口方向朝下，使气泡能尽量向下运动，当固体颗粒存在时出气孔也不容易堵塞。与D构型相比，实验中未观察到E与F的构型改变对临界转速的明显影响，可能因为在转速并不高时，叶片型式的改变对K值的改变很小。所以不同搅拌桨型都可以通过增加这种吸气支管的方式成为自吸式搅拌桨。

图3 不同自吸叶轮形式的临界转速

由图4可见，B桨型的K值显著低于其它桨型，这是由于其它桨型都有6个出气孔，而B桨型只有3个出气孔，气体流动阻力较大。出气孔面积太小或形式不当，都使K下降，不利于气体的吸入。自吸式搅桨型式变化，改变了釜上部的总体流动情况和剪切强度，对K值构成影响，这会使临界转速和吸气量发生变化。同时釜上部总体流动情况的改变，影响气泡的运动方向与速度，从而改变气泡的停留时间。由式（1）可知，Nc值随K值的增大而减小。在实验的六种桨型中，F桨型K值最大Nc值最小，是最优的桨型设计。为了数据处理方便，用下式定义变量H：

由式（3）预测的F桨型Nc值与实验值的对比如图5所示，实验结果与数学模型完全吻合。说明我们早前提出的数学模型适合预测自吸式搅拌桨的临界转速，可以用于设计和改进自吸式搅拌桨。

2.2 自吸式桨型对气体流量的影响

图4 不同桨型对损失系数K的影响

图5 F桨型临界转速实验值与预测值的对比

当h=0.15m进行气体流量的测定，如图6所示。由图6可见，气体流量随转速的提高而增加，Q与搅拌桨转速N基本成线性关系，与数学模型[7,10]相符。在同样转速下，临界转速高的叶轮气体吸入量低，这是因为临界转速低的叶轮对应的d与K值都比较低。转速在400rpm以下时E构型与F构型的吸气量都比D构型高，而转速在400rpm以上时E构型的吸气量比D构型略有下降，F构型的吸气量仍比D高。因为推进式搅拌桨（PD）的搅拌功率(Np=1.1)比较低，湍动液体中的能量损失hf1值[10]比较低。因为斜叶桨（PBTD）的下压作用有助于气泡脱离出气孔，而且使气泡向下运动，气含率较高。而且PBTD的搅拌功率准数(Np=1.5)比圆盘涡轮桨的功率准数(Np=6)低得多，所以同样的搅拌功率下，采用PBTD式桨叶的F桨型吸气量最大。

2.3 气含率对吸气量的影响

对于桨型F测定不同转速下的气体吸入量，根据我们前期研究的数学模型[10]计算得到出气孔附近的局部气含率，如图7所示。可见气泡在出气孔处的积聚，尤其是转速高时现象严重。当气体大量吸入时，出气孔处的气含率太高，可能形成了气穴附着在出气孔上。气穴使气体吸入量降低[10,16]。可见，对于直径一定的自吸式叶轮，出气孔处的高气含率，也就是气泡能否尽快地脱离出气孔区域，成为制约吸气量的重要因素。

由釜底部的气体分布盘进气，表观气速在0.5-13mm/s之间进行实验。分别对转速为240rpm与420rpm的情况进行了气含率测定。发现表观气速在7mm/s以下时，对吸气量没有影响；通气的表观气速在7mm/s以上时，自吸式叶轮的吸气量略有下降。可见总气含率对吸气量的影响不大，对于有气体分布盘的反应器，仍可采用自吸式桨来进一步提高传质效果。

图6 不同桨型对气体吸入量的影响

图7 F桨型不同转速下的出气孔附近局部气含率

2.4 挡板的影响

改变挡板位置，测量临界转速，计算得K如表2所示。可见，挡板位置的提高使临界转速提高，K值下降。因为挡板下端与釜底封头边缘的距离HB越大，挡板对于叶轮附近液体的阻碍作用就越小，越容易发生打旋现象。打旋现象使叶轮与液体之间的相对速度下降，也就是增强了叶片滑移因素。K值的降低使得临界转速上升、气体吸入量下降。挡板位置提高，以搅拌轴为中心的液面下凹，产生一个大的旋涡，位置在叶轮的正上方。对于h=0.145m，HB/T=0.75的情况，还没有达到临界转速，自吸式叶轮就已经暴露在这个旋涡之中，无法正常工作。而且下层液体打旋也不利于固体颗粒的悬浮。所以对于自吸式反应器，应该采用全挡板结构，并且挡板底端与下封头齐平。挡板通常设四个已足够，如果容器非常大，则可适当增加挡板数目。

表2 不同挡板位置对K的影响

3 放大试验效果

目前国内最大的麦草畏生产基地升华拜克有限公司以2,5-二氯苯酚为主要原料合成麦草畏。其中，2,5-二氯苯酚钾盐的羧化反应为关键反应。该反应在高压搅拌反应釜中进行，2,5-二氯苯酚液体和催化剂间歇加料，而CO2气体连续进料，搅拌转速200rpm。根据上述理论与实验的研究，设计了新式双层桨自吸式搅拌反应器，在直径0.7m，有效容积为200L的气液吸收反应装置中进行中试。转速200rpm的情况下反应时间由原来的16h缩短为8h，且副产物减少，从而原料消耗量下降了27%。

再将该结构的自吸式搅拌桨应用于10m3反应装置进行放大实验，该装置原采用表面曝气式搅拌方式以200rpm的转速进行生产。改造后运转稳定，转速仍为200rpm的情况下反应时间由18h缩短为9h，且副产物减少，从而原料消耗量下降了30%[17]。

4 结论

（1）根据我们早前研究中得到的自吸式搅拌桨吸气过程的数学模型，为了改变出气孔位置增加d值，设计了吸气支管；为了减小K值，使出气孔切削向下。吸气支管的数量不宜过少，孔口切削向下更有利于吸气。经过冷模实验证明临界转速下降，气体吸入量提高。经过10m3工业装置应用，表明了该设计是可行的，具有潜在应用价值。

（2）这种改造方法的另一个优点是，把吸气支管部分与搅拌叶轮部分分离开，使小桨径低转速的情况也能吸入气体，也使不同形式的搅拌桨能够利用加装吸气支管，方便地改装成自吸式桨。同样的搅拌功率下，PBTD式自吸桨的吸气量最大。

（3）如何使气泡尽快脱离出气孔区域，降低出气孔处的局部气含率，是今后自吸式桨设计、以及反应器整体优化的关键。自吸式反应器应采用全挡板结构，挡板底端与下封头齐平。

符号说明

d —出气孔处的叶轮直径，m；

D —自吸式搅拌桨直径，m；

h —自吸式桨的浸没深度，m；

HB—挡板下边缘与底封头边缘之间的距离，m；

K —损失系数；

N —叶轮转速，r/min；

Nc—气体开始吸入的叶轮临界转速，r/min；

Q —自吸式叶轮的气体吸入量，L/min；

T —釜内径，m；

ε1—出气孔处的局部气含率

◆参考文献

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