一种折叶涡轮搅拌装置

1.本发明涉及搅拌设备领域，尤其涉及一种折叶涡轮搅拌装置。


背景技术：

2.搅拌是现代化工最常用的混合技术之一，在化工、食品、医药、生物发酵等领域有着广泛的应用，尤其在高粘体系中搅拌则显得更为重要，如玉米芯等生物质水解而成的糖浆就是典型的高粘体系，气液传质阻力较大，在间歇式加氢反应中常需要进行机械搅拌，使非均相体系混合均匀，因此搅拌对于高粘体系混合十分重要，而搅拌桨是搅拌设备的核心部件之一，对搅拌的效果和效率起着至关重要的作用。它可以实现流体的有效均匀混合或多相流体的均匀分散。搅拌桨通过自身旋转把机械能传递给流体，强迫流体在搅拌槽内产生循环流动，根据流体流动特点可以将搅拌桨分为径向流叶轮和轴向流叶轮。径向流叶轮能在搅拌桨旋转区域产生较强的剪切力，同时搅拌槽主体区域产生径向主体流动，有利于气液和液液混合。轴向流叶轮在较低的功耗下，能在搅拌槽主体区域产生轴向主体流动，有利于固体颗粒的悬浮混合。
3.对于强化搅拌槽内高粘体系的气液混合体系传热、传质以及化学反应过程，需要选择能产生较强剪切力的径向流叶轮，以实现高粘体系气液两相在较短时间内的更均匀的混合。虽然径向流叶轮能产生较强的剪切力，但是产生的轴向循环流动较弱，搅拌过程能耗较高，而且很大一部分能量都在搅拌桨附近区域耗散，不能将能量充分的用于混合过程。
4.国内外针对新型搅拌桨研究很多，如一种复合搅拌桨(cn 114146592 a)，螺带式搅拌桨(cn 110681276 a)和框式搅拌桨(cn 110665385 a)。但是都没有能够在较低能耗下，强化高粘体系气液混合的能力。因此需要一种新型的折叶涡轮搅拌装置应用于高粘体系的气-液多相混合体系中。


技术实现要素：

5.本发明的目的在于提供一种折叶涡轮搅拌装置，增强搅拌槽内物料的循环流动，优化高粘体系气液混合效果，同时降低搅拌过程功耗。
6.为达此目的，本发明提供如下技术方案：
7.一种折叶涡轮搅拌装置，包括：
8.搅拌槽；
9.搅拌轴，其垂直设于所述搅拌槽内部；所述搅拌轴的底端固定有安装板，安装板沿圆周设有至少一个折叶桨，所述折叶桨包括倾斜波纹板和倾斜凹凸板；
10.所述倾斜波纹板的上端面为波纹面，下端面的部分与安装板连接；倾斜凹凸板的下端面为凹凸面，上端面的部分与安装板连接；倾斜波纹板的下端面的另一部分与倾斜凹凸板的上端面的另一部分相连接。
11.优选的，所述倾斜波纹板与安装板的夹角为20
°
～80
°
。
12.优选的，所述倾斜凹凸板与安装板的夹角为20
°
～80
°
。
13.优选的，所述倾斜波纹板的波纹面相邻波峰之间的距离与安装板的板径的比值为1/48～1/9。
14.优选的，所述倾斜凹凸板的凹凸面相邻凹面或凸面的距离与安装板的板径的比值为1/48～1/9。
15.优选的，所述倾斜波纹板的波纹面深度与倾斜波纹板宽度的比值为1/10～1/5。
16.优选的，所述倾斜凹凸板的凹凸面深度与倾斜凹凸板宽度的比值为1/10～1/5。
17.优选的，所述折叶桨安装离底高度与所述搅拌槽的槽径的比值为1/4～1/2。
18.优选的，所述折叶桨的数量为2～6片，且所述折叶桨的长度与所述搅拌槽的槽径的比值为1/10～1/5。
19.优选的，所述倾斜波纹板和倾斜凹凸板的交界面与安装板的中心面平行。
20.优选的，所述搅拌槽的内壁沿周向均匀设有多个挡板。
21.本发明通过上述参数设置，可以得到性能更好的折叶桨构型，从而使该折叶桨能耗低，气液混合效果优异。
22.与现有技术相比，本发明的有益效果在于：本发明通过折叶桨的倾斜波纹板和倾斜凹凸板的相互耦合作用，在保证径向排液能力的情况下，提高了搅拌桨的轴向排液能力，进而搅拌槽内的主体循环流量增加，强化了搅拌槽内介质的混合速率，缩短混合时间。波纹面和凹凸面的存在能够产生自旋相反的流向涡对，对卡门涡街具有一定的抑制作用，降低了表面曝气和功耗，解决了传统搅拌装置高粘体系气液混合能力较差的问题。
附图说明
23.图1是本发明提供的折叶涡轮搅拌装置结构示意图；
24.图2是图1中折叶桨的结构示意图；
25.图3是本发明实施例2的结构示意图；
26.图4是本发明实施例3的结构示意图；
27.图5是本发明实施例4的结构示意图；
28.图6是本发明实施例5～8的结构示意图；
29.其中：1、搅拌槽；2、挡板，3、搅拌轴；4、安装板；5、气液界面；6、折叶桨；61、倾斜波纹板；62、倾斜凹凸板；7、环形气体分布器。
具体实施方式
30.下面通过具体实施方式对本发明作进一步详细说明。但本领域技术人员将会理解，下列实施例仅用于说明本发明，而不应视为限定本发明的范围。实施例中未注明具体技术或条件者，按照本领域内的文献所描述的技术或条件进行。
31.如图1和图2所示，本发明提供的折叶涡轮搅拌装置包括：搅拌槽1、挡板2和搅拌轴3，其中搅拌轴4，垂直设于所述搅拌槽1内部，挡板2装配于搅拌槽1内壁。
32.具体地，在气液交界面5下方，搅拌轴3上设有安装板4和至少一个折叶桨6，折叶桨6包括倾斜波纹板61和与倾斜波纹板61连接的倾斜凹凸板62，本发明通过折叶桨6的倾斜波纹板61和倾斜凹凸板62的相互耦合作用，提高了折叶桨的轴向排液能力，相应的搅拌槽流体主体循环流量也增加，强化混合作用。
33.具体地，为在较低功耗下，强化搅拌装置内的混合作用，优选的，折叶桨6设计参数包括：倾斜波纹板61与水平面夹角20
°
～80
°
；倾斜凹凸板62与水平面夹角20
°
～80
°
；倾斜波纹板61上端面为波纹面，波纹面相邻波峰之间的距离与安装板4的板径的比值为1/48～1/9；倾斜凹凸板62下端面为凹凸面，凹凸面相邻凹面或凸面的距离与安装板4的板径的比值为1/48～1/9；倾斜波纹板61波纹面的深度与折叶桨6宽度的比值为1/20～1/10；倾斜凹凸板62凹凸面的深度与折叶桨6宽度的比值为1/20～1/10；折叶桨6的叶片数量为2～6片，且折叶桨6的长度与搅拌槽1的槽径的比值为1/4～1/2；倾斜波纹板61和倾斜凹凸板交界面与安装板4中心面平行；搅拌槽1的内壁沿周向均匀设有多个挡板2；挡板2的宽度与搅拌槽1的槽径的比值为1/20～1/10。
34.实施例1
35.针对气-液两相混合体系，在搅拌槽的槽径为288mm、高度为288mm的圆柱形搅拌槽1内，考察本发明的折叶涡轮搅拌装置(如图1所示)中搅拌桨的临界吸气搅拌转速和功率准数n
p
。搅拌槽1内壁设有4个挡板2，挡板2的宽度28.8mm。液相为1.2mol/l葡萄糖水溶液，粘度为1.95cp，气相为空气，温度为298k，其中槽内液相高度192mm。采用四叶片折叶桨6，折叶桨长度48mm，倾波纹板61的宽度为10mm，倾斜凹凸板62的宽度为10mm，倾斜波纹板61与水平面夹角为45
°
，斜凹凸板62与水平面夹角为45
°
，倾斜波纹板波纹面相邻波峰之间的距离为2mm，倾斜凹凸板凹凸面相邻凹面或者凸面之间的距离为2mm，倾斜波纹板61波纹面的深度为2mm；倾斜凹凸板62凹凸面的深度为2mm，在折叶桨6安装离底高度为144mm条件下，在fluent中利用体积流(vof)模型多重参考系法(mrf)对折叶涡轮搅拌装置进行稳态流体仿真模拟，湍流模型选择标准k-ε模型，壁面函数选择为标准壁面函数，设定不同的搅拌转速。选择基于速度-压力耦合算法进行求解，其中，空间离散梯度选择基于最小二乘单元，压力、动量、湍动能和湍动能耗散率选择二阶迎风格式，以提高模拟计算的精度。进行标准初始化后，利用pacth定义搅拌槽上部区域1/3为空气。残差收敛条件设置为0.0001。导出搅拌桨上的扭矩值，计算得到n
p
，(其中p为功率，ρ为搅拌槽内介质密度，n为转速，m为扭矩，d为叶片直径)。当搅拌转速增加至350rmp时，表面开始发生吸气，其临界吸气搅拌转速较标准平直叶涡轮搅拌桨提高了34.1％，而功率准数n
p
降低了19.7％。
36.实施例2
37.针对气-液两相混合体系，搅拌槽1和折叶桨6的结构和尺寸与实施例1一相同，在折叶桨6安装离底高度为96mm条件下(如图3所示)，考察搅拌桨的临界吸气搅拌转速和功率准数n
p
。在fluent中利用体积流(vof)模型多重参考系法(mrf)对折叶涡轮搅拌装置进行稳态流体仿真模拟，湍流模型选择标准k-ε模型，壁面函数选择为标准壁面函数，设定不同的搅拌转速。选择基于速度-压力耦合算法进行求解，其中，空间离散梯度选择基于最小二乘单元，压力、动量、湍动能和湍动能耗散率选择二阶迎风格式，以提高模拟计算的精度。进行标准初始化后，利用pacth定义搅拌槽上部区域1/3为空气。残差收敛条件设置为0.0001。功率准数n
p
计算同实施例1相同。当搅拌转速增加至650rmp时，表面仍然没有发生吸气，较标准平直叶涡轮搅拌桨的功率准数n
p
降低了24.3％。
38.实施例3
39.针对气-液两相混合体系，搅拌槽1结构和尺寸与实施例1相同。采用六叶片折叶桨
6，折叶桨长度48mm，倾波纹板61的宽度为10mm，倾斜凹凸板的宽度为10mm，倾斜波纹板61与水平面夹角为45
°
，斜凹凸板62与水平面夹角为45
°
，倾斜波纹板波纹面相邻波峰之间的距离为2mm，倾斜凹凸板凹凸面相邻凹面或者凸面之间的距离为2mm，倾斜波纹板61波纹面的深度为2mm；倾斜凹凸板62凹凸面的深度为2mm，在折叶桨6安装离底高度为144mm条件下(如图4所示)，考察搅拌桨的临界吸气搅拌转速和功率准数n
p
。在fluent中利用体积流(vof)模型多重参考系法(mrf)对折叶涡轮搅拌装置进行稳态流体仿真模拟，湍流模型选择标准k-ε模型，壁面函数选择为标准壁面函数，设定不同的搅拌转速。选择基于速度-压力耦合算法进行求解，其中，空间离散梯度选择基于最小二乘单元，压力、动量、湍动能和湍动能耗散率选择二阶迎风格式，以提高模拟计算的精度。进行标准初始化后，利用pacth定义搅拌槽上部区域1/3为空气。残差收敛条件设置为0.0001。功率准数n
p
计算同实施例1相同。当搅拌转速增加至380rmp时，表面开始发生吸气，其临界吸气搅拌转速较标准平直叶涡轮搅拌桨提高了46.4％，而功率准数n
p
降低了14.5％。
40.实施例4
41.针对气-液两相混合体系，搅拌槽1和折叶桨6的结构和尺寸与实施例3相同，在折叶桨6安装离底高度为96mm条件下(如图5所示)，考察搅拌桨的临界吸气搅拌转速和功率准数n
p
。在fluent中利用体积流(vof)模型和多重参考系法(mrf)对折叶涡轮搅拌装置进行稳态流体仿真模拟，湍流模型选择标准k-ε模型，壁面函数选择为标准壁面函数，设定不同的搅拌转速。选择基于速度-压力耦合算法进行求解，其中，空间离散梯度选择基于最小二乘单元，压力、动量、湍动能和湍动能耗散率选择二阶迎风格式，以提高模拟计算的精度。进行标准初始化后，利用pacth定义搅拌槽上部区域1/3为空气。残差收敛条件设置为0.0001。功率准数n
p
计算同实施例1相同。当搅拌转速增加至700rmp时，表面仍然没有发生吸气，较标准平直叶涡轮搅拌桨的功率准数n
p
降低了17.9％。
42.实施例5
43.针对气-液两相混合体系，搅拌槽1和折叶桨6的结构和尺寸与实施例1相同，在折叶桨6安装离底高度为96mm的条件下(如图6所示)，考察搅拌桨的混合时间和功率准数n
p
。在fluent中利用欧拉-欧拉多相流(euler-euler)和多重参考系法(mrf)的方法，对折叶涡轮搅拌装置进行瞬态流体仿真模拟，湍流模型选择标准k-ε模型，壁面函数选择为标准壁面函数，设定搅拌转速为400rmp，定义离搅拌槽底高度72mm处有一外径76mm，内径68mm与搅拌轴4共轴的环形气体分布器7为空气进口，空气流速为0.07m/s，速度方向垂直于圆环中心面，速度方向垂直于圆面，搅拌槽顶部设置为脱气出口。选择基于速度-压力耦合算法进行求解，其中空间离散梯度选择基于最小二乘单元，压力、动量、湍动能和湍动能耗散率选择二阶迎风格式，以提高模拟计算的精度。时间步长设置为0.001s，残差收敛条件设置为0.0001。功率准数n
p
计算同实施例1相同。当搅拌进行6.5s后搅拌槽整体气含率趋于稳定，较标准平直叶涡轮搅拌桨降低了63.2％，功率准数n
p
降低了12.8％。
44.实施例6
45.针对气-液两相混合体系，搅拌槽1和折叶桨6的结构和尺寸与实施例1相同，在折叶桨6安装离底高度为96mm的条件下(如图6所示)，考察搅拌桨的混合时间和功率准数n
p
。在fluent中利用欧拉-欧拉多相流(euler-euler)和多重参考系法(mrf)的方法，对折叶涡轮搅拌装置进行瞬态流体仿真模拟，湍流模型选择标准k-ε模型，壁面函数选择为标准壁面
函数，设定搅拌转速为500rmp，定义离搅拌槽底高度72mm处有一外径76mm，内径68mm与搅拌轴4共轴的环形气体分布器7为空气进口，空气流速为0.07m/s，速度方向垂直于圆环中心面，搅拌槽顶部设置为脱气出口。选择基于速度-压力耦合算法进行求解，其中空间离散梯度选择基于最小二乘单元，压力、动量、湍动能和湍动能耗散率选择二阶迎风格式，以提高模拟计算的精度。时间步长设置为0.001s，残差收敛条件设置为0.0001。功率准数n
p
计算同实施例1相同。当搅拌进行5.4s后搅拌槽整体气含率趋于稳定，较标准平直叶涡轮搅拌桨降低了49.6％，功率准数n
p
降低了10.8％。
46.实施例7
47.针对气-液两相混合体系，搅拌槽1和折叶桨6的结构和尺寸与实施例1相同，在折叶桨6安装离底高度为96mm的条件下(如图6所示)，考察搅拌桨的混合时间和功率准数n
p
。在fluent中利用欧拉-欧拉多相流(euler-euler)和多重参考系法(mrf)的方法，对折叶涡轮搅拌装置进行瞬态流体仿真模拟，湍流模型选择标准k-ε模型，壁面函数选择为标准壁面函数，设定搅拌转速为600rmp，定义离搅拌槽底高度72mm处有一外径76mm，内径68mm与搅拌轴4共轴的环形气体分布器7为空气进口，空气流速为0.07m/s，速度方向垂直于圆环中心面，搅拌槽顶部设置为脱气出口。选择基于速度-压力耦合算法进行求解，其中空间离散梯度选择基于最小二乘单元，压力、动量、湍动能和湍动能耗散率选择二阶迎风格式，以提高模拟计算的精度。时间步长设置为0.001s，残差收敛条件设置为0.0001。功率准数n
p
计算同实施例1相同。当搅拌进行4.1s后搅拌槽整体气含率趋于稳定，较标准平直叶涡轮搅拌桨降低了41.5％，功率准数n
p
降低了9.1％。
48.实施例8
49.针对气-液两相混合体系，搅拌槽1和折叶桨6的结构和尺寸与实施例1相同，在折叶桨6安装离底高度为96mm的条件下(如图6所示)，考察搅拌桨的混合时间和功率准数n
p
。在fluent中利用欧拉-欧拉多相流(euler-euler)和多重参考系法(mrf)的方法，对折叶涡轮搅拌装置进行瞬态流体仿真模拟，湍流模型选择标准k-ε模型，壁面函数选择为标准壁面函数，设定搅拌转速为700rmp，定义离搅拌槽底高度72mm处有一外径76mm，内径68mm与搅拌轴4共轴的环形气体分布器7为空气进口，空气流速为0.07m/s，速度方向垂直于圆环中心面，搅拌槽顶部设置为脱气出口。选择基于速度-压力耦合算法进行求解，其中空间离散梯度选择基于最小二乘单元，压力、动量、湍动能和湍动能耗散率选择二阶迎风格式，以提高模拟计算的精度。时间步长设置为0.001s，残差收敛条件设置为0.0001。功率准数n
p
计算同实施例1相同。当搅拌进行3.2s后搅拌槽整体气含率趋于稳定，较标准平直叶涡轮搅拌桨降低了38.6％，功率准数n
p
降低了8.7％。
50.显然，本发明的上述实施例仅仅是为了清楚说明本发明所做的举例，而并非是对本发明实施方式的限定。对于所属领域技术人员应该明白，在本发明的技术方案的基础上，本领域技术人员不需要付出创造性劳动即可做出的各种修改或变形仍在本发明的保护范围以内。