劉作華,孫偉,熊黠,陶長元,王運(yùn)東,程芳琴
(1 重慶大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院,重慶400044; 2 清華大學(xué)化學(xué)工程系,北京100084; 3 煤礦災(zāi)害動(dòng)力學(xué)與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶大學(xué),重慶400044; 4 山西大學(xué)資源與環(huán)境工程研究所,山西太原030006)
攪拌反應(yīng)器廣泛應(yīng)用于食品、化工、制藥、造紙、生物化工和橡膠等行業(yè),其作用是通過向流體提供所需要的能量和適宜的流場結(jié)構(gòu)[1],強(qiáng)化流體的混沌混合。然而,攪拌反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)使其內(nèi)部容易產(chǎn)生混合隔離區(qū)而降低流體混合效率。目前,強(qiáng)化流體混沌混合的方法主要有變速攪拌、偏心攪拌、往復(fù)攪拌、射流攪拌、多層槳組合攪拌、柔性攪拌等[2?5]。
流體混合蘊(yùn)含著豐富的非線性過程。隨著非線性理論的不斷發(fā)展,采用非定常手段擾動(dòng)流場誘發(fā)流體混沌,可有效打破混合隔離區(qū),改變攪拌反應(yīng)器內(nèi)流體的流場結(jié)構(gòu),促使更多的流體粒子進(jìn)入高度無規(guī)運(yùn)動(dòng)狀態(tài),實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化流體混沌混合的目的[6?10]。Bulnes?Abundis 等[11]通過實(shí)驗(yàn)對(duì)比了偏心攪拌與中心攪拌在層流狀態(tài)下的混合情況,發(fā)現(xiàn)采用偏心攪拌能有效縮短混合時(shí)間,同時(shí)通過CFD 對(duì)這兩種攪拌方式的初始混合速率進(jìn)行了探究,發(fā)現(xiàn)偏心攪拌體系的高初始混合速率是提高層流混合效率的主要原因。Kordas 等[5]提出了一種新型的左右往復(fù)式攪拌反應(yīng)器,并研究了槳型、轉(zhuǎn)速等因素對(duì)混合時(shí)間、攪拌功耗的影響,發(fā)現(xiàn)往復(fù)攪拌能有效抑制隔離區(qū)的生成,提高混合效率,同時(shí)還發(fā)現(xiàn)隨著Reynolds數(shù)的增大,攪拌功耗增加,混合時(shí)間顯著縮短。除此之外,脈沖射流作為一種典型的非穩(wěn)態(tài)流態(tài),具有非定常擾動(dòng)、渦核卷吸力大、穿透力強(qiáng)等特征,廣泛應(yīng)用于流體混合系統(tǒng)。Parekh 等[13]通過一對(duì)異相脈沖噴射器探究了反應(yīng)器內(nèi)流體的混合效果,發(fā)現(xiàn)脈沖頻率與占空比對(duì)混合效率有著較大的影響。Freund 等[13]研究了脈沖頻率對(duì)流體混合效果的影響,發(fā)現(xiàn)低頻率的脈沖射流對(duì)提升混合效果更為明顯。Kong 等[14]通過大渦模擬研究了不同脈沖頻率對(duì)混合效果和擬序結(jié)構(gòu)的影響,發(fā)現(xiàn)較低頻率下的脈沖射流在流場中的渦核結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出周期性的分裂融合,使得流場內(nèi)部混合層渦核結(jié)構(gòu)增多、卷吸力增強(qiáng),對(duì)提升混合效果更有效。因此,采用脈沖射流擾動(dòng)流場的方式來改變混合反應(yīng)器內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)是強(qiáng)化流體混合的有效手段之一。
此外,多流場耦合也是實(shí)現(xiàn)流體混沌混合的有效途徑之一[15],如機(jī)械攪拌與射流的非線性耦合。劉作華等[16]通過射流攪拌與機(jī)械攪拌相結(jié)合的方式,探究了攪拌反應(yīng)器內(nèi)流場結(jié)構(gòu)的分形維數(shù),發(fā)現(xiàn)射流耦合機(jī)械攪拌反應(yīng)器內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)的分形維數(shù)受到射流流速與攪拌轉(zhuǎn)速的共同影響。王海楠等[17]通過一種射流?攪拌耦合式的煤泥浮選裝置用于煤泥浮選,發(fā)現(xiàn)射流與攪拌相結(jié)合的方式,使浮選裝置具備吸氣和攪拌的雙重功能,能有效剝離礦物表面的黏土礦物,為煤泥表面改性提供界面條件。劉作華等[18?20]基于仿生學(xué)將剛性槳葉與柔性材料相結(jié)合,設(shè)計(jì)了一種剛?cè)峤M合槳,并將其運(yùn)用于偏心射流耦合機(jī)械攪拌反應(yīng)器,發(fā)現(xiàn)剛?cè)峤M合槳柔性槳葉的形變及隨機(jī)振動(dòng)能對(duì)周圍流體進(jìn)行非定常擾動(dòng),強(qiáng)化流體混合;同時(shí)得出,偏心空氣射流與機(jī)械攪拌的協(xié)同作用,能有效破壞攪拌槽流場中的擬序結(jié)構(gòu),實(shí)現(xiàn)了流體的高效混合。
目前攪拌反應(yīng)器多采用機(jī)械攪拌,將射流攪拌與機(jī)械攪拌結(jié)合起來的混合方式較少,特別是脈沖射流與剛?cè)峤M合槳相結(jié)合的研究較少。因此本文提出一種脈沖射流發(fā)生裝置,并將其與剛?cè)峤M合槳結(jié)合起來,探究脈沖射流耦合剛?cè)峤M合槳對(duì)攪拌反應(yīng)器內(nèi)流體混合及傳質(zhì)的影響。
裝置如圖1 所示,由可編程微計(jì)算機(jī)控制器(BenT?CNC)、變頻電機(jī)、電磁閥、空氣穩(wěn)壓罐、渦輪流量計(jì)、攪拌槳、攪拌槽、空氣壓縮機(jī)、管道連接配件(如彎管、接頭)等組成。
圖1 攪拌實(shí)驗(yàn)裝置Fig.1 Mixing experimental apparatus
攪拌槽為圓柱體結(jié)構(gòu),材質(zhì)為有機(jī)玻璃,其內(nèi)徑E=0.48 m,持液高度H=0.45 m;槽內(nèi)壁均勻分布四個(gè)相同的擋板,擋板寬度0.04 m,厚度0.01 m,高度2.0 m;實(shí)驗(yàn)采用環(huán)式氣體分布器進(jìn)氣,進(jìn)氣方式有連續(xù)式和脈沖式(圖2),環(huán)式氣體分布器離底間距C1=0.08 m,環(huán)管內(nèi)徑為0.12 m,外徑為0.16 m,其表面均勻分布了6 個(gè)孔徑為0.005 m 的開孔,如圖3所示,實(shí)驗(yàn)采用單層槳體系,有剛性Rushton 渦輪槳(R?RT)與剛?cè)峤M合Rushton 渦輪槳(RF?RT)兩種槳型,R?RT 槳與RF?RT 槳具有相同的直徑,均為F=0.18 m;兩種槳型槳葉長度相等,均為X=0.05 m,寬度也相等,均為Y=0.03 m,不同的是,R?RT 槳葉均為有機(jī)玻璃剛性材質(zhì),而RF?RT 槳葉包含剛性部分與柔性部分,其內(nèi)側(cè)的剛性部分長0.02 m,厚度為0.003 m,外側(cè)的柔性部分長0.03 m,材質(zhì)為橡膠(密度 為1100 kg/m3,楊 氏 模 量1×107Pa,泊 松 比 為0.44),實(shí)驗(yàn)中考察RF?RT 槳葉厚度分別有F/90、F/45、F/30、2F/45(F 為攪拌槳直徑),考察RF?RT 槳的離底高度分別有E/4、E/3、5E/12、E/2(E 為攪拌槽內(nèi)徑)。
圖2 射流類型Fig.2 Jet types
圖3 實(shí)驗(yàn)用槳葉類型Fig.3 Impellers used in experiment
實(shí)驗(yàn)在室溫(25±2)℃下進(jìn)行,壓縮空氣進(jìn)入空氣緩沖罐進(jìn)行穩(wěn)壓,通過BenT?CNC 型可編程微計(jì)算機(jī)控制器產(chǎn)生低頻脈沖電信號(hào)調(diào)控常關(guān)型電磁閥,實(shí)現(xiàn)脈沖式進(jìn)氣方式。通過壓力傳感器與數(shù)據(jù)采集卡采集攪拌槽近壁的壓力脈動(dòng)信號(hào),將采集的二進(jìn)制數(shù)據(jù)通過LabVIEW 工作平臺(tái)轉(zhuǎn)換成十進(jìn)制數(shù)據(jù),將所得的十進(jìn)制數(shù)據(jù)文件導(dǎo)入Matlab 軟件,計(jì)算出最大Lyapunov 指數(shù)(LLE)和多尺度熵(MSE)。
實(shí)驗(yàn)通過微計(jì)算機(jī)控制器產(chǎn)生電信號(hào)控制常關(guān)型電磁閥,因電磁閥為感應(yīng)元件,在其開閉過程中的響應(yīng)延遲不可避免,因此電磁閥的開啟和關(guān)閉往往滯后于輸入的電信號(hào)??紤]到本實(shí)驗(yàn)體系采用的電磁閥響應(yīng)時(shí)間在50~80 ms 之間,為減少實(shí)驗(yàn)誤差,在實(shí)驗(yàn)中選取脈沖周期T時(shí)應(yīng)保證T/2至少大于最大響應(yīng)時(shí)間,脈沖電信號(hào)波形如圖4所示。
圖4 脈沖電信號(hào)波形Fig.4 Pulse electric signal waveform
體積氧傳質(zhì)系數(shù)KLa 采用動(dòng)態(tài)法測量[21?22]。首先向攪拌反應(yīng)器中加入配制好的亞硫酸鈉溶液,亞硫酸根離子在銅離子的催化作用下,會(huì)迅速與溶液中的溶解氧發(fā)生反應(yīng)。在去除攪拌反應(yīng)器溶液中的溶解氧后,進(jìn)行通氣操作使溶液中的溶解氧逐漸達(dá)到飽和狀態(tài),整個(gè)過程采用?,擜R8010 溶氧檢測儀記錄攪拌槽內(nèi)溶液溶解氧隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù),通過式(1)~(3)計(jì)算得到KLa。
式中,KLa是體積氧傳質(zhì)系數(shù),s?1;t是曝氣時(shí)間,s;c*是室溫下液相中氧的飽和溶解度,mg/L;c 是室溫下液相中瞬時(shí)溶氧濃度,mg/L;γ是耗氧率,mg/(L·s)。本實(shí)驗(yàn)體系無耗氧因素存在,因此耗氧率γ=0,將γ=0代入(1)式得:
積分式(2),得:
對(duì)t做曲線,斜率即為KLa。
最大Lyapunov 指數(shù)(LLE)是衡量系統(tǒng)非線性動(dòng)力學(xué)特性的重要指標(biāo)之一,對(duì)于系統(tǒng)是否存在動(dòng)力學(xué)混沌,可從LLE 是否大于零非常直觀地判斷出來[23]。LLE 越大,表明系統(tǒng)的混沌程度越高[8,24]。為了探究攪拌槽內(nèi)系統(tǒng)的混沌動(dòng)力學(xué)特性,本文通過數(shù)據(jù)采集卡采集攪拌反應(yīng)器內(nèi)的壓力脈動(dòng)信號(hào),采用wolf算法計(jì)算時(shí)間序列的LLE來表征系統(tǒng)的混沌程度,探究流體混沌混合規(guī)律。
2.1.1 脈沖占空比對(duì)LLE 的影響 脈沖射流具有脈沖周期和占空比的特性,在考察其他因素對(duì)流體混沌混合影響時(shí),先探究了占空比D 對(duì)LLE 的影響規(guī)律。圖5 對(duì)比了轉(zhuǎn)速N=90 r/min 時(shí)占空比對(duì)RF?RT 槳體系LLE 的影響。由圖5 可知,隨著脈沖周期T 的增大,體系的LLE 表現(xiàn)出先短暫增大后減小的規(guī)律,且不同占空比體系對(duì)應(yīng)的LLE 均在脈沖周期T=0.4 s 時(shí)達(dá)到最大,占空比為50%、60%、70%、80%、90% 時(shí) 對(duì) 應(yīng) 的LLE 分 別 為0.0280、0.0303、0.0323、0.0347、0.0332。由LLE 的變化規(guī)律發(fā)現(xiàn),當(dāng)占空比D 較小時(shí)(小于80%),LLE 隨D 的增大而增大。分析認(rèn)為,脈沖射流具有擾動(dòng)性強(qiáng)、穿透深度大、周期性振蕩等特性[25],D 較小時(shí),單個(gè)脈沖周期內(nèi)攪拌槽內(nèi)氣量少,此時(shí)攪拌槽內(nèi)主要以機(jī)械攪拌為主,隨著D 的增大,單個(gè)脈沖周期氣流量增大,脈沖空氣射流穿透力增強(qiáng),脈沖射流對(duì)RF?RT 槳柔性葉片的擾動(dòng)能力增強(qiáng),誘發(fā)攪拌槽內(nèi)介穩(wěn)態(tài)擬固流場發(fā)生失穩(wěn),提升了攪拌體系中流體的湍動(dòng)強(qiáng)度,改善了流體的混沌混合效果;D 較大時(shí)(大于80%),RF?RT 槳體系LLE 隨D 的增大呈現(xiàn)出降低的趨勢,分析認(rèn)為相比較連續(xù)射流,脈沖射流具有周期振蕩的力學(xué)特性,這使得脈沖射流可以非定常地?cái)_動(dòng)RF?RT 槳柔性槳葉,柔性槳葉隨機(jī)振動(dòng)能力增強(qiáng),攪拌槽內(nèi)流體不穩(wěn)定性提升;另一方面脈沖射流的渦核結(jié)構(gòu)比較特殊,在一個(gè)完整脈沖周期內(nèi),隨著空氣流的延展,射流游離端單渦核結(jié)構(gòu)逐漸演化為兩個(gè)渦核結(jié)構(gòu)[14,26],游離端渦核卷吸力增強(qiáng),有利于打破邊界層,促使整個(gè)流場結(jié)構(gòu)趨于非對(duì)稱化,更多流體進(jìn)入混沌狀態(tài)。因此,當(dāng)D 較大時(shí)(大于80%),脈沖射流逐漸喪失了自身的脈沖特性,其“多渦卷”、“擾動(dòng)強(qiáng)”等特性逐漸減弱,此時(shí),射流對(duì)柔性槳葉的擾動(dòng)作用減弱,流體混沌程度降低。
圖5 脈沖占空比對(duì)LLE的影響Fig.5 Effect of pulsed duty ratio on LLE
同時(shí),觀察圖5 還可發(fā)現(xiàn)當(dāng)D 較小時(shí)(小于80%),射流攪拌體系的LLE 下降的速度較快,分析認(rèn)為,隨著脈沖周期的增大,在單個(gè)脈沖周期內(nèi),較小D 體系的脈沖射流中空氣射流量越來越少,導(dǎo)致體系中無空氣射流射入時(shí)間增大,此時(shí)攪拌槳在射流耦合機(jī)械攪拌體系中起主導(dǎo)作用。當(dāng)D 較大時(shí)(大于80%),體系LLE下降趨勢相對(duì)平緩,分析原因可能是,較大的D 使得射流攪拌體系在脈沖周期減小時(shí)仍維持在一個(gè)較充沛的氣流量,此狀態(tài)下空氣射流在射流耦合機(jī)械攪拌體系中起協(xié)同加強(qiáng)的作用,因此隨著脈沖周期的不斷增大,體系LLE 下降的趨勢較為平緩。
2.1.2 槳葉類型對(duì)LLE 的影響 圖6 表示轉(zhuǎn)速N=90 r/min、占空比D=80%時(shí)槳型對(duì)LLE 的影響。由圖6 可知,LLE 隨脈沖周期的增大呈現(xiàn)出先增加后減小的變化趨勢,在脈沖周期T=0.4 s時(shí),R?RT槳體系LLE 達(dá)到最大值為0.0311,RF?RT 槳體系LLE 達(dá)到最大值為0.0347,相比較R?RT 槳,RF?RT 槳體系的LLE值提高了約11.58%,這表明RF?RT槳體系的混沌程度更高。分析認(rèn)為RF?RT 槳柔性槳葉的運(yùn)動(dòng)形式較為靈活,柔性槳葉在轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)的“多體運(yùn)動(dòng)”能對(duì)周圍流體起到很好的擾動(dòng)作用,誘發(fā)攪拌槽內(nèi)流場邊界層擬序結(jié)構(gòu)發(fā)生非線性失穩(wěn),最終發(fā)展為新的擬序結(jié)構(gòu),促使更多的流體進(jìn)入到混沌混合區(qū),提高了槽內(nèi)流體的混沌程度。
圖6 槳葉類型對(duì)LLE的影響Fig.6 Effect of impeller types on LLE
圖7 柔性槳葉厚度對(duì)LLE的影響Fig.7 Effect of thickness of flexible part on LLE
2.1.3 柔性槳葉厚度對(duì)LLE 的影響 圖7 對(duì)比了RF?RT 槳在轉(zhuǎn)速N=90 r/min、占空比D=80%時(shí)柔性槳葉厚度對(duì)LLE 的影響。由圖7 可知,隨著柔性槳葉厚度的增大,RF?RT 槳的LLE 呈先增大后減小的趨勢,且不同厚度柔性槳葉體系對(duì)應(yīng)的LLE 均在脈沖周期T=0.4 s時(shí)達(dá)到最大值,其中柔性槳葉厚度為F/90、F/45、F/30、2F/45 時(shí) 對(duì) 應(yīng) 的LLE 分 別 為0.0329、0.0348、0.0322、0.0311。柔性槳葉厚度為F/45 時(shí),體系的LLE 最大,表明體系混沌程度最大,流體混合效果最佳;柔性槳葉厚度為2F/45 時(shí),體系的LLE 最小,體系混沌程度最低。分析認(rèn)為柔性槳葉厚度較大時(shí),其隨機(jī)振動(dòng)能力隨之降低,在轉(zhuǎn)動(dòng)過程中對(duì)周圍流體的實(shí)際擾動(dòng)范圍較小,導(dǎo)致能量傳遞范圍小,攪拌槽內(nèi)的介穩(wěn)態(tài)流場難以發(fā)生失穩(wěn)進(jìn)入混沌狀態(tài)。同時(shí)由圖7 也可以觀察到,柔性槳葉并非越薄越好,當(dāng)柔性槳葉的厚度為F/90時(shí),攪拌體系的LLE 反而小于厚度為F/45 時(shí)的攪拌體系,這是因?yàn)楹穸容^小的柔性槳葉雖然具有較強(qiáng)的隨機(jī)振動(dòng)能力,但在轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)容易發(fā)生“扭卷”現(xiàn)象,槳葉實(shí)際掃略區(qū)減小,攪拌槳難以將機(jī)械能傳遞至槽體周圍的流體,流體混沌程度降低,混合效果減弱。
2.1.4 攪拌槳離底間距對(duì)LLE 的影響 圖8 表示RF?RT 槳在轉(zhuǎn)速N=90 r/min、柔性槳葉厚度為F/45、占空比D=80%時(shí)攪拌槳離底間距對(duì)LLE 的影響。由圖8 可知,隨著攪拌槳離底間距的增大,體系LLE先增大后減小,且不同槳離底間距對(duì)應(yīng)的LLE 均在脈沖周期T=0.4 s時(shí)達(dá)到最大值,槳離底間距為E/4、E/3、5E/12、E/2時(shí)對(duì)應(yīng)的LLE分別為0.0331、0.0323、0.0349、0.0281。在脈沖周期T=0.4 s、離底間距為5E/12 時(shí),體系的LLE 最大,表明此時(shí)RF?RT 槳能更好地與脈沖空氣射流相作用,有利于強(qiáng)化攪拌槽內(nèi)流體混合。分析認(rèn)為在單層槳體系中,攪拌槳離底間距較小時(shí),RF?RT 槳對(duì)流體的擾動(dòng)主要集中在攪拌槽的底部,此時(shí)攪拌槳的機(jī)械能難以有效傳遞至攪拌槽上部,體系LLE 值較小,槽內(nèi)流體處于較低的混沌狀態(tài);隨著槳離底間距的增大,攪拌槳對(duì)槽內(nèi)流體的擾動(dòng)區(qū)域逐漸擴(kuò)大,攪拌體系的整體湍動(dòng)程度增大,體系LLE 增大;當(dāng)槳離底間距繼續(xù)增大,槽內(nèi)靠槽底近的流體獲得的機(jī)械能逐漸減少,攪拌槽整體湍動(dòng)程度減小,致使流體混沌程度有所下降,流體混合效率降低。
圖8 攪拌槳離底間距對(duì)LLE的影響Fig.8 Effect of impeller off?bottom clearances on LLE
2.1.5 脈沖空氣射流量對(duì)LLE 的影響 圖9 為RF?RT槳體系在轉(zhuǎn)速N=90 r/min、柔性槳葉厚度為F/45、槳離底間距為5E/12、占空比D=80%時(shí)脈沖空氣射流量對(duì)LLE 的影響。由圖9 可知,脈沖空氣射流量為1.0、1.2、1.4、1.6、1.8 m3/h 時(shí)對(duì)應(yīng)的LLE 分別為0.0289、0.0299、0.0347、0.0322、0.0330,由LLE 的變化規(guī)律可知,RF?RT 槳體系的LLE 隨脈沖空氣射流量的增大表現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢,在脈沖周期T=0.4 s、脈沖空氣射流量等于1.4 m3/h 時(shí),體系的LLE 最大。分析認(rèn)為脈沖空氣射流量較小時(shí)(小于1.4 m3/h),隨著脈沖空氣射流量的增大,空氣流對(duì)柔性槳葉的擾動(dòng)力度增強(qiáng),柔性槳葉的隨機(jī)振動(dòng)能力及形變?cè)鰪?qiáng),促使更多流體粒子進(jìn)入混沌狀態(tài),在這個(gè)階段,脈沖空氣射流場與機(jī)械攪拌流場呈現(xiàn)出正協(xié)同作用,體系的LLE 隨著射流量的增大而增大;當(dāng)脈沖空氣射流量較大時(shí)(大于1.4 m3/h),由于通氣管徑與環(huán)管式氣體分布器通氣孔徑是定值,空氣射流的沖擊效果增強(qiáng),攪拌槽內(nèi)大量氣體未能被分散到除攪拌槳外的其他區(qū)域,大多數(shù)氣流通過攪拌葉輪區(qū)沿?cái)嚢栎S逃逸至液面附近,導(dǎo)致較多的氣流未能參與到流體混合中,混合效果減弱。
圖9 脈沖空氣射流量對(duì)LLE的影響Fig.9 Effect of pulsed air jet flow rates on LLE
熵是衡量物質(zhì)混亂程度的一個(gè)指標(biāo),反映了空間中能量分布的均勻程度,能量分布得越均勻,熵值越大。隨著對(duì)熵認(rèn)識(shí)的不斷深入,Costa 等[27]提出了多尺度熵(MSE),并計(jì)算了時(shí)間序列在多個(gè)尺度上的熵值。多尺度熵計(jì)算了時(shí)間序列在不同尺度上的樣本熵值,體現(xiàn)了時(shí)間序列在多尺度上的不規(guī)則程度,具有較好的抗噪、抗干擾能力,對(duì)時(shí)間序列的分析更具系統(tǒng)性。因此本文通過計(jì)算壓力脈動(dòng)時(shí)間序列信號(hào),分析攪拌系統(tǒng)內(nèi)的多尺度熵來探究脈沖射流耦合機(jī)械攪拌體系中的能量分布規(guī)律。
2.2.1 槳葉類型對(duì)MSE 的影響 圖10 探究了N=90 r/min、脈沖周期T=0.4 s、占空比D=80%時(shí)槳型對(duì)體系MSE 的影響。由圖10 可知,在各個(gè)尺度上,脈沖射流耦合機(jī)械攪拌體系中的兩種槳型的MSE 均呈現(xiàn)出不同程度的混沌波動(dòng)特性。同時(shí)發(fā)現(xiàn),RF?RT槳體系的MSE明顯要大于R?RT槳體系的MSE。分析認(rèn)為RF?RT 槳的柔性槳葉在攪拌時(shí)通過自身的隨機(jī)振動(dòng)減弱了槳葉背部尾渦,使更多的氣流得以分散,增強(qiáng)了攪拌槽內(nèi)的湍動(dòng)程度,使槽內(nèi)能量分布得更加均勻,提高了體系的MSE;其次,在脈沖射流非定常振蕩擾動(dòng)的作用下,柔性槳葉隨機(jī)振動(dòng)能力增強(qiáng),其擾動(dòng)流體的范圍增大,強(qiáng)化了流體的能量均質(zhì)化。總體而言,RF?RT 槳增強(qiáng)了流體的不穩(wěn)定性,誘發(fā)攪拌槽內(nèi)原有的介穩(wěn)態(tài)擬固高能量流場結(jié)構(gòu)發(fā)生非線性動(dòng)力學(xué)失穩(wěn),使槽內(nèi)能量分布得更加均勻。
圖10 槳葉類型對(duì)MSE的影響Fig.10 Effect of impeller types on MSE
圖11 柔性槳葉厚度對(duì)MSE的影響Fig.11 Effect of thickness of flexible impeller on MSE
2.2.2 柔性槳葉厚度對(duì)MSE 的影響 圖11 對(duì)比分析了N=90 r/min、脈沖周期T=0.4 s、占空比D=80%時(shí)RF?RT 柔性槳葉厚度對(duì)MSE 的影響。由圖11 可知,隨著柔性槳葉厚度的增大,體系的MSE 呈先增大后減小的趨勢。當(dāng)柔性槳葉厚度為F/45 時(shí),體系的MSE 最大,表明柔性槳葉厚度為F/45 時(shí),攪拌槽內(nèi)的整體能量分布達(dá)到了一個(gè)較好的分布狀態(tài),此時(shí)RF?RT 槳與脈沖空氣流的協(xié)同強(qiáng)化流體混合的能力更強(qiáng),RF?RT 槳柔性槳葉的隨機(jī)振動(dòng)與脈沖空氣射流的強(qiáng)擾動(dòng)能力促使攪拌槳周圍的流體呈現(xiàn)出高湍動(dòng)的狀態(tài),而高湍動(dòng)的流體會(huì)對(duì)攪拌槽內(nèi)其他流體進(jìn)行大范圍擾動(dòng),使得更多流體粒子做無規(guī)性運(yùn)動(dòng),有效破壞了攪拌槽內(nèi)高度規(guī)律和重復(fù)性的擬序結(jié)構(gòu),槽內(nèi)流體整體能量分布更加均勻,體系MSE 較大。當(dāng)RF?RT 柔性槳葉厚度較小時(shí)(小于F/45),隨著柔性槳葉厚度的增大,柔性槳對(duì)流體的實(shí)際掃略區(qū)增大,槽內(nèi)流體能量分布更加均勻,體系MSE 增大;當(dāng)RF?RT 柔性槳葉厚度較大時(shí)(大于F/45),柔性槳葉厚度的增大減弱了其隨機(jī)振動(dòng)能力,使得柔性槳與射流耦合強(qiáng)化流體混合作用減弱,槽內(nèi)流體能量均勻性降低,體系MSE 呈現(xiàn)減小的趨勢。
圖12 脈沖空氣射流量對(duì)MSE的影響Fig.12 Effect of pulsed air jet flow rates on MSE
2.2.3 脈沖空氣射流量對(duì)MSE 的影響 圖12 為N=90 r/min、柔性槳葉厚度為F/45、脈沖周期T=0.4 s、占空比D=80%時(shí)脈沖空氣射流量對(duì)RF?RT 槳體系MSE 的影響。對(duì)比不同脈沖空氣射流量可發(fā)現(xiàn),脈沖空氣射流量為1.4 m3/h 時(shí),攪拌體系的MSE 明顯大于其他脈沖空氣射流量體系。說明脈沖空氣射流量為1.4 m3/h 時(shí),體系中脈沖空氣射流與RF?RT槳的耦合強(qiáng)化流體混合作用較強(qiáng),此時(shí)體系中大量流體粒子呈現(xiàn)高度無規(guī)運(yùn)動(dòng)狀態(tài),攪拌槽內(nèi)的能量分布較為均勻,使得攪拌體系對(duì)輸入能量的利用率提高。當(dāng)脈沖空氣射流量較小時(shí)(小于1.4 m3/h),增大射流量,流體的湍動(dòng)強(qiáng)度增強(qiáng),脈沖射流耦合RF?RT槳有效改善了體系的能量分布情況,體系的MSE增大;當(dāng)射流量較大時(shí)(大于1.4 m3/h),攪拌體系大量氣體迅速沿?cái)嚢栎S方向逃逸到液面之上,大量氣流未能被RF?RT 槳分散到攪拌槽其他區(qū)域,導(dǎo)致攪拌槽內(nèi)的部分區(qū)域能量集中度高,體系MSE 隨之減小。
體積氧傳質(zhì)系數(shù)KLa 是衡量氣液攪拌反應(yīng)器氧氣傳遞能力的重要指標(biāo),研究體積氧傳質(zhì)系數(shù)對(duì)氣液體系傳質(zhì)規(guī)律的掌握、傳質(zhì)效果的增強(qiáng)以及操作條件的確定具有重要意義[28?29]。通過前文分析可知,在脈沖周期T=0.4 s、占空比D=80%、離底高度為5E/12、柔性槳葉厚度為F/45 時(shí),R?RT 槳體系與RF?RT 槳體系的混沌程度及能量均質(zhì)程度比較好,為進(jìn)一步對(duì)比脈沖射流下R?RT槳與RF?RT槳的混合性能,實(shí)驗(yàn)采用動(dòng)態(tài)法,探究了不同槳型、射流方式及脈沖空氣流量對(duì)KLa的影響規(guī)律。
單位體積功耗(Pv)可以更直觀地了解不同工況下的功率消耗情況,Pv是評(píng)價(jià)攪拌器攪拌性能的一個(gè)指標(biāo),其定義為:
式中,Pv為單位體積功耗,W/m3;M 為扭矩,N·m;N0為葉輪的攪拌速率,r/s;P 為攪拌功率,W;V 為溶液的有效體積,m3。
2.3.1 槳葉類型對(duì)體積氧傳質(zhì)系數(shù)的影響 圖13為脈沖周期T=0.4 s、占空比D=80%時(shí)、氣流量為80 L/min 時(shí)槳型及射流類型的KLa 隨Pv的變化情況。插圖為KLa?Pv擬合圖,脈沖射流剛?cè)峤M合槳體系(PJ?RF?RT)、脈沖射流剛性槳體系(PJ?R?RT)、連續(xù)射流剛性槳體系(SJ?R?RT)的KLa?Pv擬合公式分別如式(5)~式(7)所示:
由圖13 可知,隨著Pv的增加,三種射流攪拌體系的KLa 值先是較快增加而后增速逐漸放緩。對(duì)比脈沖射流?剛?cè)峤M合槳體系(PJ?RF?RT)與脈沖射流?剛性槳體系(PJ?R?RT)的KLa 分布情況,發(fā)現(xiàn)在Pv小于等于780 W/m3的區(qū)間內(nèi),當(dāng)Pv相同時(shí),PJ?RF?RT 體系的KLa 值更大,在Pv=360 W/m3時(shí),相比較PJ?R?RT 體系的KLa 值(0.066),PJ?RF?RT 體系的KLa值(0.075)提高了13.46%,這是因?yàn)镽F?RT 槳柔性槳葉具有隨機(jī)振動(dòng)及形變的特性,在轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)對(duì)周圍流體的擾動(dòng)效果更強(qiáng),弱化了槳葉背后的“氣穴”結(jié)構(gòu),增強(qiáng)了流體的湍流特性,促使液膜厚度減小,起到了減小傳質(zhì)阻力強(qiáng)化傳質(zhì)的作用。
對(duì)比脈沖射流?剛性槳體系(PJ?R?RT)與連續(xù)射流?剛性槳體系(SJ?R?RT)關(guān)于KLa 的分布情況發(fā)現(xiàn),在Pv小于等于1050 W/m3的區(qū)間內(nèi),當(dāng)Pv相同時(shí),PJ?R?RT體系的KLa值較大,表明PJ?R?RT體系的傳質(zhì)能力要優(yōu)于SJ?R?RT 體系,且當(dāng)Pv=360 W/m3時(shí),相比較SJ?R?RT 體系的KLa 值(0.059),PJ?R?RT體系的KLa值(0.066)提高了11.86%,分析認(rèn)為在低單位體積功耗下(Pv<1050 W/m3),攪拌槳轉(zhuǎn)速較低,其對(duì)連續(xù)氣流的分散能力較差,大量空氣流難以擴(kuò)散到除攪拌槳區(qū)域外的槽內(nèi)其他區(qū)域,氣液相接觸面積小,使得連續(xù)射流攪拌體系的傳質(zhì)能力較弱,而脈沖射流由于具有高擾動(dòng)、強(qiáng)沖擊力等特性,使得脈沖射流在低Pv區(qū)域也具有較強(qiáng)的分散氣流的能力,因此脈沖射流攪拌體系的傳質(zhì)能力在低Pv區(qū)域要優(yōu)于連續(xù)射流攪拌體系。同時(shí)由圖13 還發(fā)現(xiàn)隨著Pv的增加,SJ?R?RT 體系的KLa 值逐漸逼近PJ?R?RT 體系的KLa 值,這表明當(dāng)Pv逐漸增大后,脈沖射流攪拌體系相對(duì)于連續(xù)射流體系的傳質(zhì)優(yōu)勢逐漸減弱,分析原因可能是隨著攪拌槳轉(zhuǎn)速逐漸增加,攪拌槳對(duì)氣流的分散能力增強(qiáng),攪拌槳在射流耦合攪拌體系中起到了主要的作用,空氣射流與攪拌反應(yīng)器的協(xié)同增混能力降低,又因?yàn)槊}沖射流的總通氣量要小于同表觀氣速的連續(xù)射流,因此PJ?R?RT體系較SJ?R?RT體系的傳質(zhì)優(yōu)勢逐漸衰減。
圖13 槳葉類型對(duì)KLa的影響Fig.13 Effect of impeller types on KLa
2.3.2 氣流量對(duì)體積氧傳質(zhì)系數(shù)的影響 圖14 為脈沖周期T=0.4 s、占空比D=80%時(shí)脈沖氣流量對(duì)RF?RT 槳體系KLa 的影響。由圖14 可知,在一定通氣量Vg下,隨著單位體積功耗Pv的增大,RF?RT 槳體系KLa 的增速呈放緩趨勢,分析認(rèn)為一方面隨著攪拌轉(zhuǎn)速的增加,攪拌功耗大幅度提升,因此圖14中KLa 的增速逐漸放緩,另一方面是隨著轉(zhuǎn)速的提升,RF?RT 槳柔性槳葉的“扭卷”程度增加,導(dǎo)致RF?RT 柔性槳葉在轉(zhuǎn)動(dòng)中對(duì)周圍流體的實(shí)際掃略區(qū)域減少,RF?RT 槳?dú)庖悍稚⒛芰p弱,體系的KLa值增速放緩。觀察圖14還可發(fā)現(xiàn),隨著單位體積功耗Pv的增加,較低氣流量攪拌體系(20~50 L/min)KLa 的增速要大于較高氣流量攪拌體系(50~80 L/min)KLa 的增速,分析認(rèn)為,隨著脈沖氣流量Vg的增大,一方面大氣流量容易聚集在攪拌槳葉附近形成大量“氣穴”結(jié)構(gòu),降低攪拌槳對(duì)攪拌槽內(nèi)流體的能量輸入效率,使得大量氣流難以被分散,因而攪拌體系的KLa 增速放緩,另一方面隨著RF?RT 槳體系KLa 的增大,攪拌體系的傳質(zhì)推動(dòng)力減小,故發(fā)生了較低通氣量攪拌體系KLa 增速較高、較高通氣量攪拌體系KLa增速減緩的現(xiàn)象。
圖14 脈沖氣流量對(duì)KLa的影響Fig.14 Effect of pulsed air jet flow rates on KLa
(1)RF?RT 槳通過柔性槳葉的形變與隨機(jī)振動(dòng),強(qiáng)化了流體的混沌特性,并使得攪拌槽內(nèi)能量分布更加均勻,在N=90 r/min、T=0.4 s、D=80%時(shí),相比較R?RT 槳體系,RF?RT 槳體系的LLE 值提高了約11.58%。
(2)通過脈沖空氣射流與機(jī)械攪拌相結(jié)合的混合方式,形成了脈沖空氣射流流場與機(jī)械攪拌流場的多流場耦合,誘發(fā)更多流體進(jìn)入混沌狀態(tài),強(qiáng)化了流體的混沌混合。
(3)RF?RT 槳柔性槳葉破壞了槳葉背后的“氣穴”結(jié)構(gòu),增強(qiáng)了流體的湍流特性,促使液膜厚度減小,起到了減小傳質(zhì)阻力強(qiáng)化傳質(zhì)的作用。在氣流量Vg=80 L/min、Pv=360 W/m3時(shí),脈沖射流RF?RT 體系的KLa 值(0.075)較脈沖射流R?RT 體系的KLa 值(0.066)提高了13.46%。同時(shí),脈沖射流的低頻沖擊也起到強(qiáng)化傳質(zhì)的作用,在Vg=80 L/min、Pv=360 W/m3時(shí),脈沖射流R?RT 體系的KLa 值(0.066)較連續(xù)射流R?RT體系的KLa值(0.059)提高了11.86%。
符 號(hào) 說 明
C1——環(huán)式氣體分布器離底間距,m
C2——槳離底間距,m
c——液相瞬時(shí)溶氧度,mg/L
c*——液相飽和溶氧度,mg/L
D——脈沖占空比,%
E——攪拌槽內(nèi)徑,m
F——槳葉直徑,m
H——液面高度,m
KLa——體積氧傳質(zhì)系數(shù),s?1
LLE——最大Lyapunov指數(shù)
MSE——多尺度熵
N——攪拌轉(zhuǎn)速,r/min
N0——計(jì)算功耗時(shí)攪拌槳轉(zhuǎn)速,r/s
P——攪拌功率,W
Pv——單位體積功耗,W/m3
scale——尺度
T——脈沖周期,s
t——通氣時(shí)間,s
Vg——脈沖空氣射流量,L/min
X——槳葉片長度,m
Y——槳葉片寬度,m
γ——耗氧率,mg/(L·s)