高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性

工程科学学报，第39卷.第1期：54-60.2017年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.1:54-60,January 2017 D0L:10.13374/j.issn2095-9389.2017.01.007;htp:/journals.ustb.edu.cn 高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性 赵洪亮12)，殷攀)，张立峰12)回 1)北京科技大学冶金与生态工程学院，北京1000832)稀贵金属绿色回收与提取北京市重点实验室，北京100083 ☒通信作者，E-mail:zhanglifeng@usth.edu.cn 摘要对高固含体系下Intermig桨搅拌槽内的桨叶搅拌性能以及颗粒的混合与悬浮特性进行实验研究.采用光导纤维技 术对不同桨径、搅拌转速和桨叶离底距离下搅拌槽内底部以及轴向颗粒密度进行测量，同时对临界悬浮转速和搅拌功率进行 测定.实验结果表明：对高固含液-固搅拌体系，所采用的Intermig搅拌桨具有很好的轴向混合特性，该桨适合在较大的桨径 和较低的桨叶离底距离下应用，可在促进颗粒悬浮与均匀分布的同时，大大降低功率消耗.通过对实验结果的分析和拟合得 出底部均匀度与搅拌槽内弗劳德数有关，Q=0.58F,~a5,Intermig搅拌桨功率准数在0.2-0.3之间，且与雷诺数关系为Np= 2.1Re-a2. 关键词搅拌槽反应器；颗粒：混合特性：悬浮 分类号TQ027.1 Particle suspension and mixing characteristics in a solid-liquid stirred tank with high solid content ZHAO Hong-liang'2),YIN Pan),ZHANG Li-feng) 1)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing Key Lab of Rare Precious Metals Green Recycling and Extraction,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:zhanglifeng@ustb.edu.cn ABSTRACT The suspension and mixing characteristics of high-content solid particles were experimentally studied in a tank stirred with an Intermig impeller.An optical fiber technology was adopted to measure the bottom and axial solid concentration under different conditions of impeller diameter,rotational speed and impeller-bottom distance,and the critical suspension speed and power consump- tion were also investigated at the same time.The results show that the Intermig impeller has good axial mixing performance in the solid- -liquid stirred system with high solid content.High impeller diameter and low impeller-bottom distance could improve the solid sus- pension and uniform distribution with low power consumption.By analyzing and fitting the experimental results,the bottom solid uni- formity is calculated by Froude number with the equation of =0.58Fand the power number is calculated by Reynolds number with the equation of N=2.1Re2 KEY WORDS stirred tank reactor;particles;mixing characteristics;suspension 铝酸钠溶液的晶种分解是拜耳法生产氧化铝的一的物料混合、分解率以及产品质量起着至关重要的作 个关键工序，其过程涉及复杂的物理化学过程，因此也用.搅拌在晶种分解过程中起到保持晶种处于悬浮状 受到诸多因素的影响四.尽管目前对晶种分解的机理态的作用，防止底部积料，产生结疤：另一方面使晶种 的阐述仍存在许多分歧，但搅拌无疑对晶种分解过程 与溶液充分接触，促进液、固两相的均匀混合，强化传 收稿日期：2016-04-07 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51504018)：中国博士后科学基金资助项目(2015M580986):中央高校基本科研业务费资助项目 (FRF-TP-15-069A1)

工程科学学报,第 39 卷,第 1 期:54鄄鄄60,2017 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 1: 54鄄鄄60, January 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 01. 007; http: / / journals. ustb. edu. cn 高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性 赵洪亮1,2) , 殷 攀1) , 张立峰1,2) 苣 1) 北京科技大学冶金与生态工程学院, 北京 100083 2) 稀贵金属绿色回收与提取北京市重点实验室, 北京 100083 苣 通信作者,E鄄mail: zhanglifeng@ ustb. edu. cn 摘 要 对高固含体系下 Intermig 桨搅拌槽内的桨叶搅拌性能以及颗粒的混合与悬浮特性进行实验研究. 采用光导纤维技 术对不同桨径、搅拌转速和桨叶离底距离下搅拌槽内底部以及轴向颗粒密度进行测量,同时对临界悬浮转速和搅拌功率进行 测定. 实验结果表明:对高固含液鄄鄄固搅拌体系,所采用的 Intermig 搅拌桨具有很好的轴向混合特性,该桨适合在较大的桨径 和较低的桨叶离底距离下应用,可在促进颗粒悬浮与均匀分布的同时,大大降低功率消耗. 通过对实验结果的分析和拟合得 出底部均匀度与搅拌槽内弗劳德数有关,Q = 0郾 58Fr - 0郾 35 ,Intermig 搅拌桨功率准数在 0郾 2 ~ 0郾 3 之间,且与雷诺数关系为 NP = 2郾 1Re - 0郾 2 . 关键词 搅拌槽反应器; 颗粒; 混合特性; 悬浮 分类号 TQ027郾 1 Particle suspension and mixing characteristics in a solid鄄鄄liquid stirred tank with high solid content ZHAO Hong鄄liang 1,2) , YIN Pan 1) , ZHANG Li鄄feng 1,2) 苣 1) School of Metallurgical and Ecological Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Beijing Key Lab of Rare & Precious Metals Green Recycling and Extraction, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: zhanglifeng@ ustb. edu. cn ABSTRACT The suspension and mixing characteristics of high鄄content solid particles were experimentally studied in a tank stirred with an Intermig impeller. An optical fiber technology was adopted to measure the bottom and axial solid concentration under different conditions of impeller diameter, rotational speed and impeller鄄鄄bottom distance, and the critical suspension speed and power consump鄄 tion were also investigated at the same time. The results show that the Intermig impeller has good axial mixing performance in the solid鄄 鄄liquid stirred system with high solid content. High impeller diameter and low impeller鄄鄄 bottom distance could improve the solid sus鄄 pension and uniform distribution with low power consumption. By analyzing and fitting the experimental results, the bottom solid uni鄄 formity is calculated by Froude number with the equation of Q = 0郾 58Fr - 0郾 35 and the power number is calculated by Reynolds number with the equation of NP = 2郾 1Re - 0郾 2 . KEY WORDS stirred tank reactor; particles; mixing characteristics; suspension 收稿日期: 2016鄄鄄04鄄鄄07 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51504018);中国博士后科学基金资助项目(2015M580986);中央高校基本科研业务费资助项目 (FRF鄄鄄TP鄄鄄15鄄鄄069A1) 铝酸钠溶液的晶种分解是拜耳法生产氧化铝的一 个关键工序,其过程涉及复杂的物理化学过程,因此也 受到诸多因素的影响[1] . 尽管目前对晶种分解的机理 的阐述仍存在许多分歧,但搅拌无疑对晶种分解过程 的物料混合、分解率以及产品质量起着至关重要的作 用. 搅拌在晶种分解过程中起到保持晶种处于悬浮状 态的作用,防止底部积料,产生结疤;另一方面使晶种 与溶液充分接触,促进液、固两相的均匀混合,强化传

赵洪亮等：高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性 ·55· 质过程，加快铝酸钠溶液分解，并能促进氢氧化铝晶体 1:33等比例冷态实验模型，保证了几何相似[)，实验 的均匀长大.但搅拌速度过快或过慢都是不利的，转 装置示意如图1(a)所示.搅拌槽采用有机玻璃制成， 速过低起不到搅拌作用，甚至可能造成沉槽：搅拌转速 配有两块特殊挡板，其底部呈弧形弯曲并延伸至槽底 过高会引起氢氧化铝的破碎和腐蚀，不利于砂状氧化 部，如图I(b)所示.搅拌桨为Intermig式轴向混合搅 铝的生产.1994年，广西平果铝厂建成，在国内最早将 拌桨，采用不锈钢加工而成，通过与扭矩传感器相连的 Intermig搅拌桨引入到种分槽设备中2)]，经过20多年 桨轴置于搅拌槽底部，在搅拌的同时可记录扭矩信息， 的实践验证该桨可有效地减少槽底及死角处的积料结 根据式(I)可计算出搅拌功率，进而得到Intermig搅拌 疤，提高了料液混合效果，并且相对于普通斜叶桨，搅 桨的功率准数[o] 拌功率大大降低，功耗约为折叶桨的1/5~1/4). 2TMN (1) 目前国内外对于Intermig桨的搅拌性能已有一些 P=Mo=60 研究成果，Bujalski等[采用褪色法和电导法在高固含 式中，P为搅拌桨理论功率，W:M为搅拌桨搅拌时所 体系下，对Lightnin3.10、3l5和Intermig桨的混合时间 受流体的阻力矩，N·m:o为搅拌桨旋转角速度，rad· 做了考察，研究发现在较高的固含体系下混合时间要 s;N为搅拌桨转速，r.min 比单一液相中大两个数量级以上，对于Intermig这种 BI+ 需要较高的能量耗散率才能达到固体悬浮的搅拌桨， 混合时间增加得很小，在5倍左右.[brahim和Nien- ow[)采用包括ntermig桨在内的五种搅拌桨，对颗粒 在牛顿流体中悬浮规律进行研究，并与之前在低黏度 流体中的研究[]做了对比，研究表明在较高的黏度下， 颗粒在达到悬浮之前，自由粒子的数量要更少.液体 黏度从10-3Pa·s增加到0.01Pas后，双层ntermig桨 的搅拌性能显著提高，在液体黏度为1Pa·s时，单层 Intermig桨的搅拌效率最高.Aubin和Xuereb]采用计 算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)方法 模拟了多层ntermig搅拌桨的流体动力学和混合特 性.通过优化桨叶之间的排布，扩展了Intermig桨的操 a b 作条件，在保证桨间流体交换的同时，搅拌雷诺数可以 1一扭矩传感器：2一ntermig搅拌桨：3一挡板：4一PC6D颗粒密 降低至更低(R=27).李洪涛[s]通过实验和数值模拟 度测量仪：5一计算机：6一光纤探头：7一平面镜（测量临界悬浮 方法对Mig-0.7、Intermig-0.7和Mig-0.9三种多段逆 转速N) 流桨功率特性、混合特性以及流场特性进行研究.实 图1固液搅拌槽实验装置示意图 验测定了三种桨在不同浓度羧甲基纤维素(carboxym- Fig.1 Schematic diagram of the solid-liquid stirred tank ethyl cellulose,CMC)水溶液和不同搅拌转速下的混合 利用实验室模型对工业搅拌槽进行模拟时，在满 时间和功率消耗，并分析得到Metzner常数Mig-0.9最 足几何相似的同时，还需要满足动力相似条件四，本 大，Interming-0.7次之，Mig-0.7最小.上述研究中所 研究中需要确定合适的搅拌转速范围.目前氧化铝企 采用的均是原始的Intermig桨型，并且研究体系大都 业中采用的晶种分解槽大多是一种大型平底机械搅拌 集中在单相流或固含相对较低的固-液两相流.而在 槽，它是结合我国国情设计的国内最大搅拌槽，直径 冶金行业中种分设备上所采用Intermig桨在桨叶结构 14m,高30m,有效容积4400m.对于固-液悬浮体系 上做了改进，同时应用在较高固含体系下，关于这方面 搅拌槽，搅拌转速N与槽径T应满足以下关系式： 的研究目前还较为欠缺.因此，本文着眼于工业上大 N2=N(T/T2) (2) 型种分槽液-固搅拌体系，对槽内流场、颗粒的悬浮与 其中X的取值应在3/4~1之间.工业上根据不同的 分布、能耗等情况做了系统深入的研究，以期为工业上 桨叶结构，种分槽内搅拌转速在4~7r·min之间不 工艺的优化、技术更新和设备放大提供指导 等.根据上述分析，本实验中所采用的搅拌转速范围 1研究方法 在130~150rmin之间. 分别选用氯化钙溶液和玻璃珠作为液固两相模拟 1.1实验装置 种分槽内铝酸钠溶液和氢氧化铝颗粒液-固两相间的 以工业上直径14m大型平底搅拌槽为原型，建立 混合与运动.实验中物料属性、设备参数和操作条件

赵洪亮等: 高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性 质过程,加快铝酸钠溶液分解,并能促进氢氧化铝晶体 的均匀长大. 但搅拌速度过快或过慢都是不利的,转 速过低起不到搅拌作用,甚至可能造成沉槽;搅拌转速 过高会引起氢氧化铝的破碎和腐蚀,不利于砂状氧化 铝的生产. 1994 年,广西平果铝厂建成,在国内最早将 Intermig 搅拌桨引入到种分槽设备中[2] ,经过 20 多年 的实践验证该桨可有效地减少槽底及死角处的积料结 疤,提高了料液混合效果,并且相对于普通斜叶桨,搅 拌功率大大降低,功耗约为折叶桨的 1 / 5 ~ 1 / 4 [3] . 目前国内外对于 Intermig 桨的搅拌性能已有一些 研究成果,Bujalski 等[4]采用褪色法和电导法在高固含 体系下,对 Lightnin310、315 和 Intermig 桨的混合时间 做了考察,研究发现在较高的固含体系下混合时间要 比单一液相中大两个数量级以上,对于 Intermig 这种 需要较高的能量耗散率才能达到固体悬浮的搅拌桨, 混合时间增加得很小,在 5 倍左右. Ibrahim 和 Nien鄄 ow [5]采用包括 Intermig 桨在内的五种搅拌桨,对颗粒 在牛顿流体中悬浮规律进行研究,并与之前在低黏度 流体中的研究[6]做了对比,研究表明在较高的黏度下, 颗粒在达到悬浮之前,自由粒子的数量要更少. 液体 黏度从 10 - 3 Pa·s 增加到0郾 01 Pa·s 后,双层 Intermig 桨 的搅拌性能显著提高,在液体黏度为 1 Pa·s 时,单层 Intermig 桨的搅拌效率最高. Aubin 和 Xuereb [7]采用计 算流体力学( computational fluid dynamics, CFD) 方法 模拟了多层 Intermig 搅拌桨的流体动力学和混合特 性. 通过优化桨叶之间的排布,扩展了 Intermig 桨的操 作条件,在保证桨间流体交换的同时,搅拌雷诺数可以 降低至更低(Re = 27). 李洪涛[8]通过实验和数值模拟 方法对 Mig鄄鄄0郾 7、Intermig鄄鄄0郾 7 和 Mig鄄鄄0郾 9 三种多段逆 流桨功率特性、混合特性以及流场特性进行研究. 实 验测定了三种桨在不同浓度羧甲基纤维素( carboxym鄄 ethyl cellulose, CMC)水溶液和不同搅拌转速下的混合 时间和功率消耗,并分析得到 Metzner 常数 Mig鄄鄄0郾 9 最 大,Interming鄄鄄0郾 7 次之,Mig鄄鄄0郾 7 最小. 上述研究中所 采用的均是原始的 Intermig 桨型,并且研究体系大都 集中在单相流或固含相对较低的固鄄鄄 液两相流. 而在 冶金行业中种分设备上所采用 Intermig 桨在桨叶结构 上做了改进,同时应用在较高固含体系下,关于这方面 的研究目前还较为欠缺. 因此,本文着眼于工业上大 型种分槽液鄄鄄固搅拌体系,对槽内流场、颗粒的悬浮与 分布、能耗等情况做了系统深入的研究,以期为工业上 工艺的优化、技术更新和设备放大提供指导. 1 研究方法 1郾 1 实验装置 以工业上直径 14 m 大型平底搅拌槽为原型,建立 1颐 33 等比例冷态实验模型,保证了几何相似[9] ,实验 装置示意如图 1(a)所示. 搅拌槽采用有机玻璃制成, 配有两块特殊挡板,其底部呈弧形弯曲并延伸至槽底 部,如图 1(b)所示. 搅拌桨为 Intermig 式轴向混合搅 拌桨,采用不锈钢加工而成,通过与扭矩传感器相连的 桨轴置于搅拌槽底部,在搅拌的同时可记录扭矩信息, 根据式(1)可计算出搅拌功率,进而得到 Intermig 搅拌 桨的功率准数[10] . P = M棕 = 2仔MN 60 . (1) 式中,P 为搅拌桨理论功率,W;M 为搅拌桨搅拌时所 受流体的阻力矩,N·m;棕 为搅拌桨旋转角速度,rad· s - 1 ;N 为搅拌桨转速,r·min - 1 . 1—扭矩传感器; 2—Intermig 搅拌桨; 3—挡板; 4—PC6D 颗粒密 度测量仪; 5—计算机; 6—光纤探头; 7—平面镜(测量临界悬浮 转速 Njs) 图 1 固液搅拌槽实验装置示意图 Fig. 1 Schematic diagram of the solid鄄鄄liquid stirred tank 利用实验室模型对工业搅拌槽进行模拟时,在满 足几何相似的同时,还需要满足动力相似条件[11] ,本 研究中需要确定合适的搅拌转速范围. 目前氧化铝企 业中采用的晶种分解槽大多是一种大型平底机械搅拌 槽,它是结合我国国情设计的国内最大搅拌槽,直径 14 m,高 30 m,有效容积 4400 m 3 . 对于固鄄鄄液悬浮体系 搅拌槽,搅拌转速 N 与槽径 T 应满足以下关系式: N2 = N1 (T1 / T2 ) X . (2) 其中 X 的取值应在 3 / 4 ~ 1 之间. 工业上根据不同的 桨叶结构,种分槽内搅拌转速在 4 ~ 7 r·min - 1 之间不 等. 根据上述分析,本实验中所采用的搅拌转速范围 在 130 ~ 150 r·min - 1之间. 分别选用氯化钙溶液和玻璃珠作为液固两相模拟 种分槽内铝酸钠溶液和氢氧化铝颗粒液鄄鄄 固两相间的 混合与运动. 实验中物料属性、设备参数和操作条件 ·55·

·56· 工程科学学报，第39卷，第1期 与工业上参数对比如表1所示 最易堆积区域，因此也可以根据该区域的颗粒状态判 表1实验与工业参数对比 定整个槽底部颗粒悬浮与混合情况 Table 1 Comparison between experimental parameters and industrial 利用底部观察法对搅拌槽内颗粒的临界悬浮转速 parameters 进行判定.Zwieteringt]在l958年提出临界悬浮转速 参数 数值 的概念，并作如下阐述 CaCl2溶液密度/(kg°m3) 1325 (1)完全离底悬浮：所有颗粒都在槽底上方运动， CaCl,溶液黏度/(Pa·s) 7×10-3~9×10-3 颗粒在槽底的停留时间不超过1~2$ 玻璃珠密度/(kg“m3) 2380 (2)临界悬浮转速：使固体颗粒刚好完全均匀悬 玻璃珠粒径/μm 20-200 浮时的最小叶轮转速. 铝酸钠溶液密度/(kgm3) 1330 根据此判据对临界悬浮转速进行判定便于实施， 铝酸钠溶液黏度/(mPa·s) 4-9 所以也得到比较广泛的应用4-) A1(0H)3颗粒密度/(kgm3) 2430 2实验结果与分析 AI(OH),颗粒粒径/μm 20~150 平均固体质量浓度，c(gL) 2.1底部均匀度 800 搅拌槽直径，T/m 图3所示为不同搅拌转速下，底部均匀度(c/c) 0.425 液位.H/m 0.4 随桨叶离底距离的变化关系.在搅拌转速较小时(130 r·min1),随着桨叶离底的增大，底部均匀度变大.这 搅拌桨直径，D (0.624~0.715)T 是由于在搅拌桨的搅动下，槽底部流体会沿着挡板底 桨叶离底距离，C (0.024~0.118)T 部的弧形斜面向上运动，到达上部后再沿中心循环至 搅拌转速，N/(r.min-1) 130~150 底部，形成轴向的二次环流.当桨叶离底距离增大后， 挡板宽度，B 0.085T 挡板底部弧形斜面与搅拌桨的作用减弱，槽底部颗粒 l.2 ntermig搅拌桨 受到的悬浮动能变小，导致颗粒密度增大.当离底距 图2所示为实验中所采用的Intermig搅拌桨结 离增大到C/T=0.118时，此时底部颗粒密度已接近 构，该桨分为主桨叶和辅桨叶两个部分，主桨叶在桨轴 1000gL,容易在底部产生颗粒的堆积.增大搅拌转 方向向下倾斜30°，在主桨叶的前端增加一个与主桨 速至135~140r·min后，相同桨叶离底距离下，底部 叶倾斜90°的双层辅桨叶，具有较好的循环流.其特点 颗粒悬浮情况得到较大改善，同时随着C/T的增加， 是当搅拌器旋转时，桨叶的根部和端部分别把流体向 底部均匀度增加幅度也相应减小.这说明增大搅拌转 相反方向推进，促进流体形成轴向循环 速后，底部颗粒悬浮效果得到改善的同时，桨叶离底距 离的影响也被削弱.随着搅拌转速进一步增大至145~ 150rmin后，几乎整个槽底部颗粒都处于均匀分散和 悬浮状态，底部均匀度均接近平均密度(c/c=I),同 时在高搅拌转速下桨叶离底距离对底部均匀度基本没 图2 ntermig搅拌桨结构 有太大影响 Fig.2 Structure of the Intermig impeller 图4所示为不同搅拌转速下，底部均匀度随桨叶 1.3浓度和临界悬浮转速测量方法 1.16 -N=130r“minm1 本实验采用的PC6D型颗粒密度测量仪对搅拌槽 音N=140rmin1 L.12 4-N=150 r min" 内颗粒密度(c,gL)分布进行测量，该仪器配有两根 测量探头，探头内置两束平行排列的光导纤维，每束光 导纤维中光源纤维可发出光，当颗粒竖直经过探头时， g1.0s 光经溶液中固体颗粒反射后再由反射光纤传回到光电 检测器，转换成与物料浓度成比例的电压信号.由信 1.04 号的电压平均值得出固体颗粒的相含率，该仪器初次 使用时需进行标定.Shan等2]曾经用同样设备对无 1.00 0.01 0.05 0.09 0.13 挡板搅拌槽内的固体浓度分布做过测量，发现测量误 C/T 差在0.5%以内.光纤探头置于弧形挡板后1/4圆弧 图3不同C/T下颗粒底部均匀度 处，如图1(b)所示，实验中发现此位置处于底部颗粒 Fig.3 Particle bottom uniformity at different values of C/T

工程科学学报,第 39 卷,第 1 期 与工业上参数对比如表 1 所示. 表 1 实验与工业参数对比 Table 1 Comparison between experimental parameters and industrial parameters 参数 数值 CaCl2溶液密度/ (kg·m - 3 ) 1325 CaCl2溶液黏度/ (Pa·s) 7 伊 10 - 3 ~ 9 伊 10 - 3 玻璃珠密度/ (kg·m - 3 ) 2380 玻璃珠粒径/ 滋m 20 ~ 200 铝酸钠溶液密度/ (kg·m - 3 ) 1330 铝酸钠溶液黏度/ (mPa·s) 4 ~ 9 Al(OH)3颗粒密度/ (kg·m - 3 ) 2430 Al(OH)3颗粒粒径/ 滋m 20 ~ 150 平均固体质量浓度, cavg / (g·L - 1 ) 800 搅拌槽直径, T / m 0郾 425 液位, H/ m 0郾 4 搅拌桨直径, D (0郾 624 ~ 0郾 715)T 桨叶离底距离, C (0郾 024 ~ 0郾 118)T 搅拌转速, N/ (r·min - 1 ) 130 ~ 150 挡板宽度, B 0郾 085T 1郾 2 Intermig 搅拌桨 图 2 所示为实验中所采用的 Intermig 搅拌桨结 构,该桨分为主桨叶和辅桨叶两个部分,主桨叶在桨轴 方向向下倾斜 30毅,在主桨叶的前端增加一个与主桨 叶倾斜 90毅的双层辅桨叶,具有较好的循环流. 其特点 是当搅拌器旋转时,桨叶的根部和端部分别把流体向 相反方向推进,促进流体形成轴向循环. 图 2 Intermig 搅拌桨结构 Fig. 2 Structure of the Intermig impeller 1郾 3 浓度和临界悬浮转速测量方法 本实验采用的 PC6D 型颗粒密度测量仪对搅拌槽 内颗粒密度(c,g·L - 1 )分布进行测量,该仪器配有两根 测量探头,探头内置两束平行排列的光导纤维,每束光 导纤维中光源纤维可发出光,当颗粒竖直经过探头时, 光经溶液中固体颗粒反射后再由反射光纤传回到光电 检测器,转换成与物料浓度成比例的电压信号. 由信 号的电压平均值得出固体颗粒的相含率,该仪器初次 使用时需进行标定. Shan 等[12] 曾经用同样设备对无 挡板搅拌槽内的固体浓度分布做过测量,发现测量误 差在 0郾 5% 以内. 光纤探头置于弧形挡板后 1 / 4 圆弧 处,如图 1(b)所示,实验中发现此位置处于底部颗粒 最易堆积区域,因此也可以根据该区域的颗粒状态判 定整个槽底部颗粒悬浮与混合情况. 利用底部观察法对搅拌槽内颗粒的临界悬浮转速 进行判定. Zwietering [13]在 1958 年提出临界悬浮转速 的概念,并作如下阐述. (1) 完全离底悬浮:所有颗粒都在槽底上方运动, 颗粒在槽底的停留时间不超过 1 ~ 2 s. (2) 临界悬浮转速:使固体颗粒刚好完全均匀悬 浮时的最小叶轮转速. 根据此判据对临界悬浮转速进行判定便于实施, 所以也得到比较广泛的应用[14鄄鄄15] . 2 实验结果与分析 2郾 1 底部均匀度 图 3 所示为不同搅拌转速下,底部均匀度( c/ cavg) 随桨叶离底距离的变化关系. 在搅拌转速较小时(130 r·min - 1 ),随着桨叶离底的增大,底部均匀度变大. 这 是由于在搅拌桨的搅动下,槽底部流体会沿着挡板底 部的弧形斜面向上运动,到达上部后再沿中心循环至 底部,形成轴向的二次环流. 当桨叶离底距离增大后, 挡板底部弧形斜面与搅拌桨的作用减弱,槽底部颗粒 受到的悬浮动能变小,导致颗粒密度增大. 当离底距 离增大到 C/ T = 0郾 118 时,此时底部颗粒密度已接近 1000 g·L - 1 ,容易在底部产生颗粒的堆积. 增大搅拌转 速至 135 ~ 140 r·min - 1后,相同桨叶离底距离下,底部 颗粒悬浮情况得到较大改善,同时随着 C/ T 的增加, 底部均匀度增加幅度也相应减小. 这说明增大搅拌转 图 3 不同 C/ T 下颗粒底部均匀度 Fig. 3 Particle bottom uniformity at different values of C / T 速后,底部颗粒悬浮效果得到改善的同时,桨叶离底距 离的影响也被削弱. 随着搅拌转速进一步增大至 145 ~ 150 r·min - 1后,几乎整个槽底部颗粒都处于均匀分散和 悬浮状态,底部均匀度均接近平均密度(c/ cavg = 1),同 时在高搅拌转速下桨叶离底距离对底部均匀度基本没 有太大影响. 图 4 所示为不同搅拌转速下,底部均匀度随桨叶 ·56·

赵洪亮等：高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性 57· 直径的变化关系.在搅拌转速较小时，增大桨径后，槽 1.20 内的搅拌动力增强，大幅促进了槽底部颗粒的悬浮，底 ·实验值 1.16 一拟合值 部颗粒密度逐渐减小，并逐步趋近于平均浓度.在相 同条件下，增大搅拌转速后，底部均匀度随桨径的变化 1.12 幅度变小，说明此时桨叶直径的影响也同时被削弱. 1.08 1.18 -N=130 r.min! 1.04 1.14 -N=140 rmin- A-N=150 r.min" 1.00 0.13 0.16 0.19 0.220.25 1.10 Fr 图5弗劳德数与颗粒底部均匀度拟合曲线 1.06 Fig.5 Fitting curve of particle bottom uniformity and Fr 1.02 (b)所示)，清液层基本消失，各桨叶离底距离下的轴 0吸0 向浓度在平均浓度值上下浮动，轴向浓度随着高度呈 0.65 0.70 0.75 D/T 现先上升后下降的趋势.离底距离对轴向的浓度仍有 一定的影响，但与小转速相比稍有减弱.转速增加到 图4不同D/T下颗粒底部均匀度 Fig.4 Particle bottom uniformity at different values of D/T 150rmin后（如图6(c)所示），轴向混合趋于均匀， 此时桨叶离底距离对轴向浓度基本没有影响. 从实验中发现，相对于桨径来说，颗粒在底部的均 图7所示为不同桨叶直径和搅拌转速下轴向均匀 匀度受桨叶离底距离的影响很小，基本可以忽略.而 度分布.在转速为130rmin时，只有在D/T=0.715 在搅拌过程中，颗粒的悬浮主要受到重力和搅拌作用 时才能达到比较好地轴向混合效果：此时搅拌桨叶的 相互影响，弗劳德数F是衡量惯性力与重力相互作用 末端线速度达2.07ms.增大转速至140rmin后， 的准数，因此将底部均匀度Q,拟合成关于Fr的函数 促进了颗粒的轴向混合，仅在小桨径下(0.624T),槽 形式： 顶部存在较小的浓度值分布，桨径为0.67T和0.715T Q=K (n'D/g)'=KFr'. (3) 时轴向混合基本趋于均匀，此时二者桨叶末端线速度 其中n为搅拌转速，rs:g为重力加速度：K为拟合 分别为2.08ms1和2.23ms‘.进一步增大转速至 常数. 150r·minl,桨叶直径对颗粒轴向分布基本没有影响. 实验中在槽内达到完全均匀混合前，槽底部均匀 此时三种桨径下颗粒轴向分布都已趋于均匀，且末端 度随着Fr增加而降低，F增大到一定程度后，整个槽 线速度均在2m·s1以上.可见无论搅拌桨和桨径如 内混合均匀，底部均匀度不再变化.因此，在槽内颗粒 何变化，若保证桨叶末端线速度在2m·s‘以上，即可 达到近似地完全均匀混合之前，可根据实验数据拟合 得到较好的颗粒轴向混合效果. 得到： 2.3功率消耗 c/cu=0.58Fr-a35 (4) 图8和图9所示为不同桨叶离底距离、搅拌转速 计算得到的密度值与实验结果进行对比，如图5 和搅拌桨直径下的功率消耗.在单一搅拌介质中，根 所示.当转速和桨径较小，槽内未达到均匀悬浮状态 据搅拌桨的搅拌功率可以由式(5)计算 时，计算值与实验值吻合较好，随着搅拌强度的加大， P=N onD. (5) 槽内趋于均匀，这时得到的准数方程将不再适用.在 式中，N为功率准数，与搅拌桨桨型有关：P为搅拌介 实验数据应用范围内计算值与实验值误差在5% 质密度，kg·m3:n为搅拌转速，rs;D为搅拌桨直径， 以内. m.而在固液搅拌体系，颗粒的混合与悬浮状态也会对 2.2轴向均匀度 搅拌桨的功率消耗产生较大影响，其功率准数不再是 图6所示为不同搅拌转速下，不同轴向高度(Z) 一固定常数，采用式(5)计算搅拌功率就会产生误差， 的颗粒均匀度随桨叶离底距离的变化关系.在相同转 此时还需借助实验对功率计算式进行修正.从图8可 速下，颗粒轴向混合效果随桨叶离底距离的增加而变 以看出，随着搅拌转速的增加，搅拌功率大幅增加，通 差.搅拌转速为130rmin时（如图6(a)所示），轴向 过拟合分析得到不同条件下搅拌功率与搅拌转速的约 均匀度随桨叶离底距离的增加变化明显，当C/T> 2.8次幂成正比.相比之下，桨叶离底距离对功率影响 0.071时，在槽顶部的颗粒密度值非常小，说明此时存 较小.在桨叶离底距离较低时，功率消耗略高，这是因 在明显的清液层.转速增大至140rmin后，（如图6 为此时搅拌桨与挡板之间相互作用更强，桨叶旋转时

赵洪亮等: 高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性 直径的变化关系. 在搅拌转速较小时,增大桨径后,槽 内的搅拌动力增强,大幅促进了槽底部颗粒的悬浮,底 部颗粒密度逐渐减小,并逐步趋近于平均浓度. 在相 同条件下,增大搅拌转速后,底部均匀度随桨径的变化 幅度变小,说明此时桨叶直径的影响也同时被削弱. 图 4 不同 D/ T 下颗粒底部均匀度 Fig. 4 Particle bottom uniformity at different values of D/ T 从实验中发现,相对于桨径来说,颗粒在底部的均 匀度受桨叶离底距离的影响很小,基本可以忽略. 而 在搅拌过程中,颗粒的悬浮主要受到重力和搅拌作用 相互影响,弗劳德数 Fr 是衡量惯性力与重力相互作用 的准数,因此将底部均匀度 Q,拟合成关于 Fr 的函数 形式: Q = K (n 2D/ g) x = KFr x . (3) 其中 n 为搅拌转速,r·s - 1 ;g 为重力加速度;K 为拟合 常数. 实验中在槽内达到完全均匀混合前,槽底部均匀 度随着 Fr 增加而降低,Fr 增大到一定程度后,整个槽 内混合均匀,底部均匀度不再变化. 因此,在槽内颗粒 达到近似地完全均匀混合之前,可根据实验数据拟合 得到: c/ cavg = 0郾 58Fr - 0郾 35 . (4) 计算得到的密度值与实验结果进行对比,如图 5 所示. 当转速和桨径较小,槽内未达到均匀悬浮状态 时,计算值与实验值吻合较好,随着搅拌强度的加大, 槽内趋于均匀,这时得到的准数方程将不再适用. 在 实验数据应用范围内计算值与实 验 值 误 差 在 5% 以内. 2郾 2 轴向均匀度 图 6 所示为不同搅拌转速下,不同轴向高度(Z) 的颗粒均匀度随桨叶离底距离的变化关系. 在相同转 速下,颗粒轴向混合效果随桨叶离底距离的增加而变 差. 搅拌转速为 130 r·min - 1时(如图 6(a)所示),轴向 均匀度随桨叶离底距离的增加变化明显,当 C/ T > 0郾 071 时,在槽顶部的颗粒密度值非常小,说明此时存 在明显的清液层. 转速增大至 140 r·min - 1后,(如图 6 图 5 弗劳德数与颗粒底部均匀度拟合曲线 Fig. 5 Fitting curve of particle bottom uniformity and Fr (b)所示),清液层基本消失,各桨叶离底距离下的轴 向浓度在平均浓度值上下浮动,轴向浓度随着高度呈 现先上升后下降的趋势. 离底距离对轴向的浓度仍有 一定的影响,但与小转速相比稍有减弱. 转速增加到 150 r·min - 1后(如图 6( c)所示),轴向混合趋于均匀, 此时桨叶离底距离对轴向浓度基本没有影响. 图 7 所示为不同桨叶直径和搅拌转速下轴向均匀 度分布. 在转速为 130 r·min - 1时,只有在 D/ T = 0郾 715 时才能达到比较好地轴向混合效果;此时搅拌桨叶的 末端线速度达2郾 07 m·s - 1 . 增大转速至140 r·min - 1后, 促进了颗粒的轴向混合,仅在小桨径下(0郾 624T),槽 顶部存在较小的浓度值分布,桨径为 0郾 67T 和 0郾 715T 时轴向混合基本趋于均匀,此时二者桨叶末端线速度 分别为 2郾 08 m·s - 1和 2郾 23 m·s - 1 . 进一步增大转速至 150 r·min - 1 ,桨叶直径对颗粒轴向分布基本没有影响. 此时三种桨径下颗粒轴向分布都已趋于均匀,且末端 线速度均在 2 m·s - 1 以上. 可见无论搅拌桨和桨径如 何变化,若保证桨叶末端线速度在 2 m·s - 1以上,即可 得到较好的颗粒轴向混合效果. 2郾 3 功率消耗 图 8 和图 9 所示为不同桨叶离底距离、搅拌转速 和搅拌桨直径下的功率消耗. 在单一搅拌介质中,根 据搅拌桨的搅拌功率可以由式(5)计算. P = NP 籽n 3D 5 . (5) 式中,NP为功率准数,与搅拌桨桨型有关;籽 为搅拌介 质密度,kg·m 3 ;n 为搅拌转速,r·s - 1 ;D 为搅拌桨直径, m. 而在固液搅拌体系,颗粒的混合与悬浮状态也会对 搅拌桨的功率消耗产生较大影响,其功率准数不再是 一固定常数,采用式(5)计算搅拌功率就会产生误差, 此时还需借助实验对功率计算式进行修正. 从图 8 可 以看出,随着搅拌转速的增加,搅拌功率大幅增加,通 过拟合分析得到不同条件下搅拌功率与搅拌转速的约 2郾 8 次幂成正比. 相比之下,桨叶离底距离对功率影响 较小. 在桨叶离底距离较低时,功率消耗略高,这是因 为此时搅拌桨与挡板之间相互作用更强,桨叶旋转时 ·57·

·58· 工程科学学报，第39卷，第1期 1.10 b 09 1.05 0.6 -9-C/7=0.024 -0-C/7-0.024 8-C/7-=0.047 1.00 8-C/7=0.047 0.3 4-C/7=0.071 -4-C/T=0.071 ◆-C/7=0.094 ◆C/T-0.094 ©-C/7=0.118 -C/7=0.118 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 095% 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 ZIN ZIH 1.10 (c) -0-C/T=0.024 -8-C/T=0.047 -4-C/7=0.071 1.05 C7=0.094 ◆-C/7=0.118 1.00 0.95 0.20.40.60.81.0 ZIH 图6轴向均匀度随C/T的变化关系.(a)N=130 r'min-;(b)N=140r~min-l;(c)N=150rmin1 Fig.6 Change in axial uniformity with C/T:(a)N=130r-min-1;(b)N=140r.min-1;(c)N=150r.min-1 受到的阻力矩增加：同时根据前面分析，桨叶离底距离 离下的临界悬浮转速。随着桨叶离底距离的增加，搅 越低，颗粒悬浮效果越好，更多的颗粒悬浮增加了搅拌 拌桨对槽底部的扰动作用减小，同时桨叶与挡板之间 槽内的能量耗散，导致功耗升高. 的相互作用减弱使得槽下部分布更多颗粒，这就需要 从图9不同桨径下功率消耗结果来看，桨径对功 更高的搅拌转速以维持颗粒的悬浮.在D/T=0.67 率影响较大，通过拟合分析得到不同条件下搅拌功率 时，桨叶离底距离每增加10mm(C/T增加0.024)，转 与桨径的约4.6次幂成正比.因此桨叶直径的增加， 速的增幅不超过5 r.min-,桨叶离底距离增大到50 在改善颗粒悬浮与混合效果的同时，会大幅度增加电 mm(C/T=0.118),临界悬浮转速达到144rmin,桨 机功率的输出，这不仅需要搅拌桨叶片具有更高的强 叶末端线速度达到2ms,在此转速下桨叶离底距离 度，而且对于电机的载荷量也提出了更高的要求.因 为10mm时，已可保证槽内80%以上的区域处于均匀 此，在不同的桨叶直径下应寻求合适的搅拌转速，在满 悬浮状态 足搅拌要求的同时，功率消耗要尽可能小 图12为不同桨径下的临界悬浮转速.桨径对临 根据实验绘制Intermig搅拌桨在高固含体系下的 界悬浮转速影响较大，随着桨径的增大，临界悬浮转速 功率准数曲线，其结果如图10所示. 呈线性迅速减小.D/T=0.5增至0.715过程中，临界 根据拟合结果，功率准数与雷诺数关系式如下： 悬浮转速减小了1.35倍，因此在高固含体系中此类改 Np =2.15Re-02 (6) 进Intermig的桨叶直径不宜过小，应在桨径与槽径比 再将本实验中物料的密度和黏度值代入式(6)，由P= 大于0.6或者更高条件下使用. Npn3D可进一步得到功率的计算方程： P=505n28D6 (7) 3结论 该公式结果与实验结果误差在8%以内 对铝酸钠晶种分解过程的高固含体系下颗粒悬 2.4临界悬浮转速 浮与混合进行实验研究，分别对不同气体流量、桨叶 图11为采用底部观察法得到的不同桨叶离底距 离底距离和桨径条件下的底部与轴向的颗粒密度分

工程科学学报,第 39 卷,第 1 期 图 6 轴向均匀度随 C / T 的变化关系. (a) N = 130 r·min - 1 ; (b) N = 140 r·min - 1 ; (c) N = 150 r·min - 1 Fig. 6 Change in axial uniformity with C/ T: (a) N = 130 r·min - 1 ; (b) N = 140 r·min - 1 ; (c) N = 150 r·min - 1 受到的阻力矩增加;同时根据前面分析,桨叶离底距离 越低,颗粒悬浮效果越好,更多的颗粒悬浮增加了搅拌 槽内的能量耗散,导致功耗升高. 从图 9 不同桨径下功率消耗结果来看,桨径对功 率影响较大,通过拟合分析得到不同条件下搅拌功率 与桨径的约 4郾 6 次幂成正比. 因此桨叶直径的增加, 在改善颗粒悬浮与混合效果的同时,会大幅度增加电 机功率的输出,这不仅需要搅拌桨叶片具有更高的强 度,而且对于电机的载荷量也提出了更高的要求. 因 此,在不同的桨叶直径下应寻求合适的搅拌转速,在满 足搅拌要求的同时,功率消耗要尽可能小. 根据实验绘制 Intermig 搅拌桨在高固含体系下的 功率准数曲线,其结果如图 10 所示. 根据拟合结果,功率准数与雷诺数关系式如下: NP = 2郾 15Re - 0郾 2 . (6) 再将本实验中物料的密度和黏度值代入式(6),由 P = NP 籽n 3D 5 可进一步得到功率的计算方程: P = 505n 2郾 8D 4郾 6 . (7) 该公式结果与实验结果误差在 8% 以内. 2郾 4 临界悬浮转速 图 11 为采用底部观察法得到的不同桨叶离底距 离下的临界悬浮转速. 随着桨叶离底距离的增加,搅 拌桨对槽底部的扰动作用减小,同时桨叶与挡板之间 的相互作用减弱使得槽下部分布更多颗粒,这就需要 更高的搅拌转速以维持颗粒的悬浮. 在 D/ T = 0郾 67 时,桨叶离底距离每增加 10 mm (C/ T 增加 0郾 024),转 速的增幅不超过 5 r·min - 1 ,桨叶离底距离增大到 50 mm (C/ T = 0郾 118),临界悬浮转速达到 144 r·min - 1 ,桨 叶末端线速度达到 2 m·s - 1 ,在此转速下桨叶离底距离 为 10 mm 时,已可保证槽内 80% 以上的区域处于均匀 悬浮状态. 图 12 为不同桨径下的临界悬浮转速. 桨径对临 界悬浮转速影响较大,随着桨径的增大,临界悬浮转速 呈线性迅速减小. D/ T = 0郾 5 增至 0郾 715 过程中,临界 悬浮转速减小了 1郾 35 倍,因此在高固含体系中此类改 进 Intermig 的桨叶直径不宜过小,应在桨径与槽径比 大于 0郾 6 或者更高条件下使用. 3 结论 对铝酸钠晶种分解过程的高固含体系下颗粒悬 浮与混合进行实验研究,分别对不同气体流量、桨叶 离底距离和桨径条件下的底部与轴向的颗粒密度分 ·58·

赵洪亮等：高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性 59· 1.5 1.5 (a) (b) 1.2 1.2 0.9 0.9 0.6 0.6 Q-D/7=0.624 0-D/T=0.624 0.3 8-D/T-0.670 4-D/7=0.715 0.3 8-D/T=0.670 4-D/T=0.715 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 02 0.4 0.6 0.8 1.0 ZIH ZIR 15 1.2 0.9 0.6 9D/T=0.624 8-DT-0.670 0.3 4-D/T=0.715 0 0.2 0.4 0.60.8 1.0 ZIH 图7轴向均匀度随D/T的变化关系.(a)N=130rmim1;(b)N=140 rmin-:(c)N=150rmin-1 Fig.7 Change on axial uniformity with D/T:(a)N=130r-min;(b)N=140r.min-1:(c)N=150r.min- 28 28 实验值拟合值 24 CT-0.024Q P=2x10-527 24 C/T=0.0718 -P-1x10528 20 C/T-0.118△ -P=5x10-b29 20 16 12 实验值拟合值 8 N=130r-min —P-90D/TY7 N=140r.min- P=105(D/T+b N=150rmin-A P=130D/T)4 25 130 135140145150155 .60 0.65 0.70 0.75 NWr·min-) DIT 图8不搅拌转速下功率消耗 图9不同D/T下功率随消耗 Fig.8 Power consumption at different rotational speeds Fig.9 Power consumption at different values of D/T 布、搅拌功率以及临界悬浮转速进行分析，得到如下 利于颗粒在底部的悬浮和轴向混合，同时桨叶离底距 结论： 离对搅拌功率影响较小. (I)Intermig搅拌桨在高固含体系下具有很好颗 (3)底部均匀度主要受搅拌转速和桨径的影响， 粒轴向混合特性，且功率准数较小，介于0.2~0.3之 其与准数关系为c/ce=0.58Fr-a5;在高固含搅拌体 间，功率准数与雷诺数满足Np=2.15Re-a2 系中，新型改进Intermig桨适合在较大的桨径(D/T= (2)Intermig搅拌桨适合在较小的桨叶离底距离 0.715)下应用，桨径增加的同时，可以大大降低使颗粒 下应用(C/T=0.024),过大的桨叶离底距离，桨叶和 均匀分布所需要的搅拌转速，抵消了因扩大桨径增加 挡板无法形成大范围的二次环流，使混合效果下降，不 的功耗，更适合应用于实际生产中

赵洪亮等: 高固含固液搅拌槽内颗粒悬浮与混合特性 图 7 轴向均匀度随 D/ T 的变化关系. (a) N = 130 r·min - 1 ;(b) N = 140 r·min - 1 ;(c) N = 150 r·min - 1 Fig. 7 Change on axial uniformity with D/ T: (a) N = 130 r·min - 1 ;(b) N = 140 r·min - 1 ;(c) N = 150 r·min - 1 图 8 不搅拌转速下功率消耗 Fig. 8 Power consumption at different rotational speeds 布、搅拌功率以及临界悬浮转速进行分析,得到如下 结论: (1) Intermig 搅拌桨在高固含体系下具有很好颗 粒轴向混合特性,且功率准数较小,介于 0郾 2 ~ 0郾 3 之 间,功率准数与雷诺数满足 NP = 2郾 15Re - 0郾 2 . (2) Intermig 搅拌桨适合在较小的桨叶离底距离 下应用(C/ T = 0郾 024),过大的桨叶离底距离,桨叶和 挡板无法形成大范围的二次环流,使混合效果下降,不 图 9 不同 D/ T 下功率随消耗 Fig. 9 Power consumption at different values of D/ T 利于颗粒在底部的悬浮和轴向混合,同时桨叶离底距 离对搅拌功率影响较小. (3) 底部均匀度主要受搅拌转速和桨径的影响, 其与准数关系为 c/ cavg = 0郾 58Fr - 0郾 35 ;在高固含搅拌体 系中,新型改进 Intermig 桨适合在较大的桨径(D/ T = 0郾 715)下应用,桨径增加的同时,可以大大降低使颗粒 均匀分布所需要的搅拌转速,抵消了因扩大桨径增加 的功耗,更适合应用于实际生产中. ·59·

·60· 工程科学学报，第39卷，第1期 0.34 (毕诗文，于海燕，杨毅宏，等拜耳法生产氧化铝.北京： 0.32 ·实验值 治金工业出版社，2007) 一拟合值 [2]Chen D.Selection of central cooling schemes for 4500 m large 0.30 mechanically-agitated digestion tank.China Nonferrous Metallur- ,1998(6):84 0.28 (陈德.平果铝厂4500m3大型机械搅拌分解槽中间降温方案 0.26 的选择.有色冶炼.1998(6)：84) 0.24 [3]Zhang C.Shan Y.Liu C.L,et al.A Type of Large Scale Stirred Tank:China Patent,.200710158974.2.2009-06-24 0.22 (张超，单勇，刘常林，等.一种大型搅拌槽：中国专利， 200710158974.2.2009-06-24) 4.0x10 8.0x10 1.2×10 民。 [4]Bujalski W,Takenaka K,Paoleni S,et al.Suspension and liquid homogenization in high solids concentration stirred chemical reac- 图10雷诺数与功率准数拟合曲线 tors.Chem Eng Res Des,1999,77(3):241 Fig.10 Fitting curve of Np and Re [5]Ibrahim S,Nienow A W.Comparing impeller performance for sol- id-suspension in the transitional flow regime with Newtonian flu- 150 ids.Chem Eng Res Des,1999,77(8):721 [6]Ibrahim S,Nienow A W.Particle suspension in the turbulent re- 145A gime:the effect of impeller type and impeller/vessel configura- tion.Chem Eng Res Des,1996,74(6):679 [7]Aubin J.Xuereb C.Design of multiple impeller stirred tanks for 140 the mixing of highly viscous fluids using CFD.Chem Eng Sci, 2006,61(9):2913 [8]Li H T.Study of Interference Multistage Counterflon Impeller in 135 Wide Viscosity Domain [Dissertation].Guiyang:Guizhou Univer- sity,2010 (李洪涛.宽黏度域型多段逆流型搅拌器研究[学位论文]. 0.04 0.060.08 0.10 0.12 贵阳：贵州大学，2009) CIT [9]Lin L,Bao Y P,Yue F,et al.Physical model of fluid flow char- 图11不同C/T下的临界悬浮转速 acteristics in RH-TOP vacuum refining process.Int I Miner Fig.11 Just-suspension speed at different values of C/T Metall Mater,2012,19(6):483 [10]Gui X H,Huang G,Yuan C,et al.Mixing characteristics of 260 two-stage compulsory stirred pulp-mixing and its influence on fine coal flotation.J Univ Sci Technol Beijing,2013,35(4):423 230 (桂夏辉，黄根，袁闯等.两段强制搅拌调浆的混合特性及 200 对煤泥浮选的影响.北京科技大学学报，2013,35(4)： 423) 170 [11]Jiang J,Li JS,Wu H J,et al.Water modeling of molten steel flow in a multi-strand tundish with gas blowing.Int I Miner 140 Metall Mater,2010,17(2):143 [12]Shan X G,Yu GZ,Yang C,et al.Numerical simulation of liq- 110 uid-solid flow in an unbaffled stirred tank with a pitched-blade turbine downflow.Ind Eng Chem Res,2008,47(9):2926 05 0.6 0.7 0.8 [13]Zwietering T N.Suspending of solid particles in liquid by agita- D/T tors.Chem Eng Sci,1958,8(3):244 图12不同D/T下的临界悬浮转速 [14]Wu J,Wang S,Nguyen B,et al.Improved mixing in magnetite Fig.12 Just-suspension speed at different values of D/T iron ore tank via swirl flow:lab-scale and full-scale studies. Chem Eng Technol,2015,39(3):505 参考文献 [15]Ayranci I.Machado M B,Madej A M,et al.Effect of geometry [1]Bi S W,Yu H Y,Yang Y H,et al.Bayer Process of Alumina on the mechanisms for off-bottom solids suspension in a stirred Production.Beijing:Metallurgical Industry Press,2007 tank.Chem Eng Sci,2012,79:163

工程科学学报,第 39 卷,第 1 期 图 10 雷诺数与功率准数拟合曲线 Fig. 10 Fitting curve of NP and Re 图 11 不同 C/ T 下的临界悬浮转速 Fig. 11 Just鄄suspension speed at different values of C/ T 图 12 不同 D/ T 下的临界悬浮转速 Fig. 12 Just鄄suspension speed at different values of D/ T 参 考 文 献 [1] Bi S W, Yu H Y, Yang Y H, et al. Bayer Process of Alumina Production. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2007 (毕诗文, 于海燕, 杨毅宏, 等. 拜耳法生产氧化铝. 北京: 冶金工业出版社, 2007) [2] Chen D. Selection of central cooling schemes for 4500 m 3 large mechanically鄄agitated digestion tank. China Nonferrous Metallur鄄 gy, 1998(6): 84 (陈德. 平果铝厂4500 m 3 大型机械搅拌分解槽中间降温方案 的选择. 有色冶炼, 1998(6): 84) [3] Zhang C, Shan Y, Liu C L, et al. A Type of Large Scale Stirred Tank: China Patent, 200710158974. 2. 2009鄄鄄06鄄鄄24 (张超, 单勇, 刘常林, 等. 一种大型搅拌槽: 中国专利, 200710158974. 2. 2009鄄鄄06鄄鄄24) [4] Bujalski W, Takenaka K, Paoleni S, et al. Suspension and liquid homogenization in high solids concentration stirred chemical reac鄄 tors. Chem Eng Res Des, 1999, 77(3): 241 [5] Ibrahim S, Nienow A W. Comparing impeller performance for sol鄄 id鄄suspension in the transitional flow regime with Newtonian flu鄄 ids. Chem Eng Res Des, 1999, 77(8): 721 [6] Ibrahim S, Nienow A W. Particle suspension in the turbulent re鄄 gime: the effect of impeller type and impeller/ vessel configura鄄 tion. Chem Eng Res Des, 1996, 74(6): 679 [7] Aubin J, Xuereb C. Design of multiple impeller stirred tanks for the mixing of highly viscous fluids using CFD. Chem Eng Sci, 2006, 61(9): 2913 [8] Li H T. Study of Interference Multistage Counterflow Impeller in Wide Viscosity Domain [Dissertation]. Guiyang: Guizhou Univer鄄 sity, 2010 (李洪涛. 宽黏度域型多段逆流型搅拌器研究[学位论文]. 贵阳: 贵州大学, 2009) [9] Lin L, Bao Y P, Yue F, et al. Physical model of fluid flow char鄄 acteristics in RH鄄鄄 TOP vacuum refining process. Int J Miner Metall Mater, 2012, 19(6): 483 [10] Gui X H, Huang G, Yuan C, et al. Mixing characteristics of two鄄stage compulsory stirred pulp鄄mixing and its influence on fine coal flotation. J Univ Sci Technol Beijing, 2013, 35(4): 423 (桂夏辉, 黄根, 袁闯,等. 两段强制搅拌调浆的混合特性及 对煤泥浮选的影响. 北京科技大学学报, 2013, 35 ( 4 ): 423) [11] Jiang J, Li J S, Wu H J, et al. Water modeling of molten steel flow in a multi鄄strand tundish with gas blowing. Int J Miner Metall Mater, 2010, 17(2): 143 [12] Shan X G, Yu G Z, Yang C, et al. Numerical simulation of liq鄄 uid鄄solid flow in an unbaffled stirred tank with a pitched鄄blade turbine downflow. Ind Eng Chem Res, 2008, 47(9): 2926 [13] Zwietering T N. Suspending of solid particles in liquid by agita鄄 tors. Chem Eng Sci, 1958, 8(3): 244 [14] Wu J, Wang S, Nguyen B, et al. Improved mixing in magnetite iron ore tank via swirl flow: lab鄄scale and full鄄scale studies. Chem Eng Technol, 2015, 39(3): 505 [15] Ayranci I, Machado M B, Madej A M, et al. Effect of geometry on the mechanisms for off鄄bottom solids suspension in a stirred tank. Chem Eng Sci, 2012, 79: 163 ·60·