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·