姚晨明， 石秀東， 彭晶鑫

(1.江南大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 無錫 214122；2.江南大學(xué) 江蘇省食品先進(jìn)制造裝備技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 江蘇 無錫 214122)

在氣液攪拌釜內(nèi)，流體動力學(xué)環(huán)境主要由通氣條件、攪拌轉(zhuǎn)速和湍流組成[1]。通過攪拌輸入機(jī)械能，讓整個(gè)發(fā)酵過程獲得持續(xù)穩(wěn)定的流場、動量、能量及物質(zhì)傳遞，從而使相關(guān)生物化學(xué)反應(yīng)穩(wěn)定地進(jìn)行，達(dá)到預(yù)期的發(fā)酵效果[2]。合理的攪拌釜結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)能夠在發(fā)酵過程中為目標(biāo)產(chǎn)物生產(chǎn)菌種提供一個(gè)有利于其生長繁殖的流體動力學(xué)環(huán)境。在對攪拌釜進(jìn)行設(shè)計(jì)的初期，往往都是結(jié)合經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式通過試驗(yàn)的方式進(jìn)行，這樣的方式存在研發(fā)成本高、研發(fā)周期長等問題[3]。因而，CFD數(shù)值仿真技術(shù)已經(jīng)成為生物反應(yīng)器研究中減少研發(fā)時(shí)間和成本、進(jìn)行反應(yīng)器優(yōu)化及放大設(shè)計(jì)的重要手段[4-5]。

謝明輝等[6]在不同溶液中通過CFD數(shù)值仿真技術(shù)與實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)相結(jié)合的方式進(jìn)行氣液兩相流研究。研究發(fā)現(xiàn)氣液傳質(zhì)性能依賴于槳型結(jié)構(gòu)形式，不同槳型結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不同的流場。槳型結(jié)構(gòu)與物性一起決定了氣泡的動力學(xué)和傳質(zhì)性能。曹毅等[7]對實(shí)驗(yàn)室用攪拌釜進(jìn)行氣液兩相流數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)單槳葉攪拌釜提供的流場環(huán)境難以滿足聚賴氨酸微生物發(fā)酵的需要,于是采用增加槳葉數(shù)目和槳葉類型對此問題進(jìn)行了優(yōu)化。Wang等[8]對不同工況下多相系統(tǒng)的重要水動力參數(shù)，如體積平均總氣持率和時(shí)間平均局部氣持率、軸向液速等進(jìn)行了詳細(xì)的模擬和分析，進(jìn)一步預(yù)測了氣泡的尺寸分布，揭示了氣相的獨(dú)特性質(zhì)。

課題組以氣液攪拌釜為研究對象，利用CFD技術(shù)進(jìn)行氣液兩相流非穩(wěn)態(tài)求解，探究多種攪拌組合下攪拌釜內(nèi)流場特性以及能耗情況，為發(fā)酵設(shè)備中攪拌器的設(shè)計(jì)及優(yōu)選提供參考。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型

該攪拌釜主要由帶擋板的3層攪拌槳和橢圓封頭的筒體組成。筒體底部裝有環(huán)形氣體分布器，氣體分布器的氣體出口向下?？紤]到該模型的復(fù)雜性以及氣液兩相流模擬時(shí)對網(wǎng)格質(zhì)量的要求較高，對該模型進(jìn)行了簡化處理，具體見圖1所示。不同的攪拌槳組合，對微生物發(fā)酵性能有很大影響，會影響最終產(chǎn)物的產(chǎn)量。同時(shí)，多層攪拌時(shí)，底槳是氣液分散性能好壞的關(guān)鍵[9]。課題組選取6直葉圓盤渦輪槳(RT-6)、6葉半圓式圓盤渦輪槳(CD-6)、下推式45°的4斜直葉槳共3種槳型組成的4種3層攪拌組合進(jìn)行模擬，攪拌組合見圖2所示,旋轉(zhuǎn)方向?yàn)轫槙r(shí)針旋轉(zhuǎn)，模型具體結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

圖1 攪拌釜簡化模型Figure 1 Simplified model of fermentation tank

圖2 攪拌組合簡化模型Figure 2 Simplified model of mixing combination

1.2 控制方程

課題組使用Eulerian-Eulerian雙流體模型來模擬計(jì)算氣液兩相流問題，不考慮溫度及模擬物料的化學(xué)反應(yīng)，因此忽略組分運(yùn)輸項(xiàng)和源項(xiàng)，簡化的氣液兩相流連續(xù)性方程如下：

(1)

表1 模型主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

式中：φm表示m相的體積分?jǐn)?shù)，即∑φm=1；ρm為該相的密度值，kg·m-3；um代表該相的速度，m·s-1；m代表液相(l)或氣相(g)。

動量方程如下：

-φmp+·(φmτeff,m)+φmρmg+Fex,m+Mm。

(2)

式中：Fex,m為相間作用力，N；Mm表示主相與次相間由于湍流和相對運(yùn)動等因素造成的動量交換，kg·m·s-1；p為所有氣液相共享的壓力，Pa；φm,ρm,g為氣液相所受重力,N。

τeff,m為第m相的壓力應(yīng)變張量，其表達(dá)式如下：

(3)

式中：λm和μm是m相的剪切和動力黏度,N·s·m-2；I為單位張量。

在氣液兩相流中，曳力是氣液兩相間的主要作用力，對于本研究的氣液兩相流問題采用Kolev等[10]提出的曳力系數(shù)模型，在FLUENT中被稱為通用曳力模型(universal drag)。該模型廣泛適用于包括非球形氣泡等各種氣泡流的氣泡變形情況下的氣泡曳力計(jì)算，其計(jì)算公式如下：

(4)

(5)

式中：CD表示氣液相間曳力系數(shù)；Ad為氣泡橫截面積,cm2；ρl表示液相密度值，kg·m-3；Re為雷諾數(shù)；ug和ul表示氣相及液相的速度，m·s-1。

在氣液兩相流中由氣泡徑向分布以及液相湍動引起的力叫做湍流擴(kuò)散力。這種力的作用是使氣泡在徑向上分布得更加均勻，其計(jì)算公式如下：

(6)

式中：CTD為湍流擴(kuò)散系數(shù)；CD為氣液兩相間的曳力系數(shù)；δt為湍流Schmidt數(shù)；υt為亞網(wǎng)格黏度，m2·s-1；φg和φl表示氣相及液相的體積分?jǐn)?shù)。對于本課題氣液兩相流問題采用Burns-et-al模型[11]。

1.3 網(wǎng)格劃分

課題組在模擬過程中采用FLUENT Meshing劃分多面體網(wǎng)格。多面體網(wǎng)格在劃分復(fù)雜模型時(shí)相較于非結(jié)構(gòu)化自由四面體網(wǎng)格具有更高的精度，而其數(shù)量只有四面體網(wǎng)格數(shù)量的1/5～1/3[12]。以攪拌組合A為例，取模型上槳葉周圍一點(diǎn)的液相速度，以及總攪拌功率作為指標(biāo)，考察了3種不同網(wǎng)格數(shù)量對液相速度分量以及攪拌功率的影響，具體如表2所示。從表2中可以看出隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，該點(diǎn)的液相速度值和攪拌槳的攪拌功率值逐漸趨于平穩(wěn)，模擬結(jié)果幾乎接近，同時(shí)考慮到計(jì)算機(jī)資源和模擬時(shí)間等因素，最終選取86.31萬左右的網(wǎng)格數(shù)量。不同的攪拌槳組合，劃分的網(wǎng)格數(shù)量有所偏差，課題組選取的網(wǎng)格數(shù)量基本維持在86萬左右，對最終模擬結(jié)果影響不大。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果Table 2 Grid independence verification results

1.4 計(jì)算條件

課題組采用ANSYS FLUENT軟件進(jìn)行數(shù)值仿真。氣液兩相流模擬時(shí)采用滑移網(wǎng)格模型法(SM)， Eulerain-Eulerain雙流體模型，湍流模型選擇RNGκ-ε模型，進(jìn)行瞬態(tài)求解。求解過程中監(jiān)測整體氣相體積分?jǐn)?shù)和攪拌軸力矩系數(shù)變化，當(dāng)氣相體積分?jǐn)?shù)以及力矩系數(shù)不再發(fā)生明顯變化且趨于穩(wěn)定時(shí)，停止求解，此時(shí)得到的結(jié)果即為最終結(jié)果。求解時(shí)采用單一氣泡模型，設(shè)定氣泡直徑為2 mm[6-7]。Khopkar等[13]研究發(fā)現(xiàn)氣液攪拌釜主體區(qū)域中虛擬質(zhì)量力和升力影響較小，因此氣液兩相之間的作用力不考慮升力和虛擬質(zhì)量力的影響。曳力模型采用universal drag模型，湍流擴(kuò)散力模型采用Burns-et-al模型。

模擬物料選取空氣和水。具體參數(shù)：水的密度為998.3 kg·m-3，黏度為1.00×10-3Pa·s；空氣的密度為1.225 kg·m-3，黏度為1.79×10-5Pa·s。模擬工況為通氣量1.3 m3·h-1，轉(zhuǎn)速850 r·min-1。

2 結(jié)果與討論

2.1 速度場

圖3為相鄰2擋板中間平面上通過數(shù)值模擬得到的液相速度云圖(左)與矢量圖(右)。

通過觀察圖3的速度云圖發(fā)現(xiàn)組合B和組合D整體區(qū)域速度分布不均勻，低速區(qū)域范圍較大，特別是上槳葉上方區(qū)域整體速度偏小，不利于物質(zhì)的傳遞與混合，高速區(qū)域主要集中在槳葉葉端附近以及槳葉下方；攪拌組合A以及組合C整體區(qū)域速度分布相較于組合B和D來說更加均勻，低速區(qū)域范圍較小，整體的流動混合效果較佳，物質(zhì)傳遞效率較好，高速區(qū)域主要分布在槳葉葉端周圍。

圖3 液相速度云圖及矢量圖Figure 3 Liquid phase velocity cloud diagram and vector diagram

如圖3的速度矢量圖所示，攪拌組合A和C的右半部分共有4個(gè)循環(huán)區(qū)域。上槳和底槳都是徑向流攪拌槳，其產(chǎn)生的徑向流首先射向壁面，然后向上或者向下流動，形成典型的徑向雙循環(huán)流動，與孫東東等[14]描述一致。同時(shí)由于中間軸向流攪拌槳的存在，可以看到上槳的下循環(huán)區(qū)域與底槳的上循環(huán)區(qū)域之間存在流動交換，這樣有利于循環(huán)與循環(huán)之間的物質(zhì)傳遞。攪拌組合B和D的右半?yún)^(qū)域共有一大一小2個(gè)明顯的循環(huán)區(qū)域，而上槳葉上方區(qū)域未見明顯的循環(huán)區(qū)域。大循環(huán)區(qū)域主要位于上槳葉與底槳葉之間，其產(chǎn)生是由于徑向流底槳在上槳及中槳形成的軸向循環(huán)區(qū)域發(fā)生了合并從而形成了大循環(huán)區(qū)域。

圖4(a)～(c)為液相速度在不同高度處的徑向特征線上的分布情況。截取徑向特征線Z1研究攪拌釜上槳和中槳之間區(qū)域流動混合情況；截取徑向特征線Z2研究攪拌釜中槳和底槳之間區(qū)域流動混合情況；截取徑向特征線Z3研究攪拌釜釜底區(qū)域流動混合情況。從圖中可以看出，在3個(gè)不同高度Z1=310 mm、Z2=190 mm、Z3=72 mm的徑向特征線上，4種攪拌組合的液相速度的方向分布規(guī)律都與其矢量圖一致。在Z1=310 mm處攪拌組合B和D的液相速度在攪拌槳附近區(qū)域相比于組合A和C大，然而在靠近壁面處卻相反，說明在上槳位置采用徑向流攪拌槳能夠?yàn)楦浇黧w提供很好的徑向流動，避免釜內(nèi)壁面附近的物質(zhì)無法參與循環(huán)交換。但是在上槳與中槳之間提供的流體軸向循環(huán)速度并不能與軸向流攪拌槳相比。在Z2=190 mm處，整體上攪拌組合B和D的液相速度較大，這是因?yàn)樯蠘爸袠疾捎昧溯S向流攪拌槳，使其提供了較大的軸向循環(huán)速度。在Z3=72 mm處，以6直葉圓盤渦輪槳為底槳的組合A和B的速度變化規(guī)律相似且速度大小相差不大。同樣地，以6半圓葉圓盤渦輪槳為底槳的組合C和D速度變化規(guī)律相似且速度大小相差不大。

圖4 液相速度徑向分布圖Figure 4 Radial distribution diagram of liquid phase velocity

從速度場的分析來看，上槳和中槳采用軸向流攪拌槳形成的流場會得到較大的軸向循環(huán)速度，但是速度過于集中在槳與槳之間的區(qū)域，而上槳采用徑向流攪拌槳后形成的流場整體速度分布較均勻，沒有過于集中的高速區(qū)域，更適合于釜內(nèi)物質(zhì)的整體循環(huán)混合和傳遞。

圖5所示為液相速度在不同高度處特征線上的分布示意圖。

圖5 特征線示意圖Figure 5 Schematic diagram of characteristic line

2.2 氣相體積分?jǐn)?shù)

圖6為氣相體積分?jǐn)?shù)在相鄰2擋板中間平面上的分布情況。從圖6中可以看出：不同攪拌組合所產(chǎn)生的流型不同，氣體分布情況也不同。釜內(nèi)氣體在每層槳附近及循環(huán)區(qū)域內(nèi)部，氣相體積分?jǐn)?shù)明顯高于其他區(qū)域。結(jié)合圖3液相速度云圖以及矢量圖的分析可以知道導(dǎo)致這種現(xiàn)象的原因是槳葉后方壓力低，在壓差的作用下，氣泡從高壓區(qū)向低壓區(qū)運(yùn)動，使得氣泡容易在該區(qū)域內(nèi)聚集，同時(shí)攪拌槳所形成的循環(huán)渦使得氣體在循環(huán)區(qū)域內(nèi)滯留時(shí)間延長，增加了該區(qū)域的氣相體積分?jǐn)?shù)。而底槳由于采用了圓盤式的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，使得在底槳下方區(qū)域聚集了大量氣體，氣相體積分?jǐn)?shù)高。

圖6 氣相體積分?jǐn)?shù)軸向分布Figure 6 Axial distribution of gas volume fraction

圖7為底槳附近橫截面上的氣相體積分?jǐn)?shù)分布云圖。從圖7中可以看到：6直葉圓盤渦輪槳的槳葉后方有氣泡堆積區(qū)域，形成了較大的氣穴，而6半圓葉圓盤渦輪槳槳葉后方的氣體堆積區(qū)域較少，形成的氣穴并不大[15]，而其攪拌區(qū)域周圍氣體分布更均勻一些，平均氣相體積分?jǐn)?shù)也高于6直葉圓盤渦輪槳的攪拌區(qū)域。

圖7 橫截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Figure 7 Cross-sectional gas volume fraction distribution cloud map

綜合上述分析可以知道：整體上，攪拌組合A和C的氣體分布比攪拌組合B與D的更均勻一些，有利于好氧微生物的發(fā)酵；6半圓葉圓盤渦輪槳相比于6直葉圓盤渦輪槳在徑向上的氣體分散性能更好一些，能使氣體有效地?cái)U(kuò)散到周圍，更加均勻地分布。因此總體上攪拌組合C的氣液分散效果更好一些。

2.3 通氣攪拌功率

表3給出了各攪拌組合通過數(shù)值模擬以及實(shí)際試驗(yàn)得到的通氣攪拌功率。

表3 通氣攪拌功率Table 3 Aeration mixing power

表3中攪拌組合A和C分別由2個(gè)徑向流槳和1個(gè)軸向流槳組成，而攪拌組合B和D分別由2個(gè)軸向流槳和1個(gè)徑向流槳組成。從表中可以得到通氣攪拌功率大小順序?yàn)榻M合A>組合C>組合B>組合D。再結(jié)合各攪拌組合選用的槳型，又可以知道在相同的工況和結(jié)構(gòu)參數(shù)下，徑向流攪拌槳的功率要比軸向流攪拌槳大，6直葉圓盤渦輪槳的功率要比6半圓葉圓盤渦輪槳大。模擬結(jié)果與試驗(yàn)測得的結(jié)果基本相符，誤差率在可接受范圍內(nèi)。同時(shí)數(shù)值模擬得到的攪拌功率要比實(shí)際工作時(shí)的攪拌功率偏小，偏小的原因是數(shù)值模擬時(shí)未考慮流場中存在的固體區(qū)域以及其他阻力等因素。

3 結(jié)論

課題組基于CFD技術(shù)采用滑移網(wǎng)格模型法(SM)研究了氣-液兩相流下不同攪拌組合的非穩(wěn)態(tài)流場特性，得到了以下結(jié)論：

1) 在相同工況條件下，不同的攪拌組合形成的流場特性有很大區(qū)別。上槳采用徑向流槳的攪拌組合形成的混合流場整體速度分布更均勻，沒有過于集中的高速區(qū)域，更適合于釜內(nèi)物質(zhì)的整體循環(huán)混合和傳遞。同時(shí)上槳和底槳采用6半圓葉圓盤渦輪槳的攪拌組合C氣液分散性能更好一些。

2) 總的功耗方面，攪拌組合A>組合C>組合B>組合D。

課題組的研究對發(fā)酵設(shè)備中攪拌器的設(shè)計(jì)及優(yōu)選有重要的參考價(jià)值。