非牛顿流体在搅拌槽中的传热(上)

早在1944年Chilton就发表了牛顿流体在搅拌槽中的传热关联式,但到1966年才有非牛顿流体在搅拌槽中的传热的报道。以牛顿流体在搅拌槽中的传热,非牛顿流体在搅拌槽中的流动及功率消耗,以及有关平板上和圆管中传热的边界层理论等三方面的研究为前导,二十年来非牛顿流体在搅拌槽中的传热研究获得了很大的进     

非牛顿流体和牛顿流体在搅拌槽内的传热研究

本文根据边界层理论,通过搅拌槽壁面扭矩与搅拌桨旋转扭矩近似相等的关系,提出非牛顿流体在搅拌槽传热阻力层的实际表观粘度的计算方法.使佐野雄二的给热系数关联式也能适用于不同桨型的非牛顿流体的给热系数计算,从而获得了同时适用于牛顿流体和非牛顿流体在装有各种桨型的搅拌槽壁侧给热系数的统一关联式:     

双轴表面更新型搅拌釜中高粘牛顿流体与非牛顿流体的功耗

实验测定了双轴表面更新型卧式釜中采用三种不同形式的搅拌桨、多种桨间距、广泛的粘度范围内牛顿流体和非牛顿流体的功率特性;统一关联了牛顿流体与非牛顿流体的搅拌功耗,得到:N_PRe=C(l/D_f)~(-1)(V_L/V~*)~D式中的C、D是搅拌桨的结构参数.实验结果还表明,该装置的Metzner常数是转速的函数.     

高粘度流体在机械搅拌槽中的传热

研究了高粘度牛顿流体和非牛顿流体在螺杆-导流筒、螺杆-导流筒-直管组两种搅拌体系中的传热行为。结果表明,设置导流筒和直管组后,对夹套侧的传热膜系数α_j没有明显影响,导流筒侧和直管组直管外侧的传热膜系数α_d和α_c都较α_j大,传热面积比夹套增加一倍左右,从而增强了搅拌槽的传热能力。在所有几何因素中,搅拌桨径 d和导流筒内径 D_(ti)对传热膜系数影响最大。搅拌桨的转向对传热无明显影响。分析了传热关联式中 Re的方次的变化情况。用因次分析和回归分析得到的夹套、导流筒和直管组传热面的传热关联式和文献结果吻合甚好。     

卧式双轴T型搅拌器在非牛顿流体中的搅拌功率特性

考察了卧式双轴Ｔ型搅拌在非牛顿流体中的搅拌功率与表观雷诺数（Ｒｅ＾＊）、弗劳德数（Ｆｒ）以及加料量的变化关系,实验结果表明：Ｍｅｔｚｎｅｒ常数Ｋｓ随加料量的减少而急剧增加;在层流区域,Ｎｐ．Ｒｅ＝Ｋｐ关系仍然成立且非牛顿流体功率曲线与牛顿流体重合。对实验数据进行关联得到了非牛顿流体搅拌功率准数关联式。     

螺带桨搅拌槽内给热系数和所需功率的研究

本文详细研讨了螺带桨搅拌槽内给热系数及其与所需功率的关系.研究中使用了4个不同几何尺寸的螺带装以及8种不同稠度的假塑性非牛顿流体和高粘度牛顿流体.结果表明:在雷诺数小于0.1时,试验流体在槽内的给热系数与浆叶几何尺寸有关.通过回归分析法得到了4个对应于各螺带桨的给热系数关联式;雷诺数大于10时,给热系数和搅拌浆几何尺寸无关,从而得出一个适用于不同螺带浆的共同关联式.实验还研究了给热系数和所需搅拌功率的关系,并用多项式回归法得到了整个实验雷诺数范围的传热-搅拌功率关联式.     

粘弹性流体在槽式反应器中的流动 功耗和混合

提出了粘弹性流体适于化工传递过程研究的流变模型和无量纲数,即Re~*=d~2Np/η_α,W_i=σ_1N/η_α,N_(VR)=σ_2/σ_1和r=W_i/Re~*。对比了牛顿流体、假塑性流体和粘弹性流体在数种搅拌器下的流型、流速分布、功耗和混合时间,并提出了适用于这三种流体的搅拌功率关联式: N_pRe~*f_s~(1-m)=K_p[1+(F_(1av)~*/k_s~2)f_s~((1-m-3)W_i]     

组合桨搅拌槽内非牛顿流体的气液分散特性

采用Brookfield黏度仪测量了质量分数为0.5%,1.0%,1.5%的羧甲基纤维素钠(CMC)水溶液在298.15 K的流变特性。在直径为0.48 m的平底搅拌槽中,对搅拌槽内不同的3层组合桨的气液二相的分散特性进行了实验研究,考察了非牛顿流体浓度、桨型组合、通气量和搅拌转速对通气功率、相对功率和气含率的影响规律。结果表明:CMC水溶液为假塑性流体,幂律方程能很好地关联其流变特性。在相同操作条件下,随着浓度的增加气含率减小,功率消耗增加;在相同的功率输入时,下压桨型组合的气含率更高。相对功率(PG/P)、气含率关联式等研究结果对非牛顿流体的气液搅拌器设计和操作具有一定参考价值。     

卧式双轴T型搅拌器在牛顿流体中的功率消耗

以苯乙烯间规聚合反应过程为背景 ,采用卧式双轴 T型自清洁搅拌反应器 ,研究了它在牛顿流体中的搅拌功率和流型与转速、加料量的关系。实验结果表明 ,在层流区域 ,Np·Re=Kp 关系仍然成立 ,加料量对搅拌流型和搅拌功率影响较大。通过对实验数据关联得到牛顿流体功率准数关联式。     

聚合反应工程——第5章 非牛顿流体的传递过程(二)

5.2 非牛顿流体的搅拌功率 在高分子材料等工业生产中,经常需操作属非牛顿性流体的物料,因而对非牛顿流体搅拌功率的计算,为化学工程技术人员所广泛重视。 对牛顿流体的搅拌功率,一般可关联为     

锚式搅拌槽中高粘弹性流体的流速分布及其功率消耗

用照相法测定了锚式搅拌槽中高粘弹性流体的流型和流速分布,另测定了搅拌功率消耗,结果发现:1.与牛顿流体相比,在低Re数下,粘弹性流体的切向速度较大,而径向速度则较小.2.转速相同时,在高剪切率区域,粘弹性流体的剪切率大于牛顿流体.由CEF方程导出功率计算式N_pRe_af_s~(1-n)=k_pf_vf_s~2[1+F_1avf_s~(m-n-3)Wi/K_s~2]用实验数据确定f_(?)和F_(1av),得到可适用于牛顿流体、假塑性流体和粘弹性流体的普适功率计算式,计算结果与实验值比较接近.     

高粘度非牛顿流体用搅拌器的动力特性

研究了多种搅拌器在高粘度非牛顿流体层流域的动力特性。测定了双螺带-锚、内外单螺带-锚、四螺带-锚、MIG-锚、椭圆板-锚、框-螺带-锚、偏框-锚七种组合型搅拌器和三叶后掠式搅拌器的动率消耗,以及在搅拌槽中关联平均剪切速率的Metzner常数K_S,用K_S值和流动行为指数n值可以把功率消耗关联成:N_PRe~(**)=K_P/K_S(1-n)。     

锚式搅拌槽中高粘弹性流体的流速分布及其功率消耗

用照相法测定了锚式搅拌槽中高粘弹性流体的流型和流速分布,另测定了搅拌功率消耗,结果发现:1.与牛顿流体相比,在低Re数下,粘弹性流体的切向速度较大,而径向速度则较小.2.转速相同时,在高剪切率区域,粘弹性流体的剪切率大于牛顿流体.由CEF方程导出功率计算式N_pRe_af_s~(1-n)=k_pf_vf_s~2[1+F_1avf_s~(m-n-3)Wi/K_s~2]用实验数据确定f_(?)和F_(1av),得到可适用于牛顿流体、假塑性流体和粘弹性流体的普适功率计算式,计算结果与实验值比较接近.     

非牛顿流体在过渡域的搅拌功率和混合效率

本研究测定了螺杆-导流筒、锚式、框式、三层三叶后掠式-D 形挡板和四层MIG-D 形挡板搅拌器的功率消耗 K_p、Metzner常数 Ks和混合时间 θ_M。得到了下列关联式:对牛顿流体,在层流域(Re<20),N_pRe=K_p;在过渡域(Re>20),1nN_p=A B 1n Re C(1n Re)~2。对非牛顿流体,只要用表观雷诺数Re~*代替上式中的雷诺数Re,螺杆-导流筒、三层三叶 后掠式-D 形挡板和四层MIG-D 形挡板搅拌器同样可用上述功率关联式;对锚式和柜式搅拌器,在层流域可用牛顿流体功率关系式,在过渡域,则会产生50％的偏差。作为工业设计,在层流域和过渡域,可选用螺杆-导流筒搅拌器;当Re>200时,也可选用三层三叶后掠式-D形挡板搅拌器。     

非牛顿流体在搅拌槽中的层流传热

在高粘度非牛顿流体 CMC中,测定了 4种不同几何尺寸的锚式搅拌器在槽壁侧的传热膜系数及槽中的温度分布,得到总的传热关联式: a_jD/λ=2.60(d~2Np/μ_a)~(1/3)(C_pμ_a/λ)~(1/3)(μ_a/μ_(aw))~(0.2× ×(d/D)~(1.80)(h/D)~(0.72)(b/D)~(-0.24)得到此式的实验点为271个。采用该式时的平均相对偏差为11.1％,计算值和文献值相当吻合。当Re<10时,槽中温度的标准偏差△T高达 2℃,且随 Re的变化而剧烈改变。锚式搅拌器只宜在 Re>10的场合使用,此时,△T为0.2—0.5℃,并且随Re的变化较缓慢。     

非牛顿流体的搅拌功率(上)

绝大部分聚合物都是在搅拌釜内生产的,其中不少属于非牛顿流体。对该流体在搅拌釜中的行为的研究,大致有如下内容:搅拌功率,自从Metzner等人发表有关文章以来,这方面的研究极为踊跃;传热问题;混匀时间。     

聚合反应工程——第5章 非牛顿流体的传递过程(四)

5.4 非牛顿流体在搅拌釜内的传热 5.4.1 一般传热关联式 在对搅拌聚合釜进行设计放大时,传热是一个重要问题。搅拌釜通常采用冷却夹套或其他内冷构件(如内冷管、导流筒、中空内冷搅拌桨叶等)移热。在湍流域操作时,常以内冷直管或盘管作内冷构件,直管还兼具挡板作用;在层流域和过渡流域操作时,多用螺轴-导流筒搅拌器,这时把导流筒设计成传热面,也有以中空内冷搅拌桨叶作为内冷构件的。     

螺带式搅拌器的功率消耗

对高粘度牛顿流体和非牛顿流体,在层流域测定了多种几何结构的螺带-锚搅拌器的功率消耗和Metzner常数K_(so)用回归分析方法,分别把Kp(N_p·Re)、K_(?)与搅拌器的几何参数和特性参数进行关联,得到:对底部没有锚的螺带搅拌器,由本实验和文献数据得到:结果还证实了螺带搅拌器的功率消耗与螺带高度不成正比.K_(?)与C_(3)进行关联是一种可行的方法.所得计算式能较准确地预测螺带式搅拌器在搅拌牛顿流体和非牛顿流体时的功率消耗和K_8值.     

假塑性流体搅拌槽内停留时间分布

在直径φ500 mm和高350 mm的无挡板半球底有机玻璃槽中,采用45°斜叶桨研究了流量、搅拌功率、全槽平均表观牯度和物料流变特性对停留时间分布(RTD)的影响.结果表明,对于假塑性流体(流变指数为0.654)和牛顿流体,流量对RTD的影响两者差别不大,搅拌功率的增加更容易改变假塑性流体的RTD,使其更趋于全混流;对于牛顿流体,当搅拌功率大到一定程度后,再增加搅拌功率收效不大.假塑性流体的相对全混釜数随着全槽平均表观粘度的增加而增加,在全槽平均表观粘度相同时,假塑性流体的相对全混釜效大于牛顿流体,随着流体假塑性的增强,假塑性流体与牛顿流体相对全混釜数的差值显著增大.     

搅拌槽中高粘度液体的传热研究

本文应用内外螺带-锚、双螺带-锚及螺带-螺旋轴-锚三种组合桨,研究了牛顿流体及假塑性流体,在层流域及过渡流域的传热关联式。分别获得了三种组合桨的传热膜系数关联式。为了得到三种组合桨的传热膜系数的通用关联式,本文采用了传热膜系数与单位质量功之间的关联。