静态混合器中液液分散的实验及CFD模拟

在SK型静态混合器上进行甲苯-水两相混合实验,采用截面直接拍摄法获得分散混合性能指标Sauter平均直径（SMD）。利用Box-Behnken响应面分析设计实验,在Design Expert 7.0平台上拟合实验数据,获得SMD的多项式形式的表达式。建立了与实验相同的静态混合器物理模型,使用Mixture多相流模型、k-ε湍流模型进行了CFD模拟研究,获得了浓度场云图及分布混合指标不均匀系数。模拟所得压降与实验值的相对误差在15%以内,表明模拟结果与实验结果吻合较好。结果表明,静态混合器中液液分散过程是分散混合和分布混合共同作用的结果,两种混合经过6～8个混合单元后共同达到充分发展。充分发展后的SMD受表观流速、分散相分率和静态混合器直径三因素影响,且表观流速的影响最为显著;充分发展后的不均匀系数均达0.05以下,表明静态混合器自身具有较好的分布混合性能。     

液-液混合过程中混合器的研究进展

混合器是一种应用于物料混合过程的重要工具,具有适用范围广、混合均匀、成本较低等优点.混合元件的结构、微通道以及外加动力对混合效果具有重要的影响作用,已经得到了国内外学者的研究与关注.介绍混合器在液-液混合中的应用.首先,根据是否含有活动元件将混合器分为动态混合器和静态混合器,微混合器分为被动式微混合器和主动式微混合器;然后,分析不同类型混合器的混合效果以及适用范围,阐述当前技术存在的优势与不足;最后,提出了高效化、连续化、节能化是未来混合器的发展方向.     

静态混合器的入口结构对液液分散的影响

静态混合器广泛应用于溶剂萃取,改造静态混合器的入口结构可以提升混合效果。为探究不同入口结构对液液分散的影响,以传统SK型静态混合器、非对流入口静态混合器、Roughton静态混合器、Y-静态混合器4种不同入口结构的静态混合器为研究对象,通过计算流体力学-种群平衡模型（CFD-PBM）数值模拟方法,考察了不同入口结构对静态混合器中液体流速、混合效果和Sauter平均直径（d32）的影响。模拟结果表明：不同入口结构的静态混合器具有显著差异的流体流动状态、混合效果和液液分散效果。混合效果和液液分散效果从好到差依次为Y-静态混合器、Roughton静态混合器、非对流入口静态混合器和传统SK型静态混合器。在混合元件区,4种入口类型的静态混合器的流速相同,但是混合元件发挥混合和分散的作用不同。Y-静态混合器和Roughton静态混合器作为液液分散设备,可以以较少的混合元件数实现高分散效果。     

旋转式混合器内流场数值模拟及研究

通过对旋转式Kenics混合元件、间断螺纹混合元件和交错平板混合元件引入CFD数值模拟,比较了高黏度不可压缩流体在不同流量、转速、元件单元数、机筒间隙、长径比下三种旋转式混合器内的应变速率.结果表明,增大入口处流量和转动轴转速,增加元件单元数,减少混合元件与机筒间间隙以及长径比,都有利于提高混合器内的平均应变速率,增强混合效果,在相同条件下间断螺纹元件混合效果最好;不同结构的混合元件存在最优结构参数组合.     

液滴行为与液-液混合设备

总结了液-液非均相混合过程中的液滴运动速率计算模型,分析了液滴破碎及合并的机理。在结合各种工业应用的基础上,总结了搅拌釜、射流混合器、静态混合器、撞击流混合器及纤维液膜混合器等五种混合设备的混合原理及研究现状。展望了液-液混合设备的研究前景。     

Lightnin静态混合器内气液两相混合与传质强化特性

采用计算流体力学(CFD)耦合群体平衡模型(PBM)研究Lightnin静态混合器(LSM)内气泡分散特性，使用不同的破碎核和聚并核函数系统研究雷诺数(Re)、气相体积分数(α_d)和元件数量对气泡分散行为以及混合效率的影响，采用气液界面积和体积传质系数(k_La)量化LSM和Kenics静态混合器(KSM)内气泡破碎性能以及传质速率，基于变异系数(CoV)和流体微元拉伸率分析LSM和KSM的分布混合性能和分散混合性能。结果表明：Luo聚并模型和Prince模型高估了LSM内气泡的聚并效率，通过Luo-Turbulent模型计算的气泡尺寸与实验数值具有很好的一致性；随着Re和α_d的增大，LSM内气泡的分散行为被进一步强化，在高Re的条件下增大元件数量可以显著提高气液传质效率；CoV曲线表明，LSM具有比KSM更好的分布混合性能，3个LSM元件可以保证混合程度大于95%。LSM的分散混合效率是KSM的1.06～1.16倍；基于压力波动信号时间序列，确定了LSM中流型从过渡区向非均匀区转变的临界表观速度。     

浸没状态下液-液两相水平对撞浓度场的数值模拟

用Fluent软件对水和甲苯液?液两相撞击流进行了模拟,研究了浸没状态下液?液两相撞击流的浓度场,用不均匀系数比较和分析了不同截面的浓度场,研究了不同进口流量(Q)、喷嘴直径(D)和两喷嘴间距(L)下浓度场的变化规律. 结果表明,随进口流量增加,不均匀系数先增加后减小,Q=300和800 L/h时不均匀系数均低于0.04;随两喷嘴间距增加,不均匀系数持续增加,L≤3D时不均匀系数均小于0.05,液?液两相撞击流在小喷嘴间距下混合效果好;随喷嘴直径增加,不均匀系数先减小后增加,在D=10 mm时最佳.     

SK型静态混合器内气-液两相流单气泡运动实验研究

采用单气泡实验对SK型静态混合器内气-液间混合过程进行试验研究,针对主流速度、气泡尺寸、混合元件数量等参数对气-液混合效果差异进行实验研究,并就整个混合过程中的压降波动进行了分析。实验结果表明,SK型静态混合器增大气-液两相相界面,提高气-液两相混合效果,延长气-液停留时间,混合元件数增加压力降增大。     

板式塔中气液两相流乳化态的研究

在(φ)500 mm和(φ)334mm的冷模装置中观察和测定了气液两相流乳化态的流体力学性能.实验观察发现,按照Hofhuis和Zuiderweg提出的判据Ψ(气液动量参数)＞0.2时,确实出现了乳化态,塔板上的泡沫飞溅消失,降液管中的气泡明显细化.测定数据表明,在乳化态中,降液管中部平均气泡直径比泡沫态降低一倍,约为2～4mm,离开降液管的气含率也比泡沫态高得多,约有20%～40%.实验还发现,不同Ψ值,乳化程度不同,随着Ψ值的增大,乳化程度加深,表明乳化是一个伴随和渐进的过程.     

大型贮罐液液混合的设计思路与方法

介绍了大型贮罐液液均匀混合的设计思路与方法。通过对几种液液混合方法及其特点讨论并结合对混合过程机理的分析理解,提出了一个采用射流混合与管路混合相结合的工艺方案,以提高微观尺度均匀混合速率与效率的设计目的。还介绍了按此工艺方案进行射流混合器设计及其喷射器计算和静态混合器选型的方法。     

不同结构静态混合器内熔体流动及混合效果的数值模拟

构建长度、直径相同,但具有不同扭曲率、分割次数的3种静态混合器,然后利用Polyflow软件模拟低密度聚乙烯(HDPE)熔体在静态混合器内的流动情况,得到熔体在静态混合器内的速度场、压力场、停留时间、分离尺度等参数,并通过分析示踪粒子在静态混合器内的分布情况,表征其混合效果。结果表明,扭曲率大的静态混合器,压降较大、横向速度分量较大、分离尺度较小、混合效果更佳;而分割次数多的静态混合器,压降增大,但是分割次数对横向速度、混合效果的影响较小。     

水力旋流冷氢箱的流体力学

根据流体旋流原理设计了水力旋流冷氢箱,并根据Froude数及机械能守恒方程确定了冷氢箱尺寸、引流管直径和圆锥管入口直径。考察了水力旋流冷氢箱的压降,且利用氧吸收法测量了液相体积传质系数,同时与水平旋转流动冷氢箱进行了比较,并用流体力学软件模拟了水力旋流冷氢箱的流线。研究表明,水力旋流冷氢箱相比于水平旋转流动冷氢箱,在降低压降的同时提高了传质效果。水力旋流冷氢箱在液量为10m3•h-1、气量为60m3•h-1下的液相体积传质系数达到了0.0256s-1,而压降低于20Kpa,模拟发现水力旋流冷氢箱内流体流线平均长度约为无旋流状态下的4倍,因此具有良好的气液混合效果。     

下喷式液气喷射器内流体力学的数值模拟

本文用STAR-CCM+软件研究下喷式液气喷射器内的流体力学.结果表明,混合管直径一定,随面积比的增加,混合管入口的压力先增高后减低,空气抽吸量存在一个最大值,此时对应面积比约为4.在模拟的喉径比范围内,混合管人口处的压力较低,但存在一个最大的压力降,对应喉管长度为0,空气抽吸量随喉径比而变,也存在一个最大值.喷射器结...     

Combined static mixers for high viscous fluids mixing

A new static mixer Cross-over-Disc has been invented to strip off the boundary layer and to make strong radial mixing. The pressure drop of Cross-over-Disc is 12-26 times as large as that of empty pipe with equivalent diameter and length. The mixing performance of Cross-over-Disc with 14 elements has been investigated in the viscosity range of 190–250 Pa·s by decoloration method, and the gray analysis of images shows that mixing inhomogeneity is about 7.5% and 9.4% for the mixing ratio of 5:1 and 10:1, respectively. Furthermore, mixing inhomogeneity for a combination of static mixing elements (four from Cross-over-Disc and three pairs from Sulzer-type) can be decreased to 2.1%–3.1% within a reasonable range of pressure drop.     

Study of vapor liquid two-phase frictional pressure drop in a vertical heated spirally internally ribbed tube

Experiments of vapor liquid two-phase frictional pressure drop of upward flow boiling in a smooth tube and in a spirally internally ribbed tube were conducted, respectively. The spirally internally ribbed tube has an outside diameter of 22 mm and an inside diameter of 11 mm (an equivalent inside diameter of 11.6 mm) and the smooth tube has an outside diameter of 19 mm and an inside diameter of 15 mm. The test tubes were vertically installed and uniformly heated by electricity to achieve flow boiling test conditions. The available heated length of both test tubes is 2500 mm. The working fluids are water and kerosene, respectively. The experimental pressure is 6 bar for flow boiling of water and 3 bar for flow boiling of kerosene. The exit vapor quality of the test sections is about 0.3. The two-phase Reynolds number ranges from 8000 to 28,000. The experimental two-phase frictional pressure drops in the smooth tube are compared with the predicted results by the two-phase flow homogeneous model and the Friedel formula (Friedel, 1979. Improved friction pressure drop correlation for horizontal and vertical two-phase pipe flow. European Two-phase Flow Group Meeting, Ispra, Italy), respectively. It shows that the experimental results agree with the Friedel formula better than the two-phase flow homogenous model. By comparison, the two-phase frictional pressure drops in the spirally internally ribbed tube are 1.6-2.7 times greater than that in the smooth tube. A physical explanation of the increase of the two-phase frictional pressure drop in the spirally internally ribbed tube is given. According to the two-phase flow homogeneous model, a correlation of two-phase friction factor is proposed for the spirally internally ribbed tube and it is applicable to pressures up to 6 bar.     

Studies on cocurrent gas-liquid flow in helically coiled tubes. I. Flow patterns,pressure drop and holdup

The effects of tube diameter, coil diameter, helix angle and liquid viscosity on flow patterns, pressure drop and holdup for cocurrent gas-liquid flow in helically coiled tubes have been investigated. Nine coils of varying coil diameter and helix angle have been used with liquids of three different viscosities and air at varying pressures. The effect of tube diameter on pressure drop and holdup was determined by using tubes of diameters up to 2-in. Flow patterns were adequately predicted for all the systems by Baker's plot. Small helix angles were found to have no effect on pressure drop or holdup in coiled tubes. Both pressure drop and holdup could be adequately correlated using the Lockhart-Martinelli approach with modified correlating parameters.     

大流量下倾斜管气液两相流实验研究

在较高的气液范围内,以水和空气为实验介质,在多相流实验平台上进行了倾斜向上的高产量气液两相流模拟实验研究。实验采用内径为40 mm、长8 m的透明有机玻璃管,并利用高速摄像仪记录实验过程中的流型。对实验流型进行分析,发现了倾斜管中低气流速下的一种新的流型-振荡冲击流,并研究了表观气、液流速和倾斜角对气液两相流动中压降的影响,建立气/液膜流动模型来分析表观气、液流速对压降梯度的影响作用,实验研究结果表明:在高气液量范围内,倾斜管中观察到的气液两相流型主要为振荡冲击流、过渡流和环状流,并且倾角对流型转变边界的影响不显著;振荡冲击流压降随气流速的增加而降低,环状流压降随气流速的增加而增加,过渡流压降梯度最小;倾斜管压降梯度随着倾斜角度的增加而增大。     

移动容器加热结构对流体分布影响的研究

利用数值模拟的方法,研究了一种典型的移动式压力容器外置式加热管连接处开孔对管内流动性能的影响。开孔的目的是为了均衡不同纵向加热管内的流量,充分发挥每根加热管的传热性能。分析了不同小孔直径对加热管内流量和压降的影响。结果表明,孔径的减小使流体分布更加对称,但同时也使管内压降剧增。因此孔径的选取需要综合考虑流量和压降两种因素的影响。     

双喷嘴矩形导流管喷动床喷动压降

引言 传统的柱锥形喷动床(CSBs)的应用受到一些因素的限制,例如处理物料能力、起始压力大及难以放大等,为此,Romankov等[1]最早提出了长方形截面的矩形喷动床结构,来克服CSBs的缺点.此后,Rocha等[2]用矩形喷动床进行了片剂包衣的研究.     

用于细颗粒分离的水力旋流器的压力特性研究

对用于细颗粒分离的水力旋流器的压力特性 (压力降及压降比 )与流量、分流比、旋数、溢流口和底流口直径及气液比等主要参数之间的关系进行了深入的研究与分析。研究发现 ,水力旋流器内部压力降分别随流量、分流比、旋数及气液比的提高而加大 ,压降比则分别随流量、分流比、旋数的提高而降低。随着溢流口直径的加大 ,水力旋流器的溢流压力降减小 ,而压降比也随之降低 ;随着底流口直径的加大 ,底流压力降减小 ,压降比随之升高。分析可知 ,减少旋流器能耗的有效方法是降低旋数 ,或者减少混合介质中的气液比