刚性/柔性桨叶作用的湍流液液分散体系的液滴尺寸与分布

袁铭扬, 徐佳伟, 曾宏伟, 陈律名, 张 玮, 陈冰冰

刚性/柔性桨叶作用的湍流液液分散体系的液滴尺寸与分布

袁铭扬, 徐佳伟, 曾宏伟, 陈律名, 张 玮, 陈冰冰

(浙江工业大学 机械工程学院, 浙江 杭州 310023)

为提高搅拌槽内不溶液液两相的分散效果，将柔性桨叶应用于油/水分散系统以替代传统刚性搅拌桨，并通过摄影法获得系统内液滴尺寸与分布，探究了桨叶类型和分散相体积分数对液滴平均直径和液滴尺寸分布(DSD)的影响。结果表明：柔性桨叶系统内液滴平均直径比刚性系统减小了20%～25%，柔性系统内液滴尺寸更加均匀，DSD曲线更接近对数正态分布，而刚性系统DSD则遵循正态分布。随着分散相体积分数的增加，基于Hinze-Kolmogorov理论的液滴尺寸预测模型中的韦伯数指数有增大趋势，新模型对传统经验关联式进行改进，预测结果与实验数据吻合度较高，平均相对误差小于3%。

柔性桨叶；液液分散；液滴平均直径；滴径尺寸分布

1 引言

不溶液液分散系统广泛应用于液液萃取、洗选石油、多相有机反应等工业过程[1-2]。系统内传质效率或化学反应速率主要受两相界面面积影响，而界面面积又取决于液滴平均直径32和液滴尺寸分布(DSD)[3-4]。以溶剂萃取操作为例，较小的液滴尺寸与较窄的尺寸分布能够提供更大的传质面积、增强传质能力，但过小的液滴直径又会引起严重的乳化现象，不利于两相分离。因此，准确了解并预测系统内液滴尺寸与分布对进一步优化设备参数与运行状态具有重要意义[5]。

随着科学技术水平的提高，有关液液分散系统内液滴尺寸与分布的研究也在迅速发展，Yu等[6]使用有表面活性剂液封的吸管对液态石蜡/蒸馏水体系进行取样，在高倍数显微镜下直接观察液滴并统计尺寸。Javanshir等[7]和Khakpay等[8]将分散相液滴抽离混合室，采用摄影法统计得到二丁基卡必醇/四氯金酸和甲苯/水系统的液滴尺寸与分布。Tang等[9]利用内窥镜探针技术结合脉冲激光，刘作华等[10]利用智能在线粒子测量技术(SOPAT)均实现了液滴尺寸的自动统计与分析，获得了混合澄清槽内煤油/水(O/W)系统的分散相分布情况。在目前研究中，刚性桨叶仍是实现液液混合的主要方式，但刚性叶片形成的周期性流场与混合隔离区会严重阻碍液体的混合效率[11]，而液液两相的分散效果又依赖于搅拌槽内液体的混合程度，因此柔性桨叶作为强化流体混合的新方法，因柔性叶片能产生流固耦合的流场运动形式正在被广泛研究。Campbell等[12]发现变形的柔性叶片可以强化涡轮机内流体混合，且不会增加额外成本。刘作华等[13]发现柔性桨叶能打破固定的流场结构，有效提高搅拌槽内混沌混合效果与宏观不稳定性。梁洋洋[14]研究了柔性桨叶的流固耦合特性并利用粒子图像测速技术(PIV)发现柔性桨叶可以改善搅拌槽内流场，湍动能量会沿多方向高效传递。

目前，柔性搅拌桨叶的应用场景有待扩展，关于液液分散特性的研究也有待提升，本研究利用柔性材料易弯曲形变的力学特性，将柔性桨叶引入不溶液液分散系统，与传统刚性桨叶进行对比，采用摄影法得到了搅拌槽内液滴尺寸与分布，探究了桨叶类型和分散相体积分数对分散特性的影响，并建立了液滴平均直径32与韦伯数的新关联。

2 实验部分

2.1 实验装置

图1为不溶液液分散实验装置示意，分为搅拌系统、拍摄系统和数据采集系统。为充分统计搅拌槽内液滴尺寸，在搅拌区内设置4个取样口，分别位于搅拌槽底、桨叶附近、桨叶上方和近液面处。为获得良好的拍摄效果，在拍摄区内配置氙灯光源补光，并将透明玻璃管浸没在注满自来水的水槽内，以避免拍摄失真，实物如图2所示。实验所用刚性桨叶由304不锈钢制成，为六直叶圆盘涡轮式。柔性桨叶与其结构类似，由刚性圆盘和柔性硅橡胶叶片组成，柔性叶片有效长度与刚性叶片保持一致，主要尺寸如图3所示，图中：为桨叶外径(mm)，为桨叶刚性圆盘直径(mm)，1和2分别为叶片与刚性圆盘的外伸和内连长度(mm)，为叶片高度(mm)。桨叶中的刚性与柔性材料物理性质如表1所示。

图1 实验装置示意图

1. motor 2. torque sensor kettle 3. stirring tank 4. Inlet 5. outlet 6. camera 7. peristaltic pump 8. computer

图2 实验装置实物图

图3 实验所用搅拌桨叶结构

表1 刚性材料与柔性材料物理性质

2.2 实验方法

实验在室温(25±2) ℃下进行，以水为连续相，油为分散相，搅拌体积共2 L。实验采集扭矩信号和图像信号，并利用蠕动泵连续地从搅拌槽内抽取混合液体，液体流经聚四氟乙烯管后进入拍摄区透明玻璃管内，待流动稳定后，利用高速摄像机捕捉分散相油滴。每组工况在4个位置重复取样，综合各点位尺寸数据，统计不少于500个液滴尺寸。实验中当搅拌转速>350 r×min-1时，搅拌槽内将发生严重的乳化现象，不利于实验的持续进行，当<150 r×min-1时，液液分散效果又相对较差，所以将转速控制在180～300 r×min-1。搅拌时长设置为20 min，当超过20 min后，槽内液滴平均直径波动不大。实验的基本操作条件和不溶液液两相的物理性质如表2所示。

表2 实验操作条件和两相物理性质

图4为系统内液滴平均直径和滴径尺寸分布的获取流程。从高速摄像机图像文件中获取原始照片，通过Image-pro软件标定比例尺后，先识别液滴颗粒，再测量液滴直径。液滴可能是圆形、椭圆形或者其他形状，为确保准确性，先测量液滴的显示面积e，再根据式(1)计算液滴当量直径e，最后根据式(2)计算出液滴平均直径，并统计得到液滴尺寸分布。

式中：d为实验计算得到的液滴尺寸，μm；k为实验中尺寸大小为d的液滴数量。

图4 液滴尺寸分布获取流程

3 实验结果与讨论

3.1 液滴平均直径与液滴尺寸分布研究

图5为在搅拌转速为260 r×min-1时，取样点在桨叶附近的4组局部液滴形态，图中oil为实验油相体积分数。从图中可以看出，柔性桨叶的分散效果更好，形成的液滴尺寸更小、数量更多，而随着油相体积分数的增加，液滴直径变大，同一视角下液滴数量也相应减少。图6为柔性桨叶与刚性桨叶在不同工况下的液滴平均直径之比，图中：32,flexible exp为实验测量所得柔性桨叶液滴平均直径(μm)，32, rigid exp为实验测量所得刚性桨叶液滴平均直径(μm)。从图中可以看出，柔性桨叶能改善液滴平均直径，同种工况下柔性桨叶系统32比刚性系统减少了20% 到25%。在油相体积分数相同时，搅拌转速对液滴尺寸的改善效果影响不大，但是随着油相体积分数的增加，柔性桨叶的优势有所下降，这是因为搅拌介质黏度的增加会导致柔性叶片产生较大形变，使尖端射流速度有所下降，而刚性桨叶则能始终保持最大径流速度。

图5 各体系分散相液滴

图6 柔性系统与刚性系统d32对比

随着搅拌转速的增加，输入不溶液液分散系统的能量逐渐增大，实验选用精度为0.001 N∙m的扭矩传感器来测量搅拌桨叶所需扭矩，并根据式(3)计算出不同转速下单位质量流体的平均能量耗散。

式中：为搅拌桨叶扭矩，N×m；c和d分别为连续相和分散相密度，kg×m-3；c和d分别为连续相和分散相体积，m3。

图7为刚性桨叶和柔性桨叶在不同工况下的32-曲线。从图7中可以看出，刚性搅拌桨叶在各转速的平均能量耗散为0.119、0.217、0.358和0.550 m2×s-3，而柔性桨叶比刚性桨叶的平均能耗增加约10%，为0.131、0.240、0.394和0.604 m2×s-3。在oil=5%和oil=10%时，2种桨叶的曲线均出现明显的“下凹”特征，而在oil= 15%和oil= 20%时，更符合线性关系，随着油相体积分数的增加，系统32减小程度逐渐变小，这说明在不同相比中湍流能量引起的液滴破碎与液滴间的聚并作用有着不同的平衡结果。在低相比中，随着平均能量耗散的增加，32迅速减小，液滴尺寸主要由破碎效果决定，当输入能量增大到一定程度时，形成的分散相液滴尺寸小、数量多，相互接近的概率增大，液滴聚并效果逐渐增强，导致32减小速度放缓。而在高相比中，分散相始终体现着较强的聚并能力，分散相越多聚并作用越明显，湍流引起的液滴破碎被抑制，分散相的聚并作用和外部能量引起的破碎效果始终保持着动态平衡关系，随着平均能量耗散的增加，32在均匀减少。

图7 各体系平均能量耗散对d32的影响

图8为在oil= 5% 和oil= 20% 的实验系统内，刚性桨叶和柔性桨叶的液滴尺寸分布情况。从图中可以看出，刚性系统内存在少量的大液滴拖尾，形成的小尺寸液滴数量也较少，DSD曲线的左右两端相对平缓，滴径分布区间的统计频率整体呈对称状态，系统内液滴尺寸分布接近正态分布。而柔性桨叶形成的小尺寸液滴数量比刚性桨叶明显增多，大液滴拖尾现象也得到改善，但系统内滴径分布区间的统计频率并不对称，DSD曲线左侧范围更窄，液滴尺寸分布更类似于对数正态分布。随着搅拌转速的增加，各体系的液滴直径峰值逐渐减小，DSD曲线也逐渐向小尺寸方向移动。在不同分散相体积分数中，oil= 5% 体系的液滴直径峰值更小，液滴直径分布区间更窄。而对比传统刚性桨叶，柔性桨叶能有效减小液滴的最大和最小尺寸，并且滴径分布区间更窄，因此柔性系统内液滴平均直径更小，液滴直径也更加均匀。

图8 各体系滴径尺寸分布

3.2 液滴尺寸预测模型的改进

目前，应用最为广泛的液滴尺寸预测模型的一般形式如公式(4)所示：

式中：1、2为常数，1值主要取决于桨叶类型，特别是功率准数，2值则体现了分散相破碎与聚并的平衡关系，为预测模型中分散相体积分数，韦伯数代表了桨叶作用下惯性力与两相液体表面张力的比值，为连续相与分散相之间的表面张力，N×m-1。

公式(4)基于Hinze-Kolmogorov理论中的湍流各向同性，假设搅拌槽内局部能量耗散的平均值没有波动，并认为湍流引起的液滴破碎是液滴尺寸的成因[15-16]。表3为针对不同体系的具体模型参数，表中c和d分别为连续相和分离相黏度，mPa×s。

图9为实验系统内32测量值与表3中几种模型预测值的对比。从图中可以看出，总体上Pacek模型的预测结果与实验结果最为接近，而其余3种模型的预测结果均偏小。对比来看，这3种模型的2值相对较小，不能很好地反映实验系统内油相体积分数对液滴破碎的抑制，而搅拌介质又很可能有着较强的聚并能力，这才使预测结果偏小。在oil= 5% 时，Pacek模型的预测曲线也在结果曲线下方，而随着油相体积分数的增加，预测曲线与结果曲线出现相交，并且交点逐渐右移，Pacek模型仅能在部分情况进行准确预测，预测结果仍有很大进步空间。

表3 基于一般形式公式(4)的d32关联预测[9,17-24]

图9 不同模型预测值与实验测量值对比

基于湍流破碎主导液滴尺寸的公式(4)认为32/∝-0.6，如图10所示为实验系统内不同分散相体积分数下32/与-0.6之间的关系。从图中可以看出，刚性桨叶与柔性桨叶的32/--0.6曲线类似，在oil= 5% 和oil= 10% 时，32/与-0.6能较好地满足线性关系，直线拟合系数2大于0.97，而随着分散相体积分数的增加，在oil= 15% 和oil= 20% 时，曲线曲率增加，直线拟合的2小于0.85，偏离线性关系。

图10 各体系无量纲数d32/D-We-0.6

将oil= 5% 和oil= 10% 的实验测量数据按照公式(4)进行拟合，可以得到2种桨叶在低相比时的液滴尺寸预测表达式。

刚性桨叶搅拌系统：

柔性桨叶搅拌系统：

液滴尺寸预测模型公式(5)和(6)的预测平均相对误差AARD按公式(7)计算。

式中：为实验次数；32,exp为实验测量的液滴平均直径，μm；32, mod为模型预测的液滴平均直径，μm。

结果显示，2种模型的AARD均小于13%，但最大相对误差却达到21%。而预测模型中的直线斜率在0.15到0.23，大于Sprow[25]和Lagisetty[26]所提出的0.126到0.15。随着油相体积分数的增大，实验系统内32与-0.6更是偏离了线性关系，这说明基于Hinze-Kolmogorov理论的简化模型有待改进。实验状态下的液滴破碎主要发生在桨叶附近的高剪切区域，而液滴聚并则更可能发生在远离桨叶作用的区域，即使是在柔性桨叶作用下高度湍流状态的搅拌槽内，流场和能量也并非完全均匀，液滴破碎与聚并的平衡关系需要被重新考虑，液滴的尺寸大小由破碎和聚并效果共同决定，这与Desnoyer等[27]所得结论类似。Kraume等[28]也对Hinze-Kolmogorov理论的适用范围展开研究，发现随着分散相体积分数的增加，指数可能需要进行修正。Razzaghi等[29]发现，即使在低相比时，32与-0.6的关联结果在某些系统也不令人满意。因此，本研究将对基于Hinze-Kolmogorov理论的公式(4)进行修正，按照公式(8)的一般形式进行探究。

式中：3、4为修正后常数，为韦伯数的指数。

图11为在不同分散相体积分数时，指数的拟合最优解，以刚性桨叶为例，在oil= 5% 时，-0.273的指数使得直线拟合2在0.99以上，在oil=20% 时，-0.111的指数直线拟合2也在0.97以上。通过对指数进行修正，可使32/与We总保持良好线性关系，而随着分散相体积分数的增加，刚性桨叶与柔性桨叶的拟合指数均不断增大，且结果偏差不大，在oil=20% 实验误差允许下，可认为不同桨叶类型的拟合指数相同。因此，使用最小二乘迭代算法将实验32测量结果按照公式(8)的形式进行三参数拟合，最终可以确定2种桨叶搅拌系统的液滴尺寸预测模型表达式。

图11 We指数与分散相体积分数关系

刚性桨叶搅拌系统：

柔性桨叶搅拌系统：

图12为公式(9)和(10)的预测结果与实验结果的对比，从图中可以看出，新模型的预测结果与实验测量结果的契合程度较高，刚性系统的平均相对误差为2.53%，柔性系统为2.93%，且最大相对误差均不超过7%。2种桨叶系统32/与-0.187良好的关联结果表明，桨叶类型对指数影响不大，其主要由液液两相物理性质决定。实验中分散相黏度较文献数据偏大，而较大的分散相黏度能有效提高液滴的稳定性，增加液滴间的接触时间，随着分散相体积分数的增加，液滴相互接近的几率增大，系统聚并效果进一步增强，这也使得拟合的指数偏大。指数增大趋势与Kraume等[28]在苯甲醚/水和甲苯/水体系中所得结论类似，而新模型中的指数也符合Shinnar[30]所提出的强聚并系统的特点。

图12 各体系d32预测值与测量值对比

在实验系统的油/水两相分散过程中会形成一定的乳状液，这与原油开发过程是类似的，而实际生产中必须加入破乳剂对乳状液进行破坏，分离水分，提纯物质，而破乳剂的有效剂量取决于液滴的总表面积[31]，因此必须正确预测油/水体系的液滴尺寸。本研究提出的32∝-0.187关联式表明，在原油/水或重油/水等体系下，不能仅考虑液滴破碎的影响，液滴间的聚并效果对液滴尺寸的形成同样重要，尤其在分散相体积分数较大时，指数的确定可为工业生产中类似分散系统的液滴尺寸预测提供理论支撑。

4 结论

(1) 柔性桨叶系统内液滴平均直径比刚性桨叶系统减小了20%～25%，尤其在低相比时，柔性系统对液滴尺寸的改善效果更好，但功率消耗会增加约10%。

(2) 刚性系统的滴径尺寸分布遵循正态分布，而柔性系统则更接近于对数正态分布。柔性桨叶能减小系统内液滴的最大和最小尺寸，小尺寸区间内液滴数量比刚性桨叶更多，大尺寸区间内液滴拖尾现象也得到改善，柔性系统内滴径分布区间更窄，液滴尺寸也更加均匀。

(3) 实验系统内液滴平均直径32与-0.6的关联结果并不理想，通过调整液滴尺寸预测模型中的指数发现，随着分散相体积分数的增加，指数有增大趋势，桨叶类型对指数影响不大，其主要由两相液体物理性质决定。新模型中的指数被确定为-0.187，预测结果的平均相对误差不超过3%，最大相对误差不超过7%。

[1] 夏清, 陈常贵. 化工原理(下) [M]. 天津: 天津大学出版社, 2005.

XIA Q, CHEN C G. Principles of chemical engineering(Ⅱ)[M]. Tianjin: Tianjin University Press, 2005.

[2] 逄启寿, 谢明春. 萃取混合澄清槽混合过程的数值模拟[J]. 有色金属(冶炼部分), 2012, 64(6): 44-46.

PANG Q S, XIE M C. Numerical simulation of mixing process in mixer-settler[J]. Nonferrous Metals: Extractive Metallurgy, 2012, 64(6): 44-46.

[3] SHAHCHERAGHI S H, KHAYATI G R, RANJBAR M. Improved dynamic modeling and simulation of an industrial copper solvent extraction process [J]. Hydrometallurgy, 2016, 166: 266-278.

[4] ZHAO Y C, LI X Y, CHENG J C. Experimental study on liquid-liquid macromixing in a stirred tank [J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2011, 50(10): 5952-5958.

[5] NISHIKAWA M, MORI F, FUJIEDA S. Average drop size in a liquid-liquid phase mixing vessel [J]. Journal of Chemical Engineering of Japan, 1987, 20(1): 82-88.

[6] 于水波, 赵宗昌, 尹曹勇. 湍流分散系统中液滴尺寸的模拟与研究 [J]. 高校化学工程学报, 2008, 22(4): 574-579.

YU S B, ZHAO Z C, YIN C Y. The simulation of the drop sizes in turbulent liquid-liquid dispersions [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2008, 22(4): 574-579.

[7] JAVANSHIR S, ABDOLLAHY M, ABOLGHASEMI H. Drop size distribution in a mixer-settler reactor for the gold chloride/DBC system [J]. Chemical Engineering Research and Design, 2012, 90(10): 1680-1686.

[8] KHAKPAY A, ABOLGHASEMI H, SALIMI-KHORSHIDI A. The effects of a surfactant on mean drop size in a mixer-settler extractor [J]. Chemical Engineering & Processing Process Intensification, 2009, 48(6): 1105-1111.

[9] TANG Q, ZHANG J Y Z, WU Y X,. An experimental study of immiscible liquid-liquid dispersions in a pump-mixer of mixer-settler [J]. Chinese Journal of Chemical Engineering, 2020, 28(1): 33-45.

[10] 刘作华, 王闯, 孙伟, 等. 弹性搅拌桨强化液-液两相混沌混合及液滴分散特性的研究[J]. 化工学报, 2020, 71(10): 4611-4620.

LIU Z H, WANG C, SUN W,. Chaotic mixing and droplet dispersion characteristics of liquid-liquid with elastic combined impeller [J]. CIESC Journal, 2020, 71(10): 4611-4620.

[11] FAN Y, WANG S, WANG H,. Formation mechanism and chaotic reinforcement elimination of the mechanical stirring isolated mixed region [J]. International Journal of Chemical Reactor Engineering, 2021, 19(3): 239-250.

[12] CAMPBELL R L, PATERSON E G. Fluid-structure interaction analysis of flexible turbomachinery [J]. Journal of Fluids & Structures, 2011, 27(8): 1376-1391.

[13] 刘作华, 魏红军, 熊黠, 等. 长短叶片复合型刚柔桨强化搅拌槽内流体混沌混合行为[J]. 化工学报, 2020, 71(11): 5080-5089.

LIU Z H, WEI H J, XIONG X,. Chaotic mixing performance enhanced byrigid-flexible impeller with long-short blades in stirred tank [J]. CIESC Journal, 2020, 71(11): 5080-5089.

[14] 梁洋洋. 具有柔性搅拌结构的搅拌槽内流固耦合研究[D]. 北京: 北京化工大学, 2019.

LIANG Y Y. Study of fluid structure interaction with flexible stirring structures in stirred vessels [D]. Beijing: Beijing University of Chemical Technology, 2019.

[15] HINZE J O. Fundamentals of the hydrodynamic mechanism of splitting in dispersion processes [J]. AIChE Journal, 1955, 1(3): 289-295.

[16] KOLMOGOROV A N. On the breakage of drops in a turbulent flow[J]. Doklady Akademii Nauk SSSR, 1949, 66: 825-828.

[17] CALDERBANK P H, JONES S. Physical rate processes in industrial fermentation [J]. Transactions of the Institutions of Chemical Engineers, 1959, 37: 171-185.

[18] CHENH T, MIDDLEMAN S. Drop size distribution in agitated liquid-liquid systems [J]. AIChE Journal, 1967, 13(5):989-995.

[19] BROWN D E, PITT K. Effect of impeller geometry on drop break-up in a stirred liquid-liquid contactor [J]. Chemical Engineering Science, 1974, 29(2): 345-348.

[20] MLYNEKY, RESNICK W. Drop sizes in an agitated liquid-liquid system [J]. AIChE Journal, 1972, 18(1): 122-127.

[21] CHATZI E G, GAVRIELIDES A D, KIPARISSIDES C. Generalized model for prediction of the steady-state drop size distribution in batch stirred vessel [J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 1989, 28(11): 1704-1711.

[22] PACEK A W, MAN C C, NIENOW A W. On the Sauter mean diameter and size distributions in turbulent liquid/liquid dispersions in a stirred vessel [J]. Chemical Engineering Science, 1998, 53(11): 2005-2011.

[23] GHAREHBAGH F S, MOUSAVIAN S. Hydrodynamic characterization of mixer-settlers [J]. Journal of the Taiwan Institute of Chemical Engineers, 2009, 40(3): 302-312.

[24] ANGLEC W, HAMZA H A. Predicting the sizes of toluene-diluted heavy oil emulsions in turbulent flow Part 2: Hinze-Kolmogorov based model adapted for increased oil fractions and energy dissipation in a stirred tank [J]. Chemical Engineering Science, 2006, 61(22): 7325-7335.

[25] SPROW F B. Distribution of drop sizes produced in turbulent liquid-liquid dispersion [J]. Chemical Engineering Science, 1967, 22(3): 435-442.

[26] LAGISETTY J S, DAS P K, KUMAR R,. Breakage of viscous and non-Newtonian drops in stirred dispersions [J]. Chemical Engineering Science, 1986, 41(1): 65-72.

[27] DESNOYER C, MASBERNAT O, GOURDON C. Experimental study of drop size distributions at high phase ratio in liquid-liquid dispersions [J]. Chemical Engineering Science, 2003, 58(7): 1353-1363.

[28] KRAUME M, GÄBLER A, SCHULZE K. Influence of physical properties on drop size distribution of stirred liquid-liquid dispersions [J]. Chemical Engineering & Technology, 2004, 27(3): 330-334.

[29] RAZZAGHI K, SHAHRAKI F. On the effect of phase fraction on drop size distribution of liquid-liquid dispersions in agitated vessels [J]. Chemical Engineering Research & Design, 2010, 88(7): 803-808.

[30] SHINNAR R. On the behaviour of liquid dispersions in mixing vessels [J]. Journal of Fluid Mechanics, 1961, 17(2):259-275.

[31] 郭鑫. 油田原油破乳剂的作用机理及应用[J]. 化工设计通讯, 2021, 47(3): 24-25.

GUO X. Action mechanism and application of demulsifier for crude oil in oilfield [J]. Chemical Engineering Design Communications, 2021, 47(3): 24-25.

Study on droplet size and distribution in turbulent liquid-liquid dispersion with rigid/flexible impellers

YUAN Ming-yang, XU Jia-wei, ZENG Hong-wei, CHEN Lyu-ming,ZHANG Wei, CHEN Bing-bing

(College of Mechanical Engineering, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310023, China)

In order to improve mixing performance of immiscible liquid-liquid dispersion in stirred tanks, flexible impeller was employed to replace traditional rigid impeller for oil-in-water emulsion agitation. Size and distribution of dispersed droplets in the mixing process were studied via imaging. Effects of impeller type and dispersed phase volume fraction on the mean droplet size and droplet size distribution (DSD) were investigated. The results show that32predicted in the stirred tank equipped with the flexible impeller is decreased by 20% to 25% comparing with that of rigid impeller. Uniform droplet size distribution is observed with flexible impeller. DSD of flexible impeller presents a lognormal distribution, while normal distribution is obtained for rigid impeller. An increase of exponent of Weber number in the droplet size prediction model based on Hinze-Kolmogorov theory was observed when the dispersed phase volume fraction was increased. The new empirical correlation can provide better droplet size predictions in a stirred tank than traditional ones. The average relative error between the new correlation prediction and the experimental results is less than 3%.

flexible impeller; liquid-liquid dispersion; mean droplet size; droplet size distribution

TQ027.2

A

10.3969/j.issn.1003-9015.2022.03.009

1003-9015(2022)03-0371-09

2021-06-15；

2021-09-09。

国家自然科学基金(21908195)。

袁铭扬(1997-)，男，河南新乡人，浙江工业大学硕士生。

陈冰冰，E-mail：bingbingchen.zjut@outlook.com

袁铭扬, 徐佳伟, 曾宏伟, 陈律名, 张玮, 陈冰冰. 刚性/柔性桨叶作用的湍流液液分散体系的液滴尺寸与分布 [J]. 高校化学工程学报, 2022, 36(3): 371-379.

：YUAN Ming-yang, XU Jia-wei, ZENG Hong-wei, CHEN Lyu-ming, ZHANG Wei, CHEN Bing-bing. Effects of metal phase contact angle on two-phase interface formation and analysis of flow and heat transfer in glass melt [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2022, 36(3): 371-379.