發(fā)酵罐是谷氨酸生產(chǎn)的關(guān)鍵設(shè)備，在谷氨酸發(fā)酵的過(guò)程中，通風(fēng)必須適度，通風(fēng)過(guò)大會(huì)導(dǎo)致菌體生長(zhǎng)緩慢，過(guò)小則會(huì)導(dǎo)致產(chǎn)物由谷氨酸變?yōu)槿樗?，所以?duì)發(fā)酵過(guò)程中氧氣含量在整體和局部的控制顯得尤為重要。發(fā)酵罐是典型的攪拌反應(yīng)設(shè)備，大型化是其發(fā)展趨勢(shì)，同時(shí)，提高攪拌反應(yīng)設(shè)備的攪拌性能一直是學(xué)者和工程技術(shù)人員的重點(diǎn)研究?jī)?nèi)容之一。采用計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)對(duì)某鋼鐵廠煙氣脫硫吸收塔底部漿液池的側(cè)進(jìn)式攪拌流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了攪拌轉(zhuǎn)速、攪拌槳安裝角度等因素對(duì)三維流場(chǎng)的影響規(guī)律。采用CFD數(shù)值模擬對(duì)600 m3檸檬酸發(fā)酵罐攪拌系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了分析，結(jié)合檸檬酸發(fā)酵工藝，綜合考慮攪拌軸功率、流型、傳質(zhì)混合能力，提出兩種設(shè)計(jì)方案并進(jìn)行數(shù)值模擬和傳質(zhì)混合能力分析，通過(guò)對(duì)比確定最優(yōu)方案。針對(duì)300 m3的L-賴氨酸發(fā)酵罐攪拌器不能滿足發(fā)酵工藝傳質(zhì)混合要求的實(shí)際情況，提出改造方案，并采用CFD軟件對(duì)改造前后攪拌效果進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果顯示改造后的攪拌器強(qiáng)化了混合效果，改善了氣液傳質(zhì)；改造后經(jīng)過(guò)46批發(fā)酵實(shí)驗(yàn)，L-賴氨酸的糖酸轉(zhuǎn)化率相比改造前提高了2%，且產(chǎn)量更穩(wěn)定，最后提出了攪拌器繼續(xù)改造的方向。
筆者就某大型三攪拌槳發(fā)酵罐流場(chǎng)進(jìn)行模擬和分析，針對(duì)存在的局部氣含率較低的問(wèn)題，對(duì)發(fā)酵罐結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)。
發(fā)酵罐（圖1）主要由擋板、換熱盤(pán)管、環(huán)形氣體分布器、攪拌器及罐體等組成。對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化后創(chuàng)建流體域，得到分析模型如圖2所示，坐標(biāo)原點(diǎn)位于底部中心處，攪拌器幾何模型如圖3所示。
發(fā)酵罐主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：
發(fā)酵罐內(nèi)徑7.8 m
擋板個(gè)數(shù)3個(gè)
盤(pán)管組數(shù)6組
裝液高度11.11 m
氣體分布器圈數(shù)5圈
氣體分布器安裝高度1.37 m
底層槳安裝高度1.82 m
槳直徑3.3 m
斜葉槳槳葉角度45°
斜葉槳切面尺寸12.5 mm×179 mm
半圓管槳葉切面半徑100 mm
槳間距3.8 m
通氣孔數(shù)量80個(gè)
通氣孔直徑10 mm
流場(chǎng)模擬時(shí)所用物料及其性能參數(shù)見(jiàn)表1。操作條件為：通氣量0.022 6 kg/m3（表觀氣速0.7 m/s），攪拌轉(zhuǎn)速58.45 r/min。
Fluent是基于有限體積法計(jì)算的，有限體積法是在計(jì)算區(qū)域劃分網(wǎng)格，使得每個(gè)網(wǎng)格周?chē)幸粋€(gè)互不重復(fù)的控制體積，將待求解的微分方程對(duì)每個(gè)控制體積積分得到離散方程。有限體積法在網(wǎng)格比較粗的情況下也可以積分守恒。
流體流動(dòng)受物理守恒定律支配，每個(gè)守恒定律都有其守恒方式，盡管這些方程中因變量各不相同，但均反映了單位時(shí)間、單位體積內(nèi)物理量的守恒性質(zhì)。如果用φ表示各通用變量，則各控制方程可以表示為以下通用形式：
其展開(kāi)式為：
其中，ρ為流體密度；φ為通用變量，可以代表u、v、w等求解變量；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；S為廣義源項(xiàng)。式（1）中各項(xiàng)依次為瞬態(tài)項(xiàng)、對(duì)流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)。
如何更好地模擬攪拌槳和周?chē)黧w的相互作用是攪拌設(shè)備的流場(chǎng)模擬困難之一，筆者只考察穩(wěn)定流場(chǎng)，故選多重參考系法（MRF）來(lái)進(jìn)行處理。將計(jì)算域分成包圍槳葉的附近區(qū)域和攪拌槳之外的區(qū)域，前者選用旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系作為參考系，轉(zhuǎn)速與攪拌軸的轉(zhuǎn)速相同；而后者則使用靜止坐標(biāo)系，通過(guò)交界面（網(wǎng)格進(jìn)行共節(jié)點(diǎn)處理）上的絕對(duì)速度轉(zhuǎn)化來(lái)實(shí)現(xiàn)兩個(gè)區(qū)域的速度匹配。
應(yīng)用ANSYS Fluent Meshing對(duì)發(fā)酵罐流體計(jì)算模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，各壁面處采用多面體網(wǎng)格，其余區(qū)域過(guò)渡為六面體網(wǎng)格，這是該軟件特有的基于“馬賽克”技術(shù)的Poly-Hexcore網(wǎng)格技術(shù)，全局避免了四面體網(wǎng)格的使用，可以有效減少網(wǎng)格數(shù)量，同時(shí)可降低偽擴(kuò)散帶來(lái)的影響。為了使仿真結(jié)果更加精確，對(duì)攪拌槳和氣體分布器附近進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理，并對(duì)攪拌槳和攪拌軸壁面設(shè)置了膨脹層，這樣可以得到更加準(zhǔn)確的扭矩。最終網(wǎng)格總數(shù)約914萬(wàn)個(gè)，網(wǎng)格最小正交質(zhì)量大于0.2，最大扭曲率小于0.8，網(wǎng)格模型如圖4所示。
在Fluent中設(shè)置氣體分布器上進(jìn)氣口為速度入口（Velocity inlet），入口速度設(shè)置為0.7 m/s；出氣口設(shè)置為Degassing脫氣邊界，只允許氣體從此溢出；應(yīng)用MRF法不必考慮攪拌軸和攪拌槳的壁面類(lèi)型，故其余壁面均設(shè)置為Wall；攪拌區(qū)域（3個(gè)攪拌槳所在區(qū)域）轉(zhuǎn)速設(shè)置為58.45 r/min；罐內(nèi)溫度變化和壓力變化不大，不考慮這兩種因素對(duì)結(jié)果的影響，故不予設(shè)置。選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型進(jìn)行模擬，兩相流模型選擇Euler-Euler模型，設(shè)置氧氣為第2項(xiàng)，直徑設(shè)置為1.5 mm，氣液相間Drag模型采用grace模型，并且設(shè)置表面張力系數(shù)為0.073。求解采用Coupled算法，勾選Pseudo Transient選項(xiàng)，各項(xiàng)殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)為10-6，最后初始化流場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)求解。
模擬穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)時(shí)主要關(guān)注的是發(fā)酵罐內(nèi)的速度矢量場(chǎng)、速度場(chǎng)和氣液兩相分布。
圖5a～c分別為上、中、下3層攪拌槳附近橫截面（z=7.44 m、z=5.62 m、z=1.82 m）的速度矢量圖，可以看出，流體以攪拌槳轉(zhuǎn)動(dòng)方向回轉(zhuǎn)流動(dòng)，從而使得整個(gè)發(fā)酵罐內(nèi)流體在罐中心處充分混合，獲得了良好的物質(zhì)傳遞效果，利于菌種進(jìn)行持續(xù)的生物化學(xué)反應(yīng)。圖5d、e為相互垂直縱截面（x=0 m、y=0 m）速度矢量圖，可以看出，上面兩層攪拌槳產(chǎn)生軸向流使流體沿軸向向下運(yùn)動(dòng)，最下層攪拌槳產(chǎn)生徑向流使得流體徑向擴(kuò)散，這樣中心流體速度方向向下，下層流體向四周運(yùn)動(dòng)，罐壁附近流體向上運(yùn)動(dòng)，產(chǎn)生的流動(dòng)迅速填充到離開(kāi)的流體區(qū)域，離開(kāi)的流體又立刻參與到下一個(gè)區(qū)域，從而整體形成一個(gè)流動(dòng)循環(huán)。
圖6a～c分別為上、中、下3層攪拌槳附近橫截面的速度分布圖，可以看出，速度周期對(duì)稱分布，攪拌槳端的速度最大。圖6d、e為相互垂直縱截面速度分布圖，可以看出，速度場(chǎng)對(duì)稱分布，攪拌槳下側(cè)的速度最大，軸中間和下端位置處速度較小，流體每經(jīng)過(guò)一次攪拌槳，速度就被提高一次。
圖7a～c分別為上、中、下3層攪拌槳附近橫截面的氣體分布圖，可以看出，攪拌槳轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程中，槳的尾部產(chǎn)生了氣體分布率相對(duì)較高的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象是產(chǎn)生了輕微的氣穴；同時(shí)圖7b中靠近軸的位置氣含率較高，這是由于氣體通過(guò)攪拌軸壁上浮導(dǎo)致的。圖7d、e分別為相互垂直縱截面氣體分布圖，可以看出，氣體分布比較均勻，特別是攪拌槳之間的氣體分布，但是發(fā)酵罐底端區(qū)域的氣含率比較低，這是由于徑流攪拌槳產(chǎn)生的徑向流將氧氣帶到槳的四周導(dǎo)致的，并且由于浮力的作用，氧氣大多沿著各壁面向上運(yùn)動(dòng)；半圓管圓盤(pán)渦輪攪拌槳上方的氣含率比較低，這是因?yàn)閳A盤(pán)阻礙了附近的軸向流動(dòng)，使得含有氣體的發(fā)酵液不能流到這個(gè)區(qū)域內(nèi)，為氣體“死區(qū)”；最上層攪拌槳附近的氣含率較低是整體的流動(dòng)狀態(tài)決定的，可以通過(guò)一定的方法改善；盤(pán)管下端和氣體分布器附近的氣含率較高，這是由于氣體還未來(lái)得及在發(fā)酵液中擴(kuò)散導(dǎo)致的，是比較正常的現(xiàn)象。
攪拌功率是評(píng)價(jià)和設(shè)計(jì)攪拌設(shè)備的重要指標(biāo)之一，它不但反映能量消耗，還決定著所需電動(dòng)機(jī)的選型以及攪拌軸的設(shè)計(jì)。通過(guò)數(shù)值模擬求解得到的攪拌功率可由下式求出：
式中M———扭矩，N·m;
N———攪拌轉(zhuǎn)速，r/min;
P———功率，W;
ω———角速度，rad/s。
從Fluent中提取出扭矩M=118981.16 N·m，通過(guò)計(jì)算得到P=728.268 kW。
氣含率分布是氣液攪拌反應(yīng)設(shè)備設(shè)計(jì)和優(yōu)化的重要指標(biāo)，不僅可以反映體系內(nèi)氣液分散的狀況，還影響著氣液傳遞的速率，因此在工程實(shí)際上往往通過(guò)改進(jìn)攪拌器結(jié)構(gòu)來(lái)改善氣含率分布。本節(jié)針對(duì)原設(shè)計(jì)發(fā)酵罐流場(chǎng)中局部區(qū)域氣含率較低的問(wèn)題進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)。
針對(duì)底層槳圓盤(pán)上方氣含率低的問(wèn)題，采用底層槳圓盤(pán)開(kāi)孔結(jié)構(gòu)，如圖8所示。通過(guò)計(jì)算得到改進(jìn)后的氣體分布和流場(chǎng)分布如圖9所示。在底層槳附近沿軸向取路徑，提取路徑上氣含率沿發(fā)酵液深度方向的數(shù)值變化，如圖10所示。結(jié)合改進(jìn)前后的氣體分布可以看出，圓盤(pán)開(kāi)孔后圓盤(pán)上方的氣含率明顯提高，氣體“死區(qū)”消失。圖11對(duì)比了結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后的速度矢量，可以看出，底層槳圓盤(pán)的局部改進(jìn)未對(duì)整體流型產(chǎn)生影響。
最上層槳附近氣含率低是由于攪拌槳的存在，但攪拌槳是完成攪拌所必需的，不過(guò)可以改變攪拌槳的大小，從而改善攪拌效果。為此改變最上層槳的直徑，分析攪拌效果。設(shè)Dtop為上層槳的直徑，T為發(fā)酵罐內(nèi)徑，分析Dtop/T=4.1÷7.8=0.526、Dtop/T=3.3÷7.8=0.423、Dtop/T=2.5÷7.8=0.321這3種情況下的氣體分布和速度矢量分布。如圖12所示，在上層槳附近取3條路徑，提取3條路徑上氣含率沿發(fā)酵液深度方向的數(shù)值變化，結(jié)果如圖13所示，結(jié)合圖12可以看出減小上層槳的直徑有助于提升附近的氣含率。從圖14中可以看出，增大槳的直徑會(huì)增強(qiáng)附近的漩渦，從而減弱整體的循環(huán)流，而減小槳的直徑則會(huì)增強(qiáng)中心流體的軸向流動(dòng)，這也使得底層攪拌槳周?chē)牧黧w更加快速地被軸向來(lái)的流體所補(bǔ)充。
針對(duì)發(fā)酵罐底部氣含率低的問(wèn)題，在底部設(shè)置一定傾斜角度的擋板，筆者設(shè)置擋板與下封頭表面夾角為45°，同時(shí)與封頭內(nèi)表面保留一定的間隙，以免形成較大的死區(qū)，如圖15所示，通過(guò)改變底部流場(chǎng)，改善氧氣在底部的分布。如圖16所示，在底部擋板處分別作橫截面A、B，提取兩個(gè)截面上氧氣的平均體積分?jǐn)?shù)，分別為0.001 30和0.000 91，結(jié)合改進(jìn)前后的縱截面氣體分布（圖16）以及底部擋板處橫截面氣體分布（圖17）可以看出，放置擋板后底部氣含率明顯提高。圖18對(duì)比了改進(jìn)前后的速度矢量，可以看出，放置擋板后底部流場(chǎng)發(fā)生了明顯的變化，產(chǎn)生了較為顯著的軸向流和漩渦，增強(qiáng)了湍動(dòng)。
原始方案及改進(jìn)方案的攪拌功率對(duì)比見(jiàn)表2，可以看出，在底層槳的圓盤(pán)上開(kāi)孔對(duì)攪拌功率幾乎沒(méi)有影響；減小上層槳的直徑可以降低攪拌功率，增大反之；在底部設(shè)置擋板對(duì)功率的影響也可忽略。
5.1模擬得到了發(fā)酵罐內(nèi)流體流型、速度場(chǎng)和氣含率分布，揭示了各攪拌槳的作用以及其本身結(jié)構(gòu)對(duì)流場(chǎng)和氣含率分布的影響。
5.2原設(shè)計(jì)發(fā)酵罐內(nèi)流體循環(huán)流動(dòng)和氧氣分布都比較均勻，但底層槳圓盤(pán)上側(cè)、上層槳附近和發(fā)酵罐底部存在氣含率低的問(wèn)題。
5.3對(duì)發(fā)酵罐局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，發(fā)現(xiàn)在底層槳圓盤(pán)上開(kāi)孔有利于消除圓盤(pán)上側(cè)的氣體“死區(qū)”，適當(dāng)減小上層槳的直徑可以提高上層槳附近的氣含率，在底部設(shè)置一定傾斜角度的擋板可以提高發(fā)酵罐底部的氣含率。
