2.2　攪拌裝置工藝設計

通常，攪拌裝置的設計應遵循以下三個過程：①根據攪拌目的和物系性質進行攪拌裝置的選型；②在選型的基礎上進行工藝設計計算；③進行攪拌裝置的機械設計與費用評價。攪拌裝置設計中最重要的是攪拌功率與傳熱過程的計算。

2.2.1　攪拌功率工藝設計計算

2.2.1.1　攪拌功率特征數關聯式

影響攪拌功率的因素來自于三個方面：①槳和槽的幾何參數；②槳的操作參數；③被攪拌物系的物性參數。對于攪拌過程，一般可采用相似理論和量綱分析的方法得到其特征數關系式。為了簡化分析過程，可假定槳、槽的幾何參數均與攪拌器的直徑有一定的比例關系，并將這些比值稱為形狀因子。對于特定尺寸的系統，形狀因子一般為定值，故槳、槽的幾何參數僅考慮攪拌器的直徑。槳的操作參數主要指攪拌器的轉速。物性參數主要包括被攪拌流體的密度和黏度。當攪拌發生打旋現象時，重力加速度也將影響攪拌功率。

通過量綱分析可得

N_p=K₀Re^xFr^y　?。?-1）

式中，，功率數或功率特征數；，攪拌雷諾數，可衡量流體的流動狀態；，弗勞德數，表示流體慣性力與重力之比，用以衡量重力的影響；N為攪拌功率，W；d為攪拌器直徑，m；ρ為流體的密度，kg/m³；μ為流體的黏度，Pa·s；n為攪拌轉速，r/s；g為重力加速度，m/s²；K₀為系數，量綱為1；x、y為指數，量綱為1。

若再令，稱為功率因數，則

ф=K₀Re^x　?。?-2）

注意：功率因數ф與功率數N_p是兩個完全不同的概念。

從量綱分析法得到攪拌功率數的關系式后，可對一定形狀的攪拌器進行一系列的實驗，找出各流動范圍內具體的經驗公式或關系算圖，則可解決攪拌功率的計算問題。

2.2.1.2　攪拌功率計算

關于攪拌功率計算的經驗公式很多，研究最多的是均相系統，并以它為基礎來研究非均相物系攪拌功率的計算。

Ⅰ.均相物系攪拌功率的計算

此處介紹均相物系攪拌功率的兩種求算方法：拉什頓算圖和永田進治公式。

（1）拉什頓（Rushton）算圖

拉什頓的ф-Re關系曲線示于圖2-2。圖中以功率因數ф為縱坐標，雷諾數Re為橫坐標，給出了8種不同槳型的攪拌器在有擋板或無擋板條件下的關系曲線。由圖中曲線可看出：攪拌槽中流體的流動可根據Re的大小大致分為三個區域，即層流區、過渡區和湍流區。

當Re≤10時為層流區。在此區內攪拌時不會出現打旋現象，此時重力對流動幾乎沒有影響，即對攪拌功率沒有影響。因此，反映重力影響的Fr可以忽略。

從圖2-2還可以看出，在層流區內，不同攪拌器的ф與Re在對數坐標上為一組斜率相等的直線，其斜率均為-1。所以在此區域內有

式中，K₁為系數，量綱為1。

于是　　N=фρn³d⁵=K₁μn²d³　　（2-3）

當Re=10～10⁴時為過渡區，此時功率因數ф隨Re的變化不再是直線，各種攪拌器的曲線也不大一致，這說明斜率不再是常數，它隨Re而變化。當攪拌槽內無擋板并且Re>300時，液面中心處會出現漩渦，重力將影響攪拌功率，即Fr數對功率的影響不能忽略。此時有

　　 （2-4） 　　

經曲線變換得。

式中，ζ₁、ζ₂為與攪拌器型式有關的常數，量綱為1，其數值可從表2-5中查得。

此時攪拌功率的計算式為

　　 （2-5） 　　

在過渡區，無擋板且Re<300，或有擋板并且符合全擋板條件及Re>300時，流體內不會出現大的旋渦，Fr數的影響可以忽略。這時攪拌功率仍可用式（2-3）進行計算，計算時可直接由Re數在Rushton算圖中查得ф值。

在攪拌湍流區，即Re>10⁴時，一般均采用全擋板條件，消除了打旋現象，故重力的影響可以忽略不計。在Rushton算圖中表現為：ф值幾乎不受Re和Fr的影響而成為一條水平直線，即

ф=N_p=K₂

因此　　N=K₂ρn³d⁵　?。?-6）

式中，K₂為系數，量綱為1。該式表明：在湍流區全擋板條件下ф=N_p=K₂=定值，流體的黏度對攪拌器的功率不再產生影響。

采用Rushton算圖計算攪拌功率是一種很簡便的方法，在使用時一定要注意每條曲線的應用條件。只有符合幾何相似條件，才可根據攪拌器直徑d、攪拌器轉速n和流體密度ρ、黏度μ值計算出攪拌Re數，并在算圖中相應槳型的功率因數曲線上查得ф值，再根據流動狀態分別選用式（2-3）～式（2-6）來求得攪拌器的攪拌功率。

（2）永田進治公式

①無擋板時的攪拌功率　日本永田進治等根據在無擋板直立圓槽中攪拌時“圓柱狀回轉區”半徑的大小及槳葉所受的流體阻力進行了理論推導，并結合實驗結果確定了一些系數而得出雙葉攪拌器功率的計算公式。

　　 （2-7） 　　

　　 （2-8） 　　

　　 （2-9） 　　

　　 （2-10） 　　

式中，A、B為系數；p為指數；b為槳葉的寬度，m；D為攪拌槽內徑，m；H為槽內流體的深度，m；θ為槳葉的折葉角，對于平槳θ=90°。

現就永田進治公式作幾點討論。

·當b/D≤0.3時，式（2-10）中的第四項7（b/D）⁴與其他項相比很小，可以忽略不計，而目前所使用的槳式攪拌器大多都能滿足這一要求。

·對于高黏度流體，攪拌的Re數較小，屬于層流，式（2-7）中右邊第一項占支配地位，第二項與其相比很小，可以忽略不計。因此式（2-7）可簡化為

　　 （2-7a） 　　

該式結果與式（2-3）是完全一致的。

·對于低黏度流體的攪拌，Re數較大，攪拌處于湍流區。此時式（2-7）中的第一項很小，可以忽略不計，第二項中的幾何參數對于一定的槳型都是常數，B和ф值也是常數。于是式（2-7）可簡化為

　　 （2-7b） 　　

式中，B'為系數，量綱為1。即在湍流區時，N_p近似為常數，而與Re的大小無關，這一結論與式（2-6）是一致的。

·在湍流區，當攪拌器的槳徑相同且槳葉寬度b和槳葉數量z的乘積相等，則它們的攪拌功率就相等。如果裝有多層槳葉，只要符合槳葉寬度b與槳葉數量z的乘積相等這一條件，則它們的攪拌功率也相等。

·永田進治公式可近似用于槳式、多葉開啟渦輪、圓盤渦輪等常用槳型無擋板湍流區攪拌功率的計算。

②全擋板條件下的攪拌功率　將湍流區全擋板條件下的ф線沿水平線向左延長，與層流區向下延長的ф線有一交點，此交點可看做是湍流區和層流區的轉變點，對應于此點的雷諾數稱為臨界雷諾數，以Re_c表示。將Re_c值代入式（2-7）中，便可求得全擋板條件下的攪拌功率。Re_c的數值與攪拌器的型式有關。對于不同尺寸的平直葉雙槳攪拌器，Re_c值可由下式計算，即

　　 （2-11） 　　

式中，Re_c為臨界雷諾數，量綱為1。

③高黏度流體的攪拌功率　高黏度流體攪拌功率的計算可參考有關文獻。

Ⅱ.非均相物系攪拌功率的計算

（1）不互溶液-液相攪拌的攪拌功率

在計算液-液相攪拌功率時，首先求出兩相的平均密度ρ_m，然后再按均相物系攪拌功率的計算方法求解。液-液相物系的平均密度為

ρ_m=x_vρ_d+（1-x_v）ρ_c　?。?-12）

式中，ρ_m為兩相的平均密度，kg/m³；ρ_d為分散相的密度，kg/m³；ρ_c為連續相的密度，kg/m³；x_v為分散相的體積分數，量綱為1。

當兩相液體的黏度都較小時，其平均黏度μ_m可采用下式計算

　　 （2-13） 　　

式中，μ_m為兩相的平均黏度，Pa·s；μd為分散相的黏度，Pa·s；μc為連續相的黏度，Pa·s。

（2）氣-液相攪拌的攪拌功率

當向液體通入氣體并進行攪拌時，通氣攪拌的功率N_g要比均相系液體的攪拌功率N低。N_g/N的數值取決于通氣系數N_a的大小。通氣系數N_a依下式計算

　　 （2-14） 　　

式中，Q_g為通氣速率，m³/s；N_a為通氣系數，量綱為1。

一些攪拌器的通氣攪拌功率N_g與均相系攪拌功率N之比和通氣系數N_a的實驗關系曲線如圖2-3所示（圖中Z為攪拌器距槽底的高度，m）。一般N_a越小，氣泡在攪拌槽內越容易分散均勻，所以從圖2-3上可看出當N_g/N在0.6以上時，N_a是比較合適的。

當采用六片平直葉圓盤渦輪式攪拌器進行氣相分散攪拌時，攪拌功率的比值N_g/N可由下式計算

　　 （2-15） 　　

（3）固-液相攪拌的攪拌功率

當固體顆粒的體積分數不大，并且顆粒的直徑也不很大時，可近似地看做是均勻的懸浮狀態，這時可取平均密度ρ_m和黏度μ_m來代替原液相的密度和黏度，以ρ_m、μ_m作為攪拌介質的物性，然后按均一液相攪拌來求得攪拌功率。固-液相懸浮液的平均密度ρ_m為

ρ_m=x_vsρ_s+ρ（1-x_vs）　?。?-16）

式中，ρ_m為固-液相懸浮液的平均密度，kg/m³；ρ_s為固體顆粒的密度，kg/m³；ρ為液相的密度，kg/m³；x_vs為固體顆粒的體積分數，量綱為1。

當懸浮液中固體顆粒與液體的體積比ψ≤1時

μ_m=μ（1+2.5ψ）　?。?-17）

當ψ>1時，則　　μ_m=μ（1+4.5ψ）　　（2-18）

式中，μ_m為固-液相懸浮液的平均黏度，Pa·s；μ為液相的黏度，Pa·s；ψ為固體顆粒與液體的體積比，量綱為1。

固-液相的攪拌功率與固體顆粒的大小有很大的關系，當固體顆粒直徑在0.074mm（200目）以上時，采用上述方法所計算的攪拌功率比實際值偏小。

2.2.2　攪拌器工程放大

2.2.2.1　放大基本原則

根據相似理論，要放大推廣實驗參數，就必須使兩個系統具有相似性，如：

幾何相似——實驗模型與生產設備的相應幾何尺寸的比例都相等；

運動相似——幾何相似系統中，對應位置上流體的運動速度之比相等；

動力相似——兩幾何相似和運動相似的系統中，對應位置上所受力的比值相等；

熱相似——兩系統除符合上述三個相似的要求外，對應位置上的溫差之比也相等。

由于相似條件很多，有些條件對同一個過程還可能有矛盾的影響，因此，在放大過程中，要做到所有的條件都相似是不可能的。這就要根據具體的攪拌過程，以達到生產任務的要求為前提條件，尋求對該過程最有影響的相似條件，而舍棄次要因素，即要將復雜的范疇變成相當單純的范疇。兩系統幾何相似是相似放大的基本要求。

應予指出，動力相似的條件是兩個系統中對應點上力的比值相等，即其無量綱特征數必相等。

若攪拌系統中不止一個相，則混合時還要克服界面之間的抗拒力，即界面張力σ，于是還要考慮表示施加力與界面張力之比的特征數（韋伯數）對攪拌功率的影響，韋伯數定義為：。此時攪拌功率特征數關系式應改寫為

N_p=f（Re，Fr，We）

在兩個幾何相似的系統中攪拌同一種液體時，若實現這兩個系統動力相似，必須同時滿足下列關系（下標1、2分別代表兩個相似系統）

當Re₁=Re₂時，；當Fr₁=Fr₂時，；當We₁=We₂時，。

對于同一種流體而言，物性常數ρ、μ和σ在兩個系統中均為定值，因此上述三等式不可能同時滿足。補救的辦法是盡量抑制或消除重力和界面張力因素的影響，從而減少相似條件。

2.2.2.2　放大方法

攪拌器的放大，一般可分為兩大類：一類是按功率數放大，另一類是按工藝過程結果放大。

（1）按功率數放大

若兩個攪拌系統的構型相同，不管其尺寸大小如何，它們可以使用同一功率曲線。

如果兩個攪拌系統的構型相同，攪拌槽具有全擋板條件，則攪拌時不會產生打旋現象，再若被攪拌的流體又為單一相的條件，兩個系統的功率特征數關系式可簡化為

N_p=f（Re）

這樣通過測量小型設備的攪拌功率便可推算出生產設備的攪拌功率。

（2）按工藝過程結果放大

在幾何相似系統中，要取得相同的工藝過程結果，有下列放大判據可供參考（對同一種液體，ρ、μ和σ不變，下標1代表實驗設備，2代表生產設備）。

①保持雷諾數不變，要求；

②保持弗勞德數不變，要求；

③保持韋伯數不變，要求；

④保持葉端線速度u_T=nπd不變，要求n₁d₁=n₂d₂；

⑤保持單位流體體積的攪拌功率N/V不變，要求。

對于一個具體的攪拌過程，究竟選擇哪個放大判據需要通過放大實驗來確定。

2.2.3　攪拌器中的傳熱

2.2.3.1　傳熱方式

在攪拌槽中對被攪拌的液體進行加熱或冷卻是經常遇到的重要操作。尤其是伴有化學反應的攪拌過程，對被攪拌的液體進行加熱或冷卻可以維持最佳工藝條件，促進化學反應，取得良好反應效果。對于有的反應，如果不能及時移出熱量，則容易產生局部爆炸或反應物分解等。因此，被攪拌液體進行化學反應時攪拌更為重要。

被攪拌液體的加熱或冷卻方式有多種。可在容器外部或內部設置供加熱或冷卻用的換熱裝置。例如，在攪拌槽外部設置夾套，在攪拌槽內部設置蛇管等。一般用得最普遍的是采用夾套傳熱的方式。

（1）夾套傳熱

夾套一般由普通碳鋼制成（見圖2-4），它是一個套在反應器筒體外面能形成密封空間的容器，既簡單又方便。夾套上設有水蒸氣、冷卻水或其他加熱、冷卻介質的進出口。目前，空心夾套已很少用，為了強化傳熱，常采用螺旋導流板夾套、半管螺旋夾套等形式。如果加熱介質是水蒸氣，為了提高傳熱效率，在夾套上端開有不凝性氣體排除口。

夾套同器身的間距視容器公稱直徑的大小采用不同的數值，一般取25～100mm。夾套的高度取決于傳熱面積，而傳熱面積是由工藝要求決定的。但須注意的是，夾套高度一般不應低于料液的高度，應比器內液面高度高出50～100mm，以保證充分傳熱。通常夾套內的壓力不超過1.0MPa。夾套傳熱的優點是結構簡單、耐腐蝕、適應性廣。

（2）蛇管傳熱

當需要的傳熱面積較大，而夾套傳熱在允許的反應時間內尚不能滿足要求時，或者是殼體內襯有橡膠、耐火磚等隔熱材料而不能采用夾套傳熱時，可采用蛇管傳熱（見圖2-5）。蛇管沉浸在物料中，熱量損失小，傳熱效果好。排列密集的蛇管能起到導流筒和擋板的作用。

蛇管中對流傳熱系數較直管大，但蛇管過長時，管內流體阻力較大，能量消耗多，因此，蛇管不宜過長。通常采用管徑25～70mm的管子。用蒸汽加熱時，管長和管徑的比值可參考表2-6。

用蛇管可以使傳熱面積增加很多，有時可以完全取消夾套。蛇管的傳熱系數比夾套的大，而且可以采用較高壓力的傳熱介質。

此外，還有諸如回流冷凝法、料漿循環法等其他傳熱方式。

2.2.3.2　熱載體側對流傳熱系數

攪拌過程中流體的傳熱主要是熱傳導和強制對流。傳熱速率取決于被攪拌流體和加熱或冷卻介質的物理性質、容器的幾何形狀、容器壁的材料和厚度以及攪拌的程度。

（1）蛇管中流體對管壁的對流傳熱系數

當Re>10000時，直管中的流體對管壁的對流傳熱系數用下式計算

　　 （2-19） 　　

式中，，表示對流傳熱系數的特征數，量綱為1；，表示物性對傳熱系數影響的特征數，量綱為1；，流體在主體溫度下的黏度與在壁溫下的黏度之比，量綱為1；α為直管中的流體對管壁的對流傳熱系數，W/（m²·℃）；D_e為當量直徑，m；λ為熱導率，W/（m·℃）；C_p為液體的比熱容，J/（kg·℃）；μ為流體在主體溫度下的黏度，Pa·s；μ_w為流體在壁溫度下的黏度，Pa·s。

流體在蛇管中流動時，由于流體對管壁的沖刷作用，所以，蛇管中的對流傳熱系數等于由式（2-19）算得的結果乘上一個大于1的校正因子，即

　　 （2-20） 　　

式中，D_c為蛇管輪的平均輪徑，m。

當Re<2100時，即流體在層流區域時，蛇管中流體對管壁的對流傳熱系數用下式計算

　　 （2-21） 　　

式中，L為蛇管長度，m。

當2100<Re<10000時，即流體在過渡流區域時，可用式（2-19）計算出Nu，再乘上一個系數Φ，Φ值由表2-7決定。

式（2-19）～式（2-21）適用于圓管，對于非圓管，采用當量直徑。

（2）夾套中熱載體對攪拌釜壁的對流傳熱系數

不同方式的夾套的傳熱計算基本相同，按Re的不同分別用式（2-20）、式（2-21）和表2-7計算，與計算管中流體傳熱不同的是其當量直徑D_e，計算流速u時的流通面積A_x和傳熱面積S取值另有規定，見表2-8。

2.2.3.3　被攪拌液體側的對流傳熱系數

（1）對流傳熱系數關聯式

攪拌液體側的對流傳熱系數大致可分成兩大類：一類是蛇管外壁的對流傳熱系數；另一類為有夾套的容器內壁對流傳熱系數α_j。通過大量實驗工作，得到了一些攪拌液體側的對流傳熱系數關聯式。比較常用的有佐野雄二推薦的關聯式。

佐野雄二給出的槳式或渦輪式攪拌器的對流傳熱系數關聯式如下

　　 （2-22） 　　

　　 （2-23） 　　

式中，，表示被攪拌液體對有夾套容器內壁面的對流傳熱系數的特征數，量綱為1；，表示被攪拌液體對內冷蛇管外壁面的對流傳熱系數的特征數，量綱為1；，表示物性對傳熱系數影響的特征數，量綱為1；d_co為內冷蛇管外徑，m；ε為單位質量被攪拌液體消耗的攪拌功率，W/kg；ν為被攪拌液體的運動黏度，m²/s。

計算物性時，一般以流體的平均溫度作為定性溫度。

上兩式的特點是既能用于有擋板槽，也可用于無擋板槽，而且蛇管設置與否、葉輪型式、葉輪安裝高度、葉輪上的葉片數和葉片傾角等的變化對關聯式的系數無影響，這使關聯式的應用范圍很廣。

另外，永田進治也推薦了一些適用范圍廣泛的對流傳熱系數關聯式。實驗的攪拌槽內裝入了冷卻管，攪拌器主要為槳式、渦輪式，對牛頓型流體進行了實驗，應用時可參閱相關文獻。

（2）傳熱系數K的計算

傳熱系數K又稱總傳熱系數，是評價攪拌反應器的重要技術指標。它對攪拌反應器的生產能力、產品質量、產品成本、動力消耗都有很大影響。

對于間壁兩邊都是變溫的冷、熱兩流體間的實際傳熱過程，熱流體的溫度為T，冷流體的溫度為t，間壁厚度為δ₂，間壁材料的熱導率為λ₂。在間壁兩邊生有垢層，其厚度各為δ₁及δ₃，熱導率為λ₁及λ₃。傳熱過程由熱流體對壁面的對流傳熱、在垢層和金屬壁間的熱傳導和壁面對冷流體的對流傳熱組成。

對于定態傳熱，選用傳熱面積的平均值S_m，并應用熱阻串聯原理，可得

　　 （2-24） 　　

　　 （2-25） 　　

式中，Q為傳熱速率，W；（T-t）_m為平均溫度差，℃。

在通常情況下，金屬熱導率比垢層熱導率大得多，所以一般可忽略不計。

為了方便，暫不考慮垢層對傳熱的影響，總的熱阻必來自料液與容器壁間的熱阻1/α₁和夾套內傳熱介質與容器壁間的熱阻1/α₂。工程上采取各種有效措施提高α₁和α₂，以強化傳熱。

為了強化α₁，常采用加設擋板或設置立式蛇管，有時也采用小攪拌器高轉速。對于高黏度流體或非牛頓型流體，往往1/α₁比其他熱阻要大得多，故實際上總的熱阻由此層熱阻控制。為了提高α₁值，采用近壁或刮壁式攪拌器。對高黏度的擬塑性物料，采用刮壁攪拌器可提高K值4～5倍。

為了提高α₂值常采用下列幾種方法。

①夾套中加螺旋導流板，可以增加冷卻水流速。螺旋導流板一般焊在容器壁上，與夾套壁有0～3mm的間隙。

②加擾流噴嘴。在夾套的不同高度按等距安裝噴嘴。冷卻水主要仍從夾套底部進水口進入夾套，在噴嘴中注入一定數量的冷卻水，使冷卻水主流呈湍流狀態，可以大幅度提高α₂。

③夾套多點切向進水。在夾套的不同高度切向進水，可提高α₂值，其作用同擾流噴嘴相似。

當夾套內的介質為飽和水蒸氣或過熱度不大的過熱蒸汽加熱時，由于水蒸氣的相變使α₂高達10000以上，在此情況下總阻力集中在攪拌槽一側。

攪拌器的總傳熱系數K值可通過式（2-25）求出。其經驗值列于表2-9，供設計時參考。

以上介紹的是液-液系統，如在鼓泡攪拌器中，傳熱問題可與不通氣時一樣處理。關于加熱時間的計算及高黏度液體的傳熱，可參閱有關資料或專著。

2.2.4　攪拌器主要附件

為了達到混合所需的流動狀態，在某些情況下攪拌槽內需要安裝攪拌附件，常用的攪拌附件有擋板和導流筒。

2.2.4.1　擋板

加裝擋板可消除攪拌釜內液體的打旋現象，抑制釜內液體的快速圓周運動，迫使被攪拌的液體上下翻騰，強化湍動。加裝擋板有兩種形式——壁擋板和底擋板。壁擋板（見圖2-6）是在槽壁上均勻地安裝若干縱向擋板，以創造全擋板條件。在固體懸浮操作時，還可在槽底上安裝橫向擋板——底擋板（見圖2-7），以促進固體的懸浮。

縱向擋板主要是將切向流動轉化為軸向流動和徑向流動，對于槽內流體的主體對流擴散、軸向流動和徑向流動都是有效的，同時增大被攪拌流體的湍動程度，從而改善攪拌效果。實驗證明：縱向擋板的寬度W、數量n_b以及安裝方式等都將影響流體的流動狀態，也必將影響攪拌功率。當縱向擋板的條件符合

　　 （2-26） 　　

此時攪拌器的功率最大，這種擋板條件叫做全擋板條件。縱向擋板的寬度W一般取為：W=（1/12～1/10）D，對于高黏度流體，可減小到（1/20）D。縱向擋板的數量n_b取決于攪拌槽直徑的大小。對于小直徑的攪拌槽，一般安裝2～4塊擋板，對于大直徑的攪拌槽，一般安裝4～8塊，以4塊或6塊居多，若繼續增加擋板的數目并不會明顯增加攪拌器的功率，此時已接近于全擋板條件。

攪拌槽內設置的其他能阻礙水平回轉流動的附件，也能起到擋板的作用，如攪拌槽中的傳熱盤管可以部分甚至全部代替擋板，裝有垂直換熱管后，一般可不再設置擋板。

2.2.4.2　導流筒

在需要控制流體的流動方向和速度以確定某一特定流型時，可在攪拌槽中安裝導流筒（見圖2-8）。導流筒主要用于推進式、螺桿式及渦輪式攪拌器。推進式或螺桿式攪拌器的導流筒是安裝在攪拌器的外面，而渦輪式攪拌器的導流筒則安裝在葉輪的上方。導流筒的作用是：一方面它提高了對筒內流體的攪拌程度，加強了攪拌器對流體的直接機械剪切作用，同時又確立了充分循環的流型，使攪拌槽內所有的物料均可通過導流筒內的強烈混合區，提高混合效率。另外，導流筒還限定了循環路徑，減少短路的機會。導流筒的尺寸需要根據具體生產過程的要求決定。一般情況下，導流筒需將攪拌槽截面分成面積相等的兩部分，即導流筒的直徑約為攪拌槽直徑的70％。

導流筒置于攪拌槽內，是上下開口的圓筒，在攪拌混合中起導流作用。通常導流筒的上端都低于靜液面，且在筒身上開有槽或孔，當生產中液面降落時流體仍可從槽或孔進入。推進式攪拌槳可位于導流筒內或略低于導流筒的下端［見圖2-8（a）和（b）］；渦輪式或槳式攪拌槳常置于導流筒的下端［見圖2-8（c）］。當攪拌槳置于導流筒之下，且筒直徑又較大時，筒的下端直徑應縮小，使下部開口小于攪拌槳直徑。