通風發(fā)酵設備概述

第十章通風發(fā)酵設備四十年月中期,青霉素的工業(yè)化生產,或深層通風培育技術的消滅,標志近代通風發(fā)酵工業(yè)的開頭。在深層通風培育技術中,發(fā)酵罐是關鍵設備。在發(fā)酵罐中,微生物在適當的環(huán)境中進行生長、新陳代謝和形成發(fā)酵產物。第一節(jié)通風發(fā)酵罐及結構通風發(fā)酵罐又稱好氣性發(fā)酵罐,如谷氨酸、檸檬酸、酶制劑、抗生素、酵母等發(fā)酵用的發(fā)酵罐。好氣性發(fā)酵需要將空氣不斷通入發(fā)酵液中,以供微生物所消耗的氧。常用通風發(fā)酵罐有以下幾種類型:（1)機械攪拌發(fā)酵罐（2)氣升式發(fā)酵罐（3）自吸式發(fā)酵罐（4）伍式發(fā)酵罐(5)文氏管發(fā)酵罐一、機械攪拌通風發(fā)酵罐機械攪拌通風發(fā)酵罐是發(fā)酵工廠最常用類型。它是利用機械攪拌器的作用,使空氣和發(fā)酵液充分混合，促使氧在發(fā)酵液中溶解,以保證供應微生物生長繁殖、發(fā)酵所需要的氧氣。1，機械攪拌通風發(fā)酵罐的基本要求一共性能優(yōu)良的機械攪拌通風發(fā)酵罐必需滿足以下基本要求：（1)發(fā)酵罐應具有適宜的徑高比;發(fā)酵罐的高度與直徑之比一般為1.７~４倍左右,罐身越長，氧的利用率較高（２）發(fā)酵罐能承受肯定壓力;(３）發(fā)酵罐的攪拌通風裝置能使氣液充分混合，保證發(fā)酵液必需的溶解氧；(4)發(fā)酵罐應具有足夠的冷卻面積;（5)發(fā)酵罐內應盡量削減死角，避開藏垢積污,滅菌能徹底，避開染菌；(6）攪拌器的軸封應嚴密,盡量削減泄漏。2，機械攪拌發(fā)酵罐的結構機械攪拌通風發(fā)酵罐是一種密封式受壓設備，其主要部件包括:罐身、軸封、消泡器、攪拌器、聯軸器、中間軸承、擋板、空氣分布管、換熱裝置和人孔以及管路等(1)罐體發(fā)酵罐的罐體由圓柱體及橢圓形或碟形封頭焊接而成,小型發(fā)酵罐罐頂和罐身接受法蘭連接,材料一般為不銹鋼。為了便于清洗,小型發(fā)酵罐頂設有清洗用的手孔。中大型發(fā)酵罐則裝沒有快開入孔及清洗用的快開手孔。罐頂還裝有視鏡及燈鏡。在發(fā)酵罐的罐頂上的接管有：進料管、補料管、排氣管、接種管和壓力表接管。在罐身上的接管有冷卻水進出管、進空氣管、取樣管、溫度計管和測控儀表接口。圖１０－1攪拌通風發(fā)酵罐的結構示意圖(2)罐體的尺寸比例罐體各部分的尺寸有肯定的比例,罐的高度與直徑之比一般為1.７~4左右。發(fā)酵罐通常裝有兩組攪拌器，兩組攪拌器的間距S約為攪拌器直徑的三倍。對于大型發(fā)酵罐以及液體深度ＨＬ較高的，可安裝三組或三組以上的攪拌器。最下面一組攪拌器通常與風管出口較接近為好,與罐底的距離Ｃ一般等于攪拌器直徑Dｉ,但也不宜小于0．8Ｄi,否則會影響液體的循環(huán)。最常用的發(fā)酵罐各部分的比例尺寸如圖１0－2。圖1０-2常用的發(fā)酵罐各部分的比例尺寸（3)攪拌器攪拌器的作用是打碎氣泡,使空氣與溶液均勻接觸,使氧溶解于發(fā)酵液中。攪拌器有軸向式(槳葉式、螺旋槳式)和徑向式(渦輪式)兩種。軸向式攪拌器:槳葉式、螺旋槳式徑向式（渦輪式)攪拌器(Ｄisctuｒbinｅ)：平直葉、彎葉、箭葉圖10-3徑向式(渦輪式）攪拌器的結構示意圖(4)擋板擋板的作用是轉變液流的方向，由徑向流改為軸向流,促使液體猛烈翻動，增加溶解氧。通常,擋板寬度?。?．1~0.２)D,裝設６~4塊即可滿足全擋板條件。全擋板條件：是指在肯定轉數下再增加罐內附件而軸功率仍保持不變。要達到全擋板條件必需滿足下式要求:(5)消泡器消泡器的作用是將泡沫打破。消泡器常用的形式有鋸齒式、梳狀式及孔板式。孔板式的孔徑約10～20毫米。消泡器的長度約為罐徑的０.6５倍。（6）聯軸器大型發(fā)酵罐攪拌軸較長，常分為二至三段,用聯軸器使上下攪拌軸成堅固的剛性聯接。常用的聯軸器有鼓形及夾殼形兩種。小型的發(fā)酵罐可接受法蘭將攪拌軸連接,軸的連接應垂直,中心線對正。（７)軸承為了削減震驚，中型發(fā)酵罐—般在罐內裝有底軸承,而大型發(fā)酵罐裝有中間軸承,底軸承和中間軸承的水平位置應能適當調整。罐內軸承不能加潤滑油，應接受液體潤滑的塑料軸瓦(如聚四氟乙烯等),軸瓦與軸之間的間隙常取軸徑的0.４～０.7%。為了防止軸頸磨損,可以在與軸承接觸處的軸上增加一個軸套。(８）變速裝置試驗罐接受無級變速裝置。發(fā)酵罐常用的變速裝置有三角皮帶傳動，圓柱或螺旋圓錐齒輪減速裝置,其中以三角皮帶變速傳動較為簡便。（9）軸封軸封的作用是使罐頂或罐底與軸之間的縫隙加以密封,防止泄漏和污染雜菌。常用的軸封有填料函和端面軸封兩種。①填料函式軸封是由填料箱體,填料底襯套,填料壓蓋和壓緊螺栓等零件構成,使旋轉軸達到密封的效果。填料函式軸封的優(yōu)點是結構簡潔。主要缺點是:死角多，很難徹底滅菌，簡潔滲漏及染菌;軸的磨損狀況較嚴峻;填料壓緊后摩擦功率消耗大;壽命短，經常修理，耗工時多。圖1０-４填料函式軸封的結構示意圖②端面式軸封又稱機械軸封。密封作用是靠彈性元件（彈簧、波紋管等)的壓力使垂直于軸線的動環(huán)和靜環(huán)光滑表面緊密地相互貼合,并作相對轉動而達到密封。圖1０－5端面式軸封的結構示意圖端面式軸封的優(yōu)點:清潔；密封牢靠;無死角,可以防止雜菌污染；使用壽命長;摩擦功率耗損小;軸或軸套不受磨損；它對軸的精度和光滑度沒有填料密封要求那么嚴格,對軸的震驚敏感性小。端面式軸封的缺點:結構比填料密封簡單，裝拆不便;對動環(huán)及靜環(huán)的表面光滑度及平直度要求高。(9）發(fā)酵罐的換熱裝置①夾套式換熱裝置這種裝置多應用于容積較小的發(fā)酵罐、種子罐；夾套的高度比靜止液面高度稍高即可，無須進行冷卻面積的設計。這種裝置的優(yōu)點是：結構簡潔；加工簡潔,罐內無冷卻設備，死角少，簡潔進行清潔滅菌工作,有利于發(fā)酵。其缺點是:傳熱壁較厚,冷卻水流速低，發(fā)酵時降溫效果差,②豎式蛇管換熱裝置這種裝置是豎式的蛇管分組安裝于發(fā)酵罐內，有四組、六組或八組不等,依據管的直徑大小而定,容積５米3以上的發(fā)酵罐多用這種換熱裝置。這種裝置的優(yōu)點是:冷卻水在管內的流速大;傳熱系數高。這種冷卻裝置適用于冷卻用水溫度較低的地區(qū),水的用量較少。但是氣溫高的地區(qū),冷卻用水溫度較高,則發(fā)酵時降溫困難,發(fā)酵溫度經常超過４0￠aC，影響發(fā)酵產率,因此應接受冷凍鹽水或冷凍水冷卻，這樣就增加了設備投資及生產成本。此外,彎曲位置比較簡潔蝕穿。③豎式列管(排管)換熱裝置這種裝置是以列管形式分組對稱裝于發(fā)酵罐內。其優(yōu)點是：加工便利,適用于氣溫較高,水源充分的地區(qū)。這種裝置的缺點是:傳熱系數較蛇管低,用水量較大。二、氣升式發(fā)酵罐機械攪拌通風發(fā)酵罐其通風原理是罐內通風,靠機械攪拌作用使氣泡分割細碎,與培育基充分混合，親密接觸,以提高氧的吸取系數；設備構造比較簡單,動能消耗較太。接受氣升式發(fā)酵罐可以克服上述的缺點。1,氣升式發(fā)酵罐的特點(1）結構簡潔，冷卻面積?。唬?)無攪拌傳動設備，節(jié)省動力約5０%，節(jié)省鋼材;(3）操作時無噪音;(4)料液裝料系數達8０~90%,而不須加消泡劑;（5）修理、操作及清洗簡便,削減雜菌感染。但氣升式發(fā)酵罐還不能代替好氣量較小的發(fā)酵罐，對于粘度較大的發(fā)酵液溶氧系數較低。2,氣升式發(fā)酵罐的結構及原理分為內循環(huán)和外循環(huán)兩種。其主要結構包括：罐體、上升管、空氣噴嘴。其結構如下圖所示。圖1０－6氣升式發(fā)酵罐的結構示意圖3,氣升式發(fā)酵罐的性能指標氣升式發(fā)酵罐是否符合工藝要求及經濟指標,應從下面幾方面進行考慮。(1）循環(huán)周期時間必需符合菌種發(fā)酵的需要。（２)選用適當直徑的噴嘴。具有適當直徑的噴嘴才能保證氣泡分割細碎，與發(fā)酵液均勻接觸，增加溶氧系數。三、自吸式發(fā)酵罐自吸式發(fā)酵罐是一種不需要空氣壓縮機，而在攪拌過程中自動吸入空氣的發(fā)酵罐。這種設備的耗電量小,能保證發(fā)酵所需的空氣,并能使氣液分別細小，均勻地接觸，吸入空氣中70~80%的氧被利用。接受了不同型式、容積的自吸式發(fā)酵罐生產葡萄糖酸鈣、力復雷素、維生素Ｃ、酵母、蛋白酶等,都取得了良好的成果。1，自吸式發(fā)酵罐的結構自吸式發(fā)酵罐的主體結構包括：(1)罐體；(2)自吸攪拌器及導輪;(3）軸封;(4)換熱裝置；（５)消泡器。圖10-７自吸式發(fā)酵罐的結構示意圖2,自吸式發(fā)酵罐的充氣原理自吸式發(fā)酵罐的主要的構件是自吸攪拌器及導輪,簡稱為轉子及定子。轉子由箱底向上升入的主軸帶動,當轉子轉動時空氣則由導氣管吸入。轉子的形式有九葉輪、六葉輪、三葉輪、十字形葉輪等，葉輪均為空心形。圖１０-8自吸式發(fā)酵罐的導輪的結構示意圖及充氣原理３，自吸式發(fā)酵罐的類型依據通氣的型式不同,自吸式發(fā)酵罐可分為三個類型:(1)回轉翼片式自吸式發(fā)酵罐；(2）具有轉子及定子的自吸式發(fā)酵罐;（3)噴射式自吸式發(fā)酵罐。前兩者自吸式發(fā)酵罐結構簡潔,制作簡潔,比較廣泛接受。其傳動裝置有裝在罐底及罐頂兩種，如裝在罐底,則端面密封裝置的加工和安裝要求特殊精密,否則簡潔漏液染菌。第三種噴射式自吸式發(fā)酵罐,電耗少,但是泵的構造簡單。4，自吸式發(fā)酵罐的優(yōu)點:（1)節(jié)省空氣凈化系統(tǒng)中的空氣壓縮機、冷卻器、油水分別器、空氣貯聰、總過濾器等設備,削減廠房占地面積。(2）削減工廠發(fā)酵設備投資約30%左右,例如應用自吸式發(fā)酵罐生產酵母,容積酵母的產量可高達30~50克。(3)設備便于自動化、連續(xù)化，降低勞動強度,削減勞動力。(4）酵母發(fā)酵周期短,發(fā)酵液中酵母濃度高，分別酵母后的廢液量少。（５)設備結構簡潔,溶氧效果高，操作便利。四、伍式發(fā)酵罐1,結構伍式發(fā)酵罐的主要部件是套筒、攪拌器。圖10-９伍式發(fā)酵罐的結構示意圖2，通氣原理攪拌時液體沿著套筒外向上升至液面,然后由套筒內返回罐底,攪拌器是用六根彎曲的空氣管子焊于圓盤上,兼作空氣安排器。空氣由空心軸導入經過攪拌器的空心管吹出,與被攪拌器甩出的液體相混合，發(fā)酵液在套筒外側上升,由套筒內部下降，形成循環(huán)。設備的缺點是結構簡單,清洗套筒較困難，消耗功率較高。五、文氏管發(fā)酵罐其原理是用泵將發(fā)酵液壓入文氏管中,由于文氏管的收縮段中液體的流速增加，形成真空將空氣吸入,并使氣泡分散與液體混合，增加發(fā)酵液中的溶解氧。這種設備的優(yōu)點是：吸氧的效率高,氣、液、固三相均勻混合,設備簡潔,無須空氣壓縮機及攪拌器,動力消耗省。這種設備的缺點是氣體吸入量與液體循環(huán)量之比較低，對于好氧量較大的微生物發(fā)酵不適宜。圖１0－１0文氏管發(fā)酵罐的結構示意圖其次節(jié)通氣與攪拌一、攪拌器的型式及流型1，型式發(fā)酵罐中的機械攪拌器大致可分為軸向和徑向推動兩種型式。前者如螺旋槳式,后者如渦輪式。(１）螺旋槳式攪拌器螺旋槳式攪拌器在罐內將液體向下或向上推動（相應于圖中的順時針或逆時針旋轉方向)。形成軸向的螺旋流淌,混合效果較好，但造成的剪率較低,對氣泡的分散效果不好。一般用在藉壓差循環(huán)的發(fā)酵罐中，以提高其循環(huán)速度。常用的螺旋槳葉數Ｚ=3,螺距等于攪拌器直徑,最大葉端線速度不超過2５米/秒。圖１０-１１螺旋槳式攪拌器結構示意圖(2）圓盤平直葉渦輪攪拌器圓盤平直葉渦輪與沒有圓盤的平直葉渦輪,其攪拌特性差別甚微。但在發(fā)酵罐中無菌空氣由單開口管通至攪拌器下方，大的氣泡受到圓盤的阻擋,避開從軸部的葉片空隙上升，保證了氣泡的更好的分散。圓盤平直葉渦輪攪拌器具有很大的循環(huán)輸送量和功率輸出,適用于各種流體,包括粘性流體、非牛頓流體的攪拌混合。圖１0-1２圓盤平直葉渦輪攪拌器結構圖(3)圓盤彎葉渦輪攪拌器圓盤彎葉渦輪攪拌器的攪拌流型與平直葉渦輪的相像,但前者造成的液體徑向流淌較為猛烈，因此在相同的攪拌轉速時,前者的混合效果較好。但由于前者的流線葉型,在相同的攪拌轉速時,輸出的功率較后者的為小。因此,在混合要求特殊高,而溶氧速率相對要求略低時,可選用圓盤彎葉渦輪。圖１０－13圓盤彎葉渦輪攪拌器的結構圖(４)圓盤箭葉渦輪攪拌器圖１0-1４圓盤箭葉渦輪攪拌器結構圖其攪拌流型與上述兩種渦輪相近,但它的軸向流淌較猛烈，但在同樣轉速下,它造成的剪率低，輸出功率也較低。2,流型攪拌器在發(fā)酵罐中造成的流型,對氣固液相的混合效果及氧氣的溶解、熱量的傳遞具有親密關系。攪拌器造成的流體流淌型式不僅打算于攪拌器本身,還受罐內的附件及其安裝位置的影響。(1）罐中心裝垂直螺旋槳攪拌器的攪拌流型罐中心垂直安裝的螺旋槳,在無擋板的狀況下,在軸中心形成凹陷的旋渦。如在同一罐內安裝４～6塊擋板，液體的螺旋狀流受擋板折流,被迫向軸心方向流淌,使旋渦消逝，圖10-15罐中心裝垂直螺旋攪拌器的攪拌流型（2）渦輪式攪拌器的流型上述三種渦輪攪拌器的攪拌流型基本上相同,各在渦輪平面的上下兩側形成向上和向下的兩個翻騰。如不滿足全擋板條件,軸中心位置也有凹陷的旋渦。適當的支配冷卻排管，也可基本消退軸中心凹陷的旋渦。圖1０－16擋板渦輪攪拌槳的流型(３)裝有套筒時的攪拌器攪拌流型在罐內與垂直的攪拌器同中心安裝套簡，一可以大大加強循環(huán)輸送效果,并能將液面的泡沫從套簡的上部入口，抽吸到液體之中,具有自消泡力量。伍氏發(fā)酵罐就是具有這種中心套筒的機械攪拌罐。圖１0-１7裝有中心套筒的攪拌器流型二、攪拌器軸功率的計算攪拌器輸入攪拌液體的功率：是指攪拌器以既定的速度旋轉時,用以克服介質的阻力所需的功率,簡稱軸功率。它不包括機械傳動的摩擦所消耗的功率，因此它不是電動機的軸功率或耗用功率。發(fā)酵罐液體中的溶氧速率以及氣液固相的混合強度與單位體積液體中輸入的攪拌功率有很大關系。1,單只渦輪在不通氣條件下輸入攪拌液體的功率的計算(1)功率準數一個具體的攪拌器所輸入攪拌液體的功率取決于下列因素:①葉輪和罐的相對尺寸;②攪拌器的轉速；③流體的性質;④擋板的尺寸和數目。通過因次分析,得:式中Ｐ0：不通氣時攪拌器輸入液體的功率(瓦）ρ:液體的密度(公斤/米3)μ：液體的粘度(牛.秒/米2)D：渦輪直徑(米）N:渦輪轉數（轉／秒)Ｋ,m：打算于攪拌器的型式,擋板的尺寸及流體的流態(tài)是一個無因次數,可定義為功率準數NP。該準數表征著機械攪拌所施與單位體積被攪拌液體的外力與單位體積被攪拌液體的慣性之比。式中ω:渦輪線速度a:加速度V:液體體積m:液體質量(2)攪拌功率準數NP的求解攪拌功率準數NP是攪拌雷諾數RｅＭ的函數。在一系列幾何相像的試驗設備里,用不同型式的攪拌器，漸漸變化ＲeＭ,算出相應的ＮP,在雙對數座標紙上標繪，得到NP~ReM曲線簇，如圖所示。圖10－18NＰ~ReＭ曲線試驗攪拌器的型式及罐體比例尺寸,如ＲｅM>１０4,達到充分湍流之后,ReM增加，攪拌功率P０雖然將隨之增大，但NＰ保持不變,即施加于單位體積液體的外力與其慣性力之比為常數,此時對圓盤六平直葉渦輪ＮＰ≈６對圓盤六彎葉渦輪ＮP≈4.7對圓盤六箭葉渦輪NP≈３．7(3)單只渦輪在不通氣條件下輸入攪拌液體的功率P0=NPD5N3ρ(１0-4)２,多只渦輪在不通氣條件下輸入攪拌液體的功率計算使用多個渦輪時,兩者間的距離S,對非牛頓型流體可取為２D,對牛頓型流體可取2．５~３．０Ｄ;靜液面至上渦輪的距離可?。?５~2D,下渦輪至罐底的距離C可?。埃?～１.0Ｄ。S過小，不能輸出最大的功率;S過大,則中間區(qū)域攪拌效果不好。符合上述條件的發(fā)酵罐,用閱歷公式計算或實測結果都表明,多個渦輪輸出的功率近似等于單個渦輪的功率乘以渦輪的個數。3,通氣液體機械攪拌功率的計算同一攪拌器在相等的轉速下輸入于通氣液體的攪拌功率比不通氣液體的低。這可以解釋為：通氣使液體的重度降低。功率的降低,不僅與液體平均重度的降低有關,而且主要取決于渦輪四周氣液接觸的狀況。邁凱爾用六平葉渦輪將空氣分散于液體中，測量其輸出功率,在雙對數坐標上將Pg標繪成渦輪直徑Ｄ,轉速,空氣流量Ｑ和Ｐ０的函數，得出以下關系式：福田秀雄在10０升至42０00升的系列設備里，對邁凱爾關系式進行了校正,得將多組試驗數據分別標出，與實測的對應的Ｐg在雙對數坐標上標繪。圖10-19圖中的直線斜率為０.39，截距為２.４×１0-3由此得出邁凱爾的修正關系式４，計算舉例某細菌醪發(fā)酵罐罐直徑T＝1.8（米)圓盤六彎葉渦輪直徑D=0．６０米,一只渦輪罐內裝四塊標準擋板攪拌器轉速N＝168轉／分通氣量Q=1.42米3/分(已換算為罐內狀態(tài)的流量)罐壓P=１.5確定大氣壓醪液粘度ì=１.９６×１０-３?！っ?米2醪液密度?＝1020公斤/米3要求計算Pｇ(1）計算ReＭＲeM＝5.２5×104(2)由ＮP~ReＭ查NP,NP=4．７(3)計算P0P0＝NPD5N3ρ＝８.0７(千瓦)（4)計算Ｐg3，非牛頓流體特性對攪拌功率計算的影響常見的某些發(fā)酵液具有明顯的非牛頓流體特性。這一特性對發(fā)酵過程的影響極大,對攪拌功率的計算也帶來麻煩。牛頓型流體:用水解糖液、糖蜜等原料做培育液的細菌醪、酵母醪；直接用淀粉、豆餅粉配料的低濃度細菌醪或酵母醪接近于牛頓型流體。非牛頓型流體：霉菌醪、放線菌醪。非牛頓型流體攪拌軸功率的計算與牛頓型流體攪拌軸功率的計算方法一樣，但這類液體的粘度是隨攪拌速度而變化的,因而必需先知道粘度與攪拌速度的關系，然后才能計算不同攪拌速度下的ReM,再后才能依據試驗繪出其NP~ＲeM曲線。依據米茲納大量試驗數據的證明，牛頓型流體與非牛頓型液體的NP~RｅＭ曲線的差別僅存在于ＲeＭ=10~３00區(qū)間之內。假如為了近似的計算,不要求較高的精確度,那么的非牛頓型液體的ＮP～RｅＭ曲線也可以不要實際標繪?？梢杂门ｎD型流體的NＰ～ＲeM曲線代替非牛頓型液體的NP~ReＭ曲線。第三節(jié)氧的傳遞(OxｙｇeｎTｒansfeｒ)Iｎtｈｉssｅctionｗewilllｏoｋmｏｒｅdｅeplyinｔofactorsthaｔaffectoxygentraｎsferaｎｄhｏwｆｅrmentatioｎsyｓtｅmｓcanbeｄesｉgnedtoｍａｘiｍｉzeｄｉｓsolｖeｄoxｙgｅnｃonｃｅntraｔioｎinｂｉorｅactorｓ.Thesuppｌｙｏfoxｙgｅnisofｔenｔｈerａｔeliｍiｔinｇｓtepinａnaeroｂicfeｒmentatｉonandsatｉｓfyinｇoｘygｅｎdemａndscａnofteｎcoｎstｉtuｔeａｌargeproｐortiｏnoｆthｅopeｒａｔingaｎｄcａpｉtalofaｉnduｓtｒialsｃalefｅrmｅｎtatｉonsystｅm．一、ＩntrodｕctionSｕppｌyｉngｏｘygentoaｅｒobicｃeｌlshａｓalwａyｓｒepresenｔedasignｉfiｃantchallenｇetｏferｍeｎtaｔiｏntｅｃhnologisｔs.Theprｏｂlemderｉvｅsfromthｅｆactthatoxygenisｐｏｏrlｙsｏｌublｅｉnwateｒ.ThｅsｏlｕbiｌiｔyofSucroｓeis６０0ｇ.l-1．oxygｅnａt(yī)4℃ｉnpｕreｗaterisoｎｌｙ8mｇ.l-1.Sａｔiｓfyinｇｏxygendemａnｄsｃanoftencｏnstituｔeaｌarｇeｐroｐorｔiｏnｏｆthｅｏpeｒaｔingandcａpｉtａlofaindｕstrｉalｓcalｅfeｒｍenｔａt(yī)ｉoｎｓystem．二、Tｈeoｘｙgentｒａnsｆerｐroｃeｓs1,TheoｘygentranｓferｐｒｏcessIfｏnlyｓｕspｅnｄeｄｃellｓarｅiｎvｏlvedandiftｈeleｖeｌofmｉxiｎｇinｔheｂｕｌkｌｉqｕidisｓuｆfiｃｉeｎtlｙhigｈ，ｔheｎtheｒatelimｉｔiｎgｓteｐintｈｅｏｘygｅntｒａnｓferｐｒocｅssistｈｅmoveｍentoftｈｅｏxygｅnmoｌｅcuｌeｓｔhroughtheｂubblebｏundarylａｙer.圖１0－2０氧的傳遞過程（1)Diffusiｏｎthｒoughｔhebubbletｏthegaｓ-ｌｉquｉｄｉntｅrfacｅ圖10-２1Ｄiｆfｕsｉoｎthroughthｅbｕｂbletoｔhｅgas－liquidｉｎterfaceTｈｉsinfacｔｉsnoｔａstepａt(yī)ａll.Gａｓmoleculesmovesoquiｃklytｈattheyaｒeevenlｙｄｉstributedtｈｒｏugｈouｔｔheｂｕbblｅ.（2)Ｄｉffｕsｉonacrosｓtｈegaｓ－liｑuidinｔeｒfａce圖10-22Diffｕsionaｃｒossthegas－ｌiqｕidｉntｅrｆaｃeThissｔｅpwｉｌｌalsoｂeｖerｙｒaｐidｉftheconcｅｎtrａt(yī)ionｏfoｘygｅninｔhｅbubbｌehiｇh.OnｔｈeoｔherhaｎｄｉｆthｅbuｂbleisricｈinCO2andthｅｃontａiｎsalｏwconcentraｔiｏnofｏｘｙｇｅn,ｔheｎtｈｅrａt(yī)eofoxyｇｅntｒanｓfｅｒoutｏfthebubblｅwiｌlｂesloｗorｅvenzeｒo.（3）DｉｆfｕｓｉonthrougｈthｅbubbleboｕｎdaｒｙlaｙerＴｈemｏvementofsoｌutesｔｈroughtheboｕｎｄarｙlａｙｅrｉssｌoｗbecaｕsｅsｏluteｓmuｓtmovｅｔhrｏｕghｔheliquiｄｂydifｆuｓiｏn．圖１0－２3ＤiffusioｎthroｕｇhthｅｂubbleboundaｒyｌayｅrManyfａctorｓwillafｆectｔheraｔeｏfｄiｆfuｓionofoxｙｇenｔhｒｏｕｇhｔhebｏunｄarylａyer,ｉnｃlｕdｉngtｈe:tempeｒatｕre，cｏnceｎtraｔiｏｎofoxｙgeｎintｈeｂｕlkｌｉｑｕid,satuｒaｔiｏncｏncentrａt(yī)ionｏfoｘｙgenintｈeliqｕid,cｏnｃentｒａt(yī)ionｏｆoｘygeniｎｔhebｕbble,sizｅｏｆthemoｌecｕle,viscｏsityoｆｔhｅmedium.(４)Ｍoveｍｅntthrｏuｇhtheｂulkｌiquidbyfoｒｃｅｄconｖecｔｉonaｎddiffusiｏｎ圖10-25MｏvementｔhrougｈtｈebulkｌiｑuidbyfoｒｃedconvectionaｎｄdiｆｆuｓioｎTherateoｆｍｏｖemｅｎtofanｏxｙgeｎｍｏlecｕlethrｏughtｈｅｂｕｌkliquiｄisｄepｅnｄentoｎ:ｔhｅｄｅgreeｏfmixｉng（rｅlａt(yī)ivetothｅvｏlumeoftｈereａｃｔor),viscｏsitｙoftheｍｅdium（5)Movｅmentthｒoｕghthｅｆｌoc圖１０－2６MovemｅntthrougｈtheｆlｏcＴｈeｆｏlｌowinｇsｔｅps，compｌeｔethｅｊｏｕrneyoftｈｅoｘygenｍoｌeculｅ:Ｓtep5-moｖｅmｅntthroughtｈｅbouｎdaｒylayeｒsurｒｏuｎdｉｎgtheｍiｃroｂｉａlslime.Step6－entｒyｉntoｔheslimeSｔeｐ７-moｖementtｈｒouｇhthesｌiｍeSｔｅｐ8-mｏｖementacｒｏssｔhecelｌｍｅmbranｅStep９－reａctionＳtｅpｓ5and７aresｌowpｒｏcesseｓ.2,ＴheoxyｇeｎｔｒansferｍｏｄｅlWｈenbｕlkmixｉnglｅｖｅｌsａrｅｈigｈａndsuspｅndedcellｃulｔuｒｅsarｅinｖolｖed，theratｅliｍitingstｅpinabovｅpｒocesｓwillｇeneraｌlyｂethｅdiｆｆusionoｆｏxｙgentｈｒouｇｈtｈeｂｕbbｌebｏunｄarylayｅｒ(Sｔep３）．Theｒeforｅ,itiｓｐｏssibｌetouｓｅthｅinterphasｅoｘｙｇｅnｔransfereqｕatｉｏntｏdesｃribetheoｘyｇenｔｒansferrａｔe(ＯTR)：3，Ｏxｙｇentransfｅrｃoeｆfｉciｅnt(kＬ)andiｎteｒfacialaｒｅa（ａ)Becauseitnoｔｐossiblｅtｏaccuratelｙmeasurｅthetｏtaliｎterfaciａlareaoftheｇａｓｂｕｂblｅs(a),ｋLandaarｅcoｍbｉｎediｎtoｓiｎgleteｒｍ,ｒeｆeｒｒeｄtｏKLａ．ThｅＫLarepｒesｅｎｔsthｅoxygentｒansferrateｐerunｉtvｏlｕme.4，TｈeｂalancｅｂｅｔｗeeｎＯXYGENDＥMAＮDanｄSUPPLYUptaｋｅrate：γ=Qo2Ｘ(1０-9）Supplyrate:WｈenOTＲ＝γ，ＫＬa=Ｑo2X／（C*-CL)WｈeｎＯTＲ>γ,ＣL↑WｈenOＴR<?,cL↓Ifγｉｓaｃonstaｎｔ,KLａ↑,CL↑三、影響氧傳遞速率的主要因素依據氧傳遞速率方程ＯTR=KLａ（Ｃ*-ＣL)(1０-１０)凡是影響氧傳遞推動力（C*－CL）、氣液比表面積a和氧傳遞常數的因素都會影響氧傳遞速率。1,溶液的性質對氧溶解度的影響氧是一種難溶氣體,在2５℃和1.01×lO5Ｐａ時，純水中氧的溶解度是1.26moｌ／m3,由于空氣中氧的體積分數是0.21,因此與空氣平衡的水相中氧濃度為0．26５mol/m３。氧在水中的溶解度隨溫度的上升而降低（表５-1)，在1.01×１０５Pa和溫度在４～33℃的范圍內,與空氣平衡的純水中，氧的濃度也可由以下閱歷式來計算：表１0-1純氧在不同溫度水中的溶解度(１.０1×lO5Pa)溫度（℃）溶解度(moｌ/m３)溫度(℃)溶解度（ｍｏｌ／m３）01015202.1８1.701.5４1.３825303５40１．261.１61.０91.0３（１0-１1)式中:與空氣平衡的水中氧濃度(moｌ/m3)t:溫度(℃)氧在酸溶液中的溶解度和酸的種類及濃度有關,見表5-2所示。表１0－2２5℃和1.01×lO5Pａ下純氧在不同酸溶液中的溶解度溶液濃度（kmoｌ/ｍ３）溶解度（mｏl/ｍ３)鹽酸硫酸0.00.501.０1.51.2６１．２11.161．１21．2６１.211．121.０２在電解質溶液中，由于發(fā)生鹽析作用,使氧的溶解度降低。氧在電解質溶液中可由Sｅｃheｎov公式計算：（10-12）式中:氧在電解質溶液中的溶解度mol/m3；:電解質溶液的濃度（kmｏl/m3);K：Sｅchenov常數。該常數隨氣體種類、電解質種類和溫度的變化而變化。圖１0－27示出了氧在幾種鹽溶液中的溶解度與鹽濃度的關系。假如是幾種電解質的混合溶液，此時氧的溶解度則可依據溶液的離子強度計算:(1０-13)式中ｈi：第Ｉ種離子的常數（m3/kｍｏｌ)Ｉi:第I種離子的離子強度(ｋmol/ｍ３)在非電解質溶液中,氧的溶解度一般隨溶質濃度的增加而下降,其規(guī)律和電解質溶液相像：(10-１4）式中:：氧在在非電解質溶液中的溶解度（mｏl／ｍ3）;:非電解質或有機物濃度(kｇ/m３)。若培育基中同時含有電解質和非電解質，氧的溶解度則可用下式計算:(1０－１５）式中：氧在混合溶液中的溶解度(ｍｏl／m３）。圖１0-２７氧的溶解度與鹽濃度的關系要提高氧在溶液中的溶解度的方法有多種,其中最簡潔的方法是增加罐壓。但是要留意的是增加罐壓雖然提高了氧的分壓,從而增加了氧的溶解度，但其他氣體成分(如CＯ２)的分壓也相應增加,且由于CＯ２的溶解度比氧大得多,因此不利于液相中ＣO2的排出,而影響了細胞的生長和產物的代謝,所以增加罐壓是有肯定限度的。另一種方法是增加空氣中氧的含量,進行富氧通氣操作。即通過深冷分別法、吸附分別法及膜分別法制得富氧空氣,然后通入發(fā)酵液。目前由于這三種分別方法的成本都較高，富氧通氣還處于爭辯階段。2,氣——液比表面積對氧溶解度的影響依據氧傳遞速率方程(式10－1０），氧的傳遞速率與氣液比表面積成正比。因此凡是能影響氣液比表面積的因素均能影響氧在溶液中的溶解度。氣液比表面面積的大小取決于截留在發(fā)酵液中的氣體體積及氣泡的大小。截留在發(fā)酵液中的氣體越多,氣泡的直徑越小,那么氣泡的比表面積就越大,即氣液比表面積與氣體的截留率成正比,而與氣泡平均直徑成反比。對于帶有機械攪拌的發(fā)酵罐,氣泡的平均直徑與單位體積液體消耗的通氣攪拌功率、流體的物理性質有關。攪拌對比表面積的影響較大,由于攪拌方面可使氣泡在液體中產生簡單的運動,延長停留時間,增大氣體的截留率;另一方面攪拌的剪切作用又使氣泡粉碎,削減氣泡的直徑。而表面張力的作用則阻擋氣泡的變化和粉碎，具有使表面積下降的作用。增大通氣量可增加空氣的截留率,使比表面積增大。但通氣量增大到肯定程度，如不轉變攪拌速度，則會降低攪拌功率,甚至發(fā)生空氣“過載”現象,導致氣泡的分散形成大氣泡。3,影響氧傳遞系數的因素(1）攪拌攪拌轉速對KＬa值具有很大的影響,對于帶有機械攪拌的通風發(fā)酵罐,攪拌是以下述方式促進氧的傳遞:①攪拌能把大的空氣泡分散成細小的氣泡,防止小氣泡的分散，增加了氧與液體的接觸面積；②攪拌使發(fā)酵液作渦流運動,延長了氣泡在發(fā)酵液中的停留時間；③攪拌使菌體分散，避開結團,有利于固液傳遞中的接觸面積的增加，使推動力均一,同時也削減了菌體表面液膜的厚度,有利于氧的傳遞。④攪拌使發(fā)酵液產生湍流而降低氣/液接觸界面的液膜厚度,減小氧傳遞過程的阻力,因而增大了KLa值。帶有機械攪拌的通風發(fā)酵罐其攪拌器與氧傳遞速率常數KLa的關系可用式5－1７來表示：（10-16)式中Pｇ：通氣時攪拌器的軸功率(W);V：發(fā)酵罐中發(fā)酵液的體積(m3)；Ｖs:空氣的線速度（ｍ／ｓ);ｋ:常數從式10-16可知,KＬa幾乎與單位體積中的攪拌軸功率成正比。但這種關系取決于發(fā)酵罐的大小,Pｇ/V的指數隨發(fā)酵設備大小而變化(如下表）。表10-３Ｐｇ/V指數發(fā)酵設備規(guī)模的關系規(guī)模Pg/V的指數試驗室規(guī)模中試規(guī)模生產規(guī)模0.950.670.50(2)空氣線速度空氣線速度較小時,氧傳遞系數KLａ是隨通風量的增加而增大的，當增加通風量時,空氣的線速度也就相應地增大,從而增加了溶氧，氧傳遞系數KLａ相應地也增大?？諝饩€速度增大到肯定程度，如不轉變攪拌速度,則會降低攪拌功率,甚至發(fā)生“過載”現象,會使攪拌槳葉不能打散空氣，氣流形成大氣泡在軸的四周逸出,使攪拌效率和溶氧速率都大大降低，使ＫＬａ降低。圖10-２8是表觀空氣速度與氧傳遞系數ＫLａ的關系。lgＶs圖10－28表觀空氣速度與氧傳遞系數ＫLa的關系(3)空氣分布管在通風發(fā)酵中，除了用攪拌將空氣分散成小氣泡外,還可用空氣分布管來分散空氣?？諝夥植脊艿男褪健娍谥睆郊肮芸谂c罐底距離的相對位置對氧溶解速率有較大的影響。當通風量較小時，噴口的直徑越小,氣泡的直徑也就越小,相應地溶氧系數也就越大。而當通風量超過肯定值后，氣泡的直徑與通風量有關,與噴口的直徑無關。（4)發(fā)酵液性質在發(fā)酵過程中,由于微生物的生命活動，分解并利用培育液中的基質,大量繁殖菌體，積累代謝產物等都引起培育液的性質的轉變,特殊是粘度、表面張力、離子濃度、密度、集中系數等，從而影響到氣泡的大小、氣泡的穩(wěn)定性，進而對氧傳遞系數K出帶來很大的影響。此外,發(fā)酵液粘度的轉變還會影響到液體的湍流性以及界面或液膜阻力,從而影響到氧傳遞系數KLａ。當發(fā)酵液濃度增大時,粘度也增大，氧傳遞系數KLa就降低。發(fā)酵液中泡沫的大量形成會使菌體與泡沫形成穩(wěn)定的乳濁液，影響到氧傳遞系數。(５）表面活性劑培育液中消泡用的油脂等具有親水端和疏水端的表面活性物質分布在氣液界面，增大了傳遞的阻力，使氧傳遞系數KLａ等發(fā)生變化,圖10-2９為表面活性劑月桂基磺酸鈉濃度對氧傳遞系數KLａ、ＫL和dB的影響。圖10-29表面活性劑濃度對氧傳遞系數ＫLa、ＫL和ｄB的影響(6)離子強度發(fā)酵液中含有多種鹽類，離子強度約為0.2~0.５mｏl/L。ＫLａ隨著離子強度的增大而增大。攪拌和通氣消耗的功率越大，則KLa隨離子強度增大的幅度越大，有時ＫLａ可高達純水中的５~6倍。在鹽溶液中,氣泡細小且難以聚合成大氣泡。而且氣體滯留量有增大的趨勢。圖1０-3０表示電解質溶液的濃度對ＫLa的影響。（7)菌體濃度很多爭辯表明，菌體的存在對氧傳遞是不利的。圖1０－3１描繪了Deｉnｄoerｆer和Gaｄen爭辯的產黃青霉菌對KLa的影響。發(fā)酵液中菌體濃度的增加,會使KLa變小。圖1０－3０溶液中電解質濃度對KＬａ的影響圖10-3１菌體濃度對ＫLａ的影響四、溶氧傳遞系數的測定方法測定發(fā)酵設備的溶氧傳遞系數KLａ值對于確定其通氣效率和確定操作變數對溶氧的影響是格外必要的。測量ＫLa的方法有亞硫酸鹽氧化法、取樣極譜法、物料衡算法、動態(tài)法、排氣法和電極法。本節(jié)將論述有關KLa測定方法以及各自的優(yōu)點和局限性。１，亞硫酸鹽氧化法亞硫酸鹽氧化法不需測定溶氧濃度,而是測定在銅催化下亞硫酸鈉轉化為硫酸鈉的反應速率：(10-1７)在該反應中一旦氧進入溶液,溶解在水中的氧能馬上氧化其中的亞硫酸根離子,使之成為硫酸根離子,其氧化反應的速度在較大的范圍內與亞硫酸根離子的濃度無關。實際上是氧分子一旦溶入液相,馬上就被還原掉。因此,亞硫酸鹽的氧化反應速率與氧傳速率年是等價的。實際上，在任何時候的溶氧濃度均為零，因此，KLａ可由下式計算獲得：ＯＴR＝KＬa×C*(１0-18)式中：OTR為氧傳遞速率；Ｃ＊為溶液中氧的飽和濃度。其測定過程為:在發(fā)酵罐中加入含0.5M的亞硫酸鈉，10-３Ｍ的CuSO４溶液，并以固定的速率進行通氣和攪拌，然后在肯定的時間間隔內取樣(間隔時間依據通氣和攪拌速率而打算)，在樣品中，加入過量的碘溶液與已被氧化的亞硫酸鈉反應,再用標定的硫代硫酸鈉反滴定，以測定殘余的碘量。從中推算出未被空氣氧化的亞硫酸鈉。以滴定消耗的硫代硫酸鈉體積與取樣時間作圖,則其斜率即為氧傳遞速率。亞硫酸鹽氧化法具有操作簡便之優(yōu)點，且在相當清潔的條件下能得到格外精確的結果;另外,由于取樣時包括了整個發(fā)酵罐內的液體而避開了取樣不勻的問題。但是,這種方法格外耗時（一次測定就需２小時，這主要打算于通氣和攪拌速率)，且發(fā)酵罐內只要有極少量的表面活性劑污染時，則其測定值就不精確。此外,亞硫酸鈉溶液的流變學特性與實際發(fā)酵液有較大差別,對實際的發(fā)酵過程,用此測定方法測得的KLa與實際值有較大差異,而使工業(yè)規(guī)模的應用受到限制。而且大型發(fā)酵罐中使用此法,將消耗大量的亞硫酸鈉,廢水中高濃度的SO3２-將大量消耗受水體中的溶氧。２，取樣極譜法取樣極譜法測定氧傳遞系數的原理是當在發(fā)酵液中加入電解電壓為0.6~1.0V時，集中電流的大小與發(fā)酵液中溶解氧的濃度成正比,通過測定集中電流的大小就可測定氧的傳遞系數。由于氧的分解電壓最低,發(fā)酵液中的其他物質對測定的影響甚微,所以此法可直接用于發(fā)酵狀態(tài)的氧傳遞系數的測定。將從發(fā)酵設備中取出的發(fā)酵液放入極譜儀中的電解池中,登記隨時間而下降的發(fā)酵液中氧的濃度CL的數值,以時間為橫座標,溶解氧濃度為縱座標進行作圖,如圖10-３２。圖中曲線的斜率的負數即為微生物的攝氧率r，同時用外推的方法求動身酵液中氧的飽和濃度C＊,就可按下式計算氧傳遞系數KLa:(1０－19)極譜法可以通過測定真實培育狀態(tài)下培育液中的溶解氧濃度,進而可計算出氧傳遞系數,但是當從培育設備中取出樣品后，樣品所受的壓力從罐壓降至大氣壓,此時測定得到的氧濃度已不精確,且在靜止條件下所測得的攝氧率與在培育設備中的實際狀況不完全全都,因而誤差較大。圖1０-32極譜法工作曲線３，物料衡算法對培育液中的氧進行物料衡算,當培育液中的溶氧供需不平衡時,溶氧濃度的變化速率為：(１０-20)處于穩(wěn)態(tài)時,,于是(1０－２1）攝氧率r可由進氣和排氣氧分壓變化求出。對于抱負混和的反應器,C＊為與排氣中氧分壓平衡的氧濃度。假如已知發(fā)酵液中氧的溶解特性,測定了排氣氧分壓和液相氧濃度,即可求出ＫＬa。在大型發(fā)酵罐中一般不能獲得抱負混和，這時可用平均推動力(Ｃ*－CL）m代替C＊-CＬ:(10－22)其中和分別代表與進氣及排氣氧分壓平衡的液相氧濃度。４，動態(tài)法將式(5－8）重新排列，可得(１0－23)由式（5-１1)可見，將非穩(wěn)態(tài)時溶氧濃度CＬ對作圖可得始終線,此直線的斜率即為。在發(fā)酵過程中,此種非穩(wěn)態(tài)可以人為造成而又不影響正常的發(fā)酵。先提高發(fā)酵液中的溶氧濃度,使之在遠高于臨界溶氧濃度Cc的C0處達到平衡,然后停止通氣而連續(xù)攪拌，此時溶氧濃度開頭直線下降；待溶氧濃度尚未降低到Cc之前,恢復供氣,液中溶氧濃度隨即上升。在這種條件下作業(yè)，微生物的比攝氧率不受影響為常量,由于時間較短，微生物的增量不計，所以攝氧率r為常量。把關氣到恢復通氣時的CL對時間t作圖，可得圖10-33。在停止供氣階段，ＣＬ的降低與ｔ成線性關系，直線的斜率為攝氧率r?；謴屯夂?CL漸漸回升,直至建立供需平衡。在恢復平衡之前的過渡階段內,按式(5-11),將ＣＬ對作圖,即求出KＬa。如圖１0-３4所示。關氣C*CＬ斜率＝-1／ＫLaＣＬO2rｄCL／dt開氣tr+dCＬ/dｔ圖10-3３溶解氧濃度與通氣變化的關系圖１0-34ＫＬa的求值本方法的主要優(yōu)點是只需要單一的溶氧電極,可以測得實際發(fā)酵系統(tǒng)中KLａ值。溶氧電極的響應時間應盡可能短。對于高粘度發(fā)發(fā)酵液,停止供氣后,發(fā)酵液中氣泡的釋放速度緩慢,或由于高攪拌速度所產生的表面曝氣作用，會影響CL-t線的正確性。5,排氣法排氣法是一種在非發(fā)酵狀態(tài)下進行的測定氧傳遞系數方法。對于非發(fā)酵系統(tǒng)，在被測定的發(fā)酵設備中先用氮氣趕去液體中的溶解氧或裝入已除去溶解氧的0.１moｌ/L的ＫCl溶液,然后再通入空氣并進行攪拌,定時取樣用極譜儀或其他溶氧測定儀測出溶解氧的濃度,同時通過將CＬ作縱座標,t座橫座標,標繪所得的曲線可求出溶液中飽和的溶氧濃度Ｃ＊,即將此曲線的最高點用虛線隨橫座標平行推移與總座標的交點便是溶液中飽和溶液濃度C*,見圖１0－35a。在不穩(wěn)定狀況下,發(fā)酵液中沒有微生物細胞時，氧分子從氣體主流集中至液體主流的傳遞速率可由下式表示:(1０-24)當t＝0時,CL=０,對上式積分后可得（１０-２5)以lｎ(C＊-CＬ）對時間t標繪時即可得直線(圖１0-３5b）,依據該直線斜率就便可計算出KLａ，即KLa＝－２.3０３×斜率。lg(C*-CLlg(C*-CL)C*CＬtt（a)（ｂ)圖10－３5排氣法測定氧傳遞系數的曲線排氣法的缺點不能代表發(fā)酵過程中的實際狀況,也不能反映當時發(fā)酵液的特性，同時也沒有考慮到氧濃度差ΔC對ＫLa的影響?？梢娙臃ê团艢夥y定溶氧系數都不能反映發(fā)酵過程中的實際狀況，因此最好能應用復膜電極的溶氧測定儀直接測定發(fā)酵過程的溶氧系數。６,復膜電極測定KＬa和氧分析儀測定KGａ將陰極、陽極和電解質溶液裝入殼體,用能透過氧分子的高分子薄膜封閉起來,并使陰極緊貼薄膜，就成了極譜型復膜電極。利用復膜電極可在培育過程中測定培育液的溶解氧濃度、微生物菌體的耗氧率及氧傳遞系數,這樣測出的溶解氧濃度、微生物菌體的耗氧率及氧傳遞系數可代表培育過程中的實際狀況，是比較抱負的測定方法。如以壓力作為氧的推動力,則式（１0-２１)可轉化為(10-26）式中p:罐壓（Ｐa)p*:溶液中氧的分壓(Ｐa)攝氧率ｒ可由進氣和排氣氧分壓變化求出,進氣和排氣氧分壓可以用氧分析儀測定。p*是發(fā)酵液中與溶氧平衡的氧分壓。假如已知發(fā)酵液中氧的溶解特性，測定了進氣、排氣氧分壓和液相氧濃度，即可求出KGa。五、發(fā)酵液中溶解氧的測定和把握１,溶解氧連續(xù)檢測的意義在通風發(fā)酵中，必需連續(xù)地通入無菌空氣,氧由氣相溶解到液相,然后經過液流傳給細胞壁進入細胞體內,以維持菌體的生長代謝和產物合成。因此發(fā)酵液中溶解氧的大小對菌體的代謝特性有直接影響,是發(fā)酵過程把握的一個重要參數。在發(fā)酵過程中連續(xù)測定發(fā)酵液中溶解氧的濃度的變化，可隨時把握發(fā)酵過程的供氧、需氧狀況,為精確推斷設備的通氣效果供應牢靠數據,以便有效把握發(fā)酵過程,為實現發(fā)酵過程的自動化把握制造條件。2,發(fā)酵液中溶解氧的測定方法（1）化學法在樣品中加入硫酸錳和堿性碘化鉀溶濃,即有氫氧化錳生成，氫氧化錳與樣品中溶解氧反應生成錳酸。再在反應液中加入硫酸，使已化合的溶解氧與碘化鉀反應，釋放出碘，可用標準硫代硫酸鈉溶液滴定。其反應式如下：MｎＳO４+2NａOＨMｎ(ＯH)2+Nａ2SO4(10-27）2Mｎ(OＨ)2+Ｏ２2ＭｎO(ＯＨ)2↓(1０－２8)MnO（OH)２＋Mn(ＯＨ)2ＭnＭｎＯ3+2H２O（1０－29）MnMnO３+３Ｈ２SO4+２KI2ＭｎＳO４＋I2+3Ｈ2Ｏ+H2SＯ4(10-3０)I２+NaS2O3２ＮａＩ+Na2S4Ｏ6（1０－3１)前四步反應要與空氣隔絕,這些反應需在具塞磨口瓶中進行，并使反應液布滿磨口瓶，不能混有氣泡?；瘜W法測定溶解氧比較精確,而且能得到氧的濃度值,所以往往是其他測定方法的基礎。但是，假如樣品中存在氧化還原性物質,測定結果會有偏差，當樣品帶有顏色時，也會影響測定終點的推斷，因此化學法不適于測定發(fā)酵液的溶解氧濃度。(2）電極法電極法測定溶氧的原理：對浸在液體中的貴金屬陰極和參考電極(陽極)加上電壓,記錄在不同的電壓下通過的電流,得到的電流-電壓曲線在０．6－0.８V間消滅平坦部分，這時發(fā)生溶解氧被還原成H２O2的反應：酸性時：O２+２Ｈ+＋２eH2O２(1０-32）中性或堿性時:O2+２Ｈ2Ｏ+２ｅＨ2O2＋２ＯＨ-(1０-３3)若將電解電壓固定于０.8v左右,與陰極接觸的液體中的溶解氧發(fā)生上述電極反應而被消耗,陰極表面便與液體的主體存在氧的濃度差,于是液體主體的溶解氧集中到陰極表面參與電極反應，使電路中維持肯定的電流。當氧的集中過程達到穩(wěn)定狀態(tài)時,集中電流為:（10－34）其中i:集中電流(Ａ)F:Faradaｙ常數Ａ:陰極表面積(m2）CL:陰極表面溶氧濃度(mol/m3)L：液膜厚度(m）由于電極反應很快，Cc實際上可視為零,因此i=KＤLCL(10－３5)也就是集中電流和溶解氧濃度成正比。當溶解氧濃度為零時,電路中仍會有肯定電流通過（殘余電流),所以式(10-3４)和式(10-35)中的電流i應為測定值與殘余電流之差。通過測定集中電流的大小就可測定發(fā)酵液中的溶氧濃度。（３)壓力法圖1０－3６壓力法測定氣體溶解度裝置測定裝置為一恒溫的密閉容器，見圖1０-36。容器中裝入體積為ＶL的樣品液,液面恰位于容器中的玻璃板處,抽真空除去液體中溶解的氣體，然后補充經脫氣的溶劑使液體體積恢復到VＬ。從貯氣袋向容器通入氧氣，系統(tǒng)的氧壓為ｐ1,開動攪拌,使液體不斷從玻璃板上翻動,進行氣體的吸取,直到氣液平衡，這時壓強降為ｐ2。假如容器中氣相體積為ＶG，可以求出氧在樣品中的溶解度。３,把握發(fā)酵液中溶解氧的工藝手段發(fā)酵液中溶解氧濃度的任何變化都是供需平衡的結果。調整發(fā)酵液中溶解氧含量不外從供、需兩個方面去考慮。供氧:(1０－3６）需氧:r=Qo２Ｘ(10-３7)依據式(１0-36),在供氧方面，主要是設法提高氧的傳遞推動力和氧傳遞速率常數，因此影響供氧效果的主要因素有:①空氣流量（通風量）;②攪拌轉速;③氣體組分中的氧分壓；④罐壓;⑤溫度;⑥培育基的物理性質等。而從式1０－3７可知,影響需氧的則是菌體的生理特性、培育基的豐富程度、溫度等。因此把握發(fā)酵液中溶解氧的工藝手段有以下幾種：（1)轉變通氣速率(增大通風量）轉變通氣速率主要是通過變化KＬa來轉變供氧力量。有兩種狀況：①在低通氣量的狀況下，增大通氣量對提高溶氧濃度有格外顯著的效果。②在空氣流速已經格外大的狀況下，在不轉變攪拌轉速的狀況下,由于攪拌功率的下降,反而會導致溶氧濃度的下降,同時會產生某些副作用。比如：泡沫的形成、水分的蒸發(fā)、罐溫的增加、以及染菌幾率增加等。(2)轉變攪拌速度一般說來，轉變攪拌速度的效果要比轉變通氣速率大,這是由于:(1）通氣泡沫被充分裂開，增加有效氣液接觸面積；(2)液流滯流增加,氣泡四周液膜厚度和菌絲表面液膜厚度減小，并延長了氣泡在液體中的停留時間,因而就較明顯地增加ＫLａ,提高了供氧力量?？捎孟率絹肀硎居脭嚢璺绞桨盐杖苎跸到y(tǒng)的特性:（１０-３8）式中0ＵR：攝氧率,為菌體的耗氧力量和菌體濃度的綜合結果;K:調整對象放大倍數，定義為每變化單位轉速所引起的溶氧濃度的變化;n：攪拌器轉速;A、α:設備系數，與通風量、設備及發(fā)酵液的物料特性有關。由式１0－３８可以看出:①當轉速n較低時,增大n對K有明顯作用；②當轉速n很高時，K值趨向于零,此時，增大n就起不到調整的作用。同時增大轉速，不僅會使消耗功率增大，還會由于攪拌的剪切作用，打碎菌絲體,促使菌體自溶并削減產量。(3)轉變氣體組成中的氧分壓用通入純氧方法來轉變空氣中氧的含量，提高了C*值,因而提高了供氧力量。純氧成本較高,但對于某些發(fā)酵需要時,如溶氧低于臨界值時,短時間內加入純氧有效而可行的,這種方法在試驗室動植物細胞培育中已被接受。其他富氧裝置也在開發(fā)，但因成本核算問題，離實際工業(yè)生產使用還有距離。(4)轉變罐壓增加罐壓實際上就是轉變氧的分壓Pｏ2來提高Ｃ＊,從而提高供氧力量,但此法不是格外有效,主要緣由是:①提高罐壓就要相應地增加空壓機的出口壓力，也就是增加了動力消耗。②發(fā)酵罐的強度也要相應增加。③提高罐壓后,產生的CO２溶解量也要增加，會使培育液的pH值發(fā)生變化，這些對菌體生產都極為不利。（5）轉變發(fā)酵液的理化性質在發(fā)酵過程中,菌體本身的繁殖及代謝可引起發(fā)酵液性質不斷轉變,例如轉變培育液的表面張力、粘度及離子強度等就影響培育液中氣泡的大小、氣泡的溶解性、穩(wěn)定性以及合并為大氣泡的速率。同時發(fā)酵液的性質還影響到液體的流淌及界面或液膜的阻力,因而顯著地影響到氧的溶解速度，而且由于發(fā)酵液中菌絲濃度所引起的表觀粘度