培養槽へのスイングスター ® 適用検討
Considerations for SWINGSTIR® Application to Culture Vessel

小川智宏＊
Tomohiro Ogawa

半田裕利＊
Hirotoshi Handa

加藤知帆＊
Tomoho Kato

山上典之＊
Noriyuki Yamagami

スイングスターは独自の旋回撹拌方式を採用した，非回転式のコンタミレス撹拌翼である。スイングスターの低せん断撹拌という特長により麹菌の培養においてタービン翼よりも高収率となる結果が得られている。今回スイングスターのガス吸収性能を測定し，これまで報告されている従来型回転方式の撹拌翼と同様にガス吸収容量係数は単位液量あたりの撹拌動力とガス空塔速度で推算できることを確認した。
The SWINGSTIR is a non-rotating contamination-less impeller that uses an original swing-based mixingsystem. The yield rate for a culture of Aspergillus oryzae was higher than that of a double Rushton
turbine impeller because of the SWINGSTIR’s featured low shear stress agitation. We measured the gas
absorption performance of the SWINGSTIR and confirmed that the overall capacity coefficient of gas
absorption of the SWINGSTIR could be estimated from the power consumption per unit mass of liquid
for agitation and the superﬁcial gas velocity as has been reported for conventional rotating impellers.

Key Words：ガス吸収

Gas absorption
Overall capacity coefﬁcient of gas absorption

スケールアップ

Scale-up【セールスポイント】・非回転式旋回撹拌・低せん断撹拌翼

まえがき

しているが，ガス吸収性能についての研究はこれま

スイングスターは非回転の旋回方式撹拌を行うこで成されていない。とで，回転摺動部のない独自のフレキシブルシールを採用したコンタミレス撹拌機

１），２）

本稿では，スイングスターによる通気撹拌においである。またてガス吸収性能と撹拌条件，通気量，液粘度との関スイングスターは，その低せん断でかつ高い混合性係を実験により把握し，その関係を一般的な相関式

能により，麹菌の培養においてタービン翼よりも高にまとめ，スケールアップ時の各因子の変化を表現

３）収率となる結果が得られている 。培養についてはする試みを加えた。

混合性能とガス吸収性能が重要な因子である。スイ1.

ングスターの混合性能について既報
Vol. 13 No. 2（2017 ／ 3）＊プロセス機器事業部 技術部 開発グループ

１）
，２）

にて詳述

テスト装置およびテスト方法

本テストで使用したテスト装置の概要と各寸法比

神鋼環境ソリューション技報

27

表１

スイングスター

テスト装置概要
φ400

スイングスター翼 Ug＝0.25［cm/s］

テスト装置

スイングスター翼 Ug＝0.5 ［cm/s］
スイングスター翼 Ug＝1 ［cm/s］
２段タービン翼 Ug＝0.5 ［cm/s］

102

kLa［1/hr］

２段タービン翼 Ug＝1 ［cm/s］

形

液量

状

101

100
10-3H/D1.38

旋回径

d1/D0.4

翼幅d2/D0.3

翼高さ

b/D

0.375

10-2

100

10-1

101

Pv［kW/m3］

図１

スイングスターおよび２段タービン翼のガス吸収

102を表１に示す。スイングスターは非回転で旋回運動157 rpm（Slope:0.40）を行う撹拌翼であり，翼スパンに加えて旋回径がパ

110 rpm（Slope:0.39）

ラメータとして加わる。

74 rpm（Slope:0.70）
41 rpm（Slope:0.86）

ガス吸収性能の測定は，次の方法によった。まず25.5 rpm（Slope:0.93）

酸素を置換した後，撹拌および通気しながら溶存酸素を測定し，次式にて液側物質移動容量係数を算出した。

kLa［1/hr］

テスト液にスパージャーから窒素を通気して液中の101⑴
ここで，10010-2：ガス飽和溶解濃度：初期ガス溶解濃度：任意の時刻におけるガス溶解濃度：任意の時刻10010-1101

通気線速度 Ug［cm/s］

図２

スイングスターにおけるとの関係である。また溶存酸素の測定には蛍光式溶存酸素計

よって得られたデータも示す。 ＝0.1 kW/m3 を超え（WTW 社製溶存酸素計 FDO MULTI3510 型）を用ると２段タービン翼の方がやや高いいた。

す。タービン翼は，高いせん断力で気泡を微細化す

2.

2. 1

スイングスターのガス吸収特性
ガス吸収測定結果

スイングスターによって得られた水－空気系のを，横軸に単位液量当たりの撹拌動力に対してプロットし，図１に示す。比較のため２段タービン翼に28ることにより高をもたらを実現する撹拌翼であり，高撹拌動力をかける領域では当然の結果と言えるが，＜0.1 kW/m3 の低動力の領域ではスイングスターと２段タービン翼との間に大きな差異は見られない。
図２はスイングスターの各回転数における空塔ガ

神鋼環境ソリューション技報

Vol. 13 No. 2（2017 ／ 3）

の関係を示したものである。従来

タービン翼でも得られている４）。また同図にφ120は，通気支配状態ではのの回転式撹拌翼の１乗，撹拌支配状態ではの1/3乗に比例する。今mm のテスト機で得られた値をプロットしている。

回のテスト条件は麹菌での培養３）で実績のある通気φ400 mm よりもやや高い値を示しているのは，通支配と撹拌支配が混在する領域にてデータを収集し気状況の違いによる影響が考えられるが，φ120た。その領域にて

mm でもφ400 mm による結果と同様の相関関係が

ス速度とが１乗から1/3乗に徐々に近づいていく傾向は従来の回転式撹拌と同様であった。
通気支配と撹拌支配

2. 2得られている。
また図中の実線はスイングスターによる結果を式

ガス吸収において通気支配と撹拌支配が混在する状態における＜102 cm2･s-3の通気支配領域でφ120 mm の方がは，をパドル翼と同じ⑵により，撹拌動力の指数項0.75として最小二乗法で近似したラインである。たを直接用いるのでだしスイングスターの動力数⑵はなく，投影径と旋回径の比の２乗を掛けて補正する必要があった。スイングスターの⑶は投影径で定義されているが，この補正により径回転式撹拌機と同じ式で相関でき，実データに近い曲線が得られで表すことができる４）。ここで，た。この点の詳細については未だ解明できておらず，今後，さらにデータを増やして明らかにしてい， ， ：翼種を含む装置形状および物性値から得られる係数きたいと考える。
また≒103 cm2･s-3 以上の撹拌の影響が強くなっ：液単位重量当たりの通気動力ている領域において，各実測値と近似曲線との間の：液単位重量当たりの撹拌動力差が見られる。スパージャーの吹出し孔の位置について，今回テストで使用したスパージャーはタービである。スイングスターによって得られた結果を，ン翼用に缶内中心部にガス吹出し孔を配置したもの

式⑵の形式にしたがってまとめ，図３に示す。

である。スイングスターは槽中心部で下降流，槽壁

図３から

22＞面で上昇流となるフローパターンを形成するため，104 cm2･s-3 は撹拌支配領域として区別することがで＜10 cm ･s は通気支配領域，槽中心部からガスを吹込むと流れが阻害されている

きる。同様の結果は培養でよく用いられるディスクことが影響している可能性がある。今後，ガス吹出-3

し孔を槽壁面側に設置するなどにより改善を検討していきたい。
いずれにしてもスイングスターのガス吸収容量係数

槽径400 mm Pav＝245［cm2/s3］
槽径400 mm Pav＝490［cm2/s3］

kLa/［1/s/（cm2/s3）1/3］（Pav1/3）

槽径120 mm Pav＝245［cm2/s3］

10-2とガス空塔速度で推算できることが確認された。よってスイングスタ槽径120 mm Pav＝490［cm2/s3］

ーについてもラボスケールの培養で得られる

槽径400 mm Pav＝0［cm2/s3］近似曲線
槽径400 mm Pav＝245［cm2/s3］近似曲線を用いて実機へスケールアップが可能であり，３節

槽径400 mm Pav＝490［cm /s ］近似曲線2は，タービン翼のような従来の撹拌翼と同様に，単位液量あたりの動力

槽径400 mm Pav＝981［cm2/s3］

3

槽径400 mm Pav＝981［cm2/s3］近似曲線にスケールアップ検討例を紹介する。
2. 3

液粘性の影響

培養中に液粘度が上がると，ガス吸収性能が低下10-3する。粘性液でのガス吸収性能を確認した。粘性液としてはニュートン流体である水あめ水溶液を用いた。図４は空塔ガス速度および翼回転数を一定とした場合の液粘度
10-4101102103104

スイングスターのVol. 13 No. 2（2017 ／ 3）の関係を示したものである。液粘度が高くなると気泡まわりの境膜が厚くなるなどの影響でが大幅に低下し，図４からは，粘度が0.001［Pa･s］から1［Pa･s］に上昇するとPgv［cm2/s3］

図３105とと通気ガス量の相関は約1/50にまで減少している。

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29

表２
容槽

スケールアップ時の各因子の変化

量
内VL

1.5

100

500

1 000

1 500

径Dmm

120500

800

1 000

1 200

A

cm2113

1 963

5 027

7 854

11 310Hmm

133

509995

1 273

1 326―

H/D

―

1.11

1.02

1.24

1.27

1.11―

vvm

―

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5q

L/min.

0.75

50250

500

750cm/s

0.11

0.42

0.83

1.06

1.11kW/m

0.030.030.030.030.03

rps

2.50.970.710.610.54rpm

15057.942.336.5

32.3m/s

0.380.610.710.760.81

空塔面

積液面

高さガ ス 通 気 量
空塔ガ ス 速度
単位液量当たりの撹拌動力
回

転

3―数n

翼 先 端 速 度

西川ら５）によると高粘度液の散係数

は液粘度 ，液拡103，液表面張力 と次のような関係がある。
102

図４から得られる傾きは－ 0.60 で上式の－ 1/3 よりも大きい。液拡散係数，液表面張力の増粘による変化を含んでいるからである。いずれにしても内容液が高粘度になると，大幅に

kLa［1/hr］⑷

101
Slope -0.60100が低下することは避けられず，効率的な培養を行うには，なるべ

10-1く培養液の粘度が上昇しないような条件を見つけ出すことも重要といえる。

3.

実機へのスケールアップ

10-210-4

1.5 L ラボ機から，内容液は低粘度乱流域，装置形状を幾何学的相似， 値一定で実機100 L，500 L，1 000 L，1 500 L へスケールアップする場合の各因

10-310-2

10010-1101

液粘度μ［Pa･s］

図４

スイングスターにおける液粘度との関係子の変化をまとめ表２に示す。
ガス移動容量係数はガス空塔速度するため，酸素供給の面から考えるとに比例一定でのスケールアップで十分である。しかしながら培養槽に比例して増加する翼先端速度の培養への影響についても確認しておく必要がある。

では酸素供給だけでなく，呼吸によって発生する二4.

酸化炭素の排出を考慮して vvm 一定としてスケールアップする場合が多い。その場合，ガス空塔速度
すなわちガス移動容量係数
は，容量のスケ今後の展望

ガス吸収においてスパージャー形状は重要なファクタであり，2. 2節のように吹出し孔位置によって影響がある。また通気支配の領域では吹出し孔径にールアップ比率を とするとに比例して増加するので，余裕が生じることになる。ただしラボ機よってもガス吸収性能の改善が可能であり，今後もにてガス空塔速度改善検討を行っていきたい。

30が増加した場合の流動状態や，スイングスターのガス吸収性能について詳細調査，

神鋼環境ソリューション技報

Vol. 13 No. 2（2017 ／ 3）

むすび

本稿では，スイングスターのガス吸収特性を中心にスケールアップ検討について紹介した。これらがユーザ各位の設備検討の参考になれば幸いである。
最後にスイングスターを用いた麹菌の培養に関する研究についてご協力頂いた神戸大学大学院工学研究科，大村直人教授，荻野千秋教授，GHOBADI Nargesさんに，この紙面を借りて深くお礼申し上げます。
［参考文献］
１）小川智宏ほか：神鋼環境ソリューション技報 vol.9,No.2（2013），p.34

Vol. 13 No. 2（2017 ／ 3）２）小川智宏ほか：神鋼環境ソリューション技報 vol.11,No.1（2014），p.43３）N. Ghobadi et al.：5th Asian Conference on MixingProceedings（2016），p45４）Nishikawa, M. et al.：J. Chem. Eng. Jpn., vol.14, No.3（1981），p219
５）西川正文ほか：化学工学論文集 第９巻，第１号（1983），p76
６）Nishikawa, M. et al.：J. Chem. Eng. Jpn., vol.14, No.3（1981），p227
７）今中照雄：神鋼パンテツク技報 vol.41, No2（1998），p.21８）山部芳ほか：神鋼環境ソリューション技報 vol.11,No.1（2014），p.49

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