熱管攪拌反應(yīng)釜內(nèi)綜合性能的數(shù)值模擬

曹海亮，陳猛，賈寶光

（鄭州大學(xué)化工與能源學(xué)院，河南 鄭州 450001）

熱管攪拌反應(yīng)釜內(nèi)綜合性能的數(shù)值模擬

曹海亮，陳猛，賈寶光

（鄭州大學(xué)化工與能源學(xué)院，河南 鄭州 450001）

將熱管技術(shù)應(yīng)用于高放熱攪拌反應(yīng)釜，用橢圓截面熱管代替矩形擋板。以糖精鈉生產(chǎn)中酰胺化工序中的反應(yīng)為依托，設(shè)計出新型熱管攪拌釜?；贏NSYS中Fluent模塊，編寫熱量源項用戶自定義函數(shù)（UDF），以表征攪拌過程中釜內(nèi)液體實際散熱狀況，采用數(shù)值模擬的方法，綜合考察3個結(jié)構(gòu)參數(shù)和攪拌轉(zhuǎn)速對釜內(nèi)最優(yōu)溫度持續(xù)時間、攪拌混合均勻時間等性能參數(shù)的影響。攪拌轉(zhuǎn)速對釜內(nèi)性能影響的權(quán)重遠(yuǎn)大于3個結(jié)構(gòu)參數(shù)，就最優(yōu)溫度持續(xù)時間而言，攪拌器安裝角度>熱管中心線到釜壁距離>攪拌器下層槳到釜底距離；就攪拌混合均勻時間而言，攪拌器下層槳到釜底距離>攪拌器安裝角度>熱管中心線到釜壁距離。同時模擬出單個因素對攪拌釜性能的影響，并分別優(yōu)選出熱管中心線到釜壁距離為85mm，攪拌器下層槳到釜底距離為340mm，攪拌器安裝角為0°，攪拌轉(zhuǎn)速為240r/min。

反應(yīng)釜；熱管；數(shù)值模擬；最優(yōu)溫度；混合

在現(xiàn)代化工生產(chǎn)過程中，多數(shù)化學(xué)反應(yīng)是在有攪拌槳的反應(yīng)釜中進(jìn)行的放熱反應(yīng)，反應(yīng)介質(zhì)以液相[1]為主，如硝化、磺化、氧化、重氮化、酯化等反應(yīng)，反應(yīng)放熱量較大，高達(dá)40kW/m3，有些甚至達(dá)到235kW/m3[2]。如果產(chǎn)生的反應(yīng)熱不能及時排放，就會出現(xiàn)局部過熱，導(dǎo)致產(chǎn)量下降或副反應(yīng)發(fā)生，進(jìn)而引起反應(yīng)失控[3]。因此，在反應(yīng)器內(nèi)進(jìn)行放熱反應(yīng)時，必須借助高效換熱元件將反應(yīng)熱移出體系，反應(yīng)才能穩(wěn)定進(jìn)行。

熱管是一種利用工質(zhì)相變傳熱進(jìn)行熱量傳遞的高效換熱元件[4]，其導(dǎo)熱系數(shù)可以達(dá)到銅的幾百倍甚至上千倍[5]。雷昭[5]和印彩霞[6]等對熱管在攪拌釜中的布置角度及用作攪拌軸的旋轉(zhuǎn)熱管的傳熱性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明可選用冷凝段與蒸發(fā)段成一定夾角的銅-水重力輔助式彎管為攪拌釜用熱管，并且旋轉(zhuǎn)熱管能有效地驅(qū)除生物反應(yīng)熱。鄭小平等[7]以換熱面積為衡量標(biāo)準(zhǔn)，通過對旋轉(zhuǎn)熱管換熱器與常規(guī)間壁式換熱器的比較分析，得出了兩種不同換熱器的面積比、高效換熱工藝條件以及旋轉(zhuǎn)強(qiáng)化效果之間的關(guān)系。以上研究表明熱管能夠?qū)崿F(xiàn)高放熱攪拌反應(yīng)釜的散熱，本文針對糖精鈉生產(chǎn)中的酰胺化工序中高放熱過程，開發(fā)出橢圓截面擋板熱管攪拌反應(yīng)釜，如圖1所示，并考察了熱管安裝位置、下層槳安裝高度、攪拌器安裝角度、攪拌轉(zhuǎn)速對熱管攪拌釜性能的影響。

圖1 熱管攪拌反應(yīng)釜簡圖

1 數(shù)值模擬方法

1.1 幾何模型

本文設(shè)計出的橢圓截面擋板熱管攪拌反應(yīng)釜總體參數(shù)如表1所示。選用橢圓管替代傳統(tǒng)擋板，并將橢圓管設(shè)計為熱管結(jié)構(gòu)。選取熱管中心線到壁面距離b、下層槳到釜底距離h、攪拌器安裝角度α，如圖1所示，同時考慮攪拌器的轉(zhuǎn)速r，就4個因素對攪拌反應(yīng)釜內(nèi)液體流動、混合、傳熱的影響進(jìn)行數(shù)值模擬。

表1 熱管攪拌釜參數(shù)

1.2 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)文獻(xiàn)[8-11]中雙層槳攪拌器CFD模擬與PIV試驗測量比較，標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型能較好地預(yù)測攪拌器內(nèi)的三維流動，因此本文采用三維雷諾平均N-S方程，并以標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型使方程封閉進(jìn)行計算，攪拌流場和能量的控制方程組[12-14]描述如式（1）～式（5）。

（1）湍流模型

式中，keff=kt+k，為有效導(dǎo)熱系數(shù)（湍流導(dǎo)熱系數(shù)根據(jù)湍流模型來定義）；jj'是組分j'的擴(kuò)散通量；方程右邊前三項分別是導(dǎo)熱項、組分?jǐn)U散項和黏性耗散相；Sh是包括化學(xué)反應(yīng)熱和其他體積熱源的源項。

1.3 計算方法

運(yùn)用Fluent中的多重參考系法（Multi-reference Frame），采用隱式分離方法，壓力-速度的耦合求解采用PISO算法，對流項的離散使用二階迎風(fēng)差分格式，流場和溫度場分別選用穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)格式計算。

計算時選用的介質(zhì)為苯酐與氨水，液堿混合的黏度為2.54mPa·s，密度為1128kg/m3，比熱容為4.78kJ/(kg·K)。反應(yīng)過程中放熱量較大，溫度應(yīng)當(dāng)控制在323～343K，否則會發(fā)生副反應(yīng)。高放熱反應(yīng)中釋放的反應(yīng)熱是反應(yīng)時間的函數(shù)，為了表征實際的反應(yīng)放熱過程，整個放熱時間設(shè)計為24s，發(fā)熱量隨時間的關(guān)系類似于余弦曲線變化，如式（5）和圖2所示。

模擬過程中，攪拌釜內(nèi)液體的體積為1.81m3，發(fā)熱量為269592kJ/m3，所以模擬過程中攪拌釜單位體積的發(fā)熱功率隨時間的關(guān)系為式（6）。

根據(jù)上述關(guān)系式，編寫了能量源項用戶自定義函數(shù)UDF，用于表征攪拌過程中反應(yīng)熱的釋放過程。為了簡化橢圓截面熱管的換熱過程，根據(jù)熱管傳熱的特點，設(shè)置6根熱管的蒸發(fā)段外壁為恒熱流密度邊界。

1.4 網(wǎng)格獨立性考核

將熱管攪拌釜模型進(jìn)行簡化，在Gambit中進(jìn)行建模，定義攪拌軸、上層槳、下層槳外表面附近流體區(qū)域為動區(qū)域，剩下的釜內(nèi)空間為靜區(qū)域，如圖3所示。以Tet/Hybrid為網(wǎng)格單元、采用Tet/Hybrid網(wǎng)格劃分方法對模型進(jìn)行劃分，在計算區(qū)域內(nèi)生成非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，并對攪拌槳葉壁面及熱管壁面附近區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理。模型共劃分出了33萬、64萬、95萬、122萬、153萬個網(wǎng)格數(shù)，這5套網(wǎng)格的傾斜度均在0.76～0.83，網(wǎng)格質(zhì)量符合計算要求。對這5套網(wǎng)格進(jìn)行了相同轉(zhuǎn)速、攪拌工質(zhì)、工質(zhì)放熱曲線和熱管熱流密度下的兩相混合、傳熱模擬計算，得到了監(jiān)控點2的混合均勻時間、監(jiān)控點2在攪拌反應(yīng)第24s時的溫度隨網(wǎng)格數(shù)的變化趨勢。由圖4知當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到95萬個時，監(jiān)控點2的混合均勻時間及其在攪拌反應(yīng)第24s時的溫度基本上不再變化，為節(jié)約計算時間及正確地模擬，最終選擇95萬個網(wǎng)格作為模型的劃分網(wǎng)格數(shù)。

圖2 反應(yīng)釜散熱曲線

2 計算結(jié)果與討論

2.1 攪拌釜正交試驗數(shù)值模擬分析

圖3 簡化模型網(wǎng)格劃分圖

圖4 簡化模型網(wǎng)格獨立性考核圖

為綜合考察熱管中心線到壁面距離b、攪拌器下層槳到釜底距離h、攪拌器安裝角度α、攪拌轉(zhuǎn)速r對熱管攪拌釜綜合性能的影響。主要包括單位體積混合能wr，即單位體積攪拌功率和混合時間的乘積，反應(yīng)所需最優(yōu)溫度（323K≤Treaction≤343K）持續(xù)時間tp，即監(jiān)控點1（0，350，0）、監(jiān)控點2（0，350，700）、監(jiān)控點3（0，350，1400）最優(yōu)溫度持續(xù)時間的平均值，攪拌混合均勻時間tm，即監(jiān)控點1、監(jiān)控點2、監(jiān)控點3達(dá)到平衡濃度時間的平均值。從圖1中知監(jiān)控點1、2、3均勻布置在攪拌釜下部、中部、上部，可以通過這3個監(jiān)控點定量分析釜內(nèi)流體整體上的傳熱與混合情況。對4個因素分別選取4個水平，在能夠合理安排試驗因素與交互作用的前提下，選用正交表L16（45），按照正交表中的邊界條件進(jìn)行16組模擬，模擬方案和結(jié)果如表2所示。

從表2中知，整體上看ep4、ep8、ep12、ep16相比于其他數(shù)值試驗?zāi)Ｐ停咿D(zhuǎn)速能夠增大單位體積混合能，提高最優(yōu)溫度持續(xù)時間，降低混合均勻時間。ep12卻比ep11的最優(yōu)溫度持續(xù)時間降低3.2%，混合均勻時間減少48.7%，單位體積混合能增加404.8%。這是由于攪拌器安裝角度過大，使釜內(nèi)距離槳葉遠(yuǎn)側(cè)流體流動微弱，換熱較差。攪拌轉(zhuǎn)速對攪拌釜性能的影響權(quán)重遠(yuǎn)大于3個結(jié)構(gòu)參數(shù)，就單位體積混合能而言，影響主次因素為，攪拌器安裝角度>攪拌器下層槳到釜底距離>熱管中心線到釜壁距離；就最優(yōu)溫度持續(xù)時間而言，攪拌器安裝角度>熱管中心線到釜壁距離>攪拌器下層槳到釜底距離；就攪拌混合均勻時間而言，攪拌器下層槳到釜底距離>攪拌器安裝角度>熱管中心線到釜壁距離。

圖5 正交試驗?zāi)Ｐ蛢?nèi)最高溫度和平均溫度

此酰胺化反應(yīng)在溫度升至313～323K時開始加入液堿，溫度升至323～333K時堿液加大，最高溫度不能夠超過348K，從圖6中知釜內(nèi)液體平均溫度都被控制在348K以下。由表2和圖5知，在攪拌轉(zhuǎn)速為120r/min和180r/min對應(yīng)的試驗?zāi)Ｐ椭?，釜?nèi)局部溫度高于348K，將會導(dǎo)致反應(yīng)中副產(chǎn)物的大量聚集，降低鄰-甲酰胺苯甲酸鈉的產(chǎn)率。

2.2 各因素對攪拌釜綜合性能的影響

在上文攪拌釜正交試驗的模擬分析中，可以得到各因素對性能指標(biāo)大體影響趨勢和各因素的主次順序，但是沒有得到某一單個因素對攪拌性能指標(biāo)的具體影響，以下是只改變某一因素得到的模擬結(jié)果及分析結(jié)論。

2.2.1 熱管中心到壁面距離對流體流動的影響

在熱管攪拌釜下層槳中間部位的截面上，選取熱管附近湍動能局部放大圖來考察熱管對流體流動的影響。從圖6中知，當(dāng)熱管中心線距離釜內(nèi)壁面b=60mm時，熱管左端附近的流體湍動能幾乎為0，這是由于此時熱管完全阻礙了流體的周向運(yùn)動，在左端附近形成渦流死區(qū)；當(dāng)b=85mm時，熱管附近的等值線比較密集，并且熱管左上端面及右端面的湍動能較大，對流體的擾動較大；當(dāng)b=110mm、135mm時，熱管附近湍動等值線稀疏，并且湍動能較小，這是因為熱管和釜壁間隙過大，釜壁附近流體周向運(yùn)動時直接穿過間隙，熱管附近流體擾動弱?？傮w上就對流體流動而言，熱管中心線距離壁面85mm優(yōu)于另外3個水平距離。

2.2.2 攪拌器下層槳到釜底距離對流體傳熱的影響

當(dāng)熱管攪拌釜中的攪拌換熱進(jìn)行到第18s時，釜內(nèi)流體溫度整體較高，此時選取釜內(nèi)X=0截面上處于最優(yōu)溫度（323K≤Treaction≤343K）的流體區(qū)域進(jìn)行分析。如圖7所示，當(dāng)攪拌器下層槳到釜底距離h=200mm時，攪拌釜兩側(cè)壁面附近流體溫度都在反應(yīng)所需最優(yōu)溫度之外；當(dāng)h=270mm時，攪拌軸兩側(cè)及兩側(cè)壁面附近流體都在反應(yīng)所需最優(yōu)溫度之外；當(dāng)h=340mm時，其釜內(nèi)截面上處于最優(yōu)溫度流體區(qū)域所占的面積最大，且溫度分布比較均勻；當(dāng)h=400mm，釜內(nèi)頂部和底部流體區(qū)域都在反應(yīng)所需最優(yōu)溫度之外。綜上所述，當(dāng)下層槳到釜底h=340mm時，釜內(nèi)流體湍動效果好，無漩渦死區(qū)，換熱效果較好，有利于釜內(nèi)的反應(yīng)。

圖6 湍動能等值線圖

圖7X=0截面溫度等值線圖

2.2.3 攪拌器安裝角度對混合時間的影響

由圖8知，監(jiān)控點1和監(jiān)控點2示蹤劑濃度受攪拌器偏轉(zhuǎn)角度的影響明顯，監(jiān)控點3示蹤劑濃度受到的影響相對微弱，并且攪拌器的偏轉(zhuǎn)安裝會造成監(jiān)控點濃度波動較大，達(dá)到平衡濃度時間長。在攪拌轉(zhuǎn)速為240r/min時，監(jiān)控點1、2、3在攪拌器安裝角度為0°時達(dá)到平衡濃度的時間分別為24.3s、21.3s、24.9s，而在攪拌器安裝角度為6°時分別為26.7s、32.4s、27.6s。這是由于位于攪拌器的偏轉(zhuǎn)使攪拌軸兩側(cè)的流型不對稱，增強(qiáng)了一側(cè)流體的湍動，卻降低了另一側(cè)中部和下部流體的徑向速度和周向速度，不利于此側(cè)流體的混合，整體上看攪拌器不宜偏轉(zhuǎn)安裝。

2.2.4 攪拌轉(zhuǎn)速對流體湍動的影響

選取模型X=0橫截面，即YZ平面上距離攪拌軸中心線350mm的線上軸向速度和湍動能進(jìn)行分析。從圖9和圖10中可以看出，高轉(zhuǎn)速能夠增加流體的軸向速度，提高流體的湍動能。尤其在攪拌槳葉附近，不同轉(zhuǎn)速下流體軸向速度和湍動能差距較大。當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速為240r/min時，在Z向0.1～0.8m內(nèi)，其軸向速度大于120r/min和300r/min轉(zhuǎn)速下的；在Z向0.9～1.5m內(nèi)，其軸向速度大于另外3個轉(zhuǎn)速下的?？傮w上看，在攪拌轉(zhuǎn)速240r/min下，上文選取線上的Z向軸向速度較大，且其湍動能曲線整體上和300r/min時接近，利于流體的混合與傳熱，為了節(jié)能，攪拌轉(zhuǎn)速選定為240r/min。

3 結(jié) 論

采用數(shù)值方法模擬了熱管攪拌釜內(nèi)的流場和溫

圖8 監(jiān)控點1、2、3示蹤劑體積分?jǐn)?shù)

圖9X=0截面上Y=350mm線上軸向速度分布

圖10X=0截面上Y=350mm線上湍動能分布

度場，綜合考察了釜內(nèi)3個結(jié)構(gòu)參數(shù)和攪拌轉(zhuǎn)速對釜內(nèi)流場、湍動程度、單位體積混合能、最優(yōu)溫度持續(xù)時間、攪拌混合均勻時間等參數(shù)的影響，主要結(jié)論如下所述。

（1）通過數(shù)值正交試驗的方法得出了攪拌器安裝角度、攪拌器下層槳到釜底距離、熱管中心線到釜壁距離、攪拌轉(zhuǎn)速對攪拌釜性能影響的主次順序，為新型熱管攪拌釜的設(shè)計提供指導(dǎo)。

（2）本文設(shè)計的新型熱管攪拌釜結(jié)構(gòu)和選擇的物料參數(shù)以糖精鈉生產(chǎn)酰胺化工序中的反應(yīng)為依托，綜合考察多個參數(shù)變化對攪拌釜性能的影響，同時考察了單個因素對攪拌釜性能的影響，并從中分別優(yōu)選出熱管中心線到釜壁距離為85mm，攪拌器下層槳到釜底距離為340mm，攪拌器安裝角為0°，攪拌轉(zhuǎn)速為240r/min。

符 號 說 明

b——熱管中心線到壁面距離，mm

h——下層槳到釜底距離，mm

q——釜內(nèi)液體單位體積發(fā)熱功率，W/m

r——攪拌器的轉(zhuǎn)速，r/min

tm——攪拌混合均勻時間，s

tp——酰胺化反應(yīng)所需最優(yōu)溫度（323K≤Treaction≤348K）持續(xù)時間，s

wr——單位體積混合能，kJ/m

α——攪拌器安裝角度，（°）

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Numerical simulation of the overall performances in the heat pipe agitated reaction vessel

CAO Hailiang，CHEN Meng，JIA Baoguang
（School of Chemical Engineering and Energy，Zhengzhou University，Zhengzhou 450001，Henan，China）

This research applied the heat pipe technology in the highly exothermic agitated reactor and replaced the rectangle baffles were with elliptical heat pipes. A new structural heat pipe agitated vessel was designed based on the amide reaction in the production of the saccharin sodium. Using Fluent module in ANSYS the User Defined Function（UDF） was obtained to express the actual heat dissipation of the reacted liquids. Numerical simulation analyzed three structure parameters and the rotor speed comprehensively，in order to evaluate the effects of these factors on the optimal temperature duration time，mixing uniformity time and other performance parameters. The results showed that the rotor speed had considerably great impacts on the performance parameters of the stirred tank. The installing angle of the stirrer had the greatest impacts on the optimal temperature duration time； the distance between the lower blade and the reactor bottom had greatest impacts on the mixing uniformity time. The impacts of each factor on the stirrer performances were also analyzed through the numerical simulation. The optimal conditions were:135mm for the distance between the heat pipe center line and the reactor wall，340mm for the distance between the lower blade and the reactor bottom，0° for the installing angle of the stirrer, and 240r/min for the rotor speed.

reactor；heat pipes；numerical simulation；optimal temperature；mixing

TQ 027.2；TQ 018

A

1000-6613（2014）09-2273-07

10.3969/j.issn.1000-6613.2014.09.007

2014-02-12；修改稿日期：2014-02-28。

國家自然科學(xué)基金（51176174）及河南省高等學(xué)校青年骨干教師資助計劃項目。

及聯(lián)系人：曹海亮（1976—），男，副教授，碩士生導(dǎo)師，主要從事過程工程節(jié)能技術(shù)及高效裝備研究等工作。E-mail caohl@ zzu.edu. cn。