擋板構(gòu)型對(duì)含釩頁巖浸出槽內(nèi)多相流行為的影響

李京，方慶，，周文浩，吳國良，王家輝，張華，倪紅衛(wèi)

（1 武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430081；2 湖南華菱湘潭鋼鐵有限公司，湖南 湘潭 411101）

含釩頁巖作為我國具備優(yōu)勢(shì)的釩資源，其濕法浸出效率的優(yōu)化研究具有十分重要的意義。目前，大多數(shù)針對(duì)含釩頁巖攪拌浸出槽的研究集中于攪拌參數(shù)和攪拌方式[1-4]。吳國良等[5]探究了有無進(jìn)出料口攪拌槽內(nèi)流場(chǎng)與相的分布，并分析攪拌方式對(duì)攪拌槽內(nèi)多相流行為的影響。結(jié)果表明，機(jī)械與吹氣聯(lián)合攪拌方式可能會(huì)降低釩頁巖懸浮效果。胡越等[6]對(duì)不同底部形狀攪拌槽進(jìn)行固液兩相流動(dòng)行為的數(shù)值模擬。結(jié)果表明，圓弧底攪拌槽表現(xiàn)的湍動(dòng)能和速度都強(qiáng)于平底攪拌槽，對(duì)固液兩相混合效率有利。濕法提釩過程中，釩頁巖的攪拌浸出操作是必要環(huán)節(jié)，其中的混合物通常為低黏度物料，流體的切向流動(dòng)明顯，有研究表明，通過安裝擋板以產(chǎn)生軸向液流和剪切作用，能夠增加攪拌強(qiáng)度，加強(qiáng)攪拌效果[7-9]。覃華龍等[10]對(duì)安裝標(biāo)準(zhǔn)擋板和兩種穿流擋板的攪拌槽進(jìn)行數(shù)值模擬，并分析其液-液分散特性。結(jié)果表明，三種擋板攪拌槽攪拌功率依次增大，兩種穿流擋板均能減小攪拌槽內(nèi)液滴直徑。楊鋒苓等[11]研究分析了擋板布置方式對(duì)攪拌槽內(nèi)流場(chǎng)、速度及功率消耗的影響，發(fā)現(xiàn)擋板布置方式對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)影響較小，對(duì)速度有一定影響。Xiong等[12]考察了穿孔擋板對(duì)具有高固體負(fù)荷攪拌容器功耗的影響，并分析了固體分布、流速分布、流場(chǎng)不穩(wěn)定性以及擋板與流體之間的相互作用機(jī)理。結(jié)果表明，穿孔擋板對(duì)流場(chǎng)不穩(wěn)定性的強(qiáng)化作用并不適用于容器的所有體積區(qū)域，而是具有局部效應(yīng)，主要發(fā)生在近壁區(qū)，孔的存在可以有效降低系統(tǒng)功耗。

目前在工業(yè)上廣泛使用的標(biāo)準(zhǔn)擋板并不適合所有攪拌工況，不同的擋板數(shù)量、尺寸和截面形狀等對(duì)流體混合產(chǎn)生的影響不同。鑒于此，本文以某廠含釩頁巖攪拌槽為對(duì)象，提出分段擋板方案，建立模擬攪拌固液兩相流動(dòng)行為的數(shù)學(xué)模型，采用多重參考系法模擬攪拌，考察分析了無擋板攪拌槽、標(biāo)準(zhǔn)擋板攪拌槽以及分段擋板攪拌槽對(duì)槽內(nèi)流場(chǎng)的影響，為實(shí)際生產(chǎn)中攪拌槽結(jié)構(gòu)的改進(jìn)提供理論指導(dǎo)。

1 模型描述

1.1 基本假設(shè)

對(duì)攪拌槽內(nèi)的硫酸和釩頁巖作出如下假設(shè)[13-14]：①攪拌槽中的流體是穩(wěn)定連續(xù)的流體；②攪拌槽中固液相的物性參數(shù)均是常量；③將槽中的固體顆粒視為均勻的球體；④本文忽略攪拌過程中化學(xué)反應(yīng)的影響。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 多相流模型

采用歐拉多相流模型描述攪拌槽中各相的流動(dòng)行為，其控制方程如式(1)～式(4)。連續(xù)性方程[6]

式中，下角標(biāo)i表示連續(xù)相；α為體積分?jǐn)?shù)；ρ為密度，kg/m3；U為速度，m/s。

動(dòng)量方程

式中，下角標(biāo)l表示液相，s表示固相；g為重力加速度，m/s2；τl為液體黏性應(yīng)力張量，Pa；τs為固體黏性應(yīng)力張量，Pa；p為壓力（設(shè)連續(xù)相和分散相共享壓力場(chǎng)），Pa；Fl,s和Fs,l為相間作用力；Flift為升力；FVM為虛擬質(zhì)量力。

1.2.2 湍流模型

本模擬采用的是標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型模擬浸出槽內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)行為，方程如式(5)～式(7)[15-16]。

式中，k為湍動(dòng)能；ε為湍能耗散率；μ為黏度；Pk為黏性引起的湍流產(chǎn)生項(xiàng)；Cε1、Cε2、Cμ、σk和σε為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型中的參數(shù)，Cε1=1.44，Cε2=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3。

1.2.3 界面模型

通過已有的研究可知，當(dāng)固液兩相的密度比例大于2時(shí)，巴塞特力、升力以及虛擬質(zhì)量力對(duì)固液流體的流動(dòng)產(chǎn)生的影響可以忽略，故本文僅考慮跨相阻力，如式(8)[17]所示。

式中，CD為阻力系數(shù)；dp為粒徑。該浸出槽內(nèi)的固態(tài)滯留量稍低，能夠通過Wen-Yu校正獲取CD如式(9)、式(10)。

1.3 攪拌槽和擋板結(jié)構(gòu)

攪拌槽為圓錐底圓柱形槽，攪拌槽內(nèi)徑和高度均為D，采用雙層攪拌槳，攪拌槳槳形為三葉45°折葉槳，槳葉距底高度為D/6，槳葉間距為D/3，槳葉長(zhǎng)度為D/6。4塊擋板均勻分布于攪拌槽內(nèi)壁，擋板寬度為D/12，厚度為D/100，攪拌槽結(jié)構(gòu)與槳葉結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 攪拌槽擋板三種方案

本文共模擬計(jì)算了三個(gè)方案，方案Ⅰ為無擋板攪拌槽；方案Ⅱ?yàn)闃?biāo)準(zhǔn)擋板攪拌槽；方案Ⅲ為分段擋板攪拌槽。三種方案除擋板構(gòu)型外其他計(jì)算條件均相同。

1.4 數(shù)值計(jì)算方法和邊界條件

本文采用多面體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)進(jìn)行攪拌槽網(wǎng)格劃分，應(yīng)用多重參考系法（MRF）[18-19]進(jìn)行固液兩相攪拌的模擬，選擇基于壓力算法的求解器隱式求解格式進(jìn)行求解，設(shè)置沿Z軸負(fù)方向重力場(chǎng)（g=-9.81m/s2），網(wǎng)格如圖2 所示。將攪拌槽壁面定義為無滑移固定壁面邊界，液面設(shè)置為對(duì)稱邊界條件，雙層槳包圍體設(shè)定為動(dòng)區(qū)域，邊界類型為wall壁面邊界，其余部分設(shè)定為靜區(qū)域[20-21]。上下層槳葉速度設(shè)置為34.00r/min，計(jì)算所用時(shí)間步長(zhǎng)為0.001s，計(jì)算總時(shí)間為700s。計(jì)算過程中，攪拌介質(zhì)為硫酸溶液和釩頁巖顆粒，其中硫酸溶液密度為1078kg/m3，黏度為0.001Pa·s；釩頁巖顆粒密度為2400kg/m3，粒徑為0.074mm。

圖2 攪拌槽網(wǎng)格劃分(a)與槳葉區(qū)域網(wǎng)格劃分(b)

2 網(wǎng)格無關(guān)性及模型驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

為確保模擬計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)，本文以方案Ⅱ?yàn)閷?duì)象，分別對(duì)四種不同數(shù)量網(wǎng)格，即網(wǎng)格1（660107）、網(wǎng)格2（1136810）、網(wǎng)格3（1780769）及網(wǎng)格4（2070652）進(jìn)行了模擬計(jì)算，并選取直線1（x=1.60m）為測(cè)量位置［圖3(a)］，繪制該直線上的流體速度分布曲線，結(jié)果如圖3(b)所示。由圖3(b)可以看出，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，4 條速度曲線趨勢(shì)基本相同。當(dāng)采用網(wǎng)格3和網(wǎng)格4進(jìn)行計(jì)算時(shí)，計(jì)算結(jié)果差異較小，因此，為在保證計(jì)算結(jié)果可靠性的同時(shí)，提高計(jì)算效率，選擇網(wǎng)格3進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

圖3 測(cè)量位置示意圖(a)及網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證(b)

2.2 模型驗(yàn)證

本文搭建1∶6 物理模型，采用水和原廠研磨過后的釩頁巖顆粒來模擬釩頁巖和硫酸在浸出槽內(nèi)運(yùn)動(dòng)行為，并采用本文數(shù)學(xué)模型計(jì)算與水力學(xué)物理模型完全一致條件下的釩頁巖混合情況，通過對(duì)比檢測(cè)固相顆粒濃度隨位置變化，來驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的可靠性。分別測(cè)定浸出槽距底高度為0.1m、0.2m、0.3m、0.4m和0.55m五個(gè)軸向位置的釩頁巖顆粒濃度（體積分?jǐn)?shù)，下同），并繪制實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對(duì)比圖。如圖4(a)為水力學(xué)物理實(shí)驗(yàn)平臺(tái)和所用原料，圖4(b)為攪拌槳葉轉(zhuǎn)速為45r/min 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。由圖4(b)可知，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)定釩頁巖濃度隨位置變化趨勢(shì)基本一致，二者相對(duì)誤差均在±10%以內(nèi)，表明本文的數(shù)值模擬結(jié)果可以較為準(zhǔn)確地反映釩頁巖流動(dòng)行為。

圖4 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及材料(a)與數(shù)據(jù)對(duì)比圖(b)

3 結(jié)果與討論

3.1 攪拌槽流場(chǎng)分析

圖5為無擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下釩頁巖在t=700s時(shí)的速度云圖。由圖5可以看出，在方案Ⅰ條件下，釩頁巖的整體流速約在1.25m/s，其中攪拌槳區(qū)域流速約在2.00m/s，槳間區(qū)域的流速達(dá)1.75m/s；相較之下，方案Ⅱ與方案Ⅲ的整體流速均在0.50～0.75m/s，其中攪拌槳區(qū)域的流速在1.50m/s 左右，槳間區(qū)域的流速達(dá)到1.75m/s。這是因?yàn)榘惭b擋板產(chǎn)生了剪切作用，限制了流體的切向速度，而攪拌槳區(qū)域擾動(dòng)半徑減小，改變了攪拌槽內(nèi)流體速度分布的均勻程度，攪拌槽內(nèi)整體流速降低；與方案Ⅱ相比，方案Ⅲ整體流速更大，這是因?yàn)楸患羟械牧黧w流入分段擋板的間隙空間，得到一定程度的擾動(dòng)，整體流速相對(duì)提高。

圖5 攪拌浸出槽方案Ⅰ(a)、方案Ⅱ(b)和方案Ⅲ(c)釩頁巖速度云圖

圖6為無擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下釩頁巖在t=700s 時(shí)的速度統(tǒng)計(jì)分布。圖6 柱狀圖表明，三種方案條件下釩頁巖速度值分布均呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。其中，方案Ⅰ條件下釩頁巖速度值在0.50～1.50m/s范圍內(nèi)居多，占比約67.77%；方案Ⅱ與方案Ⅲ條件下速度值均集中在0.25～1.25m/s范圍內(nèi)，其中方案Ⅱ占比約為80.27%，方案Ⅲ占比約為81.36%；同時(shí)，方案Ⅱ條件下速度值在0～0.25m/s之間的比例均大于方案Ⅰ與方案Ⅲ，這進(jìn)一步說明了流體流速因擋板作用而降低，方案Ⅱ與方案Ⅲ的效果相似，但方案Ⅲ整體流速大于方案Ⅱ。

圖6 攪拌浸出槽方案Ⅰ、方案Ⅱ、方案Ⅲ釩頁巖速度統(tǒng)計(jì)分布

3.2 釩頁巖濃度分布

圖7為無擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下釩頁巖濃度云圖。由圖7 可以看出，在方案Ⅰ條件下，攪拌浸出槽內(nèi)的釩頁巖濃度由下到上逐漸降低，攪拌槽底部有大量沉積，近液面釩頁巖低濃度區(qū)域明顯，釩頁巖顆粒整體體積分?jǐn)?shù)為0.29左右，這說明釩頁巖顆粒在槽內(nèi)擴(kuò)散不充分，不利于其與硫酸的接觸反應(yīng)。在方案Ⅱ與方案Ⅲ條件下，攪拌浸出槽內(nèi)整體釩頁巖濃度有所提高，體積分?jǐn)?shù)在0.30 左右，攪拌槽底部沉積現(xiàn)象得到明顯改善，近液面釩頁巖低濃度區(qū)域面積減??；比較方案Ⅱ和方案Ⅲ的釩頁巖濃度分布可知，標(biāo)準(zhǔn)擋板條件下攪拌槽內(nèi)的釩頁巖的均勻程度更大，分段擋板條件下近液面靠近攪拌軸區(qū)域釩頁巖濃度小于標(biāo)準(zhǔn)擋板，這是由于方案Ⅲ近液面處未設(shè)有擋板，該區(qū)域固相不受擋板作用，濃度分布情況與方案Ⅰ近液面區(qū)域相似，但底部沉積區(qū)域更小，有利于釩頁巖顆粒的懸浮。

圖7 攪拌浸出槽內(nèi)方案Ⅰ(a)、方案Ⅱ(b)和方案Ⅲ(c)的釩頁巖濃度云圖

圖8為無擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下釩頁巖體積分?jǐn)?shù)統(tǒng)計(jì)分布圖。由圖8可知，方案Ⅰ條件下釩頁巖體積分?jǐn)?shù)主要分布在0.292～0.306，占比約71.36%；方案Ⅱ與方案Ⅲ條件下釩頁巖體積分?jǐn)?shù)分布情況相似，主要分布在0.299～0.306，其中方案Ⅱ占比約79.80%，方案Ⅲ占比約85.46%。與方案Ⅱ相比，方案Ⅲ條件下釩頁巖體積分?jǐn)?shù)在0.299～0.306 范圍內(nèi)的比例略高，這說明釩頁巖顆粒在方案Ⅲ條件下分布更加均勻，對(duì)固液兩相充分混合有利。

圖8 攪拌浸出槽內(nèi)方案Ⅰ、方案Ⅱ和方案Ⅲ的釩頁巖體積分?jǐn)?shù)統(tǒng)計(jì)分布

3.3 混勻情況

圖9為無擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下死區(qū)分布圖（設(shè)定釩頁巖體積分?jǐn)?shù)小于0.290 的區(qū)域?yàn)榈蜐舛葏^(qū)，釩頁巖體積分?jǐn)?shù)大于0.308 的區(qū)域?yàn)槌练e區(qū)，以下統(tǒng)稱為死區(qū)）。如圖9 所示，無擋板條件下死區(qū)區(qū)域體積最大，約有21.085m3。安裝擋板后死區(qū)區(qū)域體積明顯減小，其中方案Ⅱ條件下死區(qū)區(qū)域體積約有0.188m3，方案Ⅲ條件下死區(qū)區(qū)域體積約1.85m3，這是因?yàn)閿嚢璨蹆?nèi)固液兩相流動(dòng)時(shí)與擋板碰撞，固相顆粒因撞擊向其他方向擴(kuò)散，混合效果得到增強(qiáng)。方案Ⅲ條件下沉積區(qū)域約為0.026m3，較方案Ⅱ減少了50%，而低濃度區(qū)域較大，這是因?yàn)榉桨涪笾袛嚢璨壑邢虏康拟C頁巖顆粒受擋板作用向上擴(kuò)散，而近液面區(qū)域未設(shè)置擋板，顆粒的流動(dòng)并未受到擋板的剪切作用，擴(kuò)散效果差于方案Ⅱ。

圖9 攪拌浸出槽內(nèi)方案Ⅰ(a)、方案Ⅱ(b)和方案Ⅲ(c)的釩頁巖濃度分布

圖10 為無擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下等速度面圖（設(shè)定速度為0.5m/s）。由圖10 可知，與無擋板條件相比，安裝擋板使得攪拌槽內(nèi)速度等面不再平滑，而是在各區(qū)域分散成大小不同的曲面。這表示在攪拌槽中存在著許多速度不同的色散流群（也可稱次流），流場(chǎng)的不穩(wěn)定性由于這些流群間的相互作用而得到加強(qiáng)[6]。圖10(b)、(c)表明，與方案Ⅱ相比，方案Ⅲ條件下攪拌槽內(nèi)的速度面分布更加紊亂，這說明擋板與擋板間隙對(duì)流體流動(dòng)的作用差異導(dǎo)致了流體之間產(chǎn)生速度差，流體流場(chǎng)更加復(fù)雜，也使得攪拌槽內(nèi)固液兩相接觸更為充分，有利于促進(jìn)化學(xué)反應(yīng)，提高釩浸出率。

圖10 攪拌浸出槽內(nèi)方案Ⅰ(a)、方案Ⅱ(b)和方案Ⅲ(c)速度面

攪拌浸出槽內(nèi)測(cè)量點(diǎn)位置如圖11所示。圖12為無擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下不同測(cè)點(diǎn)釩頁巖濃度分布曲線。由圖12可知，不同構(gòu)型擋板對(duì)釩頁巖顆粒在攪拌浸出槽內(nèi)軸向和徑向方向上均有影響。

圖11 攪拌浸出槽測(cè)量點(diǎn)位分布

圖12 方案Ⅰ、方案Ⅱ和方案Ⅲ在不同測(cè)點(diǎn)的釩頁巖濃度分布曲線

圖12(a)、(b)分別表示在h=1.40m 和h=4.50m 處釩頁巖顆粒沿徑向方向的分布。圖中曲線顯示，在h=1.40m處，釩頁巖濃度在方案Ⅰ條件下沿徑向距離逐漸增大，在方案Ⅱ條件下沿徑向距離逐漸減小并趨近于平穩(wěn)，在方案Ⅲ條件下沿徑向距離先增大后減??；在h=4.50m處，釩頁巖濃度在三種方案條件下均沿徑向距離逐漸增大。圖12(a)表明方案Ⅰ條件下近壁面區(qū)域濃度高于方案Ⅱ和方案Ⅲ，而方案Ⅱ和方案Ⅲ濃度曲線相似，這說明安裝擋板使槳間釩頁巖顆粒更容易向攪拌槽中上部區(qū)域擴(kuò)散，且分段擋板效果略好，有利于使釩頁巖顆粒充分懸浮在攪拌槽中。圖12(b)所示說明在近液面區(qū)域，方案Ⅱ與方案Ⅲ條件下釩頁巖濃度均高于方案Ⅰ，且方案Ⅱ在近葉片區(qū)域的濃度高于方案Ⅲ，在近壁面區(qū)域低于方案Ⅲ。這是因?yàn)榉桨涪蟛⑽丛诮好鎱^(qū)域安裝短擋板，近液面區(qū)域的釩頁巖顆粒隨攪拌槳旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，而攪拌槽中間區(qū)域仍受分段擋板影響，釩頁巖顆粒逐漸擴(kuò)散至近壁面區(qū)域，且擴(kuò)散效果沿徑向方向逐漸接近方案Ⅱ。圖12(c)、(d)分別表示在x=1.60m 和x=2.80m 處釩頁巖顆粒沿軸向方向的分布，如圖所示，釩頁巖濃度整體沿軸向距離逐漸減小，方案Ⅰ條件下，攪拌槽底部到上層槳葉區(qū)域的釩頁巖濃度均大于方案Ⅱ和方案Ⅲ，上層槳葉到近液面區(qū)域的釩頁巖濃度均小于方案Ⅱ和方案Ⅲ，這說明安裝擋板對(duì)釩頁巖顆粒擴(kuò)散有利，能夠使釩頁巖顆粒充分懸浮，促進(jìn)化學(xué)反應(yīng)，提高釩浸出率。方案Ⅱ與方案Ⅲ自攪拌槽底部到上層槳葉上部區(qū)域?qū)︹C頁巖顆粒擴(kuò)散的優(yōu)化效果相似，在近液面區(qū)域方案Ⅲ略低于方案Ⅱ。這仍是因?yàn)榉桨涪蠼好鎱^(qū)域未設(shè)置擋板，故此區(qū)域釩頁巖濃度接近方案Ⅰ，但仍優(yōu)于方案Ⅰ。

3.4 攪拌功率對(duì)比

攪拌功率常作為不同方案優(yōu)化效果好壞的判斷依據(jù)之一，相似攪拌效果下功率越低的方案更為節(jié)能[22-23]。本文通過模擬計(jì)算得到攪拌扭矩，根據(jù)式(11)得到各方案攪拌功率。

式中，P為攪拌功率，W；MT為攪拌扭矩，N·m；Nr為轉(zhuǎn)速，r/min。

計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖13所示。

圖13 不同方案攪拌功率對(duì)比

攪拌槽內(nèi)安裝擋板后，攪拌功率有不同程度的增加，標(biāo)準(zhǔn)擋板方案下攪拌功率增幅更明顯，較無擋板方案增加了37.17%，分段擋板方案下攪拌功率增加了17.16%。該結(jié)果表明：標(biāo)準(zhǔn)擋板的設(shè)置會(huì)使攪拌功率增加，而分段擋板在維持?jǐn)嚢栊Ч耐瑫r(shí)，能夠降低約20.00%的攪拌功率，相比標(biāo)準(zhǔn)擋板更加節(jié)能。

3.5 同功率下死區(qū)對(duì)比

為進(jìn)一步探究不同擋板方案的優(yōu)化效果，通過模擬計(jì)算得到了相同攪拌功率條件下兩種擋板方案的死區(qū)分布情況，模擬結(jié)果如圖14 所示。攪拌功率相同時(shí)，方案Ⅱ的死區(qū)總體積約有3.23m3，而方案Ⅲ的死區(qū)總體積約有1.49m3。方案Ⅲ條件下的死區(qū)總體積較方案Ⅱ減少約54.01%，其中，攪拌槽近液面區(qū)域死區(qū)體積減少約51.72%，底部區(qū)域死區(qū)體積減少約91.60%，這表明方案Ⅲ擋板構(gòu)型更有利于釩頁巖顆粒的擴(kuò)散，優(yōu)化效果優(yōu)于方案Ⅱ。

圖14 相同功率下方案Ⅱ(a)和方案Ⅲ(b)的釩頁巖濃度分布

4 結(jié)論

通過對(duì)不同構(gòu)型擋板方案下浸出槽內(nèi)多相流動(dòng)的模擬結(jié)果對(duì)比與分析，得到以下結(jié)論。

（1）兩種構(gòu)型擋板對(duì)含釩頁巖攪拌浸出槽流場(chǎng)均造成顯著影響，安裝擋板對(duì)攪拌過程中釩頁巖顆粒充分?jǐn)U散有利。分段擋板條件下，攪拌槽內(nèi)整體流速大于標(biāo)準(zhǔn)擋板，釩頁巖體積分?jǐn)?shù)在0.299～0.306 范圍內(nèi)的比例比標(biāo)準(zhǔn)擋板高5.66%，但近液面區(qū)域的釩頁巖濃度由于缺少擋板比標(biāo)準(zhǔn)擋板低。

（2）兩種構(gòu)型擋板對(duì)含釩頁巖攪拌浸出槽的混勻情況均造成顯著影響，安裝擋板有利于攪拌浸出槽內(nèi)釩頁巖顆粒充分懸浮，提高釩頁巖的浸出率。標(biāo)準(zhǔn)擋板與分段擋板對(duì)釩頁巖顆粒在攪拌槽內(nèi)的擴(kuò)散優(yōu)化效果相似，均能減少約91%的釩頁巖顆粒堆積。

（3）兩種構(gòu)型擋板的優(yōu)化效果基本相同，但分段擋板對(duì)釩頁巖的擴(kuò)散效果更好，且節(jié)省約20%的攪拌功率，與標(biāo)準(zhǔn)擋板相比更加節(jié)能。

（4）為進(jìn)一步研究分段擋板對(duì)攪拌槽內(nèi)流體的影響，后期可從擋板物性參數(shù)，如位置、寬度、厚度、形狀等方面進(jìn)行優(yōu)化，分析不同條件下流體流場(chǎng)與相分布，進(jìn)一步對(duì)分段擋板結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。