濃縮接受釜內(nèi)固液懸浮過(guò)程CFD模擬

摘 要： 濃縮接受釜作為一種常用的化工設(shè)備，其內(nèi)部固液懸浮均勻性對(duì)下游生產(chǎn)穩(wěn)定性至關(guān)重要。應(yīng)用多重參考系法和混合多相流模型對(duì)濃縮接受釜進(jìn)行計(jì)算流體力學(xué)（CFD）模擬，分析了現(xiàn)有攪拌條件下固液懸浮狀態(tài)，并探究了攪拌轉(zhuǎn)速對(duì)固液懸浮的影響，最后提出了槳葉優(yōu)化設(shè)計(jì)方案。果表明：現(xiàn)有3層斜葉槳軸流推動(dòng)能力弱，無(wú)法在釜內(nèi)形成主體循環(huán)，導(dǎo)致固液懸浮均勻性差，且通過(guò)增加攪拌轉(zhuǎn)速無(wú)法滿足生產(chǎn)要求。優(yōu)選的雙層軸流槳軸流推動(dòng)能力強(qiáng)，可形成中心向下、邊壁向上的主體循環(huán)流動(dòng)，有效提高了釜內(nèi)固液懸浮均勻性，保證了下游生產(chǎn)運(yùn)行的穩(wěn)定。

關(guān) 鍵 詞：固液懸??；混合；CFD；多相流；多層槳

中圖分類號(hào)：TQ027.2 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A 文章編號(hào)： 1004-0935（2024）09-1465-05

固液懸浮屬于典型的非均相攪拌混合，其目的是借助攪拌器的作用，使固體顆粒懸浮于液相中，形成固液混合物或懸浮液^[1]，廣泛應(yīng)用于石化、制藥、冶金等領(lǐng)域^[2]。在結(jié)晶過(guò)程中，良好的固液懸浮狀態(tài)是保證結(jié)晶產(chǎn)品質(zhì)量的關(guān)鍵^[3]；在冶金工業(yè)中，維持固液懸浮是調(diào)漿浮選過(guò)程的重點(diǎn)，可提升浮選藥劑的利用率^[4]；在化學(xué)反應(yīng)過(guò)程中，顆粒懸浮可增大相間接觸面積、強(qiáng)化傳質(zhì)，以提升反應(yīng)效率^[5]。濃縮接受釜作為常見的化工設(shè)備，在接收固液漿料的同時(shí)，需將釜內(nèi)漿料均勻輸送至下游生產(chǎn)單元。釜內(nèi)通過(guò)攪拌槳維持固液懸浮狀態(tài)，但攪拌槳設(shè)計(jì)往往依賴經(jīng)驗(yàn)，運(yùn)行過(guò)程中易出現(xiàn)出料固含率不穩(wěn)定，因此深入研究濃縮接受釜內(nèi)固液懸浮過(guò)程對(duì)提高下游單元運(yùn)行穩(wěn)定具有重要意義。

隨著仿真技術(shù)的快速發(fā)展，計(jì)算流體力學(xué)模擬（CFD）已廣泛應(yīng)用于固液懸浮過(guò)程的研究^[6]。湯俊杰等^[3]采用CFD模擬的方法對(duì)結(jié)晶器內(nèi)攪拌流場(chǎng)進(jìn)行了研究，優(yōu)化了槳葉類型、槳葉層數(shù)以及安裝高度。茍炳中等^[4]采用CFD模擬了強(qiáng)力攪拌機(jī)內(nèi)的固液混合過(guò)程，并進(jìn)一步優(yōu)選了攪拌轉(zhuǎn)速等操作參數(shù)。胡越等^[7]則基于流體力學(xué)模擬對(duì)比了釜底形狀對(duì)固液懸浮過(guò)程的影響。JIANG等^[8]采用CFD模擬的手段，研究了槳葉安裝高度對(duì)固液混合過(guò)程的影響，同時(shí)優(yōu)選了槳葉直徑等參數(shù)。

以工業(yè)濃縮接受釜為模型，采用CFD對(duì)現(xiàn)有釜內(nèi)固液懸浮狀態(tài)進(jìn)行模擬，并探究操作參數(shù)對(duì)固液懸浮狀態(tài)的影響，最后基于模擬結(jié)果對(duì)現(xiàn)有攪拌型式進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 計(jì)算模型和模擬方法

1.1 計(jì)算模型

1.1.1 濃縮接受釜模型

工業(yè)上運(yùn)行的濃縮接受釜三維模型如圖1所示，釜體直徑為3.2 m，運(yùn)行液位高度為3.6 m，上部為進(jìn)料口，釜底為出料口，物料連續(xù)進(jìn)出體積流量均為40 m³·h^-1。入口處漿料固含率為1.7%，顆粒平均粒徑為0.25 mm，顆粒密度為2200 kg·m^-3，液相密度為1300 kg·m^-3，黏度為1 mPa·s。

釜內(nèi)攪拌器為3層槳式攪拌器，其中上2層斜葉上翻、最底層斜葉下翻。槳葉直徑1.2 m，槳葉寬為0.2 m，斜葉角度為45°，相鄰2層槳間距為0.8 m，底層槳離底高度為0.35 m。攪拌器順時(shí)針轉(zhuǎn)速，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速為75 r·min^-1，攪拌電機(jī)裝機(jī)功率為11 kW。

1.1.2 攪拌區(qū)域設(shè)置及網(wǎng)格劃分

為模擬濃縮接受釜內(nèi)攪拌槳葉轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)固液懸浮的影響，需對(duì)接受釜進(jìn)行區(qū)域劃分，攪拌槳葉附近區(qū)域?yàn)檗D(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域，其余為靜止區(qū)域，如圖2（a）所示。在轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域和靜止區(qū)域設(shè)置交界面，交界面邊界類型為Interface，從而實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域和靜止區(qū)域計(jì)算結(jié)果的數(shù)值交換^[9]。采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)濃縮接受釜三維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為了提高計(jì)算精度，對(duì)攪拌槳葉所在轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密^[10]，如圖2（b）所示，整體模型網(wǎng)格數(shù)約為170萬(wàn)。

1.2 模擬方法

利用Fluent19.0模擬濃縮接受釜內(nèi)固液懸浮。采用多層參考系法（MRF）定義轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域，采用Mixture模型對(duì)固液兩相進(jìn)行計(jì)算，液固間曳力模型采用Wen-Yu模型，湍動(dòng)模型選用考慮旋轉(zhuǎn)修正的RNG模型^[11]。求解過(guò)程采用PISO壓力-速度耦合方法，離散方法選用二階迎風(fēng)格式，殘差設(shè)置為0.0001，起始計(jì)算步長(zhǎng)為0.0001s，計(jì)算步長(zhǎng)根據(jù)收斂情況動(dòng)態(tài)調(diào)整。為了加快模擬進(jìn)度，在初始化階段，將濃縮接受釜內(nèi)固含率設(shè)置為1.7%。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 固液懸浮過(guò)程分析

基于上述CFD模型以及求解參數(shù)設(shè)置，模擬濃縮接受釜在連續(xù)進(jìn)出料過(guò)程中固液懸浮過(guò)程的變化，攪拌轉(zhuǎn)速為75 r·min^-1。模擬過(guò)程監(jiān)測(cè)攪拌槳攪拌功率以及進(jìn)出口固體質(zhì)量流量，結(jié)果如圖3所示。

由圖3（a）可知，在模擬監(jiān)測(cè)時(shí)間范圍內(nèi)攪拌功率趨于穩(wěn)定，最終攪拌功率在5.3 kW左右。根據(jù)前期調(diào)研，濃縮接受釜實(shí)際運(yùn)行功率在5.6 kW左右，即采用CFD模擬得到的攪拌功率與實(shí)際運(yùn)行功率相接近，由此證明CFD模擬結(jié)果的可靠性。由圖3（b）可知，隨著攪拌的進(jìn)行出口固體量高于進(jìn)口固體量，表明顆粒在釜底附近出現(xiàn)堆積，造成出口附近固含率升高，進(jìn)而影響下游生產(chǎn)的穩(wěn)定性。

為分析攪拌過(guò)程固液懸浮過(guò)程的變化，提取不同時(shí)間段顆粒濃度分布，結(jié)果如圖4所示。由圖4可知，隨著攪拌的進(jìn)行，濃縮接受釜內(nèi)顆粒相向下沉積，釜底封頭區(qū)顆粒量不斷增多，最終形成圖4（c）所示的顆粒濃度分布。圖4（c）所示的固液懸浮均勻性較差，底部顆粒濃度高、頂部顆粒濃度低，攪拌槳葉周圍區(qū)域顆粒濃度小。

為進(jìn)一步剖析固液懸浮效果差的原因，提取=117s時(shí)垂直剖面上速度分布及速度矢量分布，結(jié)果如圖5所示。由圖5（a）可知，槳葉轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程中，槳葉葉端附近形成高速區(qū)；由圖5（b）可知，槳葉對(duì)流體的推動(dòng)范圍較小，僅在槳葉附近出現(xiàn)明顯的速度矢量，且上2層槳葉起到斜向上推動(dòng)的作用，底層槳葉起到斜向下推動(dòng)的作用?，F(xiàn)有攪拌器在75r·min^-1條件下，無(wú)法在濃縮接受釜形成整體環(huán)流，進(jìn)而無(wú)法將沉積至釜底的顆粒均勻分散。

2.2 攪拌轉(zhuǎn)速對(duì)固液懸浮的影響

為改善釜底顆粒堆積區(qū)域顆粒分散性，擬提高攪拌轉(zhuǎn)速。采用CFD模擬探究110、150 r·min^-1條件下的固液懸浮特性。圖6為不同轉(zhuǎn)速下濃縮接受釜垂直剖面上顆粒濃度分布。由圖6可知，隨著轉(zhuǎn)速的增加，釜底沉積的顆粒量變少，釜內(nèi)顆粒分布均勻性有所增加。

提取不同轉(zhuǎn)速下垂直剖面速度及速度矢量分布，結(jié)果如圖7所示。由圖7（a）可知，隨著攪拌轉(zhuǎn)速的增加釜內(nèi)流場(chǎng)速度整體增加，槳葉周圍高速區(qū)面積增加明顯。由圖7（b）可知，攪拌轉(zhuǎn)速增加后槳葉附近的速度矢量更密度且數(shù)值增大，槳葉推動(dòng)范圍更廣，由此改善了釜底顆粒濃度分布^[12]。

統(tǒng)計(jì)不同轉(zhuǎn)速下接受釜出口固體質(zhì)量流量以及相應(yīng)攪拌功率，結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，隨著攪拌轉(zhuǎn)速的增加，出口固體質(zhì)量流量逐漸減小，同時(shí)攪拌功率大幅增加。當(dāng)轉(zhuǎn)速為110 r·min^-1時(shí)，出口質(zhì)量流量為0.36 kg·s^-1，攪拌功率為17 kW，此時(shí)出口固體質(zhì)量流量與進(jìn)口固體質(zhì)量流量相接近，但攪拌功率已經(jīng)超過(guò)裝機(jī)功率，且此時(shí)釜底仍有較高的固體沉積。當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到150 r·min^-1時(shí)，出口質(zhì)量流量為0.16 kg·s^-1，攪拌功率為48 kW。在轉(zhuǎn)速為150 r·min^-1條件下，釜底沉積的固體量減少，但此時(shí)出口固體質(zhì)量嚴(yán)重偏低，且此時(shí)攪拌功率遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)電機(jī)功率。由上述分析可知，現(xiàn)有攪拌條件下，無(wú)法通過(guò)提高轉(zhuǎn)速改善濃縮接受釜運(yùn)行穩(wěn)定性?，F(xiàn)有運(yùn)行攪拌器為3層斜葉槳，斜槳葉以剪切力為主，軸流推動(dòng)能力較弱；與此同時(shí)，上2層槳葉斜葉上翻、底層槳葉斜葉下翻，軸流推動(dòng)方向不一致，使得現(xiàn)有攪拌器無(wú)法在釜內(nèi)形成中心向下邊壁向上的大循環(huán)，進(jìn)而導(dǎo)致固液懸浮效果較差。

2.3 槳葉類型對(duì)固液懸浮的影響

為改善濃縮接受釜內(nèi)固液懸浮效果，提出圖9所示推進(jìn)式攪拌器。該攪拌器采用雙層槳葉，每層均為下翻式三葉槳，層間高度1 m，槳徑1.2 m。槳葉離底距離0.75 m，槳葉根部寬0.24 m，安裝折角為45°；槳葉末端寬0.17 m，折角為20°。

采用CFD模擬圖9所示三維模型固液懸浮過(guò)程，攪拌轉(zhuǎn)速為75 r·min^-1，得到圖10所示模擬結(jié)果。由圖10可知，ttZ/incG478yctUpon6b88UIzhTtZqUfMLHT7sIvKXQ=槳葉類型更換為兩層推進(jìn)式槳葉后，固液懸浮均勻性大幅改善，僅有少量顆粒在釜底出料口附近出現(xiàn)沉積。攪拌槳葉功耗為4 kW，出口處固體質(zhì)量流量為0.42 kg·s^-1。由此可知，變更槳葉類型后一方面能夠降低攪拌功耗，另一方面可以保持均勻的固液懸浮狀態(tài)，提升后續(xù)反應(yīng)單元運(yùn)行穩(wěn)定性。

進(jìn)一步提取穩(wěn)定后垂直剖面速度及速度矢量分布，得到圖11。圖11（a）所示的速度分布表明，在兩層軸流槳的作用下，釜內(nèi)速度場(chǎng)分布基本均勻，僅在槳葉末端出現(xiàn)少量高速區(qū)；圖11（b）為速度矢量分布圖，此時(shí)全釜內(nèi)均有速度矢量出現(xiàn)，并基本形成中心向下邊壁向上的大循環(huán)，從而避免顆粒在釜底大量沉積，提升了固液懸浮的均勻性^[13-14]。

3 結(jié) 論

采用CFD模擬研究了現(xiàn)有濃縮接受釜內(nèi)固液懸浮過(guò)程，并通過(guò)攪拌功率模擬值和實(shí)際值的對(duì)比驗(yàn)證了模擬結(jié)果的可靠性，同時(shí)考察了攪拌轉(zhuǎn)速對(duì)固液懸浮過(guò)程的影響，最后結(jié)合模擬結(jié)果提出了優(yōu)化的槳型設(shè)計(jì)方案。

1）現(xiàn)有3層斜葉槳軸流推動(dòng)力較弱，且上2層推動(dòng)方向與底層推動(dòng)方向相反，無(wú)法在釜內(nèi)形成整體環(huán)流，從而造成釜底顆粒沉底嚴(yán)重，導(dǎo)致進(jìn)出口固體質(zhì)量流量偏差較大，影響下游生產(chǎn)運(yùn)行穩(wěn)定。

2）針對(duì)現(xiàn)有3層斜葉槳，增大攪拌轉(zhuǎn)速可改善固液懸浮效果，但攪拌功耗遠(yuǎn)超現(xiàn)有裝機(jī)功率，且出口處固體質(zhì)量流量小于進(jìn)口，同樣會(huì)引起下游生產(chǎn)單元運(yùn)行不穩(wěn)定。

3）基于前期模擬分析，將槳葉類型優(yōu)化為雙層軸流槳，在降低攪拌功耗的同時(shí)，有效提升了槳葉軸流推動(dòng)能力，在釜內(nèi)基本形成了中心向下邊壁向上的大循環(huán)，大幅提升了固液懸浮均勻性，實(shí)現(xiàn)了進(jìn)出料固體質(zhì)量流量的平衡。

參考文獻(xiàn)：

[1] 周勇軍，盧源，陳明濠，等. 改進(jìn)型INTER-MIG攪拌槽內(nèi)固液懸浮特性的數(shù)值模擬[J]. 過(guò)程工程學(xué)報(bào)，2014，14（5）：744-750.

[2] 楊鋒苓，周慎杰. 攪拌固液懸浮研究進(jìn)展[J].化工學(xué)報(bào)，2017，68（6）： 2233-2248.

［[3］]湯俊杰，易爭(zhēng)明，郭璐.基于CFD對(duì)DTB結(jié)晶器內(nèi)攪拌槳構(gòu)型的優(yōu)選[J].現(xiàn)代化工，2019，39（1）：209-212.

［[4］]茍炳中，孫春寶，寇玨.強(qiáng)力攪拌機(jī)攪拌調(diào)漿固液混合數(shù)值模擬[J].礦業(yè)研究與開發(fā)，2022，42（3）：134-139.

[5] 許雯婧，王璐，甄衛(wèi)軍，等. 聚苯硫醚聚合攪拌釜結(jié)構(gòu)優(yōu)化及流場(chǎng)分析[J]. 化學(xué)反應(yīng)工程與工藝，2020，36（3）：203-212.

[6] 李良超，徐斌，楊軍. 基于計(jì)算流體力學(xué)模擬的下沉與上浮顆粒在攪拌槽內(nèi)的固液懸浮特性[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2014，50（12）：185-191.

［[7］]胡越，張一敏，薛楠楠，等.攪拌槽形對(duì)含釩頁(yè)巖固液混合特性影響的數(shù)值模擬[J].有色金屬（冶煉部分），2022（11）：68-77.

[8] JIANG H W， YUAN S， LIU H， et al. Numerical analysis and optimization of key parts in the stirred tank based on solid-liquid flow field[J]. ， 2022， 105（1）： 003685042110672.

［[9］]袁慎峰，金玲貞，陳志榮，等.基于CFD的攪拌萃取塔結(jié)構(gòu)優(yōu)化與流場(chǎng)分析[J].過(guò)程工程學(xué)報(bào)，2023，23（5）：681-690.

[10] 劉麗艷，李晨辰，朱國(guó)瑞，等. 粉煤灰-氫氧化鈉漿液槽放大準(zhǔn)則數(shù)值模擬研究[J]. 現(xiàn)代化工，2014，34（2）：148-151.

[11] 李青云. 基于CFD的小型反應(yīng)釜中不同湍流模型數(shù)值模擬比較[J]. 當(dāng)代化工，2020，49（7）：1483-1487.

[12] 曹小爽，鄭海燕，王琦，等. 濕法提釩攪拌反應(yīng)釜的流場(chǎng)分布[J]. 鋼鐵釩鈦，2021，42（4）：6-11.

[13] 肖志鵬，陶蘭蘭，陳帥，等. 帶穩(wěn)定翼四斜葉-Rushton組合槳釜內(nèi)流場(chǎng)實(shí)驗(yàn)研究[J]. 化工機(jī)械，2022，49（5）：756-763.

［[14］]趙珣，肖志鵬，林偉振.基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的改進(jìn)型三斜 Rushton組合槳攪拌釜內(nèi)流場(chǎng)研究[J].石油化工設(shè)備，2022，51（4）：15-20.

CFDSimulation ofSolid-LiquidSuspension in

ConcentrateReceivedStirredTank

LIANGXiaofeng，YANG Wenqiong， LIU Xiaobang， ZI Can， LI Jianchang

（Zhejiang Institute of Tianjin University（Shaoxing）， Shaoxing Zhejiang 312300， China）

Abstract：Solid-liquid suspension uniformity in concentrate received stirred tank is the key factor to determine the stability of downstream operation. In the present work， the solid-liquid suspension process and the effect of stirred speed were simulated by computational fluid dynamics using multiple reference frame method and mixture multiphase flow model. The simulated results showed that the axial flow capacity of current three-layer agitator was not enough， leading to solid deposition. Besides， the non-uniform suspension condition was not be solved by increasing the stirred speed. Furthermore， an optimized two-layer axial agitator with strong axial flow capacity was proposed， which could satisfy efficient bulk circulation in the tank and relatively uniform distribution of solids.

Key words：Solid-liquid suspension; Mixing; CFD; Multiphase flow; Multilayer agitator