濕法提釩浸出段攪拌反應器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化

劉作華，周政霖，朱俊，劉仁龍，陶長元，王運東，彭毅

（1重慶大學化學化工學院，重慶400044；2清華大學化學工程系，北京100084；3攀鋼集團公司攀枝花鋼鐵研究院有限公司，四川 攀枝花617000）

攪拌反應器是清潔提釩工藝中的重要操作單元，關(guān)系到浸出效率及過程的經(jīng)濟性[1-2]。眾所周知，攪拌反應器通過將電動機輸入到攪拌槳槳葉上的能量傳遞給流體，形成內(nèi)部流體的整體流動，完成傳質(zhì)和傳熱[3-4]。攪拌反應器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對流體流動有重要影響，尤其是其核心部件攪拌槳的構(gòu)型和結(jié)構(gòu)參數(shù)[5-7]。因此，通過改變攪拌槳的結(jié)構(gòu)參數(shù)或構(gòu)型來優(yōu)化反應器，可改善反應器中流場結(jié)構(gòu)的均勻分布，有助于強化流體流動。

近年來，國內(nèi)外眾多學者通過改變攪拌槳直徑、攪拌槳安裝高度以及攪拌槳構(gòu)型等來強化流體流動，取得了非常好的效果。Alves等[8]和Marion等[9]分別對雙層六直葉渦輪槳及三層螺旋槳的流場進行了研究，研究顯示，多層組合攪拌槳會影響反應器的流場結(jié)構(gòu)。高正明等[10]在直徑800mm的導流筒攪拌反應器內(nèi)研究了固-液兩相的固體顆粒濃度分布和單相流體的三維速度分布，結(jié)果表明，導流筒內(nèi)外的軸向液相速度遠大于徑向和切向速度，導流筒外壁附近存在一個軸向流動方向相反的二次流區(qū)域，有助于液體的軸向流動。王濤等[11]提出了一種新構(gòu)型的攪拌槳——錯位槳，并在空氣-水-石英砂三相體系內(nèi)對比分析了該槳與傳統(tǒng)槳的流體流動情況，對比結(jié)果顯示，錯位槳相對于傳統(tǒng)的Rushton槳，功率消耗降低，適應氣速范圍廣，軸向流動能力明顯提升，在同等條件下與斜葉槳相比，氣體分散能力強，混合時間少。劉作華等[12-14]研發(fā)并設(shè)計了一種新型的剛?cè)峤M合攪拌槳，并進行了能效分析以及混沌特性的研究，研究表明，與傳統(tǒng)剛性攪拌槳相比，該槳具有降低能耗、強化流體流動的優(yōu)點。目前，攀鋼集團公司的浸出攪拌反應器存在流體混合不均勻、浸礦時間長和效率低等問題。本文擬通過改變攪拌槳槳葉間的層間距、攪拌槳的安裝層數(shù)以及安裝導流筒等方法來優(yōu)化反應器結(jié)構(gòu)，并結(jié)合計算流體動力學Fluent商業(yè)軟件研究反應器的宏觀流場結(jié)構(gòu)，旨在為合理、高效反應器的優(yōu)化改進提供理論依據(jù)。

1 結(jié)構(gòu)裝置與數(shù)值模擬方法

1.1 結(jié)構(gòu)裝置

本文模擬采用攀鋼集團公司的浸出攪拌反應器（圖1）作為研究對象，整個反應器內(nèi)徑T為3000mm，液面高度H為3000mm；反應器內(nèi)配置雙層美國萊寧A301攪拌槳，下層攪拌槳離底距離C1為350mm，兩層攪拌槳之間的距離C2為1100mm，攪拌槳直徑D為1100mm；槳葉長度l為400mm，寬度m為10mm，高度h為100mm，傾角θ為45°。

圖1 攪拌反應器結(jié)構(gòu)示意圖

為簡化計算，模擬時，將浸礦過程中的礦漿視為均一單相流體，其密度ρ為1400kg/m3，黏度μ為0.3Pa·s。整個模擬過程在相同轉(zhuǎn)速N為70r/min下進行。

1.2 數(shù)值模擬

1.2.1 計算原理

CFD研究方法是在Fluent商業(yè)軟件中進行的。模擬方法的基本步驟包括控制方程的建立、方程的離散化、方程的求解以及判斷求解方程的收斂性從而得出結(jié)果[15]。其中控制方程見式（1）～式（4）。

式中，ρ為密度；μ為動力黏度；t為時間；p為壓力；u、v、w分別為速度矢量的三個分量；Su、Sv、Sw分別為廣義源項。

1.2.2 計算方法及模型

本文選用MRF方法將流體區(qū)域劃分為靜止域和旋轉(zhuǎn)域，槳葉附近區(qū)域的流體稱為旋轉(zhuǎn)域，其他區(qū)域的流體則為靜止域。根據(jù)攪拌雷諾數(shù)的一般計算方法[16]，本模擬工況的攪拌雷諾數(shù)Re約為6588，流體在攪拌槳作用下形成了復雜的三維湍流流動，選擇合適的湍流模型成為計算的關(guān)鍵。研究表明：兩方程的k-ε模型是最簡單，也是比較有效的湍流模型，在單相流的流場模擬方面與實際是比較吻合的[17]。故本文選用標準k-ε模型，所有方程采用隱式格式，使流場在處于近似穩(wěn)態(tài)條件下進行求解計算。

由于攪拌槳和反應器內(nèi)流場是不對稱的，故選取整個反應器作為計算域。利用Fluent的前處理軟件Gambit劃分網(wǎng)格，其中旋轉(zhuǎn)域的網(wǎng)格要進行加密處理，劃分時選擇intervalsize為30；而在劃分靜止域網(wǎng)格時則選擇intervalsize為50。整個幾何模型的網(wǎng)格數(shù)為1003163，網(wǎng)格劃分示意如圖2。經(jīng)檢查，模型的網(wǎng)格質(zhì)量達到0.80以上，網(wǎng)格劃分滿足計算要求。本文的建模和模擬方法與劉作華等[18]在剛?cè)峤M合攪拌槳與剛性槳調(diào)控流場結(jié)構(gòu)的對比研究中所采用的方法基本一致，具有一定的有效性。

圖2 網(wǎng)格劃分示意圖

1.2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

本次模擬重點關(guān)注的是反應器中流體的流動情況，而流動情況與流體的速度場分布密切相關(guān)。因此，計算時選取反應器中X=550mm、Y=0mm、Z從-800～2200mm的直線LineA上的流體速度分布來進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，以確定模型的可靠性。

圖3 流體的合速度分布

以原浸出攪拌反應器穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬為例，圖3為約80萬、100萬、120萬個3種網(wǎng)格數(shù)量的模型在計算收斂后得到的直線LineA上流體的速度分布曲線。

從圖3可以看出，當網(wǎng)格數(shù)從約80萬變至約120萬時，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，3條速度曲線基本重合。這說明網(wǎng)格數(shù)從約80萬增至約120萬對計算結(jié)果的影響很小，可認為已達到網(wǎng)格無關(guān)。因此，本文的建模和模擬方法存在一定的可靠性。

2 結(jié)果與討論

2.1 攪拌槳層間距對流場結(jié)構(gòu)的影響

流場的流型影響反應器內(nèi)流體的流動行為，而攪拌槳槳葉間的層間距是影響反應器中流型的重要因素，層間距的優(yōu)化改進有利于加強反應器內(nèi)流體的流動[19-21]。為了找到一個合適的層間距，分別模擬了層間距C2為1100mm、1800mm兩種工況，其結(jié)果如圖4所示。

圖4 流體的合速度分布云圖（層間距）

圖4反映了反應器中不同層間距的流場分布情況，當層間距C2為1800mm時，兩層槳葉之間的流場結(jié)構(gòu)能夠更好地聯(lián)系起來，流體的整體流動得到加強。原反應器中上層攪拌槳上方區(qū)域的流速為0～0.4m/s，而改進后反應器中上層攪拌槳上方區(qū)域的流速為0.4～1.2m/s。兩者相比，改進后反應器中的流體流動情況在軸向和徑向上都得到了明顯的改善，上層攪拌槳上方區(qū)域流體存在的“死區(qū)”范圍大量減少，有助于流體混合。故調(diào)整兩層攪拌槳槳葉之間的層間距是加強流體運移和強化流體流動的一種有效方法。

2.2 攪拌槳安裝層數(shù)對流場結(jié)構(gòu)的影響

工業(yè)中常采用多層攪拌槳實現(xiàn)大高徑比反應器內(nèi)流體的整體流動[22]。針對攀鋼集團公司現(xiàn)有的反應器，本文對比了雙層攪拌槳反應器和三層攪拌槳反應器內(nèi)流體的流動情況，其結(jié)果如圖5所示。

圖5 流體的合速度分布云圖（攪拌槳層數(shù)）

通過計算發(fā)現(xiàn)，反應器采用兩層攪拌槳時，槳葉之間區(qū)域的流速為0.8～1.2m/s；而反應器采用三層攪拌槳時，槳葉之間區(qū)域的流速為1.2～2.4m/s。兩者相比，流體在三層攪拌槳作用下的運動更為劇烈，流場分布也更加均勻。從圖5可看出，在上下兩層槳葉之間再加一層槳葉更有利于反應器內(nèi)流體的整體流動，在整個循環(huán)過程中，更多的流體能夠從反應器底部運動到液面，參與整個反應器的流動，使底部和液面附近區(qū)域的流動情況得到更加有效的改善。

2.3 導流筒對流場結(jié)構(gòu)的影響

導流筒的安裝是在反應器內(nèi)增加一個與攪拌軸同心的無底無蓋的筒體，它可控制流體流型、引導流體流入或流出以及限定流體整體循環(huán)線路[23-25]。安裝導流筒一方面有助于增加流體軸向流動，限定流動線路，減少槽內(nèi)底部死角區(qū)域的產(chǎn)生；另一方面可提高筒內(nèi)流體的混合程度，改善流場均勻分布，使槽內(nèi)流體形成充分的循環(huán)流型[25]。本文分別計算了無導流筒和有導流筒這兩種工況的流場結(jié)構(gòu)，其結(jié)果如圖6所示。

圖6 流體的合速度分布云圖（導流筒）

其他參數(shù)條件相同的情況下，在無導流筒的反應器內(nèi)，兩層攪拌槳槳葉之間區(qū)域的流速為0.8～1.2m/s；而在有導流筒的反應器內(nèi)，兩層攪拌槳槳葉之間區(qū)域的流速為1.2～3.2m/s。這說明安裝導流筒不僅能提高流體的軸向運動速度，使流場分布更為均勻，還能在反應器中形成一個較為規(guī)整的軸向循環(huán)流，使反應器內(nèi)流體參與上下循環(huán)的運動區(qū)域更大，底部流場的“死區(qū)”范圍更小；而在無導流筒反應器內(nèi)，流體的整體軸向循環(huán)較小，且底部流場的“死區(qū)”現(xiàn)象較嚴重。故安裝導流筒能調(diào)控流場結(jié)構(gòu)，有效地改善反應器內(nèi)流場結(jié)構(gòu)的均勻程度，可強化流體軸向流動。

2.4 攪拌功率對比分析

對于浸出攪拌反應器，反應器內(nèi)流體運動的能量來自于攪拌槳。相關(guān)研究表明，湍動尺度取決于單位體積流體的功率消耗，功率消耗的大小是反應器內(nèi)流體攪拌程度和運動狀態(tài)的度量，同時又是選擇電動機功率的依據(jù)[13,26]。攪拌需要的功率取決于流體的流型和湍動程度，具體地說，攪拌功率是攪拌槳形狀、大小和轉(zhuǎn)速，流體性質(zhì)，反應器的尺寸和內(nèi)部附件（有無擋板、導流筒及其他障礙物）以及攪拌槳在反應器內(nèi)的位置的函數(shù)[26]。

槳式攪拌功率P的計算公式見式（5）。

表1為3種方案的攪拌槳力矩和攪拌功率。

表1 攪拌槳的力矩和攪拌功率

從表1可看出，當槳葉的層間距C2從1100mm增加到1800mm時，攪拌槳功率下降了1.11%，這說明攪拌槳槳葉間層間距的調(diào)整對攪拌功率的影響不大；當攪拌槳的安裝層數(shù)由兩層增加到三層時，攪拌槳功率增加了67.42%，分析其原因是增加的攪拌功率主要用于內(nèi)部流體的整體流動；當安裝導流筒時，攪拌槳功率上升了61.37%，這是由于上升的攪拌功率主要用來改善近槳區(qū)流體的“柱狀回流”現(xiàn)象。

3種方案都可以有效地調(diào)控流場結(jié)構(gòu)，減小反應器底部以及液面附近存在的“死區(qū)”范圍。對比3種方案，當電動機功率一定時，雙層攪拌槳槳葉層間距增加可以較好地改善反應器的流場分布，增大反應器內(nèi)流體的有效混合區(qū)域，但槳葉間流體的流速仍然較小，流體的軸向運動較弱；改為三層攪拌槳攪拌或安裝導流筒都可以提高流體的軸向流，強化流體的整體流動，但這兩種方案都會導致電動機輸入功率的增加，兩者相比，安裝導流筒使電動機增加的輸入功率更小，且槳葉之間區(qū)域的流速更大，也更有利于流體的高效混合。

3 結(jié)論

（1）對于雙層攪拌槳反應器，當層間距C2增加到1800mm時，反應器內(nèi)的流場分布更為理想；液面靠近內(nèi)壁處區(qū)域的流速增加，有利于減少附近流體的“死區(qū)”范圍；增加層間距后，攪拌功率下降了1.11%，即層間距的增加對攪拌功率的影響不大。

（2）與改進后的雙層攪拌槳反應器相比，三層攪拌槳反應器內(nèi)流體的流型更好，流場結(jié)構(gòu)也得到了更加有效地調(diào)控；雖然三層槳的攪拌功率增加了67.42%，但增加的功率主要用于內(nèi)部流體的整體流動。

（3）反應器中安裝導流筒提高了上下槳葉區(qū)域之間的流速，整體軸向流動得到加強；雖然安裝導流筒使攪拌功率增加了61.37%，但增加的功率使得近槳區(qū)流體的“柱狀回流”現(xiàn)象得到改善，反應器內(nèi)流場分布更為均勻。

符號說明

[1]Wang F，Zhang YM，Liu T，etal.Comparison of directacid leaching process and blank roasting acid leaching process in extracting vanadium from stone coal[J].InternationalJournalofMineral Processing，2014，128（10）：40-47.

[2]TavakoliM R，Dreisinger D B.The kinetics of oxidative leaching of vanadium trioxide[J].Hydrometallurgy，2014，147（1）：83-89.

[3]Rodriguez S G，Baena N A，Rudolph N M，et al.Dimensional analysis and scaling in mechanical m ixing for fabrication of metal matrix nanocomposites[J].JournalofManufacturingProcess，2012，14（1）：388-392.

[4]Akram G，Thierry L，Dom inique D V，et al.Static m ixers：Mechanisms，applications，and characterization methods—A review[J].ChemicalEngineeringResearchandDesign，2014，92（2）：205-228.

[5]Murthy B N，Deshmukh N A，Patwardhan A W，et al.Hollow self-inducing impellers：Flow visualization and CFD simulation[J].ChemicalEngineeringScience，2007，62（14）：3839-3848.

[6]劉作華，寧偉征，孫瑞祥，等.攪拌槽內(nèi)液相/氣-液兩相流體宏觀不穩(wěn)定性的研究[J].化工進展，2010，29（s1）：100-105.

[7]LiM Z，White G，Wikinson D，etal.Scale up study of retreatcurve impeller stirred tanks using LDA measurements and CFD simulation[J].ChemicalEngineeringJournal，2005，108（1-2）：81-90.

[8]Alves SS，MaiaC I，Vasconcelos JM T.Experimentalandmodeling study of gas dispersion in a double turbine stirred tank[J].Chemical EngineeringScience，2002，57（1）：487-496.

[9]Marion A G，Rodolphe S，Catherine X.CFD analysis of industrial multi-staged stirred vessels[J].ChemicalEngineeringProcess，2006，45（1）：415-427.

[10]陳文民，黃雄斌，高正明.固-液導流筒攪拌槽內(nèi)流體流動和顆粒懸浮特性[J].過程工程學報，2007，7（1）：14-18.

[11]王濤，雍玉梅，禹耕之，等.一種新型攪拌槳多相混合性能研究[J].化學反應工程與工藝，2009，25（1）：8-12.

[12]劉作華，楊鮮艷，謝昭明，等.柔性槳與自浮顆粒協(xié)同強化高黏度流體混沌混合[J].化工學報，2013，64（8）：2794-2800.

[13]劉作華，曾啟琴，王運東，等.柔性槳強化高黏度流體混合的能效分析[J].化工學報，2013，64（10）：3620-3625.

[14]劉作華，陳超，劉仁龍，等.剛?cè)峤M合攪拌槳強化攪拌槽中流體混沌混合[J].化工學報，2014，65（1）：61-70.

[15]韓占忠，王敬，蘭小平.FLUENT流體工程仿真計算實例與應用[M].北京：北京理工大學出版社，2004.

[16]馮惠生，劉榮，楊騰.應用CFD對D-T型雙軸臥式攪拌裝置功率特性和傳熱特性的模擬[J].化工進展，2009，28（s1）：318-322.

[17]張國娟，閔健，高正明，等.翼形槳攪拌槽內(nèi)混合過程的數(shù)值模擬[J].高校化學工程學報，2005，19（2）：169-174.

[18]劉作華，曾啟琴，楊鮮艷，等.剛?cè)峤M合攪拌槳與剛性槳調(diào)控流場結(jié)構(gòu)的對比[J].化工學報，2014，65（6）：2078-2084.

[19]孫會，潘家禎.帶有新型內(nèi)外組合槳的攪拌設(shè)備內(nèi)流場的數(shù)值模擬[J].化工學報，2013，57（1）：13-20.

[20]郝惠娣，孫吉興，高勇，等.徑向流渦輪槳攪拌槽內(nèi)流動場的數(shù)值模擬[J].化工進展，2009，28（s1）：473-477.

[21]Franco M，GiuseppinaM，Davide P，etal.M ixing time in high aspect ratio vessels stirred w ithmultiple impellers[J].ChemicalEngineering Science，2013，101（1）：712-720.

[22]Linek V，Moucha T，Rejl F J，et al.Power and mass transfer correlations for the design ofmulti-impeller gas-liquid contactors for non-coalescent electrolyte solutions[J].ChemicalEngineering Journal，2012，209（1）：263-272.

[23]劉夢溪，牛占川，盧春喜，等.導流筒分布器位置對環(huán)隙氣升式氣固環(huán)流反應器流體力學性能的影響[J].化工學報，2010，61（9）：2250-2256.

[24]伍沅，周玉新，郭嘉，等.液體連續(xù)相撞擊流強化過程特性及相關(guān)技術(shù)裝備的研究和應用[J].化工進展，2011，30（3）：463-472.

[25]RobertNM，Colorado PE.CFD simulation ofmechanical draft tube m ixing in anaerobic digester tanks[J].WaterResearch，2009，43（4）：1040-1050.

[26]黃男男.發(fā)酵攪拌罐流場分析與結(jié)構(gòu)優(yōu)化[D].江蘇：江南大學機械工程學院，2009.