混合澄清槽優化槳葉形式的數值模擬

徐旭升，武 斌，陳 葵，紀利俊，吳艷陽，沈祖鈞

(華東理工大學 化工學院，上海 200237)

混合澄清槽具有結構簡單、級效率高、運行穩定、操作彈性大等特點，被廣泛用于冶金、食品、醫藥等領域中的液-液萃取分離過程[1]。攪拌槳是混合澄清槽的重要部件之一，通過攪拌槳的旋轉攪拌可以產生不同的流場和分散相液滴滴徑分布。高效傳質的條件是液-液兩相充分接觸，即分散相在混合槽中形成合理且較窄的液滴滴徑分布和均勻的流場分布[2]。在這種要求下，攪拌槳需要不產生過強的剪切作用，以免滴徑過小，聚并困難；以及產生的流動死角盡可能少，使分散相液滴分布范圍廣。優良的攪拌槳結構應同時滿足良好的傳質混合和適中剪切這兩方面要求。

需要多個理論級才能達到預期分離效果的液-液萃取，如相鄰稀土元素的萃取分離往往需要多級混合澄清槽，級間用泵送設備輸送液體以達到多級聯用。泵吸式攪拌槳(如閉式渦輪槳)除能產生混合和分散效果，其旋轉所產生的抽吸力能夠減少級間泵送的能量消耗，從而減少設備與操作成本[3]。目前，帶有泵吸式槳的混合澄清器在實際生產中已有廣泛使用，如Krebs型混合澄清器，EC-D型混合澄清器和全逆流混合澄清槽等[4-6]。EC-D型混合澄清器在稀土萃取工業中有獨特優勢，采用大三角型槳葉時可以很好地實現液滴的均勻分散，但工業萃取槽規模較大且級間流體輸送距離遠時抽吸作用不足；而傳統的閉式渦輪槳工業萃取槽級間抽吸能力充足，但液滴滴徑過小和分散不均勻問題突出[7-8]。針對以上這些問題，研究提出了改進傳統泵吸式攪拌槳的結構，采用計算流體力學軟件對優化前后的攪拌槳進行模擬計算，并結合驗證試驗，以期設計出一種兼顧傳質混合、級間泵送和液-液兩相分布的攪拌槳，為提高工業生產中的萃取效率提供參考。

1 試驗裝置

試驗針對的混合室材質為有機玻璃，工作空間尺寸240 mm×240 mm×360 mm，頂部側面有一個尺寸為240 mm×15 mm的溢流出口。混合室結構如圖1所示。為減少攪拌時產生在液面的凹旋渦，以及防止空氣卷入混合室，在液面下30 mm處安裝篩型格柵。混合室進料孔直徑為40 mm，中間由擋板分開，其余參數如圖1所示，單位均為mm。傳統型閉式渦輪槳和一種改進型閉式渦輪槳結構如圖2所示，直徑均為85 mm，下方導流筒直徑均為45 mm，高度均為21 mm，材料厚度均為3 mm，材質均為304不銹鋼。不同之處在于，傳統型閉式渦輪槳葉片為長方形直葉片，改進型閉式渦輪槳葉片呈弧形，高度16 mm，進口角為20°，包角72°，出口角26°。

圖1 混合室結構示意

圖2 閉式渦輪槳結構示意

煤油和去離子水在蠕動泵控制下，以一定流速分別從潛室左右進料孔被吸入裝置。攪拌槳的轉速由電機控制。在試驗設定轉速下，油相和水相在混合室中有短暫的停留攪拌，而后通過頂部側面的溢流口進入澄清室進行油水分離。試驗中，通過相機拍攝混合槽中油水分布情況。由于煤油本身呈無色透明狀，為使液體易于區分，用蘇丹紅Ⅳ進行染色。在混合室進料口處，引出一測壓管，該管與混合室液面的高度位差即為抽吸壓頭。攪拌軸上裝有扭矩傳感器，通過測量穩定運行時攪拌軸上的力矩來計算攪拌功率。扭矩與轉動角速度的乘積即為軸功率[9]。

2 數值模擬

2.1 網格劃分

網格劃分如圖3所示。

a—外部靜止區域；b—改進型內部攪拌區域；c—傳統內部攪拌區域。圖3 外部靜止區域及內部攪拌區域的網格劃分

采用Gambit軟件對計算區域進行離散化處理。計算區域劃分為兩塊，即內部攪拌區域和外部靜止區域。外部靜止區域結構較為規則，主體使用六面體網格劃分，部分不規則區域使用四面體網格劃分。內部攪拌區域結構較為復雜，故用四面體網格劃分。為提高計算精確度，采用尺寸函數(size function)對兩區域交界面，攪拌區域和進料處進行網格加密。

2.2 計算條件

湍流模型選擇標準k-ε模型，模擬油水兩相流動情況選擇Eulerian多相流模型，模擬攪拌區域和靜止區域的相對運動選擇多重參考系法(multiple reference frame)。模擬分散相滴徑分布時選用群體平衡模型(population balance equation)，以均一離散法求解，對于分散相的聚并模型選擇湍流模型，而破碎模型選擇Luo模型。油相與水相之間的曳力系數表征選擇Schiller-Naumann-PB模型。在液-液體系中，升力和虛擬質量力與曳力相比可以忽略。

油相入口邊界條件為速度邊界入口，入口速度為0.04 m/s，湍流參數描述選擇湍流強度I和水力學直徑DH，其中，I=9.874 5%，DH=20 mm；水相入口邊界條件為速度邊界入口，入口速度為0.36 m/s。湍流參數描述選擇湍流強度I和水力學直徑DH，其中，I=5.275%，DH=20 mm；溢流出口為壓力邊界出口；頂部自由液面為對稱邊界條件；外部靜止區域和內部攪拌區域的連接面為交界面；其他所有面均為標準壁面。

數值求解選擇Phase Coupled SIMPLE耦合速度場和壓力場，欠松弛因子為默認值，殘差設為10-5。監控出口壓力、兩相的出口流量和每種滴徑液滴的數量。

3 試驗結果與討論

3.1 試驗驗證

為了證明計算模擬結果的可靠性，對改進型閉式渦輪槳抽吸壓頭、攪拌功率及分散相相含率分布的計算值和試驗值進行比較。

圖4、5分別為不同攪拌速度下抽吸壓頭和攪拌功率計算值與試驗值的對比。由圖4、5看出，模擬值和試驗值具有相同變化趨勢，且數值接近。說明使用的計算流體力學模型和算法可以準確預測混合槽內流場的變化情況。

圖4 抽吸壓頭模擬值與試驗值對比

圖5 攪拌功率模擬值與試驗值對比

圖6為200 r/min和600 r/min攪拌速度下的油相分布。可以看出，模擬和試驗的分散相分布情況較為接近。低轉速下，上層氣-液接觸面附近油相含率較高；高轉速下，油相分布均勻，僅有攪拌軸附近出現油相含率較高的情況：表明模擬計算時采用的模型和方法能較準確地預測混合槽內分散相的分布情況。

試驗觀察的分布形態：a1—200 r/min； b1—600 r/min。分散相相含率模擬值：a2—200 r/min； b2—600 r/min。圖6 不同攪拌速度下的油相分布

3.2 抽吸壓頭及攪拌功率

圖7、8分別為不同攪拌速度下，改進型閉式渦輪槳和傳統型閉式渦輪槳的抽吸壓頭和攪拌功率的計算值對比結果。可以看出：改進型閉式渦輪槳的抽吸壓頭與傳統型閉式渦輪槳的抽吸壓頭數值幾乎相等，只有在高攪拌速度條件下才略高于傳統型閉式渦輪槳的抽吸壓頭，兩者均隨攪拌速度增大而提高，且幾乎呈直線關系。

圖7 2種類型閉式渦輪槳抽吸壓頭對比

由圖8看出，改進型閉式渦輪槳在降低功率方面有很大優勢。隨攪拌速度增大，改進型閉式渦輪槳降低功率也越顯著，在600 r/min條件下，功率降低32.4%。值得注意的是，當攪拌速度超過400 r/min時，2種閉式渦輪槳的功率升高得都非常快，這一規律對實際生產設備的設計與操作有一定幫助。結合圖7、8得出，多級混合澄清槽在應用時，受到抽吸壓頭和攪拌功率制約，在產生抽吸壓頭接近情況下，改進型閉式渦輪槳具有降低功率的優勢。

圖8 2種類型閉式渦輪槳功率對比

2種類型閉式渦輪槳攪拌功率產生差異的原因主要有2方面：1)在攪拌速度、攪拌槳半徑及流量都相同條件下，采用長方形直葉片的傳統型閉式渦輪槳產生的出口絕對速度大于采用后彎式葉片的改進型閉式渦輪槳，而流動能量損耗與速度的平方成正比，造成長方形直葉片的傳統型閉式渦輪槳能量損耗大；2)長方形直葉片產生的動能大于后彎式葉片，雖然液體的動能能夠在槳間流動中部分轉化為勢能，但在轉化過程中造成較多的能量損耗[10]。

以圖7、8中傳統型閉式渦輪槳的單位體積功率與抽吸壓頭數據為基礎，改變改進型閉式渦輪槳的攪拌速度，使之消耗的單位體積功率與傳統型閉式渦輪槳相同，比較抽吸壓頭的大小，結果如圖9所示。在單位體積功率消耗量相同條件下，改進型閉式渦輪槳的抽吸壓頭高于傳統型閉式渦輪槳，且消耗的功率越大，兩者差距也越大。較低功率水平時，增加單位體積功率輸入對抽吸壓頭數值提升效果明顯；較高功率水平時，繼續提高功率輸入，不如低功率情況下提升明顯，尤其是傳統型閉式渦輪槳。綜上所述，改進型閉式渦輪槳應用于多級混合澄清槽對于保障液體在級間的輸送更為有利。

圖9 改進型與傳統型閉式渦輪槳功率與抽吸壓頭之間的關系

3.3 Sauter平均滴徑分布

圖10為不同攪拌速度下，改進型閉式渦輪槳和傳統型閉式渦輪槳Sauter(d32)平均滴徑的對比。

圖10 改進型與傳統型閉式渦輪槳平均滴徑對比

由圖中10看出：相較于改進型閉式渦輪槳，傳統型閉式渦輪槳剪切生成的Sauter平均滴徑更小，說明其剪切作用更強，有更多的能量用于液滴破碎；隨攪拌速度增大，2種攪拌槳產生的液滴平均滴徑都減小，且差距也縮小。細小的液滴有助于提高傳質效率，但液滴過于細小則會導致乳化，不利于后續澄清。實際生產中，應根據體系不同選擇合適的攪拌槳。改進型閉式渦輪槳適用于界面張力較小的體系，其攪拌產生的液滴平均滴徑不會過小，在保證傳質效率的同時，也有相對較快的聚并過程，從而減小澄清室的面積，節省設備規模和場地空間。

3.4 分散相相含率分布

圖11為攪拌速度600 r/min條件下，改進型閉式渦輪槳與傳統型閉式渦輪槳的油相局部體積分數。由于基本槳型均為閉式渦輪槳，兩者的油相局部體積分數分布圖基本相同，在大部分區域油相占比為0.05～0.15，接近進口處油水體積比，說明混合效果均較好。在混合槽上半部，2種槳型均出現了攪拌軸附近油相相含率偏大，液面處油相相含率高達1的情況。對比2種槳型，傳統型閉式渦輪槳油相相含率分布要略優于改進型閉式渦輪槳。分析上述現象，閉式渦輪槳在槳葉處能產生高剪切速率，促進油相的快速分散，達到局部均勻混合的結果。但是由于結構的限制，閉式渦輪槳往往只能產生足夠強的切向環流，對軸向的擾動不足，使得混合槽的上半部分成為軸向環流的弱循環區域，密度較小的油相容易上浮，出現油水分層。而環流的速度與閉式渦輪槳出口處的速度有關，傳統型閉式渦輪槳出口處速度應大于改進型閉式渦輪槳，所以油相相含率分布要優于改進型閉式渦輪槳。

圖11 改進型與傳統型閉式渦輪槳的油相局部體積分數對比

3.5 速度場

圖12、13為攪拌速度600 r/min條件下，改進型閉式渦輪槳與傳統型閉式渦輪槳的軸向和切向速度矢量圖。分析對比兩張軸向矢量圖，在閉式渦輪槳的進口處，潛室中的液體被快速吸入，經過葉輪的高速剪切，又以較快的速度從葉片間排出，進入軸向循環，說明閉式渦輪槳能在進口處產生低壓，具有很強的抽吸能力。而改進型閉式渦輪槳的進口處液體速度流量更大，產生的抽吸壓頭也就越大。在軸向循環中，兩種閉式渦輪槳均產生單一回路的循環，這與槳的安裝位置有關[11-12]。高流速主要集中在下半部的攪拌區域，越往上流速越小，尤其是中間靠近攪拌軸的區域，這將影響混合效果。分析兩張切向矢量圖，兩種閉式渦輪槳都形成了均勻的切向環流，槳葉區速度極大，離槳葉區越遠速度越小，環流死角處依然有擾動。傳統型閉式渦輪槳出口處的最大切向速度優于改進型閉式渦輪槳，也說明了其引起的擾動更大，更有利于油相分散，但產生過于細小的液滴，滴徑分布的不均勻性更加突出。

圖12 改進型與傳統型閉式渦輪槳的軸向速度對比

圖13 改進型與傳統型閉式渦輪槳的切向速度對比

4 結論

基于CFD-PBE模型分別對以傳統和一種改進型結構的閉式渦輪槳為攪拌槳的混合槽進行了數值模擬研究，主要結論如下：

1)改進型閉式渦輪槳在不減小抽吸壓頭的條件下，可以有效地降低攪拌功率輸入，節省操作費用；

2)在攪拌功率水平相同的條件下，混合室采用改進型結構的閉式渦輪槳，其抽吸能力得到有效提高；

3)傳統型閉式渦輪槳可以產生更加細小的液滴，提高傳質效率，但不利于后續澄清操作，而改進型閉式渦輪槳產生的液滴稍大，在保證傳質效率的同時，也有較快地聚并過程；

4)改進型閉式渦輪槳和傳統型閉式渦輪槳大部分區域油相相含率分布均勻，混合效果良好，但都存在上半部油相分布集中，出現油水分層的問題。