液-液萃取過程中液滴分散特性的數值模擬

倪志南，武 斌，陳 葵，朱家文，紀利俊，吳艷陽，沈祖鈞

(華東理工大學 化工學院，上海 200237)

多級泵混合式混合澄清槽級效率高，結構簡單，操作靈活。混合室傳質效率主要取決于攪拌流場和分散相的液滴滴徑分布，最終體現在萃取兩相間傳質推動力、傳質系數和比表面積，關鍵在于混合室中液-液兩相混合要充分，不存在影響混合和傳質效率的較大范圍的漩渦，同時也不產生過強的剪切，從而在后續澄清槽內順利實現分散相高效凝并，降低因相分離不充分而造成的萃取劑損耗[1]。混合室的合理攪拌應使分散相形成較窄的滴徑分布并有合適的平均滴徑，而且分散相在整個混合槽范圍內有均勻流場分布。有關單相流系統中槳型、攪拌速度、槳葉直徑和槳葉安裝高度等對混合效果的影響已有研究。模擬靜吸入壓頭和攪拌功率可以簡化多相流的模擬情況，用單相流密度和黏度來進行。但實際的液-液混合過程涉及液滴的破碎和聚并，局部分散相含率和液滴滴徑分布是衡量混合效果和混合槽高效利用程度的重要指標，這以單相流模擬無法得到[2]。因此，研究液-液兩相流系統對于考察混合澄清槽操作特性非常重要。目前，有關液-液兩相流的研究[3-8]主要集中在分散相液滴滴徑分布(影響傳質效率、分散時間和連續相分離)和流場(影響流體流動和混合時間)兩方面。試驗采用計算流體力學軟件對混合澄清槽中已有工業應用的大三角型攪拌槳進行模擬計算，以傳統的六葉閉式渦輪槳為參照，結合驗證試驗，考察液-液兩相流在攪拌槽中的混合情況和分散相的液滴分布特性，為系統預測攪拌槳型、物系特性和操作條件等及為大三角型攪拌槳的優化設計和操作提供參考依據。

1 試驗裝置

試驗針對的混合室結構如圖1所示。

圖1 混合室結構示意

由圖1看出，工作空間為240 mm×240 mm×360 mm，頂部側面有溢流出口。為減少槳葉攪拌時頂部液面產生的凹液面漩渦，并且防止空氣卷吸混入混合室，在立方擱塊處放置篩型格柵。大三角型槳和閉式渦輪槳結構如圖2所示，單位均為mm。混合室材質為有機玻璃。

圖2 槳葉結構示意

水與煤油從底部潛室左右進口進入，經混合室攪拌混合后，通過頂部溢流堰流出，進入澄清槽進行油水分離。試驗中，通過高速攝影觀測煤油在混合室中的分散情況。為了清晰捕捉油滴的運行情況，用蘇丹紅Ⅳ對煤油染色。對攝影圖像進行數值處理，得到各個分散相滴徑大小；統計出分散相滴徑分布規律，取樣油滴數不少于2 000個[9]。采用扭矩法測定攪拌功率，測量穩定運轉時施加在攪拌軸上的力矩，力矩乘以旋轉角速度，再經換算得到攪拌功率[10]。根據測得的不同功率下的分散相滴徑分布與油相分散情況，驗證模擬結論的可靠性。

2 數值模擬

2.1 網格劃分

網格劃分如圖3所示。

圖3 混合室及槳葉區域網格劃分

由圖3看出，外部靜止區域采用六面體規則網格，內部槳葉攪拌區域采用非結構網格，用尺寸函數(size function)對部分區域進行加密。

2.2 計算條件

用Realizablek-ε模型作湍流模型，多重參考系法(multiple reference frame)模擬攪拌區域與靜止槽體的相對運動，Eulerian多相流模型模擬分散相與水相流動和混合情況。采用群體平衡模型(Population Balance Model)計算分散相滴徑分布，以均一離散法數值求解，分散相的聚并、破碎分別采用湍流模型和Luo模型表征，以Schiller-Naumann-PB模型模擬油相與水相的相間作用力。入口為速度入口邊界條件，出口為壓力出口邊界條件，靜壓為大氣壓。自由液面為對稱邊界條件。采用二階迎風格式，選擇Phase coupled SIMPLE算法耦合速度場與壓力場，欠松弛因子為默認值，設定殘差值為10-4。監控出口流量和混合室內Sauter平均滴徑，判斷計算是否收斂。

3 試驗結果與討論

3.1 試驗驗證

圖4、5為分散相相含率分布的試驗與模擬結果對比和不同攪拌速度下油滴滴徑分布。

圖4 分散相相含率分布計算值與試驗值的對比

由圖4看出：在較低功率條件下(攪拌速度135 r/min，單位體積消耗功率0.08 kW/m3)，油相在混合室上部攪拌軸區域局部相含率較高，與試驗情況相同；隨功率提高，油相分布趨向均勻。說明計算流體力學模擬可以較準確地反映分散相的混合效果。由圖5看出，模擬與試驗的滴徑分布相近，這表明模擬計算中采用的模型對于所考察的體系和攪拌型式是適用的。

圖5 油滴滴徑分布計算值與試驗值的對比

3.2 分散相相含率分布

2種不同槳型混合效果以不同槳葉的油相局部體積分數進行模擬分析。攪拌功率相同時，2種槳型分散相的局部相含率如圖6所示。在混合室下部槳葉攪拌區域，2種槳型油相相含率分布相似，都較為均勻，混合效果較好。在混合室上部，2種槳型在攪拌軸位置都有不同程度油相局部相含率偏大，但大三角槳型油相含率明顯比六葉閉式渦輪槳的均勻，后者在混合室頂部出現油相含率接近1情況，這會導致未分散部分油相滯留在混合室，減小了兩相間的有效傳質面積。

圖6 大三角型槳和閉式渦輪槳分散相相含率分布的對比

3.3 Sauter平均滴徑分布

為了進一步分析油水相接觸面積及油相是否被過度分散，模擬不同槳型下的分散相滴徑分布。圖7為2種槳型在相同功率條件下的Sauter平均滴徑d32分布。

圖7 大三角型槳和閉式渦輪槳Sauter平均滴徑分布的對比

由圖7看出：無論是大三角型槳還是閉式渦輪槳，在槳葉端，屬于相對的高剪切區域，分散相被強大的剪切力破碎，最小油滴所在地區域就是槳葉端區域，上層沒有攪拌槳的剪切；隨油相含率增大，油相開始聚并，Sauter平均滴徑開始增大。比較發現，在相同功率條件下，閉式渦輪槳可以獲得更細小的油滴，更有利于提高傳質效率。但形成更細小油滴可能會發生乳化，導致后續澄清分離困難，造成萃取劑損耗。同時，觀察Sauter平均滴徑分布發現，閉式渦輪槳在整個混合室內的分散相分布均勻度上不如大三角型槳，在閉式渦輪槳的混合室上部，幾乎所有區域油滴就已經開始聚并成大油滴，不利于充分利用混合室的空間進行傳質萃取；相應地，實際萃取過程中，將對應著兩相濃度分布的不均勻和萃取級效率的下降。

3.4 流場分析

圖8為2種槳型在相同功率條件下的速度矢量。

圖8 大三角型槳和閉式渦輪槳流場的對比

由圖8看出：閉式渦輪槳的抽吸力優于大三角型槳；2種槳型對混合室下半部分的擾動都很好，油相與水相能夠通過槳葉攪拌很好混合；但在混合室上半部分，閉式渦輪槳的環流單一，徑向擾動不足，攪拌軸位置幾乎沒有太大擾動，整個攪拌軸區域油水相可能就會分層，降低混合效果；采用大三角型槳為攪拌器時，混合室的軸向和徑向都有足夠的循環流場，死區較少。

3.5 不同攪拌功率下的平均滴徑、最小滴徑分析

圖9、10為在不同單位體積消耗功率(R)條件下，2種槳型的Sauter平均滴徑(d32)和最小滴徑(dmin)的對比結果。可以看出：與大三角型槳相比，閉式渦輪槳在消耗相同功率時可以產生更小的平均滴徑和最小滴徑，但這也意味著油相更容易乳化；隨功率提高，2種槳型產生分散相滴徑的差距逐漸縮小。可以發現，較低功率水平時，改變功率消耗，對滴徑影響變化很大；較高功率水平時，繼續提高功率水平，效果并不佳，尤其是對最小滴徑的影響。實際萃取工藝中，混合室需要的攪拌功率水平隨萃取體系的物性有很大的變化空間；中、低水平攪拌功率已足以保證槽內混合和傳質效果時，采用大三角型槳，最小滴徑相對較大，后續的澄清室中凝并較快，便于采用體積較小的澄清室設計，有利于節省總的設備投資。

圖9 大三角型槳和閉式渦輪槳平均滴徑的對比

圖10 大三角型槳和閉式渦輪槳最小滴徑的對比

4 結論

采用計算流體力學，耦合群體平衡模型，分別對大三角型槳和渦輪槳為攪拌器條件下混合澄清槽的混合室中兩相流的混合和分散特性進行模擬，主要結論如下：

1)驗證了模擬計算所采用的模擬和方法的有效性；

2)在相同功率水平下，大三角型槳比閉式渦輪槳產生的總體混合效果更好，油相局部相含率分布更加均勻，油水相在混合室內不會過早的分層；

3)采用大三角型槳，在整個混合室內都形成充分的軸向和徑向循環流場，但采用閉式渦輪槳時，混合室上部擾動不足；

4)相同功率水平下，閉式渦輪槳可以形成更加細小的油滴，可以增大萃取傳質面積，這也易導致分散相過度分散，太細的液滴增加后續凝并操作的負荷，而大三角型槳產生的滴徑分布更加均勻，在油相進入澄清槽之前能夠與水相更好地混合接觸，后續凝并操作也相對容易。