潛水?dāng)嚢杵靼惭b角度對鹽泥水洗攪拌效果的影響

朱桂華,彭南輝,張傲林,巴賽,唐浩亭

(1.中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,410083,長沙;2.中南大學(xué)高性能復(fù)雜制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,410083,長沙)

礦井鹽鹵水凈化工藝產(chǎn)生大量鹽泥。為有效減少鹽泥中氯化鈉含量,對鹽泥進(jìn)行水洗攪拌。鹽泥中殘留鹵水體積占比小,且與水洗劑傳質(zhì)速率快,水洗攪拌可近似看作不存在傳質(zhì)過程的攪拌混合,而傳統(tǒng)大型立式攪拌槳存在能耗需求大,流場可塑性差的不足[1],因此本文提出將潛水?dāng)嚢杵鲬?yīng)用于鹽泥水洗攪拌的新思路。

攪拌混合的研究關(guān)鍵點(diǎn)是以最短的混合時間、最少的單位體積混合能獲得所需要的混合效果。目前計算流體力學(xué)(CFD)憑借成本低、周期短以及適應(yīng)性強(qiáng)等優(yōu)勢已逐漸用于流體混合過程的數(shù)值研究。Daoelo等用CFD分析了混合設(shè)備內(nèi)氣體攪拌過程,結(jié)果表明模擬得到的速度場和剪切速率與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合[2]。Lane等研究滑移網(wǎng)格法和MRF法對混合過程模擬的有效性,得出MRF法計算成本低、模擬結(jié)果有效的結(jié)論[3]。張曉寧等用CFD分析了單潛水?dāng)嚢杵鞑贾媒菍嚢枇鲌龅挠绊?得出布置角為45°時流場較好的結(jié)論[4]。施衛(wèi)東等對比不同形狀攪拌槽內(nèi)潛水?dāng)嚢杵鞯娜S流場,表明采用漸進(jìn)圓管、圓直管攪拌槽節(jié)能效果顯著[5]。Wray等研究表明,大型葉片式潛水?dāng)嚢杵魉韫β蕛H為小型葉片混合器的1/4[6]。

以往的研究均針對潛水?dāng)嚢杵鞯臄嚢枇鲌?而本文以兩相混合時流速場、混合時間、單位體積混合能、鹽泥體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差、湍動能和湍動能耗散率為指標(biāo),對雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備內(nèi)潛水?dāng)嚢杵靼惭b角度進(jìn)行優(yōu)選,可為制鹽工業(yè)鹽泥的高效預(yù)處理提供一定的理論依據(jù)。

1 雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備

1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計

雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備主要包括斜底圓罐和沿罐體xoy面兩側(cè)安裝的兩個潛水?dāng)嚢杵?該水洗設(shè)備額定處理量為每次40 m3,罐體半徑R為3 500 mm,高度H為2 800 mm,底面傾角θ為2.5°,M、N點(diǎn)分別為圓罐斜底最高點(diǎn)和最低點(diǎn)。兩個潛水?dāng)嚢杵骶鶠槟彻旧a(chǎn)的QJB型無導(dǎo)流罩式潛水?dāng)嚢杵?葉輪半徑r為310 mm,額定轉(zhuǎn)速為480 r/min,如圖1所示。根據(jù)工程實(shí)際與以往的研究,對池底進(jìn)行射流沖刷,防止池底固體顆粒沉降,潛水?dāng)嚢杵鳍虻娜~輪外徑至池底為100 mm,安裝高度h2為410 mm,潛水?dāng)嚢杵鳍竦陌惭b高度h1為1 850 mm,兩潛水?dāng)嚢杵髦凉摅w內(nèi)壁安裝距離L均為750 mm,兩潛水?dāng)嚢杵鞅诿姘惭b點(diǎn)C、D在y軸方向正投影C′、D′的圓心角β為60°,兩潛水?dāng)嚢杵鳟惷孑S線的空間夾角為安裝角度α。

1.2 工作原理

(a)主視圖

(b)俯視圖圖1 斜底圓罐雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備三維模型

水洗時,先向罐體內(nèi)A2區(qū)域輸送40 m3的鹽泥,再向A1區(qū)域泵送水洗劑定容至100 m3后,兩潛水?dāng)嚢杵魍瑫r工作使鹽泥和水洗劑混合均勻,經(jīng)重力濃縮后,將鹽度較高的上層溶液排出,剩余鹽泥即為低鹽度鹽泥。本文設(shè)定安裝角α分別為0°、5°、10°、15°、20°、25°、30°、35°和40°。

2 數(shù)值模擬

數(shù)值模擬所用的幾何模型尺寸與雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備尺寸完全相同。為簡化分析,并能反映出雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備的攪拌規(guī)律,假設(shè)兩潛水?dāng)嚢杵鏖_始工作時,鹽泥-水洗劑上下分層明顯,忽略泵送水洗劑時水洗劑對罐體下層鹽泥的擾動,數(shù)值模擬過程不考慮系統(tǒng)溫度變化帶來的影響。數(shù)值模擬將鹽泥視為示蹤劑,示蹤劑體積分?jǐn)?shù)檢測點(diǎn)分別取如圖2所示的48個監(jiān)測點(diǎn)P1～P48,部分監(jiān)測點(diǎn)坐標(biāo)如表1所示。

圖2 監(jiān)測點(diǎn)設(shè)置

m

2.1 基本方程

流體的流動遵循質(zhì)量守恒定律和動量守恒定律,3個控制方程[7-8]如下。

相體積分?jǐn)?shù)守恒方程

(1)

動量守恒定理

(2)

連續(xù)性方程

(3)

式中:φq為q相體積分?jǐn)?shù);ρq為q相密度;vq為q相速度;p為各相共同承受的壓力;τq為q相應(yīng)力-應(yīng)變張量;g為重力加速度;Rkq為各相之間相互作用力;mkq為k相向q相的質(zhì)量傳遞;mqk為q相向k相的質(zhì)量傳遞;vqk、vkq為相間速度;F為外力;Flift,q為升力;Fw l,q為壁面潤滑力;Fvm,q為虛擬質(zhì)量力;Ftd,q為湍流分散力;Sq=0為源項。

2.2 計算方法

本文研究的雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備內(nèi)兩臺潛水?dāng)嚢杵餍螤顝?fù)雜,旋轉(zhuǎn)軸線與罐體軸線不重合,且罐體為不規(guī)則斜底罐,因此在ICEM中采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格[9]對流體域進(jìn)行劃分。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,計算各方案動區(qū)域的速度大小及攪拌器功率準(zhǔn)數(shù)的改變量均不超過3%,最終確定采用158萬個左右的網(wǎng)格進(jìn)行劃分,數(shù)值模擬過程采用Fluent 17.0進(jìn)行瞬態(tài)計算。在固液混合過程潛水?dāng)嚢杵魅~片與罐體存在相對運(yùn)動,而滑移網(wǎng)格法、動網(wǎng)格對計算機(jī)要求較高,故采用多重參考系法(MRF)對其進(jìn)行模擬[10-11]。不考慮自由液面的影響,把自由液面設(shè)為對稱邊界條件[12],兩攪拌葉輪設(shè)為旋轉(zhuǎn)壁面邊界,給定轉(zhuǎn)速為480 r/min,罐底、罐壁均設(shè)為固定壁面條件,選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型,Euler-Euler法中Euler模型對兩相混合進(jìn)行模擬[13-15]。采用標(biāo)準(zhǔn)初始化法對兩相混合體系進(jìn)行初始化,一階迎風(fēng)格式對湍流耗散率和湍動能方程進(jìn)行離散,應(yīng)用Phase Coupled Simple算法進(jìn)行壓力耦合求解,迭代過程開始部分時間步長設(shè)為0.01 s,后續(xù)為加快收斂速度,適當(dāng)加大時間步長,計算殘差設(shè)置為1×10-4。

對各方案進(jìn)行數(shù)值模擬時,本文采用定體積法控制各混合相以及總混合體系的體積均對應(yīng)相同。固液兩相流中攪拌介質(zhì)第一相為水洗劑相,密度為998.2 kg/m3,黏度為1.003 mPa·s,初始體積為60 m3;第二相為鹽泥相,初始體積為40 m3,平均粒度為12.4 μm,密度為1 400 kg/m3,黏度為84.9 mPa·s。

3 模擬分析

3.1 流速場

雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備內(nèi)不同截面的流速云圖如圖3所示。由圖3可知,各安裝角度下的攪拌流速場均不具對稱性,近潛水?dāng)嚢杵髁黧w域中高流速區(qū)占比較大,流動較為紊亂,這是由于潛水?dāng)嚢杵鞒隹诙说囊后w運(yùn)動是不同于正常層流或紊流的旋動射流,且旋動射流與水洗設(shè)備側(cè)壁發(fā)生碰撞后發(fā)生沖擊射流現(xiàn)象[16],使罐體近壁面流體域處流速增大。安裝角α為0°,5°、20°時整個流體域內(nèi)低流速區(qū)占比較小;α為10°,20°,30°、40°時在遠(yuǎn)離攪拌器的下游處流速較高;α為20°、40°時遠(yuǎn)離攪拌器的下游處流速穩(wěn)定;綜合考慮,安裝角為20°時整個流體域內(nèi)低流速區(qū)占比小,遠(yuǎn)離攪拌器的下游處流速較高且分布均勻,利于水洗劑和鹽泥的混合。

α=0° α=5° α=10°

α=15° α=20° α=25°

α=30° α=35° α=40°圖3 不同截面的流速云圖

3.2 安裝角對混合效果的影響

水洗攪拌設(shè)備宏觀流動產(chǎn)生擴(kuò)散的主體為對流擴(kuò)散,常用混合時間、混合時間數(shù)、單位體積混合能和體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差來表征混合特性。微觀流動產(chǎn)生擴(kuò)散的主體是旋渦運(yùn)動造成局部范圍內(nèi)的渦流擴(kuò)散,湍動能、湍動能耗散率是決定微觀混合的關(guān)鍵參數(shù)[17]。本文對混合效果的評價主要由混合時間t95、混合時間數(shù)Tm、單位體積混合能Wr、體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差σ、湍動能k、湍動能耗散率ε這5個方面來探討。

3.2.1 安裝角對混合時間的影響 根據(jù)95%原則[18],示蹤劑的體積分?jǐn)?shù)與最終穩(wěn)定體積分?jǐn)?shù)誤差為5%時,即認(rèn)為混合均勻,此時所用的時間即為混合時間,本文取各模擬方案下48個監(jiān)測點(diǎn)混合時間的最大值作為該水洗設(shè)備的混合時間。根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果,可知水洗設(shè)備各安裝方案時的混合時間t95,如表2和圖4所示。由圖4可知,α為20°時,t95最短為210 s,α為5°時,t95最長達(dá)437.2 s,考慮到混合時間,安裝角選為20°。

表2 安裝角對混合效果的影響

圖4 混合時間和混合時間數(shù)隨安裝角的變化曲線

3.2.2 安裝角對單位體積混合能的影響 單位體積混合能為

Wr=PrTm

(4)

(5)

Tm=Nt95

(6)

式中:Pr為單位體積攪拌功率,W/m3;N=8 r/s為兩潛水?dāng)嚢杵鞯霓D(zhuǎn)速;M為攪拌軸承受的扭矩,N·m;V=100 m3為水洗設(shè)備總體積。Wr越小,則表明攪拌損耗的能量越低。

雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備內(nèi)有兩個潛水?dāng)嚢杵?單位體積混合能為兩個潛水?dāng)嚢杵鲉为?dú)工作時單位體積混合能的代數(shù)疊加,不同安裝角下單位體積攪拌功率、單位體積混合能如圖5、圖6所示,可知單位體積攪拌功率和單位體積混合能均不是恒定值,且攪拌時間響應(yīng)曲線都是前期輕微振蕩過后最終趨于平穩(wěn)。α為0°時Pr最大,α為5°時Wr最大,α為35°時Pr最小,α為40°時Wr均較小,表明α為40°時節(jié)能效果最佳,安裝角選為40°。

圖5 不同安裝角下單位體積攪拌功率

圖6 不同安裝角下單位體積混合能

3.2.3 安裝角對鹽泥體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差的影響 鹽泥體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差σ越小,表明混合越均勻,安裝角與鹽泥體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差的關(guān)系曲線如圖7所示。由圖7可知,α為30°時σ=11.185×10-3為最大,α為20°時σ=4.868×10-3為最小,此時的混合均勻性最好,這是由于流體在潛水?dāng)嚢杵魅~輪的作用下沿攪拌軸軸向推進(jìn),并向徑向擴(kuò)散所致。軸向推流和徑向擴(kuò)散流碰到罐壁時發(fā)生反射,軸向有效推進(jìn)距離和徑向有效擾動半徑均有所不同,使攪拌槽內(nèi)的循環(huán)流或大或小,最終鹽泥在攪拌槽內(nèi)的波動較大,混合均勻性存在明顯差異,考慮到混合均勻性,安裝角選為20°。

圖7 安裝角對體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)差的影響

3.2.4 安裝角對湍動能和湍動能耗散率的影響 湍動能與湍流速度漲落方差成正比[19]。湍動能越大,湍流速度漲落方差越大,流場紊亂程度越高,兩相混合效果越好;湍動能越大,渦流擴(kuò)散速率越大,微觀混合時間越短[20]。湍動能耗散率越大,電機(jī)所需的單位體積攪拌功率越大,各安裝角度下水洗槽內(nèi)不同截面的湍動能、湍動能耗散率云圖如圖8、圖9所示。由圖8、圖9可知:各安裝角下水洗槽內(nèi)的湍動能和湍動能耗散率均從近潛水?dāng)嚢杵魈幭蜻h(yuǎn)離潛水?dāng)嚢杵魈帨p弱;近潛水?dāng)嚢杵魃嫌翁幓旌闲Ч糜谶h(yuǎn)離攪拌器的下游,而近潛水?dāng)嚢杵魃嫌翁幩璧膯挝惑w積攪拌功率要高于遠(yuǎn)離攪拌器的下游;α為20°時,高湍動能區(qū)所占面積最大,攪拌效果最佳;α為25°、30°、35°時,在潛水?dāng)嚢杵鳍裣聜?cè)近壁面區(qū)域的湍動能相較其他區(qū)域要小,混合效果較差;α為20°時的湍動能耗散率高于其他安裝角度的,說明α為20°時所需的單位體積攪拌功率較大;α為40°時,湍動能耗散率較小,說明此處所需的單位體積攪拌功率較小。考慮到湍動能耗散率,安裝角為40°時較佳。

α=0° α=5° α=10°

α=15° α=20° α=25°

α=30° α=35° α=40°圖8 不同安裝角度時水洗槽湍動能云圖

α=0° α=5° α=10°

α=15° α=20° α=25°

α=30° α=35° α=40°圖9 不同安裝角度時湍動能耗散率云圖

4 數(shù)值模擬計算法有效性的驗(yàn)證

(a)α=20°

(b)α=40°圖10 兩潛水?dāng)嚢杵髋ぞ啬M值與實(shí)驗(yàn)值比較

(a)α=20°

(b)α=40°圖11 鹽泥體積分?jǐn)?shù)模擬值與實(shí)驗(yàn)值比較

為驗(yàn)證數(shù)值模擬分析的合理性,本文選取α為20°、40°的水洗設(shè)備進(jìn)行攪拌實(shí)驗(yàn),并將測得的兩個潛水?dāng)嚢杵鲗?shí)際扭矩值和檢測點(diǎn)鹽泥體積分?jǐn)?shù)分別與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比分析。實(shí)驗(yàn)所用鹽泥取自國內(nèi)某鹽業(yè)公司,水洗設(shè)備是本課題組為某鹽業(yè)公司制作并已投入運(yùn)行的機(jī)型,其潛水?dāng)嚢杵魅~輪直徑、額定轉(zhuǎn)速均與數(shù)值模擬時采用數(shù)值一致,即兩潛水?dāng)嚢杵魅~輪直徑為620 mm,轉(zhuǎn)速為480 r/min,扭矩的測量采用電測法,電阻應(yīng)變片緊貼于攪拌軸應(yīng)變元件上,從扭矩測試儀中讀取實(shí)際扭矩值。測量鹽泥體積分?jǐn)?shù)的過程是利用取樣器在P2、P40和P42點(diǎn)實(shí)時采樣,將定容鹽泥樣品進(jìn)行真空抽濾后用烘烤箱烘干得到鹽泥顆粒,再利用排沙法測量鹽泥顆粒的體積,并與鹽泥樣品體積相除計算出檢測點(diǎn)的實(shí)際鹽泥顆粒體積分?jǐn)?shù)。將實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬計算得到的扭矩數(shù)據(jù)和檢測點(diǎn)處鹽泥體積分?jǐn)?shù)繪制曲線,如圖10、圖11所示。由圖10、圖11可知,α為20°、40°時潛水?dāng)嚢杵鳍窈蜐撍當(dāng)嚢杵鞯呐ぞ鼐S攪拌時間上升后趨于平穩(wěn),潛水?dāng)嚢杵鳍虻呐ぞ仉S攪拌時間下降后趨于平穩(wěn),且潛水?dāng)嚢杵鳍虻呐ぞ厥冀K大于潛水?dāng)嚢杵鳍竦呐ぞ亍１O(jiān)測點(diǎn)P40、P2的鹽泥體積分?jǐn)?shù)隨攪拌時間下降后趨于平穩(wěn),P42的鹽泥體積分?jǐn)?shù)隨攪拌時間上升后趨于平穩(wěn)。實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的扭矩曲線和各檢測點(diǎn)鹽泥體積分?jǐn)?shù)曲線基本吻合,產(chǎn)生誤差的主要原因是由于數(shù)值模擬未考慮泵送水洗劑對鹽泥的擾動,物料混合時的溫度變化以及實(shí)驗(yàn)存在測量誤差的影響。實(shí)驗(yàn)值與模擬值的誤差在12.3%以內(nèi),數(shù)值模擬結(jié)果基本可信。

5 結(jié) 論

本文提出了一種鹽泥專用水洗設(shè)備,即雙潛水?dāng)嚢枋剿丛O(shè)備,借助Fluent 17.0軟件選用多重參考坐標(biāo)系法(MRF)對潛水?dāng)嚢杵鞯幕旌线^程進(jìn)行了兩相流場的模擬仿真,對比分析了兩潛水?dāng)嚢杵饕圆煌惭b角度時該水洗設(shè)備內(nèi)的流速場與混合特性規(guī)律,得出如下結(jié)論。

(1)各安裝角度下的攪拌流場不具對稱性,近潛水?dāng)嚢杵鲄^(qū)域中高流速區(qū)占比較大,流動較為紊亂,且高速區(qū)多集中在罐體近壁面處,低流速區(qū)集中出現(xiàn)在遠(yuǎn)離攪拌器的中游處;α為20°時,整個流體域內(nèi)低流速區(qū)占比小,遠(yuǎn)離攪拌器的下游處流速較高且分布均勻,利于水洗劑和鹽泥的混合。

(2)水洗攪拌過程的混合特性受攪拌器安裝角度影響顯著。當(dāng)α為20°時,混合時間和混合時間數(shù)均最小,混合均勻度最佳,適用于快速式攪拌模式;而當(dāng)α增大至40°時,湍動能耗散率最小,單位體積混合能最小,可達(dá)到最佳的節(jié)能效果,適用于持久式攪拌模式。