提釩攪拌浸出槽流場模擬

提釩攪拌浸出槽流場模擬

1機(jī)械浸泡槽的數(shù)值模擬攪拌槽是在化工、冶金等行業(yè)使用的一個(gè)常見收割機(jī)。它可以用來同時(shí)處理和多相反應(yīng)。石煤提釩過程中難點(diǎn)和關(guān)鍵都是礦石分解過程,即石煤中釩由固相進(jìn)入液相的機(jī)械攪拌浸出過程。浸出過程中,為了獲得比較高的浸出率,通常采用攪拌的方式,使固體顆粒達(dá)到懸浮狀態(tài),以利于與浸出液均勻混合。機(jī)械攪拌浸出槽的設(shè)計(jì)根據(jù)礦粒度、浸出時(shí)間、浸出礦漿液固比及攪拌強(qiáng)度需要,漿葉數(shù)量可分為單漿和多漿,葉片形式有平漿式、錨式、旋漿式和渦輪式。通過對(duì)實(shí)驗(yàn)室用攪拌槽的攪拌過程進(jìn)行數(shù)值模擬,探討了湍流狀態(tài)下單漿平槳式和單漿旋槳式兩種漿型的攪拌效果以及擋板、導(dǎo)流筒對(duì)攪拌效果的影響,為浸出槽的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供了理論依據(jù)。目前對(duì)液固兩相流動(dòng)的數(shù)值模擬主要有兩類方法:(1)離散顆粒模型:歐拉-拉格朗日(Euler-Lagrange)方法;(2)雙流體模型:歐拉-歐拉(Euler-Euler)方法。離散顆粒模型只把流體當(dāng)作連續(xù)介質(zhì),將顆粒視為離散體系,在歐拉坐標(biāo)系下考察流體的運(yùn)動(dòng),在拉氏坐標(biāo)系下考察顆粒的運(yùn)動(dòng)。雙流體模型把顆粒作為擬流體,認(rèn)為顆粒與流體是共同存在且相互滲透的連續(xù)介質(zhì),兩相都在歐拉坐標(biāo)系下處理,其優(yōu)點(diǎn)在于能解決具有較高粒子濃度占主導(dǎo)地位的流場。2攪拌雷諾數(shù)的確定在攪拌作用下,攪拌槽內(nèi)液體的流動(dòng)狀態(tài)可用攪拌雷諾數(shù)來判斷,如表1所示。攪拌雷諾數(shù)的定義為:式中:d—攪拌槽直徑,m;n—攪拌槽轉(zhuǎn)速,r/s;ρ—液體的密度,kg/m3;μ—液體的粘度,Pa·s。3礦漿密度、攪拌轉(zhuǎn)速攪拌槽內(nèi)部尺寸為Ф300mm×400mm,液體高度250mm,攪拌器離底高度50mm,攪拌介質(zhì)為水和15%硫酸與固體小顆粒組成的漿液,漿液中固體體積分?jǐn)?shù)30%,固體顆粒密度ρ=2.4×103kg/m3,粒徑0.0074mm,配比后礦漿密度1.178×103kg/m3,粘度約為1.1×10-3Pa·s。對(duì)比用的兩種攪拌器為普通平槳和旋槳攪拌器,槳葉長度120mm,攪拌軸安裝在攪拌槽中心,葉片數(shù)為2,其中旋槳攪拌槽槳葉向下傾斜45°安裝,平槳和旋槳模型,如圖1所示。使用時(shí)攪拌速度為100r/min左右,故本模擬中采用攪拌轉(zhuǎn)速為100r/min。得到攪拌速度n≥0.104r/s,即n≥6.3r/min此即攪拌器內(nèi)流體達(dá)到湍流所需的攪拌轉(zhuǎn)速,因此實(shí)驗(yàn)室用攪拌器流體處于湍流狀態(tài)。4數(shù)值模擬4.1流場的運(yùn)動(dòng)方程由于試驗(yàn)證明標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對(duì)于三維流動(dòng)非常適用。本工作中攪拌器三維流場數(shù)值模擬采用三維雷諾N-S方程及標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。在定常條件下,攪拌流場的不可壓縮流動(dòng)可以用以下方程組描述[1，3]:湍動(dòng)能方程:式中:ui—沿方向的速度分量(i=1,2,3);fi—沿方向的質(zhì)量力;P—壓力;ρ—流體密度;v—流體的運(yùn)動(dòng)粘性系數(shù);Pr—湍動(dòng)能生成率;vt—渦粘性系數(shù);K—vonKarman常數(shù)。4.2旋轉(zhuǎn)區(qū)域的處理計(jì)算中采用前處理器Gambit生成四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。對(duì)攪拌槳所處的旋轉(zhuǎn)區(qū)域和除去旋轉(zhuǎn)區(qū)域外的靜止區(qū)域采用多重參考系(MRF)法處理,分別對(duì)兩部分劃分網(wǎng)格,然后在Gambit中對(duì)兩部分進(jìn)行裝配。其中旋轉(zhuǎn)區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為10872,靜止區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為16480。4.3旋轉(zhuǎn)速度設(shè)定由于對(duì)攪拌器使用多重參考系(MRF)法處理,所以將旋轉(zhuǎn)區(qū)域內(nèi)的流體介質(zhì)設(shè)定為與葉片相同轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn),將旋轉(zhuǎn)區(qū)域外圍設(shè)定為交界面,處于旋轉(zhuǎn)區(qū)域中的軸和葉片設(shè)定為運(yùn)動(dòng)壁面邊界,靜止區(qū)域外壁面設(shè)定為靜止壁面,靜止區(qū)域中軸設(shè)定為運(yùn)動(dòng)壁面,相對(duì)靜止區(qū)域進(jìn)行旋轉(zhuǎn),轉(zhuǎn)速即為攪拌速度。不進(jìn)行壓力和溫度設(shè)定,默認(rèn)為一標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,槳液體積分?jǐn)?shù)為30%。4.4軸向速度分布攪拌槽內(nèi)流場速度沿軸向的分布情況,如圖2所示。選擇R=130mm和R=60mm作為測點(diǎn)。由于攪拌過程中葉輪的抽吸作用,在葉輪附近區(qū)域形成面向葉輪的快速軸向流動(dòng),與葉輪所在區(qū)距離越大,軸向速度越小。而相同條件下,旋槳式攪拌槽軸向速度更高,平均高出120%。加裝擋板或?qū)Я魍矊?duì)于旋槳式攪拌槽軸向流動(dòng)有明顯的促進(jìn)作用,加裝擋板或?qū)Я魍埠筝S向速度平均分別提高195%和153%。這是由于擋板增加了液體周向運(yùn)動(dòng)的阻力,對(duì)切向流起到了明顯的抑制,從而使得軸向流與徑向流得到加強(qiáng),而導(dǎo)流筒則可以有效抑制流體在高速旋轉(zhuǎn)離心力作用下產(chǎn)生的打漩,由于其導(dǎo)流作用,可以有效消除循環(huán)死區(qū),促進(jìn)軸向循環(huán),從面增強(qiáng)攪拌混合效果。攪拌槽內(nèi)流場速度沿徑向的分布情況,如圖3所示。攪拌槳所在區(qū)域離底高度50mm,選擇液面高度35mm和液面高度170mm作為測點(diǎn)。對(duì)于各種攪拌槽,在液面高度35mm的臨近攪拌槳所在區(qū)域,軸向速度分布基本一致,軸向流動(dòng)均流向葉輪所在區(qū)域,而在葉輪外側(cè)區(qū)域,軸向速度逐漸衰減,直槳攪拌槽及未安裝擋板或?qū)Я魍驳臄嚢璨?軸向流動(dòng)較小甚至無軸向流動(dòng),安裝擋板或?qū)Я魍驳男龢獢嚢璨?最終在臨近槽壁處產(chǎn)生反向回流,并沿徑向不斷增強(qiáng),將液體引入槽底。而在液面高度170mm的遠(yuǎn)離攪拌槳的區(qū)域,由于葉輪的抽吸作用影響較弱,因此直槳攪拌槽及未安裝擋板或?qū)Я魍驳臄嚢璨?軸向速度均在(0.03~0.15)m/s之間。安裝擋板或?qū)Я魍驳男龢獢嚢璨?在槽壁附近有較大的正向軸向速度,隨著與壁面距離的增大,軸向速度逐漸減小至0,而后出現(xiàn)反向流動(dòng),軸向速度反向增大。其中裝有擋板的攪拌槽軸向速度最大處達(dá)到0.13m/s。4.4.2攪拌槽內(nèi)液體的分離旋槳垂直面內(nèi)的流場,如圖4所示。其中,沒有安裝擋板,如圖4(a)所示。安裝擋板之后的流場,如圖4(b)所示。安裝導(dǎo)流筒之后的流場,如圖4(c)所示。從圖4(a)中可以看出,在攪拌作用下,槽內(nèi)液體在攪拌槳附近區(qū)域形成一個(gè)大循環(huán),液體被攪拌槳從底部卷吸,并向上部高速排出,由壁面附近重新流入槽底。在此過程中帶動(dòng)槽內(nèi)的固體顆粒,使之懸浮混合,以達(dá)到攪拌的目的。而在攪拌槳葉正下方的倒錐形區(qū)域內(nèi)及攪拌槳上方逼近液面位置,液流相對(duì)凌亂。從圖4(b)和圖4(c)中可以看出,安裝擋板、導(dǎo)流筒之后,攪拌槽中形成了兩個(gè)大循環(huán),液體從攪拌槳下部以及上部中心區(qū)域吸入,而圖4(b)中的液流失量更加規(guī)律,循環(huán)效果更加顯著。但兩種情況下在攪拌槳葉正下方的倒錐形區(qū)域內(nèi),液流矢量都較稀疏,缺少規(guī)律,因此在槽底中心容易形成循環(huán)死區(qū),造成顆粒沉積。5應(yīng)用旋槳和規(guī)則操作需要擴(kuò)展通過對(duì)攪拌槽內(nèi)固液兩相流的仿真模擬研究,得出結(jié)論如下:(1)攪拌槽內(nèi)在攪拌槳上部,隨著離底高度的增大,軸向流動(dòng)不斷衰減和擴(kuò)展,軸向速度不斷減小;(2)旋槳更適合于本實(shí)驗(yàn)用攪拌槽,能夠取得更好的攪拌懸浮混合效果,更有利于