， ， ，

(1.南京工業(yè)大學(xué) 機械與動力工程學(xué)院， 江蘇 南京 211816；2.國家化工設(shè)備監(jiān)督檢測中心， 江蘇 張家港 215600)

攪拌設(shè)備使用歷史悠久，已被大量應(yīng)用于石油、化工、醫(yī)藥、食品、采礦、造紙、涂料、冶金及廢水處理等行業(yè)中。對于需要使用內(nèi)盤管的攪拌釜，多數(shù)研究集中于攪拌釜的整體傳熱性能，對流場情況研究較少。由于攪拌釜難以進(jìn)行放大設(shè)計[1]，可以直接測量的只有軸扭矩等參數(shù)，現(xiàn)有的粒子圖像測速(PIV)等要求透明的觀測手段無法應(yīng)用到內(nèi)盤管攪拌釜[2]，因此難以預(yù)測其內(nèi)部流場情況。流體計算動力學(xué)(CFD)提供了直觀、可靠的設(shè)計方法，可以對攪拌釜內(nèi)流體的流場、速度場、壓力場和溫度場等進(jìn)行模擬，同時可以計算軸扭矩等力學(xué)參數(shù)，可為攪拌釜的整體設(shè)計提供重要參考[3]。石亞超等[4]使用Fluent軟件對六圓盤渦輪攪拌器的軸扭矩及攪拌功率進(jìn)行模擬與實驗對比，發(fā)現(xiàn)模擬值和實驗值有很好的跟隨性。畢紀(jì)葛等[5]在內(nèi)盤管傳熱研究中使用扭矩判據(jù)，獲得了可靠的溫度場分布。張本賀等[6]研究了四斜葉攪拌槳在內(nèi)盤管硝化反應(yīng)槽內(nèi)的速度分布，認(rèn)為雙層乃至多層槳葉可以增強混合及傳熱效果。但是目前對帶內(nèi)盤管攪拌釜內(nèi)的流場并沒有進(jìn)一步的研究。

文中研究的改進(jìn)型Inter-Mig槳是一種多段逆流攪拌槳，適用于低、中黏度的液體混合，固體顆粒懸浮，液-液分散和傳熱等過程，特別適合于過渡湍流區(qū)域的操作[7]。付勤民等[8]通過PIV研究了雙層Inter-Mig槳在攪拌釜內(nèi)的流場流型。盧源等[9]通過褪色法和大渦模擬對種分槽內(nèi)的Inter-Mig槳進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)槽底是混合困難區(qū)域。ZHAO Hong-liang等[10]通過實驗和CFD模擬對比了固液懸浮攪拌槽在Inter-Mig槳下的流場，并通過功率判據(jù)得到了顆粒懸浮的臨界攪拌速度。周勇軍等[11]對雙層Inter-Mig槳在內(nèi)盤管攪拌的傳熱過程進(jìn)行研究，認(rèn)為流場對溫度場存在影響。對于在帶內(nèi)盤管攪拌釜內(nèi)的雙層改進(jìn)型Inter-Mig槳，其槳間距和離底高度對流場的作用尚不明確，文中對此進(jìn)行研究。

1 帶內(nèi)盤管攪拌釜內(nèi)流場性能實驗研究

1.1 幾何模型

實驗采用標(biāo)準(zhǔn)橢圓封頭的不銹鋼反應(yīng)釜，其直徑D=500 mm，高度H=750 mm，液面高度h=600 mm。內(nèi)盤管為不銹鋼管，盤管公稱直徑330 mm、管徑20 mm、壁厚2 mm、螺距50 mm，盤管距離攪拌釜釜體底部200 mm。槳葉正交排列，取下層槳葉的離底高度為C1、兩槳葉的間距為C2。采用全擋板條件，擋板寬度WB=40 mm。攪拌釜釜體幾何模型及尺寸見圖1，槳葉幾何模型及尺寸見圖2。

圖1 攪拌釜釜體幾何模型及尺寸

圖2 攪拌槳葉幾何模型及尺寸

1.2 測試裝置

攪拌釜內(nèi)流場性能實驗測試裝置見圖3。裝置中的攪拌軸由三相異步電機提供動力，轉(zhuǎn)速通過攪拌測試平臺控制。升降平臺由升程為0.6 m的液壓裝置進(jìn)行自動升降。采用的扭矩儀為北京博銳創(chuàng)公司生產(chǎn)的BRC-8202系列產(chǎn)品，其響應(yīng)頻率為100 μs，量程為10 N·m，精度為0.02 N·m，支持正反轉(zhuǎn)操作。

1.扭矩測試儀 2.升降平臺 3.電機 4.測試平臺圖3 攪拌釜內(nèi)流場性能實驗測試裝置

1.3 實驗方法

采用水作為實驗工作介質(zhì)，取溫度為323 K時水的物性，此時水的密度ρ=988.1 kg/m3，運動黏度ν=5.56×10-7m2/s，動力黏度η=5.494×10-4Pa·s。

實驗時在攪拌釜內(nèi)注水至液位h=600 mm，調(diào)整好槳葉間距C2值后將下槳葉降至C1處，控制攪拌軸轉(zhuǎn)速，待攪拌軸上扭矩測試儀的輸出值穩(wěn)定后記錄數(shù)據(jù)。之后改變槳葉間距和離底高度，重復(fù)實驗并記錄數(shù)據(jù)。在限定攪拌槳葉結(jié)構(gòu)的情況下，攪拌功率準(zhǔn)數(shù)Np的表達(dá)式為[12]：

(1)

其中

P=Mω=2πNM

(2)

式中，P為攪拌軸功率，W；N為攪拌轉(zhuǎn)速，ω為攪拌槳葉角速度，r/min；d為攪拌槳直徑，m；M為攪拌軸扭矩，N·m。

攪拌槳葉壓力梯度產(chǎn)生的力矩為M1，切應(yīng)力產(chǎn)生的力矩為M2，則攪拌軸總扭矩為：

M=M1+M2

(3)

在工作介質(zhì)密度、槳葉轉(zhuǎn)速及槳葉直徑已知的情況下，只需精確測量出攪拌軸的扭矩，即可得到攪拌軸功率的精確值。

2 帶內(nèi)盤管攪拌釜內(nèi)流場性能數(shù)值模擬

2.1 計算模型建立及網(wǎng)格劃分

攪拌釜內(nèi)流場復(fù)雜，采用FLUENT軟件非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行有限元計算比較合適，故使用gambit進(jìn)行建模。

對擋板作簡化設(shè)置，采用1個厚度為0的面代替擋板。因盤管端部大部分與擋板重合，初步的模擬也發(fā)現(xiàn)其對流場影響有限，故予以簡化處理。為了提高槳葉區(qū)網(wǎng)格質(zhì)量，對攪拌槳葉及攪拌軸進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。內(nèi)盤管處流場相對復(fù)雜，在對其面網(wǎng)格細(xì)化的基礎(chǔ)上進(jìn)行邊界層網(wǎng)格的處理[13]。

綜合考慮計算機運算能力，最終確定攪拌釜所有模型的網(wǎng)格數(shù)均在600 000左右，網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果滿足精度要求。攪拌釜計算模型及網(wǎng)格劃分見圖4。

2.2 邊界條件與求解策略

采用滑移網(wǎng)格模型對目標(biāo)工況進(jìn)行數(shù)值模擬，以得到較為精確的解。動區(qū)域為旋轉(zhuǎn)運動，法向為軸的正方向，靜區(qū)域流體默認(rèn)為靜止。交界面設(shè)置為內(nèi)部面，槳葉以及攪拌軸設(shè)置為運動壁面，跟隨運動區(qū)域旋轉(zhuǎn)，相對速度為0。液面處無切向力，法向速度為0，設(shè)置為對稱邊界。其他壁面均設(shè)置為靜止壁面。

圖4 攪拌釜計算模型及網(wǎng)格劃分

采用三維壓力基準(zhǔn)求解器，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方差模型。環(huán)境壓力為101 325 Pa，重力加速度為9.81 m/s2。壓力速度耦合采用simple算法，殘差收斂精度0.000 1。同時監(jiān)測槳葉、攪拌軸的扭矩，并作為判斷收斂依據(jù)。

3 帶內(nèi)盤管攪拌釜釜內(nèi)流場性能分析

3.1 攪拌軸扭矩

3.1.1結(jié)果比較

通過實驗和數(shù)值模擬測量了不同離底高度(C1分別為0.2D、0.3D、0.4D、0.5D)、槳葉間距(C2分別為0.3D、0.4D、0.5D)及轉(zhuǎn)速下攪拌軸的扭矩，進(jìn)而換算出各工況下的攪拌軸功率。離底高度和槳葉間距相同而轉(zhuǎn)速不同工況下實驗和數(shù)值模擬得到的攪拌軸扭矩及功率見表1。

表1 離底高度和槳葉間距相同而轉(zhuǎn)速不同工況下攪拌軸扭矩及功率

比較表1中所列的各參數(shù)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實驗測得的攪拌軸功率總體上大于數(shù)值模擬結(jié)果，平均誤差在20%以內(nèi)。隨著轉(zhuǎn)速的增大，實驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果誤差呈現(xiàn)減小的趨勢，最小誤差接近10%。

轉(zhuǎn)速固定為120 r/min，離底高度、槳葉間距不同時數(shù)值模擬得到的攪拌軸功率見表2。

表2 不同使用位置攪拌軸功率數(shù)值模擬結(jié)果 W

從表2中所列的數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，離底高度及槳葉間距對攪拌軸功率影響有限，在離底高度較低和槳間距較近時，功耗隨著離底高度或槳葉間距的增加而增大。而隨著兩者之和的逐漸增大，槳葉被內(nèi)加熱盤管包圍，在內(nèi)盤管的影響下攪拌釜內(nèi)流場宏觀射流加強，局部湍動能耗散較少，功率消耗略微減少。

3.1.2誤差分析

對實驗與數(shù)值模擬過程進(jìn)行分析認(rèn)為，出現(xiàn)誤差的原因主要有以下幾點。

(1)扭矩儀的信號是經(jīng)放大處理后傳回顯示儀表的，受扭矩儀本身結(jié)構(gòu)的影響，只有在10%～80%量程區(qū)間才能獲得較高精度的結(jié)果，使得在較低扭矩范圍內(nèi)測量誤差較大。

(2)在實驗過程以及工業(yè)應(yīng)用中，攪拌軸的對中及振動等不可避免存在一些誤差，會增加實驗流場湍動程度，使得攪拌軸功率實驗值偏大。而在FLUENT軟件中無法將這些因素考慮在內(nèi)。

(3)為了提高網(wǎng)格精度，數(shù)值模擬中對目標(biāo)幾何模型進(jìn)行了適當(dāng)優(yōu)化，建立的模型幾何尺寸精度都很高，使得模擬對象較理想化。但實驗中槳葉以及內(nèi)盤管的加工精度會對結(jié)果產(chǎn)生影響。

在誤差范圍基本可以預(yù)測的情況下，文中實驗方法能夠滿足工程研究的需求。

3.2 功率準(zhǔn)數(shù)

采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對實驗測定得到的攪拌功率進(jìn)行數(shù)值模擬，進(jìn)而換算出改進(jìn)型Inter-Mig槳在帶內(nèi)盤管攪拌釜中的功率準(zhǔn)數(shù)變化關(guān)系曲線，見圖5。

從圖5可知，實驗測定和數(shù)值模擬所得的帶內(nèi)盤管攪拌釜功率準(zhǔn)數(shù)曲線變化趨勢和無盤管時的基本一致，實驗值略高于模擬值。在內(nèi)盤管的影響下，攪拌釜內(nèi)液體湍動程度比較劇烈，實驗和數(shù)值模擬趨勢一致，都較早進(jìn)入了湍流階段，湍流階段攪拌功率準(zhǔn)數(shù)分別在1.2和1.0附近。

圖5 改進(jìn)型Inter-Mig槳在攪拌釜中功率準(zhǔn)數(shù)曲線

3.3 釜內(nèi)流場影響因素

3.3.1離底高度

不同于常規(guī)推進(jìn)式槳葉，改進(jìn)型Inter-Mig槳作為底層槳葉時釜底軸向會形成1個明顯的逆向噴射狀流場。外圍流體向下運動，中間流體向上運動，在槳葉尖端外圍附近形成1個明顯的旋渦，內(nèi)段與外段交界點處的旋渦尤為明顯。

改進(jìn)型Inter-Mig槳攪拌釜釜底流場速度分布見圖6。

圖6 改進(jìn)型Inter-Mig槳攪拌釜釜底流場速度分布

C2=0.4D而槳葉離底高度不同時攪拌釜釜底湍動強度見圖7。

比較圖7可以看出，改進(jìn)型Inter-Mig槳作為底層槳葉時，釜底湍動能主要集中在攪拌槳尖端，并沿著徑向急劇減小，而軸線方向上湍動能耗散幅度相對比較緩和，這種規(guī)律在圖7d中最為明顯。隨著底層槳葉的升高，釜底湍動程度明顯減弱。當(dāng)C1大于0.3D時攪拌釜釜底出現(xiàn)了大面積的層流區(qū)，可以認(rèn)為此時內(nèi)盤管并不能有效改善攪拌釜釜底區(qū)域的混合困難現(xiàn)象[9]。

3.3.2槳葉間距

固定離底高度(C1=0.3D)，對槳葉間距C2分別為0.3D、0.4D、0.5D時攪拌釜內(nèi)槳葉層間流場進(jìn)行研究。

圖7 C2=0.4D而槳葉離底高度不同時攪拌釜釜底湍動強度

不同槳葉間距時攪拌釜內(nèi)槳葉層間流場速度矢量見圖8～圖10。

圖8 C1=0.3D、C2=0.3D時攪拌釜內(nèi)槳葉層間流場速度矢量

分析圖8～圖10可知，當(dāng)層間距C2小于0.4D時，槳葉間出現(xiàn)了2股很強的總體循環(huán)流，在槳葉內(nèi)外段分界點到攪拌軸區(qū)域內(nèi)形成較小的旋渦，在分界點到壁面處形成了以內(nèi)盤管為中心的更大循環(huán)流。層間距大于0.4D時，槳葉周圍的湍動完全孤立，各自形成了明顯的徑向流。由于槳葉周圍產(chǎn)生了強烈湍動的剪切流，湍動能耗散較大，勢必引起攪拌功率的增加。當(dāng)離底高度C1增加到0.4D時，在內(nèi)盤管的導(dǎo)流作用下，即使層間距C2增加到0.5D，上述規(guī)律依然很明顯。這也充分印證了內(nèi)盤管在攪拌釜中可以發(fā)揮一定的導(dǎo)流作用[14-15]。C1=0.4D、C2=0.5D時帶內(nèi)盤管攪拌釜內(nèi)流場見圖11。

圖9 C1=0.3D、C2=0.4D時攪拌釜內(nèi)槳葉層間流場速度矢量

圖10 C1=0.3D、C2=0.5D時攪拌釜內(nèi)槳葉層間流場速度矢量

圖11 C1=0.4D、C2=0.5D時帶內(nèi)盤管攪拌釜內(nèi)流場

4 結(jié)論

(1)內(nèi)盤管的使用并未顯著影響攪拌釜釜內(nèi)過渡流區(qū)域的攪拌功率準(zhǔn)數(shù)，但可以降低湍流臨界點對應(yīng)的雷諾數(shù)，使湍流提前產(chǎn)生。

(2)改進(jìn)型Inter-Mig槳攪拌功率的模擬值和實驗值有很強的跟隨性，可以將攪拌軸扭矩作為模擬流場穩(wěn)定的收斂判據(jù)。

(3)使用內(nèi)盤管的攪拌釜內(nèi)，改變改進(jìn)型Inter-Mig槳的離底高度并不會有明顯的流場變化，但改變層間距會顯著增加湍動程度，起到導(dǎo)流的作用。