程群群鐘 秦

（1 巢湖學(xué)院，安徽 巢湖 238000）

（2 南京理工大學(xué)，江蘇 南京 210094）

攪拌釜內(nèi)空氣-PPG分散特性的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測(cè)量

程群群1鐘 秦2

（1 巢湖學(xué)院，安徽 巢湖 238000）

（2 南京理工大學(xué)，江蘇 南京 210094）

文章借助FLUENT軟件，采用Euler-Euler方法、Laminar層流模型、MFR法處理旋轉(zhuǎn)攪拌槳、氣泡單一尺寸假設(shè)，對(duì)攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的氣含率和攪拌功率進(jìn)行了數(shù)值模擬，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好。同時(shí)，考察了攪拌轉(zhuǎn)速和通氣流量對(duì)氣含率和通氣攪拌功率的影響。結(jié)果表明，數(shù)值模擬所選取的模型，能較好地模擬攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的分散特性。

數(shù)值模擬；實(shí)驗(yàn)測(cè)量；空氣-PPG（聚醚多元醇）；攪拌功率；氣含率

氣-液攪拌釜是化工生產(chǎn)過(guò)程中常用的單元設(shè)備，近年來(lái)對(duì)其實(shí)驗(yàn)研究也非常廣泛[1-4]，但只能對(duì)釜進(jìn)行整體描述，不可避免把一些細(xì)節(jié)上的局部信息給掩蓋了。隨著數(shù)值模擬技術(shù)的迅速發(fā)展，采用該方法研究氣-液兩相混合特性越來(lái)越顯得重要和方便。目前數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)攪拌釜內(nèi)空氣-水體系的研究已有大量文獻(xiàn)報(bào)道[5-10]，但是對(duì)攪拌釜內(nèi)聚合體系氣-液兩相混合特性的數(shù)值模擬研究較少[11-12]。因而采用CFD方法研究聚合攪拌釜?dú)?液混合特性，對(duì)聚合物的生產(chǎn)和攪拌設(shè)備的優(yōu)化設(shè)計(jì)都具有重要的參考意義。

基于此，本文以空氣-PPG為研究物系，考察攪拌轉(zhuǎn)速和通氣流量對(duì)空氣-PPG體系的氣含率和攪拌功率的影響，并與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，為今后研究攪拌釜內(nèi)聚合體系混合特性提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置與試劑

本文以粗聚醚多元醇 （N-330、江蘇鐘山石化）為液相，壓縮空氣為氣相。

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。攪拌釜是橢圓底封頭無(wú)擋板，釜高為0.6 m、直徑為0.28 m、液位高為0.504 m（約為1.8釜高）的玻璃釜。用交流調(diào)頻器（清華機(jī)電）控制攪拌轉(zhuǎn)速；扭矩傳感器 （CNJ-001，眾力測(cè)控）測(cè)定扭矩。利用轉(zhuǎn)子流量計(jì)（LZB-10，常州瑞明儀表）計(jì)量氣量。組合槳如圖2所示，槳直徑均為D=0.14 m、槳葉寬均為d=0.28 m。其：上層槳為徑流型6-HEDT槳、中層槳為混流型6-XDT槳，葉片安放角45°、底層槳為混流型6-XYK槳，葉片安放角45°，分別離釜底距離為0.381 m、0.264 m、0.122 m。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置

圖2 三種攪拌槳的外形圖

1.2 模擬對(duì)象及方法

模擬對(duì)象與實(shí)驗(yàn)裝置相一致，模擬工況與實(shí)驗(yàn)工況一致。選用FLUENT6.3軟件中的Laminar模型、標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)、Eulerian-Eulerian方法，Schiller-Naumann曳力模型、及多重參考系法（MFR）處理旋轉(zhuǎn)的槳葉和靜止的釜壁，對(duì)多層槳攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的氣含率、通氣功率及功率準(zhǔn)數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬。PPG為主相，空氣為次相。在數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程中不考慮氣泡的破碎和凝并現(xiàn)象，氣泡假設(shè)為球形，直徑均為0.002 m。

圖3 攪拌釜內(nèi)網(wǎng)格示意圖

研究區(qū)域的網(wǎng)格分區(qū)劃分，即把整個(gè)研究區(qū)域分成六個(gè)區(qū)域，采用非結(jié)構(gòu)四面體和六面體相結(jié)合的網(wǎng)格對(duì)所有區(qū)域進(jìn)行劃分。為了更精確描述釜內(nèi)的流動(dòng)特性，對(duì)氣體入口區(qū)和槳葉區(qū)進(jìn)行了網(wǎng)格加密。通過(guò)試算和比較，最終網(wǎng)格單元數(shù)約為971660個(gè)，如圖3所示。

2 結(jié)果與討論

2.1 功率準(zhǔn)數(shù)模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

攪拌功率采用扭矩應(yīng)變法計(jì)算，如式（1）：

式中，p為攪拌功率，W；m為扭矩，N·m；N為攪拌轉(zhuǎn)速，r·min-1。

功率準(zhǔn)數(shù)（Np）表示輸入的攪拌功率消耗施加于受攪拌液體的力，是計(jì)算攪拌功率的基本參數(shù)，其計(jì)算如式（2）：

式中，ρ為液相密度，kg·m-3。

圖4給出了功率準(zhǔn)數(shù) （Np）隨葉端雷諾數(shù)（Re）的變化曲線。從圖可以看出，功率準(zhǔn)數(shù)隨著Re的增加均降低。功率準(zhǔn)數(shù)的模擬值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，平均相對(duì)偏差約為8.2%。

圖4 功率準(zhǔn)數(shù)的模擬值與實(shí)驗(yàn)值比較

2.2 通氣攪拌功率

通氣時(shí)實(shí)際消耗的攪拌功率就是通氣攪拌功率，其對(duì)氣-液兩相分散特性具有重要影響。不同攪拌轉(zhuǎn)速下，隨著通氣流量的改變，通氣攪拌功率的變化曲線如圖5所示。

從圖5可以看出，隨著通氣流量的上升通氣攪拌功率均有所降低，但通氣流量較大時(shí)，攪拌功率變化較平緩，這主要是因?yàn)椋瑪嚢铇~背面氣穴的產(chǎn)生，造成攪拌槳的旋轉(zhuǎn)阻力降低。其的模擬值與實(shí)驗(yàn)值基本吻合，如N=120、180、220r· min-1時(shí)，模擬計(jì)算數(shù)值與實(shí)驗(yàn)數(shù)值的平均偏差分別為11.5%、11.9%、14.4%。可見(jiàn)增加攪拌轉(zhuǎn)速，通氣攪拌功率的模擬值與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)偏差逐漸偏大，這可能是數(shù)值模擬過(guò)程中假設(shè)氣泡尺寸相同而造成的。

圖5 通氣攪拌功率的模擬值與實(shí)驗(yàn)值比較

2.3 總體氣含率

氣含率和氣泡大小共同決定體系的相界面積，是表征釜內(nèi)氣-液混合特性的重要參數(shù)之一。本文用斜管壓差計(jì)測(cè)量通氣前后攪拌槽內(nèi)的液位，并通過(guò)式（3）計(jì)算總體氣含率。

式中，ε為氣含率；h0為通氣前液位高度，m；hg為通氣后液位高度，m。

圖6給出了不同攪拌轉(zhuǎn)速和通氣流量下，總體氣含率模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比。由圖可見(jiàn)，隨著攪拌轉(zhuǎn)速和通氣流量的增加，總體氣含率逐漸提高，且模擬計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值變化趨勢(shì)相同。這結(jié)果表明，將該數(shù)值模擬計(jì)算方法用于攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的數(shù)值模擬是可行的。

當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速N=180 r·min-1時(shí)，總體氣含率隨著通氣流量的增加（2～8 m3·h-1）而升高，值從0.017升至0.09，約增加了0.094；而當(dāng)通氣流量固定（2 m3·h－1）時(shí)，隨著攪拌轉(zhuǎn)速的增加，值從0.37升至0.47，增加幅度僅有約為0.01。由此可見(jiàn)，攪拌轉(zhuǎn)速和通氣流量對(duì)總體氣含率的影響程度有所不同，但增大通氣流量對(duì)提高釜內(nèi)總體氣含率具有更好的效果。

從數(shù)值模擬計(jì)算精度可見(jiàn)，總體氣含率的模擬計(jì)算值比實(shí)驗(yàn)值整體偏小，而且當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速和通氣流量較高時(shí)，模擬值與實(shí)驗(yàn)值偏差較大。其原因可能有兩點(diǎn)：一是數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)對(duì)總體氣含率的概念描述不同；二是由于模擬計(jì)算時(shí)，假設(shè)的氣泡尺寸與在實(shí)際操作條件下的氣泡尺寸偏差較大，且不同實(shí)驗(yàn)操作條件下氣泡的聚并與破碎是不同的。若能采用與實(shí)驗(yàn)測(cè)量相一致的氣泡尺寸，結(jié)合Alves等[13]研究結(jié)果，考慮攪拌釜中不同區(qū)域的氣泡聚并與破碎，將能更精確對(duì)空氣-PPG兩相流動(dòng)體系進(jìn)行模擬，這將是今后數(shù)值模擬研究的主要方向。

圖6 總體氣含率的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的比較

2.4 局部氣含率

2.4.1 通氣流量對(duì)局部氣含率分布的影響

氣體在攪拌釜內(nèi)的分布狀況可通過(guò)鉛垂面上局部氣含率分布進(jìn)行充分的描述。攪拌轉(zhuǎn)速N=180 r·min-1，不同通氣流量下，攪拌釜內(nèi)鉛垂面上局部氣含率的分布云圖，如圖7所示。

從圖7可以看出，不同區(qū)域氣含率有著明顯的不同。底層槳上方氣含率較高，而中、上層槳?dú)夂瘦^低，即圖中藍(lán)色的區(qū)域（α∝0）。這是因?yàn)?，PPG的粘度高，氣泡向上運(yùn)動(dòng)的阻力大，因而上部區(qū)域的氣含率較低。因此，僅參考總體氣含率評(píng)價(jià)攪拌設(shè)備的性能是不夠的。但在組合槳的攪拌下，釜內(nèi)的氣含率分布有所改善，遍及區(qū)域增加，且在底層槳上部區(qū)域出現(xiàn)的氣含率峰值。隨著通氣流量的增加，高氣含率的區(qū)域分布增加，并向釜的上部擴(kuò)散，但局部氣含率的分布形式基本不變?？梢?jiàn)，隨著通氣流量的增加，局部氣含率提高，有利于改善空氣-PPG兩相分散的死區(qū)。

圖7不同通氣量下，釜內(nèi)局部氣含率的分布云圖（N=180r·min-1）

2.4.2 攪拌轉(zhuǎn)速對(duì)局部氣含率分布的影響

圖8為通氣流量Qg=2 m3·h-1，不同攪拌轉(zhuǎn)速下，釜內(nèi)鉛垂面上局部氣含率的分布云圖。

圖8 不同攪拌轉(zhuǎn)速下，釜內(nèi)局部氣含率的分布云圖（Qg=2 m3·h-1）

由圖8可見(jiàn)，當(dāng)N=120 r·min-1時(shí)，氣體主要分布在攪拌軸周?chē)鷧^(qū)域，不能及時(shí)被分散，直接沿軸向上運(yùn)動(dòng)，這是因?yàn)閿嚢柁D(zhuǎn)速過(guò)低造成的。當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速提高到180 r·min-1時(shí)，在底層混合流型槳的攪拌下氣體有明顯的徑向分布趨勢(shì)，且局部氣含率有所升高，整個(gè)釜內(nèi)氣體分散均勻度有所提高，這表明氣體隨著液體能進(jìn)一步運(yùn)動(dòng)分散，在槳的攪拌下液體的攪動(dòng)促進(jìn)了整個(gè)釜內(nèi)氣相的積累，但是在氣體分布器以下區(qū)域及上層槳周?chē)鷧^(qū)域局部氣含率分布仍然不佳。當(dāng)N=300 r· min-1時(shí)，釜內(nèi)氣含率分布更加均勻，但在釜內(nèi)上部區(qū)域及氣體分布器下部區(qū)域局部氣含率仍然較低。通過(guò)以上分析可知，N=180 r·min-1時(shí)，整個(gè)釜內(nèi)的氣-液分散狀態(tài)最好。

在實(shí)驗(yàn)測(cè)量中，由于氣體的通入，釜內(nèi)流動(dòng)狀況混亂，在加上實(shí)驗(yàn)工作量大及實(shí)驗(yàn)條件的有限，因而用實(shí)驗(yàn)的方法很難觀察到釜內(nèi)的氣-液分散情況，而運(yùn)用數(shù)值模擬方法恰恰可以彌補(bǔ)這一不足，這對(duì)聚合體系氣-液分散特性具有重要的指導(dǎo)意義。

3 結(jié)束語(yǔ)

本文對(duì)三層槳攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系的攪拌功率和氣含率進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)量和數(shù)值模擬，主要得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

第一，通過(guò)分析發(fā)現(xiàn)攪拌功，總體、局部氣含率，在通氣前后均發(fā)生了一定的變化，并且受通氣流量的影響顯著。

第二，攪拌釜內(nèi)的局部氣含率空間分布極不均勻，下循環(huán)區(qū)的氣含率最大，上循環(huán)區(qū)的局部氣含率較小。通過(guò)對(duì)比還可看出，提高通氣流量和攪拌轉(zhuǎn)速，均有利于增加釜內(nèi)部分區(qū)域的局部氣含率。

第三，通氣攪拌功率、功率準(zhǔn)數(shù)和總體氣含率的模擬計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合，表明Euler-Euler方法及單一氣泡尺寸假設(shè)對(duì)三層槳攪拌釜內(nèi)空氣-PPG體系混合特性的數(shù)值模擬是可行的，但在高通氣量和高攪拌轉(zhuǎn)速下，模擬值較實(shí)驗(yàn)值有所偏低。

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A STUDY ON THE NUMBERICAL SIMULATION AND EXPERIMENTAL INVESTIGATION OF GAS-PPG DISPERSION CHARACTERISTICS IN A STIRRED TANK

CHENG Qun-qun1ZHONG Qin2
（1 Chaohu College，Chaohu Anhui 238000）
（2 Nanjing University of Science&Technology,Nanjing Jiangsu 210094）

The stirring power and gas holdup in a gas-PPG stirred tank is numerically simulated in the paper with the help of the software FLUENT,the adoption of Euler-Euler method,Laminar model,Multiple Frames of Reference（MFR）method to deal with the rotating mixing propeller,and the assumption of single bubble size.It shows that the simulated values are wellmatched to the experimental values.At the same time,the effect of the stirring revolution and aeration flow on the gas holdup and the mixing power are investigated.The results show that the model chosen for numerical simulation can well imitate the dispersion characteristic of gas-PPG system in stirred tank.

Numerical simulation；Experiment measurement；Gas-Polyether polyol（PPG）；Stirring power；Gas holdup

TQ018

A

1672－2868（2016）06－0049－06

責(zé)任編輯、校對(duì)：陳小舉

2016-10-18

程群群（1985-)，女，安徽亳州人，巢湖學(xué)院化學(xué)與材料工程學(xué)院，助教。研究方向：化學(xué)工程與工藝。