阮 飛，田 震，付曉晨，包金小

( 內(nèi)蒙古科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，包頭 014010)

引 言

稀土溶劑萃取技術(shù)是基于不同稀土元素在特定萃取溶液體系( 由互不相溶的水相和有機(jī)相組成) 中具有不同的分配比的基本原理，經(jīng)“萃?。礈欤摧腿　钡忍幚憝h(huán)節(jié)，最終分離得到純度較高的稀土元素的濕法冶金工藝。該工藝具有生產(chǎn)效率高、處理容量大、分離效果好、產(chǎn)品純度高等優(yōu)點(diǎn)，目前已成為國內(nèi)外提取分離稀土元素的主要工藝［1］。

稀土萃取分離設(shè)備有多種結(jié)構(gòu)，常見的基本類型包括混合澄清萃取器、塔式萃取器及離心式萃取器等。其中，混合澄清萃取器應(yīng)用較為廣泛，其單級反應(yīng)單元主要由混合室和澄清室構(gòu)成，多級反應(yīng)器則含有多個混合室和澄清室［2］?；旌鲜覂?nèi)設(shè)有攪拌器，并以一定轉(zhuǎn)速攪動水相和有機(jī)相，使二者充分混合，促進(jìn)萃取過程的有效進(jìn)行，充分萃取后混合液進(jìn)入澄清室，進(jìn)行澄清和后續(xù)處理。

混合澄清萃取器屬于旋轉(zhuǎn)機(jī)械攪拌式反應(yīng)器，其內(nèi)部流場屬于復(fù)雜的三維強(qiáng)湍流流動，混合室內(nèi)的傳輸特性對于萃取過程有極其重要的影響。有研究人員針對此類稀土分離萃取槽內(nèi)的傳輸過程進(jìn)行了探索:逄啟壽等［3-8］采用FLUENT 軟件模擬研究了萃取槽結(jié)構(gòu)、萃取槽容量、擋板類型、攪拌器結(jié)構(gòu)、攪拌器空間分布、及澄清室結(jié)構(gòu)等對稀土萃取槽流動混合狀況的影響;羅璇［9］等采用FLUENT 軟件研究了250 L 具有平直葉片的混合槽的攪拌性能; 趙秋月［10］等采用ANSYS 軟件模擬了一種新型稀土混合萃取槽內(nèi)的流場分布特點(diǎn)。

目前對于稀土萃取槽內(nèi)流動混合狀況方面的研究側(cè)重于對萃取槽內(nèi)流動及混合狀況的定性分析，對于萃取槽內(nèi)流速分布、低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)等方面的工作卻較為缺乏。本文在借鑒前人所做工作的基礎(chǔ)上，自行設(shè)計了具有單層傾斜式四葉片攪拌器的新型稀土萃取槽，并借助FLUENT 軟件對所設(shè)計的稀土萃取槽混合室內(nèi)的流體流動軌跡、流速分布、低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)及混勻時間等重要性能指標(biāo)進(jìn)行了仿真研究，以期為稀土萃取槽的研究和設(shè)計提供參考。

1 研究方法

1.1 萃取槽幾何模型

簡化后的萃取槽三維幾何模型如圖1 所示。該萃取槽屬于混合澄清萃取反應(yīng)器，由于主要研究混合室內(nèi)的傳輸特性，因此計算區(qū)域不包含澄清室部分?；旌鲜页叽鐬?00 mm×500 mm×600 mm，底部出口直徑Φ 為70 mm?；旌鲜覂?nèi)部安裝有新型單層傾斜式四葉片攪拌器，攪拌器葉片厚度10 mm，各葉片與Z 軸方向呈10°角，四個葉片底部焊接成一體，起到加固的作用，攪拌葉片頂部設(shè)有圓形擋板。攪拌葉片有效高度為95 mm，有效外徑Φ 為160 mm，攪拌器以150 r/min 轉(zhuǎn)速沿順時針方向攪拌、萃取槽內(nèi)流體。

圖1 萃取槽幾何模型示意圖

1.2 主要控制方程

數(shù)值計算中涉及到的基本控制方程包括連續(xù)性方程、N － S 方程、K － ε 雙方程、質(zhì)量傳輸控制方程等［11-13］。

1.3 研究方案

主要研究攪拌器轉(zhuǎn)速ω 為150 r/min 時，不同攪拌器高度即攪拌器葉片底部距混合室底部的距離H( 圖1)對混合室內(nèi)的傳輸特性的影響。具體研究方案見表1。

表1 研究方案

1.4 模擬方法及主要參數(shù)

利用GAMBIT 軟件建立萃取槽三維幾何建模，并劃分四面體混合網(wǎng)格。網(wǎng)格劃分方案為TGrid，網(wǎng)格類型為Tet/Hybrid，攪拌槽主體部分網(wǎng)格尺寸為13 mm，攪拌器網(wǎng)格為8 mm。在此基礎(chǔ)上，指定相應(yīng)的邊界條件及流體區(qū)域類型后生成mesh 文件，然后導(dǎo)入FLUENT 中，激活需要求解的基本控制方程，設(shè)置相應(yīng)的初始及邊界條件，其中攪拌器以轉(zhuǎn)速150 r/min 沿順時針方向旋轉(zhuǎn)，攪拌器和萃取槽相接觸的界面設(shè)置為Interface 邊界條件。有機(jī)相為P507，其密度ρ =950 kg/m3，粘度μ =3.3 ×10-3Pa·s。水相密度ρ =998 kg/m3，粘度μ =1.0 ×10-3Pa·s。流體在Z 軸正向所受體積力gz=9.8 m/s2。采用多重參考系模型( MRF) 模擬攪拌器轉(zhuǎn)動，利用SIMPLE 算法求解流場及壓力場，收斂標(biāo)準(zhǔn)為各組控制方程的殘差均小于10-3。

2 仿真結(jié)果與討論

2.1 萃取槽內(nèi)流態(tài)分布特點(diǎn)

采用上述模擬方案，計算得到的萃取槽內(nèi)典型流線圖如圖2 所示，萃取槽內(nèi)Z = －0.5 截面速度矢量圖如圖3 所示( 以3#方案為例) 。

圖2 萃取槽內(nèi)典型流線圖

圖3 3#方案萃取槽內(nèi)Z = －0.5 截面速度矢量圖

從圖2 可知，在高速旋轉(zhuǎn)的攪拌器的作用下，流體系統(tǒng)沿攪拌器轉(zhuǎn)動方向做紊流流動，在X 軸和Y 軸方向上具有較大的分速度，此外，由于受傾斜攪拌葉片的作用，從圖3 可知，在Z 軸方向上也具有一定的分速度，加之流動過程中受到萃取槽內(nèi)壁面的限制，因此流體在按順時針旋轉(zhuǎn)的同時由內(nèi)壁面附近區(qū)域流向頂部，當(dāng)流體到達(dá)自由液面后，在萃取槽壁面、自由液面及攪拌器的綜合作用即抽吸作用下，由靠近攪拌槽中心區(qū)域返回到萃取槽底部，完成循環(huán)過程。

2.2 萃取槽內(nèi)流速分布特點(diǎn)

為比較不同攪拌器高度下萃取槽內(nèi)沿Z 軸方向上的流速分布規(guī)律，在Z 軸方向上取一條線段，線段起點(diǎn)坐標(biāo)(0.19，0.19，－0.6) ，終點(diǎn)坐標(biāo)(0.19，0.19，0) ，計算得到的該線段上流體流速分布如圖4 所示。萃取槽垂直于Z 軸各截面速度云圖如圖5 所示( 以2 #方案為例) 。

圖4 不同方案下萃取槽Z 軸方向上流速分布曲線

從圖4 可知，萃取槽內(nèi)沿Z 軸方向上速度分布存在一定差異，在靠近攪拌葉片附近高度范圍內(nèi)的流體流速較高，而遠(yuǎn)離此區(qū)域的流體流速明顯衰減，這一點(diǎn)也可從圖5 觀察到; 比較速度分布曲線可以發(fā)現(xiàn)，隨著攪拌器高度的變化，萃取槽內(nèi)高速區(qū)在Z 軸方向上的位置明顯不同，H=L/12 =50 mm 和H=9L/12 =450 mm 時，萃取槽內(nèi)高速區(qū)分別出現(xiàn)在靠近萃取槽底部和頂部的位置，并且存在非常明顯的低速區(qū); H =3L/12 =150 mm時，也存在較為明顯的低速區(qū);而H=5L/12 =250 mm 和H=7L/12 =350 mm 時，高速區(qū)大致分布在靠近萃取槽中部的位置，未發(fā)現(xiàn)明顯的低速區(qū)，特別是H =5L/12時，萃取槽內(nèi)不同高度上流體流動活躍，無明顯低速區(qū)，由此說明攪拌器高度H 為5L/12 時，萃取槽內(nèi)Z 軸方向上流速分布最為合理。

圖5 2 #方案萃取槽垂直于Z 軸各截面速度云圖

2.3 萃取槽內(nèi)低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)

低速區(qū)( 也稱死區(qū)) 體積分?jǐn)?shù)是各類冶金反應(yīng)器的重要性能指標(biāo)。對于稀土萃取槽的低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)目前還沒有成熟的數(shù)學(xué)模型來描述。一方面，鑒于一些類似的文獻(xiàn)中取平均速度的1/10、2/100、5/100 等作為臨界速度，用于衡量和估算低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)［14-16］，而另一方面，針對稀土萃取槽內(nèi)的流速分布特點(diǎn)，綜合考慮兩方面的因素，本文采用萃取槽中流體流速低于流體區(qū)域內(nèi)平均流速的千分之一的流體體積分?jǐn)?shù)來衡量低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)VL，即低速區(qū)體積的臨界流速為v =vav/1000，并通過計算得到不同方案下萃取槽內(nèi)的低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)，如圖6 所示。

從圖6 可知，各方案下萃取槽內(nèi)低速區(qū)流體體積分?jǐn)?shù)介于0.936% ～7.732%。H =L/12 =50 mm 時，萃取槽內(nèi)的低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)為7.732%，為各方案中最大的;H= 3L/12 = 150 mm 時的低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)次之，為5.459%; H = 9L/12 = 450 mm 時低速區(qū)體積約為1.029%，低于上述兩種工況; 而H =5L/12 =250 mm 和H=7L/12 =350 mm 時，低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)均較低，分別為0.944%和0.936%，這一結(jié)果與2.2 小節(jié)中通過Z 軸上流速分布曲線分析得到的結(jié)果非常吻合，可見攪拌器插入高度為7L/12 時，萃取槽內(nèi)低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)最小，有利于萃取槽內(nèi)流體的動量和質(zhì)量傳遞。

圖6 各方案下萃取槽內(nèi)低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)

2.4 萃取槽內(nèi)流體混勻時間

在得到穩(wěn)態(tài)流場的基礎(chǔ)上，激活Species Transport模型，在萃取槽底部以坐標(biāo)(0.15，0，－0.02) 為中心，半徑r=0.15 m 的球形區(qū)域內(nèi)瞬間加入示蹤劑。激活非穩(wěn)態(tài)模型，模擬示蹤劑在萃取槽內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)擴(kuò)散過程，并分別監(jiān)測坐標(biāo)為( －0.2，0，z) 的個點(diǎn)即A 點(diǎn)－E 點(diǎn)處示蹤劑濃度隨時間的變化( A 點(diǎn)－E 點(diǎn)所對應(yīng)的z 值依次為－0.05，－0.5，－0.25，－0.35，－0.45) ，得到典型的示蹤劑濃度隨時間變化曲線即C － t 曲線如圖7 所示( 以1#方案為例) 。

圖7 1#方案各監(jiān)測點(diǎn)處的C － t 曲線

從圖7 可知，同一方案中不同監(jiān)測點(diǎn)處得到的C －t曲線的基本形狀類似，各點(diǎn)的起始示蹤劑濃度均為0，之后迅速上升，最后逐漸趨于穩(wěn)定; 而進(jìn)一步比較各曲線發(fā)現(xiàn)，各監(jiān)測點(diǎn)濃度變化存在一定差異，這主要是由于各監(jiān)測點(diǎn)與示蹤劑加入點(diǎn)之間的相對位置不同造成的。將上述曲線上各點(diǎn)示蹤劑濃度C 對時間t 進(jìn)行數(shù)值微分運(yùn)算，找出濃度對時間的微分約等于0 的點(diǎn)，其所對應(yīng)的時間即為萃取槽內(nèi)流體的混勻時間tm( 圖7) 。通過計算得到各方案下不同監(jiān)測點(diǎn)混勻時間如圖8 所示。

圖8 各方案下不同監(jiān)測點(diǎn)的混勻時間

從圖8 可知，同一方案下不同監(jiān)測點(diǎn)的混勻時間有差異;各方案下監(jiān)測點(diǎn)A 處的混勻時間在19.3 s ～24.9 s 之間，B 點(diǎn)在22.6 s ～25.8 s 之間，C 點(diǎn)在26.2 s ～29.4 s 之間，D 點(diǎn)在20.0 s ～25.5 s 之間，E 點(diǎn)在16.9 s ～21.3 s 之間;綜合比較各方案下不同監(jiān)測點(diǎn)混勻時間發(fā)現(xiàn)，H=L/12 =50 mm 和H=9L/12 =450 mm 時，各監(jiān)測點(diǎn)混勻時間均較長，而H =5L/12 =250 mm 時，各點(diǎn)混合時間最短、在19.3 s ～26.2 s 之間，說明其混合效率最高，上述結(jié)果與2.2 和2.3 小節(jié)的分析結(jié)果基本吻合，由此說明攪拌器高度為5L/12 時，混勻時間最短，萃取槽內(nèi)流體混合性能較好。

綜上所述，最終持稀土萃取槽攪拌器的高度確定在5L/12 ～7L/12 范圍內(nèi)，其綜合冶金性能較好，這一研究結(jié)果可供稀土萃取分離反應(yīng)器相關(guān)領(lǐng)域的研究和設(shè)計參考。

3 結(jié) 論

(1) 稀土萃取槽攪拌器高度H 為5L/12 ( 即250 mm) 時，萃取槽內(nèi)Z 軸方向上流體流速分布合理，無明顯低速區(qū)。

(2) 各方案下萃取槽內(nèi)低速區(qū)流體體積分?jǐn)?shù)介于0.936% ～7.732%之間，攪拌器高度H 為7L/12(即350 mm)時，攪拌槽內(nèi)低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)最低，為0.936%。

(3) 攪拌器高度H 為5L/12 時，萃取槽內(nèi)各監(jiān)測點(diǎn)混勻時間最短，在19.3 s ～26.2 s 之間。

(4) 自行設(shè)計的稀土分離萃取反應(yīng)器，其攪拌器高度H 在5L/12 ～7L/12 范圍內(nèi)，萃取槽綜合冶金性能較好，可供稀土萃取分離反應(yīng)器相關(guān)領(lǐng)域的研究和設(shè)計參考。