許雯婧，王 璐，甄衛(wèi)軍，趙 玲,2

1.新疆大學(xué)化工學(xué)院 石油天然氣精細(xì)化工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，新疆 烏魯木齊 830046;2.華東理工大學(xué) 化學(xué)工程聯(lián)合國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200237

聚苯硫醚（PPS）作為綜合性能優(yōu)異的特種工程塑料，主要應(yīng)用于航天航空、電子電氣、汽車(chē)、化工設(shè)備、環(huán)保等領(lǐng)域。以N-甲基吡咯烷酮為溶劑，對(duì)氯二苯、硫化鈉或硫氫化鈉為原料的硫酸鈉法是國(guó)內(nèi)外制備聚苯硫醚的主要工業(yè)生產(chǎn)方法。目前工業(yè)級(jí)聚苯硫醚反應(yīng)器均采用攪拌釜，一般為逐漸升溫間歇操作，涉及反應(yīng)物溶解、逐步縮合和產(chǎn)物沉淀等過(guò)程，反應(yīng)前期由于小分子縮合反應(yīng)熱效應(yīng)大，移熱要求高；隨著聚合反應(yīng)的進(jìn)行，體系黏度和固含率升高，要求生成的聚合物顆粒能夠均勻懸浮分散；整個(gè)過(guò)程相態(tài)變化為固態(tài)-液態(tài)-固液共存，溫度和黏度變化為先升高再降低，需要攪拌釜中的流場(chǎng)能夠適應(yīng)體系的動(dòng)態(tài)變化。PPS 聚合工藝和聚合機(jī)理研究較多，其反應(yīng)器大都是專(zhuān)利技術(shù)，MITCHELL[1]在單層槳結(jié)構(gòu)的攪拌釜中提出了汽液平衡技術(shù)以控制聚合進(jìn)度和顆粒大小；劉洪[2]采用了直葉槳、上提式斜葉槳與錨框式槳葉的組合，并通過(guò)內(nèi)外盤(pán)管換熱，使溫度分布和固體懸浮更加均勻；潘菲等[3]采用分離式熱管結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)快速換熱；王麗等[4]采用螺旋葉片，增加推進(jìn)螺桿和提升螺帶，防止PPS 粘連；陳培龍等[5]主要對(duì)攪拌釜進(jìn)出料口作了一些特殊設(shè)計(jì)以便連續(xù)操作；張劍宇等[6]在攪拌桿上錯(cuò)落排列六組槳葉，在釜底增加圓形凹槽進(jìn)行換熱。但未見(jiàn)這些PPS 反應(yīng)器的液固兩相流動(dòng)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究的相關(guān)報(bào)道。

對(duì)于高黏物系，層流混合常是主要形式，通過(guò)重復(fù)取向、拉伸和折疊，從而獲得各組分的均勻分布。許多學(xué)者采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）研究了單相體系的攪拌流場(chǎng)，YAVUZ 等[7]采用單層斜葉槳考察了層流模型中不同轉(zhuǎn)速下的流體流動(dòng)，用示蹤劑表現(xiàn)出流體在槳葉端的分離、緩慢混合的特點(diǎn)，隨轉(zhuǎn)速增大，示蹤劑在槳葉上、下區(qū)域的分層逐漸消失；李晶等[8]考察了裝有直葉圓盤(pán)渦輪槳、非對(duì)稱(chēng)拋物線(xiàn)圓盤(pán)渦輪槳和四斜葉槳的攪拌釜中物系黏度與速度矢量和攪拌功率的關(guān)系，高黏度流體在斜葉槳端能夠獲得高剪切速率以達(dá)到均勻混合，黏度增加時(shí)斜葉槳功耗增大，而直葉圓盤(pán)渦輪功耗減小；劉方等[9]采用雙層開(kāi)啟式渦輪槳和錨框式槳葉組合形式進(jìn)行了聚酯反應(yīng)器數(shù)值研究，黏度較小時(shí)流體間摩擦力較小，速度梯度大，黏度增大后流體速度分布更為均勻。對(duì)于固液兩相攪拌，PUKKELLA等[10]考察了雙層斜葉槳無(wú)擋板和有擋板的流場(chǎng)，在不增加攪拌功率的情況下調(diào)整擋板位置可以改善攪拌效果；丁楊等[11]發(fā)現(xiàn)雙層斜葉槳的主體循環(huán)優(yōu)于單層槳，槳葉安放角為45°時(shí)混合效果最佳且攪拌功率最??；TRAD 等[12]利用圖像技術(shù)觀測(cè)了螺旋槳和直葉渦輪槳組合作用下的固液混合情況，發(fā)現(xiàn)需要改變槳葉尺寸才能達(dá)到低功耗高循環(huán)的要求；金光遠(yuǎn)等[13]采用Mixture 混合模型考察了雙層軸流式葉輪不同安放順序?qū)滔囝w粒的濃度分布影響不同，當(dāng)上層槳為斜葉槳時(shí)達(dá)到的臨界懸浮轉(zhuǎn)速更小。

本工作首先采用CFD 數(shù)值模擬確定了聚苯硫醚聚合釜的優(yōu)化攪拌槳結(jié)構(gòu)，然后通過(guò)冷模實(shí)驗(yàn)測(cè)定了優(yōu)選攪拌結(jié)構(gòu)在不同黏度、不同固含量下的固體懸浮狀態(tài)和攪拌功率，最后針對(duì)聚苯硫醚反應(yīng)進(jìn)程中黏度、固含量和顆粒尺寸的變化，進(jìn)行了優(yōu)選攪拌結(jié)構(gòu)適應(yīng)性考察。研究結(jié)果可以指導(dǎo)聚苯硫醚反應(yīng)釜的優(yōu)化設(shè)計(jì)和優(yōu)化操作。

1 數(shù)值模擬計(jì)算和冷模實(shí)驗(yàn)

1.1 CFD 模擬計(jì)算過(guò)程

1.1.1 PPS 攪拌釜物理模型及其網(wǎng)格劃分

PPS 攪拌釜計(jì)算模型根據(jù)某工廠的萬(wàn)噸級(jí)裝置等比例縮小，結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，釜直徑（T）為300 mm，高徑比（H/T）為2，4 塊寬為w 的擋板。計(jì)算中涉及到的攪拌槳型如圖2 所示，包括上提式四折葉渦輪槳（簡(jiǎn)稱(chēng)PBTU），下壓式四折葉渦輪槳（簡(jiǎn)稱(chēng)PBTD）和錨框式槳葉（Anchor Impeller），折葉槳的安放角（θ）均為45°，槳葉寬度為b1，直徑為d1，間距為S1和S2；錨框式槳葉寬度為b2，直徑為d2，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1。利用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對(duì)攪拌釜進(jìn)行劃分，并采用多重參考系法處理旋轉(zhuǎn)組合槳葉與靜止壁面的關(guān)系，攪拌釜的自由液面定義為對(duì)稱(chēng)邊界條件，各槳葉與攪拌軸為旋轉(zhuǎn)壁面邊界條件，攪拌釜壁面為靜止壁面邊界條件，動(dòng)靜區(qū)域交界面為滑移面類(lèi)型，如圖1（b）所示。設(shè)置3 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，在釜內(nèi)高度（z）分別為0.22H，0.48H 和0.74H 處。

圖1 攪拌釜結(jié)構(gòu)及其網(wǎng)格劃分示意Fig.1 Schematics of the structure and CFD calculation meshes of stirring reactor

圖2 攪拌槳幾何結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematics of structure of the impellers

為了確保計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確度，在槳葉和動(dòng)靜區(qū)域交界面處進(jìn)行網(wǎng)格加密，并進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)。圖3（a）所示為z/H 為0.22 處，不同網(wǎng)格數(shù)量下軸向速度沿徑向分布；圖3（b）為不同網(wǎng)格數(shù)量下，扭矩的變化情況。從圖中可見(jiàn)，計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)量在103×104后，軸向速度的變化幅度在8%以?xún)?nèi)，扭矩變化幅度在5%以?xún)?nèi)。考慮計(jì)算精度及效率，本工作選取103×104網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

表1 攪拌釜及槳葉結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of stirring reactor and impellers

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)Fig.3 Grid independence test

1.1.2 計(jì)算方法

式中：ρm為介質(zhì)平均密度，kg/m3；

固液兩相間曳力采用Wen-Yu 模型[14-15]，顆?？醋魇乔蝮w：

式（6）～（9）中，Ksl為固液兩相間動(dòng)量傳遞系數(shù)；αs和αl分別為固相和液相的總體積分?jǐn)?shù)；ds為固相顆粒直徑，m；CD為曳力系數(shù)；V 為液相體積，m3；μ為液相黏度，Pa·s。

1.2 冷模實(shí)驗(yàn)過(guò)程

根據(jù)計(jì)算模型按1:1 比例建立了有機(jī)玻璃攪拌釜冷模實(shí)驗(yàn)裝置，攪拌軸上方連接有扭矩傳感器測(cè)定功率消耗；分別在z/H 為0.22，0.48 和0.74 處開(kāi)設(shè)了取樣孔，當(dāng)扭矩傳感器數(shù)值達(dá)到平穩(wěn)后，在這3 個(gè)取樣口徑向位置r/R 為0.8 處取得一定量的固液混合物樣品，過(guò)濾得到固體顆粒干燥后稱(chēng)重，確定固含率α，這一步驟每組工況重復(fù)5 次求得平均值。實(shí)驗(yàn)中固體采用的聚合物顆粒大小為0.5 mm，液相介質(zhì)為麥芽糖漿配制而成的黏度為1 和3 Pa·s 的糖漿水溶液。

2 結(jié)果與討論

2.1 攪拌槳結(jié)構(gòu)優(yōu)化模擬

多層攪拌體系中槳型和槳葉間距是影響攪拌釜內(nèi)流場(chǎng)的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)，采用的攪拌槳組合方案如表2 所示。模擬采用非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，時(shí)間步長(zhǎng)為0.001 s，計(jì)算過(guò)程中監(jiān)測(cè)3 個(gè)不同高度水平面上的平均顆粒濃度，當(dāng)變化范圍小于5%且所有變量的收斂殘差均小于10-4時(shí)，即可判斷計(jì)算已收斂。PPS 聚合的典型物系參數(shù)為背景，即液相密度1 160 kg/m3，液相黏度1 Pa·s，固相密度1 350 kg/m3，顆粒直徑0.5 mm，固含量10%；攪拌轉(zhuǎn)速設(shè)定為200 r/min。

表2 攪拌槳葉組合形式Table 2 Configuration of impeller combinations

圖4 不同組合槳葉作用下的速度矢量圖Fig.4 Velocity vector profile of different impeller combinations rotation speed is 200 r/min, volume fraction of the particles is 10% (X-axis)

在徑向位置r/R 為0.8 處，不同組合槳作用下的軸向速度分布曲線(xiàn)如圖5 所示，由于各組合槳中最下端均為錨框式槳葉，所以在z/H 為0.31 以下高度的流速基本一致。Case A 因存在多個(gè)獨(dú)立循環(huán)區(qū)域，在z/H 為0.51～0.58 和0.69～0.73 處速度向下，導(dǎo)致固體顆粒懸浮情況略差；槳葉層間距越近，相鄰槳葉排出流的相互作用越強(qiáng)，因此Case B，Case C和Case D 3 種槳葉組合中，在z/H 為0.59 處Case C軸向速度最大，在z/H 為0.73 處Case D 的軸向速度最大，而Case B 的軸向速度分布相對(duì)平穩(wěn)。

不同組合槳葉作用下固相濃度分布如圖6 所示。

圖5 不同組合槳葉作用下的流體軸向速度分布（r/R=0.8）Fig.5 Axial velocity distribution for different cases (r/R=0.8)

圖6 不同組合槳作用下的固相濃度分布Fig.6 Solid content profile of different impeller combinations rotation speed is 200 r/min, volume fraction of the particles is 10%

從圖6 可以看出Case A 和Case D 的整體循環(huán)流動(dòng)較差，隨攪拌的進(jìn)行z/H 為0.55 以上的固體顆粒濃度較低、變化較??；Case C 由于中層槳與上層槳間距較大，中層槳排出流未能有效攜帶顆粒進(jìn)入反應(yīng)釜上部區(qū)域（z/H 大于0.6），至攪拌20 s 時(shí)釜底仍有顆粒沉積；相比之下，Case B 能更高效地分散懸浮固體顆粒。因此PBTU 槳型多產(chǎn)生平行流，軸向運(yùn)動(dòng)和槳葉間的相互作用較小，較難分散底部沉積固體，較好的攪拌槳型應(yīng)為三層PBTD 和錨框式槳葉的組合；在調(diào)整三層斜葉槳間距時(shí)發(fā)現(xiàn)，減小某一層間距時(shí)，會(huì)增大此區(qū)域?qū)娱g流動(dòng)，但同時(shí)減弱了另一層流體之間的相互作用，使固體在向上運(yùn)動(dòng)時(shí)，會(huì)在層間距變大區(qū)域突然減速，導(dǎo)致均勻懸浮時(shí)間長(zhǎng)、功率消耗大，故采用等層間距，即表2 中Case B 為優(yōu)化的組合攪拌槳結(jié)構(gòu)。

2.2 不同轉(zhuǎn)速下優(yōu)化組合槳的固體懸浮狀況和攪拌功率

利用冷模實(shí)驗(yàn)，對(duì)采用組合槳Case B 的聚合攪拌釜進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，考察了不同黏度、不同固含率下的固體懸浮狀況。圖7 比較了不同轉(zhuǎn)速下實(shí)驗(yàn)和模擬計(jì)算所得r/R 為0.8 處相對(duì)固含率（α/αs）的軸向分布情況。

圖7 固含量軸向分布Fig.7 Normalized solid content axial distribution

圖8 120 r/min 裝填量為10%工況下的固含率分布圖Fig.8 Solid content profile of 10% at 120 r/min

由圖可知，在所研究范圍內(nèi)，整釜中固體顆粒懸浮均較均勻，且模擬計(jì)算與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果基本吻合，最大相對(duì)誤差為3.1%左右。特別是當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到200 r/min 后，模擬計(jì)算與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果吻合程度提高。為說(shuō)明低攪拌轉(zhuǎn)速對(duì)液固體系的影響，圖8 給出攪拌轉(zhuǎn)速為120 r/min，裝填量為10%工況下的固含率分布隨時(shí)間變化的云圖。與較高轉(zhuǎn)速相比（如圖6 所示），低轉(zhuǎn)速情況下，由于顆粒速度較低，固相顆粒在釜內(nèi)懸浮較慢，至100 s 才可基本獲得穩(wěn)定懸浮狀態(tài)。

攪拌功率是攪拌釜設(shè)計(jì)、優(yōu)化和放大的重要依據(jù)，功率準(zhǔn)數(shù)（NP）一般定義為：

式中：P 為攪拌功率，W；d 為槳葉直徑，m；ρ為液體的密度，kg/m3；μ 為液體的黏度，Pa·s；N 為攪拌轉(zhuǎn)速，r/min；Re 為攪拌雷諾數(shù)；Fr 為弗魯?shù)聰?shù)，層流運(yùn)動(dòng)中可忽略弗魯?shù)聰?shù)的影響。

圖9 為不同固含率和黏度下由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬計(jì)算確定的功率準(zhǔn)數(shù)對(duì)比，同樣黏度下當(dāng)攪拌轉(zhuǎn)速達(dá)到200 r/min 后，圖中紅框標(biāo)識(shí)處，固體懸浮分散狀況較好時(shí)兩者相對(duì)誤差在0.4%～3.7%。在考察的雷諾數(shù)范圍，NP總體上與Re-0.4成正比。

圖9 不同固含率和黏度下的攪拌功率曲線(xiàn)Fig.9 Agitation power curve for different solid contents and liquid viscosities

2.3 優(yōu)化組合槳對(duì)聚苯硫醚間歇聚合進(jìn)程的適應(yīng)性

聚苯硫醚間歇聚合過(guò)程為變溫、變黏度和變固含率過(guò)程，4 個(gè)典型反應(yīng)階段物系的黏度、顆粒粒徑及固含量見(jiàn)表3。對(duì)優(yōu)選的槳葉組合，CFD 模擬分析了其對(duì)物系性質(zhì)變化的適應(yīng)性，攪拌轉(zhuǎn)速選取200 r/min。

表3 PPS 聚合不同階段下的物系變化Table 3 Property changes of PPS polymerization system during different stages

圖10 不同階段的速度矢量圖（攪拌速度為200 r/min）Fig.10 Velocity vector profile during different stages (rotation speed is 200 r/min)

在徑向位置r/R 為0.8 處，4 個(gè)階段軸向速度分布見(jiàn)圖11，流體軸向速度隨著黏度增大而減小；相同黏度下，聚合最后階段在z/H 為0.41 處的軸向速度Vmax比第一階段增大25%，這是由于顆粒粒徑大時(shí)與流體間摩擦力增大。4個(gè)階段在r/R為0.8處固含量分布曲線(xiàn)如圖12所示，α/αs均在0.990～1.005，滿(mǎn)足均勻懸浮分散要求。4 個(gè)階段的功率準(zhǔn)數(shù)分別為10.5，15.2，17.2 和10.1，變化幅度達(dá)到70%，因此攪拌電機(jī)的選擇需要考慮較大的功率變化范圍。

圖11 不同階段流體軸向速度分布（r/R=0.8）Fig.11 Axial velocity distribution of fluid at different stages(r/R=0.8)

圖12 不同階段固含量軸向分布（r/R=0.8）Fig.12 Axial distribution of solid content at different stages(r/R=0.8)

3 結(jié) 論

對(duì)聚苯硫醚聚合釜進(jìn)行了攪拌槳結(jié)構(gòu)優(yōu)化，并根據(jù)聚苯硫醚間歇聚合過(guò)程的物系性質(zhì)變化，CFD模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)合研究了釜內(nèi)流動(dòng)、固體懸浮和攪拌功率變化規(guī)律：

a）采用等層間距的三層PBTD 與錨框式槳葉的優(yōu)化組合攪拌槳，各槳葉可以很好地起到協(xié)同作用，形成較好的整體循環(huán)流動(dòng)，實(shí)現(xiàn)固體顆粒均勻懸浮。

b）優(yōu)化組合槳攪拌轉(zhuǎn)速達(dá)到200 r/min 后，固體顆粒懸浮分散狀況較好，固含量軸向分布和攪拌功率的實(shí)驗(yàn)值與CFD 模擬結(jié)果之間相對(duì)誤差小，攪拌功率準(zhǔn)數(shù)與Re-0.4成正比。

c）優(yōu)化組合槳可以滿(mǎn)足反應(yīng)前期湍動(dòng)程度大有利于換熱、反應(yīng)后期固體均勻懸浮的要求，但選擇固定轉(zhuǎn)速操作時(shí)攪拌功率變化幅度將較大。