基于三维数学模型的大同双轴搅拌机流场特性分析

基于三维数学模型的大同双轴搅拌机流场特性分析

民心双轴搅拌系统搅拌装置是一种大型综合性设备。广泛应用于化工、石化、制药、食品、冶金、纸板和污水处理等流程工业。其中许多过程往往伴随着相态变、热量传递和粘度变化。对于上述过程,采用单一中心分散桨,在搅拌高黏流体时可能会在搅拌釜近壁区域存在死区;而采用单一近壁锚式桨或框式桨等,在槽中心区域可能会混合不佳;即使采用内外双螺带等兼顾全槽混合的搅拌桨,在反应初期物料黏度较低时也可能会有混合效率差的缺点。为此,现代过程工业需要一种在湍流区、过渡流区及层流区中均有优良综合性能的搅拌系统,同心双轴搅拌系统便是在此种情势下应运而生的。同心双轴式搅拌设备通常立式放置,根据搅拌轴位置的不同,可分为两种,具体见图1。第一种内搅拌轴为顶伸入式,而外搅拌轴为底插入式,第二种内外两根搅拌轴都是顶伸入式的。第一种结构形式布局简单,但其下搅拌轴位置存在动密封泄漏、腐蚀破坏及高黏抱死传动机构的风险。而第二种形式能有效克服上述缺点,但结构更为复杂,成本较高。两者结构形式的相同之处在于内搅拌轴上均固定着半径较小、高速旋转的中心分散桨,外搅拌轴上均固定着低速旋转的锚式桨、螺带桨或框式桨等近壁式搅拌桨。对于复杂的混合过程,可依照流体黏度变化的情况,适当调节两轴转速,甚至在某些情况下可以仅用高速桨进行搅拌,低速桨作为挡板以满足不同混合过程的需求。有关双轴搅拌的研究国外起步较早,最早的文献由EKATO公司的Schneider等报道,之后加拿大的Tanguy课题组围绕一种同心双轴搅拌系统展开了一系列系统的研究,主要集中于转动模式及速比等对搅拌功率、混合时间的影响方面。国内近年也针对同心双轴搅拌进行了研究,并取得一些成果。本文在实验研究的基础之上,选取由4种不同型式的搅拌桨为内桨、框式桨为外桨构成的第二种结构的同心双轴搅拌器作为模拟对象,借助计算流体动力学(CFD)软件来分析它们的功耗、流场及混合特性,并与实验结果进行比较,以期为后续的研究工作奠定基础。1双桨组合桨和双组分液位为便于与实验进行对比验证,被模拟的同心双轴搅拌系统其外桨恒定为框式桨。由于实验时框式桨顶部横梁并没有浸没在物料中,故外桨建模时,其结构简化处理,演变为锚式桨。同时为探究内桨型式变化对搅拌釜内流体混合情况的影响,内桨选用双层组合桨,它包括2种直径系列、2种类型共4种配置,具体列于表1,并绘于图2。模拟时,搅拌釜内径为380mm。根据内桨直径的不同,确定搅拌釜内物料的液位高度。当内桨直径d=133mm时,高径比取1,即充液高度H=380mm;当内桨直径d=200mm时,高径比取1.15,即充液高度H=440mm。这与实验测试时的物料装填高度一致。数值模拟时,工作介质选取实验用的物料麦芽糖浆,它是牛顿流体的一种。模拟过程介质物性及搅拌器操作运行条件列于表2。表中,co表示同向运转;counter表示反向运转。对整体Reynolds数Re的计算,选用谢泳等提出的计算关联式,具体为由表2数据可以看出,各工况下Reynolds数均小于40,搅拌釜内的流体处于层流状态。2基于控制方程的丰富任何流体的流动均满足质量守恒定律、动量守恒定律,这些定律在计算流体力学中的数学体现就是相应的4个基本方程。另外,混合时间模拟采用示踪浓度法,而浓度场的模拟要运用组分方程。故同心双轴搅拌系统功率、流动及混合特性模拟的控制方程组就由连续性方程、动量方程和组分方程等组成。考虑到高黏介质搅拌时体系处于层流状态,故上述方程组封闭。3cfd分析过程3.1搅拌锅炉分级在对搅拌釜的流场进行计算时,使用多重参考坐标系方法(MRF)。待流场稳定后,再使用滑移网格法(SG)计算示踪剂浓度随时间的变化,进而对搅拌釜内的混合情况进行模拟。整个搅拌釜划分为3个区域:内桨区域、外桨区域和剩余区域,对3个区域分别进行网格划分。由于模拟所选用的搅拌桨的结构不规则,利用全四面体网格填充整个流体区域。在此基础上,通过网格独立性检查,确定适宜的单元与节点数量。3.2外桨区域内的流体鉴于内桨区域和外桨区域属于动区域,剩余区域属于静区域,所以3个区域之间通过交界面进行动量交换。将动区域内的流体设定与搅拌桨相同的转速进行转动,其中内桨区域内流体的转速按内桨的转速进行设置,外桨区域内流体的转速按外桨的转速进行设置,而剩余区域内的流体视为静止。将处于内桨区域和外桨区域内的轴和桨叶定义为动边界,边界类型均为壁面边界。另外,搅拌釜的内壁定义为静止壁面边界条件,自由液面定义为对称边界条件。3.3条件传递模型在计算搅拌釜内流场时,压力-速度耦合使用SIMPLE算法,压力离散采用BodyForceWeighted格式,动量离散先采用一阶迎风格式,待收敛后再使用二阶迎风格式。在求解示踪剂浓度场时,采用物质传递模型(SpeciesModel),通过模拟搅拌釜内的单相多组分宏观混合过程,借以模拟混合时间的历程。待流动场达到稳定时,关闭流场方程,只求解示踪剂质量传递方程。由于示踪剂的浓度随时间而变化,它是一个非稳态问题,故压力-速度耦合使用PISO算法,动量及物质输运方程的离散方法均采用二阶迎风格式。4结果与讨论4.1外桨转速对能耗的影响通过数值模拟,可以得到相应工况下的扭矩值,再按照下面公式计算,可以得到搅拌功率需要说明的是,这里所得到的搅拌桨功耗只是桨叶部分的功率,不包含电机传动过程中以及内外搅拌轴之间机械摩擦等损失的功率。分析表3~表6中数据,不难发现:(1)在相同结构形式和运行条件下,内外桨同向转动比反向转动所需的搅拌功率要少,这与郭武辉等的研究结论一致;(2)外桨功耗受内桨影响较为明显。在保持外桨转速不变的情况下,内外桨同向转动时,外桨功耗随内桨转速增大而减小,反向转动时,外桨的功耗则随内桨转速增大而增大。这说明内外桨同向转动起到了积极的作用;(3)在内外桨整体消耗的总功率中,内桨功耗占据了很大的比重,一般都在75%以上,说明内桨消耗了大部分的轴功率,这是由于外桨转速仅为20r·min-1,相对于内桨转速较低。所以,对同心双轴搅拌器来说,内桨选择的优劣直接关系到整体功率的消耗。表7比较了内桨转速400r·min-1、外桨转速20r·min-1时单位体积物料搅拌功耗的模拟值和实验值。从表7可以看出,模拟值与实验值的偏差不大,一般均在30%以内,这一定程度上说明数值模拟所用模型的合理性和精确度。同时,由于负载实验时介质的润滑使内外搅拌轴间的摩擦功率损耗小于搅拌器空转时的损耗,导致由负载扭矩扣除空转扭矩计算得到的净扭矩偏小。同时,实验台所采用的双轴同心嵌套结构导致扭矩传感器只能安装在各自传动系统的输出端,此处所测扭矩并非是准确的流体阻力矩,进一步导致了单位体积功耗的实验值与数值模拟值之间的偏差。此外,单位体积物料搅拌功耗的较大模拟值,对搅拌器传动系统的选型有利,可避免动力不足现象的出现。4.2搅拌社会主义模式与旋转轴向转动模式的比较图3~图6为外桨转速20r·min-1、内桨转速280r·min-1时的速度矢量图,它们直观显示了不同转动模式及内桨类型下搅拌釜内流场的分布。其中,两横截面视图分别对应着上层桨和下层桨所处的位置,由于上下层桨叶的层间距参数h=0.12m,故下层桨中心平面所处的位置坐标为z=0m,上层桨中心平面所处的位置坐标为z=0.12m。从纵剖面的速度矢量图看,搅拌釜内流场仍然主要受内桨控制,不同类型的内桨在相同转动模式下产生的流场也不尽相同。首先,相同之处表现为:在内桨驱动下,流体在搅拌釜内形成了4个较大的漩涡,分别围绕着各层桨叶并呈对称分布。在上下层桨叶之间流体的运动发生过渡,并在内搅拌轴周围发生流体分离,形成一个纺锤状的区域。其次,不同之处在于:在相同桨叶直径下,上层二斜叶桨与下层二直叶桨组合内桨带来的流场运动更剧烈;在相同组合类型下,桨叶直径越大,搅拌釜内的流体运动范围相应越大,运动程度越强烈;当内桨一定时,在同向转动下搅拌釜内的流体向下运动趋势更强。从横截面上的速度矢量图看,首先在内桨的上下层桨叶处明显具有一个与搅拌轴转动方向一致的切向流,并且在反向转动模式下内桨的切向流被阻断,形成了漩涡分离,这使近壁处流体运动减弱,而在同向转动下切向流连续分布,对改善近壁处流体流动大为有利。这与文献中的研究结论及褪色实验中的现象都比较吻合,从而解释了内外桨同向转动优于反向转动的原因。为进一步比较两种转动模式对搅拌釜内流场的影响,又采用速度等值图来观察同一速度的分布范围大小。从图7可以看出,不同内外组合桨在同向转动下速度为0.6m·s-1的分布范围始终较大,说明内外桨转速一定时,同向转动模式可以使桨叶的作用范围更广,从而带动搅拌釜内更大区域的流体运动,故混合效果也相对较好。同时还发现,外桨因转速较低,其叶端速度尚不及0.6m·s-1。图8是内桨采用4种双层组合桨时的速度曲线图,它把桨叶端部速度沿柱坐标系进行矢量分解,以得到各个速度分量沿搅拌釜高度方向的分布,其所取速度为平行于z轴的一条直线,此时r=0.11m,θ=0°。图中,横坐标代表沿搅拌釜高度方向的位置,且下层桨中心平面所在位置处坐标为z=0m,上层桨中心平面所在位置处坐标为z=0.12m。从图8可以看出,搅拌釜内流体的各个速度分量反向转动下均较大。对每个分量来说,轴向速度的最大值出现在靠近上层桨下部处(在横坐标上为z=0.09m左右),这与上部采用轴流桨有关,同时在靠近下层桨的下部附近,也出现一个轴向速度分量的极大值(在横坐标上为z=-0.02m左右);径向速度的最大值出现于下层桨的中心平面处,在上层桨的中心平面处出现另外一个极大值。对4种不同类型的双层组合桨而言,切向速度的最大值与极大值出现的位置与径向速度基本相同。综上分析,组合桨的上下层桨叶之间也会互相作用,轴向速度最大值由上部轴流桨尖端下移即说明这一点。4.3加料点分布为方便进行实验比对,模拟时示踪剂(KCl)加料点与实验一致,无论同向还是反向转动,加料点均位于离自由液面上方10mm处。监测点的选择按对称选取,具体位置分布如表8所示。4.3.1搅拌锅炉内充放电状态图9是内桨为组合桨Ⅰ时示踪剂浓度在不同转动模式下随时间变化的云图。从图中可以看出示踪剂在搅拌釜内的扩散过程,同向转动时示踪剂扩散速度较快,沿内搅拌轴快速下移,t=21s与t=36s时刻的浓度相差不大。而反向转动时示踪剂扩散速度相对较慢,t=33s与t=36s时刻的浓度接近一致,根据95%原则,此时即可视为混合完全。从图10中可以发现,示踪剂在不同监测点处的浓度响应曲线不尽相同,但在轴对称的2个监测点处的浓度响应曲线基本一致,说明监测点及加料点位置对混合时间的模拟结果具有一定的影响。离加料点位置较近的监测点处的浓度响应曲线可以较快地趋于稳定,且稳定时达到的浓度也相对较高;而离加料点最远的点P1,由于它位于搅拌釜底部外桨的下沿,浓度达到稳定需要的时间最长。一般来讲,混合时间由离加料点最远的监测点的浓度响应曲线决定,当该监测点处的浓度曲线趋于平缓而不再变化时,此时所需的时间即为搅拌釜的宏观混合时间。以此为基准,得到对各桨模拟计算所得的混合时间,如表9所示。从表9可以看出,各种桨型组合及运行条件下,同向转动时所用的混合时间均较反向转动时少。这也进一步说明内外桨同向转动模式更有利于搅拌釜内物料的混合。同时表9表明,随着内桨转速增加,混合时间减少,但下降幅度越来越小,因此,必须兼顾功耗与混合快慢来确定适宜的转速。4.3.2热搅拌锅炉内桨性能评价指标为了综合评价同心双轴搅拌器的总体性能,不仅需要考虑混合时间的长短,还需要兼顾功耗的大小,而单位体积混合能Wv就是一个既考虑了搅拌所需混合时间又考虑了搅拌功率消耗的综合性能评价指标。它是搅拌釜内单位体积物料的搅拌功率与混合时间的乘积。一般,Wv数值越小,则说明混合效率越高。这里采用它作为评价指标对同心双轴搅拌器在不同内桨型式下的综合性能进行考察,如图11所示。从图11可以看出,4种不同型式的内桨在相同的Reynolds数下同向转动所消耗的单位体积混合能均较少。而且,在较低Reynolds数下,与采用上层六斜叶开启涡轮桨+下层六直叶开启涡轮桨的双层桨组合形式相比,采用上层二斜叶桨+下层二直叶桨的双层桨组合形式的混合效率更高,而较高Reynolds数时,刚好相反。5仿真结果分析内桨转速和外部桨干在实验研究基础上,根据搅拌釜内层流流动和传质过程的特点,建立了考虑二者相互影响的综合数学模型,针对目前国内研究较少的同心双轴搅拌系统进行了数值模拟,分析了搅拌器不同组合型式、转速和转动模式对系统功耗、流场及其混合特性的影响。(1)同心双轴搅拌系统的数值模拟结果与实验研究结果基本一致,内外桨同向转动时,整个系统的功耗、流场特性和混合特性均较反向转动时优越。(2)外桨功耗受内桨影响较大。一般随内桨转速的增大,恒速外桨的功耗同向转动时会减小、反向转动时会增大。(3)无论是二叶桨还是六叶桨的组合内搅拌器,当内桨直径与釜体直径之比为0.35左右时,相同Reynolds数下的单位体积混合能更小,搅拌器综合性能更优异。(4)中高黏体系中,同心双轴搅拌器的内桨采用上层六斜叶桨+下层六