【文章內(nèi)容簡介】 體，因雙螺帶攪拌槳葉徑比較大，無需添加擋板。罐體內(nèi)徑D =0. 24 m，釜高h = m，全釜充液。攪拌槳為雙螺帶槳，槳葉直徑d = D，螺帶寬度b = D。圖22 攪拌釜的物理模型和幾何模型示意圖 網(wǎng)格劃分運用GAMBIT生成網(wǎng)格的過程大致為：(1) 建立幾何模型；(2) 劃分網(wǎng)格；(3) 指定邊界區(qū)域。其中幾何模型在前一節(jié)已展示，劃分網(wǎng)格為關鍵步驟，根據(jù)幾何模型，分別對容器壁、攪拌槳、流體區(qū)域劃分網(wǎng)格，并對各接觸面進行了耦合處理。Gambit 網(wǎng)格分為結構化網(wǎng)格和非結構化網(wǎng)格。本次模型結構相對比較復雜均采用非結構化網(wǎng)格劃分。另外，為了精確計算槳葉附近區(qū)域的流場，對槳葉網(wǎng)格進行了適當?shù)募用?。為了提高求解速度根?jù)仿真結果選擇了合適的網(wǎng)格大小。圖23是攪拌釜底部橫截面網(wǎng)格示意圖，圖24為釜式反應器的釜體及槳葉網(wǎng)格。整個模型總的網(wǎng)格節(jié)點數(shù)(node)為97622 個，網(wǎng)格單元數(shù)(element)為96820個。圖23 攪拌釜底部橫截面網(wǎng)格示意圖圖24 釜式反應器的釜體及槳葉網(wǎng)格 邊界條件(1)攪拌釜壁、釜底、槳葉、攪拌軸等選用固體壁面邊界條件，與流體之間無相對滑移，攪拌釜壁和釜底溫度為65 oC，攪拌軸、槳葉轉(zhuǎn)速為15 rpm。(2)自由液面：假設液面為平面。(3) 槳葉和釜體的交界面設置成內(nèi)部面，以便于流體交換。(4) 靠近壁面設置成靜區(qū)域，槳葉附近設置成動區(qū)域。(5)攪拌釜上部側(cè)面為進口邊界，進口流體為液相三組分流體，一釜進口的三組分MeOH、VAc、0，流體溫度為65 oC；二釜進口的三組分質(zhì)量分數(shù)為一釜的出口條件，流體溫度為65 oC。(6)攪拌釜底部為出口邊界。 計算方法將靜止區(qū)域與運動區(qū)域分開，并對攪拌釜內(nèi)部三維速度流場進行定常模擬。層流模型中的相關系數(shù)以及計算過程中的亞松弛園子，采用FLUENT的默認值。在本次模型的計算中，采用的是求解壓力耦臺方程組的半隱式算法，即SIMPLE算法，速度的離散格式均采用一級迎風格式。靠近壁面區(qū)域作標準壁面處理，收斂時連續(xù)性及速度各項精度都達到了106。所有方程用隱式求解。第3章 模擬計算結果與分析第3章 模擬計算結果與分析 流體力學模型攪拌設備的分析基于質(zhì)量、動量、能量守恒的三個基本傳遞方程:(1) 對處于湍流模式下的不可壓縮性流體，研究的體系為定常體系，其質(zhì)量守恒方程為： (21)(2) 層流域的動量守恒方程即一方層流域的動量守恒方程即N．S方程： (22)(3) 對于湍流域，動量守恒方程為： (23)式中：P是靜壓；τij是下面將描述的應力張量；ρgi和Fi分別為i方向上的重力體積力和外部體積力(如離散相相互作用產(chǎn)生的升力)；Fi包含了其它的模型相關源項，如多孔介質(zhì)和自定義源項。湍流比層流的方程多一項是雷諾應力張量，處理這一項的湍流數(shù)學模型有標準r．占湍流模型，這樣使方程組封閉可解。判別層流和湍流的準數(shù)是雷諾數(shù)： (24)根據(jù)邊界層的特征，對不可壓縮的連續(xù)性方程和NS方程進行簡化，得到適合于邊界層內(nèi)流動的基本微分方程如下： (25) (26) (27)其邊界條件為：在y = 0處，u = v = 0。、。FLUENT所解的能量方程的形式為： (28)其中：keff是有效熱傳導系數(shù)(k+kt，其中kt是湍流熱傳導系數(shù)，根據(jù)所使用的湍流型來定義)；Ji是組分j的擴散流量；Sh包括了化學反應熱以及其它用戶定義的體積熱源項。上面方程等號右邊的前三項分別描述了熱傳導、組分擴散和粘性耗散帶來的能量輸運。在上面的方程中： (29)其中，理想氣體的顯焓定義為： (210)對于可壓流為： (211)式中，mj是組分j的質(zhì)量分數(shù)，而且 (212)式中， 結果與分析 速度分布規(guī)律圖31是聚合一釜和聚合二釜穩(wěn)態(tài)時軸截面的速度矢量圖。從圖中可以看出，攪拌釜內(nèi)的聚合溶液整體速度分布規(guī)律呈現(xiàn)出攪拌器的特征，槳葉附近的區(qū)域是剪切與混合的主要區(qū)域，該區(qū)域液體流動速度較大。無論是一釜還是二釜，最大速度均出現(xiàn)在螺帶附近區(qū)域， m/s。一釜內(nèi)液體粘度較小( pas)，流體的速度隨流體與槳葉距離的增大而減小，而二釜內(nèi)液體的粘度非常大(最大可達200 pas以上)，由于粘性力的作用，流體的速度隨流體與槳葉距離的增大迅速下降。因此，除了攪拌槳和固體壁面(如釜壁和攪拌軸)附近等區(qū)域，流體的速度比較接近，其他區(qū)域內(nèi)，一釜的速度明顯高于二釜。聚合一釜(圖31a)內(nèi)，在螺帶周圍有較大的旋渦，這是由螺帶直接的剪切作用引起的。此外，在螺帶形成的旋渦的上方和下方，也分別有一些較大的旋渦，這些旋渦是螺帶帶動周圍液體產(chǎn)生高速流動，通過釜壁附近的低速流體，產(chǎn)生了強烈的剪切作用形成的。攪拌軸周圍的流體速度較小，流動方向較為雜亂，無明顯的軸向流。(a)聚合一釜 (b)聚合二釜圖31 軸截面速度矢量場聚合二釜(圖31b)內(nèi)，在螺帶周圍存在較大的旋渦，這是由螺帶直接的剪切作用形成的，這些旋渦相間排列，并且旋渦方向相反。由于釜內(nèi)液體粘性較大，整個釜的流動較為平緩，除了螺帶附近區(qū)域，其他區(qū)域速度梯度都較小，沒有像聚合一釜那樣在螺帶上方和下方形成其他旋渦。釜內(nèi)流體的流動較為有序，攪拌軸與螺帶之間的流體不斷向下流動，而釜壁與螺帶之間的流體不斷向上流動，從而使整個攪拌釜的流體產(chǎn)生一個大的循環(huán)流動，這一循環(huán)流動形成的主體對流擴散使釜內(nèi)流體充分混合。圖32是聚合一釜和聚合二釜底部軸截面的速度矢量圖。聚合一釜內(nèi)出口附近的流體的速度矢量方向基本上都是指向出口的，且速度大小比較均勻；而二釜在攪拌槳底部上方與攪拌軸之間存在一個明顯的旋渦區(qū)，且該旋渦區(qū)流速小，流動性差，為攪拌釜的死流區(qū)。由于螺帶與釜內(nèi)壁很好地吻合，可以直接刮掃釜壁上的物質(zhì)，因此釜壁上的粘釜物很難以體積較大的形式存在。如果被刮落下來的粘釜物進入到該死流區(qū)，由于此處流動性差，渦內(nèi)粘釜物部很難與漩渦外進行質(zhì)量交換，致使聚合熱散熱困難，溫度升高，聚合速率驟增，轉(zhuǎn)化率和粘度進一步增大。本文認為，該區(qū)偶然形成的大塊粘釜物可能是造成出口阻塞的主要原因之一。(a)聚合一釜 (b)聚合二釜圖32 底部軸截面速度矢量場 螺距的影響 (a) s/d=不同s/d下的速度線性圖(b) s/d=(c) s /d= 圖33 不同s/d下的徑向速度通常s/、由于高粘度流體流動性差，間距過大容易出現(xiàn)攪拌不到的“死區(qū)”；而間距過小使槳葉間流體的摩擦阻力增加，造成攪拌功率的增加。保持轉(zhuǎn)速不變，、比較沿徑向線上的流速，發(fā)現(xiàn)3種情況的流速峰值基本一致，只是峰的位置發(fā)生平移。當s/d = ，谷值速度較大，比較適合流體的傳質(zhì)、傳熱混合，但是，螺帶間流體存在明顯的摩擦阻力，這樣就大大的增加了攪拌功率的消耗；s/d = 1時，谷值速度明顯大于s/d = ，而且上下螺帶間的流體之間沒有較大的摩擦。可以認為，s/d = 1時，比較適合此種性質(zhì)流體的攪拌混合。 轉(zhuǎn)速的影響(1)不同高度處不同轉(zhuǎn)速間的軸向速度分布(a) 攪拌釜頂部(b) 攪拌釜中部(c) 攪拌釜底部圖34不同高度處不同轉(zhuǎn)速間的軸向速度分布保持s/d = 1不變，改變轉(zhuǎn)速分別為40 r/min、60 r/min、80 r/min、120 r/min，攪拌釜的頂部、中部和底部的速度變化曲線圖如圖33。從圖34(a)可以看出，速度在螺帶槳葉上有較大的峰值，然后速度迅速下降，在攪拌軸正上方速度基本為0，除槳葉正上方的位置，其它位置的速度并沒有隨速度的增加有較明顯的變化，所以頂部的流體混合通過增加轉(zhuǎn)速來改變是行不通的。圖34(b)是攪拌釜中部的速度變化，速度曲線在槳葉處出現(xiàn)較大的峰值，然后逐漸變小，在攪拌軸附近的速度也隨轉(zhuǎn)速的增加有一定的增加，但增加幅度不明顯。隨著速度增加峰值改變較大，但谷值改變不大，這是因攪拌流體的粘度過大造成的。但頂部的流體的混合可以通過液體的非全釜攪拌得到改善。圖34(c)是底部速度變化曲線，可見攪拌軸附近的速度仍沒有什么改變，速度太小，易出現(xiàn)死區(qū)。這說明高粘度流體的攪拌混合，希望通過提高攪拌轉(zhuǎn)速來改變攪拌釜中心部分的混合是有限的，當轉(zhuǎn)速超過一定值時谷值基本不改變。(2)轉(zhuǎn)速對停留時間的影響圖35 轉(zhuǎn)速對停留時間的影響圖35是不同轉(zhuǎn)速下聚合二釜內(nèi)最大停留時間、平均停留時間以及出口物料停留時間的比較(圖中下標max，ave，outlet分別表示最大值、平均值、出口值)。由圖可見，攪拌釜的平均停留時間基本上不隨轉(zhuǎn)速的變化而變化，這是因為平均停留時間是由釜的有效容積和進口流量決定的。攪拌釜的最大停留時間隨轉(zhuǎn)速的增大而減小，且與平均停留時間不斷接近。出口物料的停留時間均比平均停留時間小，且隨轉(zhuǎn)速的增大而增大，并與平均停留時間不斷靠近。這是因為當轉(zhuǎn)速增大時，攪拌槳葉對攪拌釜內(nèi)流體的作用加大，使得釜內(nèi)的流動性增加，混合效果改善了，停留時間分布的寬度就減小了，最大停留時間和出口物料的停留時間與平均停留時間不斷趨近。因此，增加轉(zhuǎn)速可以有效的提高攪拌釜的流動性和混合效果，但是從圖中也可以看到，當轉(zhuǎn)速提高到一定程度時，其對混合效果的提升就有限了；而另一方面，轉(zhuǎn)速的提高也會使攪拌功率大大提高，從而增加生產(chǎn)的能耗，同時，在高粘的環(huán)境中提高轉(zhuǎn)速，對槳葉的力學強度要求也大為提高。因此，選擇一個合適的轉(zhuǎn)速對工業(yè)化生產(chǎn)有著極其重要的意義。(3)轉(zhuǎn)速對轉(zhuǎn)化率的影響轉(zhuǎn)速對轉(zhuǎn)化率的影響與對停留時間的影響是類似的，圖36是不同轉(zhuǎn)速下釜內(nèi)最大轉(zhuǎn)化率、平均轉(zhuǎn)化率和出口物料的轉(zhuǎn)化率的比較。平均轉(zhuǎn)化率不隨轉(zhuǎn)速變化，是由平均停留時間決定的，這與平均停留時間不隨轉(zhuǎn)速變化的結論是相一致的。最大轉(zhuǎn)化率隨著轉(zhuǎn)速的增加而減小，出口物料的轉(zhuǎn)化率隨著轉(zhuǎn)速的增加而增加。當轉(zhuǎn)速為40 r/min時， %以上，而轉(zhuǎn)速為120 r/min時， %，由此可見，轉(zhuǎn)速的提高能很好的提高混合效果，使得釜內(nèi)的轉(zhuǎn)化率比較接近，這樣也可以減小醋酸乙烯酯的聚合度分布寬度，提高產(chǎn)品的質(zhì)量。圖36 轉(zhuǎn)速對轉(zhuǎn)化率的影響 不同轉(zhuǎn)速下的功率值比較保持s/d = l不變，改變轉(zhuǎn)速分別為60、80、100、120 r/min，分別計算其功率消耗。圖37為不同轉(zhuǎn)速下的功率消耗，圖中功率的消耗隨轉(zhuǎn)速的增加迅速增加，但并不是呈線性變化的，當轉(zhuǎn)速達到60 r/min后，功率消耗的增加速度大于轉(zhuǎn)速的增加速度，此時再通過增加轉(zhuǎn)速來改變攪拌釜內(nèi)的混合攪拌功率就會大大增加，這種做法就不合理了，這也可以推斷出此模型的最佳轉(zhuǎn)速為60 r/min。圖37 不同轉(zhuǎn)速下的功率 速度云圖分析圖38 雙螺帶攪拌釜的速度云圖圖38沿x = 0軸切面上的流體速度云圖。圖中顯示近壁處的流動比較強，速度較大。這對于高粘度流體攪拌時，可以有效的抑制粘釜現(xiàn)象發(fā)生，加強流體與釜壁的熱交換。攪拌速度最大值出現(xiàn)在螺帶槳附近，攪拌釜的中間速度較小，這主要是因為高粘度流體的速度主要來自槳葉的轉(zhuǎn)動，全釜流型屬層流流動，釜中部流體的速度主要來自外部流體間的帶動，所以攪拌釜內(nèi)部速度運漸變小，中部速度最小。結論結論(1) 聚合二釜釜底中間存在死流區(qū)，該區(qū)偶然形成的大塊粘釜物可能是造成出口阻塞的主要原因之一。(2)在高粘度流體混合時，改變s/d的值，對流場速度有明顯的改善，而改變轉(zhuǎn)速對攪拌釜中部流體的速度改變不大，這就說明通過增加轉(zhuǎn)速改變內(nèi)部流體的混合，效果不明顯，這就為高粘度流體的攪拌設備的設計提供了理論基礎。(3)通過功率的比較為雙螺帶攪拌釜的優(yōu)化進行了預測。高粘度流體的雙螺帶攪拌釜最佳操作條件為螺距與槳葉直徑的比(s/d)為l，最佳攪拌轉(zhuǎn)速為大約60 r/min，此時攪拌功率消耗相對較小。參考文獻參考文獻[1] 于洪俊, 于毅冰, 楊萬泰. 紫外光引發(fā)醋酸乙烯酯溶液聚合研究[J]. 北京化工大學學報, 2003, 30(6): 4953.[2] Timothy, F. 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