將疏水締合聚丙烯酸胺AP-P4溶解過程劃分為三種混合狀態(攪拌槽中剛加入聚合物顆粒、溶脹剛結束和溶解 完成)，并采用計算流體力學方法分別對采用二斜葉槳式攪拌器XJD和新型翼型上推式攪拌器KCXU時溶解聚合物 AP-P4的三種混合狀態的流動進行了數值模擬，獲得了兩種攪拌器槽內的流場特性和XJD、KCXU攪拌器不同狀態時 的循環流量和功率消耗。結果表明：除第一種混合狀態下的流體流速外，KCXU攪拌槽內的流體流速和循環流量要大 于XJD槽內所產生的，說明KCXU攪拌器比XJD攪拌器具有更好的溶解均一化及更高的循環速率。攪拌器功率模擬 值與實驗數據偏差在16%以內。上述研究結果對于工業攪拌器的優化具有重要的意義。
疏水締合聚丙烯酰胺AP-P4W由于具有耐溫耐鹽、髙效增黏和較好的抗剪切能力而被用于海上平臺 聚合物驅油的驅油劑，但是其在海水中的溶解性較差，溶解時間較長，大大制約海上油田的規模應用。 目前聚合物的溶解和熟化裝置采用的是廣泛使用的攪拌裝置，其對于加速聚合物溶解起著關鍵的作用。 對于優化聚合物溶解的攪拌裝置，可參考的文獻較少，如姜斌[2]在大慶油田進行了螺帶螺桿攪拌器與雙 層三葉式攪拌器的抗鹽聚合物溶解熟化實驗，發現螺桿螺帶式攪拌器能夠縮短抗鹽聚合物的熟化時間。
攪拌槽內的流場模擬已有不少文獻[2>51。本文嘗試對疏水締合聚合物溶解過程中攪拌槽內流場進行三 維數值模擬，由于疏水締合聚丙烯酰胺的溶解是經歷低黏到較高黏度的過程，故將疏水締合聚丙烯酰胺 的溶解過程分為三種混合狀態(剛剛加入、溶脹結束和溶解完成)的流場進行了模擬，從而獲得攪拌器流 場構型和參數(如循環流量、功率消耗等)，優化攪拌設備的設計。
2幾何模型
2.1物理結構及網格劃分
采用平底圓柱形攪拌槽，攪拌槽直徑！>r= 0.58 m，兩塊擋板，槽內液體高度//= 〇.5m,攪拌槳為 45°傾角的二斜葉槳式攪拌器XJD和新型翼型上推式攪拌器KCXU,槳葉直徑Z) = 0.25 m,離槽底距離C = 0.2m, XJD葉片寬度w = 38mm, KCXU葉片寬度w=125mm。攪拌系統的示意圖見圖1,槳葉形狀 見圖2。XJD攪拌器是目前工業上采用的攪拌器，KCXU新型翼型攪拌器是本項目針對聚合物溶解特性 開發的新型攪拌器。
取整個槽體進行建模，采用四面體單元進行離散，對槽體靜止體系部分，槳葉旋轉部分分別劃網格， XJD攪拌槽共劃分了 726375個左右的網格，KCXU攪拌槽共劃分了 932304個左右的網格。為增加計算 的精確度，對槳葉、交界面，近壁區采取網格加密處理。網格劃分情況如圖2所示。
2.2模擬物系
疏水締合聚丙烯酰胺AP-P4(相關性質:干粉平均分子量1800萬左右;干粉密度1200kgm_3)將AP-P4 的溶解過程分為三種混合狀態進行模擬。第一種混合狀態就是攪拌槽中剛剛加入聚合物顆粒進行攪拌， 顆粒直徑4=〇.6〇1!11,密度內=12001£8.111-3，固相體積分數〇8=0.5%，液體黏度灼=1.〇〇3111?找第二 種混合狀態是溶脹剛結束，一般為聚合物溶解10 min左右，膠團直徑忒=2 mm, ps= 1005 kg-m_3, &= 18.5%, //丨=200mPa，s;第三種混合狀態是溶解完成，形成均一的聚合物溶液，rt=3000 mPa‘s,液體密 度為p^HK^kg.nT3。第一種狀態使顆粒在攪拌槽內處于離底懸浮狀態，槳葉轉速必須高于由Zwietering 公式算出的臨界值凡，經計算，槳葉轉速凡tSArmiif1。第二種狀態槳葉轉速應大于凡zSSrmiiT1。本 文選取XJD攪拌器的轉速取ZOSrmiiT1, KCXU攪拌器的轉速180r.min_l，在第一階段兩種攪拌器的功 率消耗大致相當。
3數學模型
聚合物溶解過程的流動模擬分為第一、二種混合狀態的多相流模擬和第三種狀態的單相流模擬，由 于本文計算的固相濃度分別為0.5%和18.5%,混合模型和歐拉模型都適用于固相濃度高于10%[6]的情 形。本文對固-液兩相流的模擬采用Eulerian顆粒多相流模型，它認為對固相運動起主要作用的是液相的 湍流運動，計算時假設固液兩相間無質量傳遞，只有動量、能量和熱量的交換，其中相間的相互作用通
過動量交換項和連續相作用在分散相上的曳力來計算<■當固相體積分數不超過20%時，固-液兩相間動 墩交換系數&使用Wen-Y^模型
3
h 4 D ds 1⑴
其中曳力系數CD =^-tl+0.i5(«l^,)OM7J a,/fes(2)
對應的雷諾數& =她-v,丨⑶
式屮v,, •■丨分別為固相和液相流體的速度，mf1:氏，叫為固相和液相的體積分數《■
數值計算采用軟件FLUENT6.3,對于第一、二兩個混合狀態，采用多重參考系法(MFR)和Eulcrian 多相流模型對非穩態的尚液懸浮過程進行校擬=所有變詁均用一階迎風差分格式進行離散，收斂殘差設 為丨〇-5,壓力速度耦合采用SIMPLES法，懸浮過程的時間步長取為0.005 s,第二種狀態采用Low-Re stress omegaRSM模型桟擬聚合物溶液的流場，離散方式與第-、二種狀態相！
4數值結果與分析
4.1液相流場結構
以沿攪拌梢軸向的縱截面為研究對象，該截而垂商于擋板所在的截面》通過該截凼內的速度矢帒， 對攪拌器在二種不同的混合狀態的流型進行分析。為便于分析截面不同位置的速度大小.將截而分 為4個K:葉輪排出流區(jet region)、梢底部區(bottom region)、液面區(surface region)和近壁區(wall region), 分別取4個E域上的一條線上的速度進行對比分析-K面將對毎_種狀態進行研究-
閣3為物料處于第一種混合狀態時，XJD攪拌枘內和KCXU攪撲褙內沿軸句縱截面內的速度矢蛋^ 如圖3(a)所示XJD攪拌器向K壓操作，從葉輪排出的流體在接坻梢底時將分成兩部分，一部分加入全梢 主體循環，另一部分在梢底中心形成一個倒錐形小循環區域■■這與軸說式葉輪向下扭操作的流3?吻合ES], 主要是因為葉輪K方形成負壓，所以有一部分流體從主體循環中分離加入到倒錐形的小循環區域。對于 KCX攪拌器推操作(見闃3(b)),從葉輪排出的流體在接近壁面時將分成兩部分，大約占三分之二的 自上而下的較大循壞和約占三分之一自下而上的較小循環。這一流型與文獻[9,10]中(柏徑0.19 ra轉速為 SOOrmin—1)分別采用LDA、PIV測定的結果相吻合.
通過在所取的截面的FI個區域中取四條直線，來對比分析兩者槳型的速度分布。在葉輪排出流K. XJD攪拌梢取；r=O.I5m, KCXU攪拌梢取z = 0.25m;槽底部兩種攪拌器都取z = 0.05m:液面K, 都取z = 0.45 m:近壁區都取r = 0,25 m(卜'面兒種狀態収法相同)。圖4為XJD和KCXU攪拌梢內的四個
位置的液相時均速度大小分布圖。從圖4中可以發現，在槳葉排出流區兩種槳型的流動趨勢基本上是一 致的，速度沿徑向呈波浪型變化，且速度相差較小。在攪拌槽內攪拌槳的下面XJD槽內速度要大于KCXU 槽內速度，而在攪拌槳的上方則相反，這主要與兩種撹拌器的泵送方向有關。
第三種混合狀態時XJD攪拌槽內和KCXU攪拌槽內沿軸向縱截面內的流型和第一、二種狀態時的 相似，但是循環中心的進一步向槳葉位置靠近。圖6為第三種混合狀態XJD和KCXU攪拌槽內的四個 位置的液相時均速度大小分布圖。從圖中可以發現KCXU攪拌槽內四個區域的速度都大于XJD的槽內 速度。上述說明了黏度的增加，KCXU攪拌器的對流體的作用范圍的下降速率要比XJD攪拌器小得多。
0.90 0.75 0.60 I 0.45
^ 0.30 0.15
0.00 ....
0,00.10.20.30.00.10.20.3 〇.〇 〇.10.20.3
r/mr/mr/m
(a) jet region(b) bottom region(c) surface region
圖6第三種混合狀態時(>, = 3000 mPai)攪拌槽內液相速度大小的比較 Fig.6 Comparisons of liquid velocity in stirred tank with different impellers in the third mixing state
4.2循環流量
室內實驗證實疏水締合聚合物干粉溶解的關鍵在于加速溶脹膠團中的疏水締合聚合物分子向溶劑水 中的分子擴散運動[2]。循環作用實際上是把高剪切區和低剪切區的流體微元不斷地進行交換。由于隨著 AP-P4溶解的進行循環流量會顯著降低，混合速率也會隨著循環流量的降低而降低。因此，提高循環能 力是提高流體的混合速率的主要途徑。
攪拌器的循環流量相應于攪拌槽內主體流動的流量，包括葉輪的排量和二次流量(誘導流量)，因此計 算循環流量必須知道渦心的位置和對應的速度分布。具體計算則對通過渦心的面的速度積分得到，循環
R
流量a = <f2；ZTl(V:);：=:*ld/■，且2<:=込1+0：2。r*，Z*為循環中心的位置，及是槽的半徑，V:是軸向速度,
r*
隨著徑向位置而變化。2d是攪拌槽中較大循環的循環流量，&2是攪拌槽中較小循環的循環流量。
表1三種混合狀態下攪拌器的循環流置 Table 1 Circulation flow rate of the impellers in the threemixing stages of AP-P4 dissolution
ImpellerMixing gd state /lCT3 mV1Qa
/ lCT^mV1Qc
/ lO^mV1
XJDFirst40.440.2840.72
KCXUFirst42.9711.8054.77
XJDSecond28.281.3929.67
KCXUSecond36.4010.1146.51
XJDThird17.251.8419.09
KCXUThird24.308.7833.08
表2三種混合狀態下攪拌器的功率消耗
Table 2Power consumption of the impellers in the three
mixing stages of AP-P4 dissolution
ImpellerMixing statePc /WPa/WPJ%
XJDFirst21.4325.2515.13
KCXUFirst20.5723.1110.99
XJDSecond23.4627.5914.97
KCXUSecond27.1831.1312.69
XJDThird36.4539.888.60
KCXUThird52.8162.5515.57
表1是三種混合狀態下的攪拌器的循環流 量。從表中可以看出，隨著溶液的黏度的增加， XJD和KCXU攪拌器的循環流量都逐漸減小， XJD的循環流量降幅要大于KCXU攪拌器循 環流量的降幅。在不同的狀態都呈現出KCXU 攪拌器的循環流量大于XJD攪拌的循環流量。 這也說明KCXU攪拌器比XJD攪拌器具有更 好的溶解均一化及更髙的循環速率。
4.3功率消耗
攪拌器的模擬功率消耗尸。通過扭矩計算 而獲得，扭矩由壓力梯度和黏性切應力產生，
模擬與試驗的偏差A是實
驗所測得的功率消耗。
從表2中可以看出通過計算流體力學模擬 聚合物溶解的三種混合狀態的功率消耗，得到 的模擬值要小于實測值，可能是由于在溶解過程的不同階段所給的參數與實際的有所偏差，或在計算時 所選模型帶來的誤差。模擬值與實驗數據偏差在16%以內，這說明計算流體力學能夠較好地模擬聚合物 溶解過程中攪拌器的功率消耗。隨著聚合物溶解的進行，KCXU的功率會比XTO的功率消耗大，這與攪 拌器的作用范圍、流體流速大小有關。 5結 論
(1)兩種攪拌器在槽內的流型不同，在三種混合狀態下它們的流型變化較小。隨著溶液黏度的增加， 兩種攪拌器的循環中心都是逐漸向攪拌槳位置移動，并且除第一種混合狀態下的流體流速外，KCXU攪 拌槽內的速度在不同區域基本上都大于XJD攪拌槽內的速度。
(2)在三種不同的混合狀態都呈現出KCXU攪拌槽內的循環流量明顯大于XJD攪拌的循環流量，說 明KCXU攪拌器比XJD攪拌器具有更高的循環速率。
(3)攪拌器功率消耗的模擬值與實驗數據偏差在16%以內，說明能夠利用計算流體力學較好地模擬 聚合物溶解過程中攪拌器的功率消耗。
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