疏水締合聚丙烯酰胺ap-p4溶解過程流場特性的數(shù)值模擬

疏水締合聚丙烯酰胺ap-p4溶解過程流場特性的數(shù)值模擬

1加速聚合物溶解由于其良好的耐溫性、抗鹽性、高粘度和切割性，提出了一種用于海上平臺聚合物驅(qū)油的驅(qū)油劑。但在海水中的溶解度較差，溶解時間長，極大地限制了海上油田的規(guī)模應(yīng)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(guān)鍵的作用。對于優(yōu)化聚合物溶解的攪拌裝置,可參考的文獻(xiàn)較少,如姜斌在大慶油田進(jìn)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(shí)驗,發(fā)現(xiàn)螺桿螺帶式攪拌器能夠縮短抗鹽聚合物的熟化時間。謝明輝和周國忠等進(jìn)行了海上平臺配注系統(tǒng)攪拌器優(yōu)化,得到新型翼型攪拌器向上推操作能夠加速聚合物AP-P4的溶解。但是通過實(shí)驗優(yōu)化,費(fèi)時費(fèi)力,并且難以得到攪拌槽內(nèi)部的流體流動信息。攪拌槽內(nèi)的流場模擬已有不少文獻(xiàn)。本文嘗試對疏水締合聚合物溶解過程中攪拌槽內(nèi)流場進(jìn)行三維數(shù)值模擬,由于疏水締合聚丙烯酰胺的溶解是經(jīng)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(tài)(剛剛加入、溶脹結(jié)束和溶解完成)的流場進(jìn)行了模擬,從而獲得攪拌器流場構(gòu)型和參數(shù)(如循環(huán)流量、功率消耗等),優(yōu)化攪拌設(shè)備的設(shè)計。2幾何模型2.1u3000攪拌槽和系統(tǒng)模型采用平底圓柱形攪拌槽,攪拌槽直徑DT=0.58m,兩塊擋板,槽內(nèi)液體高度H=0.5m,攪拌槳為45o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D=0.25m,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(tǒng)的示意圖見圖1,槳葉形狀見圖2。XJD攪拌器是目前工業(yè)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(fā)的新型攪拌器。取整個槽體進(jìn)行建模,采用四面體單元進(jìn)行離散,對槽體靜止體系部分,槳葉旋轉(zhuǎn)部分分別劃網(wǎng)格,XJD攪拌槽共劃分了726375個左右的網(wǎng)格,KCXU攪拌槽共劃分了932304個左右的網(wǎng)格。為增加計算的精確度,對槳葉、交界面,近壁區(qū)采取網(wǎng)格加密處理。網(wǎng)格劃分情況如圖2所示。2.2固相體積分?jǐn)?shù)s計算疏水締合聚丙烯酰胺AP-P4(相關(guān)性質(zhì):干粉平均分子量1800萬左右;干粉密度1200kg·m-3)將AP-P4的溶解過程分為三種混合狀態(tài)進(jìn)行模擬。第一種混合狀態(tài)就是攪拌槽中剛剛加入聚合物顆粒進(jìn)行攪拌,顆粒直徑ds=0.6mm,密度ρs=1200kg?m-3,固相體積分?jǐn)?shù)αs=0.5%,液體黏度μl=1.003mPa?s;第二種混合狀態(tài)是溶脹剛結(jié)束,一般為聚合物溶解10min左右,膠團(tuán)直徑ds=2mm,ρs=1005kg?m-3,αs=18.5%,μl=200mPa·s;第三種混合狀態(tài)是溶解完成,形成均一的聚合物溶液,μl=3000mPa·s,液體密度為ρl=1002kg?m-3。第一種狀態(tài)使顆粒在攪拌槽內(nèi)處于離底懸浮狀態(tài),槳葉轉(zhuǎn)速必須高于由Zwietering公式算出的臨界值Nc,經(jīng)計算,槳葉轉(zhuǎn)速Nc=84r?min-1。第二種狀態(tài)槳葉轉(zhuǎn)速應(yīng)大于Nc=56r?min-1。本文選取XJD攪拌器的轉(zhuǎn)速取208r?min-1,KCXU攪拌器的轉(zhuǎn)速180r?min-1,在第一階段兩種攪拌器的功率消耗大致相當(dāng)。3固-液兩相作用模型聚合物溶解過程的流動模擬分為第一、二種混合狀態(tài)的多相流模擬和第三種狀態(tài)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%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(rèn)為對固相運(yùn)動起主要作用的是液相的湍流運(yùn)動,計算時假設(shè)固液兩相間無質(zhì)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(xù)相作用在分散相上的曳力來計算。當(dāng)固相體積分?jǐn)?shù)不超過20%時,固-液兩相間動量交換系數(shù)Kls使用Wen-Yu模型式中vs,vl分別為固相和液相流體的速度,m?s-1;αs,αl為固相和液相的體積分?jǐn)?shù)。數(shù)值計算采用軟件FLUENT6.3,對于第一、二兩個混合狀態(tài),采用多重參考系法(MFR)和Eulerian多相流模型對非穩(wěn)態(tài)的固液懸浮過程進(jìn)行模擬。所有變量均用一階迎風(fēng)差分格式進(jìn)行離散,收斂殘差設(shè)為10-5,壓力速度耦合采用SIMPLE算法,懸浮過程的時間步長取為0.005s。第三種狀態(tài)采用Low-RestressomegaRSM模型模擬聚合物溶液的流場,離散方式與第一、二種狀態(tài)相同。4結(jié)果和分析4.1kcxu攪拌槽內(nèi)部分流型的速度分布以沿攪拌槽軸向的縱截面為研究對象,該截面垂直于擋板所在的截面。通過該截面內(nèi)的速度矢量,對不同攪拌器在三種不同的混合狀態(tài)的流型進(jìn)行分析。為便于分析截面不同位置的速度大小,將截面分為4個區(qū):葉輪排出流區(qū)(jetregion)、槽底部區(qū)(bottomregion)、液面區(qū)(surfaceregion)和近壁區(qū)(wallregion),分別取4個區(qū)域上的一條線上的速度進(jìn)行對比分析。下面將對每一種狀態(tài)進(jìn)行研究。圖3為物料處于第一種混合狀態(tài)時,XJD攪拌槽內(nèi)和KCXU攪拌槽內(nèi)沿軸向縱截面內(nèi)的速度矢量。如圖3(a)所示XJD攪拌器向下壓操作,從葉輪排出的流體在接近槽底時將分成兩部分,一部分加入全槽主體循環(huán),另一部分在槽底中心形成一個倒錐形小循環(huán)區(qū)域。這與軸流式葉輪向下壓操作的流型吻合,主要是因為葉輪下方形成負(fù)壓,所以有一部分流體從主體循環(huán)中分離加入到倒錐形的小循環(huán)區(qū)域。對于KCX攪拌器向上推操作(見圖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環(huán)和約占三分之一自下而上的較小循環(huán)。這一流型與文獻(xiàn)中(槽徑0.19m轉(zhuǎn)速為300r?min-1)分別采用LDA、PIV測定的結(jié)果相吻合。通過在所取的截面的四個區(qū)域中取四條直線,來對比分析兩者槳型的速度分布。在葉輪排出流區(qū),XJD攪拌槽取z=0.15m,KCXU攪拌槽取z=0.25m;槽底部區(qū),兩種攪拌器都取z=0.05m;液面區(qū),都取z=0.45m;近壁區(qū)都取r=0.25m(下面幾種狀態(tài)取法相同)。圖4為XJD和KCXU攪拌槽內(nèi)的四個位置的液相時均速度大小分布圖。從圖4中可以發(fā)現(xiàn),在槳葉排出流區(qū)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(nèi)攪拌槳的下面XJD槽內(nèi)速度要大于KCXU槽內(nèi)速度,而在攪拌槳的上方則相反,這主要與兩種攪拌器的泵送方向有關(guān)。第二種混合狀態(tài)時XJD攪拌槽和KCXU攪拌槽內(nèi)沿軸向縱截面內(nèi)的速度矢量分布,流型和第一種狀態(tài)大致相同,但是攪拌槽內(nèi)的循環(huán)中心向槳葉位置移動。圖5為第二種狀態(tài)XJD和KCXU攪拌槽內(nèi)的四個位置的液相時均速度大小分布圖。槳葉排出區(qū),兩種槳的速度曲線形狀相似,都在r=0.12m的位置出現(xiàn)了速度峰值,速度相差很小。在槽底區(qū)、液面區(qū)和近壁區(qū)KCXU的槽內(nèi)流體速度都要高于XJD的槽內(nèi)流體速度。第三種混合狀態(tài)時XJD攪拌槽內(nèi)和KCXU攪拌槽內(nèi)沿軸向縱截面內(nèi)的流型和第一、二種狀態(tài)時的相似,但是循環(huán)中心的進(jìn)一步向槳葉位置靠近。圖6為第三種混合狀態(tài)XJD和KCXU攪拌槽內(nèi)的四個位置的液相時均速度大小分布圖。從圖中可以發(fā)現(xiàn)KCXU攪拌槽內(nèi)四個區(qū)域的速度都大于XJD的槽內(nèi)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。4.2混合狀態(tài)下的效率室內(nèi)實(shí)驗證實(shí)疏水締合聚合物干粉溶解的關(guān)鍵在于加速溶脹膠團(tuán)中的疏水締合聚合物分子向溶劑水中的分子擴(kuò)散運(yùn)動。循環(huán)作用實(shí)際上是把高剪切區(qū)和低剪切區(qū)的流體微元不斷地進(jìn)行交換。由于隨著AP-P4溶解的進(jìn)行循環(huán)流量會顯著降低,混合速率也會隨著循環(huán)流量的降低而降低。因此,提高循環(huán)能力是提高流體的混合速率的主要途徑。表1是三種混合狀態(tài)下的攪拌器的循環(huán)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(huán)流量都逐漸減小,XJD的循環(huán)流量降幅要大于KCXU攪拌器循環(huán)流量的降幅。在不同的狀態(tài)都呈現(xiàn)出KCXU攪拌器的循環(huán)流量大于XJD攪拌的循環(huán)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高的循環(huán)速率。4.3種混合狀態(tài)的功率消耗攪拌器的模擬功率消耗Pc通過扭矩計算而獲得,扭矩由壓力梯度和黏性切應(yīng)力產(chǎn)生,模擬與試驗的偏差,Pa是實(shí)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(xué)模擬聚合物溶解的三種混合狀態(tài)的功率消耗,得到的模擬值要小于實(shí)測值,可能是由于在溶解過程的不同階段所給的參數(shù)與實(shí)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(shí)驗數(shù)據(jù)偏差在16%以內(nèi),這說明計算流體力學(xué)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(jìn)行,KCXU的功率會比XJD的功率消耗大,這與攪拌器的作用范圍、流體流速大小有關(guān)。5效率實(shí)驗結(jié)果(1)兩種攪拌器在槽內(nèi)的流型不同,在三種混合狀態(tài)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(huán)中心都是逐漸向攪拌槳位置移動,并且除第一種混合狀態(tài)下的流體流速外,KCXU攪拌槽內(nèi)的速度在不同區(qū)域基本上都大于XJD攪拌槽內(nèi)的速度。(2)在三種不同的混合狀態(tài)都呈現(xiàn)出KCXU攪拌槽內(nèi)的循環(huán)流量明顯大于XJD攪拌的循環(huán)流量,說明KCXU攪拌器比XJD攪拌器具有更高的循環(huán)速率。(3)攪拌器功率消耗的模擬值與實(shí)驗數(shù)據(jù)偏差在16%以內(nèi),說明能夠利用計算流體力學(xué)較好地模擬聚合物溶解過程中攪拌器的功率消耗。符號說明:攪拌器的循環(huán)流量相應(yīng)于攪拌槽內(nèi)主體流動的流量,包括葉輪的排量和二次流量(誘導(dǎo)流量),因此計算循環(huán)流量必須知道渦心的位置和對應(yīng)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(huán)流量,且Qc=Qc1+Qc2。r*,z*為循環(huán)中心的位置,R是槽的半徑,vz是軸向速度,隨著徑向位置而變化。Qc1是攪拌槽中較大循環(huán)的循環(huán)流量,Qc2是攪拌槽中較小循環(huán)的循環(huán)流量。C—槳葉離槽底距離,mCD—曳力系數(shù)D—槳葉直徑,mDs—固體粒子直徑,mmDT—攪拌槽直徑,mH—液位高度,mKsl—動量交換因數(shù)Pa—攪拌器實(shí)測功率,WPc—攪拌器模擬功率,WPe