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    聚合釜傳熱性能的實(shí)驗(yàn)研究及數(shù)值模擬

    2020-04-06 07:25:18王修綱吳裕凡郭潞陽路慶華葉曉峰曹育才
    化工學(xué)報(bào) 2020年2期
    關(guān)鍵詞:釜內(nèi)夾套散熱量

    王修綱,吳裕凡,郭潞陽,路慶華,葉曉峰,曹育才

    (1 上?;ぱ芯吭河邢薰揪巯N催化技術(shù)與高性能材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海200062; 2 上海化工研究院有限公司上海市聚烯烴催化技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海200062; 3 上海交通大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院,上海200240)

    引 言

    聚合釜是聚烯烴工業(yè)中典型的反應(yīng)器,更是實(shí)驗(yàn)室研發(fā)階段主要反應(yīng)器[1-3]。聚合反應(yīng)為放熱過程,如丙烯聚合放熱量為2034.2 kJ·kg-1。為保持聚合過程在工藝溫度下進(jìn)行,多余的反應(yīng)熱需及時(shí)撤除反應(yīng)區(qū)域,否則可能引起物料過熱、催化劑失活,進(jìn)而影響聚合物性能,甚至導(dǎo)致聚合反應(yīng)失控[4-5]。因此,聚合釜傳熱性能的研究對(duì)于催化劑評(píng)價(jià)及聚合工藝優(yōu)化均具有重要意義。

    聚烯烴催化劑開發(fā)過程中,催化劑的動(dòng)力學(xué)評(píng)價(jià)是不可或缺的一步。量熱法是應(yīng)用廣泛、精度高的動(dòng)力學(xué)評(píng)價(jià)方法[6-7]。Pater 等開創(chuàng)了基于量熱法的丙烯淤漿聚合動(dòng)力學(xué)測(cè)試方法,獲得Ziegler-Natta 催化劑本體聚合動(dòng)力學(xué)曲線。但其反應(yīng)釜對(duì)外散熱項(xiàng)忽略不計(jì),影響動(dòng)力學(xué)測(cè)試精度[8]。后改進(jìn)量熱模型,但其模型散熱項(xiàng)只適用于恒溫過程,對(duì)于聚合溫度的變化無法適應(yīng)[9-11]。隨著計(jì)算流體力學(xué)的發(fā)展,采用CFD 對(duì)攪拌釜進(jìn)行數(shù)值模擬,逐漸成為本領(lǐng)域通用的研究方法[12-13]。Shi 等[14-15]通過描述軸流泵幾何結(jié)構(gòu),建立環(huán)管反應(yīng)器內(nèi)丙烯淤漿聚合CFD 模型,獲得反應(yīng)器四個(gè)特征區(qū)域的溫度及固含率分布特征。Xie 等[16]采用MRF 建立聚合攪拌反應(yīng)器內(nèi)多尺度混合CFD 模型,討論了攪拌轉(zhuǎn)速、槳葉類型、進(jìn)出料位置對(duì)溫度場(chǎng)、濃度場(chǎng)、分子量及分子量分布的影響。Perarasu 等[17-18]采用外加電熱線圈為熱量源,研究不同流體介質(zhì)攪拌釜內(nèi)螺旋盤管的對(duì)流傳熱系數(shù),探索強(qiáng)化傳熱規(guī)律。畢紀(jì)葛等[19-20]做了類似的研究,采用CFD對(duì)改進(jìn)CBY 槳的攪拌釜速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬,并采用非穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)方法獲得盤管外側(cè)傳熱系數(shù)的關(guān)聯(lián)式。

    前人的研究從液固兩相分布、流體域內(nèi)溫度分布、冷區(qū)盤管表面散熱系數(shù)等多方面對(duì)攪拌釜進(jìn)行數(shù)值模擬和經(jīng)驗(yàn)式關(guān)聯(lián),但鮮有對(duì)釜內(nèi)、釜外夾套及固體域液固耦合傳熱過程的分析。本文擬采用CFD 模擬和傳熱實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法,探索釜內(nèi)、夾套內(nèi)流體域以及金屬壁面固體域三區(qū)域的溫度分布規(guī)律,釜側(cè)、夾套側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)、不規(guī)則外表面散熱量的表達(dá)式,為最終建立高精度丙烯聚合量熱模型提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

    1 實(shí)驗(yàn)裝置和方法

    丙烯聚合量熱裝置為一臺(tái)實(shí)驗(yàn)室級(jí)5 L 夾套式攪拌釜,在此裝置上進(jìn)行傳熱實(shí)驗(yàn),為后續(xù)傳熱性能分析提供了實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)。如圖1~圖3 所示,聚合釜筒體上接平蓋式法蘭釜蓋,下接錐形封頭及硬密封卸料球閥,筒體外壁為傳熱夾套,夾套內(nèi)設(shè)有螺旋擾流帶。夾套流體進(jìn)出口為圓截面管,與夾套筒體相切,分上下布置。釜蓋上連有緊固螺栓、釜軸及釜蓋支架,釜內(nèi)布置錨式攪拌器。釜體材質(zhì)為316 L不銹鋼,釜壁厚度為9 mm,釜內(nèi)筒體直徑(D)為144 mm,高度360 mm,錐形封頭的錐角為60°,錐形封頭總高94 mm。釜底出料球閥通徑為32 mm,攪拌軸直徑為10 mm,錨式攪拌器外徑為100 mm;夾套外壁壁厚為3 mm,夾套環(huán)隙23 mm,螺旋導(dǎo)流帶壁厚2 mm,螺距45 mm,夾套進(jìn)出口直徑(內(nèi)徑)為12 mm。導(dǎo)熱油從夾套下部入口進(jìn)入,由上部出口流出,與釜內(nèi)物料進(jìn)行間壁式換熱。

    圖1 實(shí)驗(yàn)聚合釜安裝圖Fig.1 Installation diagram of experimental polymerizer

    圖2 實(shí)驗(yàn)流程原理Fig.2 Schematic diagram of experimental apparatus

    夾套入口、出口及釜內(nèi)均安裝Pt100 A 級(jí)溫度傳感器(TC,UK),精度為0.01℃(0~100℃),采用高精度智能儀表(Shimaden FP34)進(jìn)行顯示與輸出。將三根傳感器在同一油浴中進(jìn)行多點(diǎn)校準(zhǔn),校準(zhǔn)后各傳感器之間溫差測(cè)定誤差小于0.03℃。反應(yīng)釜是通過夾套內(nèi)循環(huán)的導(dǎo)熱油進(jìn)行溫度控制,導(dǎo)熱油循環(huán)回路上包含制冷模塊、加熱模塊、流量傳感器(Nexon, FTB200)及自動(dòng)調(diào)節(jié)閥(Samson, 3271),可實(shí)現(xiàn)夾套入口導(dǎo)熱油溫度、導(dǎo)熱油流量的高精度自動(dòng)控制。釜蓋上連有物料進(jìn)出接管和閥門,配置壓力傳感器(Rosemount,3051T),用于釜內(nèi)壓力測(cè)定。釜內(nèi)安裝單頭加熱管(Watelong, 220 V),用以模擬反應(yīng)放熱。釜蓋側(cè)面及釜底金屬表面安裝貼片式溫度傳感器,用于表面溫度測(cè)定,溫度測(cè)定精度為0.1℃。夾套外殼筒體部分包覆伴熱保溫層,伴熱溫度自動(dòng)調(diào)節(jié),與夾套平均溫度一致。反應(yīng)釜攪拌器由伺服電機(jī)(Delta,ECMA-C208)驅(qū)動(dòng),轉(zhuǎn)速控制精度為1.0 r·min-1。各傳感器通過PLC 系統(tǒng)采集與記錄,可在上位機(jī)進(jìn)行數(shù)據(jù)訪問。

    2 數(shù)值模擬

    2.1 物理模型與網(wǎng)格

    建立與實(shí)際反應(yīng)器尺寸一致的物理模型,如圖3 所示。采用ANSYS 軟件包中Fluent Meshing 進(jìn)行網(wǎng)格劃分,生成四種不同尺寸的多面體網(wǎng)格。采用同一條件下夾套出口溫度(Tjo)、釜內(nèi)溫度(Tr)和表面散熱量(Ql)作為監(jiān)測(cè)指標(biāo),進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)。如表1 所示,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為393 萬個(gè)時(shí),模擬結(jié)果可認(rèn)為達(dá)到網(wǎng)格數(shù)量無關(guān),因此,最終采用網(wǎng)格數(shù)為393萬個(gè)的網(wǎng)格進(jìn)行模擬計(jì)算。

    表1 網(wǎng)格無關(guān)檢驗(yàn)Table 1 Grid independence test

    圖3 物理模型與網(wǎng)格Fig.3 Three-dimensional physical model and grid of polymerizer

    2.2 物性參數(shù)與邊界條件

    模擬所涉及的介質(zhì)材料與實(shí)驗(yàn)一致,考慮到流體物性隨溫度變化顯著,丙烯和導(dǎo)熱油的物性參數(shù)采用式(1)多項(xiàng)式形式表示,多項(xiàng)式系數(shù)如表2、表3所示,其中溫度的單位為℃。固體材料316 L不銹鋼按常數(shù)處理(ρ=7980 kg·m-3、cp=502 J·kg-1·K-1、λ=13 W·m-1·K-1)。

    表2 丙烯物性參數(shù)多項(xiàng)式系數(shù)Table 2 Multinomial coefficients of physical property for propylene

    表3 導(dǎo)熱油物性參數(shù)多項(xiàng)式系數(shù)Table 3 Multinomial coefficients of physical property for thermal oil

    攪拌槳轉(zhuǎn)動(dòng)的計(jì)算采用多重參考系方法(MRF)[19-20]。夾套入口采用速度入口邊界條件,出口采用壓力出口邊界條件。夾套外表面筒體部分包裹帶伴熱的保溫材料,這部分筒體設(shè)置為絕熱壁面。反應(yīng)器上部釜蓋及下部出料閥部分設(shè)置為向環(huán)境熱交換。釜內(nèi)物料設(shè)置有放熱源項(xiàng),用以模擬反應(yīng)放熱。

    2.3 模擬方法

    采用軟件包中的Fluent 進(jìn)行數(shù)值模擬,湍流模型采用RNGk-ε模型,控制方程與文獻(xiàn)[19]一致。求解方法采用Couple 算法,差分方法采用二階迎風(fēng)格式。先進(jìn)行速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)求解,以連續(xù)性方程殘差(10-4)和物料平衡(進(jìn)出流量相對(duì)偏差10-4)為收斂指標(biāo);然后啟動(dòng)能量方程,進(jìn)行流固耦合傳熱計(jì)算,以能量方程殘差(10-8)和熱量平衡(流入流出熱量總和小于0.1 W)為收斂指標(biāo)。

    2.4 模擬精度檢驗(yàn)

    在N=200 r·min-1、uin=1.5 m·s-1條件下獲得收斂結(jié)果,得聚合釜的速度分布概況如圖4 所示。由速度云圖可知,固體壁面將兩流體域分開,形成夾套流體域、釜內(nèi)流體域。釜內(nèi)流體域速度分布由攪拌槳主導(dǎo),從速度矢量圖[圖4(c)]和流線圖[圖4(d)]上可以看出,速度方向均為切向,且流線在平面上能夠保持完整,表明釜內(nèi)流體以周向流動(dòng)為主,軸向和徑向速度相對(duì)較小。從圖4(a)、(b)可以看出,槳葉附近速度最大,軸附近速度最小,沿徑向方向速度逐漸增大。這些特征與無擋板環(huán)流型攪拌器典型速度場(chǎng)表現(xiàn)一致,表明釜內(nèi)流場(chǎng)基本合理。從圖4(c)、(d)還可以看出,夾套內(nèi)流體與釜內(nèi)流體呈逆流流動(dòng),導(dǎo)熱油在沿螺旋流道中螺旋上升,速度大小相對(duì)均一,速度方向基本與螺旋線相切,無“短路”現(xiàn)象出現(xiàn),與文獻(xiàn)[21]描述的夾套流場(chǎng)特征基本一致。

    為了檢驗(yàn)數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性,將溫度場(chǎng)模擬結(jié)果與同條件下的實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行比較。如表4 所示,設(shè)定不同的夾套入口溫度(Tji)、入口流速(uin)、攪拌轉(zhuǎn)速(N)、釜內(nèi)放熱量(Qr),計(jì)算獲得釜內(nèi)溫度、夾套出口溫度和外表面監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度(Ta、Tb)。由表4可以看出,利用實(shí)驗(yàn)方法和數(shù)值模擬方法獲得的釜內(nèi)溫度誤差在0.5℃以內(nèi),模擬值與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)偏差不大于1%;夾套出口溫度偏差在0.1℃以內(nèi),相對(duì)偏差不大于1%;釜體外表面兩點(diǎn)模擬與實(shí)驗(yàn)相對(duì)誤差在5%以內(nèi)。說明數(shù)值模擬的精度比較理想,所得模擬結(jié)果可用于后續(xù)分析。

    3 結(jié)果及分析

    3.1 溫度分布

    設(shè)置夾套入口流速為2 m·s-1、溫度為310 K,考察兩種工況下聚合釜內(nèi)及夾套各部位流體域、固體域內(nèi)溫度分布情況。圖5(a)、(b)分別為無放熱和強(qiáng)放熱兩種工況下Z=0截面的溫度分布。

    由圖5(a)可知,在釜內(nèi)無放熱的條件下,夾套內(nèi)流體溫度高于釜內(nèi)溫度,此時(shí)夾套介質(zhì)起加熱作用。夾套與釜內(nèi)交接處出現(xiàn)明顯溫度變化,釜內(nèi)、釜蓋和釜底金屬部分之間溫度平滑過渡,形成2 個(gè)溫度區(qū)域。其中,夾套內(nèi)導(dǎo)熱介質(zhì)溫度最高,釜內(nèi)溫度次之,釜蓋和釜底金屬部分溫度最低,且由釜內(nèi)向釜外的方向溫度遞減。溫度高低順序表明,夾套內(nèi)導(dǎo)熱介質(zhì)將熱量傳遞到釜內(nèi)的同時(shí),部分熱量通過釜蓋和釜底出料閥向外散發(fā),耗散在周圍環(huán)境之中。

    圖4 聚合釜的速度分布Fig.4 Velocity distribution of polymerizer

    表4 模擬方法的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證Table 4 Experimental verification of simulation method

    圖5(b)條件下的溫度分布較圖5(a)表現(xiàn)出明顯的不同。在釜內(nèi)強(qiáng)放熱的條件下,釜內(nèi)流體溫度高于夾套內(nèi)溫度,此時(shí)夾套介質(zhì)起取熱作用。除夾套與釜內(nèi)交接處出現(xiàn)明顯溫度變化,釜內(nèi)與釜蓋和釜底金屬部分之間也出現(xiàn)明顯的溫度變化,形成3 個(gè)溫度區(qū)域。其中,夾套內(nèi)導(dǎo)熱介質(zhì)溫度最高,釜內(nèi)溫度次之,釜蓋和釜底金屬部分溫度最低,且由釜內(nèi)向釜外的方向溫度遞減。溫度高低順序表明,釜內(nèi)物料由于聚合反應(yīng)釋放出的熱量一部分通過夾套內(nèi)導(dǎo)熱介質(zhì)帶走,另一部分通過釜蓋和釜底出料閥向外散發(fā),耗散在周圍環(huán)境之中。釜內(nèi)放熱量與夾套取熱量和熱耗散量達(dá)到平衡,此條件下,釜內(nèi)與釜蓋表面的溫差約20℃,釜內(nèi)物料溫度高于夾套介質(zhì)溫度約64℃。

    圖5 聚合釜的溫度分布Fig.5 Temperature distribution of polymerizer

    為了定量描述溫度分布特征,計(jì)算釜內(nèi)流體域、夾套流體域、固體域溫度分布方差,如圖6所示。由方差分布可知,在不同工況下,固體域內(nèi)部溫度分布方差最大,夾套內(nèi)次之,釜內(nèi)流體溫度分布方差最小。表明金屬釜壁起到溫度區(qū)域分割的作用,是整個(gè)溫度場(chǎng)中溫度梯度變化最大的區(qū)域,而釜內(nèi)和夾套內(nèi)流體溫度相對(duì)均勻。隨著反應(yīng)放熱量的增加,釜內(nèi)外的溫差隨之增大,但釜內(nèi)流體溫度方差并沒有顯著增加,始終保持在0.002 以下,說明較大的釜內(nèi)外溫差并不會(huì)使釜內(nèi)溫度分布不均,加大傳熱溫差是撤熱有效手段。

    圖7 為垂直于釜軸的一條中心線(X=0,Y=200 mm)上的溫度分布,由圖可知,中心線上溫度以Z=0 軸呈軸對(duì)稱分布,而溫度變化最大的區(qū)域來自金屬壁面和兩側(cè)流體邊界層。根據(jù)文獻(xiàn)[22]提供的方法,測(cè)得釜內(nèi)外傳熱邊界層厚度約為3.8 mm。

    3.2 釜內(nèi)溫度影響因素分析

    圖6 三計(jì)算域內(nèi)溫度分布方差Fig.6 Variance of temperature distribution of three calculation domains

    在環(huán)境溫度為Tamb=23.7℃,環(huán)境風(fēng)速為0~0.1 m·s-1條件下,采用傳熱實(shí)驗(yàn)考察釜內(nèi)溫度的影響因素,結(jié)果見圖8。由圖可知,釜內(nèi)溫度隨入口溫度、入口流速、攪拌轉(zhuǎn)速、反應(yīng)放熱增加而增大,均呈單調(diào)遞增趨勢(shì)變化。四因素相比較下,其中入口溫度和反應(yīng)放熱兩者對(duì)釜內(nèi)溫度的影響顯著,實(shí)驗(yàn)條件范圍內(nèi),溫升分別為56.7℃和64.3℃;而入口流速也有一定影響,實(shí)驗(yàn)條件范圍內(nèi),高流速與低流速對(duì)應(yīng)的釜內(nèi)溫度差值為2.0℃;攪拌轉(zhuǎn)速僅有較小影響,實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)高低攪拌轉(zhuǎn)速帶來的溫升僅有0.4℃。由此可知,聚合過程釜內(nèi)溫度控制的主要手段為改變夾套入口溫度,其次是改變夾套內(nèi)導(dǎo)熱油流速,而攪拌轉(zhuǎn)速改變對(duì)溫度控制的作用十分微弱。

    3.3 傳熱系數(shù)

    夾套內(nèi)導(dǎo)熱油和釜內(nèi)丙烯之間傳熱過程包括以下兩個(gè)對(duì)流傳熱過程:夾套內(nèi)介質(zhì)與釜外壁的對(duì)流傳熱,即夾套側(cè)對(duì)流傳熱;釜內(nèi)物料與釜內(nèi)壁的對(duì)流傳熱,即釜側(cè)對(duì)流傳熱。對(duì)流傳熱系數(shù)(α)反映對(duì)流傳熱熱阻大小,它不是流體的物理性質(zhì),但還受流動(dòng)狀態(tài)、流體物性諸多因素影響。通過對(duì)模擬結(jié)果的后處理,可以獲得較為精確的壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)[23-24]。

    圖7 線上(X=0,Y=300 mm)溫度分布及邊界層厚度估計(jì)Fig.7 Temperature distribution on line(X=0,Y=300 mm)and standard boundary layer thickness

    圖8 影響釜內(nèi)溫度的單因素分析Fig.8 Univariate analysis of influencing factors for Tr

    采用Fluent 后處理功能,切取中間三圈螺旋夾套流體域,精確讀取該計(jì)算域進(jìn)出口矩形截面內(nèi)平均溫度(t1,t2)進(jìn)出口之間熱通量(q),并通過面積加權(quán)法(area-weighted average)獲得壁面平均溫度tw。進(jìn)而通過式(2)~式(4)計(jì)算夾套側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)αo和Nu。

    式中,Nu為Nusselt 數(shù);αo為夾套側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù),W·m-2·K-1;A為螺旋夾套換熱面積,m2;de為矩形螺旋流道當(dāng)量直徑,m;λ為釜壁的熱導(dǎo)率,W·m-1·K-1。

    傳熱系數(shù)的影響因素較多,通常采用Re、Pr、φμ進(jìn)行關(guān)聯(lián)。對(duì)流傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式中,根據(jù)湍流邊界層理論,Pr的指數(shù)等于1/3,以ln(Nu/Pr1/3/φμ)對(duì)lnRe作圖[25],獲得夾套側(cè)Nu關(guān)聯(lián)式如式(8)所示。

    式中,u為螺旋流道內(nèi)平均流速m·s-1;ρ為物料密度,kg·m-3;cp為物料比熱容,J·kg-1·K-1;μ為釜內(nèi)物料黏度,Pa·s;μW為釜內(nèi)物料壁溫下的黏度,Pa·s。

    類似地,通過釜內(nèi)模擬結(jié)果可獲得錨式槳釜內(nèi)壁對(duì)流傳熱Nu關(guān)聯(lián)式

    不考慮污垢熱阻的影響的情況下,總傳熱系數(shù)可由式(10)計(jì)算

    式中,K為釜壁內(nèi)外對(duì)流傳熱的總傳熱系數(shù),W·m-2·K-1;λd為釜壁的熱導(dǎo)率,W·m-1·K-1;δ為釜壁厚度,m;di、do分別為釜體內(nèi)徑、外徑,m。

    將式(8)~式(10)計(jì)算所得釜內(nèi)外傳熱系數(shù)及總傳熱系數(shù)列于表5,并與相同條件下實(shí)驗(yàn)總傳熱系數(shù)進(jìn)行對(duì)比,如圖9 所示。由表5 和圖9 可知,計(jì)算K值與實(shí)驗(yàn)K值較為接近,相對(duì)誤差不大于10%,表明所得Nu關(guān)聯(lián)式相對(duì)可靠,可用于工程計(jì)算。

    需要說明的是,由于夾套與釜蓋、釜底金屬相連,夾套傳熱量Qf的一部分與釜內(nèi)物料換熱,另一部分通過金屬熱傳導(dǎo)與環(huán)境換熱。因此實(shí)驗(yàn)測(cè)定夾套進(jìn)出口溫差計(jì)算所得的Qf并非總傳熱系數(shù)K對(duì)應(yīng)的傳熱量(Qf')。通過大量模擬數(shù)據(jù)監(jiān)測(cè),Qf'為0.65~0.75Qf。表5 中 實(shí) 驗(yàn)K值 是 通 過0.7Qf計(jì) 算 所得,因此,表中的實(shí)驗(yàn)K值僅可作為驗(yàn)證Nu關(guān)聯(lián)式的參考。

    表5 不同條件下傳熱系數(shù)模擬值與實(shí)驗(yàn)值Table 5 Calculation value and experimental value of heat transfer coefficient under different conditions

    圖9 計(jì)算K值與實(shí)驗(yàn)K值對(duì)比Fig.9 Comparison of calculated value with experimental data for K

    從表5 中αo、αi數(shù)值可以看出,釜側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)遠(yuǎn)大于夾套側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù),表明夾套側(cè)熱阻是影響總傳熱系數(shù)的主要因素,提高夾套側(cè)傳熱系數(shù)是提升傳熱性能的關(guān)鍵。

    3.4 表面散熱量

    表面散熱量是量熱法聚合動(dòng)力學(xué)研究的一個(gè)關(guān)鍵參數(shù)。從模擬結(jié)果上看,不同位置壁面溫度有較大差別,又因反應(yīng)器外表面不規(guī)則,無法采用對(duì)流傳熱方程直接描述。但若基于對(duì)流傳熱方程,將各釜外各點(diǎn)做平均化處理,即可將傳熱面積與對(duì)流傳熱系數(shù)采用統(tǒng)一的比例系數(shù)描述。由此,以釜內(nèi)溫度與環(huán)境溫度之差作為自變量,以表面散熱量為因變量作圖。如圖10所示,表面散熱量與內(nèi)外溫差呈較好的線性關(guān)系,通過數(shù)據(jù)擬合獲得斜率為3.031(W·K-1),擬合方差為0.996,可用于后續(xù)的量熱實(shí)驗(yàn)。本文實(shí)驗(yàn)所用聚合釜的表面散熱量可由式(11)描述

    圖10 表面散熱量的線性擬合Fig.10 Linear fit for surface heat dissipation

    由于環(huán)境中空氣流動(dòng)速度會(huì)影響到表面?zhèn)鳠嵯禂?shù),進(jìn)而將影響到式(11)的精度。因此,后續(xù)的量熱實(shí)驗(yàn)需保持穩(wěn)定的環(huán)境條件,甚至是恒溫、恒濕、恒風(fēng)速條件下進(jìn)行,以達(dá)到表面散熱量的準(zhǔn)確描述。

    4 結(jié) 論

    本文采用CFD 模擬與傳熱實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法,對(duì)5 L 夾套式聚合釜的傳熱性能進(jìn)行研究。建立了丙烯聚合釜內(nèi)液固耦合數(shù)值模擬,獲得釜內(nèi)和夾套內(nèi)流體速度場(chǎng),及釜內(nèi)流體、夾套內(nèi)流體及金屬固體域內(nèi)溫度分布。模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好,各測(cè)試點(diǎn)溫度的最大相對(duì)誤差在1%~5%范圍內(nèi)。實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果表明:

    (1)三個(gè)計(jì)算域中,兩流體域的傳熱邊界層和固體域內(nèi)溫度梯度較大,傳熱邊界層厚度約3.8 mm;釜內(nèi)流體溫度分布方差始終在0.002以下,表明較大的傳熱溫差并不會(huì)造成釜內(nèi)溫度分布不均,加大傳熱溫差是有效的撤熱手段;

    (2)釜內(nèi)溫度隨夾套入口溫度、入口流速、攪拌轉(zhuǎn)速、反應(yīng)放熱量均呈單調(diào)遞增,實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi),入口溫度和反應(yīng)放熱量影響顯著,入口流速次之,攪拌轉(zhuǎn)速影響最弱;

    (3)模擬獲得釜內(nèi)外壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)及總傳熱系數(shù),并關(guān)聯(lián)出釜側(cè)及夾套側(cè)Nu的關(guān)聯(lián)式。模擬所得總傳熱系數(shù)較實(shí)驗(yàn)值相對(duì)誤差10%,表明所得Nu關(guān)聯(lián)式相對(duì)可靠;夾套側(cè)傳熱系數(shù)遠(yuǎn)小于釜側(cè)傳熱系數(shù),提高夾套側(cè)傳熱系數(shù)是提升傳熱性能的關(guān)鍵;

    (4)聚合釜外表面散熱量與內(nèi)外溫差呈正比,通過數(shù)據(jù)擬合獲得表面散熱量經(jīng)驗(yàn)式[式(11)]。

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