李京，方慶，，周文浩，吳國(guó)良，王家輝，張華，倪紅衛(wèi)

（1 武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430081；2 湖南華菱湘潭鋼鐵有限公司，湖南 湘潭 411101）

含釩頁(yè)巖作為我國(guó)具備優(yōu)勢(shì)的釩資源，其濕法浸出效率的優(yōu)化研究具有十分重要的意義。目前，大多數(shù)針對(duì)含釩頁(yè)巖攪拌浸出槽的研究集中于攪拌參數(shù)和攪拌方式[1-4]。吳國(guó)良等[5]探究了有無(wú)進(jìn)出料口攪拌槽內(nèi)流場(chǎng)與相的分布，并分析攪拌方式對(duì)攪拌槽內(nèi)多相流行為的影響。結(jié)果表明，機(jī)械與吹氣聯(lián)合攪拌方式可能會(huì)降低釩頁(yè)巖懸浮效果。胡越等[6]對(duì)不同底部形狀攪拌槽進(jìn)行固液兩相流動(dòng)行為的數(shù)值模擬。結(jié)果表明，圓弧底攪拌槽表現(xiàn)的湍動(dòng)能和速度都強(qiáng)于平底攪拌槽，對(duì)固液兩相混合效率有利。濕法提釩過程中，釩頁(yè)巖的攪拌浸出操作是必要環(huán)節(jié)，其中的混合物通常為低黏度物料，流體的切向流動(dòng)明顯，有研究表明，通過安裝擋板以產(chǎn)生軸向液流和剪切作用，能夠增加攪拌強(qiáng)度，加強(qiáng)攪拌效果[7-9]。覃華龍等[10]對(duì)安裝標(biāo)準(zhǔn)擋板和兩種穿流擋板的攪拌槽進(jìn)行數(shù)值模擬，并分析其液-液分散特性。結(jié)果表明，三種擋板攪拌槽攪拌功率依次增大，兩種穿流擋板均能減小攪拌槽內(nèi)液滴直徑。楊鋒苓等[11]研究分析了擋板布置方式對(duì)攪拌槽內(nèi)流場(chǎng)、速度及功率消耗的影響，發(fā)現(xiàn)擋板布置方式對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)影響較小，對(duì)速度有一定影響。Xiong等[12]考察了穿孔擋板對(duì)具有高固體負(fù)荷攪拌容器功耗的影響，并分析了固體分布、流速分布、流場(chǎng)不穩(wěn)定性以及擋板與流體之間的相互作用機(jī)理。結(jié)果表明，穿孔擋板對(duì)流場(chǎng)不穩(wěn)定性的強(qiáng)化作用并不適用于容器的所有體積區(qū)域，而是具有局部效應(yīng)，主要發(fā)生在近壁區(qū)，孔的存在可以有效降低系統(tǒng)功耗。

目前在工業(yè)上廣泛使用的標(biāo)準(zhǔn)擋板并不適合所有攪拌工況，不同的擋板數(shù)量、尺寸和截面形狀等對(duì)流體混合產(chǎn)生的影響不同。鑒于此，本文以某廠含釩頁(yè)巖攪拌槽為對(duì)象，提出分段擋板方案，建立模擬攪拌固液兩相流動(dòng)行為的數(shù)學(xué)模型，采用多重參考系法模擬攪拌，考察分析了無(wú)擋板攪拌槽、標(biāo)準(zhǔn)擋板攪拌槽以及分段擋板攪拌槽對(duì)槽內(nèi)流場(chǎng)的影響，為實(shí)際生產(chǎn)中攪拌槽結(jié)構(gòu)的改進(jìn)提供理論指導(dǎo)。

1 模型描述

1.1 基本假設(shè)

對(duì)攪拌槽內(nèi)的硫酸和釩頁(yè)巖作出如下假設(shè)[13-14]：①攪拌槽中的流體是穩(wěn)定連續(xù)的流體；②攪拌槽中固液相的物性參數(shù)均是常量；③將槽中的固體顆粒視為均勻的球體；④本文忽略攪拌過程中化學(xué)反應(yīng)的影響。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 多相流模型

采用歐拉多相流模型描述攪拌槽中各相的流動(dòng)行為，其控制方程如式(1)～式(4)。連續(xù)性方程[6]

式中，下角標(biāo)i表示連續(xù)相；α為體積分?jǐn)?shù)；ρ為密度，kg/m3；U為速度，m/s。

動(dòng)量方程

式中，下角標(biāo)l表示液相，s表示固相；g為重力加速度，m/s2；τl為液體黏性應(yīng)力張量，Pa；τs為固體黏性應(yīng)力張量，Pa；p為壓力（設(shè)連續(xù)相和分散相共享壓力場(chǎng)），Pa；Fl,s和Fs,l為相間作用力；Flift為升力；FVM為虛擬質(zhì)量力。

1.2.2 湍流模型

本模擬采用的是標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型模擬浸出槽內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)行為，方程如式(5)～式(7)[15-16]。

式中，k為湍動(dòng)能；ε為湍能耗散率；μ為黏度；Pk為黏性引起的湍流產(chǎn)生項(xiàng)；Cε1、Cε2、Cμ、σk和σε為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型中的參數(shù)，Cε1=1.44，Cε2=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3。

1.2.3 界面模型

通過已有的研究可知，當(dāng)固液兩相的密度比例大于2時(shí)，巴塞特力、升力以及虛擬質(zhì)量力對(duì)固液流體的流動(dòng)產(chǎn)生的影響可以忽略，故本文僅考慮跨相阻力，如式(8)[17]所示。

式中，CD為阻力系數(shù)；dp為粒徑。該浸出槽內(nèi)的固態(tài)滯留量稍低，能夠通過Wen-Yu校正獲取CD如式(9)、式(10)。

1.3 攪拌槽和擋板結(jié)構(gòu)

攪拌槽為圓錐底圓柱形槽，攪拌槽內(nèi)徑和高度均為D，采用雙層攪拌槳，攪拌槳槳形為三葉45°折葉槳，槳葉距底高度為D/6，槳葉間距為D/3，槳葉長(zhǎng)度為D/6。4塊擋板均勻分布于攪拌槽內(nèi)壁，擋板寬度為D/12，厚度為D/100，攪拌槽結(jié)構(gòu)與槳葉結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 攪拌槽擋板三種方案

本文共模擬計(jì)算了三個(gè)方案，方案Ⅰ為無(wú)擋板攪拌槽；方案Ⅱ?yàn)闃?biāo)準(zhǔn)擋板攪拌槽；方案Ⅲ為分段擋板攪拌槽。三種方案除擋板構(gòu)型外其他計(jì)算條件均相同。

1.4 數(shù)值計(jì)算方法和邊界條件

本文采用多面體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)進(jìn)行攪拌槽網(wǎng)格劃分，應(yīng)用多重參考系法（MRF）[18-19]進(jìn)行固液兩相攪拌的模擬，選擇基于壓力算法的求解器隱式求解格式進(jìn)行求解，設(shè)置沿Z軸負(fù)方向重力場(chǎng)（g=-9.81m/s2），網(wǎng)格如圖2 所示。將攪拌槽壁面定義為無(wú)滑移固定壁面邊界，液面設(shè)置為對(duì)稱邊界條件，雙層槳包圍體設(shè)定為動(dòng)區(qū)域，邊界類型為wall壁面邊界，其余部分設(shè)定為靜區(qū)域[20-21]。上下層槳葉速度設(shè)置為34.00r/min，計(jì)算所用時(shí)間步長(zhǎng)為0.001s，計(jì)算總時(shí)間為700s。計(jì)算過程中，攪拌介質(zhì)為硫酸溶液和釩頁(yè)巖顆粒，其中硫酸溶液密度為1078kg/m3，黏度為0.001Pa·s；釩頁(yè)巖顆粒密度為2400kg/m3，粒徑為0.074mm。

圖2 攪拌槽網(wǎng)格劃分(a)與槳葉區(qū)域網(wǎng)格劃分(b)

2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性及模型驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為確保模擬計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無(wú)關(guān)，本文以方案Ⅱ?yàn)閷?duì)象，分別對(duì)四種不同數(shù)量網(wǎng)格，即網(wǎng)格1（660107）、網(wǎng)格2（1136810）、網(wǎng)格3（1780769）及網(wǎng)格4（2070652）進(jìn)行了模擬計(jì)算，并選取直線1（x=1.60m）為測(cè)量位置［圖3(a)］，繪制該直線上的流體速度分布曲線，結(jié)果如圖3(b)所示。由圖3(b)可以看出，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，4 條速度曲線趨勢(shì)基本相同。當(dāng)采用網(wǎng)格3和網(wǎng)格4進(jìn)行計(jì)算時(shí)，計(jì)算結(jié)果差異較小，因此，為在保證計(jì)算結(jié)果可靠性的同時(shí)，提高計(jì)算效率，選擇網(wǎng)格3進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

圖3 測(cè)量位置示意圖(a)及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證(b)

2.2 模型驗(yàn)證

本文搭建1∶6 物理模型，采用水和原廠研磨過后的釩頁(yè)巖顆粒來模擬釩頁(yè)巖和硫酸在浸出槽內(nèi)運(yùn)動(dòng)行為，并采用本文數(shù)學(xué)模型計(jì)算與水力學(xué)物理模型完全一致條件下的釩頁(yè)巖混合情況，通過對(duì)比檢測(cè)固相顆粒濃度隨位置變化，來驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的可靠性。分別測(cè)定浸出槽距底高度為0.1m、0.2m、0.3m、0.4m和0.55m五個(gè)軸向位置的釩頁(yè)巖顆粒濃度（體積分?jǐn)?shù)，下同），并繪制實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對(duì)比圖。如圖4(a)為水力學(xué)物理實(shí)驗(yàn)平臺(tái)和所用原料，圖4(b)為攪拌槳葉轉(zhuǎn)速為45r/min 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。由圖4(b)可知，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)定釩頁(yè)巖濃度隨位置變化趨勢(shì)基本一致，二者相對(duì)誤差均在±10%以內(nèi)，表明本文的數(shù)值模擬結(jié)果可以較為準(zhǔn)確地反映釩頁(yè)巖流動(dòng)行為。

圖4 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及材料(a)與數(shù)據(jù)對(duì)比圖(b)

3 結(jié)果與討論

3.1 攪拌槽流場(chǎng)分析

圖5為無(wú)擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下釩頁(yè)巖在t=700s時(shí)的速度云圖。由圖5可以看出，在方案Ⅰ條件下，釩頁(yè)巖的整體流速約在1.25m/s，其中攪拌槳區(qū)域流速約在2.00m/s，槳間區(qū)域的流速達(dá)1.75m/s；相較之下，方案Ⅱ與方案Ⅲ的整體流速均在0.50～0.75m/s，其中攪拌槳區(qū)域的流速在1.50m/s 左右，槳間區(qū)域的流速達(dá)到1.75m/s。這是因?yàn)榘惭b擋板產(chǎn)生了剪切作用，限制了流體的切向速度，而攪拌槳區(qū)域擾動(dòng)半徑減小，改變了攪拌槽內(nèi)流體速度分布的均勻程度，攪拌槽內(nèi)整體流速降低；與方案Ⅱ相比，方案Ⅲ整體流速更大，這是因?yàn)楸患羟械牧黧w流入分段擋板的間隙空間，得到一定程度的擾動(dòng)，整體流速相對(duì)提高。

圖5 攪拌浸出槽方案Ⅰ(a)、方案Ⅱ(b)和方案Ⅲ(c)釩頁(yè)巖速度云圖

圖6為無(wú)擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下釩頁(yè)巖在t=700s 時(shí)的速度統(tǒng)計(jì)分布。圖6 柱狀圖表明，三種方案條件下釩頁(yè)巖速度值分布均呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)。其中，方案Ⅰ條件下釩頁(yè)巖速度值在0.50～1.50m/s范圍內(nèi)居多，占比約67.77%；方案Ⅱ與方案Ⅲ條件下速度值均集中在0.25～1.25m/s范圍內(nèi)，其中方案Ⅱ占比約為80.27%，方案Ⅲ占比約為81.36%；同時(shí)，方案Ⅱ條件下速度值在0～0.25m/s之間的比例均大于方案Ⅰ與方案Ⅲ，這進(jìn)一步說明了流體流速因擋板作用而降低，方案Ⅱ與方案Ⅲ的效果相似，但方案Ⅲ整體流速大于方案Ⅱ。

圖6 攪拌浸出槽方案Ⅰ、方案Ⅱ、方案Ⅲ釩頁(yè)巖速度統(tǒng)計(jì)分布

3.2 釩頁(yè)巖濃度分布

圖7為無(wú)擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下釩頁(yè)巖濃度云圖。由圖7 可以看出，在方案Ⅰ條件下，攪拌浸出槽內(nèi)的釩頁(yè)巖濃度由下到上逐漸降低，攪拌槽底部有大量沉積，近液面釩頁(yè)巖低濃度區(qū)域明顯，釩頁(yè)巖顆粒整體體積分?jǐn)?shù)為0.29左右，這說明釩頁(yè)巖顆粒在槽內(nèi)擴(kuò)散不充分，不利于其與硫酸的接觸反應(yīng)。在方案Ⅱ與方案Ⅲ條件下，攪拌浸出槽內(nèi)整體釩頁(yè)巖濃度有所提高，體積分?jǐn)?shù)在0.30 左右，攪拌槽底部沉積現(xiàn)象得到明顯改善，近液面釩頁(yè)巖低濃度區(qū)域面積減??；比較方案Ⅱ和方案Ⅲ的釩頁(yè)巖濃度分布可知，標(biāo)準(zhǔn)擋板條件下攪拌槽內(nèi)的釩頁(yè)巖的均勻程度更大，分段擋板條件下近液面靠近攪拌軸區(qū)域釩頁(yè)巖濃度小于標(biāo)準(zhǔn)擋板，這是由于方案Ⅲ近液面處未設(shè)有擋板，該區(qū)域固相不受擋板作用，濃度分布情況與方案Ⅰ近液面區(qū)域相似，但底部沉積區(qū)域更小，有利于釩頁(yè)巖顆粒的懸浮。

圖7 攪拌浸出槽內(nèi)方案Ⅰ(a)、方案Ⅱ(b)和方案Ⅲ(c)的釩頁(yè)巖濃度云圖

圖8為無(wú)擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下釩頁(yè)巖體積分?jǐn)?shù)統(tǒng)計(jì)分布圖。由圖8可知，方案Ⅰ條件下釩頁(yè)巖體積分?jǐn)?shù)主要分布在0.292～0.306，占比約71.36%；方案Ⅱ與方案Ⅲ條件下釩頁(yè)巖體積分?jǐn)?shù)分布情況相似，主要分布在0.299～0.306，其中方案Ⅱ占比約79.80%，方案Ⅲ占比約85.46%。與方案Ⅱ相比，方案Ⅲ條件下釩頁(yè)巖體積分?jǐn)?shù)在0.299～0.306 范圍內(nèi)的比例略高，這說明釩頁(yè)巖顆粒在方案Ⅲ條件下分布更加均勻，對(duì)固液兩相充分混合有利。

圖8 攪拌浸出槽內(nèi)方案Ⅰ、方案Ⅱ和方案Ⅲ的釩頁(yè)巖體積分?jǐn)?shù)統(tǒng)計(jì)分布

3.3 混勻情況

圖9為無(wú)擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下死區(qū)分布圖（設(shè)定釩頁(yè)巖體積分?jǐn)?shù)小于0.290 的區(qū)域?yàn)榈蜐舛葏^(qū)，釩頁(yè)巖體積分?jǐn)?shù)大于0.308 的區(qū)域?yàn)槌练e區(qū)，以下統(tǒng)稱為死區(qū)）。如圖9 所示，無(wú)擋板條件下死區(qū)區(qū)域體積最大，約有21.085m3。安裝擋板后死區(qū)區(qū)域體積明顯減小，其中方案Ⅱ條件下死區(qū)區(qū)域體積約有0.188m3，方案Ⅲ條件下死區(qū)區(qū)域體積約1.85m3，這是因?yàn)閿嚢璨蹆?nèi)固液兩相流動(dòng)時(shí)與擋板碰撞，固相顆粒因撞擊向其他方向擴(kuò)散，混合效果得到增強(qiáng)。方案Ⅲ條件下沉積區(qū)域約為0.026m3，較方案Ⅱ減少了50%，而低濃度區(qū)域較大，這是因?yàn)榉桨涪笾袛嚢璨壑邢虏康拟C頁(yè)巖顆粒受擋板作用向上擴(kuò)散，而近液面區(qū)域未設(shè)置擋板，顆粒的流動(dòng)并未受到擋板的剪切作用，擴(kuò)散效果差于方案Ⅱ。

圖9 攪拌浸出槽內(nèi)方案Ⅰ(a)、方案Ⅱ(b)和方案Ⅲ(c)的釩頁(yè)巖濃度分布

圖10 為無(wú)擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下等速度面圖（設(shè)定速度為0.5m/s）。由圖10 可知，與無(wú)擋板條件相比，安裝擋板使得攪拌槽內(nèi)速度等面不再平滑，而是在各區(qū)域分散成大小不同的曲面。這表示在攪拌槽中存在著許多速度不同的色散流群（也可稱次流），流場(chǎng)的不穩(wěn)定性由于這些流群間的相互作用而得到加強(qiáng)[6]。圖10(b)、(c)表明，與方案Ⅱ相比，方案Ⅲ條件下攪拌槽內(nèi)的速度面分布更加紊亂，這說明擋板與擋板間隙對(duì)流體流動(dòng)的作用差異導(dǎo)致了流體之間產(chǎn)生速度差，流體流場(chǎng)更加復(fù)雜，也使得攪拌槽內(nèi)固液兩相接觸更為充分，有利于促進(jìn)化學(xué)反應(yīng)，提高釩浸出率。

圖10 攪拌浸出槽內(nèi)方案Ⅰ(a)、方案Ⅱ(b)和方案Ⅲ(c)速度面

攪拌浸出槽內(nèi)測(cè)量點(diǎn)位置如圖11所示。圖12為無(wú)擋板方案和兩種擋板構(gòu)型方案下不同測(cè)點(diǎn)釩頁(yè)巖濃度分布曲線。由圖12可知，不同構(gòu)型擋板對(duì)釩頁(yè)巖顆粒在攪拌浸出槽內(nèi)軸向和徑向方向上均有影響。

圖11 攪拌浸出槽測(cè)量點(diǎn)位分布

圖12 方案Ⅰ、方案Ⅱ和方案Ⅲ在不同測(cè)點(diǎn)的釩頁(yè)巖濃度分布曲線

圖12(a)、(b)分別表示在h=1.40m 和h=4.50m 處釩頁(yè)巖顆粒沿徑向方向的分布。圖中曲線顯示，在h=1.40m處，釩頁(yè)巖濃度在方案Ⅰ條件下沿徑向距離逐漸增大，在方案Ⅱ條件下沿徑向距離逐漸減小并趨近于平穩(wěn)，在方案Ⅲ條件下沿徑向距離先增大后減??；在h=4.50m處，釩頁(yè)巖濃度在三種方案條件下均沿徑向距離逐漸增大。圖12(a)表明方案Ⅰ條件下近壁面區(qū)域濃度高于方案Ⅱ和方案Ⅲ，而方案Ⅱ和方案Ⅲ濃度曲線相似，這說明安裝擋板使槳間釩頁(yè)巖顆粒更容易向攪拌槽中上部區(qū)域擴(kuò)散，且分段擋板效果略好，有利于使釩頁(yè)巖顆粒充分懸浮在攪拌槽中。圖12(b)所示說明在近液面區(qū)域，方案Ⅱ與方案Ⅲ條件下釩頁(yè)巖濃度均高于方案Ⅰ，且方案Ⅱ在近葉片區(qū)域的濃度高于方案Ⅲ，在近壁面區(qū)域低于方案Ⅲ。這是因?yàn)榉桨涪蟛⑽丛诮好鎱^(qū)域安裝短擋板，近液面區(qū)域的釩頁(yè)巖顆粒隨攪拌槳旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，而攪拌槽中間區(qū)域仍受分段擋板影響，釩頁(yè)巖顆粒逐漸擴(kuò)散至近壁面區(qū)域，且擴(kuò)散效果沿徑向方向逐漸接近方案Ⅱ。圖12(c)、(d)分別表示在x=1.60m 和x=2.80m 處釩頁(yè)巖顆粒沿軸向方向的分布，如圖所示，釩頁(yè)巖濃度整體沿軸向距離逐漸減小，方案Ⅰ條件下，攪拌槽底部到上層槳葉區(qū)域的釩頁(yè)巖濃度均大于方案Ⅱ和方案Ⅲ，上層槳葉到近液面區(qū)域的釩頁(yè)巖濃度均小于方案Ⅱ和方案Ⅲ，這說明安裝擋板對(duì)釩頁(yè)巖顆粒擴(kuò)散有利，能夠使釩頁(yè)巖顆粒充分懸浮，促進(jìn)化學(xué)反應(yīng)，提高釩浸出率。方案Ⅱ與方案Ⅲ自攪拌槽底部到上層槳葉上部區(qū)域?qū)︹C頁(yè)巖顆粒擴(kuò)散的優(yōu)化效果相似，在近液面區(qū)域方案Ⅲ略低于方案Ⅱ。這仍是因?yàn)榉桨涪蠼好鎱^(qū)域未設(shè)置擋板，故此區(qū)域釩頁(yè)巖濃度接近方案Ⅰ，但仍優(yōu)于方案Ⅰ。

3.4 攪拌功率對(duì)比

攪拌功率常作為不同方案優(yōu)化效果好壞的判斷依據(jù)之一，相似攪拌效果下功率越低的方案更為節(jié)能[22-23]。本文通過模擬計(jì)算得到攪拌扭矩，根據(jù)式(11)得到各方案攪拌功率。

式中，P為攪拌功率，W；MT為攪拌扭矩，N·m；Nr為轉(zhuǎn)速，r/min。

計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖13所示。

圖13 不同方案攪拌功率對(duì)比

攪拌槽內(nèi)安裝擋板后，攪拌功率有不同程度的增加，標(biāo)準(zhǔn)擋板方案下攪拌功率增幅更明顯，較無(wú)擋板方案增加了37.17%，分段擋板方案下攪拌功率增加了17.16%。該結(jié)果表明：標(biāo)準(zhǔn)擋板的設(shè)置會(huì)使攪拌功率增加，而分段擋板在維持?jǐn)嚢栊Ч耐瑫r(shí)，能夠降低約20.00%的攪拌功率，相比標(biāo)準(zhǔn)擋板更加節(jié)能。

3.5 同功率下死區(qū)對(duì)比

為進(jìn)一步探究不同擋板方案的優(yōu)化效果，通過模擬計(jì)算得到了相同攪拌功率條件下兩種擋板方案的死區(qū)分布情況，模擬結(jié)果如圖14 所示。攪拌功率相同時(shí)，方案Ⅱ的死區(qū)總體積約有3.23m3，而方案Ⅲ的死區(qū)總體積約有1.49m3。方案Ⅲ條件下的死區(qū)總體積較方案Ⅱ減少約54.01%，其中，攪拌槽近液面區(qū)域死區(qū)體積減少約51.72%，底部區(qū)域死區(qū)體積減少約91.60%，這表明方案Ⅲ擋板構(gòu)型更有利于釩頁(yè)巖顆粒的擴(kuò)散，優(yōu)化效果優(yōu)于方案Ⅱ。

圖14 相同功率下方案Ⅱ(a)和方案Ⅲ(b)的釩頁(yè)巖濃度分布

4 結(jié)論

通過對(duì)不同構(gòu)型擋板方案下浸出槽內(nèi)多相流動(dòng)的模擬結(jié)果對(duì)比與分析，得到以下結(jié)論。

（1）兩種構(gòu)型擋板對(duì)含釩頁(yè)巖攪拌浸出槽流場(chǎng)均造成顯著影響，安裝擋板對(duì)攪拌過程中釩頁(yè)巖顆粒充分?jǐn)U散有利。分段擋板條件下，攪拌槽內(nèi)整體流速大于標(biāo)準(zhǔn)擋板，釩頁(yè)巖體積分?jǐn)?shù)在0.299～0.306 范圍內(nèi)的比例比標(biāo)準(zhǔn)擋板高5.66%，但近液面區(qū)域的釩頁(yè)巖濃度由于缺少擋板比標(biāo)準(zhǔn)擋板低。

（2）兩種構(gòu)型擋板對(duì)含釩頁(yè)巖攪拌浸出槽的混勻情況均造成顯著影響，安裝擋板有利于攪拌浸出槽內(nèi)釩頁(yè)巖顆粒充分懸浮，提高釩頁(yè)巖的浸出率。標(biāo)準(zhǔn)擋板與分段擋板對(duì)釩頁(yè)巖顆粒在攪拌槽內(nèi)的擴(kuò)散優(yōu)化效果相似，均能減少約91%的釩頁(yè)巖顆粒堆積。

（3）兩種構(gòu)型擋板的優(yōu)化效果基本相同，但分段擋板對(duì)釩頁(yè)巖的擴(kuò)散效果更好，且節(jié)省約20%的攪拌功率，與標(biāo)準(zhǔn)擋板相比更加節(jié)能。

（4）為進(jìn)一步研究分段擋板對(duì)攪拌槽內(nèi)流體的影響，后期可從擋板物性參數(shù)，如位置、寬度、厚度、形狀等方面進(jìn)行優(yōu)化，分析不同條件下流體流場(chǎng)與相分布，進(jìn)一步對(duì)分段擋板結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。