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某铀矿萃取槽结构的优化研究
摘要：针对某铀矿萃取槽水路不畅、产品质量不断恶化、操作不便等问题,对萃取槽搅拌桨、萃取重相口和饱有洗水出口等进行了重新设计和改造。改造后相口结构更加简化,萃取工艺运行稳定,操作便捷,各出口实现自动控制,萃取有机相连续性加强,产品质量得到明显改善。
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某铀矿浸出液的铀质量浓度较高,平均铀质量浓度在2g/L左右。考虑到萃取法操作简单、运行稳定,生产中采用TFA液-液萃取法提铀工艺。主要萃取设备为萃取槽(简单箱式混合澄清器),自1995年投产以来,萃取槽几经改造,形成了目前3级萃取、1级洗涤、1级反萃和1级转型(共6段)的萃取流程。
2011年3月,萃取有机相发生乳化现象,水相与有机相分相困难(分相时间达几分钟甚至十几分钟),萃取槽内出现絮状三相物(黏稠状),并且不断涌到饱有洗水段,“底泥”流到反萃取段导致反萃取不正常而影响产品质量,产品颜色发黑,产品质量达不到标准要求。水冶车间组织人员对萃取槽进行了彻底清理,开车运行几小时后,各段还是不断浮出三相物,无法正常生产。
为了使萃取水路流畅,提高分离效果,促进萃取段的有机相连续,2012年4月,对搅拌桨、重相口和饱有洗水出口进行了优化设计。
1、原萃取槽结构及问题
原萃取槽运行时间较长,搅拌桨转速块、桨叶小、剪切力过大,乳化现象频有发生;萃取槽内许多流口和堰板都已变形。生产中萃取槽内液体流向如图1所示。
图1生产中萃取槽内液体流向示意图
萃取发生乳化现象且流路不畅,导致产品质量达不到标准要求(U品位<50%),产品分析数据见表1。
2、萃取槽改造
2.1 优化设计条件和要求
本次优化设计在原萃取槽设计参数和运行参数基础上进行。设计条件:水相流量qV水=4m3/h(0.067m3/min,0.001m3/s);有机相流量qV有=1.3m3/h(0.022m3/min,0.0004m3/s);混合室液面高度HM=705mm;澄清室液面高度HWS=765mm;萃原液密度ρ水=1.30g/cm3;有机相密度ρ有=0.814g/cm3;混合相密度ρ混=1.057g/cm3;饱有洗涤水密度ρ洗=1.0g/cm3;水相和有机相实际接触体积比R=1∶1;混合室宽度BM=600mm;萃取槽结构高度H=880mm。
设计要求:萃取段的各级混合室尺寸、液面高度、混合相口尺寸相同;各级澄清室尺寸、液面高度、重相口、轻相溢流堰、轻相回流堰尺寸相同。
2.2 搅拌器设计
原搅拌器直径小、转速高(直径0.2m,转速180r/min),且在萃取槽插入深度较深,造成萃取、反萃取有机相夹带严重,乳化现象时有发生,导致生产中断。
2.2.1 搅拌桨设计
机械搅拌在有色、稀有金属以及核燃料等的湿法冶金工艺的萃取设备中应用广泛[1,2],本设计采用双叶平桨机械搅拌。
搅拌桨的设计需考虑搅拌浆与混合室尺寸的合理搭配[3]。小直径、高转速的搅拌桨有利于实现有效混合;但所产生的过高的剪切速度会造成液滴过度破碎,进而对澄清分相产生不利的影响。大直径、低转速的搅拌器有利于液流循环[4]。搅拌器的直径通常取混合槽宽度的1/3～2/5,桨高为桨直径的1/4。为防止有机相夹带和缓解乳化问题,最终选取桨径D=300mm(萃取槽宽度的1/2),桨高75mm。
2.2.2 搅拌器插入深度和转速的确定
搅拌器在混合室中的插入深度y(搅拌桨到萃取槽底部距离)主要根据搅拌均匀和抽吸液流的要求而定,并与搅拌器类型以及混合室结构密切相关。为适应不同的操作和工艺条件,可考虑将搅拌器的插入深度设计成可调式。
为了启动过程实现有机相连续,把搅拌桨设置在有机相部分,选搅拌桨插入深度y=1/2HM,HM=380mm。搅拌转速通常设置为60～100r/min,实际转速可根据工艺需要稍做调整,目前搅拌转速设置在80r/min,效果良好。优化后的搅拌桨几何参数如图2所示。
图2低转速双叶平桨搅拌桨
BM—混合室宽度;HM—混合室有效高度;H—萃取槽结构高度;D—搅拌桨直径;B—搅拌桨宽度;y—搅拌桨到混合室底部距离。
2.3 萃取重相口改造计算
优化前原萃取重相口设计比较复杂,在萃取槽清淤工作中很难清除隔板内的淤泥,容易发生重相口堵塞;而且隔板较多,经过多年使用后过程隔板变形严重,不能正常工作,故对该设计进行优化处理[5]。优化前后萃取重相口设计如图3～4所示。
图3优化前萃取重相口结构示意图(单位:mm)
图4优化后萃取重相口结构示意图(单位:mm)
2.3.1 重相口中心高度计算
优化后重相口高度与截面需要重新计算,以重相口中心点为基点建立伯努利方程[6],计算公式为
h=(ΗWS-ΗΜ)×ρ混-Δhρ水-ρ混,(1)
式中:h—重相口重心高度,m;Δh—重相口压头,m,其余符号同前。
在大型生产槽中,Δh一般取0.005m,HWS=0.765m,HM=0.705m,ρ水=1.30g/cm3,ρ混=1.057g/cm3,根据公式(1),计算得h=0.24m。
2.3.2 重相口溶液流速计算
重相口溶液流速计算公式为
v=2gΔh,(2)
式中:v—重相口流速,m/s;g—重力加速度,m/s2。g取9.81m/s2,Δh一般选取0.005m,按公式(2)计算得v=2×9.81×0.005=110.313m/s。
2.3.3 重相口面积计算重相口面积计算公式为[7]
S=(f×qV水)/(C×v),(3)
式中:f—流量系数,1.1～1.3,一般选取1.2;qV水—水相流速,m3/s;S—重相口面积,m2;C—孔流系数,一般选0.6;其余符号同前。经计算,S=0.0064m2。孔口一般选取扁平口,选取孔口短边a=0.04m,则长边l=0.16m。
2.4 饱有洗涤水溢流堰尺寸计算
萃取槽溢流堰液面及堰尺寸如图5所示。
图5萃取槽饱有洗涤水溢流堰结构示意图(单位:mm)
在静压平衡时,洗水出口液面高度h1计算公式为[8]
h1=ΗWS×ρ混ρ洗,(4)
取HWS=0.765m、ρ混=1.057g/cm3、ρ洗=1.0g/cm3,计算得溢流堰顶部高度h1=0.809m。
饱有洗涤水溢流堰压头计算公式为
Δh=(f×qV水m×a×2g)23,(5)
式中:f—流量系数,1.1～1.3,一般选取1.2;qV水—萃原液流量,0.001m3/s;m—堰流系数,一般选0.4;a—水相溢流堰宽度,m;g—重力加速度,9.81m/s2;Δh—溢流堰压头,m。设堰宽a=0.4m,计算得Δh=0.014m;堰高b=Δhρ洗=0.0141.0=0.014m;溢流堰距底部距离h2=h1-Δh=0.809-0.014=0.795m;堰板前后的隔板开口按照大于溢流量的原则都取35mm。
3、萃取槽改造后运行效果
根据以上计算结果,对搅拌器、重相口、饱有洗水溢流堰等进行优化改造。优化改造后,经过60d的生产运行实践,萃取槽运行效果良好,各水路运行通畅,有机相连续性增强,水相夹带有机相现象明显降低,有机相乳化现象明显改善。改造后萃取反萃取效果及产品质量见表2。
优化设计改造后,工艺运转操作方便,各出口实现自动控制,产品质量得到明显提升,基本达到优化设计要求;但饱和有机相铀质量浓度稳定性降低。
4、结论
1)大桨叶慢速搅拌器有利于液流循环,促进有机相连续,有利于缓解有机相夹带和乳化问题。
2)通过对萃取槽各相口的优化改造,使得萃取槽相口结构更加简化,萃取工艺得到了恢复,萃取有机相连续性得到加强;产品杂质含量减少,颜色恢复了橙黄色;并且工艺运转操作方便,各出口实现自动控制。到目前为止萃取运行稳定,未发生乳化现象,产品质量得到明显提升。
3)优化改造后,饱和有机相铀质量浓度随萃原液浓度的降低而降低,比原萃取槽的相应性能差。
参考文献：
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期刊名称：核动力工程
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主办单位：中国核动力研究设计院
出版地方：四川
专业分类：科技
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2020-08-28
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