氣淬?；墼耗て扑檫^(guò)程研究

劉曉宏，溫治，杜宇航，樓國(guó)鋒

(北京科技大學(xué)能源與環(huán)境工程學(xué)院，北京，100083)

高爐渣是冶煉生鐵時(shí)一種熔融狀態(tài)的副產(chǎn)物，其產(chǎn)量龐大[1]，出爐溫度高可達(dá)1 450～1 650 ℃，在高品位余熱資源中，爐渣顯熱約占35%[2]，在余熱回收的方面存在著較大的潛力、經(jīng)濟(jì)性與可行性。目前，傳統(tǒng)水淬法水資源消耗嚴(yán)重，處理熔渣需要消耗大量水資源，并伴隨大量含硫蒸汽的排放[3]，管路易磨損，維護(hù)工作量大。而氣淬粒化工藝具有水資源消耗較少、余熱回收效率高、環(huán)境污染小等優(yōu)點(diǎn)[4]，與離心?；ㄏ啾?，并不需要較大的造粒機(jī)，也不用考慮后續(xù)造粒機(jī)運(yùn)行的穩(wěn)定性和磨損維護(hù)問(wèn)題[5?6]，因此逐漸成為研究關(guān)注的對(duì)象。氣淬粒化法是利用高速氣體的氣動(dòng)力和沖擊力將液態(tài)熔渣撕裂破碎形成小液滴顆粒，該過(guò)程涉及到熔渣的液膜鋪展、拉絲、撕裂等過(guò)程，是復(fù)雜的多相流流動(dòng)問(wèn)題。

目前，學(xué)者們對(duì)高爐熔渣氣淬?；_展了一些研究?？翟碌萚7?8]結(jié)合高爐熔渣的物理性質(zhì)和造粒效果研究了氣淬高爐熔渣的造粒性能和渣珠的非晶相形成機(jī)理。LIU等[9]研究發(fā)現(xiàn)高爐渣堿度對(duì)氣淬熔渣?；^(guò)程的成珠率有著顯著影響。高潔等[10]將轉(zhuǎn)杯造粒與氣淬?；嘟Y(jié)合，研究了有無(wú)氣淬作用對(duì)離心造粒效果的影響。WANG 等[11]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了影響熔渣粒化性能的影響因素，包括熔渣黏度和風(fēng)速。由于熔渣粒化發(fā)生的破碎過(guò)程近似瞬間完成，高速的氣流以及超高的熔渣溫度導(dǎo)致現(xiàn)實(shí)中很難觀察到熔渣破碎的細(xì)微變化，也很難測(cè)量?；^(guò)程中的一些物理參數(shù)，因此一些學(xué)者采用冷態(tài)介質(zhì)代替熔渣研究[12]，采用模擬的方法研究熔渣氣淬?；^(guò)程。在熔渣破碎過(guò)程中主要涉及R-T(Rayleigh-Taylor)和K-H(Kelvin-Helmholtz)不穩(wěn)定機(jī)制[13]。PAN 等[14]使用Level-set氣液界面追蹤法對(duì)層流射流的過(guò)程進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，針對(duì)液膜鋪展和粒化過(guò)程建立了物理模型，研究了溫度、流量等參數(shù)對(duì)液膜厚度和粒徑分布的影響規(guī)律；張彬等[15]研究了液體橫向射流在氣膜作用下的破碎過(guò)程；WANG 等[16]運(yùn)用模擬的方法研究了不同操作參數(shù)對(duì)熔渣破碎的影響。

目前高爐熔渣氣淬?；臄?shù)值模擬研究較少，且已有模擬中缺乏對(duì)高爐熔渣氣淬?；h(huán)節(jié)的機(jī)理分析，因此，本文作者采用計(jì)算流體力學(xué)對(duì)高爐熔渣氣淬?；^(guò)程展開氣液兩相流數(shù)值模擬，得到氣淬?；^(guò)程，并分析其破碎機(jī)理，探索局部動(dòng)量比(量綱一的量)對(duì)熔渣破碎模式的影響。

1 模型建立

1.1 物理模型與模擬方法

高溫熔渣氣淬?；S物理模型如圖1所示。建立模型時(shí)，假設(shè)：1)熔渣流入計(jì)算域過(guò)程是連續(xù)的；2)忽略熔渣?；h(huán)節(jié)的換熱；3)熔渣和空氣的物性參數(shù)均為常數(shù)。

圖1 熔渣氣淬?；锢砟Ｐ虵ig.1 Physical model of slag granulation by gas quenching

計(jì)算域長(zhǎng)×寬×高為200 mm×100 mm×100 mm，熔渣從計(jì)算域上部5 mm×8 mm 的矩形入口流入，空氣從計(jì)算域左側(cè)半徑為10 mm的圓形口流入。

1.2 數(shù)學(xué)模型

流體流動(dòng)的控制方程如下。

連續(xù)性方程：

動(dòng)量守恒方程：

式中：p為靜壓；ρ為密度；ui，uj和uk為速度分量；μ為黏度；τij為應(yīng)力張量；gi為重力體積力；Fi為外部體積力。

VOF模型相方程：

式中：αq為第q相在計(jì)算單元中的容積比率。

高速氣流沖擊液態(tài)渣流是一個(gè)復(fù)雜的湍流流動(dòng)過(guò)程。選用RNG k-epsilon 模型模擬高速流動(dòng)過(guò)程，并考慮了渦流對(duì)湍流的影響。湍流動(dòng)能k和湍流耗散率ε的輸運(yùn)方程分別為：

其中：μeff為考慮了渦流后的湍流黏度；Gk為平均速度梯度引起的動(dòng)能產(chǎn)生相；C1ε和C2ε為模型常數(shù)；αk為湍流動(dòng)能；k和αε為湍流耗散率ε的有效普朗克數(shù)。

1.3 模型參數(shù)設(shè)置

表1所示為本文計(jì)算中的工況參數(shù)。在計(jì)算過(guò)程中，氣體為常溫下的空氣，空氣流速為260 m/s。在關(guān)于橫向液體射流的研究中，常采用動(dòng)量通量比[17]研究其破碎效果，但是該參數(shù)考慮的是氣液射流整體的動(dòng)量，沒(méi)有考慮液體射流入口和氣體入口截面的影響，會(huì)存在一部分氣體的動(dòng)量并未對(duì)液體射流產(chǎn)生影響等情況的存在。陳慧源等[18?19]在研究氣液兩相流液體破碎時(shí)提出了局部動(dòng)量比的概念。局部動(dòng)量比(local momentum ratio，LMR)RLM定義為液態(tài)熔渣的動(dòng)量與等效氣體射流的動(dòng)量的比值：

表1 模擬計(jì)算工況參數(shù)Table 1 Simulation calculation of operating parameters

式中：qa為空氣流量；va為空氣流速；qs為熔渣質(zhì)量流量；vs為熔渣流入速度；D為空氣射流孔直徑；L為熔渣射流寬度。

2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性及模型可靠性驗(yàn)證

以渣流速度為3 m/s 時(shí)的工況進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。模型中點(diǎn)(70，40，70)mm處液膜厚度隨網(wǎng)格數(shù)量的變化如圖2所示。液膜厚度的變化趨于平緩時(shí)可以認(rèn)為計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無(wú)關(guān)。因此，為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性選用350 萬(wàn)的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

圖2 網(wǎng)格數(shù)對(duì)液膜厚度影響Fig.2 Influence of grid number on liquid film thickness

液態(tài)熔渣氣淬?；瘜?shí)驗(yàn)示意圖如圖3所示。熔渣從電爐中流出后被從超音速噴嘴噴出的氣流破碎粒化，破碎過(guò)程全程用高速攝像機(jī)記錄。熔渣氣淬?；瘜?shí)驗(yàn)拍攝結(jié)果和模擬結(jié)果如圖4所示。從圖4可以看到：液態(tài)熔渣的?；?jīng)歷液膜被撕裂為液絲，隨后液絲分裂為液滴的過(guò)程。

圖3 氣淬熔渣?；瘜?shí)驗(yàn)示意圖Fig.3 Schematic diagram of gas quenching slag granulation experiment

不同粒徑顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比如圖5所示。從圖5可以看出：0～3 mm 粒徑的熔渣渣粒質(zhì)量占總質(zhì)量的80%左右，且模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對(duì)誤差較小，顆粒粒徑分布相差不大，因此，可驗(yàn)證該模擬計(jì)算模型的有效性。大粒徑渣粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)相對(duì)誤差較大，這可能是因?yàn)閷?shí)際中熔渣?；墓r較為復(fù)雜，高速氣流在?；^(guò)程中的運(yùn)動(dòng)也非常復(fù)雜，熔渣溫度和黏度等參數(shù)隨著破碎過(guò)程發(fā)生變化，而數(shù)值模擬中模型參數(shù)的設(shè)置均采用估計(jì)值。

3 結(jié)果與討論

3.1 熔渣破碎過(guò)程

熔渣破碎過(guò)程中存在2種破碎形式，一種為球孔狀液膜破碎，另一種為扁平狀液膜破碎。扁平狀液膜破碎過(guò)程如圖6(a)所示，液體熔渣從矩形截面入口流入后與橫向的高速氣流相互作用，在氣流氣動(dòng)力的作用下，0.7 ms 時(shí)渣流開始發(fā)生偏移，扁平液膜開始在熔渣表面形成，并有微小液滴從液膜邊緣脫落，接著液膜兩側(cè)邊緣處以液帶和液滴顆粒的形式逐漸從液膜表面脫離，并逐漸向四周擴(kuò)散。直到3.5 ms時(shí)，在液膜邊緣出現(xiàn)小孔，小孔不斷長(zhǎng)大，將液膜邊緣撕裂成條帶狀并逐漸脫離液膜表面，隨后脫離的條帶狀熔渣在氣動(dòng)力的作用下撕裂為液滴顆粒并向外擴(kuò)展。

球孔狀液膜破碎過(guò)程如圖6(b)所示，在4.3 ms時(shí)，隨著液膜的發(fā)展，其內(nèi)部發(fā)生變形被氣體鼓起并陸續(xù)出現(xiàn)或大或小的孔洞，孔洞逐漸擴(kuò)大膨脹將液膜撕裂為環(huán)狀液帶和細(xì)小顆粒，并向周圍脫落，脫落的條形液帶和環(huán)形液帶最終會(huì)撕裂形成液滴顆粒，整個(gè)破碎過(guò)程歷時(shí)6.5 ms。

3.2 熔渣破碎機(jī)理

3.2.1 不穩(wěn)定波的產(chǎn)生

熔渣射流受氣流作用開始彎曲變形時(shí)，在氣液射流撞擊點(diǎn)附近區(qū)域迅速擴(kuò)張形成液膜，同時(shí)，氣液界面不穩(wěn)定波開始產(chǎn)生，隨著氣液界面不穩(wěn)定波的發(fā)展，液態(tài)熔渣的液膜逐漸開始撕裂成為液絲，液絲繼續(xù)向下游發(fā)展逐漸碎裂成為液滴。如圖7所示為計(jì)算域中心對(duì)稱面的速度云圖和壓力云圖。從圖7可以看到熔渣?；瘯r(shí)不同區(qū)域的壓力和氣流速度。

圖7 熔渣?；瘯r(shí)不同區(qū)域的氣流速度和壓力云圖Fig.7 Velocity and pressure nephograms of different areas during slag granulation process

橫向氣流與液態(tài)熔渣發(fā)生沖擊后受阻，在近熔渣表面存在一個(gè)局部減速區(qū)域，使液體射流下部形成了一個(gè)高壓區(qū)域，同時(shí)熔渣后側(cè)氣流分離形成渦流區(qū)，壓力減小，如圖7(b)所示，R-T不穩(wěn)定性[13]的產(chǎn)生是由于液體射流前后方存在高低壓區(qū)域，形成了一個(gè)與液體射流表面相垂直的加速度。同時(shí)，由于氣?液兩相存在巨大的速度差，導(dǎo)致液體表面K-H 不穩(wěn)定性的產(chǎn)生，不穩(wěn)定性的波動(dòng)在液體表面出現(xiàn)稱作表面波[20]，當(dāng)阻礙液體發(fā)生形變的黏性力和表面張力小于促使其變形破碎的氣動(dòng)力時(shí)會(huì)發(fā)生破碎。液膜的前方區(qū)域與液膜兩側(cè)區(qū)域出現(xiàn)了2種不同的破碎形式，一種為球孔狀液膜破碎，一種為扁平狀液膜破碎。液膜兩側(cè)邊緣出現(xiàn)扁平狀液膜破碎形成大量的液絲和液滴顆粒，液膜前方受氣動(dòng)力作用出現(xiàn)球孔狀液膜破碎。不穩(wěn)定表面波是引起射流液膜不穩(wěn)定的根本原因，直接影響著破碎形成的液滴的形式及大小，因此對(duì)于液態(tài)熔渣破碎時(shí)不穩(wěn)定表面波的研究有助于對(duì)熔渣成渣形式和顆粒分布等規(guī)律的探索。

3.2.2 液膜破碎機(jī)理

不穩(wěn)定波引起液膜內(nèi)部破碎形成較大孔洞的破碎為球孔狀液膜破碎。R-T不穩(wěn)定波發(fā)展過(guò)程及球孔狀液膜破碎如圖8所示。在4.0 ms時(shí)，不穩(wěn)定波從迎風(fēng)面開始產(chǎn)生；在4.3 ms時(shí)，液膜從內(nèi)部鼓起發(fā)生明顯的形變；在4.7 ms時(shí)，不穩(wěn)定波達(dá)到了臨界破碎的波長(zhǎng)，此時(shí)液膜內(nèi)部出現(xiàn)細(xì)長(zhǎng)孔洞，不穩(wěn)定波的波谷已經(jīng)出現(xiàn)部分破碎現(xiàn)象；到5.2 ms時(shí)，孔洞向兩側(cè)擴(kuò)張，并且新的孔洞開始出現(xiàn)，液膜在出現(xiàn)孔洞的位置處斷裂，破碎后出現(xiàn)液滴

圖8 R-T不穩(wěn)定波發(fā)展過(guò)程Fig.8 Development process of R-T unstable wave

圖11所示為高速氣流沖擊液態(tài)熔渣的氣流流線圖。可見：氣體在沖擊液態(tài)熔渣后分為3 部分，一部分沿著原來(lái)的氣體方向繼續(xù)向前流動(dòng)，一部分在迎風(fēng)面周圍旋轉(zhuǎn)形成復(fù)雜渦流，還有一部分繞過(guò)射流表面，向液體液膜兩側(cè)流動(dòng)。在液態(tài)熔渣液膜的波長(zhǎng)達(dá)到發(fā)生破碎的臨界波長(zhǎng)時(shí)，液膜破裂形成孔洞，部分氣流穿透液膜最終匯入氣體主流中，高速流動(dòng)的氣體也帶動(dòng)著環(huán)境周圍的氣體向著高速氣流主流匯入，這個(gè)現(xiàn)象與文獻(xiàn)[15]和文獻(xiàn)[22]中的橫向射流的氣體渦流結(jié)果相似。顆粒及細(xì)長(zhǎng)液絲?？梢园l(fā)現(xiàn)熔渣液膜的斷裂總是發(fā)生在熔渣迎風(fēng)面液膜凹陷的位置，這與劉楠等[13,21]的研究結(jié)論一致。

在K-H 不穩(wěn)定波發(fā)展過(guò)程中，液膜發(fā)展為完整液膜區(qū)域、液絲區(qū)域、孔洞區(qū)域和液滴區(qū)域，如圖9所示。

圖9 5 ms時(shí)液膜結(jié)構(gòu)Fig.9 Liquid membrane structure at 5 ms

K-H不穩(wěn)定性主要是由于氣體與液體射流間存在切向的速度梯度而產(chǎn)生，如圖10(a)和10(c)所示，在氣流流向撞擊到液體射流的迎風(fēng)面時(shí)，高速運(yùn)動(dòng)的氣體與液體射流表面間存在較大的速度差，在K-H 不穩(wěn)定性的影響下，液膜表面產(chǎn)生帶狀凸起，隨后液膜逐漸變薄碎裂為液絲和液滴。由圖10(d)可見：液體射流迎風(fēng)面凸起的位置為表面波波峰，凹陷的位置為波谷。

圖10 射流迎風(fēng)面液滴的剝離Fig.10 Stripping of droplets on windward side of jet

圖11 流場(chǎng)流線圖Fig.11 Streamline diagram of flow field

3.3 局部動(dòng)量比對(duì)熔渣破碎過(guò)程的影響

根據(jù)相關(guān)研究，局部動(dòng)量比對(duì)液體橫向射流的破碎過(guò)程具有重要影響[15]。在不同的局部動(dòng)量比下熔渣氣淬?；扑檫^(guò)程如圖12所示。

由圖12可知，隨著局部動(dòng)量比增大，射流連續(xù)段的長(zhǎng)度增大。當(dāng)局部動(dòng)量比較小時(shí)，K-H不穩(wěn)定性是導(dǎo)致液態(tài)熔渣表面液膜發(fā)生破碎的主要原因，此時(shí)，R-T不穩(wěn)定波并未出現(xiàn)來(lái)得及發(fā)展熔渣就已經(jīng)破碎；而局部動(dòng)量比增大后，液膜表面的R-T不穩(wěn)定波得到充分發(fā)展，最終導(dǎo)致球孔狀液膜破碎。

圖12 不同局部動(dòng)量比下熔渣破碎過(guò)程Fig.12 Slag crushing process under different LMR

根據(jù)前面研究，K-H不穩(wěn)定波和R-T不穩(wěn)定波在熔渣破碎過(guò)程中具有重要影響。根據(jù)圖10(c)，氣流撞擊到熔渣射流表面氣流會(huì)在熔渣表面的各個(gè)方向具有一定的速度梯度，因此出現(xiàn)了不同方向的K-H 表面波，向液膜兩側(cè)發(fā)展的為側(cè)向表面波，沿氣體主流流向發(fā)展的為流向表面波。記K-H表面波波長(zhǎng)為λk，未破碎的最大R-T表面波波長(zhǎng)定義為λr，計(jì)算方法如圖13所示。

圖13 迎風(fēng)面不穩(wěn)定波波長(zhǎng)Fig.13 Unstable wave length on windward side

熔渣變形4.5 ms時(shí)表面波平均波長(zhǎng)λk隨局部動(dòng)量比的變化規(guī)律如圖14(a)所示?？梢?，隨著局部動(dòng)量比增大，λk增大，這是因?yàn)槿墼南鄬?duì)動(dòng)量增大，氣流的擾動(dòng)減弱，波動(dòng)更加平緩，波長(zhǎng)增大，表面波波峰處剝離出液滴的難度增加。λr隨局部動(dòng)量比變化規(guī)律如圖14(b)所示?？梢姡涸诰植縿?dòng)量比較小時(shí)，R-T不穩(wěn)定波的波長(zhǎng)λr較小，這是因?yàn)镽-T表面波剛產(chǎn)生還未充分發(fā)展射流就在K-H不穩(wěn)定性的作用下發(fā)生破碎。隨著局部動(dòng)量比增大，R-T 不穩(wěn)定性對(duì)熔渣液膜的破碎逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，R-T表面波得到充足的時(shí)間沿著射流方向繼續(xù)發(fā)展，因此，λr逐漸增大。無(wú)論是K-H表面波還是R-T表面波均對(duì)熔渣氣淬?；^(guò)程中熔渣顆粒的直徑有直接的影響。波長(zhǎng)越小，熔渣顆粒越小，?；瘬Q熱效果也越好。

圖14 K-H和R-T不穩(wěn)定波波長(zhǎng)隨局部動(dòng)量比的變化規(guī)律Fig.14 Variation of K-H and R-T instability wave length with LMR

破碎長(zhǎng)度也是熔渣射流破碎的重要特征參數(shù)，其破碎位置影響著熔渣顆粒的飛行距離和換熱效率。利用射流中心對(duì)稱面上熔渣流動(dòng)的情況來(lái)判斷球孔狀破碎發(fā)生的位置，破碎長(zhǎng)度即為液態(tài)熔渣發(fā)生球孔狀破碎時(shí)的破碎位置與液態(tài)熔渣渣流入口之間的距離[23]，計(jì)算方法如圖15所示，圖中，Lx和Ly分別為流向及縱向方向的破碎長(zhǎng)度。

圖15 破碎長(zhǎng)度計(jì)算方式(RLM=0.14，t=4.5 ms)Fig.15 Calculation method of crushing length(RLM=0.14,t=4.5 ms)

當(dāng)局部動(dòng)量比為0.14 時(shí)，破碎長(zhǎng)度隨時(shí)間的變化如圖16(a)所示。從圖16(a)可見：破碎長(zhǎng)度Lx和Ly隨時(shí)間的變化很小，基本保持穩(wěn)定。4.5 ms時(shí)在不同局部動(dòng)量比下的平均破碎長(zhǎng)度如圖16(b)所示。從圖16(b)可見：隨著局部動(dòng)量比增大，熔渣射流相對(duì)于氣體動(dòng)量越高，破碎難度增大，破碎位置更遠(yuǎn)，破碎長(zhǎng)度增加，熔渣射流向氣體射流方向偏轉(zhuǎn)的難度增大，這是Ly的增加速率略大于Lx的增加速率的主要原因。

圖16 局部動(dòng)量比和時(shí)間對(duì)破碎長(zhǎng)度的影響Fig.16 Effect of LMR and time on crushing length

4 結(jié)論

1)熔渣在高速氣流氣動(dòng)力的作用下發(fā)生破碎，氣流與熔渣間存在速度梯度和壓力梯度，導(dǎo)致熔渣?；^(guò)程中發(fā)生了表面液膜破碎和球孔狀液膜破碎2 種破碎，表面液膜破碎由K-H 不穩(wěn)定性主導(dǎo)，球孔狀液膜破碎由R-T不穩(wěn)定性主導(dǎo)。

2)氣流穿透表面波的波谷位置從而發(fā)生球孔狀破碎，破碎后逐漸形成帶狀分布的液絲，液絲最終發(fā)展為液滴顆粒；表面液膜破碎中液滴顆粒僅僅在表面波的波峰位置處逐漸剝離。

3)隨著局部動(dòng)量比的增大，K-H 不穩(wěn)定性對(duì)熔渣破碎的影響逐漸降低，R-T不穩(wěn)定性的影響則逐漸增大。

4)局部動(dòng)量比對(duì)熔渣破碎過(guò)程中其表面波的發(fā)展有重要影響，表面波波長(zhǎng)隨著局部動(dòng)量比的增大而增大，波長(zhǎng)的減小有助于降低熔渣?；蟮念w粒直徑。局部動(dòng)量比也是熔渣破碎長(zhǎng)度的主要影響因素，隨著局部動(dòng)量比的增大，熔渣破碎長(zhǎng)度增大。