张馨艺, 徐宁文, 李小明, 等丨辅助气淬风优化熔渣离心粒化特性数值模拟

文摘 2024-06-19 18:12 北京

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辅助气淬风优化熔渣离心粒化特性数值模拟

张馨艺 ¹ 徐宁文 ¹李小明 ²王树众 ¹

1. 西安交通大学能源与动力工程学院，热流科学与工程教育部重点实验室，陕西西安 710049
2. 西安建筑科技大学冶金工程学院, 陕西西安 710055

DOI：10.12034/j.issn.1009-606X.223233

摘要在熔渣粒化过程中引入辅助气淬风，降低转杯温度同时强化熔渣粒化效果，提高了渣粒利用率且增加了系统使用寿命。建立了带有气淬风的三维熔渣粒化模型，采用SST k-ω湍流模型，利用VOF方法研究了气淬风对熔渣粒化效果、废渣颗粒飞行速度以及转杯冷却效果的影响。探究了不同气淬风条件下熔渣颗粒水平飞行速度的变化规律，为优化颗粒飞行轨迹及粒化仓空间设计提供参考依据。结果表明，增大风量使熔渣粒径分布向较大区间移动，但有利于改善渣粒球形度。气淬风在4~6 m³/h的风量范围内能产生有效的破碎作用，当风量大于2 m³/h时，冷却效果较好。采用环形缝隙出风时，渣粒平均直径最小，且靠近转杯壁面的温度较低，飞行速度适中，球形度优于无气淬风状态。

关键词高炉熔渣；离心粒化；分裂模式；气淬风；固废利用；数值模拟

1 前言

钢铁行业是高能耗和碳密集型行业，占全球能源消耗的8%，占能源部门二氧化碳排放量的7%^[1]。为满足“十四五”期间的节能减排要求，钢铁行业迫切需要高效节能减排技术^[2]。其中，高炉冶炼过程中产生的液态熔渣温度高达1450℃，余热品质高，回收潜力巨大，约占钢铁工业废能的10%和高品质余热的35%^[3,4]，有效回收和利用液态熔渣的余热成为重点发展趋势，对实施节能减排战略具有重要意义。

干法离心粒化技术能够有效地将高炉渣余热进行回收，粒化后的高炉渣粒可以作为优质矿渣水泥原料^[5]。在离心粒化过程中，液膜流动、成粒和飞行粒化是主要阶段^[6-8]，而渣粒的直径是离心粒化工艺的关键指标之一，直径小、球形度高的渣粒有利于后续的余热回收和资源化利用^[9,10]。然而，为获得小尺寸的渣粒，必须增大粒化器直径或提高转速。增大直径会增加设备成本和占地尺寸，转速过大也会面临转轴变形的安全隐患和电能消耗等问题。在工业应用中，冶炼出炉的熔渣流量大、温度高，与转杯壁面进行接触时易对转杯壁面造成高温侵蚀等问题，缩短转杯寿命，不能适应长期的连续粒化过程。此外，流量过大时，在转杯边缘易形成较厚的液膜，易产生较大且不均匀的颗粒，需要增加扰动破碎液膜。同时，高炉渣的热量从转杯壁面传递至转轴上，致使转杯和转轴温度过高，易引发电机故障。因此，迫切需要开发新的技术来优化渣粒品质，同时保障装置安全、稳定运行。

为此，研究者提出在粒化器上引入辅助气淬风来增强熔渣粒化效果，并已初步展开探索^[11-13]。Tan等^[14]采用实验的方法在转杯周围设置42个直径为5 mm的孔，研究气淬风对炉渣粒化的影响，得出引入气淬风对液丝或液膜起到机械破碎和对流冷却作用。机械破碎促使液丝形成直径更小的颗粒，而气淬风与颗粒之间发生对流换热，降低了颗粒温度，减少了颗粒碰壁黏壁的可能性。Gao等^[15]建立了空气-离心式复合技术的三维模型，在粒化圆盘周围设置了36个直径为5 mm的小孔，研究气淬风的机械破碎效应，发现引入气淬风显著增强了液丝上的不稳定扰动，加速液丝断裂产生更多颗粒。因此，气淬风在离心粒化领域的具有良好的应用前景。由于气淬风的作用主要表现为对液膜的扰动作用以及降低熔渣温度两个方面^[16]，这两大影响因素共同决定颗粒的粒径，但作用效果相反。目前，关于气淬风对熔渣离心粒化的作用机制及影响规律尚不明确。对不同型式及流量的气淬风在熔渣离心粒化过程中的破碎和冷却作用、对粒化效果的影响作用尚缺乏明确的系统研究。因此如何选取合适的气淬模式并进一步明确气淬风对熔渣粒化效果的作用机制显得尤为重要。

本工作建立了增加气淬风入口的三维熔渣粒化模型，探究气淬风对熔渣离心粒化过程的影响规律，比较不同型式以及不同风量条件下气淬风对离心粒化效果、转杯附近温度的影响，得到合理的气淬风型式及相应气淬风条件下的颗粒速度，为解决液态熔渣离心粒化装置的合理布置、粒化器的使用寿命以及粒化仓的优化设计等推进离心粒化技术的关键性难题提供了理论依据。

2 数值模拟

2.1　几何模型及物性参数

构建转杯粒化器模型，取转杯外侧四分之一圆柱体作为模拟计算域，计算域的半径是转杯半径的两倍，其三维结构如图1所示。风淬介质为空气，温度为300 K，风孔宽为2 mm。模拟采用的气淬风风孔与转杯底面在同一平面，围绕转杯边缘均匀布置。风口内侧边缘与转杯外边缘在同一垂直线上。Pan等^[17]研究发现熔渣液膜在转杯壁面流动过程中平均温度下降低于3.2 K。这是由于熔渣在转杯壁面的流动时间短，热交换量小，熔渣换热可以忽略不计。因此，转杯壁面被设定为绝热壁面，直径为50 mm，深度为5 mm，角度为45°。计算域的顶部、侧面和底部出口为压力出口条件，扇形计算域的侧面边缘设置为旋转周期性边界。质量流边界设置在熔渣进口处，落渣管直径为5 mm，设置为绝热壁面。

图1 几何模型结构及边界条件Fig.1 Geometric model structure and boundary conditions

由于熔渣在粒化器表面铺展过程中初始条件下存在较大的相对速度，易发生滑移，且粒化器旋转时会发生振颤，进而使液膜波动。为简化模型，假设：(1) 粒化器与熔渣的接触面无滑移；(2) 熔渣与空气不可压缩；(3) 不考虑粒化器振颤。熔渣物性参数如表1^[8]所示。

表1 熔渣物性参数^[8]Table 1 Slag physical properties^[8]

(1)

(2)

式中，μ为黏度(Pa⋅s)，T为温度(K)，λ为导热率[W/(m⋅K)]。

2.2　控制方程

液态熔渣离心粒化过程的液体流动属于气液两相自由面的非稳态流动，具有不可压缩特性。描述熔渣在离心力作用下流动粒化行为的控制方程包括质量守恒方程、动量守恒方程和能量方程。质量守恒方程(连续性方程)可以简化为式(3)，动量守恒方程又称为Navier-Stokes方程，如式(4)所示，能量方程采用式(5)。空气相的连续性方程、动量守恒方程和能量方程如式(6)~(8)所示。

(3)

(4)

(5)

式中，为速度矢量(m/s)，ρ为密度(kg/m³)，为动力黏度(Pa⋅s)，p为压力(Pa)，t为时间(s)，为重力矢量，为表面张力源项，E为混合相的质量平均能量(J)，为有效传导系数，代表系统内所有体积热源。

(6)

(7)

(8)

式中，f为空气相的体积分数，H为焓值(J/kg)，Q_pq代表空气与熔渣的换热热流(W/m³)，为空气相剪切应力分量，代表空气与熔渣之间的作用力源项，下标q代表空气相，p代表渣相。

采用流体体积法(VOF)处理熔渣粒化过程中不断变化的气液界面，VOF法是依托欧拉网格的界面追踪方法。该方法通过引入相体积分数α_b实现对互不相容的相间界面进行追踪，具有广泛的工业应用性。在VOF法中，体积分数函数用于表征气液边界，被定义为液体在单位体积内占据的体积分数^[18,19]，描述为：(1) 当α_b=0时，控制单元中不含b相流体；(2) 当0<α_b<1时，控制单元中有b相流体和至少一相流体；(3) 当α_b=1时，控制单元中充满b相流体。

体积分数α_b由体积分数的传输方程控制，见式(9)。

(9)

式中，α_b为体积分数，为体积矢量(m³)。

在VOF模型中，平均密度可采用式(10)计算，其他物性均按照此式计算。考虑气相和液相之间的表面张力影响，在模型中设置连续表面力模型(CSF)，允许网格附近的力平滑叠加，如式(11)^[20,21]所示。

(10)

(11)

式中，i和j分别代表空气和颗粒相，为表面张力系数(N/m)，为表面曲率(1/m)，ρ为密度(kg/m³)。

液态熔渣经落渣管流入粒化器表面，在离心力作用下铺展粒化过程中的流态属于湍流，选取合理的湍流模型至关重要。在湍流模型中，k-ε模型应用条件的限制性较多。Menter^[22]提出了SST k-ω模型，可以更准确地应用于近壁面的自由流动，也被证明适合应用于离心粒化过程^[23]。因此，本工作使用SST k-ω模型，其中湍流动能k和湍流涡流频率ω可以通过式(12)和(13)计算。

(12)

(13)

式中，u为速度矢量(m/s)，k为湍流动能(m²/s²)，为动力黏度(Pa⋅s)，σ_k₃为k的普朗特数，ω为湍流涡流频率(1/s)，P_k为湍流动能的产生速率[kg/(m⋅s²)]，F₁是湍流模式下的第一混合函数，β', β₃和α₃代表模型常数，σ_ω₂和σ_ω₃分别为转换后的k-ε模型和SST湍流模型中ω的普朗特尔数。

熔渣粒化的初始阶段，渣粒与周围空气、壁面进行换热，其中辐射换热不可忽视。在ANSYS 2019R3 Fluent可用的辐射模型中，DO辐射模型考虑了气体与颗粒之间以及颗粒与壁面之间的辐射传热，表现出较高的精确度。因此，采用DO辐射模型构建熔渣与周围环境的辐射换热条件。由于本研究的模型基于高速旋转条件设置，网格计算较多，涉及复杂的多相流问题，因此考虑求解效率，选择了压力型求解器下的PISO算法。

在离心粒化技术中，熔渣颗粒通过辐射、对流与环境换热，使其温度下降，颗粒冷却。表征粒化效果的参数包括粒径分布集中度、平均粒径和球形度。直径较小的颗粒含热量较少，同时比表面积较大，换热能力强，可快速形成玻璃体。但是获得小直径颗粒需要增大粒化器的转速和粒化仓尺寸，会增加设备的投资费用。Ding等^[24]通过定向凝固技术发现熔渣的临界平均冷却速度为10.6 K/s (<10.6 K/s时，结晶相析出)，平均冷却速率达到7.8 K/s时，玻璃体含量大于85%且直径小于2 mm的渣粒没有晶体析出^[25]。因此，为了使玻璃体含量满足水泥生产等应用的要求，提高余热回收率，将2 mm作为粒径分布集中度的分界点，即X=2，粒径分布集中度表征粒化颗粒尺度的分散程度，如式(14)所示。颗粒的球形度越高，受热越均匀，球形度与颗粒的流动性、堆积性能有关，影响后期渣粒在移动床的流动换热。球形度越高，流动性越好，堆积面积越大，利于余热回收。平均粒径和球形度统计主要采用ImageJ软件^[26]。以上各参数的计算过程如式(14)~(17)所示。

(14)

(15)

(16)

(17)

式中，η为粒径分布集中度(%)，M为熔渣颗粒数目，d表示颗粒直径(mm)，X表示某一颗粒粒径(mm)，S为球形度，D_J代表截面积等效直径(mm)，D_Z代表周长等效直径(mm)，d₁为颗粒长轴长度(mm)，d₂为过d₁中点垂直的颗粒宽度(mm)。

2.3　模型验证

2.3.1 网格无关性验证

用O型块分块技术划分计算域，用网格细化技术处理旋转杯的边缘。四种网格数量下粒径分布结果如图2所示。四种网格的粒化结果均比较接近，其中，网格数81万和102万条件下的粒化结果很接近。同时，为了节约数值模拟时间，采用81万网格进行模拟。

图2 不同网格下的粒径分布
Fig.2 Particle size distributions under different grids

2.3.2 模型有效性验证

针对熔渣离心粒化模型，选取了澳大利亚联邦科学与工业研究组织(CSIRO)^[27]的一组实验参数进行了数值模拟，得到了粒径分布结果，与实验结果对比验证，如表2所示。

表2 实验参数^[27]Table 2 Experiment properties^[27]

模拟结果和CSIRO的实验数据的对比如图3所示。使用ImageJ软件对模拟得到的颗粒大小和球形度进行了统计。在0~3.0 mm的范围内，模拟和实验数据的粒径分布大致相同，变化趋势一致。由于粒化器的实际使用情况和熔渣的取样方法等存在差异，因此实验结果与理想状态下的模拟结果略有不同。总体上，数值模拟结果与实验结果相近，模型具有效性。

图3 离心粒化结果的对比
Fig.3 Comparison of centrifugal granulation results

3 结果与讨论

3.1　气淬风流量对粒化效果的影响

选取气淬风型式为40风孔、风孔宽2 mm、距离转杯0 mm、出风角度90°、转杯直径50 mm、转杯深度5 mm、转速6282 r/min、熔渣流量0.1 kg/s、风量0~6 m³/h的工况探究气淬风风量对粒化效果的影响。

3.1.1 不同风量下粒化效果分析

气淬风风量对熔渣粒径分布的影响如图4(a)所示。在风量为0 m³/h时，粒径主要集中在1~1.5 mm区间，整体粒径集中度为94.94%。当风量增加至0.5~6 m³/h时，粒径分布逐渐向1.5~2 mm区间集中。设置气淬风会促使颗粒粒径分布向较大粒径区间移动。在风量由1 m³/h增加至4 m³/h时，粒径集中度逐渐下降，由88.52%降低至71.15%。这是由于此时气淬风对熔渣的冷却作用大于对液膜的破碎作用，冷却后的颗粒黏度增大，阻碍了离心粒化对液丝扰动波的发展并导致了更大的断裂波长，使平均粒径增大。风量达到6 m³/h时，粒径集中度增大为98.11%，此时气淬风的破碎作用占据主要地位。风量为1, 2或6 m³/h时，粒径集中度较好。图4(b)为不同风量下的渣粒球形度分布图。风量为0 m³/h时，球形度分布范围较大，分布趋势近似正态分布；风量为0.5~6 m³/h时，球形度分布明显集中在0.96~0.98区间，集中程度远大于无风状态。在气淬风作用下，粒化颗粒的球形度分布向较大的区间移动，球形度分布较好；有气淬风作用的条件下，风量为3 m³/h时球形度分布较好，风量为4 m³/h时球形度分布最差。

图4 不同风量下的粒化效果：(a) 粒径分布；(b) 球形度分布Fig.4 Granulation effects under different air flows: (a) particle size distributions；(b) sphericity distributions

图5为不同风量下的颗粒平均粒径及平均球形度的变化。在风淬条件下，风量达到1 m³/h时，颗粒平均粒径最小。风量为0.5~6 m³/h时，颗粒粒径分布逐渐向较大区间移动，平均粒径大于无风状态。这是由于气淬风紧贴转杯边缘时，靠近液丝根部的液膜产生扰动，液丝还未来得及完全铺展便断裂，造成颗粒粒径增大。颗粒平均球形度和平均粒径的变化趋势相同，均为随着风量增大先降低再增加最后降低，且有气淬风状况下颗粒平均球形度变化幅度相对较小。风量为1和2 m³/h时对应的平均粒径较小，与其他风量对应的颗粒平均球形度较接近，可作为合理的气淬风风量。

图5 不同风量下的颗粒平均粒径及平均球形度Fig.5 The average particle size and average sphericity at different air flows

3.1.2 不同风量下飞行速度分析

对数值模拟结果进行统计分析，发现风量为0~4 m³/h时，颗粒的垂直速度近似为0，风量进一步增加至6 m³/h时，颗粒的垂直速度达到0.28 m/s，临界工况(4 m³/h和6 m³/h)的粒化图像如图6(a)和6(b)所示。当风量达到6 m³/h时，部分颗粒出现向上飞起的趋势，这是由于此时颗粒受到的辅助气淬风气动力大于重力，颗粒被来自风孔的气淬风吹起。此外，部分颗粒在垂直方向基本不浮动，这是由于气淬风为40风孔的条件下，风孔间距较大，对颗粒的气淬作用不均匀，存在部分颗粒下方没有风孔的情况。因此，在距离转杯边缘0 mm设置气淬风时，气淬风吹散粒化颗粒的临界风量为4~6 m³/h。

图6 气淬风量4和6 m³/h下的粒化效果Fig.6 Granulation effect under gas quenching wind flow of 4 and 6 m³/h

不同气淬风量的颗粒飞行速度如图7所示。添加气淬风后，颗粒的水平速度高于无风状态下的水平速度，风量为0.5~3 m³/h时，颗粒的水平飞行速度随着风量增加略有上升，风量大于3 m³/h后，趋势相反。主要原因为风在垂直流动时，受到熔渣液膜或液丝的阻碍，熔渣颗粒在气淬风气动力的作用下动能增加，使颗粒的水平速度增加。当风量过大时，气淬风对液膜及液丝的破碎效果加大。气淬风的冲击作用不仅提供了垂直剪切力来破坏液膜及液丝，而且显著增强了液膜及液丝上的不稳定扰动。粒化的颗粒速度影响粒化仓的空间设计，为了使颗粒尽可能多地换热，需要颗粒在粒化仓内停留较长的时间，而由于粒化仓空间有限，因此颗粒的水平速度不宜过大。在加气淬风的条件下，风量不宜选择3~4 m³/h。

图7 不同风量下的颗粒飞行速度Fig.7 The horizontal flight speed of particle at different air flows

3.1.3 不同风量下冷却效果分析

在转杯附近增设气淬风时，气淬风与转杯发生对流换热，降低了转杯温度，吸热的气淬风最终汇集到烟道进行余热回收。为了确保气淬风的温度达到余热利用要求且减少风机能耗，气淬风量不宜过高。选取转杯斜壁面中线位置处的空气温度作为近转杯壁面的平均温度。图8为不同风量近转杯壁面的平均温度。从图中可以看到，近转杯壁面的平均温度随着风量增加而不断降低，风量由1 m³/h增至2 m³/h时，温度急剧下降，在风量为0~1 m³/h或2~6 m³/h时，下降较为平缓。这是由于风量越大，换热量越多，而风量增至2 m³/h时，对熔渣流动的液膜液丝破碎作用较小，被其阻挡回流，与粒化器有更多的换热时间与空间。当风量进一步增大时，对液膜产生更大的破碎作用，气淬风由破碎的孔洞流出，与转杯接触面积减小，其冷却效果减缓。为了更好地冷却转杯以及保证空气温度，风量宜选取为2 m³/h。综上所述，在选取气淬风量时，主要考虑粒化效果、飞行速度时，可选取气淬风风量为1 m³/h，综合考虑三者作用(包括冷却效果)时，选取2 m³/h的气淬风量最佳。

图8 不同风量下近转杯壁面平均温度Fig.8 The average temperature near the wall of the rotating cup for different air flows

3.2　气淬风型式对粒化效果的影响

选取转速6282 r/min、流量0.1 kg/s、转杯直径50 mm、深度5 mm、倾角45°，分裂模式为膜状分裂的工况，对不同型式的气淬风对离心粒化的作用进行分析对比。模拟采用的气淬风风孔与转杯底面在同一平面，围绕转杯边缘均匀布置，风口内侧边缘与转杯外边缘在同一垂直线上。风孔设计借鉴前人的模拟和试验工作^[14,15]中气淬风对粒化效果的影响，并结合本研究中采用的转杯参数以及熔渣流量的变化综合考虑，选取的风口形式包括转杯边缘设置环形缝隙(风孔数目为1)以及转杯边缘均匀布置宽度为2 mm，风孔数目分别为20, 40和80的等间隙风口，研究风孔形式及数量对粒化效果的影响。气淬风量选取1 m³/h，出风角度为90°。

3.2.1 不同气淬风型式下粒化过程分析

图9为不同气淬风型式下熔渣的粒化过程图。可以看到，无风粒化过程中，由于转速较小，液膜在初始阶段充分地向外均匀铺展形成液片。在离心力作用下，液片宽度不断增大，受不稳定波作用，液片出现孔洞与液桥，如图9(a)所示。液片外侧为环形液柱，内侧与转杯液膜相连，为主液膜，主液膜与环形液柱之间形成液桥，环形液柱边缘处部分形成粗短液丝。随着液体柱在离心力作用下向外扩展，液桥被拉长脱离液体柱，液体柱边缘有液桥断裂残留的大量粗短液丝，部分粗短液丝在断裂形成的不稳定波作用下形成颗粒，如图9(b)所示。最终液体柱与主液膜彻底分离，如图9(c)所示。液体柱宽度在飞行过程中变小，主液膜液丝在离心力作用下继续被拉伸，发生“颈缩”，形成颗粒。

图9 不同气淬风型式下的粒化效果Fig.9 Granulation effect with different gas quenching wind types

图9(d)~9(f)为环形缝隙出风时液膜从转杯边缘铺展抽丝阶段的过程图。液膜在初始铺展阶段，受到环形风作用，形成一道明显的凹线，且液膜边缘弧度不均匀，如图9(d)所示。随着液柱向外飞行，与主液膜相连的液丝断裂，在环形风破碎作用下直接产生部分颗粒，液柱形成凸起，主液膜液丝相对变短，如图9(e)所示。最终，环形液体柱在飞行中断裂，宽度减小且粗细不一。主液膜保持膜状分裂，在环形风的作用下，相对转杯边缘有明显的凹槽出现，主液膜液丝缩短，如图9(f)所示。

图9(g)~9(i)为20风孔给风条件下，液膜从转杯边缘铺展抽丝图。可以看到，液膜从转杯边缘延伸，在初始阶段形成孔洞，如图9(g)所示。随着粒化进行，液体柱波动较为强烈，液片小孔向外扩展，与主液膜连接处液桥更加纤细，部分液桥从转杯边缘处直接断裂，生成大颗粒，如图9(h)所示。最终，液体柱直接破碎成大颗粒，转杯边缘液片延伸距离较短，液丝长度长于环形缝隙出风条件，如图9(i)所示。图9(j)~9(l)为40风孔给风条件下，液膜从转杯边缘铺展抽丝图。相比于20风孔工况，液体柱铺展更加均匀，在离心力作用及环形风的破碎作用下，环形液体柱和主液膜之间形成均匀的细长孔洞。相对无风条件下液丝与主液膜部分的脱离态，40风孔下液丝与主液膜相连的根部较细。如图9(l)所示，液体柱在飞行过程中断裂，液体柱的液丝在不稳定波作用下产生颗粒。图9(m)~9(o)为80风孔条件下，液膜从转杯边缘铺展抽丝图。可以看到，在80风孔条件下，液膜铺展时液片边缘产生波动，转杯边缘处隐约有凹线出现，与20风孔和环形缝隙出风类似。随着液体柱的产生分离，在液体柱和主液膜之间拉伸有纤细的断裂的液丝，液丝间形成较窄的孔洞，如图9(n)所示。在粒化空间边缘处，液体柱断裂为大颗粒，主液膜边缘处产生较短的液丝，如图9(o)所示。

综合分析有无气淬风情况下的熔渣分裂状态，可以得出粒化过程中气淬风的作用主要有两个方面。一方面是风的扰动作用，气淬风会导致空气和液丝(或液膜)之间的相对速度更高，对其产生强烈的干扰，增强液丝上的剪切应力。在这个作用下，液丝碎裂的颗粒的直径减小。另一方面是风的冷却作用，气淬风的引入提高了颗粒的冷却速率，增加了液体的黏度，导致粒径更大。两个方面共同决定颗粒的粒径，但作用效果相反。

进一步对比无风状态，增加气淬风会加强膜状分裂的液膜扰动，但气淬风的扰动作用与气淬风型式相关。从扰动均匀性看，40孔的孔洞间隙较均匀，液体柱边缘波动较小，其次为80风孔，环形缝隙及20风孔的液体柱波动较大，且20风孔孔洞大小不一，环形缝隙处几乎无孔洞形成。从扰动程度看，环形缝隙出风扰动作用较大，主要原因在于环形缝隙因液膜周边均受风的垂直向上的剪切力，对主液膜与液体柱之间的液丝进行扰动，导致液体柱波动及液丝断裂；20风孔孔洞大于原本液丝之间孔洞，使其部分相邻液丝之间间距增大；40风孔、80风孔增加了出风口，对液片的扰动更加集中，形成较为均匀的孔洞。气淬风条件下，液丝长度均短于无风状态，其中，40风孔的液丝长度最长，但液丝数目较少，环形缝隙出风条件下的液丝最为粗短，但液丝数目较多。主要原因在于液丝的断裂不再仅仅依赖于头部颗粒离开所产生的扰动波，还依赖于气淬风的冲击作用。空气的冲击作用不仅提供垂直剪切力使液丝断裂，而且显著增强了对液丝的扰动，加速断裂并形成较短的液丝。同时气淬风距离边缘太近，在液丝分裂前，对液膜产生扰动，液丝未来得及完全铺展便断裂，液丝长度减小。

3.2.2 不同气淬风型式下粒化效果分析

不同气淬风型式下的粒径分布如图10(a)所示。在无风时，粒径主要集中在1~1.5 mm区间，整体粒径集中度为94.94%。环形缝隙出风条件下，各区间分布近似正态分布，粒径在1~1.5 mm区间内占比最大。在20孔、40孔条件下，粒径分布整体向较大粒径区间移动，在0~1.5 mm的占比减小，在1.5~2 mm的占比增大，整体上粒径集中度提高。总体而言，环形缝隙出风条件下，颗粒粒径分布向0.5~1 mm移动，表明其一定程度上可减小粒径；20风孔、40风孔、80风孔粒径集中度高，但颗粒分布较多地集中在>1.5 mm区间内。图10(b)为不同气淬风型式对应的球形度分布情况。球形度分布在0.96~1区间气淬风条件下占比均大于无风状态，表明气淬风可提高颗粒的球形度。80风孔对应的球形度最好，20风孔、40风孔其次，环形缝隙出风条件下对应的球形度虽然比风孔出风条件下差，但优于无风状态。

图10 不同气淬风型式对应的粒化效果：(a) 粒径分布；(b) 球形度分布Fig.10 Granulation effects with different gas quenching wind types：(a) particle size distributions; (b) sphericity distributions

图11为不同气淬风型式下的颗粒平均粒径及平均球形度。气淬风条件的颗粒平均粒径均大于无风状态，平均球形度均高于无风状态。在有气淬风的条件下，80风孔下的颗粒平均球形度最高，环形缝隙出风条件下的颗粒平均粒径最小。总体上，在转杯边缘加各种型式的气淬风，均会导致颗粒粒径分布向较大区间移动，增大颗粒平均粒径，但对球形度的负面影响较小。环形缝隙出风条件下，整体上颗粒平均粒径较小，球形度优于无风状态。20风孔、40风孔、80风孔条件下，颗粒平均粒径较为接近，其中，80风孔下颗粒平均粒径较小，球形度最好，粒径集中度最高，40风孔下则结果相反，20风孔下的结果处于中间位置。因此，增设气淬风时，环形缝隙出风、20风孔、80风孔出风较合适。

图11 不同气淬风型式下的颗粒平均粒径及平均球形度Fig.11 The average particle sizes and average sphericities with different gas quenching wind types

3.2.3 不同气淬风型式下飞行速度分析

图12为不同气淬风型式对应的颗粒水平速度变化图。气淬风会增大颗粒的飞行速度，其中，40风孔增大颗粒水平速度的程度最小，80风孔最大。为了使速度尽可能小，在有气淬风条件下，40风孔、20风孔、环形缝隙较合适。这是由于40风孔出风口与液丝间距不一致，包含一条液丝、两个液丝间距，大部分被液片阻拦的风耗散在液丝间距中，仅有小部分风的动能传递给颗粒，而环形缝隙及20风孔，其出风口液丝与液丝间距占比近乎相同，因此40风孔下颗粒水平速度最低，20风孔和环形缝隙下颗粒水平速度大致相同。增大至80风孔后，风孔分布均匀且窄小，与液丝间的间距相近，向上的动能多转化为液丝的扰动能，部分耗散在液丝间的间距中，增大了颗粒的水平速度。

图 12 不同气淬风型式下的颗粒飞行速度Fig.12 The horizontal flight velocities of particle with different gas quenching wind types

3.2.4 不同气淬风型式下冷却效果分析

图13为不同气淬风型式对应的近转杯壁面平均温度变化。可以看到，加入气淬风后，可降低近转杯壁面温度，其中，环形缝隙、80风孔下降温较大。主要原因在于，两者出风能更加均匀地与壁面接触，出风直接与壁面换热，而20风孔、40风孔之间间隔较大，间隔对应的转杯壁面依靠扩散的空气降温。另外，80风孔与环形缝隙相比，在相同风量下风速更大，相同的时间内能带走更多的热量，因此80风孔下温度更低。

图13 不同气淬风型式下的近转杯壁面平均温度

Fig.13 Average temperature near the wall of the rotating cup for different gas quenching wind types

4 结论

建立了增加气淬风入口的三维粒化模型，分析了不同风量和气淬风型式对粒化效果、飞行速度、对转杯冷却效果的影响，得到如下结论：

(1) 在距离转杯边缘设置气淬风，增大风量使得粒径分布向较大区间移动且平均粒径增大，但有利于改善渣粒球形度。

(2) 气淬风起到破碎作用的临界风量区间为4~6 m³/h；气淬风风量大于2 m³/h时，冷却效果较好，继续增大风量强化换热效果增加趋势不明显。

(3) 在选取气淬风量时，仅考虑粒化效果、飞行速度时，可选取风量1 m³/h，综合考虑三者作用时(包括冷却效果)，选取2 m³/h的气淬风量最佳。

(4) 采用环形缝隙出风，渣粒平均直径最小，近转杯壁面温度低，飞行速度适中，球形度大于无风状态。综合考虑粒化效果、飞行速度、冷却效果，环形缝隙更适宜作为气淬风出口。

略

Numerical simulationon centrifugal granulation characteristics of slag optimized by gas quenching winds

Xinyi ZHANG ¹Ningwen XU ¹Xiaoming LI ²Shuzhong WANG ¹

1. Key Laboratory of Thermo-Fluid Science and Engineering, Ministry of Education, School of Energy and Power Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an, Shaanxi 710049, China
2. College of Metallurgical Engineering, Xi'an University of Architecture and Technology, Xi'an, Shaanxi 710055, China

Abstract: The liquid slag dry granulation and waste heat recovery technology solves the problem of waste heat loss and environmental pollution caused by the existing water quenching process of liquid slag in metallurgical industry, which plays an important role in the implementation of energy saving and emission reduction strategy. In order to improve the resource utilization of slag pellets and reduce the equipment investment, the addition of auxiliary gas quenching wind at the edge of the pelletizer is proposed to enhance the palletizations effect and improve the waste heat recovery efficiency. However, the mechanism of the effect of gas quenching wind on centrifugal granulation and the influence pattern are still unclear in the current study. A three-dimensional granulation model with gas quenching wind was established using the SST k-ω turbulence model. And the effects of gas quenching wind on the granulation effect, the flight velocity of waste particles and the cooling effect of rotor cup were investigated by using the VOF method. The changing rule of the horizontal flight speed of liquid droplets under different gas quenching wind conditions was investigated to provide reference basis for optimizing the flight trajectory of liquid droplets and the spatial design of granulation silo. Findings indicated that while increasing air volume shifted particle size distribution to larger ranges, it benefited the slag particles' sphericity. The gas quenching wind effectively induced particle fragmentation within the air flow range of 4~6 m³/h, with enhanced cooling effects when air flow surpassed 2 m³/h. When selecting the air flow, the air flow of 1 m³/h can be selected when considering the granulation effect and flight speed only, and the flow of 2 m³/h was the best when considering the cooling effect comprehensively. Using a ring slit for air venting resulted in the smallest average diameter of slag particles, lower wall temperatures near the rotating cup, moderate flight speed, and superior sphericity compared to a state without gas quenching wind.

Keywords: blast furnace slag；centrifugal granulation；splitting mode；gas quenching wind；solid waste utilization；numerical simulation

引用本文：张馨艺, 徐宁文, 李小明, 等. 辅助气淬风优化熔渣离心粒化特性数值模拟. 过程工程学报, 2024, 24(5): 523-532. (Zhang X Y, Xu N W, Li X M, et al. Numerical simulationon centrifugal granulation characteristics of slag optimized by gas quenching winds (in Chinese). Chin. J. Process Eng., 2024, 24(5): 523-532, DOI: 10.12034/j.issn.1009‑606X.223233.)

作者简介：张馨艺，博士研究生，动力工程及工程热物理专业，E-mail: zhangxyxinyi@163.com

通讯作者：王树众，教授，长期从事能源、环境和高端纳米材料制备领域的科学研究，E-mail: szwang@aliyun.com；

基金信息：国家自然科学基金联合基金资助项目(编号：U22A20175)

中图分类号： TF534

文章编号：1009-606X(2024)05-0523-10

文献标识码： A

收稿日期：2023-08-31

修回日期：2023-11-29

出版日期：2024-05-28

网刊发布日期：2024-06-06

http://mp.weixin.qq.com/s?__biz=MzI0MzM2MjgyOQ==&mid=2247530361&idx=1&sn=a56c5d010014543bfcd6b5bdf5e7d79f

过程工程学报

《过程工程学报》(月刊)创刊于1976年，由中国科学院过程工程研究所主办、科学出版社出版。《过程工程学报》以过程工程科学为学科基础，重点刊登材料、化工、生物、能源、冶金、石油、食品、医药、资源及环境保护等领域中涉及过程工程的原创论文。

张馨艺, 徐宁文, 李小明, 等丨辅助气淬风优化熔渣离心粒化特性数值模拟

1 前 言

2 数值模拟

2.1 几何模型及物性参数

2.2 控制方程

2.3 模型验证