劉曉宏，溫治，杜宇航，樓國鋒

(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?；に嚲哂兴Y源消耗較少、余熱回收效率高、環(huán)境污染小等優(yōu)點(diǎn)[4]，與離心粒化法相比，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)問題[5?6]，因此逐漸成為研究關(guān)注的對象。氣淬?；ㄊ抢酶咚贇怏w的氣動力和沖擊力將液態(tài)熔渣撕裂破碎形成小液滴顆粒，該過程涉及到熔渣的液膜鋪展、拉絲、撕裂等過程，是復(fù)雜的多相流流動問題。

目前，學(xué)者們對高爐熔渣氣淬?；_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)高爐渣堿度對氣淬熔渣粒化過程的成珠率有著顯著影響。高潔等[10]將轉(zhuǎn)杯造粒與氣淬粒化相結(jié)合，研究了有無氣淬作用對離心造粒效果的影響。WANG 等[11]通過實(shí)驗(yàn)研究了影響熔渣?；阅艿挠绊懸蛩兀ㄈ墼ざ群惋L(fēng)速。由于熔渣粒化發(fā)生的破碎過程近似瞬間完成，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，也很難測量?；^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?；^程。在熔渣破碎過程中主要涉及R-T(Rayleigh-Taylor)和K-H(Kelvin-Helmholtz)不穩(wěn)定機(jī)制[13]。PAN 等[14]使用Level-set氣液界面追蹤法對層流射流的過程進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，針對液膜鋪展和?；^程建立了物理模型，研究了溫度、流量等參數(shù)對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程；WANG 等[16]運(yùn)用模擬的方法研究了不同操作參數(shù)對熔渣破碎的影響。

目前高爐熔渣氣淬粒化的數(shù)值模擬研究較少，且已有模擬中缺乏對高爐熔渣氣淬?；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)對高爐熔渣氣淬?；^程展開氣液兩相流數(shù)值模擬，得到氣淬?；^程，并分析其破碎機(jī)理，探索局部動量比(量綱一的量)對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

高溫熔渣氣淬粒化三維物理模型如圖1所示。建立模型時，假設(shè)：1)熔渣流入計(jì)算域過程是連續(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×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

流體流動的控制方程如下。

連續(xù)性方程：

動量守恒方程：

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)渣流是一個復(fù)雜的湍流流動過程。選用RNG k-epsilon 模型模擬高速流動過程，并考慮了渦流對湍流的影響。湍流動能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能產(chǎn)生相；C1ε和C2ε為模型常數(shù)；αk為湍流動能；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量，沒有考慮液體射流入口和氣體入口截面的影響，會存在一部分氣體的動量并未對液體射流產(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提出了局部動量比的概念。局部動量比(local momentum ratio，LMR)RLM定義為液態(tài)熔渣的動量與等效氣體射流的動量的比值：

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)格無關(guān)性及模型可靠性驗(yàn)證

以渣流速度為3 m/s 時的工況進(jìn)行網(wǎng)格無關(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可以認(rèn)為計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)。因此，為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性選用350 萬的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

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

液態(tài)熔渣氣淬粒化實(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?；扑檫^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)熔渣的粒化經(jīng)歷液膜被撕裂為液絲，隨后液絲分裂為液滴的過程。

圖3 氣淬熔渣粒化實(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)相對誤差較大，這可能是因?yàn)閷?shí)際中熔渣粒化的工況較為復(fù)雜，高速氣流在粒化過程中的運(yùn)動也非常復(fù)雜，熔渣溫度和黏度等參數(shù)隨著破碎過程發(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 熔渣破碎過程

熔渣破碎過程中存在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，在氣流氣動力的作用下，0.7 ms 時渣流開始發(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，在液膜邊緣出現(xiàn)小孔，小孔不斷長大，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。

球孔狀液膜破碎過程如圖6(b)所示，在4.3 ms時，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)形液帶最終會撕裂形成液滴顆粒，整個破碎過程歷時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，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，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)算域中心對稱面的速度云圖和壓力云圖。從圖7可以看到熔渣粒化時不同區(qū)域的壓力和氣流速度。

圖7 熔渣?；瘯r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局部減速區(qū)域，使液體射流下部形成了一個高壓區(qū)域，同時熔渣后側(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，形成了一個與液體射流表面相垂直的加速度。同時，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力時會發(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，因此對于液態(tài)熔渣破碎時不穩(wěn)定表面波的研究有助于對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)展過程及球孔狀液膜破碎如圖8所示。在4.0 ms時，不穩(wěn)定波從迎風(fēng)面開始產(chǎn)生；在4.3 ms時，液膜從內(nèi)部鼓起發(fā)生明顯的形變；在4.7 ms時，不穩(wěn)定波達(dá)到了臨界破碎的波長，此時液膜內(nèi)部出現(xiàn)細(xì)長孔洞，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，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，一部分沿著原來的氣體方向繼續(xù)向前流動，一部分在迎風(fēng)面周圍旋轉(zhuǎn)形成復(fù)雜渦流，還有一部分繞過射流表面，向液體液膜兩側(cè)流動。在液態(tài)熔渣液膜的波長達(dá)到發(fā)生破碎的臨界波長時，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，高速流動的氣體也帶動著環(huán)境周圍的氣體向著高速氣流主流匯入，這個現(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，高速運(yùn)動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 流場流線圖Fig.11 Streamline diagram of flow field

3.3 局部動量比對熔渣破碎過程的影響

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

由圖12可知，隨著局部動量比增大，射流連續(xù)段的長度增大。當(dāng)局部動量比較小時，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，R-T不穩(wěn)定波并未出現(xiàn)來得及發(fā)展熔渣就已經(jīng)破碎；而局部動量比增大后，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 不同局部動量比下熔渣破碎過程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在熔渣表面的各個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表面波波長為λk，未破碎的最大R-T表面波波長定義為λr，計(jì)算方法如圖13所示。

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

熔渣變形4.5 ms時表面波平均波長λk隨局部動量比的變化規(guī)律如圖14(a)所示?？梢?，隨著局部動量比增大，λk增大，這是因?yàn)槿墼南鄬恿吭龃?，氣流的擾動減弱，波動更加平緩，波長增大，表面波波峰處剝離出液滴的難度增加。λr隨局部動量比變化規(guī)律如圖14(b)所示?？梢姡涸诰植縿恿勘容^小時，R-T不穩(wěn)定波的波長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。隨著局部動量比增大，R-T 不穩(wěn)定性對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間沿著射流方向繼續(xù)發(fā)展，因此，λr逐漸增大。無論是K-H表面波還是R-T表面波均對熔渣氣淬?；^程中熔渣顆粒的直徑有直接的影響。波長越小，熔渣顆粒越小，?；瘬Q熱效果也越好。

圖14 K-H和R-T不穩(wěn)定波波長隨局部動量比的變化規(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。利用射流中心對稱面上熔渣流動的情況來判斷球孔狀破碎發(fā)生的位置，破碎長度即為液態(tài)熔渣發(fā)生球孔狀破碎時的破碎位置與液態(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度。

圖15 破碎長度計(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)局部動量比為0.14 時，破碎長度隨時間的變化如圖16(a)所示。從圖16(a)可見：破碎長度Lx和Ly隨時間的變化很小，基本保持穩(wěn)定。4.5 ms時在不同局部動量比下的平均破碎長度如圖16(b)所示。從圖16(b)可見：隨著局部動量比增大，熔渣射流相對于氣體動量越高，破碎難度增大，破碎位置更遠(yuǎn)，破碎長度增加，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 局部動量比和時間對破碎長度的影響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?；^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)隨著局部動量比的增大，K-H 不穩(wěn)定性對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)局部動量比對熔渣破碎過程中其表面波的發(fā)展有重要影響，表面波波長隨著局部動量比的增大而增大，波長的減小有助于降低熔渣?；蟮念w粒直徑。局部動量比也是熔渣破碎長度的主要影響因素，隨著局部動量比的增大，熔渣破碎長度增大。