王 凱 ，儀垂杰 ，胡鳳超 ，戰(zhàn) 勝

1) 青島理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院, 青島 266525 2) 青島理工大學(xué)工業(yè)流體節(jié)能與污染控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 青島 266525 3) 青島大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院, 青島 266000

高爐渣是煉鐵生產(chǎn)過程中的副產(chǎn)品，排放時(shí)的溫度在1500 ℃[1]。2018年，全世界粗鋼年產(chǎn)量18.16億噸，產(chǎn)生約5.4億噸高爐渣，含有大量高品位熱源[2]。工業(yè)生產(chǎn)中主要通過水淬法對(duì)高溫熔渣進(jìn)行處理，不僅浪費(fèi)了其含有的高品位顯熱，并且消耗大量新水，排放出SO2、H2S等有害氣體[3?4]。為了實(shí)現(xiàn)對(duì)高溫液態(tài)熔渣余熱的回收利用，1985年，Pickering等[5]提出了轉(zhuǎn)杯離心?；に?。北海道（Hokkaido）大學(xué)的Akiyama研究梯隊(duì)[6?7]以及澳大利亞聯(lián)邦科學(xué)與工業(yè)研究組織（CSIRO）的Xie等[8?9]對(duì)轉(zhuǎn)盤?；鞯难芯孔隽送怀龅呢暙I(xiàn)。目前，研究多集中在渣粒的形成機(jī)理上，對(duì)?；笤Ｔ陲w行過程中的研究較少。

東北大學(xué)的于慶波等[10?11]對(duì)轉(zhuǎn)杯直徑與?；降年P(guān)系進(jìn)行了研究。結(jié)果表明，當(dāng)轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速低于1000 r·min?1時(shí)，轉(zhuǎn)杯的外徑越大，得到的渣粒尺寸越小；當(dāng)轉(zhuǎn)杯轉(zhuǎn)速超過1000 r·min?1時(shí)，轉(zhuǎn)杯尺寸的影響效果并不明顯。重慶大學(xué)的Zhu等[12?14]對(duì)渣粒的冷卻和相變凝固過程進(jìn)行了研究，獲得了不同化學(xué)成分渣粒的臨界冷卻速率。結(jié)果表明，輻射換熱在飛行過程中起主導(dǎo)作用，且適當(dāng)降低渣粒初始溫度可以減少粘結(jié)。Luo等[15]提出把高爐渣回收的余熱用于生物質(zhì)裂解，討論了高爐渣的催化活性和焦油的裂解。米沙等[16]通過數(shù)值模擬的方法研究了渣粒與空氣的換熱和阻力，得到了熔渣繞流阻力系數(shù)的計(jì)算關(guān)聯(lián)式。然而，當(dāng)前研究多關(guān)注于渣粒的?；^程和流化床的換熱，未對(duì)高溫熔渣?；箫w行過程和碰撞情況進(jìn)行詳細(xì)研究。

為了更好實(shí)現(xiàn)渣粒的換熱，本文以單顆熔渣液滴為研究對(duì)象，在考慮空氣阻力的情況下，對(duì)渣粒液滴飛行過程和碰撞進(jìn)行研究。首先，建立了熔渣液滴飛行過程數(shù)學(xué)模型，通過Matlab獲得模型數(shù)值解；然后，在不同直徑和初始速度下，分析了熔渣液滴飛行軌跡和速度變化規(guī)律；隨后，討論了熔渣液滴撞壁后過剩反彈能變化規(guī)律，獲得不同直徑液滴臨界撞擊速度；最后，使用三組?；P轉(zhuǎn)速進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，分析熔渣液滴在不同初始速度的下降距離，并統(tǒng)計(jì)實(shí)驗(yàn)中熔渣液滴粘結(jié)現(xiàn)象。

1 模型建立

1.1 物理模型

圖1（a）為實(shí)驗(yàn)室搭建的粒化系統(tǒng)示意圖，高溫熔渣由坩堝進(jìn)入高速旋轉(zhuǎn)的?；P，被?；癁榍驙钜旱危w行一段時(shí)間后撞擊到?；瘋}壁面，然后沿著壁面或在近壁面處滑落，在此過程中熔渣液滴與空氣進(jìn)行了初步換熱，最后進(jìn)入到流化床進(jìn)行二次換熱。在實(shí)際工程應(yīng)用中，由于熔渣液滴具有較高的初始速度和?；瘋}空間的限制，在飛行中會(huì)與?；瘋}壁相撞擊。因此本文選取單顆液滴為研究對(duì)象，進(jìn)行受力分析，如圖1（b）所示。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，物理模型做如下假設(shè)：（1）?；笠旱沃睆胶苄∏以诒砻鎻埩ψ饔孟?，把液滴看做均勻的球形；（2）液滴飛行時(shí)間短，溫度變化較小，忽略熔渣液滴物性參數(shù)變化；（3）高溫熔渣在?；P邊沿處?；癁橐旱吻已仄淝芯€方向拋出；（4）熔渣液滴速度為液滴與空氣的相對(duì)速度；（5）熔渣液滴在飛行中不發(fā)生相互之間的碰撞。

圖1 ?；^程示意圖（a）和熔渣液滴受力分析（b）Fig.1 Schematic diagram of the granulating (a) and the force analysis for the slag droplets (b)

1.2 數(shù)學(xué)模型

高溫熔渣進(jìn)入粒化盤，被離心?；谶呇靥帓伋?，具有初始速度（v0），如式（1）所示。

式中：N為粒化盤轉(zhuǎn)速，r·s?1；D為?；P直徑，m。

熔渣液滴在空氣中飛行時(shí)，受到空氣阻力 （F2），可用式（2）描述，其方向與速度方向相反[17]。

式中：ρa(bǔ)為空氣密度，kg·m?3；v為熔渣液滴與空氣的相對(duì)速度，m·s?1；d為熔渣液滴的直徑，m；Cd為阻力系數(shù)，其大小與空氣的雷諾數(shù)（Reα）有關(guān)[18]，可由式（3）計(jì)算。

熔渣在空氣中飛行時(shí)，受到慣性力和粘性力的作用，雷諾數(shù)是表征慣性力和粘性力比值的無量綱數(shù)，可由式（4）得到。

式中：μa為空氣動(dòng)力粘度，Pa·s。

如圖1（b）所示，熔渣液滴受到重力（Fg，式（5））和浮力（F1，式（6））作用，重力方向豎直向下，浮力豎直向上，分析可知，由于Fg?F1，因此忽略浮力的作用。

式中：ρs為熔渣液滴密度，kg·m?3；g為重力加速度，m·s?2。聯(lián)立式（2）～式（5），并沿x軸和y軸分解得到式（7）。

由于粒化倉直徑有限且熔渣液滴初始速度較高，熔渣液滴會(huì)撞擊?；瘋}壁，引起粘結(jié)，華東理工大學(xué)的Ni等[19]建立了預(yù)測(cè)熔渣沉積的模型，如式 （8）所示。

式中：ξmax為最大擴(kuò)展系數(shù)；dmax為熔渣撞擊壁面后動(dòng)能為零時(shí)的直徑，m；d0為撞擊壁面時(shí)直徑，m；We為韋伯?dāng)?shù)；α為液固接觸角，°；Reβ為熔渣液滴的雷諾數(shù)，如式（9）所示。

式中：μs為熔渣液滴動(dòng)力粘度，Pa·s。

熔渣液滴是否能夠反彈由式（10）判定。當(dāng)Ee＞0時(shí)，可認(rèn)為熔渣液滴碰壁后能夠反彈，不會(huì)產(chǎn)生粘結(jié)。

式中：Ee定義為過剩反彈能，為無量綱數(shù)。

2 計(jì)算條件與數(shù)值離散

2.1 計(jì)算條件

基于已有對(duì)離心粒化的研究，設(shè)置計(jì)算初始條件。熔渣液滴直徑與?；P轉(zhuǎn)速、液態(tài)熔渣流量有關(guān)，低轉(zhuǎn)速將導(dǎo)致渣粒尺寸過大，而過高轉(zhuǎn)速產(chǎn)生的大量渣棉會(huì)影響后續(xù)余熱的回收和再利用[1,20]。

Kashiwaya等[6]對(duì)熔渣液滴表面張力與溫度的關(guān)系進(jìn)行了研究，在溫度高于1300 ℃時(shí)獲得經(jīng)驗(yàn)公式（11）。

式中：σs為熔渣液滴表面張力，N·m?1；T為熔渣液滴溫度，℃。

當(dāng)熔渣為液態(tài)時(shí)，其密度可認(rèn)為常數(shù)，不隨溫度變化[21]。熔渣液相線溫度為1370 ℃[22]，可以得到熔渣液滴密度（ρs）、空氣密度（ρa(bǔ)）和空氣動(dòng)力粘度（μa）如式（12）～式（14）。

熔渣液滴粘性隨溫度變化，Han等[23]建立了粘度的數(shù)學(xué)模型，如式（15）所示。本文采用青鋼出產(chǎn)的高爐渣進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，其成分如表1。

表1 熔渣化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 Chemical composition of the blast slag %

2.2 數(shù)值離散

運(yùn)用四階Runge-Kutta方法對(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行離散，并在Matlab中迭代求解[24]。初始條件v0由式 （1）獲得，計(jì)算時(shí)首先將式（7）通過變量替換轉(zhuǎn)化為一階微分方程組，其中誤差設(shè)置為10?8，離散時(shí)間（t）設(shè)置為1 s。

3 計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 飛行軌跡

圖2為熔渣液滴直徑為2 mm，不同初始速度下1 s內(nèi)飛行軌跡。由圖2可知，熔渣液滴沿x方向飛行距離隨初始速度增大而增大，當(dāng)初始速度為10、11、12、13、14 m·s?1時(shí)，飛行距離分別為7.30、7.89、8.46、9.01、9.54 m。圖3為熔渣液滴直徑為2、3、4和5 mm時(shí)，x方向的飛行距離隨初始速度變化。由圖3可知，在直徑一定時(shí)，飛行距離與初始速度成正相關(guān)；隨著直徑的增大，飛行距離隨速度變化越劇烈，當(dāng)直徑為2 mm時(shí)，飛行距離由7.30 m增大到9.54 m，變化率為30.7%；當(dāng)直徑為5 mm時(shí)，飛行距離由8.82 m增大到11.94 m，變化率為35.4%。

圖2 熔渣液滴飛行軌跡（d=2 mm，t=1 s）Fig.2 Flight path of the slag droplets (d=2 mm, t=1 s)

圖3 熔渣液滴沿x軸飛行距離（t=1 s）Fig.3 Flight distance of the slag droplets along x direction (t=1 s)

3.2 飛行速度

圖4為不同初始速度、熔渣液滴飛行1 s內(nèi)速度變化曲線。由圖4可知，熔渣液滴飛行速度先降低后增高，這是由于熔渣液滴初始速度沿水平方向，受到空氣阻力作用后水平速度分量降低，然后隨著重力作用引起豎直速度分量增加，最終表現(xiàn)為速度先降低后增高。

圖4 熔渣液滴速度隨時(shí)間變化圖（d=2 mm）Fig.4 Velocity of the slag droplets with the different times (d=2 mm)

3.3 撞擊壁面

在離心?；^程中，較小的液滴直徑有利于余熱的高效回收，研究發(fā)現(xiàn)，熔渣液滴直徑與高溫液態(tài)熔渣流量、轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)盤直徑、熔渣物性參數(shù)有關(guān)[11,25]。由圖2、圖3可知，熔渣液滴沿x方向飛行距離隨初始速度和液滴直徑增大而增大，導(dǎo)致熔渣液滴與粒化倉壁面撞擊。

圖5為熔渣液滴為熔融狀態(tài)（T=1400 ℃）時(shí)，不同直徑熔渣液滴撞擊壁面后，過剩反彈能隨撞擊速度變化圖。當(dāng)過剩反彈能（Ee）大于0時(shí)，可認(rèn)為熔渣液滴發(fā)生反彈，不與?；瘋}壁粘結(jié)，定義臨界撞擊速度（v*）為不發(fā)生粘結(jié)時(shí)的撞擊速度。由圖5可知，當(dāng)撞擊速度較小時(shí)，熔渣液滴過剩反彈能迅速增加，當(dāng)撞擊速度大于某一值時(shí)，過剩反彈能隨速度增加而下降，因此臨界撞擊速度是一個(gè)區(qū)間，把區(qū)間下端點(diǎn)定義為下臨界撞擊速度，區(qū)間上端點(diǎn)定義為上臨界撞擊速度。當(dāng)撞擊速度較小時(shí)，過剩反彈能隨熔渣液滴直徑增加而增加，當(dāng)撞擊速度大于某一值時(shí)，過剩反彈能隨熔渣液滴直徑增加而降低。

圖5 熔渣液滴撞擊過剩反彈能與撞擊速度關(guān)系（T=1400 ℃，α=60°）Fig.5 Dependence between the excess rebound energy and the impact velocity (T=1400 ℃, α=60°)

表2為不同直徑熔渣液滴臨界撞擊速度，可以看出，上、下臨界撞擊速度同時(shí)隨直徑增加而降低，且下臨界撞擊速度下降值遠(yuǎn)大于下臨界撞擊速度。因此，臨界撞擊速度范圍隨直徑增加而降低。

表2 熔渣液滴直徑與臨界撞擊速度關(guān)系Table 2 Relationship between the slag droplet diameter and the critical impact velocity

4 實(shí)驗(yàn)與討論

4.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

實(shí)驗(yàn)包括融化高爐渣、實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)置（?；P直徑、轉(zhuǎn)速）、離心?；⒃＠鋮s和收集與分析等五部分，實(shí)驗(yàn)過程如圖1所示。?；瘋}壁面為不銹鋼，直徑為Dm，?；P直徑為D，改變?；P轉(zhuǎn)速（N），觀察熔渣液滴實(shí)際飛行軌跡和撞擊壁面后是否產(chǎn)生粘結(jié)。實(shí)驗(yàn)采用三組數(shù)據(jù)，驗(yàn)證熔渣液滴初始速度v0為10、12、14 m·s?1的工況，具體參數(shù)如表3所示。

表3 實(shí)驗(yàn)工況Table 3 Experimental condition

4.2 渣粒直徑分布

熔渣液滴冷卻后篩分，獲得不同直徑渣粒所占質(zhì)量分?jǐn)?shù)（W），如圖6所示，橫坐標(biāo)上的“其他”表示直徑大于5 mm的渣粒和形成的渣棉（絲狀物）。由圖6可知，在流量相對(duì)恒定時(shí)，同一轉(zhuǎn)速下，熔渣液滴的直徑也會(huì)有較大差距。然而，由熔渣液滴直徑變化引起的飛行軌跡改變，有利于減少熔渣液滴間的相互碰撞，從而減少飛行過程中粘結(jié)。

圖6 渣粒直徑分布Fig.6 Distribution of the slag diameter

4.3 熔渣液滴下降距離

?；瘋}直徑（Dm）為2 m，通過測(cè)量熔渣液滴在撞擊壁面時(shí)下降的高度來驗(yàn)證熔渣液滴的飛行軌跡。圖7為不同直徑的熔渣液滴沿x方向飛行1 m時(shí)，沿y軸下降的距離隨初始速度變化的曲線，其中紅色圓圈分別代表速度在10、12和14 m·s?1實(shí)驗(yàn)工況下，熔渣液滴沿y軸下降的距離的測(cè)量值。由圖7可知，熔渣液滴下降的距離與初始速度和粒徑成反比，且當(dāng)熔渣直徑大于2 mm，下降距離隨粒徑增加而急劇減少；熔渣液滴初速度為9 m·s?1時(shí)，粒徑由4 mm增加到5 mm，下降距離由0.0619 m減小到0.0616 m，降低0.3 mm；液滴初速度為15 m·s?1時(shí)，下降距離由0.0222 m減小到0.0221 m，降低0.1 mm。研究發(fā)現(xiàn)，圖7中測(cè)量值與直徑分布存在差異，實(shí)際下降距離大于理論值，這是因?yàn)槿墼旱螐牧；P邊緣拋出時(shí)的初始速度要小于?；P邊緣的線速度[26]。對(duì)測(cè)量值進(jìn)行處理發(fā)現(xiàn)，v=10 m·s?1的測(cè)量值與v=8.8 m·s?1的下降值有較好的契合度，v=12 m·s?1的測(cè)量值與v=10.3 m·s?1、v=14 m·s?1的測(cè)量值與v=12 m·s?1的下降值相符合。

圖7 熔渣液滴沿y軸下降距離（x=1 m）Fig.7 Falling distance of the slag droplets along y direction(x=1 m)

4.4 熔渣液滴撞擊?；瘋}壁

圖8為熔渣液滴沿x方向飛行1 m時(shí)，不同直徑、不同初始速度下的撞擊速度。由圖8可知，當(dāng)直徑為0.5 mm、初始速度為8 m·s?1時(shí)，撞擊速度最小為5.08 m·s?1，當(dāng)直徑為5 mm、初始速度為15 m·s?1時(shí)，撞擊速度最大為14.65 m·s?1。由表2的臨界撞擊速度可知，實(shí)驗(yàn)采用初始速度為10、12和14 m·s?1的三組數(shù)據(jù)，撞擊速度位于臨界撞擊速度區(qū)間，未產(chǎn)生粘結(jié)現(xiàn)象。

圖8 撞擊壁面時(shí)的速度（x=1 m）Fig.8 Impact velocity of the slag droplets (x=1 m)

5 結(jié)論

（1）對(duì)熔渣液滴飛行的數(shù)學(xué)模型離散求解，獲得熔渣液滴飛行軌跡。結(jié)果表明：熔渣液滴沿x軸飛行距離與初始速度和液滴直徑成正比，且隨直徑變化劇烈；熔渣液滴飛行速度先降低后增加，降低是因?yàn)槿墼旱问艿娇諝饫@流阻力的影響，增加是因?yàn)槭艿街亓ψ饔茫箉方向速度增加。

（2）分析熔渣液滴撞擊壁面后過剩反彈能在不同液滴直徑和撞擊速度的變化，獲得了不同直徑液滴的臨界撞擊速度。結(jié)果表明：臨界撞擊速度存在下界和上界，過低和過高的撞擊速度均容易導(dǎo)致熔渣液滴撞擊后發(fā)生粘結(jié)，結(jié)合熔渣液滴速度變化為?；瘋}直徑設(shè)計(jì)提供理論支撐。

（3）通過實(shí)驗(yàn)室搭建的離心?；脚_(tái)，模擬初始速度為10、12和14 m·s?1的工況，獲得了渣粒的直徑分布和熔渣液滴撞擊壁面時(shí)下降距離。結(jié)果表明：熔渣液滴實(shí)際下降距離要大于其理論值，這是由于熔渣液滴從?；P拋出后的初始速度要小于?；P邊緣處的線速度。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)三種工況下熔渣液滴撞壁后并未產(chǎn)生粘結(jié)，其撞擊速度位于臨界撞擊速度范圍內(nèi)。