旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉造粒立柱直徑對粉體級配的影響

吳南星，趙增怡，花擁斌，程章云，劉玉濤，廖達(dá)海

（景德鎮(zhèn)陶瓷大學(xué)機(jī)械電子工程學(xué)院，江西景德鎮(zhèn) 333403）

隨著國家經(jīng)濟(jì)的飛速發(fā)展，低碳和環(huán)保問題逐漸明顯。目前采用“球磨-噴霧”濕法制粉工藝[1-2]制備陶瓷粉體，此工藝為典型的高投入、高消耗、高污染、低效益的“三高一低”代表。旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉工藝[3-4]遵循國家節(jié)能減排戰(zhàn)略，在很大程度上能夠解決“三高一低”問題。旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉工藝制備的粉體存在級配不均勻、形狀不規(guī)格、組分不均勻等缺陷[5-6]，導(dǎo)致燒結(jié)的坯體出現(xiàn)硬度低、有裂痕等現(xiàn)象[7]，這在一定程度上制約了旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉在陶瓷行業(yè)制備車間的進(jìn)一步推廣。如何攻克旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉制備的粉體級配不均勻難題是實(shí)現(xiàn)陶瓷低碳環(huán)保、可持續(xù)發(fā)展目標(biāo)的重要課題之一[8-9]。

早在20世紀(jì)80年代，我國開始探知旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉工藝領(lǐng)域，并取得一定的成果[10]。其中，基于CFD歐拉-歐拉雙流體模型的建立，學(xué)者針對旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉混料過程制粉室內(nèi)流場特性進(jìn)行了研究。戴立軍等[11]基于歐拉-歐拉雙流體模型，應(yīng)用CFX軟件對150 t單嘴精煉爐的精煉過程進(jìn)行了數(shù)值模擬；于靜等[12]應(yīng)用歐拉-歐拉雙流體模型，與動網(wǎng)格技術(shù)相耦合數(shù)值分析氣泡在往復(fù)流場內(nèi)的分布規(guī)律及往復(fù)攪拌流場中氣體射流兩相流的流動特性；陳濤等[13]基于CFD中的歐拉-歐拉雙流體模型建立陶瓷干法制粉數(shù)學(xué)模型，模擬不同制粉室傾斜率對粉體級配的影響。在已有的研究基礎(chǔ)上，基于旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉過程歐拉-歐拉雙流體模型，數(shù)值分析造粒立柱直徑與粉體體積分布的關(guān)系，從而確定造粒立柱直徑對粉體級配的影響。同時(shí)搭建試驗(yàn)平臺，實(shí)驗(yàn)分析造粒立柱直徑對粉體級配的影響。模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)形成對比，以驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。這一研究成果對旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉工藝在陶瓷行業(yè)全面推廣具有一定的理論和實(shí)踐指導(dǎo)意義。

1 計(jì)算模型

1.1 數(shù)學(xué)模型

旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉混料過程中，充分?jǐn)嚢杓尤氲街品凼业脑牧虾螅瑸閷?shí)現(xiàn)粉體成型效果最優(yōu)化，向制粉室內(nèi)緩慢加入制粉霧化液。基于歐拉-歐拉雙流體理論的制粉室數(shù)學(xué)模型建立，制粉混料過程中制粉室內(nèi)存在粉體相和大氣相，且大氣相為主相，粉體相為副相。兩相在整個(gè)制粉室內(nèi)均可視為分散的質(zhì)點(diǎn)，每個(gè)質(zhì)點(diǎn)相對獨(dú)立，擁有各自的溫度、速度和體積分?jǐn)?shù)。粉體相和大氣相在制粉混合過程中相互滲透，故各相之間存在著連續(xù)的溫度、速度和體積分?jǐn)?shù)，且都遵守歐拉模型的運(yùn)動方程和連續(xù)性方程[14-15]。

歐拉運(yùn)動方程：

歐拉連續(xù)性方程：

式中：αx為 x相的體積分?jǐn)?shù)；ρx為 x相的密度；Uxi為 xi相的平均速度；Fxi為xi相的所受作用力；τxi為xi相的黏性應(yīng)力；τxi為x相的紊動應(yīng)力；xi為x軸i單元。

1.2 模擬區(qū)域簡化

由于制粉室內(nèi)部結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜，因此應(yīng)用Pro-Engineer三維軟件構(gòu)建制粉室內(nèi)部結(jié)構(gòu)模型，并結(jié)合ICEM軟件完成數(shù)值模擬的前處理，通過Fluent軟件完成制粉混料過程中的數(shù)值求解，分析造粒立柱直徑與粉體級配的影響。

1）造粒鉸刀結(jié)構(gòu)

在旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉混料過程中，造粒鉸刀不停轉(zhuǎn)動致使制粉室內(nèi)粉體攪拌充分。造粒鉸刀結(jié)構(gòu)主要由主軸、粉碎鉸刀和造粒立柱3部分構(gòu)成，其中造粒立柱可增加粉體與粉體之間的碰撞次數(shù)，其直徑大小可保證粉體得到均勻地?cái)嚢?。具體造粒鉸刀結(jié)構(gòu)示意圖如下圖1所示。

圖1 造粒鉸刀示意圖Fig.1 Schematic diagram of the reamer

2）物理模型及邊界條件

由于造粒鉸刀特殊的攪拌性質(zhì)，將制粉室內(nèi)部區(qū)域可區(qū)分為2個(gè)不同的區(qū)域：一個(gè)區(qū)域?yàn)樵炝Ａ⒅头鬯殂q刀附近5 mm區(qū)域，設(shè)定為動計(jì)算區(qū)域；另一個(gè)區(qū)域?yàn)橹品凼移渌麉^(qū)域，設(shè)定為靜計(jì)算區(qū)域。整個(gè)制粉室處于封閉狀態(tài)，將動區(qū)域和靜區(qū)域的分隔處設(shè)定為交界面，鉸刀、造粒立柱以及制粉室的內(nèi)表面設(shè)定為墻體，霧化液噴嘴設(shè)定為噴頭，具體制粉室的物理模型及邊界條件如圖2所示。

圖2 物理模型及邊界條件Fig.2 Physical model and boundary conditions

3）網(wǎng)格劃分

造粒鉸刀的結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜，故對模型進(jìn)行分塊劃分網(wǎng)絡(luò)以提高計(jì)算精度。動計(jì)算區(qū)域采用四面體網(wǎng)格Tet-Hybrid進(jìn)行網(wǎng)格劃分，靜計(jì)算區(qū)域采用六面體網(wǎng)格Hex-Wedge進(jìn)行網(wǎng)格劃分。動計(jì)算區(qū)域在滑移網(wǎng)格中計(jì)算，靜計(jì)算區(qū)域在多參考系中計(jì)算。如圖3、4所示，在動計(jì)算區(qū)域中，網(wǎng)格大小為4 mm，共生成27 676個(gè)網(wǎng)格；在靜計(jì)算區(qū)域中，網(wǎng)格大小為5 mm，共生成191 526個(gè)網(wǎng)格。

2 仿真結(jié)果與分析

筆者針對旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉造粒立柱直徑對粉體級配的影響，分別模擬造粒立柱直徑依次為D1=68 mm、D2=70 mm、D3=72 mm時(shí)，制粉室內(nèi)粉體體積分布情況，從而確定旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉混料過程造粒立柱直徑對粉體級配的影響。

圖3 動計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格模型Fig.3 Grid model of dynamic domain

圖4 靜計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格模型Fig.4 Grid model of static domain

2.1 軸向剖視云圖分析

旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉造粒立柱直徑對粉體級配的數(shù)值模擬結(jié)果制粉室軸向剖視云圖如圖5所示。

圖5 軸向粉體體積分布剖視云圖Fig.5 Sectional view of axial powder volume distribution

由圖分析可得，當(dāng)造粒立柱直徑D1=68 mm時(shí)，粉體體積分?jǐn)?shù)約占48%，粉體最大堆積度為0.50，堆積范圍廣，制粉室底部區(qū)域存在嚴(yán)重的堆積現(xiàn)象，粉體級配不均勻；當(dāng)造粒立柱直徑D2=70 mm時(shí)，粉體體積分?jǐn)?shù)約占51%，粉體最大堆積度不變，但堆積范圍縮小，制粉室底部區(qū)域無明顯堆積現(xiàn)象，相比于D1=68 mm時(shí)，此時(shí)粉體級配均勻；當(dāng)造粒立柱直徑D3=72 mm時(shí)，粉體體積分?jǐn)?shù)約占49%，粉體最大堆積度仍保持不變，但堆積范圍擴(kuò)大，制粉室底部區(qū)域存在較嚴(yán)重的堆積現(xiàn)象，相比于D1=68 mm時(shí)和D1=70 mm時(shí)，此時(shí)粉體級配較均勻。由軸向剖視云圖對比分析可得，在旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉混料過程中，當(dāng)造粒立柱直徑D1=70 mm時(shí)，粉體體積分?jǐn)?shù)約占51%，粉體最大堆積度為0.50，堆積范圍最小，制粉室底部區(qū)域無明顯堆積現(xiàn)象，粉體級配最為均勻，制粉效果最佳。

2.2 徑向剖視云圖分析

旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉造粒立柱直徑對粉體級配的數(shù)值模擬結(jié)果制粉室徑向剖視云圖如圖6所示。

由圖分析可得，當(dāng)造粒立柱直徑D1=68 mm時(shí)，粉體最大堆積度為0.50，堆積范圍廣，制粉室底部和右上側(cè)筒壁區(qū)域出現(xiàn)明顯堆積現(xiàn)象，粉體級配不均勻；當(dāng)造粒立柱直徑D2=70 mm時(shí)，粉體最大堆積度為0.45，制粉室底部和右上側(cè)筒壁區(qū)域堆積現(xiàn)象消失，相比于D1=68 mm時(shí)，此時(shí)粉體級配均勻；當(dāng)造粒立柱直徑D3=72 mm時(shí)，粉體最大堆積度為0.50，堆積范圍擴(kuò)大，制粉室底部和右上側(cè)筒壁區(qū)域出現(xiàn)較明顯堆積現(xiàn)象，相比于D1=68 mm和D2=70 mm時(shí)，此時(shí)粉體級配較不均勻。由徑向剖視云圖對比分析可知，在旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉混料過程中，當(dāng)造粒立柱直徑D2=70 mm時(shí)，粉體最大堆積度為0.45，制粉室內(nèi)無明顯堆積現(xiàn)象，粉體級配最為均勻，制粉效果最佳。

圖6 徑向粉體體積分布剖視云圖Fig.6 Section view of axial powder volume distribution

3 結(jié)果與分析

采用多功能智能粉體物性測試儀（BT-1001型，丹東百特儀器有限公司）對制備的粉體進(jìn)行分析，從而確定旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉混料過程造粒立柱直徑對粉體級配的影響。最終根據(jù)粉體級配情況，優(yōu)化造粒立柱直徑參數(shù)，進(jìn)而改善粉體級配。圖7所示為旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉造粒立柱直徑與粉體級配分布曲線圖。

圖7 造粒立柱直徑與粉體級配分布曲線圖Fig.7 Diameter of prilling column and distribution curve of powder gradation

由圖分析可得：當(dāng)D1=68 mm時(shí)，有效粉體主要集中在＞0.425～0.6 mm，且有效粉體占坯料粉體的81%；當(dāng)造粒立柱直徑D2=70 mm時(shí)，有效粉體主要集中在＞0.3～0.425 mm，且有效粉體占坯料粉體的87%；當(dāng)造粒立柱直徑D3=72 mm時(shí)，有效粉體主要集中在＞0.25～0.3 mm，且有效粉體占坯料粉體的77%。由實(shí)驗(yàn)對比分析可得，當(dāng)造粒立柱直徑D2=70 mm時(shí)，有效粉體占坯料粉體的比例最大為87%，且有效粉體粒徑呈正態(tài)分布，此時(shí)粉體級配最為均勻，制粉效果最佳。

4 結(jié)論

1）當(dāng)造粒立柱直徑為70 mm時(shí)，粉體體積分布約為51%，軸向云圖粉體最大堆積度為0.50，徑向云圖粉體最大堆積度為0.45，堆積范圍最小，制粉室底部區(qū)域無明顯堆積現(xiàn)象，粉體級配最為均勻。

2）當(dāng)造粒立柱直徑為70 mm時(shí)，有效粉體占坯料粉體的比例最大為87%，且有效粉體粒徑呈正態(tài)分布，此時(shí)粉體級配最為均勻。

3）模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)基本吻合，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。采用造粒立柱直徑為70 mm可以有效改善旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉混料過程粉體級配，其研究成果為旋轉(zhuǎn)流場式陶瓷干法制粉粉體級配的改善提供了可靠的依據(jù)。

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