煤泥調漿湍流強化作用機理與新型渦流強化調漿過程

張海軍，王海楠，陳瑞豐，閆小康，鄭愷昕，李丹龍，蔣善勇

(1.中國礦業大學 國家煤加工與潔凈化工程技術研究中心，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業大學 化工學院，江蘇 徐州 221116；3.中國礦業大學 電氣與動力工程學院，江蘇 徐州 221116；4.拜城縣眾泰煤焦化有限公司，新疆 阿克蘇 842300)

煤炭是我國的基礎能源之一，對國民經濟的發展具有重要意義。但我國煤炭資源稟賦差，且隨著持續高消耗，優質煤炭資源日益枯竭，高含雜低品質煤將成為今后煤炭資源回收利用的主要對象，迫切需要開發煤炭提質加工與深度利用技術，以實現煤炭全面分選。目前，重介質選煤技術的迅速發展使得粗粒煤分選效率顯著提高，但細粒煤的有效分選仍是制約低品質煤炭資源提質利用的卡脖子問題。浮選是分選細粒煤的主要方法，基于顆粒表面疏水性差異，在復雜的氣-液-固三相體系中實現精煤與矸石的分離。在浮選過程中，通常會加入一定量的捕收劑以增強顆粒間表面疏水性差異，從而提高浮選效率。作為浮選預處理作業，調漿可實現顆粒與藥劑的分散均質化，促使藥劑在顆粒表面吸附，提高目的礦物和非目的礦物的表面疏水性差異，從而實現顆粒表面改性，為浮選提供良好的界面和礦化條件，提高回收效率。

浮選調漿過程一般發生在復雜的多物質混合溶液化學體系中，通過外界能量輸入，引起溶液的湍流運動，使得顆粒與藥劑充分分散與混合，為藥劑在顆粒表面吸附提供合適的能量條件。因此，浮選調漿過程本質上是一個多相、多組分、多尺度的流動-傳遞-吸附過程，大量研究表明流體(能量)在調漿過程中的作用不可忽視。ENGEL、黃根等研究發現，高強度調漿可產生高流體剪切率，進一步分散顆粒與藥劑，增強礦物可浮性，提高回收率。梁龍、YU等研究發現，調漿過程中高能量輸入產生的強剪切力可有效去除高嶺石等脈石礦物在煤粒表面的罩蓋，增大捕收劑在煤泥表面的直接吸附面積，提高浮選效率。對于煤泥浮選，通常采用煤油、柴油等非極性烴類油作為捕收劑，其在煤泥顆粒表面的吸附主要是物理吸附，吸附力較弱，易解吸，為此馬力強等研究了捕收劑在煤泥表面的有效吸附概率，發現其受到顆粒理論碰撞概率、顆粒繞流概率以及吸附后解吸概率的共同影響，調漿過程的能量輸入與藥劑有效吸附概率存在適配關系，過低或過高的能量輸入均不利于提高浮選效率。基于對調漿過程流體作用機制認識的逐步加深，新型調漿設備被提出。桂夏輝等設計一種折葉開啟式渦輪的兩段強制攪拌裝置，通過在攪拌槽內設置上、下雙葉輪，加大調漿系統內的能量輸入，提高煤泥與藥劑的混合效率，改善浮選效果。周偉、馮岸岸等開發一種射流調漿裝置，設置一種多噴嘴和涵道式擴散管結構，強化藥劑的乳化分散以及與顆粒的碰撞吸附。王海楠等利用高速沖擊流形成強紊流混合區，產生局部強剪切，增大顆粒、藥劑間的速度梯度差異，強化藥劑在顆粒表面的碰撞吸附。LI等設計一種錯向旋流強化煤泥調漿裝置，在調漿筒壁設置多層錯向的旋流管，保證調漿筒內流場分布均勻，有效去除了“循環死區”，提高顆粒與藥劑的混合效率。

理論研究指出湍流具有多尺度性，可將湍流看成是由各種不同尺度的湍流渦疊合而成的流動，是實現流體剪切、分散和均勻混合的主要推動力。按渦尺度大小，湍能譜可分為含能區、慣性子區和耗散區，含能區渦為大尺度渦，受湍流場體系的幾何形狀和邊界條件的影響，不同尺度的渦之間發生能量傳遞，大尺度渦破裂形成若干小尺度渦，小尺度渦受流體黏性耗散的影響消失，轉化成流體內能。YANG等研究發現，在調漿過程中，湍流渦尺度隨著能量輸入的增大而減小，當能量輸入增大到一定值時，渦尺度基本保持穩定，湍流動能在調漿體系中的耗散主導了調漿過程。湍流渦的不斷產生、演變、消亡對調漿過程體系的流體流動、動量傳遞、礦物顆粒-藥劑-溶液界面作用等方面起著重要影響，并涉及諸多復雜的微觀問題。這些問題的深入認識是進一步揭示流體強化調漿過程微觀作用機制、構建湍流渦強化顆粒調漿過程的關鍵基礎。

筆者立足于煤泥調漿過程，以“湍流效應”為切入點，通過數值模擬計算分析了煤泥調漿過程中的流場分布特征，并通過試驗研究了湍流特性對煤泥調漿過程的影響規律，基于上述研究與湍流渦誘導準則，有序集成不同流態，誘導生成不同尺度湍流渦，從而構建了基于湍流能量密度適配的新型渦流強化煤泥調漿過程，其研究成果有望為煤泥高效浮選調漿過程強化提供參考。

1 數值模擬與試驗

1.1 試樣與試驗系統

試樣選用某礦區低階煤，試驗前對煤樣進行篩分，取-0.5 mm粒級部分作為最終試樣，其粒度組成見表1。由表1可知，試樣中-0.045 mm粒級煤泥產率較高，達到53.76%，為主導粒級，隨著顆粒粒度的減小，樣品灰分增大，總灰分為21.56%。

表1 試樣粒度組成

試驗在實驗室自制攪拌槽中進行，結構如圖1所示。攪拌槽為直徑195 mm、液面高度240 mm的圓柱形筒，攪拌槽內壁均勻設置4塊擋板，擋板為長200 mm、寬25 mm、厚2 mm的矩形板，擋板與攪拌槽壁間隔5 mm，通過較細的連接柱固定，與攪拌槽底間距30 mm；葉輪為六葉片的直葉輪，葉輪直徑為65 mm，中心高度距攪拌槽底80 mm，攪拌軸直徑為16 mm，葉輪中心圓盤直徑35 mm、厚度4 mm，葉片為長20 mm、高10 mm、厚2 mm的矩形片，攪拌軸通過攪拌電機驅動旋轉。

圖1 實驗室自制攪拌槽結構

1.2 數值模擬

..物理建模

根據圖1試驗系統建立幾何模型，利用ICEM CFD軟件進行網格劃分，將三維計算流域化分為包括葉輪的旋轉域和包括擋板的靜止域，選擇四面體/六面體混合網格。進行網格無關性驗證，綜合計算準確性及成本，最終選取網格總數約52萬的劃分策略。

..邊界條件

采用多重參考系法處理葉輪旋轉，定義葉輪與旋轉域坐標原點相同，為無滑移邊界條件，相對運動速度為0，旋轉速度分別設置為400，800，1 200，1 600 r/min；靜止域流體絕對速度設置為0，固體壁面設置為無滑移邊界條件。

..計算模型

將網格模型導入Fluent軟件計算求解，湍流模型設置為標準-ε模型，流體介質選擇液體水相，考慮重力作用，選擇SIMPLE方式作為速度與壓力耦合方式，選擇二階迎風格式對對流項進行離散求解，收斂精度設置為10，選擇非穩態求解計算，設置最小步長為0.000 1 s，最大步長為0.004 s，一般認為葉輪旋轉20圈后，流場可達統計學穩定狀態，設定葉輪旋轉30圈后流場穩定，取后統計時間10 s內的流場進行時均分析。

1.3 試驗方法

=

(1)

(2)

包覆角反映一定流動條件下，顆粒在氣泡表面的黏附效率，可用來評估顆粒表面疏水性。將質量濃度80 g/L的試樣添加至攪拌槽，同時加入捕收劑(柴油)，用量為1 500 g/t，攪拌2 min后，在不同采樣點采樣60 mL，烘干后收集樣品。利用自搭包覆角測試平臺測量包覆角，在透明測試槽中加入0.5%的樣品顆粒溶液，利用精度為0.002 μL的注射器產生直徑為2.2 mm (±0.1 mm) 的氣泡，使用磁力攪拌器以200 r/min轉速攪拌溶液，通過i-SPEED 230高速相機(IX Cameras，UK)拍攝顆粒黏附過程，攪拌60 s后，記錄分析溶液清晰后的顆粒包覆角，在測試槽相同位置測量3次，取平均值。

浮選試驗使用實驗室自制充氣式浮選柱(高400 mm，直徑50 mm)進行，試驗前將樣品與捕收劑按上述用量加入攪拌槽，攪拌2 min后，收集礦漿加入浮選柱，并添加起泡劑(仲辛醇)，用量為800 g/t，以0.1 m/h的進氣量充氣，浮選5 min，收集精煤和尾煤，抽濾烘干后測試灰分，計算精煤產率。

(3)

式中，和分別為浮選精煤和入料質量，g。

2 結果與討論

2.1 流場特性

..流速分布

選取攪拌槽中心縱截面(=0截面)和葉輪區橫截面(=0截面)，分析其流速分布，如圖2所示。

圖2 攪拌槽流速分布

由圖2可知，攪拌槽內流體在葉輪的攪拌作用下向壁面運動，由壁面分裂成2股方向相反的流體，產生上、下2個循環區，其中上循環區順時針循環、下循環區逆時針循環，這有利于顆粒分散運動；葉輪區域流體運動速度遠大于其他區域，葉輪葉片后的流體運動速度大于葉輪周邊速度，產生一定尺度渦流，有利于增強顆粒與藥劑的相互作用。在低葉輪轉速條件下，葉輪區域流體速度較快，但攪拌槽其他區域流體流動緩慢，易導致顆粒淤積聚集，隨著葉輪轉速的增大，流體在攪拌槽內整體運動速度加快，且攪拌槽頂部流體呈現一定的運動速度，更有利于顆粒、藥劑分散混合。

..湍動能耗散率分布

攪拌槽中心縱截面和葉輪區橫截面湍動能耗散率分布如圖3所示。由圖3可知，在葉輪區域，流體湍動能耗散率較高，而其他區域的流體湍動能耗散率較低；在葉輪葉片后部，存在明顯的強湍流耗散，耗散強度逐漸衰減，表明葉輪區域易產生流體強剪切，有利于顆粒與藥劑相互作用；另一方面，葉輪轉速增大，增強了攪拌槽內的流體湍動能耗散率，尤其是葉輪區域，當葉輪轉速增大至1 600 r/min時，攪拌槽頂部也呈較高的流體湍動能耗散率，但仍遠低于葉輪區域，這表明了提高葉輪轉速并不能有效促使攪拌槽內流體湍動能耗散率分布均勻。

圖3 攪拌槽湍動能耗散率分布

..湍流渦特性

(4)

其中，和分別為速度梯度張量的反對稱分量和對稱分量，分別對應流場中的旋轉與變形，一般認為>0的區域為旋渦，即旋轉部分的渦量大于變形部分。以的等值面描述渦結構，即利用三維等勢面反應流場結構，不同葉輪轉速條件下以流體運動速度大小著色的=40 000等值面如圖4所示。

圖4 葉輪的尾渦特性

由圖4可知，在葉輪旋轉過程中，葉片后產生一系列尾渦，且位于葉片的上下兩端，并向后拓展逐漸耗散，其發展方向與葉輪旋轉方向一致，隨著葉輪轉速的增大，尾渦結構范圍擴大，整體上尾渦的發展狀況與湍動能耗散率分布一致，表明這些渦旋的產生、演變和耗散過程始終伴隨著湍流動能的耗散，有利于增強顆粒與藥劑的相互作用，提高顆粒表面疏水性。Kolmogorov湍流理論指出微觀湍流渦受湍動能耗散率和流體運動粘黏度的影響，并定義最小渦尺度()為

(5)

其中，為流體運動黏度，m/s；為湍動能耗散率，m/s。以葉輪中心為原點，選擇徑向坐標=45 mm的直線，分析不同葉輪轉速時最小渦尺度分布，如圖5所示。由圖5可知，在葉輪轉速相同時，葉輪附近的最小渦尺度達到最低，而其他區域最小渦尺度相對較大；隨著葉輪轉速的提高，流體最小渦尺度減小，流體能量耗散增大，調漿效果越顯著。

圖5 葉輪轉速對最小渦尺度的影響

2.2 顆粒分散特性

葉輪轉速對顆粒分散的影響如圖6所示。由圖6可知，葉輪轉速對顆粒分散狀況有顯著影響，葉輪轉速為400 r/min時，顆粒分散濃度方差為26.02，分散效果較差，隨著葉輪轉速的增大，顆粒分散濃度方差減小，當葉輪轉速為1 600 r/min時，顆粒分散濃度方差為1.44，基本達到均勻分散狀態，這主要是受攪拌槽內流體流速分布的影響，流速分布越均勻，顆粒分散效果越好。葉輪轉速為400 r/min時，攪拌槽底部顆粒濃度較高，存在淤積聚集現象，隨著高度的增大，顆粒濃度降低。

圖6 葉輪轉速對顆粒分散的影響

2.3 包覆角分析

不同葉輪轉速時葉輪中心區域顆粒包覆角如圖7所示。由圖7可知，隨著葉輪轉速的增大，葉輪中心區域的顆粒包覆角增大，表明顆粒疏水性與黏附性增強，可浮性提高。

圖7 不同葉輪轉速時顆粒包覆角

圖8為葉輪轉速為1 600 r/min時不同位置顆粒包覆角。自攪拌槽底部至頂部，顆粒包覆角呈先增后減趨勢，越靠近葉輪區，包覆角越大，這與湍動能耗散率及湍流渦尺度分布規律一致，湍動能耗散率越大，最小渦尺度越小，流體剪切作用越強，對顆粒與藥劑的相互作用越顯著。

圖8 不同位置顆粒包覆角分布

2.4 浮選效果

葉輪轉速對浮選效果的影響如圖9所示。由圖9可知，隨著葉輪轉速由400 r/min增至1 600 r/min，精煤產率由18.52%增至31.72%，灰分由13.72%減至10.12%，浮選效果顯著改善，與包覆角規律一致，進一步表明攪拌槽內的流場特性對煤泥調漿效果的影響。

圖9 葉輪轉速對浮選效果的影響

3 新型渦流強化調漿過程

3.1 過程構建

上述研究表明，煤泥浮選調漿過程需要合適的流體環境和湍流微渦。在流體作用過程中，不同動量(能量)區流體交匯摻混會引發一定尺度的湍流渦，渦雷諾數隨著渦尺度的減小而減小，渦-流體之間的摩擦以及渦演變過程中渦-渦交互作用會形成高速度梯度變化率及高湍流耗散，從而誘導微渦的生成。基于這種湍流渦設計準則，筆者先后設計了管流、錯向旋流、撞擊流的流場環境誘導湍流微渦生成，并揭示了不同流態下的湍流特征，其中管流環境通過在管流管內添置不同類型的內置構件，強化流體剪切撕裂作用，促使捕收劑油滴剪切分散；錯向旋流環境通過反向排布、切向給入的入料管形成錯向旋流，流體交匯處形成強烈的錯向混合，流體流動均勻，不存在“流動死區”，有利于強化顆粒、藥劑分散混合；撞擊流環境中內置不同結構的撞擊板，通過高速流撞擊作用產生流體局部強剪切，局部區域湍流渦尺度迅速減小，有利于強化顆粒與藥劑相互作用。

由此構建了集成不同流場環境的煤泥調漿過程，在一個裝置內使不同流態協同組合，誘導生成不同尺度湍流渦，在顆粒/藥劑分散混合以及顆粒表面改性2個層面對調漿過程的能量密度進行分配，基于此過程，開發對應的混合調質器，如圖10所示。該裝置主體為封閉的圓筒形結構，圓筒內分為旋流筒和內筒，內筒在旋流筒內側，圓筒頂部周邊設置礦漿分配槽，礦漿分配槽底部連接多個管流段，管流段入口處設置有三角翼形渦構件，管流段中設置3層旋流管，均與圓筒沿切向連接，且上、中、下層呈反向布置，從而在旋流筒內形成錯向旋轉剪切流，促使顆粒藥劑分散混合；形成錯向旋流的礦漿通過底部進入內圓筒，內圓筒內設置多塊不同結構的撞擊板和噴嘴，在撞擊板區域形成局部流體強剪切，誘導小尺度渦，強化藥劑在顆粒表面吸附改性。

圖10 新型渦流強化煤泥調漿過程與裝置

3.2 流場特性

參考1.2節方法對混合調質器進行流場模擬計算，選取入料流量為100，200，300，400，500 m/h。分別取=589，1 389 ，2 189，2 716 mm高度水平截面進行分析，其中前3個為3組旋流管截面，=2 716 mm為出口截面。裝置中心縱截面及不同位置橫截面流速分布如圖11所示。礦漿在入料分配槽內流動平緩，在高入料流量時，分配槽內流體加劇運動，靠近入料口處呈較高的流速。之后礦漿通過多根旋流管切向進入旋流筒，在旋流管內流速較大，在旋流筒內貼壁面處礦漿依然保持較大的流速，并形成明顯的切向運動，表明礦漿在旋流筒內形成較好的旋流狀態，有利于強化顆粒與藥劑分散混合，底層和中間層橫截面流體流動相較于上層更加劇烈，這主要是錯向旋流強化了流體間的相互作用，加快了礦漿運動，流體在旋流筒底部流速較快，這主要是流體通過旋流筒底部進入中心的內筒，過流截面收縮導致。在內筒，流體具有較大的流速，尤其是在撞擊板處，顆粒與藥劑受水相慣性作用影響不同，相互間產生速度差異，強化了藥劑與顆粒的碰撞吸附，更有利于顆粒表面改性。此外，流體流速隨著入料流量的增大而增大，當入料流量達到400 m/h時，流體流動已達到較劇烈的程度，尤其是在內筒多塊沖擊板處。

圖11 混合調質器流速分布

裝置湍動能耗散率分布如圖12所示。在低入料流量條件下，裝置內湍動能耗散率較低，隨著入料流量的增大，裝置內湍動能耗散率增大；在入料流量相同時，旋流筒內的湍動能耗散率較低，而內筒撞擊流區呈較高的湍動能耗散率，尤其是在出口多塊撞擊板處，表明撞擊流區域相比錯向旋流區域，湍流能量密度更大，會誘導更小尺度的微渦產生，在錯向旋流區顆粒與藥劑分散混合后，進一步強化藥劑在顆粒表面的吸附，提高調漿效率。

圖12 混合調質器湍動能耗散率分布

入料流量對最小渦尺度的影響如圖13所示。由圖13可知，裝置體平均最小渦尺度隨著入料流量的增大而減小，當入料流量為500 m/h時，體平均最小渦尺度達61.7 μm。入料流量為500 m/h時，line 1，line 2分別為撞擊流區和錯向旋流區的一條軸向線，可知撞擊流區最小渦尺度小于錯向旋流區，且在流體接近各塊撞擊板或者通過噴嘴收縮時，最小渦尺度達到最小，與湍動能耗散率分布類似，進一步證實了該裝置內湍流能量密度分配合理。

圖13 入料流量對最小渦尺度的影響

3.3 工業應用

根據上述研究成果開發的基于湍流能量密度適配的煤泥混合調質裝置，在河南能化集團眾泰煤焦化有限責任公司進行工業應用。根據現場工作條件和礦漿流量、煤泥性質等參數，結合設備放大和選型原則，開發了型號為MRM-800×3 600 mm型混合調質器作為煤泥浮選調漿設備，如圖14所示。工業生產實踐表明，該設備礦漿通過量為300～500 m/h，對煤泥顆粒具有良好的分散混合性能及改性效果，有利于為后續浮選環節創造良好的界面條件，提高浮選精煤回收效率；生產數據顯示在原有工藝參數條件下，浮選精煤回收率提高超過4%。

圖14 MRM-800×3 600 mm型煤泥混合調質器現場應用圖片

4 結 論

(1)攪拌槽內存在流向相反的上、下循環區，有利于顆粒分散；葉輪區的流體流速和湍動能耗散率較大，距離葉輪越遠，流體流動越緩慢，湍動能耗散率越低；葉輪葉片后存在尾渦，尾渦的發展狀況與湍動能耗散率分布一致，葉輪區的最小渦尺度最低，有利于增強顆粒與藥劑的相互作用；隨著葉輪轉速的增大，流體流速、湍動能耗散率增大，最小渦尺度減小。

(2)顆粒分散濃度方差隨著葉輪轉速的增大而減小，低轉速時顆粒分散不均勻，攪拌槽底部顆粒濃度較高，隨著高度的增大，顆粒濃度降低；包覆角隨著葉輪轉速的增大而增大，相同條件下，越靠近葉輪區，包覆角越大，顆粒改性效果越強；浮選試驗表明在試驗范圍內，葉輪轉速增大，調漿效果增強，精煤產率增大。

(3)煤泥浮選調漿過程需要合適的流體環境和湍流微渦，基于此構建了集成管流、錯向旋流、撞擊流等不同流場環境的煤泥調漿過程，并設計對應的混合調質器；數值模擬表明該裝置內湍流能量密度分配合理，旋流區流體流速較大，呈切向運動；撞擊流區流體運動劇烈，湍動能耗散率高，最小渦尺度小，有利于顆粒與藥劑相互作用；該裝置已進行工業應用，生產實踐表明該裝置礦漿通過量為300～500 m/h，在原有工藝參數條件下，浮選精煤回收率提高超過4%，應用效果較好。