閆小康，蘇子旭，王利軍，張海軍，曹亦俊，劉炯天

(1.中國礦業(yè)大學(xué) 化工學(xué)院，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業(yè)大學(xué) 國家煤加工與潔凈化工程技術(shù)研究中心，江蘇 徐州 221116；3.中國礦業(yè)大學(xué) 低碳能源與動力工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；4.鄭州大學(xué) 化工學(xué)院，河南 鄭州 450000)

隨著煤化工行業(yè)的快速發(fā)展及煤炭清潔高效利用要求的提高，煤氣化技術(shù)越發(fā)受到重視，氣化過程中產(chǎn)生大量煤氣化渣廢棄物，受限于技術(shù)及成本問題，主要以填埋堆存為主，煤氣化渣中富含大量硅、鋁組分，可用于制備水泥等建筑材料，具有較高資源化利用價值，但同時也含有部分未燃炭，會降低建筑材料強度，制約了其資源化利用，因此，開展煤氣化渣中炭、灰組分的高效分離是其資源化利用的必要前提。煤氣化渣中存在大量礦物熔融體，炭、灰包裹夾雜嚴重，嵌布粒度細，分選前需充分破碎解離，因此其分選粒度極細，浮選是分選細顆粒礦物的主要方法，根據(jù)礦物表面疏水性差異實施分離，氣泡礦化是浮選的核心環(huán)節(jié)，在礦化過程中疏水性顆粒與氣泡在流體作用下發(fā)生碰撞黏附浮升，而親水性顆粒則難以穩(wěn)定黏附在氣泡表面極易脫附，從而遺留在浮選槽中形成尾礦。通常，微細顆粒質(zhì)量小、動能低、慣性弱，遇氣泡時易跟隨流線從氣泡周圍繞流而過，難以與氣泡發(fā)生碰撞，導(dǎo)致礦化效率低，制約了微細粒礦物的浮選回收，因此，實施煤氣化渣中的炭-灰分離首先面臨微細粒難浮的問題。

浮選大多發(fā)生在湍流環(huán)境中，通過湍流調(diào)控提高顆粒動能，促使其擺脫流線與氣泡發(fā)生湍流碰撞(圖1)是提高微細粒礦化效率有效的方法。學(xué)者通過理論或試驗研究已證實強湍流有利于微細顆粒浮選。 SCHUBERT等在20世紀70年代開始研究浮選機內(nèi)的流體動力學(xué)行為，重點研究了浮選機內(nèi)部的湍流，指出葉輪區(qū)域的高湍流區(qū)是氣泡與顆粒發(fā)生碰撞和黏附的主要區(qū)域，且細粒浮選需要強湍流碰撞及高湍流耗散；JAMESON針對浮選設(shè)備設(shè)計新方向研究，指出微細顆粒浮選需強剪切的流場環(huán)境，且設(shè)計了由噴嘴及碗狀部件構(gòu)成的強剪切發(fā)生組件，該組件產(chǎn)生的流體環(huán)境具有極強的湍流強度，微細粒分選試驗效果較好；LIU和SCHWARZ等通過計算流體力學(xué)數(shù)值模擬預(yù)測得出細粒在局部高湍流耗散區(qū)礦化概率高；HOANG 等實驗證實了浮選機轉(zhuǎn)子高轉(zhuǎn)速帶來的強湍流能量耗散為細顆粒的浮選提供了良好的流體力學(xué)環(huán)境；NGUYEN等在浮選體系湍流效應(yīng)研究中指出，湍流對浮選顆粒及氣泡相互作用的微觀過程具有重要影響，對于湍流隨機過程的定量化認知需開展更深入的研究；CONG等研究了各向同性湍流中的氣泡-顆粒碰撞，認為湍流的加速剪切比重力對碰撞的影響更大，通過理論計算得出顆粒-氣泡碰撞效率隨湍流動能的增加而增加。周凌鋒等設(shè)計了以高速射流為主要特征的高效細粒浮選柱；楊潤全等研究發(fā)現(xiàn)，在機械攪拌式浮選機內(nèi)增加格柵板可同時產(chǎn)生不同強度的湍流場，為不同粒徑的顆粒提供相適應(yīng)的流體力學(xué)條件；黃光耀等開發(fā)了以管流紊態(tài)礦化為特征的CFC高效微細粒浮選機；劉炯天將管流單元集成在旋流-靜態(tài)微泡浮選柱中，用于強化細粒礦物回收，現(xiàn)已實現(xiàn)產(chǎn)業(yè)化規(guī)模應(yīng)用；筆者對該多流態(tài)梯級強化柱式分選過程進行了流體動力學(xué)研究，認為具有強湍流特性的管流礦化單元是入浮物料中可浮性最差的微細粒礦物回收的主要場所。

圖1 顆粒與氣泡湍流碰撞Fig.1 Turbulent collision between particles and bubbles

湍流本質(zhì)上由大小不一的渦組成，流體流動通過渦運動進行動能傳遞，筆者團隊對格柵誘導(dǎo)湍流場內(nèi)的顆粒運動進行粒子圖像測速(PIV)測量時發(fā)現(xiàn)，顆粒始終跟隨一定尺寸的小尺度渦運動，如圖2所示(圖中黑點為固體顆粒，藍色曲線為流體流線，視場10.7 mm×8 mm，相機幀數(shù)10 000幀/s，顆粒粒度180～210 μm，分辨率20 μm/pix)，即湍流渦直接作用于顆粒運動。

圖2 顆粒在湍流場運動的高頻高分辨率PIV測量Fig.2 Particle motion measurement in turbulent field using high frequency and resolution PIV

基于該認知，將傳熱領(lǐng)域用于強化管內(nèi)換熱的渦流發(fā)生器應(yīng)用于微細粒礦物浮選領(lǐng)域，在旋流-靜態(tài)微泡浮選柱的管流單元中均勻布置了結(jié)構(gòu)相同的多排渦流發(fā)生器，針對性地促進了微細顆粒與氣泡的相互作用，相對于單純提高流速以及轉(zhuǎn)速，該方法能夠誘導(dǎo)出大量含能宏觀渦，一方面增強顆粒與氣泡的輸運混合，另一方面，渦-渦交互作用及主流與渦流發(fā)生器壁面，尤其是其頂部的尖端部位之間的交互作用，使得局部湍流耗散率極大值顯著提高，小尺度渦的能量增強，使流體動能更有效地傳遞至小顆粒，提高了顆粒動能，幫助其擺脫流線、提高顆粒-氣泡碰撞概率，促進了微細粒礦物的浮選回收。浮選試驗結(jié)果證實，在不增加能耗的前提下該湍流渦調(diào)控方法可有效提高微細粒礦物的浮選指標(biāo)，由此將微細粒浮選的湍流調(diào)控向前推進到湍流渦調(diào)控層面。但通過進一步研究發(fā)現(xiàn)，該方法在強化微細顆粒碰撞的同時，對粒度稍大的顆粒將產(chǎn)生不利影響，例如在對黃銅礦的浮選過程中，-15 μm顆粒浮選回收率顯著提升，但37～74 μm顆?；厥章氏陆?，表明該湍流渦調(diào)控方法未充分考慮入浮物料的可浮性差異，未實現(xiàn)寬粒級顆粒的整體回收，使工業(yè)應(yīng)用受限。

筆者以微細粒問題突出的煤氣化渣為研究對象，采用計算流體力學(xué)(CFD)數(shù)值模擬技術(shù)研究不同結(jié)構(gòu)渦流礦化裝置內(nèi)部的兩相湍流流場特征，結(jié)合浮選試驗，分析湍流特性與煤氣化渣顆粒浮選效果之間的適配關(guān)系，依此進行基于湍流渦調(diào)控的渦流浮選過程設(shè)計，實現(xiàn)與礦物可浮性適配的湍流能量合理有序分布，最終強化寬粒級煤氣化渣高效浮選分離，也可為其他貧細礦物的高效浮選設(shè)備開發(fā)提供參考。

1 渦流礦化管段結(jié)構(gòu)及工作原理

渦流礦化裝置結(jié)構(gòu)如圖3所示，主要包括礦化管和矩形渦流發(fā)生器。其中礦化管是長度=300 mm，直徑=10 mm的空心圓柱管，為迎流面矩形邊長，為側(cè)面直角三角形直角邊長，α為矩形渦流發(fā)生器與管壁之間的傾斜角度，為了便于適配關(guān)系的探索，矩形渦流發(fā)生器與礦化管壁之間的傾斜角度分別設(shè)置為25°，35°，45°和55°，如圖3(b)所示，依次在礦化管內(nèi)定向排列，相鄰渦流發(fā)生器間距=40 mm，首排渦流發(fā)生器與入口截面距離=20 mm，筆者將內(nèi)置多排渦流發(fā)生器的傾角均相同時稱之為均衡渦流礦化管。礦漿通過入料泵給入礦化管，在礦化管一側(cè)給入空氣，形成含氣礦漿，在管內(nèi)發(fā)生湍流礦化，之后富含礦化氣泡的礦漿進入泡沫分離柱分離。

圖3 均衡渦流礦化管段結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure of the equilibrium vortex mineralization device

2 渦流礦化管內(nèi)部流場數(shù)值模擬及湍流特征

2.1 網(wǎng)格劃分

依據(jù)圖3在ICEM CFD中建立幾何模型，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，邊界層和渦流發(fā)生器區(qū)域網(wǎng)格予以加密，如圖4所示。以45°矩形渦流礦化管為例，以體積平均湍流耗散率(ε)為特征參數(shù)，進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，如圖5所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過76萬時，體積平均湍流耗散率趨于穩(wěn)定，選取76萬的網(wǎng)格劃分策略進行后續(xù)計算的網(wǎng)格劃分。

圖4 網(wǎng)格劃分Fig.4 Grid division

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗Fig.5 Grid independence verification

2.2 控制方程

煤氣化渣解離后粒度極細(大多小于45 μm)，且研究采用低濃度浮選，因此數(shù)值模擬簡化為氣-液兩相，模擬中采用歐拉-歐拉雙流體模型處理兩相流動、RNG-ε模型計算湍流、Schiller-Naumann模型計算氣-液相間曳力、Tomiyama模型計算升力。

連續(xù)性方程：

(1)

式中，為q相體積分數(shù)；為q相密度，kg/m；為q相速度，m/s。

動量守恒方程：

(2)

2.3 邊界條件與求解設(shè)置

入料口設(shè)置為速度入口(Velocity Inlet)，設(shè)置為2.12 m/s，對應(yīng)入料流量為0.6 m/h，氣含率設(shè)置為10%，出口設(shè)置為壓力出口(Pressure Outlet)，靜壓設(shè)置為0 (表壓)，固體壁面為無滑移壁面，工作介質(zhì)使用室溫下的空氣和水。

借助ANSYS FLUENT軟件進行求解，采用隱式求解器算法對控制方程進行離散化處理，采用Phase Coupled SIMPLE算法進行壓力-速度耦合計算，方程離散格式中，梯度采用Least Squares Cell Based格式，動量項和體積分數(shù)采用一階迎風(fēng)格式，湍流動能項、湍流耗散率項均采用二階迎風(fēng)格式，收斂殘差精度設(shè)為10，計算采用非穩(wěn)態(tài)求解，步長設(shè)為10～10s，計算達到統(tǒng)計學(xué)穩(wěn)定后，取后2～3個周期作時均處理用于后續(xù)結(jié)果分析。如無特別說明，后處理結(jié)果均取混合相的物理參量值。

2.4 湍流特征

湍流動能表征湍流流態(tài)下流體的速度脈動強度，決定微細顆粒是否能獲得足夠大的動能突破流線與氣泡發(fā)生碰撞及穩(wěn)定黏附，湍流耗散率表征由于速度梯度產(chǎn)生的流體內(nèi)摩擦引發(fā)湍流動能耗散的速率，與湍流最小渦尺度密切相關(guān)，渦尺度與其能有效作用到的顆粒尺寸相關(guān)。

..渦流發(fā)生器作用下的渦產(chǎn)生機理

不同傾斜角下渦流發(fā)生器后方(下游)流向截面與展向截面上的流體壓力分布如圖6所示，圖6中虛線為渦流發(fā)生器位置。如圖6(a)所示，沿流向截面，流體在經(jīng)過渦流發(fā)生器后，在后方形成了壓力較低的負壓區(qū)，該區(qū)域內(nèi)沿流動方向壓力遞增，即出現(xiàn)逆壓梯度，流體回流，形成渦旋，其旋轉(zhuǎn)流動的旋轉(zhuǎn)軸垂直于流向，為展向渦(圖7(a))；展向截面上渦流發(fā)生器兩側(cè)的逆壓梯度促使流向渦形成(圖6(b)，7(b))；隨渦流發(fā)生器傾斜角度增大，逆壓梯度提高。

圖6 內(nèi)置不同傾斜角度渦流發(fā)生器的礦化管內(nèi)流向與展向截面壓力云圖Fig.6 Pressure contours of flow direction and spanwise section in mineralized pipes with built-in vortex generator of different inclination angles

圖7 流向與展向截面流線Fig.7 Cross-section streamline diagram in the flow direction and spanwise direction

圖8為速度分布云圖，在渦流發(fā)生器的上方與側(cè)方的外圍主流區(qū)速度較高，而渦流發(fā)生器后方及兩側(cè)速度較低，由此形成了高速度梯度區(qū)，速度梯度越大，流體內(nèi)摩擦越強，湍流耗散率越高。隨著渦流發(fā)生器傾斜角度增大，速度梯度進一步增大。

..渦流發(fā)生器作用下的渦演化特征

利用判據(jù)對矩形渦流發(fā)生器誘導(dǎo)的湍流渦結(jié)構(gòu)進行識別，圖9(a)為渦流發(fā)生器后方2 mm展向截面上渦的空間分布，可見展向發(fā)卡渦在渦發(fā)生器上邊緣產(chǎn)生，騎在渦流發(fā)生器兩側(cè)產(chǎn)生的流向渦之上；圖9(b)中，以=8 000的等值面表征湍流空間渦結(jié)構(gòu)，并使用流向渦量()著色，可看到每個渦流發(fā)生器下游又形成一對旋向相反的長流向渦(流向渦量的數(shù)值正負代表旋轉(zhuǎn)方向不同)，這個反向渦對是由發(fā)卡渦和流向渦的交互作用誘導(dǎo)而出的二次渦，這些渦-渦、渦-主流之間強烈的交互作用將引發(fā)湍流脈動速度和速度梯度的急劇增加，使得湍流動能和湍流耗散率的急劇上升。隨著渦流發(fā)生器傾斜角的增加，壓力梯度與速度梯度提高(圖6，7)，渦的影響范圍及渦量進一步增大，渦-渦交互作用進一步增強。

..湍流動能

圖10為礦化管軸截面上不同矩形渦流發(fā)生器傾斜角度下的湍流動能分布云圖。流體經(jīng)過渦流發(fā)生器后，湍流動能均顯著增大，礦化管中心區(qū)域湍流動能低于近渦流發(fā)生器區(qū)域，可見渦流發(fā)生器誘導(dǎo)出的一系列湍流渦及其相互作用增強了湍流脈動；隨著與渦流發(fā)生器距離增加，流體湍流動能不斷衰減。渦流發(fā)生器傾斜角度對湍流動能分布影響顯著，結(jié)合圖9，在相同入口流速下，隨著傾斜角度增加，湍流渦對流場影響范圍和強度增大，渦作用持續(xù)增強，隨之帶來湍流動能提高，高湍流動能區(qū)域增大，當(dāng)傾斜角度為25°，35°，45°及55°時，湍流動能體積平均值分別達0.041，0.056，0.080，0.142 m/s。

圖8 內(nèi)置不同傾斜角度渦流發(fā)生器的礦化管內(nèi)流向與展向截面速度云圖Fig.8 Velocity contours of flow direction and spanwise section in mineralized pipes with built-in vortex generator of different inclination angles

圖9 內(nèi)置不同傾斜角度渦流發(fā)生器的礦化管展向與流向宏觀渦演化特征Fig.9 Evolution characteristics of spanwise and streamwise macro-vortices in mineralized tubes with built-in vortex generators of different inclination angles

..湍流耗散率

截取裝置中心軸截面，分析矩形渦流發(fā)生器角度對礦化管內(nèi)湍流耗散率分布的影響，如圖11所示。

圖10 內(nèi)置不同角度渦流發(fā)生器的礦化管內(nèi)湍流動能云圖Fig.10 Turbulent kinetic energy contours in the mineralization tubes with built-in vortex generators of different inclination angles

圖11 內(nèi)置不同角度渦流發(fā)生器礦化管內(nèi)湍流耗散率云圖Fig.11 Turbulent dissipation rate contours in the mineralized tubes with built-in vortex generators of different inclination angles

由圖11可知，對于任一角度矩形渦流發(fā)生器礦化管，其湍流耗散率分布與湍流動能分布特征基本一致，在渦流發(fā)生器后端，流體存在強湍流耗散，之后沿著流動方向逐漸衰減。在相同入口流速下，整體湍流耗散率隨著傾斜角度增加而增大，高湍流耗散率范圍顯著增大，當(dāng)傾斜角度達55°時，高湍流耗散率區(qū)幾乎布滿渦流發(fā)生器后端整個橫向區(qū)域，這主要是由于渦流發(fā)生器傾角的增加，使得速度梯度提高，即流體內(nèi)摩擦進一步增強，加劇了湍流動能耗散的速率。

..湍流最小渦尺度

湍流能譜分為含能區(qū)、慣性子區(qū)和耗散區(qū)，其中含能區(qū)渦為大尺度渦，大尺度渦裂變形成若干小尺度渦，不同尺度的渦之間不斷發(fā)生能量傳遞，能量從大尺度渦向小尺度渦傳遞，小尺度渦能量則向更小的渦旋傳遞，直至最小尺寸的渦旋，最后受流體黏性耗散的影響轉(zhuǎn)化成內(nèi)能。根據(jù)Kolmogorov湍流理論可知，最小渦尺度()與湍流耗散率和流體黏度有關(guān)，數(shù)學(xué)表征為

(3)

式中，為流體運動黏度，m/s；為湍流耗散率，m/s。

根據(jù)式(3)計算礦化管的最小渦尺度及管內(nèi)最小渦尺度均值，如圖12所示。

圖12 內(nèi)置不同渦流發(fā)生器傾斜角度礦化管內(nèi) 最小渦尺度云圖及平均最小渦尺度Fig.12 Minimum eddy scale contours and mean minimum eddy scale in the mineralized tubes with built-in vortex generators of different inclination angles

由圖12可知，在研究范圍內(nèi)，任一傾斜角度渦流發(fā)生器均可在礦化管內(nèi)誘導(dǎo)產(chǎn)生微米級小尺度渦，礦化管內(nèi)部中央?yún)^(qū)域的最小渦尺度大于距離渦流發(fā)生器較近的周邊區(qū)域，隨著內(nèi)置渦發(fā)生器傾斜角度增加，管內(nèi)大多區(qū)域上產(chǎn)生的最小渦尺度逐漸降低，平均最小渦尺度減小，渦尺度的降低有助于流體將自身動量有效傳遞到微細顆粒上。由圖12(b)可知，當(dāng)渦流發(fā)生器傾斜角度為25°時，礦化管內(nèi)最小渦尺度平均值為16.10 μm，已達顆粒尺度湍流渦范圍，將有利于強化微細顆粒與氣泡的碰撞；隨著傾斜角度的增大，當(dāng)傾斜角度為35°，45°，55°時，平均最小渦尺度分別可達14.71，12.74，10.34 μm。

綜上，隨著矩形渦流發(fā)生器角度的增大，渦交互作用增強，管內(nèi)湍流動能和湍流耗散率均顯著提高，產(chǎn)生的最小渦尺度逐漸變小。

3 均衡渦流礦化煤氣化渣浮選試驗

3.1 試樣與試驗方法

..試 樣

試樣取自寧東能源化工基地某企業(yè)煤氣化工藝條件下的氣化細渣。試驗前將試樣進行烘干、縮分后收集，其工業(yè)分析結(jié)果為：=1.61%，=74.75%，=4.07%，F(xiàn)C=19.57%，無法滿足其資源化利用要求。煤氣化渣大多炭、灰包裹嚴重，為了促使炭、灰組分解離，試驗前，將試樣按質(zhì)量濃度150 g/L加入水中，利用棒磨機以50 Hz頻率研磨10 min，以制備浮選試驗樣品。利用BT-9300S激光粒度分析儀(中國丹東百特)測量浮選試樣的粒度分布，如圖13所示，，，分別約為1.5，9.9，34.5 μm。

圖13 試樣粒度分布Fig.13 Size distribution of test sample

..試驗系統(tǒng)

利用實驗室渦流礦化浮選系統(tǒng)進行浮選試驗，如圖14所示，主要由礦漿調(diào)質(zhì)裝置、泡沫分離柱、渦流礦化管段(圖3)、多孔陶瓷氣泡生成裝置、電磁流量計、蠕動泵、空壓機、調(diào)壓閥、氣體微調(diào)流量閥、氣體流量計等組成。

圖14 實驗室渦流礦化浮選系統(tǒng)Fig.14 Laboratory vortex mineralization flotation system

..試驗方法

浮選前，配備質(zhì)量濃度30 g/L礦漿加入1.5 L攪拌槽中，在2 000 r/min轉(zhuǎn)速下攪拌2 min，按8 kg/t加入捕收劑(柴油)，攪拌3 min后，加入起泡劑(甲基異丁基甲醇，MIBC)，用量為8 kg/t，攪拌2 min，之后收集礦漿，加入實驗室渦流礦化浮選系統(tǒng)，開啟蠕動泵，調(diào)節(jié)入料流量為0.6 m/h，待礦漿穩(wěn)定循環(huán)流動后開啟進氣閥門，控制進氣量為1 L/min，浮選時間為7 min，分別在30，60，120，240，420 s收集精礦，將收集的精礦和尾礦過濾烘干后測試灰分，調(diào)整內(nèi)置渦流發(fā)生器傾斜角度，重復(fù)試驗。

產(chǎn)率()、燒失量(LOI)、可燃體回收率()的計算公式為

(4)

(5)

(6)

式中，為不同時間浮選精礦質(zhì)量，g；為入料質(zhì)量，g；為空瓷坩堝質(zhì)量，g；為氣化渣試樣質(zhì)量，g；為燒后氣化渣試樣與坩堝總質(zhì)量，g；LOI為原樣燒失量，%。

對浮選精礦和尾礦分別進行激光粒度測試，測試后計算不同粒級顆粒浮選回收率()：

(7)

其中，為精礦中各粒級產(chǎn)率，%；為精礦產(chǎn)率，%；為尾礦中各粒級產(chǎn)率，%；為尾礦產(chǎn)率，%。浮選速率常數(shù)()利用一級浮選動力學(xué)模型計算。

=(1-e-)

(8)

式中，為最大可燃體回收率，%；為浮選時間，s。

3.2 均衡渦流礦化浮選試驗結(jié)果

浮選試驗結(jié)果如圖15所示。由圖15可知，隨著渦流發(fā)生器傾斜角度由25°增至45°，可燃體回收率由72.35%增至83.74%，精礦燒失量變化不顯著，尾礦燒失量有所降低，該試驗結(jié)果與前述理論分析一致，渦流發(fā)生器傾斜角度增大使湍流動能及湍流耗散率增加，湍流渦尺度減小，增強了微細顆粒與氣泡的碰撞，提高了礦化概率，可燃體回收率提升，尾礦中炭組分含量降低。但隨著傾斜角度持續(xù)增至55°，可燃體回收率由83.74%降至75.70%，這可能是由于湍流強度持續(xù)增加，導(dǎo)致部分黏附到氣泡表面的粗顆粒發(fā)生脫附，可燃體回收率降低。

3.3 浮選產(chǎn)物粒度

浮選產(chǎn)物中不同粒徑顆粒的浮選回收率如圖16所示。由圖16可知，隨著渦流發(fā)生器傾斜角度增大，-45，45～75 μm煤氣化渣顆粒的浮選回收率均先增大后減小。-45 μm顆粒的浮選回收率拐點發(fā)生在傾斜角度為45°，結(jié)合2.4節(jié)分析結(jié)果，此時湍流產(chǎn)生的最小渦尺度均值為12.74 μm，湍流動能均值為0.080 m/s；45～75 μm煤氣化渣顆粒的浮選回收率拐點前移，在傾斜角度為35°時達到最大，此時湍流最小渦尺度為14.71 μm，湍流動能均值為0.056 m/s，

圖15 內(nèi)置不同傾斜角度渦流發(fā)生器的 均衡渦流礦化浮選試驗結(jié)果Fig.15 Flotation results of equilibrium mineralized tube with vortex generators of different angles

圖16 均衡渦流礦化浮選試驗各粒級顆粒浮選回收率Fig.16 Flotation recovery rate of each size particle by equilibrium mineralized tube

超過拐點后，回收率下降說明顆粒脫附。

可見，不同粒徑的細粒浮選，需要適配不同湍流特性的流場，顆粒粒度越細，越需要強湍流，而隨著顆粒粒度增大，相適配的湍流環(huán)境能提供的湍流動能逐漸降低，最小渦尺度逐漸增大，以降低脫附概率。

4 梯級渦流浮選過程設(shè)計

4.1 過程構(gòu)建

根據(jù)上述得出的渦流發(fā)生器結(jié)構(gòu)、湍流特征參量與浮選指標(biāo)之間的關(guān)系，同時借鑒前期針對微細粒黃銅礦浮選的研究，將不同角度的矩形渦流發(fā)生器在礦化管內(nèi)有序排列，使其能產(chǎn)生梯級變化的湍流環(huán)境，如圖17所示，相鄰渦流發(fā)生器的間距=40 mm，首排渦流發(fā)生器與入口截面的距離=20 mm，第1排與第2排設(shè)置傾角為55°的渦流發(fā)生器，第3排與第4排設(shè)置傾角為45°的渦流發(fā)生器，第5排設(shè)置傾角為35°的渦流發(fā)生器，考慮到可能存在的顆粒聚并，第6排增設(shè)了傾角為25°的渦流發(fā)生器。

圖17 梯級渦流礦化管結(jié)構(gòu)Fig.17 Structure of the stepped vortex mineralized tube

4.2 湍流特性

對梯級渦流礦化管的內(nèi)部流場開展相同條件下的CFD數(shù)值模擬。梯級渦流礦化管內(nèi)湍流動能、湍流耗散率以及渦結(jié)構(gòu)分布如圖18所示。

由圖18(a)，(b)可知，在任意一排渦流發(fā)生器后均存在局部強湍流動能及強湍流耗散區(qū)域，與單一角度均衡渦流發(fā)生器礦化管內(nèi)渦流發(fā)生器后方流場特征一致；沿著流動方向，隨著渦流發(fā)生器傾斜角度逐漸減小，渦流發(fā)生器后局部湍流動能及湍流耗散率逐漸降低(即最小渦尺度逐漸增大)，礦化管內(nèi)湍流特性呈梯級變化趨勢；由圖18(c)可以看出，流向渦渦管的長度及渦量減小，使得湍流渦間的交互作用減弱，湍流脈動降低。滿足構(gòu)建湍流特性梯級有序分布的流場構(gòu)建要求，即首先產(chǎn)生強湍流區(qū)，強化微細顆粒與氣泡的碰撞，之后湍流動能應(yīng)逐漸減小，渦尺度應(yīng)增大，確保高湍流環(huán)境下脫附的粗顆粒二次回收。

圖18 梯級渦流礦化管湍流耗散率、湍流動能及 渦結(jié)構(gòu)分布云圖Fig.18 Distribution of turbulent flow energy,turbulent dissipation rate and vortex structure in stepped vortex tube

4.3 梯級渦流礦化裝置浮選試驗結(jié)果

利用梯級渦流礦化浮選裝置進行煤氣化渣浮選試驗(試驗條件參考3.1節(jié))，并開展相同功耗(近似相同)、相同藥耗及相同體積容量條件下實驗室機械攪拌式浮選機浮選試驗，2者的浮選效果對比見表1。

由表1可知，梯級渦流礦化浮選裝置可燃體回收率達89.99%，優(yōu)于任一單一角度均衡渦流礦化浮選裝置，且尾礦燒失量為4.66%，達到一級灰的國家標(biāo)準(zhǔn)，進一步證實了所構(gòu)建的渦流梯級浮選過程流場特征分布較為合理，可提高微細粒碰撞概率且有效降低粗粒脫附概率，初步實現(xiàn)了寬粒級顆粒的梯級浮選回收，提高了整體浮選效率。在相同條件下，梯級渦流礦化浮選裝置相比于實驗室機械攪拌式浮選機，精礦產(chǎn)率提高23.44%，可燃體回收率提高49.74%，浮選速率常數(shù)提高0.000 9 s。

表1 浮選效果對比

5 結(jié) 論

(1)流體經(jīng)過礦化管內(nèi)矩形渦流發(fā)生器后，可誘導(dǎo)產(chǎn)生發(fā)卡渦、流向渦及旋轉(zhuǎn)方向相反的二次流向渦對，渦-渦、渦-主流之間的交互作用顯著提高湍流動能、降低渦尺度；在相同入料流量條件下，隨著傾斜角度由25°增至55°，湍流動能和湍流耗散率增大，高湍流作用區(qū)域范圍增大，平均最小渦尺度由16.10 μm減至10.34 μm。

(2)隨著渦流發(fā)生器傾斜角度由25°增至45°，煤氣化渣可燃體回收率逐漸增大，尾礦燒失量逐漸減小，傾斜角度進一步增至55°時，可燃體回收率降低，尾礦燒失量略有回升，-45 μm 與45～75 μm煤氣化渣顆粒浮選回收率均隨著渦流發(fā)生器傾斜角度增大而先增大后減小，其中45～75 μm顆?；厥章蕼p小的幅度更大，轉(zhuǎn)折點對應(yīng)的湍流動能更低，表明不同粒徑的顆粒浮選需要適配不同湍流特性流場，顆粒粒度越小，越需要小尺度渦及強湍流流場，而隨著顆粒粒度的增大，相適配的湍流環(huán)境能夠提供的湍流動能應(yīng)逐漸降低，最小渦尺度應(yīng)逐漸增大，以避免粗顆粒的脫附；在研究范圍內(nèi)，-45 μm 與45～75 μm煤氣化渣顆粒相適配的最小湍流渦尺度均值分別是12.74 μm和14.71 μm，湍流動能均值不宜超過0.080 m/s及0.056 m/s。

(3)將不同角度矩形渦流發(fā)生器在礦化管內(nèi)有序排列，構(gòu)建了梯級變化的湍流環(huán)境，浮選試驗表明該裝置可燃體回收率達到89.99%，尾礦燒失量為4.66%，均優(yōu)于相同條件下均衡渦流裝置和機械攪拌式浮選機的浮選指標(biāo)，初步實現(xiàn)了煤氣化渣炭-灰浮選分離過程強化。