基于撞擊流調(diào)控的煤泥水混合過程強(qiáng)化研究

唐海龍，樊玉萍，馬曉敏，董憲姝，常 明

（1.太原理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院,山西 太原 030024；2.太原理工大學(xué) 山西省生態(tài)礦業(yè)工程研究中心,山西 太原 030024）

0 引言

濕法選煤是煤炭清潔高效利用的重要途經(jīng)，我國每年因洗選產(chǎn)生的煤炭廢水高達(dá)幾十億立方米，這些廢水通常采用濃縮壓濾方式凈化回用[1-2]。為使平行處理的各濃縮機(jī)入料濃度及顆粒粒度、密度等性質(zhì)保持一致，需要混料桶對樣品進(jìn)行充分混合后分配至各濃縮機(jī)中。煤泥水混料桶雖結(jié)構(gòu)簡單，但內(nèi)部流場復(fù)雜，且對入料前添加凝聚劑的凝聚效果及后續(xù)濃縮機(jī)的絮凝效果有著重要作用[3]?；炝贤皟?nèi)部為強(qiáng)紊流混合區(qū)。強(qiáng)紊流混合區(qū)產(chǎn)生局部強(qiáng)剪切，增大顆粒、藥劑間的速度差異，強(qiáng)化藥劑在顆粒表面的碰撞吸附[4]。所以針對混料桶流場特性和顆粒運(yùn)動行為進(jìn)行研究，對于優(yōu)化混料桶結(jié)構(gòu)和提升生產(chǎn)效率有實(shí)際意義。

流體中普遍存在著顆粒碰撞行為[5]。對于混料桶內(nèi)部流場，流體輸運(yùn)的湍流效應(yīng)和顆粒運(yùn)動的碰撞相互影響[6]。湍流在物理結(jié)構(gòu)上可以看作是不同尺度渦旋疊加組合形成的流動，這些渦的尺度大小以及旋轉(zhuǎn)軸的方向是隨機(jī)分布的。大尺度渦的尺寸近乎流場的大小，其主要決定條件是流場的邊界條件，大尺度渦是導(dǎo)致低頻脈動的主要原因；大尺度渦持續(xù)破裂導(dǎo)致渦尺度不斷減小，直至產(chǎn)生最小尺度渦，小尺度渦的尺寸約為流場尺度的1/1 000 量級，其主要決定條件是流體的黏性力，小尺度渦是導(dǎo)致高頻脈動的主要原因[7-10]。流體流動是否產(chǎn)生渦旋對顆粒的運(yùn)動狀態(tài)有著非常大的影響，要合理利用渦旋，就需要對其本質(zhì)機(jī)理有明確認(rèn)識，從而充分利用其優(yōu)勢，促進(jìn)顆粒碰撞[11]。而撞擊流反應(yīng)流場中存在著大量無序的湍流渦結(jié)構(gòu)，使其具有良好的混合效果[12-13]。研究顯示，造成水中微細(xì)顆粒之間的碰撞的本質(zhì)原因是湍流的亞微觀結(jié)構(gòu)，也就是在湍流過程中所形成的微渦旋[14]。微渦旋流動可以很好的增進(jìn)流體里微細(xì)顆粒的擴(kuò)散與接觸，主要有以下兩點(diǎn)原因[15]：①渦流形成的流層之間存在的速度差異導(dǎo)致的流體相對運(yùn)動造成其中的微粒發(fā)生相對運(yùn)動[16]；②渦流的旋轉(zhuǎn)特性，旋轉(zhuǎn)的流體夾帶的微粒由于離心力在渦旋中做徑向運(yùn)動，從而促進(jìn)了微粒間的碰撞。當(dāng)微渦旋尺度越接近顆粒尺度時(shí)對顆粒間相互碰撞越有利[17-18]。湍流中，顆粒有效碰撞次數(shù)為碰撞頻率與時(shí)間的乘積，所以設(shè)備中的攪拌強(qiáng)度和攪拌時(shí)間對水中顆粒的碰撞有重要影響[19]。

通常整個(gè)流場以及單個(gè)顆粒和群體顆粒的動力學(xué)問題通過采用數(shù)值模擬的方式進(jìn)行量化分析[20-21]。模擬中，組分輸運(yùn)模型(Species Transport) 和DPM(Discrete Phase Model)模型相互結(jié)合可有效仿真有化學(xué)反應(yīng)混合[22]和無化學(xué)反應(yīng)混合過程[23]。同比例改變混料桶體積大小對內(nèi)部流場影響較大，因而在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行試驗(yàn)較為困難，立足于開發(fā)煤泥水液-液混合，液-固分離過程強(qiáng)化處理設(shè)備，采用數(shù)值模擬研究了裝置內(nèi)部混合流體運(yùn)動規(guī)律，分析了顆粒分布規(guī)律，為混合凝聚裝置水力參數(shù)優(yōu)化提供了理論依據(jù)和數(shù)據(jù)支撐[24]。

1 模擬方案

1.1 結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分

此次數(shù)值模擬混料桶模型為塔山煤礦選煤廠煤泥水混料桶，其結(jié)構(gòu)如圖1a、1b 所示，桶體段高度為2 000 mm，內(nèi)徑為1 800 mm，入料口及出料口位置如圖1c、1d 所示。上入料口（進(jìn)料口1）的直徑為625 mm，側(cè)入料口（進(jìn)料口2 和進(jìn)料口3）的直徑均為525 mm，且進(jìn)料口1、2、3 的入料角度兩兩垂直。出料口的直徑為725 mm。文中將側(cè)入料口以下區(qū)域稱為桶體下部區(qū)域，側(cè)入料口以上區(qū)域稱為桶體上部區(qū)域。

圖1 混料桶尺寸結(jié)構(gòu)Fig.1 Dimensional structure of the mixing drum

由上入料口和側(cè)入料口進(jìn)入的懸浮液射流相互垂直交叉碰撞，形成射流-撞擊流。相互碰撞的流體會向周邊擴(kuò)散，擴(kuò)散較快的區(qū)域和擴(kuò)散較慢的區(qū)域之間會形成壓力差。流體向著低壓區(qū)快速移動形成渦流區(qū)域，從而達(dá)到攪拌混合的目的。在攪拌混合時(shí)可加速細(xì)微顆粒擴(kuò)散和運(yùn)動，產(chǎn)生的渦旋能有效增大顆粒碰撞概率，在混料桶加入凝聚劑可增強(qiáng)凝聚效果。由于凝聚劑對桶體內(nèi)流場的影響極小，所以此次模擬沒有考慮凝聚劑，只考慮渦的演化及顆粒運(yùn)動。

此次模擬采用Fluent Meshing 軟件進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，選擇六面體/多面體混合網(wǎng)格，如圖2 所示。內(nèi)流場區(qū)域采用六面體網(wǎng)格劃分，邊界層采用多面體網(wǎng)格劃分。數(shù)值模擬前進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，如圖3，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到148 萬時(shí)，體積平均湍動能耗散率趨于穩(wěn)定。綜合計(jì)算準(zhǔn)確性及成本，最終選取網(wǎng)格總數(shù)約 148 萬的劃分策略。

圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid division

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)Fig.3 Grid independence verification

1.2 流體參數(shù)選擇

對混料桶模型采用組分輸運(yùn)模型進(jìn)行不同流速比條件混料桶的流場數(shù)值模擬，采用DPM 模型進(jìn)行流場-顆粒雙向耦合模擬。

模擬前測定了煤泥水懸浮液密度和黏度隨固體顆粒的密度、粒度及濃度的影響規(guī)律（溫度為16 ℃，選用NDJ-9S 旋轉(zhuǎn)黏度計(jì)）結(jié)果如圖4、5 所示，組分輸送模型采用為不同密度物料在不同vup（上入料口的入料流速）和vside（側(cè)入料口的入料流速）下混料桶內(nèi)部流場變化，模擬入料性質(zhì)參照選煤廠濃縮旋流器溢流和快開壓濾機(jī)濾液，其密度分別為1 237 kg/m3和1 025 kg/m3。DPM 模型探究了如表1 所示的4種顆粒在混料桶流場中的分布狀態(tài)和運(yùn)動軌跡，受計(jì)算能力限制，DPM 模型中對10-6s 內(nèi)產(chǎn)生的顆粒進(jìn)行定位跟蹤，此次模擬中形成了3 620 個(gè)pacel（DPM模型中將一定數(shù)量顆粒打包為一個(gè)pacel，顆粒和流場之間的相互作用是以pacel 為單位進(jìn)行的），總共形成顆粒數(shù)為4 958 個(gè)，每個(gè)pacel 包含1.369 6 個(gè)顆粒。

表1 DPM 模型固體顆粒參數(shù)Table 1 DPM model solid particle parameters

圖4 懸浮液密度隨顆粒密度及濃度變化Fig.4 Variation of suspension density with particle density and concentration

圖5 懸浮液黏度隨顆粒粒度及濃度變化Fig.5 Variation of suspension viscosity with particle size and concentration

1.3 數(shù)學(xué)模型

考慮到煤泥水中固體顆粒粒度較細(xì)（大多小于500 μm），且研究采用高濃度、較大粒度和低濃度、較低粒度煤泥水混合，因此數(shù)值模擬設(shè)計(jì)為高濃度組分和低濃度組分兩組分混合輸送模型處理兩種不同密度和黏度流體流動，組分輸送模型選用 realizekε模型計(jì)算湍流，主要控制方程如下：

式中：Ds為組分S在水體中的擴(kuò)散系數(shù)；Cs為該組分的體積濃度；ρCs為 該組分的質(zhì)量濃度；Ss為該組分的生產(chǎn)率。

利用時(shí)間平均的三維瞬態(tài) Navier-Stokes 方程、能量方程和連續(xù)性方程，采用有限體積法，將歐拉框架內(nèi)的液體流動作為連續(xù)相求解。在物質(zhì)輸運(yùn)模型中，筆者在 Eulerian 參考系中求解了另一個(gè)非反應(yīng)性的兩物質(zhì)輸運(yùn)方程(不同密度、黏度的液體)，以確定煤泥水的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。在離散相模型中，采用拉格朗日框架下 Fluent 的粒子跟蹤法(離散相模型)在連續(xù)相(水)內(nèi)跟蹤顆粒。

作用在顆粒上的重要力是阻力、升力和重力(浮力)。通過將拉格朗日坐標(biāo)系下的粒子力平衡方程沿i方向積分，確定了液相中粒子的運(yùn)動軌跡。

DPM 模型控制方程：

其中，ui為 流體相速度為粒子速度；ρ為流體密度，ρp為顆粒密度是單位粒子質(zhì)量的阻力，由 Stokes-Cunningham 阻力定律給出，Cc=1+2λ/dp[1.257+0.4e-(1.1dp/2λ)]是亞微米顆粒的 Cunningham 修正因子。λ=6.6×10-8是分子的平均自由路徑。等式右邊的第二項(xiàng)是重力，最后一項(xiàng)Fi包括作用在粒子上的所有附加力，即升力、虛擬質(zhì)量力、布朗力和壓力梯度力。利用Saffman 升力方程建立了升力模型。

1.4 邊界條件

入料口均設(shè)置為速度入口（Velocity Inlet），入料口流速設(shè)置見表2，出料口均設(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，借助 ANSYS FLUENT 軟件進(jìn)行求解，采用隱式求解器算法對控制方程進(jìn)行離散化處理，多組分輸送模型采用 SIMPLE 算法進(jìn)行壓力-速度耦合計(jì)算，密度混合法則采用容積比重混合法則，黏度混合法則采用質(zhì)量加權(quán)混合法則，方程離散格式中，梯度采用 Least Squares Cell Based 格式，動量項(xiàng)和質(zhì)量分?jǐn)?shù)，湍流動能項(xiàng)、湍流耗散率項(xiàng)均采用二階迎風(fēng)格式；DPM 模型工作介質(zhì)使用室溫下的水，并添加1.3節(jié)中提到的附加力。收斂殘差精度設(shè)置為 10-4，計(jì)算采用非穩(wěn)態(tài)求解，時(shí)間步長設(shè)置 10-4s，計(jì)算約36 s達(dá)到統(tǒng)計(jì)學(xué)穩(wěn)定后，取后10 s 作時(shí)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。

表2 入料口入料流速方案Table 2 Feed flow rate scheme at the inlet

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 湍流特征分析

湍流動能表征湍流流態(tài)下流體的速度脈動強(qiáng)度，決定微細(xì)顆粒是否能獲得足夠大的動能突破流線與較大顆粒發(fā)生碰撞，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的顆粒尺寸相關(guān)。

1)渦產(chǎn)生機(jī)理。當(dāng)vup∶vside為1.882∶1.258，且ρup（上入料口入料密度）和ρside（側(cè)入料口入料密度）相同時(shí)軸向截面與展向截面上的流體壓力分布如圖6所示。圖6a 為Z=200、700、1 250、1 800 mm 等各截面上壓力及整體混料桶流線空間分布圖，圖中由于入料流向在桶體下部靠近出口一側(cè)形成了高壓區(qū)域，靠近入口一側(cè)形成低壓區(qū)域，由流線可以看出流體從高壓區(qū)域流向低壓區(qū)域。沿軸向，如圖6b 為Y=0截面所示，相互正交流向的流體在經(jīng)過桶體之后，在Y-Z面兩側(cè)形成了壓力較低的負(fù)壓區(qū)，該區(qū)域內(nèi)沿流動方向壓力遞增，即出現(xiàn)了逆壓梯度，流體回流，形成渦旋，其旋轉(zhuǎn)流動的旋轉(zhuǎn)軸垂直于軸向，為展向渦;從圖6a 可以看出部分桶體下部區(qū)域的上升流體又進(jìn)入了桶體上部區(qū)域的展向渦區(qū)域。同樣，圖6c 為Z=700 mm 截面所示的展向截面上，桶體900 mm 以下兩側(cè)的逆壓梯度促使圖中所示軸向渦的形成。結(jié)合圖6a 和6c 可以得知在桶體下部區(qū)域Y-Z面兩側(cè)形成了螺旋上升的發(fā)卡渦。展向渦和軸向渦強(qiáng)化流體內(nèi)細(xì)微顆粒團(tuán)聚，發(fā)卡渦強(qiáng)化上-側(cè)入料不同密度流體之間的混合。

圖6 混料桶內(nèi)壓力云圖Fig.6 Pressure cloud in the mixing drum

2)混料桶內(nèi)宏觀渦演化過程。采用Q準(zhǔn)則識別葉輪生成的湍流渦結(jié)構(gòu)。通常情況下流體區(qū)域中當(dāng)Q＞0 時(shí)認(rèn)為有旋渦產(chǎn)生，即旋轉(zhuǎn)部分的渦量大于變形部分[25]，Q準(zhǔn)則特征方程為

其中，Ω為速度梯度張量的反對稱分量（旋轉(zhuǎn)速率張量）；S為速度梯度張量的對稱分量（應(yīng)變速率張量）。分別對應(yīng)流場中的旋轉(zhuǎn)與變形。圖7 為不同入料流速比下Q=0.01 時(shí)渦三維等勢面圖，并用流體流動速度著色。分析可知，在進(jìn)料流速比相同的情況下，ρside＞ρup時(shí)桶體內(nèi)所產(chǎn)生的渦的渦尺度明顯大于ρup＞ρside時(shí)所產(chǎn)生的渦的渦尺度。在進(jìn)料密度相同情況下，vup∶vside為1.882∶1.258 時(shí)，桶體下部宏觀渦尺度最小，桶體上部展向渦尺度最大。當(dāng)vup:vside為1.258∶1.258 和1.882∶1.870 時(shí)渦形態(tài)基本相同，在ρup＞ρside情況下，桶體下部發(fā)卡渦尺度減小，渦通量增大，渦強(qiáng)度增強(qiáng)，小尺度渦更有利于流體混合。

對于渦等勢面上速度分布，在流體交叉碰撞區(qū)至出料口區(qū)域速度較高，而桶體上部及桶體下部遠(yuǎn)離入料口區(qū)域以及宏觀渦區(qū)域速度較低，由此形成了速度梯度區(qū)，渦流中不同流層間的速度梯度及桶內(nèi)區(qū)域之間的剪切速率可有效強(qiáng)化流體間相互混合及顆粒間相互碰撞。

3)湍流動能。混料桶X=0 mm、Z=200 mm、400 mm、700 mm、1 000 mm、1 200 mm、1 500 mm、1 700 mm各截面上不同入料流速比下的湍流動能三維空間分布如圖8 所示。流體進(jìn)入桶體時(shí)，各流速比下湍流動能均有增大趨勢，桶體下部靠近側(cè)入料口區(qū)域和桶體上部遠(yuǎn)離上入料口區(qū)域湍流動能低于其他區(qū)域，隨著與撞擊點(diǎn)距離的增加，流體湍流動能不斷衰減，可見垂直交叉流誘導(dǎo)出的一系列湍流渦及其相互作用增強(qiáng)了湍流脈動。此外，入料流速對湍流動能分布影響顯著，結(jié)合圖7 渦演化特性分析，在入料密度相同情況下，隨著入料流速增加，高湍流動能區(qū)域增大，高湍流動能區(qū)中渦與渦之間的強(qiáng)相互作用對不同流體之間混合起強(qiáng)化作用。

圖8 不同入料流速比下混料桶內(nèi)湍流動能空間分布云圖Fig.8 Spatial distribution contours of turbulent kinetic energy in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios

4)最小渦尺度。湍流中，大尺度渦從主流體中不斷獲得能量，然后通過不同尺度渦之間和相同尺度渦之間的相互作用，能量逐漸傳遞至小尺寸渦中。最后因?yàn)榱黧w粘性力持續(xù)作用導(dǎo)致能量耗散，小尺度渦逐漸消失，湍流流體中的能量轉(zhuǎn)化為流體的內(nèi)能[26]。根據(jù)Kolmogorov紊流微渦旋理論，最小渦尺度λ數(shù)學(xué)表征[27-28]為

式中：v為流體的運(yùn)動黏度，m2/s；ε為單位質(zhì)量水體耗散的有效能耗，m2/s。利用式(7)可計(jì)算桶體內(nèi)各區(qū)域的最小渦尺度大小以及各部分最小渦尺度均值，如圖9 所示。

圖9 不同入料流速比下混料桶內(nèi)最小渦尺度空間分布云圖Fig.9 Spatial distribution contours of the minimum vortex scale in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios

根據(jù)圖9，在混料桶各研究區(qū)域范圍內(nèi)，任意流速比均可誘導(dǎo)出μm 級小尺度渦，混料桶內(nèi)靠近出料口一側(cè)最小渦尺度小于靠近入料口一側(cè)的最小渦尺度。結(jié)合圖10，在實(shí)際流速比相同情況下，ρup＞ρside時(shí)桶內(nèi)產(chǎn)生的最小渦尺度均小于ρside＞ ρup時(shí)所產(chǎn)生的最小渦尺度，當(dāng)上入料口和側(cè)入料口入料流速均為1.258 時(shí)，兩密度條件下桶內(nèi)最小渦尺度平均值分別為96.83 μm 和104.99 μm，已達(dá)到顆粒有效碰撞渦尺度。vup∶vside從1.882∶1.258 降低至1.258∶1.870時(shí)，桶內(nèi)產(chǎn)生的最小渦的尺寸在大多數(shù)區(qū)域呈現(xiàn)減小趨勢，最小渦尺度平均值減小，最小渦尺度的減小對流體內(nèi)能有效傳遞于細(xì)微顆粒有有利作用。在上-側(cè)入料密度不變的條件下，當(dāng)ρup＞ρside時(shí)，隨著vup∶vside增大，湍流動能和湍流耗散率緩慢增大，高湍流作用區(qū)域范圍增大。當(dāng)ρup＜ρside時(shí)，湍流動能和湍流耗散率減小，高湍流作用區(qū)域范圍減小。當(dāng)流速比相近，僅流速增大時(shí)（vup∶vside從1.258∶1.258 增大至1.882∶1.870），湍流動能和湍流耗散率增大且湍流耗散率變化比湍流動能變化更快，流體內(nèi)能量耗散速度加快，最小渦尺度減小。通過計(jì)算各流速比最小渦尺度最小值、平均值、最大值之間的差值可得知最小渦尺度主要以小于平均最小渦尺度的渦為主。

2.2 流體性質(zhì)分析

根據(jù)流體混合原理，理論混合密度公式為加權(quán)平均：

表3 不同入料流速比下混料桶內(nèi)理論混合密度Table 3 Theoretical mixing density in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios

湍流黏度（渦黏系數(shù)）和混合長度的平方同平均流速梯度的乘積成正比，湍流黏度的量綱中，可以知道湍流尺度的平方與時(shí)間成正比關(guān)系，其中，大尺度湍流是混合的促成因素[29]。湍流黏度反映的是流體作湍流運(yùn)動時(shí)所產(chǎn)生的黏性應(yīng)力和附加應(yīng)力，其中附加應(yīng)力包括法向附加應(yīng)力和切向附加應(yīng)力，這些附加應(yīng)力都是湍流所特有的，是由于流體質(zhì)點(diǎn)的脈動產(chǎn)生的。

上-側(cè)入料口不同入料密度下不同流速比的情況中，理論混合密度在桶體中分布等值面如圖11，并用等勢面上得湍流黏度變化對其著色。由圖可得，同一流速比時(shí)，理論混合密度等值面圖在ρup＞ρside時(shí)桶體內(nèi)所占據(jù)尺度均大于ρup＜ρside時(shí)的尺度。不論入料密度變化，當(dāng)實(shí)際流速比為1.882∶1.258 時(shí)，理論混合密度等值面的表面積均達(dá)到最大。ρup＞ρside時(shí)，沿Z 軸負(fù)方向湍流黏度逐漸增大；ρup＜ρside時(shí)，沿Y軸正方向湍流黏度逐漸增大。流速比相同時(shí)理論混合密度等值面圖上ρup＞ρside時(shí)的湍流黏度均大于ρup＜ρside時(shí)的湍流黏度，湍流黏度越大，流體速度梯度越大，湍流動能耗散越快，小尺度渦分布越密集，其更有利于流體混合及顆粒碰撞。

圖11 不同入料流速比下混料桶內(nèi)理論混合密度等值面Fig.11 Isosurfaces of theoretical mixing density in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios

根據(jù)圖12 中湍流黏度隨桶體高度的不同而變化的分布云圖，當(dāng)上-側(cè)入料流速比小于1.0 時(shí)，在ρup＞ρside的情況下，湍流黏度會隨桶高位置的上升而呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在725～1 025 mm 內(nèi)達(dá)到最大值；在ρup＜ρside的情況下，湍流黏度會呈現(xiàn)隨桶高位置的上升而逐漸減小的趨勢，但在高度大于1 500 mm 的位置有一個(gè)明顯增大。而當(dāng)上-側(cè)入料流速比大于1.0 時(shí)，兩種不同入料密度情況下，湍流黏度會隨桶高位置的上升均呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢，說明在ρup＞ρside情況下，增大上-側(cè)流速比可增強(qiáng)桶體下部區(qū)域流體混合和對顆粒作用；在ρup＜ρside的情況下，減小上-側(cè)流速比可增強(qiáng)桶體下部區(qū)域流體混合和對顆粒作用。且不論入料密度如何變化，桶體下部的湍流強(qiáng)度均大于桶體上部，因而桶體下部區(qū)域體積大小對流體混合效果有較明顯影響。

圖12 不同流速比下湍流黏度隨桶體高度變化Fig.12 Variation of turbulent viscosity with drum height for different velocity ratios

當(dāng)ρup＞ρside時(shí)，如圖13a，流速比在0.67～1.05 和大于1.49 情況下，桶體內(nèi)各等高平面平均密度隨桶體高度上升而增大，且流速比在0.67～0.7、1.0～1.1、1.40～1.50 時(shí)桶內(nèi)密度分布較為均勻。流速比在1.05～1.49 時(shí)，桶體內(nèi)各等高平面平均密度隨桶體高度上升而減小。流速比在0.67～1.05 時(shí)，在桶體高度1 150～1 750 mm 范圍內(nèi)密度有明顯增大，而流速比在1.05～1.49 時(shí)，在桶體高度1 150～1 750 mm 范圍內(nèi)密度有明顯減小，由于桶體高度1 150～1 750 mm是側(cè)入料口和出料口的分布區(qū)域，所以流速比在0.67～1.05 時(shí)，在桶體高度1 150～1 750 mm 范圍的密度受上入料口入料密度影響較大，流速比在1.05～1.49 時(shí)，在桶體高度1 150～1 750 mm 范圍的密度受側(cè)入料口入料密度影響較大。圖13b 中，當(dāng)ρup＜ρside時(shí)，桶體高度在1 250 以下時(shí)桶體內(nèi)各等高平面平均密度基本保持均勻，當(dāng)桶體高度高于1 250 時(shí)，流速比在0.67～0.7、1.40～1.50 及接近1.10 時(shí)桶內(nèi)密度分布較為均勻。流速比在0.70～1.10 間時(shí)流體密度明顯降低，流速比在1.10～1.45 時(shí)流體密度明顯增大。說明當(dāng)ρup＜ρside時(shí)，流速比小于1.10 的情況下，由側(cè)入料口進(jìn)入的流體主要進(jìn)入桶體下部區(qū)域，而流速比大于1.10 的情況下，由側(cè)入料口進(jìn)入的流體流入桶體上部區(qū)域的較多。

圖13 不同流速比下流體密度隨桶體高度變化Fig.13 Variation of fluid density with drum height for different velocity ratios

圖14 中對不同等高面上不同流速比下混合流體表觀黏度而言，其表觀黏度和混合流體密度分布特征基本一致。表觀黏度是在一定速度梯度下剪切應(yīng)力和剪切速率的比值，在同一流速比下剪切速率變化較小，再結(jié)合圖7，在ρup＞ρside情況下，上-側(cè)入料流速比小于1.05 時(shí)，桶體下部剪切應(yīng)力較大；上-側(cè)入料流速比在1.05～1.40 時(shí)，桶體下部剪切應(yīng)力較小；上-側(cè)流速比在1.4～1.5 時(shí)，桶體內(nèi)表觀黏度最為均勻，因而桶內(nèi)流體剪切應(yīng)力隨桶高變化不大。在ρup＜ρside情況下，上-側(cè)入料流速比小于1.10 時(shí)，桶體上部流體剪切應(yīng)力較??；上-側(cè)入料流速比大于1.05 時(shí)，桶體上部剪切應(yīng)力較大。剪切應(yīng)力變化情況反映了桶體內(nèi)流體流動性，因而在同一流速比下，表觀黏度越均一，所反映的桶內(nèi)流體流動性越好。

圖14 不同流速比下表觀黏度隨桶體高度變化Fig.14 Variation of apparent viscosity with drum height for different velocity ratios

綜上所述，增強(qiáng)桶體內(nèi)湍流動能耗散率，減小平均最小渦尺度可有效強(qiáng)化不同密度煤泥水間的混合過程，增大細(xì)微顆粒碰撞概率。桶體下部區(qū)域湍流強(qiáng)度強(qiáng)于桶體上部，因而增大桶體下部區(qū)域體積對煤泥水混合具有強(qiáng)化作用，為增大桶體下部區(qū)域體積可使側(cè)入料口和出料口的位置可適度上移，增大入料口與水平方向的夾角可使側(cè)入料口入料煤泥水更充分進(jìn)入桶體下部。為避免側(cè)入料口入料短路直接從出料口流出，出料口位置應(yīng)高于入料口位置；為避免上入料口入料短路直接從出料口流出，應(yīng)適當(dāng)加大出料口之間距離。從模擬結(jié)果看，上-側(cè)入料流速比大于1.4，且側(cè)入料流速至少為1.26 m/s 時(shí)混合效果較好，即上-側(cè)入料質(zhì)量流量比至少應(yīng)大于1.28∶1。

2.3 顆粒分布

混料桶內(nèi)部流場變化形成的湍流渦是導(dǎo)致流體內(nèi)顆?；旌吓鲎驳闹饕蛑?，如圖15 對各上-側(cè)入料流速比在X-Z面正視視角上不同時(shí)刻顆粒及對應(yīng)渦在混料桶內(nèi)的分布分析，并對各入料口進(jìn)入桶體的各種顆粒進(jìn)行著色，由于進(jìn)料口2 和進(jìn)料口3對稱分布所以只對進(jìn)料口2 顆粒進(jìn)行區(qū)別著色。

圖15 各流速比不同時(shí)刻顆粒及對應(yīng)渦在混料桶內(nèi)的分布Fig.15 Distribution of particles and corresponding vortices in the mixing drum at different inlet fluid velocity ratios

結(jié)果顯示，當(dāng)vup∶vside為1.258∶1.258 時(shí)，顆粒進(jìn)入桶體1.4 s 時(shí)的局部放大圖中，顆粒在湍流宏觀渦中移動的速度順序：大粒度大密度＞大粒度小密度＞小粒度大密度＞小粒度小密度。由于側(cè)面入料口和出料口的影響導(dǎo)致的二次渦對顆粒的作用力導(dǎo)致顆粒向渦周邊移動。在有旋流中，顆粒會始終沿著流線的切線方向移動，因而根據(jù)顆粒在宏觀渦中的移動速度順序，顆粒在渦流中具有一定速度梯度，并使大部分顆粒向同一方向移動，可增強(qiáng)顆粒碰撞和聚集效率。

當(dāng)vup∶vside為1.882∶1.258 時(shí)，從上入料口進(jìn)入的細(xì)微顆粒能夠充分進(jìn)入桶體下部，當(dāng)vup∶vside為1.258∶1.258 和1.882∶1.870 時(shí)，入料流速比基本不變，僅實(shí)際流速增大，從結(jié)果可以觀察到兩種實(shí)際流速比下顆粒分布基本一致，說明不改變流速比，只改變流速大小對顆粒在桶內(nèi)分布沒有太大影響。而vup∶vside為1.258∶1.870 時(shí)，從上入料口進(jìn)入的顆粒幾乎不能進(jìn)入桶體下部，而從側(cè)入料口進(jìn)入的顆粒也幾乎全部進(jìn)入桶體下部區(qū)域，vup∶vside為1.882∶1.258 時(shí)，從上入料口進(jìn)入的顆粒可以進(jìn)入桶體下部區(qū)域，而從側(cè)入料口進(jìn)入的顆粒也能有效分布于桶體上部區(qū)域和下部區(qū)域，且從圖15 中vup :vside=1.882:1.258，t=5.8s 時(shí)的情況反映出顆粒有較好的團(tuán)聚現(xiàn)象。

3 結(jié)論

1)相互垂直的流體進(jìn)入混料桶內(nèi)發(fā)生交會后，可誘導(dǎo)產(chǎn)生發(fā)卡渦、展向渦和軸向渦，渦-渦之間、渦-主流之間的交互作用顯著提高湍流動能、降低渦尺度；隨著上-側(cè)入料流速及流速比從1.258∶1.870增大至1.882∶1.258，當(dāng)上入料口入料密度大于側(cè)入料口入料密度時(shí)，湍流動能和湍流耗散率緩慢增大，高湍流作用區(qū)域范圍增大，平均最小渦尺度由68.33 μm增大至73.59 μm。當(dāng)上入料口入料密度小于側(cè)入料口入料密度時(shí)，湍流動能和湍流耗散率減小，高湍流作用區(qū)域范圍減小，平均最小渦尺度由84.23 μm 增大至103.79 μm。當(dāng)流速比相近，僅流速增大時(shí)，湍流動能和湍流耗散率增大且湍流耗散率變化比湍流動能變化更快，最小渦尺度減小。因此增大流速，降低上-側(cè)入料流速比可有效減小最小渦尺度，且最小渦尺度主要以小于平均最小渦尺度的渦為主。

2)在同一流速比時(shí)，上入料口入料密度大于側(cè)入料口入料密度的情況下，混合均勻性和混合效果均優(yōu)于上入料口入料密度小于側(cè)入料口入料密度的情況，更有利于流體混合及顆粒碰撞。當(dāng)上入料口入料密度大于側(cè)入料口密度時(shí)，流速比在0.67～0.7、1.0～1.1、1.40～1.50 時(shí)桶內(nèi)密度分布較為均勻，上-側(cè)入料流速比在1.40～1.50 時(shí)，桶體內(nèi)表觀黏度最為均勻，因而此流速比下桶內(nèi)流體剪切應(yīng)力隨桶高變化不大，有利于不同密度流體混合。

3) 顆粒在湍流宏觀渦中移動的速度順序：大粒度大密度＞大粒度小密度＞小粒度大密度＞小粒度小密度，使得顆粒在渦流中具有一定速度梯度，并使大部分顆粒向同一方向移動，可增強(qiáng)顆粒碰撞和聚集效率。模擬結(jié)果反映上-側(cè)入料流速比大于1 時(shí)顆粒在混料桶桶體內(nèi)分布比上-側(cè)入料流速比小于1的分布更為均勻，并且上-側(cè)入料流速比較大時(shí)有更好的顆粒團(tuán)聚效果，因而適當(dāng)增大上-側(cè)入料流速比有助于流體混合及顆粒聚集碰撞。