旋转流场式陶瓷干法制粉造粒立柱直径对粉体级配的影响

吴南星，赵增怡，花拥斌，程章云，刘玉涛，廖达海

（景德镇陶瓷大学机械电子工程学院，江西景德镇 333403）

随着国家经济的飞速发展，低碳和环保问题逐渐明显。目前采用“球磨-喷雾”湿法制粉工艺[1-2]制备陶瓷粉体，此工艺为典型的高投入、高消耗、高污染、低效益的“三高一低”代表。旋转流场式陶瓷干法制粉工艺[3-4]遵循国家节能减排战略，在很大程度上能够解决“三高一低”问题。旋转流场式陶瓷干法制粉工艺制备的粉体存在级配不均匀、形状不规格、组分不均匀等缺陷[5-6]，导致烧结的坯体出现硬度低、有裂痕等现象[7]，这在一定程度上制约了旋转流场式陶瓷干法制粉在陶瓷行业制备车间的进一步推广。如何攻克旋转流场式陶瓷干法制粉制备的粉体级配不均匀难题是实现陶瓷低碳环保、可持续发展目标的重要课题之一[8-9]。

早在20世纪80年代，我国开始探知旋转流场式陶瓷干法制粉工艺领域，并取得一定的成果[10]。其中，基于CFD欧拉-欧拉双流体模型的建立，学者针对旋转流场式陶瓷干法制粉混料过程制粉室内流场特性进行了研究。戴立军等[11]基于欧拉-欧拉双流体模型，应用CFX软件对150 t单嘴精炼炉的精炼过程进行了数值模拟；于静等[12]应用欧拉-欧拉双流体模型，与动网格技术相耦合数值分析气泡在往复流场内的分布规律及往复搅拌流场中气体射流两相流的流动特性；陈涛等[13]基于CFD中的欧拉-欧拉双流体模型建立陶瓷干法制粉数学模型，模拟不同制粉室倾斜率对粉体级配的影响。在已有的研究基础上，基于旋转流场式陶瓷干法制粉过程欧拉-欧拉双流体模型，数值分析造粒立柱直径与粉体体积分布的关系，从而确定造粒立柱直径对粉体级配的影响。同时搭建试验平台，实验分析造粒立柱直径对粉体级配的影响。模拟结果与实验形成对比，以验证数值模拟的准确性。这一研究成果对旋转流场式陶瓷干法制粉工艺在陶瓷行业全面推广具有一定的理论和实践指导意义。

1 计算模型

1.1 数学模型

旋转流场式陶瓷干法制粉混料过程中，充分搅拌加入到制粉室的原材料后，为实现粉体成型效果最优化，向制粉室内缓慢加入制粉雾化液。基于欧拉-欧拉双流体理论的制粉室数学模型建立，制粉混料过程中制粉室内存在粉体相和大气相，且大气相为主相，粉体相为副相。两相在整个制粉室内均可视为分散的质点，每个质点相对独立，拥有各自的温度、速度和体积分数。粉体相和大气相在制粉混合过程中相互渗透，故各相之间存在着连续的温度、速度和体积分数，且都遵守欧拉模型的运动方程和连续性方程[14-15]。

欧拉运动方程：

欧拉连续性方程：

式中：αx为 x相的体积分数；ρx为 x相的密度；Uxi为 xi相的平均速度；Fxi为xi相的所受作用力；τxi为xi相的黏性应力；τxi为x相的紊动应力；xi为x轴i单元。

1.2 模拟区域简化

由于制粉室内部结构相对复杂，因此应用Pro-Engineer三维软件构建制粉室内部结构模型，并结合ICEM软件完成数值模拟的前处理，通过Fluent软件完成制粉混料过程中的数值求解，分析造粒立柱直径与粉体级配的影响。

1）造粒铰刀结构

在旋转流场式陶瓷干法制粉混料过程中，造粒铰刀不停转动致使制粉室内粉体搅拌充分。造粒铰刀结构主要由主轴、粉碎铰刀和造粒立柱3部分构成，其中造粒立柱可增加粉体与粉体之间的碰撞次数，其直径大小可保证粉体得到均匀地搅拌。具体造粒铰刀结构示意图如下图1所示。

图1 造粒铰刀示意图Fig.1 Schematic diagram of the reamer

2）物理模型及边界条件

由于造粒铰刀特殊的搅拌性质，将制粉室内部区域可区分为2个不同的区域：一个区域为造粒立柱和粉碎铰刀附近5 mm区域，设定为动计算区域；另一个区域为制粉室其他区域，设定为静计算区域。整个制粉室处于封闭状态，将动区域和静区域的分隔处设定为交界面，铰刀、造粒立柱以及制粉室的内表面设定为墙体，雾化液喷嘴设定为喷头，具体制粉室的物理模型及边界条件如图2所示。

图2 物理模型及边界条件Fig.2 Physical model and boundary conditions

3）网格划分

造粒铰刀的结构相对复杂，故对模型进行分块划分网络以提高计算精度。动计算区域采用四面体网格Tet-Hybrid进行网格划分，静计算区域采用六面体网格Hex-Wedge进行网格划分。动计算区域在滑移网格中计算，静计算区域在多参考系中计算。如图3、4所示，在动计算区域中，网格大小为4 mm，共生成27 676个网格；在静计算区域中，网格大小为5 mm，共生成191 526个网格。

2 仿真结果与分析

笔者针对旋转流场式陶瓷干法制粉造粒立柱直径对粉体级配的影响，分别模拟造粒立柱直径依次为D1=68 mm、D2=70 mm、D3=72 mm时，制粉室内粉体体积分布情况，从而确定旋转流场式陶瓷干法制粉混料过程造粒立柱直径对粉体级配的影响。

图3 动计算区域网格模型Fig.3 Grid model of dynamic domain

图4 静计算区域网格模型Fig.4 Grid model of static domain

2.1 轴向剖视云图分析

旋转流场式陶瓷干法制粉造粒立柱直径对粉体级配的数值模拟结果制粉室轴向剖视云图如图5所示。

图5 轴向粉体体积分布剖视云图Fig.5 Sectional view of axial powder volume distribution

由图分析可得，当造粒立柱直径D1=68 mm时，粉体体积分数约占48%，粉体最大堆积度为0.50，堆积范围广，制粉室底部区域存在严重的堆积现象，粉体级配不均匀；当造粒立柱直径D2=70 mm时，粉体体积分数约占51%，粉体最大堆积度不变，但堆积范围缩小，制粉室底部区域无明显堆积现象，相比于D1=68 mm时，此时粉体级配均匀；当造粒立柱直径D3=72 mm时，粉体体积分数约占49%，粉体最大堆积度仍保持不变，但堆积范围扩大，制粉室底部区域存在较严重的堆积现象，相比于D1=68 mm时和D1=70 mm时，此时粉体级配较均匀。由轴向剖视云图对比分析可得，在旋转流场式陶瓷干法制粉混料过程中，当造粒立柱直径D1=70 mm时，粉体体积分数约占51%，粉体最大堆积度为0.50，堆积范围最小，制粉室底部区域无明显堆积现象，粉体级配最为均匀，制粉效果最佳。

2.2 径向剖视云图分析

旋转流场式陶瓷干法制粉造粒立柱直径对粉体级配的数值模拟结果制粉室径向剖视云图如图6所示。

由图分析可得，当造粒立柱直径D1=68 mm时，粉体最大堆积度为0.50，堆积范围广，制粉室底部和右上侧筒壁区域出现明显堆积现象，粉体级配不均匀；当造粒立柱直径D2=70 mm时，粉体最大堆积度为0.45，制粉室底部和右上侧筒壁区域堆积现象消失，相比于D1=68 mm时，此时粉体级配均匀；当造粒立柱直径D3=72 mm时，粉体最大堆积度为0.50，堆积范围扩大，制粉室底部和右上侧筒壁区域出现较明显堆积现象，相比于D1=68 mm和D2=70 mm时，此时粉体级配较不均匀。由径向剖视云图对比分析可知，在旋转流场式陶瓷干法制粉混料过程中，当造粒立柱直径D2=70 mm时，粉体最大堆积度为0.45，制粉室内无明显堆积现象，粉体级配最为均匀，制粉效果最佳。

图6 径向粉体体积分布剖视云图Fig.6 Section view of axial powder volume distribution

3 结果与分析

采用多功能智能粉体物性测试仪（BT-1001型，丹东百特仪器有限公司）对制备的粉体进行分析，从而确定旋转流场式陶瓷干法制粉混料过程造粒立柱直径对粉体级配的影响。最终根据粉体级配情况，优化造粒立柱直径参数，进而改善粉体级配。图7所示为旋转流场式陶瓷干法制粉造粒立柱直径与粉体级配分布曲线图。

图7 造粒立柱直径与粉体级配分布曲线图Fig.7 Diameter of prilling column and distribution curve of powder gradation

由图分析可得：当D1=68 mm时，有效粉体主要集中在＞0.425～0.6 mm，且有效粉体占坯料粉体的81%；当造粒立柱直径D2=70 mm时，有效粉体主要集中在＞0.3～0.425 mm，且有效粉体占坯料粉体的87%；当造粒立柱直径D3=72 mm时，有效粉体主要集中在＞0.25～0.3 mm，且有效粉体占坯料粉体的77%。由实验对比分析可得，当造粒立柱直径D2=70 mm时，有效粉体占坯料粉体的比例最大为87%，且有效粉体粒径呈正态分布，此时粉体级配最为均匀，制粉效果最佳。

4 结论

1）当造粒立柱直径为70 mm时，粉体体积分布约为51%，轴向云图粉体最大堆积度为0.50，径向云图粉体最大堆积度为0.45，堆积范围最小，制粉室底部区域无明显堆积现象，粉体级配最为均匀。

2）当造粒立柱直径为70 mm时，有效粉体占坯料粉体的比例最大为87%，且有效粉体粒径呈正态分布，此时粉体级配最为均匀。

3）模拟结果与实验基本吻合，验证了数值模拟的准确性。采用造粒立柱直径为70 mm可以有效改善旋转流场式陶瓷干法制粉混料过程粉体级配，其研究成果为旋转流场式陶瓷干法制粉粉体级配的改善提供了可靠的依据。

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