胡蒙， 王哲， 郭占成

（北京科技大學鋼鐵冶金新技術國家重點實驗室，北京 100083）

隨著汽車的制造、建筑和航空航天等行業(yè)發(fā)展，對金屬材料的品質(zhì)要求日益增高，主要表現(xiàn)在金屬材料中夾雜物含量水平，及金屬材料的潔凈度方面[1]。隨著科技的發(fā)展，金屬熔體凈化工藝及手段變得多樣化，然而傳統(tǒng)方法在某些方面都具有一定的局限性。自超重力技術提出以來，因其在金屬熔體凈化方面高效率、低成本和無污染等特點和優(yōu)勢，被廣泛應用于金屬熔體的凈化。其原理是利用夾雜物與熔體兩者的密度差異，通過旋轉(zhuǎn)離心產(chǎn)生的超重力來強化夾雜物的移動，從而以達到金屬熔體的高效凈化。地球上超重力實質(zhì)是通過旋轉(zhuǎn)離心產(chǎn)生的強大離心力。在夾雜物與熔體接觸的過程中相間相對運動速度及相際傳遞過程主要由動力因素即浮力因子Δρg（Δρ為兩相之間密度差；g為重力加速度）決定，重力加速度越大，對相際分離的強化作用越大[2]。通過超重力技術可顯著提升兩相之間的浮力因子Δρg，從而使密度較大的夾雜物在金屬熔體中沿超重力方向定向移動，進而實現(xiàn)夾雜物的沉降去除。

以再生鋁熔體為例，再生鋁的生產(chǎn)在資源、能源和環(huán)境保護等方面較原鋁生產(chǎn)具有明顯優(yōu)勢，其發(fā)展非常迅速，已成為現(xiàn)代鋁工業(yè)的重要組成部分[3-4]。廢雜鋁作為再生鋁的原料，常摻雜有多種雜質(zhì)，導致在廢雜鋁重熔回收過程中，熔體中含有大量的固體夾雜物和氣體，其中富鐵相、非金屬夾雜物和氫氣等夾雜物，會對材料的鑄造性能、氣密性能、力學性能產(chǎn)生很大影響[5-8]。因此在生產(chǎn)鋁鑄件前，需要對鋁熔體進行凈化處理，其潔凈程度決定了鋁鑄件品質(zhì)的高低。目前常用的鋁熔體凈化方法有靜置法、氣泡浮游法、溶劑法、過濾法、電磁法、超聲法等[9-14]。這些方法雖然能夠有效去除大尺寸夾雜物，但是對于微小尺寸或與熔體密度差別較小的夾雜物去除效率較低，很難滿足高質(zhì)量鋁對于潔凈度的要求。超重力技術的提出為鋁熔體的凈化提供了新思路，孫士瞳等對過共晶Al-3.01%Fe合金熔體進行超重力分離實驗，實現(xiàn)了富鐵相Al3Fe的定向富集[15]。SONG等通過對鋁熔體中的MgAl2O4非金屬夾雜進行了超重力分離研究，密度較大的MgAl2O4被富集到試樣的底部，去除率超過90%[16]。研究結(jié)果表明，超重力技術在強化相際分離方面效果顯著，可以有效分離鋁熔體內(nèi)夾雜物進而達到凈化金屬的目的。

目前相關研究結(jié)果已經(jīng)證明了鋁熔體超重力凈化工藝的理論可行性，但合理的工業(yè)設計尚未見報道。合理的工業(yè)設計是既要滿足鋁產(chǎn)品的高潔凈度要求，又要連續(xù)運行以保證凈化效率，現(xiàn)仍處于探索階段。本文提出一種溢流式超重力凈化新方法，以鋁熔體的凈化為例，對溢流式超重力凈化反應器內(nèi)鋁熔體中夾雜物運動行為進行數(shù)值模擬研究，探究溢流式超重力凈化工藝的凈化原理，為新工藝的實施建立工藝技術原型。

1 數(shù)學模型

1.1 溢流式超重力反應器的工作原理

文中超重力場是通過高速旋轉(zhuǎn)方式實現(xiàn)。為了精準表征重力場的大小，把旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下的加速度與常重力加速度的比值定義為重力系數(shù)G，其計算公式如下：

式（1）中：ω為離心機旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s；N為旋轉(zhuǎn)反應器轉(zhuǎn)速，r/min；r為旋轉(zhuǎn)軸與鋁熔體中部距離，0.17 m；g為常重力加速度，9.81 m/s2，當N=0時，G=1。

圖1所示為溢流式超重力凈化反應器的結(jié)構原理示意圖，將超重力反應器安裝于凈化裝置內(nèi)并由電機控制旋轉(zhuǎn)，超重力反應器上部對稱安裝有2個溢流管；鋁熔體由裝置頂部流入超重力反應器中，反應器的離心旋轉(zhuǎn)帶動其中鋁熔體的轉(zhuǎn)動，隨著重力系數(shù)的增加，鋁熔體液面會由水平方向變?yōu)樨Q直方向，形成一層緊貼反應器內(nèi)壁的鋁熔體層；由于夾雜物密度大，在超重力的作用下遷移、聚集在鋁熔體層外側(cè)，并被阻擋在超重力反應器腔體內(nèi)部；隨著鋁熔體的不斷流入，鋁熔體在反應器內(nèi)逐漸累積，鋁熔體層的厚度不斷增加，當鋁熔體層液面超過反應器上部的溢流管出口時，凈化后的鋁熔體會在離心壓力的作用下從溢流管流出，進入凈化裝置內(nèi)，從而實現(xiàn)了鋁熔體與夾雜物的連續(xù)分離。

圖1 溢流式超重力凈化反應器的結(jié)構原理示意Fig.1 Schematic of the overflow supergravity purification reactor

1.2 假 設

1）夾雜物顆粒被認為是球形的，不考慮鋁熔體內(nèi)部夾雜物顆粒之間的相互作用，比如聚合、碰撞及破碎等現(xiàn)象；

2）鋁熔體內(nèi)部的夾雜物顆粒數(shù)量少且尺寸微小，只考慮鋁熔體流動影響夾雜物運動，忽略夾雜物運動對熔體流場的影響，即鋁熔體與夾雜物間采用單項耦合；

3）鋁熔體為黏性不可壓縮Newton流體，恒溫條件下，鋁熔體黏度不變。

1.3 流體控制方程

在旋轉(zhuǎn)反應器內(nèi)控制鋁熔體流動的基本方程包括質(zhì)量守恒、動量守恒以及能量守恒方程。本文研究的是恒溫條件下鋁熔體內(nèi)部的流場，因此僅介紹質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程及SST k-ω湍流模型下的流動方程。

1.3.1 質(zhì)量守恒方程

質(zhì)量守恒方程又稱為連續(xù)方程，其表述為單位時間內(nèi)從流場的控制面流進與流出流體的凈質(zhì)量等于單位時間內(nèi)的質(zhì)量增量，其表達式為：

式（2）中：ρ為密度；為速度矢量；t為時間。

1.3.2 動量守恒方程

任何流動體系都必須滿足動量守恒方程，其含義為外界作用在微元體上各種力之和與任何控制微元體中流體動量對時間的變化率相等，其表達式為：

1.3.3 剪應力傳輸SST k-ω流動方程

SST k-ω模型由M ENTERD等發(fā)展，其可以在多領域獨立于k-ε模型，使得在近壁自由流中k-ω模型有廣泛的應用范圍和精度[17]。故采用SST k-ω湍流模型對鋁熔體內(nèi)部流體流場特征進行模擬研究，其表達式為：

式（4）、式（5）中：Gk為由層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動能；Gω為由ω方程產(chǎn)生的湍流動能；Γk和Γω分別代表k與ω的有效擴散項；Yk和Yω分別代表k與ω的發(fā)散項；Dω代表正交發(fā)散項；Sk，Sω為用戶自定義源相。

1.4 夾雜物運動模型

由于模擬的鋁熔體內(nèi)部夾雜物濃度很低，體積分數(shù)小于10%～12%，為研究溢流式超重力凈化反應器內(nèi)鋁熔體中夾雜物顆粒的運動軌跡，選用FLUENT中的DPM離散相模型對夾雜物的運動行為進行數(shù)值模擬研究。DPM模型中采用拉格朗日法來追蹤夾雜物顆粒的運動軌跡，夾雜物顆粒的受力平衡方程表現(xiàn)形式為：

式（6）中：vp，i為顆粒的速度；t為時間；gi為重力加速度；FD為拖拽系數(shù)；vi為流體的速度；ρ為流體的密度；ρp為顆粒的密度；FD（vi-vp，i）為顆粒所受的拖拽力加速度；gi（ρp-ρ）/ρp為顆粒所受重力與浮力的合力加速度；Fy，i為顆粒受到其他作用力所產(chǎn)生加速度的和。

鋁熔體中的夾雜物顆粒在水平上受到3個力的作用[18]：離心力、浮力和粘滯阻力，因DPM離散相模型本身不包含離心力，因此需要通過UDF自定義離心力并施加給夾雜物顆粒。在水平方向建立運動方程，求解可得在超重力條件下水平方向上粒子運動的最終平衡速度為：

式（7）中：vr為夾雜物與鋁熔體之間的相對速度，m/s；d為夾雜物顆粒的直徑，m；ρp，ρL分別為夾雜物顆粒與鋁熔體的密度，kg/m3；η為鋁熔體的動力學黏度，Pa·s；G為重力系數(shù)；g為常重力加速度，9.81 m/s2。

1.5 計算模型及邊界條件

利用ANSYS ICEM CFD根據(jù)現(xiàn)有水模型采用1∶1的模型尺寸建立三維模型，超重力凈化反應器的主要參數(shù)為旋轉(zhuǎn)桶高175 mm，直徑380 mm，溢流管高度108 mm，直徑10 mm，伸入長度為40 mm，反應器以特定轉(zhuǎn)速繞y軸旋轉(zhuǎn)。

計算網(wǎng)格作為流動控制方程數(shù)值離散的基礎，網(wǎng)格質(zhì)量的好壞直接影響對數(shù)值模擬結(jié)果的準確性。利用ANSYSICEM CFD對三維模型進行結(jié)構化六面體網(wǎng)格的劃分，計算域網(wǎng)格的總數(shù)約11萬個，網(wǎng)格質(zhì)量均大于0.5。為更好地觀察與分析旋轉(zhuǎn)反應器內(nèi)部壓力場分布，平行于XZ面創(chuàng)建Y=108 mm平面作為模擬結(jié)果觀察面，如圖2（a）所示。鋁熔體初始時已存在于反應器內(nèi)，反應器頂部連接有進液管，兩側(cè)對稱有溢流管，其余為壁面，對反應器內(nèi)熔體內(nèi)部流場進行數(shù)值計算時，用到了進口、出口與壁面3類邊界條件。文中用到的夾雜物顆粒運動的邊界條件有逃逸與反彈2種，鋁熔體和夾雜物顆粒運動的邊界條件如表1所列，為了更好地表示邊界條件位置，圖2所示為其示意圖。設置空氣質(zhì)量流量0，鋁熔體質(zhì)量流量為0.5 kg/s。

圖2 計算域結(jié)構化網(wǎng)格及邊界條件位置示意Fig.2 Structured grid in computing domain and schematic diagram of boundary condition location

表1 初始邊界條件Table 1 Initial boundary conditions

首先在FLUENT中添加鋁熔體為主相，空氣為第二相，定義一個圓柱體為空氣區(qū)域，其半徑為134 mm，高為175 mm，再補充定義該區(qū)域內(nèi)空氣體積比為1，計算區(qū)域內(nèi)鋁熔體以及空氣的初始相分布如圖3所示。

圖3 計算區(qū)域內(nèi)兩相的初始分布Fig.3 Initial distribution of the two phases in the calculation area

本文使用32核CPU（DELL EMC PowerEdge T640工作站）并行計算，采用ANSYSFLUENT 19.2軟件進行穩(wěn)態(tài)求解計算，利用VOF兩相流模型對氣液兩相的流場特征進行數(shù)值模擬研究，選取多重參考坐標系（MRF）模擬旋轉(zhuǎn)反應器的旋轉(zhuǎn)問題，利用DPM離散相模型模擬夾雜物顆粒的運動軌跡及位置分布。壓力和速度耦合采用Coupled算法，空間離散化和迎風格式均選擇Third-Order MUSCL格式，各個變量的相對殘差設置為10-5。

2 結(jié)果與討論

2.1 數(shù)值模型的可靠性驗證

為驗證數(shù)值模擬計算的合理性，將其與水模型實驗結(jié)果進行比較，進行了可靠性驗證。利用ANSYS ICEM CFD建立Φ380×175 mm無溢流管超重力凈化反應器模型并劃分結(jié)構化六面體網(wǎng)格，利用ANSYSFLUENT軟件對旋轉(zhuǎn)反應器內(nèi)部流場進行瞬態(tài)計算求解，計算時間均為30 s。以加入水高度為87.5 mm為例，如圖4所示，不同轉(zhuǎn)速即重力系數(shù)條件下，貼壁處液面的高度與數(shù)值模擬值吻合較好，表明所選擇的數(shù)值模型合理，可以很好地用于鋁熔體流場特性和夾雜物顆粒運動軌跡及位置分布的模擬研究。

圖4 數(shù)值模型的可靠性驗證Fig.4 Reliability verification of the numerical model

2.2 不同重力系數(shù)的影響

高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力使旋轉(zhuǎn)反應器內(nèi)部產(chǎn)生強大的外加壓力，利用FLUENT能夠計算超重力場下鋁熔體內(nèi)部的壓力場分布，計算結(jié)果如圖5所示?？煽闯鲈诓煌亓鱿?，空氣柱的壓力分布在反應器中心位置大致相同，壓力值約為1.013×106Pa。熔體內(nèi)部沿超重力方向存在一個遞增的壓力梯度。隨著重力系數(shù)的不斷增大，熔體內(nèi)部相同位置的壓力隨之增大，當重力系數(shù)G=500時，反應器貼壁處鋁熔體的壓力值為5.75×105Pa。

圖5 不同重力場下鋁熔體內(nèi)部的壓力場分布Fig.5 Pressure field distribution inside aluminum melt under different gravity fields

以鋁熔體-Al2O3夾雜體系為例，表2所列為該體系部分物性參數(shù)，鋁熔體中大部分夾雜粒徑在5～100μm之間，本節(jié)中選取平均粒徑為18μm的夾雜物顆粒，更大粒徑的夾雜物顆粒靜置處理可去除部分，更小粒徑的夾雜物顆粒會由于與熔體之間的作用造成較大的誤差，平均粒徑為18μm的夾雜物顆粒更具有代表性。從質(zhì)量流量入口處通過面注射添加夾雜物顆粒，以每秒加入數(shù)量1 000個為例。

表2 1 023 K下鋁熔體-Al2O3夾雜體系部分物性參數(shù)Table 2 Some physical parameters of aluminum melt-Al2O3 inclusion system at 1 023 K

根據(jù)以上條件研究不同重力場對夾雜物顆粒運動軌跡及位置分布，由式（7）可知，重力系數(shù)對夾雜物顆粒運動速度的影響顯著，速度大小與重力系數(shù)成正比，即隨著重力系數(shù)的增大，夾雜物的運動速度迅速增加。從圖6（a）—圖6（e）中粒子的運動軌跡疏密程度可以看出，在超重力條件下鋁熔體中的Al2O3夾雜物顆粒向壁面運動并迅速貼壁，不同的重力場對夾雜物的分離效果有著顯著的影響。隨著重力系數(shù)的增大，相同條件下壁面處夾雜物顆粒富集逐漸增多，說明超重力場可以強化鋁熔體中Al2O3夾雜物顆粒的分離過程，重力系數(shù)越大，強化效果越明顯即鋁熔體內(nèi)Al2O3夾雜物分離效果越好。

圖6 不同重力場下Al2O3夾雜顆粒的運動軌跡及分布情況Fig.6 Movement trajectory and distribution of Al2O3 inclusion particles under different gravity fields

為了研究不同重力系數(shù)對Al2O3夾雜物分離效果的影響，當夾雜物未隨鋁熔體從溢流管逃逸，則認為夾雜物顆粒被分離，統(tǒng)計夾雜物未逃逸數(shù)量，并定義夾雜分離效率為未逃逸數(shù)量占夾雜物總數(shù)的百分比，其表達式如下：

式（8）中：ηt為夾雜物的分離效率；Nt為未逃逸夾雜物數(shù)；N0為模型中夾雜物總數(shù)。

圖7所示為不同重力系數(shù)下鋁熔體中Al2O3夾雜物顆粒的分離效率，當重力系數(shù)G=48時，夾雜物顆粒的分離效率為97.73%。重力系數(shù)越大，夾雜物的分離效率越高，當重力系數(shù)G=500時，夾雜物的分離效率可以達100%。

圖7 不同重力場下夾雜物顆粒的分離效率Fig.7 The separation efficiency of inclusion particles under different gravity fields

2.3 不同熔煉溫度的影響

鋁熔體的熔煉溫度將會影響熔體本身的密度、黏度以及表面張力，從而對鋁熔體中夾雜物的位置和分布造成一定的影響。對于鋁熔體，其密度隨著溫度的升高而減小，且當溫度在933～1 190 K之間時，通常遵循線性關系。MARC J.ASSAELA等獲得了以下密度與溫度的ρ-T的函數(shù)方程[19]：

其 中，c1=2 377.23 kg/m3；c2=0.311 kg/（m3·K）；Tref=933 K是純鋁的熔點。

對于大多數(shù)熔體而言，溫度的升高會導致黏度的降低，其黏度與溫度呈指數(shù)關系。MARC J.ASSAELA等獲得了鋁熔體黏度與溫度的η-T的函數(shù)方程：

其中，η0=1 mPa·s；a1=0.732 4；a2=803.49 K。

鋁熔體的溫度同樣對其表面張力有著較大的影響，溫度升高，表面張力下降。袁章福等得出表面張力與溫度σ-T的函數(shù)方程[20]：

其中，σ=0.871 N/m，是鋁熔體在熔點933 K時已有的表面張力數(shù)據(jù)的平均值；dσ/dT=1.55×10-4N/（m·K），Tref=933 K是純鋁的熔點。

首先計算了在超重力場G=48中不同熔煉溫度下鋁熔體內(nèi)部的壓力場分布，計算可知熔煉溫度對鋁熔體內(nèi)部的壓力場分布幾乎無影響，壓力場分布如圖5（a）所示。

當夾雜物含量很少時，不考慮夾雜物的體積分數(shù)對熔體黏度的影響，僅考慮熔體溫度對鋁熔體密度、黏度以及表面張力的影響。如表3所列，整理了不同溫度下的鋁熔體密度、黏度與表面張力，鋁熔體溫度越高，其密度、黏度及表面張力越小。

表3 不同溫度下鋁熔體的密度、黏度與表面張力Table 3 Density,viscosity and surface tension of aluminum melt at different temperatures

以超重力場G=48，Al2O3夾雜物的直徑為d=18μm為例，根據(jù)以上條件研究不同鋁熔體溫度對夾雜物顆粒運動軌跡及位置分布的影響。由式（7）可知，鋁熔體密度和黏度影響著夾雜物顆粒運動速度，速度大小與鋁熔體黏度成反比，即鋁熔體黏度的減小，夾雜物的運動速度增加，凈化效果越明顯。圖8（a）—圖8（e）反應了在超重力場下鋁熔體溫度對夾雜物運動軌跡和位置分布的影響，由粒子的分布情況可以看出，Al2O3夾雜物顆粒的凈化效果隨溫度的升高略微提高，如表4所列，鋁熔體溫度T=1 073 K較T=933 K時的夾雜物顆粒的分離效率僅提高了2.84%。但是在實際生產(chǎn)中若鋁熔體溫度過高，會加劇鋁合金的氧化程度，若鋁熔體溫度過低，黏度則會變大，不利于夾雜物的有效分離，在模擬過程中忽略了這兩點帶來的影響，但在實際生產(chǎn)中根據(jù)生產(chǎn)情況決定熔體溫度。

表4 不同溫度下夾雜物的分離效率Table 4 Separation efficiency of inclusions at different temperatures

圖8 不同鋁熔體溫度下Al2O3夾雜顆粒的運動軌跡及分布情況Fig.8 Movement trajectory and distribution of Al2O3 inclusion particles under different aluminum melt temperatures

如圖9所示為鋁熔體溫度不同時Al2O3（18μm）夾雜物顆粒的分離效率，當鋁熔體溫度T=933 K時，夾雜物顆粒的分離效率為96.21%。鋁熔體內(nèi)夾雜物的分離效率隨溫度升高而增大，當T=1 173時，夾雜物的分離效率可以達99.05%。

圖9 不同鋁熔體溫度下夾雜物顆粒的分離效率Fig.9 The separation efficiency of inclusion particles at different aluminum melt temperatures

2.4 不同種類夾雜物的影響

鋁熔體中的固體夾雜物主要包括富鐵相、非金屬夾雜物、碳化物等，如表5所列。不同種類的夾雜物密度不同，則夾雜物與鋁熔體之間的Δρ存在差異。本文所研究的鋁熔體體系的部分物性參數(shù)如表6所列，由式（7）可知，密度差同樣影響著夾雜物的運動速度，速度的大小與夾密度差成正比，即隨著密度差的增大，夾雜物的運動速度顯著增加，夾雜物顆粒向壁面遷移得更快，相同條件下密度差大的夾雜物顆粒的凈化效果越顯著[21]。圖10（a）—圖10（e）反應了在超重力場G=48中不同類型夾雜物對夾雜物運動軌跡和位置分布的影響，由粒子的分布情況可以看出，夾雜物與鋁熔體之間的密度差越大，夾雜物顆粒在壁面富集的現(xiàn)象越明顯，凈化效果也越好。

圖10 不同種類夾雜物的運動軌跡及分布情況Fig.10 Movement trajectory and distribution of different types of inclusions

表5 鋁熔體中部分夾雜物的物性參數(shù)Table 5 Physical property parameters of some inclusions in aluminum melt

表6 1 023 K下鋁熔體—夾雜物體系部分物性參數(shù)Table 6 Some physical parameters of aluminum melt-inclusion system at 1 023 K

圖11所示為不同類型夾雜物顆粒的分離效率，當夾雜物（SiO2）密度為2 660 kg/m3時，夾雜物顆粒的分離效率為93.18%。夾雜物的密度越大，則夾雜物與鋁熔體之間的Δρ越大，夾雜物的分離效率越高，夾雜物（Al2O3）密度為3 970 kg/m3時，夾雜物的分離效率可以達97.73%。

圖11 不同類型夾雜物顆粒的分離效率Fig.11 The separation efficiency of different types of inclusion particles

2.5 不同尺寸夾雜物的影響

鋁熔體內(nèi)夾雜物尺寸直接影響著夾雜物的有效去除，傳統(tǒng)凈化方法能夠去除大尺寸的夾雜物，然而在微小尺寸夾雜物的去除方面效果不佳。例如自然沉淀法只對粒徑大于100μm的夾雜物能夠有效去除[22]，故有必要對超重力場中不同粒子尺寸對夾雜物運動行為的影響進行研究。以鋁熔體—Al2O3夾雜物體系為例，表7所列為該體系的部分物性參數(shù)，從質(zhì)量流量入口處通過面注射添加夾雜物顆粒，以每秒加入數(shù)量1 000個為例。

表7 1 023 K下鋁熔體-Al2O3夾雜體系部分物性參數(shù)Table 7 Some physical parameters of aluminum melt-Al2O3 inclusion system at 1 023 K

由式（7）可知，鋁熔體中的夾雜物運動速度受其尺寸的影響較大，粒子運動速度大小與尺寸的平方成正比，相同條件下，粒子尺寸越大，其速度越大，即在超重力條件下尺寸越大的夾雜物也越容易向旋轉(zhuǎn)反應器壁面處遷移并富集，熔體的凈化越高效。如圖12（a）—圖12（f）為不同尺寸Al2O3夾雜物在超重力場G=48中夾雜物運動軌跡和位置分布情況，由粒子運動軌跡的疏密程度和分布情況可以看出，夾雜物的尺寸越大，夾雜物顆粒的運動軌跡越稀疏，說明大尺寸的夾雜物顆粒在重力場下迅速貼壁并在壁面處富集，當夾雜物尺寸≥50μm時，鋁熔體中的Al2O3夾雜物幾乎全部貼壁，去除效果十分顯著。

圖12 不同尺寸Al2O3夾雜物的運動軌跡及分布情況Fig.12 Movement trajectory and distribution of Al2O3 inclusions with different sizes

如圖13所示為不同尺寸Al2O3夾雜物顆粒的分離效率，可以看出當夾雜物尺寸＜25μm時，夾雜物分離效率隨尺寸增大急劇增加，當夾雜物尺寸＞25μm時，分離效率隨夾雜物尺寸的增大變化不大，說明超重力場可以有效地去除小尺寸夾雜物，且效果非常顯著。當夾雜物的尺寸≥50μm時，夾雜物的分離效率為100%。

圖13 不同尺寸Al2O3夾雜物顆粒的分離效率Fig.13 The separation efficiency of Al2O3 inclusion particles with different sizes

3 結(jié) 論

以溢流式超重力凈化反應器為原型，利用ANSYA ICEM CFD軟件建立幾何模型并劃分結(jié)構化網(wǎng)格，然后利用FLUENT中SSTk-ω湍流模型與DPM離散相模型相結(jié)合建立了鋁熔體—夾雜物體系，模擬分析了不同條件下鋁熔體內(nèi)部的壓力場分布和夾雜物顆粒的運動行為。通過分析壓力場分布和夾雜物顆粒的運動軌跡及位置分布，得出以下結(jié)論：

1）在超重力場中鋁熔體內(nèi)部沿超重力方向存在一個遞增的壓力梯度；隨著重力系數(shù)的增加，鋁熔體內(nèi)部相同位置的壓力值增大，當重力系數(shù)G=500時，貼壁處鋁熔體的壓力值達到了5個大氣壓。

2）超重力可以強化鋁熔體中夾雜物的分離過程，粒子的運動速度與重力系數(shù)大小成正比，隨重力系數(shù)越大，粒子向壁面遷移地越快，鋁熔體的凈化效果越顯著，當重力系數(shù)G=500時，鋁熔體中Al2O3夾雜（18μm）的分離效率為100%。

3）在超重力場中，決定夾雜物顆粒運動軌跡和位置分布的主要因素包括鋁熔體性質(zhì)、粒子本身物性參數(shù)等方面。在重力系數(shù)G=48的重力場中，鋁熔體溫度升高至1 173 K時，夾雜物的分離效率達99.05%；當夾雜物密度(18μm）為3 970 kg/m3時，夾雜物的分離效率達97.73%；當Al2O3夾雜物顆粒尺寸≥50μm時，夾雜物的分離效率達到100%。

4）較大的重力系數(shù)、較高的熔體溫度、較大的密度差和夾雜物尺寸可以促進夾雜物的有效分離，其中重力系數(shù)、夾雜物種類和夾雜尺寸這3個因素影響較大。