熱裝高爐高溫煤氣噴霧降溫塔CFD數(shù)值分析

江茂強(qiáng)，劉丹瑤，潘宏，夏朝暉

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熱裝高爐高溫煤氣噴霧降溫塔CFD數(shù)值分析

江茂強(qiáng)，劉丹瑤，潘宏，夏朝暉

（中冶南方工程技術(shù)有限公司能源環(huán)保分公司，湖北武漢430223）

高爐煉鐵采用原、燃料熱裝工藝能顯著提高鐵前工序顯熱資源利用效率。為保證高溫高爐煤氣的凈化回收系統(tǒng)安全，須在干法布袋除塵設(shè)施前設(shè)置一座噴霧蒸發(fā)降溫塔。采用Fluent軟件中的離散相模型對(duì)噴霧降溫塔內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析得到塔內(nèi)氣相流場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布以及霧滴運(yùn)動(dòng)規(guī)律等信息，對(duì)比分析了不同噴嘴角度和不同噴霧方向?qū)λ?nèi)噴霧降溫效果的影響。分析結(jié)果可為噴霧降溫塔的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和噴霧降溫過程的優(yōu)化提供參考。

熱裝高爐；高溫煤氣；噴霧降溫塔；數(shù)值分析

1 前言

為有效利用高爐煉鐵鐵前工序的高溫爐料顯熱，近來發(fā)展了采用原、燃料熱裝的工藝[1-2]。此時(shí)，爐頂煤氣溫度為450℃左右，在煤氣重力除塵和旋風(fēng)除塵后設(shè)置余熱鍋爐回收高爐煤氣余熱，并將煤氣溫度降至200℃再進(jìn)入布袋除塵器凈化回收。為了確保余熱鍋爐離線安全檢修或故障時(shí)整個(gè)高爐煤氣輸配系統(tǒng)的安全連續(xù)運(yùn)行，在余熱鍋爐的并聯(lián)旁路上研究開發(fā)一座降溫塔，采用噴霧蒸發(fā)冷卻的技術(shù)，實(shí)現(xiàn)在余熱鍋爐離線工況時(shí)對(duì)經(jīng)切換通過該塔的高爐煤氣進(jìn)行降溫。本文對(duì)噴霧降溫塔內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，為該類裝置的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考。

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 氣相模型

氣相湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型[3-4]。高爐煤氣為混合氣體，且由于噴霧汽化，煤氣的組分發(fā)生較大的變化，因此需要同時(shí)考慮煤氣組分的擴(kuò)散和輸運(yùn)。

2.2 顆粒軌道模型

根據(jù)作用在顆粒（液滴）上力平衡，可以給出顆粒在拉格朗日坐標(biāo)系下的運(yùn)動(dòng)方程：

式中，u，up，ρ，ρp，F(xiàn)D，F(xiàn)分別為氣相速度，顆粒速度，氣體的密度，顆粒的密度，顆粒的單位質(zhì)量曳力和附加質(zhì)量力。

2.3 氣粒兩相間傳熱傳質(zhì)模型

（1）液滴蒸發(fā)分為兩個(gè)階段，第一個(gè)階段，當(dāng)液滴溫度Tp小于液滴表面蒸發(fā)溫度Tvap時(shí)，液滴內(nèi)部處于升溫階段。此時(shí)，氣粒間沒有質(zhì)量交換，只有熱量交換，不考慮輻射傳熱，傳熱控制方程如下：

式中，mp和cp分別為液滴的質(zhì)量和比熱容，Ap是液滴表面積；T∞是周圍氣體的溫度，h為對(duì)流傳熱系數(shù)。

（2）第二個(gè)階段，當(dāng)液滴溫度Tp由于第一階段吸熱升溫達(dá)到液滴蒸發(fā)溫度Tvap時(shí)，液滴表面將發(fā)生蒸發(fā)現(xiàn)象。此時(shí)，由于在蒸發(fā)冷卻塔內(nèi)液滴噴霧速度和氣相速度均較大，存在強(qiáng)制對(duì)流，根據(jù)Miller和Sazhin的理論，液滴表面的Stefan流將變得重要。氣粒間的傳質(zhì)控制方程為：

同時(shí)，氣粒相間傳熱達(dá)到平衡，液滴表面溫度將不再發(fā)生變化，直到液滴蒸發(fā)完畢：

上兩式中，ρ∞為氣相密度；kc為對(duì)流質(zhì)量傳遞系數(shù)，Bm為Spalding傳質(zhì)系數(shù)，hfg為液滴蒸發(fā)潛熱。

上述氣相湍流模型、顆粒軌道模型和氣粒兩相間傳熱傳質(zhì)模型構(gòu)成了模擬噴霧蒸發(fā)過程的CFD模型。氣相湍流模型用于描述噴霧降溫塔內(nèi)濕氣體的性質(zhì)，如氣流的溫度、濕度、速度及壓力；顆粒軌道模型用于追蹤顆粒在降溫塔內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡；氣粒間傳熱傳質(zhì)模型用于描述兩相間質(zhì)量、動(dòng)量變換，能量的轉(zhuǎn)移和耗散[5-7]。

2.4 數(shù)值模擬過程

采用歐拉-拉格朗日方法進(jìn)行兩相流計(jì)算，先對(duì)初始?xì)庀嗔鲌?chǎng)采用有限差分的SIMPLE算法進(jìn)行求解，然后借助于Fluent里面的Injection模型，將一定直徑的液滴按一定的噴射角噴入氣相流場(chǎng)，再依次求解液滴運(yùn)動(dòng)方程、氣粒間傳熱傳質(zhì)方程，更新液滴運(yùn)動(dòng)軌道，兩相反復(fù)迭代計(jì)算直至收斂。

3 幾何模型、網(wǎng)格劃分及邊界條件設(shè)置

噴霧蒸發(fā)降溫塔的幾何結(jié)構(gòu)如圖1，塔體內(nèi)直徑為6000 mm，上部入口管內(nèi)徑為?2780 mm，下部側(cè)向出口管內(nèi)徑為?2580 mm，為降低出口管回流的影響，將出口管計(jì)算長(zhǎng)度定為離塔中心10000 mm。模型網(wǎng)格采用Gambit2.4.6軟件劃分，如圖2，整體采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在出口管與塔體交接處采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行過渡，網(wǎng)格總數(shù)為127873。

圖1 噴霧降溫塔結(jié)構(gòu)圖

圖2 噴霧降溫塔網(wǎng)格模型

噴霧蒸發(fā)降溫塔進(jìn)口高爐煤氣流量為38×104m3/h，壓力為0.3 MPa(G)，高爐煤氣成分為CO、CO2、H2、N2和H2O，其質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為：28.88%、23.98%、5.5%、35.94%和5.7%。進(jìn)口溫度為450℃，入口邊界條件取質(zhì)量流量入口，質(zhì)量流量為141.13 kg/s，出口邊界條件取壓力出口。為達(dá)到塔體煤氣出口溫度為200℃，根據(jù)理論計(jì)算，總噴水量為14.854 kg/s，沿圓周方向均勻設(shè)置12個(gè)噴嘴。噴霧液滴按rosin-rammler規(guī)律分布，最小粒徑為60μm，最大粒徑為200μm，液滴初始噴射速度為40 m/s，溫度為35℃，噴嘴噴射角為30°。

4 模擬結(jié)果分析

4.1 噴霧前及噴霧工況下噴霧降溫塔內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值分析

圖3和圖4分別為噴霧前塔內(nèi)速度分布圖和氣體流線圖，從圖中可以看出塔內(nèi)入口氣體速度較大，進(jìn)入更大的塔體氣相空間后，氣流速度下降，并從中心部位逐漸擴(kuò)散到整個(gè)塔體截面，最終從出口以較高的氣流速度流出。而在塔體下部錐形灰斗部位，由于灰斗錐面的阻擋，氣流速度較低并出現(xiàn)了旋流和回流，這也與實(shí)際（如旋風(fēng)除塵器等設(shè)備內(nèi)流場(chǎng)）符合。

圖3 噴霧前塔內(nèi)速度分布

圖4 噴霧前塔內(nèi)氣體流線圖

圖5 為噴霧工況下降溫塔內(nèi)的溫度場(chǎng)分布，可以看到塔體上部的煤氣由于大量液滴蒸發(fā)吸熱，在較短的豎向距離內(nèi)氣體溫度瞬間急劇下降。統(tǒng)計(jì)最終出口截面平均溫度為475.49 K（202.34℃），與理論計(jì)算的200℃基本吻合，誤差僅為1.17%。

圖5 噴霧工況塔內(nèi)溫度分布

圖6噴霧工況塔內(nèi)速度矢量

圖6 為噴霧工況下降溫塔內(nèi)氣體速度矢量分布圖，可以看到在大量液滴以40 m/s的高速被噴入后，氣相流場(chǎng)受到了明顯的影響，由于溫度急劇下降形成的較大溫差導(dǎo)致在噴嘴下方出現(xiàn)了較為明顯的渦流，如圖中A、B所示。并且由于噴霧后煤氣溫度的下降，降溫塔出口處的體積流量相應(yīng)減小，出口處的最大氣體流速由噴霧前的17.75 m/s減小為13.57 m/s。

對(duì)噴霧塔內(nèi)的液滴群進(jìn)行跟蹤得到圖7所示的液滴運(yùn)動(dòng)軌跡分布圖，由模擬結(jié)果可以看出，所有液滴均在塔內(nèi)得到完全蒸發(fā)，成為過熱蒸汽進(jìn)入氣相空間，不會(huì)對(duì)后續(xù)的干法布袋除塵造成影響。同時(shí)，也看到液滴群即使初始速度較高，但由于其粒徑非常小，對(duì)應(yīng)的相對(duì)雷諾數(shù)較小，在進(jìn)入氣相空間后速度迅速降低后，被入口中心高速氣流“吹”向塔體四周，因而也造成圖5中所示的在噴嘴下部局部中心區(qū)域氣體溫度仍較高。

圖7 噴霧塔內(nèi)液滴軌跡分布

4.2 不同噴嘴角度對(duì)噴霧降溫塔內(nèi)流場(chǎng)影響

根據(jù)噴嘴豎直向下噴霧時(shí)的塔內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值分析，考慮不同噴嘴角度對(duì)塔內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的影響，定義噴嘴角度α為噴嘴中心線與豎向鉛垂線之間的夾角，如圖8所示，則即α=0°為噴嘴直接向下噴霧時(shí)的工況。本文分析α取值分別為0°、15°、30°和45°。

如圖9所示為不同噴嘴角度下塔內(nèi)氣相流場(chǎng)速度分布云圖，從圖中可以看出隨著噴嘴角度的增大，塔中心噴嘴下方的低速回流區(qū)逐漸減小，到α=30°和α=45°時(shí)已經(jīng)消失。說明隨著噴嘴角度的增大，噴霧液滴對(duì)流場(chǎng)的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)影響減小，且與圖3相比，可以看到當(dāng)α=45°時(shí)塔內(nèi)氣相流場(chǎng)的速度分布云圖與噴霧前的速度分布云圖已較為相似。

圖10所示為不同噴嘴角度下塔內(nèi)溫度分布云圖，從圖中可以看出隨著噴嘴角度的增大，噴嘴下方塔中心的高溫區(qū)域逐漸減小變細(xì)，到α=30°和α=45°時(shí)已經(jīng)消失。說明隨著噴嘴角度的增大，噴霧液滴對(duì)流場(chǎng)的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)影響減小。

圖8 噴嘴角度示意圖

圖9 不同噴嘴角度下塔內(nèi)速度分布云圖

圖10 不同噴嘴角度下塔內(nèi)溫度分布云圖

圖11 和圖12分別為不同噴嘴角度下塔內(nèi)液滴群運(yùn)動(dòng)軌跡軸側(cè)圖和俯視圖，從圖中可以看出在α=0°時(shí)，有較多液滴被氣粒吹向塔壁，而隨著噴嘴角度的增大，液滴群開始向中間聚攏，并且液滴蒸發(fā)距離增大，這是因?yàn)閲娮旖嵌仍龃髸r(shí)，噴嘴將液滴更多地噴向塔體中心，在一開始液滴蒸發(fā)的就多，液滴群吸收的熱量就多，從而氣流溫度下降的更快，而隨著氣流溫度與液滴溫度的溫差減小，液滴蒸發(fā)就需要更長(zhǎng)的時(shí)間和更長(zhǎng)的距離。從圖12的俯視圖中，可以看到隨著噴嘴角度的增大，在塔體截面上，噴霧液滴群所覆蓋的范圍在逐漸減小，在α=0°和α=15°時(shí)，均有部分液滴被噴向塔壁，造成對(duì)塔壁的腐蝕；在α=45°時(shí)噴霧只覆蓋住塔體中心部位，不利于換熱；而α=30°時(shí)，噴霧面基本覆蓋塔體截面，基本濕壁，也有利于換熱進(jìn)行。因而，綜合以上溫度場(chǎng)合液滴運(yùn)動(dòng)軌跡的分析，建議采用α=30°的噴嘴角度較佳。

圖11 不同噴嘴角度下霧滴運(yùn)動(dòng)軌跡軸側(cè)圖

圖12 不同噴嘴角度下霧滴運(yùn)動(dòng)軌跡俯視圖

4.3 噴霧方向?qū)婌F降溫塔內(nèi)流場(chǎng)影響

按噴霧和氣體流動(dòng)方向，可將本噴霧降溫塔分為并流型和逆流型兩種，以上4.1和4.2節(jié)中噴嘴出口霧滴與氣體呈同方向流動(dòng)的型式即為并流型。而將噴嘴朝上，使得噴嘴出口霧滴與氣體呈反向流動(dòng)則為逆流型，如圖13所示。本節(jié)以并流噴嘴α=30°和逆流噴嘴α=30°進(jìn)行對(duì)比分析，比較不同噴霧方向?qū)婌F降溫塔內(nèi)流場(chǎng)的影響。

圖13 逆流噴嘴角度示意圖

圖14 為模擬計(jì)算得到的逆流工況塔內(nèi)溫度分布云圖和速度分布云圖，從圖中可以看出采用逆流型式后，塔內(nèi)溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)的分布都變得更加均勻。

圖14 逆流α=30°工況塔內(nèi)速度和溫度分布

對(duì)比分析圖15與圖11（b）中并流和逆流型式下霧滴軸向運(yùn)動(dòng)軌跡和橫向運(yùn)動(dòng)軌跡，可以看出，在采用逆流型式后，霧滴軸向的運(yùn)動(dòng)距離有所減小，霧滴群的覆蓋面積更大，并且霧滴群的軸向運(yùn)動(dòng)行為在并流時(shí)為類似上錐形，而逆流時(shí)則為下錐形，這是因?yàn)橄蛏蠂姵龅某跏煎F形霧滴群被向下運(yùn)動(dòng)的逆向氣流吹掃擴(kuò)散所致，如圖15（a）中的小圖所示。因而，綜合以上分析，采用方向向上的α=30°與氣流逆向的的噴嘴角度較佳。

圖15 逆流α=30°工況塔內(nèi)霧滴運(yùn)動(dòng)軌跡

5 結(jié)論

采用噴霧蒸發(fā)冷卻工藝可有效地迅速降低高爐煤氣的溫度到設(shè)定溫度，保障高爐煤氣回收系統(tǒng)安全。且在塔內(nèi)霧滴得到了完全蒸發(fā)，不濕底不濕壁。

采用霧滴與氣體并流型式時(shí)，噴嘴角度α=30°時(shí)效果較優(yōu)，塔體內(nèi)直筒段不存在低速回流區(qū)，霧滴幾乎充滿塔體截面并得到完全蒸發(fā)，降溫塔出口溫度達(dá)到預(yù)設(shè)的200℃。

采用霧滴與氣體逆流型式（噴嘴角度α=30°）比并流型式更優(yōu)，但采用逆流型式可能會(huì)存在噴嘴被從上面墜落的灰塵堵住的問題，而采用雙流體噴嘴在高溫氣體進(jìn)入塔體之前先打開輔助氣體（如氮?dú)饣蛘羝┛捎行Ы鉀Q該問題。

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CFD Numerical Analysis of FloWField in a High Tem perature Gas Spray Cooling Tower of Hot Charged Blast Furnace

JIANG Maoqiang，LIU Danyao，PAN Hong，XIA Zhaohui
(WISDRI Engineering&Research Incorporation Ltd.,Wuhan,Hubei 430223,China)

Adopting hot charging of raWmaterials and fuels in blast furnace can significantly improve the utilization efficiency of sensible heat resources in ironmaking process.To ensure the safety of the purification and recovery system of high-temperature BFG,a spray evaporative cooling tower must be installed before the dry bag dedusting facilities.The floWfield in the spray evaporative cooling tower was numerically simulated by using discrete phase model in the software Fluent,revealing detailed information of the gas floWfield,temperature field distribution and movement of the droplets.The impact of different nozzle angle and spray direction on the cooling effect of the spray tower was comparative analyzed.These analytical results can provide reference for structural design of the spray cooling tower and optimization of spray cooling process.

hot charged blast furnace;high temperature gas;spray cooling tower;numerical analysis

TQ542.7

A

1006-6764(2015)09-0015-05

2015－06－23

江茂強(qiáng)（1986－），男，碩士研究生學(xué)歷，工程師，現(xiàn)主要從事燃?xì)鈱I(yè)設(shè)計(jì)及研發(fā)工作。