熱風(fēng)在高爐熱風(fēng)圍管中流動(dòng)特性的模擬研究

史本慧, 劉炳南, 羅志國(guó), 鄒宗樹

(1. 東北大學(xué) 多金屬共生礦生態(tài)化冶金教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 遼寧 沈陽(yáng) 110819; 2. 鞍鋼集團(tuán)鋼鐵研究院, 遼寧 鞍山 114009)

目前,全世界大部分生鐵由熱風(fēng)高爐生產(chǎn).熱風(fēng)在爐缸圓周均勻分配利于高爐爐內(nèi)初始煤氣流均勻分布和化學(xué)反應(yīng)均勻發(fā)生,并利于爐況向良好方向發(fā)展[1-6].迄今為止，關(guān)于熱風(fēng)在爐缸圓周分配研究主要集中在數(shù)值模擬研究[7-11].文獻(xiàn)[12]利用數(shù)值模擬方法開(kāi)展了爐容為2 200 m3高爐熱風(fēng)運(yùn)動(dòng)特征研究,結(jié)果表明熱風(fēng)總管正對(duì)面風(fēng)口風(fēng)量較小,熱風(fēng)總管附近風(fēng)口風(fēng)量較大.文獻(xiàn)[13]通過(guò)數(shù)值模擬方法發(fā)現(xiàn)在風(fēng)口直徑相等條件下,各風(fēng)口風(fēng)量分配不均且規(guī)律性不明顯,風(fēng)口風(fēng)量最大值出現(xiàn)在熱風(fēng)圍管90°角附近的風(fēng)口,研究中還發(fā)現(xiàn)風(fēng)口直徑較小導(dǎo)致對(duì)應(yīng)的風(fēng)口風(fēng)量分配較少.文獻(xiàn)[14]對(duì)高爐各風(fēng)口氣流運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了研究,結(jié)果顯示,熱風(fēng)總管與圍管連接處附近的風(fēng)口風(fēng)量較小,而遠(yuǎn)離連接處的風(fēng)口風(fēng)量較大.上述研究缺少對(duì)圍管內(nèi)熱風(fēng)運(yùn)動(dòng)特性和風(fēng)口風(fēng)量分配規(guī)律的研究,更重要的是未探明風(fēng)量分配較大或較小的原因,造成提出的以風(fēng)口風(fēng)量均勻分配為目的的風(fēng)口直徑調(diào)節(jié)方案缺少理論依據(jù).因此,有必要對(duì)熱風(fēng)在圍管內(nèi)的運(yùn)動(dòng)行為進(jìn)行研究,明確各風(fēng)口風(fēng)量分配不均的原因,為高爐送風(fēng)的周向調(diào)節(jié)提供依據(jù).

1 幾何模型建立

根據(jù)鞍鋼2 580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)的實(shí)際參數(shù)建立三維幾何模型,送風(fēng)系統(tǒng)參數(shù)見(jiàn)表1,模型示意圖如圖1所示,送風(fēng)系統(tǒng)風(fēng)口布局和編號(hào)如圖2所示.

表1 送風(fēng)系統(tǒng)參數(shù)

從圖1可知,該送風(fēng)系統(tǒng)模型利用SolidWorks機(jī)械設(shè)計(jì)軟件完成,主要包括熱風(fēng)總管、熱風(fēng)圍管、熱風(fēng)支管和風(fēng)口.由圖2可見(jiàn),該送風(fēng)系統(tǒng)共計(jì)30個(gè)風(fēng)口,采取順時(shí)針順序?qū)︼L(fēng)口進(jìn)行編號(hào).利用角度值對(duì)熱風(fēng)圍管位置進(jìn)行標(biāo)記,如圖2中藍(lán)線和藍(lán)色標(biāo)記所示,熱風(fēng)總管與圍管連接處為0°,1號(hào)和30號(hào)風(fēng)口的中間位置為180°.

圖1 送風(fēng)系統(tǒng)示意圖

圖2 風(fēng)口布局示意圖

2 數(shù)學(xué)模型建立

2.1 假設(shè)條件

本研究利用計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)方法,通過(guò)結(jié)合流體力學(xué)和計(jì)算機(jī)科學(xué)來(lái)表征流體運(yùn)動(dòng)特性,適用于本研究工作.模擬過(guò)程中作出如下假設(shè):

1) 將流動(dòng)的熱風(fēng)視為穩(wěn)態(tài)等溫不可壓縮流體；

2) 管道絕熱效果良好,熱風(fēng)流動(dòng)時(shí)沒(méi)有熱損失；

3) 壁面設(shè)為無(wú)滑移壁面,近壁面處流動(dòng)采用壁面函數(shù)進(jìn)行處理.

2.2 控制方程及邊界條件

本研究采用RNGk-ε雙方程模型模擬湍流,所涉及的方程分別如下所示.

連續(xù)性方程為

(1)

動(dòng)量守恒方程為

(2)

湍動(dòng)能k方程為

(3)

湍動(dòng)能耗散率ε方程為

(4)

式中:ρ為流體密度,kg/m3;t為時(shí)間,s;ui,xi(i=1,2,3)分別為坐標(biāo)軸X,Y,Z方向上的速度分量和坐標(biāo)分量;uj,xj中的j為三維求和下標(biāo);p為壓強(qiáng),Pa;μeff為有效黏度系數(shù),Pa·s.

入口條件為壓力入口,出口條件為壓力出口.其中出口處壓力參數(shù)通過(guò)對(duì)高爐送風(fēng)系統(tǒng)管道不同截面建立伯努利方程:

Δp=ξρv2/2 .

(5)

式中:ξ為局部阻力系數(shù);ρ為熱風(fēng)密度,kg/m3;v為熱風(fēng)速度,m/s.

2.3 模擬驗(yàn)證

利用表1中的參數(shù)開(kāi)展高爐送風(fēng)系統(tǒng)各風(fēng)口風(fēng)量分配數(shù)值模擬研究.同時(shí)利用相似理論,開(kāi)展了1∶20相似比的物理模擬研究,在各風(fēng)口尺寸相同條件下的物理模擬結(jié)果如圖3所示,在1,8,15,16,23,30號(hào)附近的風(fēng)口風(fēng)量分配較大,而這些風(fēng)口位置位于熱風(fēng)圍管0°,90°,180°,270°.通過(guò)圖3還可發(fā)現(xiàn),兩條曲線走勢(shì)基本一致,說(shuō)明本研究的模擬方法是適用的和可行的.

圖3 高爐送風(fēng)系統(tǒng)風(fēng)口風(fēng)量分配物理模擬結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果

3 結(jié)果與分析

由圖3中的模擬結(jié)果可知,在各風(fēng)口尺寸相同的條件下,風(fēng)量在爐缸圓周方向上并非均勻分布.因此需結(jié)合數(shù)值模擬方法開(kāi)展熱風(fēng)在熱風(fēng)圍管中的運(yùn)動(dòng)特性研究, 考察熱風(fēng)在圍管中的速度分布情況,找出引起部分風(fēng)口風(fēng)量較大的原因,為高爐風(fēng)口風(fēng)量均勻分配提供理論依據(jù).以下均為在正常冶煉強(qiáng)度、所有風(fēng)口直徑均為110 mm情況下的模擬分析結(jié)果.

3.1 熱風(fēng)在圍管內(nèi)X方向速度分布情況

水平方向截取平面與XZ平面平行,如圖4所示,截取高度分別為+0.7,+0.3, 0,-0.3,-0.7 m.其中0 m高度截面與XZ軸平面重合.

圖4 送風(fēng)圍管的一個(gè)水平截面

送風(fēng)圍管由高至低的各水平截面上的X方向速度云圖如圖5所示.

在圖5中,截面高度分別為+0.7,+0.3,0,-0.3,-0.7 m.“8”表示8號(hào)風(fēng)口所處位置,“23”表示23號(hào)風(fēng)口所處位置,8和23號(hào)風(fēng)口位于熱風(fēng)圍管90°和270°處.“8”與“23”之間連接的虛線將熱風(fēng)圍管分成虛線左側(cè)和右側(cè)兩部分.圖中左側(cè)彩虹圖表示X方向的速度大小和方向,藍(lán)色表明X軸負(fù)向速度較大,紅色表明X軸正向速度較大.熱風(fēng)從總管進(jìn)入圍管后形成兩股氣流向圍管正對(duì)面運(yùn)動(dòng),但主體流動(dòng)并非單純的單向流動(dòng),而是在熱風(fēng)總管與熱風(fēng)圍管連接處兩側(cè)產(chǎn)生了返流現(xiàn)象.兩股氣流在總管入口正對(duì)面相遇碰撞并產(chǎn)生明顯返流現(xiàn)象,其中返流氣流在虛線左側(cè)區(qū)域沿圍管下部沿X軸負(fù)向運(yùn)動(dòng),在“8”和“23”標(biāo)記附近再次與正常運(yùn)動(dòng)氣流相遇碰撞,且一同進(jìn)入附近支管中.正常運(yùn)動(dòng)氣流在虛線左側(cè)區(qū)域沿圍管上部X軸正向運(yùn)動(dòng).在虛線左側(cè)區(qū)域中,越靠近熱風(fēng)圍管下部,X軸負(fù)向運(yùn)動(dòng)氣流距離越大,越向8和23號(hào)風(fēng)口處靠近.

熱風(fēng)在圍管不同高度水平截面上X方向的平均速度如圖6所示.熱風(fēng)運(yùn)動(dòng)速度為0時(shí),說(shuō)明正反方向兩股氣流運(yùn)動(dòng)速度相同,并在此位置完全相遇碰撞.圖中風(fēng)口編號(hào)是風(fēng)口與圍管對(duì)應(yīng)的位置.

圖5 送風(fēng)圍管不同高度水平截面上的X方向速度云圖

圖6 送風(fēng)圍管不同水平截面上X方向的平均速度

結(jié)合圖5和圖6可知,位于-0.3,-0.7 m截面上出現(xiàn)速度負(fù)值的區(qū)域較大,說(shuō)明熱風(fēng)越靠近圍管下部,其返流運(yùn)動(dòng)距離遠(yuǎn),越接近8,23號(hào)風(fēng)口處.在-0.7 m截面上可明顯發(fā)現(xiàn)在8,23號(hào)風(fēng)口處的速度值在0 m/s左右,進(jìn)一步表明正負(fù)兩方向運(yùn)動(dòng)的氣流在此處發(fā)生碰撞且共同進(jìn)入此處風(fēng)口對(duì)應(yīng)的支管.

3.2 熱風(fēng)圍管環(huán)形垂直截面上X方向的速度分布

以Y軸為軸心,分別以11.2,10.8,10.5,10.2,9.8 m為半徑做環(huán)形垂直截面,圍管中心半徑為10.5 m,如圖7所示.

送風(fēng)圍管環(huán)形垂直截面上X方向的速度云圖如圖8所示.

在圖8中,環(huán)形截面半徑分別為11.2,10.8,10.5,10.2,9.8 m.熱風(fēng)進(jìn)入圍管后形成兩股氣流向入口對(duì)面運(yùn)動(dòng),并在正對(duì)面相遇碰撞后出現(xiàn)返流現(xiàn)象,且返流氣流靠近圍管內(nèi)側(cè)向8,23號(hào)風(fēng)口處運(yùn)動(dòng).在虛線左側(cè)區(qū)域中,越靠近熱風(fēng)圍管內(nèi)側(cè),X軸負(fù)向氣流運(yùn)動(dòng)距離越遠(yuǎn),越接近8,23號(hào)風(fēng)口,即90°,270°處.

圖7 送風(fēng)圍管的環(huán)形垂直截面

結(jié)合圖8和9可知,在1～8號(hào)風(fēng)口和23～30號(hào)風(fēng)口對(duì)應(yīng)的圍管區(qū)域中,靠近圍管內(nèi)側(cè)半徑為10.2,9.8 m的兩截面上出現(xiàn)負(fù)值區(qū)域較大,靠近圍管外側(cè)半徑為11.2,10.8 m的兩截面上出現(xiàn)正值區(qū)域較大,這進(jìn)一步表明,在圍管左側(cè)區(qū)域中,正常運(yùn)動(dòng)氣流靠圍管外側(cè)運(yùn)動(dòng),而返流氣流靠圍管內(nèi)側(cè)運(yùn)動(dòng).圖8和圖9表明,熱風(fēng)越靠近圍管內(nèi)側(cè),其返流運(yùn)動(dòng)越明顯,運(yùn)動(dòng)距離越遠(yuǎn),越接近8,23號(hào)風(fēng)口,即90°,270°處.

4 鞍鋼2 580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)參數(shù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)節(jié)措施分析

在所有風(fēng)口直徑均為110 mm情況下,各風(fēng)口風(fēng)量分配如圖10所示.由圖10可知,由于熱風(fēng)在圍管內(nèi)運(yùn)動(dòng)的復(fù)雜性,各風(fēng)口風(fēng)量的標(biāo)準(zhǔn)偏差達(dá)1.04,風(fēng)口風(fēng)量分配不均勻.

為提高送風(fēng)均勻性,可以通過(guò)擴(kuò)大或縮小部分風(fēng)口直徑方法來(lái)降低各風(fēng)口風(fēng)量的標(biāo)準(zhǔn)偏差.

圖8 送風(fēng)圍管垂直方向截面的X軸方向速度云圖

圖9 送風(fēng)圍管不同環(huán)形垂直截面上X方向的平均速度

由圖10可知,若采取縮小直徑的方法,應(yīng)適當(dāng)縮小0°,90°,180°,270°附近風(fēng)口直徑;若采取擴(kuò)大直徑的方法,應(yīng)適當(dāng)擴(kuò)大45°,135°,225°,315°附近風(fēng)口直徑.圖11為鞍鋼2 580 m3高爐目前采用的送風(fēng)系統(tǒng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際風(fēng)口布局.其中4,11,19,24風(fēng)口直徑為120 mm,其余風(fēng)口直徑為110 mm.由圖11可知,4,11,19號(hào)風(fēng)口位于圍管135°,45°,315°附近,24號(hào)風(fēng)口位于熱風(fēng)圍管260°附近.這說(shuō)明鞍鋼現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際操作采用擴(kuò)大風(fēng)口直徑調(diào)整的方法.同時(shí)可見(jiàn),鞍鋼現(xiàn)場(chǎng)的風(fēng)口直徑調(diào)節(jié)對(duì)4,11,19號(hào)風(fēng)口是合理的,但對(duì)24號(hào)風(fēng)口調(diào)節(jié)稍有偏差.

圖10 均一風(fēng)口尺寸下的風(fēng)量分配

圖11 高爐現(xiàn)場(chǎng)鼓風(fēng)操作的風(fēng)口布局

5 結(jié) 論

1) 熱風(fēng)在單入口多出口的環(huán)形圍管內(nèi)的流動(dòng)極為復(fù)雜,主體流動(dòng)并不是單純的單向流,而是存在不同程度的碰撞匯聚和碰撞后的返流,導(dǎo)致各風(fēng)口的風(fēng)量不均勻.

2) 針對(duì)鞍鋼2 580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng),在各風(fēng)口尺寸相同的條件下,熱風(fēng)從熱風(fēng)總管進(jìn)入圍管后直接沖擊熱風(fēng)圍管0°處的熱風(fēng)支管,導(dǎo)致此處風(fēng)口風(fēng)量較大.進(jìn)入圍管后的熱風(fēng)形成兩股氣流在入口的正對(duì)面(即180°處)發(fā)生碰撞,部分氣流匯聚進(jìn)入此處支管,導(dǎo)致此處風(fēng)口風(fēng)量較大.氣流碰撞后另一部分產(chǎn)生返流,沿?zé)犸L(fēng)圍管下部和內(nèi)側(cè)逆向運(yùn)動(dòng),在熱風(fēng)圍管90°,270°位置處與正常運(yùn)動(dòng)的氣流再次碰撞匯聚進(jìn)入此處支管,導(dǎo)致此處風(fēng)口風(fēng)量較大.正常運(yùn)動(dòng)氣流在越過(guò)熱風(fēng)圍管90°,270°位置后沿圍管上部和外側(cè)運(yùn)動(dòng),而返流氣流沿圍管下部和內(nèi)側(cè)運(yùn)動(dòng).越靠近圍管下部和內(nèi)側(cè),返流氣流運(yùn)動(dòng)距離越遠(yuǎn),越接近熱風(fēng)圍管90°和270°位置處.

3) 為提高送風(fēng)均勻性,通過(guò)擴(kuò)大或縮小部分風(fēng)口直徑來(lái)降低各風(fēng)口風(fēng)量的標(biāo)準(zhǔn)偏差.對(duì)比分析鞍鋼現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際操作發(fā)現(xiàn),鞍鋼現(xiàn)場(chǎng)調(diào)節(jié)方案與本研究結(jié)果基本一致.