羅振勇，張忠霞

（貴陽鋁鎂設(shè)計(jì)研究院有限公司，貴州 貴陽 550081）

氧化鋁工業(yè)中，現(xiàn)應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)的3種類型的流態(tài)化焙燒裝置是美國鋁業(yè)的流態(tài)閃速焙燒爐、德國的魯齊循環(huán)流態(tài)焙燒爐和丹麥?zhǔn)访芩构镜臍鈶B(tài)懸浮焙燒爐。其中氣態(tài)懸浮焙燒技術(shù)起步最晚，但技術(shù)先進(jìn)，在我國氧化鋁工業(yè)廣泛應(yīng)用。丹麥?zhǔn)访芩构镜臍溲趸X氣態(tài)懸浮焙燒系統(tǒng)主要包括氫氧化鋁喂料、文丘里閃速干燥器、多級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱系統(tǒng)、氣體懸浮焙燒爐、多級(jí)旋風(fēng)冷卻器、二次流化床冷卻器、除塵和返灰等部分［1］。其中多級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱系統(tǒng)包含一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器和二級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器，是氣態(tài)懸浮焙燒爐的基本構(gòu)成單元。一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器雖然處于預(yù)熱系統(tǒng)，但是物料的預(yù)熱主要在二級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器內(nèi)進(jìn)行，在一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器內(nèi)主要進(jìn)行物料的分離，是預(yù)熱系統(tǒng)最重要的單元，其性能影響成品氧化鋁質(zhì)量、焙燒爐粉塵排放量、物料循環(huán)量等。目前，一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的設(shè)計(jì)基本上都是根據(jù)經(jīng)驗(yàn)結(jié)合部分試驗(yàn)進(jìn)行的。隨著能源緊缺和環(huán)境保護(hù)形勢(shì)的日益嚴(yán)峻，對(duì)一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提出了更為嚴(yán)格的要求。

本研究以廣西某公司從丹麥?zhǔn)访芩构疽M(jìn)的產(chǎn)能為1 200t／d的氣態(tài)懸浮焙燒爐為對(duì)象，采用FLUENT商業(yè)仿真軟件對(duì)一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器進(jìn)行模擬仿真，計(jì)算一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器內(nèi)氣相的靜壓分布和切向速度分布。

1 數(shù)值模擬方法

1．1 計(jì)算模型

一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器數(shù)值計(jì)算采用如下模型：1）湍流模擬采用雷諾應(yīng)力（RSM）模型［2-5］；2）對(duì)流項(xiàng)的離散格式為二階迎風(fēng)格式［6-8］；3）壓力插補(bǔ)格式為PRESTO格式［9］；4）壓力與速度的耦合采用SIMPLEC計(jì)算法［10-11］。

1．2 計(jì)算區(qū)域

1 200t／d氫氧化鋁氣態(tài)懸浮焙燒爐的一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的三維實(shí)體如圖1所示，具體尺寸見表1。建模時(shí)坐標(biāo)原點(diǎn)取在排料口圓心位置。

表1 一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的幾何參數(shù) mm

圖1 一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的三維實(shí)體示意圖

1．3 網(wǎng)格劃分

將整個(gè)計(jì)算區(qū)域劃分為互不重疊的10個(gè)子區(qū)域：入口上部，入口下部，升氣管上部，升氣管下部，上部筒體環(huán)形空間，漸進(jìn)蝸殼中心柱體，漸進(jìn)蝸殼環(huán)錐空間，下部筒體，錐體和排料筒體。采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分10個(gè)求解區(qū)域，三維計(jì)算域網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的三維計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格

1．4 邊界條件

1．4．1 入口邊界

入口處的氣體是O2、CO2、N2和水蒸氣的混合體，體積分?jǐn)?shù)分別為3%、7%、50%和40%。給定入口截面法向時(shí)均速率為14．2m／s。入口湍流采用湍流強(qiáng)度和湍流耗散率指定，湍流強(qiáng)度為0．914m2／s2，湍流耗散率為1．056m2／s3。

1．4．2 升氣管出口邊界

壓力出口邊界壓力為測(cè)量壓力5．87Mpa。湍流由湍流強(qiáng)度和水力直徑指定，湍流強(qiáng)度為5．5%，水力直徑為2 638mm。

1．4．3 排料口邊界

假設(shè)沒有氣流從排料口流出，氣體流量為零。

1．4．4 固壁邊界

壁面為無滑移邊界，近壁區(qū)的處理采用壁面函數(shù)法。

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

為了清楚地分析一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器內(nèi)氣相流場(chǎng)沿軸向的變化規(guī)律，沿軸向取5個(gè)具有代表性的XY截面：Z1＝8 685mm，代表上部筒體環(huán)形空間XY截面；Z2＝7 192mm，代表升氣管入口處XY截面；Z3＝6 910mm，代表漸進(jìn)蝸殼空間XY截面；Z4＝5 455mm，代表下部筒體空間XY截面；Z5＝2 800mm，代表錐體分離空間XY截面。

2．1 靜壓分布

圖3為一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器靜壓分布云圖，圖3a為x＝0的YZ截面上的靜壓分布云圖，圖3b自上而下分別為Z1、Z3、Z4、Z5截面上的靜壓分布云圖。

從YZ截面靜壓分布云圖可看到，靜壓沿徑向由外向內(nèi)逐漸降低，且中心軸線附近的靜壓最低，沿軸向壓力降低很小。在強(qiáng)旋流中，靜壓一般取決于切向速度，可近似表示為

式中：r為徑向位置，mm；vt為切向速度，m／s。由于靜壓沿軸向上幾乎沒有變化，故可知徑向速度和軸向速度相對(duì)于切向速度較小。

圖3 一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的靜壓分布云圖

圖4a～d分別為Z2、Z3、Z4、Z5截面上的靜壓分布。

圖4 沿軸向不同高度截面上的靜壓分布

由圖4看出，壓力沿徑向的分布變化分為3段：壁面附近區(qū)域壓力分布比較平緩；中心軸線附近區(qū)域壓力分布很平坦，幾乎沒有變化；而中心軸線附近與壁面附近之間的區(qū)域靜壓分布變化比較急劇。這主要是由于中心軸線附近與壁面附近之間的區(qū)域存在準(zhǔn)強(qiáng)制渦，使壓力變化陡峭，而壁面附近存在準(zhǔn)自由渦，使壓力變化趨勢(shì)平緩。隨著一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的漸進(jìn)、收縮，壓力分布沿軸向自上而下變得陡峭。還可看出，在Z2截面即升氣管入口處，靜壓分布呈現(xiàn)不連續(xù)性，說明入口處的氣流脈動(dòng)程度較強(qiáng)。

2．2 切向速度分布

在一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的速度場(chǎng)中，切向速度占主導(dǎo)地位，由它帶動(dòng)顆粒作旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，使顆粒在離心力的作用下被分離出來。圖5為一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器切向速度分布云圖，圖5a為x＝0的YZ截面上的切向速度分布云圖，圖5b自上而下分別為Z2、Z3、Z4、Z5截面上的切向速度分布云圖。可以看出：在壁面和旋轉(zhuǎn)軸心位置，切向速度等于零；在預(yù)熱器氣流入口位置，由于蝸殼的擴(kuò)展，速度加速不明顯；而經(jīng)過蝸殼的收縮，氣流切向旋轉(zhuǎn)，切向速度加速至峰值。氣流進(jìn)入柱體段后，沿筒壁作圓周運(yùn)動(dòng)，摩擦引起能量損失，速度有所降低。在蝸殼及以上部分，由于入口處的非軸對(duì)稱性，致使切向速度的軸對(duì)稱性較差；而在下部柱體段及錐體段，切向速度的對(duì)稱性較好，這說明氣流的強(qiáng)旋轉(zhuǎn)特性消減了入口進(jìn)氣的非軸對(duì)稱。

圖5 一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的切向速度分布云圖

圖6a～d分別為Z2、Z3、Z4、Z5截面上的切向速度分布。

圖6 沿軸向不同高度截面上的切向速度分布

由圖6看出，切向速度分布對(duì)稱性很好，呈現(xiàn)典型的蘭金組合渦分布，即內(nèi)旋流為準(zhǔn)強(qiáng)制渦，外旋流為準(zhǔn)自由渦，內(nèi)外渦的分界面構(gòu)成切向速度峰值面，此面基本上為一圓柱面。蘭金組合渦的結(jié)構(gòu)十分有利于顆粒的分離，內(nèi)部準(zhǔn)強(qiáng)制渦的離心作用將顆粒甩向外部，而外部準(zhǔn)自由渦對(duì)顆粒的攜帶作用減弱，利于顆粒在筒壁附近被捕獲。圖6a中切向速度在升氣管筒壁附近產(chǎn)生第2個(gè)峰值，這主要是由于升氣管壁造成的速度波動(dòng)。

3 結(jié)束語

利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)商業(yè)軟件FLUENT對(duì)一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的氣-固兩相流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果表明：靜壓沿徑向由外向內(nèi)逐漸降低，在中心軸線附近最低，沿軸向自上向下降低較?。辉谝患?jí)旋風(fēng)預(yù)熱器壁面和旋轉(zhuǎn)軸心位置，切向速度等于零；在氣流入口位置，切向速度加速不明顯，而是經(jīng)過蝸殼的收縮才加速至峰值；進(jìn)入下部柱體段后，速度有所降低。切向速度分布的對(duì)稱性好，呈現(xiàn)典型的蘭金組合渦分布。研究結(jié)果可為一級(jí)旋風(fēng)預(yù)熱器的生產(chǎn)運(yùn)行和優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

［1］關(guān)琦．丹麥?zhǔn)访芩构镜臍溲趸X焙燒技術(shù)［J］．世界有色金屬，2000（8）：29-30．

［2］劉海生，賀會(huì)群，艾志久，等．雷諾應(yīng)力模型對(duì)旋流器內(nèi)流場(chǎng)的數(shù)值模擬［J］．計(jì)算機(jī)仿真，2006，23（9）：243-245．

［3］Hogg S，Leschziner M A．Computation of Highly Swirling Confined Flow With A Reynolds Stress Turbulence Model［J］．AIAAJ，1989，27（1）：57-63．

［4］Launder B E，Morse A P．Numerical Prediction of Axisymmetric Free Shear Flows With A Reynolds Stress Closure［J］．Turbulent Shear Flows Springer-verlag，1979（1）：279-294．

［5］Speziale C G．Analytical Methods for the Development of Reynolds-stress Closures in Turbulence［J］．Annual Review of Fluid Mechanics，1991（23）：107-157．

［6］羅奇 P J．計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)［M］．北京：科學(xué)出版社，1983：47-56．

［7］陶文銓．?dāng)?shù)值傳熱學(xué)［M］．西安：西安交通大學(xué)出版社，1988：210-214．

［8］周萍．傳遞過程原理及其數(shù)值仿真［M］．長沙：中南大學(xué)出版社，2006：356-359．

［9］Majumdar S．Role of Underrelaxation in Momentum Interpolation for Calculation of Flow With Nonstaggered Grids［J］．Numerical Heat Transfer．1988，13（1）：125-132．

［10］Patanker S V，Spalding D B．A Calculation Process for Heat，Mass and Momentum Transfer in Three-dimensional Parabolic Flows［J］．Int J Heat Mass Transfer，1972（15）：1787-1806．

［11］Van Doormal J P，Raithby G G．Enhancement of the SIMPLE Method for Predicting Incompressible Fluid Flows［J］．Numerical Heat Transfer，1984（7）：147-163．