孫銘陽， 姚 心， 杜國山， 于傳兵， 唐建文， 韋魯濱

(1.中國恩菲工程技術有限公司， 北京 100038； 2.中國礦業(yè)大學(北京) 化學與環(huán)境工程學院， 北京 100083)

浮選鋰輝石精礦進入冶金爐之前，要對其進行預熱處理，中國恩菲工程技術有限公司在理論論證和總結設計經驗基礎上，借鑒水泥生產工藝中的預分解系統(tǒng)[1-3]，提出了三級旋風分離器+焙燒回轉窯相結合的預熱方式。在化工、冶金、礦物加工和建材等領域[4-5]，旋風分離器是一種廣泛應用的工業(yè)設備，利用其內部形成的強螺旋湍流，實現氣固兩相分離[6-7]。當固體顆粒性質一定時(粒度和密度組成等)，旋風分離效果主要與進口壓力、氣流中固體物含量等操作參數以及錐體角度、溢流管插入深度、底流口直徑等結構參數密切相關[8-9]。旋風分離器在水泥生產中的窯外預熱- 分解系統(tǒng)得到了大量應用[10-11]。該系統(tǒng)中，旋風分離器同時具有對生料預加熱和氣固分離作用，據此也可稱其為旋風預熱分離器；焙燒窯用于鋰精礦的轉型焙燒，將鋰精礦由α型轉為β型[12-14]。轉型焙燒回轉窯包括回轉窯筒體，回轉窯內部澆注料以及天然氣燃燒器等結構，在預熱段、轉型段、燒成段、冷卻段安裝溫度測點，以監(jiān)控回轉窯內各工段溫度。

冶金行業(yè)中，利用旋風預熱分離器+焙燒回轉窯對物料進行預熱的應用研究還幾乎沒有，在進行相關工藝流程設計和設備選型時缺乏設計和計算依據。本文利用Euler-Lagrange法對鋰精礦在三級旋風預熱分離器中的運動和預加熱過程進行模擬，并基于渦耗散模型和Realizablek-ε模型研究天然氣在回轉窯內的湍流流動和燃燒反應，驗證利用旋風預熱分離器和焙燒回轉窯對物料進行預加熱的可行性以及相關操作參數的合理性，為工程設計項目提供參考和依據。

1 三級旋風預熱分離器幾何結構

回轉窯直徑為4 m，長度為60 m；各級旋風預熱分離器主體部分結構的尺寸基本相同，如表1所示。

表1 各級旋風預熱分離器主要結構尺寸

各級旋風預熱分離器及焙燒回轉窯連接方式如圖1所示。焙燒回轉窯的尾煙氣由通風管道收集后直接作為第三級旋風預熱分離器入料管的熱氣流源；第三級旋風預熱分離器底流排出的鋰輝石顆粒則由窯尾進入到焙燒回轉窯內。本文將各級旋風預熱分離器分開模擬，即先對第一級旋風預熱分離器進行模擬，得到底流鋰精礦顆粒溫度，然后再依次進行第二級和第三級旋風預熱分離器的模擬。

A.給料斗 B.第一級旋風預熱分離器 C.第二級旋風預熱分離器 D.第三級旋風預熱分離器 E.焙燒回轉窯圖1 三級旋風預熱分離器設備聯系圖

2 數學模型

2.1 連續(xù)相湍流模型

由于三級旋風預熱分離器內的流場為三維強螺旋流，因此旋風分離器內流體運動采用RNGk-ε湍流模型[15]。該模型k和ε輸運方程見式(1)(2)[16]：

(1)

(2)

式中xi，xj—坐標參數；

ui—流體i方向分速度,m/s；

t—流動時間,s；

μeff=μt+μ，μ為流體動力學粘度,Pa·s；

Gk—由平均速度梯度引起的湍動能k的產生項；

αk、αε—分別是湍動能k和湍動能耗散率ε的有效湍流普朗特數的倒數。

選擇Realizablek-ε湍流模型[17]預測回轉窯內氣相湍流流動。該模型k和ε輸運方程分別如式(3)和(4)所示：

(3)

(4)

式中xi，xj—坐標參數；

ui—流體i方向分速度,m/s；

t—流動時間,s；

μt—湍流粘度,Pa·s;

μ—流體動力學粘度,Pa·s；

Gk—由平均速度梯度引起的湍動能k的產生項，Gk=2μtSijSij；

Sij—瞬時應變速率的時間平均組分；

Gb—浮力引起的湍動能k產生項；

YM—可壓縮流動中因脈動膨脹導致的湍動能耗散；

σk和σε—分別是湍動能k和湍動能耗散率ε的湍流普朗特數；

C1、C2、C1ε和C3ε—常數；

Sk和Sε—湍動能和湍動能耗散率的源項。

2.2 離散相運動方程

離散相顆粒與連續(xù)相間的相互作用采用雙向耦合法，其中顆粒運動方程為：

(5)

(6)

2.3 煙氣和鋰精礦顆粒物性

測得煙氣中各組分含量分別為H2O(8.51%)、O2(7.55%)、CO2(10.18%)和N2(73.76%)。利用Aspen軟件得到煙氣密度、比熱、粘度和導熱系數在293～1 300 K區(qū)間內隨溫度變化關系分別如式(7)～(10)所示，數值模擬中對煙氣密度、粘度、比熱等參數采用隨溫度變化的多項式形式。

ρg=2.366 1-2×10-9t3+5×10-6t2-0.005 5t

(7)

μg=8×10-6+3×10-8t2

(8)

(9)

λg=0.005+3×10-5t

(10)

鋰精礦的導熱系數認為在293～1 300 K溫度區(qū)間內為定值，其粒度分布數學模型如式(17)所示，對應的粒度分布曲線如圖2所示。

(11)

圖2 鋰精礦粒度分布曲線

3 計算域離散和邊界條件

各級旋風預熱分離器計算域被離散為如圖3a所示混合網格，其中旋風預熱分離器主體網格為六面體網格，入料管與旋流器進風管連接部分采用四面體非結構網格。第一級到第三級旋風預熱分離器的網格數量分別為18.48萬、26.6萬和23.46萬，網格質量(Orthogonal Quality)分別大于0.21、0.26和0.36。焙燒回轉窯計算域被離散為如圖3b所示結構網格，網格數量約52萬，Orthogonal Quality在0.72以上。

圖3 旋風分離器和回轉窯網格

各級旋風預熱分離器的進風口、進料口、溢流口和底流口處的邊界條件分別如表3所示。

焙燒回轉窯化學和熱力學邊界條件見表4。

表3 各級旋風預熱分離器邊界條件

表4 回轉窯模擬化學和熱力學邊界條件

4 模擬結果與分析

4.1 旋風預熱分離器連續(xù)相流場和溫度

各級旋風預熱分離器內速度大小分布見表4?？梢钥闯龈骷壭L預熱分離器內速度相差較大。由第一級到第三級，旋風預熱分離器內最大速度分別為18.39、23.62和48.53 m/s；入風管內氣流速度明顯小于旋風分離器內速度；各級旋風預熱分離器內最大速度都出現在靠近溢流管出口附近；在旋風預熱分離器軸心位置煙氣速度很小，導致軸心附近螺旋流強度較?。挥捎谌肓瞎懿迦脒M風管一定深度，阻礙了煙氣流動，導致入料管口附近煙氣速度降低。

各級旋風預熱分離器內煙氣相流場的軸向零速度絡合面如圖5所示?？梢钥闯觯闼俣冉j合面呈不規(guī)則錐面。最終進入到軸向零速度絡合面內部的顆粒流向軸心附近，并從溢流排出；不能進入零速度絡合面內部的顆粒沉降到器壁附近，并進入底流。

圖4 各級旋風預熱分離器內速度大小分布

圖6為各級旋風預熱分離器內Y=0 m和Y=-0.8 m的煙氣相溫度分布。由于入料管入口處鋰精礦顆粒溫度最低，在該處煙氣溫度也最低；與鋰精礦顆粒相遇前，旋風預熱分離器內煙氣溫度分別為各級旋風預熱分離器進風口溫度設定值；鋰精礦顆粒與煙氣換熱后，煙氣溫度顯著降低，熱量由煙氣流向顆粒；從第一級到第三級，各級旋風預熱分離器溢流煙氣溫度分別為395.5、494.67和666.95 K，與測定值對比如圖7所示?？梢钥闯?，各級旋風預熱分離器溢流煙氣預測值與測定值吻合較好，相對偏差可控制在10%以內。

圖5 各級旋風預熱分離器內軸向零速度絡合面

圖6 各級旋風預熱分離器內部煙氣溫度分布

圖7 三段旋風分離器溫度場預測值誤差

4.2 旋風與熱風分離器離散相運動及預熱過程模擬結果

顆粒由入料管進入第三級旋風預熱分離器后，其加熱過程如圖8所示?？梢钥闯鲱w粒進入管道后立即與熱煙氣發(fā)生換熱。由于旋風預熱分離器原內部氣體溫度依然比顆粒高，最先進入旋風預熱分離器內部的顆粒繼續(xù)與煙氣進行換熱，顆粒溫度進一步升高，甚至可以達到熱煙氣進口處溫度設置值；隨著換熱進行，以及隨著越來越多的顆粒和溫度較低的煙氣進入旋風分離器，旋風分離器內部溫度逐漸降低，顆粒在其內部交換的熱量越來越少；在4 s時刻，各級旋風預熱分離器內部溫度基本達到穩(wěn)定。

圖8 第一級旋風預熱分離器內顆粒加熱過程

從各級旋風預熱分離器底流統(tǒng)計其中10 000個顆粒的平均溫度，得到各級旋風預熱分離器底流顆粒平均溫度分別為392、520和724 K。

4.3 焙燒回轉窯流場旋渦強度分布

圖9為回轉窯流場中旋渦強度分布，旋渦強度定義如式(12)所示：

(12)

式中r=R+2P3/27-PQ/3，q=Q-P2/3，P、Q和R分別為速度梯度張量特征方程中二次項、一次項和零次項系數。

本文選擇渦耗散模型計算天然氣射入回轉窯內的燃燒過程，因此湍流混合與燃燒器噴嘴射出的天然氣燃燒速度密切相關。由圖9可以看出旋渦強度較大區(qū)域主要集中在軸向小于12.5 m位置處，由于燃料射流速度遠高于二次風射流，燃料射流附近富含氧氣的二次風被卷吸進入燃料射流邊界層內，使得燃料射流與二次風中的氧氣進一步接觸混合，最終導致天然氣在該區(qū)域劇烈燃燒。

圖9 回轉窯內旋渦強度分布

4.4 焙燒回轉窯內溫度分布

測定距回轉窯軸心距離s分別為0.3、0.6、0.9、1.2和1.8 m的上方直線上的溫度分布如圖10所示。由圖10可以看出，距離噴槍軸心越近，相同軸向位置處的溫度越高。工程測定了7.5、22.5、37.5和52.5 m四個軸向位置處的溫度，與距窯皮0.6 m相應點的溫度模擬值的相對誤差分別為0.9%、3.57%、15.55%和2.71%，可見除了37.5 m位置處相對誤差較大外，其它各點溫度預測值誤差都小于5%，證明了本文數值模擬中模型的選擇和相關參數的確定是合適的。

圖10 距窯頭不同距離處溫度分布

5 結論

本文采用Euler-Lagrange法對三級旋風預熱分離器內氣固兩相流動和換熱行為進行了模擬，得到了各級旋風預熱分離器內熱流場分布和底流顆粒預加熱溫度，并基于Realizablek-ε湍流模型、P- 1輻射模型以及渦耗散模型模擬了天然氣在回轉窯內燃燒過程，主要結論如下：

(1)模擬得到三級旋風預熱分離器溢流煙氣溫度由下到上分別為666.95、494.67和395.5 K，與測定值相比，誤差可控制在10%以內。旋風預熱分離器內流場為三維強螺旋湍流，由于與鋰輝石換熱，煙氣溫度逐漸降低，煙氣體積收縮，由第三級到第一級，旋風預熱分離器相應位置處的流速顯著降低。

(2)鋰輝石由入料口進入管路后立即與熱煙氣進行換熱，經過1 s左右，換熱基本完成；鋰輝石經過第一級到第三級旋風預熱分離器預加熱后，溫度分別提高了92、128和204 K，達到設計預加熱效果。

(3)建立了回轉窯內天然氣燃燒過程模擬方法，該方法包括Realizablek-ε湍流模型、P- 1輻射模型以及渦耗散湍流- 化學相互作用模型，相應溫度監(jiān)測點處的數值模擬預測結果與現場檢測結果的相對誤差分別為0.9%、3.57%、15.55%和2.71%，說明本文模擬回轉窯內天然氣燃燒過程的方法具有較高準確度，焙燒回轉窯內溫度分布也滿足鋰精礦預熱和轉型焙燒的設計要求。

(4)燃燒器射流進入回轉窯內后，速度迅速降低，在12.5 m～2.5 m軸向位置內旋渦強度較大，表明富含氧氣的二次風被卷吸進燃料射流邊界層內，使得燃料射流中CH4劇烈燃燒，進而導致CH4含量迅速降低。