李藍影 幸福堂

(武漢科技大學資源與環(huán)境工程學院 武漢 430081)

0 引言

帶鋼熱鍍鋅工藝成熟，產(chǎn)品抗腐蝕、易涂裝、易焊接、抗沖擊，大量應用于建筑裝飾材料、汽車以及家用電器外殼等，這對其表面質(zhì)量提出要求，鋅灰缺陷是影響表面質(zhì)量的主要缺陷之一，發(fā)生于熱鍍鋅過程中的爐鼻子部位[1]。爐鼻子是連接連續(xù)退火爐和鋅鍋的封閉區(qū)域，下端浸入鋅液，鋅液面蒸發(fā)的鋅蒸氣沿爐鼻子向上擴散，逐漸冷凝于爐鼻子壁，積聚形成鋅灰，鋅灰質(zhì)地疏松，掉落粘附在帶鋼表面，造成鋅灰缺陷。

目前工業(yè)應用中減少鋅灰缺陷的方法有：①對熱鍍鋅生產(chǎn)線進行定期停機清理，使用機械設備清除爐鼻子內(nèi)壁鋅灰，使用撈渣設備撈除鋅液表面的鋅灰等雜質(zhì)，其缺點是停機頻繁影響產(chǎn)能，且停機前后帶鋼在減速狀態(tài)與加速狀態(tài)鍍鋅時，表面質(zhì)量受到極大影響[2]。②采用抽鋅泵進行抽鋅作業(yè)，過濾爐鼻子內(nèi)鋅液，除去鋅灰等雜質(zhì)；其缺點是易受到鋅鍋內(nèi)復雜流場的影響，清除效果不佳[3-4]。③向爐鼻子內(nèi)通入露點溫度為-15 ℃的保護氣體，微量水蒸汽在鋅液表面形成微氧化鋅膜，抑制鋅液蒸發(fā)，其缺點是保護膜本身也存在直接黏附在帶鋼表面的可能，必須配合其他工藝對其進行定期清理[5-6]。

吹吸式排風方法指利用射流與匯流形成的復合氣流，隔斷污染源，排除污染氣體的通風方式，相較于其他排風方式，吹吸式排風方法節(jié)省風量、捕集效率高、氣流組織穩(wěn)定、不影響工藝操作，在液面槽等工業(yè)槽上得到了廣泛的應用[7]，本文使用吹吸式排風方法控制并捕集爐鼻子內(nèi)鋅蒸氣。

1 常溫狀態(tài)下爐鼻子內(nèi)吹吸式排風氣體流動數(shù)值模擬與實驗驗證

盡管有學者已成功地將RNGk-ε模型應用于吹吸式排風系統(tǒng)的數(shù)值模擬[8]，但對于爐鼻子內(nèi)吹吸式排風，還應對RNGk-ε模型進行進一步驗證。本節(jié)通過實驗驗證RNGk-ε模型模擬爐鼻子內(nèi)吹吸式排風氣體流動的可行性，同時為進一步優(yōu)化設計奠定基礎。

實驗研究用爐鼻子是根據(jù)實際爐鼻子尺寸，按1∶2的比例設計的。爐鼻子底面尺寸為1 225 mm×197 mm，高度為1 000 mm，坐標原點位于底面中心，模型為傾斜體，與水平面夾角為57°；帶鋼寬850 mm，厚1 mm，處于爐鼻子的中央；吹風口與吸風口分別位于模型的左右側壁上，吹風口尺寸：高×長=30 mm×100 mm，吸風口尺寸：高×長=60 mm×100 mm。爐鼻子吹吸式排風實驗裝置示意圖如圖1。實驗裝置由爐鼻子、送風機、引風機、閥門等組成?？諝庥伤惋L機吹入爐鼻子，由引風機排出，在爐鼻子內(nèi)形成吹吸式排風。

圖1 實驗裝置示意

1.1 實驗研究

在帶鋼上側與下側分別布置6個測點，相鄰兩個測點的間距為165 mm。測點的位置如圖2所示。a組測點在帶鋼的上側，距離帶鋼40 mm，從吹風口到吸風口方向依次為a1，a2，a3，a4，a5，a6，b組測點在帶鋼的下側，距離帶鋼40 mm，從吹風口到吸風口方向依次為b1，b2，b3，b4，b5，b6。

圖2 測點位置(單位：mm)

實驗研究用氣體為常溫常壓的空氣，其狀態(tài)參數(shù)與周圍環(huán)境的空氣相同。選取2種工況進行數(shù)值模擬，吹風口速度和吸風口速度如表1所示。

表1 數(shù)值模擬工況參數(shù) m/s

用風速儀測量各測點的風速。每個工況重復實驗3次，取3次測量的平均值。實驗結果如表2、表3所示。

表2 A工況測量結果 m/s

表3 B工況測量結果 m/s

1.2 數(shù)值模擬與實驗結果的比較

對A工況(吹風速度3.55 m/s，吸風速度2.57 m/s)，數(shù)值模擬值與實驗結果如圖3所示；對B工況(吹風速度4.23 m/s，吸風速度2.89 m/s)，數(shù)值模擬值與實驗結果如圖4所示。

(a) a組測點

(a) a組測點

對A工況(吹風速度3.55 m/s，吸風速度2.57 m/s)，在a側的6個測點上，數(shù)值模擬值與實驗結果的最大相對誤差為13.3%，最小相對誤差為2.9%，平均相對誤差為10.5%；在b側的6個測點上，數(shù)值模擬值與實驗結果的最大相對誤差為14.3%，最小相對誤差為2.8%，平均相對誤差為10.4%。

對B工況(吹風速度4.23 m/s、吸風速度2.89 m/s)，在a側的6個測點上，數(shù)值模擬與實驗測量值的最大相對誤差為11%，最小相對誤差為3.3%，平均相對誤差為8.1%；在b側的6個測點上，數(shù)值模擬與實驗測量值的最大相對誤差為13.9%，最小相對誤差為2.8%，平均相對誤差為9.5%。

綜上所述，各測點的數(shù)值模擬值與實驗結果的相對誤差均小于14.3%，平均相對誤差為9.9%，即RNGk-ε模型可用于吹吸排風系統(tǒng)的模擬計算。

2 工業(yè)條件下爐鼻子內(nèi)控制鋅蒸氣的吹吸式排風優(yōu)化研究

2.1 應用經(jīng)典設計方法初步設計

吹吸式排風經(jīng)典設計方法主要包括射流末端速度控制法(簡稱XMSC法)、臨界斷面法(簡稱LJDM法)和新流量比法(簡稱XLLB法)，其設計公式基本是經(jīng)驗公式，但在實際應用中有很多不同情形，可能與實驗條件有較大的差距，所以計算方法只能提供借鑒。應用該3種設計方法，可以對爐鼻子吹吸系統(tǒng)進行初步設計。

根據(jù)工業(yè)條件下爐鼻子的實際尺寸，吹吸風口間距H=2.45 m，吹吸風口長度l=0.2 m，吹風口距離污染源h1=0.2 m。由夏丹葵等[9]和陳藝鋒[10]的經(jīng)驗公式給出鋅液蒸發(fā)速度V2=0.09 m/s，則鋅蒸氣流量Q=0.08 m3/s。由經(jīng)典設計方法得到的爐鼻子吹吸排風系統(tǒng)初步設計結果見表4。

表4 初步設計結果

為了研究鋅蒸氣的控制效果，需要分析鋅蒸氣的捕集效率。捕集效率為吸氣口鋅蒸氣的質(zhì)量流量與單位時間內(nèi)鋅液表面產(chǎn)生的鋅蒸氣質(zhì)量之比，不同設計方法下，數(shù)值模擬的捕集效率和總風量結果如表5所示。捕集效率的比較如圖5所示，總風量的比較如圖6所示。

續(xù)表5

圖5 不同設計方法下的捕集效率

圖6 不同設計方法下的總風量

圖5的結果表明，在設計參數(shù)范圍內(nèi)，射流末端速度控制法的捕集效率為91.5%～100%，捕集效率較高，鋅蒸氣的控制效果較好；臨界斷面法的捕集效率為87%～92.6%，捕集效率較高且變化很小，鋅蒸氣的控制效果也較好；新流量比法的捕集效率為60%～71.2%，捕集效率很低且變化較大，鋅蒸氣的控制效果差。

圖6的結果表明，在設計參數(shù)范圍內(nèi)，射流末端速度控制法的總風量為0.147 5～0.301 8 m3/s，最大風量是最小風量的2倍；臨界斷面法的總風量為0.096～0.105 6 m3/s，最大風量是最小風量的1.1倍；新流量比法的總風量為0.052 6～0.104 7 m3/s，最大風量是最小風量的2倍。圖6的結果還表明，射流末端速度控制法的最大總風量是臨界斷面法的2.8倍，是新流量比法的2.9倍。

圖5圖和6的結果表明，由于新流量比法的總風量低于射流末端速度控制法和臨界斷面法，使得新流量比法的捕集效率低于射流末端速度控制法和臨界斷面法；射流末端速度控制法和臨界斷面法的捕集效率相當，但射流末端速度控制法的總風量是臨界斷面法的2.8倍左右。因此，基于射流末端速度控制法和臨界斷面法的設計參數(shù)，對爐鼻子吹吸式排風系統(tǒng)進行優(yōu)化研究。由初步設計結果，參數(shù)選取范圍如表6所示。

表6 參數(shù)選擇范圍

2.2 爐鼻子內(nèi)吹吸式排風系統(tǒng)的優(yōu)化研究

2.2.1 正交實驗設計方案

正交設計是一種分析因素對結果影響程度的設計方法，它可以簡化多因素多水平復雜實驗的步驟，提高實驗效率，已經(jīng)成為了實驗安排和結果分析的重要工具。對于一個5因素3水平的實驗，若進行全面實驗，總實驗次數(shù)達125次，若用正交表將各因素水平均勻搭配，只需進行27次實驗，并可取得幾乎與全面實驗相同的分析結果。

針對爐鼻子吹吸式排風系統(tǒng)，設定5因素，即吹風速度v1、吸風速度v3、吹風口高度b1、吸風口高度b3、吸風口位置h3、每一個因素下設定3水平， 以取得最佳捕集效率和最小總風量為目標，5因素3水平對應參數(shù)如表7所示。使用L27(35)正交表設計27種組合，如表8所示。

表7 因素與水平對應參數(shù)

2.2.2 鋅蒸氣的捕集效率分析

不同設計方案下，數(shù)值模擬的捕集效率和總風量結果如表8所示，其中方案1的捕集效率最低，為48.75%，方案17，27的捕集效率達到100%。

表8 不同設計方案下的數(shù)值模擬結果

續(xù)表8

2.2.3 水平值的優(yōu)化

在27種方案中，每個水平分別出現(xiàn)9次，取其排出捕集效率的平均值記為KIJ，結果如表9所示。每個因素下的KIJ如圖7所示。

表9 同水平下鋅蒸氣捕集效率平均值

圖7 水平變化對鋅蒸氣平均捕集效率的影響

對于因素A(吹風速度)，當風速由3 m/s到7 m/s，鋅蒸氣的捕集效率增加，風速由5 m/s到7 m/s時KIJ變化率較小，鋅蒸氣的捕集效率較高；對于因素B(吸風速度)，當風速由1 m/s到5 m/s，鋅蒸氣捕集效率增加，風速由3 m/s到5 m/s時鋅蒸氣的捕集效率較高；對于因素C(吹風口高度)，當尺寸由0.01 m到0.04 m，鋅蒸氣的捕集效率增加，尺寸由0.025 m到0.04 m時KIJ變化率較小，鋅蒸氣的捕集效率較高；對于因素D(吸風口高度)，當尺寸由0.1 m到0.3 m，鋅蒸氣的捕集效率增加，尺寸由0.2 m到0.3 m時KIJ變化率較小，鋅蒸氣的捕集效率較高；對于因素E(吸風口位置)，當距離由0.15 m到0.2 m，鋅蒸氣的捕集效率減少，距離由0.15 m到0.175 m時鋅蒸氣的捕集效率較高。

綜上所述，各水平的優(yōu)化結果如表10所示。

表10 各水平的優(yōu)化結果

2.3 爐鼻子內(nèi)吹吸式排風系統(tǒng)的優(yōu)化分析

2.3.1 正交實驗設計方案

采用前述方法，5因素3水平對應參數(shù)如表11所示。使用L27(35)正交表設計27種組合，如表12所示。

表11 因素與水平對應參數(shù)

2.3.2 鋅蒸氣的捕集效率分析

不同設計方案下，數(shù)值模擬的捕集效率和總風量結果如表12所示，其中，方案28的捕集效率最低，為80.53%，方案42，44，49，51，53，54的捕集效率均為100%；其中方案51的總風量為0.256 m3/s，相對于經(jīng)典設計方法減少了15.2%。圖8為方案51鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)分布情況。

表12 不同設計方案下的數(shù)值模擬結果

續(xù)表12

圖8 方案51鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)分布

2.3.3 氣流速度和鋅蒸氣濃度分析

方案28，46和49的捕集效率分別為80.53%，90.37%和100%，下面分析這3個方案吹吸氣流速度變化和鋅蒸氣濃度分布。

在Y=0.05 m平面上，作吹風口與吸風口之間的連線，分析此連線上氣流速度變化。圖9表明，從吹風口到吸風口，射流速度隨著遠離吹風口而逐漸減小，隨著靠近吸風口而逐漸增加。圖9還表明，方案49的氣流速度最大，方案28的氣流速度最小。

圖9 不同設計方法下的氣流速度比較

選取位于Z=0.13 m平面與Y=0.05 m平面的交線，分析交線上的鋅蒸氣濃度變化。圖10表明，從吹風口到吸風口，鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)逐漸增大，這是因為氣流將鋅蒸氣捕集后向吸氣口流動，因此鋅蒸氣濃度逐漸升高。圖10還表明，方案28、46和49的鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)分別在2.4×10-3左右、1.3×10-3左右和4.4×10-4左右。

圖10 不同方案下的鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)比較

選取X=0 m平面與Y=0.05 m平面的交線，分析交線上鋅蒸氣的濃度變化。 圖11表明，隨著Z值增加，即逐漸遠離鋅液面，鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)逐漸減小。圖11還表明，方案49的鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)值最小，方案28的鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)值最大。

圖11 不同方案下的鋅蒸氣質(zhì)量分數(shù)比較

2.3.4 因素重要性排序

對同水平下鋅蒸氣捕集效率進行極差分析，可以根據(jù)極差RJ值來比較各影響因素的重要性等級。如表13所示，5個因素在其變化范圍內(nèi)，對鋅蒸氣捕集效率的影響程度由大到小排序為：B(吸風速度)>D(吸風口高度)>A(吹風速度)>C(吹風口高度)>E(吸風口位置)。

表13 同水平下鋅蒸氣捕集效率平均值及極差

2.3.5 捕集效率計算公式

對表12鋅蒸氣捕集效率進行回歸擬合，可以得到以捕集效率為目標函數(shù)，各因素為自變量的回歸擬合公式：

η=46.17+2.01v1+4.89v3+140.86b1+63.24b3-26.42h3

(1)

通過相關系數(shù)R和F檢驗來考察回歸擬合式與樣本的相關性是否顯著。從回歸結果可以得到式(1)的相關系數(shù)R=0.95，說明樣本回歸方程代表性強。F檢驗可以對回歸擬合公式進行顯著性分析，計算可得：F= 29.12，F(xiàn)0.01(5,21)=4.042，此時F>F0.01(k,n-k-1)時，表明式(1)回歸效果高度顯著，很好地反映了捕集率隨吹風速度、吸風速度、吹風口高度、吸風口高度、吸風口位置的變化規(guī)律。如圖12所示，比較模擬結果與回歸擬合公式計算值，兩者基本吻合，最大誤差小于5%，回歸效果好。

圖12 模擬值與回歸值的比較

2.3.6 吸風量計算公式

對爐鼻子吹吸式排風系統(tǒng)，吹風量Q1、吸風量Q3、環(huán)境氣流流量QS以及污染物流量Q2的關系為：

Q3=Q1+QS+Q2

(2)

定義，K=(QS+Q2)/Q1，即吸風口所抽吸氣流中，來自吹風口之外的氣流流量與吹風量之比，則吸風量Q3可表達為：

Q3=Q1(K+1)

(3)

(4)

即K是隨因素的改變而變化的。捕集效率η與吹風速度v1、吸風速度v3、吹風口高度b1、吸風口高度b3、吸風口位置h3有關，即：

η=f1(v1,v3,b1,b3,h3)

(5)

根據(jù)π定理，選取v1和h3作為基本變量，通過因次分析，可把5個變量變?yōu)?個獨立的無因次變量：

η=f2(π1,π2,π3)

(6)

式中，

(7)

當鋅蒸氣被完全捕集，即效率為100%時，式(6)為：

f3(π1,π2,π3)=0

(8)

將式(8)代入式(5)得

(9)

π1用K、π2、π3表示：

(10)

將式(10)代入式(8)得：

f4(π2,π3,K)=0

(11)

即：

K=f(π2,π3)

(12)

將式(8)代入式(13)得：

(13)

當吹風速度v1為7 m/s、吸風口位置h3為0.15 m時，對吹風口高度b1、吸風口高度b3取值，然后由式(1)和式(4)計算K值。因此可以得到K與b1/h3、b3/h3的對應值，進行回歸擬合，得到關系式：

(14)

從回歸結果可以得到式(14)的相關系數(shù)R= 0.998，說明樣本回歸方程代表性強。另外，F(xiàn)= 579 981，F(xiàn)0.01(2,27)=5.488，F(xiàn)>F0.01(2,27)，表明式(14)回歸效果高度顯著。

將式(14)代入式(4)，得到吸風量計算公式：

(15)

3 結論

(1)在兩種工況下，利用湍流的RNGk-ε模型的數(shù)值模擬研究和實驗研究的結果表明，各測點的數(shù)值模擬值與實驗結果的相對誤差均小于14.3%，平均相對誤差為9.9%，即RNGk-ε模型可用于吹吸式排風系統(tǒng)的模擬研究。

(2)射流末端速度控制法和臨界斷面法可用于爐鼻子內(nèi)吹吸式排風系統(tǒng)的設計，鋅蒸氣捕集效率可達92%～100%；當達到與經(jīng)典設計方法相同的鋅蒸氣捕集效率時，優(yōu)化設計后的總風量只是經(jīng)典設計方法的84.8%。新流量比法因其所得到的捕集效率太低而不能用于爐鼻子內(nèi)吹吸式排風系統(tǒng)的設計。