王瑞琪，孫桓五，樊耀耀，張鳳博

（1.西安航空職業(yè)技術(shù)學院航空制造工程學院，陜西 西安 710000；2.太原理工大學機械與運載工程學院，山西 太原030024；3.煤炭資源開采利用與裝備工程國家級實驗教學示范中心，山西 太原 030024）

1 引言

6.25m搗固焦爐設備作為國內(nèi)最領先的大型焦爐之一，在焦化等重工業(yè)行業(yè)中得到了廣泛應用。但焦爐生產(chǎn)中存在著大量附著苯并芘及苯可溶物等有毒有害物質(zhì)的高溫煙塵，對環(huán)境造成了很大的污染[1]。

在現(xiàn)代化焦爐使用過程中，均需要對機側(cè)和焦側(cè)進行集塵改造[2]。由于焦爐結(jié)構(gòu)的限制等因素，需要依靠導煙板將高溫煙塵引導到集塵罩內(nèi)進行除塵處理，而現(xiàn)有的斜向45°直型擋煙板對煙塵的導流效果有待改善[3]。因此，需要對導煙板的引流導流作用進行研究，并且對現(xiàn)行的斜向45°直型板進行優(yōu)化。對于導煙板的研究，文獻[4]研究了不同障礙物對錐面Aaberg排風罩內(nèi)氣流影響。文獻[5]對錐形Aaberg局部排風罩進行數(shù)值模擬研究。文獻[6]系統(tǒng)的介紹了工業(yè)通風與除塵的基本理論和方法。以圓形、錐形Aaberg排風罩為依據(jù)設計了弧型及折型擋煙板，研究其對于煉焦爐爐頭煙的導流作用。

文章采用實驗與數(shù)值模擬兩種方法對煙塵的擴散過程進行了分析研究，提出了導煙板結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設計方案，提高了導流作用及集塵效率。

2 實驗理論

在推焦過程中，隨著焦側(cè)上方高溫煙塵的運動，通常會形成兩個含有煙氣的區(qū)域，即浮羽流區(qū)和導煙板射流區(qū)，如圖1所示。

圖1 焦側(cè)上方煙流的兩區(qū)域Fig.1 Two Areas of Smoke Flow Above the Coke Side

當煙塵當煙塵沿擋煙板向兩側(cè)擴散時，傳統(tǒng)斜向45°擋煙板對煙塵在y方向的擴散速率起不到阻擋作用。為了使得煙氣不大量從兩側(cè)向空氣中逸出，需要改變導煙板的結(jié)構(gòu)，使得導煙板射流區(qū)域內(nèi)的煙氣在擴散過程中產(chǎn)生一個個微小的沖擊區(qū)，減小其y方向速度分量大小，并改變其運動方向。因此在導煙板射流區(qū)內(nèi)取單位橫截面微元體，對其進行受力分析，如圖2所示。

圖2 沖擊區(qū)受力分析Fig.2 Force Analysis of Impact Zone

根據(jù)煙氣的質(zhì)量守恒和動量守恒可推導出，煙氣速度在向兩側(cè)擴散時，速度不斷減小，但直型板減小的速率太小，煙氣在到達擋煙板兩側(cè)邊緣時仍有一定的速度使得煙氣從兩側(cè)逸出，因此改變擋煙板的結(jié)構(gòu)使煙氣在向兩側(cè)擴散時能與擋煙板產(chǎn)生沖擊，從而起到減小y方向的擴散速率并改變其運動方向的作用。

3 模型的建立

3.1 實驗裝置的設計

為模擬大型焦爐焦側(cè)上方高溫煙塵逸出，并沖擊導煙板的過程，設計物理模型，如圖3所示。尺寸如下描述：直型導煙板L（長）×B（寬）=1000mm×300mm；弧型導煙板：弧長（m）×B（寬）×R（半徑）=1052mm×300mm×1050.51mm；折型導煙板L（長）×B（寬）×α（折彎角度）=1052mm×300mm×135°，背板（長）×（寬）=1000mm×500mm，底座（長）×（寬）×（高）=1000mm×300mm×300mm。

圖3 物理模型Fig.3 The Physical Model

3.2 實驗過程及測點布置

整個實驗裝置中空氣經(jīng)由發(fā)煙裝置攜帶煙塵被ENZE?130FLJ5小型工業(yè)熱風機抽入并加熱至200℃，管道內(nèi)空氣經(jīng)熱風機加壓和電熱絲加熱后獲得初始速度和初始溫度，利用風量調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)風量改變空氣流速，再經(jīng)過蜂窩格柵整流后[7]，從圓形風口送出，形成高溫浮射流，沿背板向上運動沖擊導煙板；實驗中使用鑫斯特熱敏式風速儀測量煙塵的速度及溫度，測量桿可垂直上下移動。

如圖4所示，浮射流出口軸心高度方向上（Z方向），在背板及導煙板上從圓形風口圓心處每隔50mm布置一個測量點，共16個測量點。在導煙板距風口最遠端沿線上垂直于軸心高度方向上，每隔50mm布置一個測量點，共21個測量點。

圖4 實驗測點Fig.4 The Experiment of Measuring Points

3.3 數(shù)值仿真邊界條件

為了研究不同導煙板結(jié)構(gòu)對高溫煙塵擴散的影響，采用計算流體動力學Fluent方法對浮射流的軸心和導煙板尾端沿線的速度、溫度進行仿真分析。

CFD仿真實驗進行理想化，設定空氣為連續(xù)介質(zhì)，且不可壓縮。高溫浮射流出口設定為速度入口邊界條件（velocity inlet），速度大小為3m/s，出口溫度為200℃。界面上、下、左、右、前設定為壓力出口（pressure outlet），導煙板及后面，即背板所在面設定為壁面（wall）。

3.4 湍流模型

（1）實驗獲取的推焦過程中煙塵擴散的初始速率范圍在3m/s左右，由模型計算雷諾數(shù)Re≥1000。而RNG k?ε湍流模型在統(tǒng)計技術(shù)的基礎上，同時考慮了湍流漩渦，有效的加強了計算準確性，并且提供了低雷諾數(shù)流動黏性的解析公式，因此選擇RNG k?ε湍流模型[8]。

（2）推焦過程中影響煙塵擴散的主要原因是由于不同溫度氣體引起密度差而形成的氣體熱浮力及熱擴散，因此選擇空氣密度的Boussinesq模型[9]。

4 數(shù)值模型的有效性驗證

以第一部分構(gòu)建的物理模型為實驗平臺，模擬實際工況下的焦側(cè)爐頭煙擴散過程，并通過數(shù)值模擬得到與實驗相同工況下直型導煙板的高溫浮射流流場，將模擬結(jié)果從軸心速度、軸心溫度、導煙板尾端沿線速度和導煙板尾端沿線溫度四個方面和實驗結(jié)果對比[10]。

由圖5和圖6可得出，數(shù)值仿真結(jié)果和實驗結(jié)果基本吻合。浮射流軸心速度及溫度隨出口高度增加而減小，實驗數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果基本吻合。

圖5 軸心速度的分布Fig.5 The Distribution of the Axis Velocity

圖6 軸心溫度的分布Fig.6 The Distribution of the Axis Temperature

由圖7和圖8可得出，導煙板尾端沿線的速度和溫度分布大致符合高斯分布。由于實驗室氣流對浮射流溫度的影響，使得實驗值略低于仿真值?？傮w而言，實驗結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果存在一致的規(guī)律性。

圖7 導煙板尾端沿線速度分布Fig.7 Velocity Distribution Along the Tail End of the Dust Guide Plate

圖8 導煙板尾端沿線溫度分布Fig.8 Temperature Distribution Along the Tail End of the Dust Guide Plate

5 結(jié)果對比分析

在高溫浮射流擴散的過程中，不同導煙板結(jié)構(gòu)對于高溫浮射流的導流作用不盡相同。

通過對導煙板處流場區(qū)域的研究分析，對比直板、折型板及弧型板對高溫浮射流的導流作用，采用實驗及數(shù)值仿真的方法，研究在相同的初始速度及初始溫度的情況下不同結(jié)構(gòu)的導煙板對高溫浮射流擴散的影響。

圖中依次為直板、折型板、弧型板的速度場，圖中一線為導煙板尾端沿線，如圖9所示。由云圖可知，高溫煙塵在直型導煙板兩側(cè)仍以0.74m/s的速度向?qū)煱鍍蓚?cè)運動，這表明煙塵在沖擊直型導煙板后會有部分煙塵向?qū)煱鍍蓚?cè)擴散，排放到大氣中；在折型導煙板兩側(cè)速度為0.45m/s，但是對比直型導煙板，速度降低明顯，這表明折型導煙板相比起直型導煙板起到了一定的對導流作用，但仍會有小部分煙塵從兩側(cè)逸出；弧型導煙板的云圖能直觀的觀察到速度場沿著導煙板向中心聚攏，在導煙板兩側(cè)速度為0，這表明弧型導煙板起到了較好的導流作用，使得煙塵基本不會從兩側(cè)逸出。

圖9 直板、折型板、弧型板速度場Fig.9 The Velocity Field of the Arc?Shaped Plate

圖10（a）為三種導煙板各自的實驗數(shù)據(jù)與數(shù)值仿真結(jié)果的速度對比圖，可以看出實驗數(shù)據(jù)與數(shù)值仿真結(jié)果基本保持一致的規(guī)律性。由圖可知，直型導煙板的數(shù)據(jù)仿真結(jié)果在0m與1m處速度為0.74m/s，煙塵向兩側(cè)逸出的速度較大。在軸心處（0.5m）速度為1.57m/s，其軸心處速度在三種導煙板中最小，不利于煙塵向后方輔助集塵裝置運動；折型導煙板的數(shù)據(jù)仿真結(jié)果，在0m 與1m 處速度為0.45m/s，其速度小于直型導煙板，說明具備一定的導流作用；弧型導煙板的數(shù)據(jù)仿真結(jié)果，在0m與1m處速度為0，說明弧型導煙板兩側(cè)沒有煙塵逸出，具備良好的導流效果。

考慮到煙塵向兩側(cè)擴散的速度主要是速度分量的Y方向起主導作用，因此對Vy進行速度分析。圖10（b）是三種導煙板尾端沿線方向（Y方向）速度值變化曲線，即煙塵向兩側(cè)擴散的方向?？梢钥闯鲈?.2m與0.8m處，弧型板速度漸趨于0，而折型板和直型板仍有一定的Y方向分速度，但折型板速度小于直型板。這表明弧型板對于煙塵導流作用較好，折型板相對直型板可以起到一定的導流作用，有利于煙塵進入后端輔助除塵裝置。

圖10 仿真結(jié)果的速度對比圖Fig.10 Speed Comparison Chart of Simulation Results

從以上速度方向分析來看，弧型板對于高溫煙塵的導流作用最好，折型板也可以起到一定的導流作用，對比于直型板來說，兩種結(jié)構(gòu)的導煙板都能利于煙塵進入后端輔助除塵裝置中，從而提高除塵效率。

6 結(jié)論

（1）驗證了采用CFD 方法進行數(shù)值模擬分析與高溫浮射流擴散的實驗數(shù)據(jù)規(guī)律的一致性，使得研究高溫浮射流的擴散規(guī)律更簡潔有效。

（2）通過改變導煙板的結(jié)構(gòu)，制造出一個個微小的沖擊區(qū)域，可以起到減小煙塵Y方向的速度大小，并改變其速度方向，起到較好的導流作用。

（3）設計的弧型導煙板和折型導煙板，與原有的直型導煙板對比可得出，弧型、折型導煙板提高了導流作用及集塵效率，減少了爐頭煙向空氣的排放。

（4）通過數(shù)值分析和實驗對比，得出了弧型結(jié)構(gòu)的導流作用最好，能有效的減少高溫煙塵從兩側(cè)的逸出，提高了除塵效率；折型擋煙板導流作用強于直型擋煙板，但仍需進一步優(yōu)化設計。