李雪嬌， 楊洪英， 趙鶴飛， 胡紅勝

(1.東北大學 冶金學院， 遼寧 沈陽 110819； 2.沈陽鋁鎂設計研究院有限公司， 遼寧 沈陽 110001;3.沈陽職業(yè)技術學院， 遼寧 沈陽 110045)

鋁電解煙氣中的主要污染物是氟化物，其彌散在電解車間影響工人身體健康，擴散至鋁廠周圍對大氣和土壤造成污染[1-3].根據(jù)《鋁工業(yè)準入條件》的要求，電解鋁項目每噸鋁的氟排放量須低于0.6 kg[4].然而，現(xiàn)階段國內(nèi)鋁電解的全氟排放水平普遍較高，每噸鋁的氟排放量在0.6 kg左右，因此，降低電解鋁氟排放是十分重要的.

電解鋁產(chǎn)生的氟主要通過兩種途徑排放，即有組織排放和無組織排放[5-6].由于有組織排放凈化系統(tǒng)的不斷改進[7-9]，進入有組織排放的煙氣除氟率可達99.5%.因而，經(jīng)無組織排放的氟化物成為氟化物排放的主要源頭，占全部氟排放的75%以上[10].因此，降低鋁電解煙氣的無組織排放十分重要.

鋁電解煙氣的無組織排放與電解槽的集氣效率密切相關，提高電解槽的集氣效率，可以有效降低煙氣的無組織排放[11].在生產(chǎn)過程中電解槽產(chǎn)生的煙氣首先由集氣結構收集，再通過煙管匯總至凈化系統(tǒng)統(tǒng)一處理.因此，改進電解槽的集氣結構，提高電解槽集氣效率，對于減少電解煙氣的無組織排放十分重要[12-13].

目前，電解槽的集氣結構多為下煙道V形集氣罩，煙道上設有多個集氣孔.隨著技術進步，電解槽槽型逐漸變大，以某廠400 kA電解槽為例，電解槽長度約為18 m，集氣孔78個.由于煙道較長，電解槽集氣沿長度方向不均勻，且煙道內(nèi)存在大量積灰，集氣效果較差[14].

本文以該廠400 kA電解槽為例，采用數(shù)值模擬的手段計算集氣煙道中內(nèi)部流場分布情況.以此為基礎，對煙道提出結構優(yōu)化方案，并對優(yōu)化方案進行數(shù)值模擬，選擇適合的改造方案.

1 數(shù)值模擬基本方程及模型選擇

流體運動符合物理守恒定律，其基本方程包括質量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程[15-16]：

1)質量守恒方程.質量守恒方程又稱連續(xù)性方程，表示對于一個控制體系，質量流入和流出的差等于控制體系內(nèi)流體質量的增量.

(1)

式中：ρ為密度，g/cm3；t為時間，s；U為速度矢量，U在x，y，z方向上的速度分量分別為u，v和w；div為散度.

在集氣結構的模擬過程中，煙氣在集氣結構中的流動屬于低速氣體流動(|U|<50 m/s)，因此屬于不可壓縮流體.

對于不可壓縮流體，式(1)可以簡化為

(2)

2)動量守恒方程.動量守恒方程也是流體運動應遵循的普遍定律，即牛頓第二定律，表示對于一個給定的流體系統(tǒng)來說，流體動量隨時間的變化率等同于外界作用在該流體系統(tǒng)上的所有力之和.對于牛頓流體來說，動量守恒方程簡稱動量方程，也叫運動方程，即N-S方程，其表達式如下：

(3)

(4)

(5)

式中：μ為動力黏度；p為流體系統(tǒng)壓力；grad為梯度；Su，Sv，Sw為動量守恒方程的廣義源項.

3)能量守恒方程.能量守恒方程是當流體系統(tǒng)存在熱交換時需要滿足的定律，以溫度T為變量，在電解槽集氣結構中，煙氣溫度約為100～150 ℃，由于在集氣結構中煙氣溫度變化不大，按照150 ℃計算[17-18].因此，對于不可壓縮流體，當熱交換很小時，可以不考慮能量守恒方程.

為了選擇合適的計算模型，首先計算煙氣流動的雷諾數(shù)，判斷煙氣的流動狀態(tài).雷諾數(shù)的計算公式為

Re=ρvgasd/μ.

(6)

式中：Re為雷諾數(shù)；vgas為煙氣流速；d為管道直徑.

以煙管出口處為例，計算煙氣流動的雷諾數(shù).煙氣密度ρ按照空氣密度近似取值，在150 ℃，當?shù)卮髿鈮?8 kPa的情況下為0.95 kg/m3；煙氣流速vgas按照400 kA電解槽單槽排煙量8 500 m3/h(273 ℃，101 325 Pa)，管徑760 mm計算，為9.29 m/s；管徑d為760 mm；動力黏度μ按照空氣近似取值，在150 ℃情況下約為2.4×10-5kg·m-2·s.因此計算得電解槽出口處雷諾數(shù)為2.8×105.一般認為，Re<2 300為層流狀態(tài)，2 3004 000為湍流狀態(tài)，Re>10 000為完全湍流狀態(tài).因此，電解槽出口處雷諾數(shù)遠大于臨界值，為完全湍流狀態(tài)，其他部分的雷諾數(shù)與出口處數(shù)量級相似，因此，集氣結構中的煙氣流動為湍流狀態(tài).

目前，應用最廣泛的湍流模型是兩方程模型，其中標準κ-ε模型是最基本的，也是最常用的兩方程模型.該模型分別引入了關于湍流動能κ和耗散率ε的方程，其方程式如下[19-20]:

(7)

(8)

式中：κ為湍流動能，湍流模型中最常見物理量，是湍流強度的度量；ε為湍流動能耗散率，即在分子黏性作用下，由湍流動能轉化為分子熱運動動能的速率；Gk為由于平均速度梯度而引起的湍流動能κ的產(chǎn)生項；Gb為由于浮力而引起的湍流動能κ的產(chǎn)生項；YM為可壓湍流中脈動擴張的貢獻；C1ε，C2ε，C3ε為經(jīng)驗常數(shù)；σk為與湍流動能κ對應的普朗特數(shù)；σε為與湍流動能耗散率ε對應的普朗特數(shù).

因此，電解槽集氣結構的模擬采用κ-ε模型，湍流參數(shù)選擇湍流強度I和水力直徑D.

對于圓管，水力直徑即為圓管直徑.湍流強度的計算公式為

(9)

式中，ReD為按水力直徑計算得到的雷諾數(shù).

以煙管出口處為例，其雷諾數(shù)為2.8×105，代入式(9)計算得煙管出口處的湍流強度為0.033.按照式(9)分別計算各進出口的湍流強度，并將湍流強度和水力直徑輸入數(shù)值模擬軟件.采用速度進口的邊界條件，按照8 500 m3/h(273 ℃，101 325 Pa)定義煙管出口流速為9.29 m/s，輸入模擬軟件.

2 400 kA電解槽集氣結構模擬

該廠400 kA電解槽采用下煙道集氣結構，即側面開孔的V型集氣罩.根據(jù)現(xiàn)有400 kA電解槽集氣結構，建立計算模型，如圖1所示.V型集氣罩兩側開孔數(shù)分別為39個.由于電解槽上部結構中有料箱、打殼錘頭等穿過集氣煙道，集氣罩的開孔位置需考慮空間位置限制，其分布不均勻.因此，為保證整個煙道集氣的均勻性，每個小孔集氣的目標流量有所差異.通過調(diào)整集氣孔的直徑，控制煙氣的進氣流量.

圖1 下煙道集氣結構計算模型

根據(jù)400 kA電解槽煙氣量測試數(shù)據(jù)以及設計值，以煙氣量8 500 m3/h(273 ℃，101 325 Pa)，煙氣溫度150 ℃作為邊界條件，當?shù)卮髿鈮?8 kPa，集氣管道出口直徑760 mm.通過模擬計算，400 kA電解槽下煙道集氣結構的壓力損失約為363 Pa，其內(nèi)部氣流流線圖如圖2a所示.由圖2a可知，煙道的集氣均勻性較差，出鋁端集氣量遠小于煙道端，出鋁端煙氣流速較低.

圖2 下煙道集氣結構內(nèi)部氣流流線圖

400 kA電解槽下煙道集氣結構各小孔的目標流量和模擬流量如圖3所示(將集氣結構中小孔編號從小到大為出鋁端至煙道端)，由圖3可知，原集氣結構小孔的模擬流量與目標流量偏差較大.由于煙道較長，集氣孔數(shù)量較多，為了更清晰地對比不同煙道位置的集氣性能，以打殼下料孔位置為依據(jù)，對下集氣煙道進行分段，如圖1c所示，各段煙道目標流量和模擬流量如表1所示.由表1可知，在下煙道集氣結構前4段，原結構流量小于目標流量， 尤其是第一段和第四段偏差最大，分別比目標流量小21.07%和47.17%.第五段和第六段，原結構流量遠大于目標流量，接近煙道端的第六段，其原結構流量比目標流量大57.61%.由此可見，原結構集氣不均勻現(xiàn)象嚴重，煙道中段和出鋁端皆容易出現(xiàn)冒煙的現(xiàn)象，集氣效率低，車間環(huán)境差，氟化鹽消耗偏高.此外，集氣不均勻會破壞電解槽內(nèi)的熱平衡，集氣量小的地方爐幫較厚，集氣量大的地方爐幫較薄.由于下煙道集氣結構中，出鋁端煙氣流速較低(<5 m/s)，煙氣中攜帶的粉塵容易在煙道中發(fā)生沉降，產(chǎn)生煙道積灰，從而進一步加大了煙道阻力，降低集氣效果.

圖3 下煙道集氣結構小孔流量

表1 下煙道集氣結構流量對比表

表1中偏差為

(10)

其中：L1為目標流量；L2為原結構或改造后結構流量.

3 下煙道集氣結構改造模擬

鑒于電解槽原下煙道集氣結構存在集氣嚴重不均勻、煙道阻力大、粉塵沉積和集氣效率低等問題，對下煙道集氣結構進行改造，通過調(diào)整開孔大小，改變隔板位置，減少流量偏差，提高電解槽集氣效率.

對改造后的下煙道集氣結構進行模擬計算，其壓力損失略低于原結構，為340 Pa.圖2b所示為改造后的內(nèi)部氣流流線圖，與圖2a相比，雖然出鋁端煙氣流速依然小于煙道端，但各小孔的集氣均勻性得到了顯著改善.改造后下煙道集氣結構的模擬流量與目標流量和原結構流量對比如圖3所示.由圖3可知，改造后各小孔的模擬流量與目標流量之間的偏差遠小于原結構.各段煙道目標流量與模擬流量如表1所示.由表1可知，改造后模擬流量與目標流量相近，其流量偏差皆小于10%，改造效果明顯.其中，第三段、第四段煙道模擬流量分別較目標流量小2.48%，9.97%，其余各段煙氣流量皆略大于目標流量.值得注意的是，改造后，第一段和第二段煙道，即出鋁端煙道，模擬流量分別比目標流量高1.22%和7.49%，有利于出鋁端集氣.該改造措施不調(diào)整電解槽上部結構整體布局，改造施工量小，施工容易(施工時間約3天/臺)，投資量少(約1萬元/臺).現(xiàn)場實際改造結果表明，改造后電解槽集氣均衡效果明顯，出鋁端煙氣泄露現(xiàn)象得到明顯改善，集氣效率得到顯著提高，煙道積灰現(xiàn)象改善不明顯，仍需頻繁清灰.

4 新型上煙道集氣結構開發(fā)

雖然通過下煙道集氣結構改造，集氣均勻性得到了顯著改善，集氣效率明顯提高.但是依然存在一些缺點：煙道內(nèi)流速不均勻；出鋁端煙氣流速低(<5 m/s)，從出鋁端到煙道端，流速逐漸增大，煙道端流速大于10 m/s，煙道內(nèi)流速變化大，內(nèi)部負壓分布不均勻；且由于出鋁端煙氣流速過低，容易產(chǎn)生積灰，進一步增大出鋁端阻力，不利于煙道長期的均勻集氣.此外，在負壓的作用下，煙道端小孔進氣流速高(大于20 m/s)，遠高于粉塵的沉降速度.而小孔集氣后直接進入主煙道，造成槽膛內(nèi)的大量粉塵將進入主煙道，減少煙道流通面積，影響集氣效果，需要頻繁清理煙道.由于下煙道集氣結構的集氣罩在水平罩板以下，距離電解槽殼面較近，即在電解熱煙氣上升力較大的位置改變煙氣走向進行收集，因此下煙道集氣結構的壓力損失較大，即使經(jīng)過改造，改善效果也不明顯.

鑒于以上原因，開發(fā)了一種上煙道集氣結構，其模型如圖4所示.上煙道集氣技術利用電解槽大梁上部的空間布置煙道，并連接至集氣罩開孔位置.集氣罩開孔較大，位于水平罩板以上.為了減少煙氣沉降造成的管道積灰，集氣煙道采用變截面設計，控制管道內(nèi)煙氣流速，保證出鋁端的煙氣流速高于粉塵沉降速度.此外，在上煙道內(nèi)設置噴吹管，利用壓縮空氣定期對電解槽上煙道內(nèi)進行噴吹清灰，帶出至電解煙氣凈化系統(tǒng)，徹底解決煙道積灰.

圖4 上煙道集氣結構計算模型

與下煙道集氣模擬相同，以8 500 m3/h(273 ℃，101 325 Pa)，煙氣溫度150 ℃作為邊界條件，當?shù)卮髿鈮簽?8 kPa.上煙道集氣結構管道出口直徑為550 mm.通過模擬計算，400 kA電解槽上煙道集氣結構的壓力損失約為187 Pa，其內(nèi)部氣流流線圖如圖5所示.由圖可知，由于集氣罩開口大，在集氣罩內(nèi)煙氣流速低，小于6 m/s，且煙氣在上升過程中有足夠的空間和距離沉降，因此，不會將大量粉塵帶到集氣管道中.集氣管道內(nèi)流速均勻，大于14 m/s，大于粉塵沉降速度，避免了煙氣內(nèi)粉塵在煙道內(nèi)沉積的問題.鑒于以上兩點，上集氣煙道中不易出現(xiàn)積灰，避免了積灰堵住集氣口，進而從集氣罩落料影響電解質濃度平衡的現(xiàn)象.此外，由于煙氣經(jīng)過上煙道集氣罩后，需要繼續(xù)上升到電解槽大梁上翼板下面的位置才開始轉向，充分利用了熱煙氣上升力，從而大幅度減少了壓力損失，上煙道集氣結構的壓力損失約為下煙道集氣結構的1/2，降低了集氣能耗，提高了集氣效率.

圖5 上煙道集氣結構內(nèi)部流線圖

表2為電解槽上煙道集氣結構各集氣罩目標流量與模擬流量.由表2可知，上煙道集氣結構的模擬流量與目標流量相近，其流量偏差最大為8.2%.其中，靠近出鋁端的集氣罩1和集氣罩2分別比目標流量高4.9%和8.2%，有利于出鋁端煙氣的收集.

表2 上煙道集氣結構煙氣流量對比

新型上煙道集氣結構改造需將現(xiàn)有下部集氣罩和水平罩板整體拆除，料箱部分切除，并重新焊接水平罩板、上翼板、補焊料箱等，與下煙道集氣結構改造相比，施工較為復雜(施工時間約15天/臺)，投資較高(約6萬元/臺).現(xiàn)場實際改造結果表明，上煙道集氣結構改造后，在煙氣量不變的情況下，煙道出口負壓明顯降低，能耗降低，集氣更加均勻.經(jīng)過長期運行，煙道內(nèi)沒有明顯積灰，電解車間環(huán)境得到顯著改善.

5 結 論

1) 原有電解槽下煙道集氣結構壓力損失約為363 Pa，集氣均勻性差，出鋁端集氣量遠小于煙道端，出鋁端煙氣流速低，煙道積灰嚴重，集氣效率低.

2) 改造后的下煙道集氣結構壓力損失約為340 Pa，略低于改造前，集氣均衡效果明顯，集氣效率顯著提高，煙道積灰現(xiàn)象改善不明顯，仍需頻繁清灰.

3) 新型上煙道集氣結構改造后，壓力損失約為187 Pa，遠小于下集氣結構.集氣均勻，集氣效率高，煙道沒有明顯積灰，車間環(huán)境得到顯著改善，但投資較高，建議在投資允許的情況下，采用上煙道集氣結構.