DD分解爐流場仿真分析

DD分解爐流場仿真分析

我院設計的某項目DD型分解爐，其結構尺寸設計主要依據經驗值，現業(yè)主方要求對設計結構合理性進行驗證。為降低投資成本及縮短驗證周期，本文采用數值模擬仿真技術取代傳統(tǒng)試驗方法，對所設計的分解爐建立相應三維模化理論模型，通過模擬其內部流場，得到相應的壓力場、溫度場、顆粒運動流場等值。根據模擬結果驗證設計結構的合理性，同時找出優(yōu)化設計方案。

分解爐；三維；優(yōu)化；模擬仿真

1 前言

針對目前水泥工業(yè)蓬勃發(fā)展的預分解窯技術中的核心設備——分解爐的設計，設計人員大多依據經驗值及參考國外相應數據進行設計，在自主研發(fā)方面缺少創(chuàng)新性。目前我院對某項目設計的DD型分解爐，亦采用經驗進行設計。該尺寸在傳統(tǒng)DD爐設計上進行了改進，因此業(yè)主方及設計人員均對設計結構的合理性存在疑惑。若對設計結構的準確性采用傳統(tǒng)試驗方法進行驗證，其周期長，投資成本高，目前不可行。而國內外很多研究者在實驗和理論的指導下采用數值模擬手段對分解爐進行研究，通過分析和統(tǒng)計各種物理量來分析所設計的分解爐內復雜的物理化學過程和運動規(guī)律，得到分解爐內各種物理化學場的分布情況和規(guī)律，以助于指導分解爐的優(yōu)化設計，達到分解爐內復雜過程的可視化，同時為技術人員提供詳盡可靠的操作信息，并且可以對整個水泥生產過程的優(yōu)化起到促進作用[1,2]。作為實驗手段的一種延伸，數值模擬技術有著更加優(yōu)越的研究效率[2,3]。

因此，本文采用數值模擬技術，運用Fluent軟件，對該項目中設計的分解爐內三維流場合理性進行分析，并將結構設計進行優(yōu)化。本文主要對設計結構合理性分析中數值模擬部分，以及優(yōu)化結構的一種方案進行闡述。

2 解決思路

為驗證該結構合理性，按下面思路進行模擬：

（1）先求單相流場運動，來求得穩(wěn)定的內流場，目的是為得到分解爐內空氣流場的速度分布及渦耗散分布情況，從而分析結構合理性。此時湍流模型采用RNG k-ε模型（Re-Normalization Group k-ε turbu?lence model的簡稱）。

（2）然后加入氣固兩相流模型，得出CaCO3的停留時間及分布，進一步分析結構合理性。采用DPM（Dis?crete partical model）模型的歐拉-拉格朗日（Eulerian-Lagrangian）模擬。

（3）對設計結構進行比對，優(yōu)化結構設計。

3 計算模型

3.1 建立模型

根據流量選擇，設計分解爐尺寸如圖1a。模擬分析主要針對內流場，因此只保留影響內流場的結構尺寸，將模型進行簡化，不考慮澆筑層厚度，尺寸見圖1b。設計中物料從C4進入分解爐，采用導流板將物料導入分解爐。此處模擬，將導流板結構簡化，同等位置、同等角度采用同截面積的方形接口取代，按照圖1尺寸，建立三維模型，如圖2。

表1 邊界條件指定

3.2 網格劃分（圖3）

要進行流場的數值模擬計算，首先需要將所要計算的空間或區(qū)域離散化，區(qū)域的網格化是把微分方程離散化并奠定數值求解的基礎，模擬仿真中70%～80%的工作量都在網格劃分上，網格劃分的方式將直接影響到方程離散化的難易，影響計算速度和所需的存儲量，并影響數值解的收斂性和準確性。在劃分網格時，要求網格能夠適應計算區(qū)域中物理量的變化情形，即在物理量變化比較劇烈的地方適當地加密網格數量，以保證計算精度，在物理量變化平緩的地方適當減少網格數量，以減少計算量[4]。

采用ANSYS Workbench的Meshing網格劃分工具來劃分分解爐的CFD網格，在規(guī)則形狀上，采用垂直于流速方向的六面體網格來劃分。網格尺寸給定100mm，核心六面體網格的劃分方法，總數量為164354，采用斜率（skewness）評判標準，網格質量，平均值為0.44。

3.3 數值計算方法

將通用輸運方程在網格上利用控制容積方法進行離散，標量和矢量的控制容積采用交錯網格。在求解動量方程時，對于對流項和擴散項采用混合差分格式進行離散，求解差分方程用壓力－速度修正的SIMPLE算法。差分方程組在切向方向上采用逐線掃描的CTDMA迭代求解，在徑向和軸向方向上采用逐線掃描的TDMA迭代求解。計算時采用亞松弛技術保持計算的穩(wěn)定性[5,6,7]。

3.4 邊界條件

該結構設計為日產150t磁化焙燒系統(tǒng)使用，分解爐下端接熱風爐。為保證系統(tǒng)足夠的風量及還原氣氛，根據熱工計算，要求分解爐入口風速為35m/s。在Fluent軟件中給定如圖4及表1所示的邊界及相應參數。

4 DD分解爐模擬結果合理性分析

4.1 單相計算結果分析

4.1.1 壓力場

根據質量加權平均，計算得出該分解爐結構的壓降為386.6Pa。圖5為分解爐內壓力分布云圖和等值圖。

可以看出，分解爐內區(qū)域靜壓值均為負值，壓力分布較均勻。分解爐下半段三分之二處至縮口處，壓力值最大。物料入口附近壓力大于窯尾煙氣入口段，這種壓力分布規(guī)律對噴入的生料擴散是有利的。

4.1.2 流線圖

圖6為煙氣入口處的氣體流線圖，曲線顏色顯示為氣流在爐體內運動時間。從流線圖上可以看出，氣體在軸心兩側均勻分布，平均運動時間在5s內。

從圖7可以看出，從物料口進入的氣流由于風速較小，被窯尾煙氣氣流吹散，基本在窯尾煙氣氣流兩側運動，經過縮口，能量損失，然后貼近右側處運動。同時從放大圖可以看出，從物料口進入的氣流在交界面處附近形成回旋運動。從物料口進入的氣流在爐內運動時間為13s內。根據定量結果提取，得出全爐內氣體的平均運動時間為8.2s。

4.1.3 速度圖（圖8）

從下端進入的窯尾煙氣和右側進入的物料氣流進入爐內匯合，由于窯尾煙氣速度較大，匯合后的氣流大部分射向物料進口處，然后與爐壁面約成30°夾角以較大的流速向上運動，從Y=0面速度圖來看，由于只有一個入口的原因，速度場偏對稱分布。結合流線圖，可以看出物料氣流在窯尾煙氣較大的氣流速度帶動下，向周圍區(qū)域迅速擴散，有利于生料的充分混合和化學反應。

從分解爐各段速度矢量圖可以看出，由于物料下料口速度較低，氣流在出交界面后靠近下料口端有較小漩渦。同時，在縮口處并沒有形成DD爐的噴騰效應。分析其原因，可能是分解爐直筒段較長，動量變化梯度較小，使壓力與速度呈均勻分布，因此在縮口處未出現較明顯的噴騰效應。

4.1.4 渦耗散圖（圖9）

從等值圖及各段等值圖可以看出，主要三段有漩渦：分解爐出口處、縮口處及交界面段。其中分解爐出口及縮口處的渦變化較小。在Y=-13m～Y=-10m處，漩渦強度最大。而此范圍正好是物料進口位置所設之處，且開口位置恰好離這幾個漩渦中心最近。預示若物料以一定的速度噴入爐內，極有利于生料的擴散并充分混合和反應，進一步表明該分解爐的生料進口位置設計較合理。

4.2 氣固兩相流計算結果

按表2顆粒分布。

圖10為顆粒分布停留時間圖。截取其中10支流線來分析，物料從下料口進入，在附近受氣流影響，做回旋運動，這是由于兩股氣流壓力差及速度場相互作用，產生漩渦能量，隨后引起的顆粒在交界面處回旋運動。

同時，物料在窯尾煙氣的作用下，非對稱地運動，結合圖9aY=-13m、Y=-12m、Y=-11m三個平面速度云圖可知，由于在軸向有較大渦流能量的存在，物料略微偏離生料口運動。其中，物料在中心處停留時間最長，在18s左右。從這點也可以看出，窯尾煙氣的速度和物料下料口位置在設計中匹配合適。

5 DD分解爐優(yōu)化方案分析

由以上分析可知，該結構縮口作用不大，沒有形成DD爐的噴騰效應。分析原因，一方面是工況參數不適合，另一方面是結構設計，因為分解爐長度太長，縮口角度及尺寸不匹配，沒有形成DD爐的壓力及速度變化梯度所致。

表2 顆粒質量分布比例

表3 修改前后結果比對

為達到DD爐的噴騰效應，有多種修改方案，本文從設計結構尺寸上修改。將直徑縮小，從1410mm縮小到1350mm；直段部分高度縮小，從450mm更改成200mm。

計算結果見表3、圖11。停留時間增加，截面風速減小，壓降增加。

從圖12可以看出，改進后的結構，能更好地促進顆粒在中心位置的收集。因此，縮口處直段長度縮短，能增加系統(tǒng)壓力，延長顆粒在縮口處的運動時間。

從圖13可以看出，縮口處的湍流強度也呈現雙峰效應，中心處湍流強度比較高，兩側比較低。這樣有助于顆粒在中心運動，不至于爐壁出現燒結現象。

從圖14a可以看出，此種修改后的結構，其速度流場在縮口中心處值較高，兩側低，窯尾煙氣縮口處流場偏中心，因此，適當提供窯尾煙氣的速度有助于中心反應。從圖14b壓力場可以看出，分解爐接近縮口下端壓力較高，經縮口，壓力擴散，因此見圖13b，看出在出縮口處流場能形成雙峰現象。

由此，縮短縮口處直徑及直段距離，是可行的改進方案之一。

6 結論

（1）所設計的結構生料下料口位置設計合理，流場分布趨勢合理。

（2）原設計結構定量分析壓降為386.6Pa。

（3）為形成該爐的雙噴騰效應，進行設計改進，得出縮短縮口處直段直徑及高度是改進方案之一，本次調整將直徑從1410mm縮小到1350mm，直段的高度從450mm縮小到200mm。

（4）由以上分析可知，采用模擬仿真技術，對水泥設備設計及優(yōu)化過程有指導性作用。

[1]黃來.水泥預分解爐內物理化學過程模擬和優(yōu)化設計研究.華中科技大學,2006,4.

[2]肖國權.分解爐內伴有燃燒、化學反應的兩相湍流流動的數值模擬.武漢理工大學.2005.3.

[3]王漢立，張振平.水泥熱工設備與測試技術[M].化學工業(yè)出版社，2010.2.

[4]周力行.湍流兩相流動與燃燒的數值模擬[M].北京；清華大學出版社，1991.

[5]孫銳，李爭起，等.不同湍流模型對強旋流動的數值模擬.動力工程.第22卷第三期2002.6.

[6]Sommerfeld M，Kohnen G and Ruger M.Some open questions and inconsistencies of La?grangian particle dispersion models，Proc.Ninth Symp On Turbulent Shear Flows,Kyoto,Jan?pan，Paper 5.1，1993.

[7]Chen X Q and Pereira J C F.Efficient com?putation of Particle dispersion in turbulent flow with a stochastic-probabilistic method，Int.J.Heat Mass Transfer,1997,40:1727-1741.

潘麗萍1，周濤2

Simulation Analysis of Flow Field in DD Calciner

PAN Li-ping1,ZHOU Tao2(1.Wuhan Building Material Industry Design&Research Institute Co.,Ltd.,Wuhan 430071,China;
2.Pera Global Technology Beijing Co.,Ltd.,Wuhan 430071,China)

According to the type of DD calciner designed by my Insti?tute for some program which its size based on experiences，the owners request us to check the design structure reasonableness now.In order to reduce the investment cost and shorten the test cycle,this paper adopts the numerical simulation technique to establish the 3D model and theory model which replaced the traditional test method.Through the simulation of internal flow field,we get the results such as the rele?vant pressure field,temperature field,particle flow and so on.All that will be used to prove the reasonable of the designed structure and find optimization of design scheme.

Calciner;Three-dimensional;Optimization;Simulation

TQ172.622.29

A

1001-6171（2012）04-0038-05

通訊地址：1武漢建筑材料工業(yè)設計研究院有限公司，湖北 武漢 430071；

2安世亞太科技北京有限公司，湖北 武漢 430071；

2011-11-29；

趙 蓮