電爐煉鋼煙氣急冷過程的數值模擬

吳博威，周 良，林則全，付繼剛，湯雪松，趙貴州，盧 翔

（1.中冶華天南京工程技術有限公司，江蘇 210019；2.長沙礦冶研究院有限責任公司，湖南 410012）

0 引言

隨著國家嚴厲打擊地條鋼政策的落實，2020年全國共有約2.2億噸廢鋼流入鋼鐵行業[1]。短流程煉鋼以廢鋼為主要原料，與長流程煉鋼相比，短流程煉鋼的能源與資源利用率高，污染物排放低，因而近年來電爐短流程煉鋼得到大力發展。然而由于國家還未建立成熟的廢鋼處理中心，進入電爐冶煉的廢鋼種類繁多，冶煉過程中有機物揮發分容易在煙氣中形成二惡英，而二惡英對人體健康構成嚴重的威脅，國際癌癥研究中心已將其列為人一級致癌物。

二惡英的控制方式主要包括源頭控制、過程控制與末端控制。源頭控制即在源頭去除廢鋼中的油漆、涂料、塑料、切削油等，但由于廢鋼處理制度尚不成熟，源頭控制效果較差。末端治理包括除塵減排、碳吸附減排與選擇性催化減排，但由于末端治理過程中二惡英未完全破壞，加上運行成本高，末端治理尚未得到廣泛推廣。目前過程控制技術應用最廣，即將約750℃的電爐煙氣2s內冷卻到約250℃[2]，急冷塔噴霧直接冷卻技術符合煙氣急冷要求[3-5]，但由于國內電爐急冷塔的內部布置方式尚無確切報道，另外國內冷卻塔模擬的更多是垃圾焚燒的煙氣冷卻過程，其煙氣冷卻裝置與電爐的冷卻裝置相差較大，因此需要對電爐煙氣在急冷塔內的冷卻過程進行數值模擬，分析煙氣冷卻過程的關鍵工藝參數。

1 電爐煙氣冷卻裝置的結構與工況參數

1.1 煙氣冷卻裝置結構參數

電爐煙氣冷卻裝置主要由急冷塔、噴淋系統與沉降室構成，具體如圖1所示。從電爐四孔排出的熱態煙氣通過管道進入沉降室，煙氣的大部分粉塵停留在沉降室，氣態煙氣進入急冷塔，急冷塔內的噴淋系統將煙氣在2s內急冷到250℃以下，進而破壞煙氣冷卻過程二惡英的形成，達到消除二惡英的目的。噴淋系統的噴頭標高位于沉降室上方約2 m位置處，在該高度下均勻設置為8個噴頭，按照該尺寸建模。

圖1 電爐冷卻裝置的結構圖

1.2 急冷塔工況參數

某急冷塔設備廠提供的急冷塔工況參數如表1所示。

表1 急冷塔指標

2 模型的建立與驗證

2.1 物理模型

基于實際電爐冷卻裝置，采用GAMBIT ver.2.4軟件對冷卻塔進行建模和網格劃分，采用非結構化四面體結構化網格，網格數量為489285，如圖2所示。

圖2 冷卻塔計算域網格

2.2 數學模型基本假設

（1）設備內腔及所有連接處都很光滑，忽略噴頭、沉降室、煙道與急冷塔的內摩擦力；

（2）煙氣粉塵完全停留在沉降室內，進入急冷塔內煙氣為氣態，煙氣為不可壓縮的理想狀態氣體；

（3）忽略氣液兩相與設備之間的換熱。

2.3 數學模型選擇

急冷塔噴淋過程中，煙氣在急冷塔內的流動與傳熱主要包含以下過程：各種煙氣的湍流運動和湍流擴散；霧滴顆粒的運動和湍流擴散；霧滴顆粒與煙氣之間的換熱；霧滴中水汽的蒸發[6]。模擬過程中，將氣相設置為連續相，液相（冷卻水霧）作為離散相，并考慮兩相之間的耦合關系，考慮液滴在流場中受到的曳力。

由于煙氣的運動形式主要為湍流，急冷塔內的煙氣壓力梯度較低，因而煙氣模擬計算時選擇標準的standard k-ε模型[7]、標準壁面條件進行求解，其湍流模型中湍動能k和耗散率ε的輸運方程分別為式（1）、式（2）：

式中Gk表示由層流速度梯度產生的湍流動能，Gb是由浮力產生的湍流動能，YM為在可壓縮湍流中的脈動張量，C1ε、C2ε和C3ε是常量，σk和σε是k方程和ε方程中的湍流普朗特數。Sk和Sε分別由用戶自定義。湍流粘度見式（3）：

標準的standard k-ε模型中的模型常數：C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.0，σε=1.3，Cμ=0.09。

2.4 求解過程及驗證

2.4.1 求解過程

采用ANSYS FLUENT 16.0軟件進行計算，將GAMBIT軟件所生成的網格文件讀入FLUENT軟件后，具體的求解方法如下：

（1）煙氣入口流速為37.8m/s，壓力為0，溫度為973k，入口直徑為2154mm。出口為壓力出口邊界；

（2）壁面采用無滑移絕熱壁面，近壁面采用標準壁面函數，噴淋室內的壓力梯度為零；

（3）噴嘴選用空氣輔助霧化噴嘴[8]，噴入速度為200m/s，質量流為0.98kg/s，溫度為298k，伸入急冷塔內500mm，霧滴設定為球形小液滴，噴頭共8個，在沉降室上方1800mm，均勻分布，液滴與z軸的夾角為45°。

（4）求解采用Simple算法，除壓力選擇標準方法外，其他都選擇二階迎風。

2.4.2 驗證

加入離散相后，急冷塔內溫度分布如圖3所示。由圖3中可以看出，煙氣在經過噴嘴部位后，煙氣溫度降至一個較低的水平，之后溫度變化逐漸平緩，在出口處，煙氣溫度較為均勻。

圖3 工況下塔內溫度云圖

模擬結果如表2所示，出口溫度接近270℃，出口處煙氣流量為133728Nm3/h，出口煙氣中水蒸氣平均質量分數為14.78%。與之前給出的出口處參數要求較為接近，計算結果較為準確。

表2 試驗結果

3 模擬結果分析

3.1 不同噴射角度對液滴平均的蒸發時間的影響

為探究液滴在噴出過程中噴嘴與垂直方向的夾角變化對急冷塔冷卻效果的影響。在不改變其他操作條件的前提下，調節液滴與垂直方向的角度分別為45°、55°、65°、75°、85°，在這5種條件下進行多相流模擬。不同噴射角度下液滴平均蒸發時間如4圖所示。

從圖4中可以看出，在不改變其他操作條件的前提下，模擬過程中液滴蒸發時間最短的角度是75°。在75°之前，隨著噴射角度的變大，液滴在急冷塔內的蒸發時間越短，當夾角到85°時，液滴蒸發時間反而增大。這主要是因為當角度較小時，8個噴頭噴出的液滴在中間發生匯聚，液滴顆粒變大，液滴不能隨著煙氣的流動而迅速擴散[9]。而隨著入射角度的增大，液滴在中間匯聚的情況逐漸減少。但當角度提升至85°時，液滴蒸發時間反而升高，這是因為煙道中間的流速最大，角度太大時，液滴不往中間聚集，幾乎垂直向上，管道邊緣煙氣流動速度小于管道中心的流動速度，導致相同時間內，和液滴交換熱量的煙氣量減少，使得液滴蒸發時間增加。

圖4 液滴蒸發時間和入射角度關系圖

3.2 不同入射速度對液滴平均的蒸發時間的影響

為探究液滴在噴出過程中入射速度的變化對急冷塔冷卻效果的影響。在不改變其他操作條件的前提下，調節液滴的入射速度分別為100m/s、150m/s、200m/s、250m/s、300m/s，在這5種條件下進行多相流模擬。將不同入射速度下液滴平均的蒸發時間的數據進行統計并作圖，如圖5所示。

從圖5中可以看出，液滴在煙道內的蒸發時間隨著入射速度的增加而降低，降低速度由快到慢。當液滴入射速度超過200m/s時，隨著入射速度的進一步提升，液滴的蒸發時間縮短不大。

圖5 液滴蒸發時間和入射速度關系圖

將不同入射速度下液滴的初始直徑的數據進行統計并作圖，如圖6所示。從圖6中可以看出液滴初始直徑隨著入射速度的增加而降低，降低速度由快到慢。其比例關系同液滴蒸發時間與入射速度的關系近乎一致。說明水的入射速度通過影響噴嘴產生液滴的初始直徑，從而影響液滴在煙道內的蒸發時間。

圖6 液滴初始直徑和入射速度關系圖

3.3 不同噴射半角對液滴平均的蒸發時間的影響

為探究液滴在噴出過程中與噴嘴中心線的角度變化對急冷塔冷卻效果的影響。在不改變其他操作條件的前提下，調節液滴的入射半角分別為15°、17.5°、20°、25°和27.5°條件下進行多相流模擬。將不同入射半角下液滴平均的蒸發時間的數據進行統計并作圖，如圖7所示。

從圖7中可以看出，當液滴的噴射半角在15°～25°的區間范圍內，液滴的平均蒸發時間的變化沒有較為明確的規律，說明在采用空氣輔助霧化噴嘴模型的條件下，液滴入射半角的變化對急冷塔的急冷效果影響不大。

圖7 液滴蒸發時間和噴射半角關系圖

4 結語

基于FLUENT計算流體力學模擬軟件，對電爐煉鋼煙氣急冷過程進行多相流數值模擬。以模擬液滴在流場內的蒸發時間為指標，研究液滴噴射角度、入射速度以及入射半角的變化對急冷塔急冷效果的影響，模擬結果分析表明：

（1）在急冷過程中，液滴的蒸發時間先隨著入射角的增大而逐漸降低，到達某一極限角度時，隨著角度的增大而增大。這是由于液滴在急冷塔中是隨著煙氣的流動而流動的，煙道中間煙氣流速最大，液滴需要盡量的靠近煙道中間運動，但多束噴嘴產生的液滴又不能因為太過靠近而匯聚在一起，這樣會導致液滴不能充分的與煙氣接觸，導致急冷效果降低。

（2）急冷塔噴嘴內水的入射速度越大，噴嘴產生的液滴初始直徑越小，液滴蒸發的越快，急冷效果越好。但當水的入射速度超過某一值后，隨著入射速度的增加，液滴的蒸發速度降低的不大，急冷效果提升不明顯。

（3）在采用空氣輔助霧化噴嘴模型的條件下，液滴噴射半角的變化對急冷塔的急冷效果影響不大。