孫銘陽， 姚 心， 杜國山， 于傳兵， 唐建文， 韋魯濱

(1.中國恩菲工程技術(shù)有限公司， 北京 100038； 2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 化學(xué)與環(huán)境工程學(xué)院， 北京 100083)

浮選鋰輝石精礦進入冶金爐之前，要對其進行預(yù)熱處理，中國恩菲工程技術(shù)有限公司在理論論證和總結(jié)設(shè)計經(jīng)驗基礎(chǔ)上，借鑒水泥生產(chǎn)工藝中的預(yù)分解系統(tǒng)[1-3]，提出了三級旋風(fēng)分離器+焙燒回轉(zhuǎn)窯相結(jié)合的預(yù)熱方式。在化工、冶金、礦物加工和建材等領(lǐng)域[4-5]，旋風(fēng)分離器是一種廣泛應(yīng)用的工業(yè)設(shè)備，利用其內(nèi)部形成的強螺旋湍流，實現(xiàn)氣固兩相分離[6-7]。當(dāng)固體顆粒性質(zhì)一定時(粒度和密度組成等)，旋風(fēng)分離效果主要與進口壓力、氣流中固體物含量等操作參數(shù)以及錐體角度、溢流管插入深度、底流口直徑等結(jié)構(gòu)參數(shù)密切相關(guān)[8-9]。旋風(fēng)分離器在水泥生產(chǎn)中的窯外預(yù)熱- 分解系統(tǒng)得到了大量應(yīng)用[10-11]。該系統(tǒng)中，旋風(fēng)分離器同時具有對生料預(yù)加熱和氣固分離作用，據(jù)此也可稱其為旋風(fēng)預(yù)熱分離器；焙燒窯用于鋰精礦的轉(zhuǎn)型焙燒，將鋰精礦由α型轉(zhuǎn)為β型[12-14]。轉(zhuǎn)型焙燒回轉(zhuǎn)窯包括回轉(zhuǎn)窯筒體，回轉(zhuǎn)窯內(nèi)部澆注料以及天然氣燃燒器等結(jié)構(gòu)，在預(yù)熱段、轉(zhuǎn)型段、燒成段、冷卻段安裝溫度測點，以監(jiān)控回轉(zhuǎn)窯內(nèi)各工段溫度。

冶金行業(yè)中，利用旋風(fēng)預(yù)熱分離器+焙燒回轉(zhuǎn)窯對物料進行預(yù)熱的應(yīng)用研究還幾乎沒有，在進行相關(guān)工藝流程設(shè)計和設(shè)備選型時缺乏設(shè)計和計算依據(jù)。本文利用Euler-Lagrange法對鋰精礦在三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器中的運動和預(yù)加熱過程進行模擬，并基于渦耗散模型和Realizablek-ε模型研究天然氣在回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的湍流流動和燃燒反應(yīng)，驗證利用旋風(fēng)預(yù)熱分離器和焙燒回轉(zhuǎn)窯對物料進行預(yù)加熱的可行性以及相關(guān)操作參數(shù)的合理性，為工程設(shè)計項目提供參考和依據(jù)。

1 三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器幾何結(jié)構(gòu)

回轉(zhuǎn)窯直徑為4 m，長度為60 m；各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器主體部分結(jié)構(gòu)的尺寸基本相同，如表1所示。

表1 各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器主要結(jié)構(gòu)尺寸

各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器及焙燒回轉(zhuǎn)窯連接方式如圖1所示。焙燒回轉(zhuǎn)窯的尾煙氣由通風(fēng)管道收集后直接作為第三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器入料管的熱氣流源；第三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器底流排出的鋰輝石顆粒則由窯尾進入到焙燒回轉(zhuǎn)窯內(nèi)。本文將各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器分開模擬，即先對第一級旋風(fēng)預(yù)熱分離器進行模擬，得到底流鋰精礦顆粒溫度，然后再依次進行第二級和第三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器的模擬。

A.給料斗 B.第一級旋風(fēng)預(yù)熱分離器 C.第二級旋風(fēng)預(yù)熱分離器 D.第三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器 E.焙燒回轉(zhuǎn)窯圖1 三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器設(shè)備聯(lián)系圖

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 連續(xù)相湍流模型

由于三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)的流場為三維強螺旋流，因此旋風(fēng)分離器內(nèi)流體運動采用RNGk-ε湍流模型[15]。該模型k和ε輸運方程見式(1)(2)[16]：

(1)

(2)

式中xi，xj—坐標(biāo)參數(shù)；

ui—流體i方向分速度,m/s；

t—流動時間,s；

μeff=μt+μ，μ為流體動力學(xué)粘度,Pa·s；

Gk—由平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項；

αk、αε—分別是湍動能k和湍動能耗散率ε的有效湍流普朗特數(shù)的倒數(shù)。

選擇Realizablek-ε湍流模型[17]預(yù)測回轉(zhuǎn)窯內(nèi)氣相湍流流動。該模型k和ε輸運方程分別如式(3)和(4)所示：

(3)

(4)

式中xi，xj—坐標(biāo)參數(shù)；

ui—流體i方向分速度,m/s；

t—流動時間,s；

μt—湍流粘度,Pa·s;

μ—流體動力學(xué)粘度,Pa·s；

Gk—由平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項，Gk=2μtSijSij；

Sij—瞬時應(yīng)變速率的時間平均組分；

Gb—浮力引起的湍動能k產(chǎn)生項；

YM—可壓縮流動中因脈動膨脹導(dǎo)致的湍動能耗散；

σk和σε—分別是湍動能k和湍動能耗散率ε的湍流普朗特數(shù)；

C1、C2、C1ε和C3ε—常數(shù)；

Sk和Sε—湍動能和湍動能耗散率的源項。

2.2 離散相運動方程

離散相顆粒與連續(xù)相間的相互作用采用雙向耦合法，其中顆粒運動方程為：

(5)

(6)

2.3 煙氣和鋰精礦顆粒物性

測得煙氣中各組分含量分別為H2O(8.51%)、O2(7.55%)、CO2(10.18%)和N2(73.76%)。利用Aspen軟件得到煙氣密度、比熱、粘度和導(dǎo)熱系數(shù)在293～1 300 K區(qū)間內(nèi)隨溫度變化關(guān)系分別如式(7)～(10)所示，數(shù)值模擬中對煙氣密度、粘度、比熱等參數(shù)采用隨溫度變化的多項式形式。

ρg=2.366 1-2×10-9t3+5×10-6t2-0.005 5t

(7)

μg=8×10-6+3×10-8t2

(8)

(9)

λg=0.005+3×10-5t

(10)

鋰精礦的導(dǎo)熱系數(shù)認為在293～1 300 K溫度區(qū)間內(nèi)為定值，其粒度分布數(shù)學(xué)模型如式(17)所示，對應(yīng)的粒度分布曲線如圖2所示。

(11)

圖2 鋰精礦粒度分布曲線

3 計算域離散和邊界條件

各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器計算域被離散為如圖3a所示混合網(wǎng)格，其中旋風(fēng)預(yù)熱分離器主體網(wǎng)格為六面體網(wǎng)格，入料管與旋流器進風(fēng)管連接部分采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。第一級到第三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器的網(wǎng)格數(shù)量分別為18.48萬、26.6萬和23.46萬，網(wǎng)格質(zhì)量(Orthogonal Quality)分別大于0.21、0.26和0.36。焙燒回轉(zhuǎn)窯計算域被離散為如圖3b所示結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量約52萬，Orthogonal Quality在0.72以上。

圖3 旋風(fēng)分離器和回轉(zhuǎn)窯網(wǎng)格

各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器的進風(fēng)口、進料口、溢流口和底流口處的邊界條件分別如表3所示。

焙燒回轉(zhuǎn)窯化學(xué)和熱力學(xué)邊界條件見表4。

表3 各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器邊界條件

表4 回轉(zhuǎn)窯模擬化學(xué)和熱力學(xué)邊界條件

4 模擬結(jié)果與分析

4.1 旋風(fēng)預(yù)熱分離器連續(xù)相流場和溫度

各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)速度大小分布見表4?？梢钥闯龈骷壭L(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)速度相差較大。由第一級到第三級，旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)最大速度分別為18.39、23.62和48.53 m/s；入風(fēng)管內(nèi)氣流速度明顯小于旋風(fēng)分離器內(nèi)速度；各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)最大速度都出現(xiàn)在靠近溢流管出口附近；在旋風(fēng)預(yù)熱分離器軸心位置煙氣速度很小，導(dǎo)致軸心附近螺旋流強度較??；由于入料管插入進風(fēng)管一定深度，阻礙了煙氣流動，導(dǎo)致入料管口附近煙氣速度降低。

各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)煙氣相流場的軸向零速度絡(luò)合面如圖5所示?？梢钥闯?，零速度絡(luò)合面呈不規(guī)則錐面。最終進入到軸向零速度絡(luò)合面內(nèi)部的顆粒流向軸心附近，并從溢流排出；不能進入零速度絡(luò)合面內(nèi)部的顆粒沉降到器壁附近，并進入底流。

圖4 各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)速度大小分布

圖6為各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)Y=0 m和Y=-0.8 m的煙氣相溫度分布。由于入料管入口處鋰精礦顆粒溫度最低，在該處煙氣溫度也最低；與鋰精礦顆粒相遇前，旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)煙氣溫度分別為各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器進風(fēng)口溫度設(shè)定值；鋰精礦顆粒與煙氣換熱后，煙氣溫度顯著降低，熱量由煙氣流向顆粒；從第一級到第三級，各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器溢流煙氣溫度分別為395.5、494.67和666.95 K，與測定值對比如圖7所示?？梢钥闯?，各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器溢流煙氣預(yù)測值與測定值吻合較好，相對偏差可控制在10%以內(nèi)。

圖5 各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)軸向零速度絡(luò)合面

圖6 各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)部煙氣溫度分布

圖7 三段旋風(fēng)分離器溫度場預(yù)測值誤差

4.2 旋風(fēng)與熱風(fēng)分離器離散相運動及預(yù)熱過程模擬結(jié)果

顆粒由入料管進入第三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器后，其加熱過程如圖8所示?？梢钥闯鲱w粒進入管道后立即與熱煙氣發(fā)生換熱。由于旋風(fēng)預(yù)熱分離器原內(nèi)部氣體溫度依然比顆粒高，最先進入旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)部的顆粒繼續(xù)與煙氣進行換熱，顆粒溫度進一步升高，甚至可以達到熱煙氣進口處溫度設(shè)置值；隨著換熱進行，以及隨著越來越多的顆粒和溫度較低的煙氣進入旋風(fēng)分離器，旋風(fēng)分離器內(nèi)部溫度逐漸降低，顆粒在其內(nèi)部交換的熱量越來越少；在4 s時刻，各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)部溫度基本達到穩(wěn)定。

圖8 第一級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)顆粒加熱過程

從各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器底流統(tǒng)計其中10 000個顆粒的平均溫度，得到各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器底流顆粒平均溫度分別為392、520和724 K。

4.3 焙燒回轉(zhuǎn)窯流場旋渦強度分布

圖9為回轉(zhuǎn)窯流場中旋渦強度分布，旋渦強度定義如式(12)所示：

(12)

式中r=R+2P3/27-PQ/3，q=Q-P2/3，P、Q和R分別為速度梯度張量特征方程中二次項、一次項和零次項系數(shù)。

本文選擇渦耗散模型計算天然氣射入回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的燃燒過程，因此湍流混合與燃燒器噴嘴射出的天然氣燃燒速度密切相關(guān)。由圖9可以看出旋渦強度較大區(qū)域主要集中在軸向小于12.5 m位置處，由于燃料射流速度遠高于二次風(fēng)射流，燃料射流附近富含氧氣的二次風(fēng)被卷吸進入燃料射流邊界層內(nèi)，使得燃料射流與二次風(fēng)中的氧氣進一步接觸混合，最終導(dǎo)致天然氣在該區(qū)域劇烈燃燒。

圖9 回轉(zhuǎn)窯內(nèi)旋渦強度分布

4.4 焙燒回轉(zhuǎn)窯內(nèi)溫度分布

測定距回轉(zhuǎn)窯軸心距離s分別為0.3、0.6、0.9、1.2和1.8 m的上方直線上的溫度分布如圖10所示。由圖10可以看出，距離噴槍軸心越近，相同軸向位置處的溫度越高。工程測定了7.5、22.5、37.5和52.5 m四個軸向位置處的溫度，與距窯皮0.6 m相應(yīng)點的溫度模擬值的相對誤差分別為0.9%、3.57%、15.55%和2.71%，可見除了37.5 m位置處相對誤差較大外，其它各點溫度預(yù)測值誤差都小于5%，證明了本文數(shù)值模擬中模型的選擇和相關(guān)參數(shù)的確定是合適的。

圖10 距窯頭不同距離處溫度分布

5 結(jié)論

本文采用Euler-Lagrange法對三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)氣固兩相流動和換熱行為進行了模擬，得到了各級旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)熱流場分布和底流顆粒預(yù)加熱溫度，并基于Realizablek-ε湍流模型、P- 1輻射模型以及渦耗散模型模擬了天然氣在回轉(zhuǎn)窯內(nèi)燃燒過程，主要結(jié)論如下：

(1)模擬得到三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器溢流煙氣溫度由下到上分別為666.95、494.67和395.5 K，與測定值相比，誤差可控制在10%以內(nèi)。旋風(fēng)預(yù)熱分離器內(nèi)流場為三維強螺旋湍流，由于與鋰輝石換熱，煙氣溫度逐漸降低，煙氣體積收縮，由第三級到第一級，旋風(fēng)預(yù)熱分離器相應(yīng)位置處的流速顯著降低。

(2)鋰輝石由入料口進入管路后立即與熱煙氣進行換熱，經(jīng)過1 s左右，換熱基本完成；鋰輝石經(jīng)過第一級到第三級旋風(fēng)預(yù)熱分離器預(yù)加熱后，溫度分別提高了92、128和204 K，達到設(shè)計預(yù)加熱效果。

(3)建立了回轉(zhuǎn)窯內(nèi)天然氣燃燒過程模擬方法，該方法包括Realizablek-ε湍流模型、P- 1輻射模型以及渦耗散湍流- 化學(xué)相互作用模型，相應(yīng)溫度監(jiān)測點處的數(shù)值模擬預(yù)測結(jié)果與現(xiàn)場檢測結(jié)果的相對誤差分別為0.9%、3.57%、15.55%和2.71%，說明本文模擬回轉(zhuǎn)窯內(nèi)天然氣燃燒過程的方法具有較高準(zhǔn)確度，焙燒回轉(zhuǎn)窯內(nèi)溫度分布也滿足鋰精礦預(yù)熱和轉(zhuǎn)型焙燒的設(shè)計要求。

(4)燃燒器射流進入回轉(zhuǎn)窯內(nèi)后，速度迅速降低，在12.5 m～2.5 m軸向位置內(nèi)旋渦強度較大，表明富含氧氣的二次風(fēng)被卷吸進燃料射流邊界層內(nèi)，使得燃料射流中CH4劇烈燃燒，進而導(dǎo)致CH4含量迅速降低。