工業(yè)爐窯高溫含塵煙氣金屬絲網(wǎng)除塵技術研究

張婉婧，魏小林,2,3，李 騰,2，黃俊欽,2

(1.中國科學院 力學研究所 高溫氣體動力學國家重點實驗室，北京 100190；2. 中國科學院大學 工程科學學院，北京 100049； 3.中國科學院潔凈能源創(chuàng)新研究院，遼寧 大連 116023)

0 引 言

工業(yè)爐窯產生大量高溫含塵氣體，含有大量物理顯熱、化學潛熱、動力能等余能余熱，未得到有效利用，如轉爐爐氣溫度高達800～1 000 ℃，采用噴水/水霧降溫除塵，爐氣顯熱完全浪費[1-2]。轉爐爐氣中夾帶的煙塵主要成分為FeO，占60%以上，可見轉爐煙塵是含鐵量很高的精礦粉。頂吹轉爐爐氣中的煙塵量占金屬裝入量的0.8%～1.3%，一般爐氣(標態(tài))含塵量為80～120 g/m3，灰塵顆粒直徑大于10 μm的約占70%[1]。在轉爐全干法爐氣顯熱回收等工業(yè)應用中，由于高濃度灰塵易引起換熱器堵塞，因此高溫氣體除塵是煤氣凈化與余熱利用的技術關鍵[3-6]。

高溫除塵技術包括旋風除塵技術、顆粒層過濾除塵技術、陶瓷過濾技術和金屬多孔過濾技術等[3-8]。旋風除塵技術利用含塵氣體作旋轉運動，在離心力的作用下將氣固分離。雖然旋風除塵器結構簡單，壓降適中和運行成本低，對于粒徑較大的粉塵具有良好的捕捉效果，但對于粒徑小于5 μm的粉塵捕捉效果較差[3]。顆粒層過濾除塵技術利用一些耐高溫、耐腐蝕的材料形成顆粒過濾層，當含塵氣流穿過顆粒層時，在重力沉降、靜電吸附和慣性碰撞等作用下進行顆粒分離。固定床顆粒層過濾除塵的清灰過程復雜，不適用連續(xù)生產，因此發(fā)展出流化床和移動床等方式，但除塵效率有一定下降[4]。陶瓷過濾技術利用自身多孔性進行阻擋式除塵，陶瓷過濾器具有很好的耐溫和抗腐蝕性能，可抗700 ℃以上的高溫，除塵效率較高[5-6]，煙氣出口含塵濃度可以控制在10 mg/Nm3以下，但陶瓷韌性差，過濾元件易損易裂，延展性、抗熱震性有待進一步提高，除塵器的結構連接困難、價格較高。煙氣處于高溫狀態(tài)時，氣體黏性變大，細顆粒團聚現(xiàn)象減小，微粒分離難度大大提高。金屬過濾器具有良好的耐溫性和優(yōu)良的機械性能，韌性和導熱性好，孔隙率高且分布均勻，具有良好的氣體滲透性，在高溫除塵過濾方面具有很好的適用性和優(yōu)越性[7-13]。但金屬材料在高溫下易受氧化、腐蝕影響，因此開發(fā)新型的合金材料和提升燒結技術有利于增強金屬多孔過濾除塵器的穩(wěn)定、高效運行。

近年來，國內外大力開展高性能金屬過濾材料的研究，尤其是耐高溫、耐腐蝕且性能優(yōu)良的金屬過濾材料的開發(fā)[10-11]。比利時Bekaert公司研發(fā)了316L不銹鋼纖維微米過濾管，過濾精度達到亞微米級水平。日本Nichadia公司研發(fā)的高精度燒結金屬絲網(wǎng)濾材，過濾等級接近0.2 μm[10]。我國在燒結金屬多孔材料方面研究較多，特別是在鈦材、不銹鋼的粉末燒結微孔制備和緊密絲網(wǎng)微孔燒結技術方面，處于國際先進行列[10-11]。安泰科技公司開展310S燒結金屬絲網(wǎng)高溫煤氣除塵的中試研究，試驗溫度580～620 ℃，凈化后煤氣的含塵量達到10 mg/Nm3以下，過濾效率達到99.9%[11]。

在袋式除塵器研究方面，Cagna等[14]采用CFD軟件模擬了濾袋內氣體的二維流動特性，得到了濾袋上的粉塵沉積對濾袋平均阻力損失的影響。高暉等[15]對袋式除塵器的整個流場進行模擬，得到了不同處理風量和不同過濾介質表觀滲透率條件下濾袋過濾速度和顆粒沉積量的分布特性，并給出袋式除塵器結構的改進方向，減少不合理渦流、回流的產生。

在高溫氣體凈化除塵技術中，金屬過濾凈化除塵技術通過高溫過濾介質實現(xiàn)氣固分離，達到氣體凈化和資源回收的目的，可以最大程度地利用氣體的物理顯熱和化學潛熱，提高能源利用率[16-17]。除塵器壓降變化是其工作的重要特性[18]，本文通過試驗研究與數(shù)值模擬，獲得了不同工況下燒結金屬絲網(wǎng)除塵器的壓降變化特性，明確了除塵器風量、灰塵濃度和溫度因素對除塵系統(tǒng)壓降的影響規(guī)律，為金屬袋式除塵器的研發(fā)提供理論支撐。

1 試 驗

1.1 試驗系統(tǒng)

燒結金屬絲網(wǎng)除塵器試驗系統(tǒng)流程如圖1所示。給粉器采用SiO2粉末作為塵源，粒徑約為1.3 μm，模擬煙氣中的微細灰塵。氮氣通過發(fā)塵容器入口處的金屬絲網(wǎng)進入粉塵層，對粉塵進行霧化。試驗時控制氮氣流量，將其與經(jīng)過加熱爐升溫后的空氣混合，進入金屬絲網(wǎng)除塵器。含塵氣體進入除塵器腔體后，經(jīng)由金屬絲網(wǎng)表面過濾，粉塵顆粒沉降在濾袋表面，凈化后的氣體由濾袋上方的出口流出。經(jīng)過除塵器的氣流再次通入盛水容器，吸收離開除塵器的灰塵。

圖1 試驗系統(tǒng)流程Fig.1 Experimental system flowchart

除塵器殼體一側有圓形進氣口，絲網(wǎng)套裝在支架上，支架固定在過濾器殼體頂部，除塵器絲網(wǎng)直徑為100 mm，高度為260 mm，孔隙為5 μm，具體結構如圖2所示。

圖2 金屬絲網(wǎng)除塵器Fig.2 Metal wiremesh dust collector

1.2 試驗過程

試驗時分別調節(jié)進口氣流流量、灰塵濃度、氣流溫度等，待工況穩(wěn)定后，壓力采集板每1 s采集一次除塵器進出口的壓差信號，獲得系統(tǒng)壓降。分別監(jiān)測金屬絲網(wǎng)除塵器在氣流清潔和含灰狀態(tài)下的壓降，研究系統(tǒng)壓降與進氣流量、灰塵濃度、氣流溫度的關系。同時，采用脈沖閥每隔5 min開啟一次壓縮空氣控制閥，對金屬絲網(wǎng)濾袋進行反吹清灰(5 s)，監(jiān)測4～6個周期內系統(tǒng)壓降的變化規(guī)律，研究反吹過程中的除塵器壓降變化特性。

2 試驗結果與分析

2.1 進氣流量的影響

測量室溫下不同流量的潔凈空氣通過除塵器后，系統(tǒng)壓降的變化規(guī)律。試驗時，關閉氮氣通道與加熱器，只改變風機的氣體流量，具體工況見表1。

表1 不同工況下的進氣流量Table 1 Inlet air flow under different conditions

采集板每1 s采集一次壓差信號，輸出電流信號。潔凈空氣通入除塵器后，系統(tǒng)壓降迅速升高，在平衡值附近波動，將采集到的壓降ΔP平均化后與進氣流量Qin繪制成圖3。由圖3可知，壓降隨著進口空氣流量的增大而升高，進氣流量越大，系統(tǒng)壓降升高得越快。進氣流量為0～25 Nm3/h和25～35 Nm3/h時，系統(tǒng)壓降與進氣流量近似呈線性相關，但后者斜率更大，即在大流量范圍內，隨著進氣流量的增加，系統(tǒng)壓降升高更快，這是由于壓降損失與速度平方存在正相關關系。

圖3 潔凈空氣下除塵器的系統(tǒng)壓降Fig.3 System pressure drop of dust collector for clean gas

壓降隨著進口空氣流量的增大而升高，進氣流量越大，系統(tǒng)壓降升高的越快。進氣流量為0～34 Nm3/h時，系統(tǒng)壓降與進氣流量近似呈線性相關，但后者斜率更大，即在大流量范圍內，隨著進氣流量的增加，系統(tǒng)壓降升高更快，這是由于壓降損失與速度平方存在正相關關系。

2.2 進氣含塵濃度的影響

保持進口總氣體流量為10.6 Nm3/h，溫度不變的情況下，只調整氮氣所攜帶的含塵量，具體工況見表2。試驗中，每隔5 min用壓縮空氣進行反吹清灰，并監(jiān)測4～6個周期內系統(tǒng)壓降的變化規(guī)律，得到不同進氣含塵濃度對應的系統(tǒng)壓降隨時間變化情況。

表2 不同工況下的含塵濃度Table 2 Dust concentration under different conditions

工況1(表2)的系統(tǒng)壓降隨時間變化如圖4所示?？芍獔D4有明顯的周期性，且每個周期內曲線震蕩的幅度較大，這是由于脈沖清灰導致的系統(tǒng)壓降周期性震蕩。每個清灰周期內，系統(tǒng)壓降在震蕩中呈逐漸上升的趨勢，為了更清晰分析系統(tǒng)壓降的變化趨勢，在振蕩曲線的基礎上繪出曲線的最大和最小值的包絡線。取4個工況包絡線上對應數(shù)據(jù)點的平均值，繪制系統(tǒng)平均壓降隨時間的變化曲線。

圖4 工況1對應的系統(tǒng)壓降隨時間變化Fig.4 Change of system pressure drop with time under the first condition

含灰氣流下除塵器的系統(tǒng)壓降如圖5所示，可知通入含塵氣體后，系統(tǒng)壓降快速升高，經(jīng)歷時間間隔5 min后，壓縮空氣反吹清灰，持續(xù)時間為5 s，此階段內系統(tǒng)壓降迅速下降，清灰結束后，系統(tǒng)壓降重新升高，如此往復。但由于清灰后濾袋不能完全恢復到清潔狀態(tài)，因此清灰結束時系統(tǒng)內存在殘余壓降，且殘余壓降不斷增加。系統(tǒng)最大壓降也呈上升趨勢。

圖5 含灰氣流下除塵器的系統(tǒng)壓降Fig.5 System pressure drop of dust collector for dusty gas

進氣含塵濃度對系統(tǒng)壓降的影響也較大，由于顆粒吸附或沉降在濾袋表面，使濾袋孔隙率減小，易導致系統(tǒng)壓降升高，因此進氣含塵濃度較小時，系統(tǒng)平均壓降基本隨進氣含塵濃度的增大而升高。而進氣含塵濃度升高到53 g/m3附近時，系統(tǒng)平均壓降反而有所下降，這可能是由于粉塵濃度增大，使濾袋表面已經(jīng)吸附的粉塵層厚度增加并產生脫落，從而使濾袋表面的孔隙率增大導致。

2.3 進氣溫度的影響

保持進氣流量10.5 m3/h，含塵濃度為25.3 g/m3，只改變進氣溫度，具體工況見表3。

表3 不同工況下的進氣溫度Table 3 Inlet air temperature under different conditions

工況1(表3)的系統(tǒng)壓降隨時間變化如圖6所示?？芍到y(tǒng)壓降隨時間變化的曲線呈周期性振蕩，脈沖閥每隔5 min進行一次反吹清灰，使系統(tǒng)壓降迅速降低，清灰結束后，系統(tǒng)壓降重新升高，如此往復，系統(tǒng)壓降振蕩上升，結果與圖4類似。在壓降振蕩曲線的基礎上繪出曲線的最大和最小值的包絡線。同樣取5個工況包絡線上對應數(shù)據(jù)點的平均值，繪制系統(tǒng)平均壓降隨時間的變化曲線，如圖7所示。

圖6 工況1系統(tǒng)壓降隨時間變化Fig.6 Change of system pressure drop with time under the first condition

圖7 不同進氣溫度對應的系統(tǒng)平均壓降隨時間變化Fig.7 Change of system pressure drop with time under different inlet temperatures

由圖7可知，相同進氣含塵濃度和進氣速度的條件下，進氣溫度越高，系統(tǒng)平均壓降越高，且進氣溫度越高，壓降增大的趨勢越明顯。分析認為，進氣溫度升高導致氣體密度減小，動力黏度增大，顆粒在濾袋表面的黏附性增強，導致濾袋表面孔隙率減小，濾袋表面壓降升高。而除塵器系統(tǒng)壓降主要來自于濾袋表面壓降，因此系統(tǒng)壓降也隨著進氣溫度的升高而增大。

統(tǒng)計3次脈沖清灰周期后系統(tǒng)壓降最大值和出口氣體平均溫度隨進氣溫度的變化特性，將其繪制成圖8?？芍M氣溫度從13 ℃上升到202 ℃時，壓降從520.5 Pa上升到941.5 Pa。系統(tǒng)壓降在進氣溫度較低時上升比較緩慢，隨著進氣溫度的升高，系統(tǒng)壓降的上升速度也加快。圖8還給出除塵器出口氣體溫度的變化情況，出口氣體的平均溫度與進氣溫度呈明顯的線性關系。隨著進氣溫度的升高，出氣溫度增大，但進出口氣體的溫度差也明顯增大，說明氣體的熱量損耗增大。

圖8 系統(tǒng)壓降最大值隨進氣溫度的變化Fig.8 Change of maximum system pressure drop with time under different inlet temperatures

3 數(shù)值模擬結果

3.1 物理模型與計算方法

由于受試驗條件限制，試驗時氣流溫度只達到200 ℃左右，而實際工業(yè)爐窯的高溫氣體可以達到500 ℃以上，因此采用CFD軟件對于金屬絲網(wǎng)除塵器進行了數(shù)值模擬。根據(jù)圖2加工的金屬絲網(wǎng)除塵器試驗裝置，對其進行網(wǎng)格劃分，如圖9所示。絲網(wǎng)及進氣口、出氣口均采用結構化網(wǎng)格，過濾器殼體采用非結構化網(wǎng)格，模型網(wǎng)格總數(shù)為11 548，經(jīng)Fluent軟件檢測,數(shù)量適中,滿足計算要求。

圖9 濾袋除塵器的三維模型Fig.9 3-D model of bag filter

金屬絲網(wǎng)簡化為多孔介質模型，采用多孔跳躍邊界條件(porous jump)，該簡化模型可以模擬速度和壓降特性均為已知的薄膜，比完整的多孔介質模型更可靠、更容易收斂。將通過薄膜的壓力變化定義為Darcy定律和附加內部損失項的結合。壁面(包括殼體及濾袋底部)為靜止壁面，絕熱、無滑移，采用標準壁面函數(shù)。顆粒在固體壁面取為彈性反射條件(reflect)，在過濾介質表面取為捕獲條件(trap)，出口取為逃逸條件(escape)。燒結金屬絲網(wǎng)濾的材料型號為SSW-005，厚度為2 mm，濾孔直徑取5 μm，孔隙率為35%，面滲透率一般取為2.2×10-12m2，濾袋內部底部封閉。濾袋表面壓降根據(jù)達西公式計算。

3.2 過濾速度的影響

除塵器運行中煙氣通過濾料的速度是影響過濾效率和濾袋壽命的關鍵因素，通常稱為過濾速度，過濾速度反映除塵設備清潔含塵氣流的能力。

潔凈空氣入口溫度15 ℃，除塵器內設計過濾速度在1.0～5.0 m/min，對應進氣流量在4.9～24.5 Nm3/h時，模擬了除塵器系統(tǒng)壓降的變化特性。模擬結果與試驗數(shù)據(jù)的對照如圖10所示，可知數(shù)值模擬的系統(tǒng)壓降隨進氣流量增大而增大，雖然數(shù)值模擬結果的曲線要高于試驗曲線，但仍能較好地反映試驗中系統(tǒng)壓降隨進氣流量的變化規(guī)律。

圖10 潔凈空氣下除塵器的壓降結果Fig.10 Pressure drop of dust collector for clean air

3.3 入口溫度變化對壓差的影響

對于含塵氣流，模擬時濾袋面滲透率取2.2×10-12m2，過濾速度為2.0 m/min，對應氣體流量為9.8 Nm3/h，入口氣體溫度在100～600 ℃時，獲得了系統(tǒng)壓降隨進氣溫度的變化特性，并與試驗得到的壓降曲線進行對比，結果如圖11所示，可知兩者吻合較好。隨進氣溫度的升高，出口氣體的平均溫度線性遞增。進氣溫度越高，進出口氣體的溫差越大。

圖11 除塵器出口溫度Fig.11 Outlet temperature of dust collector

除塵器系統(tǒng)壓降隨進氣溫度的變化如圖12所示，可知數(shù)值模擬的系統(tǒng)壓降隨進氣溫度的增大呈線性遞增，而試驗中系統(tǒng)壓降隨進氣溫度變化的曲線則有波動，這可能是由于試驗中通入的是含塵氣體，氣體含塵濃度存在波動，而模擬中沒有考慮含塵濃度的影響。試驗得到的壓降曲線可以擬合為線性曲線，但擬合后的壓降曲線比數(shù)值模擬的曲線斜率更大，說明通入含塵氣體時，系統(tǒng)壓降隨進氣溫度的變化更快。

圖12 不同溫度下除塵器壓降Fig.12 Pressure drop of dust collector for different temperatures

濾袋面滲透率9.1×10-13m2，過濾速度1.0 m/min(對應氣體流量為4.9 Nm3/h)時，除塵器壓降隨入口溫度(100～600 ℃)的變化特性如圖13所示，其中濾袋表面壓降(虛線)根據(jù)達西公式計算。隨著入口氣體溫度的升高，系統(tǒng)壓降與濾袋表面壓降的差距增大，說明入口氣體溫度的升高導致除塵器結構壓降的大幅升高。

圖13 除塵器壓降隨入口溫度的變化Fig.13 Change of pressure drop of dust collector with the inlet temperatures

由圖13可知，入口溫度較低(<300 ℃)時，系統(tǒng)壓降主要由濾袋表面壓降組成，入口氣體溫度較高(>300 ℃)時，系統(tǒng)壓降遠高于濾袋表面壓降，可達3 000 Pa，此時需要考慮除塵器結構壓降帶來的影響。此外，此系統(tǒng)壓降遠小于金屬絲網(wǎng)的抗壓強度和拉伸強度，因此，工業(yè)爐窯高溫含塵氣體采用金屬絲網(wǎng)凈化氣體、回收余熱具有可行性。

4 結 論

1)針對金屬絲網(wǎng)除塵器，通過試驗與數(shù)值模擬研究了除塵器進口氣流流量、氣流含塵濃度、氣流入口溫度對于除塵系統(tǒng)壓降的影響。隨著進氣流量的增加，系統(tǒng)壓降呈升高趨勢，且流量越大，壓降升高的斜率也越大，壓降損失與速度平方存在正相關關系。

2)系統(tǒng)壓降隨著含塵濃度增加先升后降，含塵濃度升高至53 g/m3后，由于粉塵厚度增加并導致塵餅脫落，從而引起孔隙率增加，壓降下降。

3)系統(tǒng)壓降隨著進氣溫度的增加而升高，且出口溫度與系統(tǒng)壓降的模擬結果與試驗結果吻合較好。對于進氣溫度較低(<300 ℃)的工況條件，除塵器的系統(tǒng)壓降主要來自金屬絲網(wǎng)濾袋的表面壓降。

4)從數(shù)值模擬結果可知，大流量、高溫(>300 ℃)含塵氣流通過金屬絲網(wǎng)時，最大系統(tǒng)壓降在3 000 Pa左右，遠高于濾袋表面壓降，這時需要考慮除塵器結構壓降帶來的影響。