底吹熔炼炉余热锅炉流动与传热数值模拟及结构优化

乔 雷， 袁艳平， 张冬洁， 曹晓玲， 邓志辉

(1.西南交通大学机械工程学院, 四川 成都 610031; 2.中国恩菲工程技术有限公司, 北京 100038)



底吹熔炼炉余热锅炉流动与传热数值模拟及结构优化

乔 雷1， 袁艳平1， 张冬洁2， 曹晓玲1， 邓志辉1

(1.西南交通大学机械工程学院, 四川 成都 610031; 2.中国恩菲工程技术有限公司, 北京 100038)

采用Realizablek-ε湍流模型和Do辐射模型对底吹熔炼炉余热锅炉流场与温度场进行数值模拟，得到余热锅炉内部烟气流场和温度场的分布，据此对余热锅炉内部结构进行优化。通过优化余热锅炉内烟气流场和温度场指导炉体结构设计，对底吹熔炼炉余热锅炉的发展有着重要的指导意义。

底吹熔炼炉； 余热锅炉； 流动； 传热； 数值模拟； 结构优化

0 引言

随着经济的发展，各国更加重视余热的回收，余热锅炉的研究对解决能源短缺的问题有着较大的意义。有色冶金过程中有丰富的余热资源，如铜、镍、锌等熔炼炉的排烟温度达1 200～1 400 ℃[1]，通过余热锅炉能有效回收烟气热量，而余热锅炉回收烟气热量的效率是其重要的性能参数。

近年来，国内外很多学者对余热锅炉入口、辐射室等部位进行了研究。杨震等[2]对入口烟道的第一段仰角及长度、入口烟道的总长度的改变以及加装导流板等情况进行了速度场的数值模拟，结果表明，以上各因素之间存在优化组合，而加装导流板可明显改善入口烟道内及其出口截面的速度分布均匀性。杨卫宏等[3]对余热锅炉辐射室内的三维流动及传热分布进行了数值模拟。宋冬根等[4]利用fluent对余热锅炉内部流场和温度场的分布进行了数值模拟，对挡板位置及大小进行了优化。周樟华等[5]发现烟道90°拐角对余热锅炉尾部受热部件处烟气均匀性影响很小。

在能源日益紧张的今天，底吹熔炼炉余热锅炉的应用越来越多。底吹熔炼炉余热锅炉的性能成为其余热回收经济性的关键因素，提高底吹熔炼炉余热锅炉性能可以减少受热面，降低投资。而在文献可知范围内，尚未有通过底吹熔炼炉余热锅炉流场及温度场的数值模拟对其性能的研究。

本文通过合理的数学模型，利用CFD对底吹熔炼炉余热锅炉进行三维数值模拟，采用设计参数，得到余热锅炉内部烟气流场、温度场的等值线图及矢量图，进而发现锅炉内部烟气流动及传热特性规律，通过对辐射室加装挡板、倒角、灰斗挡板，改善烟气流动特性及换热特性。

1 数理模型、求解方程和验证

1.1 物理模型

图1 底吹熔炼炉余热锅炉结构图

某底吹熔炼炉余热锅炉基本参数：烟气量54 000 m3/h，入口温度850 ℃，烟气成分(%)：二氧化硫17.9、三氧化硫0.18、二氧化碳2.41 、水18.05、氧气9.55、氮气51.90，烟尘含量22.36 g/m3。锅炉的结构见图1。

底吹熔炼炉余热锅炉由上升烟道、辐射室等组成，采用CFD模拟时，对其进行简化[6]：

对烟气主要流动区域的建模，忽略锅炉人孔门、流量计等较小流动区域的建模；

忽略余热锅炉的检查孔等小部件；

将对流管束的蛇形管简化成厚度与蛇形管直径相等的平板，对锅炉入口简化。

1.2 数学模型

1.2.1 控制方程

余热锅炉内的流动是三维湍流流动，由于烟气中含有的三原子气体参与辐射换热，故选择Do辐射模型，将烟气的辐射换热量以源项的形式耦合到能量方程中。同时三原子气体的辐射换热不满足灰体辐射换热定律，但烟气中含量较少，故假设烟气换热满足灰体定律。

计算的控制方程如下[7]：

(1)连续性方程和动量方程

(1)

(2)

式中：ρ为流体的平均温度；U=(U,V,W)为流体的平均速度；P为压力；t为时间；B为体积力；μeff为有效粘度。

(2)湍动能k和紊流扩散率ε的传输方程

(3)

式中：Gk表示由于平均速度梯度引起的湍动能产生；CIε、C2为经验常数。

(3)辐射传热方程

(4)

式中：r为位置向量；s为散射方向；s为沿程长度(行程长度)；ɑ为吸收系数；n为折射系数；σs为散射系数；σ为斯蒂芬—波尔兹曼常数，5.672×10-8W/(m2·K4);I为辐射强度，依赖于位置(s)与方向(r)；T为当地温度；Φ为相位函数；Ω为空间立体角；(a+σs)s为介质的光学深度(光学模糊度)。

1.2.2 边界条件

(1)入口边界条件

入口采用Dirichlet条件，采用速度边界条件，设定入口速度、入口湍动能和动能耗散系数。

(2)出口边界条件

出口采用压力边界条件。

(3)壁面条件[8]

①余热锅炉内部壁面都有积灰，水冷壁和炉壁的黑度实际上是积灰的灰度，管壁的灰度取0.8；

②近壁面用标准壁面方程处理；

③水冷壁管内介质为汽水混合物，采用定温边界条件，根据不同情况，设定温度值。

对屏式受热面、对流过热器、再热器及包墙管过热器：

(5)

式中：Q为受热面总传热量，kJ/h；H为对流传热面积，m2；t为管内平均温度，℃；ξ为污染系数，m2·K/kW。

余热烟气上游工艺燃用固体燃料，取ξ=4.3；上游工艺燃用液体燃料，取ξ=2.6。对于凝渣管，Thb=t+353，K。

1.3 网格划分与求解方法

1.3.1 网格划分

底吹熔炼炉余热锅炉结构简化后(图1)，对锅炉烟气流动区域分割，得到多个矩形区域，采用易于控制质量的贴体六面体划分网格，局部区域加密网格，得到较高质量的网格数160万，同时进行网格无关性验证。

1.3.2 求解方法

采用Realizablek-ε双方程模型，近壁区采用壁面函数法；应用SIMPLEC算法求解离散方程，采用欠松弛因子方法处理；对于控制方程的对流项的离散，为了克服中心差分网格Pe数大于2后解的不稳定和迎风差分不考虑Pe影响的缺陷，采用混合差分(HDS)格式，即当网格|Pe|>2时，采用迎风差分，网格|Pe|<2时，采用中心差分，对时间采用二阶向后差分。

1.4 数值计算结果验证

图2为底吹熔炼炉余热锅炉数值计算与热力计算对比。可以看出两种计算结果较接近，两种计算结果的变化趋势显示一致，说明两种计算方法的结果有一致、吻合性。造成数值计算中各处烟气温度低于热力计算结果的主要原因有：在模型简化过程中，对流管束简化成平板，烟气受热面面积增大。

图2 数值模拟与热力计算对比

2 计算结果及分析

2.1 温度场与流场

图3为余热锅炉Y=0温度等值线图。可以看出，烟气进入上升烟道，由于温度很高，辐射换热为主要方式，上升管道温度梯度变化较大，换热量大。烟气进入辐射室后，在大空间里速度降低，换热较充分；辐射室里靠近顶棚的烟气温度较高，而大部分烟气温度较低。在辐射室内，大部分熔融状态的烟尘冷却变成固体颗粒沉积下来，避免对流管束阻塞危险。

图3 余热锅炉Y=0温度等值线图

图4为余热锅炉Y=0速度等值线图。可以看出，烟气经过上升烟道流速变化不大，由上升烟道进入辐射室时，在辐射室入口产生涡流，且此处烟气速度较低，大部分熔融状态的烟尘冷却变成固体颗粒沉积下来。由于第三、第四对流管束较密，烟气在经过此处时阻力较大，一部分回流，在图上看出第一对流管束下部存在少量烟气回流辐射室现象，而这部分回流烟气由于速度小，压强大，导致上升烟道烟气进入辐射室时冲刷辐射室顶棚。

图4 余热锅炉Y=0速度等值线图

高温烟气冲刷辐射室顶棚造成顶棚局部温度过高，产生热应力形成致密性积灰；造成烟气主要流经靠近顶棚的区域，而蒸发管束靠近灰斗的部分烟气量较少，使烟气不能够充分地与对流管束换热。

图5为余热锅炉Z=19 m温度等值线图。可以看出，高温烟气在辐射室温度变化梯度较大，烟气换热较多，进入对流区烟气温度梯度变化较小，换热强度变小；底吹余热锅炉中心温度较边界温度高，说明锅炉边界散热较大。

图5 余热锅炉Z=19 m温度等值线图

图6为余热锅炉X=6 m速度等值线图。可以看出，高温烟气进入辐射室时，辐射室顶棚附近烟气流量较大，烟气主要集中在辐射室上部；而辐射室下部烟气流量较小，辐射室烟气流量分布不均匀。烟气进入对流区时，会造成靠近灰斗的对流管束烟气量较小。

图6 余热锅炉X=6 m速度等值线图

2.2 结构优化

对于余热锅炉，辐射室要完成大部分烟尘的沉降及防止烟气冲刷顶棚，优化辐射室结构十分重要。影响烟尘沉降的主要因素是辐射室内烟气的温度和速度，而烟气能不能够合理进入辐射室，关系着烟气的换热及烟尘沉降。辐射室入口设置成倒角形状，烟气能够平缓进入；在第一对流管束下加装挡板，以改变烟气流动模式，防止烟气短路，挡板简化为240 mm、间隔240 mm、高4 000 mm的水冷壁受热面[9]。图7为余热锅炉结构改进图。

图7 余热锅炉结构改进图

2.2.1 辐射室加挡板

图8为余热锅炉辐射室加挡板(距上升管道2.5 m)后Y=0 m速度等值线图，图9为余热锅炉X=6 m速度等值线图。可以看出，辐射室挡板的存在大大加强了余热锅炉内部烟气的扰动，辐射室内烟气较均匀，挡板的存在避免了高温烟气冲刷辐射室顶棚。在对流管束区域，靠近余热锅炉顶棚的烟气量变小，烟气流经上下对流管束的量较均匀。辐射室内烟气流场分布有较大改善，辐射室里烟气速度降低，烟气滞留时间延长，有利于烟尘沉降。

图8 余热锅炉辐射室加挡板(距上升管道 2.5 m)后Y=0 m速度等值线图

图9 余热锅炉辐射室加档板(距上升 烟道2.5 m)后X=6 m速度等值线图

辐射室挡板的长短影响辐射室内烟气流场和温度场，挡板过短，虽然对流管束蒸发量增加，但烟气流速分布不均，靠近灰斗的对流管束烟气流量仍然较小。而挡板过长，较多的烟气会通过灰斗，造成灰斗温度较高，蒸发量降低，不利于结渣及换热。因此，长短适度的辐射室挡板使余热锅炉出口热量减小、烟气流场更合理。 对流管束蒸发量随辐射室挡板长短变化见图10。

辐射室挡板位置也会影响余热锅炉流场与温度场，挡板过于靠前，余热锅炉蒸发量变化不大。当烟气速度大于5 m/s时，粘附性积灰的生长速度增长很快，烟气速度为8～12 m/s时，在一定温度下，松散性积灰会过渡到紧密性积灰[9]，挡板位置靠前时，烟气主要流经辐射室挡板间隙，速度达12.45 m3/s，高温、高速烟气直接冲刷挡板容易造成结渣。挡板靠后，余热锅炉蒸发量变化不大，辐射室里烟气速度分布均匀，一部分烟气从挡板下部经过，而灰斗挡板的存在避免了烟气短路现象，挡板间烟气速度变小。对流管束蒸发量与挡板位置的关系见图11。

图10 对流管束蒸发量随辐射室挡板长短变化

图11 对流管束蒸发量与挡板位置的关系

图12为挡板长短及位置对余热锅炉传热的影响。挡板长度小于3.5 m时，挡板位置的变化都会引起蒸发量的增加，挡板在辐射室水平最中间时，对流管束蒸发量最大；挡板靠后时，有一部分烟气会冲刷辐射室顶棚。挡板长度大于3.5 m时，对流管束蒸发量减小，而挡板的位置靠前锅炉蒸发量变化最小，一方面挡板靠前，高温烟气极少量冲刷辐射室顶棚，另一方面烟气基本全部流经辐射室挡板，对高温烟气的梳理效果好。由于挡板设置为水冷壁，因此不论挡板处于何种位置，挡板越大，受热面积越大，对流管束蒸发量相对变小。

2.2.2 辐射室加倒角

图13为余热锅炉倒角改进Y=0 m速度等值线图。可以看出，虽然余热锅炉设置成倒角，烟气进入辐射室时流向只是稍有变化，仍然冲刷辐射室顶棚。辐射室回流对烟气流向影响较大，在温度相差不大的情况下，由伯努利方程：

(6)

得出速度大、密度大的地方压强小。辐射室压强大，上升烟道压强小，将导致烟气冲刷辐射室顶棚。

图12 辐射室挡板长短及位置对余热锅炉 传热的影响

图13 余热锅炉辐射室加倒角后 Y=0 m速度等值线图

2.2.3 辐射室加挡板及倒角

图14为余热锅炉Y=0 m速度等值线图。可以看出，在辐射室设置挡板，在上升烟道与辐射室连接处设置倒角，烟气进入辐射室最大速度由9.33 m/s降到8.56 m/s，速度更平缓，而在挡板间速度降低，降低了挡板结渣的可能性。但同时在第一、第二对流管束下灰斗区域存在烟气短路现象。

2.2.4 辐射室加挡板、倒角及灰斗挡板

图15为结构优化后的余热锅炉Y=0 m速度等值线图。可以看出，余热锅炉结构优化后，烟气速度降低，同时避免了高温烟气冲刷辐射室顶棚的可能；辐射室倒角的存在使一部分烟气从挡板下面绕过，烟气流动更平缓，对流管束冲刷更均匀；通过对流区对流管束上下部的烟气量相差不大，速度较均匀，增大了靠近灰斗部分受热面的吸热量，消除了灰斗区域烟气短路现象。

图14 余热锅炉辐射室加挡板和倒角后 Y=0 m速度等值线图

图15 余热锅炉结构优化后Y=0 m 速度等值线图

余热锅炉结构优化后，加强了烟气的扰动，改善了高温烟气在辐射室和对流区内的流场，使其平均速度下降，有利于烟尘沉降；改善换热效果，余热锅

炉出口热量减少了1.63%，总蒸发量提高了3.1%。

3 结论

对底吹熔炼炉余热锅炉烟气侧流动与换热数值模拟，得出锅炉内部烟气的速度场和温度场，通过相应的措施使烟气流动更加合理，并据此优化锅炉本体结构，改善烟气在辐射室的流场和温度场，避免高温烟气的主气流冲刷顶棚，强化换热效果，利于烟气沉降。

辐射室挡板烟气分布更加合理，而挡板的位置、长短对烟气流动有一定的影响；灰斗挡板避免了灰斗烟气短路现象；上升烟道倒角对防止冲刷辐射室顶棚有一定作用。底吹熔炼炉余热锅炉结构优化后蒸发量提高了3.1%，对锅炉结渣有一定积极作用。但仍存在一定问题，如上升烟道顶部仍存在烟气流动死区。

[1] 王晓瑜,张冬洁,徐建炎,等.余热锅炉结构形式及运行特性研究综述[J].中国有色冶金, 2012，(1):40-45.

[2] 杨震,刘忠楼.余热锅炉入口烟道数值模拟[J].锅炉技术,2007,(38):1-3.

[3] 杨卫宏,赖亚欣,萧泽强.余热锅炉辐射冷却室三维数值模拟[J].锅炉技术,1999，(30):8-12.

[4] 宋冬根,丁晟,鞠霞,等.铜冶炼闪速炉余热锅炉辐射室的仿真与优化[J].有色冶金设计与研究, 2010, (3):19-22.

[5] 胡剑辉,林汝谋,江丽霞.燃气轮机总能系统模拟优化的联立模块算法[J].工程热物理学报, 1998, (3):265-270.

[6] 王晓瑜,袁艳平,张冬洁,等.顶吹熔炼炉余热锅炉数值模拟[J].中国有色冶金, 2013,(3):50- 53.

[7] 李人宪.有限体积法基础[M].北京:国防工业出版社,2004.

[8] 赵钦新,周屈兰,谭厚章,等.余热锅炉研究与设计[M].北京:中国标准出版社,2010.

[9] 张冬洁,徐建炎,蔡宁生,等.数值模拟方法在余热锅炉结构优化中的应用[J].中国有色冶金, 2013, (4):50-54.

Flow and heat transfer numerical calculation of waste heat boiler of bottom-blown smelting furnace and its structural optimization

QIAO Lei, YUAN Yan-ping, ZHANG Dong-jie, CAO Xiao-ling, DENG Zhi-hui

The numerical simulation of flow field and temperature field of waste heat boiler of bottom-blown smelting furnace was performed with Realizableκ-εturbulence model and Do radiation model, the distributions of its inner flow field and temperature field were gained, the inner structure of waste heat boiler was optimized. Through optimizing flow field and temperature field of flu gas to guide the design of furnace body structure, all above has important guiding significance for the development of waste heat boiler of bottom-blown smelting furnace.

bottom-blown smelting furnace; waste heat boiler; flow; heat transfer; numerical calculation; structural optimization.

乔雷(1989—)，男，山东莱芜人，在读研究生，主要从事余热锅炉数值计算方面的研究工作。

2014-- 08-- 13

2015-- 04-- 02

四川省科技支撑计划项目(2013GZ0034)。

TK229.92+9

B

1672-- 6103(2015)04-- 0043-- 06