两种不同蜗壳结构C1旋风筒性能差异的数值模拟研究.pdf

8中图分类号：TQ72.622 文献标识码：A 文章编号：008-0473(2023)05-008-07 DOI编码：0.6008/ki.008-0473.2023.05.004两种不同蜗壳结构C1旋风筒性能差异的数值模拟研究万政武1 梅书霞1 谢峻林2 刘 勇1 林永权3 魏子易3 刘长江4（1.武汉理工大学材料科学与工程学院，湖北 武汉 430070；2.北京工业大学材料与制造学部，北京 100124；3.华润水泥技术研发有限公司，广东 广州 510460；4.广西自贸区见炬科技有限公司，广西 钦州 535000）摘 要 针对两种不同蜗壳结构的C1旋风筒建立模型，进行了数值模拟，其中气相采用RSM雷诺应力模型，颗粒相采用DPM离散相模型，模拟结果符合实际工况。针对两种旋风筒的结构差异，对其速度场、压力场以及各截面湍流强度进行了对比分析。结果表明：两种结构旋风筒的气固分离效率变化不大；压降有300 Pa左右的差别，其中270切的蜗壳相较于180切湍流强度更小，阻力损失也更小；换热管道与旋风筒蜗壳入口的连接形式以及入口形状对流场的稳定性影响较大，其中五边形进口比四边形进口的流场分布更为合理，阻力损失也更小，相对来说，系统运行的能耗将更低。关键词 旋风筒 数值模拟 气固二相流场 分离效率 压降 蜗壳结构2023年第5期 新世纪水泥导报 No.5 2023 Cement Guide for New Epoch 烧成论坛0 引言建材行业能源消耗、二氧化碳排放、污染物排放总量在工业部门中位居前三位1。水泥行业作为我国建材行业的领头羊，正在积极采取措施，为实现节能减碳战略目标吹响号角。目前，以悬浮预热和窑外分解为核心的新型气比，提高系统换热效率、降低预热器出口废气温度，降低出预热器热焓，最终提升水泥熟料生产综合能耗水平。本文通过对现行的常规预热器进行分析，同时开展“五级+”串并联耦合重构换热技术原理确认及数据核算，初步得出以下几个方面的结论：（1）受限于原燃材料及换热效率的影响，目前大部分常规运行的五级预热器C1出口温度基本在310320，系统热损还可进一步降低；（2）该技术方案理论上可以实现C1出口废气温度降低至280 的目标，较常规预热器废气温度降低3040；（3）预热器换热CFD模拟计算表明，在计算机上模拟技改前后的工况（计算与实测时间对比误差较小）可以通过持续的迭代优化计算，为技改方案提供基础数据，是优化系统设计非常有利的工具。参考文献1 陶从喜,纪友红,胡松,等.开展存量生产线节能降碳技改 推动水泥行业高质量发展J.中国水泥,2022(3):73-76.2 徐德龙.水泥高固气比预热预分解技术C/2011年中国(山 东)水泥与混凝土高峰论坛论文集.济南:山东省硅酸盐学 会,2011.3 杨沛浩,陈延信,徐德龙.高温高固气比条件下旋风预热 器分级分离效率的研究J.西安建筑科技大学学报,2015,47(5):752-759.4 胡亚茹.高固气比预热预分解全窑系统热力学仿真研究D.西安:西安建筑科技大学,2006.5 张凯,陶从喜,王洪霞,等.预热器撒料盒实验仿真计算研究J.水泥技术,2014(1):20-24.6 董立龙,赵蔚琳,耿宗俊.基于Fluent软件模拟分析旋风筒的 工作性能J.四川水泥,2014(8):13-1.（收稿日期：2023-05-10）干法水泥技术在水泥生产中处于统治地位2，而旋风预热器是这一系统的核心设备之一，其性能的优劣对系统的能耗有极大的影响。预热器的分离效率越高，熟料烧成所需的能耗就越少；压损越低，系统运行的能耗也就越低3。因此，提高预热器的分离效率和减小其压损，是一项降低能耗的重要举措。在实际生产中建造预热器系统模型极费成本，且在烧成系统中改变参数也较为麻烦，因此目前大部分研究都是采取在实验室进行冷模实验或者采用数值模拟的方法进行。冷模实验一般为在实验室建立简易模型，从而还原预热器的工作状况，分析其性能4,5，但是冷模实验的局限性较大，可以反映出一定的规律，但是结果与实际工况存在一定的误差6，而数值模拟，可以在较低的成本下更大地还原实际工况，已成为预热器的主流研究手段7-12。王雪梅13等人对不同结构形式的旋风筒进行数值模拟，通过降低出口温度、降低旋风筒入口处宽高比等方法，提高了旋风筒的分离效率，同时也起到了节能降耗等正面效果。许伟伟14等人研究发现，蜗壳式分离器较直切式分离器更易形成气流强度大且相对较对称的旋转流场，同时降低了切割粒径，提高了气固的分离效率，但也增加了压力的损耗。王佳音15通过数值模拟研究了不同入口形式对预热器的影响，结果表明，入口的形式对旋风筒的流场也有非常大的影响，对入口进行优化可以有效地提高分离效率。Marek Wasilewski16使用fluent软件模拟了不同温度和气固比对预热器的分离效率的影响，结果表明，温度越高，分离效率越低。目前的研究在计算模型的选择上已经非常成熟，但是对于旋风筒的结构改进的研究也大多依赖于经验公式以及理论研究，特别是关于不同蜗壳结构的旋风筒之间的差异问题，缺少相关的模拟研究。同时，以上的研究也未考虑与预热器相连接的换热管的阻力损失的影响，与预热器的实际工况之间存在着一定差异。鉴于此，本文采用CFD数值模拟软件fluent，对某一实际工况下的两种不同蜗壳结构的C1旋风筒进行了数值模拟，对比了性能上的差异性，分析了结构变化所带来的影响，为后续水泥厂的技术改进提供了借鉴。1 模型和数值解法1.1 几何模型和网格划分图1为两种C1旋风筒的几何模型，其中图1（a）为180切蜗壳型旋风筒，图1（b）为270切蜗壳型旋风筒，蜗壳结构如图1（c）、（d）所示，为简化名称，把图1（a）旋风筒设为A型旋风筒，图1（b）旋风筒为B型旋风筒，两者皆为带换热管的双筒型旋风筒，换热管的尺寸完全相同。由图1（a）、（b）所示，由于蜗壳类型不同，两种旋风筒蜗壳部分的相关结构也存在差异（见表1所示）。由图1中标记处显示：在换热管道与旋风筒进口的连接处有显著差异，其中A型旋风筒连接进口形状为四边形，B型旋风筒连接进口形状为五边形，相应调整连接进风管的接口；并且B型旋风筒的烟气进口处相较A型旋风筒进口面积大，进口向外、向下扩展；B型旋风筒蜗壳部分相较A型旋风筒具有更大的体积，可以承载更多的风量。图2为两种预热器的网格划分。1.2 数值模型对于预热器的气相湍流模型，选用雷诺应力模型（RSM），该模型充分考虑了旋转流动及流动方向表面曲率变化的影响，可以使计算结果更贴近实际工况17。表 结构改变差异表（a）180切蜗壳型旋风筒 （b）270切蜗壳型旋风筒 （c）180切蜗壳 （d）270切蜗壳图 几何模型2023年第5期 No.5 2023 万政武，等：两种不同蜗壳结构C1旋风筒性能差异的数值模拟研究 烧成论坛20对于颗粒相（生料），采用DPM离散相模型、颗粒追踪和随机轨道模型。（a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图2 网格划分1.3 数值解法使用有限体积法进行离散，压力-速度耦合算法使用Simple算法；对于各参数的离散格式，压强采用PRESTO!格式，其余各参数选用一阶迎风格式；离散化的方程组采用TDMA法求解，各变量采用亚松弛迭代至收敛，各方程与组分松弛因子如下：压力0.3，动量0.4，密度0.25，体积力0.9，湍流动能及耗散率为0.75，各组分0.75，能量0.2，P1为0.5。2 边界条件为分析对比两种旋风筒的性能差异，对两者使用相同的边界条件，如表2所示，数据来自于实际工况。其中换热管进风口风量为135 m3/s，对应的速度为17.23 m/s；生料进口速度为5 m/s，生料的质量流量为51.39 kg/s，将生料出口设置为壁面。3 结果分析与讨论3.1 模型验证图3为A型旋风筒的烟气流线图，其中图3（a）为整体气流流线图，图3（b）为单股气流流线图。根据图3（b）可以更直观地观察到烟气的流动路线。结合图3（a）、（b）可知，旋风筒中烟气的流动规律符合工程实际，烟气进入预热器进口处后沿筒体切线方向进入旋风筒，接着在外筒和内筒之间形成的空腔中作旋转运动，并向下沿着边壁螺旋向下运动，形成外螺旋气流；在到达底部后，气流运动方向发生折返，转而螺旋向上运动，形成内螺旋上升气流，并最终从排气管排出。由图3（a）还可得知，烟气的最长停留时间为8.19 s。表2 边界条件 图4为预热器内生料的颗粒轨迹图。由图4可以看出，生料首先从撒料箱喷入旋风筒内，被来自于换热管底部的上升烟气携带着向上流动；进入旋风筒后，大部分物料受离心力和重力的作用，沿着壁面旋转下落，在锥体部分堆积；在锥体底部，有少部分尺寸较小的颗粒被上升的内旋气流从烟气出口处带出。图5为烟气和生料的混合流线图，其中红色为烟气流线，蓝色为生料轨迹，可以看出，生料被烟气裹挟着在旋风筒内部流动，并最终实现气固分离。计算出的分离效率为93%。（a）（b）图3 A型旋风筒烟气流线图 图4 颗粒轨迹 图5 混合流线图表3为模拟数据的可靠性验证表，由表3可见，模拟压损与实际的压损相差不大，误差约4.43%，分离效率的误差约3.15%，在可接受的范围内，表明模拟结果的可靠性。3.2 气流流动特性对比图6为两种旋风筒的气流流线图。由图6可见：表3 数据可靠性验证两种结构旋风筒的气流流动规律相一致；但是A型2023年第5期 新世纪水泥导报 No.5 2023 Cement Guide for New Epoch 烧成论坛2 （a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图6 气流流线图旋风筒的烟气最大停留时间为8.26 s，而B型旋风筒的烟气最大停留时间则更长，为12.00 s。烟气的停留时间越长，与生料的换热越充分，可以推测，B型旋风筒相较A型旋风筒具有更好的换热效率。图7为生料的颗粒轨迹图。由图7可见，两种旋风筒的颗粒运动轨迹相差不大，但B型旋风筒的物料最大停留时间为29 s，要长于A型的24 s，这与气流停留时间的对比情况相一致。两种旋风筒的气流场和颗粒场的运动规律基本一致，说明结构的不同并没有影响到旋风筒烟气的流动特性，通过计算得到两种旋风筒的压降和分离效率的数据，如表4所示。在实际生产中，较低的压降可以确保水泥厂拥有更低的能耗。由表4可见，与A型旋风筒相比，B型旋风筒的压降降低约300 Pa左右，而分离效率只低了近2%。表4 两种旋风筒性能对比3.3 速度场对比为了进一步分析两种不同旋风筒的流场分布情况，作旋风筒的中心纵切面的平均速度等值线图，如图8所示。由图8可见，A型旋风筒在蜗壳部分的速度场不是很均匀，不仅有几个高速区，而且在旋风筒进口与蜗壳连接处还出现了低速回流区，这势必会造成局部能量的损失，从而增加压损，而在B型旋风筒中，蜗壳部分的速度场很均匀，并没有出现明显的紊乱情况，这有利于降低阻力损失。从速度大小来看，在内旋流区（靠近中心的区域）两种工况差别不大，但在外旋流区（靠近壁面的区域），A型旋风筒的速度高于B型旋风筒。这是因为B型旋风筒的蜗壳体积要大于A型旋风筒，导致在同等风量下进入旋风筒的烟气速度要小于A型旋风筒。切向分速度的大小对物料气固分离起着主导作用，它提供物料分离的向心力。一般来说，切向速度大，分离效率高，而经过计算，B型旋风筒分离效率较A型旋风筒降低了约2%左右。作两种旋风筒纵切面的切向速度云图，如图9所示。由图9可见，A型旋风筒的切向速度明显要大于B型旋风筒的切向速度，特别是在蜗壳部分，这与A型旋风筒的风速大有关系。为了更直观地对比切向速度的变化，截取三组横向截面y=3 m、y=6 m、y=9 m，其方位如图9中 （a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图7 生料轨迹图 （a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图8 中心纵切面速度云图2023年第5期 No.5 2023 万政武，等：两种不同蜗壳结构C1旋风筒性能差异的数值模拟研究 烧成论坛22虚线所示，对三处截面同一径向上的切向速度进行统计，得到如图10所示的曲线分布图。通过对比可 （a）y=9 m切向速度 （b）y=6 m切向速度 （c）y=3 m切向速度图0 不同切面的切向速度曲线图见：两种工况下，不同截面处的内旋流区的切向速度大小差异不大；但外旋流区，A型旋风筒各处气流切向速度皆大于B型旋风筒相应位置的速度。生料颗粒在外旋流区的切向气流的作用下作高速旋转运动，在离心效应下颗粒由里向外进行离心沉降。气流切向速度越大，则离心力越强，分离效率越高。这是导致B型旋风筒较A型旋风筒分离效率低的主要原因，但是2%的差别在工程实际中基本可以忽略不计，而考虑到B型旋风筒的压降较A型旋风筒要低约300 Pa，因此可以忽略两者分离效率的差别。3.4 压降对比分析通过上述分析可知，A、B两种旋风筒的分离效率相差不大，仅有2%的差别，而压降却相差300 Pa，作为目前水泥厂重要的考核目标，压损的大小对于系统的烧成以及能耗等具有非常大的影响，因此，较低的压降势必是工厂追求的最终目标，对两种旋风筒的压损进行分析比较，对于工厂的后续创新改造具有诸多积极的指导意义。图11为A、B两种旋风筒中心纵截面的静压等值线图。由图11可见，两种旋风筒的压强分布特点基本一致，均处于负压状态，压强分布特点为压强中心低，两边高，这符合了实际工况下流场的工作特点。这样的压强分布特点导致了压降力的方向由壁面指向旋风筒中心，由下端锥体指向上端圆柱部分。而颗粒也会受到这个力的影响，部分小颗粒则会由于离心力不够而被推入到旋风筒的中心的上升流中，导致分离效率下降。虽然两种旋风筒内部的压强分布特点一致，但在蜗壳部分及蜗壳进口，以及接近外筒处，存在着显著差异，A型旋风筒烟气进口处的静压约为-4 300 Pa，与出口静压相差较大，而B型旋风筒该处的静压仅约为-4 600 Pa，考虑到两者旋风筒在筒体部分不存在结构差异，因此外筒部分的压强差，应为两种旋风筒内部的烟气速度不同所导致。图12、13分别为两种旋风筒换热管部分和蜗壳部分横切面上的静压等值线图。由图12可见，在换热管部分两者的压降基本上没有太大的变化，这主要是因为换热管结构相同。由图13可见，在蜗壳 （a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图 旋风筒纵截面静压等值线图 （a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图 纵切面切向速度云图2023年第5期 新世纪水泥导报 No.5 2023 Cement Guide for New Epoch 烧成论坛23区域，A型旋风筒压力变化大，有局部阻力损失出现，总阻力损失较大，但B型旋风筒的压力场分布则变得均匀多了，没有出现明显的局部阻力损失，总阻力损失也较技改前小得多。特别是在换热管与蜗壳的连接处，压强差尤为明显。这表明，蜗壳处的结构明显影响了压降的大小，经过统计，B型旋风筒的平均压降为383 Pa，与A型旋风筒的683 Pa相比，降低了300 Pa。阻力损失的大小，与旋风筒内部的湍流强度有很大关系，如果旋风筒某处的湍流强度较大，说明此处的阻力损失也会有较大的波动。基于压强的分析结果，如图14所示，选取了五个截面，如图中标记处可以看出，截面1、2、3处湍流强度存在较大的差异，因此截取这三个湍流强度较大的截面，作湍流强度等值线图列于表5。对表5的三个截面的湍流强度进行分析。分析截面1可见，在蜗壳的进口以及边壁处，A型旋风筒相较B型旋风筒湍流强度更大，说明此处的气流运动较为剧烈，结合压降分析可见，此处的压强较大，表明该处结构的不同使得两者在此处的湍流强度不同。其中，B型270切旋风筒相较A型180切旋风筒阻力损失更小。观察截面2，可见A型旋风筒存在较大的湍流强度，而此处正是烟气进口与蜗壳的交界处，结合速度场可知，A型旋风筒在此处存在较强的涡流，气流在此处存在回流现象，速度基本为0，而B型旋风筒在此处基本不存在回流。此处两者的结构差异为连接换热管的接口不同，其中A型为四边形进口，B型为五边形进口，而B型旋风筒的流场分布更为合理，阻力损失也更小，这表明进口形式对旋风筒的压降具有重要的影响。对于截面3，此处为换热管区域，结合压降分析来看，A、B两种旋风筒基本一致，但是B型在此处存在一个较强的湍流强度，原因是换热管与旋风筒进口的接口存在角度差异，B型更为倾斜，因此此处的湍流强度较高，但是阻力损失相对较少，因 （a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图3 蜗壳处横截面静压云图 （a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图4 湍流强度云图 （a）A型旋风筒 （b）B型旋风筒图2 换热管部分静压云图表5 旋风筒三个截面湍流强度分析2023年第5期 No.5 2023 万政武，等：两种不同蜗壳结构C1旋风筒性能差异的数值模拟研究 烧成论坛24此可以忽略此处结构差异带来的影响。值得注意的是，以上均为同一风量下的对比数据，而B型旋风筒与A型旋风筒相比分离效率变化不大，但压损降低了300 Pa，为了提高产量，可以考虑在保证压损满足要求的情况下适当提高B型旋风筒的风量。4 结束语针对两种不同蜗壳结构的C1旋风筒建立模型，通过数值模拟对比研究了两者的性能差异，结论如下：（1）模拟得到的C1旋风筒烟气的流动规律及生料颗粒流的运动情况与实际工况相一致，且压损与实际工况相差不大，误差约4.43%；分离效率之间的误差约3.15%，验证了模型的合理性。（2）B型旋风筒内部风速较A型旋风筒稍低，这使得气固分离效率受到了一定影响。计算出的分离效率由93%降低至91%。考虑到工程实际中存在着各种损耗，2%的差别可以忽略不计。（3）B型旋风筒的压损较A型旋风筒降低约300 Pa，对比分析其压力场以及各截面的湍流强度可知，270切的蜗壳相较于180切，湍流强度更小，阻力损失也更小；换热管道与蜗壳的进口连接形式以及进口形状对流场的稳定性影响较大，其中A型旋风筒在进口处存在着涡流现象，而B型旋风筒在此处并不存在涡流，流场分布更为合理，阻力损失也更小。参考文献1 姜洪舟.无机非金属材料热工设备M.武汉:武汉理工大 学出版社,2015.2 董添.水泥企业积极推进节能降碳EB/OL.(2022-09-10).https:/ 陈家乐.6 000 d/t旋风预热器内气固两相流的研究及工程 应用D.武汉:武汉理工大学,2017.4 Demir S.A practical model for estimating pressure drop in cyclone separators:An experimental studyJ.Powder Technology,2014,49:329-338.5 Lim K S,Kwon S B,Lee K WCharacteristics of the collection efficiency for a double inlet cyclone with clean airJ.Aerosol Science,2003,34:1 085-1 095.6 杨沛浩,陈延信,徐德龙.不同条件下旋风预热器压降的 试验J.水泥,2011(1):8-12.7 李昌剑,陈雪莉.基于响应曲面法径向入口旋风分离器的 结构优化J.高校化学工程学报,2013,27(1):24-31.8 豆海建.窑尾预分解系统热态流场的数值模拟算法与工 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