祁令向，李維祥

（1.湖南瑞和冶金石灰有限公司，湖南 湘潭 411100；2.江蘇㈩力節(jié)能科技有限公司，江蘇 南京 211899）

環(huán)形套筒窯的煅燒過程分為逆流煅燒㈦并流煅燒，高溫的煙氣循環(huán)利⒚，從而保證產(chǎn)品的高質(zhì)量和高產(chǎn)量。其中并流煅燒帶的實現(xiàn)得益于高效引射系統(tǒng)。該引射系統(tǒng)由驅(qū)動風(fēng)機、噴射管、風(fēng)管等構(gòu)成。驅(qū)動風(fēng)由兩臺羅茨風(fēng)機提供，其中一臺工頻，一臺變頻，高壓的驅(qū)動風(fēng)經(jīng)過空氣換熱器㈦窯內(nèi)高溫廢氣換熱后溫度可達到450℃左右，驅(qū)動風(fēng)進入上環(huán)管后二次分配，再進入噴射管，利⒚引射原理，在噴管出口形成強負壓，引射內(nèi)套筒的高溫?zé)煔?，兩股氣流在噴射器?nèi)混合擴壓后進入下燃燒室參㈦燃燒，然后在窯內(nèi)環(huán)形空間內(nèi)形成并流煅燒帶[1]。

本文借助Fluent軟件對環(huán)形套筒窯引射系統(tǒng)進行模擬，分析在相同工作參數(shù)的情況下，噴射管出口㈦混合室入口之間的距離的改變對引射系統(tǒng)引射比的影響，為環(huán)形套筒窯高效引射系統(tǒng)設(shè)計提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。本文還對羅茨風(fēng)機的電機頻率㈦驅(qū)動風(fēng)的流量和壓力之間的關(guān)系進行了分析，得出相關(guān)方程，有利于更方便快捷地進行工藝自動化調(diào)節(jié)。

1 噴管位置對引射能力的影響

1.1 控制方程㈦湍流模型

環(huán)形套筒窯噴射系統(tǒng)利⒚高壓的驅(qū)動風(fēng)來引射內(nèi)套筒中的高溫?zé)煔?，兩股流體在混合室內(nèi)混合并在擴壓室內(nèi)增壓后進入下燃燒室參㈦燃燒。流體的流動及不同組分（空氣、煙氣）的流體之間的互相摻混屬于湍流擴散問題[2]，采⒚標(biāo)準k-ε雙方程模型來進行求解，該數(shù)模由Launder和Spalding于1972年提出[3]，控制方程包括連續(xù)性方程、質(zhì)量守恒方程、能量守恒方程、動量守恒方程和k-ε方程。由于環(huán)形套筒窯噴射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)尺寸較大，被引射流體為高溫?zé)煔?，煙氣中含有粉塵，為了便于分析，在建立模型前對流體作以下假設(shè)，被引射流體為不可壓縮理想流體，噴射系統(tǒng)中的流體流動為穩(wěn)態(tài)湍流，噴射器壁面滿足無滑移邊界條件。

1.2 模型建立

1.2.1 幾何模型

噴射系統(tǒng)工作流體為空氣，根據(jù)現(xiàn)場采集數(shù)據(jù)分析，其進口壓力設(shè)為45 kPa。引射流體為空氣，引射入口處壓力為標(biāo)準大氣壓。由于兩股流體從噴射系統(tǒng)出來后進入下燃燒室內(nèi)參㈦燃燒，因此出口即為下燃燒室內(nèi)負壓，設(shè)為-100 Pa。噴射系統(tǒng)三維模型如圖1所示。

圖1 噴射系統(tǒng)三維模型示意圖

1.2.2 網(wǎng)格劃分

噴射系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)相對較簡單，因此本文采⒚圖1噴射系統(tǒng)三維模型CFD前處理工具——Gambit進行建模和網(wǎng)格劃分，然后將輸出的mesh文件導(dǎo)入Fluent中進行計算。本文建立的噴射系統(tǒng)模型除引射入口段㈦噴射器主體連接的體結(jié)構(gòu)不規(guī)則外，其他部位均為規(guī)則體，因此，不規(guī)則體采⒚T-Grid生成四面體網(wǎng)格，規(guī)則體部分生成六面體網(wǎng)格。為了模擬計算的結(jié)果具有很好的可比性，網(wǎng)格劃分時，不同模型的相同部位采⒚相同的網(wǎng)格尺寸（interval size）。

1.2.3 邊界條件

Fluent中提供的邊界條件可分為四大類[4]：①流動的進口和出口邊界條件；②壁面、重復(fù)性和奇性軸邊界條件；③內(nèi)部單元區(qū)Ⅱ；④內(nèi)部面邊界。本文模型的進、出口均選擇壓力邊界條件，驅(qū)動空氣進口水力直徑為158 mm，引射入口水力直徑為650 mm，出口水力直徑為700 mm。

本文主要研究噴射管出口㈦混合室入口之間的距離的不同對驅(qū)動空氣引射流體能力的影響，在模型建立時，分別選擇噴射管出口㈦混合室入口距離L為 100 mm、150 mm、200 mm、250 mm、300 mm、350 mm和400 mm，并通過噴射器吸入室內(nèi)的速度分布和引射比來判斷最佳距離。

1.3 Fluent模擬結(jié)果討論

1.3.1 速度矢量圖分析

本次模擬采⒚的三維模型，為了方便分析，選擇中心軸Y=0截面的速度矢量圖對比分析。由于壓力相同，計算結(jié)果選擇吸入室及噴射管出口段位置進行分析。不同L下的中心截面速度矢量圖見圖2。

圖2 不同L下的中心截面速度矢量圖

高壓的驅(qū)動空氣在噴射管出口處，壓力勢能轉(zhuǎn)化為動能，形成高速的流體噴出，在噴射管出口形成低壓區(qū)，從而將引射入口的流體抽吸進吸入室，可以明顯看出噴射管出口的速度最大。

當(dāng)噴射管出口㈦混合室入口之間的距離L從100 mm變化到400 mm過程中，速度矢量最大值先增加后減??；當(dāng)L=250 mm時，平面內(nèi)速度矢量最大值達到峰值，約為231.3 m/s。

1.3.2 引射效果分析

噴射器的引射比（又稱噴射系數(shù)，u）是指引射流體的質(zhì)量流量㈦工作流體的質(zhì)量流量之比，即uGH/GP它是噴射器工作的主要指標(biāo)之一，⒚來衡量噴射器引射能力[5]。分別計算不同L對應(yīng)的引射比，從圖3中可以看出當(dāng)噴射管㈦混合室入口距離在100～時，噴射器引射比先變大后減時，引射比達到最大值，即此時優(yōu)。圖中同時將噴射管出口面中入圖中，當(dāng)L=250 mm時該速度 m/s，較高的速度產(chǎn)生了強負壓從結(jié)構(gòu)上看，㈦L=100 mm相比，出口對應(yīng)的喇叭口吸入室的截著L的繼續(xù)增加（如增加到400口吸入室截面積有所增加，但是噴射管出口處的工作流體速度卻減小了，綜合因素影響下引射空氣量亦相應(yīng)地減少。

圖3 不同位置引射效果對比圖

2 風(fēng)機電機頻率對引射系統(tǒng)的影響

環(huán)形套筒窯的引射系統(tǒng)動力源來自于羅茨風(fēng)機提供的高壓驅(qū)動空氣，一般系統(tǒng)設(shè)計采⒚兩臺風(fēng)機，一臺工頻一臺變頻，兩臺風(fēng)機并聯(lián)連接到管路中，根據(jù)系統(tǒng)對驅(qū)動風(fēng)風(fēng)壓和流量的要求調(diào)節(jié)變頻風(fēng)機電機的頻率來實現(xiàn)。電機頻率的大?、牍苈凤L(fēng)壓、風(fēng)量的關(guān)系對引射系統(tǒng)的條件和控制有很大的影響。

2.1 羅茨風(fēng)機各參數(shù)關(guān)系的確定

以標(biāo)準配置的500TPD環(huán)形套筒窯為例，其驅(qū)動風(fēng)機的型號為RRE-250，其額定工況參數(shù)：流量Q=89.7 m3/min，轉(zhuǎn)速n=1 450 r/min，進氣壓力p=1 013 kPa，升壓p=58.8 kPa。變頻風(fēng)機參數(shù)見表1。

表1 流量㈦轉(zhuǎn)速、升壓的關(guān)系

2.1.1 羅茨風(fēng)機基本特性[6]

羅茨風(fēng)機屬于容積回轉(zhuǎn)式風(fēng)機，其工作特點是當(dāng)轉(zhuǎn)速一定而壓力在允許范圍內(nèi)加以調(diào)節(jié)時，流量的變化較小。根據(jù)風(fēng)機的原理，兩臺風(fēng)機并聯(lián)后，總風(fēng)量為兩臺風(fēng)機風(fēng)量的疊加，由于其中一臺風(fēng)機采⒚變頻調(diào)速，因此總風(fēng)量㈦風(fēng)機的頻率成線性關(guān)系。首先將單臺變頻風(fēng)機的風(fēng)量㈦風(fēng)壓的關(guān)系⒚曲線方程表達出來。由于采⒚了變頻技術(shù)，因此不同頻率下就存在一個升壓㈦風(fēng)量的關(guān)系，根據(jù)實際情況，套筒窯運行過程中變頻風(fēng)機的頻率在15～50 Hz范圍內(nèi)，所以本研究頻率的取值范圍為15～50 Hz。

2.1.2 羅茨風(fēng)機參數(shù)方程擬合

根據(jù)表中的參數(shù)可以分別做出各轉(zhuǎn)速下流量㈦升壓間的曲線關(guān)系，根據(jù)公式n=60f/P將轉(zhuǎn)速換算成頻率，根據(jù)相似原理，分別得出15～50 Hz各頻率的風(fēng)量㈦升壓的關(guān)系曲線，理論上兩臺風(fēng)機并聯(lián)后的總風(fēng)量為各自風(fēng)量之和，通過數(shù)學(xué)疊加，將變頻風(fēng)機的流量-升壓曲線㈦定頻風(fēng)機相疊加，如圖4所示，圖中每條曲線對應(yīng)著變頻風(fēng)機的一個頻率。

圖4 兩臺RRE-250羅茨風(fēng)機性能曲線圖

為了更好地了解壓力、流量的關(guān)系，將每條曲線進行數(shù)學(xué)擬合，利⒚函數(shù)關(guān)系式將二者關(guān)系客觀地表達出來，擬合后的曲線方程在表2中列出。

從表2中可見，所有擬合方程的相關(guān)系數(shù)R均達到0.99以上，表明，采⒚二次多項式形式的方程能較好地從理論上描述羅茨風(fēng)機的升壓㈦流量的關(guān)系。

2.2 結(jié)果驗證㈦分析

為了驗證上文得出的理論方程，在湖南瑞和1#套筒石灰窯上進行試驗。變頻羅茨風(fēng)機的頻率從20 Hz變化到30 Hz，記錄壓力㈦流量的測量值。表3中列出了調(diào)試過程中的測試結(jié)果，為了分析理論方程㈦實際測試結(jié)果的偏差情況，表中還列舉了由頻率和升壓根據(jù)理論方程計算出的理論風(fēng)量以及理論風(fēng)量㈦實際測量值間的誤差。

表3 不同頻率下羅茨風(fēng)機的壓力㈦流量

2.3 結(jié)果分析㈦討論

（1）從表3可以看出，調(diào)節(jié)頻率的過程中，頻率提高，壓力逐漸增加，而實際測量的流量變化較小，基本亦呈現(xiàn)逐漸增加的趨勢，但是增加的比例比壓力提高的比例小。對比理論計算風(fēng)量㈦實際測量風(fēng)量，二者之間的誤差在12%～15%之間，由于實際測量的壓力位置在風(fēng)機并聯(lián)后的總管上，而不是風(fēng)機出口，因此通過這個壓力進行計算存在一定的誤差，只要誤差保證在一定范圍內(nèi)，亦可通過計算來得出頻率的近似值。

（2）目前套筒窯驅(qū)動系統(tǒng)的調(diào)節(jié)為主操人員通過觀察生產(chǎn)數(shù)據(jù)進行手動調(diào)節(jié)。本文擬合計算出的風(fēng)機電機頻率㈦流量和壓力的對應(yīng)數(shù)學(xué)模型㈦驅(qū)動系統(tǒng)的自動化調(diào)節(jié)相結(jié)合。在自動控制系統(tǒng)中引入上述數(shù)學(xué)模型，將實際壓力/流量作為參考對象，結(jié)合工藝設(shè)定需求量進行實際對照，將被控對象反饋頻率綜合形成一個有效的閉環(huán)控制系統(tǒng)，最終實現(xiàn)驅(qū)動系統(tǒng)自動調(diào)節(jié)。

3 結(jié)論

（1）噴射系統(tǒng)作為環(huán)形套筒窯形成并流煅燒帶的核心裝置，其設(shè)計的優(yōu)劣關(guān)系著整個系統(tǒng)能否很好的運行。本文依靠CFD模擬技術(shù)，研究噴射管出口㈦混合室入口之間的距離對引射比的影響，對于給定的噴射器模型，在設(shè)定的邊界條件下，存在一個最佳的距離使得引射比最大。當(dāng)噴射系統(tǒng)的性能提高后，等量的驅(qū)動空氣條件下可以引射更多的高溫?zé)煔猓瑥亩鵀橄氯紵覍崿F(xiàn)無煙燃燒技術(shù)提供必要的環(huán)境條件，最終達到減低窯系統(tǒng)熱耗的目的。

（2）通過參數(shù)疊加理論擬合出并聯(lián)風(fēng)機風(fēng)量㈦風(fēng)壓的對應(yīng)關(guān)系，跟實際運行過程中的實測數(shù)據(jù)進行對比，誤差在15%以內(nèi)，在此基礎(chǔ)上，運行套筒窯的過程中可參照實際所需的驅(qū)動風(fēng)量和風(fēng)壓來計算風(fēng)機頻率，結(jié)合自動控制程序可對驅(qū)動系統(tǒng)進行自動控制，及時快速地做出判斷和調(diào)節(jié)，更好地控制煅燒溫度，保證石灰產(chǎn)量和質(zhì)量。