楊 光,孫美佳,李寶寬

(東北大學(xué) 冶金學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng)110819)

鋁電解在生產(chǎn)中會(huì)產(chǎn)生大量的有害物質(zhì),尤其是氟化物(HF)對(duì)工人身體健康、廠區(qū)周?chē)r(nóng)、林、牧、漁和附近居民都會(huì)造成危害[1]。為防止這些帶有有害物質(zhì)的煙氣擴(kuò)散到車(chē)間,對(duì)環(huán)境造成污染,鋁電解產(chǎn)生的電解煙氣的收集和凈化一直是電解鋁行業(yè)關(guān)注的重點(diǎn)。在電解鋁煙氣凈化系統(tǒng)中,一套凈化系統(tǒng)一般要處理幾十臺(tái)甚至一百多臺(tái)電解槽產(chǎn)生的煙氣量,電解生產(chǎn)工藝要求各臺(tái)電解槽的煙氣量基本相等[2]。由于工藝需要,電解槽需要經(jīng)常性的打開(kāi)槽蓋板更換陽(yáng)極或出鋁,此時(shí)應(yīng)增加該電解槽的排煙量,以減少有害煙氣向室內(nèi)擴(kuò)散[3]。電解車(chē)間管道設(shè)計(jì)是否合理,直接影響到電解槽的集氣效果[4]。

鋁電解槽排煙流量平衡與阻力平衡一直是很多學(xué)者的研究對(duì)象,而數(shù)值模擬的方法也已經(jīng)廣泛應(yīng)用于鋁電解行業(yè)。韓寶峰[5]提出通過(guò)調(diào)節(jié)電解槽排煙支管上閥門(mén)的開(kāi)啟角度,可以有效地平衡電解槽的排煙量。孫美佳等[6]通過(guò)數(shù)值模擬的方法對(duì)比分析了傳統(tǒng)陽(yáng)極、縱向開(kāi)槽和橫向開(kāi)槽陽(yáng)極鋁電解槽中,電解質(zhì)-鋁液界面波動(dòng)和氣泡分布情況。王富強(qiáng)等[7]基于數(shù)值模擬軟件開(kāi)發(fā)出了新式陰極鋼棒結(jié)構(gòu)和等量吸風(fēng)煙道技術(shù),并成功運(yùn)用到電解槽設(shè)計(jì)改造中。黃安寧等[8]利用FLUENT軟件對(duì)420 kA大型鋁電解槽槽上部集氣煙道的結(jié)構(gòu)優(yōu)化與改造進(jìn)行了研究。

傳統(tǒng)電解鋁車(chē)間在打開(kāi)槽蓋板進(jìn)行更換陽(yáng)極或出鋁操作時(shí),通過(guò)調(diào)節(jié)電解槽出口蝶閥開(kāi)度的方法補(bǔ)償槽蓋板打開(kāi)前后的電解槽阻力差,但該方法收集煙氣的效果往往不佳,并且由于該電解槽流量的改變,會(huì)引起周?chē)渌娊獠鄣淖枇Πl(fā)生改變,需要對(duì)正在操作的電解槽及周?chē)娊獠鄣牡y開(kāi)度進(jìn)行調(diào)整,以保證電解槽排煙的穩(wěn)定性[3]。針對(duì)這一問(wèn)題,有研究人員提出采用主、副雙煙道排煙系統(tǒng),即在鋁電解槽集氣罩的出口處設(shè)置主排煙支管和副排煙支管。在正常生產(chǎn)時(shí),副排煙支管上的電動(dòng)蝶閥完全關(guān)閉,主排煙支管上的電動(dòng)蝶閥在保證阻力平衡的條件下保持一定開(kāi)度,僅通過(guò)主排煙支管收集煙氣。對(duì)某電解槽進(jìn)行操作時(shí),打開(kāi)設(shè)置在副排煙管上的電動(dòng)蝶閥,在不改變主排煙支管上電動(dòng)蝶閥開(kāi)度的前提下,通過(guò)調(diào)節(jié)副排煙支管的蝶閥開(kāi)度,使主排煙支管的流量維持原值不變,并排出由于槽蓋板打開(kāi)所產(chǎn)生的多余煙氣?？紤]到主排煙支管上設(shè)置的蝶閥僅用于調(diào)節(jié)電解槽正常工作時(shí)的阻力平衡,可采用其他阻力部件取代電動(dòng)蝶閥,如局部變徑管道,以節(jié)省設(shè)計(jì)成本。

為研究局部變徑管道代替電動(dòng)蝶閥的可行性,本文以某電解鋁廠的排煙管網(wǎng)為原型,將主排煙支管上的電動(dòng)蝶閥改為局部變徑管道,通過(guò)對(duì)局部變徑管道的變徑系列進(jìn)行調(diào)整,使各電解槽排煙量及阻力不平衡率控制在±5%。

1 模型與計(jì)算方法

1.1 物理模型

如圖1所示,傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法在考慮鋁電解槽排煙管道風(fēng)量和阻抗時(shí),通常將并聯(lián)管路的匯合點(diǎn)C作為參考點(diǎn),將參考點(diǎn)一側(cè)的管路作為一個(gè)基本單元。某鋁廠每套電解槽煙氣凈化系統(tǒng)處理70臺(tái)400 kA電解槽生產(chǎn)所產(chǎn)生的煙氣,每套凈化系統(tǒng)被分為8個(gè)基本單元。本文以某鋁廠凈化管道中的一個(gè)基本單元作為研究對(duì)象,即參考點(diǎn)C左側(cè)的1～9號(hào)支管所構(gòu)成的基本單元。

圖1 電解槽排煙管路基本單元

根據(jù)該鋁廠的排煙管網(wǎng)原型,移除排煙支管上的電動(dòng)蝶閥,建立排煙管路基本單元的煙氣流場(chǎng)實(shí)體模型,如圖2所示。為確保計(jì)算精度,在局部變徑管道及三通處進(jìn)行網(wǎng)格加密處理,并分別模擬計(jì)算了網(wǎng)格數(shù)為87萬(wàn)、144萬(wàn)和382萬(wàn)的算例來(lái)進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,當(dāng)流場(chǎng)計(jì)算達(dá)到收斂時(shí),得到三種網(wǎng)格在收斂條件下出口截面水平方向的速度分布。網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證如圖3所示,從圖3中可見(jiàn),當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為144萬(wàn)與382萬(wàn)時(shí),出口截面水平方向的速度分布相差較小;當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為87萬(wàn)時(shí),出口截面水平方向的速度分布有明顯差距,因此排除網(wǎng)格數(shù)為87萬(wàn)的算例。本文在保證計(jì)算精度的前提下,節(jié)約時(shí)間成本,選擇網(wǎng)格數(shù)目為144萬(wàn)的網(wǎng)格模型開(kāi)展數(shù)值模擬。

圖2 排煙管路基本單元的煙氣流場(chǎng)模型

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)出口截面水平方向的速度分布

1.2 基本假設(shè)

計(jì)算流體域的流場(chǎng)是復(fù)雜的三維流場(chǎng),在保證求解精度的前提下,做出以下假設(shè):

(1)流體做定常流動(dòng),其各項(xiàng)運(yùn)動(dòng)參數(shù)與時(shí)間無(wú)關(guān);

(2)認(rèn)為流體為不可壓縮流體;

(3)認(rèn)為流體域的溫度恒定,不考慮流體與壁面之間的能量傳遞;

(4)不考慮壓力對(duì)流體粘度的影響,認(rèn)為流體的粘度為常數(shù);

(5)忽略重力的影響。

1.3 煙氣物性

該電解鋁廠電解槽集氣罩出口煙氣溫度約為105℃,根據(jù)表1給出的電解煙氣物理性質(zhì)參數(shù)插值可得105℃的電解煙氣密度為0.9045 kg/m3,運(yùn)動(dòng)粘度為25.885×10-6m2/s,故煙氣的動(dòng)力粘度為2.3413×10-5Pa/s。

表1 電解煙氣的物理性質(zhì)

1.4 數(shù)學(xué)模型

在模擬計(jì)算的過(guò)程中使用的控制方程有:

(1)連續(xù)性方程

(1)

式中:u、v、w——速度矢量在x、y、z方向上的分量,m/s。

(2)動(dòng)量方程:

(2)

(3)

(4)

式中:ρ——煙氣的密度,kg/m3;

P——壓力,Pa;

u——速度矢量,m/s;

μ——?jiǎng)恿φ扯?N·s/m2。

本文采用realizablek-ε湍流模型,standardk-ε湍流模型在用于強(qiáng)旋流、彎曲壁面流動(dòng)或彎曲流線流動(dòng)時(shí),會(huì)產(chǎn)生一定的失真。作為standardk-ε湍流模型的改進(jìn)方案,realizablek-ε湍流模型已被有效用于各種不同類(lèi)型的流動(dòng)模擬,包括有旋轉(zhuǎn)均勻剪切流、包含有射流和混合流的自由流動(dòng)、管道內(nèi)流動(dòng)、邊界層流動(dòng),以及帶有分離的流動(dòng)等[9]。算法采用Coupled算法,空間離散采用二階迎風(fēng)格式。

1.5 邊界條件

各支管入口設(shè)置為進(jìn)風(fēng)口入口(inlet-vent),負(fù)壓設(shè)置為-200 Pa,入口損失系數(shù)給定為常數(shù)1。

出口設(shè)置為質(zhì)量流量出口,數(shù)值為設(shè)計(jì)工況下各支管入口質(zhì)量流量的總和,該電解鋁廠每臺(tái)電解槽的設(shè)計(jì)排煙量為13,500 Nm3/h,根據(jù)公式(5)可換算得每臺(tái)電解槽的實(shí)際排煙量約為18,700 m3/h,換算成質(zhì)量流量約為4.7 kg/s,故出口質(zhì)量流量為42.3 kg/s。

(5)

式中:V——煙氣實(shí)際體積流量,m3/h;

VN——煙氣標(biāo)準(zhǔn)體積流量,Nm3/h;

t——煙氣平均溫度,℃;

Pb——當(dāng)?shù)卮髿鈮?kPa。

壁面設(shè)置為絕熱壁面,管壁采用鋼板卷制焊接,鋼板制管的絕對(duì)粗糙度為0.33 mm。

1.6 局部變徑管道阻力損失

局部變徑管道示意圖如圖4所示,即在某段直管段中間截取一段換為直徑更小的管道,局部變徑管道通常包括收縮段、小直徑直管段和擴(kuò)張段三部分。因此,設(shè)置局部變徑管道是通過(guò)改變流場(chǎng)形狀來(lái)改變阻力損失,實(shí)際上是用收縮段和擴(kuò)張段的局部阻力損失以及小直徑直管段的沿程阻力損失,取代原本直管段的沿程阻力損失。

圖4 局部變徑管道示意圖

根據(jù)《管道壓力降計(jì)算》(HG/T20570.7-95)可知,對(duì)于逐漸縮小的異徑管和逐漸擴(kuò)大的異徑管的壓力降為:

(6)

式中:ΔPK——煙氣流經(jīng)管件或閥門(mén)的壓力降,Pa;

K1、K2——收縮管與擴(kuò)張管的阻力系數(shù);

u1——煙氣在管徑為D1的管道中的流速,m/s;

ρ——煙氣的密度,kg/m3。

對(duì)于逐漸縮小的異徑管:

(7)

(8)

(9)

對(duì)于逐漸縮小的異徑管:

(10)

(11)

(12)

式中:θ1、θ2——收縮、擴(kuò)張異徑管的變徑角度;

β1、β2——收縮、擴(kuò)張異徑管的直徑比;

D1、D2、D3——分別為收縮段前直管管徑、收縮段后直管管徑、擴(kuò)張段后直管管徑,mm。

2 結(jié)果與分析

2.1 移除蝶閥后煙氣流動(dòng)狀態(tài)

移除蝶閥后各入口質(zhì)量流量、入口靜壓及進(jìn)出口阻力損失如表2所示?？梢源_定最不利支管為第9號(hào)支管,并且越靠近參考點(diǎn)C的支管質(zhì)量流量越大,阻力損失越小。此時(shí)各支管質(zhì)量流量不平衡率為-27.77%～23.81%,進(jìn)出口阻力損失不平衡率為-80.11%～78.80%。各入口流量不平衡率與進(jìn)出口阻力損失不平衡率如圖5所示,排煙管路基本單元中心截面的速度云圖與壓力云圖如圖6和圖7所示。

表2 移除蝶閥后各入口質(zhì)量流量、靜壓及進(jìn)出口阻力損失

圖5 各入口質(zhì)量流量不平衡率與阻力損失不平衡率

圖6 移除蝶閥后基本單元中心截面的速度云圖

圖7 移除蝶閥后基本單元中心截面的壓力云圖

2.2 各入口流量相同時(shí)煙氣流動(dòng)狀態(tài)

對(duì)于電解鋁排煙系統(tǒng)這樣的復(fù)雜系統(tǒng),一般采用網(wǎng)絡(luò)法分析,將管路同電路類(lèi)比,將流量、負(fù)壓、管路阻抗分別類(lèi)比為電流、電壓、電阻。各電解槽均處于設(shè)計(jì)工況時(shí),各支管的流量相同并等于設(shè)計(jì)流量。

各支管入口到參考點(diǎn)C之間的阻抗方程組為:

(13)

式中:Sia——管路阻抗,kg/m7;

λi——達(dá)西摩擦因子;

li——管道長(zhǎng)度,m;

di——管道直徑,m;

ζ——局部阻力損失系數(shù)。

故各支路的阻力平衡方程組為:

P=S1Q2

P=S2Q2+S1-2(n-1)2Q2

P=S3Q2+S1-2(n-1)2Q2+S2-3(n-2)2Q2

(14)

…

P=SnQ2+S1-2(n-1)2Q2+…+S(n-1)-n(n-2)2Q2

式中:P——排煙支管入口與參考點(diǎn)C之間的壓差，Pa;

Si——第i號(hào)支管的阻抗,kg/m7;

N——電解槽的數(shù)量;

S(i-1)-i——第i-1號(hào)支管與第i號(hào)支管之間的阻抗。

方程組中未知個(gè)數(shù)比方程個(gè)數(shù)多一個(gè),方程組不封閉,需補(bǔ)充條件。根據(jù)模擬結(jié)果已知最遠(yuǎn)端的9號(hào)支管為最不利支管,取其阻抗S9為固定值,在使用局部變徑管道取代蝶閥時(shí),為減小排煙管網(wǎng)中的阻力損失,不在最不利支管上安裝局部變徑管道。

為得到各支管入口流量相同時(shí)的阻力損失,將入口邊界條件換為質(zhì)量入口,質(zhì)量流量為設(shè)計(jì)排煙量為13,500 Nm3/h通過(guò)式(5)換算得到的4.7 kg/s;出口設(shè)置為壓力出口。出口靜壓為-600 Pa;其余邊界條件不變。

各支管入口流量相同時(shí)各入口靜壓及進(jìn)出口阻力損失如表3所示,此時(shí)各支管進(jìn)出口阻力損失不平衡率為-71.73 %～94.32 %。排煙管路基本單元中心截面的速度云圖與壓力云圖如圖8和圖9所示。

表3 各支管入口流量相同時(shí)各入口靜壓及進(jìn)出口阻力損失

圖8 各支管入口流量相同時(shí)基本單元中心截面的速度云圖

圖9 各支管入口流量相同時(shí)基本單元中心截面的壓力云圖

2.3 采用局部變徑管道時(shí)煙氣流動(dòng)狀態(tài)

為規(guī)范各局部變徑管道的尺寸,令L1=L3=50mm,L2=200 mm,D1=D3=700 mm。由于局部變徑管道長(zhǎng)度較小,沿程阻力損失相比于局部阻力損失而言引起的阻力損失較小,故忽略沿程阻力損失的變化,只考慮局部阻力損失的增加。根據(jù)式(6)～式(12)可得到理論局部變徑管道管徑系列,即各支管的D2值。各支管變徑管道系列D2的理論值、各入口靜壓、進(jìn)出口阻力損失模擬值及根據(jù)式(6)～式(12)計(jì)算得到的進(jìn)出口阻力損失理論值如表4所示。排煙管路基本單元中心截面的速度云圖與壓力云圖如圖10和圖11所示。此時(shí)各支管進(jìn)出口阻力損失模擬值的不平衡率為-7.47 %～5.82 %,相較于未增設(shè)局部變徑管道的工況,阻力損失不平衡率減小明顯,但發(fā)現(xiàn)1～8支管出口阻力損失模擬值均比理論值小,分析其原因?yàn)闊煔庠谕ㄟ^(guò)局部變徑管道后,其速度分布不均勻,如圖10所示,靠近管道壁面的煙氣速度比管道中心的煙氣流速小得多,使得煙氣在經(jīng)過(guò)局部變徑管道后,由于管壁粗糙引起的沿程阻力損失減小,導(dǎo)致進(jìn)出口阻力損失減小。

表4 局部變徑管道理論變徑系列、各入口靜壓、進(jìn)出口阻力損失模擬值及進(jìn)出口阻力損失理論值

圖10 設(shè)置局部變徑管道時(shí)基本單元中心截面的速度云圖

圖11 設(shè)置局部變徑管道時(shí)基本單元中心截面的壓力云圖

2.4 采用最優(yōu)管徑系列時(shí)煙氣流動(dòng)狀態(tài)

為抵消由于速度不均勻引起阻力損失的改變,須對(duì)局部變徑管道的管徑系列的D2值進(jìn)行調(diào)整優(yōu)化。調(diào)整后的局部變徑管道D2的最優(yōu)值系列、各入口靜壓、進(jìn)出口阻力損失見(jiàn)表5,此時(shí)各支管進(jìn)出口阻力損失不平衡率為-0.68 %～1.02 %。

將各入口再次設(shè)置為進(jìn)風(fēng)口入口,負(fù)壓設(shè)置為-200 Pa,入口損失系數(shù)給定為常數(shù)1。出口設(shè)置為質(zhì)量流量出口,出口質(zhì)量流量為42.3 kg/s。局部變徑管道D2的最優(yōu)值系列、各入口質(zhì)量流量、入口靜壓及進(jìn)出口阻力損失如表5所示,此時(shí)各支管質(zhì)量流量不平衡率為-0.87 %～0.55 %,進(jìn)出口阻力損失不平衡率為-0.72 %～1.14 %,各入口流量不平衡率與進(jìn)出口阻力損失不平衡率如圖12所示。

表5 局部變徑管道最優(yōu)值系列、各入口靜壓及進(jìn)出口阻力損失

表6 局部變徑管道最優(yōu)值系列、各入口質(zhì)量流量、靜壓及進(jìn)出口阻力損失

圖12 各入口質(zhì)量流量不平衡率與阻力損失不平衡率

3 結(jié) 論

本文研究了電解鋁煙氣凈化系統(tǒng)采用主、副雙煙道排煙系統(tǒng)時(shí),使用局部變徑管道代替電動(dòng)蝶閥的可行性,基于計(jì)算流體力學(xué)方法對(duì)排煙管路基本單元的煙氣流場(chǎng)實(shí)體模型進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)合理論計(jì)算結(jié)果與模擬結(jié)果,對(duì)局部變徑管道的管徑系列進(jìn)行調(diào)整優(yōu)化,得出以下結(jié)論:

(1)基于理論公式計(jì)算得到局部變徑管道的理論管徑系列,使用該系列局部變徑管道替代電動(dòng)蝶閥,各支管進(jìn)出口阻力損失不平衡率為-7.47%～5.82%,理論計(jì)算阻力損失相較于模擬值偏大。

(2)對(duì)局部變徑管道的管徑系列進(jìn)行調(diào)整優(yōu)化后,各支管質(zhì)量流量不平衡率為-0.87%～0.55%,進(jìn)出口阻力損失不平衡率為-0.72%～1.14%。

(3)模擬結(jié)果說(shuō)明在采用主、副雙煙道排煙系統(tǒng)時(shí),使用局部變徑管道代替電動(dòng)蝶閥的是可行,可以節(jié)省設(shè)計(jì)成本。