捣固焦炉高压氨水消烟的数值模拟

（1.安徽工业大学a.能源与环境学院，b.建筑工程学院，安徽马鞍山243002; 2.安徽同兴环保工程技术有限责任公司，安徽马鞍山238100）

摘要：捣固焦炉采用高压氨水喷射消烟技术控制装煤产生的烟尘。为研究装煤时氨水喷射速度与炭化室产气量之间的关系，基于工艺过程和Fluent软件将某钢厂4.3 m捣固焦炉引射排气系统简化成二维模型，采用Mixture模型对氨水喷射过程进行模拟。结果表明：氨水喷射速度保持不变时，随着炭化室产气量增加，炭化室机侧炉门的气体由向室内流动逐渐转变为向室外流动；装煤时集气管烟气量为0.6 m3/s时，为保证机侧炉门气体静止，所需氨水喷射速度为28.4 m/s；炭化室机侧炉门气体保持静止时，随着炭化室产气量增加，氨水喷射速度随之几乎呈线性增加。

捣固焦炉因其能够增加高挥发分和弱黏结煤用量、提高焦炭质量等优势已成为炼焦技术的重点发展方向之一。装煤烟尘治理成为制约捣固焦炉工艺进一步发展的重要因素[1-2]。捣固焦炉采用侧装煤，装煤时由于机侧炉口长时间处于敞开状态，炭化室内产生的烟尘量大，压力较高，易造成烟尘和荒煤气从炭化室机侧炉门处逸出，造成环境污染。若消烟处理效果不佳会对大气环境及生产工作区域造成重度空气污染[3-6]。

近年来，高压氨水喷射消烟装煤技术成为焦炉烟尘治理的发展方向。高压氨水喷射消烟原理是在桥管部位喷射高压氨水，氨水速度较大，以使上升管和炭化室形成较大吸力，可使上升管根部产生约200 Pa的负压，在机侧炉门处的压力处于零压或者微负压，将装煤时产生的大量烟气导入炭化室，可有效地减少装煤时机侧炉口逸出的烟尘量。但是若高压氨水喷射卷吸烟气所形成的负压不足或者负压过大，则会造成机侧炉门处室内烟尘外冒或者室外空气灌入，而这两种情况在实际生产中均要避免。因此，如何匹配上升管处高压氨水喷射的速度与炭化室装煤时产气量之间的关系，是解决该问题的关键。目前有学者对捣固焦炉烟尘处理进行了相关的研究，罗时政等[7]开发了炭化室压力自动调节系统，并与高压氨水喷射结合，解决了结焦末期出现负压的问题，具有一定效果。赵洪波等[8]在集气管上增加高压氨水喷洒管道，利用高压氨水与除尘车联合操作，达到除尘效果。邵丰等[9]探讨了高压氨水喷嘴结构、安装位置、直径及压力对烟尘疏导效果的作用和规律，为烟尘疏导工艺的设计提供依据。贾仕文[10]采取增加炉头烟尘回收系统、设置集气管压力自动调节系统，解决捣固焦炉烟尘污染。独立碳化室直接引射到集气管容易产生安全危险，采用联通管将装煤时候的烟气联通到隔壁的高温碳化室，然后再从这个碳化室的上升管通过氨水引射到集气管中。

本文将某钢厂捣固焦炉的碳化室-联通管-隔壁碳化室-桥管-集气管和氨水引射装置所构成的系统简化成二维模型，基于FLUENT软件，运用数值模拟的方法，对高压氨水喷射速度与炭化室产气量之间的关系进行研究。在保证机侧炉门处气体静止的前提下，探讨高压氨水喷射速度与炭化室产气量之间的关系，其结果对于防止室内烟气的逸出或者室外冷空气的灌入具有一定的实际意义。

1　几何模型的创建及网格划分

模型基于某焦化厂的高度为4.3 m捣固焦炉。该厂捣固焦炉采用高压氨水喷射消烟装煤，在装煤时利用U型管导烟车将该炭化室烟气导入到相邻处于结焦末期的炭化室，进而在上升管高压氨水高速喷射作用下，烟气被卷吸入集气管，如图1所示。

由于炭化室尺寸较大，因此将其简化为二维模型进行研究，如图2所示。模型的简化思路是尽量将简化后管路的阻力损失及流量与现场测试一致。对于4.3 m捣固焦炉，炭化室长×宽×高为14.0 m× 0.5 m×4.3 m，其中煤饼距离炉顶的高度0.3 m，本文取炭化室沿长度方向的垂直截面及上升管集气管的垂直截面进行研究，其中U型连通管在现场是水平连接两炭化室，本模型在由三维简化成二维的过程中，将U型连通管简化为图2中所示的方式，在简化过程中保证局部阻力损失不变。具体的简化思路如下：捣固焦炉在装煤时，炭化室的焦侧为关闭状态，可认为烟气静止，因此只取炭化室长度的一半进行研究，对整个管路的阻力影响不大，即图中炭化室长度为7.0 m；煤饼高度为4.0 m，炭化室的净高则为0.3 m，烟气只在煤饼上方流动，因此图中简化的炭化室宽度即为炭化室的净高0.3 m；为了模拟炭化室烟气的产生，简化了一个2.0 m长的产气口，模拟时保证该产气口的流量与实际烟气发生量相同，由于炭化室的尺寸较大，产生的烟气流速很低，因此在炭化室内烟气阻力损失较少，经过测算此处阻力只占整个管路阻力的5%左右，进行如此简化，对整个管路的阻力影响并不大；由于U型连通管中有密封装置、调节阀、弯头等，此处管路的阻力很大，如果按照实际的U型连通管的截面当量直径，则在简化成二维模型后阻力损失较小，经过测算，截面为实际截面的1/4时，阻力损失与实际接近，因此取U型连通管的宽度为0.050 m；图中U型连通管的长度为现场U型连通管的实际长度，即为2.6 m；对于相邻处于结焦末期的炭化室的简化类似于装煤炭化室；上升管处的氨水喷射装置简化为一个矩形喷射口，喷口直径为0.015 m，氨水喷射入口位于上升管与集气管之间，向右下方倾斜45°，且图中将集气管进行延长，防止在计算时产生回流，改善模拟的稳定性。

文中使用ICEM CFD软件进行网格划分，采用三角形网格。由于模型中尺寸相差较大，因此采用非均匀网格划分，对U型导管、氨水喷射出口等区域进行网格局部加密，以在网格尽量少的情况下保证网格精度。由于模型尺寸较大，因此选取局部网格如图3所示。

本模型同时进行网格独立性验证，在网格数量分别为3×104，6×104，12×104，20×104在同一工况下考察炉门出口处速度的大小，对比发现网格数为6×104，12×104，20×104之间的差值仅为1%，而3×104与6×104之间的差值为8%，因此综合考虑可选取网格数为6×104进行最终的模拟计算。

2　数学模型的建立

高压氨水喷射入，由于氨水速度过高，产生对周围烟气的卷吸，此原理类似于射流泵，因此本文采用文献[11]中射流泵的模拟方法，基于欧拉方法的两相流Mixture模型。虽然炭化室中烟气的产气量少，流速较低，但是高压氨水喷射入管道中后流速很高，同时氨水对烟气的卷吸过程均为湍流，因此流动过程为湍流，本文采用RNG k-ε湍流模型。

Mixture模型可用于模拟各相有不同速度的多相流，但是在小空间尺寸上需假定局部保持平衡，而且相与相之间具有相当强的耦合[12]，因此该模型可用于射流过程中气液两相流动的数值计算。

式中：ρm为混合密度，kg/m3；υm为质量平均速度，m/s；下标m代表混合相。

混合物模型的动量方程可以通过对气液两相各自的动量方程求和得到

式中：F为体积力，N；μm为混合相动力黏度，N·s/㎡；g为重力加速度，m/s2；αp为气泡相所占的体积分数；αq为流体相所占的体积分数；ρq为流体相密度，kg/m3；ρp为气泡相密度，kg/m3；υdr,q为二次流体相的漂移速度，m/s；υdr,p为二次气泡相的漂移速度，m/s；下标q代表流体相，p代表气泡相。

气泡相对于混合速度有一个漂移速度。根据气泡相的连续性方程，可以得到气泡相体积分数方程

采用RNG k-ε模型。与标准k-ε模型相比，RNG k-ε模型通过修正湍流粘度，考虑了平均流动中的旋转及旋流流动情况[13]。

研究对象是某钢厂的2×49孔的4.3 m捣固焦炉，需要对装煤时产生的烟气量进行计算，进而确定模拟的边界条件。

根据文献[14]中炭化室装煤烟气量的计算方法，确定本炭化室装煤烟气量。4.3 m捣固焦炉装煤量为21 t/孔，炼焦过程中的煤气发生量为320 m3/t，结焦时间炭化室宽为500 mm的取24 h计算，由此得结焦时烟气产量V0=0.078 m3⁄s，对于装煤过程中产生的煤气量约为结焦过程中煤气发生量的7倍，则装煤时本孔炭化室的产气量V1=7×V0=0.55 m3⁄s。因装煤时相邻炭化室处于结焦末期，产气量相对较少，约为初装煤时的50%，则相邻炭化室的产气量V2=0.039 m3/s，装煤时集气管的流量V=V1+V2=0.6 m3/s。

将产气口、氨水喷口边界设置为速度入口边界，产气量取值为0.2，0.4，0.6，0.8，1.0 m3/s等一系列值，氨水喷射速度取值为20，25，30，35，40 m/s等一系列值，入口湍流取值按水力直径及湍流强度给定；机侧炉门边界设置为压力出口边界，且压力为大气压，即为零压；集气管出口设置为自由出流边界。

收敛标准：连续性方程、湍流方程、混合相方程各残差均10-3。

3　计算结果分析

取氨水喷射速度为20 m/s，炭化室产气量为0.2 m3/s，对该工况模拟得到速度矢量图分布（图4）和机侧炉门及氨水喷射出口局部速度矢量图（图5）。

从图4可以看出，由于氨水喷出速度较高，射入上升管中时，由于气、液之间的较大的速度差，以及粘性力作用，导致液体周围的烟气被卷吸，产生负压，从而使炭化室内的烟气向上升管流动，由于此时该炭化室烟气量较小，导致产生的负压过大，导致机侧炉门的气流向室内流动。从图5可以看到在机侧炉门处气体的流动方向向内，表明室外冷风在向室内灌入。

取氨水喷射速度为20 m/s，炭化室产气量为0.4 m3/s，对该工况模拟得到压力云图分布（图6）和侧炉门局部速度矢量图（图7）。

从图6可以看出，若产气量增大到0.4 m3/s时，对机侧炉门处的局部速度矢量场进行分析。由于此时该炭化室的产气量较大，导致高速氨水卷吸气流所形成的负压无法带走大量的烟气量，因此导致炭化室机侧炉门的烟气是向外流动。从图7可以看出机侧炉门处的气流方向向外，表明炭化室内的烟气在向室外逸出。

通过数值模拟得出的计算结果，将在不同氨水喷射速度情况下改变炭化室不同产气量所得到机侧炉门速度变化置于一张图中进行比较，如图8所示（图中约定负号表示机侧炉门气流方向向内）。

以氨水喷射速度为20 m/s且保持不变时为例，从图8可以看出：产气量在0.2 m3/s时，机侧炉门速度为-2.14 m/s，为负值，表明气体流向炭化室内，这是由于炭化室的产气量较小，高压氨水喷射产生的负压较大，导致室外气体向内流入；当炭化室产气速度增加为0.4 m3/s时，机侧炉门的速度为-0.005 5 m/s，接近于零且为负值，此时表明机侧炉门口为微负压，符合实际生产的工作要求；当炭化室产气量继续增大为0.6，0.8，1.0 m3/s时，炭化室的产气量增加，但是此时高压氨水喷射形成的负压已经不足以将炭化室的气体吸走，因此室内气体向外流动，机侧炉门处为正压，且随着产气量的增加机侧炉门处气体向外的流动速度也增加，分别为1.24，3.22，4.23 m3/s。在不同氨水喷射速度下，炭化室的产气速度发生变化时，机侧炉门的气体流动均表现为类似的情况：在一定氨水喷射速度下，随着炭化室内产气量的增加，机侧炉门的速度逐渐增大，且由负值逐渐变为正值，表明机侧炉门的气体由向内逐渐变化为向外流动。

由图8可看出：对于计算的某工况下炭化室装煤时的烟气量为0.6 m3/s，当氨水喷射速度小于25 m/s时，机侧炉门处的气体速度为正值，表明此时氨水喷射速度较低，卷吸烟气不能产生足够负压，因此烟气流出炭化室外；当氨水喷射速度增大至30 m/s以上时，机侧炉门处的气体速度为负值，表明此时高速氨水喷射卷吸烟气所形成的负压足够大，导致机侧炉门处的气体吸入炭化室内。由此可断定当产气量为0.6 m3/s时，高压氨水喷射应控制速度在25~30 m/s范围内，根据计算得氨水喷射速度为28.4 m/s。此外，从图8可以得出当炭化室机侧炉门处气流速度为0 m/s时，在不同的氨水喷射速度下对应的炭化室产气量，数据见图9。

从图9可以看出，当炭化室产气速度增大时，氨水喷射速度也同步增加，且二者之间的变化几乎呈现为线性变化。当炭化室产气量为0.4 m3/s，对应的氨水喷射速度为20 m/s时，此时机侧炉门气体速度为零，即烟气静止；当炭化室产气量为0.53 m3/s时，氨水喷射速度为25 m/s，随着炭化室产气量增加，氨水喷射速度也相应增加，这是因为当烟气量增加时，此时炭化室内的压力增大，为了保证炭化室机侧炉门处气流静止，需要增大氨水喷射速度，来增强在氨水的卷吸能力，以在炭化室形成更大的负压，进而将产生的烟气带走。因此在实际的生产过程中，要根据产气量的变化来调节氨水喷射的速度，以保证在机侧炉门处既没有烟气外冒，也没有空气灌入。

4　结　论

通过对高压氨水喷射消烟装置的二维模型简化，采用基于欧拉方法的Mixture模型对氨水在烟气中喷射的两相流过程模拟，得出高压氨水喷射速度与炭化室不同产气量之间的关系，以及相对应的机侧炉门处气体流动的变化规律。

(1)在一定氨水喷射速度下，随着炭化室内产气量的增加，机侧炉门处气体由向内逐渐转变为向外流动。

(2)对某工况下的装煤时产气量为0.6 m3/s，为保证机侧炉门气体静止，根据计算得到氨水喷射速度为28.4 m/s。

(3)当炭化室产气速度增大时，氨水喷射速度也随之增加，且二者之间的变化几乎呈现为线性变化。

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Numerical Simulation of High Pressure Ammonia Liquor for Smokeless of Stamping Coke Oven

(1.a Schoolof EnergyandEnvironmentEngineering,bSchoolofCivilEngineering&Architecture,Anhui University of Technology, Ma'anshan 243032, China; 2.Anhui Tongxing Environmental Protecting Engineering Co. Ltd., Ma'anshan 238100, China)

Abstract:The technology of high pressure ammonia liquor for smokeless was used to control the dust emission in stamping coke oven. In order to study the relationship between the ammonia injection rate and the carbonization chamber gas production, a 4.3 m stamping coke oven equipment of a steel plant was simplified as a two-dimensional model based on the proceeds and Fluent software, the two-phase process of high pressure ammonia liquor injection in rising pipe transmitting smoke was simulated by using Mixture model. The results show that: while the ammonia injection speed is a constant, as chamber gas production increases, the flow direction of the gas flowing in chamber by the side door gradually transforms to outdoor; When the production output of chamber gas is 0.6 m3/s, in order to ensure that the side door gas velocity is zero, ammonia injection rate required is 28.4 m/s; In order to ensure that the velocity of the gas in chamber side door is zero, ammonia injection speed increases almost linearly with the increase of chamber gas production.

Key words:stamping coke oven; high pressure ammonia liquor; mixture model; numerical simulation

作者简介：陈光(1963-)，男，河北玉田人，博士，教授，主要研究方向为热工理论与系统节能。

捣固焦炉高压氨水消烟的数值模拟

1 几何模型的创建及网格划分

2 数学模型的建立

3 计算结果分析

4 结 论

1　几何模型的创建及网格划分

2　数学模型的建立

3　计算结果分析

4　结　论