D0I:10.13374/1.issnl00103.2008.08.014 第30卷第8期 北京科技大学学报 Vol.30 No.8 2008年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug.2008 新型氧化铝矿浆烧成炉内热过程的数值模拟 娄东明)冯俊小2) 刘向军)孙培梅) 1)中国矿业大学化学与环境工程学院，北京1000832)北京科技大学机械工程学院，北京100083 摘要在了解氧化铝矿浆干燥，烧成工艺及设备的基础上，针对中国铝业股份有限公司中州分公司开发的一种新的氧化铝 矿浆干燥和烧成炉，建立了矿浆干燥、烧成炉内气固两相流的流动传热以及烧成过程的数学模型，就干燥、烧成炉运行参数及 各几何参数进行优化计算，得出了炉内气固两相流动的速度场、温度场、压力场以及颗粒干燥和烧成反应时间，并分析讨论了 喷口位置、喷口速度、颗粒雾化粒径等参数对氧化铝矿浆干燥、烧成工艺的影响 关键词氧化铝：矿浆；喷雾干燥：烧成炉；数值模拟 分类号TF821 Numerical simulation of the thermal process in a new type of aluminum oxide ore pulp calcination furnace LOU Dongming,FENG Junxiao,LIU Xiangjun2).SUN Peimei) 1)School of Chemical and Environmental Engineering.China University of Mining and Technology,Beijing 100083.China 2)School of Mechanical Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China ABSTRACI On the basis of the masteries for the aluminum oxide ore pulp drying and calcination.a mathematical model was devel- oped for simulating the process of heat transfer and the calcination of two-phase flow in a new type furnace designed by Zhongzhou Branch Company,China Aluminium Corporation Limited.The fields of velocity.temperature and pressure of the two"phase flow and the reaction time were gained by optimizing calculation under the condition of different operational parameters and geometric parame- ters.The effect of vent position.velocity and atomization particle diameter on the drying and calcination technology of aluminum ox- ide ore pulp was discussed. KEY WORDS aluminum oxide:ore pulp:pulverization drying:calcination furnace:numerical simulation 目前，国内外氧化铝矿浆干燥烧成工艺主要有 氧化铝矿浆干燥、烧成过程进行了大量理论和实验 回转窑和流态化焙烧两种山，回转窑结构简单，维 研究，对其结构和工艺参数作了优化改进，为该技术 护方便，设备标准化，产品破碎率低，但热效率低，投 的工业应用提供了理论依据和技术支持 资大，窑衬的磨损使产品中SiO2含量增加，直接影 1新型氧化铝干燥烧成装置及工艺过程 响成品质量2).流态化法有沸腾闪速煅烧和循环 沸腾煅烧两种，具有热耗低，产能高，维修费用少，占 新型矿浆干燥、烧成装置主要由热烟气发生炉、 地面积小，产品质量好等优点，已逐渐取代回转窑煅 烧成段和干燥段组成，燃料采用发生炉煤气，设计干 烧5- 燥和烧成能力为1~1.5th1.设备的构成、工艺布 中国铝业股份有限公司中州分公司科技人员在 置及其基本尺寸如图1所示，氧化铝矿浆干燥和烧 吸收国内外先进技术的基础上，经过潜心研究，开发 成过程主要分为原料制备、矿浆输送、雾化干燥、反 出了一种氧化铝矿浆干燥和烧成新工艺，并且建成 应烧成等过程，工艺流程见图2. 了新型的矿浆干燥、烧成实验炉，本文对实验炉内 收稿日期：2007-07-01修回日期：2007-10-05 作者简介：娄东明(1965一)，男，博士研究生：孙培梅(1945一)，女，教授，博士生导师，E-mail:spm1688@eyou-com
新型氧化铝矿浆烧成炉内热过程的数值模拟 娄东明1） 冯俊小2） 刘向军2） 孙培梅1） 1） 中国矿业大学化学与环境工程学院北京100083 2） 北京科技大学机械工程学院北京100083 摘 要 在了解氧化铝矿浆干燥、烧成工艺及设备的基础上针对中国铝业股份有限公司中州分公司开发的一种新的氧化铝 矿浆干燥和烧成炉建立了矿浆干燥、烧成炉内气固两相流的流动传热以及烧成过程的数学模型就干燥、烧成炉运行参数及 各几何参数进行优化计算得出了炉内气固两相流动的速度场、温度场、压力场以及颗粒干燥和烧成反应时间并分析讨论了 喷口位置、喷口速度、颗粒雾化粒径等参数对氧化铝矿浆干燥、烧成工艺的影响． 关键词 氧化铝；矿浆；喷雾干燥；烧成炉；数值模拟 分类号 TF821 Numerical simulation of the thermal process in a new type of aluminum oxide ore pulp calcination furnace LOU Dongming 1）FENG Junxiao 2）LIU Xiangjun 2）SUN Peimei 1） 1） School of Chemical and Environmental EngineeringChina University of Mining and TechnologyBeijing100083China 2） School of Mechanical EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT On the basis of the masteries for the aluminum oxide ore pulp drying and calcinationa mathematical model was developed for simulating the process of heat transfer and the calcination of two-phase flow in a new type furnace designed by Zhongzhou Branch CompanyChina Aluminium Corporation Limited．T he fields of velocitytemperature and pressure of the two-phase flow and the reaction time were gained by optimizing calculation under the condition of different operational parameters and geometric parameters．T he effect of vent positionvelocity and atomization particle diameter on the drying and calcination technology of aluminum oxide ore pulp was discussed． KEY WORDS aluminum oxide；ore pulp；pulverization drying；calcination furnace；numerical simulation 收稿日期：2007-07-01 修回日期：2007-10-05 作者简介：娄东明（1965—）男博士研究生；孙培梅（1945—）女教授博士生导师E-mail：spm1688＠eyou．com 目前国内外氧化铝矿浆干燥烧成工艺主要有 回转窑和流态化焙烧两种［1］．回转窑结构简单维 护方便设备标准化产品破碎率低但热效率低投 资大窑衬的磨损使产品中 SiO2 含量增加直接影 响成品质量［2—4］．流态化法有沸腾闪速煅烧和循环 沸腾煅烧两种具有热耗低产能高维修费用少占 地面积小产品质量好等优点已逐渐取代回转窑煅 烧［5—7］． 中国铝业股份有限公司中州分公司科技人员在 吸收国内外先进技术的基础上经过潜心研究开发 出了一种氧化铝矿浆干燥和烧成新工艺并且建成 了新型的矿浆干燥、烧成实验炉．本文对实验炉内 氧化铝矿浆干燥、烧成过程进行了大量理论和实验 研究对其结构和工艺参数作了优化改进为该技术 的工业应用提供了理论依据和技术支持． 1 新型氧化铝干燥烧成装置及工艺过程 新型矿浆干燥、烧成装置主要由热烟气发生炉、 烧成段和干燥段组成燃料采用发生炉煤气设计干 燥和烧成能力为1～1∙5t·h —1．设备的构成、工艺布 置及其基本尺寸如图1所示．氧化铝矿浆干燥和烧 成过程主要分为原料制备、矿浆输送、雾化干燥、反 应烧成等过程工艺流程见图2． 第30卷 第8期 2008年 8月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．30No．8 Aug．2008 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2008．08．014
.932 北京科技大学学报 第30卷 测点5 复杂，其内部的物理和化学过程比较复杂，为了能 测点4（烟气+热气） 够全面真实地反映矿浆干燥和烧成过程的动力场、 温度场以及压力场的情况，建立该过程的三维数学 模型，数值模拟体系以干燥、烧成炉主体结构的边 炉 L800月 界为计算域，建立的物理模型如图3所示，图中各部 压缩空气 测点3 分的尺寸同图1.如图中所示，在干燥烧成装置的干 001 浆体 燥段选择1一1和2一2截面作为参考面，以便于对不 喷嘴 500 同工况的计算结果进行定量比较 测点2 成 烟气出口 测点1 500 2 热烟炉 “重力平衡阀 、粒状产品 图1矿浆干燥/烧成炉（单位：mm) 矿浆喷人 Fig.1 Ore pulp drying/calcination furnace (unit:mm) 原料 水 添加剂 压缩空气 原料破碎 造浆 泥浆泵 上雾化喷嘴 烟气 产品 密封阀 烧成 干燥 除尘 热烟炉 烟气人口 燃料空气 图3矿浆干燥/烧成物理模型 图2矿浆干燥和烧成工艺流程 Fig-3 Physical model of ore pulp drying/calcination Fig.2 Flowsheet of ore pulp drying/calcination 2.2工艺参数 2新型氧化铝干燥烧成装置的数学模型 根据现场实验的具体情况确定矿浆干燥和烧成 过程数学模型计算中的工艺参数见表1. 2.1物理模型 2.3数学模型 氧化铝矿浆干燥和烧成过程工序多，装置结构 矿浆的干燥、烧成过程是一个复杂的气体、颗粒 表1矿浆干燥和烧成过程的工艺参数 Table I Technological parameters of ore pulp drying and calcination 烟气流量/ 烟气入口 烟气入口 喷口速度/ 矿浆温 矿浆初始 矿浆水分 雾化 喷口 参量 (m3h- 温度/℃ 面积/m2 (ms-1) 度/℃ 粒径/m 质量分数/%张角/() 位置/m 数值 34800 1100 0.28274 300 20 200 50 5.8 9.1 两相三维流动与传热过程，其完整的数学描述十分 (③)采用轨道模型研究颗粒的经历，计算中假 复杂，需建立气相湍流模型、气相传热模型、颗粒离 设在每一个时间颗粒只发生两两碰撞，同时假设每 散相湍流运动模型、颗粒离散相水分蒸发模型和颗 个颗粒内部温度分布均匀： 粒离散相传热传质模型. (4)忽略水分在颗粒内的扩散阻力，水分的蒸 2.3.1基本假设 发近似按多孔表面总是维持一层水膜处理 为了便于模型建立和计算，作如下基本假设： 2.3.2数学模型 (1)鉴于炉内各部分流动均不属于强旋流动， (1)连续相数学模型，对于连续相的烟气，拟 建立气相湍流模型时，采用各向同性假设； 在欧拉坐标下研究其流动及传热规律，湍流模型采 (2)假设矿浆喷入后为粒度均匀、含水量一致 用k一e双方程模型，其控制方程可通过下列各式 的球形颗粒，含水量大小由实验确定； 描述
图1 矿浆干燥／烧成炉（单位：mm） Fig．1 Ore pulp drying／calcination furnace （unit：mm） 图2 矿浆干燥和烧成工艺流程 Fig．2 Flowsheet of ore pulp drying／calcination 2 新型氧化铝干燥烧成装置的数学模型 2∙1 物理模型 氧化铝矿浆干燥和烧成过程工序多装置结构 复杂其内部的物理和化学过程比较复杂．为了能 够全面真实地反映矿浆干燥和烧成过程的动力场、 温度场以及压力场的情况建立该过程的三维数学 模型．数值模拟体系以干燥、烧成炉主体结构的边 界为计算域建立的物理模型如图3所示图中各部 分的尺寸同图1．如图中所示在干燥烧成装置的干 燥段选择1—1和2—2截面作为参考面以便于对不 同工况的计算结果进行定量比较． 图3 矿浆干燥／烧成物理模型 Fig．3 Physical model of ore pulp drying／calcination 2∙2 工艺参数 根据现场实验的具体情况确定矿浆干燥和烧成 过程数学模型计算中的工艺参数见表1． 2∙3 数学模型 矿浆的干燥、烧成过程是一个复杂的气体、颗粒 表1 矿浆干燥和烧成过程的工艺参数 Table1 Technological parameters of ore pulp drying and calcination 参量 烟气流量／ （m 3·h —1） 烟气入口 温度／℃ 烟气入口 面积／m 2 喷口速度／ （m·s —1） 矿浆温 度／℃ 矿浆初始 粒径／μm 矿浆水分 质量分数／％ 雾化 张角／（°） 喷口 位置／m 数值 34800 1100 0∙28274 300 20 200 50 5∙8 9∙1 两相三维流动与传热过程其完整的数学描述十分 复杂需建立气相湍流模型、气相传热模型、颗粒离 散相湍流运动模型、颗粒离散相水分蒸发模型和颗 粒离散相传热传质模型． 2∙3∙1 基本假设 为了便于模型建立和计算作如下基本假设： （1） 鉴于炉内各部分流动均不属于强旋流动 建立气相湍流模型时采用各向同性假设； （2） 假设矿浆喷入后为粒度均匀、含水量一致 的球形颗粒含水量大小由实验确定； （3） 采用轨道模型研究颗粒的经历计算中假 设在每一个时间颗粒只发生两两碰撞同时假设每 个颗粒内部温度分布均匀； （4） 忽略水分在颗粒内的扩散阻力水分的蒸 发近似按多孔表面总是维持一层水膜处理． 2∙3∙2 数学模型 （1） 连续相数学模型．对于连续相的烟气拟 在欧拉坐标下研究其流动及传热规律湍流模型采 用κ—ε双方程模型其控制方程可通过下列各式 描述． ·932· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第8期 娄东明等：新型氧化铝矿浆烧成炉内热过程的数值模拟 .933. 质量方程： 8.32×105,E.=4.228×104Jmol-1. 7.(W)=Sm (1) (c)能量方程的具体表达式为： 动量方程： 7.(vV)=-7P+7.t-7 2） 3P十F+Spv m,G=戏(T-T内十 (2) 4wT-T)h结-am,山） t=[(VV)十(VV)T] (3) 式中，Nu努赛尔准数，Cp为颗粒的比热容，入为气 能量方程： 体的热导率，B为传质量纲为1的质量流，σ是斯蒂 (ew)=77 7十Qa+Sph 芬玻耳兹曼常数，取为5.67X108W,K-4m2; (4) E为黑度系数，取0.95；Lw为水的蒸发潜热， 湍动能方程： 2261kJkg1. 7.(WK)= ()颗粒碰撞模型.颗粒k在流场中运动，与 -号v+7v+周-o) 其他颗粒j相碰撞的概率为： Pg=49△L (12) 湍动能耗散率方程： N 式中，乃为网格内j颗粒数的密度，kgm3;Ak为 .e7,V十 颗粒k的底面积，m2;g购为相对速度，ms1；N为 77y+[c.vv-a侧 网格内的总颗粒数， (6) 设颗粒k与颗粒在气流中相遇，仿照液滴的 其中， 碰撞模型8]，颗粒碰撞后发生合并的概率为： =CuPK2/E (7) f6=1-0.246Re号407L,0.0s6△写.28 (13) P、V、P、k、e、h和t分别为气体的密度、速度矢量、 式中，R为颗粒相对运动的雷诺数，取颗粒的相对 压强、湍动能、湍动能耗散率、焓和黏性应力张量；F 速度为特征速度，两颗粒的平均粒径为特征尺度， 为气体所受外力，本文主要考虑重力的影响；Sm、 Lpk为颗粒k的刘易斯准数，A=rk/T)为两颗粒的 Spv和Spk分别为颗粒对气体的质量、动量和能量源 粒径比 项；QR为化学反应热；：和“。分别为气体的分子 两颗粒碰撞后分开的概率为1一f·碰撞后颗 黏度系数和湍流有效黏度系数；C1、C2、C3、C分别 粒的新的速度由动量定理确定，有关此部分模型的 为湍流模型常数；h、σx、分别为气体焓、湍动能和 详细介绍，参见文献[8] 湍动能耗散率的普朗特常数， 若两颗粒合并，新颗粒的质量满足质量守恒： (2)颗粒相数学模型，对于矿浆颗粒离散相， M=mk十mj (14) 在拉格朗日坐标下研究其运动、传热及反应规律. 新颗粒的粒径为： (a)颗粒相运动方程的表达式为： D=16M/(PT) (15) y=∑E me dt (8) 网格的划分采用18×18×155的非均匀网格体 系，如图4所示， 式中，mp为单个固体颗粒的质量，V。为颗粒的速 在上述网格体系中，流场计算采用SIMPLER 度矢量：∑五，为颗粒所受的合外力，本文主要考 算法，对流项离散化采用上风格式，扩散项采用中心 虑气体曳力和重力的影响， 差分格式，代数方程的求解采用Guss-Seidle迭代 (b)水分的蒸发模型，水分的蒸发近似按多孔 法.计算采用STAR CD商用软件]. 表面总是维持一层水膜处理，采用扩散模型，有： m.=-rd,ShD,ln1+m二mc 3实验炉仿真计算结果及其分析 1一mwg (9) 3.1气相流场、温度场及压力场的基本特征 mw.s-Bwexp(Ew/RTp) (10) 图5为根据表1中参数计算所得的烧成、干燥 其中，mw,s、mw,∞分别表示在颗粒表面和气相空间 炉内速度、温度和压力分布结果.图5(a)为中心纵 水分的质量分数，d,为颗粒直径，Sh为传质谢伍德 截面上的速度分布，由此看出，热烟气以较大的速 数，Bw、Ew为饱和关系式中的动力学参数，取Bw= 度进入烧成炉以下的直管段，直管段内速度较大，进
质量方程： ∇·（ρV）＝Sm （1） 动量方程： ∇·（ρVV）＝—∇P＋∇·τ—∇ 2 3 ρκ ＋F＋Sp V （2） τ＝μe ［（∇V）＋（∇V） T ］ （3） 能量方程： ∇·（ρVh）＝∇· μe σh ∇h ＋ QR＋Sp h （4） 湍动能方程： ∇·（ρVκ）＝ — 2 3 ρκ∇·V＋τ·∇V＋∇· μe σκ ∇κ —ρε（5） 湍动能耗散率方程： ∇·（ρVε）＝— 2 3 C1—C3 ·ρε∇·V＋ ∇· μe σε ∇ε ＋ ε k ［ C1τ·∇V—C2ρε］ （6） 其中 μe＝μt＋Cμρκ2／ε （7） ρ、V、P、κ、ε、h 和τ分别为气体的密度、速度矢量、 压强、湍动能、湍动能耗散率、焓和黏性应力张量；F 为气体所受外力本文主要考虑重力的影响；Sm、 Sp V和 Sp h分别为颗粒对气体的质量、动量和能量源 项；QR 为化学反应热；μt 和 μe 分别为气体的分子 黏度系数和湍流有效黏度系数；C1、C2、C3、Cμ 分别 为湍流模型常数；σh、σκ、σε分别为气体焓、湍动能和 湍动能耗散率的普朗特常数． （2） 颗粒相数学模型．对于矿浆颗粒离散相 在拉格朗日坐标下研究其运动、传热及反应规律． （a） 颗粒相运动方程的表达式为： mp d V p d t ＝ ∑ Fp （8） 式中mp 为单个固体颗粒的质量Vp 为颗粒的速 度矢量；∑ Fp 为颗粒所受的合外力本文主要考 虑气体曳力和重力的影响． （b） 水分的蒸发模型．水分的蒸发近似按多孔 表面总是维持一层水膜处理采用扩散模型有： mw＝—πdp ShDpln 1＋ mws— mw∞ 1— mws （9） mws＝Bwexp（— Ew／RTp） （10） 其中mws、mw∞分别表示在颗粒表面和气相空间 水分的质量分数dp 为颗粒直径Sh 为传质谢伍德 数Bw、Ew 为饱和关系式中的动力学参数取 Bw＝ 8∙32×105Ew＝4∙228×104 J·mol —1． （c） 能量方程的具体表达式为： mp Cp d Tp d t ＝πd 2 pσε（ T 4— T 4 p）＋ πdp Nuλ（ T— Tp） ln（1＋B） B — mw L w （11） 式中Nu 努赛尔准数Cp 为颗粒的比热容λ为气 体的热导率B 为传质量纲为1的质量流σ是斯蒂 芬—玻耳兹曼常数取为5∙67×108 W·K —4·m —2 ； ε为黑 度 系 数取 0∙95；L w 为 水 的 蒸 发 潜 热 2261kJ·kg —1． （d） 颗粒碰撞模型．颗粒 k 在流场中运动与 其他颗粒 j 相碰撞的概率为： Pkj＝ njAkgkjΔt N （12） 式中nj 为网格内 j 颗粒数的密度kg·m —3 ；Ak 为 颗粒 k 的底面积m 2 ；gkj 为相对速度m·s —1 ；N 为 网格内的总颗粒数． 设颗粒 k 与颗粒 j 在气流中相遇仿照液滴的 碰撞模型［8］颗粒碰撞后发生合并的概率为： f kj＝1—0∙246Re 0∙407 kj L —0∙096 pk Δ—0∙278 kj （13） 式中Rekj为颗粒相对运动的雷诺数取颗粒的相对 速度为特征速度两颗粒的平均粒径为特征尺度 Lpk为颗粒 k 的刘易斯准数Δkj＝ rk／rj 为两颗粒的 粒径比． 两颗粒碰撞后分开的概率为1— f kj．碰撞后颗 粒的新的速度由动量定理确定．有关此部分模型的 详细介绍参见文献［8］． 若两颗粒合并新颗粒的质量满足质量守恒： M＝ mk＋ mj （14） 新颗粒的粒径为： D＝ 36M／（ρπ） （15） 网格的划分采用18×18×155的非均匀网格体 系如图4所示． 在上述网格体系中流场计算采用 SIMPLER 算法对流项离散化采用上风格式扩散项采用中心 差分格式代数方程的求解采用 Guss—Seidle 迭代 法．计算采用 STAR—CD 商用软件［9—11］． 3 实验炉仿真计算结果及其分析 3∙1 气相流场、温度场及压力场的基本特征 图5为根据表1中参数计算所得的烧成、干燥 炉内速度、温度和压力分布结果．图5（a）为中心纵 截面上的速度分布．由此看出热烟气以较大的速 度进入烧成炉以下的直管段直管段内速度较大进 第8期 娄东明等： 新型氧化铝矿浆烧成炉内热过程的数值模拟 ·933·
.934 北京科技大学学报 第30卷 方向逐渐减小，烧成炉下部入口处的压力为 一468Pa,到干燥炉出口压力为一1517Pa. 3.2两相流场的基本特征 图6为计算所得炉内的两相流场21].由图 可以看出，矿浆颗粒喷入干燥炉内，水分平均在 0.04s内蒸发，由于回流区的存在，颗粒运动经历 十分复杂，在此过程中，它不断与其他颗粒碰撞。由 于粒径小，黏附作用强，颗粒不断合并长大，颗粒长 大到一定程度，重力大于气动力，颗粒开始下降，在 计算的400个颗粒中，最后下降的颗粒为123个，平 图4网格体系 均粒径为1256m,最小为100m,最大为3000m; Fig.4 Architecture of mesh 另外，由于喷口张角较小，干燥炉内颗粒附壁较少， 入烧成炉后速度迅速减小，速度分布均匀，平均向上 计算的400个颗粒中仅有8个颗粒附壁 流速为3.5ms左右，进入烧成炉以上的第二直管 段后，截面减小，流速增大，同时，矿浆在此处被高压 气体喷入，此处流速很高，速度分布不均匀，由于矿 浆喷入速度很大，气体和矿浆进入干燥炉后，干燥炉 内的流场出现复杂变化，干燥炉下部中心气体以较 大速度向上流动，两侧气体以较小速度向下流动，两 侧出现不对称的回流区，到干燥炉上部近出口处，回 流区消失，气体向上流出干燥炉 图6两相流场分布 LATIV A补 品 Fig.6 Distribution of the two phrase flow field 表2为下降颗粒粒径分布的计算值与实验值的 对比·对比发现，计算结果所得粒径较实验结果大， 这是因为颗粒在烧成炉内下降相互碰撞会引起颗粒 破碎，鉴于颗粒碰撞的复杂性，本数学模型尚未考 虑.另外筛分过程中相互碰撞也会引起颗粒破碎， 造成实验误差 表2粒径分布的计算值和测量值 图5中心纵截面速度(a)、温度(b)和压力(c)分布 Table 3 Calculated and measured values at different particle diameters Fig-5 Velocity (a),temperature (b)and pressure (c)distributions 计算值 测量值 in the center longitudinal section 粒度/Hm 颗粒个数百分比/%粒度/m百分比/% 图5(b)为计算所得炉内中心纵截面的温度分 >160 99 80.6 >147 64.8 布.下部的直管段烟气温度很高，平均为1350K,进 100~160 22 17.8 147-74 26.2 入烧成炉后，由于有颗粒流过，温度开始缓慢减小， 80-100 2 1.6 74~45 6.6 但平均温度仍然很高，烧成炉出口平均温度为 <80 0 <45 2.4 1130K.烧成炉上部为干燥炉，矿浆由直管段喷入， 水分蒸发带走热量多，炉内温度迅速下降，温度分布 3.3各参数对两相流场的影响 很不均匀，温度梯度大，局部温度最低为370K 3.3.1喷口位置的影响 图5(c)为计算所得炉内中心纵截面的压力分 图7(a),()和(c)为改变喷口位置计算所得的 布，由于气流和颗粒的流动阻力，压力沿炉膛高度 流场及两相流场，分别表示喷口位置为8.4m、9.4m
图4 网格体系 Fig．4 Architecture of mesh 入烧成炉后速度迅速减小速度分布均匀平均向上 流速为3∙5m·s —1左右进入烧成炉以上的第二直管 段后截面减小流速增大同时矿浆在此处被高压 气体喷入此处流速很高速度分布不均匀．由于矿 浆喷入速度很大气体和矿浆进入干燥炉后干燥炉 内的流场出现复杂变化干燥炉下部中心气体以较 大速度向上流动两侧气体以较小速度向下流动两 侧出现不对称的回流区到干燥炉上部近出口处回 流区消失气体向上流出干燥炉． 图5 中心纵截面速度（a）、温度（b）和压力（c）分布 Fig．5 Velocity （a）temperature （b） and pressure （c） distributions in the center longitudinal section 图5（b）为计算所得炉内中心纵截面的温度分 布．下部的直管段烟气温度很高平均为1350K进 入烧成炉后由于有颗粒流过温度开始缓慢减小 但平均温度仍然很高烧成炉出口平均温度为 1130K．烧成炉上部为干燥炉矿浆由直管段喷入 水分蒸发带走热量多炉内温度迅速下降温度分布 很不均匀温度梯度大局部温度最低为370K． 图5（c）为计算所得炉内中心纵截面的压力分 布．由于气流和颗粒的流动阻力压力沿炉膛高度 方向 逐 渐 减 小烧 成 炉 下 部 入 口 处 的 压 力 为 —468Pa到干燥炉出口压力为—1517Pa． 3∙2 两相流场的基本特征 图6为计算所得炉内的两相流场［12—13］．由图 可以看出矿浆颗粒喷入干燥炉内水分平均在 0∙04s 内蒸发．由于回流区的存在颗粒运动经历 十分复杂在此过程中它不断与其他颗粒碰撞．由 于粒径小黏附作用强颗粒不断合并长大颗粒长 大到一定程度重力大于气动力颗粒开始下降在 计算的400个颗粒中最后下降的颗粒为123个平 均粒径为1256μm最小为100μm最大为3000μm； 另外由于喷口张角较小干燥炉内颗粒附壁较少 计算的400个颗粒中仅有8个颗粒附壁． 图6 两相流场分布 Fig．6 Distribution of the two-phrase flow field 表2为下降颗粒粒径分布的计算值与实验值的 对比．对比发现计算结果所得粒径较实验结果大 这是因为颗粒在烧成炉内下降相互碰撞会引起颗粒 破碎鉴于颗粒碰撞的复杂性本数学模型尚未考 虑．另外筛分过程中相互碰撞也会引起颗粒破碎 造成实验误差． 表2 粒径分布的计算值和测量值 Table3 Calculated and measured values at different particle diameters 计算值 测量值 粒度／μm 颗粒个数 百分比／％ 粒度／μm 百分比／％ ＞160 99 80∙6 ＞147 64∙8 100～160 22 17∙8 147～74 26∙2 80～100 2 1∙6 74～45 6∙6 ＜80 0 — ＜45 2∙4 3∙3 各参数对两相流场的影响 3∙3∙1 喷口位置的影响 图7（a）（b）和（c）为改变喷口位置计算所得的 流场及两相流场分别表示喷口位置为8∙4m、9∙4m ·934· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第8期 娄东明等：新型氧化铝矿浆烧成炉内热过程的数值模拟 .935 和10.4m的计算结果，喷口位置为9.1m的计算结 粒越少，在所计算的100条轨道中，喷口位置为 果见图5(a),对比上述四组计算结果可以看出，喷 10.4m时，仅有16条下降，上述结果说明，对于本 口位置越高，回流区越高、越弱，颗粒在上部回流区 文的计算工况，喷口位置应小于9.4m. 停留时间越短，长成粒径越小，下降到烧成炉内的颗 (a) (b) PROSTA 瓷 图7不同喷口位置时流场及两相流分布.(a):=8.4m:(b)2=9.4m(c)=10.4m Fig.7 Distribution of flow field and two phase flow field at different vent positions:(a)=8.4m:(b)2=9.4m:(e)=10.4m 3.3.2喷口速度的影响 3.3.3喷口雾化张角大小的影响 图8(a)和(b)为改变喷出速度计算得到的流场 图9为改变喷口雾化张角计算所得气相流场及 及两相流分布，喷出速度分别为200m·s-1和 两相流场.喷口雾化张角为5,8°的计算结果见 120ms1,喷出速度为300m·s1的计算结果见 图5(a).比较上述三组计算结果可看出：喷口雾化 图5(a),对比上述三组计算结果可看出，喷出速度 张角为5.8°时，在喷口上部出现两个对称的回流 越高，回流区强，颗粒在上部回流区停留时间越长， 区，颗粒在回流区内经复杂的运动后长大向下运动， 长成粒径越大，下降到烧成炉内的颗粒越多.在所 进入烧成炉；当喷口雾化张角为7.5°时，由于雾化 计算的100条轨道中，喷出速度为200ms1和 张角变大，两侧回流区变小，向下运动的颗粒数减 120ms时，下降到烧成炉内的颗粒分别为22条 少，跟踪的200个颗粒中，最后下降的颗粒为27个； 和17条，上述结果说明，对于本文的计算工况，喷 当喷口雾化张角为10.3°时，雾化张角进一步变大， 出速度应大于200ms (b) (a) FOSTA TA 图8不同喷出速度下的流场及两相流分布.(a)V=200m· 图9不同雾化角时流场及两相流场分布.(a)。=7.5°： s1;(b)V=120mg1 (b)a=10.3° Fig-8 Distribution of flow field and two phase flow field at different Fig.9 Distribution of flow field and two phase flow field at different vent velocities:(a)V=200ms1;(b)V=120ms-1 atomization field angles:(a）a=7.5°；(b)a=10.3°
和10∙4m 的计算结果喷口位置为9∙1m 的计算结 果见图5（a）．对比上述四组计算结果可以看出喷 口位置越高回流区越高、越弱颗粒在上部回流区 停留时间越短长成粒径越小下降到烧成炉内的颗 粒越少在所计算的100条轨道中喷口位置为 10∙4m 时仅有16条下降．上述结果说明对于本 文的计算工况喷口位置应小于9∙4m． 图7 不同喷口位置时流场及两相流分布．（a） z ＝8∙4m；（b） z ＝9∙4m；（c） z ＝10∙4m Fig．7 Distribution of flow field and two-phase flow field at different vent positions：（a） z ＝8∙4m；（b） z ＝9∙4m；（c） z ＝10∙4m 3∙3∙2 喷口速度的影响 图8 不同喷出速度下的流场及两相流分布．（a） V ＝200m· s —1；（b） V ＝120m·s —1 Fig．8 Distribution of flow field and two-phase flow field at different vent velocities：（a） V ＝200m·s —1；（b） V ＝120m·s —1 图8（a）和（b）为改变喷出速度计算得到的流场 及两相流分布喷出速度分 别 为 200m·s —1和 120m·s —1喷出速度为300m·s —1的计算结果见 图5（a）．对比上述三组计算结果可看出喷出速度 越高回流区强颗粒在上部回流区停留时间越长 长成粒径越大下降到烧成炉内的颗粒越多．在所 计算的100条轨道中喷出速度为200m·s —1和 120m·s —1时下降到烧成炉内的颗粒分别为22条 和17条．上述结果说明对于本文的计算工况喷 出速度应大于200m·s —1． 3∙3∙3 喷口雾化张角大小的影响 图9 不 同 雾 化 角 时 流 场 及 两 相 流 场 分 布．（a） α＝7∙5°； （b） α＝10∙3° Fig．9 Distribution of flow field and two-phase flow field at different atomization field angles：（a） α＝7∙5°；（b） α＝10∙3° 图9为改变喷口雾化张角计算所得气相流场及 两相流场．喷口雾化张角为5∙8°的计算结果见 图5（a）．比较上述三组计算结果可看出：喷口雾化 张角为5∙8°时在喷口上部出现两个对称的回流 区颗粒在回流区内经复杂的运动后长大向下运动 进入烧成炉；当喷口雾化张角为7∙5°时由于雾化 张角变大两侧回流区变小向下运动的颗粒数减 少跟踪的200个颗粒中最后下降的颗粒为27个； 当喷口雾化张角为10∙3°时雾化张角进一步变大 第8期 娄东明等： 新型氧化铝矿浆烧成炉内热过程的数值模拟 ·935·
.936 北京科技大学学报 第30卷 两侧回流区变得很小，大部分颗粒随气流向上运动， 始雾化粒径为50m时，颗粒全部随气流飞走，没有 仅有极少数颗粒向下，显然此时喷口的雾化张角是 颗粒下降进入烧成炉；初始雾化粒径为100m时， 不合适的.综上所述，喷口雾化角应为5.8°左右为 绝大部分颗粒随气流飞走，少数颗粒碰壁：初始雾化 宜，考虑到雾化张角对颗粒初始粒径的影响，雾化张 粒径大于200m时，部分颗粒长大后进入烧成炉， 角应比5.8略大为宜 初始雾化粒径越大，进入烧成炉内的颗粒越多；但是 3.3.4喷出颗粒雾化粒径的影响 初始雾化粒径越大，水分蒸发所需时间越长，初始雾 分别取颗粒初始雾化粒径为50,100,200,400， 化粒径为400m时，少数颗粒水分蒸发所需时间达 800,1000m进行了对比计算.由图10可看出：初 到2s左右.因此对于本文的计算工况，建议初始雾 (d 化粒径应控制在200m左右为宜 3.3.5喷浆量的影响 入口烟气温度为1200℃、喷浆量为 1.5m3h-1、其他参数不变时，计算所得的流场、两 相流场及截面温度分布如图11所示.气相流场与 喷浆量为1.2m3h-1、入口烟气温度为1373K(见 图5(a)时相差不大，流场较为理想：由两相流场可 以看出，跟踪的200个颗粒中，最后下降的颗粒为 78个，占39%，且下降的平均粒径和颗粒出炉温度 略为降低；同时可以看出，入口烟气温度升高，炉内 温度水平升高，但由于喷浆量的增加，气体曳力减 小，部分颗粒喷入后迅速下降，低温区下移，但2一2 图10喷出颗粒雾化粒径对两相流的影响.(a)d=50m； 截面平均温度己达651K,与标准工况相当.可见， (b)d=100hm:(c)d=200m:(d)d>800hm Fig-10 Effect of atomization particle diameter on two phase flow 喷浆量为1.5m3h-1时，将入口烟气温度增加至 (a)d=50hm;(b)d=100hm;(c)d=200hm;(d)）d>800hm 1473K时能满足矿浆烧成和干燥的要求， 1-1截面 流场分布 两相流场分布 2-2截面 中心纵藏面 图11喷浆量为1.5m3h(T=1473K)时流场、两相流及截面温度分布 Fig.11 Distribution of flow field.two phase flow and sectional temperature with the gunite amount of 1.5m3hat 1473K 4结论 数，为炉内热过程的进一步分析研究以及装置的优 化设计提供了可靠数据 对新型氧化铝矿浆干燥、烧成炉内气固两相流 在本文的计算范围内，干燥、烧成炉的喷口位置 的流动传热以及烧成过程建立了数学模型，模型计 应低于9.4m,喷出速度大于200ms,雾化张角 算可以获得炉内速度场、压力场和温度场等过程参 比5.8°略大（但不要大于7.5°），初始雾化粒径控制
两侧回流区变得很小大部分颗粒随气流向上运动 仅有极少数颗粒向下显然此时喷口的雾化张角是 不合适的．综上所述喷口雾化角应为5∙8°左右为 宜考虑到雾化张角对颗粒初始粒径的影响雾化张 角应比5∙8°略大为宜． 3∙3∙4 喷出颗粒雾化粒径的影响 分别取颗粒初始雾化粒径为50100200400 8001000μm 进行了对比计算．由图10可看出：初 图10 喷出颗粒雾化粒径对两相流的影响．（a） d ＝50μm； （b） d＝100μm；（c） d＝200μm；（d） d＞800μm Fig．10 Effect of atomization particle diameter on two-phase flow： （a） d＝50μm；（b） d＝100μm；（c） d＝200μm；（d） d＞800μm 始雾化粒径为50μm 时颗粒全部随气流飞走没有 颗粒下降进入烧成炉；初始雾化粒径为100μm 时 绝大部分颗粒随气流飞走少数颗粒碰壁；初始雾化 粒径大于200μm 时部分颗粒长大后进入烧成炉 初始雾化粒径越大进入烧成炉内的颗粒越多；但是 初始雾化粒径越大水分蒸发所需时间越长初始雾 化粒径为400μm 时少数颗粒水分蒸发所需时间达 到2s 左右．因此对于本文的计算工况建议初始雾 化粒径应控制在200μm 左右为宜． 3∙3∙5 喷浆量的影响 入 口 烟 气 温 度 为 1200 ℃、喷 浆 量 为 1∙5m 3·h —1、其他参数不变时计算所得的流场、两 相流场及截面温度分布如图11所示．气相流场与 喷浆量为1∙2m 3·h —1、入口烟气温度为1373K（见 图5（a））时相差不大流场较为理想；由两相流场可 以看出跟踪的200个颗粒中最后下降的颗粒为 78个占39％且下降的平均粒径和颗粒出炉温度 略为降低；同时可以看出入口烟气温度升高炉内 温度水平升高但由于喷浆量的增加气体曳力减 小部分颗粒喷入后迅速下降低温区下移但2—2 截面平均温度已达651K与标准工况相当．可见 喷浆量为1∙5m 3·h —1时将入口烟气温度增加至 1473K时能满足矿浆烧成和干燥的要求． 图11 喷浆量为1∙5m 3·h —1（ T＝1473K）时流场、两相流及截面温度分布 Fig．11 Distribution of flow fieldtwo-phase flow and sectional temperature with the gunite amount of 1∙5m 3·h —1at 1473K 4 结论 对新型氧化铝矿浆干燥、烧成炉内气固两相流 的流动传热以及烧成过程建立了数学模型．模型计 算可以获得炉内速度场、压力场和温度场等过程参 数为炉内热过程的进一步分析研究以及装置的优 化设计提供了可靠数据． 在本文的计算范围内干燥、烧成炉的喷口位置 应低于9∙4m喷出速度大于200m·s —1雾化张角 比5∙8°略大（但不要大于7∙5°）初始雾化粒径控制 ·936· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第8期 娄东明等：新型氧化铝矿浆烧成炉内热过程的数值模拟 .937. 在200m左右，喷浆量在1.2m3h-1左右，最大不 [6]Fiqueiredo C M C.Preparation of aluminas from a basic alumini 应超过1.5m3h-1.根据仿真计算结果改进了工业 um carbonate.Catal Today,1989.5(4):433 [7]Kurokawa Y,Shirakawa T.Transparent alumina film from ultra" 实验装置，并进行了相关实验.在此基础上利用该 fine alumina sol.J Mater Sci Lett.1986.5(10):1070 模型进行了年产24万t工业装置的仿真计算和设 [8]Podvysotsky A M,Shraiber AA.Coalescence and break up of 计，目前该装置已经建成投入运行，效果良好， drops in two phase flows.Int J Multiphase Flow.1984.10(2): 195 参考文献 [9]Han Y X,Jin H.The introduction of STAR-CD-CFD software [1]Sun K P.Xian J C.Cao R Q.Energy analysis and prospect of Gansu Sci Technol.2005,21(9):36 roaster of aluminum oxide.Mod Mach,2001(1):57 (韩艳霞，金辉.计算流体力学通用软件一STAR-CD简介. (孙克萍，先晋聪，曹瑞清，氧化铝格烧炉热耗分析及应用前景 甘肃科技，2005,21(9)：36) 研讨.现代机械，2001(1)：57) [10]Zhai J H.Review of commercial CFD software.J Hebei Univ [2]Gui K.Jiang X M.Hao B S,et al.Application of gaseous sus Sci Technol,.2005,26(2):160 pension roasting technology for reconstruction old mode rotary (翟建华.计算流体力学(CFD)的通用软件，河北科技大学学 kiln-Energy Saing Nonferrous Metall,2001,18(5):40 报，2005,26(2)：160) (桂康，江新民，郝百顺，等，采用气态悬浮培烧技术改造老式 [11]Yao Z,Chen K M.Review on the commercial CFD software.J 回转窑.有色冶金节能，2001,18(5)：40) Shanghai Univ Sci Technol.2002.24(2):138 [3]Liu J R.Application and improvement of alumina gaseous suspen- (姚征，陈康民.CFD通用软件综述，上海理工大学学报， sion roaster.Light Met,1995(1):17 2002,24(2):138) (刘家瑞。气体悬浮培烧炉在氧化铝生产中的应用及改造。轻 [12]Zhou Y L.Sun B.Hong W P.et al.A mathematical model of 金属，1995(1)：17) void fraction of gas-liquid two phase annular flow in vertical [4]Yoldas B E.Bulent E.Thermochemically induced photo-lumines- tubes.JEng Thermophys.2005.26(4):625 cence in sol-gel-derived oxide.J Non Cryst Solids,1992.147/ (周云龙，孙斌，洪文鹏，等.垂直上升管内气一液两相环状流 148:614 截面含气率的数学模型.工程热物理学报.2005,26(4)：625) [5]WangTQ.Practice of lowering gaseous suspension calciner heat [13]Yao E T,Zhou K Y.Size distribution measurement of coal par- consumption cost.Energy Saing Nonferrous Metall.2004.21 ticles in two phase flows.J Nanjing Univ Aeronaut Astronaut, (4):91 2005,37(3):341 (王天庆·降低气态悬浮焙烧炉热耗成本的实践·有色冶金节 (姚恩涛，周克印.煤粉粒径分布在气固两相流场中的测试 能，2004,21(4)：91) 技术研究，南京航空航天大学学报，2005,37(3)：341)
在200μm 左右喷浆量在1∙2m 3·h —1左右最大不 应超过1∙5m 3·h —1．根据仿真计算结果改进了工业 实验装置并进行了相关实验．在此基础上利用该 模型进行了年产24万 t 工业装置的仿真计算和设 计目前该装置已经建成投入运行效果良好． 参 考 文 献 ［1］ Sun K PXian J CCao R Q．Energy analysis and prospect of roaster of aluminum oxide．Mod Mach2001（1）：57 （孙克萍先晋聪曹瑞清．氧化铝焙烧炉热耗分析及应用前景 研讨．现代机械2001（1）：57） ［2］ Gui KJiang X MHao B Set al．Application of gaseous suspension roasting technology for reconstruction old mode rotary kiln．Energy Saving Nonferrous Metall200118（5）：40 （桂康江新民郝百顺等．采用气态悬浮焙烧技术改造老式 回转窑．有色冶金节能200118（5）：40） ［3］ Liu J R．Application and improvement of alumina gaseous suspension roaster．L ight Met1995（1）：17 （刘家瑞．气体悬浮焙烧炉在氧化铝生产中的应用及改造．轻 金属1995（1）：17） ［4］ Yoldas B EBulent E．Thermochemically induced photo-luminescence in so-l ge-l derived oxide．J Non Cryst Solids1992147／ 148：614 ［5］ Wang T Q．Practice of lowering gaseous suspension calciner heat consumption cost．Energy Saving Nonferrous Metall200421 （4）：91 （王天庆．降低气态悬浮焙烧炉热耗成本的实践．有色冶金节 能200421（4）：91） ［6］ Figueiredo C M C．Preparation of aluminas from a basic aluminium carbonate．Catal Today19895（4）：433 ［7］ Kurokawa YShirakawa T．Transparent alumina film from ultrafine alumina sol．J Mater Sci Lett19865（10）：1070 ［8］ Podvysotsky A MShraiber A A．Coalescence and break-up of drops in two-phase flows．Int J Multiphase Flow198410（2）： 195 ［9］ Han Y XJin H．The introduction of STAR-CD—CFD software． Gansu Sci Technol200521（9）：36 （韩艳霞金辉．计算流体力学通用软件———STAR-CD 简介． 甘肃科技200521（9）：36） ［10］ Zhai J H．Review of commercial CFD software．J Hebei Univ Sci Technol200526（2）：160 （翟建华．计算流体力学（CFD）的通用软件．河北科技大学学 报200526（2）：160） ［11］ Yao ZChen K M．Review on the commercial CFD software．J Shanghai Univ Sci Technol200224（2）：138 （姚征陈康民．CFD 通用软件综述．上海理工大学学报 200224（2）：138） ［12］ Zhou Y LSun BHong W Pet al．A mathematical model of void fraction of gas-liquid two-phase annular flow in vertical tubes．J Eng Thermophys200526（4）：625 （周云龙孙斌洪文鹏等．垂直上升管内气—液两相环状流 截面含气率的数学模型．工程热物理学报200526（4）：625） ［13］ Yao E TZhou K Y．Size distribution measurement of coal particles in two-phase flows．J Nanjing Univ Aeronaut Astronaut 200537（3）：341 （姚恩涛周克印．煤粉粒径分布在气固两相流场中的测试 技术研究．南京航空航天大学学报200537（3）：341） 第8期 娄东明等： 新型氧化铝矿浆烧成炉内热过程的数值模拟 ·937·