基于CFD-DEM双向流固耦合的C4节能降阻数值模拟研究

0　引言

预热预分解系统作为水泥烧成系统的核心，其性能的好坏直接影响烧成系统的稳定运行、煤耗以及电耗等关键技术指标[1]。C4旋风筒作为预热预分解系统的关键装置，其性能的好坏同样对系统的稳定运行及电耗具有关键影响。相较于实验研究，数值模拟方法具有经济性较高、研究周期短及研究计算结果可靠等优点。目前，国内外通过运用数值模拟的方法对水泥预热预分解系统旋风筒的研究有很多，陈雅秋等[2]使用CFD数值模拟软件Ansys Fluent对华润水泥某水泥厂5?000 t/d生产线C1旋风筒进行数值模拟，并分析技改前后C1旋风筒几何结构的改变对旋风筒压损、分离效率、换热效率等性能的影响。万政武等[3]采用数值模拟的方法，研究了两种不同蜗壳结构的C1旋风筒并对其速度场、压力场以及各截面湍流强度进行了对比分析。刘勇等[4]针对华润水泥公司一条5?800 t/d生产线C1旋风预热器单体建立全尺寸几何模型，采用Eulerian多相流模型对旋风预热器内气、固两相传热过程进行了数值模拟，结果表明模拟数据与实验数据具有合理的一致性。

上述文献所用数值模拟方法大多为欧拉-拉格朗日方法、欧拉-欧拉法等。与上述研究方法不同，本文研究预热预分解系统C4旋风筒采用了CFD-DEM双向流固耦合的仿真方法，该方法不仅可以模拟流体与生料颗粒之间的相互作用，也可以实时模拟出颗粒与颗粒、颗粒与旋风筒壁面之间的相互作用及在旋风筒内颗粒的局部团聚现象。本文通过研究改造前后C4旋风筒的降阻效果与收尘效率，为水泥厂节能降耗提供有力支撑。

1　模型与数值模拟方法

1.1　几何模型与网格划分

基于安徽某水泥厂3?000 t/d生产线（双系列五级预热器）技改前后的C4旋风筒为研究对象建立几何模型，技改前后C4旋风筒几何模型如图1所示，详细结构尺寸调整情况如表1所示。技改主要增大了C4旋风筒的入口截面积及蜗壳高度，以降低旋风筒的压降，从而达到节能降耗的目标。

本文采用Fluent-meshing软件对网格进行划分，且计算网格采用非结构化混合网格，在不影响计算精度的情况下对模型进行了相应简化处理，并在速度梯度较大的区域处进行了相应的网格加密，为了保证高计算精度的同时提升计算速度，经网格无关性验证后，总网格数为33万，网格整体质量在0.85以上，划分后的网格模型如图2所示。

1.2　物理模型与边界条件参数

1.2.1　物理模型

CFD-DEM算法通常要求颗粒的尺寸小于网格，在CFD软件Fluent中将包含若干颗粒的网格看作多孔介质区域，此时DEM（Discrete Element Method）软件Rocky会调整Fluent设置，将DEM颗粒所在的网格区域设置相应的孔隙率，并在耦合期间将Rocky计算的动量和能量源项（用于流体与颗粒之间的相互作用）分配给流体相。随着模拟的进行，域的孔隙率分布是固相浓度的函数。CFD-DEM耦合时流体的控制方程如下。

1.2.2　物性参数

在旋风筒的数值模拟研究过程中，旋风筒内生料的密度、比热容、导热与生料内各粒径的占比系数对研究生料的收集效率、换热与压降起到至关重要的作用。本文所研究的C4旋风筒内生料来自安徽某水泥厂，经实验室检验测定后生料主要物性参数如表2所示，C4旋风筒内的烟气成分如表3所示，生料内各粒径的质量占比如表4所示。

1.2.3　边界条件及求解条件

经过对现场的检验测试后设定C4旋风筒的上升管烟气入口边界条件采用速度入口，烟气入口速度为19 m/s，温度为825 ℃，单系列下料管生料质量流量为17.5 kg/s，生料温度为610 ℃，内筒出口采用压力出口边界条件，壁面边界条件采用无滑移绝热壁面。

对于旋风筒气相Fluent计算，采用具有较好湍流捕捉特性的RSM（雷诺应力）湍流模型，采用经典的SIMPLE算法，压强采用PRESTO格式，其余离散格式采用二阶迎风格式。

对于旋风筒生料离散相Rocky计算，烟气对生料颗粒的曳力采用Huilin&Gidaspow曳力模型，换热模型采用Gunn模型，采用粗颗粒模型对所研究生料颗粒进行颗粒包放大处理以加快计算速度。

1.2.4　模型准确性验证

将所计算模型按照上述条件设置后进行计算，所得改前C4旋风筒内筒出口处的烟气温度与现场多次测量标定的结果进行对比，结果如表5所示。

由表5可知，C4旋风筒内筒出口处烟气温度的实测值与计算值相比，最大误差为4.21%，最小误差为0.44%，且多次测试结果与计算结果相对比误差均低于5%，从而验证了计算模型的准确性。

2　计算结果分析

2.1　生料分布与收尘效率分析

图3是技改前后C4旋风筒内不同粒径生料分布状态，从图中可以看出技改前不同粒径的生料经打散板打散后在上升管内随烟气一起流动，在旋风筒进口处绝大部分的颗粒沿着进口上部进入旋风筒，随后在上壳体内发生旋流运动，此时随着旋流的发生，粒径较大的生料与粒径相对较小的生料发生碰撞与团聚后在离心力与重力的作用下向下锥体运动，最终在下锥体的作用下将生料进行收集。粒径相对较小的生料在流经内筒进口时，由于离心力小于径向力而随烟气一起经内筒进口被带出旋风筒。技改后的旋风筒由于进口截面增大，生料经打散板打散后在上升管内随烟气一起流动，在到达旋风筒进口时不同粒径的生料是沿进口截面均匀进入，这就使得在进口截面下部的部分粒径较小的生料颗粒还没来得及与大颗粒生料发生碰撞团聚裹挟就被带出旋风筒，而在进口截面上部进入的生料颗粒随着旋流的发生，大颗粒生料与小颗粒生料边运动边发生碰撞团聚裹挟，随着颗粒团的增大在离心力与重力的作用下最终被下锥体收集。

图4是C4旋风筒技改前后不同粒径的收集效率曲线，从图中可以看出技改前旋风筒1 μm生料的收集效率为24%左右，而技改后旋风筒1 μm生料的收集效率为17%左右，这主要是因为技改后旋风筒进口截面积增大导致部分生料还没来得及发生碰撞、团聚与分离就经内筒被带出旋风筒。从图4中还可以看出技改前生料粒径为20 μm时，收集效率为90%左右，技改后20 μm粒径生料的收集效率为78%左右，且技改前该C4旋风筒的总收尘效率为83%左右，技改后C4旋风筒的总收尘效率为76%左右，降低7%，这主要是因为随着技改后旋风筒进口截面积的增大，使进口风速降低以及部分生料沿进口截面的下部进入旋风筒，进入蜗壳内的生料切向速度降低进而离心力降低，导致收尘效率降低，其次还有部分生料还没来得及旋转就被烟气带出旋风筒，从而导致总的收尘效率降低。

2.2　速度场分析

图5是C4旋风筒z=0截面技改前后的速度矢量图，可以看出技改前旋风筒截面的最高速度相较于技改后高出4.4 m/s。这主要是因为技改后旋风筒入口截面积增大，从而导致在旋风筒内的烟气流速降低。从图中还可以看出技改后内筒进口左下角位置的流速相较于技改前有所增加，这使得在内筒进口处生料颗粒的离心力小于径向力，部分生料被烟气带出旋风筒而导致收尘效率降低。这主要是因为蜗壳高度增加后延长了烟气在直筒段的旋流路径，导致在内筒进口处径向速度相较于技改前有所增加。

2.3　温度场分析

图6是C4旋风筒z=0截面技改前后温度云图分布，从图中可以看出技改前在内筒的左侧筒外壁处与内筒右侧蜗壳上方及下方均存在局部高温区，而技改后局部高温区相较于技改前得到了明显的改善，且技改前后的温度场最高温度与最低温度变化不大。这主要是因为生料与热烟气的预热主要发生在上升管内，且技改后蜗壳高度增加延长了烟气与生料的换热时间，从而使得局部高温区明显改善。从图6中还可以看出技改前后生料与烟气的换热在直筒段均已完成，经统计发现技改前后内筒出口烟气平均温度为780 ℃左右（实测~793 ℃），换热后收尘口处的生料平均温度为776 ℃左右。说明技改前后生料与烟气的换热效率几乎没变化，但改善了旋风筒内的局部高温情况。

2.4　压力场分析

图7是C4旋风筒z=0截面技改前后压力云图分布，从图中可以看出技改后相较于技改前最高压力相差不大，在内筒进口处压差得到了进一步的缩小，经统计，技改前旋风筒进口压降为826.52 Pa，技改后旋风筒的进口压降为649.13 Pa，旋风筒的压降降低了177.39 Pa。这主要是因为技改后旋风筒的进口截面积与蜗壳高度均增大，入口风速显著降低，减少了高温烟气在旋风筒内的流动阻力，因此技改后旋风筒系统的压降得到降低，实现了节能降阻的改造目标。

3　结论

（1）技改前C4旋风筒1 μm生料的收集效率为24%，技改后降至17%，技改前旋风筒的总收尘效率为83%，技改后为76%，技改后旋风筒1 μm生料的收集效率与总的生料收集效率相较于技改前均降低了7%左右。

（2）技改前后生料与高温烟气之间的换热效率几乎没有变化，主要体现在技改前后内筒排出的平均烟气温度均为780 ℃左右，换热后生料的平均温度均为776 ℃左右。

（3）技改前旋风筒进口压降为826.52Pa，技改后压降为649.13 Pa，技改后压降降低了177.39 Pa。

作者单位:合肥水泥研究设计院有限公司

文章来源：《水泥》杂志2026年第8期

编辑：何昊

审核：胡如进

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