蔣 鷺 黃 山 王天才 劉 飛鐘文琪 金保昇 張 智 馮上進

(1東南大學能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室，南京 210096)

(2東南大學能源與環(huán)境學院，南京 210096)

(3南京南鋼產(chǎn)業(yè)發(fā)展有限公司，南京 210035)

球團豎爐氣固流動與焙燒過程耦合的三維數(shù)值模擬

蔣 鷺1，2黃 山1，2王天才3劉 飛3鐘文琪1，2金保昇1，2張 智3馮上進3

(1東南大學能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室，南京 210096)

(2東南大學能源與環(huán)境學院，南京 210096)

(3南京南鋼產(chǎn)業(yè)發(fā)展有限公司，南京 210035)

基于歐拉多相流模型，建立了球團豎爐氣固流動與焙燒過程耦合的三維數(shù)理模型，其中氣相采用標準k-e湍流模型，固相采用顆粒動理學模型，化學反應采用氧化動力學模型.對不同工況下的焙燒過程進行三維數(shù)值模擬計算，探討了不同操作參數(shù)對豎爐爐溫和焙燒產(chǎn)物Fe2O3產(chǎn)率的影響規(guī)律.結果表明，豎爐爐溫和焙燒產(chǎn)物Fe2O3的產(chǎn)率對入爐煙溫、入爐煙氣量和冷卻風量均存在最大需求值，分別為1 400 K，65.6 t/h，7.8×104m3/h.達到最大需求值前，爐溫和Fe2O3的產(chǎn)率均隨入爐煙溫、入爐煙氣量和冷卻風量的增加而增加.超過最大需求值后，豎爐爐溫隨入爐煙溫、冷卻風量的增加而降低，隨入爐煙氣量的增加變化不大;Fe2O3的產(chǎn)率隨入爐煙溫、入爐煙氣量的增加而降低，隨冷卻風量的增加而增加.

氣固流動;球團豎爐;焙燒過程;歐拉模型;數(shù)值模擬

鋼鐵工業(yè)是國民經(jīng)濟的重要基礎產(chǎn)業(yè)，是國家經(jīng)濟水平和綜合國力的重要標志.球團的生產(chǎn)在鋼鐵工業(yè)的生產(chǎn)工序中占據(jù)重要地位，其生產(chǎn)能耗和污染物的排放在鋼鐵工業(yè)的生產(chǎn)中也占有很大比例.目前，生產(chǎn)球團的常用方法有球團豎爐法、帶式焙燒機法和鏈篦機-回轉(zhuǎn)窯法，其中球團豎爐法的生產(chǎn)能力占球團總生產(chǎn)能力的一半以上［1-3］.因此，降低豎爐的生產(chǎn)能耗和污染排放具有重要的現(xiàn)實意義.對球團豎爐中氣固流動與焙燒過程耦合進行數(shù)值模擬，可以指導球團豎爐生產(chǎn)在最佳工況下運行，從而達到節(jié)能降耗的目的.

目前，對球團豎爐的數(shù)值模擬研究大多集中在氣固流動方面，如球團豎爐內(nèi)氣體流動的數(shù)值模擬、豎式移動床顆粒移動的研究等.對于氣固流動與焙燒過程耦合的數(shù)值模擬研究還未見報道，其原因在于稠密相氣固流動的特性、相間化學反應機制以及傳熱傳質(zhì)的復雜性導致建立其數(shù)學模型較為困難.但已有學者對流化床、循環(huán)流化床和氣流床等的煤氣化過程進行了數(shù)值模擬研究［3-6］.本文針對球團豎爐氣固流動與焙燒過程耦合展開三維數(shù)值模擬研究.氣相采用標準k-e湍流模型，固相采用顆粒動理學模型，化學反應采用氧化動力學模型，同時引入傳熱、傳質(zhì)模型.對典型工況下球團豎爐的焙燒過程進行三維數(shù)值模擬，并將模擬結果與實際生產(chǎn)監(jiān)測數(shù)據(jù)進行比較，發(fā)現(xiàn)兩者吻合較好.最后，就入爐爐溫、入爐煙氣量和冷卻風量等操作參數(shù)對豎爐爐溫、Fe2O3產(chǎn)率的影響規(guī)律進行了探討.

1 模型的建立及計算方法

1.1 連續(xù)性方程

氣固相的連續(xù)性方程可以統(tǒng)一表示為［3-4］

式中，ρ為密度;ε為固相體積分數(shù);u為瞬時速度;S為質(zhì)量源項.在所建立的氣固流動與焙燒過程耦合的模型中，氣固之間的非均相反應使得兩相間存在質(zhì)量、動量及能量的交換.

1.2 動量方程

氣相和固相的動量方程分別為［4，7-8］式中，下標g，s分別表示氣相和固相;Vs為顆粒平均速度;τ為壓力應變張量，其計算式為，其中μ為剪切黏度，λ為體積黏度;Ps為顆粒間相互碰撞引起的壓力，其計算式為Ps=εsρsθs+2ρs(1+α)ε2sg0θs，其中 α 為顆粒碰撞恢復系數(shù)，θs為顆粒動力學溫度，g0=3［1－(εs/εs，max)1/3］－15;β 為氣相和固相之間的動量交換系數(shù)，其經(jīng)驗關聯(lián)式由 Gidspow公式［4］給出，即

1.3 能量方程

球團焙燒過程是指球團與燃燒室提供的高溫煙氣發(fā)生化學反應和熱交換.忽略黏性耗散項、壓力做功及動能的影響，氣相和固相的能量方程可統(tǒng)一表示為［4，8］

式中，H，λ，h分別表示總焓、導熱系數(shù)和相間的換熱系數(shù);ΔTk表示氣固相間溫度差;SH表示由氣固非均相反應所引入的能量源項.

1.4 焙燒反應模型

球團焙燒工藝主要是指磁鐵礦球團在球團豎爐中歷經(jīng)干燥、氧化、固結等過程.豎爐內(nèi)焙燒反應主要為磁鐵礦的氧化放熱反應［9］，即以往研究通過對氧化的磁鐵礦球團斷面照片進行分析，發(fā)現(xiàn)氧化反應發(fā)生在氧化了的外殼和未反應的核心之間的界面或狹小區(qū)域，因此可以用未反應核模型來描述氧化過程［10-12］.其氧化動力學方程為［12-13］

式中，X為磁鐵礦中Fe3O4的轉(zhuǎn)化度;t為反應時間;C為氣體中氧的摩爾濃度;b為氧化反應的化學計量數(shù)，此處b=4;ρm為磁鐵礦球團中Fe3O4的摩爾濃度;r為球團半徑;R為氧化過程中的總阻力，其計算式為

式中，Kd為氧在附面層中的傳質(zhì)系數(shù)，當豎爐爐溫T＜1 173 K 時，Kd=0.033 m/s，T＞1 173 K 時，Kd=0.045 m/s;De為氧在氧化層中的擴散系數(shù)，De=D0exp(－Ee/(RT))，其中擴散常數(shù)D0=9.068×10－4m/s，氧在氧化層中擴散的表觀活化能Ee=42.94 kJ/mol，氣體常數(shù)R=8.314 J/(mol·K);Kc為化學反應速率常數(shù)，且Kc=K0exp(－Ec/(RT))，其中頻率因子常數(shù)K0=104.3 m/s，界面化學反應活化能Ec=76.28 kJ/mol.

1.5 物質(zhì)輸運方程

本模型中，氣相包括 O2，CO2，N2，H2O 等組分.根據(jù)對流擴散方程，可預估出每種物質(zhì)的質(zhì)量分數(shù)Yi，守恒方程為

式中，Si為由源項產(chǎn)生的額外反應速率;Jg，i為氣體組分i的擴散通量，由濃度梯度產(chǎn)生，其計算式為，其中為第i種物質(zhì)的擴散系數(shù);Sc為湍流施密特數(shù)，此處設置為0.7;Ri為化學反應的凈反應速率，其計算式為Ri，其中Mw，i為第i種物質(zhì)的相對分子質(zhì)量，i，r為第i種物質(zhì)在第r個反應中的產(chǎn)生/分解速率;Nr為第r個反應中化學物質(zhì)數(shù)目.

1.5 統(tǒng)計學方法 計量資料采用±s)表示，采用SPSS 20.0統(tǒng)計軟件進行數(shù)據(jù)處理和統(tǒng)計分析，多組間均數(shù)比較采用單因素的方差分析，各組和對照組比較采用 LSD檢驗，以P<0.05為差異有統(tǒng)計學意義。

1.6 模擬條件及計算方法

以南鋼球團豎爐為模擬對象，對典型生產(chǎn)工況下的氣固流動與焙燒反應耦合過程進行三維數(shù)值模擬.南鋼球團豎爐主體的三維結構簡圖如圖1所示.爐身長6.2 m，高約12.1 m，焙燒帶寬約1.2 m，冷卻帶寬約2.1 m，導風墻寬約1.2 m.豎爐XY方向上的截面圖如圖2(a)所示.

圖1 球團豎爐三維結構簡圖

圖2 豎爐平面圖(單位:m)

對南鋼球團豎爐的物理模型進行三維網(wǎng)格劃分，采用結構化網(wǎng)格與非結構化網(wǎng)格相結合的劃分方式(見圖2(b))，固相最大體積分數(shù)為45%，顆粒直徑為13 mm，初始時爐內(nèi)床料填至預熱帶，固相體積分數(shù)為42%.球團原料具體的物料特性、高溫煙氣成分及所模擬工況的操作參數(shù)分別見表1～表3.

表1 球團的物料特性

表2 高溫煙氣的成分

表3 模擬工況的操作參數(shù)

在建立的球團豎爐物理模型中，氣固兩相的入口邊界均采用速度入口［3］;出口邊界均為壓力出口，其中氣相出口壓力為－100 Pa，固相出口壓力為常壓;壁面采用無速度滑移、無質(zhì)量滲透的邊界條件，壁面熱流量假設為0.本文采用的數(shù)值方法為三維單精度-有限體積法，壓力與速度間的耦合采用Simple耦合方法，控制方程離散采用一階迎風格式.時間步長為0.5 ms，計算時間為240 s，此時豎爐內(nèi)溫度分布和組分濃度幾乎不再變化，模擬達到穩(wěn)定狀態(tài).對網(wǎng)格獨立性進行了分析，分別比較了網(wǎng)格總數(shù)為 1.411 46 ×105，3.098 53 ×105，6.736 52×105時溫度和組分濃度的模擬結果，發(fā)現(xiàn)計算結果非常接近，模擬結果相差不超過5%.因此，在本文研究中，采用網(wǎng)格數(shù)為1.411 46×105的網(wǎng)格劃分方式.

2 計算結果與討論

為驗證模型的正確性，將模擬結果與實際生產(chǎn)監(jiān)測值進行比較，模擬結果如圖3所示.取模擬工況下監(jiān)測點的計算溫度值與實際監(jiān)測到的溫度值進行比對.監(jiān)測點位置如圖2(a)所示.實際生產(chǎn)運行中采集到的監(jiān)測點的溫度值具有波動性，故取一段時間內(nèi)采集到的監(jiān)測點溫度的平均值作為實際監(jiān)測值，與計算溫度值進行對比.由表4可知，計算溫度值與實際監(jiān)測值吻合良好，最大誤差為17.50%，最小誤差為0.62%，平均誤差為7.94%.誤差均在數(shù)值模擬允許的范圍內(nèi);個別較大誤差點是由于現(xiàn)場監(jiān)測采集設備的誤差所致，并不影響模擬結果整體的準確性.模擬工況下豎爐出口處Fe2O3的平均質(zhì)量分數(shù)(81.07%)與實際檢測值(86.79%)的誤差為6.6%，也在合理范圍內(nèi).圖3(d)和(e)呈現(xiàn)了豎爐主體的氣固流動規(guī)律及其流動速度.由圖可知，氣體流速為2～15 m/s，固體流速為0.001～0.003 m/s，亦與實際情況相符.由此可知，本文建立的模型以及一些重要參數(shù)的選擇是合理的.

圖3 球團豎爐典型工況模擬結果圖

表4 計算數(shù)據(jù)與實際監(jiān)測數(shù)據(jù)的比較

2.1 操作參數(shù)對豎爐爐溫的影響

分別改變?nèi)霠t煙溫Ty、入爐煙氣量My和冷卻風量Mc等操作參數(shù)，對比不同操作參數(shù)下豎爐爐溫的模擬結果，探究其對豎爐爐溫的影響規(guī)律.為比較不同操作參數(shù)下爐溫的差別，沿豎爐高度方向由上往下每隔200 mm取其水平平面為一截面.球團豎爐高度方向的標尺如圖2(a)所示，球團的進料口為基準點0.通過對比不同操作參數(shù)、不同高度下豎爐截面平均溫度Tp，考察不同操作參數(shù)對豎爐爐溫的影響，結果如圖4所示.

當入爐煙氣量和冷卻風量一定時，不同煙氣溫度對豎爐爐溫的影響結果如圖4(a)所示.由圖可知，當入爐煙溫由1 200 K增至1 400 K時，豎爐爐溫逐漸升高;當入爐煙溫繼續(xù)上升至1 500 K時，豎爐爐溫下降.其原因在于，隨著入爐煙溫的升高，帶入豎爐的熱量增加，煙氣對球團的加熱作用增大，爐內(nèi)溫度升高，球團的氧化速度隨之增快，焙燒反應放熱量增多，從而使爐內(nèi)溫度得到進一步提高.但當溫度超過最大需求溫度值后，過高的溫度會使球團發(fā)生熔融粘結，阻礙了其內(nèi)部未氧化的Fe3O4與氧氣的接觸，焙燒氧化反應停止進行，氧化反應的不完全使得球團焙燒反應對球團的加熱作用大大降低.焙燒反應完全時所提供的加熱量為豎爐焙燒所需熱量的40%左右.因此，當入爐煙溫超過最大需求值后，繼續(xù)升高煙溫，爐內(nèi)溫度反而降低.此外，隨截面與進料口距離的增大，溫度呈先升高后降低的趨勢，這與實際生產(chǎn)中監(jiān)測的溫度變化規(guī)律是一致的［14］.

圖4 不同操作參數(shù)對豎爐爐溫的影響

當入爐煙溫和冷卻風量一定時，不同的入爐煙氣量對豎爐爐溫的影響結果如圖4(b)所示.由圖可知，當入爐煙氣量小于等于65.6 t/h時，豎爐爐溫隨煙氣量的增大而升高;當入爐煙氣量大于65.6 t/h時，繼續(xù)增加入爐煙氣量，豎爐爐溫變化不大.這是因為豎爐內(nèi)的焙燒反應為放熱反應，其放熱量約占豎爐所需熱量的40%，爐內(nèi)球團的溫度是入爐煙氣以及球團焙燒反應放熱對其加熱作用的疊加.當入爐煙氣量不足時，爐內(nèi)焙燒反應不完全，球團氧化反應放出的熱量與入爐煙氣量帶入的熱量均無法達到最大值，爐內(nèi)溫度也就無法達到最大值.隨著煙氣量的增加，焙燒反應量增加，反應放熱量和入爐煙氣所帶入的熱量同時增加，從而使得豎爐爐溫升高.當入爐煙氣量達到最大需求值時，反應放熱量、豎爐爐溫也相應達到最大值.其后，繼續(xù)增加入爐煙氣量，過量高溫煙氣使得球團加熱過快，導致其來不及完全氧化便發(fā)生熔融粘結［15］，反應放熱量相應減少，此時入爐煙氣對爐內(nèi)溫度起主要加熱作用，且入爐煙溫是恒定不變的，因此豎爐爐溫變化不大.

2.2 操作參數(shù)對Fe2O3產(chǎn)率的影響

球團豎爐內(nèi)主要的化學反應為磁鐵礦的氧化.生球團進入豎爐，經(jīng)預熱、焙燒、冷卻后排出豎爐，整個焙燒過程在組分上的變化即為 Fe3O4到Fe2O3的轉(zhuǎn)變.球團焙燒過程中，F(xiàn)e2O3的產(chǎn)率影響著球團品質(zhì)的好壞.本文通過改變?nèi)霠t爐溫、入爐煙氣量和冷卻風量，對不同工況下豎爐出口處Fe2O3的質(zhì)量分數(shù)進行對比，得到操作參數(shù)對Fe2O3產(chǎn)率的影響規(guī)律(見圖5).圖中，F(xiàn)e2O3產(chǎn)率以豎爐出口截面處的平均質(zhì)量分數(shù)wp(Fe2O3)衡量.不同入爐煙溫對球團豎爐中Fe2O3產(chǎn)率的影響結果如圖5(a)所示.由圖可知，wp(Fe2O3)隨煙溫的升高而增加，但當入爐煙溫超過1 400 K后，wp(Fe2O3)隨煙溫的升高反而減少.焙燒反應的化學反應速率與爐溫相關，一般而言，隨著溫度的升高，化學反應速率加快，球團的氧化程度增加，從而使Fe2O3的產(chǎn)率增加.由圖4(a)可知，當入爐煙溫從1 200 K升高到1 400 K時，豎爐爐溫隨之升高，故Fe2O3的產(chǎn)率也隨之增加;當入爐煙溫由1 400 K升高到1 500 K時，豎爐爐溫隨之下降，使得焙燒反應速率降低，而另一方面，入爐煙溫達到1 500 K時，已超過了最大需求溫度值，過高的溫度會造成球團之間的熔融粘結，阻礙球團內(nèi)部未氧化的Fe3O4與氧氣接觸，使得焙燒氧化反應停止進行，F(xiàn)e2O3的產(chǎn)率因此下降.

圖5 不同操作參數(shù)對Fe2O3產(chǎn)率的影響

入爐煙氣量與Fe2O3產(chǎn)率的關系如圖5(b)所示.由圖可知，隨著入爐煙氣量的增加，豎爐出口處的wp(Fe2O3)先增加后減少.由圖4(b)可知，當煙氣量小于等于65.6 t/h時，入爐煙氣量的增加可使豎爐爐溫升高，進而導致化學反應速率增加，球團氧化程度增大，故Fe2O3的產(chǎn)率增加;當煙氣量超過最大需求值時，繼續(xù)增加煙氣量，爐溫變化不大，但是過量高溫煙氣的加熱作用會使球團加熱過快，導致球團來不及完全氧化就發(fā)生熔融粘結［15］，故Fe2O3的產(chǎn)率降低.

冷卻風量對Fe2O3產(chǎn)率的影響如圖5(c)所示.由圖可知，F(xiàn)e2O3的產(chǎn)率隨著冷卻風量的增加而升高.當冷卻風量小于等于最大需求值7.8×104m3/h時，豎爐爐溫隨著冷卻風量的增加而升高.焙燒帶的氧濃度也隨之增大，從而促使焙燒反應速率加快，故Fe2O3的產(chǎn)率增大.當冷卻風量大于最大需求值時，繼續(xù)增加冷卻風量，爐溫降低，但由于焙燒帶的氧濃度增加，其影響超過爐溫降低所帶來的影響，因而，F(xiàn)e2O3產(chǎn)率依然有所增加.

3 結論

1)對典型生產(chǎn)工況下的氣固流動與焙燒過程耦合進行了三維數(shù)值模擬.模擬結果與實際生產(chǎn)監(jiān)測結果吻合較好.

2)當入爐煙溫低于1 400 K時，豎爐爐溫和Fe2O3產(chǎn)率均隨入爐煙溫的升高而增大;當入爐煙溫超過1 400 K時，豎爐爐溫和Fe2O3產(chǎn)率則均隨入爐煙溫的升高而減小.

3)當入爐煙氣量小于65.6 t/h時，豎爐爐溫和Fe2O3產(chǎn)率均隨入爐煙氣量的增加而增加;當入爐煙氣量超過65.6 t/h時，繼續(xù)增加煙氣量，豎爐爐溫變化不大，F(xiàn)e2O3產(chǎn)率減少.

4)當冷卻風量小于7.8×104m3/h時，豎爐爐溫和Fe2O3產(chǎn)率均隨冷卻風量的增加而增加;當冷卻風量超過7.8×104m3/h時，爐溫隨冷卻風量的增加而降低，F(xiàn)e2O3產(chǎn)率隨冷卻風量的增加而增加.

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Three-dimensional numerical simulation of gas-solid flow and roasting process coupling in pelletizing shaft furnace

Jiang Lu1，2Huang Shan1，2Wang Tiancai3Liu Fei3Zhong Wenqi1，2Jin Baosheng1，2Zhang Zhi3Feng Shangjin3

(1Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096，China)
(2School of Energy and Environment，Southeast University，Nanjing 210096，China)
(3Nanjing Steel Industrial Development Co.，Ltd.，Nanjing 210035，China)

Based on the Eulerian multiphase flow model，the three-dimensional numerical model of gas-solid flow and roasting process coupling in pelletizing shaft furnace is established.The gas phases is modeled with thek-eturbulent model;the particle is modeled with the kinetic theory of the granular flow model;the chemical reaction is modeled with the oxidation kinetics model.The roasting processes for different operating conditions are simulated to discuss the effects of the operating parameters on the temperature of the furnace and the yield of Fe2O3.The results show that there are maximum requirement values for the flue gas temperature entering the shaft furnace，the amount of flue gas entering the shaft furnace and the amount of cold air entering the shaft furnace，and the values are 1 400 K，65.6 t/h，7.8 ×104m3/h，respectively.Before reaching the maximum values，the temperature of the furnace and the yield of Fe2O3increases with the increase of the flue gas temperature，the amount of flue gas and the amount of cold air.In excess of the maximum values，the temperature of the furnace decreases with the increase of the flue gas temperature and the amount of cold air，and has little changes with the increase of the amount of flue gas.The yield of Fe2O3decreases with the increase of the flue gas temperature and the amount of flue gas，and increases with the increase of the amount of cold air.

gas-solid flow;pelletizing shaft furnace;roasting process;Eulerian model;numerical simulation

TK051.1

A

1001－0505(2012)02-0301-07

10.3969/j.issn.1001 －0505.2012.02.021

2011-08-03.

蔣鷺(1987—)，女，碩士生;鐘文琪(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導師，wqzhong@seu.edu.cn.

蔣鷺，黃山，王天才，等.球團豎爐氣固流動與焙燒過程耦合的三維數(shù)值模擬［J］.東南大學學報:自然科學版，2012，42(2):301-307.［doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2012.02.021］