趙 凱，宮曉然，胡長慶，師學(xué)峰，齊淵洪

(1. 河北聯(lián)合大學(xué) 冶金與能源學(xué)院，河北 唐山 063009；2.鋼鐵研究總院 先進鋼鐵流程及材料國家重點實驗室，北京 100081)

轉(zhuǎn)底爐(Rotary Hearth Furnace，簡稱RHF)工藝是一種煤基快速直接還原技術(shù)[1～4].該工藝思想最早由Ross公司(Midrex公司前身)提出，并于1964年開始進行規(guī)模試驗，從1978年在美國Ellwood市建成第一座具有商業(yè)意義的轉(zhuǎn)底爐INMETCO工藝起到現(xiàn)在轉(zhuǎn)底爐的發(fā)展已經(jīng)有30多年的歷史[5～7].在轉(zhuǎn)底爐發(fā)展過程中，美國、德國、日本等國家都相繼投入力量開發(fā)研究，先后實現(xiàn)了工業(yè)化生產(chǎn)廠.目前，該技術(shù)已經(jīng)逐漸趨于成熟并表現(xiàn)出一定的商業(yè)發(fā)展?jié)摿?

轉(zhuǎn)底爐的工藝流程比較簡單(見圖1)：首先將含鐵原料(鐵精粉等)與還原劑(煤等)混勻造球；其次利用轉(zhuǎn)底爐煙氣的余熱烘干生球及預(yù)熱；最后利用轉(zhuǎn)底爐內(nèi)高溫還原氣氛使含碳球團金屬化并進行渣鐵分離.

燒嘴作為轉(zhuǎn)底爐的加熱設(shè)備，對保持爐內(nèi)的溫度和氣氛分布起著無可替代的作用[1～2].因此，對燒嘴的燃燒狀況進行模擬與分析，可以更好地掌握燒嘴噴出的氣流燃燒時的實際溫度分布情況，為實際生產(chǎn)提供理論支撐.

圖1 轉(zhuǎn)底爐工藝流程圖Fig.1 The process flow diagram of RHF

1 燒嘴的數(shù)學(xué)模型

1.1 燒嘴的物理模型

本文以轉(zhuǎn)底爐所用蓄熱式燒嘴為模擬對象.采用三維模型(見圖2，圖3)來模擬燒嘴燃燒時在不同工藝條件下，燃料(丙烷)與空氣流場對燃燒時火焰的中心溫度、周圍的溫度場分布以及各個組分的摩爾分數(shù)的影響.在劃分網(wǎng)格與分析氣體燃燒溫度和流動時作如下簡化和假設(shè)：(1)氣體為不可壓縮的流體；(2)忽略氣體的相變；(3)模型壁面無穿透，忽略壁面?zhèn)鳠?

圖2 燒嘴Gambit模型 Fig.2 The model of nozzle in Gambit

圖3 燒嘴網(wǎng)格圖Fig.3 The grid of nozzle

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 控制方程

(1) 連續(xù)性方程:

(1)

(2) 動量方程：

(2)

(3) 組分方程：

(3)

(4) 能量方程：

(4)

(5) 理想氣體狀態(tài)方程：

(5)

式中:ωs為組分s的質(zhì)量分數(shù)，%；Ms為組分s的摩爾質(zhì)量,g·mol-1；Rs為組分s的消耗速率；h為混合物焓，J；q為反應(yīng)熱，J；ρ為丙烷氣體的密度，kg·m-3；D為擴散系數(shù)，m2·s-1；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；μ為黏性系數(shù)，Pa·s；p為壓強，Pa；u為瞬時速度；x為直角坐標分量.

1.2.2 邊界條件

(1) 出口設(shè)定為自由出口；

(2) 燒嘴模型入口設(shè)定為速度入口，燃料(丙烷)與空氣混合氣體的密度、熱容量、導(dǎo)熱系數(shù)和黏度均采用Fluent組分傳輸模型Propane-air-2-step中提供的數(shù)據(jù)；

(3) 壁面設(shè)定為無滑移定壁溫條件，選定壁面材料為鋁，密度為2 719 kg/m3，比熱容為841 J/(kg·K)，熱導(dǎo)率為202 W/(m·K)，外壁耐材導(dǎo)熱系數(shù)較低，因此忽略對外散熱.

1.2.3 模型求解

利用Gambit2.3.16對燒嘴進行幾何建模并且采用Cooper網(wǎng)格進行劃分網(wǎng)格.對控制方程進行離散求解，離散采用二階差分格式.文中流動模型采用低壓層流模型，燃燒模型選擇組分傳輸模型中的Propane-air-2-step模型，不同溫度下的化學(xué)反應(yīng)速率遵循Arrhenius定律.連續(xù)性方程、動量方程和組分守恒方程收斂殘差標準均為10-3，能量方程收斂殘差標準均為10-6.

2 模擬結(jié)果分析與討論

2.1 網(wǎng)格精度的影響

為了解網(wǎng)格精度對模擬結(jié)果的影響，首先采用三種不同的網(wǎng)格精度對模型進行劃分，詳細網(wǎng)格劃分數(shù)據(jù)如表1.

表1 網(wǎng)格模型劃分數(shù)據(jù)

在同等工藝參數(shù)條件下，對三種不同網(wǎng)格精度的模型進行模擬計算，得到丙烷在不同網(wǎng)格精度條件下最高燃燒溫度見表2.

表2 不同精度條件下燃燒溫度對比

由表2知，當(dāng)網(wǎng)格精度Interval分別為1和1.5時較為接近丙烷在空氣中充分燃燒時的理論溫度2 270 K(1 997 ℃)；由表1知，當(dāng)Interval=1.5時，網(wǎng)格數(shù)為23 724個，僅為Interval=1時網(wǎng)格數(shù)的30%，這在模擬過程中可大大節(jié)省計算時間.綜合計算精度高低與計算時間長短可得，當(dāng)Interval=1.5時完全達到模擬的要求，故后續(xù)均選擇Interval=1.5時劃分的網(wǎng)格進行模擬.

2.2 空燃比的影響

2.2.1 空燃比對燃燒溫度的影響

在其他工藝參數(shù)一定的情況下，只改變空燃比見表3.在不同空燃比下進行模擬計算，以此來考察分析空燃比對燃燒溫度的影響，其模擬結(jié)果如圖4所示.

表3 空氣-燃料比

圖4 溫度隨空燃比變化曲線 Fig.4 Temperature curve vs air-fuel ratio

由圖4可知，當(dāng)空燃比在18～38時，燒嘴燃燒溫度可以穩(wěn)定地保持在 2 110 K(1 837 ℃)以上.當(dāng)空燃比低于18，或高于38，燒嘴燃燒溫度就會下降至2 080 K(1 807 ℃) 左右.這是因為：當(dāng)空燃比過高時，雖燃料充分燃燒，但空氣嚴重過量，燒嘴上半部分幾乎全部被空氣占據(jù)，對流換熱嚴重，使過多溫度較低的空氣帶走了一部分熱量，導(dǎo)致燒嘴溫度較低(見圖5)；當(dāng)空燃比過低時，由于空氣量不足，火焰燃燒物中CO比例較大，導(dǎo)致燃燒火焰較短，致使燃燒不充分(見圖6)，同時，溫度較低的燃料過多也帶走了一部分熱量.另外，對比圖5和圖6，雖然空燃比為50時CO最高摩爾分數(shù)為0.0125，略高于空燃比為15時的0.0114，但前者CO所占體積遠遠小于后者，其所產(chǎn)生的總量也遠遠小于后者.在實際生產(chǎn)過程中，轉(zhuǎn)底爐分為還原區(qū)、熔分區(qū)和冷卻區(qū)，因此可根據(jù)每個區(qū)所要求的溫度，對燒嘴的空燃比進行調(diào)節(jié)，以達到各個溫區(qū)所要求的最佳效果.

圖5 空燃比為50時CO摩爾分數(shù)Fig.5 Mole fraction of co when air-fuel ratio is 50

圖6 空燃比為15時CO摩爾分數(shù)Fig.6 Mole fraction of co when air-fuel ratio is 15

2.2.2 空燃比對氣氛的影響

轉(zhuǎn)底爐內(nèi)球團發(fā)生的反應(yīng)屬于直接還原反應(yīng)，其對還原氣氛有著嚴格的要求，按理論分析爐內(nèi)應(yīng)是完全的還原氣氛，無氧化氣氛存在.只有如此方能保證球團還原得徹底以及防止還原之后的球團二次氧化[8～10].轉(zhuǎn)底爐內(nèi)發(fā)生的反應(yīng)為：

3Fe2O3+CO=2Fe3O4+CO2

(6)

Fe3O4+CO=3FeO+CO2

(7)

FeO+CO=Fe+CO2

(8)

CO2+C=2CO

(9)

由上述反應(yīng)式可以看出，為保證直接還原的效果，空氣中的氧氣必須被燃料完全耗盡，轉(zhuǎn)底爐內(nèi)燃料燃燒后的剩余氣體應(yīng)是CO、CO2、N2和NOx混合物.

圖7 O2摩爾分數(shù)隨空燃比變化圖Fig.7 Mole fraction of O2 vs air-fuel ratio

圖7為O2摩爾分數(shù)w(O2)隨空氣-燃料比的變化曲線.由圖可以看出，在空燃比小于29時，隨著空燃比的增大，w(O2) 也會隨之快速增長，這是由于快速增加的O2量遠遠大于燃燒所需；當(dāng)空燃比大于40時，w(O2) 隨著空燃比的變化會略有增加，但變化不大，這是由于此時空氣基數(shù)較大，而燃料消耗的O2一定，故w(O2)變化幅度不明顯.

圖8 O2摩爾分數(shù)Fig.8 Mole fraction of O2

圖9 CO2摩爾分數(shù)Fig.9 Mole fraction of CO2

圖10 CO摩爾分數(shù) Fig.10 Mole fraction of CO

圖11 N2摩爾分數(shù) Fig.11 Mole fraction of N2

由圖8可以看出，在火焰末端，O2摩爾分數(shù)小于0.01，所占量非常小，而且剩余的氧會在高溫下與轉(zhuǎn)底爐內(nèi)含碳球團表面的過剩的C發(fā)生反應(yīng)生成CO；由圖9可以看出，反應(yīng)(9)還沒有發(fā)生時，反應(yīng)生成的CO2其摩爾分數(shù)最高約0.1，經(jīng)計算表明，燃料已經(jīng)完全燃燒；由圖10可以看出，在火焰初始段CO摩爾分數(shù)最高約為0.012，此數(shù)值明顯高于火焰末端的0.007，這是由于在燃料進口端燃料相對充足，碳不完全燃燒的緣故；由圖11可以看出，燒嘴內(nèi)的N2摩爾分數(shù)在出口端大于0.71，N2摩爾分數(shù)高可以有效保護轉(zhuǎn)底爐內(nèi)的還原氣氛.另外，燃燒還會有一定量的H2O和NOX產(chǎn)生，但是由于量很小，其摩爾分數(shù)均在10-4以下，且對轉(zhuǎn)底爐氣氛沒有破壞，故在此不做分析.

3 結(jié) 論

通過對丙烷在轉(zhuǎn)底爐采用的加熱設(shè)備——蓄熱式燒嘴中的燃燒蓄熱過程進行模擬，確定了模擬計算所要求的網(wǎng)格精度，并分析了空氣-燃料比對丙烷燃燒溫度和各組分的摩爾分數(shù)及CO生成率的影響，結(jié)論如下：

(1)計算表明：當(dāng)網(wǎng)格精度選取為Interval=1.5時，燃燒溫度較為接近丙烷理論燃燒溫度，且網(wǎng)格數(shù)量僅為Interval=1時網(wǎng)格數(shù)的30%，這可大大減少計算時間.因此本模擬的最佳網(wǎng)格精度選為Interval=1.5.

(2)空氣-燃料比對燃燒溫度會產(chǎn)生不同程度的影響：當(dāng)空燃比在18～38時，燃燒溫度可穩(wěn)定保持在 2 110 K(1 837 ℃) 以上；當(dāng)空氣-燃料比低于18時，燃燒溫度與空氣-燃料比呈正比關(guān)系，燃燒溫度處于2 080～2 110 K(1 807～1 837 ℃)之間；當(dāng)空氣-燃料比高于38時，燃燒溫度與空氣-燃料比呈反比關(guān)系，燃燒溫度處于 2 080～2 110 K(1 807～1 837 ℃)之間.

(3)空氣-燃料比發(fā)生變化時，燒嘴內(nèi)各組分的摩爾分數(shù)會發(fā)生變化.O2的摩爾分數(shù)所占量小，而N2的摩爾分數(shù)較高，CO2的摩爾分數(shù)最高約0.1，并且當(dāng)空燃比為15時，CO產(chǎn)生的總量相對較高.

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