郁肖兵，張 偉,2，李 強(qiáng)，鄒宗樹(shù)

(1. 東北大學(xué)冶金多相傳輸及反應(yīng)工程研究所，沈陽(yáng)110819；2. 武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430081)

高爐煤氣平均停留時(shí)間的模擬及討論

郁肖兵1，張 偉1,2，李 強(qiáng)1，鄒宗樹(shù)1

(1. 東北大學(xué)冶金多相傳輸及反應(yīng)工程研究所，沈陽(yáng)110819；2. 武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430081)

為了探究高爐煤氣分布的規(guī)律，本研究在考慮料層分布的前提下使用三維高爐數(shù)學(xué)模型計(jì)算了煤氣的平均停留時(shí)間.結(jié)果表明，料層分布對(duì)煤氣流場(chǎng)影響明顯，煤氣平均停留時(shí)間和鼓風(fēng)速度存在比較明顯的線(xiàn)性關(guān)系.特別是對(duì)于1 850 m3的高爐在200 m/s的鼓風(fēng)速度下，模型求得煤氣平均停留時(shí)間約為6 s.此外，從幾何相似的角度分析了幾何模型的選擇對(duì)模擬煤氣平均停留時(shí)間的影響，得出了三維幾何模型應(yīng)為模擬煤氣平均停留時(shí)間最優(yōu)幾何的結(jié)論.

高爐；煤氣停留時(shí)間；煤氣分布；數(shù)值模擬；三維

在高爐生產(chǎn)過(guò)程中，焦炭和含鐵原料(礦石，燒結(jié)礦，球團(tuán)礦)通過(guò)布料設(shè)備從爐頂加入，鼓風(fēng)(溫度可達(dá)1 000 ℃)通過(guò)風(fēng)口圍管及每個(gè)風(fēng)口支管，進(jìn)入高爐.由于壓縮機(jī)提供的壓強(qiáng)很大，熱風(fēng)具有很高的動(dòng)能，進(jìn)入高爐后會(huì)將風(fēng)口前端的焦炭吹開(kāi)，形成空隙度很高的風(fēng)口回旋區(qū)，并裹挾焦炭在回旋區(qū)內(nèi)運(yùn)動(dòng)和燃燒，同時(shí)產(chǎn)生大量的還原煤氣(主要成分為CO).還原煤氣隨即向高爐中心和上部流動(dòng)，隨著熱量的交換和Fe氧化物還原的進(jìn)行，煤氣成分不斷發(fā)生變化，其中CO持續(xù)減少，CO2逐漸增多，煤氣的還原勢(shì)則不斷下降，最后通過(guò)高爐頂部煤氣上升管道離開(kāi)高爐.與煤氣接觸的含鐵原料，在下行的過(guò)程中，受到煤氣物理熱和還原勢(shì)的影響，逐漸失去水分和氧元素，經(jīng)歷軟化、熔融、滴落等過(guò)程，完成鐵素和脈石的分離，匯聚于爐缸，最后以鐵水和爐渣的形式排出高爐，至此高爐完成一個(gè)冶煉周期.

由于高爐煉鐵過(guò)程是復(fù)雜的高溫物理化學(xué)過(guò)程，再加上爐墻和冷卻設(shè)備的包覆，造成高爐內(nèi)部冶煉過(guò)程的不可視性，給冶金工作者掌握高爐內(nèi)部冶煉規(guī)律帶來(lái)很大困難.為了解決這類(lèi)難題，冶金工作者開(kāi)發(fā)了多種數(shù)學(xué)模型[1-13].相比于工業(yè)試驗(yàn)和半工業(yè)試驗(yàn)，高爐數(shù)學(xué)模型實(shí)施起來(lái)相對(duì)容易，耗費(fèi)人力物力成本較低，并能得到高爐內(nèi)部現(xiàn)象的細(xì)節(jié)性描述，從而有利于高爐的生產(chǎn)控制和過(guò)程優(yōu)化.高爐內(nèi)合理的煤氣運(yùn)動(dòng)對(duì)冶煉過(guò)程的順利進(jìn)行具有重要的意義，而煤氣速度分布能直觀地反應(yīng)高爐內(nèi)部煤氣流動(dòng)狀態(tài)，煤氣停留時(shí)間亦能反應(yīng)出煤氣在高爐內(nèi)部流動(dòng)的快慢及煤氣利用情況[14]，煤氣停留時(shí)間過(guò)長(zhǎng)，說(shuō)明爐內(nèi)存在煤氣呆滯區(qū)；而停留時(shí)間過(guò)短，則可能意味著煤氣利用率的下降或管道行程.前人已對(duì)高爐煤氣停留時(shí)間做了一定的研究，如孫紹杰等人[10]通過(guò)使用85Kr作為示蹤劑得到了2 580 m3高爐的煤氣平均停留時(shí)間約為6.45 s，證明了實(shí)際工況下監(jiān)測(cè)煤氣停留時(shí)間的可行性；儲(chǔ)滿(mǎn)生等人[11]提及的高爐內(nèi)煤氣平均停留時(shí)間介于2～10 s之間；袁冬冬[12]、高攀等人[13]采用數(shù)值模擬的方法，對(duì)高爐內(nèi)部料層進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，分別計(jì)算了二維和三維高爐的煤氣停留時(shí)間，并應(yīng)用停留時(shí)間分布理論求得了高爐內(nèi)部死區(qū)的體積分?jǐn)?shù)，但其未考慮料層交替排布和料面傾角變化對(duì)煤氣流動(dòng)的影響.本文建立的三維模型考慮了高爐內(nèi)部料層分布對(duì)煤氣流動(dòng)的影響，并通過(guò)計(jì)算機(jī)模擬得到了高爐煤氣平均停留時(shí)間分布的一些規(guī)律.此外，本文還簡(jiǎn)要討論了不同幾何模型的選擇對(duì)煤氣停留時(shí)間模擬的影響.

1 數(shù)值模擬方法

1.1 控制方程

氣體連續(xù)性方程：

(εgρgUg)=0

(1)

氣體動(dòng)量方程：

(εgρgUgUg)=g-εg

(2)

氣體組分傳輸方程：

(3)

體積分?jǐn)?shù)方程：

εg+εs=1

(4)

在本模型中對(duì)示蹤劑物理性質(zhì)的處理是認(rèn)為其與煤氣性質(zhì)完全一致，即便如此FLUENT仍可根據(jù)名字識(shí)別該示蹤劑.考慮了湍流對(duì)煤氣和示蹤劑分布的影響，湍動(dòng)能和湍動(dòng)耗散率的計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε雙方程模型.

1.2 爐料分布處理方法

考慮了布料操作對(duì)煤氣流分布的影響，軟熔帶及其以上的爐料的料面函數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[15]中提供的方法計(jì)算得出，料面分布模型計(jì)算得到的料面角度隨料面編號(hào)(編號(hào)從爐喉料層往下逐漸增加)變化的關(guān)系曲線(xiàn)如圖1所示.

圖1 料面傾角變化圖Fig.1 Change of the burden surface inclination angle

顯性考慮了風(fēng)口回旋區(qū)對(duì)煤氣初始分布的影響，風(fēng)口回旋區(qū)大小根據(jù)文獻(xiàn)[16]提供的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算，為方便編程對(duì)回旋區(qū)進(jìn)行球形簡(jiǎn)化處理.由文獻(xiàn)[17]提供的高爐解剖數(shù)據(jù)，死料柱與水平面夾角取為45度.軟熔帶結(jié)構(gòu)采用旋轉(zhuǎn)二次曲面進(jìn)行形狀模擬，并考慮了影響煤氣二次分布的軟融層和焦炭層.模型中所使用的模擬條件列于表1.

另外，為了較為準(zhǔn)確地模擬高爐內(nèi)部的煤氣流場(chǎng)，并盡量減少低質(zhì)量網(wǎng)格所引起的迭代誤差的影響(注：網(wǎng)格質(zhì)量的高低和排列的規(guī)整程度直接影響速度場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性和云圖的可視性)，基于ICEM劃分BLOCK的方法，對(duì)高爐整體生成全六面體網(wǎng)格(并非基于軸對(duì)稱(chēng)或薄片結(jié)構(gòu)或單個(gè)風(fēng)口扇形幾何)，并對(duì)風(fēng)口區(qū)域進(jìn)行單獨(dú)加密，網(wǎng)格綜合質(zhì)量確保在0.85以上.

表1 模型所用參數(shù)和模擬條件

1.3 煤氣停留時(shí)間測(cè)定方法

使用FLUENT獲得煤氣停留時(shí)間的總體思路與通過(guò)物理實(shí)驗(yàn)測(cè)定停留時(shí)間基本相當(dāng)：即在反應(yīng)器入口處(相當(dāng)于本數(shù)值實(shí)驗(yàn)的風(fēng)口位置)脈沖加入示蹤劑，然后在反應(yīng)器出口處(相當(dāng)于本模型的爐頂出口)監(jiān)測(cè)并記錄示蹤劑濃度隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù).具體實(shí)現(xiàn)步驟如下：

第一步：使用模型計(jì)算得到穩(wěn)態(tài)收斂的流場(chǎng)(此時(shí)入口示蹤劑濃度為0)；

第二步：將模型改為非穩(wěn)態(tài)，并將入口處示蹤劑的組分濃度調(diào)整為單位1，然后求解脈沖時(shí)間內(nèi)示蹤劑的分布狀態(tài)(此時(shí)相當(dāng)于注入示蹤劑的過(guò)程)；

第三步：示蹤劑添加結(jié)束，將其在入口處的濃度重新調(diào)整為0，設(shè)置出口監(jiān)測(cè)面以監(jiān)測(cè)示蹤劑濃度隨時(shí)間的變化，隨后求解示蹤劑組分方程；

第四步：方程求解完畢，導(dǎo)出示蹤劑數(shù)據(jù)并進(jìn)行相應(yīng)后處理計(jì)算.

2 結(jié)果及討論

2.1 三維速度場(chǎng)分布

圖2是鼓風(fēng)速度為200 m/s時(shí)，風(fēng)口軸線(xiàn)所在水平面(y=1.5)的煤氣速度(表觀速度)分布圖，其中圖2(a)所示的云圖標(biāo)尺為0～200，從云圖中可以看出煤氣速度變化跨度很大，在高爐內(nèi)部中心區(qū)域煤氣速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于風(fēng)口處的煤氣速度，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的主要原因可以由風(fēng)量和橫截面積的關(guān)系解釋?zhuān)狠S線(xiàn)所在水平面的橫截面積(模型中高爐爐缸直徑為10.6 m)遠(yuǎn)大于風(fēng)口總面積(風(fēng)口直徑為130 mm).為了清晰地顯示風(fēng)口前端煤氣速度變化規(guī)律，將標(biāo)尺區(qū)間選擇為0～5，如圖2(b)所示，從圖中可以看出風(fēng)口回旋區(qū)內(nèi)的速度并非分布均勻，而是呈現(xiàn)出明顯的梯度特征：越接近高爐中心，煤氣速度越低；另外，速度梯度主要集中體現(xiàn)在回旋區(qū)內(nèi)部.同回旋區(qū)內(nèi)的特征相比，煤氣在離開(kāi)回旋區(qū)之后，速度梯度在軸向上明顯減小，在圓周方向上則已看不出明顯的速度差別(可以將此種分布近似看作沿高爐中心軸線(xiàn)呈軸對(duì)稱(chēng)分布)，這從側(cè)面佐證了使用軸對(duì)稱(chēng)模型研究高爐的合理性.

圖3是選取高爐內(nèi)部幾個(gè)典型的縱向、橫向截面進(jìn)一步探究煤氣分布的規(guī)律.其中圖3(a)展示的是相互垂直的兩平面(x=0和z=0)上的煤氣分布特征；圖3(b)顯示的是不同高度(20 m，18 m，14 m，12 m，8 m，6 m，1.5 m)對(duì)應(yīng)的水平截面上的煤氣分布.從圖中可以較為清晰地觀察出鼓風(fēng)從進(jìn)入到離開(kāi)高爐的整個(gè)行程中所經(jīng)過(guò)不同空間位置時(shí)的速度分布：煤氣在爐內(nèi)的低速區(qū)域集中在高爐中心部位死料柱和軟熔帶的熔融層(可參考圖4(b))，而煤氣速度較高的區(qū)域則存在于回旋區(qū)內(nèi)部和爐喉中心部位.這種現(xiàn)象是高爐內(nèi)部爐料分布對(duì)氣體流動(dòng)造成的綜合影響的結(jié)果.從圖3(b)可以看出同一水平面上的煤氣速度分布并非一致，而是與爐料粒度、空隙度分布存在較為嚴(yán)格的對(duì)應(yīng)關(guān)系：透氣性差的區(qū)域，煤氣速度相對(duì)低；透氣性較好的區(qū)域，煤氣速度相對(duì)也較高.

圖4(a)是煤氣速度矢量圖，可以從圖中看出高爐內(nèi)部煤氣的三次分布，即：回旋區(qū)作為煤氣的發(fā)源地，是煤氣的初始分布地帶；軟熔帶焦炭層對(duì)煤氣二次分布的水平導(dǎo)向作用；以及爐身處料層對(duì)煤氣流分布的再整流作用.圖4(b)顯示的是模型計(jì)算所得到的煤氣速度在0～0.5 m/s 之間的區(qū)域，可以看出這些區(qū)域主要集中在高爐中心死料柱和軟熔帶熔融層，并且從計(jì)算結(jié)果看，高爐中心死料柱的煤氣流速度分布并非一致.

圖2 風(fēng)口橫截面速度分布云圖Fig.2 Velocity distribution contour on horizonal slice at tuyeres height

圖3 高爐內(nèi)幾個(gè)典型截面速度分布云圖Fig.3 Velocity distribution contour on several typical slices in the blast furnace

圖4 速度分布矢量圖和低速區(qū)云圖Fig.4 Velocity vector and low-speed contour on vertical slice

2.2 三維壓強(qiáng)場(chǎng)分布

圖5是模型計(jì)算得到的壓強(qiáng)(靜壓)分布圖，從圖中可以看出壓強(qiáng)變化較大的區(qū)域是軟熔帶區(qū)域和回旋區(qū)內(nèi)部，在這兩個(gè)區(qū)域以外，高爐壓強(qiáng)變化比較平緩；從圖(b)可以看出同一水平截面上的壓強(qiáng)也并非完全一致，即壓強(qiáng)與爐料粒度，空隙度分布存在較為明顯的對(duì)應(yīng)關(guān)系.

2.3 煤氣平均停留時(shí)間的計(jì)算及討論

通過(guò)在風(fēng)口處添加示蹤劑(持續(xù)時(shí)間0.001 s)并在出口處實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)示蹤劑的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，可以得出示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化關(guān)系，通過(guò)無(wú)因次化處理，即可得到不同鼓風(fēng)速度所對(duì)應(yīng)的停留時(shí)間分布曲線(xiàn)(RTD)，考慮到本文重點(diǎn)是對(duì)煤氣平均停留時(shí)間規(guī)律的探究而非高爐RTD曲線(xiàn)本身特性的分析，故不再給出高爐煤氣的RTD曲線(xiàn).

(5)

從圖6可以看出模型計(jì)算得到的高爐內(nèi)煤氣的平均停留時(shí)間與鼓風(fēng)速度近似呈線(xiàn)性關(guān)系，其中在鼓風(fēng)速度為150m/s時(shí)，停留時(shí)間約為8s，在鼓風(fēng)速度為200m/s時(shí)，氣體平均停留時(shí)間約為 6s，這與文獻(xiàn)[10]中提供的測(cè)量數(shù)據(jù)具有一定的一致性.當(dāng)鼓風(fēng)速度繼續(xù)增大，煤氣的平均停留時(shí)間繼續(xù)減小，但減小的幅度略微縮小.

圖6 煤氣平均停留時(shí)間與鼓風(fēng)速度關(guān)系曲線(xiàn)Fig.6 Relation between average gas residence time and blast velocity

圖6中A點(diǎn)為相同模擬條件下，使用二維幾何模型求得的煤氣平均停留時(shí)間，可以看出其數(shù)值與三維模型計(jì)算結(jié)果差別很大.這主要是由于計(jì)算域體積的差別使得二維模型不能完全替代三維模型；其次，二維模型的風(fēng)口面積與實(shí)際不符，這會(huì)影響鼓風(fēng)速度和鼓風(fēng)量的確定.另外，從模型計(jì)算結(jié)果可以看出流場(chǎng)關(guān)于高爐中心近似呈軸對(duì)稱(chēng)分布，這說(shuō)明可以使用軸對(duì)稱(chēng)模型模擬高爐現(xiàn)象.但軸對(duì)稱(chēng)模型得到的風(fēng)口面積(4.32m2)約為實(shí)際風(fēng)口總面積(0.32m2)的13.5倍(假設(shè)風(fēng)口直徑為130mm，爐缸直徑為10.6m，風(fēng)口數(shù)目為24).在保證鼓風(fēng)總量不變的前提下，其鼓風(fēng)速度或風(fēng)口直徑大約要降為原來(lái)的1/13.由計(jì)算可知煤氣平均停留時(shí)間與煤氣速度有很強(qiáng)的線(xiàn)性關(guān)系，降低煤氣流速會(huì)使平均停留時(shí)間的求解不準(zhǔn)確.另外，過(guò)窄的風(fēng)口邊界會(huì)對(duì)數(shù)值計(jì)算帶來(lái)一定的影響.綜上所述，全三維幾何是模擬高爐煤氣平均停留時(shí)間的最優(yōu)幾何.

高爐內(nèi)煤氣低速區(qū)的存在對(duì)冶煉是不利的，一方面它不能有效地傳遞還原所需的熱量和還原劑，另一方面，會(huì)引起高爐單位生產(chǎn)成本的增加和內(nèi)部空間利用效率的下降.為了進(jìn)一步探究煤氣低速區(qū)分布規(guī)律，通過(guò)數(shù)學(xué)方法統(tǒng)計(jì)出死料柱內(nèi)低于煤氣速度參考值(本文取0.1m/s)的區(qū)域體積，且認(rèn)為煤氣呆滯區(qū)或死區(qū)主要由該部分區(qū)域組成.模型求得死料柱內(nèi)煤氣低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)隨鼓風(fēng)速度的變化關(guān)系如圖7所示.從圖7可以看出，隨著鼓風(fēng)速度的增加，高爐中心死料柱內(nèi)低速區(qū)的體積分?jǐn)?shù)逐漸變小：對(duì)于鼓風(fēng)速度為200m/s的操作條件，模型計(jì)算得出其中心死料柱內(nèi)低速區(qū)的體積分?jǐn)?shù)約為22%，對(duì)于300m/s的鼓風(fēng)條件，其相應(yīng)的煤氣低速區(qū)比例變?yōu)?5%.由厄根方程可知，大的鼓風(fēng)動(dòng)能必然伴隨較大的沿程阻損，料柱中心煤氣具有的動(dòng)能是能量重新分配的結(jié)果.對(duì)于鼓風(fēng)壓強(qiáng)相對(duì)穩(wěn)定且透氣性較好的高爐(比如中心加焦操作)，熱風(fēng)受到阻力相對(duì)較小更容易吹透高爐中心，反之亦反.亦即鼓風(fēng)速度或低速區(qū)比例(即停留時(shí)間分布曲線(xiàn)的“尾巴”)和鼓風(fēng)壓強(qiáng)應(yīng)具有較強(qiáng)的對(duì)應(yīng)關(guān)系.

圖7 死料柱內(nèi)低速區(qū)比例與鼓風(fēng)速度關(guān)系曲線(xiàn)Fig.7 Relation between low-speed area percentage of deadman and blast velocity

高爐鼓風(fēng)速度可以根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程和工業(yè)生產(chǎn)數(shù)據(jù)(部分?jǐn)?shù)據(jù)來(lái)源于參考文獻(xiàn)[18])進(jìn)行簡(jiǎn)化推導(dǎo).通過(guò)推導(dǎo)可以近似得到大型高爐正常冶煉情況下鼓風(fēng)速度的數(shù)值約為200m/s，在該入口條件下模型計(jì)算得到1850m3高爐的煤氣平均停留時(shí)間計(jì)算約為6s.由于鼓風(fēng)速度和煤氣平均停留時(shí)間有較為明顯的線(xiàn)性關(guān)系，當(dāng)爐況失常(如：懸料或管道)時(shí)風(fēng)口風(fēng)壓和鼓風(fēng)動(dòng)能會(huì)發(fā)生變化，煤氣平均停留時(shí)間會(huì)相應(yīng)地延長(zhǎng)或縮短.如果能實(shí)現(xiàn)停留時(shí)間的準(zhǔn)確測(cè)定并得到正常冶煉時(shí)可供參考的煤氣平均停留時(shí)間，可以通過(guò)該指標(biāo)的變化對(duì)爐況進(jìn)行綜合判斷進(jìn)而優(yōu)化高爐煉鐵操作.

本停留時(shí)間預(yù)測(cè)模型未考慮傳熱和化學(xué)反應(yīng)的影響，得到的只是停留時(shí)間和煤氣流速的半定量化關(guān)系.此外，爐缸煤氣的生成和還原反應(yīng)的發(fā)展均會(huì)對(duì)煤氣量造成一定的影響.這部分氣體在并入料層通道時(shí)會(huì)加快氣體流速，進(jìn)而會(huì)對(duì)煤氣平均停留時(shí)間的確定帶來(lái)影響，但這些影響因素的權(quán)重在文中并未予以考慮.

3 結(jié) 論

(1)構(gòu)建了高爐煤氣流分布模型，計(jì)算結(jié)果顯示：高爐料層分布對(duì)煤氣流場(chǎng)和壓力場(chǎng)的分布影響明顯，計(jì)算煤氣停留時(shí)間應(yīng)考慮料層分布的影響.

(2)半定量地確定了煤氣平均停留時(shí)間與鼓風(fēng)速度之間的關(guān)系，在鼓風(fēng)速度為200m/s時(shí)，得到1 850m3高爐煤氣平均停留時(shí)間約為6s.

(3)分析得出使用二維薄片幾何和軸對(duì)稱(chēng)幾何進(jìn)行模擬的不足之處，指出三維幾何是模擬高爐煤氣平均停留時(shí)間的最優(yōu)幾何.

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Simulation and discussion on the average gas residence time in blast furnace

Yu Xiaobing1, Zhang Wei1,2, Li Qiang1, Zou Zongshu1

(1. Metallurgical Multiphase Transmission & Reaction Engineering Research Institute, Northeastern University, Shenyang 110819, China;2. Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Resource Utilization of Ministry of Education, Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

In order to get a regularity of the gas distribution, the average gas residence time was calculated through a three-dimensional mathematical model of blast furnace (BF), taken into account of the previous calculation of the burden distribution. The results show that, the burden distribution pattern has an obvious impact on the gas flow field. There is an evident linear relationship between the average gas residence time and the blast velocity. Particularly, for the blast furnace of 1 850 m3, the average gas residence time is about 6 seconds at a blast velocity of 200 m/s. According to the similarity theory, effect of the model on the average gas residence time was analyzed. It was found that the three-dimensional model is an optimum one.

blast furnace; gas residual time; gas distribution; numerical simulation; three-dimensional

10.14186/j.cnki.1671-6620.2017.02.002

TF 537

A

1671-6620(2017)02-0083-07