高建業(yè)，駱旭峰，孫用軍,2，董輝

(1. 東北大學(xué) 國(guó)家環(huán)境保護(hù)生態(tài)工業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 沈陽(yáng)，110819；2. 中航商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司，上海，200241)

直接提釩是針對(duì)于遼西高釩鈦低鐵型釩鈦磁鐵精礦提出的，直接從精礦生產(chǎn)釩制品的短流程工藝。作為該工藝的核心設(shè)備，直接提釩焙燒豎爐是針對(duì)于現(xiàn)有回轉(zhuǎn)窯內(nèi)物料填充率低、原料適應(yīng)性差等缺點(diǎn)，借鑒鋼鐵領(lǐng)域球團(tuán)豎爐，提出的一種豎式焙燒設(shè)備，其具有體積小、初始投資低、運(yùn)行便利等優(yōu)點(diǎn)[1?2]。從熱工角度而言，直接提釩焙燒豎爐是一種典型的氣固逆流豎式顆粒床層，屬移動(dòng)床層范疇；豎爐內(nèi)進(jìn)行著釩鈦磁鐵礦球團(tuán)與空氣的氣固換熱，并伴隨氧化焙燒反應(yīng)。根據(jù)爐窯3類變量關(guān)系[3?4]，焙燒豎爐的操作參數(shù)變化影響著爐內(nèi)的氣體流動(dòng)與氣固傳熱過程，進(jìn)而影響著球團(tuán)的焙燒質(zhì)量與產(chǎn)量?；诖耍_展豎爐內(nèi)操作參數(shù)變化對(duì)豎爐爐溫分布的影響研究，可為強(qiáng)化豎爐焙燒效果和優(yōu)化豎爐熱工制度奠定基礎(chǔ)。就床層本質(zhì)而言，焙燒豎爐屬大顆粒隨機(jī)填充床層，可借鑒大顆粒填充床內(nèi)氣固流動(dòng)與傳熱的相關(guān)研究[5?14]。LEONG等[5]采用局部熱平衡模型和多孔介質(zhì)模型，研究了空隙率分布對(duì)料層內(nèi)氣體流動(dòng)和氣固傳熱的影響，但沒有考慮冷卻空氣和料層間的對(duì)流換熱。AL-SUMAILY 等[6]分別采用局部熱力學(xué)平衡模型和非平衡模型分析了填充床內(nèi)顆粒粒徑對(duì)流體流動(dòng)和氣固換熱的影響，詳細(xì)對(duì)比了不同模型的氣體和固體溫度變化規(guī)律，模擬結(jié)果得出局部非熱力學(xué)平衡模型更適用于描述填充床內(nèi)氣固熱交換過程。GHADI等[7]基于多孔介質(zhì)理論和局部熱非平衡模型建立了Midrex豎爐二維軸對(duì)稱氣固穩(wěn)態(tài)流動(dòng)和傳熱數(shù)值模型，研究了雙氣噴吹系統(tǒng)對(duì)豎爐內(nèi)反應(yīng)的影響。ZHOU等[8?9]基于多孔介質(zhì)模型建立了高爐二維穩(wěn)態(tài)氣固傳熱模型，并將高爐內(nèi)氣固換熱與氣體流動(dòng)過程進(jìn)行耦合，討論了不同料層分布和入口條件對(duì)高爐軟熔帶形狀的影響。蔣鷺等[10]基于歐拉多相流模型，建立了南鋼球團(tuán)豎爐的三維數(shù)理模型，并探討了不同操作參數(shù)對(duì)豎爐爐溫和焙燒產(chǎn)物 Fe2O3生產(chǎn)率的影響規(guī)律。BLUHM-DRENHAUS等[11?13]采用離散單元法與流體動(dòng)力學(xué)耦合模型，研究了石灰豎窯內(nèi)的傳熱傳質(zhì)過程。ZHANG等[14]根據(jù)多孔介質(zhì)模型和局部熱非平衡模型，建立燒結(jié)礦冷卻過程的三維非穩(wěn)態(tài)換熱模型，討論了顆粒直徑、入口空氣流速等因素的影響趨勢(shì)，得出了最佳余熱回收效果下的匹配參數(shù)，但模型中動(dòng)量方程源項(xiàng)基于經(jīng)典Ergun經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，與實(shí)際工況存在誤差。綜上所述，目前，有關(guān)移動(dòng)床氣固傳熱數(shù)值計(jì)算多基于多孔介質(zhì)和局部熱非平衡模型，但模型中動(dòng)量方程源項(xiàng)基于傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，缺乏針對(duì)性。有關(guān)釩鈦磁鐵礦直接提釩焙燒豎爐內(nèi)氣固傳熱的穩(wěn)態(tài)研究還鮮有文獻(xiàn)報(bào)道?；诖?，本文作者以局部熱力學(xué)非平衡模型為基礎(chǔ)，將豎爐內(nèi)化學(xué)反應(yīng)熱以內(nèi)熱源的形式定義在能量方程中，并將在自制實(shí)驗(yàn)平臺(tái)獲得的料層壓降公式定義到動(dòng)量方程源項(xiàng)中，建立直接提釩焙燒豎爐的三維穩(wěn)態(tài)數(shù)值模型，研究并分析豎爐操作參數(shù)對(duì)豎爐熱工行為的影響，在保障釩鈦冶金要求和企業(yè)節(jié)能降耗的前提下，獲得中試焙燒豎爐適宜的操作參數(shù)，為后續(xù)中試焙燒工藝的改進(jìn)奠定基礎(chǔ)。

1 模型的建立

1.1 物理模型及其假設(shè)條件

生球團(tuán)礦從豎爐頂部進(jìn)入，經(jīng)預(yù)熱后下行，在燃燒室出口與焙燒風(fēng)進(jìn)行熱量交換，并在下行均熱過程中逐步完成金屬元素的結(jié)晶轉(zhuǎn)化過程，而后繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)被上行的冷卻風(fēng)冷卻，最終經(jīng)排料口排出；冷卻風(fēng)自豎爐底部鼓入，一部分直接上行，完成球團(tuán)冷卻后用于補(bǔ)充球團(tuán)氧化所需氣氛，另一部分進(jìn)入導(dǎo)風(fēng)墻后上行，在頂部與焙燒風(fēng)匯集，用于預(yù)熱生球團(tuán)礦。

豎爐結(jié)構(gòu)參照遼寧某地中試豎爐，其平面圖如圖1所示，考慮到豎爐爐型左右對(duì)稱，探究其一側(cè)爐腔內(nèi)的溫度場(chǎng)及流場(chǎng)分布即可確定豎爐整體的工作狀態(tài)，為簡(jiǎn)化模型，取豎爐的一半作工況分析(圖1中虛線區(qū)域)。圖2所示為通過笛卡兒坐標(biāo)系建立豎爐一側(cè)的三維物理模型，豎爐爐身高為6.4 m，寬為1.1 m，長(zhǎng)為2.5 m，其X軸從豎爐內(nèi)導(dǎo)風(fēng)墻指向豎爐外壁燃燒室，Y軸沿豎爐高度方向向上，Z軸沿豎爐寬度方向從里側(cè)指向外側(cè)。

圖1 直接提釩焙燒豎爐結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Structural diagram of roasting shaft furnace for direct extracting vanadium

圖2 直接提釩焙燒豎爐三維物理模型Fig. 2 Three-dimensional physical model of roasting shaft furnace for direct extracting vanadium

由于豎爐內(nèi)球團(tuán)顆粒的填充結(jié)構(gòu)類似于多孔介質(zhì)，可將球團(tuán)堆積區(qū)域假設(shè)為多孔介質(zhì)區(qū)域來進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。考慮到焙燒豎爐內(nèi)氣流流動(dòng)和氣固傳熱過程的復(fù)雜性，在保證計(jì)算精度的前提下，對(duì)焙燒豎爐的物理模型進(jìn)行如下假設(shè)：

1)豎爐內(nèi)釩礦球團(tuán)為各相同性多孔介質(zhì)，豎爐底部氣流分布均勻；

2)釩鈦磁鐵礦焙燒豎爐運(yùn)行工況穩(wěn)定，各參數(shù)在一定范圍內(nèi)認(rèn)為恒定；

3)將焙燒豎爐內(nèi)的氣體看作不可壓縮流體，其密度變化符合理想氣體狀態(tài)方程，氣體流動(dòng)過程視為單相流體穩(wěn)態(tài)流動(dòng)。

1.2 控制方程

釩鈦磁鐵礦直接提釩焙燒豎爐內(nèi)氣固傳熱與氣體流動(dòng)控制方程如下。

1)連續(xù)性方程：

2)動(dòng)量方程：

式中：ρf為空氣密度，kg/m3；ui，uj分別為在i，j方向上的氣體速度，m/s；Pij為表面壓力，包括靜壓力和氣體黏性壓力，Pa；gi為氣體在i方向上的體積作用力，N/m3；fi為作用在單位體積氣體上的反方向阻力，N/m3。

在動(dòng)量守恒方程(2)中增加動(dòng)量損失源項(xiàng)Si，用來描述氣體流經(jīng)豎爐內(nèi)多孔介質(zhì)時(shí)的動(dòng)量輸運(yùn)過程。

式中：1/α為黏性阻力系數(shù)；C2為慣性阻力系數(shù)；μ為氣體動(dòng)力黏度，Pa.s；u為氣體流動(dòng)速度，m/s。

通過實(shí)驗(yàn)獲得描述焙燒豎爐內(nèi)氣流阻力特性的修正Ergun方程[15]，基于此定義多孔介質(zhì)區(qū)域黏性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)。

式中：ε為床層空隙率；dp為釩鈦磁鐵礦球團(tuán)當(dāng)量直徑，m。

3)能量方程。采用局部非平衡熱力學(xué)穩(wěn)態(tài)雙能量方程求解豎爐內(nèi)釩鈦磁鐵礦球團(tuán)與氣體間的換熱過程[16]，對(duì)豎爐內(nèi)氣體和釩鈦磁鐵礦球團(tuán)分別建立能量方程。

氣相：

固相：

式中：ρs為釩鈦磁鐵礦球團(tuán)的密度，kg/m3；cs和cp分別為釩鈦磁鐵礦球團(tuán)和空氣的比熱容，J/(kg.K)；us和uf分別為顆粒下移速度和氣體表觀流速，m/s；Ts和Tf分別為釩鈦磁鐵礦球團(tuán)和空氣溫度，K；λs和λf分別為釩鈦磁鐵礦球團(tuán)和空氣的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m.K)；hv為氣固對(duì)流體積換熱系數(shù)[4]，W/(m3.K)；Φ為釩鈦磁鐵礦球團(tuán)焙燒化學(xué)反應(yīng)內(nèi)熱源項(xiàng)，W/m3。

釩鈦磁鐵精礦經(jīng)造球形成的球團(tuán)，表1所示為測(cè)得的釩鈦磁鐵礦球團(tuán)成分。

表1 釩鈦磁鐵礦球團(tuán)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Composition ratio of vanadium titanium magnetite pellets %

釩鈦磁鐵礦焙燒和保溫是固體礦在氧化氣氛下從低溫加熱到高溫再維持高溫環(huán)境的連續(xù)過程[17]，主要的化學(xué)反應(yīng)及其化學(xué)反應(yīng)熱如表2所示。

表2 豎爐內(nèi)化學(xué)反應(yīng)Table 2 Chemical reactions in shaft furnace

根據(jù)上述化學(xué)反應(yīng)，計(jì)算實(shí)際工況下的化學(xué)反應(yīng)需氧量以控制豎爐內(nèi)冷風(fēng)上行量，并通過計(jì)算化學(xué)反應(yīng)放熱量確定固相能量方程中源項(xiàng)，編寫UDF程序，將化學(xué)反應(yīng)熱嵌入計(jì)算模型中。

1.3 邊界條件

豎爐冷卻風(fēng)入口采用速度入口邊界條件，其入口速度由鼓風(fēng)機(jī)流量確定。導(dǎo)風(fēng)墻下出口和豎爐頂部出口設(shè)為壓力出口，由于豎爐頂部設(shè)有引風(fēng)機(jī)，開啟時(shí)使得豎爐頂部和導(dǎo)風(fēng)墻內(nèi)形成負(fù)壓環(huán)境，實(shí)地測(cè)得現(xiàn)場(chǎng)豎爐出口壓力約為0 Pa，導(dǎo)風(fēng)墻內(nèi)壓力約為0 Pa。豎爐焙燒風(fēng)入口采用速度入口邊界條件，其入口速度由助燃風(fēng)機(jī)流量和燃燒產(chǎn)物分析確定。由于豎爐生產(chǎn)過程中，壁面設(shè)有保溫材料，豎爐壁面設(shè)置為絕熱面，不考慮通過該面的散熱損失。

1.4 模型計(jì)算方法

根據(jù)焙燒豎爐內(nèi)氣固傳熱特點(diǎn)，采用多孔介質(zhì)移動(dòng)床穩(wěn)態(tài)傳熱模型，并將焙燒過程化學(xué)反應(yīng)放熱轉(zhuǎn)化為傳熱內(nèi)熱源；湍流模型選用Standardk?ε雙方程模型[18]；能量傳輸模型采用移動(dòng)床局部熱非平衡模型；壓力插補(bǔ)格式采用STANDARD格式；采用壓力與速度耦合的SIMPLE算法；采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分總數(shù)為256 624個(gè)。

1.5 模型驗(yàn)證

現(xiàn)場(chǎng)中試豎爐一側(cè)的球團(tuán)礦處理量為2.78 t/h，運(yùn)行時(shí)焙燒風(fēng)流量和溫度分別為3 456 m3/h和1 373 K，冷卻風(fēng)流量和溫度分別為3 024 m3/h和300 K。釩鈦磁鐵礦球團(tuán)物性參數(shù)如表3所示，該產(chǎn)量條件下豎爐內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)內(nèi)熱源為665 W/m3。

考慮中試現(xiàn)場(chǎng)對(duì)連續(xù)下料的釩鈦磁鐵礦測(cè)溫難以實(shí)現(xiàn)，通過在豎爐縱向高度不同位置處開孔，采用抽氣式熱電偶測(cè)量豎爐內(nèi)的氣體溫度，并與模擬結(jié)果對(duì)比來驗(yàn)證模型可靠性。表4所示為正常運(yùn)行工況下中試焙燒豎爐在高度方向不同位置中心點(diǎn)處的空氣溫度測(cè)量值和計(jì)算值的對(duì)比情況?？梢姡浩骄鄬?duì)誤差為4.98%，在誤差允許范圍之內(nèi)。因此，直接提釩焙燒豎爐數(shù)值模擬模型可靠，可用于探究爐內(nèi)氣固傳熱過程的數(shù)值研究。

表3 釩鈦磁鐵礦球團(tuán)物性參數(shù)Table 3 Core parameters of vanadium titanium magnetite pellets

表4 爐內(nèi)空氣溫度測(cè)量值和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of measured temperature and numerical simulation of gas in furnace

2 模擬結(jié)果與分析

根據(jù)課題組前期研究，遼西新型釩鈦磁鐵礦適宜的焙燒溫度為1 100~1 200 K[19]。現(xiàn)場(chǎng)中試豎爐在正常運(yùn)行工況下球團(tuán)和氣體溫度在X?O?Y平面的分布規(guī)律如圖3(a)和(b)所示。將豎爐球團(tuán)溫度達(dá)到1 100 K的床層到火口中心線的區(qū)域稱為焙燒段。由圖3可知：生球團(tuán)礦從豎爐頂部進(jìn)入后，先被預(yù)熱至約850 K，而后由高溫焙燒風(fēng)繼續(xù)加熱至溫度最高約1 150 K，越靠近焙燒口，球團(tuán)溫度越高，豎爐焙燒段滿足焙燒溫度要求的區(qū)域面積較小，該高度位置球團(tuán)平均溫度約為975 K，球團(tuán)均熱過程溫度較低，約為700 K，不利于球團(tuán)礦中金屬元素結(jié)晶轉(zhuǎn)化過程，導(dǎo)致豎爐產(chǎn)量降低。

從圖 3(c)可以看出：冷卻風(fēng)從豎爐底部鼓入后，在上行過程中氣流分為2股，其中大部分氣流折回并從導(dǎo)風(fēng)口流出進(jìn)入導(dǎo)風(fēng)墻內(nèi)，少量氣流繼續(xù)上行與焙燒風(fēng)匯聚，用于補(bǔ)充球團(tuán)焙燒所需氧化氣氛，最終從豎爐頂部流出；焙燒風(fēng)供入豎爐后向周圍穿行加熱釩鈦磁鐵礦球團(tuán)，但由于焙燒風(fēng)未能穿透料層，其分布存在不均勻性，導(dǎo)致在同一高度截面上在靠近焙燒風(fēng)口球團(tuán)溫度較高，而遠(yuǎn)離焙燒風(fēng)口的溫度較低，最終該部分氣體在完成完球團(tuán)預(yù)熱后從豎爐上口排出。

圖3 焙燒豎爐內(nèi)溫度及速度分布云圖Fig. 3 Temperature and velocity distributions in roasting shaft furnace

針對(duì)豎爐焙燒溫度偏低，焙燒時(shí)間較短的實(shí)際情況，本文通過研究豎爐操作參數(shù)變化對(duì)爐內(nèi)球團(tuán)溫度分布的影響，確定焙燒豎爐適宜的操作參數(shù)是優(yōu)化豎爐熱工制度，改善豎爐焙燒效果的基礎(chǔ)。影響焙燒豎爐熱交換效果的熱工參數(shù)主要有冷卻風(fēng)流量QL、焙燒風(fēng)流量QB和球團(tuán)顆粒直徑dp，現(xiàn)場(chǎng)豎爐生產(chǎn)1 t熟球團(tuán)礦的冷卻風(fēng)流量為 1 088 m3/t，焙燒風(fēng)量保持在1 244 m3/t，球團(tuán)顆粒直徑為38 mm，針對(duì)現(xiàn)有中試豎爐爐溫偏低的情況，在生產(chǎn)可調(diào)節(jié)范圍內(nèi)，設(shè)計(jì)數(shù)值計(jì)算工況如表5所示，以探索改進(jìn)豎爐焙燒效果的方案。

2.1 冷卻風(fēng)流量對(duì)溫度分布影響規(guī)律

冷卻風(fēng)流量過高可能是導(dǎo)致豎爐焙燒溫度偏低的原因之一。現(xiàn)有豎爐生產(chǎn)1 t熟球團(tuán)礦的冷卻風(fēng)流量為1 088 m3/t，模擬冷卻風(fēng)流量分別為816，544和490 m3/t時(shí)的豎爐內(nèi)球團(tuán)溫度場(chǎng)分布規(guī)律，并與實(shí)際工況進(jìn)行對(duì)比分析。圖4所示為焙燒風(fēng)量保持1 244 m3/t，冷卻風(fēng)流量不同時(shí)，球團(tuán)在不同豎爐高度位置的平均溫度分布規(guī)律。

由圖4可知：隨著冷卻風(fēng)流量的降低，豎爐內(nèi)的球團(tuán)整體溫度提升。因?yàn)樵诒３直簾L(fēng)流量不變的條件下，減小冷卻風(fēng)流量，豎爐內(nèi)冷卻風(fēng)與球團(tuán)礦間的氣固換熱效果削弱，冷卻風(fēng)帶走的熱量減少，導(dǎo)致豎爐內(nèi)球團(tuán)溫度升高。當(dāng)冷卻風(fēng)流量為816 m3/t時(shí)，豎爐加熱段平均溫度低于1 000 K，豎爐均熱段溫度低于800 K，豎爐焙燒溫度依然偏低，不滿足焙燒工藝要求；當(dāng)冷卻風(fēng)流量為544 m3/t時(shí)，豎爐焙燒球團(tuán)的溫度為1 100~1 150 K，滿足焙燒溫度要求，且不會(huì)造成球團(tuán)融化黏連的現(xiàn)象，此外，保溫段的整體溫度均在1 050 K以上，滿足釩礦球團(tuán)保溫溫度和保溫時(shí)間的要求[20]。當(dāng)冷卻風(fēng)流量為490 m3/t時(shí)，豎爐加熱段焙燒球團(tuán)的溫度超過1 200 K，導(dǎo)致豎爐內(nèi)靠近火口處球團(tuán)溫度過高，球團(tuán)融化黏連的現(xiàn)象嚴(yán)重，不利于球團(tuán)的焙燒生產(chǎn)。因此，在保持現(xiàn)有焙燒風(fēng)流量不變的條件下，降低冷卻風(fēng)流量有利于改善現(xiàn)有豎爐爐溫偏低的現(xiàn)象。冷卻風(fēng)流量維持在544 m3/t時(shí)較為適宜，豎爐內(nèi)整體溫度分布達(dá)到釩鈦冶金要求。

表5 操作參數(shù)影響分析工況Table 5 Operating parameters for condition analysis

圖4 不同冷卻風(fēng)流量條件下球團(tuán)平均溫度沿高度方向的分布曲線Fig. 4 Curves of pellet mean temperature distribution changing with different cooling air volumes along height direction of shaft furnace

2.2 焙燒風(fēng)流量對(duì)溫度分布影響規(guī)律

冷卻風(fēng)流量為保持在544 m3/t，在生產(chǎn)可調(diào)節(jié)范圍內(nèi)，模擬焙燒風(fēng)流量為1 244，1 157，1 082和995 m3/t時(shí)豎爐內(nèi)的球團(tuán)溫度場(chǎng)分布規(guī)律。不同焙燒風(fēng)流量條件下，球團(tuán)平均溫度沿豎爐高度方向的分布規(guī)律如圖5所示。

由圖5可知：隨著焙燒風(fēng)流量的降低，豎爐預(yù)熱、加熱過程球團(tuán)溫度逐漸降低；焙燒風(fēng)的減少對(duì)豎爐均熱段和冷卻段球團(tuán)溫度的分布影響很小。因?yàn)殡S著焙燒風(fēng)量的減少，供入豎爐焙燒段內(nèi)的熱量減少，豎爐焙燒段溫度降低，上行用于預(yù)熱球團(tuán)的焙燒風(fēng)量減少，導(dǎo)致預(yù)熱段溫度降低。在豎爐均熱段球團(tuán)發(fā)生氧化反應(yīng)，并逐步完成結(jié)晶轉(zhuǎn)化過程，在此過程中球團(tuán)溫度主要由化學(xué)反應(yīng)釋放的熱量保持，因此在降低焙燒風(fēng)風(fēng)量時(shí)，球團(tuán)溫度基本保持不變。

從圖5還可以看出：當(dāng)焙燒風(fēng)流量為995 m3/t時(shí)，豎爐加熱段球團(tuán)溫度低于1 100 K，不滿足焙燒溫度要求，且豎爐冷卻段的溫度較低，進(jìn)入導(dǎo)風(fēng)墻的冷卻風(fēng)溫度隨之降低，致使新入爐的球團(tuán)礦得不到充分預(yù)熱；當(dāng)焙燒風(fēng)流量保持在1 082 m3/t和1 157 m3/t時(shí)，豎爐加熱段球團(tuán)溫度均處于1 100~1 150 K，滿足焙燒溫度要求，并且豎爐冷卻段的溫度適宜，能夠使新入爐的生礦球團(tuán)得到充分預(yù)熱，滿足生礦球團(tuán)的預(yù)熱、焙燒要求；當(dāng)焙燒風(fēng)流量為1 244 m3/t時(shí)，豎爐加熱段球團(tuán)溫度過高，易出現(xiàn)球團(tuán)融化黏連的現(xiàn)象，因此，焙燒風(fēng)流量保持在1 082~1 157 m3/t時(shí)較為適宜。但考慮到增加焙燒風(fēng)流量，豎爐能耗隨之增加，經(jīng)綜合考慮，焙燒風(fēng)流量應(yīng)保持在1 082 m3/t。

因此，當(dāng)冷卻風(fēng)流量保持在544 m3/t時(shí)，焙燒豎爐預(yù)熱、加熱段球團(tuán)溫度隨著焙燒風(fēng)流量的降低而降低，焙燒風(fēng)流量保持在1 082 m3/t時(shí)，豎爐內(nèi)球團(tuán)溫度分布達(dá)到釩鈦冶金要求，此外，焙燒風(fēng)流量的降低大幅減小了焙燒豎爐的能耗，有利于企業(yè)節(jié)能降耗。

圖5 不同焙燒風(fēng)流量條件下球團(tuán)平均溫度沿高度方向的分布曲線Fig. 5 Curves of pellet mean temperature distribution changing with different roasting wind volumes along height direction of shaft furnace

2.3 球團(tuán)直徑對(duì)溫度分布影響規(guī)律

圖6 不同球團(tuán)顆粒直徑條件下球團(tuán)平均溫度沿豎爐高度方向的分布曲線Fig. 6 Curves of pellet mean temperature distribution changing with different pellet diameters along height direction of shaft furnace

球團(tuán)顆粒直徑是影響球團(tuán)溫度分布的重要參數(shù)，因其直接影響球團(tuán)在豎爐內(nèi)的填充效果，影響著豎爐內(nèi)空隙率的分布規(guī)律，進(jìn)而影響著豎爐內(nèi)的氣體流動(dòng)和氣固傳熱過程?；诖耍诶鋮s風(fēng)流量 544 m3/t，焙燒風(fēng)流量1 082 m3/t的條件下，分別模擬球團(tuán)顆粒直徑為23，31，46和53 mm情況下的豎爐內(nèi)球團(tuán)溫度的分布。圖6所示為不同球團(tuán)顆粒直徑條件下，球團(tuán)平均溫度沿豎爐高度方向的分布規(guī)律。由圖6可知：在豎爐預(yù)熱段、加熱段，隨著球團(tuán)顆粒直徑的減小，球團(tuán)溫度逐漸升高，焙燒段整體溫度隨之提高。這是因?yàn)椋涸陬A(yù)熱段、加熱段，隨著球團(tuán)顆粒直徑的減小，球團(tuán)的比表面積變大，與焙燒風(fēng)間的換熱面積增加，球團(tuán)從焙燒風(fēng)吸收的熱量增加，進(jìn)而導(dǎo)致球團(tuán)溫度升高。但隨著球團(tuán)顆粒直徑的減小，豎爐內(nèi)空隙率逐漸減小，氣體流經(jīng)料層的阻力損失增加，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)耗電增加。改變球團(tuán)顆粒直徑，對(duì)豎爐均熱段的球團(tuán)溫度的影響不大，但隨球團(tuán)直徑的增大均熱段的長(zhǎng)度變長(zhǎng)，均熱段的延長(zhǎng)有利于球團(tuán)充分發(fā)生氧化反應(yīng)完成結(jié)晶轉(zhuǎn)化過程；在豎爐冷卻段，球團(tuán)溫度隨著顆粒直徑的增加而逐漸升高，這是因?yàn)?，隨著顆粒直徑的增加，球團(tuán)礦比表面積減小，與冷卻風(fēng)間的換熱減少，被冷卻風(fēng)帶走的熱量減少，導(dǎo)致球團(tuán)的溫度升高。

從圖6還可以看出：球團(tuán)顆粒直徑為23 mm和31 mm時(shí)，豎爐加熱段平均溫度均高于1 200 K，易出現(xiàn)球團(tuán)融化黏連的現(xiàn)象，不利于球團(tuán)生產(chǎn)；球團(tuán)直徑為46 mm和53 mm時(shí)，豎爐加熱、均熱過程溫度適宜。但當(dāng)球團(tuán)直徑增大到53 mm時(shí)，球團(tuán)出口溫度達(dá)到530 K，不滿足球團(tuán)的出爐的溫度要求。因此，綜合考慮上述因素，當(dāng)冷卻風(fēng)流量保持在544 m3/t，焙燒風(fēng)流量為1 082 m3/t時(shí)，球團(tuán)適宜的直徑為46 mm，經(jīng)計(jì)算可得此時(shí)豎爐下部氣固水當(dāng)量比約為0.95。

3 結(jié)論

1)以局部熱力學(xué)非平衡模型為基礎(chǔ)，建立釩礦焙燒豎爐的三維穩(wěn)態(tài)氣固傳熱模型，計(jì)算焙燒豎爐在正常運(yùn)行條件下爐內(nèi)各段氣體溫度與實(shí)際測(cè)量值間的相對(duì)誤差在8.17%以下，驗(yàn)證了數(shù)值模型的可靠性。

2)隨著焙燒風(fēng)流量的增加，豎爐預(yù)熱、加熱段球團(tuán)溫度升高，豎爐均熱、冷卻段球團(tuán)溫度基本保持不變；隨著冷卻風(fēng)流量的減少，豎爐整體溫度升高；隨著球團(tuán)顆粒直徑的減小，豎爐預(yù)熱段、加熱段球團(tuán)溫度逐漸升高，豎爐均熱段的球團(tuán)溫度變化不大，但均熱段的高度縮短，豎爐冷卻段的球團(tuán)溫度隨著球團(tuán)顆粒直徑的減小而降低。

3)對(duì)于產(chǎn)能為330 t/a的中試豎爐，其適宜的操作參數(shù)為：冷卻風(fēng)流量544 m3/t，豎爐下部氣固水當(dāng)量比0.95；焙燒風(fēng)流量1 082 m3/t，焙燒風(fēng)與冷卻風(fēng)配比2:1；球團(tuán)顆粒直徑46 mm。

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