程本軍，劉雋宜，姚燦，梁效誠

(1.中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙，410083；2.遼寧科技大學(xué) 材料與冶金學(xué)院，遼寧 鞍山，114051)

我國鋼鐵產(chǎn)量已經(jīng)連續(xù)25 年位居全球第一，據(jù)國家統(tǒng)計(jì)局發(fā)布，2020 年我國生鐵產(chǎn)量增長至8.9億t[1]，預(yù)計(jì)未來一段時(shí)間內(nèi)鋼鐵供給依然穩(wěn)中上升。在如此龐大的生鐵產(chǎn)量中，高爐煉鐵工藝起了很大的作用。然而，傳統(tǒng)高爐煉鐵工藝對(duì)環(huán)境和能源利用都存在不足之處，目前使用的高爐煉鐵已經(jīng)難以適應(yīng)“碳達(dá)峰、碳中和”的要求，煉鐵工藝朝著綠色轉(zhuǎn)型勢(shì)在必行。自20 世紀(jì)下半葉以來，熔融還原技術(shù)(如COREX工藝[2]、FINEX工藝[3]、HIsarna工藝[4]、HIsmelt工藝[5])、直接還原技術(shù)(如Energiron 工藝[6]、煤基直接還原技術(shù)[7])等新型煉鐵工藝得到了一定的研究和發(fā)展。其中，F(xiàn)IT(flash ironmaking technology，閃速煉鐵技術(shù)，又稱粉狀鐵精砂懸浮冶煉技術(shù))是一項(xiàng)由SOHN等[8]提出的新型煉鐵技術(shù)，鐵精砂懸浮在反應(yīng)器的高溫還原氣氛中快速還原成熔融鐵。相對(duì)于傳統(tǒng)高爐煉鐵工藝，閃速煉鐵技術(shù)在現(xiàn)有生產(chǎn)實(shí)踐中具有短流程、能耗低、排放少等優(yōu)點(diǎn)，成為未來煉鐵工業(yè)的重要發(fā)展方向，因此，對(duì)閃速煉鐵技術(shù)進(jìn)行深入研究具有重大意義。由SOHN等[8]提出的閃速煉鐵技術(shù)及圍繞其展開的研究多數(shù)使用天然氣、CH4、CO、H2等作為還原劑，鐵精礦原料為磁鐵礦或者赤鐵礦。WANG等[9]研究了1 423～1 673 K的溫度范圍內(nèi)磁鐵精礦顆粒在氫氣氛中閃速還原的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)，得到了成核與生長的動(dòng)力學(xué)表達(dá)。CHEN等[10]將對(duì)原料的研究拓展到赤鐵礦鐵精砂上，具有廣闊的發(fā)展前景和較大實(shí)用價(jià)值。CHEN等[10]提出的以Avrami 參數(shù)n為1.0 的成核生產(chǎn)速率方程能很好地描述赤鐵礦還原動(dòng)力過程?；谖覈?dāng)前煤為主要能源的現(xiàn)狀，使用還原氣作為閃速煉鐵的還原劑不是最佳選擇。為此，我國學(xué)者基于中國能源結(jié)構(gòu)，提出以煤粉為還原劑進(jìn)行閃速煉鐵的實(shí)際方案。CHENG等[11]運(yùn)用Eular-Lagrange 模型和UDF(User Defined Function，用戶自定義函數(shù))模型研究了在使用煤粉作為還原劑的情況下閃速煉鐵爐反應(yīng)塔內(nèi)的速度場、溫度場、氣體濃度分布及顆粒軌跡等多物理場特征，為實(shí)際生產(chǎn)提供重要參考。YANG等[12]提出了中試規(guī)模的煤氣化-閃速煉鐵耦合流程，將粉煤氣化與閃速煉鐵耦合，為閃速煉鐵技術(shù)在國內(nèi)應(yīng)用推廣提供了重要的支撐。目前，粉煤閃速煉鐵技術(shù)在國內(nèi)已經(jīng)有關(guān)節(jié)設(shè)備和軟件包的原型設(shè)計(jì)[13]，對(duì)國內(nèi)閃速煉鐵的研究及應(yīng)用推廣已有重要基礎(chǔ)。為研究閃速煉鐵爐反應(yīng)塔內(nèi)情況，使塔內(nèi)模糊的化學(xué)反應(yīng)和各物理場可視化，本文作者以某生產(chǎn)機(jī)構(gòu)的閃速煉鐵爐為對(duì)象，按其尺寸建立1∶1物理模型，根據(jù)煉鐵爐反應(yīng)塔內(nèi)熔煉特點(diǎn)，建立并計(jì)算了描述塔內(nèi)各物理場的數(shù)值模型。本文選擇Ansys Fluent 18.0 作為模擬平臺(tái)，運(yùn)用Eular-Lagrange模型描述氣粒兩相流，添加用戶自定義函數(shù)輔助計(jì)算反應(yīng)模型，對(duì)閃速煉鐵爐反應(yīng)塔內(nèi)冶煉過程進(jìn)行數(shù)值模擬，包括氣粒兩相間熱量和質(zhì)量傳遞、煤的燃燒以及鐵精礦還原成熔融鐵。同時(shí)，在原有CJD 噴嘴的基礎(chǔ)上，結(jié)合塔內(nèi)工況對(duì)噴嘴進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，以期更利于生產(chǎn)。以上可為閃速煉鐵爐的工業(yè)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、優(yōu)化操作參數(shù)提供理論參考。

1 模型描述

1.1 物理模型建立

根據(jù)裝置對(duì)應(yīng)工藝，將煉鐵閃速爐分為反應(yīng)塔、沉淀池和煙氣收集室3部分。因煉鐵最主要過程發(fā)生在反應(yīng)塔中，故本文僅對(duì)反應(yīng)塔建模計(jì)算，暫不考慮沉淀池對(duì)反應(yīng)塔下部氣流和顆粒運(yùn)動(dòng)的影響。反應(yīng)塔內(nèi)的空間形狀近似于高為10 m、直徑為2 m 的圓柱體，運(yùn)用Solidworks 2020 軟件建模，反應(yīng)塔模型及噴嘴結(jié)構(gòu)圖如圖1所示。將反應(yīng)塔內(nèi)區(qū)域離散化，在兼顧計(jì)算精度和計(jì)算力的情況下，選擇四面體網(wǎng)格對(duì)其進(jìn)行劃分；為捕捉新型噴嘴的幾何特征和速度、壓力、溫度梯度的變化，對(duì)入料口、中央氧和側(cè)氧入口進(jìn)行網(wǎng)格拓?fù)?。反?yīng)塔內(nèi)區(qū)域共分成763 852 個(gè)互不重疊的子區(qū)域，共計(jì)138 106個(gè)節(jié)點(diǎn)。以反應(yīng)塔頂部噴嘴的中心為原點(diǎn)建立如圖1所示的坐標(biāo)軸，反應(yīng)塔內(nèi)部水平截面距原點(diǎn)的垂直距離表示為高度H。

圖1 懸浮冶煉反應(yīng)塔物理仿真模型及中央噴嘴結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Physical simulation model of the reaction shaft and structure of central nozzle

1.2 數(shù)學(xué)模型建立

由于反應(yīng)塔內(nèi)流場復(fù)雜，化學(xué)反應(yīng)耦合強(qiáng)度大，存在很大的物質(zhì)、動(dòng)量、熱量交換，需要合適的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行精確描述，同時(shí)需要對(duì)模型進(jìn)行合理簡化，以在不影響結(jié)果精度的情況下降低計(jì)算難度。本文采用Eular 法求解氣相方程，采用Lagrange 法求解顆粒相方程，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程湍流模型描述，輻射模型采用P1 輻射模型進(jìn)行模擬。

1.2.1 基礎(chǔ)假設(shè)

對(duì)閃速爐模型進(jìn)行如下假設(shè)：

1) 模型中的煤粉顆粒和鐵礦粉顆粒均視為顆粒粒徑為7.4×10-5m、形狀系數(shù)為1的球形。

2) 固相包含煤粉、氧化鐵顆粒、氧化亞鐵顆粒、四氧化三鐵顆粒和鐵單質(zhì)顆粒。氣相包含揮發(fā)分、氧氣、一氧化碳、二氧化碳、水蒸氣、二氧化硫和氮?dú)?。其他固相、氣相均視為惰性物質(zhì)。

3) 反應(yīng)過程不考慮爐渣對(duì)爐體的影響。

1.2.2 化學(xué)模型

本文模型中采用擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型模擬焦炭燃燒過程[14]。煤粉顆粒進(jìn)入反應(yīng)塔后，依次經(jīng)過水分蒸發(fā)、揮發(fā)分揮發(fā)、揮發(fā)分燃燒以及固定碳燃燒等過程。在高溫氣體對(duì)流換熱和高溫爐壁輻射換熱下，煤粉顆粒被加熱，當(dāng)煤粉顆粒溫度高于280 ℃時(shí)，揮發(fā)分開始由煤粉顆粒析出。當(dāng)揮發(fā)分從煤粉顆粒中進(jìn)入氣相后，煤粉的燃燒反應(yīng)立即開始，煤粉顆粒燃燒過程化學(xué)反應(yīng)方程式見式(1)和(2)。析出的揮發(fā)分與不充分燃燒生成的一氧化碳，在反應(yīng)塔內(nèi)形成還原性氣氛。鐵精礦的還原反應(yīng)還原產(chǎn)物僅考慮Fe2O3，F(xiàn)e3O4，F(xiàn)eO和Fe，在高溫條件和還原性氣氛下Fe2O3逐漸被還原成Fe3O4和FeO，最終被還原成Fe。鐵精砂還原過程化學(xué)反應(yīng)方程式[15-17]分別見式(3)，(4)和(5)。

1.2.3 邊界條件

入口邊界條件：由于中央氧和側(cè)氧為不可壓縮流體，以一定流量進(jìn)入反射塔，故將入口設(shè)置為速度入口(velocity-inlet)，Y方向的絕對(duì)速度隨工況條件改變而改變；煤粉和鐵精礦顆粒從噴嘴入口進(jìn)行表面射流，Y方向的絕對(duì)速度隨工況條件改變而改變；由于反應(yīng)塔內(nèi)為充分發(fā)展的不可壓縮流體，將煙氣出口邊界條件設(shè)為自由出口(outflow)；將反應(yīng)塔壁簡化為無滑移絕熱壁面(no slip)，溫度為室溫。在基本工況下，工業(yè)氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)為98%，中央氧速度為70 m/s，側(cè)氧速度為 38 m/s，煤粉投入量為2.88 t/h，鐵礦投入量為6.48 t/h，噴嘴入口物料及工業(yè)氧溫度為300 K。

1.3 數(shù)值求解

為精確模擬求解上述模型，本計(jì)算使用 Ansysfluent 18(Pittsburgh，PA，USA)軟件求解。采用PISO 以耦合壓力和速度。各組分輸運(yùn)方程選擇一階迎風(fēng)離散選項(xiàng)，其他方程選擇二階迎風(fēng)離散選項(xiàng)。計(jì)算時(shí)，先激活能量模型和標(biāo)準(zhǔn)湍流k-ε模型，求解出穩(wěn)定流場后，再與離散相和組分輸運(yùn)進(jìn)行耦合計(jì)算。當(dāng)動(dòng)量方程殘差在10-3以下，其余方程殘差限制10-6以下時(shí)，計(jì)算結(jié)束。

1.4 數(shù)值仿真模型的驗(yàn)證

考慮到測(cè)量溫度的穩(wěn)定性，選取反應(yīng)塔壁面作為測(cè)量點(diǎn)，采用鉑熱電偶測(cè)量得出實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)溫度。由表1 可知：實(shí)測(cè)點(diǎn)溫度與仿真溫度相比偏高，這是由于在實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)中，反應(yīng)塔內(nèi)存在著一定熱量損失，同時(shí)，物料燃燒效率略低于仿真的理論值，從而出現(xiàn)仿真結(jié)果計(jì)算值大于實(shí)測(cè)值的情況。

表1 數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果Table 1 Results of numerical simulation and experimental measurement

對(duì)比結(jié)果表明，仿真得到的反應(yīng)塔壁面溫度與實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)實(shí)測(cè)溫度之間最大誤差約為4.67%，最小誤差約為3.15%，可初步證實(shí)本研究中所建立的數(shù)值仿真模型結(jié)果具有一定的參考價(jià)值，可用于后續(xù)研究。

2 結(jié)果與分析

2.1 氣相仿真結(jié)果分析

2.1.1 氣相速度分布

圖2 所示為反應(yīng)塔內(nèi)中心截面流場分布云圖，可知反應(yīng)塔內(nèi)流動(dòng)基本沿中心軸線呈對(duì)稱分布。在中央氧的分散作用下，氣流存在水平方向的運(yùn)動(dòng)分量，氣流運(yùn)動(dòng)方向與中心軸線呈一定夾角，在噴嘴下部呈現(xiàn)出兩側(cè)速度較大并半環(huán)抱中間低速區(qū)域的現(xiàn)象，外圍氣流向中心匯合并一同向下運(yùn)動(dòng)。在向下運(yùn)動(dòng)過程中，氣體逐漸膨脹，反應(yīng)塔內(nèi)中間氣柱直徑隨高度H的增大而增大，形成一個(gè)明顯的鐘罩狀氣柱。中間氣柱直徑隨高度H的變化見圖3。從圖3 可知：在0～4 m 高度范圍內(nèi)中間氣柱直徑增大趨勢(shì)較顯著，高度4 m后受到反應(yīng)塔壁面的限制作用，氣體在向下運(yùn)動(dòng)過程中能量逐漸衰減，其分布趨于均勻化。高度6 m左右氣體流動(dòng)趨于穩(wěn)定。穩(wěn)定后，中間氣柱直徑略小于反應(yīng)塔直徑，這與中心截面流場分布云圖所呈現(xiàn)的氣流變化趨勢(shì)類似。

圖2 中心截面流場分布云圖Fig.2 Velocity contour on symmetry plane

圖3 中間氣柱直徑高度H的變化曲線Fig.3 Diameter of intermediate stream column versus height H

中心線氣流速度隨高度H變化見圖4。從圖4可以看出：噴嘴出口正下方受漩渦渦流的影響，氣體流動(dòng)的速度為零；在0～2 m高度范圍內(nèi)，隨著高度H增加，外圍氣流向氣柱中心匯合并趨于穩(wěn)定，中心線氣流速度迅速增大，H=2 m 處中心線氣流速度達(dá)到最大值14.9 m/s。同時(shí)，此處受到2個(gè)相互錯(cuò)開的小渦流的影響，中心線氣流速度產(chǎn)生波動(dòng)，隨后又趨于穩(wěn)定。氣流速度達(dá)到最大值后，繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，氣流豎直方向的動(dòng)量損失逐漸增大，同時(shí)，隨著化學(xué)反應(yīng)的進(jìn)行，氣相成分發(fā)生本質(zhì)上的變化，中心線氣流速度逐漸下降。

圖4 中心線氣流速度隨高度H變化曲線Fig.4 Stream velocity on centerline versus height H

圖5 所示為中心軸面速度矢量圖及局部放大圖。從圖5可以看出：在流場中a，b和c區(qū)域出現(xiàn)回流渦旋。依據(jù)速度矢量圖可以確定在噴嘴下方a區(qū)域存在2個(gè)小回流，這是部分中心氧沿著噴嘴下方的弧形流動(dòng)最終匯合所致，屬于氣體流動(dòng)形成的正?，F(xiàn)象。其優(yōu)點(diǎn)是其擾動(dòng)可以使噴嘴中心軸線下的氣流速度混合均勻，但擾動(dòng)過大會(huì)影響反應(yīng)塔內(nèi)整體氣流的運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致噴嘴中心軸線下方的速度分布初期震蕩較嚴(yán)重，并使主體氣柱整體出現(xiàn)彎曲。圖5 中b 和c 區(qū)域存在對(duì)稱的回流，其是主體氣柱邊緣氣流向水平方向的膨脹過程中遇到反應(yīng)塔塔壁阻礙所致?；亓鞯拇嬖诳梢詫⑾路降母邷貧怏w卷攜到反應(yīng)塔上部，加熱反應(yīng)塔上部的冷氣體和物料顆粒，促進(jìn)煤粉燃燒和鐵精砂還原反應(yīng)進(jìn)行，具有一定的節(jié)能作用。但回流將其下方的顆粒物卷起，在向上運(yùn)動(dòng)過程中沖刷反應(yīng)塔內(nèi)壁面，加劇對(duì)該部位內(nèi)襯材料的磨損，縮短反應(yīng)塔的使用壽命，因此，在耐火材料的選擇和設(shè)計(jì)中，要求該處內(nèi)襯材料具有較好的抗沖刷性。

圖5 中心軸面速度矢量圖及局部放大圖Fig.5 Streamline diagram on symmetry plane and local enlarged diagram

2.1.2 氣相溫度分布

圖6 所示為反應(yīng)塔中心軸面氣體溫度分布云圖。從圖6可以看出：反應(yīng)塔內(nèi)氣相溫度呈中心對(duì)稱分布，高溫區(qū)域呈翅翼形狀。圖7所示為氣相平均溫度度隨高度H的變化曲線。從圖7 可以看出：氣相平均溫度先上升后下降，峰值溫度出現(xiàn)在H=5 m 處，為2 500 K；由于物料顆粒和工業(yè)氧的投入，噴嘴入口處區(qū)域溫度較低，為初始溫度300 K；在0～0.5 m 高度范圍內(nèi)，在高溫氣體對(duì)流和輻射的共同作用下，氣流被迅速加熱；物料顆粒逐漸升溫至著火點(diǎn)，達(dá)到著火條件后煤粉顆粒迅速燃燒，反應(yīng)塔內(nèi)溫度急速上升至1 840 K。在0.5～1.5 m 高度范圍內(nèi)，溫度出現(xiàn)微小波動(dòng)，呈現(xiàn)高—低—高的變化趨勢(shì)，其原因可能是鐵精砂升溫后分解，吸收部分熱量導(dǎo)致溫度降低，或在噴嘴出口渦流的作用下，高溫氣體和低溫顆粒發(fā)生劇烈混合，顆粒吸收熱量，在1.5～3.5 m 高度范圍內(nèi)，煤粉與空氣混合較均勻，生成CO 反應(yīng)劇烈進(jìn)行，隨著高度增加，氣相溫度迅速上升；在3.5～5.0 m高度范圍內(nèi)，煤粉基本反應(yīng)完全，生成的CO一部分參與鐵精砂的還原反應(yīng)，剩余部分CO與O2進(jìn)一步反應(yīng)生成CO2并放出熱量，反應(yīng)塔內(nèi)溫度進(jìn)一步升高達(dá)到峰值溫度。反應(yīng)塔內(nèi)氣相溫度達(dá)到峰值后，隨著CO消耗，放熱反應(yīng)速率減小，同時(shí)，還原反應(yīng)持續(xù)將熱能轉(zhuǎn)化為化學(xué)能，反應(yīng)塔下部溫度逐漸下降。

圖6 反應(yīng)塔中心軸面氣體溫度分布云圖Fig.6 Gas temperature contour on symmetric surface

圖7 氣相平均溫度隨高度H的變化曲線Fig.7 Gas average temperature versus height H

在生產(chǎn)過程中，需要控制工況條件避免形成局部高溫區(qū)，導(dǎo)致高溫下熱力型氮氧化物生成量增加，不利于后續(xù)氣體污染物的處理。在一定范圍內(nèi)適當(dāng)降低氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)，可以降低反應(yīng)塔內(nèi)最高溫度，減少高溫下氮氧化物的生成，同時(shí)，可以增長耐火材料的使用壽命。

2.1.3 氣相濃度分布

圖8(a)，(b)和(c)所示分別為反應(yīng)塔中心軸面O2，CO和CO2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。

從圖8(a)可以看出：氧氣主要分布在0～5 m高度范圍內(nèi)，且主要分布于中心線周圍未擴(kuò)散至反應(yīng)塔壁面；在噴嘴附近，煤粉在富氧環(huán)境發(fā)生劇烈燃燒，氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)快速下降；在H=5 m 處氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降至0.07，可認(rèn)為此時(shí)氧氣基本反應(yīng)完全；此后，區(qū)域內(nèi)化學(xué)反應(yīng)及溫度變化不再受氧氣的影響。

從圖8(b)可以看出：除噴嘴入口處局部區(qū)域外反應(yīng)塔內(nèi)均為一氧化碳還原性氣氛，且一氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)從上到下先增大后減小的趨勢(shì)，最大值約為0.32。

從圖8(c)可以看出：二氧化碳在反應(yīng)塔上半部分核心氣流的外圍和反應(yīng)塔的下半部分質(zhì)量濃度較高，且與一氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化緊密聯(lián)系。由于噴嘴出口處為富氧環(huán)境，在0～1 m高度范圍內(nèi)煤粉燃燒主要產(chǎn)物為二氧化碳。隨著氧氣被不斷消耗，煤粉不完全燃燒加劇，反應(yīng)生成一氧化碳的量增大，一氧化碳濃度迅速上升并在H=4.5 m處達(dá)到最大值。此后，隨著高度H進(jìn)一步增大，一氧化碳的生成反應(yīng)結(jié)束而參與的還原反應(yīng)繼續(xù)進(jìn)行，質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸下降。而在4～7 m高度范圍內(nèi)，二氧化碳作為氧化產(chǎn)物其生成量較大；在6～8 m高度范圍內(nèi)，還原反應(yīng)逐漸進(jìn)行完全，二氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大趨于穩(wěn)定，在H=8 m 處達(dá)到最大值，約為0.66。

圖8 反應(yīng)塔中心軸面主要?dú)庀噘|(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.8 Gas mass fraction on symmetry plane of reaction shaft

根據(jù)主要?dú)庀噘|(zhì)量分?jǐn)?shù)變化，由于煤粉集中在反應(yīng)塔中心線附近，反應(yīng)生成的CO在中心線富集，而CO2分布在氣柱外側(cè)，在中心區(qū)域形成一氧化碳富集帶，有利于鐵礦粉的還原。為維持反應(yīng)塔內(nèi)還原性氣氛，生成的CO在滿足還原反應(yīng)的情況下存在剩余，過量的CO以及生成的CO2從反應(yīng)塔底排出。在生產(chǎn)實(shí)踐過程中，通過在一定范圍內(nèi)適當(dāng)提高中央氧和側(cè)氧速度配比，可以在保證鐵精礦還原效率的同時(shí)，促進(jìn)CO 向CO2的轉(zhuǎn)化，從而減少CO的排放。

2.2 顆粒相仿真結(jié)果分析

2.2.1 顆粒軌跡

圖9所示為反應(yīng)塔內(nèi)鐵精砂顆粒和煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡。在中央氧的分散作用下，鐵精砂和煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡向外擴(kuò)張，運(yùn)動(dòng)軌跡出現(xiàn)膨脹的趨勢(shì)。從圖9(a)可知：在0～3.5 m 高度范圍內(nèi)，鐵精砂顆粒運(yùn)動(dòng)較穩(wěn)定，有向反應(yīng)塔壁面擴(kuò)張的趨勢(shì)；在H＞4 m 區(qū)域，鐵精砂顆粒擴(kuò)張至反應(yīng)塔壁面，且部分顆粒產(chǎn)生回流向反應(yīng)塔頂方向運(yùn)動(dòng)。從圖9(b)可知：煤粉顆粒雖然在一定程度上受到氣體水平方向運(yùn)動(dòng)分量的影響，但向反應(yīng)塔壁擴(kuò)張的速度較慢，主要分布在中心軸線附近，因此，煤粉燃燒反應(yīng)主要在反應(yīng)塔中心線附近進(jìn)行，反應(yīng)產(chǎn)物濃度在同一高度截面上中間高四周低，從中間向四周擴(kuò)散。通過計(jì)算得出鐵礦粉顆粒和煤粉顆粒在反應(yīng)塔內(nèi)平均懸浮時(shí)間分別為1.67 s 和0.69 s，表明懸浮冶煉爐可在短時(shí)間內(nèi)完成煤粉燃燒和鐵精礦還原。

圖9 反應(yīng)塔內(nèi)顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡圖Fig.9 Particle trajectories diagram in reaction shaft

2.2.2 顆粒溫度

圖10 所示為物料顆粒軌跡溫度分布。從圖10可以看出：在下落過程中，物料顆粒溫度逐步升高，在H=5 m 處達(dá)到最高溫度，為2 630 K；物料顆粒進(jìn)入反應(yīng)塔后，在噴嘴下方0～1 m范圍內(nèi)存在低溫區(qū)，最低溫度為300 K，即物料投入時(shí)的初始溫度。這是由于物料及工業(yè)氧進(jìn)入反應(yīng)塔時(shí)溫度較低，且尚未達(dá)到煤粉著火點(diǎn)。隨著下落高度增加，高溫氣體對(duì)流換熱和爐壁輻射量不斷累積，且物料中的煤粉燃燒形成熱源，物料顆粒的溫度迅速升高；在H=3 m 處，物料顆粒溫度存在明顯變化，表明在此區(qū)域內(nèi)鐵礦成分發(fā)生轉(zhuǎn)化；在H＞5 m區(qū)域，顆粒溫度有緩慢下降趨勢(shì)，表明還原反應(yīng)持續(xù)進(jìn)行并不斷吸收反應(yīng)塔內(nèi)熱量。

圖10 物料顆粒軌跡溫度分布圖Fig.10 Particle trajectories and temperature distribution in reaction shaft

2.2.3 鐵精砂中主要成分的反應(yīng)情況

圖11所示為鐵精砂主要成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。從圖11 可以看出：在顆粒下落過程中，鐵精砂中Fe2O3質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸下降，在H=5 m 處下降至0.05以下；Fe3O4質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0升高至0.288后下降，在3～5 m高度范圍內(nèi)較大；FeO質(zhì)量分?jǐn)?shù)在H=7 m處快速下降，同時(shí)Fe 質(zhì)量分?jǐn)?shù)不斷上升，在H=7.5 m 處Fe 質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到0.95 并趨于穩(wěn)定。隨著碳粉與氧氣反應(yīng)生成CO，在1.5～4 m 高度范圍內(nèi)鐵精礦中的Fe2O3遇到高溫的CO 氣體被初步還原成Fe3O4，該反應(yīng)在H=5 m 處基本結(jié)束，這時(shí)95%的Fe2O3被初步還原。生成的Fe3O4在CO還原作用下進(jìn)一步轉(zhuǎn)化為FeO，最終被還原成Fe，在基本工況下，在H=7.5 m處鐵精礦基本還原完成。

圖11 鐵精砂顆粒主要成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布軌跡圖Fig.11 Particle trajectories and component mass fraction in reaction shaft

3 正交實(shí)驗(yàn)

3.1 正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

在對(duì)粉狀鐵精砂懸浮冶煉爐反應(yīng)塔評(píng)價(jià)過程中，首先要考慮鐵精礦的還原率，以鐵精砂還原成Fe 質(zhì)量分?jǐn)?shù)為95%固體顆粒時(shí)的高度H作為考核依據(jù)，采用三因素三水平的正交實(shí)驗(yàn)，選取中央氧和側(cè)氧速度配比(A)、工業(yè)氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)(B)及煤粉投放量(C)作為正交試驗(yàn)因素，不考慮各因素間的相互作用關(guān)系，探究各因素對(duì)鐵精礦還原情況的影響主次關(guān)系。各因素的取值范圍根據(jù)鐵精砂的還原效果確定，幅度為5%，正交試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

表2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)及試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Design conditions and results of orthogonal test

保持鐵精礦投入量、噴嘴入口物料溫度等因素一定，根據(jù)正交實(shí)驗(yàn)表，對(duì)實(shí)驗(yàn)號(hào)對(duì)應(yīng)的工況進(jìn)行數(shù)值仿真實(shí)驗(yàn)，得到以鐵精砂還原成Fe 質(zhì)量分?jǐn)?shù)為95%固體顆粒時(shí)的高度H作為評(píng)價(jià)指標(biāo)時(shí)的計(jì)算結(jié)果。通過對(duì)極差R進(jìn)行比較可知，本實(shí)驗(yàn)所考慮因素對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)影響的重要性順序?yàn)楣I(yè)氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)、煤粉投放量、中央氧與側(cè)氧速度配比。鐵精砂還原成Fe 質(zhì)量分?jǐn)?shù)為95%的固體顆粒時(shí)的高度H越小則證明還原效率越高，由表2和圖12 可知最優(yōu)水平為A3B3C1，此時(shí)，中央氧與側(cè)氧速度配比為3.5，工業(yè)氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)為95%，煤粉投放量為3.06 t/h。

圖12 變量與優(yōu)化指標(biāo)的關(guān)系圖Fig.12 Relation diagram and optimization index

3.2 優(yōu)化工況與基本工況對(duì)比

圖13 所示為2 種工況下中心軸面溫度分布云圖。從圖13 可知：在2 種工況下，在噴嘴正下方區(qū)域均存在低溫區(qū)，優(yōu)化工況低溫區(qū)較小，僅存在于距噴嘴下方0～2.5 m處；在H=5 m處存在高溫區(qū)域，優(yōu)化工況中反應(yīng)塔中心軸面最高溫度為2 450 K，低于基本工況反應(yīng)塔中心軸面最高溫度2 532 K。相比基本工況，優(yōu)化工況噴嘴入口工業(yè)氧濃度降低，同時(shí)，中央氧與側(cè)氧速度配比增大，中央氧對(duì)顆粒分散作用增強(qiáng)，煤粉和氧氣的混和更加充分均勻，其放熱反應(yīng)過程隨著物料的向下運(yùn)動(dòng)依次進(jìn)行。而在基本工況中，工業(yè)氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高且煤粉和氧前期混合不均勻，導(dǎo)致后期反應(yīng)積攢，呈現(xiàn)出爆發(fā)式氧化燃燒反應(yīng)，大量熱量在局部區(qū)域內(nèi)釋放，使反應(yīng)塔內(nèi)局部溫度迅速上升。通過對(duì)比2個(gè)工況溫度分布可以看出：優(yōu)化工況的溫度均勻性較好，高溫區(qū)溫度降低且低溫區(qū)縮小，低溫區(qū)縮小提高了物料升溫速率，有利于鐵精礦還原反應(yīng)充分進(jìn)行，可以提高生產(chǎn)效率，且鐵精砂冶煉時(shí)間減少，可以縮短生產(chǎn)周期；高溫區(qū)溫度較低可以延長反應(yīng)塔使用壽命，選用反應(yīng)塔內(nèi)襯材料時(shí)對(duì)耐火度參數(shù)的要求可以適當(dāng)降低。

圖13 中心軸面溫度分布云圖Fig.13 Temperature contour on symmetric surface

圖14 所示為反應(yīng)塔出口CO 分布情況。從圖14 可見：在2 種工況下，CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)均呈現(xiàn)由中心至壁面逐漸升高的趨勢(shì)；反應(yīng)塔內(nèi)中心線附近的鐵精砂分布較集中，鐵精砂還原所消耗的CO量較大，因此，出口中心CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低；優(yōu)化前反應(yīng)塔出口氣相中CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.21～0.16，平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.178；優(yōu)化后出口氣相中CO 質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.13～0.10，平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.121。經(jīng)優(yōu)化，出口CO 平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)減少0.057，說明優(yōu)化后鐵礦還原量增大。同時(shí)，從反應(yīng)塔出口CO分布的情況來看，優(yōu)化后CO質(zhì)量分布更加均勻，進(jìn)一步說明反應(yīng)塔內(nèi)的顆粒分散性較好，與圖14 所顯示的計(jì)算域下方反應(yīng)較平穩(wěn)的趨勢(shì)基本一致。對(duì)工況進(jìn)行優(yōu)化后，CO的排放量有所降低，節(jié)約了后續(xù)CO處理的成本。

圖14 反應(yīng)塔出口CO分布情況Fig.14 CO distribution at the ourlet surface

鐵的投入產(chǎn)出比決定了反應(yīng)塔的生產(chǎn)效率，是生產(chǎn)過程中的關(guān)鍵指標(biāo)。鐵礦軌跡中Fe 質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化情況見圖15。從圖15 可知：在2～4 m 高度范圍內(nèi)，優(yōu)化工況下顆粒中Fe 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)比基本工況的高；在H=5 m 處，優(yōu)化工況中鐵礦已經(jīng)基本被還原成Fe，所需高度小于基本工況中的H=7.5 m，表明在優(yōu)化工況下鐵礦還原速度加快，鐵精礦還原反應(yīng)進(jìn)行得更加充分，在單位鐵產(chǎn)出下可以減小鐵精礦的投入量，有助于節(jié)能降耗。

圖15 鐵精砂顆粒軌跡中Fe質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖Fig.15 Fe mass fraction in powdered iron concentrate trajectory

3.3 懸浮冶煉爐優(yōu)化工況與傳統(tǒng)高爐對(duì)比

從能源消耗看，優(yōu)化工況下煤粉投入量為0.85 kg/s，生鐵產(chǎn)量為1.27 kg/s，對(duì)尾部煙氣進(jìn)行余熱回收及煤氣燃燒發(fā)電后，分別以余熱回收率45%和燃?xì)獍l(fā)電機(jī)組發(fā)電效率35%對(duì)煉鐵能耗進(jìn)行核算，得出在優(yōu)化工況下噸鐵可比能耗為504 kgce(千克標(biāo)準(zhǔn)煤)，與白永強(qiáng)[18]核算出的2017年噸鐵可比能耗525 kgce相比具有明顯優(yōu)勢(shì)。從污染物排放角度看，相比于傳統(tǒng)的高爐煉鐵工藝，懸浮冶煉爐減少了燒結(jié)、焦化、球團(tuán)的生產(chǎn)工序。根據(jù)李莎[19]核算出的某鋼鐵廠大氣污染物排放情況可知，鋼鐵行業(yè)有組織排放包括主要排放口顆粒物、SO2和氮氧化物的排放等，以上三項(xiàng)排放量最大的均是燒結(jié)工序，其次是焦化工序。懸浮冶煉爐通過利用煤粉直接還原鐵精礦，有效降低了能源消耗和前期工序中大氣污染物及顆粒物的排放，從而符合節(jié)能環(huán)保降耗的要求。此外，懸浮冶煉工藝在項(xiàng)目建造初期通過減小冶煉設(shè)備建設(shè)規(guī)模，能夠減少建筑耗材和輔助設(shè)備的投入；在項(xiàng)目投產(chǎn)期間通過避免長流程中能量耗散的問題，降低輔助設(shè)備的使用能耗，能夠進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)節(jié)能降耗的目標(biāo)。

4 結(jié)論

1) 以某機(jī)構(gòu)的懸浮冶煉塔為對(duì)象，建立了粉狀鐵精礦懸浮冶煉反應(yīng)塔內(nèi)氣粒兩相流動(dòng)、傳熱和傳質(zhì)的數(shù)值仿真模型。通過基本工況數(shù)值模擬，得出反應(yīng)塔內(nèi)氣相速度場、溫度場和濃度場，顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡及顆粒成分變化情況。

2) 反應(yīng)塔內(nèi)氣流形成鐘罩狀氣柱，最高氣相溫度為2 590 K；在H=7.5 m 處鐵單質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到最大，此時(shí)，鐵精砂基本冶煉完成；鐵精砂和煤粉在塔內(nèi)平均停留時(shí)間為1.67 s 和0.69 s，體現(xiàn)了懸浮冶煉爐反應(yīng)快、流程短的特點(diǎn)。

3) 通過正交實(shí)驗(yàn)得到的優(yōu)化工況參數(shù)如下：中央氧與側(cè)氧速度配比為3.5，工業(yè)氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)為95%，煤粉投放量為3.06 t/h。與基本工況相比，在優(yōu)化工況下反應(yīng)塔內(nèi)溫度均勻性提高，出口CO排放量降低，鐵精砂分散性較好，鐵精砂還原反應(yīng)更加充分，單位鐵礦Fe生成率提高。

4) 與傳統(tǒng)高爐煉鐵相比，懸浮冶煉降低了噸鐵可比能耗和大氣污染物及顆粒物的排放，從而滿足節(jié)能環(huán)保降耗的要求。