劉洪升，史本慧，劉炳南，車玉滿，姚 碩，李 仲，羅志國，鄒宗樹

（1.東北大學(xué) 多金屬共生礦生態(tài)化冶金教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽 110819；2.鞍鋼集團(tuán)鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009）

在現(xiàn)代高爐冶煉過程中，煤氣流的初始分布對高爐壽命、工作效率及節(jié)能減排至關(guān)重要，是保證高爐穩(wěn)定順行的基礎(chǔ)[1].當(dāng)各風(fēng)口風(fēng)量沿爐缸周向分布不均勻時，調(diào)整風(fēng)口直徑是工廠最常用的手段[2-3].在高爐生產(chǎn)過程中，由于無法直接觀察到爐內(nèi)的實(shí)際情況，研究者們主要通過數(shù)值模擬的方法來分析高爐各風(fēng)口風(fēng)量的分配情況.劉文鵬等[4]采用雙熱風(fēng)總管結(jié)構(gòu)送風(fēng)系統(tǒng)的3 200 m3高爐作為研究對象，發(fā)現(xiàn)在風(fēng)口直徑為120 mm的條件下，熱風(fēng)圍管圓周方向上的風(fēng)口風(fēng)量分布不均勻，風(fēng)量變化幅度約為4.4%；當(dāng)單一風(fēng)口直徑縮小10 mm時，各風(fēng)口風(fēng)量的不均勻程度顯著增加.祝俊俊等[5]建立了3 200 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)模型，結(jié)果表明在風(fēng)口直徑為130 mm的條件下，風(fēng)量最大值出現(xiàn)在熱風(fēng)總管最左端的9號風(fēng)口，改變靠近熱風(fēng)總管位置的風(fēng)口直徑對風(fēng)量分配均勻性的影響最大.梅亞光等[6]分別對800，2 000和5 500 m3高爐風(fēng)口風(fēng)量的均勻性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)高爐爐缸圓周方向上的各風(fēng)口風(fēng)量存在最大值和最小值，不同容積的高爐達(dá)到最大值和最小值的風(fēng)口位置也有所不同.

但以上研究均缺少物理實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，并且在研究各風(fēng)口風(fēng)量均勻分配時，學(xué)者們做出的風(fēng)口參數(shù)調(diào)整方案還缺乏理論依據(jù).因此，本文中采用CFD方法對鞍鋼2 580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)開展熱風(fēng)均勻性分配的研究，對現(xiàn)場實(shí)際風(fēng)口參數(shù)和相等風(fēng)口參數(shù)條件下的風(fēng)口風(fēng)量分配進(jìn)行評估，對比分析二者熱風(fēng)在爐缸圓周的分配規(guī)律，并提出風(fēng)口風(fēng)量均勻分配的方案，以期為現(xiàn)場生產(chǎn)提供參考.

1 鞍鋼2 580 m3高爐供風(fēng)系統(tǒng)參數(shù)

鞍鋼2 580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)模型如圖1所示，實(shí)際風(fēng)口布局及編號如圖2所示，工況參數(shù)見表1.熱風(fēng)總管左右處分別為25號和26號風(fēng)口，按順時針方向依次編號.藍(lán)色虛線與角度標(biāo)記是風(fēng)口與熱風(fēng)總管入口處形成的夾角角度，熱風(fēng)總管入口處為0°，熱風(fēng)總管入口正對面為180°，按順時針方向進(jìn)行標(biāo)記.風(fēng)口直徑一般為110 mm，鞍鋼依據(jù)生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)將4號、14號、21號和29號風(fēng)口直徑調(diào)整為120 mm.

圖1 鞍鋼2 580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)Fig.1 Air supply system of Ansteel’s 2 580 m3blast furnace

圖2 鞍鋼2 580 m3高爐實(shí)際風(fēng)口布局Fig.2 Actual tuyere layout of Ansteel’s 2 580 m3blast furnace

表1 鞍鋼2 580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)工況參數(shù)Table 1 Operating parameters of Ansteel’s 2 580 m3 blast furnace air supply system

2 數(shù)學(xué)模型的建立

2.1 控制方程

采用納維-斯托克斯方程描述氣體運(yùn)動[7]，選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程計(jì)算流場.

連續(xù)性方程：

動量守恒方程：

標(biāo)準(zhǔn)k-ε守恒方程：

式中：v為氣體流速，m／s；ρ為氣體密度，kg／m3；μeff為氣體有效黏度，pa·s；p為壓力，pa；Gk為平均速度梯度產(chǎn)生的湍動能，kg／（m·s3）；C1，C2為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；σk，σε分別為湍動能k和耗散率ε對應(yīng)的普朗特常數(shù).

2.2 模擬假設(shè)與邊界條件

假設(shè)熱風(fēng)在管道流動過程中沒有熱損失，溫度基本保持不變，故可將流動的熱風(fēng)視為穩(wěn)態(tài)等溫不可壓縮流體.管道壁面采用無滑移邊界條件，壁面附近流動采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理.熱風(fēng)總管入口處采用壓力入口，取397.12 kpa；各風(fēng)口處采用壓力出口，均取344.08 kpa.

本文中采用ICEM軟件對該高爐送風(fēng)系統(tǒng)模型劃分網(wǎng)格，如圖3所示.為驗(yàn)證數(shù)值結(jié)果的網(wǎng)格無關(guān)性，分別采用150萬、450萬和550萬網(wǎng)格單元進(jìn)行計(jì)算.當(dāng)網(wǎng)格單元為450萬和550萬時，該高爐相同風(fēng)口的風(fēng)量值基本一致，因此取450萬網(wǎng)格單元作為計(jì)算網(wǎng)格.

圖3 計(jì)算域網(wǎng)格Fig.3 Computational domain grid

3 物理模擬驗(yàn)證

在保證模型和原型幾何相似的條件下，按照相似比1∶20建立高爐送風(fēng)系統(tǒng)的物理模型，如圖4所示，具體參數(shù)如表2所列.

圖4 鞍鋼2 580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)物理模型Fig.4 physical model of Ansteel’s 2 580 m3 blast furnace air supply system

表2 鞍鋼2580 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)物理模型參數(shù)Table 2 physical model parameters of Ansteel’s 2 580 m3blast furnace air supply system

為了分析相同風(fēng)口參數(shù)下各風(fēng)口風(fēng)量的分配情況，需要計(jì)算高爐送風(fēng)系統(tǒng)物理模擬實(shí)驗(yàn)的供風(fēng)量.壓力是影響流動的主要因素，故采用Euler準(zhǔn)數(shù)進(jìn)行計(jì)算，可得供風(fēng)量為1 333 L／min.具體計(jì)算式如下：

式中：Eu為歐拉數(shù)；p為壓力，pa；p0，pg分別為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓、熱風(fēng)總管入口壓力，pa；ρ為氣體密度，kg／m3；w為氣體流速，m／s；d為管路直徑，m；Q為高爐風(fēng)量，m3／min；n為風(fēng)口數(shù)量；T0為室溫，取293 K；Tg為高爐工況熱風(fēng)溫度，取1 432 K.

在各風(fēng)口直徑均為5.5 mm（工況參數(shù)為110 mm）條件下，物理模擬各風(fēng)口風(fēng)量的分配結(jié)果如圖5所示.由圖可知，在風(fēng)口與熱風(fēng)總管入口處呈 0°，90°，180°和 270°夾角的 4 個方位風(fēng)口風(fēng)量較大，物理模擬和數(shù)值模擬中各風(fēng)口風(fēng)量的分配趨勢相同，證明了高爐風(fēng)量分配的不均勻性，同時也驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的可靠性.

圖5 相同風(fēng)口參數(shù)下數(shù)值模擬及物理模擬風(fēng)量趨勢圖Fig.5 Trend chart of numerical simulation and physical simulation under equal tuyere parameters

4 結(jié)果與分析

4.1 相同風(fēng)口參數(shù)下數(shù)值模擬結(jié)果與分析

在各風(fēng)口直徑均為110 mm的條件下，各風(fēng)口風(fēng)量分配如圖6所示，速度矢量分布如圖7所示.結(jié)合圖6和7可知，熱風(fēng)經(jīng)熱風(fēng)總管（0°）進(jìn)入圍管后，分成兩股氣流沿圍管圓周運(yùn)動，最終在熱風(fēng)總管入口正對面處（180°）產(chǎn)生碰撞，碰撞后的氣流又產(chǎn)生回流，最終在90°和270°處與來流發(fā)生碰撞，導(dǎo)致 0°，90°，180°和 270°夾角的 4 個方位風(fēng)口風(fēng)量較大，與其相對應(yīng)的7號、14號、21號和29號附近風(fēng)口風(fēng)量較小.

圖6 相同風(fēng)口直徑下各風(fēng)口風(fēng)量分配情況Fig.6 The air volume distribution of each tuyere under the same tuyere diameter

圖7 全局及不同位置送風(fēng)系統(tǒng)速度矢量分布Fig.7 Velocity vector distribution of global and different position air supply system

圖8為相同風(fēng)口參數(shù)下各風(fēng)口風(fēng)量的柱狀圖.從圖中可以看出，11號風(fēng)口的風(fēng)量最大，為161.72 m3／min；7號風(fēng)口的風(fēng)量最小，為158.36 m3／min，最大和最小風(fēng)量差值為3.36 m3／min，這說明高爐風(fēng)口風(fēng)量的分配并不均勻.采用標(biāo)準(zhǔn)偏差對風(fēng)口風(fēng)量均勻程度進(jìn)行衡量，即

圖8 相同風(fēng)口參數(shù)下各風(fēng)口風(fēng)量柱狀圖Fig.8 Histogram of tuyere air volume under equal tuyere parameters

式中：σ為風(fēng)口風(fēng)量標(biāo)準(zhǔn)偏差 ；xi為各風(fēng)口風(fēng)量，m3／min；為總風(fēng)量平均數(shù)，m3／min；n為風(fēng)口個數(shù).由式（8）計(jì)算可得，此條件下風(fēng)口風(fēng)量標(biāo)準(zhǔn)偏差為1.12.

4.2 實(shí)際風(fēng)口參數(shù)下數(shù)值模擬結(jié)果與分析

為提高送風(fēng)的均勻性，可以通過增大或縮小部分風(fēng)口的直徑來調(diào)整各風(fēng)口風(fēng)量，進(jìn)一步降低標(biāo)準(zhǔn)偏差.鞍鋼現(xiàn)場實(shí)際操作采用增大風(fēng)口直徑的調(diào)整方法.根據(jù)現(xiàn)場操作經(jīng)驗(yàn)，將4號、14號、21號和29號風(fēng)口直徑由110 mm增加至120 mm.由前文模擬的相同風(fēng)口直徑參數(shù)下風(fēng)口風(fēng)量的分布規(guī)律可知，理論上增大14號、21號和29號風(fēng)口直徑的做法是正確的，增大4號風(fēng)口直徑的操作有誤，應(yīng)增大7號風(fēng)口直徑.在實(shí)際風(fēng)口參數(shù)條件下，各風(fēng)口風(fēng)量分配如圖9所示.

圖9 實(shí)際風(fēng)口參數(shù)下各風(fēng)口風(fēng)量分配情況Fig.9 Air volume distribution of each tuyere under actual tuyere parameters

圖10為鞍鋼現(xiàn)場風(fēng)口參數(shù)下各風(fēng)口風(fēng)量的柱狀圖.由圖10可知，29號風(fēng)口的風(fēng)量最大，20號風(fēng)口的風(fēng)量最小，風(fēng)口風(fēng)量分別為170.25，154.18 m3／min，最大和最小風(fēng)量差值為16.07 m3／min，在此條件下風(fēng)口風(fēng)量標(biāo)準(zhǔn)偏差為4.25.這說明調(diào)整風(fēng)口直徑的幅度不宜過大，應(yīng)考慮采用小幅度調(diào)整相鄰多風(fēng)口的方案.

圖10 實(shí)際風(fēng)口參數(shù)下各風(fēng)口風(fēng)量柱狀圖Fig.10 Histogram of tuyere air volume under actual tuyere parameters

4.3 調(diào)整風(fēng)口直徑各風(fēng)口風(fēng)量分配結(jié)果與分析

根據(jù)相同風(fēng)口參數(shù)下風(fēng)口風(fēng)量的分布規(guī)律，通過縮小風(fēng)口直徑的方法對風(fēng)口風(fēng)量較大的4個方位（風(fēng)口與熱風(fēng)總管入口處的夾角為0°，90°，180°和270°）進(jìn)行相鄰多風(fēng)口調(diào)整.具體調(diào)整方案如下：2號、3號、10號、11號、18號、19號、25號和26號風(fēng)口直徑減小為109 mm，其余風(fēng)口直徑保持110 mm不變.各風(fēng)口風(fēng)量的分配結(jié)果如圖11所示.

圖11 調(diào)整相鄰多風(fēng)口直徑時風(fēng)量分配情況Fig.11 Air volume distribution under adjusting adjacent multi-tuyeres diameter

圖12為調(diào)整相鄰多風(fēng)口直徑后各風(fēng)口風(fēng)量的柱狀圖.由圖12可知，6號風(fēng)口的風(fēng)量最大，18號風(fēng)口的風(fēng)量最小，分別為 160.06，158.51 m3／min，最大和最小風(fēng)量差值為1.55 m3／min，在此條件下風(fēng)口風(fēng)量標(biāo)準(zhǔn)偏差為0.67.由此可見，采用小幅度調(diào)整相鄰多風(fēng)口的方案，各風(fēng)口風(fēng)量分配的均勻性可大幅度提高.

圖12 調(diào)整相鄰多風(fēng)口直徑時風(fēng)量柱狀圖Fig.12 Histogram of tuyere air volume under adjusting adjacent multi-tuyeres diameter

5 結(jié) 論

（1）在風(fēng)口直徑相同的條件下，高爐熱風(fēng)圍管存在供風(fēng)不均勻現(xiàn)象，各風(fēng)口風(fēng)量標(biāo)準(zhǔn)偏差為1.12.風(fēng)口與熱風(fēng)總管入口處的夾角為0°，90°，180°和 270°的 4個方位風(fēng)量較大，夾角為 45°，135°，225°，315°的 4 個方位風(fēng)量較小，最大和最小風(fēng)量差值為3.36 m3／min.

（2）為提高送風(fēng)的均勻性，可以通過增大或縮小部分風(fēng)口直徑來調(diào)整各風(fēng)口風(fēng)量.根據(jù)現(xiàn)場操作經(jīng)驗(yàn)，鞍鋼采用增大風(fēng)口直徑的調(diào)整方法，將風(fēng)量較小的4號、14號、21號和29號風(fēng)口直徑由110 mm增加至120 mm.在此風(fēng)口參數(shù)條件下，最大和最小風(fēng)量差值為16.07 m3／min，各風(fēng)口風(fēng)量的標(biāo)準(zhǔn)偏差為4.25，這說明現(xiàn)場調(diào)整的風(fēng)口參數(shù)并不利于風(fēng)口風(fēng)量的均勻分配.

（3）結(jié)合相同風(fēng)口參數(shù)下及鞍鋼現(xiàn)場風(fēng)口風(fēng)量的分布規(guī)律可知，風(fēng)口風(fēng)量分配均勻性的獲得需要同時考慮調(diào)整風(fēng)口方位、風(fēng)口調(diào)整幅度以及相鄰多風(fēng)口調(diào)整等.通過將鞍鋼2 580 m3高爐2號、3號、10號、11號、18號、19號、25號和 26號風(fēng)口直徑減小至109 mm，其余風(fēng)口直徑保持110 mm，各風(fēng)口風(fēng)量的標(biāo)準(zhǔn)偏差達(dá)到0.67，供風(fēng)均勻性得到了明顯提高.該方案可為現(xiàn)場實(shí)際操作提供指導(dǎo).