余 珊， 孫 野， 陳 韌， 邵 磊， 鄒宗樹

（1. 遼寧科技學(xué)院 冶金工程學(xué)院， 遼寧 本溪 117004； 2. 遼寧省低品位非伴生鐵礦優(yōu)化應(yīng)用重點實驗室，遼寧 本溪 117004； 3. 東北大學(xué) 冶金學(xué)院， 沈陽 110819）

作為助力解決氣候危機的重要手段，發(fā)展低碳經(jīng)濟、大幅降低碳排放已是全球共識，我國更是將“雙碳”（即碳達峰、碳中和）大計提升到國家戰(zhàn)略的高度.眾所周知，鋼鐵行業(yè)是碳排放大戶，因此大力推進鋼鐵行業(yè)低碳轉(zhuǎn)型發(fā)展是保證“雙碳”大計順利實施和最終達成的關(guān)鍵.在此背景下，采用氫氣替代碳素（焦炭、煤粉等）還原鐵礦石的“氫冶金”成為現(xiàn)階段人們普遍關(guān)注和熱議的焦點，其中就包括100%“以氫代碳”的氫氣豎爐工藝.

關(guān)于氫冶金，徐匡迪[1］早在2010 年就發(fā)起了加強相關(guān)基礎(chǔ)理論研究和工程技術(shù)開發(fā)的前瞻性倡議.此外，考慮到當(dāng)時我國的能源秉賦特點和鋼鐵行業(yè)狀況，他還提出了以焦?fàn)t煤氣作為原料量產(chǎn)制氫的建議.隨著綠電（主要是太陽能、水能、風(fēng)能等為代表的可再生能源以及核能發(fā)電）并網(wǎng)規(guī)模的不斷擴大以及電解水制氫在技術(shù)和裝備上的日臻成熟，近年瑞典率先提出和實施了涉及氫氣豎爐和電爐的（近）零碳排放鋼鐵生產(chǎn)工藝研發(fā)項目，并將其命名為“突破性氫能煉鐵技術(shù)”（HYBRIT）[2］.該項目已于2021 年6 月成功產(chǎn)出約百噸氫氣直接還原鐵（H2-DRI），展示了氫氣豎爐煉鐵在技術(shù)和裝備上的可行性.

著眼于鐵礦石的氣體還原，若保持供氣強度不變，僅將供氣組成由傳統(tǒng)“碳冶金”的CO＋H2改為全H2，帶來的最大變化當(dāng)屬豎爐軸向溫差增大，上部低溫區(qū)擴展，還原反應(yīng)的動力學(xué)條件惡化.這主要是因為采用H2還原鐵氧化物在整體上是強吸熱反應(yīng)，與CO 剛好相反，如表1 所列.

表1 H2 還原鐵氧化物的反應(yīng)熱[3］Table 1 Reaction enthalpy of iron oxide reduction with H2

因此，若想達到預(yù)定的生產(chǎn)要求，必須設(shè)法增加氫氣豎爐的熱收入，使加熱固體爐料和進行還原反應(yīng)的熱需求得到滿足后，仍能有效維持爐內(nèi)溫度.基于此，一些學(xué)者開展了相關(guān)理論研究，旨在明確供氣溫度、供氣強度及球團入爐溫度等決定系統(tǒng)熱收入的因素對氫氣豎爐生產(chǎn)效能的影響[4-7］.考慮到可直接使用電能供熱，本文作者近期提出了在豎爐中上部增裝微波設(shè)備的想法，設(shè)計了一款加熱固體爐料的反應(yīng)器，同時還進行了初步的模擬研究，結(jié)果與預(yù)期相符[8］.為進一步開展反應(yīng)器尺度的研究，本文中采用數(shù)值模擬方法對氫氣豎爐內(nèi)的氣流分布特性進行解析，具體考察豎爐底部中心輔助供氣的影響，以期對氫氣豎爐的設(shè)計和操作優(yōu)化有所裨益.

1 模型構(gòu)建

1.1 主要假設(shè)及簡化

鑒于實際豎爐中氣固兩相間的熱質(zhì)傳遞過程極其復(fù)雜，為建立可用于解析爐內(nèi)氣流分布特性的數(shù)學(xué)模型，作出如下主要假設(shè)及簡化：①假定豎爐連續(xù)穩(wěn)定生產(chǎn)，模型中暫不考慮瞬態(tài)項的影響；②基于雙流體假設(shè)構(gòu)建模型，將氣相作為流體處理，而將固相（顆粒群）視為與氣相可相互穿透的擬流體；③模型中將氣相（混合物）視為理想氣體，其密度受溫度和壓力的影響，具體由氣體狀態(tài)方程計算，各物性參數(shù)通過理論或經(jīng)驗公式，由相關(guān)組分的物性參數(shù)計算得到；④由于豎爐內(nèi)鐵礦石的還原為氣體的等摩爾反應(yīng)，氣相總流量在反應(yīng)前后不發(fā)生改變，所以忽略化學(xué)反應(yīng)對爐內(nèi)氣流整體分布的影響；⑤為節(jié)省計算資源，將豎爐內(nèi)部空間簡化為軸對稱區(qū)域，模型僅考慮二維的計算域.

1.2 控制方程

為節(jié)省篇幅，以下僅給出模型所涉及的動量、熱量、組分傳輸及湍流（k-ε 模型）相關(guān)控制方程的通式和主要符號的說明，各控制方程中更為細節(jié)的參數(shù)／系數(shù)及相間耦合關(guān)系的具體取值／表達式詳見文獻[9］和[10］.

式中：下標(biāo)q 代表氣相或固相；α 為相的體積分數(shù)；ρ 為相的密度，kg／m3；為速度矢量，m／s；ψ 為待求的獨立變量.對于動量、熱量、組分及湍流方程來說，分別對應(yīng)速度、溫度T、組分的質(zhì)量分數(shù)Y，以及湍動能k 和耗散率ε；Γ 為廣義擴散系數(shù)，根據(jù)獨立變量ψ 的不同，可以取黏度系數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)或擴散系數(shù)；S 為廣義源項，可以為相間動量傳輸速率（采用矢量形式的Ergun 方程計算[11］）、熱量傳輸速率（采用修正的Ranz-Marshall 方程計算[12］）或湍流相關(guān)速率參量.

1.3 計算方法及邊界條件

本文中借助ANSYS-FLUENT 商業(yè)軟件實現(xiàn)模型構(gòu)建和計算，所采用的主要方法如下：①基于同位網(wǎng)格，采用SIMPLE 算法處理壓力與速度的耦合；②各控制方程中的對流項和擴散項分別采用二階迎風(fēng)格式和中心差分（亦為二階精度）格式離散；③為提高計算精度，各控制方程的收斂準則均為待求變量的殘差且低于10-6.

根據(jù)豎爐自身的特點，計算域的頂部邊界為固相（氧化球團）入口，但同時也是氣相（尾氣）出口，模型中固相視該處邊界為速度入口，氣相視其為壓力出口，固相下行的速度根據(jù)球團的質(zhì)量流量計算.計算域最底端邊界為固相速度出口，氣相質(zhì)量流量設(shè)定為0.計算域中氣相可通過側(cè)壁圍管和底部中心噴入，對應(yīng)邊界處氣相的質(zhì)量流量由預(yù)先給定的供氣強度計算得到，但固相的質(zhì)量流量設(shè)定為0.當(dāng)通過相關(guān)邊界進入計算域時，氣固兩相的溫度均預(yù)先給定.另外，計算域中所有壁面均為無滑移絕熱邊界.

1.4 模型驗證

鑒于目前還未出現(xiàn)關(guān)于氫氣豎爐生產(chǎn)數(shù)據(jù)的公開報道，本文中將模型應(yīng)用于八鋼C-3000 煤氣豎爐，通過對比豎爐圍管氣壓的測量值和計算值進行模型精確度的驗證.在驗證性算例中，豎爐的頂壓為300 kPa，煤氣全部由豎爐圍管噴入，入爐煤氣的組成、溫度及供氣強度分別為65%CO ＋23%H2＋9%CO2＋3%H2O（體積分數(shù)），1 100 K，1 050 m3／t（標(biāo)準態(tài)下氧化球團），氧化球團的質(zhì)量流量為218 t／h，其他幾何及操作參數(shù)詳見文獻[10］和[13］.

上述工況下C-3000 豎爐圍管氣壓的測量值約為360 kPa，本文模型的計算值為357.2 kPa，兩者相差很小，表明本文中的數(shù)學(xué)模型具有較高的精確度.

2 結(jié)果分析及討論

2.1 計算方案

經(jīng)上述驗證后，將供氣組分限定為H2，便可形成氫氣豎爐模型.圖1 示出了本文中考慮的二維軸對稱計算域及相應(yīng)網(wǎng)格的配置（網(wǎng)格數(shù)量和尺寸比）.

圖1 本文考慮的氫氣豎爐計算域（m）Fig.1 Computational domain of the H2 shaft furnace considered in the current paper（m）

從圖1 中可以看到，供氣可由側(cè)壁圍管和底部中心噴入爐內(nèi)，由于存在很大的速度梯度，側(cè)壁圍管和底部中心處的網(wǎng)格均進行了局部加密，尺寸為其他未加密部位網(wǎng)格的1／100 左右.計算區(qū)域共包含5 000 個四邊形網(wǎng)格，局部加密網(wǎng)格的尺寸約為5.4×10-5m2，其他未加密部位網(wǎng)格的尺寸約為5.3×10-3m2.需要說明的是，本文中所采用的網(wǎng)格配置已根據(jù)前期參數(shù)（采用圍管平面的平均氣壓）的敏感度分析進行了優(yōu)化.具體優(yōu)化過程如下：在保持上述網(wǎng)格尺寸比（即1／100）不變的前提下，分別采用網(wǎng)格數(shù)量為3 000，4 000，5 000和6 000 的四種配置進行仿真模擬，計算所得圍管平面的平均氣壓分別為315.4，321.1，323.4 和323.7 kPa.

在中心供氣方面，相關(guān)的工程實踐可參考八鋼C-3000 的中心氣體分配裝置（CGD）.氧化球團常溫入爐，等效直徑、質(zhì)量流量及床層空隙度分別為15 mm，100 t／h，0.4.氣相入爐溫度、總流量（體積）及爐頂壓力分別為1 173 K，1 700 m3／t，300 kPa.本文中將豎爐中心供氣比記作β，定義為通過底部中心供入氣相的流量占總流量的比例.β作為被考察因素，變化范圍為0 ～0.20.另外，考慮氣相需增壓才能被順利噴入爐內(nèi)，采用等熵公式計算壓縮氣相對應(yīng)的（單位質(zhì)量球團）能耗，具體表達式如下：

式中:n為氣相的流量， mol／h； m 為固相質(zhì)量流量，t／h；R 為理想氣體常數(shù)，8.314 J／（mol·K）；P為目標(biāo)氣壓，Pa；λ，T0，P0分別為等熵壓縮效率、參考溫度及參考氣壓，在以下算例中分別取0.7，298 K，100 kPa.

2.2 氣流分布特性

圖2 （a）（b）分別為無中心供氣（β ＝0）條件下，氫氣豎爐模型內(nèi)的氣相流線和壓強分布情況.氫氣由圍管噴入后，在沿徑向流動的同時會將初始動能迅速轉(zhuǎn)化為軸向速度，從而逐漸轉(zhuǎn)向爐頂出口，最終形成如圖2 （a）所示的L 型流線，這與文獻報道的COREX 預(yù)還原豎爐內(nèi)（無中心供氣）的氣相流線類似[14］.由圖2 （b）可知，除近圍管的有限區(qū)域外，豎爐內(nèi)氣相壓強沿徑向整體分布較均勻. 軸向上圍管平面的平均氣壓約為323.4 kPa，而豎爐頂壓為300 kPa.也就是說，本文中所考慮的工況下圍管平面以上的固相床層內(nèi)壓降較小，約為23.4 kPa.這主要是因為氣體通過固相床層流動的慣性阻力與其密度成正比，而同等條件下（溫度、壓力、摩爾量）H2的密度僅為CO 的1／14.

圖2 無中心供氣（β ＝0）時氫氣豎爐內(nèi)的計算結(jié)果Fig.2 Calculated results ofthe H2 shaft furnace without central gas supply（β ＝0）

為獲得更多流場信息，截取圖2（a）中6 個軸向深度（即z ＝6.3，6.6，6.9，7.2，7.5，7.8 m）的氣相（總）速度進行分析，結(jié)果如圖3 所示.

從圖3 中可看出，各軸向深度的氣相速度雖然在臨近圍管的側(cè)壁處較大，但都沿內(nèi)徑向衰減，在距豎爐中心約1.0 m 處基本達到穩(wěn)定.需要注意的是，豎爐中心處（r ＝0）的氣相速度沿軸向深度逐漸減小.據(jù)此可以推斷，在豎爐底部爐芯部位存在一個氣流遲滯區(qū).為活躍該區(qū)域的氣相流動，本研究中通過實施中心輔助供氣，具體考察中心供氣比對豎爐中心（r ＝0）氣相速度（軸向）分布、爐內(nèi)氣相流線及壓力分布的影響.

圖3 無中心供氣（β ＝0）氫氣豎爐內(nèi)不同軸向深度的氣相速度徑向分布Fig.3 Radial distributions of gas phase velocity at different axial depths in the H2 shaft furnace without central gas supply（β ＝0）

2.3 中心供氣的影響

圖4 為不同中心供氣比下氫氣豎爐內(nèi)氣相速度在軸向上（z ＝6.3 ～7.8 m）的分布圖.由圖可知，實施中心輔助供氣可有效提高豎爐底部的氣相速度.氣相速度沿軸向深度先緩慢降低，后又迅速升高.當(dāng)β 由0.05 提高至0.20 時，豎爐中心處氣相速度的最小值從6.3 m／s 增大至9.3 m／s，增幅為47.6%.

圖4 不同中心供氣比下的氫氣豎爐內(nèi)氣相速度軸向分布Fig.4 Axial distributions of gas phase velocity in the H2 shaft furnace at different proportions of central gas supply

圖5 為不同中心供氣比下氫氣豎爐內(nèi)的氣相流線圖.從圖中可以看到，實施輔助供氣可在豎爐中心形成一股集中氣流.隨著β 的增大，該股氣流的初始動能也增大，其徑向穿透距離呈現(xiàn)一定程度的延伸.

圖5 不同中心供氣比下的氫氣豎爐內(nèi)氣相流線Fig.5 Gas phase streamlines in the H2 shaft furnace at different proportions of central gas supply

圖6 為不同中心供氣比下氫氣豎爐內(nèi)的氣相壓強分布圖.由圖可知，β 的增大對豎爐內(nèi)圍管平面以上氣壓分布的影響不明顯，但是底部供氣邊界處的大壓力梯度區(qū)卻逐漸擴大，這就意味著壓縮氣體所需能耗在增加.

圖6 不同供氣比下的氫氣豎爐內(nèi)氣相流線Fig.6 Gas phase pressure distributions in the H2 shaft furnace at different proportions of central gas supply

表2 列出了不同中心供氣比下底部和圍管入口的氣相流量和從模型計算結(jié)果中提取的氣相壓強.基于表中數(shù)據(jù)，采用式（2）可計算出壓縮氣體能耗，結(jié)果如圖7 所示.從圖中可以看到，隨著β的增大，底部供氣能耗因氣體流量的提高而逐漸增大，圍管供氣的能耗隨之減小.但必須指出的是，壓縮氣體所需的總能耗隨β 的增大先降低后升高，在β ＝0.10 時達到最低，約為345 MJ／t.

表2 不同中心供氣比下底部和圍管入口的氣相流量和壓強Table 2 Flow rates and pressures at the gas inlets under different proportions of central gas supply

圖7 不同中心供氣比下的壓縮氣體所需能耗Fig.7 Energy requirements for gas compression at different proportions of central gas supply

3 結(jié) 論

（1）實施中心輔助供氣可有效提高氫氣豎爐底部的氣相速度.當(dāng)中心供氣比由0.05 提高至0.20 時，豎爐中心處氣相速度的最小值從6.3 m／s增大至9.3 m／s，增幅為47.6%.

（2）在文中所考慮的變化范圍內(nèi)，中心供氣比的提高對豎爐內(nèi)圍管平面以上氣壓分布的影響不明顯.

（3）對豎爐生產(chǎn)而言，壓縮氣體所需的總能耗隨中心供氣比的增大先降低后升高，在中心供氣比為0.10 時達到最低，約為345 MJ／t.