球團(tuán)豎爐氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合的三維數(shù)值模擬

蔣 鷺 黃 山 王天才 劉 飛鐘文琪 金保昇 張 智 馮上進(jìn)

(1東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過(guò)程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)

(2東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096)

(3南京南鋼產(chǎn)業(yè)發(fā)展有限公司，南京 210035)

球團(tuán)豎爐氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合的三維數(shù)值模擬

蔣 鷺1，2黃 山1，2王天才3劉 飛3鐘文琪1，2金保昇1，2張 智3馮上進(jìn)3

(1東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過(guò)程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)

(2東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096)

(3南京南鋼產(chǎn)業(yè)發(fā)展有限公司，南京 210035)

基于歐拉多相流模型，建立了球團(tuán)豎爐氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合的三維數(shù)理模型，其中氣相采用標(biāo)準(zhǔn)k-e湍流模型，固相采用顆粒動(dòng)理學(xué)模型，化學(xué)反應(yīng)采用氧化動(dòng)力學(xué)模型.對(duì)不同工況下的焙燒過(guò)程進(jìn)行三維數(shù)值模擬計(jì)算，探討了不同操作參數(shù)對(duì)豎爐爐溫和焙燒產(chǎn)物Fe2O3產(chǎn)率的影響規(guī)律.結(jié)果表明，豎爐爐溫和焙燒產(chǎn)物Fe2O3的產(chǎn)率對(duì)入爐煙溫、入爐煙氣量和冷卻風(fēng)量均存在最大需求值，分別為1 400 K，65.6 t/h，7.8×104m3/h.達(dá)到最大需求值前，爐溫和Fe2O3的產(chǎn)率均隨入爐煙溫、入爐煙氣量和冷卻風(fēng)量的增加而增加.超過(guò)最大需求值后，豎爐爐溫隨入爐煙溫、冷卻風(fēng)量的增加而降低，隨入爐煙氣量的增加變化不大;Fe2O3的產(chǎn)率隨入爐煙溫、入爐煙氣量的增加而降低，隨冷卻風(fēng)量的增加而增加.

氣固流動(dòng);球團(tuán)豎爐;焙燒過(guò)程;歐拉模型;數(shù)值模擬

鋼鐵工業(yè)是國(guó)民經(jīng)濟(jì)的重要基礎(chǔ)產(chǎn)業(yè)，是國(guó)家經(jīng)濟(jì)水平和綜合國(guó)力的重要標(biāo)志.球團(tuán)的生產(chǎn)在鋼鐵工業(yè)的生產(chǎn)工序中占據(jù)重要地位，其生產(chǎn)能耗和污染物的排放在鋼鐵工業(yè)的生產(chǎn)中也占有很大比例.目前，生產(chǎn)球團(tuán)的常用方法有球團(tuán)豎爐法、帶式焙燒機(jī)法和鏈篦機(jī)-回轉(zhuǎn)窯法，其中球團(tuán)豎爐法的生產(chǎn)能力占球團(tuán)總生產(chǎn)能力的一半以上［1-3］.因此，降低豎爐的生產(chǎn)能耗和污染排放具有重要的現(xiàn)實(shí)意義.對(duì)球團(tuán)豎爐中氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合進(jìn)行數(shù)值模擬，可以指導(dǎo)球團(tuán)豎爐生產(chǎn)在最佳工況下運(yùn)行，從而達(dá)到節(jié)能降耗的目的.

目前，對(duì)球團(tuán)豎爐的數(shù)值模擬研究大多集中在氣固流動(dòng)方面，如球團(tuán)豎爐內(nèi)氣體流動(dòng)的數(shù)值模擬、豎式移動(dòng)床顆粒移動(dòng)的研究等.對(duì)于氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合的數(shù)值模擬研究還未見(jiàn)報(bào)道，其原因在于稠密相氣固流動(dòng)的特性、相間化學(xué)反應(yīng)機(jī)制以及傳熱傳質(zhì)的復(fù)雜性導(dǎo)致建立其數(shù)學(xué)模型較為困難.但已有學(xué)者對(duì)流化床、循環(huán)流化床和氣流床等的煤氣化過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究［3-6］.本文針對(duì)球團(tuán)豎爐氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合展開(kāi)三維數(shù)值模擬研究.氣相采用標(biāo)準(zhǔn)k-e湍流模型，固相采用顆粒動(dòng)理學(xué)模型，化學(xué)反應(yīng)采用氧化動(dòng)力學(xué)模型，同時(shí)引入傳熱、傳質(zhì)模型.對(duì)典型工況下球團(tuán)豎爐的焙燒過(guò)程進(jìn)行三維數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果與實(shí)際生產(chǎn)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)兩者吻合較好.最后，就入爐爐溫、入爐煙氣量和冷卻風(fēng)量等操作參數(shù)對(duì)豎爐爐溫、Fe2O3產(chǎn)率的影響規(guī)律進(jìn)行了探討.

1 模型的建立及計(jì)算方法

1.1 連續(xù)性方程

氣固相的連續(xù)性方程可以統(tǒng)一表示為［3-4］

式中，ρ為密度;ε為固相體積分?jǐn)?shù);u為瞬時(shí)速度;S為質(zhì)量源項(xiàng).在所建立的氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合的模型中，氣固之間的非均相反應(yīng)使得兩相間存在質(zhì)量、動(dòng)量及能量的交換.

1.2 動(dòng)量方程

氣相和固相的動(dòng)量方程分別為［4，7-8］式中，下標(biāo)g，s分別表示氣相和固相;Vs為顆粒平均速度;τ為壓力應(yīng)變張量，其計(jì)算式為，其中μ為剪切黏度，λ為體積黏度;Ps為顆粒間相互碰撞引起的壓力，其計(jì)算式為Ps=εsρsθs+2ρs(1+α)ε2sg0θs，其中 α 為顆粒碰撞恢復(fù)系數(shù)，θs為顆粒動(dòng)力學(xué)溫度，g0=3［1－(εs/εs，max)1/3］－15;β 為氣相和固相之間的動(dòng)量交換系數(shù)，其經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式由 Gidspow公式［4］給出，即

1.3 能量方程

球團(tuán)焙燒過(guò)程是指球團(tuán)與燃燒室提供的高溫?zé)煔獍l(fā)生化學(xué)反應(yīng)和熱交換.忽略黏性耗散項(xiàng)、壓力做功及動(dòng)能的影響，氣相和固相的能量方程可統(tǒng)一表示為［4，8］

式中，H，λ，h分別表示總焓、導(dǎo)熱系數(shù)和相間的換熱系數(shù);ΔTk表示氣固相間溫度差;SH表示由氣固非均相反應(yīng)所引入的能量源項(xiàng).

1.4 焙燒反應(yīng)模型

球團(tuán)焙燒工藝主要是指磁鐵礦球團(tuán)在球團(tuán)豎爐中歷經(jīng)干燥、氧化、固結(jié)等過(guò)程.豎爐內(nèi)焙燒反應(yīng)主要為磁鐵礦的氧化放熱反應(yīng)［9］，即以往研究通過(guò)對(duì)氧化的磁鐵礦球團(tuán)斷面照片進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)氧化反應(yīng)發(fā)生在氧化了的外殼和未反應(yīng)的核心之間的界面或狹小區(qū)域，因此可以用未反應(yīng)核模型來(lái)描述氧化過(guò)程［10-12］.其氧化動(dòng)力學(xué)方程為［12-13］

式中，X為磁鐵礦中Fe3O4的轉(zhuǎn)化度;t為反應(yīng)時(shí)間;C為氣體中氧的摩爾濃度;b為氧化反應(yīng)的化學(xué)計(jì)量數(shù)，此處b=4;ρm為磁鐵礦球團(tuán)中Fe3O4的摩爾濃度;r為球團(tuán)半徑;R為氧化過(guò)程中的總阻力，其計(jì)算式為

式中，Kd為氧在附面層中的傳質(zhì)系數(shù)，當(dāng)豎爐爐溫T＜1 173 K 時(shí)，Kd=0.033 m/s，T＞1 173 K 時(shí)，Kd=0.045 m/s;De為氧在氧化層中的擴(kuò)散系數(shù)，De=D0exp(－Ee/(RT))，其中擴(kuò)散常數(shù)D0=9.068×10－4m/s，氧在氧化層中擴(kuò)散的表觀活化能Ee=42.94 kJ/mol，氣體常數(shù)R=8.314 J/(mol·K);Kc為化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)，且Kc=K0exp(－Ec/(RT))，其中頻率因子常數(shù)K0=104.3 m/s，界面化學(xué)反應(yīng)活化能Ec=76.28 kJ/mol.

1.5 物質(zhì)輸運(yùn)方程

本模型中，氣相包括 O2，CO2，N2，H2O 等組分.根據(jù)對(duì)流擴(kuò)散方程，可預(yù)估出每種物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Yi，守恒方程為

式中，Si為由源項(xiàng)產(chǎn)生的額外反應(yīng)速率;Jg，i為氣體組分i的擴(kuò)散通量，由濃度梯度產(chǎn)生，其計(jì)算式為，其中為第i種物質(zhì)的擴(kuò)散系數(shù);Sc為湍流施密特?cái)?shù)，此處設(shè)置為0.7;Ri為化學(xué)反應(yīng)的凈反應(yīng)速率，其計(jì)算式為Ri，其中Mw，i為第i種物質(zhì)的相對(duì)分子質(zhì)量，i，r為第i種物質(zhì)在第r個(gè)反應(yīng)中的產(chǎn)生/分解速率;Nr為第r個(gè)反應(yīng)中化學(xué)物質(zhì)數(shù)目.

1.5 統(tǒng)計(jì)學(xué)方法 計(jì)量資料采用±s)表示，采用SPSS 20.0統(tǒng)計(jì)軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)處理和統(tǒng)計(jì)分析，多組間均數(shù)比較采用單因素的方差分析，各組和對(duì)照組比較采用 LSD檢驗(yàn)，以P<0.05為差異有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義。

1.6 模擬條件及計(jì)算方法

以南鋼球團(tuán)豎爐為模擬對(duì)象，對(duì)典型生產(chǎn)工況下的氣固流動(dòng)與焙燒反應(yīng)耦合過(guò)程進(jìn)行三維數(shù)值模擬.南鋼球團(tuán)豎爐主體的三維結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖1所示.爐身長(zhǎng)6.2 m，高約12.1 m，焙燒帶寬約1.2 m，冷卻帶寬約2.1 m，導(dǎo)風(fēng)墻寬約1.2 m.豎爐XY方向上的截面圖如圖2(a)所示.

圖1 球團(tuán)豎爐三維結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

圖2 豎爐平面圖(單位:m)

對(duì)南鋼球團(tuán)豎爐的物理模型進(jìn)行三維網(wǎng)格劃分，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合的劃分方式(見(jiàn)圖2(b))，固相最大體積分?jǐn)?shù)為45%，顆粒直徑為13 mm，初始時(shí)爐內(nèi)床料填至預(yù)熱帶，固相體積分?jǐn)?shù)為42%.球團(tuán)原料具體的物料特性、高溫?zé)煔獬煞旨八M工況的操作參數(shù)分別見(jiàn)表1～表3.

表1 球團(tuán)的物料特性

表2 高溫?zé)煔獾某煞?/p>

表3 模擬工況的操作參數(shù)

在建立的球團(tuán)豎爐物理模型中，氣固兩相的入口邊界均采用速度入口［3］;出口邊界均為壓力出口，其中氣相出口壓力為－100 Pa，固相出口壓力為常壓;壁面采用無(wú)速度滑移、無(wú)質(zhì)量滲透的邊界條件，壁面熱流量假設(shè)為0.本文采用的數(shù)值方法為三維單精度-有限體積法，壓力與速度間的耦合采用Simple耦合方法，控制方程離散采用一階迎風(fēng)格式.時(shí)間步長(zhǎng)為0.5 ms，計(jì)算時(shí)間為240 s，此時(shí)豎爐內(nèi)溫度分布和組分濃度幾乎不再變化，模擬達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài).對(duì)網(wǎng)格獨(dú)立性進(jìn)行了分析，分別比較了網(wǎng)格總數(shù)為 1.411 46 ×105，3.098 53 ×105，6.736 52×105時(shí)溫度和組分濃度的模擬結(jié)果，發(fā)現(xiàn)計(jì)算結(jié)果非常接近，模擬結(jié)果相差不超過(guò)5%.因此，在本文研究中，采用網(wǎng)格數(shù)為1.411 46×105的網(wǎng)格劃分方式.

2 計(jì)算結(jié)果與討論

為驗(yàn)證模型的正確性，將模擬結(jié)果與實(shí)際生產(chǎn)監(jiān)測(cè)值進(jìn)行比較，模擬結(jié)果如圖3所示.取模擬工況下監(jiān)測(cè)點(diǎn)的計(jì)算溫度值與實(shí)際監(jiān)測(cè)到的溫度值進(jìn)行比對(duì).監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置如圖2(a)所示.實(shí)際生產(chǎn)運(yùn)行中采集到的監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度值具有波動(dòng)性，故取一段時(shí)間內(nèi)采集到的監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度的平均值作為實(shí)際監(jiān)測(cè)值，與計(jì)算溫度值進(jìn)行對(duì)比.由表4可知，計(jì)算溫度值與實(shí)際監(jiān)測(cè)值吻合良好，最大誤差為17.50%，最小誤差為0.62%，平均誤差為7.94%.誤差均在數(shù)值模擬允許的范圍內(nèi);個(gè)別較大誤差點(diǎn)是由于現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)采集設(shè)備的誤差所致，并不影響模擬結(jié)果整體的準(zhǔn)確性.模擬工況下豎爐出口處Fe2O3的平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)(81.07%)與實(shí)際檢測(cè)值(86.79%)的誤差為6.6%，也在合理范圍內(nèi).圖3(d)和(e)呈現(xiàn)了豎爐主體的氣固流動(dòng)規(guī)律及其流動(dòng)速度.由圖可知，氣體流速為2～15 m/s，固體流速為0.001～0.003 m/s，亦與實(shí)際情況相符.由此可知，本文建立的模型以及一些重要參數(shù)的選擇是合理的.

圖3 球團(tuán)豎爐典型工況模擬結(jié)果圖

表4 計(jì)算數(shù)據(jù)與實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的比較

2.1 操作參數(shù)對(duì)豎爐爐溫的影響

分別改變?nèi)霠t煙溫Ty、入爐煙氣量My和冷卻風(fēng)量Mc等操作參數(shù)，對(duì)比不同操作參數(shù)下豎爐爐溫的模擬結(jié)果，探究其對(duì)豎爐爐溫的影響規(guī)律.為比較不同操作參數(shù)下?tīng)t溫的差別，沿豎爐高度方向由上往下每隔200 mm取其水平平面為一截面.球團(tuán)豎爐高度方向的標(biāo)尺如圖2(a)所示，球團(tuán)的進(jìn)料口為基準(zhǔn)點(diǎn)0.通過(guò)對(duì)比不同操作參數(shù)、不同高度下豎爐截面平均溫度Tp，考察不同操作參數(shù)對(duì)豎爐爐溫的影響，結(jié)果如圖4所示.

當(dāng)入爐煙氣量和冷卻風(fēng)量一定時(shí)，不同煙氣溫度對(duì)豎爐爐溫的影響結(jié)果如圖4(a)所示.由圖可知，當(dāng)入爐煙溫由1 200 K增至1 400 K時(shí)，豎爐爐溫逐漸升高;當(dāng)入爐煙溫繼續(xù)上升至1 500 K時(shí)，豎爐爐溫下降.其原因在于，隨著入爐煙溫的升高，帶入豎爐的熱量增加，煙氣對(duì)球團(tuán)的加熱作用增大，爐內(nèi)溫度升高，球團(tuán)的氧化速度隨之增快，焙燒反應(yīng)放熱量增多，從而使?fàn)t內(nèi)溫度得到進(jìn)一步提高.但當(dāng)溫度超過(guò)最大需求溫度值后，過(guò)高的溫度會(huì)使球團(tuán)發(fā)生熔融粘結(jié)，阻礙了其內(nèi)部未氧化的Fe3O4與氧氣的接觸，焙燒氧化反應(yīng)停止進(jìn)行，氧化反應(yīng)的不完全使得球團(tuán)焙燒反應(yīng)對(duì)球團(tuán)的加熱作用大大降低.焙燒反應(yīng)完全時(shí)所提供的加熱量為豎爐焙燒所需熱量的40%左右.因此，當(dāng)入爐煙溫超過(guò)最大需求值后，繼續(xù)升高煙溫，爐內(nèi)溫度反而降低.此外，隨截面與進(jìn)料口距離的增大，溫度呈先升高后降低的趨勢(shì)，這與實(shí)際生產(chǎn)中監(jiān)測(cè)的溫度變化規(guī)律是一致的［14］.

圖4 不同操作參數(shù)對(duì)豎爐爐溫的影響

當(dāng)入爐煙溫和冷卻風(fēng)量一定時(shí)，不同的入爐煙氣量對(duì)豎爐爐溫的影響結(jié)果如圖4(b)所示.由圖可知，當(dāng)入爐煙氣量小于等于65.6 t/h時(shí)，豎爐爐溫隨煙氣量的增大而升高;當(dāng)入爐煙氣量大于65.6 t/h時(shí)，繼續(xù)增加入爐煙氣量，豎爐爐溫變化不大.這是因?yàn)樨Q爐內(nèi)的焙燒反應(yīng)為放熱反應(yīng)，其放熱量約占豎爐所需熱量的40%，爐內(nèi)球團(tuán)的溫度是入爐煙氣以及球團(tuán)焙燒反應(yīng)放熱對(duì)其加熱作用的疊加.當(dāng)入爐煙氣量不足時(shí)，爐內(nèi)焙燒反應(yīng)不完全，球團(tuán)氧化反應(yīng)放出的熱量與入爐煙氣量帶入的熱量均無(wú)法達(dá)到最大值，爐內(nèi)溫度也就無(wú)法達(dá)到最大值.隨著煙氣量的增加，焙燒反應(yīng)量增加，反應(yīng)放熱量和入爐煙氣所帶入的熱量同時(shí)增加，從而使得豎爐爐溫升高.當(dāng)入爐煙氣量達(dá)到最大需求值時(shí)，反應(yīng)放熱量、豎爐爐溫也相應(yīng)達(dá)到最大值.其后，繼續(xù)增加入爐煙氣量，過(guò)量高溫?zé)煔馐沟们驁F(tuán)加熱過(guò)快，導(dǎo)致其來(lái)不及完全氧化便發(fā)生熔融粘結(jié)［15］，反應(yīng)放熱量相應(yīng)減少，此時(shí)入爐煙氣對(duì)爐內(nèi)溫度起主要加熱作用，且入爐煙溫是恒定不變的，因此豎爐爐溫變化不大.

2.2 操作參數(shù)對(duì)Fe2O3產(chǎn)率的影響

球團(tuán)豎爐內(nèi)主要的化學(xué)反應(yīng)為磁鐵礦的氧化.生球團(tuán)進(jìn)入豎爐，經(jīng)預(yù)熱、焙燒、冷卻后排出豎爐，整個(gè)焙燒過(guò)程在組分上的變化即為 Fe3O4到Fe2O3的轉(zhuǎn)變.球團(tuán)焙燒過(guò)程中，F(xiàn)e2O3的產(chǎn)率影響著球團(tuán)品質(zhì)的好壞.本文通過(guò)改變?nèi)霠t爐溫、入爐煙氣量和冷卻風(fēng)量，對(duì)不同工況下豎爐出口處Fe2O3的質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行對(duì)比，得到操作參數(shù)對(duì)Fe2O3產(chǎn)率的影響規(guī)律(見(jiàn)圖5).圖中，F(xiàn)e2O3產(chǎn)率以豎爐出口截面處的平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)wp(Fe2O3)衡量.不同入爐煙溫對(duì)球團(tuán)豎爐中Fe2O3產(chǎn)率的影響結(jié)果如圖5(a)所示.由圖可知，wp(Fe2O3)隨煙溫的升高而增加，但當(dāng)入爐煙溫超過(guò)1 400 K后，wp(Fe2O3)隨煙溫的升高反而減少.焙燒反應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)速率與爐溫相關(guān)，一般而言，隨著溫度的升高，化學(xué)反應(yīng)速率加快，球團(tuán)的氧化程度增加，從而使Fe2O3的產(chǎn)率增加.由圖4(a)可知，當(dāng)入爐煙溫從1 200 K升高到1 400 K時(shí)，豎爐爐溫隨之升高，故Fe2O3的產(chǎn)率也隨之增加;當(dāng)入爐煙溫由1 400 K升高到1 500 K時(shí)，豎爐爐溫隨之下降，使得焙燒反應(yīng)速率降低，而另一方面，入爐煙溫達(dá)到1 500 K時(shí)，已超過(guò)了最大需求溫度值，過(guò)高的溫度會(huì)造成球團(tuán)之間的熔融粘結(jié)，阻礙球團(tuán)內(nèi)部未氧化的Fe3O4與氧氣接觸，使得焙燒氧化反應(yīng)停止進(jìn)行，F(xiàn)e2O3的產(chǎn)率因此下降.

圖5 不同操作參數(shù)對(duì)Fe2O3產(chǎn)率的影響

入爐煙氣量與Fe2O3產(chǎn)率的關(guān)系如圖5(b)所示.由圖可知，隨著入爐煙氣量的增加，豎爐出口處的wp(Fe2O3)先增加后減少.由圖4(b)可知，當(dāng)煙氣量小于等于65.6 t/h時(shí)，入爐煙氣量的增加可使豎爐爐溫升高，進(jìn)而導(dǎo)致化學(xué)反應(yīng)速率增加，球團(tuán)氧化程度增大，故Fe2O3的產(chǎn)率增加;當(dāng)煙氣量超過(guò)最大需求值時(shí)，繼續(xù)增加煙氣量，爐溫變化不大，但是過(guò)量高溫?zé)煔獾募訜嶙饔脮?huì)使球團(tuán)加熱過(guò)快，導(dǎo)致球團(tuán)來(lái)不及完全氧化就發(fā)生熔融粘結(jié)［15］，故Fe2O3的產(chǎn)率降低.

冷卻風(fēng)量對(duì)Fe2O3產(chǎn)率的影響如圖5(c)所示.由圖可知，F(xiàn)e2O3的產(chǎn)率隨著冷卻風(fēng)量的增加而升高.當(dāng)冷卻風(fēng)量小于等于最大需求值7.8×104m3/h時(shí)，豎爐爐溫隨著冷卻風(fēng)量的增加而升高.焙燒帶的氧濃度也隨之增大，從而促使焙燒反應(yīng)速率加快，故Fe2O3的產(chǎn)率增大.當(dāng)冷卻風(fēng)量大于最大需求值時(shí)，繼續(xù)增加冷卻風(fēng)量，爐溫降低，但由于焙燒帶的氧濃度增加，其影響超過(guò)爐溫降低所帶來(lái)的影響，因而，F(xiàn)e2O3產(chǎn)率依然有所增加.

3 結(jié)論

1)對(duì)典型生產(chǎn)工況下的氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合進(jìn)行了三維數(shù)值模擬.模擬結(jié)果與實(shí)際生產(chǎn)監(jiān)測(cè)結(jié)果吻合較好.

2)當(dāng)入爐煙溫低于1 400 K時(shí)，豎爐爐溫和Fe2O3產(chǎn)率均隨入爐煙溫的升高而增大;當(dāng)入爐煙溫超過(guò)1 400 K時(shí)，豎爐爐溫和Fe2O3產(chǎn)率則均隨入爐煙溫的升高而減小.

3)當(dāng)入爐煙氣量小于65.6 t/h時(shí)，豎爐爐溫和Fe2O3產(chǎn)率均隨入爐煙氣量的增加而增加;當(dāng)入爐煙氣量超過(guò)65.6 t/h時(shí)，繼續(xù)增加煙氣量，豎爐爐溫變化不大，F(xiàn)e2O3產(chǎn)率減少.

4)當(dāng)冷卻風(fēng)量小于7.8×104m3/h時(shí)，豎爐爐溫和Fe2O3產(chǎn)率均隨冷卻風(fēng)量的增加而增加;當(dāng)冷卻風(fēng)量超過(guò)7.8×104m3/h時(shí)，爐溫隨冷卻風(fēng)量的增加而降低，F(xiàn)e2O3產(chǎn)率隨冷卻風(fēng)量的增加而增加.

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Three-dimensional numerical simulation of gas-solid flow and roasting process coupling in pelletizing shaft furnace

Jiang Lu1，2Huang Shan1，2Wang Tiancai3Liu Fei3Zhong Wenqi1，2Jin Baosheng1，2Zhang Zhi3Feng Shangjin3

(1Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096，China)
(2School of Energy and Environment，Southeast University，Nanjing 210096，China)
(3Nanjing Steel Industrial Development Co.，Ltd.，Nanjing 210035，China)

Based on the Eulerian multiphase flow model，the three-dimensional numerical model of gas-solid flow and roasting process coupling in pelletizing shaft furnace is established.The gas phases is modeled with thek-eturbulent model;the particle is modeled with the kinetic theory of the granular flow model;the chemical reaction is modeled with the oxidation kinetics model.The roasting processes for different operating conditions are simulated to discuss the effects of the operating parameters on the temperature of the furnace and the yield of Fe2O3.The results show that there are maximum requirement values for the flue gas temperature entering the shaft furnace，the amount of flue gas entering the shaft furnace and the amount of cold air entering the shaft furnace，and the values are 1 400 K，65.6 t/h，7.8 ×104m3/h，respectively.Before reaching the maximum values，the temperature of the furnace and the yield of Fe2O3increases with the increase of the flue gas temperature，the amount of flue gas and the amount of cold air.In excess of the maximum values，the temperature of the furnace decreases with the increase of the flue gas temperature and the amount of cold air，and has little changes with the increase of the amount of flue gas.The yield of Fe2O3decreases with the increase of the flue gas temperature and the amount of flue gas，and increases with the increase of the amount of cold air.

gas-solid flow;pelletizing shaft furnace;roasting process;Eulerian model;numerical simulation

TK051.1

A

1001－0505(2012)02-0301-07

10.3969/j.issn.1001 －0505.2012.02.021

2011-08-03.

蔣鷺(1987—)，女，碩士生;鐘文琪(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，wqzhong@seu.edu.cn.

蔣鷺，黃山，王天才，等.球團(tuán)豎爐氣固流動(dòng)與焙燒過(guò)程耦合的三維數(shù)值模擬［J］.東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2012，42(2):301-307.［doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2012.02.021］