基于熱載體焓?的環(huán)冷機(jī)余熱回收段仿真優(yōu)化

張晟，高建業(yè)，馮軍勝，董輝

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基于熱載體焓?的環(huán)冷機(jī)余熱回收段仿真優(yōu)化

張晟，高建業(yè)，馮軍勝，董輝

(東北大學(xué) 國家環(huán)境保護(hù)生態(tài)工業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗室，遼寧 沈陽，110819)

以環(huán)冷機(jī)余熱回收段為研究對象，基于多孔介質(zhì)和局部非熱力學(xué)平衡理論，建立環(huán)冷機(jī)二維穩(wěn)態(tài)數(shù)值計算模型。借助多物理場耦合仿真軟件COMSOL，研究并分析進(jìn)口風(fēng)速及余熱回收段長度對環(huán)冷機(jī)內(nèi)燒結(jié)礦冷卻過程的影響規(guī)律。以環(huán)冷機(jī)出口熱載體的焓?為判據(jù)，采用全工況分析方法，獲得提高環(huán)冷機(jī)余熱回收效果的有效方法。研究結(jié)果表明：對于某企業(yè)年產(chǎn)量390萬t燒結(jié)礦的環(huán)冷機(jī)，適宜冷卻氣體進(jìn)口標(biāo)況流量72萬m3/h；最佳余熱回收段長度63.00 m。在滿足生產(chǎn)工藝的條件下，減小進(jìn)口風(fēng)標(biāo)況流量并同時延長余熱回收段長度，可獲得更佳的余熱回收效果。

燒結(jié)；傳熱；?；數(shù)值模擬；優(yōu)化

在鋼鐵生產(chǎn)中，燒結(jié)工序中的余熱資源由于具有分散、間歇等特點(diǎn)，并且受到工藝與操作參數(shù)等因素的限制，沒有被有效地回收利用?，F(xiàn)有燒結(jié)冷卻機(jī)余熱噸礦發(fā)電量不足20 kW·h，具有較大提升空間[1?2]。設(shè)計之初，環(huán)冷機(jī)主要是為滿足燒結(jié)礦冷卻需要。以某企業(yè)年產(chǎn)量390萬t燒結(jié)礦對應(yīng)的405 m2環(huán)冷機(jī)為例，沿臺車運(yùn)行方向?qū)⒄麄€環(huán)形冷卻區(qū)域平均分為5段，從進(jìn)料端起依次稱為1段、2段直至5段，依據(jù)生產(chǎn)經(jīng)驗，1段和2段的出口冷卻氣體溫度較高，將其作為余熱回收段，出口氣體用集氣罩進(jìn)行收集并送往余熱鍋爐進(jìn)行發(fā)電，后3段冷卻氣體直接排空。以平均分法為基礎(chǔ)的余熱回收段長度設(shè)置是否合理，以及如何提高環(huán)冷機(jī)的余熱回收率逐漸成為人們的關(guān)注焦點(diǎn)。目前，國內(nèi)外一些研究者對環(huán)冷機(jī)中燒結(jié)礦的冷卻過程進(jìn)行了數(shù)值研究。CAPUTO等[3]建立了環(huán)冷機(jī)的一維穩(wěn)態(tài)模型，提出不同操作參數(shù)下氣固穩(wěn)態(tài)仿真模型，用效能傳熱單元數(shù)法進(jìn)行計算。JANG等[4]將四行球體堆積出來的模型當(dāng)作環(huán)冷機(jī)固體料層的簡化模型，建立三維湍流模型，對內(nèi)部換熱及流動過程進(jìn)行了模擬計算。ZHANG等[5?7]結(jié)合Fluent軟件中用戶定義函數(shù)(UDF)和用戶自定義標(biāo)量(UDS)這2項功能，構(gòu)建了多孔介質(zhì)非熱力學(xué)雙能量方程模型，優(yōu)化分層布料形式及工藝參數(shù)，以提高余熱回收利用率。夏建芳等[8]基于冷卻能耗理論，通過控制變量法分別對單因素進(jìn)行研究，最終通過正交法得到環(huán)冷機(jī)的適宜操作參數(shù)。以上關(guān)于環(huán)冷機(jī)床層內(nèi)氣固傳熱的研究尚存在不足之處。首先，采用傳統(tǒng)Ergun公式計算料層阻力損失，忽略了燒結(jié)礦床層阻力損失的特殊性；其次，采用普適經(jīng)驗公式計算床層內(nèi)氣固換熱系數(shù)，沒有對床層內(nèi)氣固傳熱進(jìn)行針對性分析；最后，以環(huán)冷機(jī)出口熱載體的顯熱量作為其可用性的判斷依據(jù)，只考慮熱載體的“量”，而未考慮“質(zhì)”。LIU等[9]對回收余熱的數(shù)量與能級進(jìn)行了深入分析，優(yōu)化分析環(huán)冷機(jī)適宜的運(yùn)行參數(shù)。劉傳鵬等[10]采用熱平衡與?分析方法，分析了環(huán)冷機(jī)內(nèi)余熱資源在回收利用過程中的熱損失與?損失，其研究結(jié)果表明導(dǎo)致余熱回收率較低的因素有2個：一是環(huán)冷機(jī)取熱段的漏風(fēng)問題，二是環(huán)冷機(jī)第3段區(qū)域出口氣體熱量未被利用，但其研究尚未說明如何對第3段內(nèi)的出口熱載體進(jìn)行取熱。本文作者基于多孔介質(zhì)模型與局部非熱力學(xué)平衡理論，同時將臺車移動速度嵌入模型中，建立環(huán)冷機(jī)冷卻過程的二維穩(wěn)態(tài)氣固傳熱模型。采用多物理場仿真模型COMSOL對燒結(jié)礦床層中氣固傳熱過程進(jìn)行仿真計算，根據(jù)本課題組先前針對燒結(jié)礦床層的各項研究[11?13]，利用軟件UDF功能將氣固間體積換熱系數(shù)及氣體穿過料層的阻力系數(shù)編寫入模型當(dāng)中。在此基礎(chǔ)上，研究冷卻氣體進(jìn)口風(fēng)速和余熱回收段長度對環(huán)冷機(jī)內(nèi)冷卻過程的影響規(guī)律，以環(huán)冷機(jī)出口冷卻氣體的焓?作為判據(jù)，獲取環(huán)冷機(jī)適宜熱工參數(shù)。

1 環(huán)冷機(jī)模型的建立

1.1 物理模型

在環(huán)冷機(jī)實(shí)際運(yùn)行過程中，燒結(jié)礦隨環(huán)冷臺車進(jìn)行水平運(yùn)動，余熱回收段下部鼓入來自余熱鍋爐的循環(huán)氣體，并在余熱回收段上部設(shè)置集風(fēng)罩進(jìn)行收集，最后送往余熱鍋爐進(jìn)行發(fā)電；而在非余熱回收段區(qū)域，出口熱載體由于溫度較低而未被有效利用，采用直接外排的方式進(jìn)行處理。由于環(huán)冷機(jī)的余熱回收主要體現(xiàn)在余熱回收段，因此，本文作者針對環(huán)冷機(jī)余熱回收段建立物理模型，鼓風(fēng)式環(huán)冷機(jī)示意圖如圖1所示。

燒結(jié)礦經(jīng)破碎之后，形成形狀大小各不相同的固體顆粒，這些顆粒堆積在一起形成復(fù)雜多變的空間間隙。在能滿足計算要求且能反映主要規(guī)律的前提下，對燒結(jié)礦床層進(jìn)行簡化處理，將復(fù)雜的床層冷卻過程看作為多孔介質(zhì)氣固換熱過程[14]。為此，對環(huán)冷機(jī)模型作出以下假設(shè)。

1) 環(huán)冷機(jī)各部設(shè)備運(yùn)行穩(wěn)定，操作參數(shù)都取恒定值。

2) 由于在環(huán)冷機(jī)的冷卻過程中絕大部分熱量以對流換熱的形式進(jìn)行傳遞，輻射傳熱所占比例較小，因此忽略輻射傳熱的影響。

3) 將固體顆粒床層視為連續(xù)的多孔介質(zhì)骨架，由此忽略固體顆粒間的接觸導(dǎo)熱，視為不同區(qū)域存在溫差而產(chǎn)生的內(nèi)部導(dǎo)熱。

圖1 鼓風(fēng)式環(huán)冷機(jī)示意圖

1.2 數(shù)學(xué)模型

以多物理場耦合軟件COMSOL為計算平臺，借助軟件的UDF功能進(jìn)行二次開發(fā)，開展環(huán)冷機(jī)內(nèi)氣固流動和換熱的數(shù)值模擬。利用軟件傳熱模塊中的固體傳熱與流體傳熱分別描述燒結(jié)礦與氣體的換熱過程，采用局部非熱力學(xué)平衡模塊對氣固傳熱過程進(jìn)行耦合。利用流動模塊中的湍流?應(yīng)用模型對冷卻氣體流經(jīng)燒結(jié)礦床層的過程進(jìn)行描述，并實(shí)現(xiàn)流體傳熱與湍流物理場間的流動耦合和溫度耦合。

1.2.1 連續(xù)性方程

式中：為流體密度，kg/m3；u為流體運(yùn)動速度，m/s。

1.2.2 動量傳輸方程

式中：為表面力矢量，包括靜壓力與流體黏性壓力，Pa；g為作用在單位體積流體方向上的體積力，N/m3；f為作用在單位體積流體反方向上的阻力，N/m3。

對于多孔介質(zhì)模型，考慮到多孔介質(zhì)固體骨架對流體的黏性力及慣性力的影響作用，要通過添加動量損失源項S對動量方程進(jìn)行修正[15]。

式中：為流體動力黏度，Pa·s；1/為黏性阻力系數(shù)；2為慣性阻力系數(shù)。

由式(3)可知該源項由2部分組成：分別為黏性損失項即式(3)右邊第1項，以及慣性損失項即式(3)右邊第2項。

本文作者未采用傳統(tǒng)Ergun方程[16]，根據(jù)課題組前期研究，通過實(shí)驗獲得描述豎罐內(nèi)氣流阻力特性的修正Ergun方程[17]，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：為空隙率；為顆粒形狀因子；p為顆粒直 徑，m。

1.2.3 能量方程

采用局部非熱力學(xué)平衡雙能量方程來求解環(huán)冷機(jī)內(nèi)燒結(jié)礦與冷卻氣體間的換熱過程[18]，對環(huán)冷機(jī)內(nèi)燒結(jié)礦與冷卻氣體分別建立能量方程。

固相：

氣相：

式中：s和f分別為燒結(jié)礦和氣體密度，kg/m3；s和f分別為燒結(jié)礦和氣體比熱容，J/(kg·K)；s和f分別為燒結(jié)顆粒平移速度和氣體表觀流速，m/s；s和f分別為固體和氣體溫度，℃；s和f分別為燒結(jié)礦和氣體導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；v為氣固之間體積對流換熱系數(shù)，W/(m3·K)，可由Achenbach 準(zhǔn)則關(guān)系式 確定。

式中：為氣固之間對流換熱系數(shù)，W/(m?K2)，參考本課題組針對燒結(jié)礦床層中氣固傳熱系數(shù)的研究成 果[19]可確定。

1.3 邊界條件

氣體入口采用速度邊界條件，進(jìn)入余熱回收區(qū)的冷卻氣體為來自余熱鍋爐的循環(huán)氣體，溫度為出余熱鍋爐出口溫度；冷卻氣體出口采用壓力邊界條件；環(huán)冷機(jī)物料入口處采用溫度邊界條件，賦予燒結(jié)礦進(jìn)入環(huán)冷機(jī)的初始溫度。

1.4 模型實(shí)驗驗證

采用抽氣式熱電偶測量現(xiàn)場環(huán)冷機(jī)余熱利用區(qū)出口氣體的溫度，并與模擬結(jié)果對比來驗證模型的可靠性[20]。將環(huán)冷機(jī)余熱回收區(qū)平均分成8段，除起點(diǎn)外共設(shè)立8個測點(diǎn)(分別編號為1~8)；每個測點(diǎn)在臺車的上平面上設(shè)置3個測量點(diǎn)，每個位置測3次，取平均值。

環(huán)冷機(jī)余熱回收區(qū)出口氣體溫度的模擬結(jié)果與測試結(jié)果對比如圖2所示。由圖2可知：模擬結(jié)果與測試結(jié)果最大誤差為8%。誤差主要來源于環(huán)冷機(jī)操作參數(shù)的波動以及測量設(shè)備的布置對環(huán)冷機(jī)內(nèi)流動溫度場的干擾，總體誤差在允許范圍內(nèi)，因此認(rèn)為本文所建立的模型以及計算結(jié)果是可靠的。

1—模擬結(jié)果；2—測試結(jié)果。

2 環(huán)冷機(jī)內(nèi)燒結(jié)礦冷卻過程影響規(guī)律分析

以現(xiàn)行生產(chǎn)工況作為基準(zhǔn)工況進(jìn)行計算，相應(yīng)的各項參數(shù)如表1所示。

環(huán)冷機(jī)的余熱回收屬于動力回收，其出口冷卻氣體的熱量不能全部轉(zhuǎn)化為電能，由此提出采用焓?作為出口熱載體可用性的判斷依據(jù)。焓?表達(dá)式為

表1 環(huán)冷機(jī)標(biāo)況參數(shù)

式中：x,H為焓?，J/h；x,H()為溫度?，J/h；x,H()為壓力?，J/h。

溫度?的表達(dá)式為

式中：m.g為冷卻氣體流量，kg/h，p為工質(zhì)比熱容，J/(kg·K)；out與in分別為出口工質(zhì)溫度與進(jìn)口工質(zhì)溫度，K；0為環(huán)境溫度，K。

壓力?的表達(dá)式為

式中：為氣體常數(shù)，=8.314 J/(mol·K)；為氣體摩爾質(zhì)量，kg/mol；和0分別為工質(zhì)壓力與環(huán)境壓力，Pa。

通入環(huán)冷機(jī)的冷卻氣體，在穿過料層時與炙熱的燒結(jié)礦進(jìn)行熱量交換，其所攜帶的溫度?升高，而由于固體料層的存在，在流動過程中勢必會產(chǎn)生阻力損失，兩者對余熱的回收利用產(chǎn)生一正一負(fù)2種效應(yīng)，因此，采用環(huán)冷機(jī)出口冷卻氣體的焓?作為其可用性判斷依據(jù)是較為準(zhǔn)確的。

基于已建立的數(shù)值計算模型，分析研究進(jìn)口風(fēng)速與余熱回收段的長度對環(huán)冷機(jī)內(nèi)冷卻過程及余熱回收量的影響情況。

2.1 進(jìn)口風(fēng)速的影響

通過調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)可以改變氣體的體積流量，進(jìn)而改變臺車下部進(jìn)口風(fēng)速。圖3所示為在不同進(jìn)口風(fēng)速下余熱回收段出口冷卻氣體平均溫度與壓力損失變化。

由圖3可知：隨著臺車下部入口風(fēng)速增加，余熱回收區(qū)出口氣體平均溫度不斷降低，這是由于隨著入口風(fēng)速增加，單位質(zhì)量燒結(jié)礦分配到的冷卻風(fēng)量逐漸增加。據(jù)能量守恒定律可知，當(dāng)初始溫度一定時，單位質(zhì)量燒結(jié)礦攜帶的熱量不變，氣體質(zhì)量流量增加，單位冷卻氣體獲取的熱量減少，則相應(yīng)溫度提升降低。隨著入口風(fēng)速增加，氣體穿過料層的壓力損失不斷增加。這是由氣體穿過燒結(jié)礦床層的特殊性決定的：由于固體顆粒的存在，流動的氣體在通過床層時會產(chǎn)生黏性損失與慣性損失，這2項損失是關(guān)于氣體流速的單調(diào)遞增函數(shù)。為克服2項損失需要增大臺車下部壓強(qiáng)，即同時增加風(fēng)機(jī)的耗電。

1—出口溫度；2—壓力損失。

余熱回收段出口氣體焓?與熱量隨進(jìn)口風(fēng)速變化如圖4所示。由圖4可知：隨著進(jìn)口風(fēng)速增大，開始時出口氣體焓?不斷增大，但是增加速率不斷減緩，在達(dá)到峰值之后開始逐漸回落，這是由于出口氣體焓?受溫度?與壓力?這2個因素影響。出口氣體所攜帶的溫度?取決于體積流量與溫度，隨著進(jìn)口風(fēng)速增大，在出口氣體的體積流量不斷增加的同時溫度逐漸下降，意味著熱量在不斷增加而能級卻不斷降低，溫度?整體呈上升趨勢，但上升速度不斷減緩。而隨著進(jìn)口風(fēng)速增大，氣體穿過料層的阻力損失不斷增加，壓力?不斷增大且為負(fù)值。綜合以上2個原因，出口氣體焓?隨進(jìn)口風(fēng)速的變化產(chǎn)生拐點(diǎn)，此拐點(diǎn)對應(yīng)的風(fēng)速為標(biāo)準(zhǔn)工況條件下的最佳進(jìn)口風(fēng)速，為1.82 m/s，對應(yīng)單個風(fēng)機(jī)標(biāo)況流量為36萬m3/h。

2.2 余熱回收段長度的影響

某企業(yè)環(huán)冷機(jī)沿臺車前進(jìn)方向被平均分為5段，取前2段為余熱回收段，收集出口熱氣體進(jìn)行余熱發(fā)電，后3段冷卻廢氣直接排空。圖5所示為在不同余熱回收段長度下出口氣體溫度及壓力損失的變化。

1—出口氣體焓?；2—出口氣體熱量

1—出口氣體溫度；2—壓力損失。

由圖5可知：隨著余熱回收段長度增加，出口氣體平均溫度不斷下降。這是由于臺車內(nèi)的燒結(jié)礦在前進(jìn)的過程中溫度不斷下降，余熱回收段長度越長，回收段內(nèi)燒結(jié)礦的平均溫度越低，則出口氣體溫度也隨之下降。

由圖5還可知：隨著余熱回收段長度增加，出口氣體平均壓力損失不斷降低。隨著臺車前進(jìn)，燒結(jié)礦溫度不斷降低，氣體穿過料層時吸收的熱量減少，氣體溫度上升量減小?？紤]到氣體的熱膨脹性，溫度越低膨脹率越低，因此，氣體在穿過料層時速度增加變緩，料層阻力損失受速度的影響，速度越小則阻力損失越小。

圖6所示為出口氣體焓?與熱量隨余熱回收段長度變化。由圖6可知：隨著余熱回收段長度增加，出口氣體焓?也產(chǎn)生了拐點(diǎn)。其原因與增大進(jìn)口風(fēng)速的類似。延長余熱回收段長度，出口氣體平均溫度有所下降，同時也意味著集氣罩面積增加，回收出口氣體流量增加。由圖6可知最佳余熱回收段長度為63.00 m。

1—出口氣體焓?；2—出口氣體熱量。

3 操作參數(shù)優(yōu)化

3.1 計算工況

由于只針對進(jìn)口風(fēng)速與余熱回收段長度這2個參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析，為了得到更加詳盡的研究結(jié)果，利用全工況法進(jìn)行優(yōu)化分析。取2個參數(shù)最佳條件附近5個參數(shù)，具體參數(shù)值如表2所示。實(shí)驗優(yōu)化的指標(biāo)為每小時出口氣體焓?。

3.2 計算結(jié)果

借助COMSOL仿真軟件，針對以上參數(shù)水平進(jìn)行計算，結(jié)果如表3所示。

表2 操作參數(shù)及實(shí)驗數(shù)值

表3 不同工況仿真計算結(jié)果

由表3可知在考慮2種因素共同影響條件下，雙因素最優(yōu)水平組合如下：進(jìn)口風(fēng)速為1.274 m/s，余熱回收段長度為81.90 m。由此得到最優(yōu)工況下每小時回收出口氣體的焓?為75.37 GJ，與現(xiàn)行工況相比提高17.4%。

然而，當(dāng)2種因素的最佳水平為研究工況的邊緣最值，即進(jìn)口風(fēng)速為研究范圍內(nèi)的最小值、余熱回收段長度為研究范圍內(nèi)的最大值時，所得的工況結(jié)果達(dá)到最優(yōu)。下面將探究如果繼續(xù)降低進(jìn)口風(fēng)速或者延長余熱回收段長度，是否可以得到更優(yōu)的結(jié)果。

不同余熱回收段長度下出口氣體焓?隨進(jìn)口風(fēng)速變化如圖7所示。由圖7可知：在不同余熱回收段長度條件下，隨著進(jìn)口風(fēng)速改變，單位時間出口氣體焓?先增長后減小。由此可以得到最佳的拐點(diǎn)位置：當(dāng)余熱回收段長度為44.10 m時，對應(yīng)的最佳進(jìn)口風(fēng)速為1.90 m/s；當(dāng)余熱回收長度為55.35 m時，最佳進(jìn)口風(fēng)速1.61 m/s；當(dāng)余熱回收長度為63.00 m時，最佳進(jìn)口風(fēng)速1.30 m/s。隨著余熱回收段長度增加，其對應(yīng)的最佳進(jìn)口風(fēng)速越小，且峰值點(diǎn)位置更高。這意味著延長余熱回收段長度，能夠達(dá)到更好的余熱回收效果。

圖8所示為在不同進(jìn)口風(fēng)速條件下，出口氣體焓?隨余熱回收段長度變化。由圖8可知不同的進(jìn)口風(fēng)速也有相對應(yīng)的最佳余熱回收段長度：當(dāng)進(jìn)口風(fēng)速為1.55 m/s時，對應(yīng)最佳余熱回收段長度為70.00 m；當(dāng)進(jìn)口風(fēng)速為1.82 m/s時，對應(yīng)最佳長度為61.00 m；當(dāng)進(jìn)口風(fēng)速為2.10 m/s對應(yīng)最佳長度為55.00 m。隨著進(jìn)口風(fēng)速增加，其對應(yīng)的最佳余熱回收段長度越小，而峰值點(diǎn)逐漸降低，這表明降低進(jìn)口風(fēng)速可達(dá)到更好的余熱回收效果。

通過以上分析可知：延長余熱回收段長度并同時降低進(jìn)口風(fēng)速，可以得到更高的單位時間出口氣體焓?即更好的余熱回收效果。

余熱回收段長度/m：1—44.10；2—53.55；3—63.00；4—72.45；5—81.90。

1—1.27 m/s；2—1.55 m/s；3—1.82 m/s；4—2.10 m/s；5—2.37 m/s。

4 結(jié)論

1) 將課題組前期研究獲得的描述氣體流經(jīng)燒結(jié)礦床層的黏性力與慣性力項系數(shù)以及燒結(jié)礦床層氣固傳熱系數(shù)，通過UDF二次開發(fā)功能嵌入模型中，建立更加適宜的燒結(jié)礦冷卻過程計算模型。

2) 以出口氣體焓?作為余熱回收效果的判斷依據(jù)，研究單一因素對環(huán)冷機(jī)內(nèi)燒結(jié)礦冷卻過程的影響；在標(biāo)準(zhǔn)工況下，改變單一因素得到最佳余熱回收效果：進(jìn)口風(fēng)速為1.82 m/s，與現(xiàn)行工況下進(jìn)口風(fēng)速相比，降低5.36%；余熱回收段長度為63.00 m，與目前長度相比，延伸31.25%。

3) 綜合考慮進(jìn)口風(fēng)速以及余熱回收段長度2個因素對環(huán)冷機(jī)余熱回收的影響，最優(yōu)水平組合為進(jìn)口風(fēng)速1.27 m/s，余熱回收段長度為81.90 m，與現(xiàn)行工況相比，此工況下出口氣體焓?提高17.4%；在滿足生產(chǎn)需要的條件下，如繼續(xù)降低進(jìn)口風(fēng)速并同時延長余熱回收段長度，可獲取更佳的余熱回收效果。

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(編輯 伍錦花)

Simulation and optimization of heat recovery section of annular cooler based on enthalpy exergy of heat carrier

ZHANG Sheng, GAO Jianye, FENG Junsheng, DONG Hui

(SEP Key Laboratory of Eco-industry, Northeastern University, Shenyang 110819, China)

Heat recovery stage of sinter annular cooler was taken as the research object. Two-dimensional steady-state numerical model of sinter annular cooler was established based on porous media and local thermodynamic equilibrium theory. With the help of multi-physics coupling simulation software COMSOL, the influence laws of inlet air velocity and length of heat recovery stage on sinter cooling process in sinter annular cooler were studied and analyzed. In order to recover more regenerative energy, enthalpy exergy of outlet air was regarded as evaluation index of parameter optimization, and full working condition method was used. The results show that for a sinter annular cooler with 3.9 million annual output, the best operating parameters are as follows. The inlet standard flow of cooling air is 720 000 m3/h, and the length of heat recovery stage is 63.00 m. On the premise of meeting production requirements, decreasing the inlet standard flow of cooling air and extending the length of heat recovery stage can obtain better effect of heat recovery.

sintering; heat transfer; exergy; numerical simulation; optimization

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.08.031

TF046.4

A

1672?7207(2018)08?2083?08

2017?08?03；

2017?09?23

“十二五”國家科技支撐計劃項目(2015BAB18B00)(Project(2015BAB18B00) supported by the National Science and Technology Pillar Program during the 12th “Five-year” Plan Period of China)

董輝，教授，博士生導(dǎo)師，從事冶金過程余熱余能高效回收利用研究；E-mail：Dongh@mail.neu.edu.cn