布料方式對豎冷爐內燒結礦偏析及氣流分布的影響

祁騰飛，黃 軍，孫俊杰，張永杰, 4

(1.東北大學 冶金學院，遼寧 沈陽 110819；2.內蒙古科技大學 能源與環境學院，內蒙古 包頭 014010；3.上海梅山鋼鐵股份有限公司 技術中心，江蘇 南京 210039；4.寶鋼股份有限公司 中央研究院，上海 201900)

燒結余熱資源主要包括燒結煙氣和燒結礦顯熱，燒結煙氣顯熱屬于低溫余熱資源，利用渠道較為狹窄.而燒結礦顯熱溫度較高、品質較好且易于被空氣攜帶，因此成為燒結余熱資源回收的重點.目前，在我國大多數鋼鐵企業中，燒結礦顯熱的回收是在環冷機上完成的，因此不可避免地存在漏風量大、粉塵無組織排放和顯熱回收利用率低等弊端.為克服上述不足，國內學者借鑒干熄焦技術提出了燒結礦顯熱豎式回收工藝.

目前，關于燒結礦顯熱豎式回收工藝的研究主要包括冷卻氣體的壓降特性[1-2]、氣固換熱特性[3-4]以及參數優化[5-6]等方面，而對豎冷爐布料方式的研究則鮮有報道.事實上，由于燒結礦顯熱豎式回收工藝尚未成熟，核心設備豎冷爐存在多種爐型結構，其布料方式亦存在較大差別.其中，梅鋼豎冷爐采用矩形截面爐腔、預存室和冷卻室分離，兩者通過下料管連接.這就使得下料管起到了布料的作用.布料方式決定了冶金反應器內物料的分布情況，對于反應器內空隙率分布以及氣流分布具有重要影響.現有關于冶金反應器布料方式的研究主要圍繞高爐和豎爐布料展開，主要研究布料裝置布局[7-8]、布料溜槽長度和傾角[9]、截面形狀[10-11]、布料制度[12]等因素對爐料分布的影響.而對于豎冷爐來說，爐內燒結礦應保持合理分布，避免產生嚴重的顆粒偏析、“鼠穴”以及“管道”，以促進冷卻氣流在豎冷爐內分布均勻，增加礦-氣接觸換熱，減少冷卻氣流未參與換熱而直接逸出爐外，從而實現豎冷爐保持合理的壓差以及高效礦-氣換熱的目的.

基于此，本文以梅鋼豎冷爐為研究對象，就中間布料和邊緣-中心布料兩種布料方式對豎冷爐內燒結礦偏析以及氣流分布的影響展開研究.首先采用離散單元法獲得兩種布料方式下的燒結礦填充床，然后將床層的空隙率分布和平均粒徑分布信息作為初始條件，導入流體力學計算軟件Fluent中，采用多孔介質模型計算爐內的氣流分布和壓力分布情況，以期為優化梅鋼豎冷爐布料提供理論依據.

1 模型描述

1.1 物理模型

梅鋼燒結礦顯熱豎式回收工藝流程如圖1所示.高溫燒結礦經過破碎后裝入上料小車，并被提升至豎冷爐上方的緩沖倉.隨后在重力作用下，通過布料管進入豎冷爐爐腔，與從豎冷爐下部中心風帽通入的冷卻氣體接觸進行氣固逆流換熱.在換熱過程中，燒結礦以緩慢的速度向下移動，最終溫度小于150 ℃并通過振動給料機排出豎冷爐.冷卻氣體經過換熱形成溫度約320 ℃的熱煙氣，在爐腔上部匯集后通過主煙道流出.熱煙氣經過除塵后進入余熱鍋爐生產蒸汽，用于推動汽輪機發電.從余熱鍋爐底部排出的中低溫煙氣經過熱水換熱、二次除塵以及摻冷風后，由循環風機加壓再次送入豎冷爐.

圖1 梅鋼燒結礦顯熱豎式回收工藝流程

梅鋼豎冷爐包含6個料倉，其模型如圖2a所示.經過技改后，將原來的豎直下料管改為“一分四”結構的下料管，形成爐腔中間布料的形式，如圖2b所示.本文以梅鋼豎冷爐單個料倉為基礎，忽略緩沖倉、十字風梁以及排料管等設備，切片建立準三維扁平模型.同時在下料管上方設置錐形料斗，用于生成燒結礦顆粒.為降低計算量，選擇豎冷爐腔的二分之一作為計算域.為降低前后壁面對燒結礦顆粒的摩擦作用，模型厚度為最大顆粒徑的5倍(750 mm).本文研究中間布料和邊緣-中心布料兩種布料方式，相應的物理模型如圖2c所示.

圖2 物理模型圖

為準確描述燒結礦的堆積特性并兼顧計算能力，本文采用的燒結礦具有10～150 mm粒度分布.各個粒度段的質量分數根據梅鋼豎冷爐實際生產情況確定.對于粒度小于10 mm的顆粒，其質量分數并入10～25 mm粒度段內.每個粒度段內燒結礦的粒度隨機生成，具體的粒度組成見表1.模擬所需的物性參數通過文獻[13]中堆密度和堆積角的實驗結果進行標定，詳細內容見表2.

表1 燒結礦粒度組成

表2 物性參數

計算采用的時間步長為4×10-5s，中間布料和邊緣-中心布料兩種模式下顆粒數量分別為813 218和937 608.

1.2 DEM模型

豎冷爐內燒結礦顆粒在運動過程中，受自身重力、顆粒與顆粒以及顆粒與壁面之間的接觸力作用，同時還受到切向力扭矩和滾動摩擦扭矩的作用，使顆粒產生平動和轉動.根據牛頓第二定律，顆粒運動的控制方程：

(1)

(2)

式中：mi表示顆粒i的質量，kg；Ii表示顆粒i的轉動慣量，kg·m2；vi表示顆粒i的平動速度，m/s；ωi表示顆粒i的轉動角速度，rad/s；t表示時間，s；ki表示與顆粒i接觸的顆粒數量；mig表示顆粒i的重力，N；Fcn,ij表示顆粒i與顆粒j間的法向接觸力，N；Fdn,ij表示顆粒i與顆粒j間的法向阻尼力，N；Fct,ij表示顆粒i與顆粒j間的切向接觸力，N；Fdt,ij表示顆粒i與顆粒j間的切向阻尼力，N；Tij表示顆粒i與顆粒j間所受的切向力扭矩，N·m；Mij表示顆粒i與顆粒j間所受的滾動摩擦力扭矩，N·m.其中所有力及扭矩的具體表達式參見文獻[14].

1.3 網格劃分

本文首先采用離散元模擬獲得不同布料方式下的燒結礦填充床.然后選取模型中心厚度為450 mm的矩形爐腔區域進行研究.為計算區域內燒結礦的粒度分布和空隙率分布，需對計算域進行離散化處理.考慮到顆粒最大粒徑達150 mm，為準確計算空隙率，網格尺寸至少為最大粒徑3倍.同時為提高計算結果的精度，應控制網格尺寸不能過大.為此提出了先繪制尺寸較大的粗網格，然后移動粗網格獲得細網格的方法.具體的劃分過程如圖3a所示.

圖3 爐腔局部空間細化過程及網格邊界條件

1)首先將計算域沿X方向劃分成5層、沿Z方向劃分成11層，形成55個尺寸為0.48 m×0.512 m×0.45 m的局部空間，保證每個空間內均含有一定數量的顆粒.每個局部空間的空隙率保存在局部空間的中心位置.

2)將上述局部空間依次沿X方向向右平移0.16 和0.32 m，從而獲得新局部空間中心位置的空隙率.對于邊緣處的局部空間，若其中心坐標仍處于計算域內，則將該局部空間內超出計算域的體積舍去，剩余部分重新進行空隙率計算.若其中心坐標已處于計算域外，則舍棄該局部空間內的數據.

3)按照同樣的處理方式，將局部空間依次沿Z方向向上平移0.128，0.256和0.384 m，向下平移0.128 m，沿X方向向左平移0.16 m.

4)合并平移過程中產生的重復網格，同時舍棄頂部和底部分別形成的半層網格，最終形成645個尺寸為0.16 m×0.128 m×0.45 m的局部空間.將該細化后的局部空間作為計算網格，導入Fluent軟件中進行計算.

1.4 多孔介質模型

本文采用多孔介質模型模擬冷卻氣體在燒結礦填充床內的流動.并作出如下假設：

1)燒結礦填充床粒度和空隙率分布的變化情況忽略不計；

2)燒結礦填充床的粒度和空隙率皆為不均勻分布，其分布情況由離散元計算結果提供；

3)燒結礦填充床為各項同性的多孔介質；

4)忽略氣固換熱的影響.

燒結礦填充床內氣體流動的控制方程如下.

連續性方程：

(3)

動量方程：

(4)

式中：ρ為冷卻氣體密度，kg/m3；vi為冷卻氣體在i方向的速度，m/s；p為冷卻氣體壓強，Pa；gi為冷卻氣體在i方向上的體積作用力，N/m3；μ為冷卻氣體動力黏度，Pa·s；t為時間，s；Si為動量源項.Fluent多孔介質模型通過在標準動量方程上添加源項Si描述多孔介質對冷卻氣體的阻力，其表達形式為

(5)

式中：1/α為黏性阻力系數；C2為慣性阻力系數.

根據修正的Ergun方程，上述黏性阻力系數和慣性阻力系數[15]取值為

(6)

(7)

式中：λ為空隙率；d為平均粒徑，m.

通過Fluent商業軟件提供的UDF函數，將每個網格內的空隙率和平均粒徑寫入黏性阻力系數和慣性阻力系數的計算公式中.湍流方程選擇標準k-ε雙方程模型.使用SIMPLE算法求解壓力和速度，控制方程采用一階迎風格式離散，收斂殘差設為1×10-4.邊界條件設置如下：計算域底部設為速度入口邊界條件，并根據單個料倉供風量相等的原則，換算出冷卻氣體從中心風帽進入改為從計算域底部進入時的入口表觀速度為2.8 m/s；上部面設為壓力出口邊界條件，根據現場監測值，壓強設為-0.2 kPa；右側壁面為對稱面，其余壁面設為wall，如圖3b所示.

2 模擬結果與分析

2.1 布料方式對燒結礦分布的影響

圖4給出了在兩種布料方式下，燒結礦在豎冷爐內的分布情況.可知兩種布料方式都產生了燒結礦的偏析分布.為定量描述爐腔內燒結礦的偏析程度，采用個數體積平均粒徑Dnv來表征各個局部空間內的平均粒徑，同時將該值與整個豎冷爐腔內顆粒的平均粒徑D的比值定義為相對平均粒徑Dr，表征燒結礦顆粒分布的偏析情況，如式(8)所示.

圖4 不同布料方式下爐內燒結礦分布

(8)

式中：n為局部空間內顆粒的數量；di為單個顆粒的粒徑.Dr大于1時，表明發生大顆粒偏析，反之則為小顆粒偏析.接近于1時，表明燒結礦顆粒分布均勻.

繪制兩種布料方式下爐內的Dr分布，同時將Dr值的變化范圍縮小為0.65～1.93以方便比較，如圖5所示.由圖可知采用中間布料時，大顆粒偏析主要發生在邊壁區上部和爐腔中心區內.在副對角線區發生小顆粒偏析；而采用邊緣-中心布料時，大顆粒偏析主要發生在爐腔中間區，爐腔邊壁區和中心區發生小顆粒偏析.產生上述偏析程度不同的原因可能是采用中間布料時，燒結礦首先與爐腔中下部邊壁區碰撞并產生堆積，大顆粒滾動到爐腔中心需要移動整個爐腔的距離，造成大小顆粒分離程度較好，爐腔中心區大顆粒偏析嚴重.當采用邊緣-中心布料時，從堆尖處滾落的大顆粒只能移動半個爐腔的距離，大小顆?；旌铣潭热暂^好，使得爐腔中間區大顆粒偏析程度較輕.計算不同高度平面上Dr值的標準差以衡量其分布的波動情況，如圖6所示.可知在相同的高度上，邊緣-中心布料對應的Dr標準差均小于中間布料，邊緣-中心布料能夠緩解燒結礦的偏析程度.

圖5 不同布料方式下Dr分布

圖6 不同高度上Dr的標準差

2.2 布料方式對空隙率分布的影響

豎冷爐內空隙率的分布對于冷卻氣體在爐內的分布具有重要影響.采用式(9)對不同局部空間內的空隙率進行計算.

(9)

式中：Vl為局部空間的體積；ni為局部空間內i類型顆粒數量；Vi為局部空間內i類型顆粒體積.

由于料面上方的自由空間空隙率為1，為方便比較，將空隙率的最大范圍縮小至0.475 5.爐腔空隙率分布如圖7所示.當采用中間布料時，爐內空隙率整體較大，但在邊壁區上部和中心區下部，分別存在空隙率較小和較大的區域.而采用邊緣-中心布料時，爐內空隙率整體較小，且基本呈沿高度方向逐漸增大的分布.另外，對比燒結礦空隙率分布和燒結礦分布可知，燒結礦的偏析分布并不能代表空隙率分布.以邊緣-中心布料為例，在爐腔中間大顆粒偏析的區域，空隙率卻呈現爐腔中間區下部較小、上部較大的分布.分別繪制兩種布料方式下，不同高度爐內空隙率的標準差以衡量空隙率分布的均勻性，如圖8所示.可知低于0.8 m的區域，中間布料的空隙率波動性較小.而在0.8 m以上的區域，邊緣-中心布料的空隙率波動性較小.從整個料層高度來看，邊緣-中間布料對應的料層空隙率均勻性更好，該布料方式優于中間布料.

圖7 不同布料方式下空隙率分布

圖8 不同高度上空隙率的標準差

2.3 布料方式對氣流分布的影響

圖9描述了在兩種布料方式下，爐內氣流速度的分布情況.由于爐內不同位置處空隙率以及顆粒平均粒徑不同，導致燒結礦對氣體的阻力亦不相同，使得爐內氣流速度呈不均勻分布.當采用中間布料時，爐內氣流呈兩種偏析分布形式.當Z<3.6 m時，邊壁區和部分中間區氣流速度處于2.18～2.67 m/s.部分中間區增加至2.67～3.25 m/s.而在中心區，氣流速度則在3.25 m/s以上，甚至超過3.98 m/s，從而形成沿邊壁區向中間區逐漸增加的分布.當Z>3.6 m時，邊壁區氣流速度逐漸增加至3.98 m/s以上，而中間區則減少至1.2 m/s以下.同時中心區的氣流速度亦逐漸增加至5.93 m/s以上.從而形成中心區和邊壁區流速較大、中間區流速較小的“U”型分布.產生上述速度分布的原因在于當Z<3.6 m時，中心區料層空隙率和平均粒徑均較大，使得料層對氣體阻力較小，導致氣流速度較大.而當Z>3.6 m時，邊壁區空隙率逐漸增大，同時亦逐漸變為大顆粒偏析，使得該區域對氣體的阻力逐漸變小，令氣流速度逐漸增大.當采用邊緣-中心布料時，邊壁區和中心區氣流速度基本維持在2.18～2.67 m/s，而中間區則維持在2.67～3.25 m/s，形成中心區和邊壁區流速較小、中間區流速較大的“Λ”型分布.當料層高度接近料層表面區域時，中間區氣流速度逐漸增加至5.93 m/s以上.產生上述速度分布的原因在于盡管料層空隙率相近，但中間區的平均粒徑較大，降低了料層阻力.繪制兩種布料方式下不同高度截面上氣流速度沿X方向分布的標準差如圖10所示.可知邊緣-中心布料時，氣流速度標準差均小于中間布料，表明該方式下氣流速度沿寬度分布更加均勻.

圖9 不同布料方式下氣流速度分布

圖10 不同高度上氣流速度的標準差

2.4 布料方式對氣體壓力分布的影響

本文模擬條件與實際工況條件如表3所示.在得到中間布料方式下入口氣體壓力的模擬值后，使用式(10)將其換算為工況條件下壓力值.然后再與梅鋼豎冷爐運行實測值進行對比以驗證模擬結果的準確性.

表3 工況條件

(10)

式中：P0，T0和Q0分別為模擬條件下氣體壓力(Pa)，氣體溫度(K)和氣體流量(m3/h)；P，T和Q分別為工況條件下氣體壓力(Pa)，氣體溫度(K)和氣體流量(m3/h).計算得到工況條件下的氣體壓力為5 170 Pa，與實際工況5 372 Pa相對誤差為3.76%，由此可知模擬結果與實測值吻合較好，模型準確度較高.

圖11給出了兩種布料方式下，爐內氣體壓力分布情況.使用中間布料時，爐內整體壓降較小，為5 400 Pa左右.在爐腔底部和上部分別沿X方向出現了明顯的壓力分布不均.在爐腔底部，中心區空隙率和平均粒徑均較大，使其料層阻力較小，造成氣體壓力小于中間區和邊壁區；而在爐腔上部，在空隙率相近的條件下，邊壁區的平均粒徑更大，使其料層阻力較小，造成氣體壓力亦略小于中間區和中心區.上述壓力分布情況意味著在爐腔底部和中上部，冷卻氣流分別存在著一定程度的偏行，不利于其沿X方向的均勻分布.當采用邊緣-中心布料時，爐內整體壓降增幅明顯，達到9 400 Pa左右.但氣體壓力在X方向上基本能夠均勻分布，有利于緩解氣流的偏行，提高氣體利用率.

圖11 不同布料方式下氣體壓力分布

3 結 論

1)采用中間布料時，大顆粒偏析主要發生在爐腔邊壁區上部和中心區，而采用邊緣-中心布料時，大顆粒偏析主要發生在爐腔中間區.不同高度條件下，邊緣-中心布料對應的Dr值分布更加均勻，說明該布料方式能夠緩解燒結礦的偏析程度.

2)采用中間布料時，爐腔空隙率雖整體較大，但在爐腔中心區下部和邊壁區上部分別存在空隙率較大和較小的區域，使得空隙率分布的均勻性降低.而采用邊緣-中心布料時，爐腔空隙率雖整體較小，但就整個爐腔高度來看，空隙率分布的均勻性更好.

3)采用中間布料時，在爐腔中下部，氣體流速沿邊壁區向中心區逐漸增大.而在爐腔上部，氣體流速呈中心區和邊壁區流速較大、中間區流速較小的“U”型分布.采用邊緣-中心布料時，氣體流速呈中間區較大、中心區和邊壁區較小的“Λ”型分布.從氣體流速沿寬度方向分布的均勻性考慮，邊緣-中心布料的效果更佳.

4)采用中間布料時，爐內壓降較小，但在爐腔底部和上部，氣體壓力沿寬度方向分布不均，導致爐內氣流偏行.采用邊緣-中心布料時，爐內壓降顯著增大，但氣體壓力分布變好.

5)總體來看，邊緣-中心布料雖然使空隙率整體偏低、爐內壓降顯著增大，但能夠緩解燒結礦的偏析程度，提高空隙率分布、氣流速度分布以及氣體壓力分布沿寬度方向的均勻性.因此推薦使用邊緣-中心布料.