燃氣噴吹耦合熱風循環燒結的熱風罩內數值模擬與結構優化

陳思墨，李文輝，周浩宇，宋新義，劉 前，朱蓉甲

（中冶長天國際工程有限責任公司 國家燒結球團裝備系統工程技術研究中心，湖南 長沙 410205）

燒結是我國鋼鐵冶煉主要的原料加工工藝，其能耗與污染負荷分別占鋼鐵流程9%和45%，是鋼鐵工業節能減排的重點和難點［1］。隨著環保政策的日趨嚴格，國家對鋼企燒結工序的節能減排和達標排放提出了更高的要求［2］。熱風燒結工藝是將摻混空氣后的熱廢氣、熱空氣或富氧熱風通入燒結機臺車上部的密封罩中提高通過料層氣流溫度的一種燒結方法，能減少固體燃料配比、降低熱應力、提高燒結礦的成品率［3］。燃氣噴吹技術是通過在燒結機臺車上部的噴吹裝置向燒結礦料面噴吹燃氣，從而替代燒結礦中的部分固體燃料，使燃氣隨空氣進入燒結礦內的燃燒帶燃燒放熱，從而強化燒結過程［4－5］。

目前，國內外的研究主要集中在熱風或煙氣對燒結過程的影響［6－7］。任偉等［8］通過數值模擬對循環罩的進氣角度、進氣口間距和底座高度對罩內流場的影響進行了分析，得到了較優的結構參數；許源等［9］對沙鋼4號燒結機煙氣循環系統進行了數值模擬研究，在循環罩進氣口加裝導流板后改善了罩內流場均勻性；楊正偉等［10］以寶鋼600 m2燒結機煙氣循環系統為對象，利用Fluent模擬了抬高煙氣罩頂端、增加進氣擴口長度和罩內導流板，改進后的氣流分布有明顯改善；羅云飛等［11］通過優化煙氣罩內導流板結構和數量，改善了煙氣的流動狀態，使煙氣分布更均勻，改善了煙氣罩漏風狀況，使A側漏風口由漏風1.2 m3/s變為吸風2.4 m3/s；本文作者［12］針對原有熱風罩結構進行了結構優化，新結構的料面熱風最大速度為2.82 m/s，熱風速度的方差為0.30，相比原結構分別降低了55.7%和90.8%，使得水平方向流入的熱風能垂直進入料面，消除了熱風偏向和低速回流問題。雖然目前有學者對熱風在罩內的流動狀態和流場均勻性進行了部分研究，但對燃氣噴吹耦合熱風循環燒結的熱風罩內熱風與燃氣耦合的流場流動狀態和均勻性的研究鮮有報道。

本文通過對燃氣噴吹耦合熱風循環燒結系統的研究，建立耦合燃氣噴吹裝置的熱風罩三維仿真模型，對某燒結廠500 m2燒結機燃氣噴吹耦合熱風循環燒結的熱風罩進行數值模擬，針對罩內熱風與燃氣耦合后混合氣分布不均以及罩內燃氣質量濃度過高的問題，優化罩內結構，使得水平方向流入的熱風與燃氣混合后垂直進入料面，消除熱風偏向和低速回流死區，減少側部漏風，顯著降低噴嘴出口區域和料面的燃氣濃度，保證燃氣噴吹耦合熱風循環燒結系統安全高效穩定運行。

1 熱風罩模型的構建

1.1 基本假設

考慮到燃氣噴吹耦合熱風循環燒結的熱風罩內流場仿真過程非常復雜，結合工程應用需求，在保證求解精度和反映流場規律的前提下，將單節熱風循環罩作為研究對象，模型假設如下［12］：①假設煙氣總管進入各支管的煙氣流量均勻分配，且熱風循環罩進口流場一致；②假設物料表面為煙氣出口，且物料表面負壓一致；③假設臺車與熱風循環罩側壁存在漏風現象，且漏風處氣壓一致；④假設煙氣內粉塵顆粒對流場沒有影響；⑤因為不研究溫度場，所以不考慮換熱。

1.2 控制方程

選用k-epsilon湍流模型對熱風循環罩內流場進行研究，其求解方程如下。

連續性方程：

式中：ρ為流體密度，kg/m3；t為時間，s；ui為流體速度，m/s；xi為流體位置，m；Sz為源項，kg/（m3·s）。

動量方程：

式中：p為壓強，Pa；gi為重力加速度，m2/s；τ為應力張量，Pa；uj為流體速度，m/s；Fi為流體質量力，N。

1.3 物理模型及邊界條件

熱風罩總長度為24 m，臺車寬度為5 m，進氣口尺寸為1 500mm×800mm，燃氣介質為CH4，熱風含氧量為20.5%，溫度為100℃，總流量最大為2.5×105Nm3/h，假設各支管平均分配，換算成支管入口速度為9.65 m/s，設置熱風流速度為10 m/s。料面負壓設置為－5 Pa，側部漏風處壓力設置為0 Pa。由于每節熱風罩的結構相同，且左右軸對稱，因此取單節熱風罩結構的一半進行仿真模擬。熱風罩模型中的沿臺車運動方向的前后端面設置為壁面，實際相鄰熱風罩的前后端面為連通結構無壁面隔斷。

1.4 優化方案

根據現場運行情況，原有熱風罩在運行時，熱風總流量過高時會導致來流風速過大，同時由于導流板導流作用有限，使得左側進入的熱風偏向右側，左側只有少量熱風進入料面，造成罩內熱風分布不均。最終使得噴吹管噴出的燃氣在左側富集，容易著火，嚴重影響運行安全。并且熱風罩與臺車側部的密封只有一層密封板，易出現側部漏風，吹散靠近側部的噴嘴噴出的燃氣，燃氣容易逃逸，影響運行安全。

為了降低來流速度，減少側部漏風，使得罩內流場分布均勻，系統安全穩定運行。本文將進氣口變為逐漸擴張的進氣口，降低進入罩內的來流速度；將只有垂直方向導流效果的導流板改為兼具垂直和水平方向導流效果的立體導流板；通過新增的整流花板和導流筒將罩內空間分隔為兩部分，形成整流室和混流室，使得導流筒噴出的熱風風速、風量基本一致，方向垂直料面；將單層側密封改為多層側部軟密封，減少側部漏風。燃氣噴吹耦合熱風循環燒結的單節熱風罩簡化后原有結構的網格模型和優化后結構的網格模型如圖1所示。

圖1 單節熱風罩的網格模型Fig.1 M esh model of single section hot air hood

2 仿真結果與分析

2.1 原結構的罩內流場

現有燃氣噴吹耦合熱風循環燒結的單節熱風罩的兩個垂直截面的速度分布如圖2（a）、（b）所示，進氣口水平截面的速度分布如圖3（a）所示，垂直截面1的速度矢量分布如圖4（a）所示，垂直截面1的CH4質量分數分布如圖5（a）所示。由圖2（a）和（b）、圖3（a）和4（a）可以看出，部分來流熱風被下部導流板導向了料面，熱風速度超過了5 m/s，而其他來流熱風被中上部導流板導向料面過程中部分產生回流，沖刷進氣口對側的熱風罩罩體，熱風速度也超過了5 m/s。沖刷進氣口對側熱風罩上的熱風順著熱風罩壁面向下沖擊該側燃氣噴吹裝置和側部密封裝置，使得熱風易攜帶燃氣從側部漏出，造成安全隱患。并且由于下部導流板導流效果有限，導致沒有熱風進入靠近進氣口的下部空間，形成了回流死區，易使得外界空氣從該側側部密封裝置進入熱風罩內。由圖5（a）可以看出，由于進氣口下部側密封裝置漏風沖擊燃氣噴吹裝置的影響，導致燃氣噴吹裝置噴出的燃氣無法順利噴進料面，在噴嘴出口形成高濃度燃氣區域，該區域最大燃氣質量分數為1.82%，料面最大燃氣質量分數為0.98%，存在較高安全風險。

圖2 不同垂直截面速度分布Fig.2 Velocity nephogram of different vertical sections

圖3 進氣口水平截面速度分布Fig.3 Velocity nephogram of horizontal section of air inlet

圖4 垂直截面1的速度矢量分布Fig.4 Velocity vector nephogram of vertical section 1

圖5 垂直截面1的甲烷質量分數分布Fig.5 CH 4 mass fraction nephogram of vertical section 1

2.2 優化后結構的罩內流場

優化后結構的單節熱風罩的兩個垂直截面的速度分布如圖2（c）、（d）所示，進氣口水平截面的速度分布如圖3（b）所示，垂直截面1的速度矢量分布如圖4（b）所示，垂直截面1的CH4質量分數分布如圖5（b）所示。由圖2（c）和（d）、圖3（b）和4（b）可以看出，熱風進入擴張的進氣口后便被減速，從10 m/s的來流速度降低至6 m/s進入熱風罩內。來流熱風經改進的立體導流板導流后均勻擴散到整流室內，保證了進入導流筒熱風的均勻性。通過整流花板與熱風罩形成的整流室，使得導流筒噴出的熱風風速、風量基本一致，方向垂直料面。但在靠近進氣口一側的中間導流筒的熱風風量較其他導流筒少，主要是因為該處導流筒最靠近進氣口，來流熱風的垂直向下速度矢量相比其他位置最小，導致進入該處導流筒的熱風較少。由圖5（b）可以看出，雖然在噴嘴出口仍存在高濃度燃氣區域，但噴嘴出口區域和料面的最大燃氣質量分數分別為1.30%和0.53%，相比原結構分別降低28.57%和45.92%，提升了系統運行安全性。

2.3 優化側部密封后的料面及側部流場

優化側部密封后的單節熱風罩的側部密封實物和模型如圖6所示，原結構、優化后結構以及優化側部密封后的料面速度分布如圖7所示，側部密封漏風速度分布圖如圖8所示。

圖6 優化后的側部密封裝置Fig.6 Optim ized side sealing device

圖7 料面速度分布Fig.7 Velocity profile of charge level

圖8 漏風速度分布Fig.8 Velocity profile of air leakage

由圖7可以看出，原結構的料面風速在進氣口一側低，在遠離進氣口一側高，流場分布不均，最大風速達6.42 m/s，料面風速方差達2.70。優化后結構的料面風速分布均勻，最大風速為2.72 m/s，料面風速方差為0.25，相比原結構分別降低57.63%、90.74%。在優化結構的基礎上進一步優化了側部密封機構，發現與優化后結構的料面風速分布差異不大，最大風速為2.72 m/s，料面風速方差為0.31。優化側部密封對熱風罩內整體流場分布影響有限。

由圖8可以看出，原結構的側部漏風風速平均值為1.17 m/s。優化后結構的側部漏風風速平均值為0.96 m/s，最大值為1.07 m/s，位置為進氣口中央與熱風罩側壁的中間，最小值為0.72 m/s，位置為熱風罩側壁。主要是中間位置來流熱風垂直向下的速度矢量相比其他位置最小，導致進入該處導流筒的熱風較少，漏風處垂直向下的熱風風壓較小，進入熱風罩內的漏風增多，漏風速度較大。經導流板進入熱風罩內的熱風，從水平方向上看，一部分在進氣口一側熱風罩側壁位置回流，一部分直接流向進氣口遠端的熱風罩側壁，從垂直方向上看，其垂直向下的速度矢量相比其他位置最大，導致進入該處導流筒的熱風較多，漏風處垂直向下的熱風風壓較大，進入熱風罩內的漏風減小，漏風速度較小。優化側部密封后結構的側部漏風風速平均值為0.22 m/s，相比原結構降低了81.20%。

3 應用效果

通過仿真分析與結構優化，得到燃氣噴吹耦合熱風循環燒結系統的最優結構和工藝參數。將優化后的系統應用于某燒結廠2臺500 m2燒結機后，未發生著火逃逸，系統安全穩定運行，當熱風循環系統總管流量為2.0×105～2.5×105Nm3/h，燃氣噴吹系統總管流量為350～450 Nm3/h時，噴入的CH4能替代的噸礦固體燃料消耗量為1.5～2.0 kg。

4 結 論

（1）原結構的導流板的導流效果有限，無法將速度為10 m/s的來流熱風由水平方向改變為垂直向下進入料面，使得一部分來流熱風沖刷進氣口對側熱風罩，易攜帶燃氣從該側部密封裝置漏出。而在靠近進氣口的下部空間，由于沒有熱風進入，形成了回流死區，易使得外界空氣進入熱風罩內沖擊燃氣噴吹裝置，阻礙噴出燃氣進入料面，在噴嘴出口形成高體積濃度燃氣區域，造成熱風罩內流場分布不均，噴嘴出口區域和料面的最大燃氣質量分數分別為1.82%和0.98%，存在較高安全風險。

（2）優化后的結構對罩內流場改善明顯，10 m/s的熱風進入擴張的進氣口后被降低至6m/s進入熱風罩內。來流熱風經改進的立體導流板導流后均勻擴散至整流室，保證了進入導流筒熱風的均勻性。通過整流花板將熱風罩上部空間隔離形成的整流室，使得導流筒噴出的熱風風速、風量基本一致，方向垂直料面。雖然在噴嘴出口仍存在高濃度燃氣區域，但噴嘴出口區域和料面的最大燃氣質量分數分別為1.30%和0.53%，相比原結構分別降低28.57%和45.92%，提升了系統運行安全性。

（3）原結構進入料面的最大風速為6.42m/s，料面風速方差為2.70，優化后結構的料面最大風速為2.72 m/s，料面風速方差為0.25，相比原結構分別降低57.63%、90.74%。優化后結構顯著提升了整體流場分布的均勻性，而優化側部密封對熱風罩內整體流場分布影響有限，最大風速為2.72 m/s，料面風速方差為0.31。原結構和優化后結構的側部漏風風速平均值分別為1.17 m/s和0.96 m/s，優化后結構對側部漏風降低的影響程度較小，而優化側部密封后結構的側部漏風風速平均值為0.22 m/s，相比原結構降低了81.20%。所以在優化后結構的基礎上進一步優化側部密封，能在提升流場均勻性的同時，減少側部漏風，保證燃氣噴吹耦合熱風循環燒結系統安全高效穩定運行。