李海峰，游　洋，韓立浩，羅志國，蔡九菊，鄒宗樹

(東北大學(xué)材料與冶金學(xué)院，沈陽110819)

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加焦方式對氣化爐內(nèi)氣流分布的影響

李海峰，游洋，韓立浩，羅志國，蔡九菊，鄒宗樹

(東北大學(xué)材料與冶金學(xué)院，沈陽110819)

摘要:布料模式?jīng)Q定了料床的空隙度，而料床的空隙度分布決定了煤氣流的二次分布.本文建立了研究三維氣化爐爐料結(jié)構(gòu)和煤氣流分布的物理模型和數(shù)學(xué)模型，物理模型采用熱電偶測溫的方法，從爐內(nèi)氣體溫度分布信息考察了氣體的流動情況，由于物理實(shí)驗(yàn)無法獲得內(nèi)部空隙度分布信息，故基于離散單元法模型，以Fluent軟件為載體，利用多孔介質(zhì)模型并加入用戶自定義函數(shù)，通過數(shù)學(xué)模型進(jìn)一步研究了不同加焦方式下氣化爐內(nèi)煤氣流分布的影響機(jī)理，獲得了氣化爐內(nèi)煤氣的速度場和流線.物理模擬與數(shù)值模擬結(jié)果相吻合.通過模擬計(jì)算獲得的非均勻床層內(nèi)氣體流動規(guī)律的認(rèn)識對COREX氣化爐加焦工藝有借鑒意義.

關(guān)鍵詞:COREX熔化氣化爐;煤氣流分布;加焦模式;物理模擬;數(shù)值模擬

COREX熔融還原法是奧鋼聯(lián)開發(fā)的非焦煉鐵技術(shù)，也是第一個實(shí)現(xiàn)工業(yè)化的熔融還原技術(shù).通過COREX熔融還原煉鐵將作為鋼鐵企業(yè)的前道工序，為煉鋼工序生產(chǎn)鐵水［1，2］.COREX熔融還原裝置主體分為上下兩部分，上部的預(yù)還原豎爐和下部的熔化氣化爐.其中下部的熔化氣化爐內(nèi)的煤氣流分布從形成到排出爐外經(jīng)過了兩次分布.在風(fēng)口處回旋區(qū)內(nèi)，由鼓入的氧氣與半焦燃燒生成高溫氣體，形成了煤氣流的初始分布;煤氣流經(jīng)料床至排出爐外為其第二次分布，料床內(nèi)爐料構(gòu)成的空隙度分布決定著煤氣流的第二次分布，而料床的空隙度由爐料的布料模式及爐料運(yùn)動行為決定.

本文根據(jù)氣化爐布料模式［3，4］以及借鑒前人關(guān)于高爐布料研究方法［5～7］的文獻(xiàn)，對不同加焦方式下可能形成的料床結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究分析.加焦方式分為三種，即均勻混合、中心區(qū)域加焦、中間區(qū)域加焦.其中，均勻混合是目前COREX熔化氣化爐采用的一種布料方式，爐料混合均勻是與高爐層狀爐料結(jié)構(gòu)差異最大的地方，故其爐內(nèi)煤氣流有別于高爐煤氣發(fā)展方式.在實(shí)際的高爐生產(chǎn)中，時(shí)常會采用中心加焦或中間加焦的方式來調(diào)節(jié)煤氣流分布，這種方式可促使煤氣合理分布，以達(dá)到提高煤氣利用率的目標(biāo).然而此布料方式(中心加焦、中間加焦的布料模式)在熔化氣化爐并未采用，其對煤氣流分布影響的研究文獻(xiàn)尚少.故本文首次提出在熔化氣化爐內(nèi)使用中心或中間加焦的方式調(diào)節(jié)爐內(nèi)煤氣流分布狀況，通過物理模型和數(shù)學(xué)模型相結(jié)合的方法，考察了不同加焦方式對氣化爐內(nèi)煤氣流分布的影響程度.

1　物理模型建立

首先在實(shí)驗(yàn)室搭建了熔化氣化爐物理模擬實(shí)驗(yàn)裝置，如圖1所示.該裝置以寶鋼COREX 3000原型，按照30∶1進(jìn)行縮小的三維扁平模型，其中模型本體為不銹鋼結(jié)構(gòu)，模型厚度為100 mm;主體兩側(cè)各有兩個風(fēng)口由側(cè)壁插入，向下傾角4(°)，深入爐內(nèi)2 mm;實(shí)驗(yàn)物料由模型頂部加入.采用3 mm的玉米粒子模擬塊煤(或焦炭)和3 mm的石蠟粒子模擬DRI.由風(fēng)口處鼓入熱風(fēng)并通過調(diào)節(jié)螺旋排料器排料，轉(zhuǎn)速控制排料量，模擬焦炭燃燒過程.為了觀察物料的運(yùn)動及熔化過程，正面采用可視化的鋼化玻璃面板，同時(shí)在背面開有196個溫度采集孔，以便測量爐內(nèi)氣體溫度分布信息.經(jīng)前人文獻(xiàn)［8－11］調(diào)研，在進(jìn)行常溫實(shí)驗(yàn)時(shí)，通常采用壓力傳感器測定壓力場.在高溫實(shí)驗(yàn)時(shí)，因模擬物料石蠟熔化會堵塞壓力傳感器的測量孔，導(dǎo)致無法測量，因此，本實(shí)驗(yàn)通過測定床層溫度場來間接反映煤氣流動的信息.另外，由于氣體與溫度探頭是全接觸，而顆粒與溫度探頭為點(diǎn)接觸，因此本文認(rèn)為所測得的溫度場為氣體溫度場.為保證爐體的保溫效果，減輕壁面帶來的影響，觀察面板采用兩層鋼化玻璃結(jié)構(gòu)，除觀察面板外，爐體周圍覆蓋保溫材料.

當(dāng)氣體由風(fēng)口鼓入后，在爐內(nèi)進(jìn)行二次分布，由于裝置背面的熱電偶在模型內(nèi)部與顆粒為點(diǎn)接觸，周圍主要被鼓入的氣體圍繞，故熱電偶測得的數(shù)據(jù)可看作為是顆粒周圍氣體的溫度.考慮到爐內(nèi)氣體溫度變化大致可反映出爐內(nèi)氣流分布狀況，所以采用熱電偶測得的溫度值來間接分析爐內(nèi)氣流分布狀況.

所謂加焦就是借助從爐頂向爐內(nèi)另外添加少量焦炭以形成焦柱，用于減小爐內(nèi)狹小范圍內(nèi)的礦焦比，使其料柱透氣性改善，從而通過更多氣流.本文模擬的焦炭加入量參考高爐中心加焦量，中心加焦寬度選擇為3 cm，經(jīng)過爐型體積計(jì)算，得到中心加焦量占加焦總量的8.7%;因高爐中暫無中間區(qū)域加入焦炭的研究，故本文中間區(qū)域加焦量與中心加焦量一致.

圖1　實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus1—熔化氣化爐模型; 2—溫度變送器; 3—工控機(jī); 4—風(fēng)口; 5—爐缸底部機(jī)械傳動機(jī)構(gòu); 6—爐底擋板; 7—熱電偶; 8—?dú)怏w分配器; 9—熱風(fēng)機(jī); 10—流量計(jì); 11—鼓風(fēng)機(jī)

2　數(shù)學(xué)模型建立

2.1離散單元模型及模型參數(shù)選取

離散單元法［12］適用于模擬散體物料的運(yùn)動，通過對每一個顆粒進(jìn)行受力分析，獲得顆粒的運(yùn)動行為.模型中顆粒與顆粒發(fā)生碰撞時(shí)的作用力如圖2所示，其中顆粒i、顆粒j均受到兩種力和兩種力矩的作用.作用力包括顆粒自身重力、顆粒－顆?；蝾w粒－壁面之間的接觸力.力矩包括切向力矩和滾動摩擦力矩.根據(jù)牛頓第二定律，可獲得顆粒的運(yùn)動方程，公式如下:

式中涉及的符號意義及顆粒間或顆粒與壁面間的接觸力及力矩的計(jì)算公式見文獻(xiàn)［13］.

實(shí)驗(yàn)室具備IBM P55A工作站，其計(jì)算能力上限為50萬顆粒，并不能完成工業(yè)尺度數(shù)量級計(jì)算.因此，為簡化計(jì)算，并根據(jù)B.Wright等［14］的研究，本文將氣化爐實(shí)際幾何尺寸按1∶30縮小，并取其3D扁平模型進(jìn)行計(jì)算，風(fēng)口回旋區(qū)假設(shè)為球形，計(jì)算區(qū)域示意圖如圖3所示.表1給出了COREX熔化氣化爐物料運(yùn)動DEM模型的模擬條件.

圖2　顆粒間的受力分析圖Fig.2 Schematic diagram of forces in two particles

圖3　計(jì)算幾何區(qū)域Fig.3 Computation geometry

表1　爐料物理性質(zhì)和模擬計(jì)算條件Table 1 Physical properties of burden and simulated conditions

2.2煤氣流分布的流體力學(xué)模型及邊界條件設(shè)置

在建立流體力學(xué)模型過程中，為減少模型復(fù)雜性，作了如下簡化和假設(shè):

( 1)爐內(nèi)化學(xué)反應(yīng)狀態(tài)已達(dá)到穩(wěn)態(tài)，風(fēng)口回旋區(qū)內(nèi)只有氣體流動;

( 2)填充床、軟熔區(qū)及半焦床等各區(qū)域間的分界線明確，數(shù)據(jù)均來自物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果［15］.連續(xù)性方程

動量守恒方程

湍流方程

本模擬研究使用Ergun方程［16］來推導(dǎo)多孔介質(zhì)中氣流的黏性和慣性阻力損失系數(shù).

每一方向上的黏性阻力損失系數(shù)和慣性阻力損失系數(shù)為

式( 3)～( 9)中涉及的符號意義見文獻(xiàn)［17］.

通過以上控制方程和假設(shè)，建立了氣化爐內(nèi)煤氣流分布的三維數(shù)學(xué)模型，方程求解借助商業(yè)軟件FLUENT，采用SIMPLE算法求解，方程的離散采用一階迎風(fēng)格式，收斂準(zhǔn)則殘差小于1× 10－4.采用ANSYS ICEM對氣化爐模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型為四面體結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格，采用Map方法劃分，為了使模擬結(jié)果更加準(zhǔn)確，對氣體入口—風(fēng)口處的網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理.模型計(jì)算區(qū)域主要有自由空間、填充床、軟熔區(qū)域、半焦床、回旋區(qū)、死料柱等多個區(qū)域，均按多孔介質(zhì)處理.其中半焦床、軟熔區(qū)域、回旋區(qū)大小和高度以本實(shí)驗(yàn)室所進(jìn)行的COREX氣化爐的熱態(tài)試驗(yàn)為依據(jù)［15，18］.出口壓力設(shè)置為0.45 MPa，模擬未考慮爐內(nèi)反應(yīng)，只考慮入口氣體速度、成分等條件.

3　結(jié)果分析與討論

3.1不同加焦方式下的熱態(tài)物理模擬結(jié)果

采用58#石蠟、風(fēng)量14m3·h－1、風(fēng)溫100℃、料層高度370 mm、排料速度為0.5 r·min－1、爐內(nèi)礦/(塊煤+焦炭)體積比0.5∶1、加焦粒度為5 mm條件下，對比爐料混裝、中心加焦8.7%、中間加焦8.7%三種情況下，模型內(nèi)部各區(qū)域溫度的變化情況，分析加焦方式對熔化氣化爐內(nèi)部氣流分布的影響，物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖4所示.

對比分析圖4( a)與圖4( b)的物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果，可知采用中心加焦方式，爐內(nèi)中心溫度即平行于縱向的x =0豎直線上溫度分布較爐內(nèi)無中心焦柱時(shí)溫度分布稍高.說明爐內(nèi)中心加焦使得中心料柱透氣性較好，氣流順行，故氣流溫度較高.同時(shí)中心加焦方式使得爐子邊緣處等溫線傾斜度較大，說明中心加焦對邊緣氣流有一定的抑制作用.

對比分析圖4( a)與圖4( c)可知，中間區(qū)域加焦時(shí)，與混裝條件下相比而言，在平行于縱軸的x =8 cm豎直線上，同一高度處，中間區(qū)域加焦方式下的熱電偶溫度值高，這是由于中間區(qū)域料柱空隙度增大，透氣性得到改善，煤氣流往中間發(fā)展，從而使中間區(qū)域溫度升高.中間焦柱的加入，使?fàn)t體中心區(qū)域的溫度也降低.這說明中間區(qū)域加焦氣流在爐體中間得到發(fā)展，邊緣及中心氣流得到抑制，氣流在爐內(nèi)呈兩道氣流向上發(fā)展.

圖4　加焦方式對爐內(nèi)溫度分布的影響Fig.4 Influence of different coke charging on temperature distribution in the furnace( a)—無中心焦柱; ( b)—中心加焦8.7%( 5 mm) ; ( c)—中間加焦8.7%( 5 mm)

3.2加焦方式對空隙度的影響

因物理實(shí)驗(yàn)無法獲得顆粒堆積的內(nèi)部信息，故采用DEM方法獲得了中心加焦、中間區(qū)域加焦時(shí)的氣化爐內(nèi)的空隙度分布的結(jié)果，如圖5、圖6所示.由圖5可以看出，中心加焦使得氣化爐中心空隙度數(shù)值較大，而采用混裝布料的氣化爐兩側(cè)部分空隙度較小，空隙度數(shù)值的大小從側(cè)面可以說明煤氣流的走向，即氣流會沿著空隙度大的位置流動，空隙度小的位置會對煤氣流產(chǎn)生一定的抑制作用.由圖6可以看出，由于中間區(qū)域焦炭的加入使得熔化氣化爐兩側(cè)中部空隙度數(shù)值較大，而采用混裝布料的熔化氣化爐其他位置空隙度數(shù)值較小，從側(cè)面說明其中心部分透氣透液性將會變差，而氣化爐兩側(cè)中間區(qū)域透氣性將會得到改善.

對比分析中心加焦與中間加焦形成的料柱空隙度模擬結(jié)果，可獲得不同的加焦方式會使得熔化氣化爐內(nèi)物料空隙度分布存在不同程度的差異，這勢必會造成爐內(nèi)煤氣流分布的不一致，因此，針對熔化氣化爐采用的混裝布料模式以及其日臻成熟的研究手段，下文將對加焦方式下熔化氣化爐內(nèi)煤氣流分布進(jìn)行研究，詳細(xì)分析不同加焦方式下爐內(nèi)煤氣流分布趨勢，以期提出較為合理的加焦方式.

圖5　中心加焦方式下空隙度分布圖Fig.5 Voidage distribution under central coke charing

3.3加焦方式對煤氣流分布的影響

根據(jù)上述離散單元模型的模擬結(jié)果，將各區(qū)域內(nèi)空隙度分布以UDF形式導(dǎo)入到流體力學(xué)計(jì)算軟件的計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格內(nèi)，并對每一個網(wǎng)格內(nèi)的空隙度進(jìn)行UDF人工編程設(shè)定，不同加焦方式下其各區(qū)域的空隙度分布值列于表2中.

圖6　中間區(qū)域加焦方式下空隙度分布圖Fig.6 Voidage distribution under intermediate coke charing

表2　不同加焦方式下各區(qū)域空隙度分布Table 2 Voidage distribution of each zone under different coke charging patterns

根據(jù)流體力學(xué)多孔介質(zhì)模型建立氣化爐煤氣流分布數(shù)學(xué)模型，模型獲得了不同加焦方式下氣化爐內(nèi)氣體速度矢量、流線分布信息，如圖7所示.圖中可以看出，氣體從風(fēng)口處鼓入氣化爐內(nèi)，爐料的存在使得其對氣流有一定的阻礙作用，從而使氣流速度減小，并且其流向由于軟熔區(qū)域的存在而發(fā)生變化，究其原因是爐內(nèi)各區(qū)域空隙度分布不同所致.焦炭在爐中心位置和爐中間位置的加入，會使得爐內(nèi)空隙度分布存在明顯不同，中心加焦和中間區(qū)域加焦時(shí)，在爐中心位置和中間區(qū)域位置的空隙度較大，與未加入焦柱相比，氣體在此兩位置的流動不會出現(xiàn)明顯的方向變化，如圖7中氣體流線所示.

從圖7氣體速度矢量圖和流線圖還可以看出，同一加焦方式下，加焦位置處氣流速度要高于未加焦炭時(shí)的氣流速度，即加焦位置處會形成一個阻力較小的煤氣流發(fā)展通路，從側(cè)面說明加入焦柱后會對氣化爐透氣性有一定的改善，這與物理實(shí)驗(yàn)得出的結(jié)論類似.

模型還可進(jìn)一步獲得不同加焦方式下爐內(nèi)氣體在徑向上及z = 0截面處的軸向上的速度分布信息，模擬結(jié)果如圖8所示.圖中可以看出在在不同加焦方式下，氣體流速在不同高度上的徑向分布以及z =0截面處不同徑向爐內(nèi)速度在軸向上的分布趨勢大體是一致的，在氣化爐內(nèi)加入焦柱后，煤氣流速整體得到增加，在氣化爐內(nèi)部煤氣流速平均增加了約0.4 m·s－1，加焦位置處煤氣流速增加較多，約為1.1～1.6 m·s－1，如圖8中黑色橢圓線框所示.雖然焦炭的引入使得煤氣流速得到了提高，爐內(nèi)透氣性得到明顯改善，但是加焦范圍的增加難免會影響煤氣利用率，因此，應(yīng)嚴(yán)格控制加焦量.

4　結(jié)論

本文建立了研究三維氣化爐爐料結(jié)構(gòu)和煤氣流分布的物理模型和數(shù)學(xué)模型.物理模型采用熱電偶測溫的方式，從爐內(nèi)氣體溫度分布信息考察了氣體的流動情況，但物理實(shí)驗(yàn)無法獲得內(nèi)部信息，故基于離散單元法模型，以Fluent軟件為載體，利用多孔介質(zhì)模型并加入用戶自定義函數(shù)，通過數(shù)學(xué)模型進(jìn)一步研究了不同加焦方式下的氣化爐內(nèi)煤氣流的分布的影響機(jī)理，獲得了氣化爐內(nèi)煤氣的速度場和流線.其模擬結(jié)果對COREX氣化爐采用加焦措施指導(dǎo)調(diào)節(jié)煤氣流分布具有借鑒意義，其主要結(jié)論如下.

圖8　不同加焦方式爐內(nèi)煤氣速度的徑向(左列)及軸向(右列)分布圖Fig.8 The gas velocity distribution in radial ( left) and axial ( right) directions under different coke charging patterns( a)、( d)—混裝(未加焦柱) ; ( b)、( e)—中心加焦; ( c)、( f)—中間區(qū)域加焦

( 1)利用DEM方法計(jì)算得到的不同加焦方式下爐內(nèi)空隙度分布，對氣化爐內(nèi)空隙度分布進(jìn)行了設(shè)置，為今后計(jì)算氣化爐氣流分布空隙度設(shè)置提供了依據(jù).

( 2)在氣化爐內(nèi)加入焦柱后，煤氣流速整體得到增加，在氣化爐內(nèi)部煤氣流速平均增加了約0.4 m·s－1，加焦位置處煤氣流速增加較多，約為1.1～1.6 m·s－1.

( 3)氣化爐內(nèi)焦柱的加入會使得加焦位置形成煤氣流發(fā)展通路，進(jìn)而改善氣化爐透氣性，但也應(yīng)控制焦炭的加入量，避免氣流過度發(fā)展，影響煤氣流利用率.

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Influence of coke charging patterns on the gas flow distribution in COREX melter gasifier

Li Haifeng，You Yang，Han Lihao，Luo Zhiguo，Cai Jiuju，Zou Zongshu
( School of Materials＆Metallurgy，Northeastern University，Shenyang 110819，China)

Abstract:Charging mode determines the burden voidage which directly affects the second distribution of the gas flow.In this paper，a 3D mathematical model and physical model for gas flow was established to simulate the gas flow distribution under different coke charging patterns in COREX melter gasifier.An experiment for measuring the gas temperature with a thermocouple was carried out，which can be used to analyse the distribution information of the gas flow.The physical model was unable to gain the internal porosity.Based on the discrete element method ( DEM)，F(xiàn)luent software and porous media method，Gas velocity vectors，streamlines were obtained.The results showed that the voidage distribution caused by coke charging patterns in the charging process has a significant effect on the gas flow distribution.The simulation results are in good agreement with those obtained by experiment.The authors believe that the gas flow paths above are available for coke charging patterns in COREX melter gasifier.

Key words:COREX melter gasifier; gas flow distribution; coke charging patterns; physical simulation; numerical simulation

作者簡介:李海峰( 1982—)，男，博士，E－mail: lihf@ smm.neu.edu.cn.

基金項(xiàng)目:國家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目( 2011BAE04B01，2011BAE04B02) ;國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目( 51104037).

收稿日期:2015-05-11.

doi:10.14186/j.cnki.1671－6620.2016.01.003

中圖分類號:TF 557

文獻(xiàn)標(biāo)識碼:A

文章編號:1671-6620( 2016) 01-0012-08