馮軍勝，張晟，趙亮，董輝

(1.安徽建筑大學安徽省綠色建筑先進技術(shù)研究院，安徽合肥，230601；2.東北大學冶金學院，遼寧沈陽，110819)

燒結(jié)礦余熱資源約占我國鋼鐵企業(yè)余熱資源總量的8%，是鋼鐵企業(yè)最具開發(fā)潛力的余熱資源之一[1?2]。燒結(jié)礦余熱回收豎罐是借鑒干熄焦爐的結(jié)構(gòu)提出的一種燒結(jié)礦余熱高效回收設(shè)備，其余熱回收率可達80%以上[3]。豎罐內(nèi)氣固流動和傳熱過程是影響豎罐可行性的2個關(guān)鍵問題，目前學者們廣泛開展了豎罐床層內(nèi)氣流阻力和氣固傳熱特性的研究[4?7]，但部分研究并未充分闡述豎罐移動床層內(nèi)氣固?傳遞過程。豎罐內(nèi)氣固流動和傳熱過程的本質(zhì)是氣固?傳遞過程，而氣固?傳遞過程直接影響著豎罐內(nèi)氣流壓力降和出口熱載體的溫度。因此，研究豎罐內(nèi)氣固?傳遞過程對優(yōu)化床層內(nèi)能量傳遞過程和提高用能水平都有重要的意義。

?傳遞的概念及其公式由SOMA 等[8?9]提出，目前有關(guān)?傳遞特性的研究主要集中在對流換熱器和多孔介質(zhì)內(nèi)的換熱過程中。其中，WU 等[10?11]基于熱力學第二定律推導(dǎo)出了管道內(nèi)強制對流換熱?傳遞特性的一般關(guān)系式，并研究了恒壁溫和恒壁熱流條件下流體流動雷諾數(shù)和量綱一橫斷面位置對?傳遞特性的影響。KURTBA? 等[12]實驗研究了金屬泡沫填充的水平矩形管道內(nèi)強制對流傳熱過程的?傳遞特性，發(fā)現(xiàn)管道內(nèi)平均?傳遞Nusselt 數(shù)會隨著雷諾數(shù)和管道壁面熱流增加而減小。PROMMAS 等[13]針對多孔介質(zhì)通道內(nèi)的干燥過程分析了能量和?傳遞過程，研究了多孔結(jié)構(gòu)參數(shù)和熱力學條件對床層內(nèi)能量和?傳遞過程的影響。LALJI等[14]實驗研究了太陽能空氣加熱器在不同孔隙率和結(jié)構(gòu)形狀下內(nèi)部的流動和傳熱過程，獲得了加熱器內(nèi)傳熱系數(shù)和流動摩擦因子關(guān)聯(lián)式，并分析了加熱器內(nèi)部流動和傳熱?損失。BINDRA等[15]建立了顆粒床儲能系統(tǒng)內(nèi)部的傳熱模型，并考慮了壁面?zhèn)鳠岷皖w粒擴散對傳熱過程的影響，分析了系統(tǒng)回收?和損失?在傳熱過程中的變化規(guī)律。SARKER等[16]基于熱力學第二定律建立了糧食干燥過程中的能量和?傳遞模型，分析了在不同干燥工況條件下的?損和?效率，并認為在干燥過程絕熱的條件下，回收廢氣余熱可獲得更多的熱量?。

綜上所述，目前關(guān)于對流換熱過程中?傳遞過程的研究主要集中在對流換熱器和多孔介質(zhì)通道內(nèi)，涉及到燒結(jié)礦移動床層內(nèi)氣固換熱?傳遞特性的研究較少。為此，本文作者首先根據(jù)熱力學第二定律推導(dǎo)出豎式燒結(jié)礦移動床層內(nèi)氣固?傳遞系數(shù)和量綱一?流密度的具體表達式；然后，以多孔介質(zhì)模型和局部非平衡熱力學理論為基礎(chǔ)，采用Fluent軟件并借助其二次開發(fā)平臺將燒結(jié)礦床層內(nèi)氣流阻力系數(shù)、氣固傳熱系數(shù)以及固體顆粒下移速度等參數(shù)編譯到計算模型中，建立豎式移動床層內(nèi)流動和傳熱的穩(wěn)態(tài)計算模型；最后，模擬研究影響豎罐床層內(nèi)氣固換熱?傳遞特性的主要因素及其影響規(guī)律，旨在為強化豎罐床層內(nèi)的氣固傳熱過程奠定理論基礎(chǔ)。

1 ?傳遞公式的推導(dǎo)

根據(jù)線性非平衡熱力學理論可知，移動床層內(nèi)氣固傳熱的?傳遞方程如下[17?18]：

式中：eex為單位?流密度，W/m3；he為體積?傳遞系數(shù)，W/(m3·K)；Tg為床層內(nèi)氣體溫度，K；p為氣體壓力，Pa；ΔT為氣固傳熱溫差，K；cg為氣體比熱容，J/(kg·K)；T0為環(huán)境溫度，K；Rg為氣體常數(shù)，J/(kg·K)。

考慮到移動床層內(nèi)溫度分布和壓力分布對氣固傳熱的影響，局部體積?傳遞系數(shù)的概念被引入到床層內(nèi)氣固傳熱過程中，床層微元段內(nèi)?傳遞速率公式如下：

局部體積?傳遞系數(shù)表示床層微元段內(nèi)氣固傳熱溫差為1 K時，單位床層體積內(nèi)的氣體?傳遞強度，其表達式如下：

式中：he,i為局部體積?傳遞系數(shù)，W/(m3·K)；mg為氣體質(zhì)量流量，kg/s；ΔTi為微元段內(nèi)氣固傳熱溫差，K；A為床層橫截面積，m2；dl為微元段高度，m。

床層內(nèi)平均體積?傳遞系數(shù)與局部體積?傳遞系數(shù)的關(guān)系：

因此，床層內(nèi)平均體積?傳遞系數(shù)he可由下式確定。

式中：H為床層高度，m；Tg,out為氣體出口溫度，K；Tg,in為氣體進口溫度，K；V為床層體積，m3；Δp為床層內(nèi)氣流壓力降，Pa；pin為氣體進口壓力，Pa。

根據(jù)能量守恒方程和傳熱方程可知，床層內(nèi)氣固體積傳熱系數(shù)可由下式確定。

式中：hv為床層內(nèi)氣固體積傳熱系數(shù)，W/(m3·K)。

因此，床層內(nèi)體積?傳遞系數(shù)與氣固體積傳熱系數(shù)的關(guān)系可如下所示。

式(10)中氣固體積傳熱系數(shù)和氣流壓力降可由如下公式計算[19?20]。

式中：h為床層內(nèi)氣固面積傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；av為床層內(nèi)顆粒的比表面積，m2/m3；Nu為床層內(nèi)氣固傳熱努塞爾數(shù)；λg為氣體導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；ε為床層空隙率；dp為燒結(jié)礦顆粒直徑，m；D為床層內(nèi)徑，m；μ為氣體動力黏度，kg/(m·s)；ρg為氣體密度，kg/m3；ug為氣體表觀流速，m/s。

式(11)中床層內(nèi)氣固傳熱努塞爾數(shù)Nu可由下式計算[5]。

其中，

式中：Rep為顆粒雷諾數(shù)；Pr為普朗特數(shù)。

根據(jù)式(4)可得，床層內(nèi)平均體積?流密度計算公式。

其中，

式中：Ng，N0，NR和Np為量綱一參數(shù)。

根據(jù)式(16)可得，床層內(nèi)量綱一體積?流密度可由如下公式計算。

2 數(shù)值模型的建立

2.1 物理模型

余熱回收豎罐的結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。由圖1可見：整個余熱回收豎罐本體由進料段、預(yù)存段、斜道段、冷卻段和排料段5部分組成。由于罐體內(nèi)氣固熱交換過程主要發(fā)生在冷卻段內(nèi)，而設(shè)置預(yù)存段是為了存儲較多的熱燒結(jié)礦，從而保證冷卻段內(nèi)燒結(jié)礦與冷卻空氣換熱的連續(xù)性，并在進口段進料時不會出現(xiàn)冷卻風上行漏風的情況。因此，在數(shù)值建模過程中將豎罐冷卻段設(shè)定為模擬計算區(qū)域，所建立的幾何模型和網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示，同時對幾何模型設(shè)置相應(yīng)的邊界條件。

圖1 余熱回收豎罐的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of vertical tank for waste heat recovery

圖2 幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Geometric model and grid generation

豎罐進料段的燒結(jié)礦是粒徑不同、形狀不規(guī)則的塊狀顆粒。為了保證豎罐冷卻段內(nèi)流動與傳熱過程計算的求解精度，燒結(jié)礦床層內(nèi)顆粒填充結(jié)構(gòu)將被簡化處理。目前常對床層內(nèi)流動傳熱過程進行平均化和統(tǒng)計處理，將豎罐冷卻段視為多孔介質(zhì)區(qū)域[21]。因此，對豎罐的物理模型進行如下簡化[22?23]：

1)豎罐在穩(wěn)定工況下運行，其操作參數(shù)為定值；

2)燒結(jié)礦床層結(jié)構(gòu)為各相同性多孔介質(zhì)，不考慮燒結(jié)礦自身的多孔性及在高溫下的形變；

3)忽略燒結(jié)礦顆粒間、氣體內(nèi)部的輻射換熱以及豎罐壁面熱損失。

2.2 數(shù)學模型

1)連續(xù)性方程

式中：uj為流體在j(x，y或z)方向上的表觀速度，m/s。

2)動量守恒方程

式中：ui為流體在i方向上的速度，m/s；Pij為表面壓力矢量，包括靜壓力和流體黏性壓力；gi為流體在i方向上的體積作用力，N/m3；fi為作用在單位體積流體上的反方向阻力，N/m3。

為了描述流體在多孔介質(zhì)內(nèi)的流動情況，在式(23)右邊増加一個源項Si對動量方程進行修正[23]，其表達式如下。

式中：1/α為黏性阻力系數(shù)；C2為慣性阻力系數(shù)。

本文采用修正Ergun型方程計算燒結(jié)礦床層內(nèi)氣流黏性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)C2[18]。

3)能量守恒方程

由于床層內(nèi)氣固兩相熱導(dǎo)率及熱容差別較大，相同高度位置處兩相溫度差別較明顯[24]。因此，采用局部非熱力學平衡雙能量方程求解多孔介質(zhì)內(nèi)氣固傳熱過程[25]。

固相時：

氣相時：

式中：ρs為燒結(jié)礦的密度，kg/m；cs為燒結(jié)礦比熱容，J/(kg·K)；us為顆粒表觀下移速度，m/s；Ts為床層內(nèi)燒結(jié)礦溫度，K；λs為燒結(jié)礦導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

通過燒結(jié)礦床層內(nèi)流動和傳熱的數(shù)值計算，可獲得不同熱工參數(shù)條件下床層內(nèi)氣流壓力降和氣體溫度的分布情況，然后將計算結(jié)果代入式(10)和(21)中，可獲得不同熱工參數(shù)條件下床層內(nèi)體積?傳遞系數(shù)和量綱一?流密度的變化規(guī)律。

2.3 計算方法和邊界條件

本文采用Fluent 軟件中用戶自定義函數(shù)(user defined function，UDF)將動量方程源項Si、能量方程中對流傳熱系數(shù)h、描述固體顆粒下移速度的對流項以及氣固兩相物性參數(shù)等編譯到計算模型中。其中，源項Si和傳熱系數(shù)h在軟件Cell Zone Conditions 中Fluid Porous Zone 內(nèi)進行設(shè)置，并在Thermal Model 中選擇Non-Equilibrium，而描述固體下移速度的對流項則是在Solid Zone內(nèi)設(shè)置，將其對應(yīng)的UDF 導(dǎo)入到Source Terms 中。氣固兩相物性參數(shù)隨溫度變化則在軟件Materials 項中Fluid和Solid中設(shè)置。

對于圖2所示模擬計算區(qū)域的邊界設(shè)置，則是在軟件Boundary Conditions中完成。冷卻段底部和中心風帽的氣體進口采用質(zhì)量流量進口邊界條件，冷卻段四周壁面采用絕熱邊界條件，冷卻段氣體出口采用壓力出口邊界條件，并設(shè)置相對壓力為0 Pa。

2.4 網(wǎng)格獨立性驗證

計算模型的網(wǎng)格數(shù)量會對模擬結(jié)果產(chǎn)生較大影響，因此，需要驗證模型網(wǎng)格的無關(guān)性。本文選定某一特定工況驗證計算模型網(wǎng)格的獨立性，工況主要參數(shù)如表1所示。如圖2所示，采用ICEM軟件對模型計算區(qū)域進行幾何建模和結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并根據(jù)網(wǎng)格的疏密程度，得到6種不同的網(wǎng)格數(shù)量，網(wǎng)格數(shù)量從259 767 個增加至906 379 個。模擬6 種不同網(wǎng)格的計算模型，并選用空氣和燒結(jié)礦出口溫度的變化來驗證模型網(wǎng)格的獨立性，所得計算結(jié)果如圖3所示。

表1 計算工況的主要參數(shù)Table 1 Main parameters of calculation condition

由圖3可以看出：空氣和燒結(jié)礦出口溫度的變化隨網(wǎng)格數(shù)量增加而逐漸變小，當計算區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)量超過549 557時，相鄰網(wǎng)格數(shù)量的溫度變化已小于0.05 K。因此，該工況下計算區(qū)域適宜的網(wǎng)格數(shù)量為549 557，這種數(shù)量的網(wǎng)格已能夠滿足豎罐內(nèi)流動傳熱過程的數(shù)值計算。其他計算工況的網(wǎng)格無關(guān)性也按以上過程進行驗證，不再贅述。

圖3 空氣和燒結(jié)礦出口溫度隨網(wǎng)格數(shù)量的變化Fig.3 Variations of air and sinter outlet temperatures with total grid numbers

2.5 模型驗證

目前燒結(jié)礦豎罐尚處于理論和實驗研究階段，無法獲得實際豎罐的運行和操作參數(shù)。在自制小試裝置的基礎(chǔ)上，采用小試裝置數(shù)據(jù)來驗證計算模型的可靠性和正確性[26]，計算所用燒結(jié)礦物性參數(shù)參見文獻[26?27]。小試裝置有效冷卻橫截面積為1 m2。整個裝置外廓高度為10 m，長和寬均為4.5 m。主體試驗罐體分為2 個部分，上部為加熱段，有效高度為3.78 m，下部為冷卻段，有效高度為1.80 m。罐體內(nèi)橫截面為圓形，內(nèi)徑為1.12 m，外部保溫層厚度為0.40 m，在罐體最外側(cè)為鋼結(jié)構(gòu)，確保小試裝置運行的穩(wěn)定性和安全性。針對小試裝置冷卻段建立物理模型，并采用本文所建立的數(shù)學模型和計算方法對其進行計算，所得模擬計算結(jié)果與小試裝置數(shù)據(jù)如表2所示。

從表2可見：不同工況下空氣出口溫度的模擬計算結(jié)果與小試裝置實測結(jié)果基本一致，平均相對誤差為4.93%，最大相對誤差低于6.00%，說明本文所建立的數(shù)值計算模型和方法是可靠的。

表2 不同工況下空氣出口溫度實測值與計算值比較Table 2 Comparison of measured and calculation results of air outer temperatures under different conditions

3 豎罐內(nèi)氣固?傳遞過程的影響規(guī)律

模擬計算以某鋼鐵企業(yè)年產(chǎn)390 萬t 燒結(jié)礦的生產(chǎn)工況為基準，豎罐運行參數(shù)和燒結(jié)礦物性參數(shù)如表3所示。利用已建立的數(shù)值模型，針對影響豎罐內(nèi)氣固傳熱過程的3 個主要因素(空氣進口流量、空氣進口溫度和冷卻段高度)，在其中2 個影響因素不變的情況下，模擬計算并分析第3個因素對豎罐內(nèi)氣固?傳遞過程的影響規(guī)律。

表3 豎罐運行參數(shù)和燒結(jié)礦物性參數(shù)Table 3 Operating parameters of vertical tank and sinter physical parameters

3.1 空氣進口流量的影響

在空氣進口溫度為293 K 和冷卻段高度為7 m條件下，沿床層高度方向上床層內(nèi)空氣溫度和氣流壓力降隨空氣進口流量的變化規(guī)律如圖4所示。由圖4可知：當空氣進口流量一定時，床層內(nèi)空氣溫度和氣流壓力降均隨床層高度增加而增加。這是由于床層高度增加會導(dǎo)致床層內(nèi)氣固傳熱時間和氣流阻力損失增加，而床層內(nèi)氣固傳熱時間越長，氣固傳熱量也就越大，空氣溫度也就越高。

圖4 空氣進口流量對床層內(nèi)空氣溫度和壓力降的影響Fig.4 Effect of air inlet flow rate on air temperature and pressure drop in bed layer

由圖4還可見：當床層高度一定時，隨著空氣進口流量增加，床層內(nèi)空氣溫度逐漸降低，而床層內(nèi)氣流壓力降則逐漸增加。根據(jù)能量守恒定律可知，當其他操作參數(shù)不變時，空氣進口流量增加必然會導(dǎo)致某一高度處空氣出口溫度降低。另外，空氣進口流量增加會導(dǎo)致床層內(nèi)氣體表觀流速增加，氣體和顆粒之間的黏性力和慣性力也會隨之增加，從而導(dǎo)致床層內(nèi)氣流阻力損失增加。

圖5所示為不同空氣進口流量條件下床層內(nèi)?傳遞系數(shù)沿床層高度方向上的變化規(guī)律。由圖5可知：當空氣進口流量一定時，床層內(nèi)?傳遞系數(shù)隨床層高度增加而逐漸增大。這是因為床層高度增加會導(dǎo)致空氣溫度和氣流壓力降增加，而由氣流壓力降增加引起的?損失量小于由于空氣溫度增加引起的?增加量，從而導(dǎo)致?傳遞系數(shù)會逐漸增加。另外，在較低床層高度時，床層內(nèi)?傳遞系數(shù)隨空氣進口流量增加而減小。這是因為空氣進口流量越大，床層內(nèi)空氣溫度越低，氣流壓力降也越大，這將導(dǎo)致?傳遞系數(shù)的減小。

圖5 空氣進口流量對床層內(nèi)?傳遞系數(shù)的影響Fig.5 Effect of air inlet flow rate on exergy transfer coefficient in bed layer

從圖5還可見：當床層高度較大時，不同空氣進口流量對應(yīng)的變化曲線出現(xiàn)了重合現(xiàn)象，并且空氣進口流量越大，重合點對應(yīng)的床層高度也越大。曲線1 和曲線2 的重合點介于床層高度5.5～6.0 m，曲線1和曲線3的重合點介于床層高度6.5～7.0 m，曲線2 和曲線3 的重合點在7.0 m 以上。這是因為空氣進口流量越大，床層內(nèi)氣固傳熱系數(shù)也就越大，另外，氣固傳熱系數(shù)隨床層高度呈線性增加[5]。根據(jù)式(10)可得出，由于曲線1和曲線3所對應(yīng)的空氣溫度和氣流壓力降相差較大，這導(dǎo)致式(10)右邊的量綱一參數(shù)相差較大，故而曲線3對應(yīng)的氣固傳熱系數(shù)需較大，此時對應(yīng)的床層高度也就越大。

圖6所示為不同空氣進口流量條件下床層內(nèi)量綱一?流密度隨床層內(nèi)空氣溫度與環(huán)境溫度比的變化規(guī)律。由圖6可知：當空氣進口流量一定時，床層內(nèi)量綱一?流密度隨溫度比(床層空氣溫度與環(huán)境溫度的比)增加而增加。這是因為溫度比越大，床層內(nèi)空氣溫度也就越高，量綱一參數(shù)Ng越小，根據(jù)式(21)可得，量綱一?流密度也就越大。

圖6 空氣進口流量對床層內(nèi)量綱一?流密度的影響Fig.6 Effect of air inlet flow rate on dimensionless exergy flux in bed layer

由圖6還可看出：當溫度比較小時(Tg/T0<1.2)，床層內(nèi)量綱一?流密度隨空氣進口流量增加而減小。當溫度比較大時(Tg/T0>1.3)，床層內(nèi)量綱一?流密度隨空氣進口流量增加而增加。這是因為當溫度比一定時，空氣進口流量越大，對應(yīng)的床層高度就越大，床層內(nèi)氣流壓力也就越大。此時由于溫度比較小，Ng就會相對較大，從而導(dǎo)致式(21)右邊括弧內(nèi)的量綱一參數(shù)變化很大，因此，空氣進口流量越小，量綱一?流密度越大。相反，當溫度比較大時，Ng相對較小，式(21)右邊括弧內(nèi)的量綱一參數(shù)變化也較小，此時由于空氣進口流量較大，雷諾數(shù)隨之變大，故而床層內(nèi)量綱一?流密度也就越大。

3.2 空氣進口溫度的影響

在空氣進口流量為190 kg/s 和冷卻段高度為7.0 m 條件下，沿床層高度方向上床層內(nèi)空氣溫度和氣流壓力降隨空氣進口溫度的變化規(guī)律如圖7所示。由圖7可知：當床層高度一定時，床層內(nèi)空氣溫度和氣流壓力降隨空氣進口溫度增加而增加。這是因為空氣進口溫度增加會引起進口空氣體積流量增加，床層內(nèi)氣體表觀流速也會隨之增加，這將會導(dǎo)致床層內(nèi)氣固傳熱系數(shù)增加，氣體和顆粒之間的黏性力和慣性力增加，床層內(nèi)氣固傳熱量將會增加，氣流阻力損失也會隨之增加。

圖7 空氣進口溫度對床層內(nèi)空氣溫度和壓力降的影響Fig.7 Effect of air inlet temperature on air temperature and pressure drop in bed layer

圖8所示為不同空氣進口溫度條件下床層內(nèi)?傳遞系數(shù)沿床層高度方向上的變化規(guī)律。由圖8可知：當床層高度一定時，床層內(nèi)?傳遞系數(shù)隨空氣進口溫度增加而逐漸增大。這是由于床層進口溫度增加會導(dǎo)致床層內(nèi)氣體表觀流速增加，氣固體積傳熱系數(shù)hv會隨之增加，式(10)中Tg,out/Tg,in會減小，量綱一參數(shù)Ng增加幅度也較小，這會使得式(10)右邊括弧內(nèi)量綱一參數(shù)減小幅度小于氣固體積傳熱系數(shù)hv的增加幅度，從而導(dǎo)致床層內(nèi)?傳遞系數(shù)增加。

圖8 空氣進口溫度對床層內(nèi)?傳遞系數(shù)的影響Fig.8 Effect of air inlet temperature on exergy transfer coefficient in bed layer

圖9所示為不同空氣進口溫度條件下床層內(nèi)量綱一?流密度隨床層內(nèi)空氣溫度與環(huán)境溫度比的變化規(guī)律。由圖9可知：當床層內(nèi)空氣溫度與環(huán)境溫度比一定時，床層內(nèi)量綱一?流密度隨空氣進口溫度增加而逐漸減小。這是因為當溫度比一定時，床層內(nèi)空氣溫度是定值，此時空氣進口溫度越大，量綱一參數(shù)Ng也就越大，由式(21)可得，量綱一?流密度也就越小。

圖9 空氣進口溫度對床層內(nèi)量綱一?流密度的影響Fig.9 Effect of air inlet temperature on dimensionless exergy flux in bed layer

3.3 冷卻段高度的影響

在空氣進口流量為190 kg/s和空氣進口溫度為293 K條件下，沿床層高度方向上床層內(nèi)空氣溫度和氣流壓力降隨冷卻段高度的變化規(guī)律如圖10所示。由圖10可知：床層內(nèi)空氣溫度和氣流壓力降隨冷卻段高度增加而減小。這是因為燒結(jié)礦進口流量和溫度是固定的，冷卻段高度越小，床層內(nèi)單位體積的燒結(jié)礦熱容量也就越大，氣固傳熱量會隨之增加，這將使得床層內(nèi)空氣溫度增加。另外，床層內(nèi)空氣溫度增加會引起氣體表觀流速增加，從而導(dǎo)致床層內(nèi)氣體和顆粒之間的黏性力和慣性力增加，氣流阻力損失也會隨之增加。

圖10 冷卻段高度對床層內(nèi)空氣溫度和壓力降的影響Fig.10 Effect of height of cooling section on air temperature and pressure drop in bed layer

圖11所示為不同冷卻段高度條件下床層內(nèi)?傳遞系數(shù)沿床層高度方向上的變化規(guī)律。由圖11可知：當床層高度一定時，床層內(nèi)?傳遞系數(shù)隨冷卻段高度增加而減小。這是由于冷卻段高度增加會導(dǎo)致床層內(nèi)空氣溫度降低，量綱一參數(shù)Ng將會增加。另外，床層內(nèi)空氣溫度降低又會導(dǎo)致氣體表觀流速減小，床層內(nèi)氣固體積傳熱系數(shù)hv也會減小，根據(jù)式(10)可得，床層內(nèi)?傳遞系數(shù)也會隨之減小。

圖11 冷卻段高度對床層內(nèi)?傳遞系數(shù)的影響Fig.11 Effect of height of cooling section on exergy transfer coefficient in bed layer

圖12所示為不同冷卻段高度條件下床層內(nèi)量綱一?流密度隨床層內(nèi)空氣溫度與環(huán)境溫度比的變化規(guī)律。由圖12可知：當床層內(nèi)空氣溫度與環(huán)境溫度比一定時，床層內(nèi)量綱一?流密度隨冷卻段高度增加而減小。這是因為當溫度比一定時，床層內(nèi)空氣溫度也是定值，此時冷卻段高度越大，達到該空氣溫度所需的床層高度也就越大，這會使得床層內(nèi)氣流壓力降增加，量綱一參數(shù)Np也會增加，由式(21)可得，量綱一?流密度也就越小。

圖12 冷卻段高度對床層內(nèi)量綱一的?流密度的影響Fig.12 Effect of height of cooling section on dimensionless exergy flux in bed layer

4 結(jié)論

1)冷卻段高度、空氣進口流量和溫度是影響豎罐內(nèi)氣固?傳熱過程的3個主要因素。當床層高度一定時，床層內(nèi)空氣溫度隨空氣進口流量和冷卻段高度增加而減小，隨空氣進口溫度增加而增加；床層內(nèi)氣流壓力降隨空氣進口流量和溫度增加而增加，隨冷卻段高度增加而減小。

2)空氣進口溫度越大，冷卻段高度越小，床層內(nèi)?傳遞系數(shù)越大。當床層高度較低時，床層內(nèi)?傳遞系數(shù)隨空氣進口流量增加而減小?？諝膺M口流量越大，床層內(nèi)?傳遞系數(shù)沿床層高度方向上的增加趨勢越大，并且曲線重合點所對應(yīng)的床層高度也越大。床層內(nèi)?傳遞系數(shù)在較低床層高度時會出現(xiàn)負值，對豎罐內(nèi)氣固?傳熱過程不利，因此，在實際生產(chǎn)過程中，應(yīng)適當減小空氣進口流量和冷卻段高度，增加空氣進口溫度。

3)當床層內(nèi)空氣溫度與環(huán)境溫度比較小時(Tg/T0<1.2)，床層內(nèi)量綱一?流密度隨空氣進口流量增加而減小。當溫度比較大時(Tg/T0>1.3)，床層內(nèi)量綱一?流密度隨空氣進口流量增加而增加。當溫度比一定時，空氣進口溫度越小，冷卻段高度越小，床層內(nèi)量綱一?流密度越大。