朱朋選， 高強健， 肖旭杭， 鄭海燕， 姜 鑫， 沈峰滿

（東北大學(xué) 冶金學(xué)院， 沈陽 110819）

在鋼鐵生產(chǎn)過程中，會產(chǎn)生含鐵除塵灰（ironbearing dust， IBD），其中富含可回收利用的Fe 和C 等元素.近年來，鋼鐵企業(yè)的除塵灰產(chǎn)生總量約占鋼產(chǎn)量的10%［1］，其對環(huán)境的影響極其嚴重.最簡單的除塵灰處理方法是燒結(jié)法，即將除塵灰和鐵礦粉混合后進行燒結(jié)生產(chǎn)［2-4］.但是除塵灰的粒度較小且成分不穩(wěn)定，它的添加會影響到燒結(jié)礦料層的透氣性，造成燒結(jié)利用系數(shù)降低，進而影響燒結(jié)礦的質(zhì)量［5］.

高爐噴煤具有工藝流程簡單、生產(chǎn)效率高、經(jīng)濟指標(biāo)好等優(yōu)點［6-8］，若將除塵灰以粉體形式噴進高爐可大大降低其處理難度.有研究表明［9］，適量添加除塵灰會加快煤粉的燃燒速率，這是因為除塵灰中的鐵氧化物促進了煤粉的碳氧反應(yīng)，對煤粉燃燒起到催化作用.而這種作用遠大于風(fēng)口溫度降低造成未燃煤粉堆積所帶來的不利影響，故適量添加除塵灰還可使?fàn)t料的透氣性不宜惡化.綜上所述，除塵灰和煤粉高爐混合噴吹后，不僅可以回收除塵灰，實現(xiàn)固廢再利用，還可為高爐補充鐵源和碳源.

本文中擬采用數(shù)學(xué)模擬方法建立煤粉與除塵灰混合噴吹的模型；著重考慮煤粉和除塵灰混合噴吹的物理化學(xué)過程，尤其是高風(fēng)溫條件下噴吹除塵灰對煤粉燃燒特性的影響及高爐下部燃燒過程的變化；分析混合噴吹后煤粉在高爐內(nèi)燃燒過程中風(fēng)口回旋區(qū)溫度分布、煤氣成分，以及煤粉燃盡率的變化；探究除塵灰噴吹量對煤粉燃盡率及高爐風(fēng)口回旋區(qū)最高溫度的影響，并給出煤氣成分的變化趨勢.該研究結(jié)果以期為高爐煉鐵過程煤粉與除塵灰的混合噴吹提供一定技術(shù)參考，為含鐵除塵灰的再利用提供新思路.

1 數(shù)學(xué)模擬

高爐噴煤屬于氣固兩相流態(tài)化過程，其運動過程和燃燒反應(yīng)非常迅速和復(fù)雜，因此通過實驗研究揭示高爐噴煤黑箱過程的難度巨大.為了更好地揭示相關(guān)物理化學(xué)過程的變化規(guī)律，可采用數(shù)學(xué)模擬方法為冶金過程的黑箱操作問題提供解決方案，本研究中涉及到的數(shù)學(xué)模型如下所示.

1.1 氣相模型

由于高爐內(nèi)流場復(fù)雜且氣相連續(xù)，主要的流動形式為湍流，故采用標(biāo)準k-ε模型描述氣相流動.在流體運動過程中，氣體遵循質(zhì)量、動量和能量守恒方程.

質(zhì)量守恒方程：

式中：ρ為流體密度；u，v為x，y運動方向矢量的分量；t為時間.

動量守恒方程：

式中：τyx，τxy分別為作用在流體表面x，y方向的黏性分量；Fx，F(xiàn)y為流體微元體x，y方向的分量體力；ρ為空氣密度.

能量守恒方程：

流體內(nèi)能i、勢能p與動能k之和定義為流體的總能量E.根據(jù)內(nèi)能i與溫度T的關(guān)系，可得

式中：u為流體傳熱系數(shù)；cp為流體比熱容；kt為流體動能；St為黏性耗散項.

1.2 顆粒模型

高爐噴煤過程是典型的氣固兩相流運動.在流動過程中，將固體顆?？醋麟x散相，它同樣遵循質(zhì)量、動量和能量守恒方程.

質(zhì)量守恒方程：

動量守恒方程：

能量守恒方程：

式中：mp為顆粒的質(zhì)量；Cp為顆粒比熱；Tg為氣相溫度；Tp為顆粒溫度；Nu為努塞爾數(shù)；Hreac為反應(yīng)熱；Ap為顆粒反應(yīng)面積；I為輻射強度；σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù).

1.3 燃燒模型

采用雙反應(yīng)競爭模型來描述揮發(fā)分析出過程.不同溫度下模型相應(yīng)的熱解反應(yīng)如下所示.

揮發(fā)分生成速率：

式中：mVM為煤粉中揮發(fā)分的質(zhì)量；k1為低溫條件下脫揮發(fā)分的速率值；k2為高溫條件下脫揮發(fā)分的速率值；m0為煤粉去除灰分的質(zhì)量；a1，a2為化學(xué)反應(yīng)當(dāng)量系數(shù)，a1，a2分別取3.7×105，1.46×1013s-1.

當(dāng)揮發(fā)分析出后，揮發(fā)分與空氣中的氧氣進行反應(yīng)，反應(yīng)類型為渦耗散模型，具體的反應(yīng)式如下所示：

經(jīng)熱解后，煤粉的揮發(fā)分會析出，因此固定碳顆粒采用動力／擴散-限制速率模型來描述.

式中：mh為固定碳顆粒重量變化率；dp為固定碳顆粒直徑；ρ為顆粒密度；Yss為固定碳周圍氣氛中氧化劑的質(zhì)量分數(shù).

固定碳顆粒與CO2，H2O 的反應(yīng)式如下所示：

1.4 輻射模型

考慮到氣固兩相的輻射換熱，本模擬中采用P1 輻射模型，使顆粒輻射產(chǎn)生的熱源包含在能量方程中，如式（19）所示.

式中：qr為輻射通量；Ep為粒子的等效輻射；ap為粒子的等效吸收系數(shù)；n為介質(zhì)折射率；a為吸收系數(shù)；G為入射輻射；σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù).

1.5 焦炭床模型

考慮到焦炭對回旋區(qū)煤粉-除塵灰燃燒的影響，將焦炭作為多孔介質(zhì).其動量源項如下所示：

式中：γ為空隙率（對于空腔，γ＝1）.

根據(jù)Ergun 方程，焦炭床的動量源項為

式中：P為動量源項；U為平均氣體流速.

在高爐的實際運行過程中存在著能量損耗，如FeO，F(xiàn)e2O3與焦炭反應(yīng)、爐膛散熱等，這些均會降低焦炭區(qū)域的溫度.為降低它們的影響，引入焦炭熱量耗散公式：

式中：ACoke為焦炭表面積；Hg為氣體與焦炭表面對流換熱系數(shù).

高爐內(nèi)焦炭主要參與燃燒反應(yīng)和熔損反應(yīng)，如式（23）～（24）所示.

假定焦炭顆粒為球型，直徑為30 mm，焦炭的反應(yīng)速率根據(jù)Field 模型來確定.

式中：xi為反應(yīng)氣體組分i的摩爾分數(shù)，式（23）中i指O2，式（24）中i指CO2；Dref為動態(tài)擴散系數(shù)；rcoke為焦炭半徑；P為壓強；PA為大氣壓強；Tref為參考溫度，取293 K；Tg為氣體溫度；Ac為指前因子；E為活化能.

1.6 回旋區(qū)形狀預(yù)測

根據(jù)昆鋼2 000 m3高爐的生產(chǎn)經(jīng)驗［10］，操作參數(shù)與回旋區(qū)尺寸的關(guān)系如下所示：

式中：D為回旋區(qū)深度；H為回旋區(qū)高度；E為鼓風(fēng)動能；M為噴煤比；n為高爐風(fēng)口數(shù)；V為鼓風(fēng)速度；Dpc為焦炭的平均直徑.

1.7 幾何模型建立

本研究中對Shen 等［11］建立的噴煤系統(tǒng)幾何模型進行改進，焦炭層采用多孔介質(zhì)模型［12］，孔隙率設(shè)為0.4，焦炭層的黏性助力系數(shù)和慣性助力系數(shù)采用式（21）進行計算.模型本體上寬2.7 m，下寬2.5 m，高3.2 m；直吹管直徑0.2 m，長0.8 m，與本體夾角為8°.圖1 為該模擬的幾何網(wǎng)格劃分.

圖1 幾何網(wǎng)格劃分Fig.1 Geometric mesh division

1.8 模擬參數(shù)

本研究中模擬參數(shù)是基于某典型高爐的實際生產(chǎn)參數(shù)，具體如表1 和2 所列.

表1 煤粉粒徑分布Table 1 Particle size distribution of pulverized coal

表2 模擬計算參數(shù)Table 2 Simulation calculation parameters

2 研究方案

2.1 實驗方案

利用某典型高爐的實際噴吹參數(shù)，探究不同除塵灰噴吹量對于高爐內(nèi)溫度、煤氣流分布、煤粉燃盡率的影響.表3 列出了不同除塵灰噴吹量情況下，混合粉體（煤粉與除塵灰）的灰分、揮發(fā)份及固定碳的質(zhì)量分數(shù)變化情況.

表3 不同除塵灰噴吹量試樣的工業(yè)分析（質(zhì)量分數(shù)）Table 3 Industrial analysis of samples with different IBD proportions（mass fraction） %

鋼鐵生產(chǎn)過程中所產(chǎn)生的除塵灰主要包括燒結(jié)除塵灰、高爐除塵灰、轉(zhuǎn)爐除塵灰及電爐除塵灰.本模擬中使用的是某企業(yè)典型的高爐除塵灰，該除塵灰中鐵氧化物含量高、堿金屬含量較低，適合用于高爐噴吹，具體化學(xué)成分如表4 所列.

表4 除塵灰的化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)）Table 4 Chemical composition of IBD （mass fraction）%

2.2 模型驗證

采用煤粉燃燒實驗來驗證模型的準確性，使用的設(shè)備為立式煤粉燃燒爐.實驗裝置如圖2 所示：煤粉立式燃燒爐的發(fā)熱體為硅碳棒，爐管為高鋁管；爐底燃燒產(chǎn)物使用未燃燒煤粉收集器霧化裝置進行收集.根據(jù)模擬噴煤條件，設(shè)定煤比為140 kg／t，粉氣比為0.5 g／L，溫度為1 473 K.

圖2 噴煤設(shè)備及煤槍示意圖Fig.2 Coal injection equipment and coal lance diagram

燃盡率的測定采用灰分平衡法實現(xiàn)，具體見文獻［13］.由實驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比可知：當(dāng)未噴入除塵灰時，燃盡率的模擬值為70.50%，實驗值為68.64%；當(dāng)除塵灰噴吹量為6%時，燃盡率的模擬值為67.80%，實驗值為66.33%.燃盡率的實驗值與模擬值基本一致，經(jīng)計算相對誤差僅為2.40%.這說明兩者契合度較高，確保了該數(shù)學(xué)模型的準確性.

3 結(jié)果分析

3.1 除塵灰噴吹量對爐內(nèi)溫度分布的影響

在高爐煤粉與除塵灰混合噴吹的過程中，除塵灰噴吹量對爐內(nèi)溫度分布的影響如圖3 所示.由圖3 可知，隨著除塵灰噴吹量由0 增至10%，高爐內(nèi)溫度發(fā)生明顯的變化，高溫區(qū)呈縮小趨勢.這是因為除塵灰的固定碳質(zhì)量分數(shù)較低、灰分物質(zhì)較多，當(dāng)煤粉與除塵灰混合時，混合粉體中綜合灰分增多，固定碳和揮發(fā)分的質(zhì)量分數(shù)減少，使得發(fā)熱量降低，進而引起爐內(nèi)的最高溫度降低.當(dāng)未噴入除塵灰時，回旋區(qū)最高溫度為2 519 K.而當(dāng)除塵灰噴吹量為10%時，高爐最高溫度僅為2 389 K.通過計算可得，除塵灰噴吹量每增加1%，爐內(nèi)最高溫度平均降低13K.通常要求高爐煉鐵理論燃燒溫度不低于2 200 ℃（2 473 K）［14］，考慮到高爐冶煉的實際情況，故除塵灰的噴吹量不宜超過4%.

圖3 除塵灰噴吹量對爐內(nèi)溫度的影響Fig.3 Influence of ash injection amount on temperature in furnace

3.2 除塵灰噴吹量對爐內(nèi)CO 分布的影響

在高爐煤粉與除塵灰混合噴吹的過程中，除塵灰噴吹量對爐內(nèi)CO 分布的影響如圖4 所示.由圖4 可知：當(dāng)除塵灰噴吹量由0 增至10%時，爐內(nèi)CO 質(zhì)量分數(shù)開始逐漸降低.這主要是因為隨著除塵灰噴吹量的增加，混合粉體中固定碳的質(zhì)量分數(shù)相對減少，而碳元素減少就會引起爐內(nèi)CO 質(zhì)量分數(shù)的降低.混合粉體中每增加一定比例的除塵灰，固定碳和揮發(fā)分的質(zhì)量分數(shù)就會減少，進而導(dǎo)致高爐的溫度降低，這結(jié)果與圖4 中的溫度分布相一致.此外，由于碳的溶損反應(yīng)為吸熱反應(yīng)，爐內(nèi)溫度降低會不利于溶損反應(yīng)的正向進行，同樣能造成爐內(nèi)CO 質(zhì)量分數(shù)的降低.

圖4 除塵灰噴吹量對爐內(nèi)CO 分布的影響Fig.4 Influence of ash injection amount on CO distribution in furnace

3.3 除塵灰噴吹量對爐內(nèi)CO2 分布的影響

在高爐煤粉與除塵灰混合噴吹過程中，除塵灰噴吹量對爐內(nèi)CO2分布的影響如圖5 所示.由圖5 可知，沿水平方向，CO2質(zhì)量分數(shù)呈先增加后減少的趨勢.這是由于沿著水平方向，O2質(zhì)量分數(shù)逐漸減低，在距離風(fēng)口2 m 處消耗殆盡，所以在距離風(fēng)口2 m 處后CO2質(zhì)量分數(shù)也逐漸降低.隨著除塵灰噴吹量的增加，混合粉體中固定碳含量減少，這也使得爐內(nèi)CO2質(zhì)量分數(shù)呈下降趨勢.

圖5 除塵灰噴吹量對爐內(nèi)CO2 分布的影響Fig.5 Influence of ash injection amount on CO2 distribution in furnace

3.4 除塵灰噴吹量對煤粉燃盡率的影響

為了評價噴入粉體的燃燒特性，通常使用燃盡率來表征燃燒效率.燃盡率是根據(jù)灰分平衡法來定義的，其表達式如下所示：

式中：ma，0為初始灰分質(zhì)量分數(shù)；ma為某時刻灰分質(zhì)量分數(shù).

通過計算可以得出，隨著除塵灰噴吹量的增加，混合粉體的燃盡率逐漸下降.這是因為除塵灰的噴入使得混合粉體中灰分增多，而有效碳含量降低.當(dāng)除塵灰噴吹量為0，2%，4%，6%，8%，10%時，混合粉體的燃盡率分別為70.5%，69.1%，67.8%，66.1%，64.9%，63.1%.利用上述模型計算，在本研究條件下，每增加1%的除塵灰噴吹量，燃盡率就下降0.74%.而在高爐噴煤工藝中，通常要求煤粉的燃盡率應(yīng)不低于65%［14］，否則會造成未燃煤粉的堆積，影響高爐的透氣性.因此，從煤粉燃盡特性的角度分析，除塵灰噴吹量不宜超過6%.

3.5 混合粉體成分對燃盡率的影響

此外，本模型中也計算了混合粉體中灰分和揮發(fā)分的質(zhì)量分數(shù)對煤粉燃盡率的影響，具體結(jié)果如圖6 所示.由圖6 可知：混合粉體的燃盡率隨灰分質(zhì)量分數(shù)的增大而降低，但隨著揮發(fā)分質(zhì)量分數(shù)的增大而升高.這是由于除塵灰中灰分物質(zhì)較多，同時也闡明了除塵灰的增加引起燃盡率逐漸下降的原因.

圖6 混合粉體中組分對燃盡率的影響Fig.6 Influence of components on burnout rate of mixed powder

4 結(jié) 論

（1）隨著除塵灰噴吹量的增加，爐內(nèi)最高燃燒溫度降低.在鼓風(fēng)富氧率為3%、風(fēng)溫為1 473 K的條件下，當(dāng)除塵灰噴吹量由0 增至10%時，爐內(nèi)最高燃燒溫度由2 519 K降至2 389 K.除塵灰噴吹量的比例每增大1%，爐內(nèi)最高燃燒溫度平均降低13 K.考慮到高爐冶煉實際情況，除塵灰噴吹量不宜超過4%.

（2）CO 質(zhì)量分數(shù)在高爐中心部位達到最大值，而CO2質(zhì)量分數(shù)沿水平方向呈先增加后減少的趨勢.在鼓風(fēng)富氧率為3%、風(fēng)溫為1 473 K的條件下，隨著除塵灰噴吹量的由0 增至10%，爐內(nèi)CO 和CO2質(zhì)量分數(shù)均呈下降的趨勢.

（3）在煤塵混合噴吹過程中，隨著除塵灰噴吹量的增加，煤粉的燃盡率逐漸下降.在鼓風(fēng)富氧率為3%、風(fēng)溫為1 473 K的條件下，除塵灰噴吹量每增加1%，燃盡率下降0.74%.因此，考慮到高爐冶煉實際需要，應(yīng)在滿足高爐冶煉煤粉燃盡率的情況下確定除塵灰噴吹量.