干熄焦?fàn)t內(nèi)三維流動及傳熱的數(shù)值模擬

常慶明，靳振偉，程平平，李亞偉，董良君

(1.武漢科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院，湖北 武漢，430081；2.宜興市丁山耐火器材有限公司,江蘇 宜興，214221)

與傳統(tǒng)濕法熄焦(CWQ)相比，干法熄焦(CDQ)具有冷卻焦炭效果好、環(huán)境污染少和冷卻焦炭強(qiáng)度高等優(yōu)點而在國內(nèi)外得到廣泛的應(yīng)用[1]，其中，循環(huán)氣體在焦?fàn)t內(nèi)的流動及其與焦炭之間的換熱是干熄焦技術(shù)的關(guān)鍵，也是近年來研究的熱點。劉華飛等[2-3]通過對二維干熄焦?fàn)t內(nèi)氣體流動和傳熱的研究，認(rèn)為焦炭粒度分布不均是造成氣體速度和氣固溫度偏析的主要原因，加大循環(huán)風(fēng)量可以提高焦炭的冷卻速度，但沒有考慮循環(huán)氣體在斜道和環(huán)形氣道的流動情況以及加大循環(huán)風(fēng)量對氣體出口處氣體溫度的影響。循環(huán)風(fēng)量是影響氣體和焦炭換熱的關(guān)鍵因素，循環(huán)風(fēng)量過大，焦炭出口處氣體溫度過低，不能有效地用于供暖或發(fā)電；循環(huán)風(fēng)量過小，則焦炭出口處氣體溫度過高，難以滿足排焦的冷卻要求。為此，本文以Fluent軟件為平臺，通過流體在多孔介質(zhì)的流動模型來處理冷卻氣體在干熄焦?fàn)t內(nèi)的三維流動，建立干熄焦?fàn)t內(nèi)冷卻氣體在焦炭中的流動及其傳熱模型，并分析了循環(huán)風(fēng)量對氣固換熱的影響，以期為干熄焦?fàn)t生產(chǎn)的維護(hù)和生產(chǎn)效率的提高提供依據(jù)。

1 模型的建立

1.1 物理模型

圖1為干熄焦?fàn)t殼和爐膛流體區(qū)域的幾何模型，其具體外形尺寸如下：冷卻室高度為7.4308 m、冷卻室直徑為8.9 m、斜道高度為2.704 m、環(huán)形氣道高度為4.341 m、預(yù)存室高度為7.39 m和預(yù)存室直徑為7.94 m。為了考察干熄焦?fàn)t內(nèi)循環(huán)氣體流動及其與焦炭之間的換熱，忽略了氣體入口復(fù)雜的中心風(fēng)帽區(qū)。其中，高溫焦炭從焦?fàn)t頂部進(jìn)入，經(jīng)過冷卻后從焦?fàn)t底部排出；冷惰性氣體從焦?fàn)t底部進(jìn)入，經(jīng)過換熱升溫后，從環(huán)形氣道的出口排出。

(a)爐殼

(b)爐膛流體域

由于干熄焦?fàn)t內(nèi)焦炭間空隙數(shù)量較多，孔徑較小，形狀不規(guī)則，氣體在這種孔徑中的流動和傳熱比較復(fù)雜，難以進(jìn)行數(shù)學(xué)描述和數(shù)值計算，因此，對其進(jìn)行平均化或統(tǒng)計化處理比較有效。在這種情況下，將焦炭看作多孔介質(zhì)，惰性氣體通過焦炭的過程看作流體通過焦炭的多孔介質(zhì)。故作如下假設(shè)：①焦?fàn)t內(nèi)焦炭為各向同性的多孔介質(zhì)，不考慮焦炭本身的多孔性及高溫變形；②焦?fàn)t內(nèi)焦炭的粒徑為均勻分布；③焦炭顆粒內(nèi)外溫度一致，顆粒內(nèi)部無溫度梯度；④忽略輻射傳熱，只考慮導(dǎo)熱和對流傳熱，并假設(shè)焦炭和惰性氣體在換熱過程中不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。

1.2 數(shù)學(xué)模型

干熄焦?fàn)t內(nèi)循環(huán)氣體自下向上運(yùn)動、焦炭自上向下運(yùn)動，兩者在逆向運(yùn)動中完成熄焦。這個過程可看作氣體在焦炭顆粒組成的多孔介質(zhì)移動床中強(qiáng)迫對流換熱。根據(jù)Darcy-Brinkman-Forchheimer模型[4]，得到干熄焦?fàn)t內(nèi)循環(huán)氣體流動及其與焦炭換熱的控制方程。氣體和焦炭的連續(xù)性方程采用標(biāo)準(zhǔn)的連續(xù)性方程，動量方程則需要考慮多孔介質(zhì)對流體黏性和慣性的影響，在標(biāo)準(zhǔn)動量方程的基礎(chǔ)之上添加一個源項Si，Si由黏性損失項和慣性損失項兩部分組成。

對于均勻的多孔介質(zhì)，其源項表述式為[5]

(1)

根據(jù)Ergun方程[6]，計算其多孔介質(zhì)黏性阻力系數(shù)(1/α)和內(nèi)部阻力系數(shù)(C2)：

(2)

(3)

而焦炭的多孔介質(zhì)能量方程為

(ρsCsVs)Ts=(1-ε)·

(λsTs)-hv(Ts-Tf)

(4)

其惰性氣體能量方程為

(ρfCfVf)Tf=ε·

(λfTf)+hv(Ts-Tf)

(5)

氣體對焦炭的容積對流換熱系數(shù)hv采用Kitaev公式[7]計算，其表達(dá)式分別為

(6)

(7)

式(1)～式(7)中：Sf為冷卻氣體動量源項，m/s；μf為冷卻氣體黏性系數(shù)，Pa·s；Vf為冷卻氣體速度矢量，m/s；|Vf|為冷卻氣體速度矢量的大小，m/s；ρf為冷卻氣體的密度，kg/m3；Cf為冷卻氣體比熱容，J/(kg·K)；λf為冷卻氣體導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Tf為冷卻氣體溫度，K；ε為焦炭孔隙率；dp為焦炭當(dāng)量直徑，m；ρs為焦炭密度，kg/m3；Vs為焦炭速度，m/s；Cs為焦炭比熱容，J/(kg·K)；λs為焦炭導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Ts為焦炭溫度，K；下標(biāo)f和s分別為流體和固體。具體的熱物性參數(shù)如表1所示。

表1 材料的熱物性參數(shù)

1.3 邊界條件

干熄焦?fàn)t由冷卻室、預(yù)存室、爐頂、斜道和環(huán)形氣道5部分組成。其中，冷卻室、預(yù)存室、爐頂為多孔介質(zhì)域；冷卻室、預(yù)存室、爐頂、斜道和環(huán)形氣道為流體域。氣體入口采用速度入口的邊界條件，出口采用壓力出口的邊界條件；焦炭入口速度由每次裝焦量和裝焦周期計算來確定，入口焦炭溫度為倒入焦的溫度；焦炭出口與氣體入口共面，此處焦炭的熱通量為0；計算域中對應(yīng)模型的壁面設(shè)置為Wall。

1.4 工藝參數(shù)

以某鋼鐵廠140 t/h干熄焦?fàn)t的工藝參數(shù)為基本數(shù)據(jù)，對干熄焦?fàn)t內(nèi)氣體的流動和氣體與焦炭之間的對流換熱進(jìn)行數(shù)值模擬，其工藝參數(shù)如下：循環(huán)風(fēng)量為180 000 m3/h；進(jìn)口氣體溫度為390 K；焦炭處理能力為140 t/h；裝焦溫度為1273 K；焦炭堆密度為509.6 kg/m3；焦炭當(dāng)量直徑為0.0614 m；孔隙率為0.525。

2 結(jié)果與分析

2.1 焦?fàn)t內(nèi)流場的分析

圖2為冷卻氣體在干熄焦?fàn)t內(nèi)流動過程的計算結(jié)果。由圖2(a)可看出，氣體從干熄焦?fàn)t底部進(jìn)入爐膛冷卻室后，絕大部分在斜道附近改變流動方向，通過斜道進(jìn)入環(huán)形氣道并最終從出口流出，少量的氣體進(jìn)入了預(yù)存室和爐頂內(nèi)。由圖2(b)可看出，氣體在冷卻室的速度分布比較均勻，周邊速度比中心速度稍快；預(yù)存室和爐頂內(nèi)氣體速度幾乎為0，表明此處氣體不發(fā)生流動；而在斜道和環(huán)形氣道內(nèi)氣體流速卻明顯加快。干熄焦?fàn)t的斜道設(shè)置在焦?fàn)t的周邊，氣體需要通過斜道進(jìn)入環(huán)形氣道才能從出口排出，必須先向周邊運(yùn)動，從而使冷卻室內(nèi)周邊速度稍快；而斜道進(jìn)口處面積相對較小，故進(jìn)入斜道后氣體速度明顯加快。由圖2(c)可看出，冷卻室氣體在通過斜道進(jìn)入環(huán)形氣道時有偏流現(xiàn)象，即靠近總出口附近的斜道有更多的氣體流出，該處氣體流速更快。由于循環(huán)氣體中夾帶著焦粉，氣體流速越快，焦粉對斜道中的牛腿沖刷力就越大。因此，斜道中靠近總出口的牛腿總是比遠(yuǎn)離總出口的牛腿更容易損壞，這與現(xiàn)實中的使用情況相符。由圖2(d)可看出，氣體在冷卻室內(nèi)的壓強(qiáng)逐漸降低，越靠近斜道，其壓強(qiáng)就越低；在預(yù)存室和爐頂內(nèi)氣體壓強(qiáng)沒有變化；在斜道和環(huán)形氣道內(nèi)壓強(qiáng)最低。氣體在冷卻室內(nèi)流動過程中受到焦炭的阻礙，使氣體的壓強(qiáng)逐漸降低；預(yù)存室和爐頂內(nèi)氣體幾乎不流動，其壓強(qiáng)不發(fā)生變化；而斜道和環(huán)形氣道內(nèi)的壓強(qiáng)最低，卻有利于氣體從斜道和環(huán)形氣道內(nèi)排出。

(a)氣體在爐內(nèi)流動跡線

(b)截面z=0 m處的速度分布

(c)氣體在爐內(nèi)速度分布

(d)截面z=0 m處壓力分布

2.2 焦?fàn)t內(nèi)氣固換熱的溫度場分析

圖3為干熄焦?fàn)t中心縱截面(z=0 m)處的氣體和焦炭換熱后的溫度場分布。由圖3(a)可看出，焦炭和氣體經(jīng)過充分對流換熱達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，同一位置焦炭和氣體的溫度不同，并且焦炭的溫度高于氣體的溫度；冷卻室內(nèi)周邊的換熱效果比中心的換熱效果要好；經(jīng)過換熱后出口處氣體溫度在1130～1200 K之間，冷卻室底部焦炭溫度在500 K以下，這與實際情況相符。由圖3(b)可看出，冷卻室內(nèi)周邊氣體速度比中心氣體速度快，從而使周邊換熱效果比中心換熱效果要好。

(a)氣體溫度分布

(b)焦炭溫度分布

循環(huán)風(fēng)量是影響焦炭和氣體換熱的主要因素，通過模擬不同循環(huán)風(fēng)量對焦炭和氣體換熱的影響，找到最合適的循環(huán)風(fēng)量。先在冷卻室的底部、中部和頂部分別取a點、b點和c點以及在預(yù)存室內(nèi)取d點、氣體出口處取e點和焦炭出口處取f點(見圖1(b))，然后通入不同的循環(huán)風(fēng)量(140 000～240 000 m3/h)，考察a、b、c、d四點處焦炭和氣體溫度的變化、e點處氣體溫度的變化以及f點處焦炭溫度的變化。

圖4為循環(huán)風(fēng)量對氣體溫度的影響，圖5為循環(huán)風(fēng)量對焦炭溫度的影響。由圖4、圖5可看出，冷卻室內(nèi)氣體和焦炭的溫度隨著循環(huán)風(fēng)量的增加而降低，而預(yù)存室內(nèi)氣體和焦炭的溫度沒有發(fā)生變化；冷卻室內(nèi)氣體溫度總是低于焦炭溫度；氣體出口處氣體溫度和焦炭出口處焦炭溫度隨著循環(huán)風(fēng)量的增加而降低。增加循環(huán)風(fēng)量，相當(dāng)于單位時間內(nèi)通入了更多的冷卻氣體，氣體的冷卻能力增強(qiáng)，換熱后焦炭溫度必然降低；而焦?fàn)t內(nèi)焦炭熱量一定，故排出氣體溫度有所下降。由于經(jīng)過換熱后的氣體通常用于供暖或發(fā)電，一般要求換熱后氣體具有高品位的熱量，溫度不低于1083K。循環(huán)風(fēng)量過小，如140 000 m3/h，盡管換熱后的循環(huán)氣體溫度可達(dá)1260 K, 但由于風(fēng)量小，焦炭出口處焦炭溫度高達(dá)593K, 其溫度卻滿足不了焦炭的冷卻要求；循環(huán)風(fēng)量過大，如240 000 m3/h，焦炭出口處的溫度為406 K，但出口處氣體溫度只有992 K，因此循環(huán)風(fēng)量既不能過大，也不能太小。在本研究條件下，循環(huán)風(fēng)量為200 000 m3/h時，換熱后的循環(huán)氣體溫度為1101 K, 焦炭溫度為439 K, 這不僅滿足了焦炭的冷卻要求，而且還能提供用于供暖或發(fā)電的高品位熱量的循環(huán)氣體。

圖4 循環(huán)風(fēng)量對氣體溫度的影響

圖5 循環(huán)風(fēng)量對焦炭溫度的影響

3 結(jié)論

(1)氣體在斜道和環(huán)形氣道內(nèi)的流速較快，而冷卻室內(nèi)的流速較慢；冷卻室內(nèi)的氣體在通過斜道進(jìn)入環(huán)形氣道時有偏流現(xiàn)象，即靠近總出口附近的斜道有更多的氣體流出。

(2) 氣體的壓力損失主要發(fā)生在冷卻室，而預(yù)存室、爐頂、斜道和環(huán)形氣道內(nèi)壓力變化不大，并且斜道和環(huán)形氣道內(nèi)的壓力最小。焦炭和氣體經(jīng)過充分對流換熱達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，冷卻室周邊的換熱效果比中心的換熱效果要好。

(3)通過模擬計算發(fā)現(xiàn)，循環(huán)風(fēng)量為200 000 m3/h時，換熱后的循環(huán)氣體溫度為1101 K, 焦炭溫度為439 K，這不僅滿足了焦炭的冷卻要求，而且還能提供用于供暖或發(fā)電的高品位熱量循環(huán)氣體。

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