燒結礦立式冷卻裝置氣固傳熱性能分析

黃連鋒,田付有,厲 青,范利武,俞自濤,武海云

（1.浙江大學熱工與動力系統研究所,浙江杭州310027；2.浙江華西鉑瑞重工有限公司,浙江杭州310030）

燒結礦立式冷卻裝置氣固傳熱性能分析

黃連鋒1,田付有1,厲 青2,范利武1,俞自濤1,武海云2

（1.浙江大學熱工與動力系統研究所,浙江杭州310027；2.浙江華西鉑瑞重工有限公司,浙江杭州310030）

為了分析燒結礦立式冷卻裝置的氣固傳熱性能,建立一維穩態模型對料層氣固傳熱進行計算,以回收的空氣熱量與空氣作為評判標準,比較不同工況下的余熱回收能力.采用數值迭代算法求解模型.結果表明,對于給定尺寸的燒結礦立式冷卻裝置和相同特性的燒結礦顆粒,燒結礦入口溫度每增加10℃,空氣值平均升高1.28 GJ／h；空氣入口溫度（環境溫度）每增加10℃,空氣值平均降低1.69 GJ／h；隨著氣料比從550到700 m3／t（標準狀況下）逐漸增加,空氣值增大至49.51 GJ／h后明顯減小.隨著空氣入口溫度的增加,最大空氣下降,對應的最佳氣料比卻升高；隨著燒結礦入口溫度的增加,最大空氣及對應的最佳氣料比均升高.研究結果為生產實際中在工況改變的情況下通過調節氣料比獲得最大余熱回收性能提供了參考.

燒結礦立式冷卻；余熱回收；氣固傳熱；分析

燒結過程余熱余能的回收利用,是未來鋼鐵工業節能的主要方向［1］.作為降低燒結工序能耗的重要途徑,提高燒結余熱的回收率引起了研究者的廣泛關注［2-3］.20世紀60年代Cotton［4］發明的環式燒結冷卻機,已廣泛應用于生產實際中.但存在著漏風率高,余熱資源回收品位低和余熱只能部分回收等難以克服的弊端［5］.通過借鑒干熄焦（采用惰性氣體將煉鐵紅焦降溫冷卻的熄焦方法）熱量回收的工藝流程,張立柱等［6-7］提出了燒結礦立式冷卻裝置.

對于環冷機的燒結余熱回收,國內外學者通過建立傳熱計算模型展開了研究.Tadayuki等［8］建立了二維填充床模型研究礦料與氣體間的傳熱特性,分析了燒結礦尺寸和初始溫度帶來的影響.Caputo等［9］采用一維非穩態計算模型對環冷機移動床的熱量回收進行了優化.鑒于燒結礦入口溫度和流速的不穩定性,Caputo等［10］基于二維非穩態氣固換熱模型提出了動態模擬方法對床層傳熱及熱量回收進行分析和優化設計.張欣等［11］的一維非穩態傳熱數學模型重點研究了操作參數和燒結礦特性參數對環冷機冷卻過程的影響.Zhang等［12］對影響環冷機的操作參數進行了分析,并采用正交試驗法進行了參數優化.Liu等［13］建立二維非穩態計算模型,對不同工況下環冷機的余熱回收進行能量分析和進一步的分析.

以上關于環冷機的研究集中在氣固換熱模型、參數對換熱性能的影響和回收熱量的分析3個方面.氣固傳熱模型一定程度上仍然適應于燒結礦立式冷卻裝置,但從本質上看,燒結礦立式冷卻過程是氣固移動床逆流換熱,各種操作參數對燒結礦立式冷卻裝置氣固換熱性能的影響仍亟待研究.在燒結礦立式冷卻裝置研究方面,董輝等［14］建立了一維穩態氣固換熱數值模型,通過分析方法得出氣料比和料層高度是影響料層氣固傳熱的主要因素.此外,董輝等［15］搭建了小型氣固換熱固定床實驗臺,對冷卻過程的基本規律進行了實驗研究.通過引入傳遞系數,董輝等［16］研究了冷卻風量對燒結床層密度的影響.

由于對燒結礦立式冷卻裝置的研究較少,同時燒結礦本身結構復雜,冷卻過程對冶金性能有諸多影響,目前還有諸多問題尚未解決.一些重要的操作參數（如冷卻空氣速度、空氣入口溫度等）和顆粒特性參數（如燒結礦粒度大小,孔隙不均勻性等）對傳熱過程的影響尚不完全清楚.燒結礦立式冷卻裝置余熱回收工藝過程中,裝置多數情況下處于穩態工況運行,同時燒結礦與空氣的溫度主要沿高度方向變化,徑向溫度變化梯度較小.本文在前人研究的基礎上,參考干熄焦研究方法［17］,通過合理簡化,建立一維穩態移動床氣固換熱模型,從回收熱量的“量”和“質”2個方面,采用分析方法進一步對入口燒結礦溫度、入口空氣溫度和入口空氣流量3個主要操作參數對燒結礦立式冷卻裝置氣固換熱性能的影響展開研究.

1 燒結礦立式冷卻換熱模型

1.1 物理模型

在燒結礦立式冷卻裝置中,燒結礦在預存段停留一段時間后,在重力作用下進入冷卻段并與向上運動的空氣進行逆流熱交換而冷卻,如圖1所示.為簡化換熱模型,作出以下假設：

1）空氣與燒結礦溫度沿徑向均勻分布,只考慮沿罐體高度方向的傳熱；

2）罐體內空氣為理想不可壓縮氣體,遵從理想氣體狀態方程；

3）燒結礦為各向同性的多孔介質；

4）忽略燒結礦顆粒之間的輻射熱效應與燒結礦內部導熱問題,忽略壁面熱損失；

5）罐體內的空氣流動為單向穩態非Darcy流,傳熱過程穩定.

圖1 燒結礦立式冷卻罐體模型Fig.1 Physical model of vertically-arranged sinter cooler

1.2 數學模型

根據熱平衡原理,罐體冷卻段氣固逆流換熱方程中包括氣相、固相進出口焓值變化和氣固兩相的對流傳熱（固相冷卻）,如下所示：

式中：Q為燒結礦與空氣的換熱量,W；tsi與tso分別為燒結礦的入口與出口溫度,℃；tgi與tgo分別為空氣的入口與出口溫度,℃；qm,s和qm,g分別為燒結礦與空氣的質量流量,kg／s；cp,s和cp,g分別為燒結礦與空氣換熱單元入口溫度下的比定壓熱容, J／（kg·℃）；A為換熱面積,m2；Δtm為對數平均溫差,℃,其表達式見式（4）；h為燒結礦與空氣之間的對流換熱系數,W／（m2·℃）,表達式［8］見式（5）.

式中：k為換熱單元入口溫度下空氣的導熱系數,W／（m·℃）；ε為燒結礦的有效孔隙率（床層相互連通的所有微小空隙總體積與床層外觀體積之比）；dp為燒結礦顆粒當量直徑,m；Pr為換熱單元入口溫度下空氣的普朗特數；Re為換熱單元平均雷諾數；μ為換熱單元入口溫度下的空氣動力黏度,kg／（m·s）；Aa為模型冷卻段截面積,m2.計算過程中空氣與燒結礦的熱物性參數隨換熱單元溫度的變化而改變.

空氣與燒結礦的換熱面積A計算公式如下［18］：

式中：Vc表示模型單元的體積,m3；φs為燒結礦的形狀因子,且0＜φs＜1.Hartma等［19］總結的形狀因子φs與有效孔隙率ε的關系為

余熱回收量Er用回收的空氣熱量Qr和回收的空氣EX來評判.由于空氣入口溫度即為環境溫度,回收的空氣熱量Qr以冷卻段整體為換熱單元采用式（1）計算,空氣的比定壓熱容采用進出口溫度平均比熱.回收的空氣采用如下公式計算［13］：

式中：EX為回收的空氣,GJ／h,Tgi與Tgo分別為空氣的入口與出口熱力學溫度,K.

1.3 求解方法

在罐體冷卻段,燒結礦與空氣的溫度變化范圍較大,其對應的熱物性參數變化范圍也較大.為準確計算燒結礦與空氣間的換熱,冷卻段沿高度方向均分成n個計算單元,如圖2所示.

圖2 燒結礦立式冷卻裝置冷卻段計算模型Fig.2 Computational model of sinter cooling section in a vertically-arranged sinter cooler

在計算模型中,燒結礦與空氣的入口溫度已知,其出口溫度均未知.為了準確計算燒結礦與空氣的出口溫度,求解步驟如下：

1）假設一個燒結礦出口溫度tso,1,計算出第一個計算單元的燒結礦入口溫度tsi,1與空氣出口溫度tgo,1；

2）如圖2所示,第i個計算單元的燒結礦入口溫度tsi,i與空氣出口溫度tgo,i分別作為第i＋1個計算單元的燒結礦出口溫度tso,i＋1與空氣入口溫度tgi,i＋1,沿著高度方向依次計算得到第n個單元的燒結礦入口溫度tsi,n與空氣出口溫度tgo,n；

3）若計算得到的燒結礦入口溫度tsi,n與實際燒結礦入口溫度tsi滿足

則計算完畢；否則,改變燒結礦出口假定溫度tso,1,直到計算的燒結礦入口溫度滿足式（10）.此時的燒結礦與空氣出口溫度即為所求值.

為了實現上述算法,氣固逆流換熱基本方程修正成以下格式［9］：

式中：M為過程參數,表達式如（14）所示：

1.4 模型驗證

驗證模型的正確性之前,首先驗證計算單元數無關性.由于燒結礦和空氣出口溫度是本文關注的主要物理量,以下選取空氣的出口溫度比較不同計算單元數（50～1 000）對結果的影響.

如圖3所示,隨著計算單元數的增加,空氣出口溫度逐漸趨于穩定.當單元數從500增加到1 000時,空氣出口溫度的增幅小于0.02%.綜合考慮計算時間與計算精度,選取單元數n＝500進行計算.

圖3 空氣出口溫度隨計算單元數的變化Fig.3 Air outlet temperature at different element numbers

目前燒結礦立式冷卻裝置仍處于研究階段,全面、準確的實驗數據無法獲取.鑒于干熄爐和燒結礦立式冷卻裝置同屬顆粒余熱回收中的移動床氣固逆流換熱方式,兩者的區別在于顆粒的密度、粒度分布、導熱系數和比熱等顆粒特性、裝置結構參數以及氣固傳熱的溫區不同.本文采用寶鋼三期干熄爐較低負荷工況（工況1）和典型運行工況（工況2）實驗數據進行模型驗證.通過對干熄焦參數調研［17,20-21］,干熄爐焦炭參數和主要設計參數如表1所示.

表1 75 t/h干熄爐焦炭參數和主要設計參數Tab.1 Coke parameters and main design parameters of 75 t／h coke dry quenching furnace

計算得到的冷焦出口溫度和循環氣體出口溫度計算值與實測值［21］的比較見表2.可以看出,計算值與實測值的最大誤差在13%左右,說明兩者吻合較好,這驗證了所建立模型的正確性與可靠性.

表2 75 t/h干熄爐溫度的計算值與實測值［21］比較Tab.2 Comparison of calculated and measured temperatures in 75t／h coke dry quenching furnace

2 裝置設計參數與物性測量

2.1 燒結礦立式冷卻裝置設計參數

如表3所示為燒結礦立式冷卻裝置設計參數,根據工藝要求,燒結礦出口溫度低于180℃,空氣出口溫度高于500℃.表中空氣體積流量均指標準狀況下（p＝101.325 k Pa,t＝0℃）的空氣體積流量.

表3 燒結礦立式冷卻裝置設計參數Tab.3 Parameters of vertically-arranged sinter coolers

2.2 燒結礦物性測量

2.2.1 燒結礦粒徑與密度測量 由于燒結礦粒度分布范圍較大,根據標準JB／T9014.3－1999［22］對燒結礦篩分后按下式計算當量粒徑：

式中：dp,i和ωi分別為不同篩分粒度下對應的平均粒徑與質量分數.表觀密度采用溢水法（阿基米德定律測體積法）［23］測量,堆積（容積）密度根據GB／T 14202－93［24］進行測量,有效孔隙率的計算公式為

式中：ρb為燒結礦堆積密度,kg／m3；ρa為燒結礦表觀密度,kg／m3.得到燒結礦參數如表4所示.

表4 燒結礦測量參數Tab.4 The measured sinter parameters

2.2.2 燒結礦比定壓熱容 由于成分的不確定性與結構的復雜性,燒結礦的比定壓熱容目前還沒有通用的圖表可以查詢.Tadayuki等［8］計算傳熱模型時假設燒結礦比定壓熱容恒定,其值為920 J／（kg·℃）.羅遠秋［25］采用的燒結礦比定壓熱容隨溫度而變化,但未注明測量方法與手段.

鑒于文獻中對燒結礦比定壓熱容的取值差別較大,為了更好地確定燒結礦比定壓熱容,通過差示掃描量熱儀（NETZSCH DSC 200 F3）對其進行測試.該儀器的溫度為－170～600℃,靈敏度為0.1μW,通過液氮冷卻使升／降溫速率可達100℃／min.該實驗過程均是在高純氮氣的氣氛下進行,吹掃氣流量為20 m L／min,保護氣流量為60 m L／min.測量所用柑堝是NETZSCH的25μL鋁制柑堝.實驗中稱量所用分析電子天平（OHAUS DV 215 CD）的精度為0.01 mg.對每個試樣均稱取（10±1）mg的樣品密封在鋁制柑堝.

鑒于實驗中的燒結礦在高溫下（＞200℃）出現氣體揮發現象,所以只能測到最高200℃對應的比定壓熱容.對于試樣的DSC測試過程是：首先以10℃／min的速率將已密封的柑堝從室溫升至50℃,并恒溫8 min消除熱歷史.然后以10℃／min的速率將樣品升溫到200℃,并恒溫10 min.為了檢驗測試結果的可重復性,每個試樣均制備3個柑堝樣品進行DSC測試.得到的比定壓熱容擬合公式如下：

式中：ts指燒結礦溫度,℃.擬合公式關聯系數為0.993 3.

在本文研究中所考慮參與換熱的燒結礦最高溫度為700℃,而所測比定壓熱容對應的最高溫度僅為200℃,故對于式（17）的適用范圍需進行拓展.如圖4所示,擬合公式所得燒結礦比定壓熱容在700℃左右的高溫區域與文獻［8］和［25］中所采用的值較為吻合,說明通過該式進行外插計算得到的高溫區域比定壓熱容值具有較好的可信度.因此,在本文的計算中不同溫度下的燒結礦比定壓熱容均采用式（17）所預測得到的值.

圖4 燒結礦比定壓熱容的比較Fig.4 Comparison of specific heat of sinter

3 結果分析與討論

由于燒結過程受眾多因素影響,因此進入冷卻罐體的燒結礦溫度并不恒定.另外,由于天氣的影響,空氣入口溫度也會有所變化,而氣料比是冷卻過程中主要的調節參數.以下的分析中將分別討論燒結礦入口溫度、空氣入口溫度和氣料比等因素對氣固逆流傳熱的影響.不同影響因素下參數變化情況匯總如表5所示.

表5 不同影響因素下參數變化表Tab.5 The parameters at different influencing factors

3.1 燒結礦入口溫度的影響

在空氣入口溫度tgi＝30℃,氣料比為674 m3／t,燒結礦入口溫度tsi分別為600、650和700℃條件下得到的空氣溫度沿冷卻段高度H的變化如圖5所示.從圖中可以看出,隨著燒結礦入口溫度的增加,空氣出口溫度逐漸升高.不同燒結礦入口溫度下空氣溫度沿高度方向的差值越來越大,這主要是燒結礦入口溫度對氣固換熱的影響在空氣升溫過程中產生的累積效應在出口發展到最大,而且空氣出口處不同工況燒結礦溫度的差值較大的緣故.當燒結礦入口溫度由600℃升高到700℃時,空氣出口溫度由522.5℃升高到615.7℃,提升了17.84%,燒結礦入口溫度每升高10℃,空氣出口溫度平均升高9.32℃.

圖5 不同燒結礦入口溫度下空氣溫度隨冷卻段高度的變化Fig.5 Air temperature along the height of sinter cooling section at different sinter inlet temperatures

圖6 回收的空氣熱量與空氣隨燒結礦入口溫度的變化Fig.6 Air heat utilization and exergy at different sinter inlet temperatures

因此,在燒結礦立式冷卻裝置燒結礦入口溫度發生上升變化的情況下,余熱回收量提高.

3.2 空氣入口溫度的影響

如圖7所示為燒結礦入口溫度為650℃,氣料比為674 m3／t,空氣入口溫度分別為15、25和35℃的條件下得到的空氣溫度隨冷卻段高度的變化圖.從圖中可以看出,隨著空氣入口溫度的增加,空氣出口溫度逐漸上升,但變化不大,空氣進口溫度從15℃升高到35℃時,空氣出口溫度從564.2℃升高到570.8℃,升高了1.17%,空氣入口溫度每升高10℃,空氣出口溫度平均升高3.30℃.

圖7 不同空氣入口溫度下空氣溫度隨冷卻段高度變化Fig.7 Air temperature along the height of sinter cooling section at different air inlet temperatures

圖8 回收的空氣熱量與空氣隨空氣入口溫度變化Fig.8 Air heat recovered and air exergy at different air inlet temperatures

因此,適當引入補充溫度較低的空氣,可以提高余熱回收量.

3.3 氣料比的影響

圖9 氣料比的影響Fig.9 Effect of ratio of air flow rate to sinter flow rate

如圖9所示為空氣入口溫度為30℃,燒結礦入口溫度為650℃條件下得到的燒結礦和空氣出口溫度以及回收的空氣熱量、空氣隨氣料比的變化.氣料比（用γ表示）是指空氣體積流量與燒結礦質量流量的比值.這里保持燒結礦質量流量230 t／h不變,通過調節空氣體積流量改變氣料比.

從圖9可以看出,隨著氣料比從550到700 m3／t逐漸增加,燒結礦出口溫度從81.1℃下降至40.1℃（對應氣料比為605 m3／t）后緩慢下降,而空氣出口溫度從643.6℃下降到549.5℃.這是因為氣料比的增加提高了燒結礦與空氣的對流換熱能力,降低了燒結礦與空氣的出口溫度.當氣料比增加到605 m3／t后繼續增加時,燒結礦的溫度較快地降低到40.1℃后緩慢下降,回收的空氣熱量達到極限值120.2 GJ／h微有下降,但空氣的出口溫度隨著流量的增加而降低,導致回收的空氣則在達到峰值49.51 GJ／h后明顯減小.因此,從回收的空氣角度分析,對于每一種工況都存在著最佳氣料比,使余熱回收能力達到最高,以下對不同工況下的最佳氣料比變化規律展開研究.

如表6所示為較低、平均和較高燒結礦入口溫度（600、650、700℃）以及較低、平均和較高空氣入口溫度（15、25、35℃）組成的5種典型工況下的參數,如圖10所示為這5種工況下不同氣料比回收的空氣的變化.比較1、2、3工況可知,隨著空氣入口溫度從15℃增加到35℃,回收的最大空氣從52.37 GJ／h下降到48.57 GJ／h,減小了7.26%,最大空氣值對應的最佳氣料比卻會從600 m3／t升高到610 m3／t（如圖10箭頭Ⅰ所示）.比較2、4、5工況可知,隨著燒結礦入口溫度從600℃增加到700℃,回收的最大空氣從44.09 GJ／h上升到57.07 GJ／h,增加了29.44%,最大空氣對應的最佳氣料比從600 m3／t升高到610 m3／t（如圖10箭頭Ⅱ所示）.燒結礦入口溫度對最大空氣的影響（增加29.44%）大于空氣入口溫度的影響（減小7.26%）.

表6 不同工況下的參數Tab.6 The parameters of different conditions

4 結 論

（1）對于給定尺寸的燒結礦立式冷卻裝置,當燒結礦處理量和燒結礦顆粒特性一定時,單位溫度增幅（10℃）下,空氣入口溫度比燒結礦入口溫度的影響大；但由于燒結礦入口溫度變化范圍至少有100℃,空氣入口溫度變化只有20℃,燒結礦入口溫度變化的整體影響卻比空氣入口溫度大；隨著氣料比從550到700 m3／t逐漸增加,回收的空氣熱量達到極限值120.2 GJ／h微有下降,回收的空氣則在達到峰值49.51 GJ／h后明顯減小；

圖10 不同工況下最大空氣變化Fig.10 Maximum air exergy at different operating conditions

（3）對空氣入口溫度、燒結礦入口溫度和氣料比三者對回收熱量和回收綜合分析表明,在不同的燒結礦入口溫度和空氣入口溫度下,可以通過調節氣料比達到最佳氣固換熱性能,回收最大空氣.研究結果為生產實際中在工況改變的情況下調節氣料比達到最佳氣固傳熱性能提供了參考.但顆粒特性對燒結礦立式冷卻裝置氣固換熱性能的影響需要進一步研究.另外,氣流通過燒結礦料層的阻力和傳熱特性需要通過實驗得到適用性好的關聯式.

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Analysis of gas-solid heat transfer performance in vertically-arranged sinter coolers

HUANG Lian-feng1,TIAN Fu-you1,LI Qing2,FAN Li-wu1,YU Zi-tao1,WU Hai-yun2
（1.Institute of Thermal Science and Power Systems,Zhejiang University,Hangzhou 310027,China；2.Zhejiang CWPC and BR Heavy Industry Co.,Ltd,Hangzhou 310030,China）

In order to analyze the gas-solid heat transfer performance in vertically-arranged sinter coolers,a one-dimensional steady-state model was established to evaluate the gas-solid heat transfer in a sinter bed.The amounts of energy and exergy recovered were used as the criteria to compare the waste heat recovery ability under different operating conditions.The model was solved numerically by an iterative algorithm.The results indicate that,when the size of vertically-arranged sinter coolers and the sinter particle parameters are given,the average air exergy increase is 1.28 GJ／h for each 10℃increase of the sinter inlet temperature；whereas it decreases by 1.69 GJ／h for each 10℃increase of the air inlet temperature（ambient temperature）.With the gas-to-sinter flow rate ratio being increased from 550 to 700 m3／t（at standard temperature and pressure）,the air exergy first increases toup to 49.51 GJ／h,followed by a sudden drop.Increasing the air inlet temperature leads to a drop of the maximum air exergy,while the corresponding optimal flow rate ratio increases.However,both the maximum air exergy and its corresponding optimal flow rate ratio increase with raising the sinter inlet temperature.The results presented may serve as a reference to maximize waste heat recovery in industrial practice by adjusting the flow rate ratio.

vertically-arranged sinter coolers；waste heat recovery；gas-solid heat transfer；exergy analysis

俞自濤,男,教授.E-mail：yuzitao＠zju.edu.cn

TK 124

A

1008-973X（2015）05-0916-08

10.3785／j.issn.1008-973X.2015.05.015

2014-04-15. 浙江大學學報（工學版）網址：www.journals.zju.edu.cn／eng

浙江鉑瑞能源環境工程有限公司科學技術項目（H20131352）.

黃連鋒（1990－）,男,碩士生,從事余熱利用技術研究.E-mail：wanglitou2＠zju.edu.cn