煙氣循環(huán)燒結(jié)的數(shù)值仿真

張小輝，張家元，田萬一, ，鄭敏，周孑民，王華

(1. 昆明理工大學(xué) 冶金與能源工程學(xué)院，冶金節(jié)能減排教育部工程研究中心，云南 昆明，650093；2. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長沙，410083；3. 中冶長天國際工程有限公司，湖南 長沙，410007)

在我國鋼鐵行業(yè)內(nèi)，鐵礦石燒結(jié)過程的能源消耗僅次于煉鐵和軋鋼，居第三位[1]，SO2排放量占排放總量的40%～60%[2]。對(duì)于鐵礦石燒結(jié)過程產(chǎn)生的煙氣，常規(guī)的處理方法是將所有煙氣匯合于大煙道進(jìn)入脫硫系統(tǒng)然后排出。從整體上來看，燒結(jié)煙氣具有平均溫度相對(duì)較低、煙氣量大、SO2含量低的特點(diǎn)；而從排放過程來看，煙氣溫度、組成及含量隨燒結(jié)進(jìn)程不斷變化。因此，針對(duì)燒結(jié)過程煙氣產(chǎn)生的特點(diǎn)，對(duì)各部分煙氣在綜合分析的基礎(chǔ)上加以循環(huán)利用，對(duì)鐵礦石燒結(jié)和鋼鐵行業(yè)的節(jié)能減排具有重要的意義。Ikehara等[3]通過對(duì)新日鐵戶佃3 號(hào)燒結(jié)機(jī)煙氣循環(huán)燒結(jié)的改造，對(duì)比改造前后煙氣排放溫度、成分的變化、操作過程變化以及燒結(jié)成品礦的質(zhì)量變化，發(fā)現(xiàn)在煙氣循環(huán)量為25%時(shí)，成品礦質(zhì)量、產(chǎn)量差異較小，煙氣循環(huán)使用降低了煙氣排放量和脫硫處理量。Jiang 等[4]以SO2的富集和減量排放為目標(biāo)，通過人工配氣的方式模擬了煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝，對(duì)煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝的原理及技術(shù)參數(shù)進(jìn)行了研究；李光輝等[5]在實(shí)驗(yàn)室條件下，通過模擬煙氣循環(huán)燒結(jié)，對(duì)燒結(jié)礦產(chǎn)、質(zhì)量指標(biāo)及煙氣中SO2排放規(guī)律進(jìn)行了研究，結(jié)果表明煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝相對(duì)于常規(guī)工藝降低了煙氣排放量，實(shí)現(xiàn)了SO2的富集。以上學(xué)者對(duì)煙氣循環(huán)燒結(jié)的研究主要基于實(shí)驗(yàn)室條件下的人工配氣來實(shí)現(xiàn)，配氣的溫度與實(shí)際煙氣溫度有差距，且實(shí)際燒結(jié)過程中產(chǎn)生的煙氣組成及含量不固定，一些氣體如O2等的含量達(dá)不到燒結(jié)所必須的含量要求。因此，掌握燒結(jié)過程煙氣溫度和成分含量的變化情況，結(jié)合燒結(jié)過程余熱利用和減量排放的目的進(jìn)行有針對(duì)性的改進(jìn)燒結(jié)工藝，是燒結(jié)工藝改進(jìn)的主要途徑。本文作者通過對(duì)燒結(jié)過程熱質(zhì)傳輸機(jī)理的研究，建立燒結(jié)過程三維仿真模型；利用CFD 軟件FLUENT 對(duì)某鋼鐵企業(yè)燒結(jié)機(jī)常規(guī)燒結(jié)過程進(jìn)行數(shù)值模擬，根據(jù)煙氣余熱利用和減量排放側(cè)重點(diǎn)的不同提出相應(yīng)的循環(huán)燒結(jié)方案，通過對(duì)燒結(jié)過程的影響和節(jié)能減排的對(duì)比來探討和研究煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝對(duì)常規(guī)燒結(jié)工藝的改善作用。

1 模型的建立

燒結(jié)過程中的熱質(zhì)傳輸以流動(dòng)為基礎(chǔ)，同時(shí)又相互耦合。

1.1 動(dòng)量方程的修正

將燒結(jié)料層視為均勻的多孔介質(zhì)[6]，在此條件下，動(dòng)量方程需要增加一個(gè)源項(xiàng)來描述氣體流動(dòng)過程中的黏性和慣性損失，該源項(xiàng)為

其中：D 和C 為給定矩陣；vmag為速度絕對(duì)值。

將式(1)與Ergun 方程[7]相結(jié)合，可得到黏性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)的計(jì)算式：

1.2 能量方程

鐵礦燒結(jié)過程氣體、料層溫度不等，處于局部非熱力學(xué)平衡狀態(tài)，始終存在著氣、固傳熱過程，因此，需要對(duì)氣、固分別建立能量方程，將固相骨架和氣體視為2 種不同的連續(xù)介質(zhì)，在任意坐標(biāo)以及相應(yīng)的單元格內(nèi)，定義2 個(gè)體平均溫度：固相Ts和流體相Tf，分別表征同一特征單元格內(nèi)每相的熱狀態(tài)，相應(yīng)的能量方程[8-9]如下。

固相：

氣相：

其中：φ 為料層孔隙率；q 為內(nèi)熱源所產(chǎn)生的單位體積熱量；Sr為反應(yīng)熱；hv為氣、固間體傳熱系數(shù)，采用Achenbach 準(zhǔn)則關(guān)系式計(jì)算[10]。

其中：dp為混合料顆粒當(dāng)量直徑。

1.3 組分傳輸過程

采用基于容積的通用有限速率模型計(jì)算鐵礦燒結(jié)的組分傳輸過程。燒結(jié)過程的物理、化學(xué)反應(yīng)較多，機(jī)理較復(fù)雜，對(duì)于反應(yīng)速率的計(jì)算，以化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)方程為基礎(chǔ)，采用有限速率/渦耗散的湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用模型以及運(yùn)用FLUENT 的UDF(用戶自定義函數(shù))功能定義組分輸運(yùn)方程源項(xiàng)相結(jié)合的方法。

鐵礦燒結(jié)過程所發(fā)生的主要物理化學(xué)反應(yīng)有：水分的蒸發(fā)和冷凝，硫化物的氧化，碳的燃燒，碳酸鹽分解，鐵氧化物的還原、氧化，鐵礦石的融化及凝固等。

1.3.1 水分傳輸過程

以氣體邊界層質(zhì)量傳輸速率rR來判斷水分的運(yùn)輸狀態(tài)(蒸發(fā)或冷凝)[11]。

其中：kw為H2O(g)傳質(zhì)系數(shù)；ab為料層比表面積；psat為顆粒表面飽和蒸氣壓；pH2O為水蒸氣分壓。

當(dāng)rR＜0 時(shí)，水蒸氣冷凝，冷凝速率rH2O=rR；

當(dāng)rR＞0 時(shí)，水分蒸發(fā)，利用二階段模型[12]求解。

第一階段，恒速蒸發(fā)，蒸發(fā)速率rH2O=rR；第二階段，達(dá)到臨界含水量Wc之后，減速蒸發(fā)，蒸發(fā)速率[13]為

其中：Mw為H2O 的相對(duì)分子質(zhì)量；ΔH1為水的汽化潛熱；W 為料層中含水量。

1.3.2 燃料燃燒過程

燒結(jié)過程中燃料的燃燒主要考慮以下反應(yīng)[14]：

反應(yīng)(9)和(10)的速率[8]分別為：

其中：dc為燃料顆粒平均粒徑；φ(O2)為O2體積分?jǐn)?shù)；Nc為單位體積內(nèi)燃料顆粒數(shù)； φc為燃料顆粒形狀系數(shù)；φ(CO2)為CO2體積分?jǐn)?shù)；Ef2為反應(yīng)有效系數(shù)；kc*和kc2為反應(yīng)速率常數(shù)。

1.3.3 碳酸鹽分解過程

原料中碳酸鹽以CaCO3為主，分解反應(yīng)及速率[11]分別為：

其中：al為石灰石顆粒比表面積；Tl為分解開始溫度；Ul為分解度相關(guān)系數(shù)。

1.3.4 鐵氧化物還原

某鋼鐵企業(yè)燒結(jié)廠所用原料的含鐵氧化物主要為為Fe2O3和FeO，燒結(jié)過程中鐵氧化物還原發(fā)生的反應(yīng)主要[8]為：

利用三界面反應(yīng)模型[11]來計(jì)算以上反應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)速率：

鋼筋本構(gòu)可采用理想彈塑性模型，雙線性(二折線)模型和三折線模型。理想彈塑性模型比較簡單，只考慮彈性階段和屈服階段，不考慮屈服后的強(qiáng)化階段。而三折線模型同時(shí)考慮了屈服平臺(tái)和強(qiáng)化階段的情況，模型相對(duì)比較復(fù)雜。而二折線模型在鋼筋屈服后的曲線比較平緩且呈現(xiàn)一階線性，本文采用的是二折線模型。如圖2所示。模型關(guān)鍵參數(shù)由材性試驗(yàn)獲得，鋼筋的材性試驗(yàn)結(jié)果見表1。

其中：Ki為反應(yīng)速度系數(shù)；W3為三界面反應(yīng)系數(shù)；Dp為顆粒粒徑。

1.3.5 SO2的生成、吸附和脫附

燒結(jié)煙氣中SO2主要來源是FeS2、FeS 以及燃料中的單質(zhì)S，而由燃料中的S 生成的SO2比率可達(dá)85%～95%[2]。為簡化計(jì)算，對(duì)SO2的生成來源主要考慮FeS2和S。根據(jù)FeS2在在燒結(jié)過程中易分解的特點(diǎn)，假定FeS2先分解生成FeS 和S，其后FeS 和S 分別與O2反應(yīng)[15]，反應(yīng)式如(19)和(20)所示。

對(duì)于反應(yīng)(19)，根據(jù)隨機(jī)成核和隨后生長動(dòng)力學(xué)模型[16]求解其反應(yīng)速率。

對(duì)于反應(yīng)(20)，反應(yīng)速率[17]為

其中：SC為燃料顆粒中S 質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Cfix為燃料顆粒中C 質(zhì)量分?jǐn)?shù)；MC和MS分別為C 和S 的摩爾質(zhì)量。

上部料層產(chǎn)生的SO2隨氣流往下，部分溶于下部料層水分中；隨著高溫層的下移，SO2隨水分蒸發(fā)而釋出。SO2在不同溫度及壓力條件下的溶解度[18]為

由于燒結(jié)過程水分蒸發(fā)速度快，對(duì)溶于水中SO2的釋出速度可作線性化處理，即假定在水分蒸發(fā)過程中，SO2溶解度不變，釋出速度與水分蒸發(fā)量呈正比。

1.3.6 其他氣相反應(yīng)

反應(yīng)速率分別為[14]

其中：φ(H2O(g))，φ(H2)和φ(CO)分別為料層內(nèi)H2O(g)，H2和CO 的體積分?jǐn)?shù)。

1.3.7 液相形成與凝固

料層相變主要影響氣體的流動(dòng)與熱量的傳遞，燒結(jié)過程中熔化和凝固速率[8]分別為：

其中：Tmlt為開始熔化(凝固)溫度。

1.4 料層結(jié)構(gòu)變化

燒結(jié)過程中料層會(huì)產(chǎn)生收縮，料層收縮是料層結(jié)構(gòu)變化的外部表現(xiàn)，反應(yīng)在料層參數(shù)上是孔隙率和顆粒平均當(dāng)量直徑的變化，這2 個(gè)參數(shù)的變化對(duì)于流動(dòng)和傳熱計(jì)算有直接影響。

料層孔隙率的計(jì)算考慮顆粒的形狀系數(shù)、料層收縮率和燃料顆粒的消耗[19-20]，計(jì)算式為

其中：φ 為形狀系數(shù)；λ 為料層收縮率；dc為燃料顆粒粒徑；VC為燃料顆粒體積。

固體顆粒平均當(dāng)量直徑變化方程[21]為

其中：dp0為混合料顆粒原始平均當(dāng)量直徑；K 為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)。

1.5 計(jì)算區(qū)域的離散

在燒結(jié)機(jī)臺(tái)車中心取與料層等高的長方體作為計(jì)算區(qū)域，其長×寬×高為0.4 m×0.4 m×0.6 m，使用結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格對(duì)計(jì)算區(qū)域離散化，網(wǎng)格尺寸為0.01 m，網(wǎng)格總數(shù)10.08 萬。

1.6 計(jì)算方法和邊界條件

利用 k-ε 湍流模型，對(duì)壓力-速度耦合采用SIMPLE 算法，對(duì)湍動(dòng)能、湍流耗散率的離散采用二階迎風(fēng)格式。對(duì)能量方程的非穩(wěn)態(tài)項(xiàng)、源項(xiàng)以及反應(yīng)速率采用FLUENT 的UDF 功能編寫程序定義。計(jì)算區(qū)域進(jìn)氣口定義為速度入口，速度根據(jù)實(shí)際流量計(jì)算得到，煙氣出口定義為壓力出口，點(diǎn)火階段為-10 kPa，常溫抽風(fēng)燒結(jié)階段為-15 kPa，側(cè)面為對(duì)稱邊界。

2 煙氣循環(huán)燒結(jié)研究

2.1 常規(guī)燒結(jié)工藝數(shù)值模擬

以某鋼鐵企業(yè)360 m2燒結(jié)機(jī)和396 m2環(huán)冷機(jī)為對(duì)象，結(jié)合實(shí)際操作參數(shù)，對(duì)燒結(jié)過程進(jìn)行模擬計(jì)算，初始條件、計(jì)算參數(shù)及燒結(jié)系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)見文獻(xiàn)[9]和[22]。

圖1 所示為燒結(jié)過程中沿臺(tái)車寬度中心線方向的料層溫度分布云圖。

圖1 料層溫度分布云圖Fig.1 Temperature distribution of sintered bed

由圖1 可知：隨著燒結(jié)的推移，料層燃燒區(qū)域溫度逐漸升高，高溫區(qū)域厚度逐漸增加。上部料層最高溫度為1 200～1 400 K，下部最高溫度為1 600～1 800 K，整個(gè)料層的最高溫度在高度方向上不均勻，呈上低下高，料層上部成礦率低，粉礦量大，下部成礦率好，但燒結(jié)過程中容易形成過熔，降低料層透氣性。

圖2 所示為煙氣溫度隨時(shí)間的變化情況。

圖2 煙氣溫度隨時(shí)間的變化Fig.2 Flue gas temperature versus time

由圖2 可知：從點(diǎn)火開始到1 450 s 時(shí)，煙氣溫度變化較小，這是由于上部的高溫?zé)煔庠谙乱频倪^程中不斷加熱料層，大部分熱量用于水分蒸發(fā)；在1 450 s之后，煙氣溫度升高較快，這是因?yàn)榱蠈拥撞克种饾u蒸發(fā)完全，干燥預(yù)熱帶逐漸變窄，在燃燒區(qū)域到達(dá)鋪底料層時(shí)，煙氣溫度快速升高到最大值。

圖3 所示為燒結(jié)煙氣主要成分的體積分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化情況。

圖3 煙氣成分含量隨時(shí)間的變化Fig.3 Components content of flue gas versus time

在點(diǎn)火啟動(dòng)之后，煙氣中H2O(g)體積分?jǐn)?shù)快速上升，保溫結(jié)束之后趨于穩(wěn)定，約為6.5%；在1 290 s左右H2O(g)體積分?jǐn)?shù)開始降低，在1 410 s 左右料層中水分蒸發(fā)完畢；煙氣中SO2體積分?jǐn)?shù)從點(diǎn)火到保溫結(jié)束，達(dá)到第1 個(gè)高峰，為0.018 1%；進(jìn)入常溫空氣抽風(fēng)燒結(jié)之后，SO2體積分?jǐn)?shù)穩(wěn)定，約為0.020 0%；在1 000 s 時(shí)快速升高，在1 320 s 時(shí)達(dá)到第2 個(gè)高峰，隨后快速降低，在1 440 s 時(shí)達(dá)到0.035 0%，維持約180 s 之后，逐漸降低為0；在點(diǎn)火和保溫階段，煙氣中O2體積分?jǐn)?shù)較低，CO 與CO2體積分?jǐn)?shù)較高，在點(diǎn)火結(jié)束時(shí)均達(dá)到極值。隨著入口處O2體積分?jǐn)?shù)升高、CO 與CO2體積分?jǐn)?shù)降低，煙氣中各成分體積分?jǐn)?shù)也有相應(yīng)的變化，進(jìn)入常溫空氣抽風(fēng)燒結(jié)之后，O2，CO與CO2體積分?jǐn)?shù)逐漸穩(wěn)定；在1 740 s 時(shí)，O2體積分?jǐn)?shù)開始增加，CO 和CO2體積分?jǐn)?shù)開始降低，在1 839.5 s 時(shí)，O2，CO 和CO2體積分?jǐn)?shù)與入口處一致。

2.2 對(duì)仿真模型的驗(yàn)證

需要通過與試驗(yàn)的對(duì)比來驗(yàn)證所建立模型的可靠性，結(jié)合該鋼鐵企業(yè)燒結(jié)機(jī)臺(tái)車的現(xiàn)場(chǎng)條件，以臺(tái)車出口處風(fēng)箱內(nèi)煙氣溫度和煙氣成分含量的測(cè)試值對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。燒結(jié)機(jī)長度為90 m，底部從燒結(jié)機(jī)機(jī)頭到機(jī)尾分布24 個(gè)抽風(fēng)風(fēng)箱，對(duì)1，3，5，7，…，21，23 號(hào)風(fēng)箱彎管處進(jìn)行開孔設(shè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)量儀器為TESTO-360 煙氣分析儀。在測(cè)點(diǎn)的彎管直徑方向取3個(gè)測(cè)點(diǎn)，每個(gè)測(cè)點(diǎn)測(cè)量3 次，取平均值，測(cè)點(diǎn)位置示意圖如圖4 所示。測(cè)量工作在燒結(jié)機(jī)正常運(yùn)行，各參數(shù)維持穩(wěn)定的條件下進(jìn)行。計(jì)算值的取值位置與測(cè)試值的測(cè)試位置一致，計(jì)算值為相應(yīng)風(fēng)箱內(nèi)的平均值。

表1 所示為參數(shù)計(jì)算值與測(cè)試值的對(duì)比。

圖4 測(cè)點(diǎn)位置示意圖Fig.4 Schematic diagram of test points

表1 參數(shù)的計(jì)算值與測(cè)試值對(duì)比Table 1 Comparison of calculated and test values of parameters

由表1 可知：參數(shù)計(jì)算值相對(duì)于測(cè)試值的最大相對(duì)誤差小于9%，考慮到一方面臺(tái)車實(shí)際運(yùn)行過程中存在著與外界的換熱，而模擬計(jì)算區(qū)域是臺(tái)車中心長方體，忽略與外界的傳熱和煙氣在風(fēng)箱中的熱損失，另一方面實(shí)際燒結(jié)過程臺(tái)車內(nèi)存在一定的漏風(fēng)。因此，在工程誤差允許的范圍內(nèi)，可認(rèn)為本文所建立的計(jì)算模型是合理和可靠的。

2.3 煙氣循環(huán)燒結(jié)研究

在實(shí)驗(yàn)室條件下以人工配氣的方式通過考察燒結(jié)礦的冶金性能指標(biāo)，確定了循環(huán)燒結(jié)合理煙氣成分含量，如表2 所示。本文以表2 的取值范圍作為燒結(jié)煙氣和冷卻廢氣配比的標(biāo)準(zhǔn)。表3 所示為燒結(jié)機(jī)24 個(gè)風(fēng)箱中煙氣溫度及各氣體成分含量。

以數(shù)值模擬方法得到環(huán)冷機(jī)非余熱利用區(qū)廢氣溫度隨冷卻時(shí)間的變化[9]如圖5 所示。

進(jìn)行燒結(jié)工藝改進(jìn)，主要有2 個(gè)目的：一是改善燒結(jié)過程，二是促進(jìn)綜合利用。煙氣循環(huán)燒結(jié)的目的：一方面是煙氣余熱的利用，提高上部料層溫度，改善燒結(jié)過程；另一方面降低煙氣排放處理量，富集SO2。根據(jù)風(fēng)箱中煙氣溫度的變化，提出側(cè)重于提高燒結(jié)煙氣余熱利用量、提高循環(huán)煙氣量以及煙氣余熱量和循環(huán)量綜合并重的3 種煙氣循環(huán)燒結(jié)方案。

對(duì)風(fēng)箱中煙氣的選取遵循以下3 個(gè)原則：

(1) SO2含量較高的燒結(jié)煙氣不作為循環(huán)使用；

(2) 溫度較高的燒結(jié)煙氣宜作為循環(huán)使用；

(3) 不能出現(xiàn)氣流短路、重復(fù)循環(huán)。

以上3 個(gè)方案選取作為循環(huán)燒結(jié)使用的風(fēng)箱如下。

表2 循環(huán)煙氣各成分體積分?jǐn)?shù)的合理取值范圍Table 2 Reasonable range of circulating flue gas volume fraction %

圖5 廢氣溫度隨時(shí)間的變化Fig.5 Exhausted gas temperature versus time

表3 各風(fēng)箱中煙氣溫度及各成分含量(體積分?jǐn)?shù))Table 3 Temperature and components content of flue gas in bellows %

方案一：側(cè)重于提高燒結(jié)煙氣余熱利用量，選取20～24 號(hào)風(fēng)箱。

方案二：側(cè)重于提高循環(huán)煙氣量，選取1，2，19～24號(hào)風(fēng)箱。

方案三：綜合并重，選取1，2，19～22 號(hào)風(fēng)箱作循環(huán)使用， 23 和24 號(hào)風(fēng)箱煙氣引入環(huán)冷機(jī)余熱鍋爐。

在選取了作為循環(huán)使用的風(fēng)箱后，按照表2 的合理取值范圍對(duì)以上方案進(jìn)行環(huán)冷機(jī)廢氣配比計(jì)算。經(jīng)過計(jì)算，以上3 種方案混合后煙氣的特性參數(shù)如表4所示。

表4 循環(huán)煙氣特性參數(shù)Table 4 Characteristic parameters of circulating flue gas

3 結(jié)果及分析

3.1 溫度對(duì)比

圖6 所示為常規(guī)工藝及3 種煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝條件下，不同深度料層的平均溫度隨時(shí)間的變化；圖7所示為4 種燒結(jié)工藝條件下料層的最高溫度隨深度的變化。

由圖6 可知：煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝對(duì)不同深度處料層溫度的影響主要表現(xiàn)為：一方面提高了料層的最高溫度，尤其是中上部料層提高的幅度較大，如圖7 所示，這對(duì)上部料層成品礦的質(zhì)量有較大的提高作用。因?yàn)闊煔庋h(huán)燒結(jié)工藝使得上部料層溫度提高，有利于燒結(jié)礦的熔融和結(jié)晶；另一方面，煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝使得中上部料層達(dá)到最高溫度的時(shí)間點(diǎn)相對(duì)于常規(guī)燒結(jié)工藝有所提前，且循環(huán)煙氣溫度越高，時(shí)間點(diǎn)越提前，但隨著料層深度的增加，這一時(shí)間差異逐漸縮小。

3.2 對(duì)燒結(jié)過程的影響

圖6 不同高度處料層溫度隨時(shí)間的變化Fig.6 Solid temperature versus time in different heights

圖7 料層最高溫度隨深度的變化Fig.7 Highest solid temperature versus depth

料層的最高溫度、高溫持續(xù)時(shí)間以及冷卻速度是影響燒結(jié)過程以及成品礦質(zhì)量的重要因素。下面對(duì)煙氣循環(huán)燒結(jié)和常規(guī)燒結(jié)進(jìn)行這3 個(gè)方面的對(duì)比和分析。

(1) 料層最高溫度。燒結(jié)過程中料層的合理最高溫度區(qū)間為1 573～1 723 K[15]。表5 所示為各種燒結(jié)工藝條件下料層最高溫度區(qū)間及相應(yīng)的厚度。

表5 料層最高溫度區(qū)間及厚度Table 5 Highest solid temperature range and corresponding thickness m

由表5 可知：3 種循環(huán)燒結(jié)方案和常規(guī)燒結(jié)工藝的料層最高溫度低于合理溫度區(qū)間的料層厚度分別占總厚度的11.7%，15.0%，18.3%和21.7%，超過合理區(qū)間的料層厚度隨著循環(huán)煙氣溫度的提高而增加，這表明隨著循環(huán)煙氣溫度的提高，燒結(jié)料層溫度也相應(yīng)提高，若降低超過合理溫度區(qū)間料層的燃料含量使其溫度位于合理區(qū)間內(nèi)，則循環(huán)燒結(jié)方案可以降低燃料含量的料層厚度更大，能更好的節(jié)約固體燃料使用量。

(2) 高溫持續(xù)時(shí)間。溫度在1 573 K 以上，且持續(xù)時(shí)間為60～240 s 的料層能形成較好的成品礦[15]。圖8所示為各種燒結(jié)工藝條件下料層高溫持續(xù)時(shí)間隨深度的變化。

圖8 不同深度料層的高溫持續(xù)時(shí)間Fig.8 Highest solid temperature duration time in different depths

由圖8 可知：高溫持續(xù)時(shí)間隨著料層深度的增加而增加，3 種循環(huán)燒結(jié)方案和常規(guī)燒結(jié)工藝高溫持續(xù)時(shí)間位于60～240 s 的料層厚度依次為0.11，0.11，0.12和0.12 m，煙氣循環(huán)燒結(jié)對(duì)料層的高溫持續(xù)時(shí)間影響較小。

(3) 冷卻速度。指料層從最高溫度降低到1 473 K(此溫度時(shí)料層開始凝固)時(shí)的降溫速率以不超過120 K/min[15]為宜。圖9 所示為各種燒結(jié)工藝料層的冷卻速度隨深度的變化。

圖9 不同深度的料層冷卻速度Fig.9 Solid cooling rate in different depths

由圖9 可知：料層冷卻速度隨著料層深度的增加而減??；3 種循環(huán)燒結(jié)方案和常規(guī)燒結(jié)工藝?yán)鋮s速度小于120 K/min 的料層厚度依次為0.60，0.45，0.43和0.41 m，可見隨著循環(huán)煙氣溫度的提高，位于合理冷卻速度范圍內(nèi)的料層厚度增加。

通過以上3 個(gè)方面的對(duì)比可知：煙氣循環(huán)燒結(jié)方案使料層上部最高溫度升高，降低了料層溫度的波動(dòng)性，有利于成品礦質(zhì)量的提高。

3.3 節(jié)能減排對(duì)比

循環(huán)燒結(jié)工藝?yán)昧藷煔夂铜h(huán)冷廢氣的余熱。表6 所示為3 種煙氣循環(huán)燒結(jié)方案和常規(guī)燒結(jié)工藝的余熱利用量。對(duì)于方案三，計(jì)入了用于環(huán)冷機(jī)余熱鍋爐的煙氣余熱利用量。

表6 各燒結(jié)工藝的余熱利用量Table 6 Amount of waste heat utilization in different sintering schemes 1011 J/h

由表6 可知：煙氣循環(huán)燒結(jié)有利于提高余熱利用量，余熱利用量越高越有利于料層固體燃料的節(jié)約使用，可見綜合方案的節(jié)能潛力最大。

表7 所示為3 種煙氣循環(huán)燒結(jié)方案和常規(guī)燒結(jié)工藝的煙氣脫硫處理量以及煙氣中SO2含量。

表7 煙氣處理量及煙氣中SO2 平均體積分?jǐn)?shù)Table 7 Volume of flue gas to be treated and average volume fraction of SO2

由表7 可知：煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝相對(duì)于常規(guī)燒結(jié)工藝不僅降低了煙氣脫硫處理量，降低了脫硫工藝能耗，而且對(duì)SO2起到了富集作用，有利于SO2的吸收，提高了煙氣脫硫效率。即煙氣循環(huán)燒結(jié)工藝可以降低煙氣處理系統(tǒng)負(fù)荷，提高脫硫效率。

4 結(jié)論

(1) 通過對(duì)鐵礦燒結(jié)過程流動(dòng)、傳熱、傳質(zhì)機(jī)理進(jìn)行分析，建立了燒結(jié)熱質(zhì)分析計(jì)算的數(shù)學(xué)模型。通過對(duì)常規(guī)燒結(jié)工藝的模擬計(jì)算，得到了料層溫度、煙氣溫度和成分含量隨時(shí)間的變化情況，通過與試驗(yàn)測(cè)試值的對(duì)比驗(yàn)證了計(jì)算模型的可靠性和合理性。

(2) 煙氣循環(huán)燒結(jié)能提高上部料層最高溫度，降低料層冷卻速度，降低料層最高溫度在高度方向上的波動(dòng)性，提高煙氣余熱利用量，降低固體燃料使用量，降低煙氣脫硫處理量，提高脫硫效率，降低脫硫負(fù)荷。

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