罐式爐內(nèi)石油焦煅燒過程的二維傳熱傳質(zhì)數(shù)學(xué)模型

肖 勁，黃金堤，張紅亮，李 劼

?

罐式爐內(nèi)石油焦煅燒過程的二維傳熱傳質(zhì)數(shù)學(xué)模型

肖 勁1, 2，黃金堤1, 2，張紅亮1, 2，李 劼1, 2

(1. 中南大學(xué)冶金與環(huán)境學(xué)院，長(zhǎng)沙410083；2. 中南大學(xué)難冶有色金屬資源高效利用國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410083)

建立24罐8層火道順流式罐式爐溫度場(chǎng)、殘余揮發(fā)分濃度場(chǎng)的二維數(shù)學(xué)模型，模型中包含多孔介質(zhì)滲流傳熱模型、固相活塞流模型、異相熱解反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型及等效熱流密度邊界模型4個(gè)部分，并通過該模型研究罐式爐中石油焦熱解傳質(zhì)傳熱過程。結(jié)果表明：在給定工況下，石油焦揮發(fā)分熱解反應(yīng)主要在二至五層火道高度對(duì)應(yīng)的料罐內(nèi)進(jìn)行；在六至八層火道高度對(duì)應(yīng)的料罐內(nèi)，形成長(zhǎng)度約為2.0 m的高溫煅燒帶(＞1423 K)，滿足石油焦進(jìn)一步聚合并實(shí)現(xiàn)碳結(jié)構(gòu)重排的煅燒溫度要求。經(jīng)生產(chǎn)數(shù)據(jù)對(duì)比驗(yàn)證表明：該模型基本能夠反映爐內(nèi)溫度的分布情況，可為罐式爐的溫度自動(dòng)化調(diào)控提供一定的理論依據(jù)。

罐式爐；溫度場(chǎng)；二維；高溫煅燒帶

石油焦是鋁電解用炭素陽極的主要原料，石油焦的煅燒是陽極生產(chǎn)的首要工序。煅燒過程中，水分和揮發(fā)分排出，物料充分收縮、形成晶格，石油焦的物理化學(xué)性能顯著提高。因此，煅燒質(zhì)量的好壞，直接影響陽極質(zhì)量[1]。目前，主要采用的石油焦煅燒設(shè)備為罐式爐(又稱為罐式煅燒爐)和回轉(zhuǎn)窯，前者因其能耗低、煅燒質(zhì)量穩(wěn)定、煅燒過程原料燒損低、煅燒熱利用率高等優(yōu)點(diǎn)成為近10年來中國(guó)鋁用炭素工業(yè)中主要的石油焦煅燒設(shè)備[1?3]。

罐式爐中，每個(gè)煅燒罐(料罐)的左右兩側(cè)都有8層水平走向的加熱火道，火焰不與原料直接接觸，石油焦在整個(gè)煅燒過程都處于封閉的料罐內(nèi)。實(shí)際生產(chǎn)中，采用非接觸式紅外測(cè)溫儀或光電溫度傳感器測(cè)量火道溫度，通過調(diào)節(jié)揮發(fā)分拉板，改變各層火道中的揮發(fā)分配比，間接控制罐內(nèi)物料溫度。然而，火道測(cè)量溫度與料罐實(shí)際溫度通常存在較大差異，易導(dǎo)致調(diào)節(jié)滯后，難以滿足煅燒高質(zhì)量石油焦的要求[4]。因此，使用計(jì)算機(jī)數(shù)值仿真技術(shù)[5?6]，建立罐式爐煅燒石油焦過程中的傳質(zhì)傳熱數(shù)學(xué)模型，模擬計(jì)算罐式爐的溫度和殘余揮發(fā)分濃度分布，可實(shí)現(xiàn)對(duì)料罐內(nèi)石油焦的溫度變化和火道內(nèi)揮發(fā)分析出情況的實(shí)時(shí)檢測(cè)，為罐式爐自動(dòng)化溫度控制提供可靠理論依據(jù)和有效手段。

目前，對(duì)石油焦煅燒過程的數(shù)值模擬研究主要集中在炭素煅燒回轉(zhuǎn)窯。MARTINS等[7]對(duì)炭素煅燒回轉(zhuǎn)窯建立了一維溫度場(chǎng)計(jì)算模型，對(duì)石油焦在回轉(zhuǎn)窯中的熱解過程及溫度變化進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。王春華等[8]對(duì)回轉(zhuǎn)窯內(nèi)氣體、料層進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究回轉(zhuǎn)窯內(nèi)速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和組分濃度場(chǎng)的分布，著重研究了回轉(zhuǎn)窯窯內(nèi)的熱工狀態(tài)。ZHANG等[9]對(duì)回轉(zhuǎn)窯的窯體傾角、空氣入射角、石油焦各物性等多種因素進(jìn)行了數(shù)值模擬，提出降低能耗的有效方案。相對(duì)于回轉(zhuǎn)窯，目前對(duì)罐式爐煅燒過程仿真的研究較少。張忠霞等[10]和周善紅等[11]對(duì)罐式爐火道氣相燃燒及耐火磚、料罐固相區(qū)域的溫度、壓力分布進(jìn)行仿真研究，對(duì)罐式爐爐體設(shè)計(jì)及優(yōu)化具有一定的指導(dǎo)意義，但模型未考慮石油焦中水分、揮發(fā)分熱解析出，無法充分反映爐內(nèi)石油焦煅燒情況。

本文作者以24罐8層火道順流式罐式爐煅燒石油焦過程為研究對(duì)象，針對(duì)罐式爐中石油焦熱解反應(yīng)[7]及氣體滲流傳質(zhì)傳熱過程，建立包含多孔介質(zhì)滲流傳熱模型、固相活塞流模型、異相熱解反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型及等效熱流密度邊界模型的爐內(nèi)溫度場(chǎng)、殘余揮發(fā)分濃度場(chǎng)的二維計(jì)算模型。使用生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)[12]驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性，并利用該模型研究給定工況條件下罐式爐內(nèi)溫度及殘余揮發(fā)分濃度的分布情況。

1 數(shù)學(xué)模型

石油焦煅燒過程模型作如下基本假設(shè)：

1) 料罐中的堆積石油焦為各向同性的多孔介質(zhì)，滿足連續(xù)介質(zhì)條件[13]；

2) 料罐中石油焦下移排料及靜止過程交替進(jìn)行，脈沖排料周期較短(＜60 s)，且石油焦自罐頂進(jìn)料口到達(dá)罐底排料口的時(shí)間大于24 h，因此，可視為石油焦下移過程為連續(xù)運(yùn)動(dòng)；料罐的排料過程為罐內(nèi)堆積石油焦在重力作用下的連續(xù)勻速向下運(yùn)動(dòng)[12]，視為活塞流；由于氣體滲流速度較低，可忽略氣體對(duì)固相的作用力；氣體為理想可壓縮流體，在多孔介質(zhì)中的流動(dòng)為穩(wěn)態(tài)低速非達(dá)西流[14]；

3) 煅燒過程排料量、各層火道溫度恒定[11]，可視為穩(wěn)態(tài)；

4) 料罐中的堆積石油焦多孔區(qū)域中固相顆粒層與氣相流體之間不符合局部熱平衡，即存在局部溫 差[13, 15]；

5) 熱解反應(yīng)進(jìn)程由化學(xué)反應(yīng)速率控制，顆粒內(nèi)外溫度相同[13]；

6) 火道中的熱量傳遞方式以對(duì)流、熱輻射為主，各層火道溫度分布均勻[10?11]；

7) 鑒于罐式爐結(jié)構(gòu)對(duì)稱及各組并行運(yùn)行的特點(diǎn)，模型取一組料罐的四分之一區(qū)域進(jìn)行模擬研究，忽略冷卻水套區(qū)域[11]，忽略長(zhǎng)度方向(方向)的影響將幾何結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為二維。

1.1 控制方程

模型分為料罐和爐體兩個(gè)計(jì)算區(qū)域，通過建立的固相質(zhì)量守恒、組分守恒、能量守恒方程來描述料罐中石油焦豎直下降運(yùn)動(dòng)和揮發(fā)分熱解析出過程；采用氣相質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒、組分守恒、能量守恒方程來描述料罐中析出的揮發(fā)分通過堆積石油焦層向上滲流傳質(zhì)傳熱過程。爐體區(qū)域通過能量守恒方程來描述由耐火磚(硅磚、耐火粘土磚)構(gòu)成的非均質(zhì)材料固相區(qū)域。

1.1.1 料罐區(qū)域固相控制方程

質(zhì)量守恒方程：

式中：、分別為、方向上的運(yùn)動(dòng)速度。

石油焦運(yùn)動(dòng)按活塞流，因此，無需動(dòng)量方程。

入口初始速度(s0)：

式中：s為密度；s為速度；m為生焦的單位質(zhì)量流量；c為料罐水平截面面積；R為生焦熱解揮發(fā)質(zhì)量源項(xiàng)；固相填充率=1?s；s為堆積石油焦的空隙率。

石油焦中殘余揮發(fā)分組分方程：

式中：Y為組分在石油焦中的殘余質(zhì)量分?jǐn)?shù)；R為組分熱解反應(yīng)的質(zhì)量源項(xiàng)。

能量控制方程：

(4)

式中：s,eff為等效導(dǎo)熱系數(shù)；；為石油焦顆粒導(dǎo)熱系數(shù)；為顆粒發(fā)射系數(shù)；p為顆粒內(nèi)孔直徑[16]；為Stefan-Boltzmann常數(shù)；為溫度；為平均熱容；h為熱解能量源項(xiàng)；rad,sg為氣固輻射換熱能量源項(xiàng)；conv,sg為氣固對(duì)流換熱能量源項(xiàng)；下標(biāo)s和g分別表示固相和氣相。

1.1.2 爐體區(qū)域控制方程

能量控制方程：

1.1.3 料罐區(qū)域氣相控制方程

質(zhì)量守恒方程：

動(dòng)量守恒方程：

(7)

式中：當(dāng)動(dòng)量方程為方向時(shí)，為g，當(dāng)動(dòng)量方程為方向時(shí)，為g；為氣相黏度系數(shù)；為壓力；為重力加速度；d為多孔介質(zhì)阻力源項(xiàng)，由Ergun方程[14]描述。

組分守恒方程：

式中：g,i為氣相中組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)；g,eff為氣體有效擴(kuò)散系數(shù)。

能量方程：

(10)

1.2 生焦中水分蒸發(fā)及揮發(fā)分熱解反應(yīng)模型

隨著料罐內(nèi)物料溫度的升高，生焦顆粒中的大分子團(tuán)簇受熱分解生成輕質(zhì)氣體，產(chǎn)生的水分、揮發(fā)分穿過石油焦孔隙析出。石油焦中揮發(fā)分的組成根據(jù)David的煤熱解模型[17]思想，假定揮發(fā)分成分為CH4、H2、CO、N2[8]，基于物料守恒[18]原理進(jìn)行計(jì)算。

固定碳平衡方程：

(13)

式中：loss為揮發(fā)分含量；g,c為生焦質(zhì)量；c為煅后焦質(zhì)量；B為元素質(zhì)量；A為組分中元素原子個(gè)數(shù)；m為組分質(zhì)量；為組分?jǐn)?shù)。

焦中揮發(fā)分的析出量即固相與氣相之間的物質(zhì)組分質(zhì)量交換源項(xiàng)見式(14)，固相與氣相熱量交換源項(xiàng)見式(15)。

式中：k為組分反應(yīng)速率動(dòng)力學(xué)參數(shù)。

料罐中生焦熱解反應(yīng)引起的吸熱：

式中：h為組分熱解的標(biāo)準(zhǔn)焓值。

石油焦熱解揮發(fā)過程的動(dòng)力學(xué)過程遵循Arrhenius方程：

式中：A為指前因子；E為活化能；為摩爾氣體常數(shù)。

由于具有雙重特征，中藥產(chǎn)業(yè)升級(jí)不僅具有產(chǎn)業(yè)升級(jí)的一般特征，還有其特殊性，即中藥產(chǎn)業(yè)發(fā)展面臨著“傳統(tǒng)與現(xiàn)代、繼承與創(chuàng)新”的挑戰(zhàn)。目前研究中藥產(chǎn)業(yè)升級(jí)路徑的文獻(xiàn)并不多見，相關(guān)研究主要集中在中藥產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化方面。中藥現(xiàn)代化本質(zhì)上是如何將傳統(tǒng)中藥的特色和優(yōu)勢(shì)與現(xiàn)代科技完美結(jié)合，遵循現(xiàn)代科學(xué)規(guī)律對(duì)中藥進(jìn)行理論、技術(shù)、產(chǎn)品和管理等全方位的創(chuàng)新，使之符合社會(huì)發(fā)展需求[8]。中藥產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化的本質(zhì)是科技創(chuàng)新，通過產(chǎn)業(yè)創(chuàng)新可以促進(jìn)中藥產(chǎn)業(yè)升級(jí)[9]，中藥產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化與產(chǎn)業(yè)升級(jí)具有內(nèi)在同一性。因此，中藥產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化的概念較好地詮釋了中藥產(chǎn)業(yè)升級(jí)的內(nèi)涵。

表1 生焦熱解動(dòng)力學(xué)參數(shù)

1.3 燃燒火道壁面熱量交換

由于煙氣在火道中呈“”字形流動(dòng)，各層火道溫度分布基本一致[10]，模型使用等效熱流密度w的第二類邊界條件耦合火道壁面與高溫?zé)煔庵g的熱量傳遞。揮發(fā)分在火道中燃燒產(chǎn)生的熱量根據(jù)物料守恒、能量守恒計(jì)算。

氣相總質(zhì)量守恒：

式中：A為反應(yīng)物；B為生成物；為反應(yīng)物數(shù)量；為生成物數(shù)量。

氣相元素守恒：

氣相能量守恒：

(20)

式中：T為反應(yīng)物A的初始溫度；為生成物B的溫度；為焓值；c為定壓熱容；loss為熱損失量。

煙氣與火道壁面之間的輻射對(duì)流換熱方程[7]：

(22)

式中：rgw和cgw分別為煙氣與火道壁面之間的輻射熱流量與對(duì)流熱流量；g和w分別為煙氣和火道壁面溫度；f為火道的橫截面積；g和w分別為煙氣和火道壁面發(fā)射率；g為氣體吸收系數(shù)。

使用Dittus-Boelter方程[21]計(jì)算煙氣與火道壁面的對(duì)流換熱系數(shù)cgw：

式中：為火道當(dāng)量直徑；u為煙氣流速；為煙氣黏度；為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

(24)

對(duì)于other主要包括爐壁散熱wall及觀察孔等區(qū)域漏風(fēng)l,a兩部分引起的熱損失。

(26)

式中：f為爐外壁對(duì)流換熱系數(shù)；ext為爐外壁黑度系數(shù)；Δ為火道溫度與環(huán)境溫差；w、f、T分別為爐外壁、與爐外壁鄰近的區(qū)域氣相溫度及環(huán)境溫度。

火道壁面的等效邊界條件：

式中：fw為各層火道面積。

1.4 耦合模型計(jì)算流程

使用C#程序語言，基于數(shù)值傳熱學(xué)建立石油焦流動(dòng)、熱解及氣相滲流傳質(zhì)傳熱的偏微分方程組。在直角坐標(biāo)系下對(duì)求解空間區(qū)域使用內(nèi)節(jié)點(diǎn)法進(jìn)行區(qū)域離散化；使用有限體積法二階上風(fēng)QUICK差分格式建立離散方程，邊界節(jié)點(diǎn)使用一階混合差分格式；使用稀疏矩陣庫UMFPACK[22]求解離散代數(shù)方程組，SIMPLE算法進(jìn)行耦合計(jì)算。

通過自頂向下逐級(jí)計(jì)算的方法，根據(jù)式(17)~(27)使用上一步火道爐壁溫度場(chǎng)計(jì)算各層火道的氣相溫度及煙氣對(duì)爐壁的散熱量，并更新熱流密度邊界條件，更新各屬性參數(shù)值后重新計(jì)算溫度場(chǎng)、濃度場(chǎng)，具體計(jì)算流程見圖1。各方程控制相對(duì)誤差小于1.0×10?4，即視為收斂。

圖1 二維罐式爐數(shù)學(xué)模型計(jì)算流程圖

2 物理參數(shù)

2.1 罐式爐幾何尺寸

罐式爐由24個(gè)相同尺寸的煅燒罐(料罐)組成，分前后兩排布置，每4個(gè)罐為一組(前后各2個(gè)罐)，罐體頂部設(shè)有加料機(jī)構(gòu)，罐體下部連接冷卻水套及排料機(jī)構(gòu)。每個(gè)料罐的左右兩側(cè)都有8層水平走向的加熱火道，火焰不與原料直接接觸，料罐及火道主要由硅磚和耐火粘土磚砌成，具體結(jié)構(gòu)見圖2。原料排出的揮發(fā)分匯集在爐上部的總煙道內(nèi)，通過揮發(fā)分拉板引入火道內(nèi)燃燒[1]。罐式爐料罐尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為1.660 m×0.360 m×6.827 m，火道尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為3.996 m×0.215 m×0.479 m，層數(shù)為8層，隔板厚度為0.065 m。由圖2(c)可知，罐式爐平面上為對(duì)稱結(jié)構(gòu)、各組并行運(yùn)行，冷卻水套只進(jìn)行冷卻過程，因此模型忽略冷卻水套區(qū)域[11]，取一組料罐的四分之一區(qū)域進(jìn)行模擬研究。對(duì)硅磚區(qū)、耐火粘土磚區(qū)及料罐區(qū)采用多塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

2.2 模擬工況條件及物理性質(zhì)參數(shù)

給定單位排料量為85 kg/h，入爐物料溫度為300 K，揮發(fā)分在首層和二層的配比為6:4，空氣過量系數(shù)為1.15，空氣由首層火道入口處進(jìn)入火道，石油焦炭質(zhì)燒損為2.0%。石油焦工業(yè)及元素分析見表2。石油焦物理性質(zhì)參數(shù)見表3。

表2 石油焦工業(yè)及元素分析

圖2 罐式爐結(jié)構(gòu)示意圖

表3 石油焦的物理性質(zhì)

3 結(jié)果與分析

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

表4列出了不同網(wǎng)格尺寸下料罐物料區(qū)域的各層(與火道層相對(duì)應(yīng)位置)溫度平均值。由表4可知，當(dāng)網(wǎng)格尺寸＜15 mm時(shí)，不同網(wǎng)格尺寸下各層平均溫度值基本一致(±10 K)，表明在該計(jì)算條件下，滿足網(wǎng)格無關(guān)性的計(jì)算要求。

3.2 模型驗(yàn)證

圖3所示為模型計(jì)算獲得的各層火道壁面與料罐中心位置的溫度曲線，并將模擬值與測(cè)量值進(jìn)行了對(duì)比，其中，火道壁面溫度使用非接觸式紅外測(cè)溫儀測(cè)量，料罐溫度引自現(xiàn)有文獻(xiàn)數(shù)據(jù)[12]。由圖3可知，模擬的火道溫度曲線的變化趨勢(shì)與實(shí)際測(cè)量結(jié)果一致，呈現(xiàn)先增后降的趨勢(shì)，誤差＜90 K。模擬的料罐中心溫度曲線的變化趨勢(shì)與王平甫等[12]的實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果基本一致，在一至七層火道對(duì)應(yīng)的料罐內(nèi)，其溫度經(jīng)高溫火道間接加熱而不斷升高，模擬值與測(cè)量值絕對(duì)誤差＜150 K。除測(cè)量帶來的誤差外，造成模型計(jì)算誤差的主要來源有：1) 生產(chǎn)中生焦經(jīng)過煅燒轉(zhuǎn)變?yōu)殪押蠼沟恼鎸?shí)堆積密度變化與經(jīng)驗(yàn)公式的偏差，導(dǎo)致石油焦在料罐內(nèi)運(yùn)動(dòng)速度存在差異，進(jìn)一步引起溫度分布偏差；2) 生焦原料模型簡(jiǎn)化了揮發(fā)分氣體組成，計(jì)算值與真實(shí)燃燒熱值的偏差；3) 模型中析出的揮發(fā)分與顆粒、顆粒與顆粒之間的對(duì)流、擴(kuò)散及輻射傳熱過于復(fù)雜，無法全面考慮造成的偏差；4) 模型中使用的比熱、導(dǎo)熱系數(shù)等物性參數(shù)與生產(chǎn)原料物性參數(shù)的偏差?？偠灾⒌哪Ｐ拖鄬?duì)合理，誤差范圍基本能夠滿足工程計(jì)算的精度要求[11]，因此數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)經(jīng)驗(yàn)值具有較高的一致性，可作為罐式爐煅燒石油焦研究的有效工具。

3.3 火道和料罐的溫度場(chǎng)

圖4所示為罐式爐的溫度分布云圖及罐內(nèi)物料不同位置的溫度曲線。由圖4可知，首層火道壁面溫度約為1300~1400 K，這是由于在首層火道，預(yù)熱空氣與頂層揮發(fā)分通道中的揮發(fā)分匯聚并劇烈燃燒，釋放出大量熱量；二層火道形成一個(gè)溫度約為1600~1700 K的局部高溫區(qū)域，這是由于首層火道產(chǎn)生的高溫?zé)煔?溫度1300~1400 K，空氣中O2濃度＞10%)與二層火道揮發(fā)分通道中的揮發(fā)分混合燃燒放熱，該熱量在受限空間內(nèi)不能及時(shí)擴(kuò)散從而溫度持續(xù)升高形成局部高溫。

由罐內(nèi)不同位置的溫度曲線可知，一層、二層火道高度位置對(duì)應(yīng)的料罐溫度僅為400~800 K，這是由于石油焦中水分和揮發(fā)分的熱解需要大量熱量，導(dǎo)致石油焦升溫需要吸收大量的熱量，且由于料罐具有一定厚度(0.36 m)及石油焦在低溫時(shí)的導(dǎo)熱系數(shù)較低，使其熱量傳遞緩慢從而導(dǎo)致料罐貼近火道側(cè)的溫度遠(yuǎn)大于料罐內(nèi)側(cè)的溫度。在六至八層火道對(duì)應(yīng)位置的料罐內(nèi)形成了溫度約為1423~1473 K、長(zhǎng)度約為2.0 m的高溫煅燒帶，表明石油焦在此時(shí)達(dá)到最高煅燒溫度。八層火道對(duì)應(yīng)位置的料罐溫度約1423~1450 K，在進(jìn)入冷卻水套區(qū)域前，罐內(nèi)石油焦經(jīng)爐底預(yù)熱通道中的空氣冷卻使其溫度下降至1000~1100 K。

表4 網(wǎng)格無關(guān)性計(jì)算結(jié)果

圖3 火道及料罐中心溫度測(cè)量值與模擬值對(duì)比

3.4 殘余揮發(fā)分濃度場(chǎng)

圖5所示為料罐中水分和揮發(fā)分隨溫度變化的析出情況。由圖5(a)可知，石油焦吸附的水分迅速揮發(fā)，在距離罐頂2.0 m處基本析出完成，此時(shí)石油焦溫度約為400~700 K。

生焦熱解析出的揮發(fā)分通過頂層揮發(fā)分管道進(jìn)入火道，劇烈燃燒放熱間接加熱石油焦，促使其進(jìn)一步析出揮發(fā)分。生焦揮發(fā)分的析出量是能否滿足自熱煅燒的重要因素，因此，以下著重分析焦中殘余CO、CH4、H2濃度分布。

由圖5(b)和(c)可知，在距離料罐中心(=0、= 0.09 m、=0.18 m)位置，石油焦在700~1000 K溫度范圍內(nèi)主要析出CO、CH4，且在距罐頂約為2.4、2.6 m時(shí)，兩者均基本析出完畢(含量≤0.5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)))。由圖5(d)可知，在距離料罐中心(=0.0 m、=0.09 m、=0.18 m)位置，石油焦中的H2主要在900~1200 K溫度范圍內(nèi)析出，且在距離塔頂約為3.7、3.3、2.1 m時(shí)H2基本析出完畢(含量≤0.5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)))。這與文獻(xiàn)[1]中石油焦揮發(fā)分析出主要發(fā)生在573~1173 K溫度范圍內(nèi)基本一致，料罐中溫度分布的不均勻是造成石油焦中CH4、H2在不同位置析出差異的主要原因。由此可知，石油焦揮發(fā)分熱解反應(yīng)主要在二至五層火道高度對(duì)應(yīng)的料罐內(nèi)進(jìn)行。結(jié)合圖4可知，在六至八層火道對(duì)應(yīng)料罐位置形成的高溫煅燒帶中，此時(shí)由于水分、揮發(fā)分基本析出(含量≤0.5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)))，石油焦在該高溫區(qū)域中體積進(jìn)一步收縮，碳顆粒重新進(jìn)行結(jié)構(gòu)重組，促使石油焦碳化程度不斷提高，煅后焦質(zhì)量不斷提升[1]。因此，該區(qū)域的溫度分布是決定石油焦煅燒質(zhì)量好壞的關(guān)鍵，實(shí)際生產(chǎn)中須嚴(yán)格控制煅燒帶長(zhǎng)度及最高煅燒溫度。

圖4 溫度分布云圖及罐內(nèi)不同位置溫度曲線

圖5 石油焦中殘余揮發(fā)分含量曲線

4 結(jié)論

1) 石油焦熱解析出揮發(fā)分主要在二至五層火道高度對(duì)應(yīng)的料罐內(nèi)進(jìn)行；CO、CH4、H2等揮發(fā)分在距離塔頂小于3.7 m時(shí)已基本析出。

2) 在六、七、八層火道高度對(duì)應(yīng)的料罐內(nèi)，形成了長(zhǎng)度約為2.0 m的高溫煅燒帶(＞1423 K)，滿足石油焦進(jìn)一步聚合并實(shí)現(xiàn)碳結(jié)構(gòu)重排的煅燒溫度要求。

REFERENCES

[1] 姜玉敬, 郎光輝. 鋁電解用炭素材料技術(shù)與工藝[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2012: 40?168. JIANG Yu-jing, LANG Guang-hui. Aluminum carbon material technology and process for electrolysis[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2012: 40?168.

[2] EDWARDS L. The history and future challenges of calcined petroleum coke production and use in aluminum smelting[J]. JOM, 2015, 67(2): 308?321.

[3] ZHAO J, ZHAO Q, ZHAO Q. The new generation of vertical shaft calciner technology[C]//LINDSAY S J. Light Metals 2011. San Diego, CA: TMS, 2011: 917?921.

[4] 王 敏, 毛 斌. 罐式爐煅燒生產(chǎn)中常見問題的分析與研究[J]. 輕金屬, 2015, 2(2): 34?36. WANG Min, MAO Bin. Analysis and research on common problems in operation processing of shaft kilns[J]. Light Metals, 2015, 2(2): 34?36.

[5] 李明周, 黃金堤, 童長(zhǎng)仁, 張文海, 周孑民, 李賀松, 張 鵬. 銅電解槽內(nèi)電解液流場(chǎng)的數(shù)值模擬[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2015, 25(8): 2259?2267. LI Ming-zhou, HUANG Jin-di, TONG Chang-ren, ZHANG Wen-hai, ZHOU Jie-min, LI He-song, ZHANG Peng. Numerical simulation of electrolyte flow in copper electrolytic cell[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015, 25(8): 2259?2267.

[6] 楊 帥, 張紅亮, 鄒 忠, 賴延清, 李 劼. 鋁電解槽槽體與環(huán)境界面換熱系數(shù)的計(jì)算[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2015, 25(2): 515?522. YANG Shuai, ZHANG Hong-liang, ZOU Zhong, LAI Yan-qing, LI Jie. Calculation of heat transfer coefficient between aluminum reduction cell surface and surroundings[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015, 25(2): 515?522.

[7] MARTINS M A, OLIVEIRA L S, FRANCA A S. Modeling and simulation of petroleum coke calcination in rotary kilns[J]. Fuel, 2001, 80(11): 1611?1622.

[8] 王春華, 陳文仲, 賈馮睿, 田遠(yuǎn)航, 劉 裕. 回轉(zhuǎn)窯內(nèi)傳熱及燃燒過程的數(shù)值模擬[J]. 化工學(xué)報(bào), 2010, 61(6): 1379?1384. WANG Chun-hua, CHEN Wen-zhong, JIA Feng-rui, TIAN Yuan-hang, LIU Yu. Numerical simulation of heat transfer and combustion in carbon rotary kiln[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2010, 61(6): 1379?1384.

[9] ZHANG Z, WANG T. Investigation of combustion and thermal-flow inside a petroleum coke rotary calcining kiln with potential energy saving considerations[J]. Journal of Thermal Science and Engineering Applications, 2013, 5(1): 11008-1?10.

[10] 張忠霞, 龔石開, 楊運(yùn)川. 基于PDF模型的罐式煅燒爐仿真研究[J]. 炭素技術(shù), 2015, 4(4): 25?30. ZHANG Zhong-xia, GONG Shi-kai, YANG Yun-chuan. Simulation study of pot calciner based on PDF model[J]. Carbon Techniques, 2015, 4(4): 25?30.

[11] 周善紅, 孫 毅, 劉朝東. 罐式煅燒爐數(shù)值模擬研究[J]. 輕金屬, 2013, 12(12): 33?36. ZHOU Shan-hong, SUN Yi, LIU Chao-dong. Numerical simulation research of the shaft kiln[J]. Light Metals, 2013, 12(12): 33?36.

[12] 王平甫, 羅英濤, 宮 振, 李慶義, 譚芝運(yùn), 賈魯寧, 于易如. 中國(guó)豎罐式爐煅燒石油焦技術(shù)分析與研討[J]. 炭素技術(shù), 2009, 28(4): 41?45. WANG Ping-fu, LUO Ying-tao, GONG Zhen, LI Qing-yi, TAN Zhi-yun, JIA Lu-ning, YU Yi-ru. Analysis on calcining technologies for pot calciner in china[J]. Carbon Techniques, 2009, 28(4): 41?45.

[13] 胡國(guó)新, 許 偉, 范浩杰. 移動(dòng)顆粒床中高溫氣體滲流傳熱數(shù)值計(jì)算[J]. 化工學(xué)報(bào), 2001, 52(5): 401?405. HU Guo-xin, XU Wei, FAN Hao-jie. Gas flow and heat transfer in moving particulate bed[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2001, 52(5): 401?405.

[14] NIVEN R K. Physical insight into the Ergun and Wen & Yu equations for fluid flow in packed and fluidised beds[J]. Chemical Engineering Science, 2002, 57(3): 527?534.

[15] LIN P, JI J, LUO Y, WANG Y. A non-isothermal integrated model of coal-fired traveling grate boilers[J]. Applied Thermal Engineering, 2009, 29(14): 3224?3234.

[16] 梁 鵬, 曲 旋, 田原宇, 喬英云, 畢繼誠(chéng). 移動(dòng)床粉煤干餾爐一維數(shù)學(xué)模型的建立[J]. 山東科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2009, 28(6): 79?84. LIANG Peng, QU Xuan, TIAN Yuan-yu, QIAO Ying-yun, BI Ji-cheng. The establishment of one-dimensional mathematical model for moving-bed fine coal dist illation furnace[J]. Journal of Shandong University of Science and Technology (Natural Science), 2009, 28(6): 79?84.

[17] LIN P, JI J, LUO Y, WANG Y. A non-isothermal integrated model of coal-fired traveling grate boilers[J]. Applied Thermal Engineering, 2009, 29(14/15): 3224?3234.

[18] MERRICK D. Mathematical models of the thermal decomposition of coal: 1. The evolution of volatile matter[J]. Fuel, 1983, 62(5): 534?539.

[19] PATISSON F, LEBAS E, HANROT F, ABLITZER D, HOUZELOT J. Coal pyrolysis in a rotary kiln: Part I. Model of the pyrolysis of a single grain[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2000, 31(2): 381?390.

[20] 肖國(guó)俊. 石油焦煅燒回轉(zhuǎn)窯綜合傳熱數(shù)學(xué)模型與數(shù)值模擬[D]. 武漢: 華中科技大學(xué), 2007: 43?71. XIAO Guo-jun. Modeling and simulation of heat transfer for petroleum coke calcining rotary kiln[D]. Wuhan: Huazhong University of Science and Technology, 2007: 43?71.

[21] SHRIRAO P N, SAMBHE D R U, BODADE P R. Experimental investigation on turbulent flow heat transfer enhancement in a horizontal circular pipe using internal threads of varying depth[J]. IOSR Journal of Mechanical and Civil Engineering, 2013, 5(3): 23?28.

[22] DAVIS T A. Algorithm 832: UMFPACK V4. 3-an unsymmetric-pattern multifrontal method[J]. ACM Transactions on Mathematical Software (TOMS), 2004, 30(2): 196?199.

[23] KOCAEFE D, CHARETTE A, CASTONGUAY L. Green coke pyrolysis: investigation of simultaneous changes in gas and solid phases[J]. Fuel, 1995, 74(6): 791?799.

[24] 王春華. 炭素煅燒回轉(zhuǎn)窯熱工過程及優(yōu)化結(jié)構(gòu)的研究[D]. 沈陽: 東北大學(xué), 2009: 178. WANG Chun-hua. Study of thermal process and optimum structure in carbon rotary kilns[D]. Shenyang: Northeastern University, 2009: 178.

[25] 王成善, 陳 磊. 對(duì)高爐內(nèi)爐料運(yùn)動(dòng)勢(shì)流模型及其流函數(shù)解法的發(fā)展[J]. 重慶大學(xué)學(xué)報(bào): 自然科學(xué)版, 2011, 34(9): 73?80. WANG Cheng-shan, CHEN Lei. The developing of the potential flow modelling of the burden flow in a blast furnace[J]. Journal of Chongqing University (Natural Science Edition), 2011, 34(9): 73?80.

[26] PATISSON F, LEBAS E, HANROT F, ABLITZER D, HOUZELOT J. Coal pyrolysis in a rotary kiln: Part I. Model of the pyrolysis of a single grain[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2000, 31(2): 381?390.

(編輯 李艷紅)

Two-dimensional model for heat and mass transfer on petroleum coke calcination in vertical shaft calciner

XIAO Jin1, 2, HUANG Jin-di1, 2, ZHANG Hong-liang1, 2, LI Jie1, 2

(1. School of Metallurgy and Environment, Central South University, Changsha 410083, China;2. Central South University, National Engineering Laboratory of Efficient Utilization of Refractory Nonferrous Metal Resources, Changsha 410083, China)

Thetwo-dimensional model for temperature field and residual volatileconcentration field of petroleum coke calcination in vertical shaft calciner with 24 pots and 8 flues was developed. The model was mainly comprised of four parts, such as the model of seepage heat transfer in porous medium, solid phaseplug flowmodel, heterogeneous pyrolysisreaction kineticsmodel and equivalentheat fluxboundary model. In addition, the model was applied to research the heat and mass transfer process of petroleum coke pyrolysis. The results show that the volatilepyrolysis reaction mainly takes place in the pot at the heights of layers 2, 3, 4 and 5. A partial high-temperature zone with length of about 2.0 m (＞1423 K) is formed at the heights of layers 6, 7 and 8, which will further promote green coke polymerizationand achievecarbon structurerearrangement. The model is validated based on measurement data, which can provide a theoreticalbasis for temperatureautomaticregulation of petroleum coke calcination in vertical shaft calciner.

vertical shaft calciner; temperature field; two-dimensional; high-temperature zone

Project(51374253, 51574289, 61533020) supported by National Natural Science Foundation of China; Project(2015CXS017) supported by the Innovation Driven Plan of Central South University, China

2015-12-08; Accepted date: 2016-10-10

XIAO Jin; Tel: +86-731-88876454; E-mail: changshaxiaojin@126.com

1004-0609(2016)-11-2440-09

TF806.1

A

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51374253，51574289，61533020)；中南大學(xué)“創(chuàng)新驅(qū)動(dòng)計(jì)劃”資助項(xiàng)目(2015CXS017)

2015-12-08；

2016-10-10

肖 勁，教授，博士；電話：0731-88876454；E-mail：changshaxiaojin@126.com