基于?效率目標(biāo)的燒結(jié)余熱豎罐操作參數(shù)優(yōu)化

張晟，趙亮，馮軍勝，董輝

(1.東北大學(xué)冶金學(xué)院，遼寧沈陽(yáng)，110819；2.安徽建筑大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院，安徽合肥，230601)

燒結(jié)礦生產(chǎn)過(guò)程中產(chǎn)生大量的余熱資源，據(jù)統(tǒng)計(jì)，每生產(chǎn)1 t燒結(jié)礦產(chǎn)生的產(chǎn)品顯熱量為1.02 GJ，燒結(jié)礦余熱占我國(guó)鋼鐵余熱資源總量的8%[1-3]。目前我國(guó)燒結(jié)礦余熱回收主要有兩大類技術(shù)：一類技術(shù)是基于環(huán)冷機(jī)模式的余熱回收技術(shù)，另一類是借鑒CDQ 干熄焦?fàn)t提出的燒結(jié)余熱豎罐式余熱回收工藝，其噸礦發(fā)電量有望翻倍。該技術(shù)被列入中國(guó)《鋼鐵工業(yè)調(diào)整升級(jí)規(guī)劃(2016—2020)》中，在“十二五”期間，中國(guó)有2臺(tái)豎罐式余熱回收工程得以實(shí)施；“十三五”期間陸續(xù)又有幾個(gè)工程開(kāi)始實(shí)施建設(shè)。然而從已生產(chǎn)或在調(diào)試的工程來(lái)看，目前國(guó)內(nèi)豎罐式燒結(jié)余熱回收系統(tǒng)運(yùn)行效果并不理想。燒結(jié)余熱豎罐作為整個(gè)工藝的關(guān)鍵設(shè)備，其內(nèi)部氣固流動(dòng)及傳熱過(guò)程有待進(jìn)一步了解。

針對(duì)環(huán)冷機(jī)內(nèi)氣固傳熱過(guò)程已有大量研究[4-7]，燒結(jié)余熱豎罐內(nèi)的顆粒在重力作用下由罐體頂部向下緩慢移動(dòng)，是一種典型的大顆粒散料床層，床層內(nèi)發(fā)生氣固逆流式換熱過(guò)程。馮軍勝等[8-10]針對(duì)燒結(jié)礦顆粒床層的特殊性，對(duì)其內(nèi)部空隙率分布、氣體流動(dòng)及氣固傳熱過(guò)程開(kāi)展了理論研究；高建業(yè)等[11-12]采用解析方法建立豎罐解析計(jì)算模型，研究了單一參數(shù)對(duì)豎罐氣固換熱過(guò)程的影響，進(jìn)而確定豎罐熱工參數(shù)的取值范圍；FENG等[13]通過(guò)嵌入內(nèi)熱源形式，建立了豎罐三維穩(wěn)態(tài)模型，初步探索了年冷卻390 萬(wàn)t 燒結(jié)礦豎罐的熱工參數(shù)組合；PAN等[14]提出了一種研究豎罐內(nèi)傳熱和流動(dòng)過(guò)程的解析方法，分析了冷卻風(fēng)量、冷卻時(shí)間、裝置高度和壓降之間的關(guān)系；ZHANG 等[15]提出將量綱一的?耗作為豎罐余熱回收效果的評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)，分析了各影響因素對(duì)其影響。

本文作者以多孔介質(zhì)模型和局部非熱力學(xué)平衡理論為基礎(chǔ)，采用多物理場(chǎng)仿真軟件COMSOL對(duì)豎罐內(nèi)的氣固傳熱過(guò)程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，借助軟件二次開(kāi)發(fā)功能將料層阻力系數(shù)與氣固換熱系數(shù)編入模型當(dāng)中，并將燒結(jié)礦顆粒的下移過(guò)程以對(duì)流項(xiàng)的形式定義到能量方程中，建立適用于燒結(jié)余熱回收豎罐的三維穩(wěn)態(tài)氣固逆流傳熱模型?；?分析方法，研究并分析影響豎罐內(nèi)氣固傳熱及?效率的主要影響因素及其影響規(guī)律。該研究將對(duì)燒結(jié)余熱豎罐及其類似顆粒填充移動(dòng)床層的研究及設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)性意義。

1 系統(tǒng)熱力學(xué)優(yōu)化判據(jù)

1.1 燒結(jié)余熱豎式回收工藝流程

燒結(jié)余熱豎式回收系統(tǒng)是目前新興的燒結(jié)余熱回收工藝，相比于傳統(tǒng)的環(huán)冷機(jī)可以更大限度的回收燒結(jié)礦顯熱，并且減少漏風(fēng)。燒結(jié)余熱豎式余熱回收系統(tǒng)如圖1所示。由圖1可見(jiàn)：高溫?zé)Y(jié)礦由提升料斗運(yùn)輸至余熱豎罐頂部入口，在重力作用下首先經(jīng)過(guò)預(yù)存段，在冷卻段中高溫?zé)Y(jié)礦與來(lái)自底部的冷卻氣體進(jìn)行熱量交換，經(jīng)過(guò)一段時(shí)間后顆粒溫度降低至120 ℃以下，達(dá)到冷卻工藝要求，最后由豎罐底部的旋轉(zhuǎn)卸料閥排出。冷卻氣體與燒結(jié)礦進(jìn)行熱交換后溫度上升至550 ℃左右，由豎罐預(yù)存段與冷卻段之間的環(huán)形風(fēng)道排出，到達(dá)余熱鍋爐生產(chǎn)蒸汽，進(jìn)而推動(dòng)汽輪機(jī)發(fā)電，余熱鍋爐底部排出的中低溫?zé)煔庥裳h(huán)風(fēng)機(jī)加壓后，再次送至燒結(jié)余熱豎罐用于冷卻燒結(jié)礦。

圖1 燒結(jié)余熱豎式余熱回收系統(tǒng)Fig.1 Sintering waste heat vertical recovery system

燒結(jié)余熱豎罐式是燒結(jié)余熱豎式回收工藝的關(guān)鍵設(shè)備，其結(jié)構(gòu)形式如圖2所示。豎罐出口處的冷卻氣體溫度及流量會(huì)直接影響后續(xù)系統(tǒng)的發(fā)電量。在燒結(jié)機(jī)產(chǎn)量及工況，即豎罐進(jìn)口燒結(jié)礦流量及溫度一定的情況下，罐體的結(jié)構(gòu)尺寸及操作參數(shù)都會(huì)對(duì)罐體內(nèi)顆粒、氣體流動(dòng)以及兩者之間的傳熱過(guò)程產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響出口冷卻氣體的溫度及流量，因此，存在適宜的運(yùn)行參數(shù)使熱量回收系統(tǒng)效率達(dá)到較高水平。

圖2 燒結(jié)余熱豎罐結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of sinter waste heat vertical tank

1.2 ?分析方法

傳統(tǒng)的熱力學(xué)第一定律分析法只考慮能量總量，這與能量的實(shí)際效用不符合。?分析方法建立在熱力學(xué)第一定律與第二定律基礎(chǔ)上，可以在偏離環(huán)境狀態(tài)的情況下，更好地分析解釋工質(zhì)的做功能力，揭示系統(tǒng)內(nèi)部損失的實(shí)質(zhì)，對(duì)于整個(gè)系統(tǒng)的熱力學(xué)完善具有指導(dǎo)意義[16]。?包括物理?、化學(xué)?、機(jī)械能?和潛能?，由于燒結(jié)余熱豎罐內(nèi)只涉及氣固間傳熱與氣體流動(dòng)，因此，在計(jì)算時(shí)主要考慮物理?。燒結(jié)余熱豎罐內(nèi)?流如圖3所示。

當(dāng)進(jìn)出口工質(zhì)i溫度為T(mén)i時(shí)，所具有?的表達(dá)式為

圖3 燒結(jié)余熱豎罐的?流Fig.3 Exergy flow of waste heat recovery of sinter vertical tank

式中：ExT,i為進(jìn)出口工質(zhì)i所具有?，J/s，qm為進(jìn)出系統(tǒng)工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s，cp為工質(zhì)比熱容，J/(kg·K)；T0與Ti分別為環(huán)境溫度和工質(zhì)溫度，K，本研究中環(huán)境溫度取293 K。

其中冷卻氣體比熱容為

燒結(jié)礦的比熱容為[17]

式中：Tg與Ts分別為氣體溫度和燒結(jié)礦溫度，K。

冷卻氣體經(jīng)過(guò)燒結(jié)礦床層時(shí)，受到顆粒對(duì)氣體流動(dòng)阻礙的影響，勢(shì)必會(huì)產(chǎn)生壓力損失，使用壓力?進(jìn)行定量描述，其表達(dá)式為

式中：Exloss,p為工質(zhì)所損失的壓力?，J/s；R為氣體常數(shù)，R=8.314 J/(mol·K)；M為氣體摩爾質(zhì)量，kg/mol；P和P0分別為工質(zhì)壓力與環(huán)境壓力，Pa。

燒結(jié)余熱豎罐內(nèi)冷卻氣體與燒結(jié)礦之間存在溫差，由此引發(fā)氣固間熱量傳遞，在熱量傳遞過(guò)程中亦會(huì)產(chǎn)生能量品質(zhì)的損失，即傳熱?損失。然而由于罐體內(nèi)不同位置處氣固間溫差有所差異，且傳熱量不盡相同，很難具體計(jì)算各個(gè)位置處傳熱?損失?？紤]到?分析方法是建立?平衡方程基礎(chǔ)上，?平衡方程與能量守恒方程是一致的，即對(duì)于給定系統(tǒng)，進(jìn)入系統(tǒng)的?等于系統(tǒng)出口的?加上系統(tǒng)內(nèi)部?損失，本研究將罐體壁面視為絕熱邊界，忽略散熱能量損失。由此可得傳熱?損失的表達(dá)式為

式中：Exloss,h為傳熱?損失，J/s。

?效率是評(píng)價(jià)系統(tǒng)能量回收效果的重要指標(biāo)，指輸出能量被進(jìn)一步利用的占總體輸入的比例，?效率越高，代表系統(tǒng)的能量回收效率越高。?效率ηe的表達(dá)式如下：

式中：Exout,useful為出口且投入使用的?，J/s，在本研究中即為出口冷卻氣體?。

2 燒結(jié)余熱豎罐模型的建立及驗(yàn)證

2.1 物理模型

整個(gè)燒結(jié)余熱豎罐罐體可分為進(jìn)口段、預(yù)存段、冷卻段及卸料段。由于罐體內(nèi)氣固傳熱過(guò)程主要發(fā)生在冷卻段中，為了降低仿真模擬的耗費(fèi)時(shí)間，本研究取燒結(jié)余熱豎罐的冷卻段及預(yù)存段部分區(qū)域進(jìn)行仿真分析研究。

燒結(jié)礦經(jīng)燒結(jié)機(jī)燒結(jié)，破碎機(jī)破碎之后，形成粒徑不同，形狀不規(guī)則的塊狀顆粒。在保證其求解精度的前提下，簡(jiǎn)化處理燒結(jié)礦床層。目前通常采用的方法是統(tǒng)計(jì)平均法[18-19]，經(jīng)過(guò)此方法處理之后，燒結(jié)礦床層可被看作是多孔介質(zhì)[20]。由此對(duì)余熱豎罐的物理模型進(jìn)行以下簡(jiǎn)化處理：

1)燒結(jié)余熱豎罐運(yùn)行狀況穩(wěn)定且所有相關(guān)設(shè)備運(yùn)行參數(shù)恒定；

2)在穩(wěn)定狀況下，罐體底部入口各個(gè)位置的風(fēng)速與分布?jí)毫ο嗤?/p>

3)燒結(jié)礦的體積隨溫度變化熱脹冷縮很小，忽略不計(jì)，且顆粒內(nèi)外溫度一致，沒(méi)有溫度梯度，床層內(nèi)顆粒運(yùn)動(dòng)速度只隨豎罐橫截面積變化。

2.2 數(shù)學(xué)模型

2.2.1 多孔介質(zhì)模型

燒結(jié)余熱豎罐內(nèi)氣體的流動(dòng)以三維湍流為主，利用湍流k-ε方程對(duì)冷卻氣體流經(jīng)燒結(jié)礦床層過(guò)程中的質(zhì)量守恒及動(dòng)量守恒進(jìn)行控制，其中動(dòng)量描述方程如下：

式中：ρ為流體密度，kg/m3；u為流體速度矢量，m/s；p為壓力，包括靜壓力與流體黏性壓力，Pa；I為單位方向矢量；μ為冷卻空氣的動(dòng)力黏度，Pa·s；μT為湍流黏性系數(shù)，主要受湍流流動(dòng)過(guò)程中的湍動(dòng)能和湍動(dòng)能耗散率的影響；F為冷卻空氣受到的體積力矢量，N/m3；Si為動(dòng)量損失源項(xiàng)，N/m3。

為描述流體在多孔介質(zhì)內(nèi)的流動(dòng)，需要在動(dòng)量方程中增加一個(gè)源項(xiàng)，Si[21]。該源項(xiàng)由黏性損失項(xiàng)與慣性損失項(xiàng)2部分組成，分別為式(8)右邊第1項(xiàng)與第2項(xiàng)。

式中：1/α為黏性阻力系數(shù)；C2為慣性阻力系數(shù)。

為了確定該源項(xiàng)，本文采用以燒結(jié)礦床層為研究對(duì)象得到的修正Ergun公式來(lái)確定黏性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)[8]，分別為：

式中：ε為空隙率；φ為顆粒形狀因子；dp為顆粒直徑，m。

2.2.2 局部非熱力學(xué)平衡雙能量方程

燒結(jié)余熱豎罐內(nèi)，由于氣固兩相熱導(dǎo)率及熱容差別較大，相同位置處兩相溫度差別較明顯，因此，采用局部非熱力學(xué)平衡雙能量方程來(lái)求解多孔介質(zhì)內(nèi)的傳熱過(guò)程。

固相能量方程為

氣相能量方程為

式中：ρs和ρf分別為燒結(jié)礦和氣體密度，kg/m3；cs和cf分別為燒結(jié)礦和氣體比熱容，J/(kg·K)；us和uf分別為燒結(jié)顆粒平移速度和氣體表觀流速，m/s；ts和tf分別為固體和氣體溫度，℃；λs和λf分別為燒結(jié)礦和氣體導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；hv為氣固之間體積對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m3·K)，可由Achenbach 準(zhǔn)則關(guān)系式確定：

此處h是氣固之間換熱系數(shù)，包含對(duì)流、輻射及導(dǎo)熱，F(xiàn)ENG等[22]通過(guò)自制試驗(yàn)裝置，得到了燒結(jié)礦床層內(nèi)綜合傳熱努賽爾數(shù)(Nu)。

式中：hconv，hcond和hradi分別為對(duì)流換熱系數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)和輻射換熱系數(shù)，W/(m·K)；Re為顆粒雷諾數(shù)：Pr為氣體普朗特?cái)?shù)。

2.3 基于小試試驗(yàn)裝置的模型結(jié)果驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，搭建了燒結(jié)礦冷卻豎罐小試試驗(yàn)裝置。小試試驗(yàn)裝置燒結(jié)礦處理能力為5 t/h，有效冷卻橫截面積1 m2。整個(gè)裝置外廓尺寸如下：高度為10 m，長(zhǎng)寬均為4.5 m。主體試驗(yàn)罐體分為2 部分：上部為加熱段(有效高度為3.78 m)，下部為冷卻段(有效高度為1.80 m)。設(shè)置加熱段是為保證冷卻段上部有連續(xù)的高溫物料不斷進(jìn)入，真實(shí)模擬燒結(jié)余熱豎罐生產(chǎn)過(guò)程。罐體內(nèi)橫截面為圓形，內(nèi)徑為1.12 m，外部保溫層厚度為0.4 m，在罐體最外側(cè)為鋼結(jié)構(gòu)，確保小試試驗(yàn)豎罐運(yùn)行的穩(wěn)定性和安全性。

試驗(yàn)流程分為3個(gè)階段：準(zhǔn)備階段、測(cè)試階段及后處理階段。

1)準(zhǔn)備階段時(shí)，通過(guò)提升料斗將燒結(jié)礦顆粒填充至罐體當(dāng)中；待罐體填充滿后，加熱罐體加熱段內(nèi)的燒結(jié)礦顆粒，加熱熱源為發(fā)生爐煤氣燃燒所產(chǎn)生的熱量；在加熱階段時(shí)，助燃?xì)怏w管路處于開(kāi)啟狀態(tài)，冷卻氣體管路處于關(guān)閉狀態(tài)。加熱段設(shè)置有溫度探測(cè)裝置，待加熱段內(nèi)燒結(jié)礦加熱至所需溫度時(shí)，關(guān)閉煤氣發(fā)生爐與助燃?xì)怏w管路。

2)測(cè)試階段時(shí)，開(kāi)啟罐體底部旋轉(zhuǎn)下料閥及冷卻氣體管路，開(kāi)始階段下料閥排出的是冷卻段內(nèi)尚未加熱的燒結(jié)礦顆粒，趁此階段調(diào)整冷卻氣體流量至設(shè)計(jì)值；待高溫?zé)Y(jié)礦排出時(shí)，開(kāi)始讀取并記錄數(shù)據(jù)，包括燒結(jié)礦排料溫度及出風(fēng)管處氣體溫度。

3)后處理階段主要包括試驗(yàn)物料的處理及測(cè)試設(shè)備的回收。

建立與小試試驗(yàn)裝置冷卻段一致的數(shù)值計(jì)算模型，保證相同的幾何與邊界條件，將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果如表1所示。

由表1可知數(shù)值計(jì)算模型模擬結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試值基本一致，但存在一定偏差，燒結(jié)礦及冷卻氣體出口溫度平均偏差分別為4.47%和1.81%。存在偏差的主要原因是：

1)在試驗(yàn)準(zhǔn)備階段對(duì)燒結(jié)礦進(jìn)行加熱時(shí)，很難將整個(gè)料層加熱至統(tǒng)一溫度，導(dǎo)致冷卻段入口燒結(jié)礦溫度有波動(dòng)，與模擬計(jì)算情形有差異；

2)測(cè)試階段時(shí)，存在儀器誤差和操作誤差；

表1 試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Table 1 Comparison of experimental measurement results and numerical simulation results

圖4 小試試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)圖Fig.4 Sketch map of small test device

3)數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行了部分簡(jiǎn)化，例如忽略罐體壁面向外界的散熱。

由表1可知最大相對(duì)偏差在10%以內(nèi)，滿足工程精度要求，能夠準(zhǔn)確描述燒結(jié)余熱豎罐內(nèi)傳熱及流動(dòng)過(guò)程，因此，本文所建立的模型以及計(jì)算結(jié)果是可靠的。

3 燒結(jié)余熱豎罐工藝參數(shù)對(duì)余熱回收效果的影響

模擬計(jì)算以某鋼廠年產(chǎn)量260 萬(wàn)t 燒結(jié)機(jī)的配套燒結(jié)余熱豎罐作為基準(zhǔn)工況，設(shè)計(jì)的具體數(shù)值如表2所示。

根據(jù)表2中燒結(jié)余熱豎罐結(jié)構(gòu)與運(yùn)行參數(shù)，建立燒結(jié)余熱豎罐冷卻段與預(yù)存段部分區(qū)域物理模型，借助仿真軟件COMSOL 內(nèi)置功能完成網(wǎng)格劃分[23]，并設(shè)置對(duì)應(yīng)的邊界條件。建立的幾何模型及網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5所示。

3.1 冷卻氣體質(zhì)量流量的影響

冷卻氣體質(zhì)量流量可通過(guò)調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)進(jìn)行控制，圖6所示為冷卻氣體、燒結(jié)礦出口溫度及料層內(nèi)壓降隨冷卻氣體質(zhì)量流量變化曲線。圖6中曲線上的“*”表示在表2所示工況，即標(biāo)準(zhǔn)工況下，出口溫度及料層內(nèi)壓降情況。從圖6可以看出：冷卻氣體質(zhì)量流量在70～110 kg/s 范圍內(nèi)，每增加10 kg/s，冷卻氣體及燒結(jié)礦出口溫度分別下降13.2 K 和14.1 K，料層內(nèi)壓降增加202.5 Pa。從圖6還可以看出：燒結(jié)礦出口溫度的下降趨勢(shì)有所減緩，這是由于隨著冷卻氣體質(zhì)量流量增加，罐體內(nèi)燒結(jié)礦溫度整體逐漸降低，氣體與其進(jìn)行熱交換的難度提升，因此，燒結(jié)礦的冷卻效果受到抑制。

表2 燒結(jié)余熱豎罐標(biāo)況參數(shù)Table 2 Parameters of sintering waste heat vertical cooler at standard condition

圖5 數(shù)值計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分Fig.5 Numerical calculation model and grid division

圖6 冷卻氣體、燒結(jié)礦出口溫度及料層內(nèi)壓降隨冷卻氣體質(zhì)量流量變化曲線Fig.6 Cooling gas,sinter ore outlet temperature and pressure drop in vertical cooler variation with cooling gas mass flow

冷卻氣體質(zhì)量流量對(duì)冷卻氣體出口?及?效率影響如圖7所示。由圖7可知：隨著冷卻氣體質(zhì)量流量增加，出口氣體的?出現(xiàn)先增大，在到達(dá)峰值點(diǎn)后又開(kāi)始回落的趨勢(shì)，峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的冷卻氣體質(zhì)量流量為93.6 kg/s，此時(shí)出口氣體的?為23.03 MJ/s。從式(1)可以看出：?可拆分為熱量與能級(jí)2個(gè)因素，隨著冷卻氣體流量增加，氣體與燒結(jié)礦之間換熱更加充分，出口氣體攜帶的熱量不斷增加，但與此同時(shí)出口氣體的溫度不斷降低，對(duì)應(yīng)能級(jí)下降。在出口氣體?達(dá)到頂峰前，熱量的增加占主導(dǎo)地位，?表現(xiàn)為上升的態(tài)勢(shì)。但由于出口氣體的溫度不斷降低，導(dǎo)致回收熱量的能級(jí)逐漸下降，并對(duì)出口氣體的?產(chǎn)生較大影響，表現(xiàn)為?逐漸下降。

圖7 冷卻氣體質(zhì)量流量對(duì)冷卻氣體出口?及?效率影響Fig.7 Effect of cooling gas mass flow rate on cooling gas outlet exergy and exergy efficiency

由圖7還可知：隨著冷卻氣體質(zhì)量流量增加，?效率出現(xiàn)與出口氣體?相同的變化趨勢(shì)(先增后降)，峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的冷卻氣體質(zhì)量流量為91.2 kg/s，與?拐點(diǎn)位置相比略有提前。這是由于冷卻氣體質(zhì)量流量會(huì)對(duì)豎罐的投入總?產(chǎn)生影響，進(jìn)而對(duì)?效率產(chǎn)生影響。綜上適宜的冷卻氣體質(zhì)量流量應(yīng)設(shè)置為91.2～93.6 kg/s。

3.2 燒結(jié)礦顆粒直徑的影響

圖8所示為冷卻氣體、燒結(jié)礦出口溫度及料層內(nèi)壓降隨燒結(jié)礦顆粒直徑變化曲線。從圖8可以看出：顆粒直徑在0.03～0.04 m 范圍內(nèi)，每增加0.002 5 m，冷卻氣體出口溫度下降8.51 K，燒結(jié)礦出口溫度上升10.0 K。這是由于隨著顆粒直徑增加，燒結(jié)礦顆粒的比表面積減少，即顆粒單位體積所對(duì)應(yīng)的表面積減小，由此導(dǎo)致相同床層體積內(nèi)，顆粒與氣體的換熱面積縮減，導(dǎo)致傳熱效率降低。因此，增加燒結(jié)礦顆粒直徑會(huì)導(dǎo)致余熱豎罐冷卻效率及余熱回收效率降低。隨顆粒直徑增加，顆粒之間相互堆積形成的間隙不斷擴(kuò)大，氣體流過(guò)間隙受到的阻礙隨之減小，由此使得料層內(nèi)壓降不斷降低。

圖8 冷卻氣體、燒結(jié)礦出口溫度及料層內(nèi)壓降隨燒結(jié)礦顆粒直徑變化曲線Fig.8 Cooling gas,sinter ore outlet temperature and pressure drop in vertical cooler vary with sinter particle diameter

圖9所示為燒結(jié)礦顆粒直徑對(duì)冷卻氣體出口?及?效率影響。從圖9可以看出：顆粒直徑在0.03～0.04 m 范圍內(nèi)，每增加0.002 5 m，冷卻氣體出口?下降0.55 MJ/s，?效率下降1.72%。顆粒直徑增加會(huì)導(dǎo)致罐體內(nèi)氣固傳熱效率降低，進(jìn)而會(huì)對(duì)余熱豎罐冷卻效率及余熱回收效率產(chǎn)生不利影響。

3.3 進(jìn)口冷卻氣體溫度的影響

圖9 燒結(jié)礦顆粒直徑對(duì)冷卻氣體出口?及?效率影響Fig.9 Effect of sinter particle diameter on cooling gas outlet exergy and exergy efficiency

進(jìn)入余熱豎罐底部的冷卻氣體來(lái)自余熱鍋爐，氣體溫度一方面影響豎罐的冷卻效果，另一方面會(huì)對(duì)鍋爐蒸汽的生產(chǎn)有所影響。圖10所示為冷卻氣體、燒結(jié)礦出口溫度及料層內(nèi)壓降隨冷卻氣體進(jìn)口溫度變化曲線。從圖10可以看出：冷卻氣體進(jìn)口溫度在303～343 K范圍內(nèi)，每增加10 K，冷卻氣體及燒結(jié)礦出口溫度分別升高4.54 K 和7.49 K，燒結(jié)礦的出口溫度增長(zhǎng)速度比冷卻氣體的大。這是由于隨著冷卻氣體進(jìn)口溫度增加，氣固間溫差減小，使得兩者間傳熱效率降低，豎罐的冷卻效率降低，出口燒結(jié)礦溫度上升。因?yàn)闅怏w與燒結(jié)礦比熱容有所差異，因此在能量守恒的前提下，兩者出口溫度變化有所差異。

圖10 冷卻氣體、燒結(jié)礦出口溫度及料層內(nèi)壓降隨冷卻氣體進(jìn)口溫度變化曲線Fig.10 Cooling gas,sinter ore outlet temperature and pressure drop in vertical cooler vary with cooling gas inlet temperature

冷卻氣體進(jìn)口溫度對(duì)冷卻氣體出口?及?效率影響如圖11所示。由圖11可知：隨著冷卻氣體進(jìn)口溫度增加，出口氣體的?及?效率不斷增加，每增加10 K，出口氣體的?增加0.29 MJ/s，?效率增加0.89%。因此提高冷卻氣體進(jìn)口溫度將會(huì)對(duì)豎罐余熱回收效果產(chǎn)生正效益，然而追求余熱回收的前提是滿足燒結(jié)礦冷卻，根據(jù)先前的分析可知，冷卻氣體進(jìn)口溫度增加會(huì)提高燒結(jié)礦出口溫度，冷卻氣體進(jìn)口溫度不宜設(shè)置過(guò)高。按照工藝要求，燒結(jié)礦需冷卻至150 ℃以下，因此，冷卻氣體進(jìn)口溫度不宜超過(guò)323 K。

圖11 冷卻氣體進(jìn)口溫度對(duì)冷卻氣體出口?及?效率影響Fig.11 Effect of cooling gas inlet temperature on cooling gas outlet exergy and exergy efficiency

4 操作參數(shù)設(shè)計(jì)優(yōu)化

根據(jù)先前的單因素分析對(duì)冷卻氣體質(zhì)量流量、燒結(jié)礦顆粒直徑和冷卻氣體進(jìn)口溫度3個(gè)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析。根據(jù)之前的研究可知：

1)存在最佳的冷卻氣體質(zhì)量流量，使得冷卻氣體出口?及?效率到達(dá)峰值；

2)縮小顆粒直徑會(huì)強(qiáng)化罐體內(nèi)氣固傳熱過(guò)程，進(jìn)而提高豎罐的余熱回收效果；

3)冷卻氣體進(jìn)口溫度越高，冷卻氣體出口?及?效率隨之增加，但受限于冷卻工藝要求，進(jìn)口溫度不宜設(shè)置超過(guò)323 K。

在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，燒結(jié)礦顆粒尺寸受破碎及篩分過(guò)程影響，具有較大隨機(jī)性，而冷卻氣體質(zhì)量流量可通過(guò)風(fēng)機(jī)變頻及閥門(mén)進(jìn)行控制，可操作性強(qiáng)?；诖?，在保證冷卻氣體進(jìn)口溫度盡可能高的情況下(323 K)，探究不同顆粒直徑情況下，冷卻氣體質(zhì)量流量對(duì)豎罐?效率的影響，其結(jié)果如圖12所示。

圖12 不同燒結(jié)礦顆粒直徑條件下，冷卻氣體進(jìn)口溫度對(duì)?效率影響Fig.12 Effect of cooling gas inlet temperature on exergy efficiency with different sinter particle diameters

由圖12可知：不同的燒結(jié)礦顆粒直徑有各自對(duì)應(yīng)的最佳冷卻氣體質(zhì)量流量，隨著顆粒直徑增加，其對(duì)應(yīng)的最佳冷卻氣體質(zhì)量流量越大，而峰值點(diǎn)逐漸降低，這表明縮小燒結(jié)礦顆粒直徑可達(dá)到更好的余熱回收效果。當(dāng)燒結(jié)礦顆粒直徑從0.027 5 m 增加至0.035 0 m 時(shí)，對(duì)應(yīng)的最佳冷卻氣體質(zhì)量流量由89.1 kg/s增加至91.2 kg/s，變化幅度為2.3%，質(zhì)量流量變化并不明顯。而就實(shí)際工況而言，燒結(jié)礦床層是由不同粒徑的顆粒堆積而成的，因此，適宜的冷卻氣體質(zhì)量流量可設(shè)置為89.1～91.2 kg/s。

5 結(jié)論

1)基于多孔介質(zhì)模型及局部熱力學(xué)非平衡方程，通過(guò)UDF 將床層下移運(yùn)動(dòng)以對(duì)流項(xiàng)的形式編譯至能量方程當(dāng)中，建立了描述燒結(jié)余熱豎罐內(nèi)氣固傳熱過(guò)程的三維穩(wěn)態(tài)模型，并借助小試試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的可靠性。

2)針對(duì)既定產(chǎn)量與燒結(jié)礦礦溫度的生產(chǎn)條件下，基于生產(chǎn)實(shí)際的可調(diào)性，冷卻氣體質(zhì)量流量在70～110 kg/s 范圍內(nèi)，隨著流量不斷增加，出口冷卻氣體所攜帶的?呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在流量為93.6 kg/s時(shí)達(dá)到峰值，此時(shí)出口氣體的?為23.03 MJ/s，?效率的拐點(diǎn)有所提前。燒結(jié)礦顆粒直徑增加對(duì)豎罐余熱回收效果產(chǎn)生負(fù)效應(yīng)，在0.03～0.04 m 范圍內(nèi)，顆粒直徑每增加0.002 5 m，冷卻氣體出口?下降0.55 MJ/s，?效率下降1.72%。冷卻氣體進(jìn)口溫度在303～343 K 范圍內(nèi)，隨著溫度增加，冷卻氣體出口?及?效率都隨之增加，然而考慮到豎罐的冷卻效果，冷卻氣體進(jìn)口溫度不宜設(shè)置過(guò)高。

3)綜合考慮冷卻氣體質(zhì)量流量以及燒結(jié)礦顆粒直徑2個(gè)因素對(duì)豎罐余熱回收的影響，發(fā)現(xiàn)不同的燒結(jié)礦顆粒直徑工況下，有對(duì)應(yīng)不同的最佳冷卻氣體質(zhì)量流量，且隨著顆粒直徑增加，其對(duì)應(yīng)的最佳冷卻氣體質(zhì)量流量越大，但是峰值點(diǎn)逐漸降低?？紤]到實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中，床層內(nèi)顆粒直徑各不相同，因此，適宜的冷卻氣體質(zhì)量流量應(yīng)設(shè)置為89.1～91.2 kg/s。