燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐內(nèi)氣固傳熱特性數(shù)值分析

張曉虎, 張 晟, 趙 亮, 董 輝

(東北大學(xué) 冶金學(xué)院, 遼寧 沈陽 110819)

菱鎂礦是我國的優(yōu)勢礦產(chǎn)資源之一,廣泛應(yīng)用于冶金、建材、化工等領(lǐng)域.近20年來,在高溫行業(yè)快速發(fā)展的推動下,我國鎂質(zhì)耐火材料取得了長足的發(fā)展和進步.鎂質(zhì)耐火原料的主要產(chǎn)品是輕燒氧化鎂、燒結(jié)鎂砂、電熔鎂砂,其產(chǎn)量分別占鎂質(zhì)耐火原料年產(chǎn)量的43%,40%,17%[1].豎爐作為燒結(jié)鎂砂生產(chǎn)所需的核心設(shè)備,大多采用實際經(jīng)驗進行生產(chǎn)設(shè)計,缺乏理論性指導(dǎo).其規(guī)格較小,生產(chǎn)能力低,多為120～150 t/d;排料溫度較高,最高可達400 ℃;能耗大,國內(nèi)燒結(jié)豎爐單位產(chǎn)品熱耗為2 000～2 500 MJ/t,熱耗值高出國外先進生產(chǎn)技術(shù)40%[2];同時燒結(jié)鎂砂生產(chǎn)中大氣污染問題嚴(yán)重,爐內(nèi)最高溫度在1 500 ℃以上,導(dǎo)致熱力型NOx生成速度呈指數(shù)增長,根據(jù)企業(yè)現(xiàn)有運行參數(shù)估算,全國每年因生產(chǎn)燒結(jié)鎂砂產(chǎn)生的氮氧化物約為2.2×105～2.5×105t.

目前,針對燒結(jié)鎂砂豎爐內(nèi)氣固流動及換熱相關(guān)研究甚少.Rasul等[3]基于多孔介質(zhì)模型,利用Fluent對2D燒結(jié)鎂砂豎爐的熱力學(xué)過程進行了模擬,討論了氣體和顆粒層溫度隨爐高的變化.Huang[4]基于Matlab一維區(qū)域分析原理,耦合求解了豎爐內(nèi)燃燒、氣體和顆粒流動以及爐內(nèi)傳熱等過程.肖奮飛等[5]建立三維重?zé)Q爐煅燒模型,采用κ-ε湍流和有限速率反應(yīng)模型,同時加入氣體輻射傳熱過程,獲得了氣體溫度和濃度場分布情況.叢偉[6]定量分析了遼南地區(qū)某機械化新型鎂砂豎爐熱工行為,通過熱平衡分析了豎爐能量利用情況,得到了其熱效率,同時指出了生產(chǎn)中存在的不足.

就床層本質(zhì)而言,燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐屬于顆粒移動床范疇,其內(nèi)部流動及傳熱研究可借鑒現(xiàn)有的顆粒填充床和移動床研究.Karimipour-Fard等[7]借助多孔介質(zhì)雙能量方程,研究了氣固運動速度比、雷諾數(shù)Re、空隙率等參數(shù)對逆流式換熱床中氣固之間換熱的影響.Ghadi等[8]基于多孔介質(zhì)模型建立Midrex豎爐二維穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型,研究了不同氣流噴口數(shù)量對爐內(nèi)溫度分布和化學(xué)反應(yīng)程度的影響變化規(guī)律.Yaman等[9]通過建立顆粒填充床實驗平臺研究床層氣固傳熱特性,發(fā)現(xiàn)顆粒密度和直徑為氣固傳熱系數(shù)主要影響因素.Mahmoudi[10]以填充有多孔材料的管道為研究對象,研究了固體熱輻射效應(yīng)對多孔介質(zhì)內(nèi)的流體和固體溫度場的影響以及對努塞爾數(shù)Nu的影響，結(jié)果表明,固相熱輻射對固體和流體溫度場分布影響較大.Hajipour等[11]通過數(shù)值與解析結(jié)合的方法,探究動量方程中慣性項和黏性耗散對氣固換熱的影響,獲得了床層內(nèi)流體的速度場及兩相的溫度場.Saberinejad等[12]基于局部熱平衡模型,研究了達西數(shù)Da和雷諾數(shù)Re等對多孔介質(zhì)管道內(nèi)部氣固流動及換熱的影響,結(jié)果表明傳熱效果和壓力損失都隨著達西數(shù)的降低而增強.Dickson等[13]基于局部熱非平衡理論,研究了納米流體流經(jīng)多孔介質(zhì)時熱量交換過程,分析了顆粒濃度對努塞爾數(shù)和熵的影響.Al-Sumaily等[14]對比局部熱平衡模型和非平衡模型,分析粒徑對氣體流動和氣固傳熱的影響,同時發(fā)現(xiàn)局部熱非平衡模型更適合填充床研究.

針對顆粒移動床的研究仍基于局部熱平衡模型,且采用傳統(tǒng)Ergun公式計算料層阻力損失,計算結(jié)果與實際情況有所偏差.為解決豎爐煅燒過程中豎爐規(guī)模小、余熱損失量大、污染重等問題,本研究基于局部熱非平衡模型,借鑒爐窯三類變量關(guān)系[15],即豎爐的結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)影響著爐內(nèi)的傳熱與流動過程,進而影響著球團的質(zhì)量和產(chǎn)量,開展燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐內(nèi)氣固流動及傳熱過程的研究,借此初步解決現(xiàn)有生產(chǎn)設(shè)備中存在的熱工問題.

1 模型的建立

1.1 物理模型及其假設(shè)條件

參照遼寧某地實際運行的豎爐,燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐結(jié)構(gòu)形式如圖1所示.菱鎂礦經(jīng)破碎、浮選、壓球后,氧化鎂生球團由煅燒豎爐頂部進入爐內(nèi),在重力作用下向下運動,先后經(jīng)過預(yù)熱段及煅燒段,煅燒完成的熟球團繼續(xù)下行,在冷卻段冷卻后由爐底旋轉(zhuǎn)卸料閥排出.天然氣與助燃空氣通過布置在豎爐煅燒段的噴嘴噴入爐內(nèi),燃燒產(chǎn)生高溫?zé)煔饧訜嵘驁F.冷卻風(fēng)由爐底側(cè)面通入,在冷卻段冷卻熟球團后上行,經(jīng)過煅燒段與高溫煅燒煙氣混合后預(yù)熱生球團,最后由爐頂排出.模型中采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,并對煅燒風(fēng)入口、冷卻風(fēng)入口，以及煙氣出口處網(wǎng)格進行加密.

1—球團入口;2—煙氣出口;3—煅燒風(fēng)入口; 4—冷卻風(fēng)入口;5—球團出口. 圖1 燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐Fig.1 Shaft furnace for calcination of sintered magnesia (a)—結(jié)構(gòu)示意圖； (b)—三維物理模型.

圖1b所示為豎爐三維物理模型,該豎爐總高17.4 m,其中煅燒風(fēng)入口以上長7.4 m;煅燒風(fēng)入口以下長10 m;豎爐直徑為1.6 m.

考慮到豎爐內(nèi)煅燒風(fēng)、冷卻風(fēng)以及煙氣等多種氣體同時存在的情況會使?fàn)t內(nèi)氣固流動及傳熱更加復(fù)雜,在保證計算精度的同時對豎爐物理模型做出簡化:

1) 運行工況穩(wěn)定,各參數(shù)在容許范圍內(nèi)視為恒定;

2) 爐內(nèi)氣體視作不可壓縮流體,忽略密度隨壓力變化情況;

3) 爐內(nèi)球團為各向同性多孔介質(zhì),在煅燒過程中球團狀態(tài)和形狀保持不變;

4) 爐壁裝有保溫層,忽略熱損失.

1.2 控制方程

本文所采用的各控制方程如下.

1) 連續(xù)性方程:

(1)

式中:ux,uy,uz為三個方向的速度分量,m/s;ρ為氣體密度,kg/m3.

2) 動量方程

(2)

(3)

(4)

式中:p為流體微元上的壓強,Pa;τ為由于黏性作用產(chǎn)生的黏性應(yīng)力,Pa，下標(biāo)x,y,z代表方向；fx,fy,fz為體積力,N/m3.

在動量方程中添加源項Si,用以描述氣體流經(jīng)多孔介質(zhì)床層時動量傳輸過程.

(5)

式中:Si為i方向上動量方程中的源項,i為x,y,z方向之一;1/α為黏性阻力系數(shù);C2為慣性阻力系數(shù);μ為氣體動力黏度,Pa·s;|v|為氣體流動速度,m/s;vi為i方向上氣體流動速度,m/s.

通過自制實驗臺獲得適用于氧化鎂球團移動床層的修正Ergun方程,同時獲得基于此方程的多孔介質(zhì)區(qū)域的黏性和慣性阻力系數(shù)[16].

(6)

(7)

(8)

式中:ΔP為氣體流過料層時的壓差,Pa;ΔL為料層高度,m;dp為球團當(dāng)量直徑,m;ε為床層空隙率;ud為氣流通過填充層的表觀流速,m/s;ρf為氣流密度,kg/m3.

3) 能量方程

以多孔介質(zhì)和局部熱力學(xué)非平衡穩(wěn)態(tài)雙能量方程為前提,分別建立爐內(nèi)氣固兩相能量方程,求解爐內(nèi)換熱過程[17-18].

氣相:

ε(ρcp)fufTf=ε·((λf+λef)Tf)+

hv(Ts-Tf) .

(9)

固相:

(1-ε)ρscs)usTs=(1-ε)·

((λs+λes)·Ts)+hv(Ts-Tf) .

(10)

式中:Tf,Ts為氣、固平均溫度,K;ρf,ρs為氣、固密度,kg/m3;λf,λs為氣、固導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);λef,λes為氣、固等效輻射導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);hv為氣固對流體積換熱系數(shù),W/(m3·K),由Achenbach準(zhǔn)則式[19]計算.

由于燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐爐內(nèi)溫度整體偏高,故須考慮爐內(nèi)輻射換熱,但對于輻射換熱來說,其具體的數(shù)學(xué)描述很復(fù)雜.本文采用近似方法[20],將氣固輻射換熱項折算到等效導(dǎo)熱系數(shù)中,獲得適用于豎爐的等效輻射換熱系數(shù):

(11)

(12)

式中:eB為玻爾茲曼常數(shù),5.67×10-8W/(m2·K4);βf,βs分別為氣、固平均消光系數(shù),1/m.

1.3 邊界條件的設(shè)定

豎爐煅燒風(fēng)和冷卻風(fēng)入口均設(shè)置為速度邊界條件,其速度分別根據(jù)燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐配套風(fēng)機參數(shù)和煅燒風(fēng)成分分析確定;煙氣出口設(shè)為壓力出口;壁面為絕熱邊界;固體入口以氧化鎂球團初始溫度為邊界條件.

1.4 模型驗證

模型驗證采用實測值與計算結(jié)果比對的方法.測量多組燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐出口煙氣溫度與出口球團溫度,并與模擬結(jié)果進行對比,驗證模型的可靠性.實際生產(chǎn)中豎爐生球團處理量為 6.7 t/h,運行時煅燒風(fēng)流量和溫度分別為 2 957 m3/h和 1 700 K,冷卻風(fēng)流量和溫度分別為 2 308 m3/h和 298 K.氧化鎂球團物性參數(shù)如表1所示.

表1 球團物性參數(shù)

測量所用儀器為嶗應(yīng)煙氣分析儀和CO2便攜式煙氣測試分析儀(GASBOARD-3400P).對現(xiàn)場煙氣進行采樣后,通過煙氣分析儀獲得煙氣溫度、壓力、流速和流量等參數(shù).出口球團溫度通過熱電偶測得.煙氣溫度采樣點布置于排煙管道內(nèi),球團溫度采樣點布置于成品球團堆場.

表2為正常運行工況下燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐出口煙氣和出口球團溫度的測量值與計算值的對比.可見,出口煙氣溫度和球團溫度的平均相對誤差分別為8.29%和5.94%.由于模型存在部分簡化且采樣點處未采取保溫手段,計算得到的誤差在允許范圍內(nèi),模型可靠.

表2 測量值和計算值對比

2 模擬結(jié)果與分析

豎爐在標(biāo)準(zhǔn)工況下運行時,爐內(nèi)球團與氣體溫度分布規(guī)律如圖2所示.將溫度高于1 573 K的位置定義為煅燒段.由圖2可知,豎爐煅燒段約為6.5～11 m,70%的煅燒段長度位于煅燒風(fēng)入口以下位置.同時由圖2可知,豎爐出口球團溫度約為600 K.其原因是70%的煅燒段長度位于煅燒風(fēng)入口以下位置,占據(jù)部分冷卻段區(qū)域,使得冷卻段長度較短,熟球團冷卻不充分,導(dǎo)致出口球團溫度過高,造成余熱浪費,同時也影響熟球團質(zhì)量.

圖2 燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐內(nèi)氣體和球團溫度分布Fig.2 Temperature distributions of gas and pellets in shaft furnace for calcination of sintered magnesia

圖3及圖4分別為豎爐內(nèi)氣體流線及壓力分布圖.由圖可知,豎爐內(nèi)氣流分布不均,氣流由垂直于豎爐軸線的方向吹入爐內(nèi),且由多股煅燒風(fēng)及單股冷卻風(fēng)構(gòu)成.由于豎爐直徑較小,爐側(cè)鼓入的冷卻風(fēng)吹入爐內(nèi)后在入口的對側(cè)堆積,之后盤旋向上流動,這造成在同一截面上偏離入口一側(cè)的壓強高于入口側(cè),使得爐內(nèi)壓強呈傾斜帶狀分布,導(dǎo)致冷卻氣流不均勻.冷卻風(fēng)密集的一側(cè)冷卻效果好,成品質(zhì)量也較好;冷卻風(fēng)稀疏的一側(cè)冷卻效果差,成品質(zhì)量差,最終使得出料口所獲得的成品質(zhì)量不均勻.

圖3 流線分布Fig.3 Streamline distribution

圖4 壓力分布Fig.4 Pressure distribution

由以上標(biāo)準(zhǔn)工況分析可知,目前豎爐存在2個問題:①出口煙氣溫度較低.為滿足選擇性催化還原(selective catalytic reduction,SCR)脫硝,豎爐出口煙氣溫度應(yīng)保持在643～693 K;②熟球團冷卻不充分.出口球團溫度過高造成余熱浪費.本文遵循爐窯三類變量原則,針對現(xiàn)有生產(chǎn)豎爐存在的不足,在生產(chǎn)可調(diào)范圍內(nèi),探究在不同煅燒風(fēng)和冷卻風(fēng)流量以及不同煅燒段和冷卻段長度下豎爐出口煙氣溫度和出口球團溫度的變化規(guī)律,以改進豎爐煅燒效果的方案.

2.1 煅燒風(fēng)流量對氣固傳熱過程的影響

當(dāng)冷卻風(fēng)流量一定時,以實際工況2 957 m3/h為基準(zhǔn),在可調(diào)范圍內(nèi),分別設(shè)置流量為2 069.9,2 365.6,2 661.3,2 957,3 252.7,3 548.4,3 844.1 m3/h,研究煅燒風(fēng)流量對豎爐出口煙氣溫度和出口球團溫度的影響.

圖5為出口煙氣溫度和出口球團溫度隨煅燒風(fēng)流量的變化規(guī)律.隨著煅燒風(fēng)流量逐漸增大,出口煙氣和出口球團溫度逐漸升高.煅燒風(fēng)流量每增加10%,出口煙氣溫度先升高20 ℃,后升高5 ℃,升溫速率逐漸變緩;出口球團溫度變化趨勢與出口煙氣溫度大致相同.

煅燒風(fēng)主要在煅燒段為球團燒結(jié)提供熱量,煅燒風(fēng)流量增大時單位空間供熱加強,氣固換熱增強,所以出口煙氣溫度升高;當(dāng)冷卻風(fēng)一定時,出口球團溫度也隨煅燒風(fēng)流量增大而升高,且增長趨勢與煙氣相同.基于出口煙氣溫度滿足SCR脫硝溫度前提下出口球團溫度最低的原則,確定適宜的煅燒風(fēng)流量為2 430～2 960 m3/h.

2.2 冷卻風(fēng)流量對氣固傳熱過程的影響

取最小煅燒風(fēng)流量24303/h,同時冷卻風(fēng)流量取值以實際工況2 308 m3/h為基準(zhǔn),在可調(diào)范圍內(nèi),分別設(shè)置流量為1 615.6,1 846.4,2 077.2,2 308,2 538.8,2 769.6,3 000.4 m3/h,研究冷卻風(fēng)流量對豎爐出口煙氣溫度和出口球團溫度的影響.取適宜范圍內(nèi)最小煅燒風(fēng)流量是為了在滿足爐內(nèi)煅燒工藝以及球團煅燒質(zhì)量的前提下,進一步分析冷卻風(fēng)流量的影響.

圖5 出口煙氣溫度和出口球團溫度隨煅燒風(fēng)流量 的變化Fig.5 Temperature variations of outlet flue gas and pellet with calcination air flow

如圖6所示,冷卻風(fēng)流量對豎爐出口煙氣和球團溫度影響較為顯著,冷卻風(fēng)流量每增加10%,出口煙氣溫度降低50 ℃,出口球團溫度降低80 ℃.在冷卻段,冷卻風(fēng)是影響溫度變化的主要因素,在冷卻風(fēng)流量足夠大的情況下,出口球團溫度可不斷降低直至滿足理想出口球團溫度.但隨著冷卻風(fēng)流量的不斷增加,在球團下移速度一定的情況下,會一定程度降低煅燒段混合煙氣的溫度,從而影響球團煅燒質(zhì)量.在選取適宜冷卻風(fēng)流量時,應(yīng)該綜合考慮出口球團溫度、煅燒段溫度

圖6 出口煙氣溫度和出口球團溫度隨冷卻風(fēng)流量 的變化Fig.6 Temperature variations of outlet flue gas and pellet with cooling air flow

以及煅燒時間等條件.基于出口煙氣溫度滿足SCR脫硝溫度前提下出口球團溫度最低的原則,初步確定適宜的冷卻風(fēng)流量范圍為1 890～2 360 m3/h.

2.3 預(yù)熱煅燒段長度對氣固傳熱過程的影響

以煅燒風(fēng)和冷卻風(fēng)流量適宜取值的平均值2 695和2 125 m3/h為工況,在保證豎爐內(nèi)球團煅燒質(zhì)量的前提下,探究結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣固傳熱過程影響.以實際豎爐預(yù)熱煅燒段長度為基準(zhǔn),以5%為差值,分別設(shè)置預(yù)熱煅燒段長度為8.14,7.77,7.4,7.03,6.66,6.29,5.92,5.55 m,探究長度對出口煙氣和球團溫度的影響.如圖7所示,預(yù)熱煅燒段長度的增減對出口球團溫度影響較小,對出口煙氣溫度影響較為明顯,隨著預(yù)熱煅燒段長度增加,出口煙氣溫度逐漸降低.預(yù)熱煅燒段長度每增加5%,出口煙氣溫度降低10 ℃.

隨著預(yù)熱煅燒段長度的增加,氣固間的換熱時間增加,煙氣在上行過程中冷卻程度也進一步增加,導(dǎo)致出口煙氣溫度降低.為滿足脫硝溫度,得到預(yù)熱煅燒段長度適宜范圍為6.15～6.64 m.

圖7 出口煙氣及球團溫度隨預(yù)熱煅燒段長度的變化Fig.7 Temperature variations of outlet flue gas and pellet with the length of preheating calcination section

2.4 冷卻段長度對氣固傳熱過程的影響

豎爐冷卻段長度是影響出口球團溫度的最主要結(jié)構(gòu)參數(shù).以實際豎爐冷卻段長度為基準(zhǔn),以5%為差值,分別設(shè)置長度為9,9.5,10,10.5,11,11.5,12,12.5 m,探究冷卻段長度對豎爐出口煙氣和球團溫度的影響.如圖8所示,冷卻段長度對出口煙氣溫度影響不顯著,出口球團溫度隨著冷卻段長度的增加逐漸降低.冷卻段長度每增加5%,出口球團溫度降低25 ℃.同時從圖8中可以看出,隨著冷卻段長度逐漸增大,出口球團溫度降低速率逐漸變緩,最終出口球團溫度趨于280 ℃.隨著冷卻段長度進一步增加,由于豎爐內(nèi)部結(jié)構(gòu)缺陷,導(dǎo)致冷卻風(fēng)穿越料層阻力增大,進而減緩了氣固間換熱,使冷卻能力減小.

在考慮煅燒工藝、煅燒質(zhì)量以及滿足脫硝溫度的基礎(chǔ)上,選取出口球團溫度范圍為280～300 ℃.得到冷卻段長度適宜范圍為11.7～12.5 m.

圖8 出口煙氣溫度及球團溫度隨冷卻段長度的變化Fig.8 Temperature variations of outlet flue gas and pellet with the length of cooling section

3 正交試驗仿真及優(yōu)化

利用正交試驗法對煅燒風(fēng)流量、冷卻風(fēng)流量、預(yù)熱煅燒段長度和冷卻段長度4個參數(shù)進行優(yōu)化分析.各參數(shù)均在其適宜范圍內(nèi)取值,煅燒風(fēng)流量為2 430～2 960 m3/h;冷卻風(fēng)流量為1 890～2 360 m3/h;預(yù)熱煅燒段長度為6.15～6.64 m;冷卻段長度為11.7～12.5 m.表3列出該正交試驗的因素與水平.

選擇4參數(shù)、4水平、16工況的正交試驗,根據(jù)正交表L16(44)試驗不同的參數(shù)組合,計算不同運行工況條件下豎爐的出口煙氣溫度及球團溫度.試驗方案如表4所示.

對表4中16種試驗方案計算得到16組不同工況下的出口煙氣溫度和球團溫度,結(jié)果如表5所示.

為同時滿足SCR脫硝和出口球團溫度最低的要求,表5中最佳試驗結(jié)果為工況7.綜合分析,該燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐最優(yōu)的結(jié)構(gòu)和操作參數(shù):煅燒風(fēng)流量為2 606.67 m3/h,冷卻風(fēng)流量為2 203.34 m3/h,預(yù)熱煅燒段長度為6.64 m,冷卻段長度為11.70 m.通過計算可得優(yōu)化前后產(chǎn)品熱耗分別約為1 700和1 500 MJ/t,優(yōu)化后熱耗降低約11.8%.

表3 正交試驗因素水平表

表4 多種工況試驗方案

表5 多種工況試驗結(jié)果

4 結(jié) 論

1) 基于多孔介質(zhì)和局部熱非平衡模型,建立燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐氣固傳熱模型,計算得到出口煙氣溫度和球團溫度測量值與計算值的平均相對誤差分別為8.29%和5.94%,驗證了數(shù)值模型的可靠性.

2) 在生產(chǎn)可調(diào)范圍內(nèi),煅燒風(fēng)流量每增加10%,出口煙氣溫度先升高20 ℃,后升高5 ℃,升溫速率逐漸變緩;冷卻風(fēng)流量每增加10%,出口煙氣溫度降低50 ℃,出口球團溫度降低80 ℃;預(yù)熱段長度每增加5%,出口煙氣溫度降低10 ℃;冷卻段長度每增加5%,出口球團溫度降低25 ℃.

3) 對于某產(chǎn)能為5×104t/a的生產(chǎn)豎爐,其適宜的操作參數(shù):煅燒風(fēng)流量為2 606.67 m3/h,冷卻風(fēng)流量為2 203.34 m3/h,預(yù)熱煅燒段長度為6.64 m,冷卻段長度為11.70 m.