，， ，，

(1 東北大學(xué) 多金屬共生礦生態(tài)利用教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽 110819;2.東北大學(xué) 冶金學(xué)院，沈陽 110819; 3.北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)學(xué)院，北京 100083)

COREX工藝是20世紀(jì)70年代由奧鋼聯(lián)開發(fā)的一種以非焦煤、塊礦或球團(tuán)礦為原料來生產(chǎn)液態(tài)鐵水的熔融還原煉鐵新工藝.相比于Midrex, HYL, Finex等其他非高爐煉鐵技術(shù)，COREX工藝先后在南非、印度、韓國及中國建廠，最先實(shí)現(xiàn)了工業(yè)化生產(chǎn)[1-4].

與高爐塊狀帶類似，鐵礦石在COREX預(yù)還原豎爐內(nèi)經(jīng)高溫煤氣還原生成直接還原鐵，然后由豎爐底部螺旋排料器排入熔化氣化爐進(jìn)行熔融還原反應(yīng).因此，豎爐內(nèi)煤氣分布直接決定了氣固相間的還原反應(yīng)及傳熱、傳質(zhì)，進(jìn)而影響整個(gè)COREX工藝的生產(chǎn)效率.為滿足高效率、低能耗的生產(chǎn)需求，COREX工藝的設(shè)計(jì)產(chǎn)能由C-1000的40 萬t/a 增至C-3000的150 萬t/a，相應(yīng)的豎爐平均直徑也由4.83 m增至8.3 m.然而，豎爐直徑增加給C-3000工藝帶來較多生產(chǎn)問題，尤其是豎爐中心供氣不足、壓差大、煤氣反竄、煤氣利用率低、固體金屬化率底、爐料黏結(jié)等[5-6].為應(yīng)對(duì)上述問題，多環(huán)布料制度作為控制爐內(nèi)煤氣分布的上部調(diào)節(jié)手段，得到廣泛應(yīng)用.此外，作為控制爐內(nèi)煤氣分布的下部調(diào)節(jié)手段，一種全新設(shè)計(jì)的中心供氣裝置Central Gas Distribution Device(CGD)被安裝在C-3000豎爐底部，將熔化氣化爐內(nèi)的高溫煤氣直接引入豎爐中心，進(jìn)而改善大型豎爐中心供氣不足問題。雖然前人對(duì)高爐和豎爐內(nèi)氣流分布特性已做了廣泛研究[7-9]，但關(guān)于COREX CGD豎爐內(nèi)不同布料制度下氣流分布的研究還未見報(bào)道.

本文建立三維COREX CGD豎爐數(shù)學(xué)模型對(duì)不同布料制度下爐內(nèi)氣流分布特性展開研究，包括氣流速度分布，壓差分布以及不同布料制度對(duì)爐底煤氣反竄比例的影響.

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 模型假設(shè)

(1)鑒于豎爐內(nèi)氣相速度遠(yuǎn)大于固相速度，模型假設(shè)豎爐為固定床；

(2)由于豎爐內(nèi)還原反應(yīng)中氣相為等摩爾反應(yīng)，因此模型忽略化學(xué)反應(yīng)對(duì)爐內(nèi)氣流分布的影響；

(3)模型忽略爐內(nèi)溫度場對(duì)氣流分布的影響.

1.2 控制方程

(1)質(zhì)量守恒方程

(1)

(2)

(2)動(dòng)量守恒方程

p+·τ

(3)

(4)

(5)

(6)

式中，τ為切應(yīng)力張量；Sv為廣義動(dòng)量源相；μ是有效黏度；κ為滲透率；1/κ為黏性阻力系數(shù)；C2為慣性阻力系數(shù)；Dp為多孔介質(zhì)顆粒平均直徑.

(3)標(biāo)準(zhǔn)k-ε守恒方程

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(7)

(8)

式中，Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍動(dòng)能；YM為可壓縮湍流的波動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的貢獻(xiàn)；C1ε，C2ε，C3ε為常數(shù)，σk，σε為兩方程的普朗特常數(shù)；Sk，Sε為用戶自定義源相；μt為湍流黏度，如式9所示.

(9)

式中，Cμ為常數(shù).

標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型參數(shù)見表1所示.

2 邊界條件及計(jì)算方法

豎爐煤氣入口設(shè)置為壓力入口，圍管處壓力值為330 kPa，豎爐底部煤氣壓力值為333 kPa。頂部煤氣出口為速度出口，速度大小由冶煉強(qiáng)度決定.結(jié)合現(xiàn)場生產(chǎn)情況設(shè)定相關(guān)參數(shù)，熔煉率為150 t/h，礦鐵比為1.5，豎爐煤氣單耗(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)為800 m3/t ore.CGD豎爐爐型結(jié)構(gòu)及計(jì)算網(wǎng)格如圖1所示.

對(duì)比中心布料模式，本文采用A、B、C三種多環(huán)布料模式，如表2所示為在不同布料檔位布料的爐料體積(m3).通過計(jì)算各料尖高度，最終得到不同布料制度下的料面曲線。爐料安息角設(shè)定為31.2°，考慮爐料滾動(dòng)偏析及物料下行過程中存在粉化現(xiàn)象，設(shè)置料面上距離料尖最遠(yuǎn)處爐料粒度及空隙度分別為14 mm和0.44；料尖處爐料粒度及空隙度分別為8 mm和0.3；豎爐底部距布料檔位半徑最遠(yuǎn)處爐料粒度及空隙度分別為12 mm和0.29；豎爐底部與布料檔位對(duì)應(yīng)半徑處爐料的粒度及空隙度分別為6 mm和0.18.爐內(nèi)區(qū)域的物料粒度和床層空隙度在上述邊界下以線性輻射形式的變化給出[10].依據(jù)上述輻射方程，得到中心布料及A、B、C三種多環(huán)布料模式下的空隙度及粒徑分布如圖2所示.

表2 不同布料制度下相應(yīng)布料檔位的爐料體積(m3)Table 2 Burden volume in the position of different charging patterns

圖2 不同布料制度下的空隙度及粒徑分布Fig.2 Distributions of bed voidage and particle diameter with different charging patterns(Center1)-中心布料空隙度分布；(A1)-布料制度A空隙度分布；(B1)-布料制度B空隙度分布；(C1)-布料制度C空隙度分布；(Center2)-中心布料粒徑分布；(A2)-布料制度A粒徑分布；(B2)-布料制度B粒徑分布；(C2)-布料制度C粒徑分布

模型以CFD計(jì)算軟件FLUENT為計(jì)算平臺(tái)，氣流壓力-速度耦合應(yīng)用SIMPLE算法，采用一階迎風(fēng)格式對(duì)控制方程進(jìn)行離散，當(dāng)模型中各變量計(jì)算殘差小于10-4時(shí)認(rèn)為計(jì)算收斂.

3 結(jié)果與討論

3.1 模型驗(yàn)證

通過對(duì)比寶鋼1# C-3000豎爐圍管與爐頂煤氣出口壓差進(jìn)行模型驗(yàn)證.1# C-3000操作參數(shù)包括：圍管壓力為360 kPa，下料管壓力為365 kPa，熔煉率為218 t/h，礦鐵比為1.5，煤氣單耗(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)為1 050 m3/t ore.表3為上述生產(chǎn)條件下模擬結(jié)果與實(shí)測結(jié)果對(duì)比，圖3為模擬得到的壓差云圖.如表3所示，模型計(jì)算壓差為51.8 kPa，實(shí)測值為52.4 kPa，相對(duì)誤差為1.15%.模擬結(jié)果與實(shí)測值吻合較好，可以用來預(yù)測CGD豎爐內(nèi)部氣流分布特性.

表3 模擬結(jié)果與實(shí)測結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of simulated date with measured one

圖3 1# C-3000豎爐壓差分布Fig.3 Differential pressure distribution of 1# C-3000 shaft furnace

3.2 速度分布

煤氣單耗(標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下)為800 m3/t ore，熔煉率為150 t/h，礦鐵比為1.5的條件下，四種布料制度的爐內(nèi)煤氣流速度分布云圖如圖4所示.對(duì)比中心布料制度下煤氣流分布，多環(huán)布料制度條件下豎爐中心煤氣流分布更加均勻；由于多環(huán)布料制度下爐內(nèi)爐料粒徑及床層空隙度在徑向上大小交替分布，進(jìn)而導(dǎo)致氣流速度在徑向上也對(duì)應(yīng)呈現(xiàn)大小交替分布.尤其是隨著檔位由中心向壁面移動(dòng)時(shí)，料面水平面中心處出現(xiàn)氣流高速區(qū)域.

圖4 不同布料制度下氣流速度分布Fig.4 Gas velocity distribution with different charging patterns(Center)—中心布料氣流速度分布；(A)—布料制度A氣流速度分布；(B)—布料制度B氣流速度分布；(C)—布料制度C氣流速度分布

為了進(jìn)一步明了多環(huán)布料制度對(duì)豎爐中心煤氣分布的影響，如圖4(C)所示，選取兩個(gè)高度14 m(Middle level)、21 m(Upper level)水平面上的氣流速度進(jìn)行分析.中心布料制度與多環(huán)布料制度C在水平高度14 m(Middle level)水平面上的氣流速度分布如圖5所示.由圖可知，多環(huán)布料制度提高了豎爐中心的粒徑及空隙度分布，進(jìn)而提高了豎爐中心氣流速度，改善豎爐中心煤氣分布；豎爐中心煤氣流速度由中心布料制度的0.4 m/s提高到多環(huán)布料制度的1.0 m/s，升幅為150%.

圖5 中心及多環(huán)布料制度C 在Middle level處氣流速度分布Fig.5 Gas velocity distribution of center and multi-loop (c) charging patterns at Middle level

不同布料制度條件下在水平高度21 m(Upper level)水平面上的氣流速度分布如圖6所示.由圖可知，隨著布料檔位由中心向壁面移動(dòng)，豎爐中心處氣流速度逐漸增大，由0.05 m/s增至1.2 m/s.主要原因分析如下：隨著布料檔位由中心向壁面移動(dòng)，料面中心由單峰變?yōu)殡p峰，兩峰之間物料粒徑及填充床空隙度逐漸增大，因此，料面中心處氣流速度逐漸增大.

圖6 不同布料制度在Upper level處氣流速度分布Fig.6 Gas velocity distribution with different charging patterns at Upper level

3.3 壓差分布

圖7為不同布料制度下CGD豎爐的壓差分布.如圖所示，相比于中心布料制度，多環(huán)布料制度條件下爐內(nèi)壓差均有所增高，中心布料最大壓差為32532 Pa，布料制度A、B、C最大壓差分別為35053 Pa，35290 Pa，36451 Pa；相比于中心布料，壓差增幅分別為7.75%，8.48%，12.05%.主要原因分析如下：中心布料制度下，靠近爐墻端粒徑偏析嚴(yán)重，且中心料面高，兩側(cè)料面低，氣流主要沿爐墻周圍流動(dòng)，氣流受到床層阻力較小，因此壓降小；相比于中心布料，多環(huán)布料制度抑制爐料偏析，爐料粒徑及床層空隙度分布均勻，氣流受到床層阻力較大，因此壓降較大。隨著布料檔位由中間向壁面移動(dòng)，爐料分布更加均勻，因此壓差逐漸增大.

圖7 不同布料制度下壓差分布Fig.7 Pressure distribution with different charging patterns(Center)—中心布料壓差分布；(A)—布料制度A壓差分布；(B)—布料制度B壓差分布；(C)—布料制度C壓差分布

3.4 圍管與CGD裝置的煤氣流量比

表4為不同布料制度條件下CGD豎爐各入口煤氣流量比值.由表可知，隨著布料檔位由中心向邊壁移動(dòng)，煤氣反竄量由15.64%降至13.68%，CGD裝置與圍管進(jìn)氣比例由12.97%增至14.51%.主要原因分析如下：隨著布料檔位由中心向邊壁移動(dòng)，邊壁處爐料粒徑及空隙度逐漸降低，隨著爐料下移粉化，邊壁處煤氣流動(dòng)受到阻力更大，進(jìn)而抑制了DRI下料管的煤氣反竄量；相反，隨著布料檔位由中心向邊壁移動(dòng)，豎爐中心處爐料粒徑及空隙度逐漸增大，有利于CGD裝置內(nèi)煤氣進(jìn)入豎爐中心，因此CGD裝置進(jìn)氣比例逐漸增加.

表4 不同布料模式下煤氣分配比例Table 4 Gas flow fractions with different charging patterns

4 結(jié) 論

(1)對(duì)比中心布料制度，多環(huán)布料制度抑制爐料偏析，床層內(nèi)氣流速度分布更加均勻.

(2)對(duì)比中心布料制度，多環(huán)布料制度條件下爐內(nèi)壓差增加；隨著布料檔位由中心向壁面移動(dòng)，壓差由35053 Pa增至36451 Pa.

(3)對(duì)比中心布料制度，多環(huán)布料制度抑制煤氣反竄；隨著布料檔位由中心向壁面移動(dòng)，反竄量由15.64%降至13.68%；

(4)對(duì)比中心布料制度，多環(huán)布料制度增加CGD進(jìn)氣量；隨著布料檔位由中心向壁面移動(dòng)，CGD裝置進(jìn)氣比例由10.94%增至12.53%.

(5)對(duì)比不同布料制度，制度C有效改善豎爐中心氣流分布、增加CGD進(jìn)氣量并抑制煤氣反竄，建議實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)用布料制度C進(jìn)行布料.