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(dòng)下,我國鎂質(zhì)耐火材料取得了長足的發(fā)展和進(jìn)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(shí)際經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行生產(chǎn)設(shè)計(jì),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(dá)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(jìn)生產(chǎn)技術(shù)40%[2];同時(shí)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(yùn)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(duì)燒結(jié)鎂砂豎爐內(nèi)氣固流動(dòng)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(duì)2D燒結(jié)鎂砂豎爐的熱力學(xué)過程進(jìn)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(dòng)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(shí)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(jī)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(shí)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(dòng)床范疇,其內(nèi)部流動(dòng)及傳熱研究可借鑒現(xiàn)有的顆粒填充床和移動(dòng)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(yùn)動(dòng)速度比、雷諾數(shù)Re、空隙率等參數(shù)對(duì)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(duì)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(shí)驗(yàn)平臺(tái)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(duì)象,研究了固體熱輻射效應(yīng)對(duì)多孔介質(zhì)內(nèi)的流體和固體溫度場的影響以及對(duì)努塞爾數(shù)Nu的影響，結(jié)果表明,固相熱輻射對(duì)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(dòng)量方程中慣性項(xiàng)和黏性耗散對(duì)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(dá)西數(shù)Da和雷諾數(shù)Re等對(duì)多孔介質(zhì)管道內(nèi)部氣固流動(dòng)及換熱的影響,結(jié)果表明傳熱效果和壓力損失都隨著達(dá)西數(shù)的降低而增強(qiáng).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(shí)熱量交換過程,分析了顆粒濃度對(duì)努塞爾數(shù)和熵的影響.Al-Sumaily等[14]對(duì)比局部熱平衡模型和非平衡模型,分析粒徑對(duì)氣體流動(dòng)和氣固傳熱的影響,同時(shí)發(fā)現(xiàn)局部熱非平衡模型更適合填充床研究.

針對(duì)顆粒移動(dòng)床的研究仍基于局部熱平衡模型,且采用傳統(tǒng)Ergun公式計(jì)算料層阻力損失,計(jì)算結(jié)果與實(shí)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(dòng)過程,進(jìn)而影響著球團(tuán)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(dòng)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(shí)際運(yùn)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(tuán)由煅燒豎爐頂部進(jìn)入爐內(nèi),在重力作用下向下運(yùn)動(dòng),先后經(jīng)過預(yù)熱段及煅燒段,煅燒完成的熟球團(tuán)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(tuán).冷卻風(fēng)由爐底側(cè)面通入,在冷卻段冷卻熟球團(tuán)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(tuán),最后由爐頂排出.模型中采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,并對(duì)煅燒風(fēng)入口、冷卻風(fēng)入口，以及煙氣出口處網(wǎng)格進(jìn)行加密.

1—球團(tuán)入口;2—煙氣出口;3—煅燒風(fēng)入口; 4—冷卻風(fēng)入口;5—球團(tuán)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(shí)存在的情況會(huì)使?fàn)t內(nèi)氣固流動(dòng)及傳熱更加復(fù)雜,在保證計(jì)算精度的同時(shí)對(duì)豎爐物理模型做出簡化:

1) 運(yùn)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(tuán)為各向同性多孔介質(zhì),在煅燒過程中球團(tuán)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(gè)方向的速度分量,m/s;ρ為氣體密度,kg/m3.

2) 動(dòng)量方程

(2)

(3)

(4)

式中:p為流體微元上的壓強(qiáng),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(dòng)量方程中添加源項(xiàng)Si,用以描述氣體流經(jīng)多孔介質(zhì)床層時(shí)動(dòng)量傳輸過程.

(5)

式中:Si為i方向上動(dòng)量方程中的源項(xiàng),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(dòng)力黏度,Pa·s;|v|為氣體流動(dòng)速度,m/s;vi為i方向上氣體流動(dòng)速度,m/s.

通過自制實(shí)驗(yàn)臺(tái)獲得適用于氧化鎂球團(tuán)移動(dòng)床層的修正Ergun方程,同時(shí)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(shí)的壓差,Pa;ΔL為料層高度,m;dp為球團(tuán)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(duì)流體積換熱系數(shù),W/(m3·K),由Achenbach準(zhǔn)則式[19]計(jì)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(duì)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(xiàng)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(jī)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(tuán)初始溫度為邊界條件.

1.4 模型驗(yàn)證

模型驗(yàn)證采用實(shí)測值與計(jì)算結(jié)果比對(duì)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(tuán)溫度,并與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證模型的可靠性.實(shí)際生產(chǎn)中豎爐生球團(tuán)處理量為 6.7 t/h,運(yùn)行時(shí)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(tuán)物性參數(shù)如表1所示.

表1 球團(tuán)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(duì)現(xiàn)場煙氣進(jìn)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(tuán)溫度通過熱電偶測得.煙氣溫度采樣點(diǎn)布置于排煙管道內(nèi),球團(tuán)溫度采樣點(diǎn)布置于成品球團(tuán)堆場.

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

表2 測量值和計(jì)算值對(duì)比

2 模擬結(jié)果與分析

豎爐在標(biāo)準(zhǔn)工況下運(yùn)行時(shí),爐內(nèi)球團(tuán)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(shí)由圖2可知,豎爐出口球團(tuán)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(tuán)冷卻不充分,導(dǎo)致出口球團(tuán)溫度過高,造成余熱浪費(fèi),同時(shí)也影響熟球團(tuán)質(zhì)量.

圖2 燒結(jié)鎂砂煅燒豎爐內(nèi)氣體和球團(tuán)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(duì)側(cè)堆積,之后盤旋向上流動(dòng),這造成在同一截面上偏離入口一側(cè)的壓強(qiáng)高于入口側(cè),使得爐內(nèi)壓強(qiáng)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(gè)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(tuán)冷卻不充分.出口球團(tuán)溫度過高造成余熱浪費(fèi).本文遵循爐窯三類變量原則,針對(duì)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(tuán)溫度的變化規(guī)律,以改進(jìn)豎爐煅燒效果的方案.

2.1 煅燒風(fēng)流量對(duì)氣固傳熱過程的影響

當(dāng)冷卻風(fēng)流量一定時(shí),以實(shí)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(duì)豎爐出口煙氣溫度和出口球團(tuán)溫度的影響.

圖5為出口煙氣溫度和出口球團(tuán)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(tuán)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(tuán)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(tuán)燒結(jié)提供熱量,煅燒風(fēng)流量增大時(shí)單位空間供熱加強(qiáng),氣固換熱增強(qiáng),所以出口煙氣溫度升高;當(dāng)冷卻風(fēng)一定時(shí),出口球團(tuán)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(tuán)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(duì)氣固傳熱過程的影響

取最小煅燒風(fēng)流量24303/h,同時(shí)冷卻風(fēng)流量取值以實(shí)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(duì)豎爐出口煙氣溫度和出口球團(tuán)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(tuán)煅燒質(zhì)量的前提下,進(jìn)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(tuán)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(duì)豎爐出口煙氣和球團(tuán)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(tuán)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(tuán)溫度可不斷降低直至滿足理想出口球團(tuán)溫度.但隨著冷卻風(fēng)流量的不斷增加,在球團(tuán)下移速度一定的情況下,會(huì)一定程度降低煅燒段混合煙氣的溫度,從而影響球團(tuán)煅燒質(zhì)量.在選取適宜冷卻風(fēng)流量時(shí),應(yīng)該綜合考慮出口球團(tuán)溫度、煅燒段溫度

圖6 出口煙氣溫度和出口球團(tuán)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(shí)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(tuán)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(duì)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(tuán)煅燒質(zhì)量的前提下,探究結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)氣固傳熱過程影響.以實(shí)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(duì)出口煙氣和球團(tuán)溫度的影響.如圖7所示,預(yù)熱煅燒段長度的增減對(duì)出口球團(tuán)溫度影響較小,對(duì)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(shí)間增加,煙氣在上行過程中冷卻程度也進(jìn)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(tuán)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(duì)氣固傳熱過程的影響

豎爐冷卻段長度是影響出口球團(tuán)溫度的最主要結(jié)構(gòu)參數(shù).以實(shí)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(duì)豎爐出口煙氣和球團(tuán)溫度的影響.如圖8所示,冷卻段長度對(duì)出口煙氣溫度影響不顯著,出口球團(tuán)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(tuán)溫度降低25 ℃.同時(shí)從圖8中可以看出,隨著冷卻段長度逐漸增大,出口球團(tuán)溫度降低速率逐漸變緩,最終出口球團(tuán)溫度趨于280 ℃.隨著冷卻段長度進(jìn)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(jìn)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(tuán)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(tuán)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(yàn)仿真及優(yōu)化

利用正交試驗(yàn)法對(duì)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(gè)參數(shù)進(jìn)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(yàn)的因素與水平.

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

對(duì)表4中16種試驗(yàn)方案計(jì)算得到16組不同工況下的出口煙氣溫度和球團(tuán)溫度,結(jié)果如表5所示.

為同時(shí)滿足SCR脫硝和出口球團(tuán)溫度最低的要求,表5中最佳試驗(yàn)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(jì)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(yàn)因素水平表

表4 多種工況試驗(yàn)方案

表5 多種工況試驗(yàn)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(jì)算得到出口煙氣溫度和球團(tuán)溫度測量值與計(jì)算值的平均相對(duì)誤差分別為8.29%和5.94%,驗(yàn)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(tuán)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(tuán)溫度降低25 ℃.

3) 對(duì)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.