劉洪升，史本慧，劉炳南，車玉滿，姚 碩，李 仲，羅志國，鄒宗樹

（1.東北大學 多金屬共生礦生態(tài)化冶金教育部重點實驗室，沈陽 110819；2.鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009）

在現代高爐冶煉過程中，煤氣流的初始分布對高爐壽命、工作效率及節(jié)能減排至關重要，是保證高爐穩(wěn)定順行的基礎[1].當各風口風量沿爐缸周向分布不均勻時，調整風口直徑是工廠最常用的手段[2-3].在高爐生產過程中，由于無法直接觀察到爐內的實際情況，研究者們主要通過數值模擬的方法來分析高爐各風口風量的分配情況.劉文鵬等[4]采用雙熱風總管結構送風系統(tǒng)的3 200 m3高爐作為研究對象，發(fā)現在風口直徑為120 mm的條件下，熱風圍管圓周方向上的風口風量分布不均勻，風量變化幅度約為4.4%；當單一風口直徑縮小10 mm時，各風口風量的不均勻程度顯著增加.?？】〉萚5]建立了3 200 m3高爐送風系統(tǒng)模型，結果表明在風口直徑為130 mm的條件下，風量最大值出現在熱風總管最左端的9號風口，改變靠近熱風總管位置的風口直徑對風量分配均勻性的影響最大.梅亞光等[6]分別對800，2 000和5 500 m3高爐風口風量的均勻性進行了研究，發(fā)現高爐爐缸圓周方向上的各風口風量存在最大值和最小值，不同容積的高爐達到最大值和最小值的風口位置也有所不同.

但以上研究均缺少物理實驗驗證，并且在研究各風口風量均勻分配時，學者們做出的風口參數調整方案還缺乏理論依據.因此，本文中采用CFD方法對鞍鋼2 580 m3高爐送風系統(tǒng)開展熱風均勻性分配的研究，對現場實際風口參數和相等風口參數條件下的風口風量分配進行評估，對比分析二者熱風在爐缸圓周的分配規(guī)律，并提出風口風量均勻分配的方案，以期為現場生產提供參考.

1 鞍鋼2 580 m3高爐供風系統(tǒng)參數

鞍鋼2 580 m3高爐送風系統(tǒng)模型如圖1所示，實際風口布局及編號如圖2所示，工況參數見表1.熱風總管左右處分別為25號和26號風口，按順時針方向依次編號.藍色虛線與角度標記是風口與熱風總管入口處形成的夾角角度，熱風總管入口處為0°，熱風總管入口正對面為180°，按順時針方向進行標記.風口直徑一般為110 mm，鞍鋼依據生產經驗將4號、14號、21號和29號風口直徑調整為120 mm.

圖1 鞍鋼2 580 m3高爐送風系統(tǒng)Fig.1 Air supply system of Ansteel’s 2 580 m3blast furnace

圖2 鞍鋼2 580 m3高爐實際風口布局Fig.2 Actual tuyere layout of Ansteel’s 2 580 m3blast furnace

表1 鞍鋼2 580 m3高爐送風系統(tǒng)工況參數Table 1 Operating parameters of Ansteel’s 2 580 m3 blast furnace air supply system

2 數學模型的建立

2.1 控制方程

采用納維-斯托克斯方程描述氣體運動[7]，選用標準k-ε方程計算流場.

連續(xù)性方程：

動量守恒方程：

標準k-ε守恒方程：

式中：v為氣體流速，m／s；ρ為氣體密度，kg／m3；μeff為氣體有效黏度，pa·s；p為壓力，pa；Gk為平均速度梯度產生的湍動能，kg／（m·s3）；C1，C2為經驗常數；σk，σε分別為湍動能k和耗散率ε對應的普朗特常數.

2.2 模擬假設與邊界條件

假設熱風在管道流動過程中沒有熱損失，溫度基本保持不變，故可將流動的熱風視為穩(wěn)態(tài)等溫不可壓縮流體.管道壁面采用無滑移邊界條件，壁面附近流動采用標準壁面函數進行處理.熱風總管入口處采用壓力入口，取397.12 kpa；各風口處采用壓力出口，均取344.08 kpa.

本文中采用ICEM軟件對該高爐送風系統(tǒng)模型劃分網格，如圖3所示.為驗證數值結果的網格無關性，分別采用150萬、450萬和550萬網格單元進行計算.當網格單元為450萬和550萬時，該高爐相同風口的風量值基本一致，因此取450萬網格單元作為計算網格.

圖3 計算域網格Fig.3 Computational domain grid

3 物理模擬驗證

在保證模型和原型幾何相似的條件下，按照相似比1∶20建立高爐送風系統(tǒng)的物理模型，如圖4所示，具體參數如表2所列.

圖4 鞍鋼2 580 m3高爐送風系統(tǒng)物理模型Fig.4 physical model of Ansteel’s 2 580 m3 blast furnace air supply system

表2 鞍鋼2580 m3高爐送風系統(tǒng)物理模型參數Table 2 physical model parameters of Ansteel’s 2 580 m3blast furnace air supply system

為了分析相同風口參數下各風口風量的分配情況，需要計算高爐送風系統(tǒng)物理模擬實驗的供風量.壓力是影響流動的主要因素，故采用Euler準數進行計算，可得供風量為1 333 L／min.具體計算式如下：

式中：Eu為歐拉數；p為壓力，pa；p0，pg分別為標準大氣壓、熱風總管入口壓力，pa；ρ為氣體密度，kg／m3；w為氣體流速，m／s；d為管路直徑，m；Q為高爐風量，m3／min；n為風口數量；T0為室溫，取293 K；Tg為高爐工況熱風溫度，取1 432 K.

在各風口直徑均為5.5 mm（工況參數為110 mm）條件下，物理模擬各風口風量的分配結果如圖5所示.由圖可知，在風口與熱風總管入口處呈 0°，90°，180°和 270°夾角的 4 個方位風口風量較大，物理模擬和數值模擬中各風口風量的分配趨勢相同，證明了高爐風量分配的不均勻性，同時也驗證了數值模擬方法的可靠性.

圖5 相同風口參數下數值模擬及物理模擬風量趨勢圖Fig.5 Trend chart of numerical simulation and physical simulation under equal tuyere parameters

4 結果與分析

4.1 相同風口參數下數值模擬結果與分析

在各風口直徑均為110 mm的條件下，各風口風量分配如圖6所示，速度矢量分布如圖7所示.結合圖6和7可知，熱風經熱風總管（0°）進入圍管后，分成兩股氣流沿圍管圓周運動，最終在熱風總管入口正對面處（180°）產生碰撞，碰撞后的氣流又產生回流，最終在90°和270°處與來流發(fā)生碰撞，導致 0°，90°，180°和 270°夾角的 4 個方位風口風量較大，與其相對應的7號、14號、21號和29號附近風口風量較小.

圖6 相同風口直徑下各風口風量分配情況Fig.6 The air volume distribution of each tuyere under the same tuyere diameter

圖7 全局及不同位置送風系統(tǒng)速度矢量分布Fig.7 Velocity vector distribution of global and different position air supply system

圖8為相同風口參數下各風口風量的柱狀圖.從圖中可以看出，11號風口的風量最大，為161.72 m3／min；7號風口的風量最小，為158.36 m3／min，最大和最小風量差值為3.36 m3／min，這說明高爐風口風量的分配并不均勻.采用標準偏差對風口風量均勻程度進行衡量，即

圖8 相同風口參數下各風口風量柱狀圖Fig.8 Histogram of tuyere air volume under equal tuyere parameters

式中：σ為風口風量標準偏差 ；xi為各風口風量，m3／min；為總風量平均數，m3／min；n為風口個數.由式（8）計算可得，此條件下風口風量標準偏差為1.12.

4.2 實際風口參數下數值模擬結果與分析

為提高送風的均勻性，可以通過增大或縮小部分風口的直徑來調整各風口風量，進一步降低標準偏差.鞍鋼現場實際操作采用增大風口直徑的調整方法.根據現場操作經驗，將4號、14號、21號和29號風口直徑由110 mm增加至120 mm.由前文模擬的相同風口直徑參數下風口風量的分布規(guī)律可知，理論上增大14號、21號和29號風口直徑的做法是正確的，增大4號風口直徑的操作有誤，應增大7號風口直徑.在實際風口參數條件下，各風口風量分配如圖9所示.

圖9 實際風口參數下各風口風量分配情況Fig.9 Air volume distribution of each tuyere under actual tuyere parameters

圖10為鞍鋼現場風口參數下各風口風量的柱狀圖.由圖10可知，29號風口的風量最大，20號風口的風量最小，風口風量分別為170.25，154.18 m3／min，最大和最小風量差值為16.07 m3／min，在此條件下風口風量標準偏差為4.25.這說明調整風口直徑的幅度不宜過大，應考慮采用小幅度調整相鄰多風口的方案.

圖10 實際風口參數下各風口風量柱狀圖Fig.10 Histogram of tuyere air volume under actual tuyere parameters

4.3 調整風口直徑各風口風量分配結果與分析

根據相同風口參數下風口風量的分布規(guī)律，通過縮小風口直徑的方法對風口風量較大的4個方位（風口與熱風總管入口處的夾角為0°，90°，180°和270°）進行相鄰多風口調整.具體調整方案如下：2號、3號、10號、11號、18號、19號、25號和26號風口直徑減小為109 mm，其余風口直徑保持110 mm不變.各風口風量的分配結果如圖11所示.

圖11 調整相鄰多風口直徑時風量分配情況Fig.11 Air volume distribution under adjusting adjacent multi-tuyeres diameter

圖12為調整相鄰多風口直徑后各風口風量的柱狀圖.由圖12可知，6號風口的風量最大，18號風口的風量最小，分別為 160.06，158.51 m3／min，最大和最小風量差值為1.55 m3／min，在此條件下風口風量標準偏差為0.67.由此可見，采用小幅度調整相鄰多風口的方案，各風口風量分配的均勻性可大幅度提高.

圖12 調整相鄰多風口直徑時風量柱狀圖Fig.12 Histogram of tuyere air volume under adjusting adjacent multi-tuyeres diameter

5 結 論

（1）在風口直徑相同的條件下，高爐熱風圍管存在供風不均勻現象，各風口風量標準偏差為1.12.風口與熱風總管入口處的夾角為0°，90°，180°和 270°的 4個方位風量較大，夾角為 45°，135°，225°，315°的 4 個方位風量較小，最大和最小風量差值為3.36 m3／min.

（2）為提高送風的均勻性，可以通過增大或縮小部分風口直徑來調整各風口風量.根據現場操作經驗，鞍鋼采用增大風口直徑的調整方法，將風量較小的4號、14號、21號和29號風口直徑由110 mm增加至120 mm.在此風口參數條件下，最大和最小風量差值為16.07 m3／min，各風口風量的標準偏差為4.25，這說明現場調整的風口參數并不利于風口風量的均勻分配.

（3）結合相同風口參數下及鞍鋼現場風口風量的分布規(guī)律可知，風口風量分配均勻性的獲得需要同時考慮調整風口方位、風口調整幅度以及相鄰多風口調整等.通過將鞍鋼2 580 m3高爐2號、3號、10號、11號、18號、19號、25號和 26號風口直徑減小至109 mm，其余風口直徑保持110 mm，各風口風量的標準偏差達到0.67，供風均勻性得到了明顯提高.該方案可為現場實際操作提供指導.