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(xiàn)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(chǎn)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(shù)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(xiàn)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.祝俊俊等[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(xiàn)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(xiàn)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(shù)調整方案還缺乏理論依據(jù).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(xiàn)場實際風口參數(shù)和相等風口參數(shù)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(xiàn)場生產(chǎn)提供參考.

1 鞍鋼2 580 m3高爐供風系統(tǒng)參數(shù)

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(shù)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(jù)生產(chǎn)經(jīng)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(shù)Table 1 Operating parameters of Ansteel’s 2 580 m3 blast furnace air supply system

2 數(shù)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(chǎn)生的湍動能，kg／（m·s3）；C1，C2為經(jīng)驗常數(shù)；σk，σε分別為湍動能k和耗散率ε對應的普朗特常數(shù).

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(shù)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(wǎng)格，如圖3所示.為驗證數(shù)值結果的網(wǎng)格無關性，分別采用150萬、450萬和550萬網(wǎng)格單元進行計算.當網(wǎng)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(wǎng)格單元作為計算網(wǎng)格.

圖3 計算域網(wǎng)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(shù)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(shù)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(shù)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(shù)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(shù)；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(shù)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(shù)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(shù)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(shù)值模擬方法的可靠性.

圖5 相同風口參數(shù)下數(shù)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(shù)下數(shù)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(jīng)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(chǎn)生碰撞，碰撞后的氣流又產(chǎn)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(shù)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(shù)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(shù)，m3／min；n為風口個數(shù).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(shù)下數(shù)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(xiàn)場實際操作采用增大風口直徑的調整方法.根據(jù)現(xiàn)場操作經(jīng)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(shù)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(shù)條件下，各風口風量分配如圖9所示.

圖9 實際風口參數(shù)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(xiàn)場風口參數(shù)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(shù)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(jù)相同風口參數(shù)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(xiàn)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(jù)現(xiàn)場操作經(jīng)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(shù)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(xiàn)場調整的風口參數(shù)并不利于風口風量的均勻分配.

（3）結合相同風口參數(shù)下及鞍鋼現(xiàn)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(xiàn)場實際操作提供指導.