余 珊， 孫 野， 陳 韌， 邵 磊， 鄒宗樹

（1. 遼寧科技學(xué)院 冶金工程學(xué)院， 遼寧 本溪 117004； 2. 遼寧省低品位非伴生鐵礦優(yōu)化應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 本溪 117004； 3. 東北大學(xué) 冶金學(xué)院， 沈陽 110819）

作為助力解決氣候危機(jī)的重要手段，發(fā)展低碳經(jīng)濟(jì)、大幅降低碳排放已是全球共識(shí)，我國更是將“雙碳”（即碳達(dá)峰、碳中和）大計(jì)提升到國家戰(zhàn)略的高度.眾所周知，鋼鐵行業(yè)是碳排放大戶，因此大力推進(jìn)鋼鐵行業(yè)低碳轉(zhuǎn)型發(fā)展是保證“雙碳”大計(jì)順利實(shí)施和最終達(dá)成的關(guān)鍵.在此背景下，采用氫氣替代碳素（焦炭、煤粉等）還原鐵礦石的“氫冶金”成為現(xiàn)階段人們普遍關(guān)注和熱議的焦點(diǎn)，其中就包括100%“以氫代碳”的氫氣豎爐工藝.

關(guān)于氫冶金，徐匡迪[1］早在2010 年就發(fā)起了加強(qiáng)相關(guān)基礎(chǔ)理論研究和工程技術(shù)開發(fā)的前瞻性倡議.此外，考慮到當(dāng)時(shí)我國的能源秉賦特點(diǎn)和鋼鐵行業(yè)狀況，他還提出了以焦?fàn)t煤氣作為原料量產(chǎn)制氫的建議.隨著綠電（主要是太陽能、水能、風(fēng)能等為代表的可再生能源以及核能發(fā)電）并網(wǎng)規(guī)模的不斷擴(kuò)大以及電解水制氫在技術(shù)和裝備上的日臻成熟，近年瑞典率先提出和實(shí)施了涉及氫氣豎爐和電爐的（近）零碳排放鋼鐵生產(chǎn)工藝研發(fā)項(xiàng)目，并將其命名為“突破性氫能煉鐵技術(shù)”（HYBRIT）[2］.該項(xiàng)目已于2021 年6 月成功產(chǎn)出約百噸氫氣直接還原鐵（H2-DRI），展示了氫氣豎爐煉鐵在技術(shù)和裝備上的可行性.

著眼于鐵礦石的氣體還原，若保持供氣強(qiáng)度不變，僅將供氣組成由傳統(tǒng)“碳冶金”的CO＋H2改為全H2，帶來的最大變化當(dāng)屬豎爐軸向溫差增大，上部低溫區(qū)擴(kuò)展，還原反應(yīng)的動(dòng)力學(xué)條件惡化.這主要是因?yàn)椴捎肏2還原鐵氧化物在整體上是強(qiáng)吸熱反應(yīng)，與CO 剛好相反，如表1 所列.

表1 H2 還原鐵氧化物的反應(yīng)熱[3］Table 1 Reaction enthalpy of iron oxide reduction with H2

因此，若想達(dá)到預(yù)定的生產(chǎn)要求，必須設(shè)法增加氫氣豎爐的熱收入，使加熱固體爐料和進(jìn)行還原反應(yīng)的熱需求得到滿足后，仍能有效維持爐內(nèi)溫度.基于此，一些學(xué)者開展了相關(guān)理論研究，旨在明確供氣溫度、供氣強(qiáng)度及球團(tuán)入爐溫度等決定系統(tǒng)熱收入的因素對氫氣豎爐生產(chǎn)效能的影響[4-7］.考慮到可直接使用電能供熱，本文作者近期提出了在豎爐中上部增裝微波設(shè)備的想法，設(shè)計(jì)了一款加熱固體爐料的反應(yīng)器，同時(shí)還進(jìn)行了初步的模擬研究，結(jié)果與預(yù)期相符[8］.為進(jìn)一步開展反應(yīng)器尺度的研究，本文中采用數(shù)值模擬方法對氫氣豎爐內(nèi)的氣流分布特性進(jìn)行解析，具體考察豎爐底部中心輔助供氣的影響，以期對氫氣豎爐的設(shè)計(jì)和操作優(yōu)化有所裨益.

1 模型構(gòu)建

1.1 主要假設(shè)及簡化

鑒于實(shí)際豎爐中氣固兩相間的熱質(zhì)傳遞過程極其復(fù)雜，為建立可用于解析爐內(nèi)氣流分布特性的數(shù)學(xué)模型，作出如下主要假設(shè)及簡化：①假定豎爐連續(xù)穩(wěn)定生產(chǎn)，模型中暫不考慮瞬態(tài)項(xiàng)的影響；②基于雙流體假設(shè)構(gòu)建模型，將氣相作為流體處理，而將固相（顆粒群）視為與氣相可相互穿透的擬流體；③模型中將氣相（混合物）視為理想氣體，其密度受溫度和壓力的影響，具體由氣體狀態(tài)方程計(jì)算，各物性參數(shù)通過理論或經(jīng)驗(yàn)公式，由相關(guān)組分的物性參數(shù)計(jì)算得到；④由于豎爐內(nèi)鐵礦石的還原為氣體的等摩爾反應(yīng)，氣相總流量在反應(yīng)前后不發(fā)生改變，所以忽略化學(xué)反應(yīng)對爐內(nèi)氣流整體分布的影響；⑤為節(jié)省計(jì)算資源，將豎爐內(nèi)部空間簡化為軸對稱區(qū)域，模型僅考慮二維的計(jì)算域.

1.2 控制方程

為節(jié)省篇幅，以下僅給出模型所涉及的動(dòng)量、熱量、組分傳輸及湍流（k-ε 模型）相關(guān)控制方程的通式和主要符號(hào)的說明，各控制方程中更為細(xì)節(jié)的參數(shù)／系數(shù)及相間耦合關(guān)系的具體取值／表達(dá)式詳見文獻(xiàn)[9］和[10］.

式中：下標(biāo)q 代表氣相或固相；α 為相的體積分?jǐn)?shù)；ρ 為相的密度，kg／m3；為速度矢量，m／s；ψ 為待求的獨(dú)立變量.對于動(dòng)量、熱量、組分及湍流方程來說，分別對應(yīng)速度、溫度T、組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Y，以及湍動(dòng)能k 和耗散率ε；Γ 為廣義擴(kuò)散系數(shù)，根據(jù)獨(dú)立變量ψ 的不同，可以取黏度系數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)或擴(kuò)散系數(shù)；S 為廣義源項(xiàng)，可以為相間動(dòng)量傳輸速率（采用矢量形式的Ergun 方程計(jì)算[11］）、熱量傳輸速率（采用修正的Ranz-Marshall 方程計(jì)算[12］）或湍流相關(guān)速率參量.

1.3 計(jì)算方法及邊界條件

本文中借助ANSYS-FLUENT 商業(yè)軟件實(shí)現(xiàn)模型構(gòu)建和計(jì)算，所采用的主要方法如下：①基于同位網(wǎng)格，采用SIMPLE 算法處理壓力與速度的耦合；②各控制方程中的對流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)分別采用二階迎風(fēng)格式和中心差分（亦為二階精度）格式離散；③為提高計(jì)算精度，各控制方程的收斂準(zhǔn)則均為待求變量的殘差且低于10-6.

根據(jù)豎爐自身的特點(diǎn)，計(jì)算域的頂部邊界為固相（氧化球團(tuán)）入口，但同時(shí)也是氣相（尾氣）出口，模型中固相視該處邊界為速度入口，氣相視其為壓力出口，固相下行的速度根據(jù)球團(tuán)的質(zhì)量流量計(jì)算.計(jì)算域最底端邊界為固相速度出口，氣相質(zhì)量流量設(shè)定為0.計(jì)算域中氣相可通過側(cè)壁圍管和底部中心噴入，對應(yīng)邊界處氣相的質(zhì)量流量由預(yù)先給定的供氣強(qiáng)度計(jì)算得到，但固相的質(zhì)量流量設(shè)定為0.當(dāng)通過相關(guān)邊界進(jìn)入計(jì)算域時(shí)，氣固兩相的溫度均預(yù)先給定.另外，計(jì)算域中所有壁面均為無滑移絕熱邊界.

1.4 模型驗(yàn)證

鑒于目前還未出現(xiàn)關(guān)于氫氣豎爐生產(chǎn)數(shù)據(jù)的公開報(bào)道，本文中將模型應(yīng)用于八鋼C-3000 煤氣豎爐，通過對比豎爐圍管氣壓的測量值和計(jì)算值進(jìn)行模型精確度的驗(yàn)證.在驗(yàn)證性算例中，豎爐的頂壓為300 kPa，煤氣全部由豎爐圍管噴入，入爐煤氣的組成、溫度及供氣強(qiáng)度分別為65%CO ＋23%H2＋9%CO2＋3%H2O（體積分?jǐn)?shù)），1 100 K，1 050 m3／t（標(biāo)準(zhǔn)態(tài)下氧化球團(tuán)），氧化球團(tuán)的質(zhì)量流量為218 t／h，其他幾何及操作參數(shù)詳見文獻(xiàn)[10］和[13］.

上述工況下C-3000 豎爐圍管氣壓的測量值約為360 kPa，本文模型的計(jì)算值為357.2 kPa，兩者相差很小，表明本文中的數(shù)學(xué)模型具有較高的精確度.

2 結(jié)果分析及討論

2.1 計(jì)算方案

經(jīng)上述驗(yàn)證后，將供氣組分限定為H2，便可形成氫氣豎爐模型.圖1 示出了本文中考慮的二維軸對稱計(jì)算域及相應(yīng)網(wǎng)格的配置（網(wǎng)格數(shù)量和尺寸比）.

圖1 本文考慮的氫氣豎爐計(jì)算域（m）Fig.1 Computational domain of the H2 shaft furnace considered in the current paper（m）

從圖1 中可以看到，供氣可由側(cè)壁圍管和底部中心噴入爐內(nèi)，由于存在很大的速度梯度，側(cè)壁圍管和底部中心處的網(wǎng)格均進(jìn)行了局部加密，尺寸為其他未加密部位網(wǎng)格的1／100 左右.計(jì)算區(qū)域共包含5 000 個(gè)四邊形網(wǎng)格，局部加密網(wǎng)格的尺寸約為5.4×10-5m2，其他未加密部位網(wǎng)格的尺寸約為5.3×10-3m2.需要說明的是，本文中所采用的網(wǎng)格配置已根據(jù)前期參數(shù)（采用圍管平面的平均氣壓）的敏感度分析進(jìn)行了優(yōu)化.具體優(yōu)化過程如下：在保持上述網(wǎng)格尺寸比（即1／100）不變的前提下，分別采用網(wǎng)格數(shù)量為3 000，4 000，5 000和6 000 的四種配置進(jìn)行仿真模擬，計(jì)算所得圍管平面的平均氣壓分別為315.4，321.1，323.4 和323.7 kPa.

在中心供氣方面，相關(guān)的工程實(shí)踐可參考八鋼C-3000 的中心氣體分配裝置（CGD）.氧化球團(tuán)常溫入爐，等效直徑、質(zhì)量流量及床層空隙度分別為15 mm，100 t／h，0.4.氣相入爐溫度、總流量（體積）及爐頂壓力分別為1 173 K，1 700 m3／t，300 kPa.本文中將豎爐中心供氣比記作β，定義為通過底部中心供入氣相的流量占總流量的比例.β作為被考察因素，變化范圍為0 ～0.20.另外，考慮氣相需增壓才能被順利噴入爐內(nèi)，采用等熵公式計(jì)算壓縮氣相對應(yīng)的（單位質(zhì)量球團(tuán)）能耗，具體表達(dá)式如下：

式中:n為氣相的流量， mol／h； m 為固相質(zhì)量流量，t／h；R 為理想氣體常數(shù)，8.314 J／（mol·K）；P為目標(biāo)氣壓，Pa；λ，T0，P0分別為等熵壓縮效率、參考溫度及參考?xì)鈮海谝韵滤憷蟹謩e取0.7，298 K，100 kPa.

2.2 氣流分布特性

圖2 （a）（b）分別為無中心供氣（β ＝0）條件下，氫氣豎爐模型內(nèi)的氣相流線和壓強(qiáng)分布情況.氫氣由圍管噴入后，在沿徑向流動(dòng)的同時(shí)會(huì)將初始動(dòng)能迅速轉(zhuǎn)化為軸向速度，從而逐漸轉(zhuǎn)向爐頂出口，最終形成如圖2 （a）所示的L 型流線，這與文獻(xiàn)報(bào)道的COREX 預(yù)還原豎爐內(nèi)（無中心供氣）的氣相流線類似[14］.由圖2 （b）可知，除近圍管的有限區(qū)域外，豎爐內(nèi)氣相壓強(qiáng)沿徑向整體分布較均勻. 軸向上圍管平面的平均氣壓約為323.4 kPa，而豎爐頂壓為300 kPa.也就是說，本文中所考慮的工況下圍管平面以上的固相床層內(nèi)壓降較小，約為23.4 kPa.這主要是因?yàn)闅怏w通過固相床層流動(dòng)的慣性阻力與其密度成正比，而同等條件下（溫度、壓力、摩爾量）H2的密度僅為CO 的1／14.

圖2 無中心供氣（β ＝0）時(shí)氫氣豎爐內(nèi)的計(jì)算結(jié)果Fig.2 Calculated results ofthe H2 shaft furnace without central gas supply（β ＝0）

為獲得更多流場信息，截取圖2（a）中6 個(gè)軸向深度（即z ＝6.3，6.6，6.9，7.2，7.5，7.8 m）的氣相（總）速度進(jìn)行分析，結(jié)果如圖3 所示.

從圖3 中可看出，各軸向深度的氣相速度雖然在臨近圍管的側(cè)壁處較大，但都沿內(nèi)徑向衰減，在距豎爐中心約1.0 m 處基本達(dá)到穩(wěn)定.需要注意的是，豎爐中心處（r ＝0）的氣相速度沿軸向深度逐漸減小.據(jù)此可以推斷，在豎爐底部爐芯部位存在一個(gè)氣流遲滯區(qū).為活躍該區(qū)域的氣相流動(dòng)，本研究中通過實(shí)施中心輔助供氣，具體考察中心供氣比對豎爐中心（r ＝0）氣相速度（軸向）分布、爐內(nèi)氣相流線及壓力分布的影響.

圖3 無中心供氣（β ＝0）氫氣豎爐內(nèi)不同軸向深度的氣相速度徑向分布Fig.3 Radial distributions of gas phase velocity at different axial depths in the H2 shaft furnace without central gas supply（β ＝0）

2.3 中心供氣的影響

圖4 為不同中心供氣比下氫氣豎爐內(nèi)氣相速度在軸向上（z ＝6.3 ～7.8 m）的分布圖.由圖可知，實(shí)施中心輔助供氣可有效提高豎爐底部的氣相速度.氣相速度沿軸向深度先緩慢降低，后又迅速升高.當(dāng)β 由0.05 提高至0.20 時(shí)，豎爐中心處氣相速度的最小值從6.3 m／s 增大至9.3 m／s，增幅為47.6%.

圖4 不同中心供氣比下的氫氣豎爐內(nèi)氣相速度軸向分布Fig.4 Axial distributions of gas phase velocity in the H2 shaft furnace at different proportions of central gas supply

圖5 為不同中心供氣比下氫氣豎爐內(nèi)的氣相流線圖.從圖中可以看到，實(shí)施輔助供氣可在豎爐中心形成一股集中氣流.隨著β 的增大，該股氣流的初始動(dòng)能也增大，其徑向穿透距離呈現(xiàn)一定程度的延伸.

圖5 不同中心供氣比下的氫氣豎爐內(nèi)氣相流線Fig.5 Gas phase streamlines in the H2 shaft furnace at different proportions of central gas supply

圖6 為不同中心供氣比下氫氣豎爐內(nèi)的氣相壓強(qiáng)分布圖.由圖可知，β 的增大對豎爐內(nèi)圍管平面以上氣壓分布的影響不明顯，但是底部供氣邊界處的大壓力梯度區(qū)卻逐漸擴(kuò)大，這就意味著壓縮氣體所需能耗在增加.

圖6 不同供氣比下的氫氣豎爐內(nèi)氣相流線Fig.6 Gas phase pressure distributions in the H2 shaft furnace at different proportions of central gas supply

表2 列出了不同中心供氣比下底部和圍管入口的氣相流量和從模型計(jì)算結(jié)果中提取的氣相壓強(qiáng).基于表中數(shù)據(jù)，采用式（2）可計(jì)算出壓縮氣體能耗，結(jié)果如圖7 所示.從圖中可以看到，隨著β的增大，底部供氣能耗因氣體流量的提高而逐漸增大，圍管供氣的能耗隨之減小.但必須指出的是，壓縮氣體所需的總能耗隨β 的增大先降低后升高，在β ＝0.10 時(shí)達(dá)到最低，約為345 MJ／t.

表2 不同中心供氣比下底部和圍管入口的氣相流量和壓強(qiáng)Table 2 Flow rates and pressures at the gas inlets under different proportions of central gas supply

圖7 不同中心供氣比下的壓縮氣體所需能耗Fig.7 Energy requirements for gas compression at different proportions of central gas supply

3 結(jié) 論

（1）實(shí)施中心輔助供氣可有效提高氫氣豎爐底部的氣相速度.當(dāng)中心供氣比由0.05 提高至0.20 時(shí)，豎爐中心處氣相速度的最小值從6.3 m／s增大至9.3 m／s，增幅為47.6%.

（2）在文中所考慮的變化范圍內(nèi)，中心供氣比的提高對豎爐內(nèi)圍管平面以上氣壓分布的影響不明顯.

（3）對豎爐生產(chǎn)而言，壓縮氣體所需的總能耗隨中心供氣比的增大先降低后升高，在中心供氣比為0.10 時(shí)達(dá)到最低，約為345 MJ／t.