燒結(jié)礦余熱回收豎罐內(nèi)氣固傳熱過程數(shù)值分析

馮軍勝，董輝，高建業(yè)，梁凱，劉靖宇

(東北大學(xué) 國家環(huán)境保護(hù)生態(tài)工業(yè)重點實驗室，遼寧 沈陽，110819)

燒結(jié)礦余熱回收豎罐內(nèi)氣固傳熱過程數(shù)值分析

馮軍勝，董輝，高建業(yè)，梁凱，劉靖宇

(東北大學(xué) 國家環(huán)境保護(hù)生態(tài)工業(yè)重點實驗室，遼寧 沈陽，110819)

以某鋼鐵企業(yè)年產(chǎn)390萬t燒結(jié)礦為研究對象，基于多孔介質(zhì)理論和局部非熱力學(xué)平衡雙能量方程模型，建立燒結(jié)礦豎罐內(nèi)氣固穩(wěn)態(tài)傳熱模型，并借助Fluent軟件及其二次開發(fā)平臺，以回收的空氣熱量和空氣為判定基準(zhǔn)，對不同操作參數(shù)對豎罐內(nèi)氣固傳熱過程的影響進(jìn)行模擬研究。研究結(jié)果表明：回收的空氣熱量和空氣隨燒結(jié)礦入口溫度的升高而逐漸增加，隨燒結(jié)礦顆粒直徑的增大而逐漸減少；隨著氣料比的增加，回收空氣熱量的增加趨勢逐漸變緩，空氣則呈現(xiàn)出先增大后減少的趨勢；隨著空氣入口溫度的升高，回收的空氣熱量逐漸減少，空氣則逐漸增加。在實際操作工況改變時，通過氣料比的調(diào)節(jié)可達(dá)到最佳氣固換熱效果，獲得最大的空氣。

燒結(jié)礦；豎罐；多孔介質(zhì)；氣固傳熱；數(shù)值分析

燒結(jié)余熱資源的高效回收利用是目前降低燒結(jié)工序能耗乃至煉鐵工序能耗的主要途徑之一[1]。燒結(jié)余熱豎罐式回收是針對傳統(tǒng)燒結(jié)余熱回收系統(tǒng)的不足[2]，借鑒干熄焦?fàn)t的結(jié)構(gòu)形式而提出的一種燒結(jié)礦余熱高效回收方式[3?4]。豎罐內(nèi)氣固傳熱過程是決定燒結(jié)余熱豎罐式回收可行性的主要因素之一，直接影響燒結(jié)礦出口溫度的高低和出口熱載體的品質(zhì)，進(jìn)而影響燒結(jié)礦余熱回收率和后續(xù)的余熱發(fā)電量：因此，研究豎罐內(nèi)氣固傳熱過程，對提高燒結(jié)礦余熱回收利用率以及優(yōu)化豎罐的結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)都具有十分重要的意義。由于燒結(jié)礦豎罐床層內(nèi)氣固傳熱過程的復(fù)雜性，床層內(nèi)氣固傳熱尚處于理論研究階段，從而造成現(xiàn)有燒結(jié)礦豎罐的設(shè)計以及豎罐結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)的確定更多是基于經(jīng)驗而缺乏理論上的指導(dǎo)。目前，有關(guān)燒結(jié)礦床層內(nèi)氣固傳熱過程的研究主要集中于燒結(jié)礦環(huán)冷機中。CAPUTO等[5]提出環(huán)冷機床層內(nèi)氣固傳熱模型，同時采用動態(tài)模擬方法研究了燒結(jié)環(huán)冷機內(nèi)氣固傳熱過程。LEONG等[6]基于多孔介質(zhì)和局部熱力學(xué)平衡理論建立了環(huán)冷機內(nèi)氣固傳熱的非穩(wěn)態(tài)模型，研究了床層空隙率對氣體流動和燒結(jié)礦溫度分布的影響，但該模型認(rèn)為燒結(jié)礦溫度和冷卻空氣溫度是相同的，忽略了冷卻空氣和燒結(jié)料層之間的對流換熱。JANG等[7]采用 CFD和實驗相結(jié)合的方法研究了三維燒結(jié)礦床層內(nèi)的湍流和傳熱過程，但該模型對實際情況進(jìn)行了比較理想的簡化，將燒結(jié)礦床層作為1個4排球形填充床層來處理。劉斌等[8]建立了燒結(jié)料層內(nèi)流動和傳熱的二維非穩(wěn)態(tài)模型，并考慮顆粒直徑、空隙率等參數(shù)變化對模擬計算的影響，研究了冷卻風(fēng)量、給料溫度和燃料配比等參數(shù)對燒結(jié)過程的影響。張家元等[9]對環(huán)冷機內(nèi)不同分層布料工況和常規(guī)布料工況進(jìn)行模擬研究，并以余熱回收率最大化為目標(biāo)，得到了環(huán)冷機內(nèi)適宜的分層布料參數(shù)。ZHANG等[10]以多孔介質(zhì)模型為基礎(chǔ)，采用局部非熱力學(xué)平衡理論建立了環(huán)冷機內(nèi)三維氣固傳熱模型，并對環(huán)冷機內(nèi)燒結(jié)礦冷卻過程進(jìn)行模擬研究和參數(shù)優(yōu)化分析。LIU等[11]基于局部非熱力學(xué)平衡理論建立了環(huán)冷機內(nèi)的氣固傳熱模型，對進(jìn)口風(fēng)速、床層高度和空隙率等參數(shù)對床層內(nèi)壓力場、速度場和溫度場的影響進(jìn)行了模擬分析，同時對不同工況下的余熱回收量進(jìn)行了能量分析和分析。以上關(guān)于環(huán)冷機床層內(nèi)氣固傳熱的研究主要集中于非穩(wěn)態(tài)氣固傳熱模型和參數(shù)影響分析。但燒結(jié)礦豎罐內(nèi)氣固傳熱過程是氣固移動床式逆流穩(wěn)態(tài)傳熱過程，求解環(huán)冷機的非穩(wěn)態(tài)氣固傳熱模型很難用于求解燒結(jié)礦豎罐內(nèi)的穩(wěn)態(tài)傳熱過程。董輝等[12?13]雖然采用了數(shù)值模擬和解析計算的方法對燒結(jié)礦豎罐內(nèi)氣固傳熱過程進(jìn)行研究，但并沒有考慮顆粒直徑對氣固傳熱過程的影響。同時，數(shù)學(xué)模型中的氣流黏性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)以及氣固傳熱系數(shù)均采用傳統(tǒng)經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式，因此，也不適用于求解豎罐內(nèi)的氣體流動和氣固傳熱過程。由于對燒結(jié)礦床層內(nèi)氣固傳熱過程的穩(wěn)態(tài)研究較少，同時考慮到燒結(jié)礦豎罐自身結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，一些重要的操作參數(shù)(如氣料比、空氣入口溫度等)和床層幾何特性參數(shù)(如燒結(jié)礦顆粒直徑、床層空隙率等)對床層內(nèi)氣固傳熱過程的影響仍有待研究。為此，本文作者以多孔介質(zhì)模型為基礎(chǔ)，基于局部非平衡熱力學(xué)雙能量方程，建立豎罐內(nèi)三維穩(wěn)態(tài)移動床式氣固傳熱模型，從余熱回收的“量”和“質(zhì)”2個方面，模擬分析并研究燒結(jié)礦入口溫度、氣料比、燒結(jié)礦顆粒直徑和空氣入口溫度對豎罐內(nèi)氣固傳熱過程的影響，以便為燒結(jié)礦余熱豎罐的設(shè)計和運行提供理論依據(jù)。

1 模型的建立

1.1 物理模型及其基本假設(shè)

冷卻空氣(即熱載體)分別從風(fēng)帽口和罐體底部鼓入燒結(jié)礦豎罐內(nèi)，與罐體內(nèi)熾熱燒結(jié)礦進(jìn)行逆流式氣固熱交換，然后從斜道段出風(fēng)口排出。燒結(jié)機尾部的燒結(jié)礦自罐體頂部進(jìn)入豎罐預(yù)存段內(nèi)，自上往下緩慢下移，在冷卻段與上行的冷卻空氣進(jìn)行熱交換而得以冷卻，最后由罐體底部排出。由于豎罐內(nèi)氣固換熱的區(qū)域基本集中在冷卻段和斜道段，故本文針對豎罐冷卻段和斜道段建立物理模型，如圖1所示。燒結(jié)礦豎罐結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示[14]。由于豎罐中心風(fēng)帽與豎罐冷卻段之間的內(nèi)徑和高度差距較大，考慮到網(wǎng)格邊界的光滑性和正交性對模擬計算精度和收斂性的影響，采用分塊網(wǎng)格生成技術(shù)對豎罐本體區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在換熱強烈區(qū)域使用加密網(wǎng)格，對于其他計算區(qū)域使用稀疏網(wǎng)格，同時對所劃分網(wǎng)格進(jìn)行無關(guān)性驗證。

圖1 燒結(jié)礦豎罐物理模型Fig. 1 Physical model of sinter vertical tank

表1 燒結(jié)礦豎罐結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of sinter vertical tank

燒結(jié)礦顆粒的不均勻性和不規(guī)則性導(dǎo)致豎罐內(nèi)氣體流動和氣固傳熱過程極其復(fù)雜，難以對其整個傳熱過程進(jìn)行精確的數(shù)學(xué)描述和數(shù)值計算。由于豎罐內(nèi)燒結(jié)礦顆粒直徑遠(yuǎn)小于豎罐內(nèi)徑，因此，可對其進(jìn)行平均化和統(tǒng)計處理，將燒結(jié)礦堆積區(qū)域假設(shè)為多孔介質(zhì)區(qū)域來進(jìn)行數(shù)值計算[15]。為此，對燒結(jié)礦豎罐的物理模型進(jìn)行如下假設(shè)：

1) 燒結(jié)礦豎罐在穩(wěn)定工況下運行，各操作參數(shù)為定值，沒有波動變化。

2) 豎罐內(nèi)的氣體流動被視為單相穩(wěn)態(tài)非 Darcy流動。

3) 燒結(jié)礦為各相同性的多孔介質(zhì)，不考慮燒結(jié)礦自身的多孔性及在高溫下的形變。

4) 豎罐內(nèi)的氣體為不可壓縮流體，但氣體密度變化符合理想氣體狀態(tài)方程。

5) 忽略燒結(jié)礦顆粒之間的輻射換熱及豎罐壁面熱損失。

1.2 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)不可壓縮黏性流體非定常流動的 Navier?Stokes方程，選用標(biāo)準(zhǔn) k?ε湍流模型來描述豎罐內(nèi)氣體流動傳熱規(guī)律。根據(jù)質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒原理，豎罐內(nèi)氣固流動與傳熱過程三維穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型控制方程如下。

1) 連續(xù)性方程：

2) 動量傳輸方程：

式中：gρ為空氣密度，kg/m3；ui為流體在i方向上的速度，m/s；Pij為表面壓力矢量，包括靜壓力和流體黏性壓力；gi為流體在i方向上的體積作用力，N/m3；fi為作用在單位體積流體上的反方向阻力，N/m3。

考慮到多孔介質(zhì)對流體黏性和慣性的影響，可以通過增加源項Si對多孔介質(zhì)模型中動量傳輸方程進(jìn)行修正，如式(3)所示。源項由2部分組成：第1部分為黏性損失項，即式(3)右邊第1項；第2部分為慣性損失項，即式(3)右邊第2項。

式中：μ為空氣動力黏度，kg/(m·s)；α/1為空氣阻力系數(shù)；C2為空氣慣性阻力系數(shù)。

本文采用修正Ergun型方程計算豎罐床層內(nèi)的黏性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)[16]。

式中：ε為床層空隙率；dp為燒結(jié)礦顆粒當(dāng)量直徑(即燒結(jié)礦實際篩分顆粒直徑與顆粒形狀因子的乘積，下文中均簡稱為燒結(jié)礦顆粒直徑)，m。

3) 局部非熱力學(xué)平衡雙能量方程。當(dāng)顆粒床層內(nèi)氣固兩相熱容和熱導(dǎo)率相差較大時，各相局部溫度變化率明顯不同[17]。本文將固相溫度 Ts和氣相溫度 Tg作為2個單獨的變量，分別表征同一微元體內(nèi)固相和氣相的熱狀態(tài)，把多孔介質(zhì)內(nèi)的傳熱視為氣固之間的傳熱，得到以下通用方程組[18]：

對于固相，

對于氣相，

式中：ρs為燒結(jié)礦的密度，kg/m3；cs和cg分別為燒結(jié)礦和空氣的比熱容，J/(kg·K)；us和ug別為顆粒表觀下移速度和氣體表觀流速，m/s；Ts和 Tg分別為燒結(jié)礦和空氣溫度，K；λs和 λg分別為燒結(jié)礦和空氣的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；hv為氣固對流體積換熱系數(shù)，J/(m3·s·K)。

hv可利用Achenbach準(zhǔn)則關(guān)系式[19]計算：

其中，氣固傳熱系數(shù)h可由下式確定[20]：

式中：h 為氣固對流面積換熱系數(shù)，J/(m2·s·K)；Nu 為對流傳熱努塞爾數(shù)；Pr為普朗特數(shù)；Re為顆粒雷諾數(shù)；μ為空氣動力黏度，kg/(m·s)。

在模擬分析中，余熱回收的“量”和“質(zhì)”分別用豎罐回收的空氣熱量 Q和空氣Ex來確定[21]。二者計算公式如下。

1.3 邊界條件

豎罐底部和中心風(fēng)帽的氣體進(jìn)口采用速度進(jìn)口邊界條件，速度及溫度由實際給定的參數(shù)通過理論計算得出。對于豎罐冷卻段和斜道段壁面，設(shè)置為絕熱壁面。對于斜道段空氣出口，設(shè)置為壓力出口邊界條件，設(shè)置相對壓力為0。

1.4 數(shù)值計算方法

本文采用流體力學(xué)計算軟件Fluent對豎罐內(nèi)的氣固傳熱過程進(jìn)行數(shù)值求解，采用隱式格式對求解方程進(jìn)行離散，采用SIMPLE算法對壓力與速度的耦合進(jìn)行求解。由于燒結(jié)礦和空氣的物性參數(shù)隨溫度發(fā)生變化，同時考慮到動量方程源項和氣固傳熱公式需要編譯到求解方程中，因此，本文借助Fluent軟件的二次開發(fā)平臺，通過用戶自定義函數(shù)(user defined function,UDF)得出動量方程源項、能量方程中的氣固傳熱源項以及氣固兩相物性參數(shù)隨溫度的變化等。

1.5 模型驗證

目前燒結(jié)礦豎罐正處于理論研究階段，無法獲得全面的豎罐運行數(shù)據(jù)。燒結(jié)礦豎罐和干熄焦?fàn)t同屬大顆粒移動床，顆粒床層內(nèi)均為氣固逆流式換熱，二者的區(qū)別主要在于顆粒特性參數(shù)、設(shè)備結(jié)構(gòu)參數(shù)和氣固換熱溫區(qū)不同。本文以寶鋼三期75 t/h干熄焦?fàn)t2種運行工況為例，干熄焦?fàn)t焦炭參數(shù)和主要設(shè)計參數(shù)見文獻(xiàn)[13, 22]。將多孔介質(zhì)模型和局部非熱力學(xué)平衡模型所得模擬計算結(jié)果與實測結(jié)果進(jìn)行對比分析，以驗證模型的可靠性。干熄焦?fàn)t不同工況下實測值與計算值對比結(jié)果如表2所示。

從表2可以看出：采用本模型所得焦炭出口溫度和熱載體出口溫度的實際測量值與模擬計算值基本一致，平均相對誤差為5.57%，最大相對誤差也在8%以下，說明二者較吻合，同時也證明本文所建模型是正確和可靠的。

2 結(jié)果分析與討論

由于燒結(jié)機燒結(jié)終點位置和豎罐底部入口空氣預(yù)熱效果的不同，進(jìn)入豎罐的燒結(jié)礦溫度和冷卻空氣溫度并不是恒定的，而氣料比是燒結(jié)礦冷卻過程重要的調(diào)節(jié)參數(shù)，同時，燒結(jié)礦的顆粒直徑又是影響豎罐內(nèi)氣固傳熱過程的主要參數(shù)。因此，利用已建立的數(shù)值模型，計算并討論燒結(jié)礦入口溫度、氣料比、燒結(jié)礦顆粒直徑和空氣入口溫度對豎罐內(nèi)氣固傳熱過程的影響。不同影響因素的變化情況如表3所示。

2.1 燒結(jié)礦入口溫度的影響

在氣料比為 800 m3/t，燒結(jié)礦顆粒直徑為0.025 m，空氣入口溫度為313 K條件下，沿豎罐高度方向上的空氣溫度隨燒結(jié)礦入口溫度變化的規(guī)律如圖2所示。

由圖2可知：沿豎罐高度方向上的空氣溫度隨燒結(jié)礦入口溫度的升高而逐漸升高，燒結(jié)礦入口溫度越高，空氣溫度沿豎罐高度方向上的變化趨勢就越大。這是因為，燒結(jié)礦入口溫度的升高將導(dǎo)致豎罐內(nèi)氣固換熱溫差的增大，燒結(jié)礦與冷卻空氣間的傳熱將會增強，傳熱量也會隨之增加。當(dāng)燒結(jié)礦入口溫度由873.0 K增加到 973.0 K時，冷卻空氣出口溫度由736.2 K升高到831.5 K，增加12.94%。燒結(jié)礦入口溫度每升高10 K，空氣出口溫度平均升高9.53 K。

表2 不同工況下實測值與計算值比較Table 2 Comparison of measured and calculation results under different conditions

表3 數(shù)值模擬計算工況Table 3 Conditions of numerical simulation

圖2 燒結(jié)礦入口溫度對沿豎罐高度方向上空氣溫度的影響Fig. 2 Effect of sinter inlet temperature on air temperature along height of vertical tank

圖3 燒結(jié)礦入口溫度對回收的空氣熱量Q和空氣Ex的影響Fig. 3 Effect of sinter inlet temperature on air energy recovered and air exergy

2.2 氣料比的影響

在燒結(jié)礦入口溫度為923 K，燒結(jié)礦顆粒直徑為0.025 m和空氣入口溫度為313 K條件下，沿豎罐高度方向上的空氣溫度隨氣料比的變化規(guī)律如圖4所示。

由圖4可知：沿豎罐高度方向上的空氣溫度隨氣料比的增大而逐漸降低。氣料比越大，空氣溫度沿豎罐高度方向上的降低趨勢就越明顯。這是因為在燒結(jié)礦處理量不變的條件下，氣料比的增大將導(dǎo)致冷卻空氣進(jìn)口流量的增加，燒結(jié)礦與冷卻空氣間的傳熱將會增強，但由于燒結(jié)礦入口熱容量不變，冷卻空氣流量的增大必然會導(dǎo)致出口空氣溫度的降低。當(dāng)氣料比由700 m3/t增加到 900 m3/t時，冷卻空氣出口溫度由815.0 K下降到744.1 K，降低8.7%；氣料比每增大20 m3/t，空氣出口溫度平均降低7.09 K。

圖4 氣料比對沿豎罐高度方向上空氣溫度的影響Fig. 4 Effect of gas sinter ratio on air temperature along the height of vertical tank

圖5 氣料比對回收的空氣熱量Q和空氣Ex的影響Fig. 5 Effect of gas sinter ratio on air energy recovered and air exergy

2.3 燒結(jié)礦顆粒直徑的影響

在燒結(jié)礦入口溫度為923.0 K，氣料比為800 m3/t和空氣入口溫度為313.0 K的條件下，沿豎罐高度方向上的空氣溫度隨燒結(jié)礦顆粒直徑的變化規(guī)律如圖 6所示。

由圖6可知：沿豎罐高度方向上的空氣溫度隨燒結(jié)礦顆粒直徑的減小而逐漸升高。這是因為在豎罐結(jié)構(gòu)參數(shù)和燒結(jié)礦處理量不變的條件下，燒結(jié)礦顆粒直徑的減小將導(dǎo)致床層空隙率的減小，豎罐內(nèi)顆粒的填充體積減小，顆粒的下移速度也隨之降低，氣固換熱時間增加。另外，燒結(jié)礦顆粒直徑減小將導(dǎo)致顆粒導(dǎo)熱熱阻減小，燒結(jié)礦與冷卻空氣之間綜合傳熱系數(shù)增加。同時，床層空隙率的減小使得床層內(nèi)氣固換熱面積增加，燒結(jié)礦與冷卻空氣之間的傳熱量隨之增加，空氣出口溫度也隨之升高。當(dāng)燒結(jié)礦顆粒直徑由0.015 m增加到 0.035 m時，冷卻空氣出口溫度由810.4 K下降到765.4 K，降低5.55%。燒結(jié)礦顆粒直徑每增加0.005 m，空氣出口溫度平均降低11.25 K。

圖6 燒結(jié)礦顆粒直徑對沿豎罐高度方向上空氣溫度的影響Fig. 6 Effect of sinter particle diameter on air temperature along height of vertical tank

圖7 燒結(jié)礦顆粒直徑對回收的空氣熱量Q和空氣Ex的影響Fig. 7 Effect of sinter particle diameter on air energy recovered and air exergy

2.4 空氣入口溫度的影響

在燒結(jié)礦入口溫度為923 K，氣料比為800 Nm3/t和燒結(jié)礦顆粒直徑為0.025 m的條件下，沿豎罐高度方向上的空氣溫度隨空氣入口溫度的變化規(guī)律如圖 8所示。

圖8 空氣入口溫度對沿豎罐高度方向上空氣溫度的影響Fig. 8 Effect of air inlet temperature on air temperature along height of vertical tank

由圖8可知：沿豎罐高度方向上的空氣溫度隨空氣入口溫度升高而逐漸增加。這是因為在氣料比一定時，空氣入口溫度的升高將導(dǎo)致冷卻空氣實際入口流量的增加，床層內(nèi)氣固對流換熱系數(shù)隨之增加，從而引起燒結(jié)礦與空氣間對流換熱量的增加，導(dǎo)致空氣出口溫度的升高。當(dāng)空氣入口溫度由293 K升高到333 K時，空氣出口溫度由780.9 K升高到796.2 K，提高1.96%?？諝馊肟跍囟让可?0 K，空氣出口溫度平均升高3.83 K。

圖9 空氣入口溫度對回收的空氣熱量Q和空氣Ex的影響Fig. 9 Effect of air inlet temperature on the air energy recovered and air exergy

3 結(jié)論

1) 建立移動床層內(nèi)氣固穩(wěn)態(tài)傳熱模型，利用該模型模擬計算得到的干熄焦?fàn)t在不同運行條件下焦炭出口溫度和熱載體出口溫度與實測溫度之間的平均誤差為5.57%，較好地描述了干熄焦?fàn)t內(nèi)的氣固傳熱過程，驗證了氣固穩(wěn)態(tài)傳熱模型的可靠性。

2) 對于給定結(jié)構(gòu)參數(shù)的燒結(jié)礦余熱回收豎罐，當(dāng)燒結(jié)礦處理量一定時，燒結(jié)礦入口溫度越高，氣料比越小，燒結(jié)礦顆粒直徑越小，空氣入口溫度越高，豎罐出口空氣溫度也就越高。當(dāng)其他影響因素不變時，豎罐回收的空氣熱量和空氣隨燒結(jié)礦入口溫度的升高而逐漸增加，隨燒結(jié)礦顆粒直徑的增加而逐漸減少。隨著氣料比的增加，回收的空氣熱量逐漸增加，并且增加趨勢逐漸變緩，空氣則出現(xiàn)先增大后減少的趨勢。隨著空氣入口溫度的升高，回收的空氣熱量逐漸減少，而空氣則逐漸增加。

3) 燒結(jié)礦入口溫度和氣料比是影響豎罐內(nèi)氣固傳熱過程、回收的空氣熱量和空氣最主要的因素。在實際試驗工況中，可通過氣料比的調(diào)節(jié)達(dá)到最佳氣固換熱效果，獲得最大的空氣。本研究可為豎罐設(shè)計運行中在改變試驗工況的條件下通過氣料比的調(diào)節(jié)以獲得最大空氣提供理論參考。

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Numerical analysis of gas-solid heat transfer process in vertical tank for sinter waste heat recovery

FENG Junsheng, DONG Hui, GAO Jianye, LIANG Kai, LIU Jingyu

(SEP Key Laboratory on Eco-industry, Northeastern University, Shenyang 110819, China)

Choosing the annual output of 3 900 000 t sinter in an iron and steel company as the subject, the gas solid steady-state heat transfer model in sinter vertical tank was established on the basis of the porous medium theory and the two-equation energy model of local non-equilibrium thermodynamics. By employing Fluent software and the user defined functions (UDF), the recovered air energy and the air exergy were used as the criteria to study the effects of different operation parameters on gas solid heat transfer in vertical tank. The results show that the recovered air energy and the air exergy gradually increase with the increase of sinter inlet temperature, and gradually decrease with the increase of sinter particle diameter. With the increase of gas sinter ratio, the increasing tendency of air energy becomes slower, and the air exergy firstly increases and then decreases. In addition, with the increase of air inlet temperature, the recovered air energy gradually decreases and the air exergy gradually increases. When operation conditions change,optimal gas solid heat transfer performance as well as the maximal air exergy can be achieved through the adjustment of gas sinter ratio.

sinter; vertical tank; porous medium; gas-solid heat transfer; numerical analysis

TK11+5; TK124

A

1672?7207(2017)11?3100?08

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.11.034

2016?12?29；

2017?02?22

國家自然科學(xué)基金資助項目(51274065)；遼寧省科技計劃項目(2015020074-201) (Project(51274065) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2015020074-201) supported by the Science and Technology Planning Foundation of Liaoning Province)

董輝，教授，博士生導(dǎo)師，從事冶金過程余熱余能高效回收利用研究；E-mail: Dongh@smm.neu.edu.cn

(編輯 伍錦花)