1、 . PAGE20 / NUMPAGES27 . 本科畢業論文題目： 干熄焦爐固-氣流動與傳熱數值模擬學 院:材料與冶金學院專 業:材料成型與控制工程學 號:8學生:明廷勇指導教師:常慶明日 期:二一五年六月摘 要干熄焦技術相對傳統的熄焦工藝具有節能、環保和提高焦炭質量等優點，在國外得到了廣泛的應用，各大鋼廠都非常重視對干熄焦技術的研究。隨著干熄焦技術的不斷發展，傳統的研究方法已不能滿足新的工藝要求。本文以某廠140t/h的干熄焦爐為研究對象，建立了干熄焦爐的三維幾何模型，采用多孔介質理論建立了干熄焦爐固-氣流動與傳熱的數學模型。基于FLUENT軟件中的多孔介質模型，利用UDS和UDF將FLU

2、ENT中的單能量方程改寫為雙能量方程，模擬干熄焦爐固-氣流動與傳熱情況，為干熄焦爐提供設計提供依據。在此模型基礎上，通過改變氣體入口溫度和速度，觀察氣體出口和焦炭出口溫度的變化情況，分別分析氣體入口風溫和入口風速對干熄焦生產工藝的影響。研究發現，氣體從底部進入干熄焦爐后在斜道和環形氣體發生了偏流，越靠近氣體出口，氣體流速越大；氣體壓降主要發生在冷卻室，氣壓在斜道和環形氣道達到最低；在爐同一位置，焦炭溫度恒比氣體溫度高，冷卻室周邊的換熱比中心區域更充分。氣體入口風溫對干熄焦生產工藝影響不大，氣體出口和焦炭出口溫度隨氣體入口風速的增大顯著降低。關鍵詞： 干熄焦； 多孔介質； FLUENT； 數值模

3、擬AbstractThe Coke Dry Quenching(CDQ) technology have more advantages in energy saving, environmental protection and improving the quality of and coke over the traditional coke quenching process.This technology has been widely used both at home and abroad.And the major steel mills attach great import

4、ance to the study of coke dry quenching technology. With the continuous development of dry quenching technology, traditional methods can not meet the requirements of new challenges.In this paper, a three-dimensional geometric model of a 140t/h coke dry quenching unit is established and a mathematica

5、l model for quenching flow and heat transfer between gas and coke is established by using the theory of porous media. Based on the porous medium model in FLUENT software, the user defined scalars(UDS) and user defined functions(UDF) are utilizedto change single-energy equation into double-energy equ

6、ations, in order to simulatethe solid-gas flow and heat transfer in dry coke quenching ,whichcan provide a basis for CDQ design. On the basis of this model, different gas-inlet temperature and velocity are given for observing the changes in the gas-outlet and coke-outlet temperature, to analyze how

7、gas-inlet temperature and velocity can affect the CDQ production process . The results show that gas in the chute and ring airway has the drift phenomenon, and the closer to the outlet, the faster the velocity is; the loss of gas pressure mainly occurred in the cooling chamber, the lowest gas pressu

8、re form in the chute and ring airway; the coke temperature is higher than the gas temperature in any same position of CDQ and the surrounding of the CDQ has a better heat transfer than the center of it. Gas-inlet temperature makes little different of coke dry quenching process, while the gas-inlet v

9、elocity makes much.Key words:CDQ； Porous medium； FLUENT； Numerical simulation目錄TOC o 1-3 u 1 緒論 PAGEREF _Toc26121 11.1 干熄焦技術 PAGEREF _Toc11829 11.2 干熄焦工藝流程 PAGEREF _Toc5735 11.3 干熄焦爐固-氣流動與傳熱的研究現狀 PAGEREF _Toc14882 31.3.1 前聯的研究 PAGEREF _Toc7853 31.3.2 日本的研究 PAGEREF _Toc5065 31.3.3 國的研究 PAGEREF _Toc22

10、127 41.4 課題研究的意義與容 PAGEREF _Toc18942 41.4.1 課題研究的意義 PAGEREF _Toc6264 41.4.2 課題研究的容 PAGEREF _Toc24198 52 研究方法-CFD PAGEREF _Toc12567 62.1 FLUENT軟件介紹 PAGEREF _Toc24485 62.2 FLUENT軟件的二次開發 PAGEREF _Toc25576 63 干熄焦爐固-氣流動與傳熱的數學模型 PAGEREF _Toc24393 103.1 幾何模型 PAGEREF _Toc27869 103.2 基本假設 PAGEREF _Toc15467 1

11、03.3 數學模型 PAGEREF _Toc16018 113.4 邊界條件 PAGEREF _Toc6300 124 模擬結果與分析 PAGEREF _Toc4141 134.1 結果分析 PAGEREF _Toc25309 134.1.1 干熄焦爐速度場分析 PAGEREF _Toc8027 134.1.2 干熄焦爐溫度場分析 PAGEREF _Toc27171 144.1.3 干熄焦爐壓力場分析 PAGEREF _Toc28465 154.2 不同工藝參數對干熄焦生產的影響 PAGEREF _Toc15689 154.2.1 氣體入口溫度對干熄焦生產的影響 PAGEREF _Toc212

12、27 154.2.2 氣體入口速度對干熄焦生產的影響 PAGEREF _Toc2871 175 結論 PAGEREF _Toc19434 19參考文獻 PAGEREF _Toc3456 20致 PAGEREF _Toc15455 221 緒論1.1 干熄焦技術干法熄焦簡稱“干熄焦”，是相對于用水熄滅熾熱焦炭的濕法熄焦而言的，它是利用低溫的惰性氣體在干熄焦爐與高溫的焦炭換熱從而使紅焦冷卻。紅焦被冷卻后從焦爐底部排出，吸收紅焦熱量的惰性氣體進過一次除塵后將熱量傳給干熄鍋爐，產生高壓水蒸汽，被冷卻的惰性氣體再經過二次除塵，由鼓風機送入干熄焦爐循環使用。在干熄鍋爐產生的高壓水蒸汽可用于發電或供暖。干法

13、熄焦相對于濕法熄焦具有三大優點1： （1）吸收紅焦80%熱量，節約能源。 傳統的濕熄焦采用噴水降溫，紅焦的熱量浪費費很大。而干熄焦避免了這個缺點，它能吸收紅焦80%左右的熱量使之產生蒸汽，平均每熄1t 焦炭可回收3.9- 4.0MPa、450蒸汽0.45- 0.55t。（2）提高焦炭的質量。 焦炭在干熄爐的預存室停留過程中相當于進行了再煉焦，且在均勻的下降過程中冷卻速度慢,因此焦炭裂紋少，強度高。（3）改善環境，減少污染。 濕熄焦所采用的水主要是化工車間的冷卻水，其中含有大量的酚，氰等有害物質。濕法熄焦產生的蒸汽與殘留在焦的酚，氰，硫化物等腐蝕性介質，侵蝕周圍建筑物，并能擴散到幾公里外的圍，造

14、成大面積的空氣污染2。干熄焦則由于采用惰性氣體在密閉的干熄爐冷卻紅焦, 并配備良好有效的除塵設施, 幾乎不產生環境污染。由于本身的先進性，干熄焦技術已經在同行業中占據主導地位。自20世紀80年代以來，干熄焦設備的高效化和大型化成為了必然的發展趨勢。建設大型生產設備具有降低運營成本、便于自動化管理和生產率高等優點，而掌握干熄焦固-氣流動與傳熱規律是實現大型化的關鍵所在3。1.2 干熄焦工藝流程干熄焦裝置主要包括干熄爐、裝入裝置、排焦裝置、提升機、電機車與焦罐臺車、焦罐、一次除塵器、二次除塵器、干熄焦鍋爐單元、循環風機、除塵地面站、水處理單位、自動控制部分、發電部分等。如圖1.1為干熄焦工藝流程圖

15、，主要包括焦炭流程、惰性氣體循環流程、汽水循環流程和除塵系統流程。圖1.1干法熄焦工藝流程圖（1）焦炭流程 推焦車將1000左右的高溫紅焦由炭化室推出，經過攔焦車導焦柵后，由焦罐車上的旋轉焦罐接受，在電機車牽引下引至提升塔底部，再由提升機將焦罐提升到提升塔頂部，然后平移到干熄焦爐的頂部，澆灌底部自動打開，開始裝焦。紅焦進入干熄爐后先在預存室停滯，隨著干熄爐底部排焦的進行，焦炭下降到冷卻室，在冷卻室中與惰性循環氣體進行熱交換。焦炭被冷卻到200以下就會經干熄焦爐底部的平板閘門、電磁振動給料器、旋轉密封閥、雙岔溜槽排出，并由專用皮帶輸送機運走。 （2）惰性氣體循環流程 循環氣體通過循環風機送入，經

16、熱管換熱器對其再冷卻，130左右的低溫惰性氣體從底部進入干熄焦爐，經周邊風道和中央風帽進入冷卻室與焦炭進行熱交換，升溫至800左右，再經過斜道、環形氣道從氣體出口排出干熄爐。升溫后的惰性氣體經過一次除塵器，分離氣體中帶有的粗顆粒焦粉，然后進入干熄焦鍋爐將熱量傳給高壓水蒸汽，溫度降至約160左右后，進入二次除塵器進一步分離其中的細顆粒焦粉，最后返回循環風機，如此循環使用。 （3）汽水循環流程 低溫的鍋爐用水被送水泵至干熄焦鍋爐的鍋筒，與高溫的惰性循環氣體進行熱交換，吸收高溫氣體的熱量；吸熱后的鍋爐用水經過循環水泵重新進入鍋爐，依次經過兩個蒸發器，然后再一次在鍋筒處與高溫氣體進行熱交換，產生蒸汽；

17、產生的蒸汽依次通過兩次過熱器，形成高壓蒸汽。最后，高壓蒸汽被送至干熄焦的汽輪發電站，將熱量轉化為電能以供使用。而降低了壓力和溫度的蒸汽又會被送到蒸汽管道中以便循環使用。 （4）除塵系統流程循環氣體與焦炭顆粒逆向流動過程中會夾雜著焦粉顆粒，需要采用除塵裝置來凈化循環氣體。惰性氣體在一次循環過程中要經歷兩次除塵。第一次除塵過程采用重力除塵，經一次除塵器分離出的粗顆粒焦粉進入一次除塵器底部的水冷套管冷卻，焦粉達到上限后由底部排至刮板機。第二次除塵過程采用多管旋風式除塵，二次除塵分離出的細顆粒焦粉傳至灰斗，當焦粉料位達到上限時，灰斗出口排灰閥向刮板機排出焦粉。焦粉料位達到下限時，為以防止從負壓排灰口吸

18、入空氣，造成氣體循環系統壓力失衡，應與時停止排除焦粉。經一次除塵器和二次除塵器排到刮板機的焦粉會送至焦粉倉集中，進行再利用。1.3 干熄焦爐固-氣流動與傳熱的研究現狀1.3.1 前聯的研究早期的干熄爐設計，一般都采用實驗中確定的經驗關系式來計算氣體壓降和熄焦時間，從而確定干熄爐的尺寸，以前聯所做的工作最具代表性。前聯國立焦化采用布魯克-蓋魯曼公式或雅瓦良柯公式2計算干熄爐的流體阻力，得到的計算值和實際測量值非常接近。干熄爐設計中的一個主要任務就是確定熄焦時間。當時確定熄焦時間已經有了很多經驗方法，但是不同方法確定的熄焦時間在數值上有很大差異。前聯的研究人員把干熄爐看成一個整體，用總體熱平衡來計

19、算壓降和熄焦時間，并建立了計算熄焦時間的方程式。Grishchenko4等假定干熄爐氣體流動和焦炭下降運動均為“活塞流”，只考慮干熄爐沿高度方向上的溫度變化，提出了一維傳熱數學模型，并建立了氣體和焦炭溫度的控制方程。這些研究雖然取得了一定的效果，但均未能考慮干熄焦爐橫截面上氣流的偏析、焦粒下降速度的不均勻性和焦炭粒度分布的影響。1.3.2 日本的研究日本自70年代從前聯引進干熄焦技術后，新日鐵株式會社、日本鋼管株式會社等在于熄焦裝置大型化過程中對干熄爐氣體的流動和傳熱做了大量的基礎研究工作。Sugano5, 6等在研究干熄爐流動與傳熱時，假定爐氣體流動為“柱塞流”，焦炭為等徑球體。在該模型中，

20、由于將焦炭視為等徑球體，與實際干熄爐中焦炭形狀不規則和粒度分布的情況相距較遠，因此誤差較大。日鐵株式會社的Yuto7, 8等分析了大量工業試驗裝置的運行數據后，發現干熄爐焦炭之所以出現冷卻不均勻，主要是因為焦炭粒度分布不均勻，即傳熱的偏析主要是粒度的偏析造成的，這顯然是影響干熄焦裝置大型化的主要問題之一。為了能提高布料的均勻性，Yuto等人在1：1 的模型上進行了粒度分布的實驗研究，實驗中借鑒了高爐的成功經驗，采用鐘型布料器布料，大大改善了焦炭粒度的均勻性。此外，在滿足干熄焦生產能力的條件下，如何能夠減少投資和節省運營成本是干熄焦裝置實現大型化面臨的另一個重大問題，也即氣焦比和冷卻段尺寸設計的

21、優化問題。由于采用傳統的經驗公式和一維的傳熱模型根本無法評價粒度偏析對熄焦過程的影響，無法進行優化設計。因此Katalka9等利用多孔介質理論，又建立了干熄爐流動和傳熱的二維模型，并成功地應用到干熄爐的大型化設計中。但是該模型假定焦炭為球體，與實際中干熄爐焦炭形狀不規則的情況相差較大。1.3.3 國的研究 我國自1985年從日本引進干熄焦技術，已經發展了三十年，特別是在近些年國外干熄焦技術競爭愈發激烈的情況下，各大鋼廠加大了對干熄焦技術的研究，逐步建立了一整套干熄焦的基礎理論。孔寧、溫治10等在研究干熄焦爐固-氣流動與傳熱規律時，建立了一維數學模型進行仿真計算，最終得到了最佳的氣料比，這對干熄

22、焦技術優化具有重要的指導意義。妍卉11等通過模擬干熄焦爐的傳熱實驗，得到了循環氣體與焦炭之間的平均換熱系數和局部換熱系數，為干熄焦技術的研究提供了重要的理論依據。華飛，欣欣12等在研究干熄爐固-氣流體流動與傳熱情況時，基于多孔介質理論, 采用非達西流和非局域熱平衡方法, 建立了二維數學模型, 并采用基于非正交同位網格的SMPLE方法求解對流擴散方程。通過數值模擬計算, 得到了干熄爐氣體流場、壓力場以與惰性氣體和焦炭的溫度場分布規律。麗珠13等利用FLUENT對干熄焦爐的流動與傳熱情況進行了數值模擬，得到了循環氣體在環形氣道的速度分布不均，循環氣體循環風量對干熄焦爐壓力影響不大等結論。1.4 課

23、題研究的意義與容1.4.1 課題研究的意義 干熄焦技術具有節能環保、提高焦炭質量等優點，在國外都有非常廣泛的應用。我國的干熄焦技術起步比較晚，雖然近些年有了很大的進步，但是與日本、德國等擁有先進的干熄焦技術國家還有一定的差距，因此加大對干熄焦技術的研究對我國鋼鐵事業的發展有重大的意義。 干熄焦斜道區結構復雜，爐工作條件變化大，焦炭和循環氣體的沖刷、斜道區存在的較大溫差產生的熱應力、有害物質的化學侵蝕等諸多因素都影響著干熄焦爐耐火材料的使用壽命。而現實中進行換熱實驗研究成本較高，對干熄焦爐固-氣流動和換熱的進行仿真模擬，可以降低實驗成本。同時，對干熄焦爐固-氣流動和換熱的仿真模擬的研究，已經體現

24、出了數值模擬的準確性和可行性。因此，數值模擬作為一種新的研究方法必將得到進一步的發展。1.4.2 課題研究的容 本文以某鋼廠140t/h干熄焦裝置為研究對象，建立干熄焦爐循環氣體和焦炭顆粒間流動和傳熱的物理數學模型，利用前處理軟件ICEM對干熄爐模型進行網格劃分。基于FLUENT中的多孔介質模型模擬干熄焦爐固-氣流動情況，采用UDS和UDF將FLUENT中的單能量方程改寫為雙能量方程，模擬循環氣體和焦炭換熱情況。 根據模擬結果，分析氣體和焦炭在干熄焦爐的壓力場、速度場和溫度場分布規律，為干熄焦爐的設計提供依據。在此基礎上，通過調節氣體入口速度和入口風溫，觀察氣體出口溫度和焦炭出口溫度的變化情況

25、，分析各種工作參數對固-氣流動和傳熱的影響，得到最佳工作參數，優化生產工藝。2 研究方法-CFD2.1 FLUENT軟件介紹Computational Fluid Dynamics，即計算流體動力學, 簡稱CFD。CFD是近代流體力學，數值數學和計算機科學結合的產物，是一門具有強大生命力的邊緣科學。它以電子計算機為工具，應用各種離散化的數學方法，對流體力學的各類問題進行數值實驗、計算機模擬和分析研究，以解決各種實際問題。 FLUENT是目前比較流行的CFD軟件包，用來模擬從不可壓縮到高度可壓縮圍的復雜流動。由于采用了多種求解方法和多重網絡加速收斂技術，FLUENT能達到最佳的收斂速度和求解精度

26、。FLUENT求解的思路和步驟是根據實際情況抽象并建立物理模型，然后選擇求解模型，設置邊界條件和初始條件，設置迭代和控制參數并進行計算，最后進行后處理和分析，或者根據實驗結果重新調整參數進行計算直至得到可接受的結果。干熄焦爐的焦炭有形狀大小不一、空隙數量巨大和孔徑較小的特點，因此，循環氣體與焦炭之間的流動和換熱可以看作是循環氣體在焦炭顆粒組成的多孔介質間的流動和換熱。FLUENT軟件中的多孔介質模型能較準確地模擬干熄焦固-氣流動與傳熱的規律。2.2 FLUENT軟件的二次開發 FLUENT軟件的多孔介質模型采用的單能量方程，而干熄焦爐焦炭和冷卻氣體的溫度恒不相等，必須采用非局域熱平衡的雙能量方

27、程來研究兩者間的換熱，因此需要借助UDS和UDF對FLUENT軟件進行二次開發。首先，通過UDS分別定義焦炭和循環氣體的溫度，采用雙能量方程處理冷卻氣體與焦炭之間的換熱，利用UDF分別編寫焦炭和氣體能量方程中的源項、對流項和擴散項，然后導入FLUENT軟件中進行編譯，將多孔介質中的單能量方程開發成雙能量方程。UDS中的DEFINE_DIFFUSIVITY宏函數可以定義焦炭和惰性氣體能量方程中的擴散系數。具體程序代碼如下所示，其中solid_diffusivity表示焦炭的擴散系數，solid_diffusivity表示氣體的擴散系數。 DEFINE_DIFFUSIVITY(solid_diff

28、usivity, c, t, i) real phi=0.525; /焦炭孔隙率/ real ks=1.1 ; /焦炭導熱系數/ real cs=960 ; /焦炭比熱/ real diff_solid; diff_solid=(1-phi)*ks; /根據公式求出擴散系數/ return diff_solid; /返回擴散系數/ DEFINE_DIFFUSIVITY(solid_diffusivity, c, t, i) real phi=0.525; /惰性氣體孔隙率/ real ks=0.0242 ; /惰性氣體導熱系數/ real cf=1040.67 ; /惰性氣體比熱/ real

29、diff_fluid; diff_solid=(1-phi)*ks; /根據公式求出擴散系數/ return diff_solid; /返回擴散系數/UDS中的宏函數DEFINE_UDS_FLUX可以定義焦炭和氣體能量方程中的對流項。具體程序代碼如下所示，其中solid_flux表示焦炭對流項，fluid_flux表示氣體對流項。 DEFINE_UDS_FLUX(solid_flux, f, t, i) cell_t c0, c1 = -1; Thread *t0, *t1 = NULL; real NV_VEC(psi_vec), NV_VEC(A), flux = 0.0; real de

30、ns; c0 = F_C0(f,t); t0 = F_C0_THREAD(f,t); F_AREA(A, f, t); /* If face lies at domain boundary, use face values; */ /* If face lies IN the domain, use average of adjacent cells. */ if (BOUNDARY_FACE_THREAD_P(t) /*Most face values will be available*/ /* Depending on its BC, density may not be set on

31、face thread*/ if (NNULLP(THREAD_STORAGE(t,SV_DENSITY) dens = F_R(f,t); /* Set dens to face value if available */ else dens = C_R(c0,t0); /* else, set dens to cell value */ dens=1072.75; NV_DS(psi_vec, =, 0,-0.001,0, *, dens); / Message(dens= %fn,dens) ; flux = NV_DOT(psi_vec, A); /* flux through Fac

32、e */ else c1 = F_C1(f,t); /* Get cell on other side of face */ t1 = F_C1_THREAD(f,t); dens=1072.75; NV_DS(psi_vec, =, 0,-0.001,0,*,dens); NV_DS(psi_vec, +=, 0,-0.001,0,*,dens); flux = NV_DOT(psi_vec, A)/2.0; /* Average flux through face */ return flux;DEFINE_UDS_FLUX(fluid_flux, f, t, i)cell_t c0, c

33、1 = -1; Thread *t0, *t1 = NULL; real NV_VEC(psi_vec), NV_VEC(A), flux = 0.0;c0 = F_C0(f,t);t0 = F_C0_THREAD(f,t);F_AREA(A, f, t);/* If face lies at domain boundary, use face values; */* If face lies IN the domain, use average of adjacent cells. */If(BOUNDARY_FACE_THREAD_P(t)/*Most face values will b

34、e available*/real dens;/* Depending on its BC, density may not be set on face thread*/if (NNULLP(THREAD_STORAGE(t,SV_DENSITY)dens = F_R(f,t); /* Set dens to face value if available */else dens = C_R(c0,t0); /* else, set dens to cell value */NV_DS(psi_vec, =, F_U(f,t), F_V(f,t), F_W(f,t), *, dens);fl

35、ux = NV_DOT(psi_vec, A); /* flux through Face */Elsec1 = F_C1(f,t); /* Get cell on other side of face */t1 = F_C1_THREAD(f,t); NV_DS(psi_vec, =, C_U(c0,t0),C_V(c0,t0),C_W(c0,t0),*,C_R(c0,t0); NV_DS(psi_vec, +=, C_U(c1,t1),C_V(c1,t1),C_W(c1,t1),*,C_R(c1,t1);flux = NV_DOT(psi_vec, A)/2.0; /* Average f

36、lux through face */return flux;UDS中的DEFINE_SOURCE宏函數可以定義焦炭和惰性氣體能量方程中的源項。具體程序代碼如下所示，其中solid_soure表示焦炭的源項，gas_source表示氣體的源項。DEFINE_SOURCE(gas_source, c, t, dS, eqn)real S_fluid;real hv=1392;real cf=1040.67; S_fluid=hv*(C_UDSI(c,t,TS)-C_UDSI(c,t,TF)/cf;dSeqn=-hv/cf;return S_fluid;DEFINE_SOURCE(solid_so

37、ure, c, t, dS, eqn)real S_solid;real hv=1392;real cs=960;S_solid=hv*(C_UDSI(c,t,TF)-C_UDSI(c,t,TS)/cs;dSeqn=-hv/cs;return S_solid;3 干熄焦爐固-氣流動與傳熱的數學模型3.1 HYPERLINK l _Toc29951 幾何模型干熄焦爐模型主要由爐頂、預存室、斜道、冷卻室和環形氣道幾部分組成。如圖3.1為干熄焦爐的爐殼和爐膛流體域的三維幾何模型，由于本次主要模擬焦炭與氣體的流動和熱交換，因此可以忽略氣體入口處復雜的中心風冒區。高溫的紅焦從爐頂進入干熄焦爐，先在預存室

38、滯留，然后進入冷卻室與低溫的循環氣體進行熱交換，最后從爐底排出；低溫的循環氣體從底部進入干熄爐在冷卻室吸收焦炭熱量后從斜道、環形氣道排出。 （a）爐殼 （b）爐膛流體域 圖3.1 干熄焦爐的三維幾何模型 干熄爐的主要的尺寸為：冷卻室直徑為8900mm，冷卻室高度為7430.8mm預存室直徑為7940mm，預存室高度為7390mm，斜道高度為2704mm，環形氣道高度為4341mm。3.2 基本假設 由于干熄焦爐焦炭孔隙數量巨多,孔徑較小，形狀大小不一，實際中冷卻氣體在焦炭間的流動和傳熱非常復雜，為了能進行準確的數學描述和數值計算，需要對其進行平均化和統計化處理。把焦炭看作多孔介質，惰性氣體通過

39、焦炭的過程可以看作是流體通過多孔介質。因此，需要做以下假設： （1）焦爐的焦炭為各向同性的多孔介質，不考慮焦炭本身的多孔性與高溫變形； （2）焦爐焦炭的粒徑是均勻分布的； （3）焦炭顆粒外溫度一致，即單個焦炭顆粒部無溫度梯度； （4）忽略冷卻氣體和焦炭的輻射傳熱，只考慮導熱和對流傳熱； （5）焦炭和惰性氣體換熱不發生任何化學反應。3.3 HYPERLINK l _Toc29951 數學模型干熄焦爐高溫的紅焦從上往下運動、低溫氣體從下往上運動，兩者反方向運動完成熱交換。這個換熱過程可以看成氣體在焦炭顆粒組成的移動的多孔介質中進行強迫對流換熱。由于焦炭和氣體的溫度恒不相等，可以采用局部非平衡方程，

40、將焦炭和氣體分別看作不同的連續介質，因此，氣體和焦炭的連續性方程采用標準的連續性方程。根據Darcy-Brinkman-Forchheimer14的理論，得到干熄焦爐循環氣體流動和循環氣體與焦炭換熱的控制方程。氣體的連續方程： （3.1）焦炭的連續方程： （3.2） 氣體的標準動量方程： （3.3） 考慮慣性損失和粘性阻力，需要在標準動量方程上添加一個源項，源項的表述式為15: （3.4） 根據Ergun方程16，計算出多孔介質的黏性阻力系數(1/)和部阻力系數(C2)為： （3.5） （3.6） 焦炭的能量方程為： （3.7） 氣體的能量方程為： （3.8） 氣體與焦炭的對流換熱系數hv采用

41、Kitaev公式2計算，其表達式為: （3.9） （3.10）其中，為氣體的密度，kg/m3；為冷卻氣體壓力，Pa；Vf為氣體的速度，m/s；為焦炭密度，kg/m3；Vs為焦炭的速度，m/s；Si為i方向的動量源項，m/s；為流體黏度，Pas；Vi為i方向流體的速度，m/s；為流體密度，kg/m3；為孔隙率；為焦炭的當量直徑，m；Cs為焦炭比熱，J/（kgK）；為焦炭導熱系數，W/（mK）；Cf為惰性氣體比熱，J/（kgK）；為惰性氣體導熱系數，W/（mK）；Ts為焦炭的溫度，K；Tf為氣體的溫度，K。3.4 邊界條件焦炭入口設為速度入口，速度大小由每次的裝焦量和裝焦周期計算得到，在焦炭自定義

42、項User Scalar1中選擇Specified Value，設置焦炭入口溫度為1273K。氣體入口選擇速度入口邊界，具體數值可根據實際生產工藝中入口循環風量推算，本文研究對象定義速度大小為0.9m/s，在氣體自定義項User Scalar0中選擇Specified Value，設置氣體入口溫度為390K。由于冷卻氣體出口與大氣相通，因此氣體出口采用壓力出口邊界。計算域中對應模型的壁面設置為壁面邊界wall。4 模擬結果與分析 在干熄焦生產過程中，低溫冷卻氣體和高溫紅焦進行熱交換。當紅焦溫度冷卻到520K以下時，熄焦從干熄爐底部連續地排出，高溫紅焦周期性地從爐頂加入供給。循環氣體達到1083

43、K后從氣體出口排出，升溫后的氣體將熱量傳給高壓水蒸汽后，經過兩次除塵進入干熄爐循環使用。在這個連續生產的過程中，循環氣體和焦炭的換熱可以看作一個準穩態過程，可以進行穩態計算。本文以某鋼廠140t/h的干熄焦爐為研究對象，它的具體工藝參數如表4.1所示。表4.1 干熄焦爐的主要工藝參數循環風量（m3/h）進口氣體溫度（K）焦炭處理能力（t/h）裝焦溫度（K）焦炭堆密度（kg/m3）1800003901401273509.64.1 結果分析 HYPERLINK l _Toc326228451 4.1.1 干熄焦爐速度場分析如圖4.1所示為干熄焦爐速度分布云圖。 （a）爐速度分布情況 （b）截面z=

44、0處速度分布圖4.1干熄爐速度分布云圖 根據圖4.1（a）分析知，氣體從干熄焦爐底部進入冷卻室后，絕大多數氣體在靠近斜道時速度方向發生了改變，通過斜道轉向環形氣道最終流出，只有少數氣體未發生偏流，流入預存室。同時，氣體在冷卻室的速度基本不變，進入斜道后速度明顯增快，越靠近氣體出口速度越大，在出口處達到最大流速。由于循環氣體在流動過程中會夾帶著焦粉，氣體流速越大，焦粉對斜道中牛腿的沖刷越嚴重，因此，斜道中靠近出口的牛腿比遠離出口的牛腿更容易損壞，這與實際情況相符，同時為干熄焦爐的設計、建造和維修提供了依據。根據圖4.1（b）分析知，氣體在冷卻室周邊的速度比中心的速度稍快，進入斜道和環形氣道后速度

45、明顯加快。由于干熄焦斜道設置在焦爐周邊，氣體必須先向周邊運動，通過斜道進入環形氣道流出，從而使得周邊的氣體速度加快；同時，斜道進口處面積較小且氣體出口處壓力低，因此氣體在斜道和環形氣道流動時速度明顯加快且發生偏流現象，越靠近氣體出口速度越大。氣體在預存室不發生流動，速度幾乎為零。 HYPERLINK l _Toc326228451 4.1.2 干熄焦爐溫度場分析如圖4.2所示為干熄焦爐截面z=0處冷卻氣體和焦炭溫度場分布云圖。比較圖4.2（a）和4.2（b）可知，在冷卻室同一位置焦炭溫度和冷卻氣體溫度恒不相等，且焦炭溫度恒比惰性氣體溫度高。這是由于在冷卻室中氣體流速較大，惰性氣體和焦炭的熱交換

46、未達到平衡。在預存室惰性氣體和焦炭溫度幾乎相等，這是由于氣體在預存室幾乎不流動，與焦炭的熱交換達到了平衡狀態。結合4.1（b）速度分布圖可知，氣體和焦炭在冷卻室周邊的換熱較中心好。 （a）冷卻氣體溫度分布 （b）焦炭溫度分布圖4.2 冷卻氣體和溫度分布云圖循環氣體出口處溫度在10961140K之間，焦炭出口處溫度在510K以下，這與生產現場實測值相符，也說明了該模擬結果的可靠性。 HYPERLINK l _Toc326228451 4.1.3 干熄焦爐壓力場分析 如圖4.3所示，為干熄焦爐壓力場分布云圖。由圖4.3可知，氣體壓力在靠近斜道時逐漸降低，在環形氣道和氣體出口處達到最低，這與氣體速度

47、分布模擬結果相一致。氣體在流動過程中由于受到焦炭的阻礙使氣壓降低，在斜道和環形氣道氣體壓降大，有利于氣體順利流出。圖4.3干熄焦爐壓力場分布云圖4.2 不同工藝參數對干熄焦生產的影響為了達到干熄焦生產工藝要求，同時使換熱后的循環氣體能具有高品位熱量，要求低溫氣體和高溫焦炭進行熱交換后，焦炭出口溫度降到520K以下，而氣體升到1083K以上。影響干熄焦爐氣體和焦炭之間換熱的主要工藝參數是氣體入口速度和溫度。在已有的計算模型上通過改變氣體入口速度、溫度，考慮氣體和焦炭出口溫度的變化，分析氣體入口速度、溫度對干熄焦爐熱交換過程的影響。 HYPERLINK l _Toc326228451 4.2.1

48、氣體入口溫度對干熄焦生產的影響氣體入口溫度分別取380K 、390K 、400K、410K，惰性氣體和焦炭熱交換達到平衡后，得到的氣體出口溫度和焦炭出口溫度見下表4.2。表4.2 氣體入口溫度的影響氣體入口溫度（K）氣體出口溫度（K）焦炭出口溫度（K）3801114498390111650740011185164101120525為了更直觀地發現入口風溫對氣體出口溫度和焦炭出口溫度的影響，將表4.2中的數據繪制成如下圖4.4所示折線圖。入口風溫對氣體出口溫度的影響（b）入口風溫對焦炭出口溫度的影響圖4.4 氣體入口溫度對換熱的影響分析表4.2和圖4.4可知，隨著入口風溫的增加，氣體出口溫度和焦

49、炭出口溫度都有所增加，其中焦炭出口溫度增加較氣體出口溫度快。但總體而言，入口風溫對氣體出口溫度和焦炭出口溫度的影響都很小，即入口風溫對干熄焦生產的影響不大。需要注意的是當氣體入口風溫過大時，容易造成焦炭出口溫度過高，例如氣體入口溫度為410K時，焦炭出口溫度為525，未能達到工藝要求的520K以下。 HYPERLINK l _Toc326228451 4.2.2 氣體入口速度對干熄焦生產的影響 氣體入口速度分別取0.7m/s 、0.8m/s、0.9m/s、1.0m/s，惰性氣體和焦炭熱交換達到平衡后，得到的氣體出口溫度和焦炭出口溫度見下表4.3。氣體入口速度（m/s）氣體出口溫度（K）焦炭出口

50、溫度（K）0.712046030.811605470.911165071.01072479表4.3 氣體入口速度的影響為了更直觀地發現入口風速對氣體出口溫度和焦炭出口溫度的影響，將表4.3中的數據繪制成如下圖4.5所示折線圖。（a）入口風速對氣體出口溫度的影響（b）入口風速對焦炭出口溫度的影響圖4.5 氣體入口速度對換熱的影響 分析表4.3和圖4.5可知，隨著氣體入口速度的增加，氣體出口溫度和焦炭出口溫度迅速降低。顯然氣體入口速度增加，也即氣體進口循環風量增加，冷卻氣體和焦炭的熱交換更加劇烈，必然會使焦炭出口溫度下降，同時分配到單位體積氣體的熱量減少，氣體出口出口溫度隨之降低。當氣體入口速度過

51、小時，氣體冷卻能力不夠，易造成焦炭出口溫度過高，如當入口風速為0.7m/s 時，焦炭出口溫度為603K，高于520K，未能達到工藝要求。當氣體入口速度過大時，單位氣體吸收的熱量不足，易造成氣體出口溫度過低，如當入口風速為1.0m/s時，氣體出口溫度為1072K，低于1083K，不能提供高品位的熱量。5 結論本文以某廠140t/h干熄焦爐為研究對象，建立了干熄焦爐的三維幾何模型與循環氣體和焦炭換熱的數學模型。利用FLUENT軟件中的多孔介質模型對干熄焦爐固-氣流動與傳熱進行數值模擬，并利用UDS和UDF對FLUENT進行二次開發，將多孔介質的單能量方程改寫為雙能量方程。模擬并分析了干熄焦爐的速度

52、場、溫度場和壓力場；在此基礎上通過分別改變入口風溫和風速，分析了不同工藝參數對干熄焦生產工藝的影響。得到了以下結論： （1）循環氣體在冷卻室流動時速度比較均勻、穩定，進入斜道后氣體流速明顯增快，進入環形氣道時發生了偏流；越靠近氣體出口氣體流速越大，在出口處達到最大值。斜道中靠近出口的牛腿比遠離出口的牛腿更容易損壞，這是干熄焦爐設計的重要依據。 （2）焦炭和循環氣體熱交換達到穩定狀態后，在干熄焦爐的同一位置，焦炭溫度恒大于氣體的溫度；冷卻室周邊位置比中心位置換熱效果好。 （3）循環氣體壓降主要發生在冷卻室，氣體壓力在斜道和環形氣道達到最低。 （4）氣體出口溫度和焦炭出口溫度隨氣體入口溫度的增加而

53、增加，但是增加值很小，即氣體入口風溫對干熄焦生產的影響不大。氣體入口溫度不宜過高，否則會造成焦炭出口溫度過高，未達到熄焦效果。 （5）氣體出口溫度和焦炭出口溫度隨著氣體入口速度的增加而迅速降低。氣體入口速度不宜過低，會造成熄焦不足，焦炭出口溫度未達到工藝要求；也不宜過高，會造成氣體出口溫度過低，不能提供高品位熱量。 （6）相比改變氣體入口風溫，改變氣體入口速度，也即改變入口循環風量更容易調整干熄焦生產效果，且這種方法經濟環保，這為現場工藝調整提供了重要依據。 （7）本文并未考慮焦炭粒徑不均、干熄爐孔隙率不一致和焦炭速度變化對換熱的影響，為了提高數值模擬的準確性，要解決這三個方面的問題，還需要進一步的研究。參考文獻昌華, 房克朋. 干熄焦運行情況評價與展望J. 煤炭科學與技術, 2001, 29(6): 9-11.Teplitskil M G, Gordon I Z, Kudryavaya N A等. 干法熄焦M, 哲浩等譯. ：冶金工業, 1981, 4, 122-130.妍卉, 欣欣, 吳懋林. 干熄爐焦炭床層換熱的實驗和理論研究J. 化工進展, 2006, (25): 262-266.