加焦方式对气化炉内气流分布的影响

李海峰，游　洋，韩立浩，罗志国，蔡九菊，邹宗树

(东北大学材料与冶金学院，沈阳110819)



加焦方式对气化炉内气流分布的影响

李海峰，游洋，韩立浩，罗志国，蔡九菊，邹宗树

(东北大学材料与冶金学院，沈阳110819)

摘要:布料模式决定了料床的空隙度，而料床的空隙度分布决定了煤气流的二次分布.本文建立了研究三维气化炉炉料结构和煤气流分布的物理模型和数学模型，物理模型采用热电偶测温的方法，从炉内气体温度分布信息考察了气体的流动情况，由于物理实验无法获得内部空隙度分布信息，故基于离散单元法模型，以Fluent软件为载体，利用多孔介质模型并加入用户自定义函数，通过数学模型进一步研究了不同加焦方式下气化炉内煤气流分布的影响机理，获得了气化炉内煤气的速度场和流线.物理模拟与数值模拟结果相吻合.通过模拟计算获得的非均匀床层内气体流动规律的认识对COREX气化炉加焦工艺有借鉴意义.

关键词:COREX熔化气化炉;煤气流分布;加焦模式;物理模拟;数值模拟

COREX熔融还原法是奥钢联开发的非焦炼铁技术，也是第一个实现工业化的熔融还原技术.通过COREX熔融还原炼铁将作为钢铁企业的前道工序，为炼钢工序生产铁水［1，2］.COREX熔融还原装置主体分为上下两部分，上部的预还原竖炉和下部的熔化气化炉.其中下部的熔化气化炉内的煤气流分布从形成到排出炉外经过了两次分布.在风口处回旋区内，由鼓入的氧气与半焦燃烧生成高温气体，形成了煤气流的初始分布;煤气流经料床至排出炉外为其第二次分布，料床内炉料构成的空隙度分布决定着煤气流的第二次分布，而料床的空隙度由炉料的布料模式及炉料运动行为决定.

本文根据气化炉布料模式［3，4］以及借鉴前人关于高炉布料研究方法［5～7］的文献，对不同加焦方式下可能形成的料床结构进行研究分析.加焦方式分为三种，即均匀混合、中心区域加焦、中间区域加焦.其中，均匀混合是目前COREX熔化气化炉采用的一种布料方式，炉料混合均匀是与高炉层状炉料结构差异最大的地方，故其炉内煤气流有别于高炉煤气发展方式.在实际的高炉生产中，时常会采用中心加焦或中间加焦的方式来调节煤气流分布，这种方式可促使煤气合理分布，以达到提高煤气利用率的目标.然而此布料方式(中心加焦、中间加焦的布料模式)在熔化气化炉并未采用，其对煤气流分布影响的研究文献尚少.故本文首次提出在熔化气化炉内使用中心或中间加焦的方式调节炉内煤气流分布状况，通过物理模型和数学模型相结合的方法，考察了不同加焦方式对气化炉内煤气流分布的影响程度.

1　物理模型建立

首先在实验室搭建了熔化气化炉物理模拟实验装置，如图1所示.该装置以宝钢COREX 3000原型，按照30∶1进行缩小的三维扁平模型，其中模型本体为不锈钢结构，模型厚度为100 mm;主体两侧各有两个风口由侧壁插入，向下倾角4(°)，深入炉内2 mm;实验物料由模型顶部加入.采用3 mm的玉米粒子模拟块煤(或焦炭)和3 mm的石蜡粒子模拟DRI.由风口处鼓入热风并通过调节螺旋排料器排料，转速控制排料量，模拟焦炭燃烧过程.为了观察物料的运动及熔化过程，正面采用可视化的钢化玻璃面板，同时在背面开有196个温度采集孔，以便测量炉内气体温度分布信息.经前人文献［8－11］调研，在进行常温实验时，通常采用压力传感器测定压力场.在高温实验时，因模拟物料石蜡熔化会堵塞压力传感器的测量孔，导致无法测量，因此，本实验通过测定床层温度场来间接反映煤气流动的信息.另外，由于气体与温度探头是全接触，而颗粒与温度探头为点接触，因此本文认为所测得的温度场为气体温度场.为保证炉体的保温效果，减轻壁面带来的影响，观察面板采用两层钢化玻璃结构，除观察面板外，炉体周围覆盖保温材料.

当气体由风口鼓入后，在炉内进行二次分布，由于装置背面的热电偶在模型内部与颗粒为点接触，周围主要被鼓入的气体围绕，故热电偶测得的数据可看作为是颗粒周围气体的温度.考虑到炉内气体温度变化大致可反映出炉内气流分布状况，所以采用热电偶测得的温度值来间接分析炉内气流分布状况.

所谓加焦就是借助从炉顶向炉内另外添加少量焦炭以形成焦柱，用于减小炉内狭小范围内的矿焦比，使其料柱透气性改善，从而通过更多气流.本文模拟的焦炭加入量参考高炉中心加焦量，中心加焦宽度选择为3 cm，经过炉型体积计算，得到中心加焦量占加焦总量的8.7%;因高炉中暂无中间区域加入焦炭的研究，故本文中间区域加焦量与中心加焦量一致.

图1　实验装置示意图Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus1—熔化气化炉模型; 2—温度变送器; 3—工控机; 4—风口; 5—炉缸底部机械传动机构; 6—炉底挡板; 7—热电偶; 8—气体分配器; 9—热风机; 10—流量计; 11—鼓风机

2　数学模型建立

2.1离散单元模型及模型参数选取

离散单元法［12］适用于模拟散体物料的运动，通过对每一个颗粒进行受力分析，获得颗粒的运动行为.模型中颗粒与颗粒发生碰撞时的作用力如图2所示，其中颗粒i、颗粒j均受到两种力和两种力矩的作用.作用力包括颗粒自身重力、颗粒－颗粒或颗粒－壁面之间的接触力.力矩包括切向力矩和滚动摩擦力矩.根据牛顿第二定律，可获得颗粒的运动方程，公式如下:

式中涉及的符号意义及颗粒间或颗粒与壁面间的接触力及力矩的计算公式见文献［13］.

实验室具备IBM P55A工作站，其计算能力上限为50万颗粒，并不能完成工业尺度数量级计算.因此，为简化计算，并根据B.Wright等［14］的研究，本文将气化炉实际几何尺寸按1∶30缩小，并取其3D扁平模型进行计算，风口回旋区假设为球形，计算区域示意图如图3所示.表1给出了COREX熔化气化炉物料运动DEM模型的模拟条件.

图2　颗粒间的受力分析图Fig.2 Schematic diagram of forces in two particles

图3　计算几何区域Fig.3 Computation geometry

表1　炉料物理性质和模拟计算条件Table 1 Physical properties of burden and simulated conditions

2.2煤气流分布的流体力学模型及边界条件设置

在建立流体力学模型过程中，为减少模型复杂性，作了如下简化和假设:

( 1)炉内化学反应状态已达到稳态，风口回旋区内只有气体流动;

( 2)填充床、软熔区及半焦床等各区域间的分界线明确，数据均来自物理实验结果［15］.连续性方程

动量守恒方程

湍流方程

本模拟研究使用Ergun方程［16］来推导多孔介质中气流的黏性和惯性阻力损失系数.

每一方向上的黏性阻力损失系数和惯性阻力损失系数为

式( 3)～( 9)中涉及的符号意义见文献［17］.

通过以上控制方程和假设，建立了气化炉内煤气流分布的三维数学模型，方程求解借助商业软件FLUENT，采用SIMPLE算法求解，方程的离散采用一阶迎风格式，收敛准则残差小于1× 10－4.采用ANSYS ICEM对气化炉模型进行网格划分，网格类型为四面体结构性网格，采用Map方法划分，为了使模拟结果更加准确，对气体入口—风口处的网格进行了加密处理.模型计算区域主要有自由空间、填充床、软熔区域、半焦床、回旋区、死料柱等多个区域，均按多孔介质处理.其中半焦床、软熔区域、回旋区大小和高度以本实验室所进行的COREX气化炉的热态试验为依据［15，18］.出口压力设置为0.45 MPa，模拟未考虑炉内反应，只考虑入口气体速度、成分等条件.

3　结果分析与讨论

3.1不同加焦方式下的热态物理模拟结果

采用58#石蜡、风量14m3·h－1、风温100℃、料层高度370 mm、排料速度为0.5 r·min－1、炉内矿/(块煤+焦炭)体积比0.5∶1、加焦粒度为5 mm条件下，对比炉料混装、中心加焦8.7%、中间加焦8.7%三种情况下，模型内部各区域温度的变化情况，分析加焦方式对熔化气化炉内部气流分布的影响，物理实验结果如图4所示.

对比分析图4( a)与图4( b)的物理实验结果，可知采用中心加焦方式，炉内中心温度即平行于纵向的x =0竖直线上温度分布较炉内无中心焦柱时温度分布稍高.说明炉内中心加焦使得中心料柱透气性较好，气流顺行，故气流温度较高.同时中心加焦方式使得炉子边缘处等温线倾斜度较大，说明中心加焦对边缘气流有一定的抑制作用.

对比分析图4( a)与图4( c)可知，中间区域加焦时，与混装条件下相比而言，在平行于纵轴的x =8 cm竖直线上，同一高度处，中间区域加焦方式下的热电偶温度值高，这是由于中间区域料柱空隙度增大，透气性得到改善，煤气流往中间发展，从而使中间区域温度升高.中间焦柱的加入，使炉体中心区域的温度也降低.这说明中间区域加焦气流在炉体中间得到发展，边缘及中心气流得到抑制，气流在炉内呈两道气流向上发展.

图4　加焦方式对炉内温度分布的影响Fig.4 Influence of different coke charging on temperature distribution in the furnace( a)—无中心焦柱; ( b)—中心加焦8.7%( 5 mm) ; ( c)—中间加焦8.7%( 5 mm)

3.2加焦方式对空隙度的影响

因物理实验无法获得颗粒堆积的内部信息，故采用DEM方法获得了中心加焦、中间区域加焦时的气化炉内的空隙度分布的结果，如图5、图6所示.由图5可以看出，中心加焦使得气化炉中心空隙度数值较大，而采用混装布料的气化炉两侧部分空隙度较小，空隙度数值的大小从侧面可以说明煤气流的走向，即气流会沿着空隙度大的位置流动，空隙度小的位置会对煤气流产生一定的抑制作用.由图6可以看出，由于中间区域焦炭的加入使得熔化气化炉两侧中部空隙度数值较大，而采用混装布料的熔化气化炉其他位置空隙度数值较小，从侧面说明其中心部分透气透液性将会变差，而气化炉两侧中间区域透气性将会得到改善.

对比分析中心加焦与中间加焦形成的料柱空隙度模拟结果，可获得不同的加焦方式会使得熔化气化炉内物料空隙度分布存在不同程度的差异，这势必会造成炉内煤气流分布的不一致，因此，针对熔化气化炉采用的混装布料模式以及其日臻成熟的研究手段，下文将对加焦方式下熔化气化炉内煤气流分布进行研究，详细分析不同加焦方式下炉内煤气流分布趋势，以期提出较为合理的加焦方式.

图5　中心加焦方式下空隙度分布图Fig.5 Voidage distribution under central coke charing

3.3加焦方式对煤气流分布的影响

根据上述离散单元模型的模拟结果，将各区域内空隙度分布以UDF形式导入到流体力学计算软件的计算区域网格内，并对每一个网格内的空隙度进行UDF人工编程设定，不同加焦方式下其各区域的空隙度分布值列于表2中.

图6　中间区域加焦方式下空隙度分布图Fig.6 Voidage distribution under intermediate coke charing

表2　不同加焦方式下各区域空隙度分布Table 2 Voidage distribution of each zone under different coke charging patterns

根据流体力学多孔介质模型建立气化炉煤气流分布数学模型，模型获得了不同加焦方式下气化炉内气体速度矢量、流线分布信息，如图7所示.图中可以看出，气体从风口处鼓入气化炉内，炉料的存在使得其对气流有一定的阻碍作用，从而使气流速度减小，并且其流向由于软熔区域的存在而发生变化，究其原因是炉内各区域空隙度分布不同所致.焦炭在炉中心位置和炉中间位置的加入，会使得炉内空隙度分布存在明显不同，中心加焦和中间区域加焦时，在炉中心位置和中间区域位置的空隙度较大，与未加入焦柱相比，气体在此两位置的流动不会出现明显的方向变化，如图7中气体流线所示.

从图7气体速度矢量图和流线图还可以看出，同一加焦方式下，加焦位置处气流速度要高于未加焦炭时的气流速度，即加焦位置处会形成一个阻力较小的煤气流发展通路，从侧面说明加入焦柱后会对气化炉透气性有一定的改善，这与物理实验得出的结论类似.

模型还可进一步获得不同加焦方式下炉内气体在径向上及z = 0截面处的轴向上的速度分布信息，模拟结果如图8所示.图中可以看出在在不同加焦方式下，气体流速在不同高度上的径向分布以及z =0截面处不同径向炉内速度在轴向上的分布趋势大体是一致的，在气化炉内加入焦柱后，煤气流速整体得到增加，在气化炉内部煤气流速平均增加了约0.4 m·s－1，加焦位置处煤气流速增加较多，约为1.1～1.6 m·s－1，如图8中黑色椭圆线框所示.虽然焦炭的引入使得煤气流速得到了提高，炉内透气性得到明显改善，但是加焦范围的增加难免会影响煤气利用率，因此，应严格控制加焦量.

4　结论

本文建立了研究三维气化炉炉料结构和煤气流分布的物理模型和数学模型.物理模型采用热电偶测温的方式，从炉内气体温度分布信息考察了气体的流动情况，但物理实验无法获得内部信息，故基于离散单元法模型，以Fluent软件为载体，利用多孔介质模型并加入用户自定义函数，通过数学模型进一步研究了不同加焦方式下的气化炉内煤气流的分布的影响机理，获得了气化炉内煤气的速度场和流线.其模拟结果对COREX气化炉采用加焦措施指导调节煤气流分布具有借鉴意义，其主要结论如下.

图8　不同加焦方式炉内煤气速度的径向(左列)及轴向(右列)分布图Fig.8 The gas velocity distribution in radial ( left) and axial ( right) directions under different coke charging patterns( a)、( d)—混装(未加焦柱) ; ( b)、( e)—中心加焦; ( c)、( f)—中间区域加焦

( 1)利用DEM方法计算得到的不同加焦方式下炉内空隙度分布，对气化炉内空隙度分布进行了设置，为今后计算气化炉气流分布空隙度设置提供了依据.

( 2)在气化炉内加入焦柱后，煤气流速整体得到增加，在气化炉内部煤气流速平均增加了约0.4 m·s－1，加焦位置处煤气流速增加较多，约为1.1～1.6 m·s－1.

( 3)气化炉内焦柱的加入会使得加焦位置形成煤气流发展通路，进而改善气化炉透气性，但也应控制焦炭的加入量，避免气流过度发展，影响煤气流利用率.

参考文献:

［1］周渝生，钱晖.COREX熔融还原炼铁新工艺［J］.世界钢铁，2005，5( 1) : 22－26.( Zhou Yusheng，Qian Hui.COREX smelting reduction iron －making process［J］.World Iron＆Steel.2005，5( 1) : 22 －26.)

［2］方觉.非高炉炼铁工艺与理论［M］.北京:冶金工业出版社，2010: 8－9.( Fang Jue.The technology and theory of non－blast furnace ironmaking［M］.Beijing: Metallurgy Industry Press，2010: 8 －9.)

［3］周渝生.煤基熔融还原炼铁新工艺发展现状评述［C］/ /中国非高炉炼铁年会.沈阳，2006: 42－57.( Zhou Yusheng.The review of current development of doal －based smelting reduction Iron－making process［C］/ /China Non－Blast Furnace Iron－making Conference.Shenyang，2006: 42－57.)

［4］李维国.COREX－3000生产现状和存在问题的分析［J］.宝钢技术，2008( 6) : 11－18.( Li Weiguo.Operation status quo and technical problems of COREX－3000［J］.Baosteel Technology，2008 ( 6) : 11 －18.)

［5］毕学工.高炉过程数学模型及计算机控制［M］.北京:冶金工业出版社，1996.( Bi Xuegong.The mathematical model and computer control during the blast furnace process［M］.Beijing: Metallurgy Industry Press，1996.)

［6］储满生，郭宪臻，沈峰满，等.高炉数学模型的进展［J］.中国冶金，2007，17( 4) : 10－14.( Chu Manshen，Guo Xianzhen，Shen Fengman，et al.Development of blast furnace mathematical model［J］.China Metallurgy，2007，17( 4) : 10－14.)

［7］于海彬，陈义胜.软熔带对煤气流动影响的数值模拟［J］.包头钢铁学院学报，2006，25( 1) : 1－4.( Yu Haibin，Chen Yisheng.Numerical simulation of influence on gas flow caused by cohesive zone［J］.Journal of Baotou University of Iron and Steel Technology，2006，25 ( 1) : 1 －4.)

［8］陈世超，李文忠，杜荣山，等.高炉软熔带气体力学模型试验研究［J］.钢铁，1981，16( 07) : 27－38.( Chen Shichao Li Wenzhong，Du Rongshan，et al.Gas pneumatic model study at cohesive zone of the blast furnace ［J］.Iron and Steel，1981，16 ( 07) : 27－38.)

［9］武文华，宋建成，贾阴隆.高炉软熔带气体力学冷模拟研究［J］.钢铁研究，1993，( 06) : 38－42.( Wu Wenhua，Song Jiancheng，Jia Yinlong.Aerodynamic cold model study on fusion zone in BF［J］.Research on Iron ＆Steel，1993，( 06) : 38－42.)

［10］杜鹤桂，车传仁.高炉软熔带对气流分布影响的研究［J］.东北工学院学报，1980，( 01) : 72－84.( Du Hegui，Che Chuanren.On the influence of softeningmelting zone on gas distribution in blast furnace［J］.Journal of Northeastern University of Technology，1980，( 01 ) : 72 －84.)

［11］汤清华，安云沛，成兰伯，等.高炉软熔带的形成及其对煤气流分布的影响［J］.钢铁，1987，22( 06) : 4－10.( Tang Qinghua，AnYunPei，Cheng Lanbo，et al.Formation of cohesive zone in blast furnace and its influence on gas flow ［J］.Iron and Steel，1987，22( 06) : 4－10.)

［12］Cundall P A，Strack O D L.A discrete numerical model for granular assemblies［J］.Geotechnique，1979，29 ( 1) : 47 －65.

［13］Zhu H P，Zhou Z Y，Yang R Y，et al.Discrete particle simulation of particulate systems: theoretical developments ［J］.Chemical Engineering Science，2007，62: 3378－3396.

［14］Wright B，Zulli P，Zhou Z Y，et al.Gas－solid flow in an ironmaking blast furnace—I: physical modeling［J］.Powder Technology，2011，208( 1) : 86－97.

［15］周晓雷，韩立浩，王祺，等.利用温度梯度分析COREX熔化气化炉内区域［J］.东北大学学报(自然科学版)，2011，32( 8) : 1137－1140.( Zhou Xiaolei，Han Lihao，Wang Qi，et al.Analysis of zones in COREX melter gasifier by temperature gradient［J］.Journal of Northeastern University ( Natural Science)，2011，32( 8) : 1137－1140.)

［16］王成善，常青，冉登高，等.填充床中气体流动特性的数值研究［J］.金属材料与冶金工程，2010，38( 2) : 28－33.( Wang Chengshan，Chang Qing，Rab Denggao，et al.Numerical research on the characters of gas flow in packed bed ［J］.Metal Materials and Metallurgy Engineering，2010，38 ( 2) : 28－33.)

［17］李晓清，李海峰，罗志国.COREX熔化气化炉布料模式对煤气流分布的影响［J］.材料与冶金学报，2012，11( 4) : 235－241.( Li Xiaoqing，Li Haifeng，Luo Zhiguo.Influence of burden distribution mode on the gas flow distribution in COREX melter gasifier［J］.Journal of Materials and Metallurgy，2012，11( 4) : 235－241.)

［18］孙俊杰，狄瞻霞，韩立浩，等.熔化气化炉风口回旋区的形成研究［C］/ /第十六届全国冶金反应工程学术会.唐山，2012: 123－128.( Sun Junjie，Di Zhanxia，Han Lihao，et al.Study on the existence of raceway in the COREX melter gasifier［C］/ / Metallurty Reaction Engineering Conference.Tangshan，2012: 123－128.)

Influence of coke charging patterns on the gas flow distribution in COREX melter gasifier

Li Haifeng，You Yang，Han Lihao，Luo Zhiguo，Cai Jiuju，Zou Zongshu
( School of Materials＆Metallurgy，Northeastern University，Shenyang 110819，China)

Abstract:Charging mode determines the burden voidage which directly affects the second distribution of the gas flow.In this paper，a 3D mathematical model and physical model for gas flow was established to simulate the gas flow distribution under different coke charging patterns in COREX melter gasifier.An experiment for measuring the gas temperature with a thermocouple was carried out，which can be used to analyse the distribution information of the gas flow.The physical model was unable to gain the internal porosity.Based on the discrete element method ( DEM)，Fluent software and porous media method，Gas velocity vectors，streamlines were obtained.The results showed that the voidage distribution caused by coke charging patterns in the charging process has a significant effect on the gas flow distribution.The simulation results are in good agreement with those obtained by experiment.The authors believe that the gas flow paths above are available for coke charging patterns in COREX melter gasifier.

Key words:COREX melter gasifier; gas flow distribution; coke charging patterns; physical simulation; numerical simulation

作者简介:李海峰( 1982—)，男，博士，E－mail: lihf@ smm.neu.edu.cn.

基金项目:国家科技支撑计划项目( 2011BAE04B01，2011BAE04B02) ;国家自然科学基金资助项目( 51104037).

收稿日期:2015-05-11.

doi:10.14186/j.cnki.1671－6620.2016.01.003

中图分类号:TF 557

文献标识码:A

文章编号:1671-6620( 2016) 01-0012-08