干熄焦炉内固气流动及传热数值模拟

本科毕业论文 题目： 干熄焦炉内固-气流动及传热数值模拟

学 院: 专 业: 学 号: 学生姓名: 指导教师: 日 期:

材料与冶金学院 材料成型及控制工程

201102131028 明廷勇 常庆明 二〇一五年六月

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摘 要

干熄焦技术相对传统的熄焦工艺具有节能、环保和提高焦炭质量等优点，在国内外得到了广泛的应用，各大钢厂都非常重视对干熄焦技术的研究。随着干熄焦技术的不断发展，传统的研究方法已不能满足新的工艺要求。

本文以某厂140t/h的干熄焦炉为研究对象，建立了干熄焦炉的三维几何模型，采用多孔介质理论建立了干熄焦炉内固-气流动及传热的数学模型。基于FLUENT软件中的多孔介质模型，利用UDS和UDF将FLUENT中的单能量方程改写为双能量方程，模拟干熄焦炉内固-气流动及传热情况，为干熄焦炉提供设计提供依据。在此模型基础上，通过改变气体入口温度和速度，观察气体出口和焦炭出口温度的变化情况，分别分析气体入口风温和入口风速对干熄焦生产工艺的影响。

研究发现，气体从底部进入干熄焦炉后在斜道和环形气体发生了偏流，越靠近气体出口，气体流速越大；气体压降主要发生在冷却室，气压在斜道和环形气道达到最低；在炉内同一位置，焦炭温度恒比气体温度高，冷却室周边的换热比中心区域更充分。气体入口风温对干熄焦生产工艺影响不大，气体出口和焦炭出口温度随气体入口风速的增大显著降低。

关键词： 干熄焦； 多孔介质； FLUENT； 数值模拟

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Abstract

The 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 importance 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 mathematical 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 utilized to change single-energy equation into double-energy equations, in order to simulate the solid-gas flow and heat transfer in dry coke quenching ,which can 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 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 pressure 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 velocity makes much.

Key words: CDQ； Porous medium； FLUENT； Numerical simulation

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目 录

1 绪论 ...................................................................................................................................... 1

1.1 干熄焦技术 ................................................................................................................ 1 1.2 干熄焦工艺流程 ........................................................................................................ 1 1.3 干熄焦炉内固-气流动及传热的研究现状 ............................................................... 3

1.3.1 前苏联的研究 .................................................................................................. 3 1.3.2 日本的研究 ...................................................................................................... 3 1.3.3 国内的研究 ...................................................................................................... 4 1.4 课题研究的意义与内容 ............................................................................................ 4

1.4.1 课题研究的意义 .............................................................................................. 4 1.4.2 课题研究的内容 .............................................................................................. 5

2 研究方法-CFD ..................................................................................................................... 6

2.1 FLUENT软件介绍 .................................................................................................... 6 2.2 FLUENT软件的二次开发 ........................................................................................ 6 3 干熄焦炉内固-气流动及传热的数学模型 ....................................................................... 10

3.1 几何模型 .................................................................................................................. 10 3.2 基本假设 .................................................................................................................. 10 3.3 数学模型 .................................................................................................................. 11 3.4 边界条件 .................................................................................................................. 12 4 模拟结果及分析 ................................................................................................................ 13

4.1 结果分析 .................................................................................................................. 13

4.1.1 干熄焦炉内速度场分析 ................................................................................ 13 4.1.2 干熄焦炉内温度场分析 ................................................................................ 14 4.1.3 干熄焦炉内压力场分析 ................................................................................ 15 4.2 不同工艺参数对干熄焦生产的影响 ...................................................................... 15

4.2.1 气体入口温度对干熄焦生产的影响 ............................................................ 15 4.2.2 气体入口速度对干熄焦生产的影响 ............................................................ 17

5 结论 .................................................................................................................................... 19 参考文献 .................................................................................................................................. 20 致谢 .......................................................................................................................................... 22

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1 绪论

1.1 干熄焦技术

干法熄焦简称“干熄焦”，是相对于用水熄灭炽热焦炭的湿法熄焦而言的，它是利用低温的惰性气体在干熄焦炉内与高温的焦炭换热从而使红焦冷却。红焦被冷却后从焦炉底部排出，吸收红焦热量的惰性气体进过一次除尘后将热量传给干熄锅炉，产生高压水蒸汽，被冷却的惰性气体再经过二次除尘，由鼓风机送入干熄焦炉内循环使用。在干熄锅炉内产生的高压水蒸汽可用于发电或供暖。

干法熄焦相对于湿法熄焦具有三大优点[1]：

（1）吸收红焦80%热量，节约能源。 传统的湿熄焦采用喷水降温，红焦的热量浪费费很大。而干熄焦避免了这个缺点，它能吸收红焦80%左右的热量使之产生蒸汽，平均每熄1t 焦炭可回收3.9- 4.0MPa、450℃蒸汽0.45- 0.55t。

（2）提高焦炭的质量。 焦炭在干熄炉的预存室停留过程中相当于进行了再炼焦，且在均匀的下降过程中冷却速度慢,因此焦炭裂纹少，强度高。

（3）改善环境，减少污染。 湿熄焦所采用的水主要是化工车间的冷却水，其中含有大量的酚，氰等有害物质。湿法熄焦产生的蒸汽及残留在焦内的酚，氰，硫化物等腐蚀性介质，侵蚀周围建筑物，并能扩散到几公里外的范围，造成大面积的空气污染[2]。干熄焦则由于采用惰性气体在密闭的干熄炉内冷却红焦, 并配备良好有效的除尘设施, 几乎不产生环境污染。

由于本身的先进性，干熄焦技术已经在同行业中占据主导地位。自20世纪80年代以来，干熄焦设备的高效化和大型化成为了必然的发展趋势。建设大型生产设备具有降低运营成本、便于自动化管理和生产率高等优点，而掌握干熄焦内固-气流动及传热规律是实现大型化的关键所在[3]。

1.2 干熄焦工艺流程

干熄焦装置主要包括干熄炉、装入装置、排焦装置、提升机、电机车及焦罐台车、

焦罐、一次除尘器、二次除尘器、干熄焦锅炉单元、循环风机、除尘地面站、水处理单位、自动控制部分、发电部分等。如图1.1为干熄焦工艺流程图，主要包括焦炭流程、惰性气体循环流程、汽水循环流程和除尘系统流程。

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图1.1干法熄焦工艺流程图

（1）焦炭流程

推焦车将1000℃左右的高温红焦由炭化室推出，经过拦焦车导焦栅后，由焦罐车上的旋转焦罐接受，在电机车牵引下引至提升塔底部，再由提升机将焦罐提升到提升塔顶部，然后平移到干熄焦炉的顶部，浇灌底部自动打开，开始装焦。红焦进入干熄炉后先在预存室停滞，随着干熄炉底部排焦的进行，焦炭下降到冷却室，在冷却室中与惰性循环气体进行热交换。焦炭被冷却到200℃以下就会经干熄焦炉底部的平板闸门、电磁振动给料器、旋转密封阀、双岔溜槽排出，并由专用皮带输送机运走。 （2）惰性气体循环流程

循环气体通过循环风机送入，经热管换热器对其再冷却，130℃左右的低温惰性气体从底部进入干熄焦炉，经周边风道和中央风帽进入冷却室与焦炭进行热交换，升温至800℃左右，再经过斜道、环形气道从气体出口排出干熄炉。升温后的惰性气体经过一次除尘器，分离气体中带有的粗颗粒焦粉，然后进入干熄焦锅炉将热量传给高压水蒸汽，温度降至约160℃左右后，进入二次除尘器进一步分离其中的细颗粒焦粉，最后返回循环风机，如此循环使用。 （3）汽水循环流程

低温的锅炉用水被送水泵至干熄焦锅炉的锅筒内，与高温的惰性循环气体进行热交换，吸收高温气体的热量；吸热后的锅炉用水经过循环水泵重新进入锅炉内，依次经过两个蒸发器，然后再一次在锅筒处与高温气体进行热交换，产生蒸汽；产生的蒸汽依次通过两次过热器，形成高压蒸汽。最后，高压蒸汽被送至干熄焦的汽轮发电站，将热量转化为电能以供使用。而降低了压力和温度的蒸汽又会被送到蒸汽管道中以便循环使

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用。

（4）除尘系统流程

循环气体与焦炭颗粒逆向流动过程中会夹杂着焦粉颗粒，需要采用除尘装置来净化循环气体。惰性气体在一次循环过程中要经历两次除尘。第一次除尘过程采用重力除尘，经一次除尘器分离出的粗颗粒焦粉进入一次除尘器底部的水冷套管冷却，焦粉达到上限后由底部排至刮板机。第二次除尘过程采用多管旋风式除尘，二次除尘分离出的细颗粒焦粉传至灰斗内，当焦粉料位达到上限时，灰斗出口排灰阀向刮板机排出焦粉。焦粉料位达到下限时，为以防止从负压排灰口吸入空气，造成气体循环系统压力失衡，应及时停止排除焦粉。经一次除尘器和二次除尘器排到刮板机的焦粉会送至焦粉仓集中，进行再利用。

1.3 干熄焦炉内固-气流动及传热的研究现状

1.3.1 前苏联的研究

早期的干熄炉设计，一般都采用实验中确定的经验关系式来计算气体压降和熄焦时间，从而确定干熄炉的尺寸，以前苏联所做的工作最具代表性。

前苏联国立焦化设计院采用布鲁克-盖鲁曼公式或雅瓦良柯公式[2]计算干熄炉内的流体阻力，得到的计算值和实际测量值非常接近。干熄炉设计中的一个主要任务就是确定熄焦时间。当时确定熄焦时间已经有了很多经验方法，但是不同方法确定的熄焦时间在数值上有很大差异。前苏联的研究人员把干熄炉看成一个整体，用总体热平衡来计算压降和熄焦时间，并建立了计算熄焦时间的方程式。

Grishchenko[4]等假定干熄炉内气体流动和焦炭下降运动均为“活塞流”，只考虑干熄炉沿高度方向上的温度变化，提出了一维传热数学模型，并建立了气体和焦炭温度的控制方程。

这些研究虽然取得了一定的效果，但均未能考虑干熄焦炉横截面上气流的偏析、焦粒下降速度的不均匀性和焦炭粒度分布的影响。

1.3.2 日本的研究

日本自70年代从前苏联引进干熄焦技术后，新日铁株式会社、日本钢管株式会社等在于熄焦装置大型化过程中对干熄炉内气体的流动和传热做了大量的基础研究工作。

Sugano[5, 6]等在研究干熄炉内流动及传热时，假定炉内气体流动为“柱塞流”，焦炭为等径球体。在该模型中，由于将焦炭视为等径球体，与实际干熄炉中焦炭形状不规则和粒度分布的情况相距较远，因此误差较大。

日铁株式会社的Yuto[7, 8]等分析了大量工业试验装置的运行数据后，发现干熄炉内焦炭之所以出现冷却不均匀，主要是因为焦炭粒度分布不均匀，即传热的偏析主要是粒

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度的偏析造成的，这显然是影响干熄焦装置大型化的主要问题之一。为了能提高布料的均匀性，Yuto等人在1：1 的模型上进行了粒度分布的实验研究，实验中借鉴了高炉的成功经验，采用钟型布料器布料，大大改善了焦炭粒度的均匀性。

此外，在满足干熄焦生产能力的条件下，如何能够减少投资和节省运营成本是干熄焦装置实现大型化面临的另一个重大问题，也即气焦比和冷却段尺寸设计的优化问题。由于采用传统的经验公式和一维的传热模型根本无法评价粒度偏析对熄焦过程的影响，无法进行优化设计。因此Katalka[9]等利用多孔介质理论，又建立了干熄炉内流动和传热的二维模型，并成功地应用到干熄炉的大型化设计中。但是该模型假定焦炭为球体，与实际中干熄炉内焦炭形状不规则的情况相差较大。

1.3.3 国内的研究

我国自1985年从日本引进干熄焦技术，已经发展了三十年，特别是在近些年国内外干熄焦技术竞争愈发激烈的情况下，各大钢厂加大了对干熄焦技术的研究，逐步建立了一整套干熄焦的基础理论。

孔宁、温治[10]等在研究干熄焦炉固-气流动及传热规律时，建立了一维数学模型进行仿真计算，最终得到了最佳的气料比，这对干熄焦技术优化具有重要的指导意义。

冯妍卉[11]等通过模拟干熄焦炉的传热实验，得到了循环气体与焦炭之间的平均换热系数和局部换热系数，为干熄焦技术的研究提供了重要的理论依据。

刘华飞，张欣欣[12]等在研究干熄炉内固-气流体流动及传热情况时，基于多孔介质理论, 采用非达西流和非局域热平衡方法, 建立了二维数学模型, 并采用基于非正交同位网格的SMPLE方法求解对流扩散方程。通过数值模拟计算, 得到了干熄炉内气体流场、压力场以及惰性气体和焦炭的温度场分布规律。

张丽珠[13]等利用FLUENT对干熄焦炉内的流动及传热情况进行了数值模拟，得到了循环气体在环形气道的速度分布不均，循环气体循环风量对干熄焦炉内压力影响不大等结论。

1.4 课题研究的意义与内容

1.4.1 课题研究的意义

干熄焦技术具有节能环保、提高焦炭质量等优点，在国内外都有非常广泛的应用。我国的干熄焦技术起步比较晚，虽然近些年有了很大的进步，但是与日本、德国等拥有先进的干熄焦技术国家还有一定的差距，因此加大对干熄焦技术的研究对我国钢铁事业的发展有重大的意义。

干熄焦斜道区结构复杂，炉内工作条件变化大，焦炭和循环气体的冲刷、斜道区内存在的较大温差产生的热应力、有害物质的化学侵蚀等诸多因素都影响着干熄焦炉内耐

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火材料的使用寿命。而现实中进行换热实验研究成本较高，对干熄焦炉内固-气流动和换热的进行仿真模拟，可以降低实验成本。同时，对干熄焦炉内固-气流动和换热的仿真模拟的研究，已经体现出了数值模拟的准确性和可行性。因此，数值模拟作为一种新的研究方法必将得到进一步的发展。

1.4.2 课题研究的内容

本文以某钢厂140t/h干熄焦装置为研究对象，建立干熄焦炉内循环气体和焦炭颗粒

间流动和传热的物理数学模型，利用前处理软件ICEM对干熄炉模型进行网格划分。基于FLUENT中的多孔介质模型模拟干熄焦炉内固-气流动情况，采用UDS和UDF将FLUENT中的单能量方程改写为双能量方程，模拟循环气体和焦炭换热情况。 根据模拟结果，分析气体和焦炭在干熄焦炉内的压力场、速度场和温度场分布规律，为干熄焦炉的设计提供依据。在此基础上，通过调节气体入口速度和入口风温，观察气体出口温度和焦炭出口温度的变化情况，分析各种工作参数对固-气流动和传热的影响，得到最佳工作参数，优化生产工艺。

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2 研究方法-CFD

2.1 FLUENT软件介绍

Computational Fluid Dynamics，即计算流体动力学, 简称CFD。CFD是近代流体力学，数值数学和计算机科学结合的产物，是一门具有强大生命力的边缘科学。它以电子计算机为工具，应用各种离散化的数学方法，对流体力学的各类问题进行数值实验、计算机模拟和分析研究，以解决各种实际问题。

FLUENT是目前比较流行的CFD软件包，用来模拟从不可压缩到高度可压缩范围内的复杂流动。由于采用了多种求解方法和多重网络加速收敛技术，FLUENT能达到最佳的收敛速度和求解精度。FLUENT求解的思路和步骤是根据实际情况抽象并建立物理模型，然后选择求解模型，设置边界条件和初始条件，设置迭代和控制参数并进行计算，最后进行后处理和分析，或者根据实验结果重新调整参数进行计算直至得到可接受的结果。

干熄焦炉内的焦炭有形状大小不一、空隙数量巨大和孔径较小的特点，因此，循环气体与焦炭之间的流动和换热可以看作是循环气体在焦炭颗粒组成的多孔介质间的流动和换热。FLUENT软件中的多孔介质模型能较准确地模拟干熄焦内固-气流动及传热的规律。

2.2 FLUENT软件的二次开发

FLUENT软件的多孔介质模型采用的单能量方程，而干熄焦炉内焦炭和冷却气体的温度恒不相等，必须采用非局域热平衡的双能量方程来研究两者间的换热，因此需要借助UDS和UDF对FLUENT软件进行二次开发。

首先，通过UDS分别定义焦炭和循环气体的温度，采用双能量方程处理冷却气体与焦炭之间的换热，利用UDF分别编写焦炭和气体能量方程中的源项、对流项和扩散项，然后导入FLUENT软件中进行编译，将多孔介质中的单能量方程开发成双能量方程。

UDS中的DEFINE_DIFFUSIVITY宏函数可以定义焦炭和惰性气体能量方程中的扩散系数。具体程序代码如下所示，其中solid_diffusivity表示焦炭的扩散系数，solid_diffusivity表示气体的扩散系数。

DEFINE_DIFFUSIVITY(solid_diffusivity, c, t, i) {

real phi=0.525; /焦炭孔隙率/ real ks=1.1 ; /焦炭导热系数/ real cs=960 ; /焦炭比热/

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real diff_solid;

diff_solid=(1-phi)*ks; /根据公式求出扩散系数/ return diff_solid; /返回扩散系数/

}

DEFINE_DIFFUSIVITY(solid_diffusivity, c, t, i) {

real phi=0.525; /惰性气体孔隙率/ real ks=0.0242 ; /惰性气体导热系数/ real cf=1040.67 ; /惰性气体比热/ real diff_fluid;

diff_solid=(1-phi)*ks; /根据公式求出扩散系数/ return diff_solid; /返回扩散系数/

}

UDS中的宏函数DEFINE_UDS_FLUX可以定义焦炭和气体能量方程中的对流项。具体程序代码如下所示，其中solid_flux表示焦炭对流项，fluid_flux表示气体对流项。 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 dens; 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 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);

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// Message(\

flux = NV_DOT(psi_vec, A); /* flux through Face */ } 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, c1 = -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 be 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); flux = NV_DOT(psi_vec, A); /* flux through Face */

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} Else {

c1 = 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 flux through face */ }

return flux; }

UDS中的DEFINE_SOURCE宏函数可以定义焦炭和惰性气体能量方程中的源项。具体程序代码如下所示，其中solid_soure表示焦炭的源项，gas_source表示气体的源项。

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; dS[eqn]=-hv/cf; return S_fluid; }

DEFINE_SOURCE(solid_soure, 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; dS[eqn]=-hv/cs; return S_solid; }

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3 干熄焦炉内固-气流动及传热的数学模型

3.1 几何模型

干熄焦炉模型主要由炉顶、预存室、斜道、冷却室和环形气道几部分组成。如图3.1为干熄焦炉的炉壳和炉膛流体域的三维几何模型，由于本次主要模拟焦炭与气体的流动和热交换，因此可以忽略气体入口处复杂的中心风冒区。高温的红焦从炉顶进入干熄焦炉，先在预存室内滞留，然后进入冷却室与低温的循环气体进行热交换，最后从炉底排出；低温的循环气体从底部进入干熄炉在冷却室吸收焦炭热量后从斜道、环形气道排出。

（a）炉壳 （b）炉膛流体域

图3.1 干熄焦炉的三维几何模型

干熄炉的主要的尺寸为：冷却室直径为Ф8900mm，冷却室高度为7430.8mm预存室直径为Ф7940mm，预存室高度为7390mm，斜道高度为2704mm，环形气道高度为4341mm。

3.2 基本假设

由于干熄焦炉内焦炭孔隙数量巨多,孔径较小，形状大小不一，实际中冷却气体在焦炭间的流动和传热非常复杂，为了能进行准确的数学描述和数值计算，需要对其进行平均化和统计化处理。把焦炭看作多孔介质，惰性气体通过焦炭的过程可以看作是流体通过多孔介质。因此，需要做以下假设：

（1）焦炉内的焦炭为各向同性的多孔介质，不考虑焦炭本身的多孔性及高温变形； （2）焦炉内焦炭的粒径是均匀分布的；

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（3）焦炭颗粒内外温度一致，即单个焦炭颗粒内部无温度梯度； （4）忽略冷却气体和焦炭的辐射传热，只考虑导热和对流传热； （5）焦炭和惰性气体换热不发生任何化学反应。

3.3 数学模型

干熄焦炉内高温的红焦从上往下运动、低温气体从下往上运动，两者反方向运动完成热交换。这个换热过程可以看成气体在焦炭颗粒组成的移动的多孔介质中进行强迫对流换热。由于焦炭和气体的温度恒不相等，可以采用局部非平衡方程，将焦炭和气体分别看作不同的连续介质，因此，气体和焦炭的连续性方程采用标准的连续性方程。根据Darcy-Brinkman-Forchheimer[14]的理论，得到干熄焦炉内循环气体流动和循环气体与焦炭换热的控制方程。

气体的连续方程：

焦炭的连续方程：

气体的标准动量方程：

?(?fVf)?t????fVfVf???Pf????f?Vf??Vf??s???(?sVs)?0 （3.2） ?t??f?t???(?fVf)?0 （3.1）

??T????fg?F （3.3）

考虑惯性损失和粘性阻力，需要在标准动量方程上添加一个源项，源项的表述式为

[15]

:

1???Si???Vi?C2?ViVi?2??? （3.4）

根据Ergun方程[16]，计算出多孔介质的黏性阻力系数(1/α)和内部阻力系数(C2)为：

150?1?????dp2?313.5?1???3dp?2 （3.5）

焦炭的能量方程为：

C2? （3.6）

???sCsVs?Ts?(1??)???s?Ts??hvTs?Tf （3.7）

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????

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气体的能量方程为：

???fCfVf?Tf????f?Tf?Ts?Tf （3.8）

?????? 气体与焦炭的对流换热系数hv采用Kitaev公式[2]计算，其表达式为:

d211p??hvhv,?75?1????s （3.9）

Vf0.9Tf0.3h?186v,?.75d0p （3.10）

其中，?f为气体的密度，kg/m3；Pf为冷却气体压力，Pa；Vf为气体的速度，m/s；

?s为焦炭密度，kg/m3；Vs为焦炭的速度，m/s；Si为i方向的动量源项，m/s；?为流体黏度，Pa?s；Vi为i方向流体的速度，m/s；?为流体密度，kg/m3；?为孔隙率；dp为焦炭的当量直径，m；Cs为焦炭比热，J/（kg?K）；?s为焦炭导热系数，W/（m?K）；Cf为惰性气体比热，J/（kg?K）；?f为惰性气体导热系数，W/（m?K）；Ts为焦炭的温度，K；Tf为气体的温度，K。

3.4 边界条件

焦炭入口设为速度入口，速度大小由每次的装焦量和装焦周期计算得到，在焦炭自定义项User Scalar1中选择Specified Value，设置焦炭入口温度为1273K。气体入口选择速度入口边界，具体数值可根据实际生产工艺中入口循环风量推算，本文研究对象定义速度大小为0.9m/s，在气体自定义项User Scalar0中选择Specified Value，设置气体入口温度为390K。由于冷却气体出口与大气相通，因此气体出口采用压力出口边界。计算域中对应模型的壁面设置为壁面边界wall。

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4 模拟结果及分析

在干熄焦生产过程中，低温冷却气体和高温红焦进行热交换。当红焦温度冷却到520K以下时，熄焦从干熄炉底部连续地排出，高温红焦周期性地从炉顶加入供给。循环气体达到1083K后从气体出口排出，升温后的气体将热量传给高压水蒸汽后，经过两次除尘进入干熄炉循环使用。在这个连续生产的过程中，循环气体和焦炭的换热可以看作一个准稳态过程，可以进行稳态计算。本文以某钢厂140t/h的干熄焦炉为研究对象，它的具体工艺参数如表4.1所示。

表4.1 干熄焦炉的主要工艺参数

循环风量

3

（m/h） 180000

进口气体温度

（K）

390

焦炭处理能力（t/h）

140

装焦温度（K） 1273

焦炭堆密度

3

（kg/m） 509.6

4.1 结果分析

4.1.1 干熄焦炉内速度场分析

如图4.1所示为干熄焦炉内速度分布云图。

（a）炉内速度分布情况 （b）截面z=0处速度分布

图4.1干熄炉内速度分布云图

根据图4.1（a）分析知，气体从干熄焦炉底部进入冷却室后，绝大多数气体在靠近斜道时速度方向发生了改变，通过斜道转向环形气道最终流出，只有少数气体未发生偏

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流，流入预存室。同时，气体在冷却室的速度基本不变，进入斜道后速度明显增快，越靠近气体出口速度越大，在出口处达到最大流速。由于循环气体在流动过程中会夹带着焦粉，气体流速越大，焦粉对斜道中牛腿的冲刷越严重，因此，斜道中靠近出口的牛腿比远离出口的牛腿更容易损坏，这与实际情况相符，同时为干熄焦炉的设计、建造和维修提供了依据。

根据图4.1（b）分析知，气体在冷却室周边的速度比中心的速度稍快，进入斜道和环形气道后速度明显加快。由于干熄焦内斜道设置在焦炉周边，气体必须先向周边运动，通过斜道进入环形气道流出，从而使得周边的气体速度加快；同时，斜道进口处面积较小且气体出口处压力低，因此气体在斜道和环形气道流动时速度明显加快且发生偏流现象，越靠近气体出口速度越大。气体在预存室不发生流动，速度几乎为零。

4.1.2 干熄焦炉内温度场分析

如图4.2所示为干熄焦炉内截面z=0处冷却气体和焦炭温度场分布云图。比较图4.2

（a）和4.2（b）可知，在冷却室同一位置焦炭温度和冷却气体温度恒不相等，且焦炭温度恒比惰性气体温度高。这是由于在冷却室中气体流速较大，惰性气体和焦炭的热交换未达到平衡。在预存室内惰性气体和焦炭温度几乎相等，这是由于气体在预存室内几乎不流动，与焦炭的热交换达到了平衡状态。结合4.1（b）速度分布图可知，气体和焦炭在冷却室周边的换热较中心好。

（a）冷却气体温度分布 （b）焦炭温度分布

图4.2 冷却气体和温度分布云图

循环气体出口处温度在1096~1140K之间，焦炭出口处温度在510K以下，这与生产现场实测值相符，也说明了该模拟结果的可靠性。

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4.1.3 干熄焦炉内压力场分析

如图4.3所示，为干熄焦炉内压力场分布云图。由图4.3可知，气体压力在靠近斜道时逐渐降低，在环形气道和气体出口处达到最低，这与气体速度分布模拟结果相一致。气体在流动过程中由于受到焦炭的阻碍使气压降低，在斜道和环形气道内气体压降大，有利于气体顺利流出。

图4.3干熄焦炉内压力场分布云图

4.2 不同工艺参数对干熄焦生产的影响

为了达到干熄焦生产工艺要求，同时使换热后的循环气体能具有高品位热量，要求低温气体和高温焦炭进行热交换后，焦炭出口温度降到520K以下，而气体升到1083K以上。影响干熄焦炉内气体和焦炭之间换热的主要工艺参数是气体入口速度和温度。在已有的计算模型上通过改变气体入口速度、温度，考虑气体和焦炭出口温度的变化，分析气体入口速度、温度对干熄焦炉内热交换过程的影响。

4.2.1 气体入口温度对干熄焦生产的影响

气体入口温度分别取380K 、390K 、400K、410K，惰性气体和焦炭热交换达到平衡后，得到的气体出口温度和焦炭出口温度见下表4.2。

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表4.2 气体入口温度的影响

气体入口温度（K）

380 390 400 410

气体出口温度（K）

1114 1116 1118 1120

焦炭出口温度（K）

498 507 516 525

为了更直观地发现入口风温对气体出口温度和焦炭出口温度的影响，将表4.2中的数据绘制成如下图4.4所示折线图。

1210气体出口温度（K）11801150112010901060380390400入口风温（K）410 （a）入口风温对气体出口温度的影响

610焦炭出口温度（K）580550520490460380390400入口风温（K）410 （b）入口风温对焦炭出口温度的影响 图4.4 气体入口温度对换热的影响

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分析表4.2和图4.4可知，随着入口风温的增加，气体出口温度和焦炭出口温度都有

所增加，其中焦炭出口温度增加较气体出口温度快。但总体而言，入口风温对气体出口温度和焦炭出口温度的影响都很小，即入口风温对干熄焦生产的影响不大。需要注意的是当气体入口风温过大时，容易造成焦炭出口温度过高，例如气体入口温度为410K时，焦炭出口温度为525，未能达到工艺要求的520K以下。

4.2.2 气体入口速度对干熄焦生产的影响

气体入口速度分别取0.7m/s 、0.8m/s、0.9m/s、1.0m/s，惰性气体和焦炭热交换达到平衡后，得到的气体出口温度和焦炭出口温度见下表4.3。

表4.3 气体入口速度的影响

气体入口速度（m/s）

0.7 0.8 0.9 1.0

气体出口温度（K）

1204 1160 1116 1072

焦炭出口温度（K）

603 547 507 479

为了更直观地发现入口风速对气体出口温度和焦炭出口温度的影响，将表4.3中的数据绘制成如下图4.5所示折线图。

1210气体出口温度（K）118011501120109010600.70.80.9入口风速（m/s）1 （a）入口风速对气体出口温度的影响

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610焦炭出口温度（K）5805505204904600.70.80.9入口风速（m/s）1 （b）入口风速对焦炭出口温度的影响 图4.5 气体入口速度对换热的影响

分析表4.3和图4.5可知，随着气体入口速度的增加，气体出口温度和焦炭出口温

度迅速降低。显然气体入口速度增加，也即气体进口循环风量增加，冷却气体和焦炭的热交换更加剧烈，必然会使焦炭出口温度下降，同时分配到单位体积气体的热量减少，气体出口出口温度随之降低。当气体入口速度过小时，气体冷却能力不够，易造成焦炭出口温度过高，如当入口风速为0.7m/s 时，焦炭出口温度为603K，高于520K，未能达到工艺要求。当气体入口速度过大时，单位气体吸收的热量不足，易造成气体出口温度过低，如当入口风速为1.0m/s时，气体出口温度为1072K，低于1083K，不能提供高品位的热量。

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5 结论

本文以某厂140t/h干熄焦炉为研究对象，建立了干熄焦炉的三维几何模型及循环气

体和焦炭换热的数学模型。利用FLUENT软件中的多孔介质模型对干熄焦炉内固-气流动及传热进行数值模拟，并利用UDS和UDF对FLUENT进行二次开发，将多孔介质的单能量方程改写为双能量方程。模拟并分析了干熄焦炉内的速度场、温度场和压力场；在此基础上通过分别改变入口风温和风速，分析了不同工艺参数对干熄焦生产工艺的影响。得到了以下结论：

（1）循环气体在冷却室内流动时速度比较均匀、稳定，进入斜道后气体流速明显增快，进入环形气道时发生了偏流；越靠近气体出口气体流速越大，在出口处达到最大值。斜道中靠近出口的牛腿比远离出口的牛腿更容易损坏，这是干熄焦炉设计的重要依据。

（2）焦炭和循环气体热交换达到稳定状态后，在干熄焦炉的同一位置，焦炭温度恒大于气体的温度；冷却室内周边位置比中心位置换热效果好。

（3）循环气体压降主要发生在冷却室，气体压力在斜道和环形气道达到最低。 （4）气体出口温度和焦炭出口温度随气体入口温度的增加而增加，但是增加值很小，即气体入口风温对干熄焦生产的影响不大。气体入口温度不宜过高，否则会造成焦炭出口温度过高，未达到熄焦效果。

（5）气体出口温度和焦炭出口温度随着气体入口速度的增加而迅速降低。气体入口速度不宜过低，会造成熄焦不足，焦炭出口温度未达到工艺要求；也不宜过高，会造成气体出口温度过低，不能提供高品位热量。

（6）相比改变气体入口风温，改变气体入口速度，也即改变入口循环风量更容易调整干熄焦生产效果，且这种方法经济环保，这为现场工艺调整提供了重要依据。 （7）本文并未考虑焦炭粒径不均、干熄炉内孔隙率不一致和焦炭速度变化对换热的影响，为了提高数值模拟的准确性，要解决这三个方面的问题，还需要进一步的研究。

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致谢

本文是导师常庆明老师的悉心指导下完成的。从论文的选题、研究过程，一直到论文的完成，常老师都给了我宝贵的意见并耐心地为我答疑解惑。常庆明老师渊博的学识，严谨的治学态度，工作的热情与耐心，让我铭记于心，并将终身受益。

在课题准备和软件学习过程中，张浩学长和袁丹丹学姐不厌其烦地给我讲解。在课题研究过程，是他们与我一起探讨，给了我重大的启发，在此向他们表示衷心的感谢。毕业论文的编写过程我也得到了同组各位同学的鼓舞和帮助，在此也要感谢各位同学的支持和帮助。

最后再次感谢常庆明老师对我的指导和培育。

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