干熄焦?fàn)t內(nèi)固_氣流動(dòng)與傳熱數(shù)值模擬畢業(yè)論文

1、 . PAGE20 / NUMPAGES27 . 本科畢業(yè)論文題目： 干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱數(shù)值模擬學(xué) 院:材料與冶金學(xué)院專 業(yè):材料成型與控制工程學(xué) 號(hào):8學(xué)生:明廷勇指導(dǎo)教師:常慶明日 期:二一五年六月摘 要干熄焦技術(shù)相對(duì)傳統(tǒng)的熄焦工藝具有節(jié)能、環(huán)保和提高焦炭質(zhì)量等優(yōu)點(diǎn)，在國外得到了廣泛的應(yīng)用，各大鋼廠都非常重視對(duì)干熄焦技術(shù)的研究。隨著干熄焦技術(shù)的不斷發(fā)展，傳統(tǒng)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?fàn)t為研究對(duì)象，建立了干熄焦?fàn)t的三維幾何模型，采用多孔介質(zhì)理論建立了干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱的數(shù)學(xué)模型?；贔LUENT軟件中的多孔介質(zhì)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?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱情況，為干熄焦?fàn)t提供設(shè)計(jì)提供依據(jù)。在此模型基礎(chǔ)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(fēng)溫和入口風(fēng)速對(duì)干熄焦生產(chǎn)工藝的影響。研究發(fā)現(xiàn)，氣體從底部進(jìn)入干熄焦?fàn)t后在斜道和環(huán)形氣體發(fā)生了偏流，越靠近氣體出口，氣體流速越大；氣體壓降主要發(fā)生在冷卻室，氣壓在斜道和環(huán)形氣道達(dá)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(qū)域更充分。氣體入口風(fēng)溫對(duì)干熄焦生產(chǎn)工藝影響不大，氣體出口和焦炭出口溫度隨氣體入口風(fēng)速的增大顯著降低。關(guān)鍵詞： 干熄焦； 多孔介質(zhì)； FLUENT； 數(shù)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(shù) PAGEREF _Toc11829 11.2 干熄焦工藝流程 PAGEREF _Toc5735 11.3 干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱的研究現(xiàn)狀 PAGEREF _Toc14882 31.3.1 前聯(lián)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(fā) PAGEREF _Toc25576 63 干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱的數(shù)學(xué)模型 PAGEREF _Toc24393 103.1 幾何模型 PAGEREF _Toc27869 103.2 基本假設(shè) PAGEREF _Toc15467 1

11、03.3 數(shù)學(xué)模型 PAGEREF _Toc16018 113.4 邊界條件 PAGEREF _Toc6300 124 模擬結(jié)果與分析 PAGEREF _Toc4141 134.1 結(jié)果分析 PAGEREF _Toc25309 134.1.1 干熄焦?fàn)t速度場(chǎng)分析 PAGEREF _Toc8027 134.1.2 干熄焦?fàn)t溫度場(chǎng)分析 PAGEREF _Toc27171 144.1.3 干熄焦?fàn)t壓力場(chǎng)分析 PAGEREF _Toc28465 154.2 不同工藝參數(shù)對(duì)干熄焦生產(chǎn)的影響 PAGEREF _Toc15689 154.2.1 氣體入口溫度對(duì)干熄焦生產(chǎn)的影響 PAGEREF _Toc212

12、27 154.2.2 氣體入口速度對(duì)干熄焦生產(chǎn)的影響 PAGEREF _Toc2871 175 結(jié)論 PAGEREF _Toc19434 19參考文獻(xiàn) PAGEREF _Toc3456 20致 PAGEREF _Toc15455 221 緒論1.1 干熄焦技術(shù)干法熄焦簡(jiǎn)稱“干熄焦”，是相對(duì)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?fàn)t與高溫的焦炭換熱從而使紅焦冷卻。紅焦被冷卻后從焦?fàn)t底部排出，吸收紅焦熱量的惰性氣體進(jìn)過一次除塵后將熱量傳給干熄鍋爐，產(chǎn)生高壓水蒸汽，被冷卻的惰性氣體再經(jīng)過二次除塵，由鼓風(fēng)機(jī)送入干熄焦?fàn)t循環(huán)使用。在干熄鍋爐產(chǎn)生的高壓水蒸汽可用于發(fā)電或供暖。干法

13、熄焦相對(duì)于濕法熄焦具有三大優(yōu)點(diǎn)1： （1）吸收紅焦80%熱量，節(jié)約能源。 傳統(tǒng)的濕熄焦采用噴水降溫，紅焦的熱量浪費(fèi)費(fèi)很大。而干熄焦避免了這個(gè)缺點(diǎn)，它能吸收紅焦80%左右的熱量使之產(chǎn)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(zhì)量。 焦炭在干熄爐的預(yù)存室停留過程中相當(dāng)于進(jìn)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(qiáng)度高。（3）改善環(huán)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(zhì)。濕法熄焦產(chǎn)生的蒸汽與殘留在焦的酚，氰，硫化物等腐蝕性介質(zhì)，侵蝕周圍建筑物，并能擴(kuò)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(shè)施, 幾乎不產(chǎn)生環(huán)境污染。由于本身的先進(jìn)性，干熄焦技術(shù)已經(jīng)在同行業(yè)中占據(jù)主導(dǎo)地位。自20世紀(jì)80年代以來，干熄焦設(shè)備的高效化和大型化成為了必然的發(fā)展趨勢(shì)。建設(shè)大型生產(chǎn)設(shè)備具有降低運(yùn)營成本、便于自動(dòng)化管理和生產(chǎn)率高等優(yōu)點(diǎn)，而掌握干熄焦固-氣流動(dòng)與傳熱規(guī)律是實(shí)現(xiàn)大型化的關(guān)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(jī)、電機(jī)車與焦罐臺(tái)車、焦罐、一次除塵器、二次除塵器、干熄焦鍋爐單元、循環(huán)風(fēng)機(jī)、除塵地面站、水處理單位、自動(dòng)控制部分、發(fā)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(huán)流程、汽水循環(huán)流程和除塵系統(tǒng)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(jīng)過攔焦車導(dǎo)焦柵后，由焦罐車上的旋轉(zhuǎn)焦罐接受，在電機(jī)車牽引下引至提升塔底部，再由提升機(jī)將焦罐提升到提升塔頂部，然后平移到干熄焦?fàn)t的頂部，澆灌底部自動(dòng)打開，開始裝焦。紅焦進(jìn)入干熄爐后先在預(yù)存室停滯，隨著干熄爐底部排焦的進(jìn)行，焦炭下降到冷卻室，在冷卻室中與惰性循環(huán)氣體進(jìn)行熱交換。焦炭被冷卻到200以下就會(huì)經(jīng)干熄焦?fàn)t底部的平板閘門、電磁振動(dòng)給料器、旋轉(zhuǎn)密封閥、雙岔溜槽排出，并由專用皮帶輸送機(jī)運(yùn)走。 （2）惰性氣體循環(huán)流程 循環(huán)氣體通過循環(huán)風(fēng)機(jī)送入，經(jīng)

16、熱管換熱器對(duì)其再冷卻，130左右的低溫惰性氣體從底部進(jìn)入干熄焦?fàn)t，經(jīng)周邊風(fēng)道和中央風(fēng)帽進(jìn)入冷卻室與焦炭進(jìn)行熱交換，升溫至800左右，再經(jīng)過斜道、環(huán)形氣道從氣體出口排出干熄爐。升溫后的惰性氣體經(jīng)過一次除塵器，分離氣體中帶有的粗顆粒焦粉，然后進(jìn)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(jìn)入二次除塵器進(jìn)一步分離其中的細(xì)顆粒焦粉，最后返回循環(huán)風(fēng)機(jī)，如此循環(huán)使用。 （3）汽水循環(huán)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(huán)氣體進(jìn)行熱交換，吸收高溫氣體的熱量；吸熱后的鍋爐用水經(jīng)過循環(huán)水泵重新進(jìn)入鍋爐，依次經(jīng)過兩個(gè)蒸發(fā)器，然后再一次在鍋筒處與高溫氣體進(jìn)行熱交換，產(chǎn)生蒸汽；

17、產(chǎn)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(fā)電站，將熱量轉(zhuǎn)化為電能以供使用。而降低了壓力和溫度的蒸汽又會(huì)被送到蒸汽管道中以便循環(huán)使用。 （4）除塵系統(tǒng)流程循環(huán)氣體與焦炭顆粒逆向流動(dòng)過程中會(huì)夾雜著焦粉顆粒，需要采用除塵裝置來凈化循環(huán)氣體。惰性氣體在一次循環(huán)過程中要經(jīng)歷兩次除塵。第一次除塵過程采用重力除塵，經(jīng)一次除塵器分離出的粗顆粒焦粉進(jìn)入一次除塵器底部的水冷套管冷卻，焦粉達(dá)到上限后由底部排至刮板機(jī)。第二次除塵過程采用多管旋風(fēng)式除塵，二次除塵分離出的細(xì)顆粒焦粉傳至灰斗，當(dāng)焦粉料位達(dá)到上限時(shí)，灰斗出口排灰閥向刮板機(jī)排出焦粉。焦粉料位達(dá)到下限時(shí)，為以防止從負(fù)壓排灰口吸

18、入空氣，造成氣體循環(huán)系統(tǒng)壓力失衡，應(yīng)與時(shí)停止排除焦粉。經(jīng)一次除塵器和二次除塵器排到刮板機(jī)的焦粉會(huì)送至焦粉倉集中，進(jìn)行再利用。1.3 干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱的研究現(xiàn)狀1.3.1 前聯(lián)的研究早期的干熄爐設(shè)計(jì)，一般都采用實(shí)驗(yàn)中確定的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式來計(jì)算氣體壓降和熄焦時(shí)間，從而確定干熄爐的尺寸，以前聯(lián)所做的工作最具代表性。前聯(lián)國立焦化采用布魯克-蓋魯曼公式或雅瓦良柯公式2計(jì)算干熄爐的流體阻力，得到的計(jì)算值和實(shí)際測(cè)量值非常接近。干熄爐設(shè)計(jì)中的一個(gè)主要任務(wù)就是確定熄焦時(shí)間。當(dāng)時(shí)確定熄焦時(shí)間已經(jīng)有了很多經(jīng)驗(yàn)方法，但是不同方法確定的熄焦時(shí)間在數(shù)值上有很大差異。前聯(lián)的研究人員把干熄爐看成一個(gè)整體，用總體熱平衡來計(jì)

19、算壓降和熄焦時(shí)間，并建立了計(jì)算熄焦時(shí)間的方程式。Grishchenko4等假定干熄爐氣體流動(dòng)和焦炭下降運(yùn)動(dòng)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(shù)學(xué)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?fàn)t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(lián)引進(jìn)干熄焦技術(shù)后，新日鐵株式會(huì)社、日本鋼管株式會(huì)社等在于熄焦裝置大型化過程中對(duì)干熄爐氣體的流動(dòng)和傳熱做了大量的基礎(chǔ)研究工作。Sugano5, 6等在研究干熄爐流動(dòng)與傳熱時(shí)，假定爐氣體流動(dòng)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(shí)際干熄爐中焦炭形狀不規(guī)則和粒度分布的情況相距較遠(yuǎn)，因此誤差較大。日鐵株式會(huì)社的Yuto7, 8等分析了大量工業(yè)試驗(yàn)裝置的運(yùn)行數(shù)據(jù)后，發(fā)現(xiàn)干熄爐焦炭之所以出現(xiàn)冷卻不均勻，主要是因?yàn)榻固苛６确植疾痪鶆?，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(jìn)行了粒度分布的實(shí)驗(yàn)研究，實(shí)驗(yàn)中借鑒了高爐的成功經(jīng)驗(yàn)，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(chǎn)能力的條件下，如何能夠減少投資和節(jié)省運(yùn)營成本是干熄焦裝置實(shí)現(xiàn)大型化面臨的另一個(gè)重大問題，也即氣焦比和冷卻段尺寸設(shè)計(jì)的

21、優(yōu)化問題。由于采用傳統(tǒng)的經(jīng)驗(yàn)公式和一維的傳熱模型根本無法評(píng)價(jià)粒度偏析對(duì)熄焦過程的影響，無法進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。因此Katalka9等利用多孔介質(zhì)理論，又建立了干熄爐流動(dòng)和傳熱的二維模型，并成功地應(yīng)用到干熄爐的大型化設(shè)計(jì)中。但是該模型假定焦炭為球體，與實(shí)際中干熄爐焦炭形狀不規(guī)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(jìn)干熄焦技術(shù)，已經(jīng)發(fā)展了三十年，特別是在近些年國外干熄焦技術(shù)競(jìng)爭(zhēng)愈發(fā)激烈的情況下，各大鋼廠加大了對(duì)干熄焦技術(shù)的研究，逐步建立了一整套干熄焦的基礎(chǔ)理論?？讓帯刂?0等在研究干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱規(guī)律時(shí)，建立了一維數(shù)學(xué)模型進(jìn)行仿真計(jì)算，最終得到了最佳的氣料比，這對(duì)干熄

22、焦技術(shù)優(yōu)化具有重要的指導(dǎo)意義。妍卉11等通過模擬干熄焦?fàn)t的傳熱實(shí)驗(yàn)，得到了循環(huán)氣體與焦炭之間的平均換熱系數(shù)和局部換熱系數(shù)，為干熄焦技術(shù)的研究提供了重要的理論依據(jù)。華飛，欣欣12等在研究干熄爐固-氣流體流動(dòng)與傳熱情況時(shí)，基于多孔介質(zhì)理論, 采用非達(dá)西流和非局域熱平衡方法, 建立了二維數(shù)學(xué)模型, 并采用基于非正交同位網(wǎng)格的SMPLE方法求解對(duì)流擴(kuò)散方程。通過數(shù)值模擬計(jì)算, 得到了干熄爐氣體流場(chǎng)、壓力場(chǎng)以與惰性氣體和焦炭的溫度場(chǎng)分布規(guī)律。麗珠13等利用FLUENT對(duì)干熄焦?fàn)t的流動(dòng)與傳熱情況進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了循環(huán)氣體在環(huán)形氣道的速度分布不均，循環(huán)氣體循環(huán)風(fēng)量對(duì)干熄焦?fàn)t壓力影響不大等結(jié)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(shù)具有節(jié)能環(huán)保、提高焦炭質(zhì)量等優(yōu)點(diǎn)，在國外都有非常廣泛的應(yīng)用。我國的干熄焦技術(shù)起步比較晚，雖然近些年有了很大的進(jìn)步，但是與日本、德國等擁有先進(jìn)的干熄焦技術(shù)國家還有一定的差距，因此加大對(duì)干熄焦技術(shù)的研究對(duì)我國鋼鐵事業(yè)的發(fā)展有重大的意義。 干熄焦斜道區(qū)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，爐工作條件變化大，焦炭和循環(huán)氣體的沖刷、斜道區(qū)存在的較大溫差產(chǎn)生的熱應(yīng)力、有害物質(zhì)的化學(xué)侵蝕等諸多因素都影響著干熄焦?fàn)t耐火材料的使用壽命。而現(xiàn)實(shí)中進(jìn)行換熱實(shí)驗(yàn)研究成本較高，對(duì)干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)和換熱的進(jìn)行仿真模擬，可以降低實(shí)驗(yàn)成本。同時(shí)，對(duì)干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)和換熱的仿真模擬的研究，已經(jīng)體現(xiàn)

24、出了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性和可行性。因此，數(shù)值模擬作為一種新的研究方法必將得到進(jìn)一步的發(fā)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(duì)象，建立干熄焦?fàn)t循環(huán)氣體和焦炭顆粒間流動(dòng)和傳熱的物理數(shù)學(xué)模型，利用前處理軟件ICEM對(duì)干熄爐模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分?；贔LUENT中的多孔介質(zhì)模型模擬干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)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(huán)氣體和焦炭換熱情況。 根據(jù)模擬結(jié)果，分析氣體和焦炭在干熄焦?fàn)t的壓力場(chǎng)、速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布規(guī)律，為干熄焦?fàn)t的設(shè)計(jì)提供依據(jù)。在此基礎(chǔ)上，通過調(diào)節(jié)氣體入口速度和入口風(fēng)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(shù)對(duì)固-氣流動(dòng)和傳熱的影響，得到最佳工作參數(shù)，優(yōu)化生產(chǎn)工藝。2 研究方法-CFD2.1 FLUENT軟件介紹Computational Fluid Dynamics，即計(jì)算流體動(dòng)力學(xué), 簡(jiǎn)稱CFD。CFD是近代流體力學(xué)，數(shù)值數(shù)學(xué)和計(jì)算機(jī)科學(xué)結(jié)合的產(chǎn)物，是一門具有強(qiáng)大生命力的邊緣科學(xué)。它以電子計(jì)算機(jī)為工具，應(yīng)用各種離散化的數(shù)學(xué)方法，對(duì)流體力學(xué)的各類問題進(jìn)行數(shù)值實(shí)驗(yàn)、計(jì)算機(jī)模擬和分析研究，以解決各種實(shí)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(fù)雜流動(dòng)。由于采用了多種求解方法和多重網(wǎng)絡(luò)加速收斂技術(shù)，F(xiàn)LUENT能達(dá)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(jù)實(shí)際情況抽象并建立物理模型，然后選擇求解模型，設(shè)置邊界條件和初始條件，設(shè)置迭代和控制參數(shù)并進(jìn)行計(jì)算，最后進(jìn)行后處理和分析，或者根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果重新調(diào)整參數(shù)進(jìn)行計(jì)算直至得到可接受的結(jié)果。干熄焦?fàn)t的焦炭有形狀大小不一、空隙數(shù)量巨大和孔徑較小的特點(diǎn)，因此，循環(huán)氣體與焦炭之間的流動(dòng)和換熱可以看作是循環(huán)氣體在焦炭顆粒組成的多孔介質(zhì)間的流動(dòng)和換熱。FLUENT軟件中的多孔介質(zhì)模型能較準(zhǔn)確地模擬干熄焦固-氣流動(dòng)與傳熱的規(guī)律。2.2 FLUENT軟件的二次開發(fā) FLUENT軟件的多孔介質(zhì)模型采用的單能量方程，而干熄焦?fàn)t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?jī)烧唛g的換熱，因此需要借助UDS和UDF對(duì)FLUENT軟件進(jìn)行二次開發(fā)。首先，通過UDS分別定義焦炭和循環(huán)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(xiàng)、對(duì)流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)，然后導(dǎo)入FLUENT軟件中進(jìn)行編譯，將多孔介質(zhì)中的單能量方程開發(fā)成雙能量方程。UDS中的DEFINE_DIFFUSIVITY宏函數(shù)可以定義焦炭和惰性氣體能量方程中的擴(kuò)散系數(shù)。具體程序代碼如下所示，其中solid_diffusivity表示焦炭的擴(kuò)散系數(shù)，solid_diffusivity表示氣體的擴(kuò)散系數(shù)。 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(dǎo)熱系數(shù)/ real cs=960 ; /焦炭比熱/ real diff_solid; diff_solid=(1-phi)*ks; /根據(jù)公式求出擴(kuò)散系數(shù)/ return diff_solid; /返回?cái)U(kuò)散系數(shù)/ 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(dǎo)熱系數(shù)/ real cf=1040.67 ; /惰性氣體比熱/ real

29、diff_fluid; diff_solid=(1-phi)*ks; /根據(jù)公式求出擴(kuò)散系數(shù)/ return diff_solid; /返回?cái)U(kuò)散系數(shù)/UDS中的宏函數(shù)DEFINE_UDS_FLUX可以定義焦炭和氣體能量方程中的對(duì)流項(xiàng)。具體程序代碼如下所示，其中solid_flux表示焦炭對(duì)流項(xiàng)，fluid_flux表示氣體對(duì)流項(xiàng)。 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(shù)可以定義焦炭和惰性氣體能量方程中的源項(xiàng)。具體程序代碼如下所示，其中solid_soure表示焦炭的源項(xiàng)，gas_source表示氣體的源項(xiàng)。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?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱的數(shù)學(xué)模型3.1 HYPERLINK l _Toc29951 幾何模型干熄焦?fàn)t模型主要由爐頂、預(yù)存室、斜道、冷卻室和環(huán)形氣道幾部分組成。如圖3.1為干熄焦?fàn)t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(dòng)和熱交換，因此可以忽略氣體入口處復(fù)雜的中心風(fēng)冒區(qū)。高溫的紅焦從爐頂進(jìn)入干熄焦?fàn)t，先在預(yù)存室

38、滯留，然后進(jìn)入冷卻室與低溫的循環(huán)氣體進(jìn)行熱交換，最后從爐底排出；低溫的循環(huán)氣體從底部進(jìn)入干熄爐在冷卻室吸收焦炭熱量后從斜道、環(huán)形氣道排出。 （a）爐殼 （b）爐膛流體域 圖3.1 干熄焦?fàn)t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(yù)存室直徑為7940mm，預(yù)存室高度為7390mm，斜道高度為2704mm，環(huán)形氣道高度為4341mm。3.2 基本假設(shè) 由于干熄焦?fàn)t焦炭孔隙數(shù)量巨多,孔徑較小，形狀大小不一，實(shí)際中冷卻氣體在焦炭間的流動(dòng)和傳熱非常復(fù)雜，為了能進(jìn)行準(zhǔn)確的數(shù)學(xué)描述和數(shù)值計(jì)算，需要對(duì)其進(jìn)行平均化和統(tǒng)計(jì)化處理。把焦炭看作多孔介質(zhì)，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(zhì)。因此，需要做以下假設(shè)： （1）焦?fàn)t的焦炭為各向同性的多孔介質(zhì)，不考慮焦炭本身的多孔性與高溫變形； （2）焦?fàn)t焦炭的粒徑是均勻分布的； （3）焦炭顆粒外溫度一致，即單個(gè)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(dǎo)熱和對(duì)流傳熱； （5）焦炭和惰性氣體換熱不發(fā)生任何化學(xué)反應(yīng)。3.3 HYPERLINK l _Toc29951 數(shù)學(xué)模型干熄焦?fàn)t高溫的紅焦從上往下運(yùn)動(dòng)、低溫氣體從下往上運(yùn)動(dòng)，兩者反方向運(yùn)動(dòng)完成熱交換。這個(gè)換熱過程可以看成氣體在焦炭顆粒組成的移動(dòng)的多孔介質(zhì)中進(jìn)行強(qiáng)迫對(duì)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(xù)介質(zhì)，因此，氣體和焦炭的連續(xù)性方程采用標(biāo)準(zhǔn)的連續(xù)性方程。根據(jù)Darcy-Brinkman-Forchheimer14的理論，得到干熄焦?fàn)t循環(huán)氣體流動(dòng)和循環(huán)氣體與焦炭換熱的控制方程。氣體的連續(xù)方程： （3.1）焦炭的連續(xù)方程： （3.2） 氣體的標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)量方程： （3.3） 考慮慣性損失和粘性阻力，需要在標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)量方程上添加一個(gè)源項(xiàng)，源項(xiàng)的表述式為15: （3.4） 根據(jù)Ergun方程16，計(jì)算出多孔介質(zhì)的黏性阻力系數(shù)(1/)和部阻力系數(shù)(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(duì)流換熱系數(shù)hv采用

41、Kitaev公式2計(jì)算，其表達(dá)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(dòng)量源項(xiàng)，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(dāng)量直徑，m；Cs為焦炭比熱，J/（kgK）；為焦炭導(dǎo)熱系數(shù)，W/（mK）；Cf為惰性氣體比熱，J/（kgK）；為惰性氣體導(dǎo)熱系數(shù)，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(shè)為速度入口，速度大小由每次的裝焦量和裝焦周期計(jì)算得到，在焦炭自定義

42、項(xiàng)User Scalar1中選擇Specified Value，設(shè)置焦炭入口溫度為1273K。氣體入口選擇速度入口邊界，具體數(shù)值可根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)工藝中入口循環(huán)風(fēng)量推算，本文研究對(duì)象定義速度大小為0.9m/s，在氣體自定義項(xiàng)User Scalar0中選擇Specified Value，設(shè)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(jì)算域中對(duì)應(yīng)模型的壁面設(shè)置為壁面邊界wall。4 模擬結(jié)果與分析 在干熄焦生產(chǎn)過程中，低溫冷卻氣體和高溫紅焦進(jìn)行熱交換。當(dāng)紅焦溫度冷卻到520K以下時(shí)，熄焦從干熄爐底部連續(xù)地排出，高溫紅焦周期性地從爐頂加入供給。循環(huán)氣體達(dá)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(jīng)過兩次除塵進(jìn)入干熄爐循環(huán)使用。在這個(gè)連續(xù)生產(chǎn)的過程中，循環(huán)氣體和焦炭的換熱可以看作一個(gè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程，可以進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算。本文以某鋼廠140t/h的干熄焦?fàn)t為研究對(duì)象，它的具體工藝參數(shù)如表4.1所示。表4.1 干熄焦?fàn)t的主要工藝參數(shù)循環(huán)風(fēng)量（m3/h）進(jìn)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(jié)果分析 HYPERLINK l _Toc326228451 4.1.1 干熄焦?fàn)t速度場(chǎng)分析如圖4.1所示為干熄焦?fàn)t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(jù)圖4.1（a）分析知，氣體從干熄焦?fàn)t底部進(jìn)入冷卻室后，絕大多數(shù)氣體在靠近斜道時(shí)速度方向發(fā)生了改變，通過斜道轉(zhuǎn)向環(huán)形氣道最終流出，只有少數(shù)氣體未發(fā)生偏流，流入預(yù)存室。同時(shí)，氣體在冷卻室的速度基本不變，進(jìn)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(dá)到最大流速。由于循環(huán)氣體在流動(dòng)過程中會(huì)夾帶著焦粉，氣體流速越大，焦粉對(duì)斜道中牛腿的沖刷越嚴(yán)重，因此，斜道中靠近出口的牛腿比遠(yuǎn)離出口的牛腿更容易損壞，這與實(shí)際情況相符，同時(shí)為干熄焦?fàn)t的設(shè)計(jì)、建造和維修提供了依據(jù)。根據(jù)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(jìn)入斜道和環(huán)形氣道后速度

45、明顯加快。由于干熄焦斜道設(shè)置在焦?fàn)t周邊，氣體必須先向周邊運(yùn)動(dòng)，通過斜道進(jìn)入環(huán)形氣道流出，從而使得周邊的氣體速度加快；同時(shí)，斜道進(jìn)口處面積較小且氣體出口處壓力低，因此氣體在斜道和環(huán)形氣道流動(dòng)時(shí)速度明顯加快且發(fā)生偏流現(xiàn)象，越靠近氣體出口速度越大。氣體在預(yù)存室不發(fā)生流動(dòng)，速度幾乎為零。 HYPERLINK l _Toc326228451 4.1.2 干熄焦?fàn)t溫度場(chǎng)分析如圖4.2所示為干熄焦?fàn)t截面z=0處冷卻氣體和焦炭溫度場(chǎng)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(dá)到平衡。在預(yù)存室惰性氣體和焦炭溫度幾乎相等，這是由于氣體在預(yù)存室?guī)缀醪涣鲃?dòng)，與焦炭的熱交換達(dá)到了平衡狀態(tài)。結(jié)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(huán)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(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值相符，也說明了該模擬結(jié)果的可靠性。 HYPERLINK l _Toc326228451 4.1.3 干熄焦?fàn)t壓力場(chǎng)分析 如圖4.3所示，為干熄焦?fàn)t壓力場(chǎng)分布云圖。由圖4.3可知，氣體壓力在靠近斜道時(shí)逐漸降低，在環(huán)形氣道和氣體出口處達(dá)到最低，這與氣體速度

47、分布模擬結(jié)果相一致。氣體在流動(dòng)過程中由于受到焦炭的阻礙使氣壓降低，在斜道和環(huán)形氣道氣體壓降大，有利于氣體順利流出。圖4.3干熄焦?fàn)t壓力場(chǎng)分布云圖4.2 不同工藝參數(shù)對(duì)干熄焦生產(chǎn)的影響為了達(dá)到干熄焦生產(chǎn)工藝要求，同時(shí)使換熱后的循環(huán)氣體能具有高品位熱量，要求低溫氣體和高溫焦炭進(jìn)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?fàn)t氣體和焦炭之間換熱的主要工藝參數(shù)是氣體入口速度和溫度。在已有的計(jì)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(duì)干熄焦?fàn)t熱交換過程的影響。 HYPERLINK l _Toc326228451 4.2.1

48、氣體入口溫度對(duì)干熄焦生產(chǎn)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(dá)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(fā)現(xiàn)入口風(fēng)溫對(duì)氣體出口溫度和焦炭出口溫度的影響，將表4.2中的數(shù)據(jù)繪制成如下圖4.4所示折線圖。入口風(fēng)溫對(duì)氣體出口溫度的影響（b）入口風(fēng)溫對(duì)焦炭出口溫度的影響圖4.4 氣體入口溫度對(duì)換熱的影響分析表4.2和圖4.4可知，隨著入口風(fēng)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(fēng)溫對(duì)氣體出口溫度和焦炭出口溫度的影響都很小，即入口風(fēng)溫對(duì)干熄焦生產(chǎn)的影響不大。需要注意的是當(dāng)氣體入口風(fēng)溫過大時(shí)，容易造成焦炭出口溫度過高，例如氣體入口溫度為410K時(shí)，焦炭出口溫度為525，未能達(dá)到工藝要求的520K以下。 HYPERLINK l _Toc326228451 4.2.2 氣體入口速度對(duì)干熄焦生產(chǎn)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(dá)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(fā)現(xiàn)入口風(fēng)速對(duì)氣體出口溫度和焦炭出口溫度的影響，將表4.3中的數(shù)據(jù)繪制成如下圖4.5所示折線圖。（a）入口風(fēng)速對(duì)氣體出口溫度的影響（b）入口風(fēng)速對(duì)焦炭出口溫度的影響圖4.5 氣體入口速度對(duì)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(jìn)口循環(huán)風(fēng)量增加，冷卻氣體和焦炭的熱交換更加劇烈，必然會(huì)使焦炭出口溫度下降，同時(shí)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(dāng)氣體入口速度過

51、小時(shí)，氣體冷卻能力不夠，易造成焦炭出口溫度過高，如當(dāng)入口風(fēng)速為0.7m/s 時(shí)，焦炭出口溫度為603K，高于520K，未能達(dá)到工藝要求。當(dāng)氣體入口速度過大時(shí)，單位氣體吸收的熱量不足，易造成氣體出口溫度過低，如當(dāng)入口風(fēng)速為1.0m/s時(shí)，氣體出口溫度為1072K，低于1083K，不能提供高品位的熱量。5 結(jié)論本文以某廠140t/h干熄焦?fàn)t為研究對(duì)象，建立了干熄焦?fàn)t的三維幾何模型與循環(huán)氣體和焦炭換熱的數(shù)學(xué)模型。利用FLUENT軟件中的多孔介質(zhì)模型對(duì)干熄焦?fàn)t固-氣流動(dòng)與傳熱進(jìn)行數(shù)值模擬，并利用UDS和UDF對(duì)FLUENT進(jìn)行二次開發(fā)，將多孔介質(zhì)的單能量方程改寫為雙能量方程。模擬并分析了干熄焦?fàn)t的速度

52、場(chǎng)、溫度場(chǎng)和壓力場(chǎng)；在此基礎(chǔ)上通過分別改變?nèi)肟陲L(fēng)溫和風(fēng)速，分析了不同工藝參數(shù)對(duì)干熄焦生產(chǎn)工藝的影響。得到了以下結(jié)論： （1）循環(huán)氣體在冷卻室流動(dòng)時(shí)速度比較均勻、穩(wěn)定，進(jìn)入斜道后氣體流速明顯增快，進(jìn)入環(huán)形氣道時(shí)發(fā)生了偏流；越靠近氣體出口氣體流速越大，在出口處達(dá)到最大值。斜道中靠近出口的牛腿比遠(yuǎn)離出口的牛腿更容易損壞，這是干熄焦?fàn)t設(shè)計(jì)的重要依據(jù)。 （2）焦炭和循環(huán)氣體熱交換達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后，在干熄焦?fàn)t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(huán)氣體壓降主要發(fā)生在冷卻室，氣體壓力在斜道和環(huán)形氣道達(dá)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(fēng)溫對(duì)干熄焦生產(chǎn)的影響不大。氣體入口溫度不宜過高，否則會(huì)造成焦炭出口溫度過高，未達(dá)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(huì)造成熄焦不足，焦炭出口溫度未達(dá)到工藝要求；也不宜過高，會(huì)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(fēng)溫，改變氣體入口速度，也即改變?nèi)肟谘h(huán)風(fēng)量更容易調(diào)整干熄焦生產(chǎn)效果，且這種方法經(jīng)濟(jì)環(huán)保，這為現(xiàn)場(chǎng)工藝調(diào)整提供了重要依據(jù)。 （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(duì)換熱的影響，為了提高數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，要解決這三個(gè)方面的問題，還需要進(jìn)一步的研究。參考文獻(xiàn)昌華, 房克朋. 干熄焦運(yùn)行情況評(píng)價(jià)與展望J. 煤炭科學(xué)與技術(shù), 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(yè), 1981, 4, 122-130.妍卉, 欣欣, 吳懋林. 干熄爐焦炭床層換熱的實(shí)驗(yàn)和理論研究J. 化工進(jìn)展, 2006, (25): 262-266.