在当前节能减排的大背景下，将烧结矿冷却过程中产生的大量余热进行回收利用成为一个研究热点^{[1, 2]}.烧结矿是由铁矿粉、焦粉及一些添加剂均匀布置在烧结机台车料床上经高温烧结而成.在烧结机尾部，高温烧结矿落入环冷机台车料床，与来自台车底部篦板的冷却空气进行热交换，在冷却烧结矿的同时产生了大量热烟气^{[3, 4]}.这些热烟气从环冷机台车顶部出口排出，并通过在台车顶部设置的一个或多个集热罩进行收集，然后送入余热回收装置加以利用^{[5, 6, 7]}.由此可以看到，集热罩在环冷机余热回收利用的过程中扮演了极为关键的角色，其结构与性能的优劣直接影响了烧结矿余热利用的效率.本文借助数值模拟和试验相结合的方法建立了集热罩内热烟气平均温度与其多种影响因素(如孔隙率、入口速率及温度等)间的函数关系式，并利用该函数关系式对传统集热罩布置方式进行了分析，提出了集热罩恒温布置原理及其控制策略，以此优化集热罩的结构及性能，实现提高烧结矿余热利用率的目标.

本模型以环冷机单个台车装料区域建模，其最大尺寸分别为长3.5 m、宽3.5 m、高1.6 m.采用结构化网格(尺寸75 mm)与局部加密(5 mm)相结合的方式对每个台车的装料区域进行网格划分.

由于环冷机内物理过程较为复杂，由流场及温度场相互耦合构成，再加上烧结矿形状及布置形式复杂，想要准确模拟该过程，需要采用高精度数值模型^{[7, 8]}，并结合统计平均的方法进行处理.

采用多孔介质模型中的固相和气相来模拟烧结矿层及冷却空气^{[2, 9]}，利用Ergun半经验公式计算其黏性阻力系数(1/α)与惯性阻力系数(C₂)^{[10, 11]}.

换热模型采用局部非热力学平衡双能量方程模型^[12]，对气固两相分别建立能量方程.

固相：

气相：

本文采用改进的RNG k-ε 湍流模型^[13]模拟环冷机内的流场分布.在可压缩性湍流中，其控制方程为

式(7)和式(8)中，D/Dt=∂/∂t+u·▽，其中k为湍动能；ε为湍动能耗散率；u代表平均速度矢量； P为湍动能生成项;P_dif为湍流扩散项.

模型边界包括：台车底部入口、台车壁板面、台车顶部出口.台车底部入口采用定流速边界，指定入口风速.台车壁板面，采用第二类热边界条件，其值等于实验测定值.台车顶部出口采用定压力出口边界，其值大约为 0 Pa.

如图 1所示，利用曲线拟合方式将环冷机正常生产情况下的烧结矿温度随时间变化的仿真结果与现场实验数据进行对比.

图 1(Figure 1)

Fig. 1

图 1 仿真结果与现场实验数据的对比 Fig. 1 Comparison between simulation results and field test data

从图中可以看出，仿真结果与现场测试结果吻合较好，证明了仿真模型的合理性.

利用上述建立的仿真模型对烧结矿料层孔隙率、颗粒粒径、烧结矿初始温度、料层高度、冷却空气入口温度、冷却空气入口风速等影响因素分别进行分析，并将结果进行幂函数曲线拟合.本文以环冷机正常生产时工况为标准工况，其工况参数烧结矿孔隙率φ、烧结矿颗粒粒径D_p、烧结矿初始温度T_s、料层高度h、冷却空气入口风速v、冷却空气入口温度T_f分别设置为0.4,35 mm,923 K,1.5 m,7 m/s,404 K.集热罩的长度L为52 m.

图 2为烧结矿料层孔隙率φ和颗粒粒径D_p对集热罩内热烟气平均温度T_a的影响曲线.从图中可以看出，在烧结矿料层孔隙率由0.3变化到0.5过程中，集热罩内热烟气平均温度逐渐降低，其幂函数的指数为1.166 91.产生这种现象的原因为，随着烧结矿料层孔隙率的增大，冷却空气与烧结矿之间的换热面积和换热强度降低，所以单位体积冷却空气带走的热量减少.同时，集热罩内热烟气平均温度随着烧结矿层颗粒粒径由 0.03 m增大到0.05 m而逐渐降低，其幂函数的指数为2.277 41，其原因为，随着颗粒粒径的增大，冷却空气与烧结矿换热面积减小，所以单位体积冷却空气带走的热量减少.

图 2(Figure 2)

Fig. 2

图 2 孔隙率和颗粒粒径对集热罩内热烟气平均温度影响曲线 Fig. 2 Average temperature of air in collecting hood as functions of bed voidage and particle size

图 3为烧结矿初始温度T_s和料层高度h对集热罩内热烟气平均温度影响曲线.从图中可以看出，在烧结矿初始温由823 K变化到1 023 K过程中，集热罩内热烟气平均温度逐渐升高，其幂函数的指数为0.583 44，其原因为，烧结矿初始温度的升高，冷却空气与烧结矿间温度差加大，换热活动增强，所以单位体积空气带走的热量增加.同样烧结矿料层高度由1 400 mm升高到1 600 mm过程中，集热罩内热烟气平均温度逐渐升高，其幂函数的指数为0.344 11，产生如此现象的原因为，随着料层高度的增加，烧结矿料层的热量和换热时间增加，所以单位体积冷却空气带走的热量增加.

图 3(Figure 3)

Fig. 3

图 3 烧结矿层料层高度和初始温度对集热罩内热烟气平均温度影响曲线 Fig. 3 Average temperature of air in collecting hood as functions of sinter bed thickness and temperature

图 4为冷却空气入口温度Tf和入口风速v对集热罩内热烟气平均温度影响曲线.

图 4(Figure 4)

Fig. 4

图 4 冷却空气入口温度和入口风速对集热罩内热烟气平均温度影响曲线 Fig. 4 Average temperature of air in collecting hood as functions of inlet gas temperature and velocity

从图中可以看出，随着冷却空气入口温度由344 K升高到424 K，集热罩内热烟气平均温度逐渐升高，其幂函数的指数为0.404 19.产生这种现象的原因为，随着冷却空气入口温度升高，自身热量增加，导致热烟气温度升高.但集热罩内热烟气平均温度随着冷却空气入口速度由5.5 m/s增加到7.5 m/s而逐渐降低，其幂函数的指数为-0.364 87.原因为，随着冷却空气入口速度的增加，换热时间逐渐减小，所以单位体积冷却空气带走的热量逐渐减小.

根据前述拟合结果，得到了集热罩内热烟气平均温度相对于各个影响因素的幂函数关系式.根据上述结果，集热罩内热烟气平均温度与所有影响因素的函数关系可表示为

表 1

Table 1

表 1(Table 1)

表 1 环冷机正常工作的7种工况Table 1 Seven operating conditions in actual production of circular cooler 工况 φ Dp×10 3/m h/m v/(m·s -1) Tf/K Ts/K 1 0.45 35 1.40 384 7 973 2 0.40 40 1.50 364 6 923 3 0.40 45 1.50 344 6 973 4 0.45 35 1.50 344 7 1 023 5 0.40 40 1.45 364 5.5 973 6 0.45 45 1.45 384 7 823 7 0.45 40 1.55 344 6 823

表 1 环冷机正常工作的7种工况Table 1 Seven operating conditions in actual production of circular cooler

利用上述建立的仿真模型对7种工况分别进行仿真实验.7种工况条件下集热罩内热烟气的平均温度结果如表 2所示.将7种工况下各个影响因素值与热烟气平均温度值分别代入式(9)，解线性方程组，求出a,b,c,d,e,f,g分别为64.714,44 296,16.221,140.41,126.14,1 471.6,-4 189.6，则式(9)为

表 2

Table 2

表 2(Table 2)

表 2 集热罩内热烟气平均温度Table 2 Average hood air temperature 工况 1 2 3 4 5 6 7 Ta/K 574.95 604.82 610.09 581.62 636.57 528.51 540.56

表 2 集热罩内热烟气平均温度Table 2 Average hood air temperature

式(10)为集热罩内热烟气平均温度与各个影响因素的函数表达式.

表 3列出集热罩内热烟气平均温度现场测试数据与函数关系式计算结果，将其对比可知测试数据与函数关系式计算结果的误差均小于8%，故可以证明此函数关系式为合理可靠的.

表 3

Table 3

表 3(Table 3)

表 3 集热罩内热烟气平均温度的测试数据与函数关系式计算结果Table 3 The test data and calculated results of average temperature of air in collecting hood 测试 φ Dp×10 3/m h/m v/(m·s -1) Tf /K Ts/K Ta/K 测试结果 函数式计算结果 1 0.4 35 1.5 7.1 410 913 609.3 613.60 2 0.4 33 1.5 6.9 403 923 637.1 614.02 3 0.4 35 1.5 7.3 407 920 620.5 605.95

表 3 集热罩内热烟气平均温度的测试数据与函数关系式计算结果Table 3 The test data and calculated results of average temperature of air in collecting hood

环冷机余热利用是通过设置在环冷机台车顶部集热罩收集烧结矿冷却过程中产生的高温热烟气，并将收集的热烟气输送到余热利用系统.通常余热利用系统能够对一定温度区间的热烟气进行利用，即余热利用的热烟气的温度值应该是恒定在一个区间内.通过整理上述仿真实验结果并结合实际生产经验可知,集热罩内热烟气平均温度随集热罩的长度增加而逐渐降低.

烧结矿冷却过程中各个影响因素波动是持续的，并且是不可控的，也是不可避免的.如式(10)所示，集热罩内热烟气温度受到各个影响因素波动的影响，则集热罩内热烟气平均温度持续波动，而集热罩的长度L为定值，因此将会出现以下情形：①集热罩内热烟气平均温度降低并低于余热利用系统按需求设定的温度区间时，则热烟气不能被回收利用；②集热罩内热烟气平均温度上升并超过用户设定的温度区间时，温度过高的烟气对余热利用系统运行产生影响，导致大量本可以回收利用的热烟气没有被收集.

由以上分析可知，为提高余热利用系统的运行效率和烧结矿的余热回收率，应使集热罩内热烟气平均温度保持恒定.针对传统集热罩布置(见图 5)的不合理性，本文提出集热罩恒温布置方式，图 6为集热罩恒温布置示意图.集热罩恒温布置结构形式是在传统集热罩结构的基础上，将集热罩的长度设置为足够长，并且取消传统集热罩的末端(靠近环冷机尾部方向的固定式端部挡板)，设置移动式隔断挡板.随着移动式隔断挡板的前后移动，集热罩的长度随之增大或减小，从而在设备结构上实现了集热罩长度的可控可调性.集热罩的长度将根据集热罩内热烟气平均温度及其影响因素的取值情况和变化趋势进行调整,如此使集热罩内热烟气平均温度保持恒定，避免传统集热罩所产生的能量损失.集热罩长度的调整规则为：①当集热罩内的热烟气平均温度低于设定温度区间并且影响因素变化趋势使热烟气平均温度降低或不变时，集热罩长度减小，以提高集热罩内的热烟气平均温度，达到设定的温度区间；②集热罩内的热烟气平均温度低于设定温度区间并且影响因素变化趋势使热烟气平均温度升高时，则移动式隔断挡板保持不动，热烟气平均温度将由于影响因素的变化而达到设定的温度区间；③集热罩内的热烟气平均温度超过设定温度区间并且影响因素变化趋势使热烟气平均温度升高或不变时，集热罩长度增大，以使集热罩内的热烟气平均温度下降达到设定的温度区间，同时收集更多热烟气；④集热罩内的热烟气平均温度超过设定温度区间但影响因素变化趋势使热烟气平均温度降低时，移动式隔断挡板保持不动，其温度将由于影响因素的变化而降低达到设定的温度区间.以上4种集热罩恒温布置方式及控制策略能够较好地使集热罩热烟气平均温度保持恒定，从而实现提高烧结矿余热利用效率的目标.这一结论与文献^{[6, 7]}中提及的利用多集热罩、循环冷却以及控制冷却风量的方法来减少热烟气回收过程中的能量损失，从而提高烧结矿余热利用率的结果是一致的；不同的是，本文研究的集热罩恒温布置方式结构简单，控制原理大大简化，保证了余热回收系统运行的可靠性和平稳性.

图 5(Figure 5)

Fig. 5

图 5 传统环冷机集热罩组成 Fig. 5 Configuration of heat collecting hood on circular cooler of sinter

图 6(Figure 6)

Fig. 6

图 6 集热罩恒温布置构成 Fig. 6 Configuration of constant-temperature heat collecting hood on circular cooler of sinter

1)建立了环冷机内烧结矿冷却过程多维高精度数值仿真模型，并利用现场测试验证了其合理性和可靠性.

2)利用仿真实验和曲线拟合方法，建立集热罩内热烟气平均温度与各个影响因素之间的幂函数关系式.

3)利用待定系数和线性组合方法建立了集热罩内热烟气平均温度预测函数，将其计算结果与测试数据对比，其误差小于8%，证明是合理可靠的.

4)针对传统集热罩布置形式的不合理性，本文提出集热罩恒温布置方式，使集热罩内热烟气平均温度保持恒定，提高了烧结矿余热利用率.