2018, Vol. 39
COREX是奥钢联开发的一种用煤和球团矿(块矿)生产铁水的炼铁新工艺，以减少日益紧缺的炼焦煤消耗[1].COREX熔融还原装置主体分为两部分:上部的预还原竖炉和下部的熔融气化炉, 两者都为典型的气固逆流反应器, 还原反应在炉料下行和还原性煤气上行的过程中发生[2].中国宝钢于2007年11月建成投产了世界上第一座年产150万t铁水的COREX-3000熔融还原装置.宝钢引进COREX-3000预还原竖炉的平均直径由COREX-2000的6.67 m增加至8.2 m, 反应器尺寸的扩大也带来了一系列如炉料黏结、金属化率低、煤气利用率低的问题, 这些都与炉内的物料运动情况息息相关[3].炉内物料的均匀下降有利于均匀物料间的应力分布、停留时间分布和空隙率分布, 空隙率的均匀分布又有利于促进煤气流的均匀分布, 对于影响炉内物料运动情况的因素前人已作了大量的研究.Lee[4]通过实验的方法研究了有无导流锥对物料沿竖炉径向下降均匀性的影响.Zhou等[5]研究了加装AGD梁对炉内物料下降均匀性的影响.Kou等[6]研究了竖炉底部直径、死料柱高度等对下料速度分布均匀性的影响.竖炉内物料是由底部的卸料螺旋排出, 因此卸料螺旋的结构对炉内物料运动情况影响很大, 料仓排料过程中螺旋参数对物料运动情况的影响, 前人已作了大量研究[7], 但关于全圆周竖炉模型, 在多种物料情况下, 螺旋结构对炉内物料下降均匀性研究较少, 还有待进一步研究.
在竖炉内, 螺旋结构将直接影响炉内的物料运动从而影响煤气流的分布, 最终影响竖炉的稳定顺行.因此, 本文根据前人的研究经验设计了均匀下料螺旋, 并基于离散单元方法建立三维的COREX-3000竖炉下料模型, 研究比较了宝钢螺旋和均匀下料螺旋对炉内物料运动的影响.研究结果对竖炉顺行操作有一定的指导意义.
1 均匀下料螺旋设计图 1是螺旋及其基本参数的示意图, 图中螺旋轴径d和螺旋叶片厚度t为定值, 分别为0.526 m和0.045 m; 螺距P和螺旋外径D是距离螺旋排料段距离x的变量; 图中P1, P2和P3代表第1节、第2节、第3节螺旋的螺距.令宝钢螺旋为Screw A, 均匀下料螺旋为Screw B, 宝钢现场螺旋的具体参数如表 1所示, 其在竖炉内工作的螺旋节数为第1到第5节.
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图 1 螺旋结构示意图 Fig.1 Structure schematics of a screw |
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表 1 均匀下料螺旋和宝钢螺旋几何参数 Table 1 Geometric parameters of uniform drawdown screw and Baosteel screw |
在螺旋设计中, 螺旋轴径d(x)、螺旋外径D(x)和螺距P(x)都是距下料端距离x的函数, 则距排料端任意距离x处螺旋叶片间的截面积如式(1)所示：
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(1) |
螺旋旋转一周, 螺旋叶片将前进一个螺距的距离P(x).忽略螺旋叶片的影响, 螺旋旋转一周, 理论上输送的最大体积如式(2)所示：
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(2) |
式(2)是假设螺旋完全充满且物料不随螺旋做旋转运动时输送物料的最大值.根据Yu等[8]的理论, 螺旋旋转一周实际输送的体积如式(3)所示：
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(3) |
式中，ηV是体积效率, 其计算表达式为
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(4) |
式中：φf是螺旋叶片的摩擦角; αm(x)是平均螺旋角, 其表达式为
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(5) |
其中，Dm是螺旋的有效平均直径, 它是螺旋外径和螺旋轴径的平均值.
由于总体来看螺旋的螺距是阶段递增的, 而不是连续递增的, 依次沿着出料方向螺距可以表示为
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(6) |
则式(3)又可表示为
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(7) |
第i节螺距内的平均有效面积为
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(8) |
为了获得均匀的下料模式，每节螺旋的有效体积应满足
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(9) |
在宝钢螺旋的基础上, 只改变其螺距和螺旋外径, 根据上述均匀下料理论并利用MATLAB的GUI模块编程实现其算法, 设计得到均匀下料螺旋, 宝钢螺旋和均匀下料螺旋的参数如表 1所示.两螺旋除螺旋外径不同外, 螺距也不相同, 宝钢现场螺旋在竖炉内工作的螺旋节数为第1到第5节, 而均匀下料螺旋在炉内工作的螺旋节数为第1到第4节.
2 模拟条件图 2a是宝钢COREX-3000竖炉主要尺寸的示意图.图 2b是其俯视剖视图(距炉底), 由图可以看出, 在竖炉底部均匀地分布8个卸料螺旋, 螺旋间隔为45°.令X轴正方向为0°方向.
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图 2 竖炉模型及主要参数(m) Fig.2 Model and main parameters of shaft furnace(m) (a)—主视图；(b)—俯视剖视图. |
模拟的计算域与竖炉模型所占空间大小一致, 物料为球团、焦炭、熔剂和矿石的混装料.为了减少计算量, 对颗粒进行了放大处理[9], 并加快了螺旋转速.模型所用的几何体有炉体、螺旋、导流锥和AGD梁, 其都是由钢材料组成.各种物料的质量分数都是来自宝钢现场数据, 其中球团矿、矿石、焦炭和熔剂的质量分数分别为51%, 34%, 7%和8%.主要的物性参数来自于文献[10-11].DEM模拟中时间步长为8.5×10-4 s, 螺旋转速为300 r/min.
3 结果与讨论 3.1 模型验证图 3是特料流型的模拟结果和Zhou等[12]实验结果的对比.由模拟结果可以看到在AGD梁下方出现了两个明显的倒三角空区, 并且在AGD梁两侧物料有加速下降的现象, 这都与实验数据较好地吻合.因此, 此模型能够较好地反映炉内物料的运动情况.
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图 3 模拟结果和实验结果的比较 Fig.3 Comparison between simulation result and experimental measurement (a)—DEM模型；(b)—实验数据[12]. |
图 4a是Screw A与Screw B下料段每节螺旋有效体积的统计图.由图可以看出, Screw A在第1, 2和3节螺旋上的有效体积增加缓慢, 从0.144 m3增加到了0.206 m3, 在第4节螺旋上则快速增长, 达到了0.323 m3, 在第5节螺旋上的增量放缓, 达到其最大值0.361 m3.Screw B的有效体积沿着排料方向稳定增长, 从第1节螺旋的0.06 m3到第4节的0.273 m3.图 4b是沿着排料方向的有效体积增量, Screw A的有效体积增量在第2, 3节螺旋上都较小, 而在第4节螺旋上激增到0.166 m3, 在第5节螺旋上又快速下降至0.037 m3.Screw B是理论上的均匀下料螺旋, 其有效体积增量与第1节螺旋的平均有效截面积和螺距成正比, 由于第1节螺旋的平均有效截面积一定, 第2节和第3节的螺距相等, 故在第2节和第3节螺旋上的体积增量相等, 第4节螺距的增加导致其上的有效体积增量增加至0.075 3 m3.
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图 4 Screw A和Screw B之间的比较 Fig.4 Comparison between Screw A and Screw B (a)—有效体积；(b)—有效体积增量. |
根据Yu等[8]的工作, 当下料均匀性指数fpi在每节螺旋上都等于1时, 这样的螺旋在排料方向能达到均匀下料的效果.下料均匀性指数的计算方法为
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(10) |
图 5是沿排料方向的下料均匀性指数, Screw A的下料均匀性指数从第2节到第5节都较小, 最大值出现在第4节螺旋上, 为0.36.Screw B的下料均匀性指数在第2节到第4节螺旋基本上都等于1, 在理论上达到了均匀下料的目的.
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图 5 下料均匀性指数 Fig.5 Drawdown uniformity coefficient |
图 6a是竖炉沿180°~0°方向的剖视图, 通过标记颗粒来跟踪颗粒带的形状.Screw A在模拟第10 s时, 第1到第4条标记颗粒带基本保持水平, 第5和第6条由水平扭曲成了波浪形, 第7条变成了“U”形, 第8条变形最严重，呈“W”形, 而第9条标记颗粒带已完全消失.第20 s时, 只有第1和第2条标记颗粒带基本保持水平, 第4条变成了“V”形, 第5, 第6条变形更严重, 第7条则由“U”形变成了“W”形, 只有少部分第8条的标记颗粒残留在导流锥和炉墙上.第30 s时, 第1条到第3条标记颗粒带的形状依次为“水平”→“U”→“V”形, 第4到第6条则变成了波浪形, 第7条变成了一个大的“W”形, 第8条标记颗粒带已完全消失, 可以看出下料速度最快的地方出现在第1节螺旋上, 并且在AGD梁下方已形成了明显的倒三角形空区.第40 s时, 各标记颗粒带形变更加明显.
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图 6 沿180°~0°方向截面的物料流型 Fig.6 Flow pattern on cross-section of 180°~0° direction (a)—Screw A；(b)—Screw B. |
图 6b是Screw B不同时刻的物料流型图.第10 s时的标记颗粒带形状与Screw A的情况基本一致.第20 s时, 前3条标记颗粒带仍基本保持水平, 第4条颗粒带的“V”形并不明显, 第7条颗粒带的“W”形也不如Screw A的明显, 而且第8条颗粒带在炉墙附近的标记颗粒已完全消失.第30 s时, 前两条颗粒带仍基本保持水平, 第3条颗粒带的变形不明显, 第4到第6条颗粒带从炉墙附近到竖炉中心的高度差比Screw A的小, 只有少部分第7条标记带的颗粒停留在炉墙附近, 此时在AGD梁下方并没有出现倒三角形空区.第40 s时, 第1和第2条颗粒带变形轻微, 第3到第5条颗粒带的变形也不如Screw A的明显, 尤其是靠近壁面附近的颗粒, 可以看出其下降速度与竖炉中心物料下降速度的差值较小, 第6条标记颗粒带下降速度最快的区域已由Screw A的第1节螺旋变成了第2节螺旋, 而第7条颗粒带的标记颗粒已被完全排出, 此时在AGD梁下方已形成了明显的倒三角形空区.
3.4 物料下降速度分布颗粒的流型从宏观上反映了物料在炉内运动的情况, 但不能从微观上反映物料的运动特征.如图 2a所示, 3个高度层的物料被选中来获取炉内物料下降速度分布的详细信息.模拟结果显示物料在X和Y方向的速度分量很小, 故本文只考察了物料沿Z轴方向的速度分布, 速度为负值, 表示物料下降的方向与Z轴的正方向相反.图 7是在水平1高度上沿90°~270°方向物料下降的速度分布图, Screw A物料的下降速度逐渐减小, 最大和最小速度的差值为0.320 m/s, 标准方差为0.163.Screw B的下料速度呈现先增大后减小的趋势, 最大值(0.464 m/s)出现在距排料端0.6 m处, 最大和最小速度的差值为0.162 m/s, 标准方差为0.116.比较Screw A和Screw B在水平1高度上的最大和最小速度差及标准方差可知Screw B在水平1高度上沿竖炉径向的下料速度更均匀.
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图 7 水平1高度上沿竖炉径向的物料下降速度 Fig.7 Descending velocities along radius at level 1 of shaft furnace |
图 8是Screw A与Screw B在水平2和水平3高度沿90°~270°方向物料下降速度分布图(r/R指距竖炉中心的距离与竖炉半径的比值).在水平2高度上Screw A和Screw B的下料速度都是逐渐减小的, 最大和最小速度差分别为0.051和0.015 m/s, 标准方差分别为0.052 8和0.047 9, 在水平2高度上的下料速度Screw B比Screw A更均匀.在水平3高度上, Screw A和Screw B的速度分布基本完全相同, 且从竖炉中心到炉墙的下料速度变化很小, 可以认为在此高度上为活塞流区域, 这与Zhou等[13]的研究结果一致.
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图 8 水平2和水平3高度上沿竖炉径向的物料下降速度 Fig.8 Descending velocities along radius at level 2 and level 3 of shaft furnace (a)—水平2；(b)—水平3. |
1) 宝钢螺旋的有效体积在前3节及第5节螺旋上增量较小, 在第4节螺旋上激增, 设计螺旋在下料段每节螺旋上的有效体积增量较稳定.宝钢螺旋的下料均匀性指数从第1节到第5节螺旋上都较小, 最大值出现在第4节螺旋上，为0.36, 而设计螺旋的下料均匀性指数在整个下料段都接近1, 在理论上达到均匀下料的目的.
2) 比较宝钢螺旋和设计螺旋的物料流型, 从宏观上看设计螺旋在整个竖炉高度上沿竖炉径向的下料速度比宝钢螺旋更均匀.
3) 三个不同高度沿竖炉径向的下料速度分布表明, 在围管下方设计螺旋的下料速度分布比宝钢螺旋均匀, 在围管上方螺旋结构对物料下降速度的影响很小, 下料模式接近于活塞流.
| [1] |
周渝生.
煤基熔融还原炼铁新工艺开发现状评述[J]. 钢铁, 2005, 40(11): 1–8.
( Zhou Yu-sheng. Review of current development of coal-based smelting reduction ironmaking process[J]. Iron and Steel, 2005, 40(11): 1–8. DOI:10.3321/j.issn:0449-749X.2005.11.001 ) |
| [2] |
王泽慜, 王彦. COREX流程与高炉流程比较[C]//中国钢铁年会论文集. 北京: 冶金工业出版社, 2005: 390-396.
( Wang Ze-min, Wang Yan. Comparison of blast furnace and COREX process[C]//Proceedings of China Steel Conference. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2005: 390-396. ) |
| [3] |
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 Wei-guo. Operation status quo and technical problems of COREX-3000[J]. Baosteel Technology, 2008(6): 11–18. ) |
| [4] |
Lee Y J.
A scaled model study on the solid flow in a shaft type furnace[J]. Powder Technology, 1999, 102(2): 194–201.
DOI:10.1016/S0032-5910(98)00187-9 |
| [5] |
Zhou H, Luo Z G, Zou Z S, et al.
Experimental study on burden descending behavior in COREX shaft furnace with AGD beams[J]. Steel Research International, 2015, 86(9): 1073–1081.
DOI:10.1002/srin.v86.9 |
| [6] |
Kou M Y, Wu S L, Shen W, et al.
Distribution of particle descending velocity in the COREX shaft furnace with DEM simulation[J]. ISIJ International, 2013, 53(12): 2080–2089.
DOI:10.2355/isijinternational.53.2080 |
| [7] |
Daniel C O, Christian F, Liviu G.
Experimental educational stand used for the understanding of the discharging profile of agro-food bulk solids extracted by geometric variable design screw feeders[J]. International Journal of Recent Trends in Engineering, 2009, 1(6): 50–53.
|
| [8] |
Yu Y, Arnold P C.
The influence of screw feeders on bin flow patterns[J]. Powder Technology, 1996, 88: 81–87.
DOI:10.1016/0032-5910(96)03107-5 |
| [9] |
Zhou H, Luo Z G, Zhang T, et al.
Analyses of solid flow in COREX shaft furnace with AGD by discrete element method[J]. Ironmaking & Steelmaking, 2015, 42(10): 774–784.
|
| [10] |
Yu Y W, Saxen H.
Effect of DEM parameters on the simulated inter-particle[J]. ISIJ International, 2012, 52(5): 788–796.
DOI:10.2355/isijinternational.52.788 |
| [11] |
Hiroshi M, Satoshi K, Masatoshi A, et al.
Effect of chute angle on charging behavior of sintered ore particles at bell-less type charging system of blast furnace by discrete element method[J]. ISIJ International, 2009, 49(4): 479–486.
DOI:10.2355/isijinternational.49.479 |
| [12] |
Zhou H, Zou Z S, Luo Z G, et al.
Analyses of solid flow in latest design COREX shaft furnace by physical simulation[J]. Ironmaking & Steelmaking, 2015, 42(3): 209–216.
|