对干熄焦余热锅炉热力计算中传热系数的探讨
干熄焦余热锅炉低负荷运行研究
干熄焦余热锅炉低负荷运行研究【摘要】本文主要探讨干熄焦余热锅炉处于两种相差较大的负荷运行时，采取何种改良办法，以防止锅炉低负荷运行的爆管风险，同时研究解决锅炉过热器管的腐蚀现象。
【关键词】钢铁工业;锅炉运行;锅炉改造干熄焦锅炉是一种特殊的余热锅炉，系单锅筒、强制循环+自然循环水管锅炉，炉膛为膜式水冷壁结构，其工作原理是利用吸收了红焦显热的高温循环气体与除盐除氧纯水热交换，产生额定参数〔温度和压力〕和品质的蒸汽，并输送给热用户的一种受压、受热的设备【1】。
它的组成结构主要是由“锅〞“炉〞和附件仪表及从属设备构成。
“锅〞即锅炉本体局部，包括锅筒、过热器、蒸发器、省煤器、水冷壁、下降管、回升管和集箱等部件；“炉〞由炉墙和钢架等局部组成【2】。
我厂的干熄焦锅炉设计参数为：最大蒸发量70t/h，额定蒸汽压力4.52MPa，额定蒸汽温度470℃。
1存在问题1.1管道泄漏。
我厂干熄焦从2008年1月份投产至今，使用已超十年，锅炉该余热锅炉曾出现过管道泄漏。
锅炉发生管道泄漏，不仅锅炉停炉检修会对生产效益产生影响，漏出的水汽也会对干熄炉耐材及除尘系统造成损伤，另外可燃成分超标更会造成循环系统存在爆炸的平安隐患。
因此，需分析原因并打消隐患。
1.2锅炉改造。
我厂锅炉现接入公司中温中压蒸汽管网运行，实际运行参数为蒸汽压力4.0MPa，蒸汽温度470℃，流量60t/h。
方案于下半年停炉检修，检修启炉后，2~3个月的时间内仍按原负荷运行，之后将只有单座焦炉运行，每小时熄焦量降为原设计值的一半，锅炉的蒸发量降为约30t/h。
在这种低负荷状况下运行，极易导致过热器爆管。
因此，此次停炉检修时，需对过热器管进行改造，以到达既满足额定蒸发量60t/h负荷，又满足蒸发量减半30t/h负荷，保证锅炉运行的平安稳定。
2原因分析2.1现场检查。
经现场检查发现，过热器表面面存在不同程度的腐蚀。
而切割下的管段表面面附着可脱落的腐蚀产物，管内壁外表无明显氧化皮。
干熄炉内传热和流体流动的数学模型
＞８０、８０～６０、６０～４０、４０～２５、２５～１０、１０～
０ ｍｍ。
上述控制方程的边界条件为
干熄炉底部：
驴Ｕｆ．ｉｎｌ，，ＶＩ钠血川Ｔ＝Ｔｆ，ｉｎｌ署＝０（１２）
干熄炉顶部：
砒一口产ｏ，李一０ ｒＴ。一Ｔｓ．Ｉｎ
（１３）
中心风帽Ｉ：１：
Ｕｆ—Ｕｆ，ｉｎ２ ｓＶｆ讪血川Ｔ—Ｔｆ，ｉｎ２警一０…）
斜道／＝／：
程包含连续方程、动量方程、能量方程和状态方程
如下：
连续方程掣＋一１彳ａ（ｐｆｒｖｆ）一０
（１）
一－＂４－＝一·－—－－＝：－一—－ ｄｘ
ｒ
ｄｒ
动量方程
ａ（ｐｆｕｆｕ＃ｅ）． １ ａ（ｐｆｒｖｆｖ＃ｅ）
ａｚ
。ｒ
甜
ａ（￡ｐ）． 打
差（肚警）＋７１昙（警）一ｅ阳一［等ｃ“ｒ一
砧＋焉，ｏｆＦ６九ｉｉ而池一站］ （２）
（１）炉内焦炭床为各向同性的多孔介质，不 考虑焦炭本身的多孔性及高温下形变；
收稿日期：２００１—０５—１２； 修回日期：２００２—０８—０３． 作者简介：刘华飞（１９７４一），男，博士研究生；张欣欣（１９５７一），男，教授，博士生导师
万方数据
热科 学与 技 术
第ｌ卷
（２）炉内气体流动被认为是单相二维轴对称 稳态非Ｄａｒｃｙ流；
（３）改变布料方式使布料时焦炭粒度均匀分 布是解决干熄炉内焦炭温度偏析的关键。
参考文献：
［１］ＡＭＩＲＩ Ａ，ＶＡＦＡＩ Ｋ．Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎ ｅｆｆｅｃｔｓ
ａｎｄ ｎｏｎ—ｔｈｅｒｍａｌ ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ，ｎｏｎ—ｄａｒｃｉａｎ，ｖａｒｉａｂｌｅ ｐｏｒｏｓｉｔｙ ｉｎｃｏｍｐｒｅｓｓｉｂｌｅ ｆｌｏｗ ｔｈｒｏｕｇｈ ｐｏｒｏｕｓ ｍｅｄｉａ
干熄锅炉内传热过程数学模型及其数值仿真
干熄锅炉内传热过程数学模型及其数值仿真王琴;温治;冯俊小;孔宁;王德;王伟民;程乐意;夏红波;沈元林;张永庆【期刊名称】《工业加热》【年(卷),期】2004(033)001【摘要】在详细分析了干熄锅炉内传热过程的基础上,建立了干熄锅炉内传热过程数学模型.采用现场实测数据对所建立的数学模型进行了验证,在此基础上,仿真计算了典型工况下的理论产汽量,并分析了影响干熄锅炉产汽量的诸多因素.所做工作对干熄炉-锅炉系统的计算机优化控制具有重要的指导意义.【总页数】4页(P21-24)【作者】王琴;温治;冯俊小;孔宁;王德;王伟民;程乐意;夏红波;沈元林;张永庆【作者单位】北京科技大学,北京,100083;北京科技大学,北京,100083;北京科技大学,北京,100083;北京科技大学,北京,100083;北京科技大学,北京,100083;宝山钢铁股份有限公司,上海201900;宝山钢铁股份有限公司,上海201900;宝山钢铁股份有限公司,上海201900;宝山钢铁股份有限公司,上海201900;宝山钢铁股份有限公司,上海201900【正文语种】中文【中图分类】TK17;TF062【相关文献】1.环形加热炉热过程数学模型及其数值仿真系统 [J], 张旦天;冯双杰;温治;苏福永;张华;张立忠2.不锈钢带钢卧式连续热处理炉内传热过程数学模型 [J], 刘义平;温治;周钢;豆瑞锋;庄惟琦3.W型火焰煤粉锅炉炉内传热过程的三维数值模拟 [J], 董磊磊;袁镇福4.线材控冷轧制热过程数学模型及其数值仿真 [J], 胡泽强;温治;朱宏祥;张耀根;陈虎秋;张贞宝5.薄板坯连铸连轧辊底加热炉内传热过程的数学模型 [J], 杨占春;武文斐;李义科;杨君璇;李京文因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
独立焦化干熄焦余热发电项目节能量计算与分析
生产与实践独立焦化干熄焦余热发电项目节能量计算与分析李火银，王振亚 ，周俊杰（郑州大学机械与动力工程学院，河南郑州 ４５０００１）摘 要：独立焦化干熄焦余热发电项目，在纯凝状态下，烧损率按１％控制，干熄１ｔ焦炭可产生（９．８ＭＰａ、５４０℃）蒸汽４１０ｋｇ，发电１１４．８ｋＷ·ｈ，多回收焦炭粉尘量３０ｇ。
计算得知，项目节能收益为每吨１１．９４ｋｇｃｅ。
综合分析钢铁联合企业比独立焦化企业更适合干熄焦工艺。
关键词：干熄焦；余热发电；焦炭烧损；节能收益中图分类号：ＴＱ０５０．２ 文献标识码：Ｂ 文章编号：１００３－３４６７（２０２０）１０－００２９－０４ 目前，我国的焦炭生产主要分布在两类企业，一类是独立焦化企业，其生产能力占焦炭总生产能力的６０％以上；另一类是钢铁联合企业（或者钢铁企业的内部焦化厂），其生产能力占比不足４０％［１］。
现代焦炭生产过程分为洗煤、配煤、炼焦和产品处理等工序中，作为最后一道工序的产品处理工序，是将炉内炼好的红热焦炭推出并送进熄焦塔熄火降温，然后进行破碎、筛分、分级、获得不同粒度的焦炭产品。
红热焦炭的熄火降温可以采取两种方法：湿法熄焦和干法熄焦。
湿法熄焦（简称：湿熄焦）就是直接利用水浇洒在高温红焦上来熄火降温的一种方法，而干法熄焦（简称：干熄焦）是利用循环惰性气体为热载体，由循环风机将冷的惰性气体输入红焦冷却室冷却高温焦炭的方法。
鉴于国内独立焦化企业对干熄焦余热发电项目不甚了解，尤其对于节能量、焦炭烧损率、蒸汽量、发电量等参数的计算认识模糊、差别很大。
本论文根据干熄焦余热发电项目的实际数据，从显热利用及热平衡原理出发，对以上几个主要参数进行了系统计算。
１ 湿法熄焦和干法熄焦工艺对比湿法熄焦属于传统的熄焦方法，其原理是对赤热的红焦直接喷水熄灭降温，特点是投资小、技术简单、操作容易。
干法熄焦是２０世纪末从海外引进的先进技术，其原理是利用惰性气体在密闭系统中将红焦熄灭降温，而且配备了良好的热回收和除尘设施，自动化水平较高。
干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数
干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数冯妍卉 张欣欣 刘志成 吴懋林北京科技大学机械工程学院,北京100083摘 要 根据干熄炉内焦炭床层换热的特点,建立了固定床干熄炉传热模拟实验装置,针对焦炭粒度、冷却气体流量等关键参数进行了实验研究.为有效处理实验数据,重新定义、推导了平均换热系数的计算公式,得到了干熄炉冷却段平均换热系数及其相关准则数关系,并利用导热反问题原理得到了焦炭床层的局部换热系数.研究结果表明,局部换热系数和平均换热系数的变化规律相似,冷却气体流量增加有利于提高换热系数;换热系数对焦炭粒度较敏感,焦炭粒度变小时,换热系数增加.关键词 干熄焦;换热系数;导热反问题;干熄炉;焦炭床层;焦炭粒度分类号 TQ 522116收稿日期:2006209210 修回日期:2006212210基金项目:国家经贸委技术创新项目和国家自然科学基金资助项目(No.50136020)作者简介:冯妍卉(1974—),女,副教授,博士 干法熄焦是冶金和焦化行业的新工艺.干法熄焦技术具有三大优点:提高焦炭的品质;避免湿法熄焦对环境污染和回收红焦显热;能够起到节能与环保双重作用[1-3].从20世纪20年代开始研究干熄焦技术以来,原苏联、日本和德国在干熄焦装置的发明、投产、大型化和自动化等进程中,一直起着领先的作用[4].但由于干熄焦技术的专利权和保密性,使得目前可公开查阅的资料非常有限.我国自1985年由宝钢引进干熄焦装置以来,目前已具备了70～120t ・h -1干熄焦装置的设计和制造能力[5].干熄焦工艺的关键设备是干熄炉.在干熄炉内,炽热红焦由炉顶装入预存段,自上而下运动,经冷却段与循环气体交换热量被冷却;循环气体自下而上作逆向流动,吸收焦炭显热后,经斜道排出.焦炭与循环气体间的换热决定了干熄焦装置的生产能力和熄焦品质,因此换热系数是决定干熄炉内传热规律的关键参数,也是干熄炉设计计算及控制运行的基本参数.K itaev 等人对焦块填充床平均体积换热系数进行了大量的实验研究工作[6],提出可以用如下公式确定焦炭与循环气体间的平均体积换热系数αV[6]:αV =A su 019gT 013g d 0175pM (1)式中,αV 为体积换热系数,W ・m -3・K -1;A s 为常数,对于焦炭A s =170;u g 为0℃时竖炉自由断面上气体的速度,m ・s -1;T g 为气体的平均温度,K ;d p 为料块的当量直径,m ;M 为与料层孔隙率ε有关的系数,M =101168ε-3156ε2.文献[7-8]给出了多孔固体料层平均表面换热系数的经验公式.根据一些作者的研究,平均体积换热系数与平均表面换热系数可以通过多孔料层的比表面积和孔隙率进行换算[7].近年来,随着干熄焦工艺在国内冶金行业的应用,国内一些学者也对平均换热系数进行了实验研究[7-9].本文根据干熄炉内焦炭与循环气体传热的基本特点,设计并建立了干熄炉模型实验装置,针对焦炭粒度、循环气体流量等关键参数进行了实验研究,得出冷却段平均换热系数及相关准则数关系,并与式(1)进行了比较;通过对焦炭导热反问题的数值求解,得到冷却段中轴线上焦炭颗粒的表面热流和表面局部换热系数.1 实验装置干熄焦传热模拟实验装置由干熄炉组、热风系统、冷风系统和流量控制系统四部分构成[7,9],如图1所示.为有效利用加热系统和加快实验进程,实验中采用两座熄焦实验炉,交替进行加热和冷却过程实验.模拟实验的基本原理是:加热炉内燃烧柴油,通过换热器加热空气;热空气经过流量控制系统进入干熄炉内,将焦炭加热到实验温度;然后切换控制阀,冷风系统向干熄炉内鼓入一定流量的冷风,冷却焦炭到室温.重复进行实验.实验中,通过控制温度使焦炭与气体无化学反应发生.干熄焦实验炉按熄焦能力为70t ・h -1的干熄炉尺寸的1/7比例设计,参见图2.冷却段两个基本测量层的相对高度为H.对于每一测量层,在轴心处放置一个由被测焦炭制成的测试球.测试球中埋入第29卷第12期2007年12月北京科技大学学报Journal of U niversity of Science and T echnology B eijingV ol.29N o.12Dec.2007两支热电偶,以测量焦炭温度,如图3所示.在炉体半径中心插入抽气热电偶,用于测量相应位置的炉气温度.测试信号由Data Acquisition System 装置采集,通过RS-232C 端口与计算机交换数据.1—加热风孔板流量计;2—换热器组;3—干熄炉组;4—阀组;5—冷却风孔板流量计图1 干熄炉系统实验装置示意图Fig.1 Schem atic illustration of experimental sets of a CD Q system图2 干熄焦实验炉温度测量点分布图Fig.2 T emperature testing points in CDQ experimental sh aft图3 焦炭测试球物理模型Fig.3 Physical model of testing coke实验用焦炭比热容为0196kJ ・kg -1・K -1,热导率为111W ・m -1・K -1,可视密度为1072175kg ・m -3,其他基本参数如表1[7]所示,选取五种筛分直径的焦炭进行实验.在每种粒径的实验时,冷却空气质量流量的控制范围分别为1000～1200、1600～1800、2050～2250和2500～2800kg ・h -1.表1 实验用焦炭的物性参数T able 1 Physical properties of experimental cokes序号筛分直径/mm当量直径/mm堆密度/(kg ・m -3)孔隙率115～252014556915701469225～353312954214201494335～454411853318401502445～555417853118201504555～6561142509160015252 平均换热系数211 平均换热系数的定义参见图2,根据热平衡原理,在冷却段x →x +d x 高度微元段和τ→τ+d τ微元时间内,焦炭与气体单位时间内的换热量可表述为:d Q =αs a[T c (x ,τ)-T g (x ,τ)]F d x (2)其中,αs 为表面换热系数,W ・m -2・K -1;a 为焦炭的比表面积,m -1;T c 和T g 为焦炭和冷却气体的温度;F 为干熄炉横截面面积,m 2.对于一定形状、一定筛分粒径的焦炭在等截面干熄炉内的换热,a 和F 均为常数,所以在测量段(0≤x ≤H )内对式(2)积分,可得:Q =Fa∫τeτs∫HαsT c(x ,τ)d x -∫HαsT g(x ,τ)d x d τ/Δτ(3)其中τs 和τe 分别表示计算开始时刻和结束时刻,s ;且Δτ=τe -τs .为了处理式(3)中的积分项,设T c (x ,τ)沿x 方向存在某种平均值T c (τ),使∫H 0αsT c(x ,τ)d x =∫HαsT c(τ)d x =T c(τ)∫Hαsd x 成立,则定义αs =1H∫Hαsd x(4)・9621・第12期冯妍卉等:干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数于是有:∫HαsT c(x ,τ)d x =H αsT c(τ).同理,对于T g (x ,τ)的积分项有:∫HαsT g(x ,τ)d x =H αsT g(τ)代入式(3),注意到焦炭的堆积体积V c =FH ,于是可得:Q =V c a∫τeτsαs[T c(τ)-T g (τ)]d τ/Δτ(5)对αs 取时间平均,得到αs ,并定义积分平均温差:(ΔT )τ=∫τeτs[T c (τ)-T g (τ)]d τ/Δτ(6)于是得到平均换热系数αs :αs =Q/[V c a (ΔT )τ](7)根据体积与表面换热系数的关系[4],可得平均体积换热系数αV 的表达式αV =Q/[V c (ΔT )τ](8)式中Q 和(ΔT )τ均由实验数据处理后得到.当焦炭和气体温度沿冷却段高度方向上的分布近似于线性时,可用算术平均值处理计算(ΔT )τ.212 平均换热系数结果和讨论将实验结果整理成准数方程,拟合曲线如图4所示.图中,雷诺数定义为Re =u g d p /v g ,努赛尔数定义为N u =αs d p /k g .其中,νg 为气体的运动粘度,m 2・s -1;k g 是气体的导热系数,W ・m -1・K -1.图4 干熄炉冷却段换热准则数关系Fig.4 Nu -Re curve for the cooling ch amber in CDQ sh aft图5给出了按积分平均温差计算得到的实验干熄炉内冷却段的平均体积换热系数,并与K itaev 公式进行了比较.图中序号与表1中工况一一对应.可以看出,二者相近,并表现出一致的变化规律.实验结果表明:冷却气体流量增加有利于提高换热系数;平均体积换热系数对焦炭的粒度较为敏感,并且在焦炭粒度变小时,换热系数急剧增加.图5 干熄炉冷却段平均体积换热系数Fig.5 Average heat transfer coeff icients of the cooling ch amber in CDQ sh aft3 导热反问题的数学模型和焦炭表面局部换热系数311 数学模型干熄炉内焦炭颗粒和循环冷却气体之间的局部换热是一个复杂的传热过程,影响因素较多.为了研究上的方便和突出问题的物理本质,作如下假设:(1)焦炭物性均匀,密度、比热容和热导率为定值;(2)焦炭测试球近似为球体,其直径为床层焦炭颗粒的当量直径;(3)冷却初始时刻焦炭内部温度均匀分布;(4)焦炭球内的温度分布关于球心对称.由此,干熄炉内焦炭冷却过程简化为沿半径r 方向变化的球体的一维非稳态传热过程,如图3所示.焦炭测试球内部导热微分方程为ρC p 5T (r ,τ)5τ=1r 255r k c r 25T (r ,τ)5r (9)相应的边界条件为:r =0,-k c 5T5r=0r =R ,-k c5T5r=q c (τ)其中,ρ为焦炭密度,kg ・m -3;C p 为焦炭定压比热容,kJ ・kg -1・K -1;R 为焦炭当量半径,mm ;k c 为焦炭热导率,W ・m -1・K -1;q c (τ)是焦炭的表面热流密度,W ・m -2,未知,是解的一部分.不同时刻τn 下,由实验测量获得焦炭中心点0和焦炭径向点r 1的温度Y 0n 和Y 1n .根据焦炭内部初始温度均匀分布的假设条件(3),则有:τ=0,T (r ,0)=T 0=(Y 00+Y 10)/2(10)312 导热反问题的求解焦炭表面热流密度q c (τ)的确定归结为焦炭导・0721・北 京 科 技 大 学 学 报第29卷热反问题的求解.将焦炭冷却过程按一定周期进行划分,假定每个周期内焦炭表面热流密度为一恒定值,对其进行估计,通过数值迭代求解导热微分方程,使焦炭内部温度测量点的数值计算结果和相应时刻下的实验测量值之间具有最小误差.本文采用最小二乘法构造误差函数,有:S n =[Y 0n -T (0,τn )]2+[Y 1n -T (r 1,τn )]2(11)即表面热流的最佳估计值下,S n 具有最小值.在数值求解表面热流q c (τ)时,可同步计算确定焦炭球各点的温度值T (r ,τ,q c (τ)),包括焦炭表面温度T s (τ).应用牛顿冷却公式,可最终确定焦炭的表面局部换热系数:αs (τ)=q c (τ)/[T s (τ)-T g (τ)](12)其中,αs (τ)为焦炭表面局部换热系数,W ・m -2・K -1;T g (τ)为焦炭周围冷却气体温度,℃,可直接由实验测量获得.313 局部换热系数结果和讨论数值求解焦炭导热反问题时,假定热流变化周期与实验测温采样周期一致,即从冷却过程开始,认为每10s 时间段内焦炭表面热流密度为一恒定值.数值计算时间步长取为1s .图6～7绘出了冷却空气质量流量m g 为104813kg ・h -1的条件下,44118mm 当量粒径的焦炭冷却的实验和计算结果.图6 焦炭和冷却气体温度随时间的变化Fig.6 Ch anges in temperatures of cokes and cooling gas with time图6给出的是上、下焦炭测试球温度测量值和计算值随时间的变化关系曲线.从图中可以看出,焦炭中心点、径向点的温度测量值均和计算值基本重合,证明了焦炭导热反问题数学模型和计算结果的准确性.图7分别揭示了上、下焦炭测试球表面局部换热系数、表面热流以及焦炭表面与气体的温差随时间的变化规律.从图中可以看出,随着冷却过程的进行,焦炭表面与冷却气体的温差(T s -T g )先增加后减少;焦炭表面热流密度q c 逐步增加,而后趋于平缓,再逐渐减少;焦炭表面局部换热系数αs 一直保持增长趋势,当焦炭温度降至与周围冷却气体温度基本一致时,αs 剧增趋于无穷大(图中未画出),焦炭与冷却气体达到热平衡状态.比较上、下焦炭测试球还可看出,由于下层焦炭靠近冷风入口,从而具有较高的表面热流和局部换热系数,温差(T s -T g )变化迅速,焦炭冷却较快;上层焦炭远离冷风入口,冷却过程开始相对于下层焦炭有明显滞后(对于图中情形,滞后约500s ),并且冷却过程中相关物理量变化平缓,焦炭所需冷却时间较长.需要指出的是,在冷却初始阶段,热焦炭加热冷却气体,因而在干熄炉冷却段上部,焦炭表面温度略低于冷却气体温度,即T s -T g <0,如图7(c )所示.图7 焦炭表面局部换热系数(a)、热流(b)以及温差(c)随时间的变化规律Fig.7 Ch anges in local heat transfer coeff icient (a),local heat flux (b)and temperature difference(c)with time在表1序号2～5的实验条件下,依据上、下焦炭测量温度的平均值进行导热反问题计算,并将得到的焦炭表面局部换热系数对时间取算术平均值,从而获得相应于实验干熄炉冷却段中轴线上的焦炭表面局部换热系数,如图8所示.与图5比较可见,干熄炉内焦炭局部换热系数与平均换热系数有着类似的变化规律.4 结论(1)本文根据干熄炉内焦炭与循环气体的换热特点,设计了非稳态固定床干熄炉模型实验装置.推导出焦炭床层平均换热系数的计算公式,公式表明积分平均温差(ΔT )τ是影响平均换热系数的关键参数.针对焦炭粒度和冷却气体流量等参数进行了实验研究,得到了焦炭床层平均换热系数及其关联关系,并与K itaev 公式进行了比较.为获得焦炭・1721・第12期冯妍卉等:干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数图8 干熄炉冷却段中轴线上的焦炭表面局部换热系数Fig.8 Local heat transfer coeff icients along the axis of the cooling ch amber in CDQ sh aft表面局部换热系数,实施了焦炭导热反问题的数值求解.计算结果表明,焦炭表面局部换热系数随着冷却过程的进行逐渐增大,直到焦炭温度降至与冷却气体基本一致时,换热系数剧增趋于无穷大,达到热平衡态.(2)实验结果表明,焦炭局部换热系数与干熄炉内平均换热系数变化规律相似:冷却气体流量增加有利于提高换热系数,并且换热系数对焦炭粒度较为敏感.参 考 文 献[1] 赵沛,蒋汉华.钢铁节能技术分析.北京:冶金工业出版社,1999:71[2] 潘立慧,魏松波.炼焦新技术.北京:冶金工业出版社,2005:213[3] 捷波里特斯基M Γ.干法熄焦.李哲浩,虞继舜,何中虹,译.北京:冶金工业出版社,1981:6[4] Takashi M ,Takeo F ,Seiichiro S.The coke dry quenching pro 2cess as energy 2saving technology.T rans Iron Steel Inst Jpn ,1980,20(2):108[5] Wang C H.How Baoshan Steel Works commissioned China ’sfirst coke dry quench plant.Steel Times Int 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analyzed based on the inverse heat conduction problem in the single coke.The experimental data show that the change law of average heat transfer coefficient is similar to that of local heat transfer coefficient.Both of them increase with increasing fluid flux and are sensitive to coke size ,and the smaller the coke size ,the larger the heat transfer coefficients.KE Y WOR DS coke dry quenching (CDQ );heat transfer coefficient ;inverse heat conduction problem ;coke dry quenching chamber ;coke bed ;coke size・2721・北 京 科 技 大 学 学 报第29卷。
干熄焦炉内固-气流动及传热数值模拟本科毕业论文
本科毕业论文题目：干熄焦炉内固-气流动及传热数值模拟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 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 (1)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。
高压自然循环干熄焦余热锅炉热力特性研究_程竹静
・ 研究与开发 ・
高压自然循环干熄焦余热锅炉热力特性研究
9
2 高压干熄焦锅炉特性参数
表 1 是烟气特性参数 ,表 2 所示为 140 t/ h干熄 焦锅炉的性能参数和结构参数 。干熄焦余热锅炉是 干熄焦系统用来冷却循环气体 , 产生合格过热蒸汽 用于工业生产或发电的主要设备 , 是干熄焦系统能 够顺利运行的重要环节之一 。它不但具有其他余热 锅炉的特性 , 还必须适应干熄焦工艺的生产流程 。 热力计算是锅炉设计的基础 ,为锅炉的水循环计算 、 构件的强度计算 、 烟风阻力计算等提供必要的数据 和条件 ,是锅炉设计中的重要组成部分 。笔者所使 用的参数 ,是在参考张家港海陆锅炉有限公司某中 压干熄 焦 锅 炉 设 计 、 运行参数的基础上 , 按照文 献
1 1 1 1
Hui J ian 2 m ing , QU Yong2kang
2
2
( 1. University of Shanghai for Science&Technology, Shanghai 200093, China; 2. Hailu Boiler Co. L td, Zhangjiagang 215600, China )
近年来 ,国家有关部门确定干熄焦技术是节能 的重要措施 ,极力推广 。长期以来干熄焦技术都是 全套或部分从国外引进的 ,干熄焦装置投资高 ,回收
10
工 业 锅 炉 2006 年第 5 期 (总第 99 期 ) 墙布置有 42 根 。此外采用膜式水冷壁可以使得炉 墙重量减轻一半以上 , 大大减少钢架的金属耗量和 制造工时 ,锅炉的基础材料消耗和施工工时也随之 降低 。水冷壁的主要作用是吸收较高烟温处的辐射 热量 ,使水受热产生饱和蒸汽 ,确保水循环的安全可 靠。 经过水动力计算分析 ,水循环问题主要出现在受 热较弱的前墙水冷壁 ,为使水冷壁吸收尽可能多的热 量 ,提高水动力安全性 ,设计时将水冷壁入口集箱布 置到蒸发器入口集箱标高相同处。在循环烟气量基 本不变的前提下 ,同时要保证过热器、 蒸发器和省煤 器等受热面在限定的范围内得到合理有效的布置 ,通 过分析与计算得出 ,在误差范围内通过调节燃尽室出 口烟气温度来增加燃尽室水冷壁吸热量的效果并不 明显 ,通过下移过热器等换热面来增加燃尽室辐射受 热面积是增大水冷壁辐射吸热量的最直接最有效的 途径 。过热器等受热面整体沿烟道下移 0. 5m ,前、 后 蒸发器悬吊管的对流 、 辐射吸热量变化情况见表 5。
干熄焦循环气体热传递效率的计算及分析
干熄焦循环气体热传递效率的计算及分析摘要：通过对惰性气体在密闭空间循环换热的热效率的计算和分析来提高干熄焦产气率，根据所得数据结果最优化工艺参数指标，并提出改进措施。
关键词：干熄焦；余热锅炉；热效率；计算干法熄焦的运用在很大程度上提高了环境的保护，其产生的压力蒸汽用来发电也给企业带了效益，国家相关规定也明确指出干熄炉作为安全环保投入设施必须与焦炉同时施工作业，在生产规模和管理上也进一步规范化。
我临涣焦化现有2座75t/h处理能力的干熄焦装置，湿熄焦系统作为备用。
1#干熄炉与2009年3月投入使用，2#干熄炉与2010年4月份投产。
自投产以来干熄焦装置存在预存室压力波动大，焦炭烧损率偏高，产气率低等问题，因此本文通过对干熄焦风料比，红热焦炭热能的传递以及锅炉热效率等热工参数的研究，来实现每吨焦产气率的最大化，优化工艺操作。
1.惰性气体吸收红焦显热的热效率：（表1）名称质量温度比热红焦1t 1030℃ 1.465kj/kg.℃冷焦1t 160℃0.985kj/kg.℃焦粉0.1t 28893kj/kg高温循环烟气设定940℃ 1.2942kj/Nm3.℃低温循环烟气设定140℃ 1.2942kj/Nm3.℃我干熄焦目前最大的难点是如何提高热能的传递效率，减少热能损失以提高产气率，这里通过对焦炭放热和惰性气体吸收红焦显热的计算来研究论证得出合理的工艺参数供同行参考。
根据计算数据可以知道，我单位干熄焦装置的实际热传递效率只为76.5%低于同行的80%的平均效率。
根据数据分析发现，我干熄焦在循环风量进风挡板的开度不合理，周边进风和中央进风均为50%，这造成周边进风量多大，大量的气体不断往炉壁汇集，使气体在干熄炉冷却段上部形成一个空心的锥形体，使中央部位焦炭冷却效果下降，换热不充分。
另外，我干熄焦冷却段四点温度分布不均，最高点和最低点相差可达200度。
经过调整，把周边进风开度设定为60%，中央进风设定30%并在排出装置下锥斗处打入调节棒来控制焦炭均匀下降，现在热效率已基本控制在80%左右。
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关键词 : 干熄焦余热锅炉 ; 热力计算 ; 传热系数 ; 热有效系数 ; 污染系数 中图分类号 : TK212 文献标识码 : A
第一作者: 郁鸿凌 , (1953 - ) ,上海理工 大学 ,高级工程师 。
D iscussion on the Hea t Tran sfer Coeff ic ien t in Therma l Ca lcula tion of CD Q Wa ste2hea t Bo iler
14
工 业 锅 炉 2009年第 2期 (总第 114期 )
文章编号 : 100428774 (2009) 02214204
对干熄焦余热锅炉热力计算中 传热系数的探讨
郁鸿凌 ,杜艳艳 ,葛卫东 ,黄海苏 ,李瑞阳
(上海理工大学 ,上海 200093)
众所周知 ,锅炉热力计算是锅炉设计 、运行的基 本依据 ,对锅炉性能有着直接的影响 ,而传热系数 K 是热力计算过程中的关键系数 。因此在 CDQ 余热 锅炉的热力计算中对传热系数 K值有较大影响的 几个特性参数的选用要非常慎重 。 2. 1 传热系数与特性参数
在热力计算过程中 ,传热系数 K的计算涉及到 灰层的导热热阻 、管壁金属的导热热阻及水垢层的 导热热阻 。从实际传热过程中的热阻状况分析 ,管 壁金属的热阻很小 ,可忽略不计 。现代锅炉从安全 性考虑 ,给水化学处理要求很严格 ,不允许在受热面 上结水垢 ,则水垢的热阻也可不计 。灰层的热阻相 当复杂 ,影响因素甚多 (如燃料种类 ,灰粒尺寸 ,烟 气流速 ,管子直径及其布置方式等 ) ,热力计算中用 污染系数 ε、热有效系数 ψ或利用系数 ζ来表示灰
0 前言
目 前 ,我国有大中型焦炉 160余座 ,年产焦炭 5 000余万吨 ,年产焦量达 2 亿吨 ,可回收的余热蒸 汽约 2 500万吨 ,年可发电 65 亿 kW ·h,可创造效 益 23. 5亿元 。可见 ,干熄焦技术在国内现有焦化厂 的改造中将有很大的市场潜力 ,干熄焦余热锅炉作 为干熄焦系统的重要组成部分 ,是回收熄焦余热 、节 能减排的关键设备 ,其技术的研发与国产化是亟待
固体燃料 顺列布置管束 气体燃料 、重油 错列和顺列
管束
α
K=
1
1 + (ε +α1 )α1
(1)
2
ψα
K
=
1
1
+α1 /α2
(2)
α
K
=
1
1
+εα1
(3)
K =ψα1
(4)
屏式 过热器
管式 ,立式布置
空气 管式 ,卧式布置 预热器
回转式
K=
1
1 ζα
+ CQ (ε +α1
)
(5)
1
2
αα
K
=ζα 1
胫的组分和焦屑 。焦尘颗粒的尺寸范围很广 ,表 3
为实际循环烟气的灰尘平均筛分组成 。
表 3 实际循环烟气灰尘平均筛分组分含量表 %
>6 0. 76
筛 级 /mm
3～6 1. 5～3 0. 5～1. 5 0. 25～0. 5
3～15 7. 24
8. 3
44. 1
< 0. 25 36. 45
通常在受热面 上 沉积 下 来 的 灰 粒 尺 寸 大 多 为
积聚 ,然后在管壁上形成一层灰层 。干熄焦余热锅
炉与一般锅炉相比 ,因粒径较大且烟尘粒的沉积及 粘结性较差 ,因此在各受热面处均不易产生积灰现 象 ,这一现象已经在实际运行中得到了验证 [ 5 ] 。
3 热力计算结果分析
通过上述烟气成分与积灰程度的分析 ,结合各 受热面的结构特点 ,确定了相应的传热系数 K的计 算公式及特性参数的不同取值 。本文对已投入运行
30μm 以下 ,这可以理解为在含灰气流冲刷管束的 过程中 ,小于 30 μm 的灰粒在受热面上沉积 ,而大 于 30μm 的灰粒则起到冲灰的作用 。从表 3 可知 , 此台余热锅炉中的烟气灰粒平均直径在 300 μm 左 右 ,远大于易积灰的 30 μm ,所以其积灰现象甚少 。 其次 ,在锅炉实际运行中只有当一部分灰粒的粘度 足以使其附着在壁面上时才有可能在受热面上产生
收稿日期 : 2008211224 基金项目 : 国 家 863 高 科 技 研 究 发 展 计 划 资 助 项 目 (No.
2006AA05Z219) ; 上海市科学技术委员会重点攻 关项目 (No. 071605127) ; 江苏省科技成果转化专 项资金项目 (BA2007056)
解决的课题之一 。 干熄焦余热锅炉与常规锅炉相比 ,在结构和
2. 2. 1 烟气成分分析
干熄焦余热锅炉的循环烟气成分 、热量等对锅
炉传热 有很 大的 影响 , 表 2 为 XXX140 /80—4. 5 /
450中压干熄焦余热锅炉的实际烟气特性参数 [ 4 ] 。
表 2 实际烟气成分
%
H2
N2
O2
CO
H2 O
CO2
0
74. 36 0. 50 0. 53 14. 00 10. 61
的影响 。定义为在同样的传热温压 、传热面积及结
16
工 业 锅 炉 2009年第 2期 (总第 114期 )
构参数条件下 ,污染管壁的传热热阻 1 /α′与清洁管 壁的热阻 1 /α差值 [ 3 ] ,即 :
ε
=α1′-
1 α
(9)
热有效系数 ψ是通过修正清洁管的传热系数
污染的影响 。 表 1列出了传热系数 K的计算公式 [ 2 ] 。
表 1 传热系数 K计算公式
受热面 燃料 、布置型式
计算公式
固体燃料
错列布置管束
对流
固体燃料
过热器 顺列布置管束
气体燃料 、重油
错列和顺列管束
省煤器 /直流
锅炉过 渡区 / 蒸发受 热面 / 超临界 压力过 热器
固体燃料 错列布置管束
图 1 干熄焦余热锅炉系统图 12干熄炉 22一次除尘器 32二次过热器 42一次过热器 52光管蒸发器 62鳍片管蒸发器 72省煤器 82锅炉本体
92二次除尘器 102循环风机 112给水预热器
2 余热锅炉的热力计算
目前 ,我国锅炉热力计算通常采用前苏联的两 个国家标准 (即 1957年和 1973年热力计算方法 ) , 或者以上述两个标准为蓝本的我国编制的相关锅炉 计算方法对各类锅炉进行热力计算 。而这些标准和 方法中的经验公式及其相关参数图表是有一定适用 范围的 ,并且主要针对电站锅炉 ,国内并没有针对余 热锅炉的专用热力计算标准 。如前所述 ,干熄焦余 热锅炉的结构型式 、运行方式与电站锅炉有很大的 差别 ,所以若直接采用现有标准或方法对 CDQ 余热 锅炉进行热力计算容易产生较大误差 。
12
+α2
(6)
α
K
=
1
1
+εα1
(7)
K = ζcn
1 xyα1
+
ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ1 xkα2
(8)
由表 1中公式可以看出 ,传热系数 K的计算与
特性参数的选取密切相关 。实际上在锅炉设计计算
中特性参数的细微变化能非常明显地影响整个锅炉
的计算 。锅炉各种热力计算标准方法总会有一定的
误差 ,但能反映精确程度的并不是计算方法程序的 繁简和理论概念 ,而主要是对提出的污染系数 ε、热 有效系数 ψ、利用系数 ζ的准确理解和设计人员的 经验及掌握程度 。当污染系数 ε、热有效系数 ψ和 利用系数 ζ选用不当时 ,均会导致炉膛出口烟温 、对 流各段烟温以及各受热面吸热量和蒸汽温度等偏离
干熄焦余热锅炉的烟气为惰性气体 ,根据表 2
可知其烟气成分基本以氮气为主 ,与一般燃煤 、燃 油 、燃气锅炉烟气成分的比较分析可知 ,此类余热锅 炉烟气成分与燃气锅炉非常接近 ,但仍有所不同 ,其 含有一定量的焦炭颗粒 。
2. 2. 2 烟气积灰程度分析 此余热锅炉的循环烟气中的灰尘主要是海绵焦
摘 要 :在锅炉的热力计算中 ,应对污染系数 ε、热有效系数 ψ和利用系数 ζ等系数有准确
理解 。结合干熄焦余热锅炉实际烟气成分和运行实践 ,采用热有效系数 ψ和污染系数 ε分别对 各受热部件进行计算 ,通过对其参数的调整 ,反映出这些因素对传热系数的影响 ,提高热力计算 的计算精度 。同时 ,分析总结了特性参数调整的原因和规律 ,对同类余热锅炉的设计具有一定 的指导意义 。