環(huán)冷機由流體區(qū)與多孔介質(zhì)區(qū)組成。流體由底部的篦板進入多孔介質(zhì)區(qū)，最后由頂部流出。環(huán)冷機料高為140mm，運行周期為4314s，有效利用區(qū)為971s，循環(huán)區(qū)進風溫度為404K，非循環(huán)區(qū)進風溫度為20℃，進風速度為5~7.65m/s，最終出料溫度低于150℃。考慮到環(huán)冷機內(nèi)氣相湍流流動和換熱過程很復雜，在保證求解精度和反映主要規(guī)律的前提下，對環(huán)冷機物理模型做以下假設：(1)環(huán)冷機臺車內(nèi)的物料被視為多孔介質(zhì)；(2)回轉(zhuǎn)臺車近似為下半部分棱臺上半部分為長方體處理；(3)環(huán)冷機在穩(wěn)定工況下，不考慮工藝參數(shù)的波動變化；(4)由于輻射換熱所占的比例不大，因此忽略燒結(jié)礦顆粒間的輻射換熱，只考慮燒結(jié)礦固體顆粒之間的導熱過程、流體之間的導熱過程以及流體與燒結(jié)礦固體顆粒之間的對流換熱過程。

數(shù)學模型：1）控制方程：根據(jù)不可壓縮黏性流體非定常流動的Navier-Stokes方程，選用kε雙方程湍流模型對環(huán)冷機內(nèi)流動換熱規(guī)律進行研究。可以將環(huán)冷機問題整體求解方程描述為：連續(xù)性方程：()=0+jjuxρτρ(1)動量傳輸方程：ijiijijjigfxuuxu+=+(ρ)(ρ)pτ(2)式中：ρ為流體密度；ui為流體在i方向的速度；τ為冷卻時間；pij為表面壓力矢量，包括靜壓力和流體黏性壓力；gi為作用于單位體積流體在i方向的體積力；fi為作用于單位體積流體的反方向的阻力；u為床層顆粒間隙內(nèi)的氣體流速，由表觀流速ub與空隙率ε決定：u=ub/ε。采用壓力沿床層線性分布的假設，利用Darcy定律計算氣體的表觀流速：()bL0u=Kp/z=Kpp其中，pL和p0分別為臺車進出口壓力；滲透系數(shù)fK=k/μ，滲透率k用Ergun關(guān)系式[6]計算：k=/[150/(1)]322εεpd。能量方程利用局部非熱力學平衡換熱理論，建立氣固兩相換熱雙方程，使用編寫的用戶自定義函數(shù)(UDF)進行數(shù)值計算。2）局部非熱平衡能量雙方程：Coberly等[7]采用局部熱力學平衡方程對二維偽均質(zhì)模型進行研究，忽略了氣固兩相之間的溫差；DeWasch等[89]研究表明，只有當氣固兩相溫差很小且畢渥數(shù)小于0.05時，局部熱力學平衡方程可以用于簡化的一維和二維模型，但不能滿足環(huán)冷機中的氣固換熱問題。Wakao等[10]研究表明：氣固兩相熱容和熱導率相差較大時，各相局部溫度變化率會明顯不同。本研究將氣相溫度Tf和固相溫度Ts作為2個獨立的變量，分別表征同一特征單元每相的熱狀態(tài)，把多孔結(jié)構(gòu)內(nèi)的傳熱視為兩相之間的傳熱，得到通用方程組[1112]如式(4)和(5)所示：固相：=τερss(1)()Tc(1)()(1)()sssvsfελT+εqhTT(4)氣相：==ffff()(c)uTTcppρτερ()()fffvsfελT+εq+hTT(5)式中，qs和qf分別為固相和氣相發(fā)熱源項；Tf為氣相溫度；Ts為固相溫度；hv和h分別為固相骨架與流動介質(zhì)之間的單位體積與單位表面積的對流傳熱系數(shù)。hv可由Achenbach準則關(guān)系式確定：ph6h(1ε)/dv=(6)h由下式確定[13]：1/31/2fNuhd/2.00.6PrRep=λ=+ffPrcv/λp=，ffReεdu/λp=(7)其中：Nu，Pr和Re分別為始塞爾數(shù)，氣體普朗特數(shù)和雷諾數(shù)；vf為流體的運動黏性系數(shù)；uf為流體速度；λf為流體熱導率；cp為流體的比熱容。4）邊界條件與初始條件：邊界條件：Logtenberg等[4,14]認為應將環(huán)冷機篦板壁面邊界條件設為流體溫度。流體出口溫度與壓力均滿足第二類邊界條件：0f=zT，=0zp。初始條件：當環(huán)冷機運行在余熱循環(huán)利用區(qū)時(即τ＜τ循環(huán))，氣相溫度Tf為循環(huán)風溫，固相溫度Ts為常數(shù)；當環(huán)冷機運行在非循環(huán)區(qū)時(即τ＞τ循環(huán))，Tf為自然風溫。

模型結(jié)果驗證

考慮到現(xiàn)場測試條件較艱苦，且固相與氣相之間較強的對流換熱會對環(huán)冷機臺車內(nèi)物理場測量產(chǎn)生很大的影響，故文獻[15]選用環(huán)冷機處于不同時刻時，出口空氣平均溫度的現(xiàn)場測試值與仿真結(jié)果數(shù)值對本研究所采用模型的正確性進行驗證。從表1可以看出，在數(shù)值仿真結(jié)果和測試結(jié)果之間存在不同程度的誤差。該誤差主要來源于：(1)測試期間環(huán)冷機操作參數(shù)的波動；(2)測試時在煙罩上進行了開孔，對環(huán)冷機內(nèi)的溫度場、速度場和壓力場產(chǎn)生了干擾破壞作用；(3)環(huán)冷機存在漏風。但是，環(huán)冷機出口空氣溫度的數(shù)值仿真結(jié)果與實驗測試結(jié)果的最大誤差小于10%，環(huán)冷機內(nèi)燒結(jié)礦的溫度分布與實際趨勢也基本一致，因此，可以認為本文所建立的模型及計算結(jié)果是可靠的。

計算結(jié)果與分析

由環(huán)冷機對流換熱控制方程可以看出：物料粒徑、空隙率、進風溫度、進風速度、料層高度等都會對環(huán)冷機溫度場、流場分布產(chǎn)生影響[15]。本文主要研究不同固相顆粒粒徑對余熱利用量的影響，3種粒徑的物料沿臺車高度方向按粒徑從小到大的順序布置于上、中、下3層，試驗工況見表2（略）。

1）溫度場分布：冷卻時間為581s時，環(huán)冷機內(nèi)物料溫度如圖2所示。由圖2可見：經(jīng)過分層布料工藝后，環(huán)冷機內(nèi)出現(xiàn)高溫區(qū)與低溫區(qū)，除工況Ⅵ(體積換熱系數(shù)按料層高度由大向小分布)外，其余工況均有明顯的高、低溫區(qū)交錯分布現(xiàn)象。環(huán)冷機下層物料均能得到很好的冷卻，但在工況Ⅰ，Ⅱ，Ⅴ中，環(huán)冷機中層或上層靠近壁面的區(qū)域出現(xiàn)部分高溫區(qū)域，這3種工況粒徑配置的共同點為：中層向上層過渡時，物料粒徑均減小，即流體自中層向上層流動時，所受到的阻力增加，于是流體更多從中間區(qū)域流出，壁面區(qū)域的物料由于冷卻不充分而出現(xiàn)高溫區(qū)。工況Ⅲ和Ⅵ上層物料粒徑最大，故換熱效果較差，出現(xiàn)較明顯的高溫區(qū)；工況Ⅲ和Ⅳ中層物料粒徑最小，換熱效果較好，故臺車中層物料冷卻效果最好；工況Ⅰ和Ⅳ下層物料粒徑最大，但由于臺車結(jié)構(gòu)影響，下層流體的物理速度最大，氣固兩相溫差最大，故換熱效果較好。為反應臺車內(nèi)溫度分布的均勻性，表3列出了環(huán)冷機不同截面處溫度的標準差。由表3可以看出：工況Ⅰ和Ⅳ中的物料溫度分布較均勻，有利于提高燒結(jié)礦冷卻質(zhì)量。環(huán)冷機不同工況下出口截面物料溫度分布如圖3所示。由圖3可以看出：不同工況下的燒結(jié)物料在1500s之前冷卻速度較快，整個循環(huán)過程中，物料溫度隨冷卻時間呈指數(shù)形式減小。對于余熱循環(huán)利用區(qū)出口空氣的溫度T，若選取無量綱溫度()/()fsfT=TTTT作為空氣的特征溫度，定義τ=τ/(H/u)為特征冷卻時間，其中，H為物料高度。圖4所示為出口截面空氣無量綱溫度隨時間的變化曲線。通過線性回歸分析，特征溫度隨特征時間滿足指數(shù)函數(shù)關(guān)系：τeBT=A(8)式中，A反映初始階段特征溫度隨特征時間的變化速率；B反映整個冷卻過程中特征溫度隨特征時間的變化速率。A與B隨H/d及22Nu(1ε)H/d變化關(guān)系分別如圖5和圖6所示。由圖5和6可以看出：擬合函數(shù)變量A隨H/d線性變化，隨22Nu(1ε)H/d對數(shù)變化；擬合函數(shù)變量B不隨H/d變化。