干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数

D01:10.13374.isml00103x.2007.2.B4 第29卷第12期 北京科技大学学报 Vol.29 No.12 2007年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dec.2007 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TQ52216 干法熄焦是治金和焦化行业的新工艺.干法熄 系数M=1068-352 焦技术具有三大优点：提高焦炭的品质：避免湿法熄 文献7一8给出了多孔固体料层平均表面换热 焦对环境污染和回收红焦显热；能够起到节能与环 系数的经验公式.根据一些作者的研究，平均体积 保双重作用一1.从20世纪20年代开始研究干熄 换热系数与平均表面换热系数可以通过多孔料层的 焦技术以来原苏联、日本和德国在干熄焦装置的发 比表面积和孔隙率进行换算.近年来随着干熄 明、投产、大型化和自动化等进程中，一直起着领先 焦工艺在国内治金行业的应用，国内一些学者也对 的作用9.但由于干熄焦技术的专利权和保密性， 平均换热系数进行了实验研究. 使得目前可公开查阅的资料非常有限.我国自1985 本文根据干熄炉内焦炭与循环气体传热的基本 年由宝钢引进干熄焦装置以来目前己具备了70~ 特点，设计并建立了干熄炉模型实验装置，针对焦炭 120th1干熄焦装置的设计和制造能力小. 粒度、循环气体流量等关键参数进行了实验研究，得 干熄焦工艺的关键设备是干熄炉，在干熄炉 出冷却段平均换热系数及相关准则数关系，并与 内，炽热红焦由炉顶装入预存段自上而下运动，经 式(1)进行了比较：通过对焦炭导热反问题的数值求 冷却段与循环气体交换热量被冷却：循环气体自下 解，得到冷却段中轴线上焦炭颗粒的表面热流和表 而上作逆向流动，吸收焦炭显热后，经斜道排出.焦 面局部换热系数. 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 1 实验装置 规律的关键参数，也是干熄炉设计计算及控制运行 干熄焦传热模拟实验装置由干熄炉组、热风系 的基本参数 统、冷风系统和流量控制系统四部分构成7,9，如 Kitaev等人对焦块填充床平均体积换热系数进 图1所示.为有效利用加热系统和加快实验进程 行了大量的实验研究工附9，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α，可： 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 a=A: 山 (1) 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 式中，ay为体积换热系数，W·m一3·K1;A,为常 数，对于焦炭A=170:ug为0℃时竖炉自由断面上 控制阀，冷风系统向干熄炉内鼓入一定流量的冷风 气体的速度，m·s,T。为气体的平均温度，K:d。 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. 为料块的当量直径，m:M为与料层孔隙率e有关的 干熄焦实验炉按熄焦能力为70th的干熄炉 收稿日期：2006-09-10修回日期：2006-12-10 尺寸的/7比例设计，参见图2.冷却段两个基本测 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 量层的相对高度为H.对于每一测量层，在轴心处 (N0.50136020) 作者简介：冯妍卉(1974一），女，副教授，博士 放置一个由被测焦炭制成的测试球.测试球中埋入

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 522.16 收稿日期:2006-09-10 修回日期:2006-12-10 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 ～ 120 t·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. Kitaev 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 s u 0.9 g T 0.3 g d 0.75 p M ( 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 As =170 ;ug 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 ;dp 为料块的当量直径, m ;M 为与料层孔隙率ε有关的 系数, M =10 1.68ε-3.56ε 2 . 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 70 t·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 University of Science and Technology Beijing Vol.29 No.12 Dec.2007 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2007.12.034

第12期 冯妍卉等：干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数 。1269· 两支热电偶，以测量焦炭温度，如图3所示.在炉体 实验用焦炭比热容为0.96kJkg1K1,热导 半径中心插入抽气热电偶，用于测量相应位置的炉 率为1.1W·m1·K-1,可视密度为107275 气温度.测试信号由Data Acquisition System装置 kg“m3,其他基本参数如表17所示选取五种筛 采集，通过RS一232C端口与计算机交换数据. 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、 2加热风风机 1600-18002050-2250和2500~2800kgh1. 表1实验用焦炭的物性参数 Table 1 Physical properties of experimental cokes 筛分直 当量直 堆密度/ 序号 孔隙率 径/mm 径/mm (kg'm-3) 15-25 2045 569.57 0.469 25-35 3329 54242 0.494 冷却风 35-45 4418 53384 0502 45-55 5478 53L.82 0.504 1一加热风孔板流量计：2一换热器组：3一干熄炉组：4一阀组： 55-65 61.42 509.60 0525 5一冷却风孔板流量计 图1干熄炉系统实验装置示意图 Fig.I Schematic illustration of experimental sets of a Q system 2平均换热系数 2.1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十 dx高度微元段和t→t十dr微元时间内，焦炭与气 预存段 气体出口 体单位时间内的换热量可表述为： do=aal Te(x,t)-Tg(x,t)]Fdx (2) 其中，a为表面换热系数，Wm2·K；a为焦炭 冷却 气体 焦炭 的比表面积，m'；T。和T,为焦炭和冷却气体的温 冷却段 温度 温度 度；F为干熄炉横截面面积，m2.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，α和 布风板 F均为常数，所以在测量段(0≤x≤H)内对式(2)积 底锥段 分，可得： 气体人口 o-:[ a,Tex,t)dx- H 图2干熄焦实验炉温度测量点分布图 Fig.2 Temperature testing points in CDQ experimental shaft Jo aTs(x,)dx d/△r (3) 其中τ，和τ。分别表示计算开始时刻和结束时刻， s;且△t=te-t. 热电偶1 为了处理式(3)中的积分项设T(x,)沿x 热电偶2 方向存在某种平均值T(τ)，使 气体 H H (x,dx-aTd()dx- 「H 成立则定义 图3焦炭测试球物理模型 a.dx (4) Fig.3 Physical model of testing coke

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 Schematic illustration of experimental sets of a CDQ system 图 2 干熄焦实验炉温度测量点分布图 Fig.2 Temperature testing points in CDQ experimental shaft 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 0.96 kJ·kg -1 ·K -1 , 热导 率为 1.1 W · m -1 ·K -1 , 可视 密度 为 1 072.75 kg·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 1 000 ～ 1 200 、 1 600 ～ 1 800 、2 050 ～ 2 250 和 2 500 ～ 2 800kg·h -1 . 表1 实验用焦炭的物性参数 Table 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 1 15 ～ 25 20.45 569.57 0.469 2 25 ～ 35 33.29 542.42 0.494 3 35 ～ 45 44.18 533.84 0.502 4 45 ～ 55 54.78 531.82 0.504 5 55 ～ 65 61.42 509.60 0.525 2 平均换热系数 2.1 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+dτ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 =αsa[ Tc ( x , τ) -Tg ( x , τ)] F dx ( 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 ;Tc 和 Tg 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∫ τe τs ∫ H 0 αsT c( x , τ) d x - ∫ H 0 αs Tg ( 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 Tc ( x , τ) 沿 x 方向存在某种平均值 Tc( τ), 使 ∫ H 0 αs Tc ( x , τ) d x =∫ H 0 αs Tc( τ) d x = Tc( τ)∫ H 0 αsd x 成立, 则定义 αs = 1 H∫ H 0 αsdx ( 4) 第 12 期 冯妍卉等:干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数 · 1269 ·

。1270· 北京科技大学学报 第29卷 于是有： 15 H 本·◇△。实验值 JoaT(x,dx=HaT以. -Kitaev公式年 同理，对于T(x,t)的积分项有： ￥o H Jo a.Tg(x,)dx=H a.Tg(t) 代入式(3)，注意到焦炭的堆积体积V=FH,于是 00 可得： 04 0.6 0.8 0=aa7i-7da(5) 冷却气体流速，“(m·s) 图5干熄炉冷却段平均体积换热系数 对Q,取时间平均，得到Q,并定义积分平均温差： Fig.5 Average heat transfer coefficients of the cooling chamber in (T(-T( CDQ shaft (6) 3导热反问题的数学模型和焦炭表面 于是得到平均换热系数a: 局部换热系数 a,=Q/L'ea(△T)xJ (7) 3.1数学模型 根据体积与表面换热系数的关系9，可得平均体积 干熄炉内焦炭颗粒和循环冷却气体之间的局部 换热系数av的表达式 换热是一个复杂的传热过程，影响因素较多.为了 ay=Q/V(△T) (8) 研究上的方便和突出问题的物理本质，作如下假设： 式中Q和（△T):均由实验数据处理后得到.当焦 (1)焦炭物性均匀，密度、比热容和热导率为 炭和气体温度沿冷却段高度方向上的分布近似于线 定值； 性时，可用算术平均值处理计算（△T), (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； 2.2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 (3)冷却初始时刻焦炭内部温度均匀分布： 所示.图中，雷诺数定义为Re=usd/vg,努赛尔数 (4)焦炭球内的温度分布关于球心对称. 定义为Nu=adp/kg·其中，为气体的运动粘 由此，干熄炉内焦炭冷却过程简化为沿半径？ 方向变化的球体的一维非稳态传热过程，如图3所 度，m2s;kg是气体的导热系数，Wm1K-1 示.焦炭测试球内部导热微分方程为 1.8·0△0实验值 一准则数曲线 G,T紫-引k到 (9) 1.6 14 相应的边界条件为： 1.2F ar二0 r=0.-ke ar 1.0 T 222.42.6283.03.23.43.6 r=R,-k.=g() Re 其中，p为焦炭密度kg“m3;Cp为焦炭定压比热 图4干熄炉冷却段换热准则数关系 容，kkg1K-1;R为焦炭当量半径，mm;ke为焦 Fig.4 NrRe curve for the cooling chamber in CDQ shaft 炭热导率，Wm1K;ge(t)是焦炭的表面热流 图5给出了按积分平均温差计算得到的实验干 密度，Wm2,未知，是解的一部分. 熄炉内冷却段的平均体积换热系数，并与Kitaev公 不同时刻，下，由实验测量获得焦炭中心点0 式进行了比较.图中序号与表1中工况一一对应. 和焦炭径向点r1的温度Yon和Y1m.根据焦炭内部 可以看出，二者相近，并表现出一致的变化规律.实 初始温度均匀分布的假设条件3)，则有： 验结果表明：冷却气体流量增加有利于提高换热系 t=0,T(r,0)=To=(Yo0十Yo)/2(10) 数：平均体积换热系数对焦炭的粒度较为敏感，并且 3.2导热反问题的求解 在焦炭粒度变小时，换热系数急剧增加. 焦炭表面热流密度q(τ)的确定归结为焦炭导

于是有: ∫ H 0 αs Tc( x , τ) d x =H αs Tc( τ) . 同理, 对于 Tg ( x , τ) 的积分项有: ∫ H 0 αs Tg ( x , τ) dx =H αs Tg ( τ) 代入式( 3), 注意到焦炭的堆积体积 Vc =FH, 于是 可得 : Q =V ca∫ τe τs αs[ Tc( τ) -Tg ( 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=∫ τe τs [ T c( τ) -Tg ( τ)] dτ/Δτ ( 6) 于是得到平均换热系数 αs : αs =Q/[ V ca(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/[ Vc (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. 2.2 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 =ugd p/ v g , 努赛尔数 定义为 Nu =αsdp/ 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 chamber in CDQ shaft 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 Kitaev 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 coefficients of the cooling chamber in CDQ shaft 3 导热反问题的数学模型和焦炭表面 局部换热系数 3.1 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 ρCp T( r, τ) τ =1 r 2 r kc r 2 T( r, τ) r ( 9) 相应的边界条件为 : r =0, -k c T r =0 r =R , -kc T r =qc ( τ) 其中, ρ为焦炭密度, kg·m -3 ;Cp 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 ;qc ( 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 0 n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) =T0 =( Y 00 +Y 10) /2 ( 10) 3.2 导热反问题的求解 焦炭表面热流密度 qc( τ) 的确定归结为焦炭导 · 1270 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 29 卷

第12期 冯妍卉等：干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数 。1271。 热反问题的求解.将焦炭冷却过程按一定周期进行 后减少；焦炭表面热流密度q逐步增加，而后趋于 划分，假定每个周期内焦炭表面热流密度为一恒定 平缓，再逐渐减少：焦炭表面局部换热系数α一直 值，对其进行估计，通过数值迭代求解导热微分方 保持增长趋势，当焦炭温度降至与周围冷却气体温 程，使焦炭内部温度测量点的数值计算结果和相应 度基本一致时，α。剧增趋于无穷大（图中未画出）， 时刻下的实验测量值之间具有最小误差.本文采用 焦炭与冷却气体达到热平衡状态.比较上、下焦炭 最小二乘法构造误差函数，有： 测试球还可看出，由于下层焦炭靠近冷风入口，从而 Sn=[Yon-T(0 )]2+[Yin-T(ri,)]2 具有较高的表面热流和局部换热系数，温差(T,一 (11) Tg)变化迅速，焦炭冷却较快；上层焦炭远离冷风入 即表面热流的最佳估计值下，Sm具有最小值. 口，冷却过程开始相对于下层焦炭有明显滞后（对于 在数值求解表面热流9(t)时，可同步计算确 图中情形，滞后约500s),并且冷却过程中相关物理 定焦炭球各点的温度值T(r,t,g(t),包括焦炭 量变化平缓焦炭所需冷却时间较长.需要指出的 表面温度T(τ).应用牛顿冷却公式。可最终确定 是，在冷却初始阶段，热焦炭加热冷却气体，因而在 焦炭的表面局部换热系数： 干熄炉冷却段上部，焦炭表面温度略低于冷却气体 a()=ge(t)/八T(t)-T(] (12) 温度，即T。一T<0,如图7(c所示 其中，a()为焦炭表面局部换热系数Wm2K一； 300 T()为焦炭周围冷却气体温度，℃可直接由实验 200 (a) ·一一下层焦炭测试球 一上层焦炭测试球 100 测量获得 色 0 00 1000 1500 2000 2500 3.3局部换热系数结果和讨论 百1o0 (b) 数值求解焦炭导热反问题时，假定热流变化周 1000 500 期与实验测温采样周期一致，即从冷却过程开始，认 500 100015002000 2500 为每10s时间段内焦炭表面热流密度为一恒定值. 80 6 .( 数值计算时间步长取为1s.图6~7绘出了冷却空 40 2 气质量流量mg为1048.3kg·h的条件下， 500 1000150020002500 44.18mm当量粒径的焦炭冷却的实验和计算结果. 时间s 350 计算值(1)，(2)一焦炭测试球 图7焦炭表面局部换热系数(、热流(b)以及温差(c)随时间的 300 ·测量值温度测量值和计算值 (I),(Ⅱ)一焦炭测试球 变化规律 250 (1) 周围气体温度测量值 Fig.7 Changes in local heat transfer coefficient(a),local heat 200 上层 flux(b)and temperature difference(c)with time 150 色 100 下层 (Ⅱ) 在表1序号2~5的实验条件下，依据上、下焦 30 炭测量温度的平均值进行导热反问题计算，并将得 0 500 1000150020002500 到的焦炭表面局部换热系数对时间取算术平均值， 时间/s 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 图6焦炭和冷却气体温度随时间的变化 Fig.6 Changes in temperatures of cokes and cooling gas with time 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. 图6给出的是上、下焦炭测试球温度测量值和 4结论 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 (1)本文根据干熄炉内焦炭与循环气体的换热 重合，证明了焦炭导热反问题数学模型和计算结果 特点，设计了非稳态固定床干熄炉模型实验装置 的准确性. 推导出焦炭床层平均换热系数的计算公式，公式表 图7分别揭示了上、下焦炭测试球表面局部换 明积分平均温差（△T):是影响平均换热系数的关 热系数、表面热流以及焦炭表面与气体的温差随时 键参数.针对焦炭粒度和冷却气体流量等参数进行 间的变化规律.从图中可以看出，随着冷却过程的 了实验研究，得到了焦炭床层平均换热系数及其关 进行，焦炭表面与冷却气体的温差(T,一T)先增加 联关系，并与Kitaev公式进行了比较.为获得焦炭

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 1 n -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 qc ( τ) 时, 可同步计算确 定焦炭球各点的温度值 T( r, τ, qc( τ)), 包括焦炭 表面温度 Ts( 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) =qc ( τ) /[ Ts( τ) -Tg ( 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 . 3.3 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 10 s 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 1 s.图 6 ～ 7 绘出了冷却空 气质量 流量 mg 为 1 048.3 kg ·h -1 的 条件下, 44.18 mm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 Changes 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( Ts -Tg )先增加 后减少 ;焦炭表面热流密度 qc 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( Ts - Tg )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 500 s), 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 Ts -Tg <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 Changes in local heat transfer coefficient ( 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 Kitaev 公式进行了比较.为获得焦炭 第 12 期 冯妍卉等:干熄炉焦炭床层局部和平均换热系数 · 1271 ·

。1272· 北京科技大学学报 第29卷 90r 加有利于提高换热系数，并且换热系数对焦炭粒度 80*◇△0实验值 2 较为敏感. 拟合直线 70 参考文献 60 【刂赵沛，蒋汉华.钢铁节能技术分析.北京：治金工业出版社， 1999.71 40 【习潘立慧，魏松波.炼焦新技术.北京：治金工业出版社，2005： 30 213 204 [3习捷波里特斯基M了干法熄焦。李哲浩，虞继舜，何中虹，译. 10 北京：治金工业出版社，1981：6 0.3 0.40.50.60.7 0.8 冷却气体流速，/(ms) [4 Takashi M,Takeo F.Seiichim S.The coke dry quenching pro cess as energy-saving technology.Trans Iron Steel Inst Jpn. 图8干熄炉冷却段中轴线上的焦炭表面局部换热系数 1980,20(2)±108 Fig.8 Local heat transfer coefficients along the axis of the cooling [5 Wang C H.How Baoshan Steel Works commissioned China's chamber in CDO shaft first coke dry quench plnt.Steel Times Int 1987,11(1):48 [(Kitaev B H.竖炉热交换.姚正，宋辰光，译北京：中国工业出 表面局部换热系数，实施了焦炭导热反问题的数值 版社出版.1964.93 求解.计算结果表明，焦炭表面局部换热系数随着 【王获楠.干熄炉焦炭床层传热系数的实验研究学位论文]· 冷却过程的进行逐渐增大，直到焦炭温度降至与冷 北京：北京科技大学.2002：20 却气体基本一致时，换热系数剧增趋于无穷大，达到 [8 Sesadri V,da Silva Pereira RO.Comparison of formulae for de termining heat transfer coefficient of packed beds.Trans ISIJ. 热平衡态. 1986.26604 (2)实验结果表明，焦炭局部换热系数与干熄 [身冯妍卉，张欣欣，刘华飞等.干熄炉内平均换热系数的实验研 炉内平均换热系数变化规律相似：冷却气体流量增 究燃料与化工，2003,344)：179 Local and average heat transfer coefficients of coke bed in a coke dry quenching chamber FENG Y anhui,ZHANG Xinxin,LIU Zhicheng,WU Maolin Mechanical Engineering School,University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China ABSTRACT According to the features of coke bed heat transfer in a coke dry quenching (CDQ)chamber,an experimental setup of CDQ chamber heat transfer was established to test the primary parameters such as coke size and cooling gas flow.In order to deal with experimental data effectively,the average heat transfer coeffi- cient was redefined and its dimensionless equation was deduced.The local heat transfer coefficient of coke bed was numerically 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. KEY WORDS coke dry quenching (CDQ);heat transfer coefficient;inverse heat conduction problem;coke dry quenching chamber;coke bed;coke size

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 coeffi cients along the axis of the cooling chamber in CDQ shaft 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￾cess as energy-saving t echnology .Trans Iron Steel Inst Jpn, 1980, 20( 2) :108 [ 5] Wang C H .How Baoshan S teel Works commissioned China' s first coke dry quench plant.Steel Times Int, 1987, 11( 1) :48 [ 6] Kitaev B H .竖炉热交换.姚正, 宋辰光, 译.北京:中国工业出 版社出版, 1964:93 [ 7] 王荻楠.干熄炉焦炭床层传热系数的实验研究[ 学位论文] . 北京:北京科技大学, 2002:20 [ 8] Sesadri V, da Silva Pereira R O .Comparison of f ormulae f or de￾t ermining heat transf er coefficient of packed beds.Trans ISIJ, 1986, 26:604 [ 9] 冯妍卉, 张欣欣, 刘华飞, 等.干熄炉内平均换热系数的实验研 究.燃料与化工, 2003, 34( 4) :179 Local and average heat transfer coefficients of coke bed in a coke dry quenching chamber FENG Y anhui, ZHANG Xin xin, LIU Zhicheng, WU Maolin Mechanical Engineering School, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China ABSTRACT According to the features of coke bed heat transfer in a coke dry quenching ( CDQ) chamber, an experimental setup of CDQ chamber heat transfer was established to test the primary parameters such as coke size and cooling gas flow .In order to deal with experimental data effectively , the average heat transfer coeffi￾cient w as redefined and its dimensionless equation was deduced .The local heat transfer coefficient of coke bed w as numerically 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 w ith increasing fluid flux and are sensitive to coke size, and the smaller the coke size, the larger the heat transfer coefficients . KEY WORDS coke dry quenching ( CDQ ) ;heat transfer coefficient ;inverse heat conduction problem ;coke dry quenching chamber ;coke bed ;coke size · 1272 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 29 卷