。340 北京科技大学学报 第33卷 平衡模型，对工程应用精度较低，难以适应目前余热 梯级利用的更高要求.因此，本文通过对环冷机内 烧结矿冷却机理的研究，认为其冷却过程可以采用 基于连续介质假设的一维非稳态传热过程数学模 型.该模型应用在某公司的环冷机上，模拟结果表 明模型假设合理且精度较高，能够满足工程应用的 要求.在此基础上，本文还对该环冷机的工艺参数 人AAAA 进行了分析，提出了工艺参数合理的操作建议. 1高温烧结矿气固换热过程物理数学模型 气体 1.1基本假设 图2物理模型 Fg 2 Physical configumtin 考虑到实际问题比较复杂，在建立数学模型前 特对环冷机系统作如下假设⑧：(1)整个冷却机 diW入ggadⅡg)+SaTm一Tg) (1) 系统的运转状态稳定，冷却机内物料分布均匀：(2) (2)固体控制方程. 高温烧结矿近似认为是大小不一的球形颗粒，与气 (I-t)0CT+dNoG0-T)= 体之间的传热为稳态：(3)环冷机内的高温烧结矿 水平运动，无沉降，气流垂直向上运动：(4)环冷机 diY am gradI)+Swa(T-T)(2) 内部沿长度和宽度方向的导热可忽略不计：(5)空 式中：eb为孔隙率；Pg为气体密度，kgm;t为时 气与高温烧结矿间的相对速度为空气速度；(6)忽 间，§C为气体比热容，于kg·℃；S为单位体 略热弥散和气相导热， 积内的换热面积i·m;入和入m分别为气体和 1.2物理模型 固体热导率Wm。℃：g和m分别为气体和 环冷机的三维渲染图见图1在上述假设条件 固体的温度，℃，ωg和m分别为气体和固体的表 下，高温烧结矿冷却过程的物理模型见图2高温烧 观速度，ms:a为综合换热系数，Wm2.℃-；pm 结矿水平运动，冷却风垂直向上运动，它们之间主要 为固体密度，k。m;Gm为固体比热容，小 通过对流方式换热，使烧结矿温度降低，达到冷却的 kg1。℃-1 效果，同时冷却风由于吸收热量温度升高，被再次 由于环冷机的台车宽度较宽，一般为3~4四 利用. 台车宽度方向上烧结矿温差较小，可忽略其沿台车 宽度方向上的换热，现场测试也证实了这一假设 另外，沿烧结矿运动方向（防向）上，可以用时间维 来代替有效冷却长度.因此，根据上述假设，高温烧 结矿冷却过程其控制方程可用一维非稳态传热过程 数学模型来描述1☑ (3)气体控制方程. EbOg- GCp.T)-S-a(-) 3) (4)固体控制方程 图1某环冷机示意图 Fg 1 Schematic digrm of an annujar cooker (1-tN@YGE)_ 1.3数学模型 +Swa(T-T) (4) 根据能量守恒原理，高温烧结矿冷却过程其三 维非稳态传热过程数学模型如下10 式中，为料层高度方向上的坐标，四 (1)气体控制方程. 孔隙率eb采用萨斯科夫和洛别斯卡娅提出 qGT)+diN:Ca0rT)= 的经验公式计算，见下式： eb=0.0005×(15.5月+1L.33+9.1号+北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 平衡模型, 对工程应用精度较低, 难以适应目前余热 梯级利用的更高要求.因此, 本文通过对环冷机内 烧结矿冷却机理的研究, 认为其冷却过程可以采用 基于连续介质假设的一维非稳态传热过程数学模 型 .该模型应用在某公司的环冷机上, 模拟结果表 明模型假设合理且精度较高, 能够满足工程应用的 要求.在此基础上, 本文还对该环冷机的工艺参数 进行了分析, 提出了工艺参数合理的操作建议 . 1 高温烧结矿气 --固换热过程物理数学模型 1.1 基本假设 考虑到实际问题比较复杂, 在建立数学模型前 特对环冷机系统作如下假设 [ 8--9] :( 1) 整个冷却机 系统的运转状态稳定, 冷却机内物料分布均匀;( 2) 高温烧结矿近似认为是大小不一的球形颗粒, 与气 体之间的传热为稳态;( 3) 环冷机内的高温烧结矿 水平运动, 无沉降, 气流垂直向上运动;( 4) 环冷机 内部沿长度和宽度方向的导热可忽略不计 ;( 5) 空 气与高温烧结矿间的相对速度为空气速度 ;( 6)忽 略热弥散和气相导热 . 1.2 物理模型 环冷机的三维渲染图见图 1.在上述假设条件 下, 高温烧结矿冷却过程的物理模型见图 2.高温烧 结矿水平运动, 冷却风垂直向上运动, 它们之间主要 通过对流方式换热, 使烧结矿温度降低, 达到冷却的 效果, 同时冷却风由于吸收热量温度升高, 被再次 利用. 图 1 某环冷机示意图 Fig.1 Schematicdiagramofanannularcooler 1.3 数学模型 根据能量守恒原理, 高温烧结矿冷却过程其三 维非稳态传热过程数学模型如下 [ 10] . ( 1) 气体控制方程. εbρg ( CgTg) τ +div( ωg, yCgρgTg) = 图 2 物理模型 Fig.2 Physicalconfiguration div(λggradTg) +Spvα(Tm -Tg) ( 1) ( 2) 固体控制方程 . ( 1 -εb)ρm (CmTm) τ +div(ωmCmρmTm ) = div( λmgradTm) +Spvα( Tg -Tm ) ( 2) 式中 :εb为孔隙率;ρg为气体密度, kg·m -3;τ为时 间, s;Cg为气体比热容, J·kg -1 ·℃ -1;Spv为单位体 积内的换热面积, m 2 ·m -3 ;λg和 λm 分别为气体和 固体热导率, W·m -1 ·℃ -1;Tg和 Tm 分别为气体和 固体的温度, ℃;ωg, y和 ωm 分别为气体和固体的表 观速度, m·s -1;α为综合换热系数, W·m -2 ·℃ -1 ;ρm 为固 体密 度, kg· m -3;Cm 为 固体 比 热 容, J· kg -1 ·℃ -1 . 由于环冷机的台车宽度较宽, 一般为 3 ～ 4 m, 台车宽度方向上烧结矿温差较小, 可忽略其沿台车 宽度方向上的换热, 现场测试也证实了这一假设. 另外, 沿烧结矿运动方向 ( x方向 )上, 可以用时间维 来代替有效冷却长度.因此, 根据上述假设, 高温烧 结矿冷却过程其控制方程可用一维非稳态传热过程 数学模型来描述 [ 7, 11--12] . ( 3) 气体控制方程 . εbρg ( CgTg) τ + y ( ωg, yCgρgTg) =Spvα(Tm -Tg) ( 3) ( 4) 固体控制方程 . ( 1 -εb) ρm (CmTm ) τ = y λm Tm y +Spvα( Tg -Tm ) ( 4) 式中, y为料层高度方向上的坐标, m. 孔隙率 εb采用萨斯科夫和洛别斯卡娅 [ 13] 提出 的经验公式计算, 见下式 : εb =0.000 5 ×( 15.5a1 +11.3a2 +9.1a3 + · 340·