DOI： 10.11817/j.issn.1672-7207.2021.04.020
基于热载体焓火用的烧结余热回收竖罐操作参数优化
冯军胜1，张晟2，赵亮2，董辉2
(1. 安徽建筑大学 环境与能源工程学院，安徽 合肥，230601；
2. 东北大学 冶金学院，辽宁 沈阳，110819)
摘要：以烧结矿余热回收竖罐为研究对象，基于多孔介质和局部非热力学平衡双能量方程模型，建立竖罐内气体流动和气固传热的稳态计算模型，模拟研究烧结矿进口温度、空气进口流量和温度等操作参数对竖罐内气固传热过程的影响，并以竖罐出口空气焓火用为优化目标函数，采用全工况方法得到最大空气焓火用条件下的最佳操作参数组合。研究结果表明：竖罐出口空气焓火用随烧结矿进口温度增加而增加，随空气进口流量和温度增加先增加后减小；通过调整竖罐内空气进口流量和温度，可获得最大的竖罐出口空气焓火用；对于某钢铁企业年产390万t的余热回收竖罐，最优操作参数组合为：空气进口流量为180 kg/s，空气进口温度为333 K。
关键词：烧结；余热回收；竖罐；焓火用；参数优化
中图分类号：TK11+5 文献标志码：A 开放科学(资源服务)标识码(OSID)
文章编号：1672-7207（2021）04-1242-09
Operating parameter optimization of vertical tank for sinter waste heat recovery based on enthalpy exergy of heat carrier
FENG Junsheng1, ZHANG Sheng2, ZHAO Liang2, DONG Hui2
(1. School of Environment and Energy Engineering, Anhui Jianzhu University, Hefei 230601, China;
2. School of Metallurgy, Northeastern University, Shenyang 110819, China)
Abstract: Taking vertical tank for sinter waste heat recovery as research object, steady-state calculation model of gas flow and gas solid heat transfer in vertical tank was established on the basis of porous medium and two-equation energy model of local non-equilibrium thermodynamics. The effects of sinter inlet temperature, air inlet flow rate and temperature on the gas solid heat transfer process in vertical tank were investigated numerically. The air enthalpy exergy at the outlet of vertical tank was selected as the optimized objective function, and the optimal operating parameter combination under the condition of maximum air enthalpy exergy was obtained by the whole working condition method. The results show that the air enthalpy exergy at the outlet of vertical tank increases with the increase of sinter inlet temperature, and increases initially and decreases afterwards with the increase of air inlet flow rate and temperature. The maximal air enthalpy exergy at the outlet of vertical tank can be achieved through the adjustment of air inlet flow rate and temperature in vertical tank. For the vertical tank for waste heat recovery with an annual output of 3.9 million t sinter in an iron and steel company, the optimal operating parameter combination is as follows. The air inlet flow rate is 180 kg/s, and the air inlet temperature is 333 K.
Key words: sinter; waste heat recovery; vertical tank; enthalpy exergy; parameter optimization
烧结矿余热资源约占我国钢铁企业余热资源总量的8%，是钢铁企业最具开发潜力的大宗余热资源之一[1-2]。烧结余热回收竖罐是针对现存烧结环冷机存在的难以克服的弊端，提出的一种烧结矿余热高效回收设备[3-4]。目前，烧结余热回收竖罐还处于实验室研究阶段，竖罐内气体流动和气固传热过程是影响竖罐式余热回收技术可行性的2个关键问题。竖罐内气体流动过程直接影响气流通过床层的压力降，进而影响鼓风机的耗电量，而气固传热过程直接影响竖罐出口热载体的品质，进而影响后续的余热发电量。因此，研究竖罐内气体流动和传热过程对提高用能水平和优化竖罐热工参数都有十分重要的意义。
目前，针对烧结矿床层内气体流动和气固传热的研究主要集中于烧结环冷机中。张家元等[5]模拟研究了环冷机内不同分层布料工况和常规布料工况，并以余热回收率为优化目标函数，得到了环冷机内适宜的分层布料参数；ZHANG等[6]采用多孔介质和局部非热力学平衡理论，建立了环冷机内非稳态气固传热模型，对床层内烧结矿冷却过程进行模拟研究和参数优化分析；LIU等[7]基于局部非热力学平衡理论建立了环冷机内非稳态气固传热模型，对不同工况下环冷机的余热回收量进行了能量分析和火用分析；FENG等[8]建立了环冷机内双能量方程模型，分析了烧结矿进口温度、空气进口流速和温度对环冷机余热回收量的影响；张晟等[9-10]基于双能量方程建立了环冷机内气固传热模型，数值研究了环冷机余热回收的主要影响因素及其影响规律，并给出了提高环冷机余热回收的有效方法；TIAN等[11-12]建立了环冷机内三维流动和传热的数值计算模型，以最终烧结矿温度和余热回收火用量为目标函数，优化分析环冷机的运行参数。
综上所述，目前环冷机内气固流动和传热的数值模拟研究较多，且大多是非稳态传热过程，涉及床层内气固稳态传热的研究较少。由于竖罐内气体流动和气固传热过程的复杂性，导致烧结矿床层内流动和传热研究主要以实验研究为主[13-16]，针对竖罐内流动和传热的数值研究较少，且在仅有的数值研究中也未涉及竖罐热工参数优化这一关键问题，导致烧结竖罐的设计更多是基于经验而缺乏理论依据。基于此，本文作者以多孔介质模型为基础，采用局部非平衡热力学理论建立竖罐内气固流动和传热的稳态计算模型，模拟研究烧结矿进口温度、竖罐进口空气流量和温度对竖罐内气固流动和传热的影响，并以竖罐出口空气焓火用为目标函数，开展竖罐操作参数的优化分析，旨在为烧结矿余热竖罐的设计和运行提供理论依据。
1 数值模型的建立
1.1 物理模型
余热回收竖罐的结构示意图如图1所示。由图1可见：热烧结矿从罐体顶部进入竖罐内，自上往下缓慢下移，在冷却段与上行的冷却空气进行热交换后由罐体底部排出。冷却空气(即热载体)分别自风帽口和罐体底部鼓入竖罐内，在冷却段与热烧结矿进行逆流式换热后从斜道段出口排出。
图1 余热回收竖罐的结构示意图
Fig. 1 Schematic diagram of vertical tank for waste heat recovery
由于竖罐冷却段是热烧结矿与冷却空气进行热交换最主要和最强烈的区域，而设置预存段和斜道段是为了保证冷却段气固换热过程的连续性，以及换热后的空气能够顺利从斜道段出风口被排出，确保竖罐不会出现顶部漏风的情况。因此，竖罐内气固换热过程主要集中在冷却段内，在数值建模过程中将竖罐冷却段设定为模拟计算区域，如图2所示。
图2 竖罐计算区域
Fig. 2 Computational domain of vertical tank
由于烧结矿颗粒形状各异，且粒径不均匀，导致气体在床层内的流动传热过程较复杂，难以进行准确的数学描述和数值模拟。由于床层内颗粒直径远小于竖罐尺寸，对竖罐内流动传热过程进行平均化和统计处理是比较有效的途径，将竖罐冷却段视为多孔介质区域来进行数值计算[17]。因此，对竖罐的计算区域进行如下简化[6-7]：
1) 竖罐在稳定工况下运行，其操作参数为定值；
2) 竖罐内的气体流动为单相稳态流动；
3) 烧结矿为各相同性多孔介质，不考虑烧结矿自身的多孔性及在高温下的形变；
4) 忽略烧结矿颗粒间、气体内部的辐射换热以及竖罐壁面热损失。
1.2 数学模型
根据不可压缩黏性流体非定常流动的Navier-Stokes方程，选用标准k-ε湍流模型描述竖罐内气体流动规律。采用非热力学平衡双能量方程计算竖罐内气固传热过程。根据质量守恒、动量守恒和能量守恒原理，竖罐内气体流动和气固传热过程三维数学模型控制方程如下。
1) 连续性方程。
(1)
式中：ρg为气体密度，kg/m3；uj为流体在j(x，y或z)方向上的表观速度，m/s。
2) 动量守恒方程。
(2)
式中：ui为流体在i方向上的速度，m/s；pij为表面压力矢量，包括静压力和流体黏性压力；gi为流体在i方向上的体积作用力，N/m3；fi为作用在单位体积流体上的反方向阻力，N/m3。
考虑到多孔介质对流体黏性力和惯性力的影响，可通过在方程右边増加源项Si修正多孔介质内动量传输方程[6]，其表达式如下式所示。
(3)
式中：μ为空气动力黏度，kg/(m·s)；1/α为黏性阻力系数；C2为惯性阻力系数。
本文采用修正Ergun型方程计算竖罐床层内的黏性阻力系数和惯性阻力系数[18]。
(4)
(5)
式中：ε为床层空隙率；dp为烧结矿颗粒当量直径，即烧结矿实际筛分颗粒直径与颗粒形状因子的乘积，下文中均简称为烧结矿颗粒直径，m。
3) 能量守恒方程。
由于颗粒床层内气固两相热容和热导率相差较大时，气相和固相局部温度变化率会明显不同[19]。本文将固相温度Ts和气相温度Tg当成独立的变量，分别表示床层内烧结矿和气体的热状态。因此，描述床层内气固稳态传热的双能量方程如下式所示[20]。
固相时，
(6)
气相时，
(7)
式中：ρs为烧结矿的密度，kg/m；cs和cg分别为烧结矿和空气的比热容，J/(kg·K)；us和ug分别为颗粒表观下移速度和气体表观流速，m/s；Ts和Tg分别为烧结矿和空气温度，K；λs和λg分别为烧结矿和空气的导热系数，W/(m·K)；hv为气固对流体积换热系数，J/(m3·s·K)。
hv可利用Achenbach准则关系式[21]计算。
(8)
气固对流面积换热系数h可由下式确定[14]。
(9)
(10)
(11)
式中：h为气固对流面积换热系数，J/(m2·s·K)；Nu为对流传热努塞尔数；Rep为颗粒雷诺数；Pr为普朗特数。
竖罐出口空气的焓火用由温度火用和压力火用组成，主要受竖罐空气进出口温度和床层内气流压力降的影响，其表达式[22]如下：
(12)
式中：Ex为焓火用，MW；Ex, T为温度火用，MW；Ex, p为压力火用，MW。
温度火用的表达式为
(13)
式中：mg为空气质量流量，kg/s；Tg, out和Tg, in分别为竖罐出口和进口空气温度，K；T0为环境温度，K。
(14)
式中：Rg为气体常数，J/(mol·K)；p0为环境压力，Pa；Δp为床层内气流压力降，Pa。
竖罐出口空气的温度火用决定着系统发电量，而系统鼓风机的耗电量主要取决于竖罐内气流穿透床层的压力降，可将竖罐出口空气的压力火用用来定量描述鼓风机的耗电量。基于此，竖罐操作参数的设置可以系统净发电量作为直接判据，既考虑了系统发电量，又考虑了由于床层内气流压力降而造成的鼓风机耗电量。
1.3 边界条件和计算方法
竖罐底部和中心风帽的气体进口采用速度进口边界条件，速度及温度由给定的初始参数计算得出。对于竖罐冷却段壁面，设置为绝热壁面。对于冷却段空气出口，设置为压力出口边界条件，设置相对压力为0。
本文采用Fluent软件对竖罐内气体流动和气固传热过程进行数值计算，并借助软件二次开发平台，通过用户自定义函数(user defined function，UDF)将动量守恒方程源项(Si)、能量守恒方程中气固对流面积换热系数(h)和描述固体下移速度的对流项，以及气固两相物性参数随温度的变化等编译到计算模型中。
1.4 网格无关性验证
由于模型网格数会对模拟计算结果产生影响，因此，在对求解模型进行数值计算之前，需要验证模型网格的无关性。选定1个特定的计算工况分析计算区域所生成网格的独立性，计算工况的主要参数如表1所示。采用ICEM CFD网格划分软件对选定工况的计算区域进行几何建模和结构化网格划分，并选用空气和烧结矿出口温度变化验证计算模型网格的无关性。根据网格的疏密程度，得到了6种不同网格数的竖罐计算区域，网格数从259 767个变化至906 379个。针对6种不同网格的计算区域进行数值模拟，得到的模拟计算结果如图3所示。
图3 空气和烧结矿出口温度随网格数的变化
Fig. 3 Variations of air and sinter outlet temperatures with total grid numbers
由图3可以看出：空气和烧结矿出口温度的变化随网格数增加而逐渐变小，当计算区域的网格数超过549 557个时，相邻网格数的温度变化已小于0.05 K。因此，该工况下计算区域适宜的网格数为549 557个，此网格数已能够很好地满足竖罐内气固传热过程的数值计算。其他计算工况的网格无关性也按以上过程进行验证。
表1 计算工况的主要参数
Table 1 Main parameters of calculation condition
1.5 模型验证
目前烧结矿余热回收竖罐正处于理论研究阶段，无法获得竖罐全面而准确的运行数据。本文在自制小试试验竖罐(横截面积为l m2)的基础上，采用小试试验数据验证计算模型的可靠性和正确性[23]，计算所用烧结矿物性参数参见文献[23-24]。针对小试装置冷却段建立物理模型，并采用本文所建立的数学模型和计算方法对其进行计算，所得模拟计算结果与小试试验结果如表2所示。
表2 不同工况下实测值与计算值比较
Table 2 Comparison of measured and calculation results under different conditions
从表2可知：不同工况下空气出口温度的模拟计算结果与小试试验实测结果基本一致，平均相对误差为4.93%，最大相对误差也在6%以下，说明本文所建立的数值计算模型和方法是可靠的。
2 结果与分析
本模拟计算以某钢铁企业360 m2烧结机年产390万t烧结矿的实际生产工况为基准，烧结矿处理量为547.2 t/h。竖罐冷却段的内径和高度如表1所示，烧结矿物性参数如表3所示。由于烧结机烧结终点位置和竖罐底部入口空气预热效果不同，进入竖罐的烧结矿温度和空气温度并不是恒定的，而空气进口流量又是影响竖罐内气固传热过程的重要因素。因此，本文利用已建立的数值模型，针对影响竖罐内气体流动和气固传热过程的3个主要因素：烧结矿进口温度、空气进口流量和温度，在其中2个影响因素数值不变的情况下，模拟计算并分析第3个因素对竖罐内气体流动和气固传热过程的影响规律，并在此基础上以竖罐出口空气焓火用为目标函数，优化分析竖罐操作参数。不同影响因素的变化情况如表4所示。
表3 烧结矿物性参数和环境条件
Table 3 Sinter physical parameters and environmental conditions
表4 不同影响因素的变化情况
Table 4 Change conditions of different influencing factors
2.1 烧结矿进口温度的影响
在空气进口流量为190 kg/s和空气进口温度为293 K条件下，空气出口温度和气流压力降随烧结矿进口温度的变化规律如图4所示。由图4可知：随着烧结矿进口温度的增加，空气出口温度和床层内气流压力降均逐渐增加。这是由于烧结矿进口温度增加将导致床层内气固换热温差增大，冷却空气与烧结矿的换热将会增强，从而导致空气出口温度增加。另外，气固换热增强会使得床层内空气温度增加，空气的表观流速也会随之增加，导致空气与烧结矿颗粒之间的碰撞加剧，气体流动的惯性力将会增加，所以，床层内气流压力降会逐渐增加。
图4 烧结矿进口温度对空气出口温度和气流压力降的影响
Fig. 4 Effect of sinter inlet temperature on air outlet temperature and gas flow pressure drop
图5所示为竖罐出口空气温度火用、压力火用和焓火用随烧结矿进口温度的变化规律。由图5可知：随着烧结矿进口温度增加，空气的焓火用和温度火用均逐渐增加，而空气的压力火用则逐渐减小。这是因为烧结矿进口温度增加将导致空气出口温度和床层内气流压力降增加，因此，空气的温度火用会逐渐增加，而压力火用则会逐渐减小。根据式(12)可得，空气的焓火用也会逐渐增加。
图5 烧结矿进口温度对空气温度火用、压力火用和焓火用的影响
Fig. 5 Effect of sinter inlet temperature on air temperature exergy, pressure exergy and enthalpy exergy
2.2 空气进口流量的影响
在烧结矿进口温度为923 K和空气进口温度为293 K条件下，空气出口温度和气流压力降随空气进口流量的变化规律如图6所示。由图6可知：随着空气进口流量增加，空气出口温度逐渐减小，而床层内气流压力降逐渐增加。这是因为，空气进口流量增加将导致床层内空气表观流速增大，从而导致床层内气流压力降增加。由于烧结矿进口热容量是不变的，根据热力学第一定律可知，空气进口流量增加必然会导致空气出口温度减小。
图7所示为竖罐出口空气温度火用、压力火用和焓火用随空气进口流量的变化规律。由图7可知：随着空气进口流量增加，空气温度火用和焓火用呈现出先增加后减小的情况，且温度火用和焓火用之间的差值越来越大，而空气压力火用则逐渐减小。这是因为空气进口流量增加将导致空气出口温度减小，空气的能级也会随之减小。由式(13)可知：空气温度火用是余热回收量和空气能级的乘积，而余热回收量由于烧结矿出口温度限制，增加幅度逐渐减小，故而空气温度火用会呈现出先增加后减小的情况。另外，空气进口流量增加会导致床层内气流压力降增加，这使得空气压力火用逐渐减小，而压力火用减小将会导致空气温度火用和焓火用之间差值增加。
图6 空气进口流量对空气出口温度和气流压力降的影响
Fig. 6 Effect of air inlet flow rate on air outlet temperature and gas flow pressure drop
图7 空气进口流量对空气温度火用、压力火用和焓火用的影响
Fig. 7 Effect of air inlet flow rate on air temperature exergy, pressure exergy and enthalpy exergy
2.3 空气进口温度的影响
在烧结矿进口温度为923 K和空气进口流量为190 kg/s条件下，空气出口温度和气流压力降随空气进口温度的变化规律如图8所示。由图8可知：随着空气进口温度增加，空气出口温度和床层内气流压力降均逐渐增加。这是因为空气进口温度增加将导致床层内空气表观流速增加，床层内气固换热效果也会随之增强，这将会导致空气出口温度增加。另外，由于床层内空气表观流速增加，气流压力降也会随着空气进口温度增加而逐渐增加。
图8 空气进口温度对空气出口温度和气流压力降的影响
Fig. 8 Effect of air inlet temperature on air outlet temperature and gas flow pressure drop
图9所示为竖罐出口空气温度火用、压力火用和焓火用随空气进口温度的变化规律。由图9可知：随着空气进口温度增加，空气温度火用和焓火用呈现出先增加后减小的情况，且温度火用和焓火用之间的差值越来越大，而空气压力火用则逐渐减小。这是因为空气进口温度增加将导致空气出口温度增加，空气的能级也将随之增加。由于空气进口温度增加也会造成烧结矿出口温度增加，余热回收量将会逐渐减小，故而空气温度火用会出现先增加后减小的情况。另外，由于床层内气流压力降随空气进口温度增加而增加，这使得空气压力火用逐渐减小，而压力火用减小将会导致空气温度火用和焓火用之间差值增加。
图9 空气进口温度对空气温度火用、压力火用和焓火用的影响
Fig. 9 Effect of air inlet temperature on air temperature exergy, pressure exergy and enthalpy exergy
3 操作参数的优化
根据前文3个影响因素的结果分析可知：空气焓火用随着烧结矿进口温度增加而单调增加，随着空气进口流量和温度增加会出现先增加后减小的情况。因此，本文将烧结矿进口温度设定为923 K，只针对空气进口流量和温度这2个参数进行优化分析，并根据图7和图9中空气焓火用随空气进口流量和温度的变化关系，选取在最大空气焓火用条件下2个参数的水平值，如表5所示。
表5 不同操作参数的水平表
Table 5 Level table of different operational parameters
为了得到详细的研究结果，本文采用全工况计算方法对2个操作参数的优化分析，优化目标函数为竖罐出口空气焓火用，模拟计算结果如表6所示。
表6 全工况模拟计算结果
Table 6 Simulation results of whole working conditions
由表6可以看出：工况6得到的空气焓火用最大。故最优操作参数组合如下：空气进口流量为180 kg/s，空气进口温度为333 K。在此操作参数组合下，空气出口温度为796.9 K，床层内气流压力降为18.15 kPa，竖罐出口空气焓火用为41.23 MW。
4 结论
1) 基于局部非热力学平衡理论建立了余热回收竖罐内气固传热的稳态计算模型，并通过自定义函数UDF将床层内气流阻力系数、气固传热系数和描述固体下移速度的对流项等参数编译到计算模型中，同时采用自制小试竖罐试验数据与模拟计算结果进行对比分析，模拟计算值与实测值之间的平均相对误差为4.93%，验证了所建立稳态计算模型的可靠性。
2) 烧结矿进口温度、空气进口流量和温度是影响竖罐内气体流动和气固传热过程的3个主要操作参数。空气出口温度和床层内气流压力降随烧结矿进口温度和空气进口温度增加而增加。空气进口流量越大，空气出口温度越低，而床层内气流压力降越大。
3) 竖罐出口空气温度火用和焓火用随烧结矿进口温度增加而增加，随空气进口流量和温度增加而呈现先增加后减小特征，而空气压力火用则逐渐减小。通过调整竖罐内空气进口流量和温度，可获得最大的竖罐出口空气焓火用。
4) 通过对3个影响因素的计算结果进行分析，确定了空气进口流量和温度为优化操作参数。以竖罐出口空气焓火用为优化目标函数，采用全工况计算方法得到了最佳操作参数组合，即空气进口流量为180 kg/s，空气进口温度为333 K。在此操作参数组合下，空气出口温度为796.9 K，床层内气流压力降为18.15 kPa，竖罐出口空气焓火用为41.23 MW。
参考文献：
[1] 董辉, 林贺勇, 张浩浩, 等. 烧结热工测试与分析[J]. 钢铁, 2011, 46(11): 93-98.
DONG Hui, LIN Heyong, ZHANG Haohao, et al. Thermal test and analysis of sintering cooling system[J]. Iron & Steel, 2011, 46(11): 93-98.
[2] 王新东, 田京雷, 宋程远. 大型钢铁企业绿色制造创新实践与展望[J]. 钢铁, 2018, 53(2): 1-9.
WANG Xindong, TIAN Jinglei, SONG Chengyuan. Innovative practice technology and outlook in large iron and steel enterprise green manufacturing[J]. Iron & Steel, 2018, 53(2): 1-9.
[3] 蔡九菊, 董辉. 烧结过程余热资源的竖罐式回收与利用方法及其装置: 中国, 200910187381.8[P]. 2009-09-15.
CAI Jiuju, DONG Hui. The method and device of sintering waste heat recovery and utilization with vertical tank: China, 200910187381.8[P]. 2009-09-15.
[4] 董辉, 李磊, 刘文军, 等. 烧结矿余热竖罐式回收利用工艺流程[J]. 中国冶金, 2012, 22(1): 6-11.
DONG Hui, LI Lei, LIU Wenjun, et al. Process of waste heat recovery and utilization for sinter in vertical tank[J]. China Metallurgy, 2012, 22(1): 6-11.
[5] 张家元, 田万一, 戴传德, 等. 环冷机分层布料仿真与优化[J]. 化工学报, 2012, 63(5): 1385-1390.
ZHANG Jiayuan, TIAN Wanyi, DAI Chuande, et al. Simulation and optimization of sinter circular cooler layer-loading[J]. CIESC Journal, 2012, 63(5): 1385-1390.
[6] ZHANG Xiaohui, CHEN Zhuo, ZHANG Jiayuan, et al. Simulation and optimization of waste heat recovery in sinter cooling process[J]. Applied Thermal Engineering, 2013, 54(1): 7-15.
[7] LIU Yan, YANG Jian, WANG Jin, et al. Energy and exergy analysis for waste heat cascade utilization in sinter cooling bed[J]. Energy, 2014, 67: 370-380.
[8] FENG Huijun, CHEN Lingen, LIU Xiong, et al. Constructal optimization of a sinter cooling process based on exergy output maximization[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 96(3): 161-166.
[9] 张晟, 冯军胜, 董辉. 基于热载体焓火用为判据的环冷机热工参数仿真优化[J]. 化工学报, 2017, 68(11): 4129-4136.
ZHANG Sheng, FENG Junsheng, DONG Hui. Simulation and optimization of thermal parameter of sinter annular cooler based on enthalpy exergy of heat carrier[J]. CIESC Journal, 2017, 68(11): 4129-4136.
[10] 张晟, 高建业, 冯军胜, 等. 基于热载体焓火用的环冷机余热回收段仿真优化[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2018, 49(8): 2083-2090.
ZHANG Sheng, GAO Jianye, FENG Junsheng, et al. Simulation and optimization of heat recovery section of annular cooler based on enthalpy exergy of heat carrier[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2018, 49(8): 2083-2090.
[11] TIAN Wanyi, JIANG Chao, NI Bingyu, et al. Global sensitivity analysis and multi-objective optimization design of temperature field of sinter cooler based on energy value[J]. Applied Thermal Engineering, 2018, 143: 759-766.
[12] TIAN Wanyi, NI Bingyu, JIANG Chao, et al. Uncertainty analysis and optimization of sinter cooling process for waste heat recovery[J]. Applied Thermal Engineering, 2019, 150: 111-120.
[13] FENG Junsheng, DONG Hui, GAO Jianye, et al. Experimental study of gas flow characteristics in vertical tank for sinter waste heat recovery[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 91(12): 73-79.
[14] FENG Junsheng, DONG Hui, GAO Jianye, et al. Experimental study of gas-solid overall heat transfer coefficient in vertical tank for sinter waste heat recovery[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 95: 136-142.
[15] LIU Yan, WANG Jingyu, CHENG Zhilong, et al. Experimental investigation of fluid flow and heat transfer in a randomly packed bed of sinter particles[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2016, 99: 589-598.
[16] 冯军胜, 董辉, 李含竹, 等. 烧结矿余热回收竖罐内流动阻力特性[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2017, 48(4): 867-872.
FENG Junsheng, DONG Hui, LI Hanzhu, et al. Flow resistance characteristics in vertical tank for sinter waste heat recovery[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2017, 48(4): 867-872.
[17] PELAGAGGE P M, CAPUTO A C, CARDARELLI G. Optimization criteria of heat recovery from solid beds[J]. Applied Thermal Engineering, 1997, 17(1): 57-64.
[18] FENG Junsheng, DONG Hui, DONG Hongda. Modification of Ergun's correlation in vertical tank for sinter waste heat recovery[J]. Powder Technology, 2015, 280: 89-93.
[19] WAKAO N, FUNAZKRI T. Effect of fluid dispersion coefficients on particle-to-fluid mass transfer coefficients in packed beds: Correlation of Sherwood numbers[J]. Chemical Engineering Science, 1978, 33(10): 1375-1384.
[20] 冯军胜. 烧结矿余热回收竖罐内气固传热模型研究[D]. 沈阳: 东北大学冶金学院, 2014: 45-48.
FENG Junsheng. Study on gas-solid heat transfer model in vertical tank for recycling sinter waste heat[D]. Shenyang: Northeastern University. School of Metallurgy, 2014: 45-48.
[21] HWANG K S, JUN J H, LEE W K. Fixed-bed adsorption for bulk component system: non-equilibrium, non-isothermal and non-adiabatic model[J]. Chemical Engineering Science, 1995, 50(5): 813-825.
[22] 傅秦生. 能量系统的热力学分析方法[M]. 西安: 西安交通大学出版社, 2005: 90-97.
FU Qinsheng. Thermodynamic analysis method of energy system [M]. Xi'an: Xi'an Jiaotong University Press, 2005: 90-97.
[23] ZHANG Sheng, ZHAO Liang, FENG Junsheng, et al. Thermal analysis of sinter vertical cooler based on waste heat recovery[J]. Applied Thermal Engineering, 2019, 157: 113708.
[24] TIAN Fuyou, HUANG Lianfeng, FAN Liwu, et al. A comprehensive characterization on the structural and thermophysical properties of sintered ore particles toward waste heat recovery applications[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 90: 1007-1014.
(编辑 杨幼平)
收稿日期： 2020 -04 -28; 修回日期： 2020 -06 -17
基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51974087，51904074)；安徽省自然科学基金资助项目 (1908085QE203)；安徽建筑大学科研基金资助项目(2020QDZ02) (Projects(51974087, 51904074) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (1908085QE203) supported by the Natural Science Foundation of Anhui Province; Project(2020QDZ02) supported by the Science Research Foundation of Anhui Jianzhu University)
通信作者：董辉，教授，博士生导师，从事烧结余热回收利用研究；E-mail: Dongh@smm.neu.edu.cn
引用格式： 冯军胜, 张晟, 赵亮, 等. 基于热载体焓火用的烧结余热回收竖罐操作参数优化[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2021, 52(4): 1242-1250.
Citation: FENG Junsheng, ZHANG Sheng, ZHAO Liang, et al. Operating parameter optimization of vertical tank for sinter waste heat recovery based on enthalpy exergy of heat carrier[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2021, 52(4): 1242-1250.
