環冷機由流體區與多孔介質區組成。流體由底部的篦板進入多孔介質區，最后由頂部流出。環冷機料高為140mm，運行周期為4314s，有效利用區為971s，循環區進風溫度為404K，非循環區進風溫度為20℃，進風速度為5~7.65m/s，最終出料溫度低于150℃。考慮到環冷機內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律的前提下，對環冷機物理模型做以下假設：(1)環冷機臺車內的物料被視為多孔介質；(2)回轉臺車近似為下半部分棱臺上半部分為長方體處理；(3)環冷機在穩定工況下，不考慮工藝參數的波動變化；(4)由于輻射換熱所占的比例不大，因此忽略燒結礦顆粒間的輻射換熱，只考慮燒結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礦固體顆粒之間的對流換熱過程。

數學模型：1）控制方程：根據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冷機內流動換熱規律進行研究。可以將環冷機問題整體求解方程描述為：連續性方程：()=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fK=k/μ，滲透率k用Ergun關系式[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(UDF)進行數值計算。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，把多孔結構內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之間的單位體積與單位表面積的對流傳熱系數。hv可由Achenbach準則關系式確定：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，氣體普朗特數和雷諾數；vf為流體的運動黏性系數；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：當環冷機運行在余熱循環利用區時(即τ＜τ循環)，氣相溫度Tf為循環風溫，固相溫度Ts為常數；當環冷機運行在非循環區時(即τ＞τ循環)，Tf為自然風溫。

模型結果驗證

考慮到現場測試條件較艱苦，且固相與氣相之間較強的對流換熱會對環冷機臺車內物理場測量產生很大的影響，故文獻[15]選用環冷機處于不同時刻時，出口空氣平均溫度的現場測試值與仿真結果數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，在數值仿真結果和測試結果之間存在不同程度的誤差。該誤差主要來源于：(1)測試期間環冷機操作參數的波動；(2)測試時在煙罩上進行了開孔，對環冷機內的溫度場、速度場和壓力場產生了干擾破壞作用；(3)環冷機存在漏風。但是，環冷機出口空氣溫度的數值仿真結果與實驗測試結果的最大誤差小于10%，環冷機內燒結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果是可靠的。

計算結果與分析

由環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冷機溫度場、流場分布產生影響[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，環冷機內物料溫度如圖2所示。由圖2可見：經過分層布料工藝后，環冷機內出現高溫區與低溫區，除工況Ⅵ(體積換熱系數按料層高度由大向小分布)外，其余工況均有明顯的高、低溫區交錯分布現象。環冷機下層物料均能得到很好的冷卻，但在工況Ⅰ，Ⅱ，Ⅴ中，環冷機中層或上層靠近壁面的區域出現部分高溫區域，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域流出，壁面區域的物料由于冷卻不充分而出現高溫區。工況Ⅲ和Ⅵ上層物料粒徑最大，故換熱效果較差，出現較明顯的高溫區；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，但由于臺車結構影響，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。為反應臺車內溫度分布的均勻性，表3列出了環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，有利于提高燒結礦冷卻質量。環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：不同工況下的燒結物料在1500s之前冷卻速度較快，整個循環過程中，物料溫度隨冷卻時間呈指數形式減小。對于余熱循環利用區出口空氣的溫度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函數關系：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變化關系分別如圖5和圖6所示。由圖5和6可以看出：擬合函數變量A隨H/d線性變化，隨22Nu(1ε)H/d對數變化；擬合函數變量B不隨H/d變化。