第15卷第1期材料與冶金學(xué)報(bào)Vol. 15 No. 12016年3月Journal of Materials and MetallurgyMarch 2016doi: 10. 14186/j. cnki. 1671 - 6620.2016. 01. 003加焦方式對(duì)氣化爐內(nèi)氣流分布的影響李海峰，游洋， 韓立浩，羅志國(guó)，蔡九菊，鄒宗樹(shù)(東北大學(xué)材料與冶金學(xué)院，沈陽(yáng)110819 )摘要:布料模式?jīng)Q定 了料床的空隙度，而料床的空隙度分布決定了煤氣流的二次分布.本文建立了研究三維氣化爐爐料結(jié)構(gòu)和煤氣流分布的物理模型和數(shù)學(xué)模型，物理模型采用熱電偶測(cè)溫的方法，從爐內(nèi)氣體溫度分布信息考察了氣體的流動(dòng)情況，由于物理實(shí)驗(yàn)無(wú)法獲得內(nèi)部空隙度分布信息，故基于離散單元法模型，以Fluent軟件為載體，利用多孔介質(zhì)模型并加入用戶自定義函數(shù),通過(guò)數(shù)學(xué)模型進(jìn)一步研究了不同加焦方式下氣化爐內(nèi)煤氣流分布的影響機(jī)理，獲得了氣化爐內(nèi)煤氣的速度場(chǎng)和流線.物理模擬與數(shù)值模擬結(jié)果相吻合.通過(guò)模擬計(jì)算獲得的非均勻床層內(nèi)氣體流動(dòng)規(guī)律的認(rèn)識(shí)對(duì)COREX氣化爐加焦工藝有借鑒意義.關(guān)鍵詞: COREX熔化氣化爐;煤氣流分布;加焦模式;物理模擬;數(shù)值模擬中圖分類號(hào): TF 557文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: A文章編號(hào): 1671-6620( 2016 )01-0012-08Influence of coke charging patterns on the gas flowdistribution in COREX melter gasifierLi Haifeng, You Yang, Han Lihao, Luo Zhiguo, Cai Jiuju, Zou Zongshu( School of Materials & Metallurgy，Northeasterm University, Shenyang 110819, China )Abstract: Charging mode determines the burden voidage which directly afects the second distribution of the gas flow.In this paper, a 3D mathematical model and physical model for gas flow was etablished to simulate the gas flowdistribution under diferent coke charging patterns in COREX melter gasifier. An experiment for measuring the gastemperature with a thermocouple was carried out, which can be used to analyse the distribution information of the gasflow. The physical model was umable to gain the internal porosity. Based on the discrete element method ( DEM ),Fluent software and porous media method, Gas velocity vectors, streamlines were obtained. The results showed thatthe voidage distribution causedIy coke charging patterns in the charging process has a significant effect on the gas flowdistribution. The simulation results are in good agreement with those obtained by experiment. The authors believe thatthe gas flow paths above are available for coke charging patterns in COREX melter gasifier.Key words: COREX melter gasifer; gas flow distribution; coke charging patterns; physical simulation; .numerical simulationCOREX熔融還原法是奧鋼聯(lián)開(kāi)發(fā)的非焦煉而料床的空隙度由爐料的布料模式及爐料運(yùn)動(dòng)行鐵技術(shù),也是第--個(gè)實(shí)現(xiàn)工業(yè)化的熔融還原技術(shù).為決定.通過(guò)COREX熔融還原煉鐵將作為鋼鐵企業(yè)的前本文根據(jù)氣化爐布料模式3.41以及借鑒前人道工序,為煉鋼工序生產(chǎn)鐵水1.21. COREX熔融關(guān)于高爐布料研究方法5-71的文獻(xiàn),對(duì)不同加焦還原裝置主體分為上下兩部分，上部的預(yù)還原豎方式下可能形成的料床結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究分析.加焦?fàn)t和下部的熔化氣化爐.其中下部的熔化氣化爐方式分為三種,即均勻混合、中心區(qū)域加焦、中間內(nèi)的煤氣流分布從形成到排出爐外經(jīng)過(guò)了兩次分區(qū)域加焦.其中,均勻混合是目前COREX熔化氣布.在風(fēng)口處回旋區(qū)內(nèi),由鼓人的氧氣與半焦燃燒化官四用的種車州充士,爐料混合均勻是與高.生成高溫氣體,形成了煤氣流的初始分布;煤氣流中國(guó)煤化工的地方,故其爐內(nèi)煤氣經(jīng)料床至排出爐外為其第二次分布,料床內(nèi)爐料THCNMH Gp流別，網(wǎng)》床發(fā)展式.在實(shí)際的高爐生產(chǎn)構(gòu)成的空隙度分布決定著煤氣流的第二次分布，中,時(shí)常會(huì)采用中心加焦或中間加焦的方式來(lái)調(diào)收稿日期: 2015-05-11.基金項(xiàng)目:國(guó)家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目( 2011BAE04B01，2011BAE04B02 );國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目( 51104037 ).作者簡(jiǎn)介:李海峰( 1982-)，男，博士，E - mail: lihtf@ smm. neu. edu. cn.第1期李海峰等:加焦方式對(duì)氣化爐內(nèi)氣流分布的影響節(jié)煤氣流分布,這種方式可促使煤氣合理分布,以加焦量與中心加焦量-致.達(dá)到提高煤氣利用率的目標(biāo).然而此布料方式(中心加焦、中間加焦的布料模式)在熔化氣化爐并未采用,其對(duì)煤氣流分布影響的研究文獻(xiàn)尚少.故本文首次提出在熔化氣化爐內(nèi)使用中心或中間加焦的方式調(diào)節(jié)爐內(nèi)煤氣流分布狀況,通過(guò)物理E模型和數(shù)學(xué)模型相結(jié)合的方法,考察了不同加焦方式對(duì)氣化爐內(nèi)煤氣流分布的影響程度.11.1物理模型建立首先在實(shí)驗(yàn)室搭建了熔化氣化爐物理模擬實(shí)驗(yàn)裝置,如圖1所示.該裝置以寶鋼COREX3000原型,按照30:1進(jìn)行縮小的三維扁平模型，其中圖1實(shí)驗(yàn)裝 置示意圖模型本體為不銹鋼結(jié)構(gòu),模型厚度為100mm;主Fig. 1 Schematic diagram of experimental apparatus體兩側(cè)各有兩個(gè)風(fēng)口由側(cè)壁插人,向下傾角1-熔化氣化爐模型; 2- -溫度變送器; 3-工控機(jī); 4- -風(fēng)口;5-爐缸底部機(jī)械傳動(dòng)機(jī)構(gòu);6- -爐底擋板; 7-熱電偶; 8一氣4(。),深人爐內(nèi)2mm;實(shí)驗(yàn)物料由模型頂部加體分配器;9-熱風(fēng)機(jī); 10- -流量計(jì); 11-鼓風(fēng)機(jī)人.采用3 mm的玉米粒子模擬塊煤(或焦炭)和3 mm的石蠟粒子模擬DRI.由風(fēng)口處鼓人熱風(fēng)并2數(shù)學(xué)模型建立通過(guò)調(diào)節(jié)螺旋排料器排料,轉(zhuǎn)速控制排料量,模擬焦炭燃燒過(guò)程.為了觀察物料的運(yùn)動(dòng)及熔化過(guò)程,2.1離散單元模型及 模型參數(shù)選取正面采用可視化的鋼化玻璃面板,同時(shí)在背面開(kāi)離散單元法12適用于模擬散體物料的運(yùn)動(dòng)，有196個(gè)溫度采集孔,以便測(cè)量爐內(nèi)氣體溫度分通過(guò)對(duì)每一-個(gè)顆粒進(jìn)行受力分析,獲得顆粒的運(yùn).布信息.經(jīng)前人文獻(xiàn)[ 8-11 ]調(diào)研,在進(jìn)行常溫實(shí)動(dòng)行為.模型中顆粒與顆粒發(fā)生碰撞時(shí)的作用力驗(yàn)時(shí),通常采用壓力傳感器測(cè)定壓力場(chǎng).在高溫實(shí)如圖2所示,其中顆粒i、顆粒j均受到兩種力和驗(yàn)時(shí),因模擬物料石蠟熔化會(huì)堵塞壓力傳感器的兩種力矩的作用.作用力包括顆粒自身重力、顆粒測(cè)量孔,導(dǎo)致無(wú)法測(cè)量,因此,本實(shí)驗(yàn)通過(guò)測(cè)定床-顆?；蝾w粒-壁面之間的接觸力.力矩包括切層溫度場(chǎng)來(lái)間接反映煤氣流動(dòng)的信息.另外,由于向力矩和滾動(dòng)摩擦力矩.根據(jù)牛頓第二二定律,可獲氣體與溫度探頭是全接觸,而顆粒與溫度探頭為得顆粒的運(yùn)動(dòng)方程,公式如下:點(diǎn)接觸,因此本文認(rèn)為所測(cè)得的溫度場(chǎng)為氣體溫度場(chǎng).為保證爐體的保溫效果,減輕壁面帶來(lái)的影m,dv;/dl = Z(Fnij + Fim.ij + FPa.j + F.i)響,觀察面板采用兩層鋼化玻璃結(jié)構(gòu),除觀察面板+ m;g(1)外，爐體周圍覆蓋保溫材料.當(dāng)氣體由風(fēng)口鼓人后,在爐內(nèi)進(jìn)行二次分布,I,do:/dt = E(T; + M;)(2)由于裝置背面的熱電偶在模型內(nèi)部與顆粒為點(diǎn)接式中涉及的符號(hào)意義及顆粒間或顆粒與壁面間的觸,周圍主要被鼓人的氣體圍繞,故熱電偶測(cè)得的接 觸力及力矩的計(jì)算公式見(jiàn)文獻(xiàn)[ 13 ].數(shù)據(jù)可看作為是顆粒周圍氣體的溫度.考慮到爐實(shí)驗(yàn)室具備IBM P55A工作站,其計(jì)算能力內(nèi)氣體溫度變化大致可反映出爐內(nèi)氣流分布狀上限為50萬(wàn)顆粒,并不能完成工業(yè)尺度數(shù)量級(jí)計(jì)況,所以采用熱電偶測(cè)得的溫度值來(lái)間接分析爐算.因此,為簡(jiǎn)化計(jì)算,并根據(jù)B. Wright 等14)的內(nèi)氣流分布狀況.研究,本文將氣化爐實(shí)際幾何尺寸按1:30縮小,所謂加焦就是借助從爐頂向爐內(nèi)另外添加少并取其3D扁平模型進(jìn)行計(jì)算,風(fēng)口回旋區(qū)假設(shè)量焦炭以形成焦柱,用于減小爐內(nèi)狹小范圍內(nèi)的中國(guó)煤化工圖3所示.表1給出了礦焦比,使其料柱透氣性改善,從而通過(guò)更多氣|Y片CNMHG動(dòng)DEM模型的模擬流.本文模擬的焦炭加入量參考高爐中心加焦量,條件.中心加焦寬度選擇為3 cm,經(jīng)過(guò)爐型體積計(jì)算，得到中心加焦量占加焦總量的8.7%;因高爐中暫無(wú)中間區(qū)域加入焦炭的研究,故本文中間區(qū)域材料與冶金學(xué)報(bào)第15卷2.2煤氣流分 布的流體力學(xué)模型及邊界條件顆粒iFxi在建立流體力學(xué)模型過(guò)程中,為減少模型復(fù)1FN雜性，作了如下簡(jiǎn)化和假設(shè):TgR(1)爐內(nèi)化學(xué)反應(yīng)狀態(tài)已達(dá)到穩(wěn)態(tài),風(fēng)口回旋區(qū)內(nèi)只有氣體流動(dòng);mig(2)填充床、軟熔區(qū)及半焦床等各區(qū)域間的顆粒j分界線明確,數(shù)據(jù)均來(lái)自物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果[15].連續(xù)性方程P+ V .(p)-s。(3)動(dòng)量守恒方程(ρi)+ V .(ρ0)=V .( μgradi)+S, (4)湍流方程圖2顆粒間的受力分析圖.Fig.2 Schematic diagram of forces in two particles?(pk)+V .(pki)= V .[(μ+叢)gradk ]+Gk +G,-pε-Y +Sk(5)440 .單位:mma°(ρ8)+ V●(p80)= V●[(μ +)grade ]↑100，100+Cr。+=(G +C32G,)-C2p+S。(6)K本模擬研究使用Ergun方程160]來(lái)推導(dǎo)多孔.介質(zhì)中氣流的黏性和慣性阻力損失系數(shù).vp_ 150μ(1-e),+ 1.75p(1-8),(7 )520每一方向上的黏性阻力損失系數(shù)和慣性阻力|R=20損失系數(shù)為160D3(8)150( 1 -ε)3.5(1 -e)C2=D。 。圖3計(jì)算幾何 區(qū)域式(3)~(9 )中涉及的符號(hào)意義見(jiàn)文獻(xiàn)[ 17].Fig. 3 Computation geometry通過(guò)以上控制方程和假設(shè),建立了氣化爐內(nèi)表1爐料物理 性質(zhì)和模擬計(jì)算條件煤氣流分布的三維數(shù)學(xué)模型,方程求解借助商業(yè)Table 1 Physical properties of burden and軟件FLUENT,采用SIMPLE算法求解，方程的離simulated conditions散采用一階迎風(fēng)格式,收斂準(zhǔn)則殘差小于1 x參數(shù)DRI焦炭10-*.采用ANSYS ICEM對(duì)氣化爐模型進(jìn)行網(wǎng)格.直徑/mm劃分,網(wǎng)格類型為四面體結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格,采用Map顆粒數(shù)5 33310 666 .方法劃分,為了使模擬結(jié)果更加準(zhǔn)確,對(duì)氣體人剪切模量/Pa1 x1072.16x 10°口一風(fēng)口處的網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理.模型計(jì)算區(qū)泊松比0.50中國(guó)煤化工、軟熔區(qū)域、半焦床、回恢復(fù)系數(shù)0.200.18YHC N M H G均按多孔介質(zhì)處理.其滑動(dòng)摩擦系數(shù)0.30中半焦床、軟熔區(qū)域、回旋區(qū)大小和高度以本實(shí)驗(yàn)滾動(dòng)摩擦系數(shù)0.0750.125.室所進(jìn)行的COREX氣化爐的熱態(tài)試驗(yàn)為依時(shí)間步長(zhǎng)/s1.0x10” 4據(jù)1.18.出口壓力設(shè)置為0.45 MPa,模擬未考慮爐內(nèi)反應(yīng),只考慮人口氣體速度、成分等條件.第1期李海峰等:加焦方式對(duì)氣化爐內(nèi)氣流分布的影響心料柱透氣性較好,氣流順行，故氣流溫度較高.3結(jié)果分析與討論同時(shí)中心加焦方式使得爐子邊緣處等溫線傾斜度3.1不同加焦 方式下的熱態(tài)物理模擬結(jié)果較大,說(shuō)明中心加焦對(duì)邊緣氣流有--定的抑制采用58#石蠟、風(fēng)量14m3●h-'、風(fēng)溫100 C.作用.料層高度370 mm、排料速度為0.5 r . min-'、爐對(duì)比分析圖4( a)與圖4( e )可知,中間區(qū)域內(nèi)礦/(塊煤+焦炭)體積比0.5:1、加焦粒度為加焦時(shí),與混裝條件下相比而言,在平行于縱軸的5 mm條件下,對(duì)比爐料混裝、中心加焦8. 7%、中x=8cm豎直線上,同一高度處,中間區(qū)域加焦方間加焦8.7%三種情況下,模型內(nèi)部各區(qū)域溫度式下的熱電偶溫度值高,這是由于中間區(qū)域料柱的變化情況,分析加焦方式對(duì)熔化氣化爐內(nèi)部氣空隙度增大,透氣性得到改善,煤氣流往中間發(fā)流分布的影響,物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖4所示.展，從而使中間區(qū)域溫度升高.中間焦柱的加入，對(duì)比分析圖4(a)與圖4(b)的物理實(shí)驗(yàn)結(jié)使?fàn)t體中心區(qū)域的溫度也降低.這說(shuō)明中間區(qū)域果,可知采用中心加焦方式,爐內(nèi)中心溫度即平行加焦氣流在爐體中間得到發(fā)展,邊緣及中心氣流于縱向的x=0豎直線上溫度分布較爐內(nèi)無(wú)中心得到抑制,氣流在爐內(nèi)呈兩道氣流向上發(fā)展.焦柱時(shí)溫度分布稍高.說(shuō)明爐內(nèi)中心加焦使得中(b)36,303636-3035-.3232-n40-2824-24~ -6020一宮60 ,添1670殺16-5(7516F<7>\ 6512風(fēng)口70 65-\798- 35556545~5030 350\ \35、400B50246810121416橫向/em橫向/cm圖4加焦方式對(duì)爐內(nèi)溫度分布的影響Fig. 4 Influence of different coke charging on temperature distribution in the furnace(a)一無(wú)中心焦柱;(b)- -中心加焦8. 7%(5 mm);(c)一中間加焦8. 7%( 5 mm)3.2加焦方式對(duì)空 隙度的影響加入使得熔化氣化爐兩側(cè)中部空隙度數(shù)值較大,因物理實(shí)驗(yàn)無(wú)法獲得顆粒堆積的內(nèi)部信息，而采用混裝布料的熔化氣化爐其他位置空隙度數(shù)故采用DEM方法獲得了中心加焦、中間區(qū)域加焦值較小，從側(cè)面說(shuō)明其中心部分透氣透液性將會(huì)時(shí)的氣化爐內(nèi)的空隙度分布的結(jié)果,如圖5、圖6變差,而氣化爐兩側(cè)中間區(qū)域透氣性將會(huì)得到所示.由圖5可以看出,中心加焦使得氣化爐中心中國(guó)煤化工空隙度數(shù)值較大,而采用混裝布料的氣化爐兩側(cè)YHC N M H G中間加焦形成的料柱空部分空隙度較小，空隙度數(shù)值的大小從側(cè)面可以隙度模擬結(jié)果,可獲得不同的加焦方式會(huì)使得熔說(shuō)明煤氣流的走向,即氣流會(huì)沿著空隙度大的位化氣化爐內(nèi)物料空隙度分布存在不同程度的差置流動(dòng),空隙度小的位置會(huì)對(duì)煤氣流產(chǎn)生一定的異,這勢(shì)必會(huì)造成爐內(nèi)煤氣流分布的不-致,因抑制作用.由圖6可以看出，由于中間區(qū)域焦炭的此,針對(duì)熔化氣化爐采用的混裝布料模式以及其1材料與冶金學(xué)報(bào)第15卷日臻成熟的研究手段,下文將對(duì)加焦方式下熔化1.00e+00氣化爐內(nèi)煤氣流分布進(jìn)行研究,詳細(xì)分析不同加9.72e-019.43e-01焦方式下?tīng)t內(nèi)煤氣流分布趨勢(shì),以期提出較為合9.15e- -018.87e-01 .8.59e-01理的加焦方式. .8.30e-018.02e-017-74e-019.39e- -017.17e -016.89e-019.08e-016.61e-018.78e-016.32e-018.17e-016.04e-017.86e- -015.76e-015.47e-017.56e- -014.19e-017.25e- -014.91e-016.95e-014.62e-014.34e-01378e- .015.73e- 013.49e- -0121e-013.21e-014.81e-012.93e-014.50e- -014.20e-01圖6中 間區(qū)域加焦方式下空隙度分布圖3.89e-013.59e- -01Fig. 6 Voidage distribution under intermediate3.28e- -01coke charing2.67e-012.37e- -01圖5中心加焦方式下空隙度分布圖區(qū)域內(nèi)空隙度分布以UDF形式導(dǎo)人到流體力學(xué)Fig. 5 Voidage distribution under central coke charing計(jì)算軟件的計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格內(nèi),并對(duì)每一-個(gè)網(wǎng)格內(nèi)的空隙度進(jìn)行UDF人工編程設(shè)定,不同加焦方式3.3加焦方式對(duì)煤氣流分布的影響根據(jù)上述離散單元模型的模擬結(jié)果,將各下其各區(qū)域的空隙度分布值列于表2中.表2不同加焦方式下各區(qū)域空隙度分布Table 2 Voidage distribution of each zone under different coke charging patterns區(qū)域自由空間填充床軟熔帶( 礦區(qū)欺熔帶(焦區(qū))半 焦床回旋區(qū)死料柱未加焦柱(均勻混合)0.274中心加焦1.00.5410. 3900. 4650. 6200. 369中間區(qū)域加焦0. 252根據(jù)流體力學(xué)多孔介質(zhì)模型建立氣化爐煤氣個(gè)阻力較小的煤氣流發(fā)展通路,從側(cè)面說(shuō)明加入流分布數(shù)學(xué)模型,模型獲得了不同加焦方式下氣焦柱后會(huì)對(duì)氣化爐透氣性有- -定的改善,這與物化爐內(nèi)氣體速度矢量、流線分布信息，如圖7所理實(shí)驗(yàn)得出的結(jié)論類似.示.圖中可以看出,氣體從風(fēng)口處鼓人氣化爐內(nèi)，模型還可進(jìn)一一步獲得不同加焦方式下?tīng)t內(nèi)氣爐料的存在使得其對(duì)氣流有一定的阻礙作用,從體在徑向上及z=0截面處的軸向。上的速度分布而使氣流速度減小，并且其流向由于軟熔區(qū)域的信息,模擬結(jié)果如圖8所示.圖中可以看出在在不存在而發(fā)生變化,究其原因是爐內(nèi)各區(qū)域空隙度同加焦方式下，氣體流速在不同高度上的徑向分分布不同所致.焦炭在爐中心位置和爐中間位置布以及z=0截面處不同徑向爐內(nèi)速度在軸向上的加入，會(huì)使得爐內(nèi)空隙度分布存在明顯不同,中的分布趨勢(shì)大體是一致的 ,在氣化爐內(nèi)加入焦柱心加焦和中間區(qū)域加焦時(shí),在爐中心位置和中間后,煤氣流速整體得到增加,在氣化爐內(nèi)部煤氣流區(qū)域位置的空隙度較大,與未加入焦柱相比,氣體速竹前加了的社幾工-1,加焦位置處煤氣流中國(guó)煤化工在此兩位置的流動(dòng)不會(huì)出現(xiàn)明顯的方向變化，如TY片CNMH G6 m. s',如圖8中黑圖7中氣體流線所示.色rn兇文他小.出點(diǎn)灰的引人使得煤氣流速?gòu)膱D7氣體速度矢量圖和流線圖還可以看得到了提高,爐內(nèi)透氣性得到明顯改善,但是加焦出，同一加焦方式下,加焦位置處氣流速度要高于范圍的增加難免會(huì)影響煤氣利用率,因此,應(yīng)嚴(yán)格未加焦炭時(shí)的氣流速度,即加焦位置處會(huì)形成一控制加焦量.第1期李海峰等:加焦方式對(duì)氣化爐內(nèi)氣流分布的影響0.520m/sa).40.4日0.0.3恒案o.2弄0.2.1 F0.1oLL-0.2經(jīng)向位置1m0.2).3-0.1徑向位置/1置/m).50.sb)! 0:Ea 0.3面0.30.1oL徑向位置/m(f()E 0.E 0.300司， 0.1徑向位置/m .圖7不同加焦方式氣體速度矢量圖( 左列)和流線圖(右列)( m/s)Fig. 7 Gas velocity vectors ( left ) and streamlines ( right ) under different coke charging patterns ( m/s )(a)(d)-混裝(未加焦柱);(b)(e)一中中國(guó)煤化工:YHCNMHG電偶測(cè)溫的萬(wàn)式，從爐內(nèi)氣體溫度分布信息考察4結(jié)論了氣體的流動(dòng)情況,但物理實(shí)驗(yàn)無(wú)法獲得內(nèi)部信本文建立了研究三維氣化爐爐料結(jié)構(gòu)和煤氣息,故基于離散單元法模型,以Fluent 軟件為載流分布的物理模型和數(shù)學(xué)模型.物理模型采用熱體,利用多孔介質(zhì)模型并加入用戶自定義函數(shù),通材料與冶金學(xué)報(bào)第15卷t (a)0.5-0.1 m-0m4----0.1m----0.2m0.4... ....-.-0.135 m.......... -0.325 m---- -0.38m-0.155 m。3F0.3實(shí)2干0.2|0.1oh-0.2-0.15-0.1-0.05 00.05 0.1 0.15 0.2徑向位置/m速度/(m-s)t (b)).5L (@)-一- -0m-一-一0.1m038 m二二20155 m三圖0.3 F中心加焦位置宮要0.20-0.2-0.15-0.1-0.0500.050.10.150.2速度(m-s~)0.m- - --0.25 m-0.08m4F....... -0.325 m--0.135m0.155m中間加焦位置0.3上11錄22弄0.2-0.2 -0.15 -0.1 -0.05 0 0.05 0.1 0.15 0.245速度/(m.s)圖8不同加焦方式爐內(nèi)煤 氣速度的徑向(左列)及軸向(右列)分布圖Fig.8 The gas velocity distribution in radial ( left ) and axial ( right ) directions underdifferent coke chargil中國(guó)煤化工(a)(d)一混裝(未加焦柱);(b).(e)-中MYHCNM HG過(guò)數(shù)學(xué)模型進(jìn)一步研究 了不同加焦方式下的氣化意義,其主要結(jié)論如下.爐內(nèi)煤氣流的分布的影響機(jī)理,獲得了氣化爐內(nèi)(1)利用DEM方法計(jì)算得到的不同加焦方煤氣的速度場(chǎng)和流線.其模擬結(jié)果對(duì)COREX氣式下?tīng)t內(nèi)空隙度分布,對(duì)氣化爐內(nèi)空隙度分布進(jìn)化爐采用加焦措施指導(dǎo)調(diào)節(jié)煤氣流分布具有借鑒行了設(shè)置,為今后計(jì)算氣化爐氣流分布空隙度設(shè)第1期李海峰等:加焦方式對(duì)氣化爐內(nèi)氣流分布的影響9置提供了依據(jù).pneumatic model study at cohesive zone of the blast furace[J]. 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