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・44・2021年第50卷第10期Vol.50No.102021INDUSTRIAL HEATINGDOI：10.3969/j.issn.1002-1639.2021.10.011蜂窝陶瓷蓄热室内气体传热过程数值模拟研究汪建新1,王思浩1,吴左明2,江华$(1.内蒙古科技大学机械工程学院，内蒙古包头014000；2.北京凤凰工业炉有限公司，北京100083)摘要:为了探索气体在蓄热室内的传热特性,运用多孔介质模型和CFD理论，利用Fluent软件仿真求解，分析了蓄热室内的温度场、压力场及形变。
结果表明:蓄热式内的压力呈梯度分布;高温烟气入口处温度最高约为1400K,常温空气入口处温度最低约为500 K;形变最大的地方出现在高温烟气入口顶部的两个直角处约为0.28mm o所得结果对蓄热室稳态工作时蓄热体内温度、压力和形变等有一定参考价值。
关键词:蓄热室;数值模拟;温度分布;计算流体力学中图分类号:TQ021.3文献标志码:A文章编号:1002-1639(2021)10-0044-04Numerical Simulation Research on Gas Heat Transfer Process in Honeycomb Ceramic RegeneratorWANG Jianxin1,WANG Enhao1,WU Qiming2,JIANG Hua2(1.School of Mechanical Engineering,Inner Mongolia University of Science and Technology,Baotou014000,China；2.Beijing Phoenix Industrial Furnace Co.Ltd.,Beijing100083,China)Abstract:In order to explore the heat transfer characteristics of the gas in the regenerator,use porous media model and CFD theory,use fluent software to simulate and solve,analyze the flow field,temperature field,concentration field,pressure field and deformation in the regenerator.The results show that the pressure in the regenerative type is gradient distribution；The maximum temperature at the inlet of high temperature flue gas is about1400K,the minimum temperature at the inlet of room temperature air is about500K；The largest deformation occurs at two right angles at the top of the high temperature flue gas inlet,about0.28mm.The results obtained have certain reference value for the temperature,pressure and deformation of the regenerator body when the regenerator works in a steady state.Key Words:regenerator；numerical simulation；temperature distribution;CFD20世纪80年代被开发并广泛推广的蓄热式燃烧技术⑷又被称为高温空气燃烧技术，因其显著的节能效果与特殊的燃烧过程,得到了国际工业炉领域的普遍应用炉勺。
第一、二、三届全国大学生节能减排社会实践与科技竞赛获奖作品名单第一届全国大学生节能减排社会实践与科技竞赛（博奇环保杯）获奖名单六、优秀组织奖清华大学北京交通大学北京科技大学华北电力大学（保定）河北科技大学山西大学工程学院大连理工大学大连交通大学哈尔滨工程大学同济大学上海交通大学上海理工大学上海工程技术大学上海电力学院东南大学中国矿业大学（徐州）南京理工大学南京师范大学浙江大学安徽工业大学山东建筑大学德州学院华中科技大学湖南科技大学长沙理工大学华南理工大学重庆大学四川大学贵州大学昆明理工大学第二届全国大学生节能减排社会实践与科技竞赛（博奇环保杯）获奖名单三、二等奖(73项)四、三等奖(108项)41六、优秀组织奖安徽理工大学安阳工学院北京大学北京化工大学北京交通大学北京科技大学成都信息工程学院东北大学广东白云学院惠州学院桂林电子科技大学哈尔滨工业大学河海大学华北电力大学（北京）暨南大学嘉兴学院南京理工大学南京师范大学青海民族大学清华大学上海海事大学四川大学天津大学同济大学西安交通大学西北农林科技大学徐州工程学院浙江大学中南大学重庆大学华中科技大学上海交通大学第三届全国大学生节能减排社会实践与科技竞赛获奖名单序号编号作品名称学校最终奖001 A-Ⅰ-05 高效节能开水壶北京科技大学特等奖002 A-Ⅳ-04 高效节能型一体化船舶污水处理装置哈尔滨工程大学特等奖003 A-Ⅱ-16 上下行一体化变频节能自动扶梯华中科技大学特等奖004 A-Ⅲ-17 石油套管伴生气回收系统重庆科技学院特等奖005 A-Ⅴ-15 微型太阳能光热蒸汽利用系统浙江大学特等奖006 A-Ⅱ-15 气压混合动力概念车的设计与试验研究北京工业大学特等奖007 A-Ⅲ-11 节能型踏步发电照明装置大连大学特等奖008 A-Ⅴ-21 摇摆帆式风力发电系统华中科技大学特等奖001 A-Ⅰ-02 不耗水的冷却塔—盐水冷却塔节水原理与应用前景研究浙江大学一等奖002 A-Ⅳ-11 井下电源华中科技大学一等奖003 A-Ⅴ-01 按照主人活动范围自动调整房间温度的节能型自采暖装置华北电力大学一等奖004 B-Ⅲ-01 城市居民区多层建筑立体绿化潜力及DIY成本评估厦门大学嘉庚学院一等奖005 B-Ⅰ-01 大学生节水心理意识调研及解决方案——设计心理学原理节水水龙头北京科技大学一等奖006 B-Ⅲ-02 大学生碳足迹调查中国石油大学（北京）一等奖007 A-Ⅱ-03 低能耗低成本深井泵的研究与开发江苏大学一等奖008 A-Ⅲ-02 低浓度抽放瓦斯燃烧利用装置中国矿业大学一等奖009 A-Ⅴ-03 电镀清洗废水减排处理及资源化利用技术研究南京师范大学一等奖010 B-Ⅱ-02 废弃电器电子产品的回收现状调查及绿色回收路线探索北京航空航天大学一等奖011 A-Ⅳ-05 功能性太阳能服装德州学院一等奖012 A-Ⅴ-06 供暖终端用光温双敏节能控制器北京科技大学一等奖013 A-Ⅲ-06 基于多孔介质强化换热的半导体温差发电系统中国科学技术大学一等奖014 A-Ⅰ-11 基于蒸腾作用的太阳能取水装置及其综合利用系统设计山东大学一等奖015 A-Ⅲ-10 节能炉灶西南交通大学一等奖016 A-Ⅴ-09 节能型倒流防止阀长沙理工大学一等奖017 A-Ⅱ-12 垃圾变身记——利用餐厨垃圾发酵生产Bt生物农药北京科技大学一等奖018 A-Ⅱ-13 利用汽车引擎废热驱动的金属氢化物空调西安交通大学一等奖019 A-Ⅳ-14 燃气热水器节能烟囱上海理工大学一等奖020 A-Ⅱ-17 生物质暗光发酵耦合产氢和CO2综合利用系统浙江大学一等奖021 A-Ⅴ-16 稀土-多孔介质辐射器余热利用型热光伏系统浙江大学一等奖022 A-Ⅴ-20 新型微水力发电装置哈尔滨工业大学一等奖023 A-Ⅰ-18 遥控电器零功耗待机技术华北电力大学一等奖024 A-Ⅰ-19 一种无耗能分散式农村生活污水处理装置浙江工商大学一等奖025 A-Ⅳ-20 致密陶瓷蜂窝自对流取暖器北京科技大学一等奖026 A-Ⅳ-22 自净化、无动力、水回用的节水型洗衣洗漱台东北电力大学一等奖027 A-Ⅰ-01 “烟气加热与水蒸气吹扫复合”的脱硫活性焦再生方法研究哈尔滨工业大学一等奖028 A-Ⅲ-20 新型高效无间断产气无需搅拌沼气罐华北电力大学（保定校区）一等奖029 A-Ⅳ-18 液化天然气冷能驱动的海水淡化方法及装置浙江大学一等奖030 A-Ⅳ-17 小型聚光式太阳能淡水提取装置华北电力大学一等奖031 A-Ⅱ-10 基于多重传感技术的厨房综合参数自动控制节能系统山东大学一等奖032 A-Ⅰ-13 旅游风景区节能减排设计及绿色能源利用——以南京大石湖风之谷景区为例东南大学一等奖001 A-Ⅱ-08 关于饮水机节能设计方案的研究华东理工大学二等奖002 B-Ⅳ-01 “节能减排”推进中的公众参与研究——以全国“两型社会”改革实验区长株潭城市群为例中南大学二等奖003 B-Ⅴ-01 保定市太阳能进小区的发展现状与可行性分析河北农业大学二等奖004 B-Ⅴ-02 北京地区纯电动车充电网络建设与规划北京工业大学二等奖005 B-Ⅱ-01 北京市居民用电阶梯式定价研究华北电力大学二等奖006 A-Ⅴ-02 玻璃熔化炉烟气深度回收系统的设计华南理工大学广州汽车学院二等奖007 A-Ⅱ-02 城市路灯节能控制系统电子科技大学中山学院二等奖008 B-Ⅳ-02 城乡居民“环境意识”的调查与分析天津理工大学二等奖009 B-Ⅴ-03 城乡一体化垃圾处理机制研究----基于上海松江区的实证分析上海工程技术大学二等奖010 A-Ⅲ-01 磁力耦合海流发电装置的研制东北师范大学二等奖011 A-Ⅳ-01 磁种絮凝-高梯度磁分离装置处理综合废水中南民族大学工商学院二等奖012 B-Ⅳ-03 大学校园冬季供暖中的节能研究--以北京师范大学为例北京师范大学二等奖013 A-Ⅰ-03 低温烟气余热自用式空气除湿机组安徽工业大学二等奖014 A-Ⅰ-04 地铁闸机发电系统上海交通大学二等奖015 A-Ⅲ-03 电子智能节能系统北京交通大学二等奖016 A-Ⅱ-04 对心型低脉动率脉动式无级变速器福州大学二等奖017 B-Ⅳ-04 废旧电池回收系统规划与设计武汉理工大学二等奖018 A-Ⅱ-05 废弃印刷线路板资源化新工艺浙江大学二等奖019 A-Ⅳ-02 废水再用节水器南京航空航天大学二等奖020 A-Ⅴ-04 风能磁制热热水器的设计广西大学二等奖021 A-Ⅲ-04 封闭海水预热一盖板冷却的太阳能海水淡化装置大连理工大学二等奖022 A-Ⅴ-05 蜂巢强化换热多燃料取暖器北京科技大学二等奖023 A-Ⅳ-03 钢铁企业余热余能整体梯级利用方案浙江大学二等奖024 A-Ⅱ-06 高光效大功率感应耦合等离子光源河海大学二等奖025 A-Ⅲ-05 高碳灰和造纸黑液的综合利用浙江大学二等奖026 A-Ⅰ-06 固体废弃物烧结新型多孔节能环保砌块温州大学二等奖027 A-Ⅱ-07 固体吸附独立除湿装置南京工业大学二等奖028 B-Ⅰ-02 关于太阳能热水器使用情况的调查报告--以南京地区为例南京师范大学二等奖029 A-Ⅳ-06 焊接摆动器节能控制系统南京师范大学二等奖030 A-Ⅰ-07 户式空气能量回收装置北京工业大学二等奖031 A-Ⅳ-07 环保型全封闭病理组织脱水机安徽理工大学二等奖032 A-Ⅴ-07 环抱式气升生活污水净化罐（科技作品）天津科技大学二等奖033 A-Ⅴ-08 火电厂厂级实时负荷优化分配系统设计与开发武汉大学二等奖034 A-Ⅱ-09 基于被动人体红外探测传感器主动扫描的教室节能系统郑州大学二等奖035 A-Ⅰ-08 基于厨房烟气余热利用的半导体式小厨宝南京工业大学二等奖036 A-Ⅳ-08 基于低品位热源的小型海水淡化装置清华大学二等奖037 A-Ⅰ-09 基于低碳照明娱乐的新型健身器材的设计与实现华东交通大学二等奖038 A-Ⅲ-07 基于废渣利用及废水处理的全新制氢技术沈阳航空航天大学二等奖039 A-Ⅰ-10 基于环路热管的低温余热海水淡化系统武汉大学二等奖040 B-Ⅴ-04 济南市快速公交的节能减排效益调查与分析山东大学二等奖041 A-Ⅲ-08 家用复合热源多功能热泵江苏科技大学二等奖042 B-Ⅴ-05 江苏大学用水及节水现状调查与对策江苏大学二等奖043 B-Ⅲ-03 江浙地区村镇居民低碳化用能方式研究同济大学二等奖044 A-Ⅳ-09 教室节能系统模型北京交通大学二等奖045 A-Ⅲ-09 秸秆煤车南京航空航天大学二等奖046 B-Ⅱ-03 节能，让城市更美好——从节能减排视角看南京江心洲生态科技岛建设项目南京师范大学二等奖047 A-Ⅳ-10 节能环保空调系统电子科技大学中山学院二等奖048 A-Ⅲ-12 具有发电功能的烟气除尘装置北京科技大学二等奖049 A-Ⅱ-11 聚焦太阳能光伏发电系统效率的研究天津大学二等奖050 A-Ⅰ-12 空心聚苯乙烯夹芯板大连海洋大学二等奖051 A-Ⅲ-13 绿色发电环保鞋德州学院二等奖052 A-Ⅲ-14 煤矿低浓度瓦斯回收利用系统安徽理工大学二等奖053 A-Ⅱ-14 纳米盐差发电技术武汉大学二等奖054 A-Ⅲ-15 南方高校教室照明系统节能减排改造方案华南理工大学二等奖055 B-Ⅰ-03 内蒙古工业大学教学楼、学生公寓用电情况调查及节能线路改造的可行性分析内蒙古工业大学二等奖056 B-Ⅲ-04 农村烤烟烤房能源利用现状调查及节能评估中南大学二等奖057 A-Ⅳ-12 暖气管道温差发电驱动热量表山东大学二等奖058 A-Ⅴ-10 配套马桶的方便节水器郑州轻工业学院二等奖059 A-Ⅳ-13 汽车发动机降噪储能装置华南农业大学二等奖060 A-Ⅰ-14 墙体相变材料的遴选与制备及其传热特性分析西南交通大学二等奖061 A-Ⅰ-15 轻型低成本太阳能汽车华中科技大学二等奖062 A-Ⅴ-11 热管式新型湿蒸汽消毒柜南京工业大学二等奖063 A-Ⅲ-16 热水箱自动节水龙头南京师范大学二等奖064 A-Ⅴ-12 三面角形光伏电板遮阳幕墙系统湖南大学二等奖065 B-Ⅳ-05 生活中的节能减排——锂离子电池的回收、利用与展望厦门大学二等奖066 A-Ⅰ-16 生物质秸秆能源化利用产生的废弃物资源化技术南京农业大学二等奖067 B-Ⅱ-04 市域污染企业退出与补偿机制研究——以湘江流域湘潭市为例湖南科技大学二等奖068 A-Ⅲ-18 隧道风力发电系统浙江大学宁波理工学院二等奖069 B-Ⅰ-04 塔里木大学校园节能减排措施及可行性分析塔里木大学二等奖070 A-Ⅱ-18 太阳能光伏发电在新疆喷灌灌溉中的应用塔里木大学二等奖071 A-Ⅱ-19 太阳能光伏及温差发电联合驱动新型冰箱的设计上海电力学院二等奖072 A-Ⅴ-13 太阳能全自动水体治理瀑布系统的研究与应用上海交通大学二等奖073 A-Ⅲ-19 太阳能热泵联合驱动的低温吸附干燥系统中山大学二等奖074 A-Ⅴ-14 外燃机动力代步车哈尔滨工程大学二等奖075 A-Ⅳ-15 涡轮式初雨弃流系统大连理工大学二等奖076 B-Ⅰ-05 乌鲁木齐市沙依巴克区居民节能灯使用状况新疆农业大学二等奖077 A-Ⅱ-20 厢式货车减阻节能装置设计哈尔滨工业大学二等奖078 A-Ⅳ-16 小户型连续式太阳能生物质能发酵装置贵州大学二等奖079 A-Ⅰ-17 小区灯杆节能控制系统设计华南理工大学二等奖080 A-Ⅴ-17 小型低风速风力发电机样机设计武汉理工大学二等奖081 A-Ⅴ-18 小型节能废纸打包机西安理工大学二等奖082 A-Ⅴ-19 新型节能电化学反应器东北大学二等奖083 A-Ⅱ-21 新型气体-粉料直接热交换装置北京科技大学二等奖084 A-Ⅰ-20 一种新型便携式烟气分析仪山西大学工程学院二等奖085 A-Ⅰ-21 一种新型液冷式家用空调浙江大学二等奖086 A-Ⅴ-22 一株高效稠油降粘菌开发及利用设计说明书北京化工大学二等奖087 A-Ⅳ-19 用于燃煤锅炉的小型低温余热发电装置的设计哈尔滨工业大学二等奖088 A-Ⅰ-22 用于污水处理及产电的MSBR/MFC集成系统四川大学二等奖089 B-Ⅱ-05 长株潭“两型实践类”建设综合配套改革试验区火电厂节能减排现状的调研与思考长沙理工大学二等奖090 A-Ⅲ-21 制动能量(电动车）高效安全回收系统河北科技大学二等奖091 A-Ⅳ-21 智能光控白光LED路灯中国计量学院二等奖092 A-Ⅲ-22 重庆大学分布式新能源系统重庆大学二等奖093 A-Ⅱ-22 轴承套圈锻后智能控冷工艺及设备大连交通大学二等奖094 A-Ⅲ-23 注二氧化碳提高煤层气采收率实验设计中国石油大学（华东）二等奖095 A-Ⅱ-01 自制SBBR垃圾渗滤液反应器中南民族大学工商学院二等奖。
第２０卷第２期材 料 与 冶 金 学 报Ｖｏｌ ２０Ｎｏ ２ 收稿日期：２０２１ ０１ ０８． 基金项目：国家重点研发计划项目（２０１７ＹＦＢ０３０４０００）． 作者简介：郑占一（１９９５—），男，硕士研究生，Ｅ ｍａｉｌ：ｚｈｅｎｇｚｙ＠ｓｔｕｍａｉｌ ｎｅｕ ｅｄｕ ｃｎ． 通讯作者：齐凤升（１９８０─），男，副教授，Ｅ ｍａｉｌ：ｑｉｆｓ＠ｍａｉｌ ｎｅｕ ｅｄｕ ｃｎ．２０２１年６月ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓａｎｄＭｅｔａｌｌｕｒｇｙＪｕｎｅ２０２１ｄｏｉ：１０ １４１８６／ｊ ｃｎｋｉ １６７１－６６２０ ２０２１ ０２ ００２转底炉内冶金粉尘还原过程数值模拟郑占一，齐凤升，刘中秋，李宝宽（东北大学冶金学院，沈阳１１０８１９）摘 要：基于计算流体力学方法并以收缩核模型为基础建立了转底炉内燃烧、烟气流动、气体与冶金粉尘球团传热传质及冶金粉尘球团化学反应的全耦合数学模型，计算了中径３６ｍ的转底炉内流场、温度场及冶金粉尘球团内铁氧化物的还原反应，重点分析了球团内部各种铁氧化物浓度及球团的金属化率．采用文献中球团在高温硅钼炉内进行的还原实验验证了模型的可靠性．结果表明，在本文工况下，经过一个工作周期（２５ｍｉｎ），炉膛内烟气流速随流动方向逐渐增大，转底炉中径处球团温度为１４１６ ７Ｋ，铁的浓度由３４７７ ５０ｍｏｌ／ｍ３增长至９７１９ ９４ｍｏｌ／ｍ３，冶金粉尘球团的金属化率最高可达９０ ８５％，平均金属化率为８１ ４２％．关键词：转底炉；冶金粉尘球团；收缩核模型；直接还原；金属化率中图分类号：ＴＦ０６２ 文献标识码：Ａ 文章编号：１６７１ ６６２０（２０２１）０２ ００８５ ０７ＮｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｍｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌｄｕｓｔｒｅｄｕｃｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓｉｎｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅＺｈｅｎｇＺｈａｎｙｉ，ＱｉＦｅｎｇｓｈｅｎｇ，ＬｉｕＺｈｏｎｇｑｉｕ，ＬｉＢａｏｋｕａｎ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｔａｌｌｕｒｇｙ，ＮｏｒｔｈｅａｓｔｅｒｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｓｈｅｎｙａｎｇ１１０８１９，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ａｆｕｌｌｙｃｏｕｐｌｅｄｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌｍｏｄｅｌｏｆｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ，ｇａｓｆｌｏｗ，ｈｅａｔａｎｄｍａｓｓｔｒａｎｓｆｅｒ，ｃｈｅｍｉｃａｌｒｅａｃｔｉｏｎｉｎｍｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌｄｕｓｔｐｅｌｌｅｔｓｗａｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｂａｓｅｄｏｎｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓｍｅｔｈｏｄａｎｄｓｈｒｉｎｋｉｎｇｃｏｒｅｍｏｄｅｌ．Ｔｈｅｆｌｏｗａｎｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｆｉｅｌｄ，ｒｅｄｕｃｔｉｏｎｒｅａｃｔｉｏｎｏｆｉｒｏｎｏｘｉｄｅｏｆａ３６ｍｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅｗｅｒｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙｔｈｉｓｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌｍｏｄｅ．Ｔｈｅｍｏｌａｒｉｔｙｏｆｉｒｏｎｏｘｉｄｅｓａｎｄｔｈｅｉｒｏｎｍｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎｒａｔｅｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｐｅｌｌｅｔｓｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｏｆｒｅｄｕｃｔｉｏｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｉｎｔｈｅｌｉｔｅｒａｔｕｒｅｗａｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｔｏｖｅｒｉｆｙｔｈｅｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｍｏｄｅｌ．Ｄｕｒｉｎｇｏｎｅｗｏｒｋｉｎｇｃｙｃｌｅ（２５ｍｉｎ），ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔＴｈｅｖｅｌｏｃｉｔｙｏｆｇａｓｉｎｔｈｅｆｕｒｎａｃｅｉｎｃｒｅａｓｅｄｇｒａｄｕａｌｌｙｗｉｔｈｔｈｅｆｌｏｗｄｉｒｅｃｔｉｏｎ．Ｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｆｔｈｅｐｅｌｌｅｔｓａｔｔｈｅｍｉｄｄｌｅｄｉａｍｅｔｅｒｏｆｔｈｅｒｏｔａｒｙｈｅｒａｔｈｆｕｒｎａｃｅｗａｓ１４１６ ７Ｋ，ａｎｄｔｈｅｉｒｏｎｍｏｌａｒｉｔｙｉｎｃｒｅａｓｅｓｆｒｏｍ３４７７ ５０ｍｏｌ／ｍ３ｔｏ９７１９ ９４ｍｏｌ／ｍ３，ｔｈｅｈｉｇｈｅｓｔｉｒｏｎｍｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎｒａｔｅｏｆｔｈｅｐｅｌｌｅｔｓｗａｓ９０ ８５％，ａｎｄｔｈｅａｖｅｒａｇｅｉｒｏｎｍｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎｒａｔｅｗａｓ８１ ４２％．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅ；ｍｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌｄｕｓｔｐｅｌｌｅｔｓ；ｓｈｒｉｎｋｉｎｇｃｏｒｅｍｏｄｅｌ；ｄｉｒｅｃｔｒｅｄｕｃｔｉｏｎ；ｉｒｏｎｍｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎｒａｔｅ 钢铁行业是我国经济的支柱性产业，其生产过程会产生大量的冶金粉尘，产生量约为粗钢产量的８％～１２％［１－２］．２０２０年我国钢铁行业粗钢产量为１０ ６５亿ｔ，冶金粉尘产量至少为８５１８万ｔ．钢铁企业冶金粉尘的含铁量（质量分数）一般在３０％～７０％［３－４］，还含有ＺｎＯ，Ｐｂ，ＫＣｌ，ＮａＣｌ等成分．转底炉十余年来从加热炉转变为冶炼设备，既可用于铁精矿的煤基直接还原，又可处理钢铁企业的冶金粉尘［５］，逐渐成为处理冶金粉尘的主要设备．转底炉还原冶金粉尘的工作过程涉及炉底球团直接还原、炉内烟气流动、传热传质、煤气燃烧等复杂过程，因此对转底炉工作过程的研究十分困难．一些学者进行了转底炉数学模型的研究，主要是转底炉热平衡计算和炉内状态模拟［６－７］及对转底炉的加热制度和加热设备的模拟计算［８－９］．刘颖等［１０－１１］以球团为研究对象，建立了转底炉还原冶金粉尘球团过程一维非稳态数学模型，研究了影响球团金属化率的主要因素，按重要程度排序依次为：炉膛温度＞球团直径＞反应时间＞碳氧比．Ｗｕ等［１２－１３］建立了转底炉直接还原过程的集成模型，将转底炉的三维ＣＦＤ模型与球团内部直接还原的一维模型进行迭代，描述金属氧化物的还原过程．Ｄａｓｇｕｐｔａ等［１４］在转底炉还原球团矿的数学模型中将单球团模型扩展为多层球团模型，给出了时间－温度和时间－温度－化学吸热等值线，以及多床层系统产生的净热流和一氧化碳产生量．这些对球团的研究模型能够反映球团内部组分的化学反应状况及浓度变化，但缺少球团化学反应与转底炉内部过程的耦合计算，不能反映球团在转底炉各个位置的状态．本文采用数值模拟方法建立了转底炉内燃烧与冶金粉尘球团中铁氧化物还原的全耦合数学模型，分析了冶金粉尘球团在随炉底转动过程中的温度变化，以及金属氧化物浓度、金属化率等参数．该数学模型解决了冶金粉尘球团运动与炉膛加热的传热传质问题，以及转底炉中的冶金粉尘球团中铁氧化物的还原问题，为转底炉工业应用提供理论指导．１ 数学模型１ １ 几何模型根据实际尺寸建立转底炉几何模型，如图１所示，转底炉中径为３６ｍ，炉宽５ ２７ｍ，炉高１ ６１５ｍ．烧嘴布置在距炉底０ ８０７５ｍ处，内侧布置烧嘴２６个，外侧布置烧嘴３８个，各区域角度及出口、入口如图１（ａ）所示．对计算区域进行网格划分，考虑计算量、计算速度和时间成本，经网格无关性验证，确定网格数量为１５０万个，炉膛上方燃烧区域为非结构网格，炉底料层区域为结构化网格，如图１（ｂ）所示．１ ２ 控制方程１ ２ １ 基本控制方程在转底炉工作中伴随着燃烧、传热传质及化学反应等过程，这些物理化学变化在转底炉工作过程中相互作用．转底炉内部烟气流动、传热传质及化学反应过程满足质量、动量及能量守恒．各个过程的守恒方程如下：连续性方程：ρｔ＋ ·（ρ珒ν）＝０（１）动量方程：ｔ（ρ珒ν）＋ ·（ρ珒ν 珒ν）＝!"#烧嘴还原一区还原四区还原二区还原二区均热区预热区布料排料区烟气出口物料出口物料入口烧嘴还原三区$%&' $%&'$%&''(&($)&(*(&( *+&'排烟区,-.图１ 转底炉几何模型及网格划分Ｆｉｇ １ ＧｅｏｍｅｔｒｉｃｍｏｄｅｌａｎｄｇｒｉｄｓｏｆＲＨＦ（ａ）—几何模型；（ｂ）—网格划分－ ｐ＋·μ 珒ν＋ 珒ν()Ｔ－２３ ·珒ν[]Ｉ（２）能量方程：ｔρ()Ｅ＋ ·珒νρＥ＋()[]ｐ＝ ·ｋｅｆｆ Ｔ－∑ｉｈｉ珒Ｊ()ｉ（３）式（１）～（３）中，ρ为密度，ｋｇ／ｍ３；ｔ为时间，ｓ；珒ν为速度矢量，ｍ／ｓ；ｐ为压力，Ｐａ；μ为黏度，Ｐａ·ｓ；Ｉ为单位张量；Ｅ为总能量，Ｊ／ｋｇ；Ｔ为温度，Ｋ；ｋｅｆｆ为有效传热系数，Ｗ／（ｍ·Ｋ）；ｈｉ为显焓，Ｊ／ｋｇ；Ｊｉ为扩散通量，ｋｇ／（ｍ３·ｓ）．１ ２ ２ 湍流模型对于转底炉内烟气的湍流流动，采用标准ｋ－ε模型．湍动能ｋ和耗散率ε的控制方程为：ｔρ()ｋ＋ ·ρｋ珒()ν＝·μ＋μｔσ()ｋ[]ｋ＋６８材料与冶金学报 第２０卷Ｇｋ＋Ｇｂ－ρε－ＹＭ（４）ｔ（ρε）＋ ·（ρε珒ν）＝·μ＋μｔσ()ε[]ｋ＋Ｃ１εεｋＧｋ－Ｃ２ερε２ｋ（５）式（４）～（５）中，ｋ为湍动能，ｍ２／ｓ２；μｔ为湍流黏度，Ｐａ·ｓ；ε表示湍动能耗散率；Ｇｋ表示速度梯度产生的湍动能，Ｊ／（ｍ３·ｓ）；Ｇｂ表示浮力产生的湍动能，Ｊ／（ｍ３·ｓ）；ＹＭ表示波动和扩张对总耗散率的影响；模型常数分别为Ｃ１ε＝１ ４４，Ｃ２ε＝１ ９２，σｋ＝１ ０，σε＝１ ３．１ ２ ３ 燃烧模型组分输运模型是通过求解混合物中各个组分的对流、扩散和反应确定的守恒方程，可以描述化学物质的混合和传输过程．本文使用组分输运模型模拟各组分的质量分数：ｔ（ρＹｉ）＋ ·（ρ珒νＹｉ）＝－ ·珒Ｊｉ＋Ｒｉ（６）燃烧模型采用基于涡耗散模型的湍流－化学相互作用模型，反应产物的净生成率由式（７）和式（８）计算结果的最小值表示：Ｒｉ，ｒ＝ｖ′ｉ，ｒｍｉＡρεｋｍｉｎｗＲｖ′Ｒ，ｒｍ()Ｒ（７）Ｒｉ，ｒ＝ｖ′ｉ，ｒｍｉＡＢρεｋ∑ＰｗＰ∑Ｎｊｖ″ｊ，ｒｍｊ（８）式（６）～（８）中，Ｙｉ为组分ｉ的质量分数；ｗＰ为生成物组分的质量分数；Ｒｉ为化学反应源项，ｋｇ／（ｍ３·ｓ）；Ａ和Ｂ为经验系数，Ａ＝４，Ｂ＝０ ５；ｖ′ｉ，ｒ为反应物的化学计量数；ｖ″ｊ，ｒ为生成物的化学计量数；ｍｉ为反应物ｉ的分子质量；ｍｊ为生成物ｊ的分子质量；ｗＲ为任一反应物的质量分数；ｍＲ为任一反应物的分子质量．１ ２ ４ 辐射模型离散坐标辐射模型求解范围涵盖整个光学深度，有较高的精确度，且适用于滑移网格的计算，可表示为：·（Ｉ（珒ｒ，珒ｓ）珒ｓ）＋（ａ＋σｓ）Ｉ（珒ｒ，珒ｓ）＝ａｎ２σＴ４π＋σｓ４π∫４π０Ｉ（珒ｒ，珒ｓ′）Φ（珒ｓ·珒ｓ′）ｄΩ′（９）式（９）中，珒ｒ为位置向量；珒ｓ为方向向量；珒ｓ′为散射方向矢量；ａ为吸收系数；ｎ为折射率；σｓ为散射系数；σ为Ｓｔｅｆａｎ Ｂｏｌｔｚｍａｎｎ常数，５ ６７×１０－８Ｗ／（ｍ２·Ｋ４）；Ｉ为辐射强度，Ｗ／ｓｒ；Φ为相函数；Ω′为立体角，ｓｒ．１ ２ ５ 多孔介质模型转底炉炉底为一层冶金粉尘球团，料层空间被流体与固体混合物占据，并随着炉底转动．本研究将料层假设为一层多孔介质，用以描述流体在料层区域流动时产生的压降，同时将多孔介质区域的温度作为冶金粉尘球团反应前沿面温度．通过源项的方式实现化学反应过程中球团与炉内烟气的传热传质．多孔介质区域控制方程如下：动量方程：（γρｆ珒ν）ｔ＋ ·（γρｆ珒ν珒ν）＝－γ ｐ＋ ·（γτ）－μα珒ν＋Ｃ２１２ρ｜珒ν｜珒()ν（１０）能量方程：ｔγρｆＥｆ＋（１－γ）ρｓＥ[]ｓ＋ ·珒ν（ρｆＥｆ＋ｐ[]）＝ ·ｋｅｆｆ Ｔ－（∑ｉｈｉＪｉ）＋（τ·珒ν[]）＋∑ｊＲｊ·ΔＨｊ（１１）式（１０）～（１１）中，γ为多孔介质的孔隙率；ρｆ和ρｓ分别为流体和固体的密度，ｋｇ／ｍ３；Ｅｆ和Ｅｓ为流体与固体的能量，Ｊ／ｋｇ；Ｒｊ为化学反应速率，ｍｏｌ／（ｍ３·ｓ）；ΔＨｊ为化学反应焓变，Ｊ／ｍｏｌ．１ ２ ６ 收缩核模型对于冶金粉尘球团内部铁金属氧化物的还原，真正的还原剂为固体碳．固体碳直接还原铁氧化物可以看作铁氧化物的一氧化碳间接还原反应和碳气化反应的加和，铁氧化物的还原遵循Ｆｅ２Ｏ３→Ｆｅ３Ｏ４→ＦｅＯ→Ｆｅ的逐级还原规律．本文模型中考虑的化学反应如下：碳的气化反应：Ｃ＋ＣＯ２＝２ＣＯ铁氧化物的还原：３Ｆｅ２Ｏ３＋ＣＯ＝２Ｆｅ３Ｏ４＋ＣＯ２Ｆｅ３Ｏ４＋４ＣＯ＝３Ｆｅ＋４ＣＯ２，Ｔ＜８４３ＫＦｅ３Ｏ４＋ＣＯ＝３ＦｅＯ＋ＣＯ２，Ｔ＞８４３ＫＦｅＯ＋ＣＯ＝Ｆｅ＋ＣＯ２在生产中，将冶金粉尘球团布置在转底炉炉底，球团在炉底转动过程中接受烟气与炉壁的辐射热量，温度升高，然后在热力学条件允许时发生一系列的化学反应．本模型中使用收缩核模型描述球团内部进行的铁金属氧化物的还原反应，以７８第２期 郑占一等：转底炉内冶金粉尘还原过程数值模拟气固相反应动力学模型计算球团化学反应速率［１５］，通过自定义标量输运方程的形式与炉膛内的控制方程进行耦合求解，计算球团中各组分收缩核半径．控制方程为：ｍｊ ｔ＝－ｋ·π·ｄ２ｊ·Ｍｊ·Ｒｓ，ｊ可简化为：ｒｊｔ＝－ｋ·Ｍｊρｊ·Ｒｓ，ｊ（１２）式中，ｒｊ为各组分收缩核半径，ｍ；Ｍｊ为各组分摩尔质量，ｋｇ／ｍｏｌ；ρｊ为各组分密度，ｋｇ／ｍ３；Ｒｓ，ｊ为各化学反应界面反应速率，ｍｏｌ／（ｍ２·ｓ）．碳的气化反应速率为：Ｒｓ，Ｃ＝ｋＣｅ－ＥＣＲＴρＣ（ｐＣＯ２－ｐｅｑＣＯ２）（１３）铁氧化物还原反应速率为：Ｒｓ，ＦｅｘＯｙ＝ｋＦｅｘＯｙｅ－ＥＦｅｘＯｙＲＴρＦｅｘＯｙ（ｐＣＯ－ｐＦｅｘＯｙ，ｅｑＣＯ）（１４）式（１３）～（１４）中：Ｒｓ，Ｃ为碳气化反应速率，ｍｏｌ／（ｍ２·ｓ）；ｋＣ为碳气化反应指前因子，ｍｏｌ／（ｍ·ｋｇ·ｓ·Ｐａ）；ρＣ为碳的质量浓度，ｋｇ／ｍ３；ｐＣＯ２为反应体系中ＣＯ２分压，Ｐａ；ｐｅｑＣＯ２为碳气化反应达到平衡时ＣＯ２分压，Ｐａ；Ｒｓ，ＦｅｘＯｙ为各铁氧化物还原反应速率，ｍｏｌ／（ｍ２·ｓ）；ｋＦｅｘＯｙ为铁氧化物还原反应指前因子，ｍｏｌ／（ｍ·ｋｇ·ｓ·Ｐａ）；ρＦｅｘＯｙ为铁氧化物的质量浓度，ｋｇ／ｍ３；ｐＣＯ为反应体系中ＣＯ分压，Ｐａ；ｐＦｅｘＯｙ，ｅｑＣＯ为碳气化反应达到平衡时ＣＯ分压，Ｐａ；ＥＣ为碳气化反应表观活化能，Ｊ／ｍｏｌ；ＥＦｅｘＯｙ为铁氧化物还原反应表观活化能，Ｊ／ｍｏｌ；Ｒ为理想气体常数，８ ３１４Ｊ／（ｍｏｌ·Ｋ）．１ ３ 边界条件燃料和助燃气体入口为烧嘴出口，形状分别为圆形和与该圆同心的圆环．入口类型为速度入口，入口速度由气体流量折算．表１为流量２７０００ｍ３／ｈ、预热温度５２３Ｋ下的燃料成分．助燃空气流量为９５００ｍ３／ｈ，富氧用氧气流量为３０００ｍ３／ｈ，预热温度为７７３Ｋ．烟气出口类型为压力出口，转底炉各壁面为恒定温度，炉顶为１２０℃，炉墙及炉底为９０℃．多种冶金粉尘与黏结剂通过配比后混合，通过造球机制作成冶金粉尘球团．球团的主要成分如表２所示，本模型中将冶金粉尘球团假设为半径８ｍｍ的圆球团，球团进入转底炉前的温度为３１０Ｋ．通过滑移网格方法实现冶金粉尘球团随炉底在炉内的转动，转动速度为０ ００３５ｒａｄ／ｓ．表１燃料成分（体积分数）Ｔａｂｌｅ１ Ｆｕｅｌｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ（ｖｏｌｕｍｅｆｒａｃｔｉｏｎ）％ ＣＯＯ２ＣＯ２Ｈ２Ｎ２２３ ３５００ ８２９２９ １７５１ ４９７４５ １４９表２ 冶金粉尘球团主要成分（质量分数）Ｔａｂｌｅ２ Ｃｈｅｍｉｃａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆｔｈｅｐｅｌｌｅｔ（ｍａｓｓｆｒａｃｔｉｏｎ）％ ＴＦｅＦｅ２Ｏ３ＦｅＯＭＦｅＣａＯＭｇＯＣＺｎ其他４２ ８０２７ １２１２ ７３１３ ９１９ ０１１ ８０１２ ９５１ ９１２０ ５７２ 模型验证采用文献［１２］中的实验数据对模型进行验证，将４，１０，１６，２２ｍｉｎ时球团金属化率的模拟值与实验值进行对照．金属化率为转底炉还原冶金粉尘球团的一个主要的技术指标，其计算公式为：η＝ＭＦｅＴＦｅ×１００％（１５）表３为转底炉工作不同时间后球团金属化率的模拟和测量结果．由于初始阶段的球团成分不同，转底炉工作１０ｍｉｎ内球团金属化率模拟和测量结果相差较大．１０ｍｉｎ后模拟的转底炉状态接近实验状态，可用于模型验证．最终预测误差在７ ８２％以内（一般误差在１０％以内被认为准确性较好），验证了数学模型的可靠性．表３ 球团金属化率Ｔａｂｌｅ３ Ｉｒｏｎｍｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎｒａｔｅｏｆｔｈｅｐｅｌｌｅｔｓｔ／ｍｉｎ实验值模拟值相对误差％４７ ２３２ １—１０３７ ９３５ ７－６ １６１６６３ ４５８ ８－７ ８２２２７７ ６８１ ５４ ７８８８材料与冶金学报 第２０卷３ 结果与讨论３ １ 转底炉内流场和温度场分布特征图２为转底炉运行一个周期（２５ｍｉｎ）后，炉膛烧嘴处（距炉底０ ８０７５ｍ）速度场矢量图．结果表明，燃气与助燃气体以恒定速度经烧嘴喷入炉膛内部，炉膛内烟气逆时针流向物料入口，烟气流速随流动方向逐渐增大，最后从烟气出口流出．图３为炉底冶金粉尘球团的温度分布图．温度为３１０Ｋ的冶金粉尘球团随着炉底的转动进入转底炉内．冶金粉尘球团顺时针运动接受烟气与炉壁的辐射热量，温度升高．在转底炉中径处球团升温最快，靠近转底炉内侧及外侧墙壁的球团则升温较缓．冶金粉尘球团在出口处被加热至１４１６ ７Ｋ，在出口处靠近内侧及外侧墙壁的球团温度则介于１２５０～１３００Ｋ之间．３ ２ 铁氧化物的还原图４为转底炉运行一个周期后冶金粉尘球团内部各种铁氧化物的收缩核半径云图，从中可以看出当冶金粉尘球团达到临界反应温度后，铁氧化物以Ｆｅ２Ｏ３→Ｆｅ３Ｏ４→ＦｅＯ的顺序逐级进行还原反应．图４（ａ）表明Ｆｅ２Ｏ３的收缩核半径在满足Ｆｅ２Ｏ３还原反应的条件后迅速减小，这是由于Ｆｅ２Ｏ３的还原反应所需的热力学和动力学条件较为简单，因此在转底炉中径处球团中Ｆｅ２Ｏ３的收缩核半径在４５０ｓ内减小至０．达到临界温度８４３Ｋ后，Ｆｅ３Ｏ４与ＦｅＯ均参与反应，收缩核半径开始减小．由于ＣＯ还原ＦｅＯ需要较高的热力学及动力学条件，从图４（ｂ）和（ｃ）中可以看出，Ｆｅ３Ｏ４的收缩核半径减小较快，ＦｅＯ的收缩核半径在还原过程中减小得较为缓慢，两者均未完全反应．!"#$%!&#%'!!#'($#$)*+%$'#'&"#$,&#&%!#''-./0图２ 转底炉烧嘴处速度矢量图Ｆｉｇ ２ ＶｅｌｏｃｉｔｙｖｅｃｔｏｒｄｉａｇｒａｍａｔｂｕｒｎｅｒｏｆＲＨＦ!"#"$%&'"((&%$)*+),-$.""&/-))""..-).".0*-1)/10-1.,$(-()&,1-(.&.)-0)$0$-*/)1&-*11$,-..(,/-.1(./-//图３ 转底炉内冶金粉尘球团温度分布ｇ ３ ＴｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｐｅｌｌｅｔｓｉｎＲＨＦ!"#""$""#""%&"#""'("#""')"#""*%"#""*+"#""&'"#""&""#"")&"#"",("#"",)"#""+%"#""++"#"""'"-./-01-21图４ 转底炉内铁氧化物收缩核半径Ｆｉｇ ４ ＲａｄｉｕｓｏｆｉｒｏｎｏｘｉｄｅｕｎｒｅａｃｔｅｄｃｏｒｅｉｎＲＨＦ（ａ）—Ｆｅ２Ｏ３；（ｂ）—Ｆｅ３Ｏ４；（ｃ）—ＦｅＯ ９８第２期 郑占一等：转底炉内冶金粉尘还原过程数值模拟 图５为冶金粉尘球团在转底炉工作一个周期后，球团内铁氧化物及铁的浓度云图．由图中可以看出，反应发生后Ｆｅ２Ｏ３的浓度减小，Ｆｅ的浓度在还原区域不断增大，而Ｆｅ３Ｏ４和ＦｅＯ在还原区域由于存在相互转化，所以浓度先上升后下降．同时，冶金粉尘球团温度分布的不均匀导致在转底炉径向上的铁氧化物的浓度分布不均匀．图６为转底炉运行一个周期后中径处的铁氧化物浓度变化曲线图．从图中可以看出，炉底在运动至距转底炉入口约６５°时，Ｆｅ２Ｏ３开始反应，运行至距入口１５０°时Ｆｅ２Ｏ３的反应基本完成，其浓度由２３７３ｍｏｌ／ｍ３减少到０．Ｆｅ３Ｏ４和ＦｅＯ的浓度是一个先升高后降低的过程，炉底运动至距入口约１４５°时Ｆｅ３Ｏ４的浓度升高至最大，为１０９２ １８ｍｏｌ／ｍ３．ＦｅＯ在距入口约１００°时开始富集增多，在距入口１８０°时浓度达到最大，为３９８１ ８０ｍｏｌ／ｍ３．转底炉中ＦｅＯ的浓度最大为４６１２ ９５ｍｏｌ／ｍ３，出现在靠近转底炉的侧壁处，这是由于在侧壁处的温度较低，ＦｅＯ的反应速率较小，造成ＦｅＯ的富集时间较长，富集量较大．!"#!$#%&#%'#()*)+,,((,)+-,(,).+,,/01.+-,/12-+,,/-(-+-,/)-1+,,//01+-,/,/*+,,0.*+-,1*0+,,-,0+-,))2+,,/12+-,,34563).1/(+2-.).2+.(.,0-+02)0((+)-)--0+0()(2-+(2),)/+*/(*10+()(-+.+12((./+/1/2**+1)/*/.+/,/.-,+-2//0*+,.2()+-,34563)2*()+022(**+*(00)/+--0)0-+)0*2)2+(/*.2)+,.*,.1+0*11,,+121/-.+-(-*,0+)--(1(+/0.0/1+,/.)12+0.)2()+1*).**+-,34563)/,2(+/0/,/.+/12)1+/-0-0+/.*0,+/)*,(+//)(.+/,-.1+,2.10+,0)2,+,1)/(+,-().+,./-1+,)*0+,/,34563)图５ 转底炉内铁及铁氧化物的摩尔浓度Ｆｉｇ ５ ＭｏｌａｒｉｔｙｏｆｉｒｏｎａｎｄｉｒｏｎｏｘｉｄｅｉｎＲＨＦ（ａ）—Ｆｅ２Ｏ３；（ｂ）—Ｆｅ３Ｏ４；（ｃ）—ＦｅＯ；（ｄ）—Ｆｅ 图７展示了转底炉内冶金粉尘球团在炉底中径处铁的浓度及球团的金属化率．结果表明，铁氧化物在进入还原区域、经过逐级反应后，浓度不断增大，在反应后期浓度增长放缓．这是由于在反应过程中收缩核半径不断减小，反应界面的面积不断减小，使反应放缓．在转底炉工作一个周期后，转底炉中径处的冶金粉尘球团中铁的浓度由３４７７ ５０ｍｏｌ／ｍ３增长至９７１９ ９４ｍｏｌ／ｍ３；同时，在转底炉的中径处球团金属化率由３２ ５０％增大至９０ ８５％．图８展示了转底炉工作一个周期后，出口处的冶金粉尘球团的金属化率．结果表明，在出口中心处球团的金属化率最大，为９０ ８５％；中０９材料与冶金学报 第２０卷心两侧的球团金属化率逐渐减小，出口处的冶金粉尘球团平均金属化率为８１ ４２％．!"#$% !"%$& !"$'(')''#('#''*(+%''角度,- .&(++&+++%(++%+++#(++#+++*(++*+++(+++ ,-/01 /2%.图６ 转底炉中径处铁氧化物浓度变化曲线Ｆｉｇ ６ ＭｏｌａｒｉｔｙｏｆｉｒｏｎｏｘｉｄｅｉｎｔｈｅｍｉｄｄｌｅｄｉａｍｅｔｅｒｏｆＲＨＦ!"#$% #&'(角度!" )*+,++-*+-++,*+'++浓度球团金属化率,++.+/+0+1+*+2+'+球团金属化率!3,++++.+++/+++1+++*+++2+++'+++图７ 转底炉中径处铁的浓度及球团金属化率Ｆｉｇ ７ ＭｏｌａｒｉｔｙｏｆｉｒｏｎａｎｄｉｒｏｎｍｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎｉｎｔｈｅｍｉｄｄｌｅｄｉａｍｅｔｅｒｏｆＲＨＦ球团金属化率!"#$#%#&'&%$距离!(&'')*)'+*+',*,'-*图８ 转底炉出口处球团金属化率Ｆｉｇ ８ ＴｈｅｉｒｏｎｍｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｐｅｌｌｅｔｓａｔｔｈｅｏｕｔｌｅｔｏｆＲＨＦ４ 结 论（１）在本文工况下的转底炉中径处，Ｆｅ２Ｏ３的浓度在４５０ｓ内由２３７３ｍｏｌ／ｍ３降低至０，Ｆｅ３Ｏ４和ＦｅＯ的浓度则是先升高后降低，Ｆｅ３Ｏ４的浓度在达到最大值１０９２ １８ｍｏｌ／ｍ３后也迅速减小，ＦｅＯ经历了１０４７ｓ的反应后浓度为９２３ ５０ｍｏｌ／ｍ３． （２）球团直径对球团还原的影响分为两个阶段，在７５０～１２５０ｓ的反应阶段含碳球团直径较大，金属化率升高得较快；在１２５０ｓ之后，球团金属化率随着球团直径的减小而升高得缓慢．（３）冶金粉尘球团在转底炉内经过一个周期（２５ｍｉｎ）的工作过程后，金属化率最高达９０ ８５％，转底炉出口处的平均金属化率为８１ ４２％．参考文献：［１］佘雪峰，薛庆国，王静松，等．钢铁厂含锌粉尘综合利用及相关处理工艺比较［Ｊ］．炼铁，２０１０，２９（４）：５６－６２．（ＳｈｅＸｕｅｆｅｎｇ，ＸｕｅＱｉｎｇｇｕｏ，ＷａｎｇＪｉｎｇｓｏｎｇ，ｅｔａｌ．Ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅｕｔｉｌｉｚａｔｉｏｎａｎｄｒｅｌａｔｉｖｅｔｒｅａｔｍｅｎｔｏｆｚｉｎｃ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇｄｕｓｔｉｎｉｒｏｎａｎｄｓｔｅｅｌｗｏｒｋｓ［Ｊ］．Ｉｒｏｎｍａｋｉｎｇ，２０１０，２９（４）：５６－６２．）［２］陈砚雄，冯万静．钢铁企业粉尘的综合处理与利用［Ｊ］．烧结球团，２００５，３０（５）：４２－４６．（ＣｈｅｎＹａｎｘｉｏｎｇ，ＦｅｎｇＷａｎｊｉｎｇ．Ｏｎｔｈｅｃｅｎｔｒａｌｉｚｅｄｔｒｅａｔｍｅｎｔａｎｄｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅｕｔｉｌｉｚａｔｉｏｎｏｆｍｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌｄｕｓｔ［Ｊ］．ＳｉｎｔｅｒｉｎｇａｎｄＰｅｌｌｅｔｉｚｉｎｇ，２００５，３０（５）：４２－４６．）［３］ＣａｎｔａｒｉｎｏＭＶ，ＦｉｌｈｏＣＤＣ，ＭａｎｓｕｒＭＢ．Ｓｅｌｅｃｔｉｖｅｒｅｍｏｖａｌｏｆｚｉｎｃｆｒｏｍｂａｓｉｃｏｘｙｇｅｎｆｕｒｎａｃｅｓｌｕｄｇｅｓ［Ｊ］．Ｈｙｄｒｏｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ，２０１２，１１１／１１２：１２４－１２８．［４］ＳｅｎｋＤ，ＧｕｄｅｎａｕＨＷ，ＧｅｉｍｅｒＳ，ｅｔａｌ．Ｄｕｓｔｉｎｊｅｃｔｉｏｎｉｎｉｒｏｎａｎｄｓｔｅｅｌｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ［Ｊ］．ＩＳＩＪＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，２００６，４６（１２）：１７４５－１７５１．［５］熊华文，戴彦德．转底炉直接还原技术对钢铁行业资源综合利用的意义及发展前景分析［Ｊ］．中国能源，２０１２，３４（２）：５－７，１３．（ＸｉｏｎｇＨｕａｗｅｎ，ＤａｉＹａｎｄｅ．Ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅｆｏｒｒｅｓｏｕｒｃｅｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅｕｔｉｌｉｚａｔｉｏｎｏｆｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅｄｉｒｅｃｔｒｅｄｕｃｔｉｏｎｉｎｓｔｅｅｌｉｎｄｕｓｔｒｙａｎｄａｎａｌｙｓｉｓｏｆｉｔｓｄｅｖｅｌｏｐｉｎｇｐｒｏｓｐｅｃｔｓ［Ｊ］．ＥｎｅｒｇｙｏｆＣｈｉｎａ，２０１２，３４（２）：５－７，１３．）［６］徐萌．转底炉煤基热风熔融炼铁工艺的基础性研究［Ｄ］．北京：北京科技大学，２００６．（ＸｕＭｅｎｇ．Ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｃｏａｌｈｏｔ－ａｉｒｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅｐｒｏｃｅｓｓ［Ｄ］．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ，２００６．）［７］高金涛，周春芳，朱荣，等．转底炉分区域供热研究［Ｊ］．北京科技大学学报，２０１４，３６（Ｓ１）：１１０－１１６．（ＧａｏＪｉｎｔａｏ，ＺｈｏｕＣｈｕｎｆａｎｇ，ＺｈｕＲｏｎｇ，ｅｔａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｈｅａｔｓｕｐｐｌｙｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｅｃｔｉｏｎｓｉｎａｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ，２０１４，３６（Ｓ１）：１１０－１１６．）（下转第９６页）１９第２期 郑占一等：转底炉内冶金粉尘还原过程数值模拟二者呈线性关系．（２）较大的气化剂流速会影响流体和颗粒间的换热时间，恶化换热效果．对于气固顺流式移动床应当合理地控制气化剂流速．（３）出口气体中ＣＯ的质量分数随着气化剂流速的增加而降低，减小焦炭直径有助于加快气化反应的速率，出口气体中ＣＯ的质量分数随着焦炭直径的减小而增大．参考文献：［１］毛艳丽，曲余玲，王涿．高炉熔渣处理及显热回收工艺的研究进展［Ｊ］．上海金属，２０１３，３５（３）：４５－５０．（ＭａｏＹａｎｌｉ，ＱｕＹｕｌｉｎｇ，ＷａｎｇＺｈｕｏ．Ｒｅｖｉｅｗｏｆｂｌａｓｔｆｕｒｎａｃｅｍｏｌｔｅｎｓｌａｇｔｒｅａｔｍｅｎｔａｎｄｓｅｎｓｉｂｌｅｈｅａｔｒｅｃｏｖｅｒｙｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓ［Ｊ］．ＳｈａｎｇｈａｉＭｅｔａｌｓ，２０１３，３５（３）：４５－５０．）［２］ＬｉＰ，ＱｉｎＱ，ＹｕＱＢ，ｅｔａｌ．Ｆｅａｓｉｂｉｌｉｔｙｓｔｕｄｙｆｏｒｔｈｅｓｙｓｔｅｍｏｆｃｏａｌｇａｓｉｆｉｃａｔｉｏｎｂｙｍｏｌｔｅｎｂｌａｓｔｆｕｒｎａｃｅｓｌａｇ［Ｊ］．ＡｄｖａｎｃｅｄＭａｔｅｒｉａｌｓＲｅｓｅａｒｃｈ，２０１０，９７／１０１：２３４７－２３５１．［３］杨世亮．流化床内稠密气固两相流动机理的ＣＦＤ－ＤＥＭ耦合研究［Ｄ］．杭州：浙江大学，２０１４．（ＹａｎｇＳｈｉｌｉａｎｇ．ＣＦＤ ＤＥＭｃｏｕｐｌｉｎｇｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｄｅｎｓｅｔｗｏ ｐｈａｓｅｆｌｏｗｍｅｃｈａｎｉｓｍｓｉｎｆｌｕｉｄｉｚｅｄｂｅｄｓ［Ｄ］．Ｈａｎｇｚｈｏｕ：ＺｈｅｊｉａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２０１４．）［４］ＹａｎＬＢ，ＣａｏＹ，ＺｈｏｕＨ，ｅｔａｌ．Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｎｂｉｏｍａｓｓｓｔｅａｍｇａｓｉｆｉｃａｔｉｏｎｉｎａｄｕａｌｆｌｕｉｄｉｚｅｄｂｅｄｒｅａｃｔｏｒｗｉｔｈｔｈｅｇｒａｎｕｌａｒｋｉｎｅｔｉｃｔｈｅｏｒｙ［Ｊ］．ＢｉｏｒｅｓｏｕｒｃｅＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１８，２６９：３８４－３９２．［５］ＬｉｕＤＹ，ＣｈｅｎＸＰ，ＺｈｏｕＷ，ｅｔａｌ．ＳｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｃｈａｒａｎｄｐｒｏｐａｎｅｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎｉｎａｆｌｕｉｄｉｚｅｄｂｅｄｂｙｅｘｔｅｎｄｉｎｇＤＥＭ ＣＦＤａｐｐｒｏａｃｈ［Ｊ］．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣｏｍｂｕｓｔｉｏｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅ，２０１１，３３（２）：２７０１－２７０８．［６］ＫｕＸＫ，ＬｉＴ，Ｌ ｖ ｓＴ．ＣＦＤ ＤＥＭｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｂｉｏｍａｓｓｇａｓｉｆｉｃａｔｉｏｎｗｉｔｈｓｔｅａｍｉｎａｆｌｕｉｄｉｚｅｄｂｅｄｒｅａｃｔｏｒ［Ｊ］．ＣｈｅｍｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＳｃｉｅｎｃｅ，２０１５，１２２：２７０－２８３．［７］ＬｉｕＭＬ，ＣｈｅｎＭ，ＬｉＴＪ，ｅｔａｌ．ＣＦＤ－ＤＥＭ－ＣＶＤｍｕｌｔｉ ｐｈｙｓｉｃａｌｆｉｅｌｄｃｏｕｐｌｉｎｇｍｏｄｅｌｆｏｒｓｉｍｕｌａｔｉｎｇｐａｒｔｉｃｌｅｃｏａｔｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｉｎｓｐｏｕｔｂｅｄ［Ｊ］．Ｐａｒｔｉｃｕｏｌｏｇｙ，２０１９，４２：６７－７８．［８］ＬｉｕＤＹ，ＢｕＣＳ，ＣｈｅｎＸＰ．ＤｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔａｎｄｔｅｓｔｏｆＣＦＤ ＤＥＭｍｏｄｅｌｆｏｒｃｏｍｐｌｅｘｇｅｏｍｅｔｒｙ：ａｃｏｕｐｌｉｎｇａｌｇｏｒｉｔｈｍｆｏｒＦｌｕｅｎｔａｎｄＤＥＭ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｕｔｅｒｓ＆ＣｈｅｍｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１３，５８：２６０－２６８．［９］ＣｒｏｗｅＣＴ，ＳｏｍｍｅｒｆｅｌｄＭ，ＴｓｕｊｉＹ．Ｍｕｌｔｉｐｈａｓｅｆｌｏｗｓｗｉｔｈｄｒｏｐｌｅｔｓａｎｄｐａｒｔｉｃｌｅｓ［Ｍ］．Ｆｌｏｒｉｄａ：ＣＲＣＰｒｅｓｓ，１９９８．［１０］ＧｉｄａｓｐｏｗＤ．Ｍｕｌｔｉｐｈａｓｅｆｌｏｗａｎｄｆｌｕｉｄｉｚａｔｉｏｎ：ｃｏｎｔｉｎｕｕｍａｎｄｋｉｎｅｔｉｃｔｈｅｏｒｙｄｅｓｃｒｉｐｔｉｏｎ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮｏｎ ＮｅｗｔｏｎｉａｎＦｌｕｉｄＭｅｃｈａｎｉｃｓ，１９９４，５５（２）：２０７－２０８．［１１］王帅．流化床内稠密气固两相反应流的欧拉 拉格朗日数值模拟研究［Ｄ］．杭州：浙江大学，２０１９．（ＷａｎｇＳｈｕａｉ．Ｅｕｌｅｒｉａｎ Ｌａｇｒａｎｇｉａｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｄｅｎｓｅｒｅａｃｔｉｖｅｇａｓ ｓｏｌｉｄｆｌｏｗｓｉｎｆｌｕｉｄｉｚｅｄｂｅｄｓ［Ｄ］．Ｈａｎｇｚｈｏｕ：ＺｈｅｊｉａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２０１９．）（上接第９１页）［８］ＬａｎｄｆａｈｒｅｒＭ，ＳｃｈｌｕｃｋｎｅｒＣ，ＰｒｉｅｌｅｒＲ，ｅｔａｌ．ＤｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔａｎｄａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆａｎｕｍｅｒｉｃａｌｌｙｅｆｆｉｃｉｅｎｔｍｏｄｅｌｄｅｓｃｒｉｂｉｎｇａｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅｕｓｉｎｇＣＦＤ［Ｊ］．Ｅｎｅｒｇｙ，２０１９，１８０：７９－８９．［９］赵凯，宫晓然，胡长庆，等．转底炉用蓄热式烧嘴的模拟［Ｊ］．材料与冶金学报，２０１５，１４（２）：１２１－１２５．（ＺｈａｏＫａｉ，ＧｏｎｇＸｉａｏｒａｎ，ＨｕＣｈａｎｇｑｉｎｇ，ｅｔａｌ．Ａｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｆｏｒｎｏｚｚｌｅｏｆｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓａｎｄＭｅｔａｌｌｕｒｇｙ，２０１５，１４（２）：１２１－１２５．）［１０］刘颖．转底炉内冶金粉尘含碳球团直接还原过程数学模型研究［Ｄ］．北京：北京科技大学，２０１５．（ＬｉｕＹｉｎｇ．Ｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌｍｏｄｅｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｄｉｒｅｃｔｒｅｄｕｃｔｉｏｎｏｆｃａｒｂｏｎ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇｐｅｌｌｅｔｓｍａｄｅｏｆｍｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌｄｕｓｔｉｎａｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅ［Ｄ］．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ，２０１５．）［１１］ＬｉｕＹ，ＳｕＦ，ＷｅｎＺ，ｅｔａｌ．ＣＦＤｍｏｄｅｌｉｎｇｏｆｆｌｏｗ，ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ，ａｎｄｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｆｉｅｌｄｓｉｎａｐｉｌｏｔ ｓｃａｌｅｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅ［Ｊ］．ＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌａｎｄＭａｔｅｒｉａｌｓＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓＢ，２０１４，４５（１）：２５１－２６１．［１２］ＷｕＹＬ，ＪｉａｎｇＺＹ，ＺｈａｎｇＸＸ，ｅｔａｌ．Ｍｏｄｅｌｉｎｇｏｆｔｈｅｒｍｏｃｈｅｍｉｃａｌｂｅｈａｖｉｏｒｉｎａｎｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ｓｃａｌｅｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅｆｏｒｍｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌｄｕｓｔｒｅｃｙｃｌｉｎｇ［Ｊ］．ＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌａｎｄＭａｔｅｒｉａｌｓＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓＢ，２０１７，４８（５）：２４０３－２４１８．［１３］ＷｕＹＬ，ＪｉａｎｇＺＹ，ＺｈａｎｇＸＸ，ｅｔａｌ．Ｐｒｏｃｅｓｓｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆｍｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌｄｕｓｔｒｅｃｙｃｌｉｎｇｂｙｄｉｒｅｃｔｒｅｄｕｃｔｉｏｎｉｎｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅ［Ｊ］．ＰｏｗｄｅｒＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１８，３２６：１０１－１１３．［１４］ＤａｓｇｕｐｔａＳ，ＳａｌｅｅｍＳ，ＳｒｉｒａｎｇａｍＰ，ｅｔａｌ．Ａｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｒｅｄｕｃｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｉｒｏｎｏｒｅ／ｃａｒｂｏｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｐｅｌｌｅｔｓｉｎｂｏｔｈｓｉｎｇｌｅａｎｄｍｕｌｔｉ ｌａｙｅｒｂｅｄｒｏｔａｒｙｈｅａｒｔｈｆｕｒｎａｃｅ［Ｊ］．ＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌａｎｄＭａｔｅｒｉａｌｓＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓＢ，２０２０，５１（２）：８１８－８２６．［１５］华一新．冶金过程动力学导论［Ｍ］．北京：冶金工业出版社，２００４：１６２－１６５．（ＨｕａＹｉｘｉｎ．Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎｔｏｋｉｎｅｔｉｃｓｏｆｍｅｔａｌｌｕｒｇｙｐｒｏｃｅｓｓ［Ｍ］．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌＩｎｄｕｓｔｒｙＰｒｅｓｓ，２００４：１６２－１６５．）６９材料与冶金学报 第２０卷。
皮江法炼镁还原炉节能技术的现状与发展梁冬梅【摘要】中国镁冶炼普遍采用皮江法工艺,该工艺存在原料消耗高、能耗高、能源利用率低等问题,尤其是还原工序,其能耗占生产总能耗的65％以上.本文通过热平衡计算分析了皮江法炼镁还原炉的能耗状况,介绍和总结了还原炉节能技术的现状和发展方向.【期刊名称】《有色冶金节能》【年(卷),期】2018(034)005【总页数】5页(P15-19)【关键词】皮江法炼镁;还原炉;节能降耗;现状与发展【作者】梁冬梅【作者单位】中国铝业郑州有色金属研究院有限公司,河南郑州450041【正文语种】中文【中图分类】TF8220 前言镁被誉为21世纪最具开发和应用潜力的绿色工程材料。
上世纪90年代后期，由于当时世界镁的需求量激增，拉动了中国镁工业的快速发展，中国的原镁产量从2000年的19.5万t以每年34.5%的增速增长至2007年的65.93万t。
2008年以后,受金融危机影响，全球经济发展放缓，镁价下跌，中国镁产量增速放缓，至2011年镁产量维持在65万t左右。
2012年开始,我国镁产量呈现逐步增长态势，至2017年中国原镁产量达到93.8万t，占全球镁产量的87%。
多年来中国镁产量位居全球首位，中国已成为世界上最大的镁生产国和镁出口国。
中国镁工业的快速发展得益于皮江法(也称硅热法)炼镁技术在中国的大量应用及技术进步。
皮江法炼镁是将白云石在1 150～1 200 ℃下煅烧，煅后料(称为煅白)和还原剂硅铁以及造渣熔剂萤石磨成粉后压球，在高温(1 200 ℃)、真空(<5 Pa)下发生还原反应，生成结晶粗镁，再精炼成精镁的过程[1]。
由于皮江法工艺流程简单、建厂投资省、建设周期短、粗镁的纯度高，而且我国有丰富的白云石资源，因此皮江法炼镁成为我国最主要的金属镁生产工艺。
2005年以前，镁冶炼企业生产规模小，技术水平落后，能耗高达12 tce/t-Mg，将近理论能耗(1.3 tce/t-Mg)的10倍，能源浪费严重，被国家列入限制类产业项目。
2018年第37卷第2期 CHEMICAL INDUSTRY AND ENGINEERING PROGRESS·459·化 工 进展立式镁还原罐还原过程中结构传热特性分析徐钱，冯俊小，周敬之（北京科技大学能源与环境工程学院，北京 100083）摘要：为解决镁还原罐耗损大、寿命短的问题，本文根据国内外金属镁的还原工艺现状，综合考虑了温度、固定端数、罐长和罐厚对立式镁还原罐承载能力的影响，采用ANSYS 有限元软件对立式镁还原竖罐的结构特性进行热力耦合模拟，得到还原系统应力场以及罐体温度场等，并对还原罐屈曲应力极限进行了研究，优化了还原罐的结构特征。
同时考虑装料量对罐体强度的影响，研究装料量与还原罐温度场、还原罐屈曲应力极限之间的规律，对还原罐结构进一步优化。
结果表明：物料层的导热和还原反应吸热使得物料中心与物料边缘处的升温速度有较大差距；增加中心管可适当减少镁罐的还原周期，且对镁还原反应的影响不大；高温载荷可导致还原罐屈曲应力大幅度降低（20%以上），对变形量影响较小，因此应尽量降低还原罐的工作温度。
关键词：传热；立式镁还原罐；有限元分析；屈曲应力；优化中图分类号：TF806 文献标志码：A 文章编号：1000–6613（2018）02–0459–09 DOI ：10.16085/j.issn.1000-6613.2017-0999Analysis of structural heat transfer characteristics of vertical magnesiumreduction tank in reduction processXU Qian ，FENG Junxiao ，ZHOU Jingzhi（School of Energy and Environmental Engineering ，University of Science and Technology Beijing ，Beijing 100083，China ）Abstract ：In this paper ，in order to solve the problem of large consumption and short life of magnesium reduction tank ，the bearing capacity of the vertical magnesium reduction tank was studied with respect to temperature ，number of fixed end ，length and thickness of tank taking into account to the present situation of reduction process of magnesium metal at home and abroad. Finite element method was used by ANSYS software to simulate the reduction process ，tank body temperature and stress fields of the reduction system. Structure characteristics and buckling stress limit of the vertical magnesium reduction tank were studied. The influence of the material volume strength of tanks was considered at the same time to figure out the rules between material volume and temperature field ，and the buckling stress limit of the reduction tank. Results showed that the large difference of heating rate between the center and edge of material was affected by the conduction of material layer and endothermic of reduction reaction. The existence of the central tube could reduce the reduction period of the magnesium tank properly ，which had little influence on the reduction reaction of magnesium. The high temperature load could reduce the buckling stress of the reduction tank by more than 20%，and has little effect on the deformation. Therefore ，the working temperature of the reduction tank should be reduced as much as possible.第一作者：徐钱（1992—），男，博士研究生。
