罐式爐內(nèi)石油焦層高溫煅燒帶遷移數(shù)值模擬

李 靜，黃金堤, 2，肖 勁，李明周, 3

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罐式爐內(nèi)石油焦層高溫煅燒帶遷移數(shù)值模擬

李 靜1，黃金堤1, 2，肖 勁1，李明周1, 3

(1. 中南大學(xué) 冶金與環(huán)境學(xué)院，長(zhǎng)沙 410083；2. 江西理工大學(xué) 能源與機(jī)械工程學(xué)院，南昌 330013；3. 江西理工大學(xué) 冶金與化學(xué)工程學(xué)院，贛州 341000)

針對(duì)高溫下石油焦層揮發(fā)分析出、滲流傳質(zhì)傳熱問(wèn)題，結(jié)合多孔介質(zhì)氣固耦合機(jī)理建立了罐式爐煅燒石油焦過(guò)程的三維數(shù)學(xué)模型。該模型采用雙流體模型描述石油焦煅燒熱解過(guò)程，采用有限速率/渦耗散燃燒模型、標(biāo)準(zhǔn)湍流方程、DO輻射模型描述火道中揮發(fā)分燃燒及熱交換過(guò)程，并利用該模型研究料罐中高溫煅燒帶遷移規(guī)律。結(jié)果表明：在給定工況條件下，隨著單罐單位排料量由75 kg/h增加至115 kg/h，高溫煅燒帶(＞1373 K)由L6區(qū)域下移至消失，且其長(zhǎng)度由2.0 m縮短至0 m；隨著生焦中揮發(fā)分含量由7%增加至15%，高溫煅燒帶由L8區(qū)域上移至L6區(qū)域，且其長(zhǎng)度由0 m增加至3.02 m；隨著空氣過(guò)量系數(shù)由1.05增加至1.60，高溫煅燒帶由L5區(qū)域下移至消失且其長(zhǎng)度由3.02 m縮短至0 m。

罐式爐；高溫煅燒帶；遷移；數(shù)值模擬

石油焦是鋁電解用炭素陽(yáng)極的主要原料，石油焦的煅燒是陽(yáng)極生產(chǎn)的首要工序[1]。罐式爐(又稱(chēng)罐式煅燒爐)因具有炭質(zhì)燒損率低、煅后焦質(zhì)量?jī)?yōu)且穩(wěn)定、適合處理粉焦等諸多優(yōu)勢(shì)在我國(guó)炭素行業(yè)得到了廣泛應(yīng)用。影響石油焦煅燒質(zhì)量的因素眾多，其核心是罐內(nèi)石油焦所經(jīng)歷的最高煅燒溫度[2]。煅燒過(guò)程中，石油焦顆粒固相層與析出的揮發(fā)分氣相間進(jìn)行著復(fù)雜的傳熱、傳質(zhì)、動(dòng)量傳輸及熱分解反應(yīng)。然而，由于罐式爐的封閉特性，無(wú)法通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)溫的方法實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)罐內(nèi)石油焦的真實(shí)煅燒溫度，目前其仍是一個(gè)“黑箱”問(wèn)題。因此，借助計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬技術(shù)[3?4]是研究罐式爐煅燒過(guò)程中高溫煅燒帶分布特征的一種有效手段。

目前，對(duì)罐式爐煅燒石油焦工藝過(guò)程仿真的相關(guān)研究主要有周善紅等[5?6]、張忠霞等[7]將料罐視為長(zhǎng)方體，考慮了罐式爐火道中的氣相燃燒，研究了火道中的壓力及氣相速度場(chǎng)、火道及料罐中溫度場(chǎng)分布特征，但未考慮石油焦熱解及水分、揮發(fā)分析出。XIAO 等[8?9]建立了罐式爐煅燒石油焦過(guò)程的二維實(shí)時(shí)快速計(jì)算模型，分析了罐式爐內(nèi)各物理場(chǎng)分布特性，但其忽略了料罐寬度，無(wú)法全面揭示罐式爐內(nèi)各區(qū)域三維溫度分布特性。同時(shí)XIAO等[10]基于雙流體模型，建立了罐式爐煅燒石油焦過(guò)程的三維數(shù)學(xué)模型，充分考慮了石油焦熱解及氣體滲流傳質(zhì)傳熱過(guò)程，研究了給定工況條件下?tīng)t內(nèi)溫度場(chǎng)、石油焦各相組分濃度場(chǎng)、揮發(fā)分速度場(chǎng)分布特征，但未就料罐內(nèi)高溫煅燒帶遷移規(guī)律進(jìn)行系統(tǒng)研究。

本文作者針對(duì)24罐8層火道順流式罐式爐內(nèi)石油焦層存在的高溫氣體滲流傳熱問(wèn)題，結(jié)合多孔介質(zhì)氣固耦合作用，基于雙流體模型建立包含固相黏性流、組分熱分解的多孔介質(zhì)氣體滲流傳熱的三維數(shù)學(xué)模型。利用該模型研究單罐單位排料量、生焦中揮發(fā)分含量及空氣過(guò)量系數(shù)對(duì)料罐內(nèi)溫度場(chǎng)分布的影響，并進(jìn)一步探討罐式爐煅燒石油焦過(guò)程中高溫煅燒帶遷移規(guī)律，以期為進(jìn)一步提高石油焦煅燒質(zhì)量及罐式爐的穩(wěn)定高效生產(chǎn)提供有效的決策支持。

1 數(shù)學(xué)模型

罐式爐煅燒石油焦過(guò)程包含了固相流動(dòng)、氣體流動(dòng)、多孔介質(zhì)傳質(zhì)、石油焦熱分解析出揮發(fā)分、揮發(fā)分與預(yù)熱空氣混合燃燒、流固耦合熱傳遞等多因素耦合問(wèn)題。模型作如下基本假設(shè)：

1) 模擬區(qū)域僅為爐體、火道、料罐及冷卻水套區(qū)域；

2) 流體為可壓縮牛頓流體，石油焦視為連續(xù)擬流體，滿(mǎn)足連續(xù)介質(zhì)條件[11]；

3) 料罐中熱解水分、揮發(fā)分穿過(guò)堆積的石油焦顆粒，石油焦堆積區(qū)域使用具有多孔介質(zhì)的雙流體模 型[12]；

4) 石油焦顆粒近乎處于靜止堆積狀態(tài)，視為流速恒定的穩(wěn)態(tài)模型[13]；

5) 忽略氣體流體對(duì)石油焦下降運(yùn)動(dòng)的影響，石油焦區(qū)域固體及氣體運(yùn)動(dòng)屬層流；

6) 石油焦固體多孔介質(zhì)區(qū)域傳熱極為復(fù)雜，氣固多孔區(qū)域只考慮氣固對(duì)流輻射換熱；

7) 熱解反應(yīng)進(jìn)程由化學(xué)反應(yīng)速率控制，顆粒內(nèi)外溫度均勻。

1.1 控制方程

對(duì)于料罐內(nèi)石油焦堆積層中的揮發(fā)分氣相，可用式(1)~(4)描述，其中連續(xù)性方程可描述為

揮發(fā)分氣相動(dòng)量方程：

(2)

式中：為重力加速度；g為氣相壓力；g為氣相動(dòng)力黏度；d為料罐內(nèi)揮發(fā)分在石油焦堆積層中受到的多孔介質(zhì)阻力動(dòng)量源項(xiàng)。

揮發(fā)分氣相組分方程：

式中：g,i為氣相中組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Dm為氣相在混合氣相中的擴(kuò)散系數(shù)。

揮發(fā)分氣相能量方程：

對(duì)于料罐內(nèi)堆積層中的石油焦顆粒，使用黏性流模型描述其運(yùn)動(dòng)過(guò)程，可用式(5)及式(6)描述，其中連續(xù)性方程可表示為

石油焦固相動(dòng)量方程：

石油焦固相殘余揮發(fā)分組分方程：

式中：s,j為固相中組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

石油焦固相能量方程：

式中：h為固相揮發(fā)分熱解能量源項(xiàng)。

對(duì)于火道內(nèi)的揮發(fā)分氣相燃燒，控制方程由式(9)~(14)描述，其中連續(xù)性方程為：

火道內(nèi)氣相動(dòng)量方程：

火道內(nèi)氣相組分方程：

式中：t為施密特?cái)?shù)；R為組分化學(xué)反應(yīng)質(zhì)量源項(xiàng)。

火道內(nèi)氣相能量方程：

式中：g為氣相化學(xué)反應(yīng)熱源項(xiàng)；r為輻射換熱源項(xiàng)。

(14)

罐式爐煅燒石油焦過(guò)程為間接加熱，火道中氣體燃燒產(chǎn)生的高溫經(jīng)料罐內(nèi)壁硅磚導(dǎo)熱傳遞給石油焦。對(duì)于罐式爐爐墻區(qū)域?qū)?，使用無(wú)內(nèi)熱源的固相能量方程描述：

對(duì)于動(dòng)量方程，d為多孔介質(zhì)阻力動(dòng)量源項(xiàng)，表示氣體穿過(guò)多孔介質(zhì)中阻力引起的動(dòng)量損失，由Ergun方程描述：

(16)

式中：p為石油焦顆粒直徑；g為氣體上升速度。

對(duì)于能量方程源相，主要有氣固對(duì)流輻射換熱c、氣相均相化學(xué)反應(yīng)熱及氣相輻射換熱r。由于燃燒火道光學(xué)厚度＜1，氣體輻射傳熱使用DO輻射模型，r及輻射方程具體細(xì)節(jié)見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。

氣固對(duì)流輻射換熱量：

(21)

氣相均相反應(yīng)熱量：

石油焦顆粒與硅磚爐壁的摩擦力采用泊肅葉定律，可表示為

式中：s為固相下降運(yùn)動(dòng)速度。

1.2 固相化學(xué)反應(yīng)速率

固相與氣相物質(zhì)交換組分源項(xiàng)，如式(24)所示；固相與氣相熱交換能量源項(xiàng)，如式(25)所示：

部分研究表明揮發(fā)分氣相主要成分為CH4、C2H6、CO、CO2、H2、H2O、NH3和H2S等[16]。另一部分研究指出揮發(fā)分成分為CH4、H2、CO、CO2、H2O、CH等氣體，且H2、CH4含量超過(guò)90%[17]，CH氣體含量低于2%。由于CH對(duì)整體熱量影響不大，故本模型假定揮發(fā)分成分為CH4、H2、CO、H2O。石油焦熱解揮發(fā)動(dòng)力學(xué)過(guò)程遵循Arrhenius方程[18]：

式中：k為組分反應(yīng)速率動(dòng)力學(xué)參數(shù)；A為指前因子；E為活化能；為摩爾氣體常數(shù)。具體熱解析出動(dòng)力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 熱解析出揮發(fā)分動(dòng)力學(xué)參數(shù)

1.3 氣相化學(xué)反應(yīng)速率

揮發(fā)分中含有CH4、H2、CO等[4, 12, 19]可燃?xì)怏w，在負(fù)壓作用下?lián)]發(fā)分通過(guò)頂部通道進(jìn)入火道并與空氣管道中的空氣匯聚后受熱氧化燃燒，對(duì)于氣體均相燃燒采用有限的化學(xué)速率和渦耗散率最低的(有限速率/渦耗散)模型[20]。各物質(zhì)層流反應(yīng)速率見(jiàn)參考文獻(xiàn)[10]。

式中：Rr為單位化學(xué)反應(yīng)質(zhì)量源相；w,i為組分分子量；r,r為層流反應(yīng)速率。

1.4 爐壁邊界條件

由于罐式爐外壁溫度較高，爐外壁的對(duì)流傳熱和輻射散熱均不可忽略，模型使用對(duì)流輻射邊界條件。

2 模型參數(shù)

2.1 罐式爐幾何結(jié)構(gòu)

圖1所示為24罐8層火道順流式罐式爐幾何結(jié)構(gòu)示意圖。罐式爐的24個(gè)料罐尺寸相同，分為6組，每組包含前后并排的4個(gè)料罐，每個(gè)料罐都有8層水平火道包圍。石油焦在料罐中煅燒，并經(jīng)冷卻水套冷卻由底部排料機(jī)構(gòu)排出爐外。石油焦熱解析出的揮發(fā)分在爐上部的總煙道與空氣匯集燃燒，間接加熱石油焦。

鑒于罐式爐結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)及各組并行運(yùn)行的特點(diǎn)，本模型取一組料罐的1/4區(qū)域進(jìn)行研究。罐式爐中石油焦除排料作業(yè)外均處于靜止堆積狀態(tài)，因此模型假定石油焦顆粒的堆積角為38°[21]。將料罐喉部水平夾角38°以下區(qū)域劃分為氣固兩相雙流體區(qū)域，夾角上部區(qū)域?yàn)闅庀嗟淖杂闪黧w區(qū)域。為便于處理分配揮發(fā)分走向問(wèn)題，模型中不連通揮發(fā)分管道與燃燒火道。忽略罐式爐看火孔、清灰孔對(duì)模型的影響，對(duì)這些區(qū)域進(jìn)行簡(jiǎn)化，對(duì)硅磚區(qū)、耐火磚區(qū)及爐體料罐區(qū)采用多塊六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總數(shù)為483602。主要幾何參數(shù)見(jiàn)表2。

2.2 物性參數(shù)

石油焦顆粒黏性系數(shù)視為5.0 Pa·s[22]。床層空隙率使用經(jīng)驗(yàn)公式[23]可表示為

罐式爐填充材料(紅磚、耐火粘土磚、硅磚、輕質(zhì)高鋁磚等)的密度、熱容、導(dǎo)熱系數(shù)參數(shù)及石油焦基本物性參數(shù)見(jiàn)表3，其中石油焦密度為表觀密度[17, 24]。

氣相中CH4、H2、CO、CO2、H2O、O2、N2使用Fluent純物質(zhì)數(shù)據(jù)庫(kù)數(shù)據(jù)，氣體密度采用理想氣體定律，熱容和導(dǎo)熱系數(shù)使用混合定律，擴(kuò)散系數(shù)采用氣體動(dòng)力學(xué)原理計(jì)算，氣體吸收系數(shù)采用WSGGM模型[14]。

2.3 模擬條件

在流體力學(xué)軟件Fluent中，各標(biāo)量方程使用二階迎風(fēng)差分格式，使用SIMPLE算法進(jìn)行耦合計(jì)算，使用多重網(wǎng)格(MultiGrid)法求解標(biāo)量方程組。除能量方程控制精度＜1.0×10?6外，其他方程控制收斂精 度＜1.0×10?4。

圖1 罐式爐幾何結(jié)構(gòu)示意圖

表2 罐式爐幾何尺寸參數(shù)

表3 爐壁材料及石油焦物理屬性參數(shù)

石油焦元素組成、揮發(fā)分成分及含量[17]見(jiàn)表4?？諝庥墒讓舆M(jìn)入，揮發(fā)分由首層、二層進(jìn)入，分配比為(6:4)[5]；空氣入口采用質(zhì)量入口，空氣、石油焦入口溫度值分別設(shè)為400、300 K，煙氣出口壓力為?130 Pa；設(shè)定單罐石油焦排料量為85 kg/h、生焦中的揮發(fā)分含量11%、生焦水分含量10%、空氣過(guò)量系數(shù)1.3。

表4 模型所用石油焦物質(zhì)組成

3 模型驗(yàn)證

圖2所示為料罐正中心位置石油焦溫度及對(duì)應(yīng)截面的火道煙氣溫度模擬計(jì)算值及現(xiàn)場(chǎng)火道壁面、罐內(nèi)溫度測(cè)量值對(duì)比曲線，其中現(xiàn)場(chǎng)火道溫度來(lái)源于生產(chǎn)數(shù)據(jù)，料罐中心溫度值取自文獻(xiàn)值[2]。由圖2可知，火道溫度模擬計(jì)算值略高于測(cè)量值，這是由于模擬值為煙氣氣相溫度值，測(cè)量值為火道壁面溫度，壁面溫度低于煙氣溫度；料罐中石油焦在L1~L3區(qū)域內(nèi)模擬計(jì)算溫度略低于測(cè)量值，在L4~L6區(qū)域料罐內(nèi)溫度值迅速上升，從400 K上升到1100 K，在L7、L8區(qū)域料罐內(nèi)溫度上升較為平緩，與測(cè)量值基本吻合。除L5區(qū)偏差較大外，建立的仿真模型溫度值與測(cè)量值誤差小于100 K，相對(duì)誤差小于6%。總體說(shuō)來(lái)，在工程計(jì)算尺度中，建立的數(shù)學(xué)模型較為可靠，可用于研究罐式爐內(nèi)溫度場(chǎng)分布特征。

圖2 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量溫度值與模擬溫度值曲線

4 結(jié)果討論

模擬采用的基本數(shù)據(jù)如下：?jiǎn)喂迒挝慌帕狭?5 kg/h、揮發(fā)分含量11%、空氣過(guò)量系數(shù)1.3、生焦水分含量10%、首層與二層的揮發(fā)分配比為6:4。通過(guò)固定其它參數(shù)值僅改變所考察因素值，考察單罐單位排料量、揮發(fā)分含量及空氣過(guò)量系數(shù)對(duì)高溫煅燒帶分布的影響。

4.1 單罐單位排料量對(duì)高溫煅燒帶分布的影響

圖3所示為單罐單位排料量為75~115 kg/h的料罐內(nèi)溫度分布云圖，其各層火道煙氣及料罐中心位置石油焦的溫度曲線見(jiàn)圖4。由圖3和4可知，隨著單罐單位排料量由75 kg/h上升至115 kg/h，罐內(nèi)高溫煅燒區(qū)域(＞1373 K)逐漸減小，高溫煅燒帶起始區(qū)域由L6區(qū)域逐漸下移至消失，高溫煅燒帶長(zhǎng)度由2.0 m逐漸縮短至0 m；當(dāng)排料量≥105 kg/h時(shí)，料罐中的煅燒帶長(zhǎng)度小于1.0 m，難以保證石油焦煅燒質(zhì)量，容易發(fā)生下生料等異常情況。由圖4可知，隨著單位排料量的增加，各層火道的平均溫度上升了40~90 K，其中二層火道溫度增加最大約為90 K，因此二層火道硅磚極易發(fā)生破損[25]。

圖3 不同單罐單位排料量條件下料罐中心XZ截面溫度云圖

圖4 不同單罐單位排料量條件下火道和料罐中心溫度曲線

4.2 生焦中揮發(fā)分含量對(duì)高溫煅燒帶分布的影響

圖5所示為揮發(fā)分含量為7%~15%的料罐溫度分布云圖，其各層火道煙氣及料罐中心位置石油焦溫度曲線見(jiàn)圖6。由圖5和6可知，在給定工況條件下，揮發(fā)分含量由7%上升至15%，高溫煅燒帶(＞1373 K)由L8區(qū)域逐漸上移到L6區(qū)域，高溫煅燒帶長(zhǎng)度由0增加到3.02 m。當(dāng)揮發(fā)分含量在7 %~9 %時(shí)，料罐中心位置石油焦最高溫度＜1373 K，無(wú)法形成高溫煅燒帶，不能滿(mǎn)足石油焦煅燒質(zhì)量要求；而當(dāng)揮發(fā)分含 量≥15 %，料罐中的最高溫度超過(guò)1500 K，二層火道的最高溫度高于1800 K，將導(dǎo)致石油焦發(fā)生二次收縮、火道墻硅磚破損。由圖6可知，隨著揮發(fā)分含量的增加，火道的熱負(fù)荷增加，各層火道的平均溫度上升了100~300 K。

圖5 不同揮發(fā)分含量條件下料罐內(nèi)中心XZ截面溫度云圖

圖6 不同揮發(fā)分含量條件下火道和料罐中心溫度曲線

4.3 空氣過(guò)量系數(shù)對(duì)高溫煅燒帶分布的影響

圖7所示為空氣過(guò)量系數(shù)為1.05~1.60工況條件下的溫度分布云圖，其各層火道煙氣及對(duì)應(yīng)料罐中心位置的溫度曲線見(jiàn)圖8。由圖7和8可知，在給定工況條件下，隨著空氣過(guò)量系數(shù)由1.05上升至1.60，料罐內(nèi)高溫煅燒帶(＞1373 K)區(qū)域由L5區(qū)域逐漸下移至消失，料罐內(nèi)溫度曲線上升趨勢(shì)越平緩，高溫煅燒帶長(zhǎng)度由3.02 m縮減到0 m。當(dāng)空氣過(guò)量系數(shù)＞1.30 時(shí)，料罐中心位置石油焦最高溫度＜1373 K，無(wú)法形成高溫煅燒帶，不能滿(mǎn)足石油焦煅燒質(zhì)量要求。因此在生產(chǎn)過(guò)程中需合理控制空氣過(guò)量系數(shù)防止罐內(nèi)石油焦溫度過(guò)低。由圖8可知，在各層火道區(qū)域，隨著空氣過(guò)量系數(shù)的增加，火道的熱負(fù)荷下降，各層火道的平均溫度下降了60~300 K；過(guò)低的空氣過(guò)量系數(shù)將導(dǎo)致火道溫度過(guò)高，極易發(fā)生火道燒穿，但是過(guò)高的空氣過(guò)量系數(shù)勢(shì)必導(dǎo)致罐內(nèi)石油焦無(wú)法達(dá)到煅燒質(zhì)量 要求。

圖7 不同空氣過(guò)量系數(shù)條件下料罐內(nèi)中心XZ截面溫度云圖

圖8 不同空氣過(guò)量系數(shù)條件下火道和料罐中心溫度的影響關(guān)系曲線

5 結(jié)論

1) 基于雙流體模型建立的罐式爐煅燒石油焦過(guò)程的三維數(shù)學(xué)模型模擬計(jì)算的料罐內(nèi)溫度值與文獻(xiàn)測(cè)量值基本吻合，表明建立的數(shù)學(xué)模型較為可靠，可用于研究罐式爐內(nèi)的溫度場(chǎng)分布特征研究。

2) 單罐單位排料量、生焦中揮發(fā)分含量及空氣過(guò)量系數(shù)對(duì)料罐內(nèi)高溫煅燒帶的分布影響顯著。在給定工況條件下，隨著單罐單位排料量由75 kg/h上升至115 kg/h，料罐中高溫煅燒帶位置由L6區(qū)域逐漸下移至消失，高溫煅燒帶長(zhǎng)度由2.0 m逐漸縮短至0 m；隨著生焦中揮發(fā)分含量由7%上升至15%，高溫煅燒帶位置由L8區(qū)域逐漸上移至L6區(qū)域，高溫煅燒帶長(zhǎng)度由0 m增加到3.02 m；隨著空氣過(guò)量系數(shù)由1.05上升至1.60，高溫煅燒帶由L5區(qū)域逐漸下移至消失，高溫煅燒帶長(zhǎng)度由3.02 m縮減到0 m。

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Simulation of migration of high temperature zone of petroleum coke layer in vertical shaft calciner

LI Jing1, HUANG Jin-di1, 2, XIAO Jin1, LI Ming-zhou1, 3

(1. School of Metallurgy and Environment, Central South University, Changsha 410083, China;2. School of Energy and Mechanical Engineering, Jiangxi University of Science and Technology, Nanchang 330013, China;3. School of Metallurgical and Chemical Engineering, Jiangxi University of Science and Technology, Ganzhou 341000, China)

In view of the problems of heat and mass transfer of high temperature gas seepage in the material layer of vertical shaft calciner, a three-dimensional mathematical model of petroleum coke calcination process in vertical shaft calciner was established in combination with porous media gas-solid coupling effect. In this model, a two-fluid model was used to describe the calcined pyrolysis process of petroleum coke. The finite rate/eddy-dissipation combustion model combined with standard turbulence equations and a discrete ordinates (DO) radiation model were used to describe the volatile combustion in flue and heat transfer process, respectively. The model was used to study the migration patterns of high temperature zone in pot. The results show that the high temperature zone (＞1373 K) moves down from L6 to disappearance and its length gradually reduces from 2.0 m to 0 m when the discharging rate per pot increases from 75 kg/h to 115 kg/h under the given condition, the high temperature zone moves up from L8 to L6 and its length gradually increases from 0 to 3.02 m when the volatile content in green coke increases from 7% to 15% under the given condition, and the high temperature zone moves down from L5 to disappearance and its length gradually reduces from 3.02 m to 0 m when the excess air coefficient increases from 1.05 to 1.60 under the given condition.

vertical shaft calciner; high temperature zone; migration; numerical simulation

Project(51374253) supported by National Natural Science Foundation of China; Projects(GJJ160664, GJJ160635) supported by Science and Technology Program of Education Department of Jiangxi Province, China

2017-05-10;

2017-08-21

HUANG Jin-di; Tel: +86-15079128330; E-mail: hjd041@163.com

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51374253)；江西省教育廳科學(xué)技術(shù)研究項(xiàng)目(GJJ160664，GJJ160635)

2017-05-10；

2017-08-21

黃金堤，講師，博士；電話(huà)：15079128330；E-mail: hjd041@163.com

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2018.06.17

1004-0609(2018)-06-1216-09

TF806.1

A

(編輯 王 超)