D0I:10.13374/j.issnl00I53.2006.04.007 第28卷第4期 北京科技大学学报 Vol.28 No.4 2006年4月 Journal of University of Science and Technology Beijing Apr.2006 考贝式热风炉拱顶空间烟气分布的数值模拟 胡日君程素森 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京100083 摘要应用大型商用计算流体力学软件CFX4.3,选用k一e湍流模型和SIMPLE算法对新钢 1200m3高炉考贝式热风炉拱顶空间内烟气分布进行了数值模拟计算.模拟结果表明：悬链线形 拱顶比半球形拱顶的烟气分布均匀：在一定范围内，随着悬链线形拱顶高度的增加，在蓄热室横截 面上的烟气分布趋于一定程度的均匀， 关键词考贝式热风炉；烟气分布：数值模拟：k一e双方程：SIMPLE算法 分类号TF777.1 高炉冶炼热风设备考贝式热风炉目前在生产 (2)动量守恒方程 中存在的主要问题是由燃烧室出来的高温烟气在 (uu=_a卫+a「g (2) 蓄热室格子砖中分布不均匀，使格子砖热交换表 axj 影+别 面积没有充分利用1].大量的研究工作表明，通 式中，P为流体密度，kgm3;山，山为i和j方向 过模型实验的方法可以研究几种典型的热风炉气 的平均速度，i,j=1,2,3,ms1;“为有效粘度 流分布状况，但是其精度和使用范围难以令人满 系数，Pas1;P为压力，Pa 意，模型实验采用的实验仪器精度对实验结果的 (③)湍动能方程 精度有很大影响，并且模型实验存在着投资大、周 引盟 a 期长、优化设计困难等问题，随着计算机的发展 =G一e (3) 和数值计算技术的不断成熟，利用计算机对实际 (4)湍动能耗散方程 过程进行数值模拟的“数值实验”迅速发展起来， 盟 ar (C1EGk-C2Pe2) 相对而言，数值模拟的方法灵活度大，投资小，更 Gedx (4) 加易于实现，如果在热风炉系统设计过程中，能 其中，k为湍流动能，m2s1;e为湍流动能耗散 够运用数值模拟方法对热风炉系统的气流分布进 率，m2s1；,为k,e方程中的常数；C1,C2 行科学的模拟，预测其气流分布情况，将会对设计 为耗散方程中的常数；G为湍流动能制造项，kg· 和生产有重要的指导意义，本文针对新钢1200 u2出+吲 ；以t=h1十： m高炉考贝式热风炉拱顶的烟气分布进行了数 m-1s1:G-0x 值模拟， 片为湍流粘度系数Pa。:片=化号：片为层 1 数学模型的建立 流粘度系数，Pas;Cn为k,e方程中的常数. 方程中的常数值采用Launder和Spalding的 采用湍流模型，包括流体流动的连续性方程、 推荐值[3]：C1=1.43,C2=1.93,C=0.09,= 动量方程、湍动能方程k和湍动能耗散方程]. 1.0,=1.3,以上建立了拱顶内烟气流动的数 对于三维稳态粘性不可压缩流动，其微分方 学模型，其通用形式为： 程有： div(PuΦ-「gradΦ)=S中 (5) (1)连续性方程 式中，Φ表示因变量，SΦ和「中分别表示对应于④Φ 3wi二0 axj (1) 的源项和交换项，方程是由对流项、扩散项和源项 组成，对流项采用上风方式处理)， 收稿日期：2005-01-18修回日期：2005-05-26 基金项目：国家自然科学基金资助项目(Na.60471095) 2模拟对象及边界条件 作者简介：胡日君(1978一)，男，硕士研究生：程素森(1964一)， 男，教授，博士 模拟对象为考贝式热风炉拱顶空间内的烟
考贝式热风炉拱顶空间烟气分布的数值模拟 胡日君 程素森 北京科技大学冶金与生态工程学院北京100083 摘 要 应用大型商用计算流体力学软件 CFX4∙3选用 k－ε湍流模型和 SIMPLE 算法对新钢 1200m 3 高炉考贝式热风炉拱顶空间内烟气分布进行了数值模拟计算．模拟结果表明：悬链线形 拱顶比半球形拱顶的烟气分布均匀；在一定范围内随着悬链线形拱顶高度的增加在蓄热室横截 面上的烟气分布趋于一定程度的均匀． 关键词 考贝式热风炉；烟气分布；数值模拟；k－ε双方程；SIMPLE 算法 分类号 TF777∙1 收稿日期：20050118 修回日期：20050526 基金项目：国家自然科学基金资助项目（No．60471095） 作者简介：胡日君（1978－）男硕士研究生；程素森（1964－） 男教授博士 高炉冶炼热风设备考贝式热风炉目前在生产 中存在的主要问题是由燃烧室出来的高温烟气在 蓄热室格子砖中分布不均匀使格子砖热交换表 面积没有充分利用［12］．大量的研究工作表明通 过模型实验的方法可以研究几种典型的热风炉气 流分布状况但是其精度和使用范围难以令人满 意．模型实验采用的实验仪器精度对实验结果的 精度有很大影响并且模型实验存在着投资大、周 期长、优化设计困难等问题．随着计算机的发展 和数值计算技术的不断成熟利用计算机对实际 过程进行数值模拟的“数值实验”迅速发展起来． 相对而言数值模拟的方法灵活度大投资小更 加易于实现．如果在热风炉系统设计过程中能 够运用数值模拟方法对热风炉系统的气流分布进 行科学的模拟预测其气流分布情况将会对设计 和生产有重要的指导意义．本文针对新钢1200 m 3高炉考贝式热风炉拱顶的烟气分布进行了数 值模拟． 1 数学模型的建立 采用湍流模型包括流体流动的连续性方程、 动量方程、湍动能方程 k 和湍动能耗散方程ε［3］． 对于三维稳态粘性不可压缩流动其微分方 程有： （1） 连续性方程 ∂ρuj ∂xj ＝0 （1） （2） 动量守恒方程 ∂（ρuiuj） ∂xj ＝－ ∂P ∂xi ＋ ∂ ∂xj μeff ∂ui ∂xj ＋ ∂uj ∂xi （2） 式中ρ为流体密度kg·m －3 ；uiuj 为 i 和 j 方向 的平均速度ij＝123m·s －1 ；μeff为有效粘度 系数Pa·s －1 ；P 为压力Pa． （3） 湍动能方程 ∂ ∂xj ρujk－ μeff σk ∂k ∂xj ＝ Gk－ρε （3） （4） 湍动能耗散方程 ∂ ∂xj ρuεj － μeff σε ∂ε ∂xj ＝ （C1εGk－C2ρε2） k （4） 其中k 为湍流动能m 2·s －1 ；ε为湍流动能耗散 率m 2·s －1 ；σkσε 为 kε方程中的常数；C1C2 为耗散方程中的常数；Gk 为湍流动能制造项kg· m －1·s －1 ；Gk＝μt ∂ui ∂xj ∂ui ∂xj ＋ ∂uj ∂xi ；μeff＝μ1＋μt； μt 为湍流粘度系数Pa·s －1 ；μt＝ρCμ k 2 ε ；μ1 为层 流粘度系数Pa·s －1 ；Cμ 为 kε方程中的常数． 方程中的常数值采用 Launder 和 Spalding 的 推荐值［3］：C1＝1∙43C2＝1∙93Cμ＝0∙09σk＝ 1∙0σε＝1∙3．以上建立了拱顶内烟气流动的数 学模型其通用形式为： div（ρuΦ－ΓΦgradΦ）＝SΦ （5） 式中Φ表示因变量SΦ 和ΓΦ 分别表示对应于Φ 的源项和交换项方程是由对流项、扩散项和源项 组成对流项采用上风方式处理［4］． 2 模拟对象及边界条件 模拟对象为考贝式热风炉拱顶空间内的烟 第28卷 第4期 2006年 4月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．28No．4 Apr．2006 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2006．04．007
Vol.28 No.4 胡日君等：考贝式热风炉拱顶空间烟气分布的数值模拟 .339, 气.图1是考贝式热风炉示意图，图2是经过简 化处理的悬链线拱顶模型示意图，其中XOY平 拱顶 面在拱顶底面上，Z轴为高度方向，考贝式热风 炉基本参数见表1.计算的边界条件如下 燃烧室 (1)高温烟气为粘性流体，这里给定烟气温 蓄热室 度为1450℃.根据边界层无滑移条件，在壁面上 格子砖 u,v,0(即u1,u2,u3)均为零，湍动能和湍动能 耗散也为零可].具体为： u=0,u=0,D=0,k=0,e=0 (2)对壁面附近粘性底层中的流体，采用壁 鼓风室 支柱 面函数法计算6]， (3)设进入拱顶的烟气速度为已知值(3m· 图1考贝式热风炉示意图 s),同时假定烟气在入口断面上的速度均匀分 Fig-1 Internal combustion hot stove 布.入口的k,e由下式粗略估计[6]： 人D 烟气出口 隔墙 烟气入口 (a)悬链线拱顶 ()拱顶底部横藏面 图2考贝式热风炉拱顶 Fig-2 Dome of the internal combustion hot stove 表11200m3高炉考贝式热风炉基本数据 Table 1 Parameters of the internal combustion hot stove 送风量/ 送风温度/ 送风压力/ 蓄热室横 燃烧室通道 热风炉 热风炉 热风炉 拱顶 (m'min) ℃ MPa 断面积/m2横断面积/m2 全高/m 外径/m 内径/m 高/m 拱顶类型 2900 1200 0.39 25.15 4.18 40.31 8.00 6.85 4.50 悬链线形 6a1=0.01a,nl=032D=4 中的Buld,以考贝式热风炉拱顶内烟气流动的空 L 间为目标建立模型的几何造型 式中，A为入口面积，m2;D为水力直径，m;knl (2)网格的划分.采用固定正交的非均匀性 为入口边界处湍流动能，m2s2;L为入口周长， 网格，根据计算模型的不同网格数一般在25000 m;l为垂直于入口处的平均时均速度，msl; ~33000.以某悬链线拱顶模型为例，网格分布为 m1为入口边界处湍动能耗散，m2s一3. 24×24×48,共27648个网格 (4)固体边界，Φ=05 (3)物性参数和边界条件的设定，利用Pre- 3计算方法 process模块中的Command编写命令文件. (4)利用Solve模块求解.在PentiumⅢ450 应用大型商用计算流体力学软件CFX4.3进 上计算，每次计算约1~2h,精度为10-3. 行计算，采用双方程湍流模型和SIMPLE算法， (5)计算结果的显示，利用Postprocess模块 步骤如下： 进行后处理 (l)几何模型的构建.利用Preprocess模块
气．图1是考贝式热风炉示意图图2是经过简 化处理的悬链线拱顶模型示意图其中 XOY 平 面在拱顶底面上Z 轴为高度方向．考贝式热风 炉基本参数见表1．计算的边界条件如下． （1） 高温烟气为粘性流体这里给定烟气温 度为1450℃．根据边界层无滑移条件在壁面上 uvw（即 u1u2u3）均为零湍动能和湍动能 耗散也为零［45］．具体为： u＝0v＝0w＝0k＝0ε＝0． （2） 对壁面附近粘性底层中的流体采用壁 面函数法计算［6］． （3） 设进入拱顶的烟气速度为已知值（3m· s －1）同时假定烟气在入口断面上的速度均匀分 布．入口的 kε由下式粗略估计［6］： 图1 考贝式热风炉示意图 Fig．1 Internal combustion hot stove 图2 考贝式热风炉拱顶 Fig．2 Dome of the internal combustion hot stove 表1 1200m 3 高炉考贝式热风炉基本数据 Table1 Parameters of the internal combustion hot stove 送风量／ （m 3·min －1） 送风温度／ ℃ 送风压力／ MPa 蓄热室横 断面积／m 2 燃烧室通道 横断面积／m 2 热风炉 全高／m 热风炉 外径／m 热风炉 内径／m 拱顶 高／m 拱顶类型 2900 1200 0∙39 25∙15 4∙18 40∙31 8∙00 6∙85 4∙50 悬链线形 kin1＝0∙01u 2 in1εin1＝ k 1∙5 in1 0∙3D D＝ 4A L ． 式中A 为入口面积m 2 ；D 为水力直径m；kin1 为入口边界处湍流动能m 2·s －2 ；L 为入口周长 m；uin1为垂直于入口处的平均时均速度m·s －1 ； εin1为入口边界处湍动能耗散m 2·s －3． （4） 固体边界Φ＝0［5］． 3 计算方法 应用大型商用计算流体力学软件 CFX4∙3进 行计算采用双方程湍流模型和 SIMPLE 算法． 步骤如下： （1） 几何模型的构建．利用 Pre-process 模块 中的 Build以考贝式热风炉拱顶内烟气流动的空 间为目标建立模型的几何造型． （2） 网格的划分．采用固定正交的非均匀性 网格根据计算模型的不同网格数一般在25000 ～33000．以某悬链线拱顶模型为例网格分布为 24×24×48共27648个网格． （3） 物性参数和边界条件的设定．利用 Preprocess 模块中的 Command 编写命令文件． （4） 利用 Solve 模块求解．在 Pentium Ⅲ450 上计算每次计算约1～2h精度为10－3． （5） 计算结果的显示．利用Post-process 模块 进行后处理． Vol．28No．4 胡日君等： 考贝式热风炉拱顶空间烟气分布的数值模拟 ·339·
,340 北京科技大学学报 2006年第4期 4 模拟结果与分析 (a),(b)速度等值线图中可以看到，悬链线拱顶 4.1半球形拱顶流场和实际的悬链线性拱顶流 中1.6~2.3ms1的“高速"区域(G~I)和1.0~ 场的对比 1.6ms1的“中速”区域(E~G)在整个横截面中 所占的比例都较半球形拱顶大，而0.50.9m· 通过数值模拟，对比了相同底面直径的半球 形拱顶和悬链线形拱顶的流场分布，图3是拱顶 s的“低速”区域(C,D)比半球形拱顶小，从图3 空间内烟气出口横截面上速度分布图，从图3 (c),(d)的速度等值立体图中能够明显看出， SPEED L3.000 H 800 G 650 F G E 200 D D 1.050 H D G c B 0300 0150 AI0.000 ()半球形拱顶烟气速度等值线图(Z乙-0 (化)悬链线形拱顶烟气速度等值线图（☑0） SPEED L13000 J 100 H F E D c (©)半球形拱顶烟气速度等值立体图（☑0） (d)悬链线形拱顶烟气速度等值立休图(Z0.05) 图3拱顶空间内烟气出口横截面上速度分布图 Fig-3 Distribution of velocity on the cross section of the dome 图4是拱顶纵剖面流场分布图.可以看到， 比例大，整体而言，半球形拱顶比悬链线形拱顶 考贝式热风炉由于燃烧室偏于炉子一侧，烟气在 的“偏流”更为严重， 上升中沿着拱顶运动而造成蓄热室格子砖断面上 原鞍山钢铁学院以鞍钢九高炉热风炉为模拟 远离燃烧室一侧进入的烟气多，而靠近燃烧室一 对象，就内燃式热风炉的拱顶形状对蓄热室横断 侧的格子砖内进入的烟气少，即发生了“偏流”. 面上气流分布的影响作过模型实验山.结果表 在拱顶空间内，烟气从燃烧室进入有限的拱顶空 明：(1)在拱顶空间内，烟气从燃烧室进入有限的 间后，气流受到压缩发生强烈地回旋，按其状态可 拱顶空间后，气流受到压缩发生强烈的回旋，按其 分为三个区域：最外层是具有势流性质的主流区， 状态可分为三个区域：最外层是具有势流性质的 压力较高，进入格子砖内的烟气量也较大；中心是 主流区，压力较高，进入格子砖内的烟气量也较 静压力几乎相等、气体为更新很慢的气流核，该区 大；中心是静压力几乎相等、气体更新很慢的气流 域进入格子砖内的烟气量较小；在气流核与主流 核，该区域进入格子砖内的烟气量较小；在气流核 区之间是一个强烈的回旋区，两种拱顶虽然都有 与主流区之间是一个强烈的回旋区，(2)风量相 回旋气流，但因拱顶结构形式不同，其形状也不 同时，悬链线拱顶热风炉蓄热室横断面上气流分 同.可以看到，半球形拱顶流场中的回旋区比悬 布均匀程度比半球形拱顶好，这与本文数值模拟 链线拱顶流场中的回旋区在整个拱顶空间所占的 的结果是相吻合的
4 模拟结果与分析 4∙1 半球形拱顶流场和实际的悬链线性拱顶流 场的对比 通过数值模拟对比了相同底面直径的半球 形拱顶和悬链线形拱顶的流场分布．图3是拱顶 空间内烟气出口横截面上速度分布图．从图3 （a）（b）速度等值线图中可以看到悬链线拱顶 中1∙6～2∙3m·s －1的“高速”区域（G～I）和1∙0～ 1∙6m·s －1的“中速”区域（E～G）在整个横截面中 所占的比例都较半球形拱顶大而0∙5～0∙9m· s －1的“低速”区域（CD）比半球形拱顶小从图3 （c）（d）的速度等值立体图中能够明显看出． 图3 拱顶空间内烟气出口横截面上速度分布图 Fig．3 Distribution of velocity on the cross section of the dome 图4是拱顶纵剖面流场分布图．可以看到 考贝式热风炉由于燃烧室偏于炉子一侧烟气在 上升中沿着拱顶运动而造成蓄热室格子砖断面上 远离燃烧室一侧进入的烟气多而靠近燃烧室一 侧的格子砖内进入的烟气少即发生了“偏流”． 在拱顶空间内烟气从燃烧室进入有限的拱顶空 间后气流受到压缩发生强烈地回旋按其状态可 分为三个区域：最外层是具有势流性质的主流区 压力较高进入格子砖内的烟气量也较大；中心是 静压力几乎相等、气体为更新很慢的气流核该区 域进入格子砖内的烟气量较小；在气流核与主流 区之间是一个强烈的回旋区．两种拱顶虽然都有 回旋气流但因拱顶结构形式不同其形状也不 同．可以看到半球形拱顶流场中的回旋区比悬 链线拱顶流场中的回旋区在整个拱顶空间所占的 比例大．整体而言半球形拱顶比悬链线形拱顶 的“偏流”更为严重． 原鞍山钢铁学院以鞍钢九高炉热风炉为模拟 对象就内燃式热风炉的拱顶形状对蓄热室横断 面上气流分布的影响作过模型实验［1］．结果表 明：（1）在拱顶空间内烟气从燃烧室进入有限的 拱顶空间后气流受到压缩发生强烈的回旋按其 状态可分为三个区域：最外层是具有势流性质的 主流区压力较高进入格子砖内的烟气量也较 大；中心是静压力几乎相等、气体更新很慢的气流 核该区域进入格子砖内的烟气量较小；在气流核 与主流区之间是一个强烈的回旋区．（2）风量相 同时悬链线拱顶热风炉蓄热室横断面上气流分 布均匀程度比半球形拱顶好．这与本文数值模拟 的结果是相吻合的． ·340· 北 京 科 技 大 学 学 报 2006年第4期
Vol.28 No.4 胡日君等：考贝式热风炉拱顶空间烟气分布的数值模拟 .341. 4.2拱顶高度对悬链线形拱顶流场的影响 图中可以看到：(1)不同高度的拱顶空间内烟气分 通过数值模拟，计算了几种不同高度的拱顶 布都不均匀，而且均存在大小不同、形状相似的回 空间内的流场分布.图5是不同高度的拱顶空间 旋区，(2)在一定范围内，随着拱顶高度的增加， 内烟气在对称面X=0上的速度矢量分布图.从 回旋区深入蓄热室的深度逐渐减小，而回旋区形 →3ms a)半球形拱顶，0 向愁链线质X →3ms -3m.s (©)半球形拱顶，y0 (d悬链线形拱顶0 图4拱顶纵剖面流场分布图 Fig.4 Velocity vectors on the vertical section of the dome SPEED 2700 J G 650 500 350 0.5m -1.0m 05m 0.5m →3m.s -.5m -小0m -1.0m D -20m -1.5m 3m.s -15m -3m+s -20m 2.0m 8 -2.5m -25m 0300 -25m B 0.150 A10000 -3.0m h=4.0m 5.0m 图5不同高度的拱顶内烟气的速度分布图(x=0) Fig.5 Velocity vectors on the vertical section of the dome at different heights (X=0) 状在高度方向也逐渐“变长”， 空间内均存在着较为严重的烟气“偏流”现象，在 图6是不同高度的拱顶空间内烟气出口处的 X=一1到X=1这两条直线相夹的区域内不均 气流分布不均匀度图，其中图6(a)是不均匀度U 匀度最高，而在X=一2和X=2这两条直线外 随着x的变化曲线图，图6(b)是不均匀度U随 的区域内不均匀度都较小，(2)在一定范围内，随 着拱顶高度h的变化曲线图.本文用所计算各点 着拱顶高度的增加，烟气分布在一定程度上趋于 均匀 的流速数据的均方根差 从图6(b)中可以看到：(1)X=-1到X=1 均流速，的比值来表示不均匀度U,U值越小， 这两条直线相夹的区域内，烟气分布的不均匀度 表示气流分布越均匀 随着高度的增加而减小.而在X=一1.5和X= 从图6(a)中可以看到：(1)不同高度的拱顶 1.5这两条直线外的区域内，烟气分布的不均匀
4∙2 拱顶高度对悬链线形拱顶流场的影响 通过数值模拟计算了几种不同高度的拱顶 空间内的流场分布．图5是不同高度的拱顶空间 内烟气在对称面 X＝0上的速度矢量分布图．从 图中可以看到：（1）不同高度的拱顶空间内烟气分 布都不均匀而且均存在大小不同、形状相似的回 旋区．（2）在一定范围内随着拱顶高度的增加 回旋区深入蓄热室的深度逐渐减小而回旋区形 图4 拱顶纵剖面流场分布图 Fig．4 Velocity vectors on the vertical section of the dome 图5 不同高度的拱顶内烟气的速度分布图（ x＝0） Fig．5 Velocity vectors on the vertical section of the dome at different heights （ X＝0） 状在高度方向也逐渐“变长”． 图6是不同高度的拱顶空间内烟气出口处的 气流分布不均匀度图其中图6（a）是不均匀度 U 随着 x 的变化曲线图图6（b）是不均匀度 U 随 着拱顶高度 h 的变化曲线图．本文用所计算各点 的流速数据的均方根差 1 n ∑ n i＝1 （ vi － v ） 2 与平 均流速 v 的比值来表示不均匀度 U．U 值越小 表示气流分布越均匀． 从图6（a）中可以看到：（1）不同高度的拱顶 空间内均存在着较为严重的烟气“偏流”现象在 X＝－1到 X＝1这两条直线相夹的区域内不均 匀度最高而在 X＝－2和 X＝2这两条直线外 的区域内不均匀度都较小．（2）在一定范围内随 着拱顶高度的增加烟气分布在一定程度上趋于 均匀． 从图6（b）中可以看到：（1） X＝－1到 X＝1 这两条直线相夹的区域内烟气分布的不均匀度 随着高度的增加而减小．而在 X＝－1∙5和 X＝ 1∙5这两条直线外的区域内烟气分布的不均匀 Vol．28No．4 胡日君等： 考贝式热风炉拱顶空间烟气分布的数值模拟 ·341·
.342 北京科技大学学报 2006年第4期 度随着高度的增加而增大，(2)提高拱顶高度可 使该区域两侧的烟气分布的不均匀性增加，所以 以使燃烧室正对区域内的烟气分布趋于均匀，而 在设计热风炉时要选择一个恰当的平衡点， 1.0 1.0r (b) 0.9 (a) 0.8 0.8 X=0Z0 0.7 +X=0.5,2-0 0.6 ◆X=±1,2-0 30.55 -h=3.0m 0.6 ◆X=±1.5，Z=0 0.4 h-3.5m =4.0m ·-X=±2.5，Z-0 03 4.5m 0.4 一X=±2.5,20 0.2 -5.0m 01 030 0.21 -2.0 1.02.0 3.0 3.0 3.54.04.55.0 Dome height/m 图6不同高度的拱顶空间内烟气出口处的气流分布不均匀度图 Fig.6 Fume distributing unevenness at the outlet of the top dome at different heights 参考文献 5 结论 [1]项钟庸，郭庆第.蓄热式热风炉.北京：冶金工业出版社， (1)考贝式热风炉拱顶空间内存在着较为严 1988.210 重的烟气“偏流”现象 [2]段润心.设有烟气均匀分布装置的热风炉.中国专利： CN1096055A,199-1207 (2)悬链线拱顶空间内烟气分布优于半球形 [3] Launder B E.Spalding D B.The numerical computations of 拱顶，以相同的速度进入拱顶空间的烟气，前者进 turbulent flow.Comput Method Appl Mech Eng:1973(3): 入蓄热室内的速度高于后者，而“偏流”程度比后 269 者弱， [4]贺友多.传输过程数值方法、北京：冶金工业出版社，1991：119 (③)在保持热风炉直径不变的情况下，在一 [5)]张先棹.冶金传输原理.北京：冶金工业出版社，1988：86 定范围内，随着悬链线拱顶高度的增加，烟气分布 [6]王福军.计算流体动力学分析·北京：清华大学出版社，200则 [7]Cheng SS.Yang T J,Xue Q G,et al.Numerical simulation 趋于一定程度的均匀；提高拱顶高度可以使燃烧 of the lower shaft and hearth bottom of blast furnace.J Univ 室正对区域内的蓄热室横截面上烟气分布趋于均 Sci Technol Beijing.2003.10(3):16 匀，而使该区域两侧的蓄热室横截面上烟气分布 [8]Cheng S S.Yang T J.Xue QG,et al.Optimum design and 的不均匀性增加 layout of the cooling apparatus for long campaignship blast fur- nace.J Univ Sci Technol Beijing.2003.10(4):24 Numerical simulation of hot gas velocity distribution in the top dome of an inter- nal combustion hot stove HU Rijun,CHENG Susen Metallurgical and Ecological Engineering School,University of Science and Technology Beijing.Beijing100083,China ABSTRACT The large scale commercial computational fluid dynamics software CFX4.3 was applied to numerically simulate the fume distribution in the top dome of a cow per internal combustion stove of blast furnace with a volume of 1200m3 in XinGang of China.The standard ke model and SIMPLE algorithm were used in this simulation.The results show that the hot gas distribution in a catenary dome is evener than that in a hemispheroid dome,and the distribution of hot gas is improved to some extent with the dome height increasing. KEY WORDS internal combustion hot stove;hot gas distribution:numerical simulation;ke model; SIMPLE algorithm
度随着高度的增加而增大．（2）提高拱顶高度可 以使燃烧室正对区域内的烟气分布趋于均匀而 使该区域两侧的烟气分布的不均匀性增加所以 在设计热风炉时要选择一个恰当的平衡点． 图6 不同高度的拱顶空间内烟气出口处的气流分布不均匀度图 Fig．6 Fume distributing unevenness at the outlet of the top dome at different heights 5 结论 （1） 考贝式热风炉拱顶空间内存在着较为严 重的烟气“偏流”现象． （2） 悬链线拱顶空间内烟气分布优于半球形 拱顶以相同的速度进入拱顶空间的烟气前者进 入蓄热室内的速度高于后者而“偏流”程度比后 者弱． （3） 在保持热风炉直径不变的情况下在一 定范围内随着悬链线拱顶高度的增加烟气分布 趋于一定程度的均匀；提高拱顶高度可以使燃烧 室正对区域内的蓄热室横截面上烟气分布趋于均 匀而使该区域两侧的蓄热室横截面上烟气分布 的不均匀性增加． 参 考 文 献 ［1］ 项钟庸郭庆第．蓄热式热风炉．北京：冶金工业出版社 1988．210 ［2］ 段润心．设有烟气均匀分布装置的热风炉．中国专利： CN1096055A1994－12－07 ［3］ Launder B ESpalding D B．The numerical computations of turbulent flow．Comput Method Appl Mech Eng1973（3）： 269 ［4］ 贺友多．传输过程数值方法．北京：冶金工业出版社1991：119 ［5］ 张先棹．冶金传输原理．北京：冶金工业出版社1988：86 ［6］ 王福军．计算流体动力学分析．北京：清华大学出版社2004 ［7］ Cheng S SYang T JXue Q Get al．Numerical simulation of the lower shaft and hearth bottom of blast furnace．J Univ Sci Technol Beijing200310（3）：16 ［8］ Cheng S SYang T JXue Q Get al．Optimum design and layout of the cooling apparatus for long campaignship blast furnace．J Univ Sci Technol Beijing200310（4）：24 Numerical simulation of hot gas velocity distribution in the top dome of an internal combustion hot stove HU RijunCHENG Susen Metallurgical and Ecological Engineering SchoolUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT The large-scale commercial computational fluid dynamics software CFX4∙3 was applied to numerically simulate the fume distribution in the top dome of a cowper internal combustion stove of blast furnace with a volume of 1200m 3in XinGang of China．The standard k－εmodel and SIMPLE algorithm were used in this simulation．The results show that the hot gas distribution in a catenary dome is evener than that in a hemispheroid domeand the distribution of hot gas is improved to some extent with the dome height increasing． KEY WORDS internal combustion hot stove；hot gas distribution；numerical simulation；k－εmodel； SIMPLE algorithm ·342· 北 京 科 技 大 学 学 报 2006年第4期