干熄炉内环形集气道压降及阻力系数的研究
干熄焦系统干熄炉升温、升压与降温、降压控制措施方案
干熄焦系统干熄炉升温、升压与降温、降压控制措施方案1、干熄炉结构:⑴、圆型干熄炉由预存段、斜道区及冷却段组成。
⑵、干熄炉为圆形截面竖式槽体，外壳用钢板及型钢制作，内衬隔热耐磨材料，干熄炉顶设置环形水封槽。
⑶、干熄炉上部为预存段，中间是斜道区，下部为冷却段。
⑷、预存段的外围是汇集36个斜道气流的环形气道，它沿圆周方向分两半汇合通向一次除尘器。
⑸、预存段设有料位计、压力测量装置、测温装置及放散装置。
⑹、环形气道设有空气导入装置、循环气体旁通装置、气流调整装置。
⑺、冷却段设有温度测量孔、干燥时的排水汽孔、人孔及烘炉孔。
⑻、冷却段下部壳体上有两个进气口，冷却段底部安装有供气装置。
⑼、预存段用于接受间歇装入的红焦，具有缓冲功能，可补偿生产的波动。
⑽、在冷却段，红焦与低温循环气体进行热交换，经降温冷却后排出。
⑾、斜道区位于预存段与冷却段之间，从干熄炉底部供气装置进入的低温循环气体吸收红焦的显热后经斜道及环形气道排出，并流经干熄焦锅炉进行热交换。
2、主要技术规格:⑴、预存室容积：320m3；⑵、允许上限中断供焦时间：1h；⑶、预存室直径：～8040mm；⑷、装料孔直径：～3100mm；⑸、冷却室总容积：580m3；⑹、冷却室容积：420m3；⑺、冷却室直径：～9000mm；⑻、干熄炉总高度（含供气装置）：～25900mm；⑼、公称处理能力：130.35t/h；⑽、排焦上限处理能力：145t/h；⑾、入干熄炉冷循环气体量：～180000m3/h；⑿、入炉循环气体的吨焦气料比：～1250m3/tJ。
3、干熄焦焦炭冷却原理：⑴、在干熄炉冷却室，焦炭向下流动，循环气体向上流动，焦炭通过与循环气体进行热交换而冷却。
焦炭的冷却时间主要取决于气流与焦炭的对流传热和焦块内部的热传导，冷却速度则主要取决于循环气体的温度和流速，以及焦块的温度和外形表面积等。
⑵、进入干熄炉的循环气体的温度主要由干熄焦锅炉的省煤器决定。
省煤器入口的除盐、除氧水温度为104℃左右，出省煤器的循环气体温度可降为约160℃，由循环风机加压后再经过热管式换热器进一步降温至约130℃后进入干熄炉与焦炭逆流传热，干熄炉排出的焦炭可冷却至200℃以下。
干熄炉环形风道结构改造与探索
环 形 风道垮 塌后 ， 在 焦 仓 首 先 发现 砖 形 为 环形
风道上 部带 沟舌 的耐火 砖 （ Ｇ Ａ Ｍ一 １ ５ １ １ ） 。随后 排 出 砖 形 以环形 风道 主墙 砖 （ Ｇ Ａ Ｍ一 １ ５ ０ ８ ） 为主， 因 此判 断风道 垮塌从 上 部开始 。在 旧砌体 拆 除前对 干熄炉
１ ２ ６层 内
８ ９层 内 ８ ９层外
３ ９ １ ０ ４ ０ ４ ０ ４ ０ ４ ０ ３ ９ ６ ０ ３ ９ ６ ５ ４ ０ ３ ０ ４ ０ ２ ０ ３ ９ ４ ５
３ ８ ８ ５ ３ ８ ９ ０ ３ ８ ９ ５ ３ ８ ８ ０ ３ ８ ９ ５ ３ ９ ９ ５ ３ ９ １ ０ ３ ８ ８ ６ 一 ５ ５ ７ ０ ５ ５ ９ ５ ５ ５ ３ ０ ５ ５ ４ ０ ５ ４ ９ ５ ５ ５ ５ ０ ５ ５ ６ ５
Ｋｅ ｙ ｗｏ ｒ ｄ ｓ ： Ｃ Ｄ Ｑ ｃ ｈ ａ ｍ ｂ ｅ ｒ ； Ａ ｎ ｎ ｕ ｌ ａ ｒ ａ ｉ ｒ — ｄ ｕ ｃ ｔ ；Ｒ ｅ ｎ ｏ ｖ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ
四川 Ｉ 达兴 能 源 股 份 有 限 公 司 １ ４ ０ ｔ ／ ｈ干 熄 焦 由
表２ 以 炉 口层纵 横 十 字 中心 为 相对 中心 线 测 量 数 据 ｍｍ
表 １ 以１ ２ ６层 纵 横十 字 中 心为 相 对 中心 线 的测 量数 据 ｍｍ
出， 风道 内墙 的稳 固性 相 对 较差 ， 也 容 易产 生 变 形 。
鉴于 这种情 况 ， 若以 １ ２ ６层 相对 中心 线 进行 修 复 砌
筑， 则 风道砌 筑 尺寸相 差较 大且 在 ８ ９层 会 出现较 严 重错 台 。若 按 炉 口 中心 线 修 复 ， 则风道砌筑 到 １ ２ ０
干熄炉内环形风道的改进
座 ．且 在 柱体 与 内墙 底 座 之 间预 留 １ ｍ 的膨 胀 ５ｍ
缝 。支 撑柱 的构 造见 图 １ 。
对 炉体环 形 风道进 行修 复 ，且 支撑 柱 到达一 定 强 度后 ．进 行 干 熄 炉 的 烘 炉 升 温 操 作 。生 产 达 标
环 形风道 内墙 其他 处未 发生 损坏 的部分 ，其 １３层 １ 都 有 向外 倾 斜并发 生摩 擦痕 迹 ，整 个 环形风 道 内墙
浇 筑 边 长 为 ６ ０ ｍｘ ０ ｍｍ、 厚 度 为 ３ ｒ 的 底 ０ ｍ ６０ ０ ｍ ａ
３ ）结 构 问题 。１０／ 熄 焦 装 置 未 出 现过 严 ８ｔ ｈ干 重 故 障。仔 细观察 停产 后环 形风道 的损 坏情 况 ，发 现 炉墙 发 生 损坏 的 部位 是 摆放 调 节 板处 的 １ ３层 。 １
０３ ３ ） ６ ０ ９
区过 顶砖 开 始有 １ 径 向支 撑墙 ．而支 撑墙 到达 的 ｍ 高度 是 ｌ２层 ，在此 高度 摆放 调节板 。结 合炉墙 损 ｌ 坏 开始 的高度 和 内外 墙 之间支 撑到 达的 高度 ，判 断 有 可能是 由于对 内墙 的支撑力 不足且 焦 炭对环 形风
１ ３层都 已经 向外移 动并 且环 形风 道 的 中间部 分也 １
向外 突 出严 重 。
后 ．干熄 炉 的预 存室 压力 、循环 风量 和锅 炉入 口压
力均 与原有 水平 保持 一致 ，支撑 柱 的增加 未对 干熄
环形 风 道 区的 内外 墙之 间 ，自下 而上 ，从斜 道
收稿 日期 ：２ １ － ３ １ ０ １０—８ 作 者 简 介 ：张 莹 （９ ４ ，男 ，高级 工 程师 １６ 一）
损 坏部分 进行 了重新 砌 筑后 ，在环形 风道 内墙 与外
干熄炉环型气道的设计改进及其应用
２ ． Ｙｉ ｘ ｉ ｎ ｇ Ｈｅ ｎ ｇ ｘ ｉ ａ ｎ ｇ Ｒｅ ｆ ｒ ａ ｃ ｔ ｏ ｒ ｙ Ｍａ ｔ ｅ ｒ ｉ ａ ｌ Ｃ ｏ ． ， Ｌ ｔ ｄ ． ， Ｙｉ ｘ ｉ ｎ ｇ ２１ ４ ２ ６ ６， Ｃ ｈ ｉ ｎ ａ ）
高温 焦炭储 存 能力 增 加 ， 会 增 大 环 型 气 道 承受 的径
向应 力 。 １ ． ３ 耐 火 砖 指 标 不 能 满 足 装 置 要 求
强度要 求 相 当高 。多数 １ ４ ０ ｔ ／ ｈ以上 的干 熄 炉 ， 在 使 用 ２年后 环型 气道 严 重 变 形 甚 至 坍 塌 ， 造 成 安 全 隐 患， 导 致停 产检 修 ， 既影 响生 产 ， 又增 加 检修成 本 。
摘 要 ：针 对 干 熄 炉 环 形 气 道 结 构 ， 使 用 特 异 砖 型砌 筑 环 形 气 道 可 有 效 抵 抗 膨 胀 应 力 ， 改善 砌体强度 ， 解 决 干熄 炉 环型气道变形 、 损 坏 等 问题 ， 利于系统安全高效运行 。
关 键 词 ：干 熄 焦 ；大 型化 ； 环型气道 ； 变 形 中图 分 类 号 ：Ｔ Ｑ ５ ２ ２ ． １ ６ 文 献标 识 码 ：Ｂ 文 章 编 号 ：１ ０ ０ １ — ３ ７ ０ ９（ ２ ０ １ ４ ）０ ２ — ０ ０ ３ １ ห้องสมุดไป่ตู้ ０ ２
ｓ ｏ ｌ ｖ ｅ ｄ， Ｓ Ｏ ｔ ｈａ ｔ ｔ ｈ ｅ ｓ ｙ ｓ ｔ ｅ ｍ ｃ ａ ｎ ｂ ｅ ｏ ｐ ｅ ｒ ａ ｔ ｅ ｄ ｓ ａ ｆ ｅ ｌ ｙ ａ ｎ ｄ ｅ ｉｃ ｆ ｉ ｅ ｎ ｔ ｌ ｙ．
干熄焦炉内固-气流动及传热数值模拟本科毕业论文
本科毕业论文题目：干熄焦炉内固-气流动及传热数值模拟摘要干熄焦技术相对传统的熄焦工艺具有节能、环保和提高焦炭质量等优点，在国内外得到了广泛的应用，各大钢厂都非常重视对干熄焦技术的研究。
随着干熄焦技术的不断发展，传统的研究方法已不能满足新的工艺要求。
本文以某厂140t/h的干熄焦炉为研究对象，建立了干熄焦炉的三维几何模型，采用多孔介质理论建立了干熄焦炉内固-气流动及传热的数学模型。
基于FLUENT软件中的多孔介质模型，利用UDS和UDF将FLUENT中的单能量方程改写为双能量方程，模拟干熄焦炉内固-气流动及传热情况，为干熄焦炉提供设计提供依据。
在此模型基础上，通过改变气体入口温度和速度，观察气体出口和焦炭出口温度的变化情况，分别分析气体入口风温和入口风速对干熄焦生产工艺的影响。
研究发现，气体从底部进入干熄焦炉后在斜道和环形气体发生了偏流，越靠近气体出口，气体流速越大；气体压降主要发生在冷却室，气压在斜道和环形气道达到最低；在炉内同一位置，焦炭温度恒比气体温度高，冷却室周边的换热比中心区域更充分。
气体入口风温对干熄焦生产工艺影响不大，气体出口和焦炭出口温度随气体入口风速的增大显著降低。
关键词：干熄焦；多孔介质；FLUENT；数值模拟AbstractThe Coke Dry Quenching(CDQ) technology have more advantages in energy saving, environmental protection and improving the quality of and coke over the traditional coke quenching process. This technology has been widely used both at home and abroad. And the major steel mills attach great importance to the study of coke dry quenching technology. With the continuous development of dry quenching technology, traditional methods can not meet the requirements of new challenges.In this paper, a three-dimensional geometric model of a 140t/h coke dry quenching unit is established and a mathematical model for quenching flow and heat transfer between gas and coke is established by using the theory of porous media. Based on the porous medium model in FLUENT software, the user defined scalars(UDS) and user defined functions(UDF) are utilized to change single-energy equation into double-energy equations, in order to simulate the solid-gas flow and heat transfer in dry coke quenching ,which can provide a basis for CDQ design. On the basis of this model, different gas-inlet temperature and velocity are given for observing the changes in the gas-outlet and coke-outlet temperature, to analyze how gas-inlet temperature and velocity can affect the CDQ production process .The results show that gas in the chute and ring airway has the drift phenomenon, and the closer to the outlet, the faster the velocity is; the loss of gas pressure mainly occurred in the cooling chamber, the lowest gas pressure form in the chute and ring airway; the coke temperature is higher than the gas temperature in any same position of CDQ and the surrounding of the CDQ has a better heat transfer than the center of it. Gas-inlet temperature makes little different of coke dry quenching process, while the gas-inlet velocity makes much.Key words: CDQ；Porous medium；FLUENT；Numerical simulation目录1 绪论 (1)1.1 干熄焦技术 (1)1.2 干熄焦工艺流程 (1)1.3 干熄焦炉内固-气流动及传热的研究现状 (3)1.3.1 前苏联的研究 (3)1.3.2 日本的研究 (3)1.3.3 国内的研究 (4)1.4 课题研究的意义与内容 (4)1.4.1 课题研究的意义 (4)1.4.2 课题研究的内容 (5)2 研究方法-CFD (6)2.1 FLUENT软件介绍 (6)2.2 FLUENT软件的二次开发 (6)3 干熄焦炉内固-气流动及传热的数学模型 (10)3.1 几何模型 (10)3.2 基本假设 (10)3.3 数学模型 (11)3.4 边界条件 (12)4 模拟结果及分析 (13)4.1 结果分析 (13)4.1.1 干熄焦炉内速度场分析 (13)4.1.2 干熄焦炉内温度场分析 (14)4.1.3 干熄焦炉内压力场分析 (15)4.2 不同工艺参数对干熄焦生产的影响 (15)4.2.1 气体入口温度对干熄焦生产的影响 (15)4.2.2 气体入口速度对干熄焦生产的影响 (17)5 结论 (19)参考文献 (20)致谢 (1)1 绪论1.1 干熄焦技术干法熄焦简称“干熄焦”，是相对于用水熄灭炽热焦炭的湿法熄焦而言的，它是利用低温的惰性气体在干熄焦炉内与高温的焦炭换热从而使红焦冷却。
气体热载体干馏炉内压力降的研究
气体热载体干馏炉内压力降的研究秦宏;张成;李建坡;张立栋;刘洪鹏;迟铭书;刘斌;王擎【摘要】油页岩在气体热载体干馏炉内干馏过程中，由于块状堆料之间存在不同的空隙，导致气体在空隙中通过，由于阻力的作用，压力会产生损失，行成一定的压降。
本研究采用散料层阻力损失计算公式和Ergun方程两种方法对干馏炉的压力降进行计算，并与实际压降进行比较，结果发现这两种方法所得理论值与实际值比较接近，而且变化趋势与实际值基本一致，利用Ergun方程更适用于工程运行。
%During the retorting process of gas-heat carrier retort,the gas passes through the void generated by material pile-up and leads to pressure drop because of the effect of frictional drag. This study uses bulk-materi-al-layer-resistance-loss-calculation-formula and Ergun equation to calculate the pressure drop of retort. The re-sults are compared to the actual pressure drop. It is observed that these two methods conclude the theoretical values close to the actual ones,and that the trends for both two types of values are basically the same. Ergun is preferable for the operation of the project .【期刊名称】《东北电力大学学报》【年(卷),期】2015(000)001【总页数】6页(P1-6)【关键词】干馏炉;压力降;散料层;Ergun方程【作者】秦宏;张成;李建坡;张立栋;刘洪鹏;迟铭书;刘斌;王擎【作者单位】东北电力大学油页岩综合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012;东北电力大学油页岩综合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012;东北电力大学油页岩综合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012;东北电力大学油页岩综合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012;东北电力大学油页岩综合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012;东北电力大学油页岩综合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012;吉林吉顺油页岩开发有限公司，吉林吉林132000;东北电力大学油页岩综合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012【正文语种】中文【中图分类】TQ522.15气体热载体干馏炉内压力降的研究秦宏1,张成1,李建坡1,张立栋1,刘洪鹏1,迟铭书1,刘斌2,王擎1(1.东北电力大学油页岩综合利用教育部工程研究中心,吉林吉林132012;2.吉林吉顺油页岩开发有限公司,吉林吉林132000)摘要:油页岩在气体热载体干馏炉内干馏过程中,由于块状堆料之间存在不同的空隙,导致气体在空隙中通过,由于阻力的作用,压力会产生损失,行成一定的压降。
干熄焦工艺系统阻力的计算和改善方法
Ｖｏｌ������ ３８ Ｎｏ������ ２ Ｍａｒ������ ２０１９
段红焦层内ꎬ 红焦被惰性气体逐渐冷却ꎬ 温度降 至 ２５０℃ 以 下 后 由 炉 底 排 出ꎮ 同 时ꎬ 惰 性 气 体 ( 或废烟气) 被加热到 ８００℃ 左右ꎬ 从干熄炉斜 道口经过一次除尘器后进入干熄焦锅炉ꎮ 在锅炉 中ꎬ 水被热气流加热产生蒸汽ꎬ 同时气体被冷却 到 １８０℃ 左右ꎬ 再经二次除尘器由循环风机重新 送入干熄炉内循环使用[２] ꎮ
Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｇａｓ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ＣＤＱ ｐｒｏｃｅｓｓ ｓｙｓｔｅｍ
Ｋａｎｇ Ｊｉａｎ１ꎬ２ Ｘｕ Ｌｉｅ２ Ｓｕｎ Ｗｅｎｂｉｎ２ Ｓｈｉ Ｑｉａｏｎａｎ２ Ｙａｏ Ｈｅｎｇ２ (１������ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｂｅｉｊｉｎｇꎬ ２������ Ｈｕａｔａｉ Ｙｏｎｇｃｈｕａｎｇ ( Ｂｅｉｊｉｎｇ) Ｔｅｃｈ. Ｃｏ. ꎬ Ｌｔｄ. )
干法熄焦 ( ｃｏｋｅ ｄｒｙ ｑｕｅｎｃｈｉｎｇꎬ ＣＤＱ) 是利 用惰性气体将 １０００℃ 左右的红焦降温冷却ꎬ 红 焦从干熄炉顶装入自上而下运动ꎬ 低温惰性气体 由干熄炉底部鼓入自下而上运动ꎮ 在干熄炉冷却
３２
ＥＮＥＲＧＹ
冶 金 能 源
ＦＯＲ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ
ＩＮＤＵＳＴＲＹ
Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｔｈｅ ｐａｐｅｒ ｓｔｕｄｉｅｄ ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｃｉｒｃｕｌａｔｉｎｇ ｇａｓ ｉｎ ｔｈｅ ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ ｕｎｉｔｓ′ ｐｉｐｅ ｎｅｔｗｏｒｋ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ＣＤＱ ｐｒｏｃｅｓｓ ｓｙｓｔｅｍꎬ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄ ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ ｏｆ ｇａｓ ｒｅｓｉｓｔ￣ ａｎｃｅ ｉｎ ＣＤＱ ｆｕｒｎａｃｅꎬ ｐｒｉｍａｒｙ ｄｕｓｔ ｃｏｌｌｅｃｔｏｒꎬ ｂｏｉｌｅｒꎬ ｓｅｃｏｎｄａｒｙ ｄｕｓｔ ｃｏｌｌｅｃｔｏｒꎬ ｈｅａｔ ｅｘｃｈａｎｇｅｒ ａｎｄ ｃｏｎｎｅｃｔｉｎｇ ｐｉｐｅ ｓｅｐａｒａｔｅｌｙꎬ ａｎｄ ｄｉｓｃｕｓｓｅｄ ｔｈｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｅａｃｈ ｄｅｖｉｃｅ ｏｆ ＣＤＱ ｐｒｏｃｅｓｓ ｓｙｓｔｅｍ. Ｃｏｍｂｉｎｉｎｇ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｉｎ ｔｈｅ ａｃｔｕａｌ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｏｆ ＣＤＱ ｐｒｏｊｅｃｔｓꎬ ｓｕｃｈ ａｓ ｕｎｓｔａｂｌｅ ｓｙｓｔｅｍ ｐｒｅｓｓｕｒｅꎬ ｌｏｃａｌ ｃｏｋｅ ｆｌｏａｔｉｎｇꎬ ｈｉｇｈ ｃｏｋｅ ｄｉｓｃｈａｒｇｉｎｇ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｌｏｗ ｆａｎ ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ. Ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄ ｓｅｖｅｒａｌ ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄｓꎬ ｓｕｃｈ ａｓ ｍａｔｅｒｉａｌ ｃｌｏｃｋ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｉｎ ｄｅｓｉｇｎꎬ ｃｈｕｔｅ ａｒｅａ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ａｎｄ ａｉｒ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ａｎｄ ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎ ｉｎ ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ. Ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｃａｌｃｕｌａ￣ ｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ｐｒａｃｔｉｃａｌ ｐｒｏｂｌｅｍꎬ ｕｓｅｄ ｔｈｅ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｔｏ ｇｕｉｄｅ ｔｈｅ ｆａｎ ｔｙｐｅ ｓｅｌｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅ ｒｅｇｕ￣ ｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｆｉｅｌｄ ｔｒｏｕｂｌｅｓꎬ ｓｏ ａｓ ｔｏ ｅｎｓｕｒｅ ｔｈｅ ｓｔａｂｌｅ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ＣＤＱ ｐｒｏｃｅｓｓ ｓｙｓｔｅｍ ａｎｄ ｔｈｅ ｇｒｅｅｎ ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇ ａｎｄ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ. Ｋｅｙｗｏｒｄｓ ＣＤＱ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｓｙｓｔｅｍ ｆａｎ ｔｙｐｅ ｓｅｌｅｃｔｉｏｎ ｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇ ａｎｄ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ ｐｒｏｔｅｃ￣ ｔｉｏｎ
干熄炉环形风道内环墙破损的原因及处理
干熄炉环形风道内环墙破损的原因及处理郭永贵杨广要郭研文杨红丽（河北钢铁集团宣钢公司焦化厂，宣化075100)我厂于2010年12月投产1座140 t/ h干熄焦装置，2012年5月发现其环形风道内环83～99层东北侧墙有倒塌现象，为防止内环墙的整体坍塌，对墙体及时进行了处理。
1 炉墙损坏情况降温后对干熄炉进行检查，发现环形风道内环墙壁在东北面处出现破损，大小约为2.5m ×2.0m, 砖向外部脱落，堆积在风道调风挡板上。
墙体东侧也有1处严重向外凸起，裂缝较大。
另外墙体中部整体向外凸起，最严重处凸起达 10cm左右。
2 炉墙破损原因2.1 墙砖存在缺陷环形风道内环采用A级莫来石砖，其存在高温强度低和热震稳定性差等缺点，不易满足干熄炉内的复杂的工况。
环形风道内环为单层砖墙，砖为楔形，外大内小砌成环形，上下层砖靠砖沟和砖舌相互卡住防止水平移动。
在装焦过程中，焦炭和气流会冲击墙体，由于砖沟和砖舌连接不紧密，导致砖向外移动，墙体向外凸起。
斜道区，尤其是“牛腿”部位，悬空承托着整个预存段的重量，且“牛腿”上部的温度高达800～900℃，故对耐火材料的中高温抗折强度、抗疲劳指数等要求比较高，而A级莫来石砖在这些方面相对差一些。
因此应使用抗折强度及热震稳定性好、耐磨性突出、热膨胀系数小的耐火材料。
2.2 料位波动导致墙体承受交变压力我厂运焦系统均为单线运行，运焦系统出现故障时，干熄炉预存室料位会频繁波动，忽高忽低。
料位低会导致落焦产生的气流对内环墙壁的冲击力大，容易使墙体向外凸起；料位高会导致落焦产生的气流对内环墙壁的冲击力小，墙体不会移动。
由此会引起环形风道内墙中下部承受交变侧向压力，并产生频繁的位移，导致墙体变形。
2.3 墙体温度冷热不均在生产过程中常停炉检修，反复升降温造成墙体强度降低，受到挤压产生形变形成凸起。
另外，为了控制循环系统中的可燃气体成分，通常通过导入冷空气进行控制。
冷空气经过环气道时，造成耐火材料的温度降低。
干熄炉环形风道内环墙坍塌影响因素分析
Ａｂｓｔｒａｃｆ
Ｊｉｎａｎ Ｓｔｅｅｌ’ｓ ４００ ｍ２ ｓｉｎｔｅｒ ｍａｃｈｉｎｅ ａｄｏｐｔｅｄ ｈｉｇｈ ｖｏｌｔａｇｅ ｉｎｖｅｒｔｅｒ ｓｔａｒｔｉｎｇ ａｎｄ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｃｏｎｔｒｏｌ
Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ Ｆａｃｔｏｒｓ
（Ｔｈｅ
ｏｎ
面的一些缺陷，设计了专门的砖型并申请了专利，
弥补了原来设计中的不足，并在生产中取得了很好 的效果。建议安钢干熄炉在下次大修时借鉴引进
该项专利技术。
参考文献：
［１］潘立慧，魏松波．干熄焦技术［Ｍ］．北京：冶金工业出版社，
２００５：７—１０．
ＣＤＱ
ｆｕｒｎａｃｅ
ｗａｓ
ｅｘｔｅｎｄｅｄ
ｔｏ
１５ ｍｏｎｔｈｓ ｆｒｏｍ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ １ ｙｅａｒ．
ｗｏｒｄ８：ＣＤＱ
ｆｕｒｎａｃｅ；ｃｉｒｃｕｌａｒ ａｉｒ ｄｕｃｔ；ｃｏｌｌａｐｓｅ；ｆｉｒｅｂｒｉｃｋ；ｄｅｔｅｒｉｏｒａｔｉｏｎ
●（＞●（＞●＜＞●ｏ●＜＞●＜＞●（＞●＜＞●（＞●ｏ●＜＞●＜＞●＜＞●ｏ
来石晶相结构，形成松脆质结构的六方钾钠霞石等 低熔物，致使制品表层成层状脱落，在焦炭、气流的 作用下，磨损加速。④各种有害介质与炉衬材料发
２９
型中，温度波动产生的热应力剥落和固体、气体流
收稿日期：２０１１—０９—０６ 作者简介：靳迎武，男，１９６８年生，１９９０年毕业于武汉钢铁学院煤化 工专业。现为安钢焦化厂炼焦车间主任，高级工程师，从事煤焦管 理工作。
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅ ｃｏｌｌａｐｓｅ ａｐｐｅａｒｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｉｎｎｅｒ ｃｉｒｃｕｌａｒ ａｎｄ ｂｒａｃｋｅｔ ｒｉｎｇ ｏｆ １４０ ｔ／ｈ ｃｏｎｓｉｄｅｒ ｔｈａｔ ｍａｉｎ
@干熄焦炉环形气道损坏的原因分析与改进措施
一、干熄炉环形气道损坏的原因分析
预存室内部（即内墙内侧）一直处于高 温热涨状态，而内墙的外侧则由于要控 制生产时循环气体中的可燃成分和锅炉 入口温度；必须将冷空气和低温循环烟 气通过回流导入，再加上内墙外侧的环 形空间直接与负压的锅炉入口通道连通， 使内墙外侧空间长时间处于相对冷缩的 负压状态；加上焦炭运动挤压和粉尘气 流冲刷，隔墙变形位移量逐步加剧，造 成倒塌。
二、改进措施
2.3.3 严格控制T4、T3冷却室上、下部圆 周方向的温差，使其气流分配均匀
控制好T4、T3圆周方向的四点温差，保 持圆周方向排焦的均匀性，可使焦炭在 冷却室床层运动时能够充分冷却，从而 使气流速度壁流偏析减少，降低因局部 温差产生的炉体拔裂。
二、改进措施
根据经验设定稳定的排焦量和循环气体 量，生产波动就相对较少，气流走向相 对均匀，充分合理的使用好调节棒使T4、 T3各点温差控制在A、B、C、D各点 <40℃，红焦冷却效果好，焦炭对耐材的 磨损和破坏相对减少。
二、改进措施
2.1改进气道隔墙砖型结构，增强咬合作 用力
由于考虑到要避免内墙砖向外侧横向移 动，而又不能影响砖体之间热胀冷缩的 自由膨胀，所以对环形气道内墙砖的改 良为如图六所示，对环形气道的内墙砖 沟舌和沟槽进行改良，将原来的半圆形 沟舌改为类似直角三角形，并适当加深 沟槽，
二、改进措施
这样即使出现灰浆剥落和不是非常大砖 缝的情况下，砖体自身的三角形沟舌与 下一块砖的沟槽就能够充分依靠自身的 设计结构阻止上一块砖向内墙的外侧横 向移动，同时沟舌的三角形斜边和沟槽 预留的空间也能够满足砖体自身的自由 膨胀位移的需要。
End 谢谢
三、结语
以上就大型国产化干熄焦炉环形气道损坏现 状及原因进行了阐述和分析，干熄炉的环形 气道损坏现象对干熄焦系统生产造成较大的 危害，只有在充分了解该区域的工况特点、 使用条件和损坏原因后，才能在提高该区域 耐材综合性能、耐材材质选型、砖型结构、 日常生产中的操作管理等环节加以完善和改 进，从而实现干熄焦系统的稳定。
干熄炉环形气道的损坏原因与改进措施
均 对 内墙体 产 生侧压 力 ，而 隔墙 在 圆周 的 ４个 方 向
中 ，东 、西 方 向在结 构 上是 固定 的 ，所 以出现 炉 内 径 向 （ 、北 ）方 向的 扩大变 形 ，且位 置 变化逐 年 南 增 加 。见 图 １ 。
固定 气 道 支 柱
墙
和粉 尘气 流 冲刷 ，造成 隔墙 变形 位移 甚至倒 塌 。 １ 内墙 砖型设 计缺 陷 ． ４
况看 。环 形气 道破 损 、倒塌 现象 已经 严重 制 约干熄
焦 的安全 运行 和能 效发 挥 。
１ 干 熄 炉 环 形 气 道 损 坏 的原 因
ｌｌ 结 构弊 病导 致气 道 隔墙 变形 －
（ ）未知拉力的设置 ｂ
（）未知推力仿真结果 ｃ
（ ）未知拉力仿真结果 ｄ
图 ４ 未 知推 力和 拉 力 的 设置 与 仿 真 结 果
（ ）所设 置 的方 向正 好相 反 ，所 以为 负值 。 ｂ 以上运 动仿 真结 果反 映 出人 工操作 氨 水 阀高 低
压切 换机 构所 需力量 的基 本特性 ，即切换 动作前 半 程 需要 约 ２ Ｎ 的人 工 驱 动 力 ，而在 后 半 程 则 可 以 ０
０６ １ ； ５ ０ ５
１３ 火泥 剥落 及烟 道 隔墙的 倒塌 －
红 焦 在干 熄 焦 预存 室 内会 出现 再燃 烧 的过 程 ，
内墙 内侧 长 时间 与高温 红焦 接触 ，加 上漏 入空气 和 新装 焦 炭 中携带 的 Ｈ 、Ｃ Ｏ及 焦 粉反 应 ，产 生局 部 高温 ，造 成连 接火 泥剥 落 ，形成 砖泥 分离 。 预存 室 内部 （ 内墙 内部 ）一 直处 于高 温热胀 状 态 ．而 内墙 的外侧 为 了控制 正常 生产 时循 环气体 的 成分 和锅 炉人 口温 度 ，必须 将冷 空气 和低 温循环 气 体 回流导 入 。加上 内墙 外侧 的环 形气道 空 间与负 压 锅炉 人 口空 间的连 通作 用 ，使 内墙外侧 空 间长时 间 处 于相对 冷缩 的 负压状 态 。同时 还受 焦炭运 动挤 压
干熄焦炉环形风道损坏原因分析与改进措施
3
3
3
A-A
69.5
230
205
59.5
A
A
24个位于牛腿正上方的支撑墙
163
230
35R15Fra bibliotekR5 160.3
40
144.7
270
200
35
142
4.3严格控制砌筑质量
特别是筑炉拱洞部位作为关键隐蔽部位进行施工。 干熄炉砌筑是竖窑式结构，从斜道区开始就是变角
度承载，充分考虑承重合理性及火泥在常温下24小时 后的硬化和耐压强度。砌筑中极容易产生位移和滑 动，使每个斜道牛腿受力不均匀，斜道的整体受力 均匀性降低。在砌筑时，均匀分配支撑牛腿的中心 及圆周分布角度。在砌筑过程中，保持泥浆饱满， 合理控制好砖缝及水平度，严格控制灰缝误差在。 重视砌体胀缝预留，吸收耐材受热膨胀的应力，避 免运行时材料挤压损毁。每24小时只能砌筑一层，及 时测量每个牛腿的标高和垂直度，并确保一致，保 证泥浆的冷态强度，砌完后应干燥三天，提高结构 整体严密均匀性与承受强度能力。
前几年国内建成运营的干熄焦炉中，本钢 140t/h、安钢140t/h、涟钢140t/h、昆钢140t/h 、马钢140t/h、南钢140t/h等不少干熄焦炉均 在投产后半年时间，发生过环形风道和斜道立 柱碳化硅-莫来石耐火砖不同程度的受剪裂缝 、断裂、损伤而被迫停产检修的情况，严重的 导致斜道拱顶及环形风道内环（靠炉膛内环） 大幅下沉而垮塌，而且垮塌部位都是处于料位 计正下方位置。
节能环保工程项目管理经验交流会
干熄焦炉环形风道炉墙损坏 原因分析与改进
张亚林 (湖南省工业设备安装有限公司八分公司)
摘 要：
本文针对干熄焦炉环形风道墙破损、 垮塌原因分析和存在的问题，通过优化 生产管理，改善检修中结构设计等可行 性手段，提出延长干熄焦炉体内衬使用 寿命处理方法和改进措施，从而实现干 熄焦效能的充分发挥。
干熄焦炉介绍解读
五、结束语
干熄焦炉装置在我国大量使用的时间 还比较短，对干熄炉接触很少，笔者在此 只是做了一些粗浅的介绍。
谢 谢 大家 !
焦
炭
干熄焦炉的优点
干熄焦炉的优点，主要是节能降耗、改善焦炭质 量。在炼铁生产上，干法熄焦与湿法熄焦相比。 1、惰性气体在密闭系统中将红焦熄灭，并配套 良好的除尘设施，降低了环境污染。 2、将惰性气体的热能转换为蒸汽，蒸汽再用于 发电，实现资源的综合利用。 3、焦炉生产的焦炭质量得到显著改善；为提高 生铁产量、质量、降低焦比提供了良好的燃料条件。
干 熄 炉 炉 温 测 量 温 度 点 分 布
四、干熄炉主要损毁部位
斜道区（俗称牛腿）的耐火材料不仅受 到焦炭向下流动时的冲击力，还受到向上的 循环气体夹带焦粉的冲刷。而且，焦炭、循 环气体以及耐火材料的温度沿斜道高度连续 变化，特别是斜道区下部的温度在300～ 700℃之间变化，会产生很大的热应力，从 而造成耐火材料的拉裂、剥落等。
到了20世纪60年代，前苏联在干熄焦 技术工业化方面取得了突破性进展，在切 列波维茨钢铁厂建造了带预存室的地上槽 式干熄焦装置，处理能力达到52-56t/h。 这种带预存室地上槽式干熄焦工业装置解 决了过去干熄焦装置发生蒸汽不稳定等问 题，实现了连续稳定的热交换操作。20世 纪70年代，全球范围内的能源危机进一步 推动了干熄焦技术的发展。
熄焦过程
温度1200º C左右的红焦由推焦机推入 焦罐中，焦罐台车将其牵引至横移装置处， 将装有红焦的焦罐横移至提升井，提升吊 车将其提升并运至干熄糟顶部，由装料装 置将红焦装入干熄槽中。红焦在干熄糟冷 却室内与循环风机鼓入的小于200℃的惰性 气体进行热交换，温度降至230℃以下，由 排料装置排至皮带运输机上，运往炉前焦 库。
干熄焦炉环形风道内墙损毁的应力分析与修复
干熄焦炉环形风道内墙损毁的应力分析与修复杨梦;张美杰;邵志君;朱应军;顾华志【摘要】根据干熄焦炉内焦炭颗粒不同堆积情况,计算了焦炭对环形风道内墙产生的横向推力,并考虑炉内循环气体流动对内墙产生的压差,耦合热应力与结构应力,采用有限元方法对环形风道内墙耐火材料应力进行仿真模拟,分析了环形风道内墙损毁的应力因素.结果表明:随冷却风量增加,环形风道内墙温度梯度变大,热应力增加;热应力为结构应力的两倍以上,是内墙耐火材料变形开裂的主要因素.为避免内墙的继续开裂与外鼓,在环形风道内安装三角支撑梁,并通过阻力计算确定了合理的闸板开度,以保持炉内热工制度的稳定.%The transverse thrust loads of the annular gas channel inner partition caused by cokes were calculated based on the different packing situation of coke particles in the coke dry quenching.Stress fields of the annular gas channel inner partition were simulated by the finite element method with considering the pressure caused by the circulate cooling gas and coupling structure and thermal.The damage of refractories was analyzed from stresses.Results show that the temperature gradients and thermal stresses of annular gas channel inner partition increase with the increase of cooling gas flow rate;thermal stress is the main factor for deformation and crack of inner partition refractory materials because it is larger more than two times of structural stress.In order to avoid the further cracking and even collapse of inner partition,triangle support beams in the annular gas channel are installed.Then the suitable openings of different outlet plates for coke dryquenching are determined based on the calculated resistances to maintain the stability of furnace thermal system.【期刊名称】《煤炭转化》【年(卷),期】2017(040)005【总页数】7页(P50-55,62)【关键词】干熄焦炉;环形风道;损毁;有限元模拟;修复【作者】杨梦;张美杰;邵志君;朱应军;顾华志【作者单位】武汉科技大学省部共建耐火材料与冶金国家重点实验室,430081武汉;武汉科技大学省部共建耐火材料与冶金国家重点实验室,430081武汉;宜兴市炉顶密封工程有限公司,214225湖北宜兴;湖北中平鄂钢联合焦化有限公司,436000湖北鄂州;武汉科技大学省部共建耐火材料与冶金国家重点实验室,430081武汉【正文语种】中文【中图分类】TQ522.5;TQ018干熄焦炉炉体自上而下分为上部锥段、预存段、斜道区和冷却室.其中环形风道分为内墙和外墙，并由内墙和外墙组合形成环形腔体，环形腔体的主要作用是汇集经斜道区自下而上的热循环气体[1-2].内墙内侧与赤热焦炭接触，受焦炭的磨擦和挤压，外侧受到夹带焦粉的高温循环气体的冲刷.环形风道内墙最突出的问题是生产一段时间后，比较有规律地在环形风道内墙处发生呈啤酒桶状的变形和内墙向外鼓肚变形倾斜[3]的现象，严重的甚至出现上下贯通的裂纹，导致发生穿孔甚至局部倒塌[4].对于目前国内干熄焦炉环形风道的损毁现状，赵景等[5]提出了在风道与外环墙之间增加支撑墙的设想，改造后发现环形风道工作良好，无变形现象，但导致锅炉入口压力减小，环形风道阻力增加，出现了浮焦等不利现象，后期通过减少支撑墙提高了风机开度与熄焦能力，但是仍然存在气体流动不稳定以及阻力损失过大等不足；汪洁等[6]通过在环形风道内增设支撑花墙结构的方法，发现内墙鼓胀现象明显减少，取得了较为明显的效果，但是在运行过程中会增加循环气体的阻力.针对干熄焦炉环形风道内墙损毁与检修后存在的炉内气流不稳定的现象，本研究通过仿真模拟分析了干熄焦炉环形风道的外鼓与损毁因素，采取在环形风道内安装三角支撑梁结构的措施以阻止内墙的继续外鼓，并进一步通过风道气流流动阻力计算来调节闸板开度，以保持炉内热工制度的稳定，为环形风道结构优化与修复提供理论参考.干熄焦炉环形风道位于预存段部位，环形风道内墙除承受耐火材料自身重量外，内侧与炽热的焦炭接触，外侧与环形风道内高速流动的气体接触，同时承受焦炭颗粒的外推力、炉内与环形风道内压差产生的压力与热应力以及炉内焦炭的磨损与环形风道内气流的冲刷.因此，内墙耐火材料服役条件十分苛刻.炉内焦炭颗粒对环形风道内墙产生的横向推力大小与焦炭颗粒的大小、分布和堆积结构有关.假设焦炭颗粒为球状，粒径大小为30 mm～80 mm.下面以两种颗粒为例分析其对内墙的横向推力，当只考虑两种临界尺寸的颗粒时，可产生五种颗粒堆积结构，其中的三种典型堆积情况(分别为大颗粒接触壁面、小颗粒接触壁面和大小颗粒同时接触壁面).对不同堆积情况下的颗粒进行受力分析，结果见第51页图1.由图1可以看出，焦炭颗粒对支撑墙的横向推力与颗粒堆积结构以及焦炭堆积高度有关，不同堆积结构的影响可通过转向系数进行计算[7].以图1a为例，其横向推力可由以下公式计算：以国内某焦化厂140 t/h的干熄焦炉为计算依据，计算不同颗粒堆积结构、不同焦炭高度情况下产生的横向推力.以干熄焦炉内焦炭底部为计算基准，垂直向上为高度h的正方向，如图1a所示，根据公式(1)～式(3)，环形风道内墙横向推力计算结果如图2所示.由图2可知，环形风道内墙受到焦炭颗粒的横向推力与焦炭堆积高度成正比，且颗粒堆积结构对其有显著影响，仅考虑两种大小的球形颗粒时，图1c所示的堆积结构在与斜道区交接的过顶梁位置(即靠近环形风道底部的位置)产生的横向推力可达1.06 MPa，图1a堆积结构在此位置产生的横向推力仅有0.34 MPa.因此，图1c堆积结构产生的横向推力是图1a堆积结构产生的横向推力的3倍以上.环形风道内墙受到的热应力与内墙耐火材料温度分布及其物相参数有关，可通过仿真模拟计算获得.内墙耐火材料自重、焦炭的横向推力、炉内与环形风道内的压差作为边界条件施加，耦合热应力与结构应力，可计算得到内墙服役条件下的综合受力情况.考虑到环形风道是圆周对称结构，可取整体结构的1/2对环形风道内墙进行建模.为方便分析，本研究仅展示干熄焦炉环形风道局部结构模型(见图3).环形风道内墙与焦炭接触，承受着焦炭1 000 ℃左右的高温，并且通过热传导、辐射、对流的方式将炽热焦炭的热量传递给环形风道内的冷却气体，此过程可看作三维稳态传热过程，环形风道内墙的传热控制方程[8-9]如下：环形风道内墙除了受到自身重力和焦炭横向推力之外，还受到炉内预存段区域微负压等结构应力的作用，并且由于干熄焦炉环形风道内墙存在着温度梯度，环形风道内墙还受到热应力的影响.考虑结构应力与热应力，环形风道内墙的应力模型如下[10-11].应力应变关系方程为：对于模型的某一单元，模型的平衡方程为：对于模型的某一单元，几何方程为：式中：{dε}e为单元应变增量；{dδ}e为单元位移增量.冷却气体与焦炭具体的物理性能参数[12]见表1.干熄焦炉环形风道部位炉体材料的性能参数见表2.正常生产情况下，干熄焦炉环形风道内墙热面与焦炭直接接触，壁面温度接近1 000 ℃左右，传热边界可看作第一类边界条件(壁面温度均匀分布且为定值)，内侧壁面温度等于焦炭温度；环形风道内循环冷却气体湍流流动，气体在环形风道内的流量为140 000 m3/h至200 000 m3/h，气体温度在850 ℃左右，与环形风道内墙进行湍流换热，可看作第三类边界条件(已知流体温度以及边界与流体之间的对流热系数)，强制对流换热系数采用以下公式进行计算：在分析应力时，干熄焦炉环形风道材料的自重可以作为环形风道承受的重力载荷；焦炭对内墙的外张力随焦炭堆积高度的变化可由公式(1)和公式(2)计算获得，并考虑炉内压力与环形风道内压力对环形风道内墙的压力载荷，炉内压力约为0.56 MPa，环形风道内压力约为0.59 MPa.根据传热计算得到的环形风道内墙温度场作为温度载荷，耦合热应力与结构应力，计算环形风道内墙的应力分布[14].本研究采用ANSYS 14.5软件求解材料的能量方程与本构方程，其中强制对流换热系数采用APDL编写计算机程序导入，耦合热应力与结构应力，计算获得温度场与应力场.气体流量分别为140 000 m3/h，170 000 m3/h和200 000 m3/h时，干熄焦炉环形风道温度场计算结果见第53页图4.由图4可知，随着气量的增加，环形风道内气体温度降低，强制对流换热系数增加，环形风道内墙温度梯度增加.在不考虑环形风道温度场，代入计算所得的环形风道内墙的横向推力与压差，并且当气量为170 000 m3/h时，计算得到干熄焦炉环形风道结构应力分布与变形量(见图5).由图5可知，在环形风道内墙部位，结构应力最大约为15 MPa，最大变形量接近4 mm，结构应力对内墙变形的影响较小.导入计算所得的温度场，通过热应力与结构应力的耦合计算，得到干熄焦炉环形风道在气量为170 000 m3/h时的综合应力分布与变形量(见图6).由图6可知，在环形风道部位，通过热应力与结构应力的耦合，综合应力最大约为50 MPa，最大变形量为26 mm，可以看出热应力过大是导致环形风道内墙变形损毁的主要因素.针对环形风道内墙贯通式裂缝以及整体外鼓的现象，本研究采用在环形风道内浇注安装支撑梁结构的措施，以期重新建立“三角力学支撑体系”，从而确保环形风道内墙不再继续外鼓扩展，支撑梁材质采用莫来石-碳化硅浇注料.该支撑结构见第54页图7.本研究采用的干熄焦炉斜道区共有30个牛腿和出风口.根据环形风道内墙外鼓与纵裂现象，在第54页图8所示的3号和4号出风口之间设置一个三角支撑梁，然后每隔三个出风口设置一个三角支撑梁，整个环形风道内共设置9组三角支撑梁结构.干熄焦炉环形风道内三角支撑体系的安装，会增加风道内气流流动的阻力，为了不影响干熄焦炉内气流的流量与气流的分布，保持炉内温度与压力的稳定，需要对阻力损失进行计算，并通过调节风口调节板的开度降低出风口的阻力，以保证总阻力损失不变.环形风道内三角支撑梁的局部阻力系数按照管道内拦污栅的阻力系数进行计算，计算公式为：根据该干熄焦炉的设计参数，计算得出一根支撑梁的阻力系数为：一组三角支撑体系由三根同样的三角支撑梁构成，假设其局部阻力系数相等，则一组支撑系统的局部阻力系数为：干熄焦炉共有30个风口，且对称布置，因此取1/2进行阻力计算与分析；风口调节板有两种(一号调节板和二号调节板)，一号调节板宽度为二号调节板宽度的2倍(如图8所示).风口调节板的阻力系数按照闸板式闸门的阻力系数进行计算，根据调节板的数量及大小计算闸门的开度.根据图8可计算出安装支撑梁之前各出风口的开度φ及阻力系数ξ，计算结果见图9.图9中横坐标表示各出风口与总出风口的距离.由于16～30号入风口的闸门开度及阻力系数与1～15号对应相同，因此只取1～15号闸板进行分析.由于三角支撑体系均匀分布，两个支撑体系之间均有三个风口，根据其阻力变化规律，扩大入风口闸板处的风量来减小增设支撑梁所增加的阻力，使调节前后阻力系数保持平衡，消除增设支撑梁对气体流量的影响.通过计算，得到的各出风口调节板调节后的开度与阻力系数见图10.对比图9与图10可以看出，靠近总出风口位置的风口调节板的开度并没有变化，对应的局部阻力系数不变；随着远离总出风口位置，风口调节板的开度有所增加，直到最后的风口调节板全部打开，而开度的增加使对应风口调节板的局部阻力系数降低，全开的风口调节板对应的阻力系数为零.通过调节可使安装支撑体系前后环形风道总的阻力系数保持不变.1) 环形风道内墙受到焦炭颗粒的横向推力与焦炭堆积高度成正比，颗粒堆积结构对横向推力有显著影响.2) 环形风道内墙热应力较之结构应力要大许多，并且随着风量的增加而增大，是导致环形风道内墙变形开裂的主要因素.3) 通过在环形风道部位浇注安装三角支撑梁结构能够有效缓解环形风道的继续外鼓，延长干熄焦炉环形风道的使用寿命.4) 根据环形风道出风口的阻力计算来确定合理的闸板开度，保证总阻力损失的不变，有效地提高了干熄焦炉熄焦的效率，将支撑结构对生产工艺的影响降到了最低. GAO Yingwu,YAN Guohua.Improvement and Perfection of the Annular GasChannel Inner Partition of Coke Dry Quenching[C]∥China Metal Association Coking Chemical Professional Committee.Symposium on Dry Quenching Technology Exchange Seminar in 2013.Beijing:the Chinese Society for Metals：75-77.JIN Yingwu,LUO Jin,LU Wei,et al.Analysis of Influence Factors on the Inner Annular Wall Collapse of CDQ Furnace[J].Shandong Metallurgy，2012，34(1)：29-30.WANG Xibo,CAI Guoqing,QIN Jiantao,et al.Selection of Refractory Materials and Causes of Damage in the Tilted Flue and Annular Gas Channel of CDQ[J].Naihuo Cailiao，2014,48(2)：135-138.XU Guotao,LYU Yongjin,SHENG Junbo,et al.Cause Analysis of Damage and Thermal Simulation Study on the Annular Gas Channel of Large-scale CDQ[J].Naihuo Cailiao，2015,49(3)：204-207.ZHAO Jing,LIAO Zaiming.Renovation and Study in Structure of the Annular Air-duct in CDQ Chember[J].Fuel and Chemical Processes，2014,45(2)：28-30.WANG Jie,QIAN Jiang.Improvement and Discussion on the Annular Gas Channel Structure of CDQ[C]∥China Metal Association Coking Chemical Professional Committee.Symposium on Dry Quending Technology Exchange Seminar in 2013.Beijing:the Chinese Society for Metals：99-103. YANG Lin,HU Lin,ZHANG teral Pressure Distribution and Steering Coefficient in Two-dimensional Lattice Pile of GranularMaterial[J].Acta Physica Sinica，2015,63(13)：212-218.XIE Yuanfeng.Study on Numerical Simulation of Welding TemperatureField and Stress Based on ANSYS[D].Wuhan:Wuhan University of Technology，2006.ZHAO Rui.Research of Numerical Simulation and Control Elimination of Welding Residual Stress[D].Dalian:Dalian University of Technology，2006. 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干熄炉风帽供风压力损失的数值研究
技
术
第8卷
( a) 风帽 不压砖
( b) 高风帽
( c) 低风帽
( d) 椭圆风帽
图7
Fig . 7
风帽分出口阻力损失系数
Pr essure dro p facto r at sub o ut let of v ent caps
( a) 风帽 不压砖
( b) 高风帽
( c) 低风 帽
( d) 椭圆 风帽
。
干熄炉内的供风分为风帽供风 ( 也称为中心 供风 ) 和环缝供风两部分。 熄焦用的循环气体从 熄焦室底部供入 , 经下部的环形气道、 调节砖和风 帽进入熄焦室中心 , 同时经过上部气道和鼓风箱 的缝沿熄焦室的周边供入熄焦室 , 以保证沿熄焦 室所有截面的焦炭都能被气体均匀冷却。 所以 , 干 熄炉内布风系统的结构设计是相当关键的, 而对 于布风装置中的核心元件 风帽 的设计就显得 尤为重要。 在不同的炉窑中风帽的外形结构不尽相同, 所起的作用也有一定差别, 但它们有一个共同的 功能就是在炉窑内起布风的作用。 在干熄炉中 , 风 帽一般安装在冷却室下方的底锥斗中, 所起的作
F ig. 5 Str eamlines in elliptic vent cap
的流线图。 由图 4 、 5 可以看出 , 各种风帽各种压砖 情况下, 其内部气体的湍流流动都是相当复杂的。 高风帽和低风帽沿圆周方向的供风比椭圆风帽要 均匀一些 , 但不能就这样简单的认为椭圆风帽的 布风情况不好, 因为还要综合考虑很多影响因素, 比如在椭圆风帽的设计上由于考虑了其长轴方向
第 8 卷第 3 期 2009 年 9 月
热 科 学 与 技 术 Journal of Thermal Science and Technology
干熄焦环形风道内墙改进探讨
干熄焦环形风道内墙改进探讨
方登豹
【期刊名称】《酒钢科技》
【年(卷),期】2013(000)003
【摘要】通过时干熄焦牛腿进行打磨修复，解决了干熄焦循环风量提高困难，焦炭容易浮起问题，提出对干熄炉环形风道内墙改进的新思路．以提高干熄炉运行效率。
【总页数】2页(P37-38)
【作者】方登豹
【作者单位】不详
【正文语种】中文
【中图分类】TQ522.16
【相关文献】
1.干熄焦炉环形风道内墙损毁的应力分析与修复 [J], 杨梦;张美杰;邵志君;朱应军;顾华志
2.大型干熄焦炉环形风道破损原因分析及热态模拟研究 [J], 徐国涛;吕永劲;盛军波;张洪雷;李华;刘黎
3.干熄焦环形风道损坏原因分析与技术改造 [J], 郭飞;于进江
4.整体浇注在干熄焦斜道和环形风道的应用 [J], 黄贻玉;左天龙
5.基于ANSYS Workbench的干熄焦炉环形风道静态侧压力分析 [J], 魏春满; 马银华; 纪博文; 尹德刚
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干 法熄 焦 （ｏ ｅｄ ｙｑ ｅ ｃ ｉｇ Ｃ Ｑ）的工 ｃｋ ｒ ｕ ｎ ｈｎ ， Ｄ
艺 流程［ 是 １０ ０～ １０ ０℃ 的炽热红 焦 由装 料 １ ０ ５
装 置从炉 顶装 入 干熄 炉 的预 存段 ， 并且 自 熄 炉底 部 的 中心风 帽和周 边 惰 环 缝鼓 入 ， 自下而 上运 动 。 且 二者 在 逆 向运动 中，
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第 ６卷 第 １ 期
２０ ０７年 ３月
热 科 学 与 技 术
Ｊ ｕ ｎ ｌ ｆＴ ｅ ｍａ ｃｅ ｃ ｎ ｅ ｈ ｏｏ ｙ ｏ ｒ ａ ｈ ｒ ｌＳ ｉｎ ｅａ ｄ Ｔ ｃ ｎ ｌｇ ｏ
Ｖ０ ． ． １ ６ ＮＯ １
Ａ 一 ８ （ ２ ｐ ｐ ｖ／ ） （） １
型表示 为
式 中： 为局 部 阻力 系数 ； 为流 体密 度 ，ｇ・ Ｊ Ｄ ｋ ｍ～； 为 断面平 均速度 ， ・ ～。 ｍ ｓ 在 紊 流 区域 内 ， 部 阻力 系数 与 Ｒ 局 ｅ几 乎 无 关， 但在层 流 区域 内 ， 一般是 Ｒ ｅ的函数 。 不过局部 障碍会破 坏 临界 Ｒ ， 以 ， ｅ所 通常 给 出的阻力 系数
供 依据 。
２ 数 学模 型及 入 口条 件
环 形 集气 道气 体 的控 制 方程 采用 连 续方 程 、 能 量 方程 、 质方 程 、 传 理想气 体状态 方程 、 动方 运 程和 曼 ｅ 一 湍流模 型 ， 主要运动 方程和 ｋ ￣ － 湍流模
局部 压力 损失 ， 一般可用 下式 计算 ：
区 的压 力 ， 节进气 量 ， 调 从而 达到控 制气体 在干熄
炉 内均匀冷却 焦炭 的作用 。
红焦
各种 节能环保 的新技 术被 各个 国家采用 并在 实际
的生产 中获得 了不小 的收益 。 国引进 的干熄 焦 我 技术 就是其 中 的一 项 。 相对 于湿 法熄焦 ， 干法熄 焦
具有 节能 、 环保 和提 高焦 炭质量 的优点 。 干熄焦 技 术 没有真 正 实现 国 产化 ， 设备 的大 型化 等方 面 在 均存 在不 小 的 问题 ， 有很 多 技术 仍需 要 进 一步 的
列 于 振 东 ，
摘要： 借助Ｃ Ｄ商业软件Ｃ Ｘ数值模拟了干熄炉环形集气道内气体的湍流流动， Ｆ Ｆ 并计算了 各斜道区的压力
分 布 。计 算结 果 与现 场 实 测 数 据 吻合 较好 ， 证 了数值 模 拟 的准 确 性 。 鉴 管 路计 算 中 局部 阻力 系数 的概 念 ， 验 借 进 一步 计 算 了斜 道 区不 同压 砖 情 况 下 的压 力 损 失 系数 。 种 几 何尺 寸模 型 的 计算 结果 表 明 ， 得 到 的 压 力 损 三 所 失 系数 具 有 一定 的通 用 性 ， 为 干熄 炉大 型 化 环 形 集 气道 的设 计 提 供 参 考 。 可
焦 炭逐 渐被冷 却到 ２ ０℃ 以下 ， ５ 然后 由炉底 的卸
图 １ 干熄炉模 型
Ｆｉ． Ｍｏ ｅ ｆＣＤＱ ｈ ｆ ｇ１ ｄ ｌｏ ｓ ａｔ
料 装置 排 出 ； 同时 ， 性气 体 （ 废 烟气 ） 加 热 惰 或 被
到 ８ ０℃ 左 右 ， 干熄 炉斜道 口经过 一次 除尘 器 ０ 从
哪一 部分 是局 部 能量 损 失 。 因此 拟用 一个 无 量 纲
后进 入干熄 焦锅 炉 ； 在锅 炉 中 ， 被热气 流 加热产 水
生蒸汽 ， 同时气 体被冷却 到 ２０ 左 右 ， 经二次 ０＂ Ｃ 再 除尘 器 由循 环风机 重新送 入干熄 炉 内循 环使 用 。
干熄炉设 计 是干法熄 焦技术 实现 全面推 广 的
一
个 关键 问题 ， 干熄 炉设 备设 计 要考 虑 的一个 而
重要 因素就 是设备 的压损 ， 尤其 是环形 集气 道 （ 见
图 １ 的压损 ， ） 环形 集气道 担负着 使循 环气 体在干
量来 表示 整 体 的能量 损 失 ， 参考 管路 计算 中局部
收稿 日期 ：２０ ・６２ ； 修 回 日期 ：２０ — １０ ． ０ ６０ ・６ ０７０ —８ 作者 简 介 ： 宋 波 （９ ９） １ ７ 一，女 ， 士生 ，主 要从 事 干 熄 炉 系 统压 损 数 值 模 拟方 面 的 研 究 博
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第１ 期
宋 波等 ：干 熄炉 内环 形集 气道压 降及 阻力 系数 的研 究
６ ７
压强损失 的求解 公式 （ ） ］ 以期总 结 出一套适 合 １［ ， ２ 干熄炉环 形集气 道 的无量纲 量 ， 即压力损 失 系数 ， 为干熄炉 环形集 气 道及整 体 的设计 和研 究工作 提
Ｍａ．０ ７ ｒ ２０
文 章 编 号 ： ６ １８ ９ （０ ７ ０—０ ６０ １ ７—０ ７ ２ ０） １０ ６—４
干熄炉 内环 形 集气 道压 降及 阻力 系数 的研 究
宋 波 冯 妍 卉 张 欣 欣 徐 ， ， ，
（ ． 京科 技 大 学 热 能 工 程 系 ，北 京 １０ ８ ； １北 ０ ０３ ２ 鞍 山焦 化 耐 火材 料 设 计 研 究总 院 ，辽 宁 鞍 山 １ ４ ０ ． １０ ２）
关键 词 ：干熄 焦；环 形集 气道 ；压力 损失 系数 ；数值模 拟
中图分类号 ： ＴＱ５ ０ １ ２ ． 文献标 识码 ： Ａ
Ｏ 引
言
熄炉 中能 够均 匀 冷却 焦 炭 的重要 作用 。 过 翻板 通
或者 是压 砖来 调 节斜 道 区 的断面 面积 ， 制 斜道 控
近年 来 由于 能源 的短缺 和 价格 的不 断上 涨 ，
本 文重点 研究 干熄炉 环形 集气 道 的压 降 ， 拟
通过 计 算 流体 力学 商业 软 件 Ｃ Ｘ 模 拟实 际 干熄 Ｆ 炉环 形集气 道 处 的压 力损 失 ， 实测 数 据进 行 比 与 较， 并分析不 同几何 尺寸条 件下 的能量损 失 。 由 于在管 路 系统 的计算 中 ， 量损 失通 常分 能 为沿 程能 量损 失 和局 部 能量 损失 。 是对 于 大 型 但 复杂 的设备 ， 很难分 清哪 一部分 是沿程能 量损失 ，