底吹熔煉爐余熱鍋爐流動(dòng)與傳熱數(shù)值模擬及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

喬 雷， 袁艷平， 張冬潔， 曹曉玲， 鄧志輝

(1.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院, 四川 成都 610031; 2.中國(guó)恩菲工程技術(shù)有限公司, 北京 100038)

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底吹熔煉爐余熱鍋爐流動(dòng)與傳熱數(shù)值模擬及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

喬 雷1， 袁艷平1， 張冬潔2， 曹曉玲1， 鄧志輝1

(1.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院, 四川 成都 610031; 2.中國(guó)恩菲工程技術(shù)有限公司, 北京 100038)

采用Realizablek-ε湍流模型和Do輻射模型對(duì)底吹熔煉爐余熱鍋爐流場(chǎng)與溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，得到余熱鍋爐內(nèi)部煙氣流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的分布，據(jù)此對(duì)余熱鍋爐內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。通過(guò)優(yōu)化余熱鍋爐內(nèi)煙氣流場(chǎng)和溫度場(chǎng)指導(dǎo)爐體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，對(duì)底吹熔煉爐余熱鍋爐的發(fā)展有著重要的指導(dǎo)意義。

底吹熔煉爐； 余熱鍋爐； 流動(dòng)； 傳熱； 數(shù)值模擬； 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

0 引言

隨著經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，各國(guó)更加重視余熱的回收，余熱鍋爐的研究對(duì)解決能源短缺的問(wèn)題有著較大的意義。有色冶金過(guò)程中有豐富的余熱資源，如銅、鎳、鋅等熔煉爐的排煙溫度達(dá)1 200～1 400 ℃[1]，通過(guò)余熱鍋爐能有效回收煙氣熱量，而余熱鍋爐回收煙氣熱量的效率是其重要的性能參數(shù)。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者對(duì)余熱鍋爐入口、輻射室等部位進(jìn)行了研究。楊震等[2]對(duì)入口煙道的第一段仰角及長(zhǎng)度、入口煙道的總長(zhǎng)度的改變以及加裝導(dǎo)流板等情況進(jìn)行了速度場(chǎng)的數(shù)值模擬，結(jié)果表明，以上各因素之間存在優(yōu)化組合，而加裝導(dǎo)流板可明顯改善入口煙道內(nèi)及其出口截面的速度分布均勻性。楊衛(wèi)宏等[3]對(duì)余熱鍋爐輻射室內(nèi)的三維流動(dòng)及傳熱分布進(jìn)行了數(shù)值模擬。宋冬根等[4]利用fluent對(duì)余熱鍋爐內(nèi)部流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的分布進(jìn)行了數(shù)值模擬，對(duì)擋板位置及大小進(jìn)行了優(yōu)化。周樟華等[5]發(fā)現(xiàn)煙道90°拐角對(duì)余熱鍋爐尾部受熱部件處煙氣均勻性影響很小。

在能源日益緊張的今天，底吹熔煉爐余熱鍋爐的應(yīng)用越來(lái)越多。底吹熔煉爐余熱鍋爐的性能成為其余熱回收經(jīng)濟(jì)性的關(guān)鍵因素，提高底吹熔煉爐余熱鍋爐性能可以減少受熱面，降低投資。而在文獻(xiàn)可知范圍內(nèi)，尚未有通過(guò)底吹熔煉爐余熱鍋爐流場(chǎng)及溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬對(duì)其性能的研究。

本文通過(guò)合理的數(shù)學(xué)模型，利用CFD對(duì)底吹熔煉爐余熱鍋爐進(jìn)行三維數(shù)值模擬，采用設(shè)計(jì)參數(shù)，得到余熱鍋爐內(nèi)部煙氣流場(chǎng)、溫度場(chǎng)的等值線圖及矢量圖，進(jìn)而發(fā)現(xiàn)鍋爐內(nèi)部煙氣流動(dòng)及傳熱特性規(guī)律，通過(guò)對(duì)輻射室加裝擋板、倒角、灰斗擋板，改善煙氣流動(dòng)特性及換熱特性。

1 數(shù)理模型、求解方程和驗(yàn)證

1.1 物理模型

圖1 底吹熔煉爐余熱鍋爐結(jié)構(gòu)圖

某底吹熔煉爐余熱鍋爐基本參數(shù)：煙氣量54 000 m3/h，入口溫度850 ℃，煙氣成分(%)：二氧化硫17.9、三氧化硫0.18、二氧化碳2.41 、水18.05、氧氣9.55、氮?dú)?1.90，煙塵含量22.36 g/m3。鍋爐的結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。

底吹熔煉爐余熱鍋爐由上升煙道、輻射室等組成，采用CFD模擬時(shí)，對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)化[6]：

對(duì)煙氣主要流動(dòng)區(qū)域的建模，忽略鍋爐人孔門、流量計(jì)等較小流動(dòng)區(qū)域的建模；

忽略余熱鍋爐的檢查孔等小部件；

將對(duì)流管束的蛇形管簡(jiǎn)化成厚度與蛇形管直徑相等的平板，對(duì)鍋爐入口簡(jiǎn)化。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 控制方程

余熱鍋爐內(nèi)的流動(dòng)是三維湍流流動(dòng)，由于煙氣中含有的三原子氣體參與輻射換熱，故選擇Do輻射模型，將煙氣的輻射換熱量以源項(xiàng)的形式耦合到能量方程中。同時(shí)三原子氣體的輻射換熱不滿足灰體輻射換熱定律，但煙氣中含量較少，故假設(shè)煙氣換熱滿足灰體定律。

計(jì)算的控制方程如下[7]：

(1)連續(xù)性方程和動(dòng)量方程

(1)

(2)

式中：ρ為流體的平均溫度；U=(U,V,W)為流體的平均速度；P為壓力；t為時(shí)間；B為體積力；μeff為有效粘度。

(2)湍動(dòng)能k和紊流擴(kuò)散率ε的傳輸方程

(3)

式中：Gk表示由于平均速度梯度引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生；CIε、C2為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)。

(3)輻射傳熱方程

(4)

式中：r為位置向量；s為散射方向；s為沿程長(zhǎng)度(行程長(zhǎng)度)；ɑ為吸收系數(shù)；n為折射系數(shù)；σs為散射系數(shù)；σ為斯蒂芬—波爾茲曼常數(shù)，5.672×10-8W/(m2·K4);I為輻射強(qiáng)度，依賴于位置(s)與方向(r)；T為當(dāng)?shù)販囟?；Φ為相位函?shù)；Ω為空間立體角；(a+σs)s為介質(zhì)的光學(xué)深度(光學(xué)模糊度)。

1.2.2 邊界條件

(1)入口邊界條件

入口采用Dirichlet條件，采用速度邊界條件，設(shè)定入口速度、入口湍動(dòng)能和動(dòng)能耗散系數(shù)。

(2)出口邊界條件

出口采用壓力邊界條件。

(3)壁面條件[8]

①余熱鍋爐內(nèi)部壁面都有積灰，水冷壁和爐壁的黑度實(shí)際上是積灰的灰度，管壁的灰度取0.8；

②近壁面用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程處理；

③水冷壁管內(nèi)介質(zhì)為汽水混合物，采用定溫邊界條件，根據(jù)不同情況，設(shè)定溫度值。

對(duì)屏式受熱面、對(duì)流過(guò)熱器、再熱器及包墻管過(guò)熱器：

(5)

式中：Q為受熱面總傳熱量，kJ/h；H為對(duì)流傳熱面積，m2；t為管內(nèi)平均溫度，℃；ξ為污染系數(shù)，m2·K/kW。

余熱煙氣上游工藝燃用固體燃料，取ξ=4.3；上游工藝燃用液體燃料，取ξ=2.6。對(duì)于凝渣管，Thb=t+353，K。

1.3 網(wǎng)格劃分與求解方法

1.3.1 網(wǎng)格劃分

底吹熔煉爐余熱鍋爐結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化后(圖1)，對(duì)鍋爐煙氣流動(dòng)區(qū)域分割，得到多個(gè)矩形區(qū)域，采用易于控制質(zhì)量的貼體六面體劃分網(wǎng)格，局部區(qū)域加密網(wǎng)格，得到較高質(zhì)量的網(wǎng)格數(shù)160萬(wàn)，同時(shí)進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。

1.3.2 求解方法

采用Realizablek-ε雙方程模型，近壁區(qū)采用壁面函數(shù)法；應(yīng)用SIMPLEC算法求解離散方程，采用欠松弛因子方法處理；對(duì)于控制方程的對(duì)流項(xiàng)的離散，為了克服中心差分網(wǎng)格Pe數(shù)大于2后解的不穩(wěn)定和迎風(fēng)差分不考慮Pe影響的缺陷，采用混合差分(HDS)格式，即當(dāng)網(wǎng)格|Pe|>2時(shí)，采用迎風(fēng)差分，網(wǎng)格|Pe|<2時(shí)，采用中心差分，對(duì)時(shí)間采用二階向后差分。

1.4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

圖2為底吹熔煉爐余熱鍋爐數(shù)值計(jì)算與熱力計(jì)算對(duì)比?？梢钥闯鰞煞N計(jì)算結(jié)果較接近，兩種計(jì)算結(jié)果的變化趨勢(shì)顯示一致，說(shuō)明兩種計(jì)算方法的結(jié)果有一致、吻合性。造成數(shù)值計(jì)算中各處煙氣溫度低于熱力計(jì)算結(jié)果的主要原因有：在模型簡(jiǎn)化過(guò)程中，對(duì)流管束簡(jiǎn)化成平板，煙氣受熱面面積增大。

圖2 數(shù)值模擬與熱力計(jì)算對(duì)比

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 溫度場(chǎng)與流場(chǎng)

圖3為余熱鍋爐Y=0溫度等值線圖?？梢钥闯?，煙氣進(jìn)入上升煙道，由于溫度很高，輻射換熱為主要方式，上升管道溫度梯度變化較大，換熱量大。煙氣進(jìn)入輻射室后，在大空間里速度降低，換熱較充分；輻射室里靠近頂棚的煙氣溫度較高，而大部分煙氣溫度較低。在輻射室內(nèi)，大部分熔融狀態(tài)的煙塵冷卻變成固體顆粒沉積下來(lái)，避免對(duì)流管束阻塞危險(xiǎn)。

圖3 余熱鍋爐Y=0溫度等值線圖

圖4為余熱鍋爐Y=0速度等值線圖。可以看出，煙氣經(jīng)過(guò)上升煙道流速變化不大，由上升煙道進(jìn)入輻射室時(shí)，在輻射室入口產(chǎn)生渦流，且此處煙氣速度較低，大部分熔融狀態(tài)的煙塵冷卻變成固體顆粒沉積下來(lái)。由于第三、第四對(duì)流管束較密，煙氣在經(jīng)過(guò)此處時(shí)阻力較大，一部分回流，在圖上看出第一對(duì)流管束下部存在少量煙氣回流輻射室現(xiàn)象，而這部分回流煙氣由于速度小，壓強(qiáng)大，導(dǎo)致上升煙道煙氣進(jìn)入輻射室時(shí)沖刷輻射室頂棚。

圖4 余熱鍋爐Y=0速度等值線圖

高溫?zé)煔鉀_刷輻射室頂棚造成頂棚局部溫度過(guò)高，產(chǎn)生熱應(yīng)力形成致密性積灰；造成煙氣主要流經(jīng)靠近頂棚的區(qū)域，而蒸發(fā)管束靠近灰斗的部分煙氣量較少，使煙氣不能夠充分地與對(duì)流管束換熱。

圖5為余熱鍋爐Z=19 m溫度等值線圖?？梢钥闯觯邷?zé)煔庠谳椛涫覝囟茸兓荻容^大，煙氣換熱較多，進(jìn)入對(duì)流區(qū)煙氣溫度梯度變化較小，換熱強(qiáng)度變??；底吹余熱鍋爐中心溫度較邊界溫度高，說(shuō)明鍋爐邊界散熱較大。

圖5 余熱鍋爐Z=19 m溫度等值線圖

圖6為余熱鍋爐X=6 m速度等值線圖?？梢钥闯?，高溫?zé)煔膺M(jìn)入輻射室時(shí)，輻射室頂棚附近煙氣流量較大，煙氣主要集中在輻射室上部；而輻射室下部煙氣流量較小，輻射室煙氣流量分布不均勻。煙氣進(jìn)入對(duì)流區(qū)時(shí)，會(huì)造成靠近灰斗的對(duì)流管束煙氣量較小。

圖6 余熱鍋爐X=6 m速度等值線圖

2.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

對(duì)于余熱鍋爐，輻射室要完成大部分煙塵的沉降及防止煙氣沖刷頂棚，優(yōu)化輻射室結(jié)構(gòu)十分重要。影響煙塵沉降的主要因素是輻射室內(nèi)煙氣的溫度和速度，而煙氣能不能夠合理進(jìn)入輻射室，關(guān)系著煙氣的換熱及煙塵沉降。輻射室入口設(shè)置成倒角形狀，煙氣能夠平緩進(jìn)入；在第一對(duì)流管束下加裝擋板，以改變煙氣流動(dòng)模式，防止煙氣短路，擋板簡(jiǎn)化為240 mm、間隔240 mm、高4 000 mm的水冷壁受熱面[9]。圖7為余熱鍋爐結(jié)構(gòu)改進(jìn)圖。

圖7 余熱鍋爐結(jié)構(gòu)改進(jìn)圖

2.2.1 輻射室加擋板

圖8為余熱鍋爐輻射室加擋板(距上升管道2.5 m)后Y=0 m速度等值線圖，圖9為余熱鍋爐X=6 m速度等值線圖?？梢钥闯?，輻射室擋板的存在大大加強(qiáng)了余熱鍋爐內(nèi)部煙氣的擾動(dòng)，輻射室內(nèi)煙氣較均勻，擋板的存在避免了高溫?zé)煔鉀_刷輻射室頂棚。在對(duì)流管束區(qū)域，靠近余熱鍋爐頂棚的煙氣量變小，煙氣流經(jīng)上下對(duì)流管束的量較均勻。輻射室內(nèi)煙氣流場(chǎng)分布有較大改善，輻射室里煙氣速度降低，煙氣滯留時(shí)間延長(zhǎng)，有利于煙塵沉降。

圖8 余熱鍋爐輻射室加擋板(距上升管道 2.5 m)后Y=0 m速度等值線圖

圖9 余熱鍋爐輻射室加檔板(距上升 煙道2.5 m)后X=6 m速度等值線圖

輻射室擋板的長(zhǎng)短影響輻射室內(nèi)煙氣流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，擋板過(guò)短，雖然對(duì)流管束蒸發(fā)量增加，但煙氣流速分布不均，靠近灰斗的對(duì)流管束煙氣流量仍然較小。而擋板過(guò)長(zhǎng)，較多的煙氣會(huì)通過(guò)灰斗，造成灰斗溫度較高，蒸發(fā)量降低，不利于結(jié)渣及換熱。因此，長(zhǎng)短適度的輻射室擋板使余熱鍋爐出口熱量減小、煙氣流場(chǎng)更合理。 對(duì)流管束蒸發(fā)量隨輻射室擋板長(zhǎng)短變化見(jiàn)圖10。

輻射室擋板位置也會(huì)影響余熱鍋爐流場(chǎng)與溫度場(chǎng)，擋板過(guò)于靠前，余熱鍋爐蒸發(fā)量變化不大。當(dāng)煙氣速度大于5 m/s時(shí)，粘附性積灰的生長(zhǎng)速度增長(zhǎng)很快，煙氣速度為8～12 m/s時(shí)，在一定溫度下，松散性積灰會(huì)過(guò)渡到緊密性積灰[9]，擋板位置靠前時(shí)，煙氣主要流經(jīng)輻射室擋板間隙，速度達(dá)12.45 m3/s，高溫、高速煙氣直接沖刷擋板容易造成結(jié)渣。擋板靠后，余熱鍋爐蒸發(fā)量變化不大，輻射室里煙氣速度分布均勻，一部分煙氣從擋板下部經(jīng)過(guò)，而灰斗擋板的存在避免了煙氣短路現(xiàn)象，擋板間煙氣速度變小。對(duì)流管束蒸發(fā)量與擋板位置的關(guān)系見(jiàn)圖11。

圖10 對(duì)流管束蒸發(fā)量隨輻射室擋板長(zhǎng)短變化

圖11 對(duì)流管束蒸發(fā)量與擋板位置的關(guān)系

圖12為擋板長(zhǎng)短及位置對(duì)余熱鍋爐傳熱的影響。擋板長(zhǎng)度小于3.5 m時(shí)，擋板位置的變化都會(huì)引起蒸發(fā)量的增加，擋板在輻射室水平最中間時(shí)，對(duì)流管束蒸發(fā)量最大；擋板靠后時(shí)，有一部分煙氣會(huì)沖刷輻射室頂棚。擋板長(zhǎng)度大于3.5 m時(shí)，對(duì)流管束蒸發(fā)量減小，而擋板的位置靠前鍋爐蒸發(fā)量變化最小，一方面擋板靠前，高溫?zé)煔鈽O少量沖刷輻射室頂棚，另一方面煙氣基本全部流經(jīng)輻射室擋板，對(duì)高溫?zé)煔獾氖崂硇Ч谩Ｓ捎趽醢逶O(shè)置為水冷壁，因此不論擋板處于何種位置，擋板越大，受熱面積越大，對(duì)流管束蒸發(fā)量相對(duì)變小。

2.2.2 輻射室加倒角

圖13為余熱鍋爐倒角改進(jìn)Y=0 m速度等值線圖?？梢钥闯觯m然余熱鍋爐設(shè)置成倒角，煙氣進(jìn)入輻射室時(shí)流向只是稍有變化，仍然沖刷輻射室頂棚。輻射室回流對(duì)煙氣流向影響較大，在溫度相差不大的情況下，由伯努利方程：

(6)

得出速度大、密度大的地方壓強(qiáng)小。輻射室壓強(qiáng)大，上升煙道壓強(qiáng)小，將導(dǎo)致煙氣沖刷輻射室頂棚。

圖12 輻射室擋板長(zhǎng)短及位置對(duì)余熱鍋爐 傳熱的影響

圖13 余熱鍋爐輻射室加倒角后 Y=0 m速度等值線圖

2.2.3 輻射室加擋板及倒角

圖14為余熱鍋爐Y=0 m速度等值線圖?？梢钥闯觯谳椛涫以O(shè)置擋板，在上升煙道與輻射室連接處設(shè)置倒角，煙氣進(jìn)入輻射室最大速度由9.33 m/s降到8.56 m/s，速度更平緩，而在擋板間速度降低，降低了擋板結(jié)渣的可能性。但同時(shí)在第一、第二對(duì)流管束下灰斗區(qū)域存在煙氣短路現(xiàn)象。

2.2.4 輻射室加擋板、倒角及灰斗擋板

圖15為結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的余熱鍋爐Y=0 m速度等值線圖?？梢钥闯?，余熱鍋爐結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，煙氣速度降低，同時(shí)避免了高溫?zé)煔鉀_刷輻射室頂棚的可能；輻射室倒角的存在使一部分煙氣從擋板下面繞過(guò)，煙氣流動(dòng)更平緩，對(duì)流管束沖刷更均勻；通過(guò)對(duì)流區(qū)對(duì)流管束上下部的煙氣量相差不大，速度較均勻，增大了靠近灰斗部分受熱面的吸熱量，消除了灰斗區(qū)域煙氣短路現(xiàn)象。

圖14 余熱鍋爐輻射室加擋板和倒角后 Y=0 m速度等值線圖

圖15 余熱鍋爐結(jié)構(gòu)優(yōu)化后Y=0 m 速度等值線圖

余熱鍋爐結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，加強(qiáng)了煙氣的擾動(dòng)，改善了高溫?zé)煔庠谳椛涫液蛯?duì)流區(qū)內(nèi)的流場(chǎng)，使其平均速度下降，有利于煙塵沉降；改善換熱效果，余熱鍋

爐出口熱量減少了1.63%，總蒸發(fā)量提高了3.1%。

3 結(jié)論

對(duì)底吹熔煉爐余熱鍋爐煙氣側(cè)流動(dòng)與換熱數(shù)值模擬，得出鍋爐內(nèi)部煙氣的速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)，通過(guò)相應(yīng)的措施使煙氣流動(dòng)更加合理，并據(jù)此優(yōu)化鍋爐本體結(jié)構(gòu)，改善煙氣在輻射室的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，避免高溫?zé)煔獾闹鳉饬鳑_刷頂棚，強(qiáng)化換熱效果，利于煙氣沉降。

輻射室擋板煙氣分布更加合理，而擋板的位置、長(zhǎng)短對(duì)煙氣流動(dòng)有一定的影響；灰斗擋板避免了灰斗煙氣短路現(xiàn)象；上升煙道倒角對(duì)防止沖刷輻射室頂棚有一定作用。底吹熔煉爐余熱鍋爐結(jié)構(gòu)優(yōu)化后蒸發(fā)量提高了3.1%，對(duì)鍋爐結(jié)渣有一定積極作用。但仍存在一定問(wèn)題，如上升煙道頂部仍存在煙氣流動(dòng)死區(qū)。

[1] 王曉瑜,張冬潔,徐建炎,等.余熱鍋爐結(jié)構(gòu)形式及運(yùn)行特性研究綜述[J].中國(guó)有色冶金, 2012，(1):40-45.

[2] 楊震,劉忠樓.余熱鍋爐入口煙道數(shù)值模擬[J].鍋爐技術(shù),2007,(38):1-3.

[3] 楊衛(wèi)宏,賴亞欣,蕭澤強(qiáng).余熱鍋爐輻射冷卻室三維數(shù)值模擬[J].鍋爐技術(shù),1999，(30):8-12.

[4] 宋冬根,丁晟,鞠霞,等.銅冶煉閃速爐余熱鍋爐輻射室的仿真與優(yōu)化[J].有色冶金設(shè)計(jì)與研究, 2010, (3):19-22.

[5] 胡劍輝,林汝謀,江麗霞.燃?xì)廨啓C(jī)總能系統(tǒng)模擬優(yōu)化的聯(lián)立模塊算法[J].工程熱物理學(xué)報(bào), 1998, (3):265-270.

[6] 王曉瑜,袁艷平,張冬潔,等.頂吹熔煉爐余熱鍋爐數(shù)值模擬[J].中國(guó)有色冶金, 2013,(3):50- 53.

[7] 李人憲.有限體積法基礎(chǔ)[M].北京:國(guó)防工業(yè)出版社,2004.

[8] 趙欽新,周屈蘭,譚厚章,等.余熱鍋爐研究與設(shè)計(jì)[M].北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社,2010.

[9] 張冬潔,徐建炎,蔡寧生,等.數(shù)值模擬方法在余熱鍋爐結(jié)構(gòu)優(yōu)化中的應(yīng)用[J].中國(guó)有色冶金, 2013, (4):50-54.

Flow and heat transfer numerical calculation of waste heat boiler of bottom-blown smelting furnace and its structural optimization

QIAO Lei, YUAN Yan-ping, ZHANG Dong-jie, CAO Xiao-ling, DENG Zhi-hui

The numerical simulation of flow field and temperature field of waste heat boiler of bottom-blown smelting furnace was performed with Realizableκ-εturbulence model and Do radiation model, the distributions of its inner flow field and temperature field were gained, the inner structure of waste heat boiler was optimized. Through optimizing flow field and temperature field of flu gas to guide the design of furnace body structure, all above has important guiding significance for the development of waste heat boiler of bottom-blown smelting furnace.

bottom-blown smelting furnace; waste heat boiler; flow; heat transfer; numerical calculation; structural optimization.

喬雷(1989—)，男，山東萊蕪人，在讀研究生，主要從事余熱鍋爐數(shù)值計(jì)算方面的研究工作。

2014-- 08-- 13

2015-- 04-- 02

四川省科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2013GZ0034)。

TK229.92+9

B

1672-- 6103(2015)04-- 0043-- 06