燒結礦豎罐內氣固換熱?傳遞特性

馮軍勝，張晟，趙亮，董輝

(1.安徽建筑大學安徽省綠色建筑先進技術研究院，安徽合肥，230601；2.東北大學冶金學院，遼寧沈陽，110819)

燒結礦余熱資源約占我國鋼鐵企業(yè)余熱資源總量的8%，是鋼鐵企業(yè)最具開發(fā)潛力的余熱資源之一[1?2]。燒結礦余熱回收豎罐是借鑒干熄焦爐的結構提出的一種燒結礦余熱高效回收設備，其余熱回收率可達80%以上[3]。豎罐內氣固流動和傳熱過程是影響豎罐可行性的2個關鍵問題，目前學者們廣泛開展了豎罐床層內氣流阻力和氣固傳熱特性的研究[4?7]，但部分研究并未充分闡述豎罐移動床層內氣固?傳遞過程。豎罐內氣固流動和傳熱過程的本質是氣固?傳遞過程，而氣固?傳遞過程直接影響著豎罐內氣流壓力降和出口熱載體的溫度。因此，研究豎罐內氣固?傳遞過程對優(yōu)化床層內能量傳遞過程和提高用能水平都有重要的意義。

?傳遞的概念及其公式由SOMA 等[8?9]提出，目前有關?傳遞特性的研究主要集中在對流換熱器和多孔介質內的換熱過程中。其中，WU 等[10?11]基于熱力學第二定律推導出了管道內強制對流換熱?傳遞特性的一般關系式，并研究了恒壁溫和恒壁熱流條件下流體流動雷諾數(shù)和量綱一橫斷面位置對?傳遞特性的影響。KURTBA? 等[12]實驗研究了金屬泡沫填充的水平矩形管道內強制對流傳熱過程的?傳遞特性，發(fā)現(xiàn)管道內平均?傳遞Nusselt 數(shù)會隨著雷諾數(shù)和管道壁面熱流增加而減小。PROMMAS 等[13]針對多孔介質通道內的干燥過程分析了能量和?傳遞過程，研究了多孔結構參數(shù)和熱力學條件對床層內能量和?傳遞過程的影響。LALJI等[14]實驗研究了太陽能空氣加熱器在不同孔隙率和結構形狀下內部的流動和傳熱過程，獲得了加熱器內傳熱系數(shù)和流動摩擦因子關聯(lián)式，并分析了加熱器內部流動和傳熱?損失。BINDRA等[15]建立了顆粒床儲能系統(tǒng)內部的傳熱模型，并考慮了壁面?zhèn)鳠岷皖w粒擴散對傳熱過程的影響，分析了系統(tǒng)回收?和損失?在傳熱過程中的變化規(guī)律。SARKER等[16]基于熱力學第二定律建立了糧食干燥過程中的能量和?傳遞模型，分析了在不同干燥工況條件下的?損和?效率，并認為在干燥過程絕熱的條件下，回收廢氣余熱可獲得更多的熱量?。

綜上所述，目前關于對流換熱過程中?傳遞過程的研究主要集中在對流換熱器和多孔介質通道內，涉及到燒結礦移動床層內氣固換熱?傳遞特性的研究較少。為此，本文作者首先根據(jù)熱力學第二定律推導出豎式燒結礦移動床層內氣固?傳遞系數(shù)和量綱一?流密度的具體表達式；然后，以多孔介質模型和局部非平衡熱力學理論為基礎，采用Fluent軟件并借助其二次開發(fā)平臺將燒結礦床層內氣流阻力系數(shù)、氣固傳熱系數(shù)以及固體顆粒下移速度等參數(shù)編譯到計算模型中，建立豎式移動床層內流動和傳熱的穩(wěn)態(tài)計算模型；最后，模擬研究影響豎罐床層內氣固換熱?傳遞特性的主要因素及其影響規(guī)律，旨在為強化豎罐床層內的氣固傳熱過程奠定理論基礎。

1 ?傳遞公式的推導

根據(jù)線性非平衡熱力學理論可知，移動床層內氣固傳熱的?傳遞方程如下[17?18]：

式中：eex為單位?流密度，W/m3；he為體積?傳遞系數(shù)，W/(m3·K)；Tg為床層內氣體溫度，K；p為氣體壓力，Pa；ΔT為氣固傳熱溫差，K；cg為氣體比熱容，J/(kg·K)；T0為環(huán)境溫度，K；Rg為氣體常數(shù)，J/(kg·K)。

考慮到移動床層內溫度分布和壓力分布對氣固傳熱的影響，局部體積?傳遞系數(shù)的概念被引入到床層內氣固傳熱過程中，床層微元段內?傳遞速率公式如下：

局部體積?傳遞系數(shù)表示床層微元段內氣固傳熱溫差為1 K時，單位床層體積內的氣體?傳遞強度，其表達式如下：

式中：he,i為局部體積?傳遞系數(shù)，W/(m3·K)；mg為氣體質量流量，kg/s；ΔTi為微元段內氣固傳熱溫差，K；A為床層橫截面積，m2；dl為微元段高度，m。

床層內平均體積?傳遞系數(shù)與局部體積?傳遞系數(shù)的關系：

因此，床層內平均體積?傳遞系數(shù)he可由下式確定。

式中：H為床層高度，m；Tg,out為氣體出口溫度，K；Tg,in為氣體進口溫度，K；V為床層體積，m3；Δp為床層內氣流壓力降，Pa；pin為氣體進口壓力，Pa。

根據(jù)能量守恒方程和傳熱方程可知，床層內氣固體積傳熱系數(shù)可由下式確定。

式中：hv為床層內氣固體積傳熱系數(shù)，W/(m3·K)。

因此，床層內體積?傳遞系數(shù)與氣固體積傳熱系數(shù)的關系可如下所示。

式(10)中氣固體積傳熱系數(shù)和氣流壓力降可由如下公式計算[19?20]。

式中：h為床層內氣固面積傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；av為床層內顆粒的比表面積，m2/m3；Nu為床層內氣固傳熱努塞爾數(shù)；λg為氣體導熱系數(shù)，W/(m·K)；ε為床層空隙率；dp為燒結礦顆粒直徑，m；D為床層內徑，m；μ為氣體動力黏度，kg/(m·s)；ρg為氣體密度，kg/m3；ug為氣體表觀流速，m/s。

式(11)中床層內氣固傳熱努塞爾數(shù)Nu可由下式計算[5]。

其中，

式中：Rep為顆粒雷諾數(shù)；Pr為普朗特數(shù)。

根據(jù)式(4)可得，床層內平均體積?流密度計算公式。

其中，

式中：Ng，N0，NR和Np為量綱一參數(shù)。

根據(jù)式(16)可得，床層內量綱一體積?流密度可由如下公式計算。

2 數(shù)值模型的建立

2.1 物理模型

余熱回收豎罐的結構示意圖如圖1所示。由圖1可見：整個余熱回收豎罐本體由進料段、預存段、斜道段、冷卻段和排料段5部分組成。由于罐體內氣固熱交換過程主要發(fā)生在冷卻段內，而設置預存段是為了存儲較多的熱燒結礦，從而保證冷卻段內燒結礦與冷卻空氣換熱的連續(xù)性，并在進口段進料時不會出現(xiàn)冷卻風上行漏風的情況。因此，在數(shù)值建模過程中將豎罐冷卻段設定為模擬計算區(qū)域，所建立的幾何模型和網(wǎng)格劃分結果如圖2所示，同時對幾何模型設置相應的邊界條件。

圖1 余熱回收豎罐的結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of vertical tank for waste heat recovery

圖2 幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Geometric model and grid generation

豎罐進料段的燒結礦是粒徑不同、形狀不規(guī)則的塊狀顆粒。為了保證豎罐冷卻段內流動與傳熱過程計算的求解精度，燒結礦床層內顆粒填充結構將被簡化處理。目前常對床層內流動傳熱過程進行平均化和統(tǒng)計處理，將豎罐冷卻段視為多孔介質區(qū)域[21]。因此，對豎罐的物理模型進行如下簡化[22?23]：

1)豎罐在穩(wěn)定工況下運行，其操作參數(shù)為定值；

2)燒結礦床層結構為各相同性多孔介質，不考慮燒結礦自身的多孔性及在高溫下的形變；

3)忽略燒結礦顆粒間、氣體內部的輻射換熱以及豎罐壁面熱損失。

2.2 數(shù)學模型

1)連續(xù)性方程

式中：uj為流體在j(x，y或z)方向上的表觀速度，m/s。

2)動量守恒方程

式中：ui為流體在i方向上的速度，m/s；Pij為表面壓力矢量，包括靜壓力和流體黏性壓力；gi為流體在i方向上的體積作用力，N/m3；fi為作用在單位體積流體上的反方向阻力，N/m3。

為了描述流體在多孔介質內的流動情況，在式(23)右邊増加一個源項Si對動量方程進行修正[23]，其表達式如下。

式中：1/α為黏性阻力系數(shù)；C2為慣性阻力系數(shù)。

本文采用修正Ergun型方程計算燒結礦床層內氣流黏性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)C2[18]。

3)能量守恒方程

由于床層內氣固兩相熱導率及熱容差別較大，相同高度位置處兩相溫度差別較明顯[24]。因此，采用局部非熱力學平衡雙能量方程求解多孔介質內氣固傳熱過程[25]。

固相時：

氣相時：

式中：ρs為燒結礦的密度，kg/m；cs為燒結礦比熱容，J/(kg·K)；us為顆粒表觀下移速度，m/s；Ts為床層內燒結礦溫度，K；λs為燒結礦導熱系數(shù)，W/(m·K)。

通過燒結礦床層內流動和傳熱的數(shù)值計算，可獲得不同熱工參數(shù)條件下床層內氣流壓力降和氣體溫度的分布情況，然后將計算結果代入式(10)和(21)中，可獲得不同熱工參數(shù)條件下床層內體積?傳遞系數(shù)和量綱一?流密度的變化規(guī)律。

2.3 計算方法和邊界條件

本文采用Fluent 軟件中用戶自定義函數(shù)(user defined function，UDF)將動量方程源項Si、能量方程中對流傳熱系數(shù)h、描述固體顆粒下移速度的對流項以及氣固兩相物性參數(shù)等編譯到計算模型中。其中，源項Si和傳熱系數(shù)h在軟件Cell Zone Conditions 中Fluid Porous Zone 內進行設置，并在Thermal Model 中選擇Non-Equilibrium，而描述固體下移速度的對流項則是在Solid Zone內設置，將其對應的UDF 導入到Source Terms 中。氣固兩相物性參數(shù)隨溫度變化則在軟件Materials 項中Fluid和Solid中設置。

對于圖2所示模擬計算區(qū)域的邊界設置，則是在軟件Boundary Conditions中完成。冷卻段底部和中心風帽的氣體進口采用質量流量進口邊界條件，冷卻段四周壁面采用絕熱邊界條件，冷卻段氣體出口采用壓力出口邊界條件，并設置相對壓力為0 Pa。

2.4 網(wǎng)格獨立性驗證

計算模型的網(wǎng)格數(shù)量會對模擬結果產(chǎn)生較大影響，因此，需要驗證模型網(wǎng)格的無關性。本文選定某一特定工況驗證計算模型網(wǎng)格的獨立性，工況主要參數(shù)如表1所示。如圖2所示，采用ICEM軟件對模型計算區(qū)域進行幾何建模和結構化網(wǎng)格劃分，并根據(jù)網(wǎng)格的疏密程度，得到6種不同的網(wǎng)格數(shù)量，網(wǎng)格數(shù)量從259 767 個增加至906 379 個。模擬6 種不同網(wǎng)格的計算模型，并選用空氣和燒結礦出口溫度的變化來驗證模型網(wǎng)格的獨立性，所得計算結果如圖3所示。

表1 計算工況的主要參數(shù)Table 1 Main parameters of calculation condition

由圖3可以看出：空氣和燒結礦出口溫度的變化隨網(wǎng)格數(shù)量增加而逐漸變小，當計算區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)量超過549 557時，相鄰網(wǎng)格數(shù)量的溫度變化已小于0.05 K。因此，該工況下計算區(qū)域適宜的網(wǎng)格數(shù)量為549 557，這種數(shù)量的網(wǎng)格已能夠滿足豎罐內流動傳熱過程的數(shù)值計算。其他計算工況的網(wǎng)格無關性也按以上過程進行驗證，不再贅述。

圖3 空氣和燒結礦出口溫度隨網(wǎng)格數(shù)量的變化Fig.3 Variations of air and sinter outlet temperatures with total grid numbers

2.5 模型驗證

目前燒結礦豎罐尚處于理論和實驗研究階段，無法獲得實際豎罐的運行和操作參數(shù)。在自制小試裝置的基礎上，采用小試裝置數(shù)據(jù)來驗證計算模型的可靠性和正確性[26]，計算所用燒結礦物性參數(shù)參見文獻[26?27]。小試裝置有效冷卻橫截面積為1 m2。整個裝置外廓高度為10 m，長和寬均為4.5 m。主體試驗罐體分為2 個部分，上部為加熱段，有效高度為3.78 m，下部為冷卻段，有效高度為1.80 m。罐體內橫截面為圓形，內徑為1.12 m，外部保溫層厚度為0.40 m，在罐體最外側為鋼結構，確保小試裝置運行的穩(wěn)定性和安全性。針對小試裝置冷卻段建立物理模型，并采用本文所建立的數(shù)學模型和計算方法對其進行計算，所得模擬計算結果與小試裝置數(shù)據(jù)如表2所示。

從表2可見：不同工況下空氣出口溫度的模擬計算結果與小試裝置實測結果基本一致，平均相對誤差為4.93%，最大相對誤差低于6.00%，說明本文所建立的數(shù)值計算模型和方法是可靠的。

表2 不同工況下空氣出口溫度實測值與計算值比較Table 2 Comparison of measured and calculation results of air outer temperatures under different conditions

3 豎罐內氣固?傳遞過程的影響規(guī)律

模擬計算以某鋼鐵企業(yè)年產(chǎn)390 萬t 燒結礦的生產(chǎn)工況為基準，豎罐運行參數(shù)和燒結礦物性參數(shù)如表3所示。利用已建立的數(shù)值模型，針對影響豎罐內氣固傳熱過程的3 個主要因素(空氣進口流量、空氣進口溫度和冷卻段高度)，在其中2 個影響因素不變的情況下，模擬計算并分析第3個因素對豎罐內氣固?傳遞過程的影響規(guī)律。

表3 豎罐運行參數(shù)和燒結礦物性參數(shù)Table 3 Operating parameters of vertical tank and sinter physical parameters

3.1 空氣進口流量的影響

在空氣進口溫度為293 K 和冷卻段高度為7 m條件下，沿床層高度方向上床層內空氣溫度和氣流壓力降隨空氣進口流量的變化規(guī)律如圖4所示。由圖4可知：當空氣進口流量一定時，床層內空氣溫度和氣流壓力降均隨床層高度增加而增加。這是由于床層高度增加會導致床層內氣固傳熱時間和氣流阻力損失增加，而床層內氣固傳熱時間越長，氣固傳熱量也就越大，空氣溫度也就越高。

圖4 空氣進口流量對床層內空氣溫度和壓力降的影響Fig.4 Effect of air inlet flow rate on air temperature and pressure drop in bed layer

由圖4還可見：當床層高度一定時，隨著空氣進口流量增加，床層內空氣溫度逐漸降低，而床層內氣流壓力降則逐漸增加。根據(jù)能量守恒定律可知，當其他操作參數(shù)不變時，空氣進口流量增加必然會導致某一高度處空氣出口溫度降低。另外，空氣進口流量增加會導致床層內氣體表觀流速增加，氣體和顆粒之間的黏性力和慣性力也會隨之增加，從而導致床層內氣流阻力損失增加。

圖5所示為不同空氣進口流量條件下床層內?傳遞系數(shù)沿床層高度方向上的變化規(guī)律。由圖5可知：當空氣進口流量一定時，床層內?傳遞系數(shù)隨床層高度增加而逐漸增大。這是因為床層高度增加會導致空氣溫度和氣流壓力降增加，而由氣流壓力降增加引起的?損失量小于由于空氣溫度增加引起的?增加量，從而導致?傳遞系數(shù)會逐漸增加。另外，在較低床層高度時，床層內?傳遞系數(shù)隨空氣進口流量增加而減小。這是因為空氣進口流量越大，床層內空氣溫度越低，氣流壓力降也越大，這將導致?傳遞系數(shù)的減小。

圖5 空氣進口流量對床層內?傳遞系數(shù)的影響Fig.5 Effect of air inlet flow rate on exergy transfer coefficient in bed layer

從圖5還可見：當床層高度較大時，不同空氣進口流量對應的變化曲線出現(xiàn)了重合現(xiàn)象，并且空氣進口流量越大，重合點對應的床層高度也越大。曲線1 和曲線2 的重合點介于床層高度5.5～6.0 m，曲線1和曲線3的重合點介于床層高度6.5～7.0 m，曲線2 和曲線3 的重合點在7.0 m 以上。這是因為空氣進口流量越大，床層內氣固傳熱系數(shù)也就越大，另外，氣固傳熱系數(shù)隨床層高度呈線性增加[5]。根據(jù)式(10)可得出，由于曲線1和曲線3所對應的空氣溫度和氣流壓力降相差較大，這導致式(10)右邊的量綱一參數(shù)相差較大，故而曲線3對應的氣固傳熱系數(shù)需較大，此時對應的床層高度也就越大。

圖6所示為不同空氣進口流量條件下床層內量綱一?流密度隨床層內空氣溫度與環(huán)境溫度比的變化規(guī)律。由圖6可知：當空氣進口流量一定時，床層內量綱一?流密度隨溫度比(床層空氣溫度與環(huán)境溫度的比)增加而增加。這是因為溫度比越大，床層內空氣溫度也就越高，量綱一參數(shù)Ng越小，根據(jù)式(21)可得，量綱一?流密度也就越大。

圖6 空氣進口流量對床層內量綱一?流密度的影響Fig.6 Effect of air inlet flow rate on dimensionless exergy flux in bed layer

由圖6還可看出：當溫度比較小時(Tg/T0<1.2)，床層內量綱一?流密度隨空氣進口流量增加而減小。當溫度比較大時(Tg/T0>1.3)，床層內量綱一?流密度隨空氣進口流量增加而增加。這是因為當溫度比一定時，空氣進口流量越大，對應的床層高度就越大，床層內氣流壓力也就越大。此時由于溫度比較小，Ng就會相對較大，從而導致式(21)右邊括弧內的量綱一參數(shù)變化很大，因此，空氣進口流量越小，量綱一?流密度越大。相反，當溫度比較大時，Ng相對較小，式(21)右邊括弧內的量綱一參數(shù)變化也較小，此時由于空氣進口流量較大，雷諾數(shù)隨之變大，故而床層內量綱一?流密度也就越大。

3.2 空氣進口溫度的影響

在空氣進口流量為190 kg/s 和冷卻段高度為7.0 m 條件下，沿床層高度方向上床層內空氣溫度和氣流壓力降隨空氣進口溫度的變化規(guī)律如圖7所示。由圖7可知：當床層高度一定時，床層內空氣溫度和氣流壓力降隨空氣進口溫度增加而增加。這是因為空氣進口溫度增加會引起進口空氣體積流量增加，床層內氣體表觀流速也會隨之增加，這將會導致床層內氣固傳熱系數(shù)增加，氣體和顆粒之間的黏性力和慣性力增加，床層內氣固傳熱量將會增加，氣流阻力損失也會隨之增加。

圖7 空氣進口溫度對床層內空氣溫度和壓力降的影響Fig.7 Effect of air inlet temperature on air temperature and pressure drop in bed layer

圖8所示為不同空氣進口溫度條件下床層內?傳遞系數(shù)沿床層高度方向上的變化規(guī)律。由圖8可知：當床層高度一定時，床層內?傳遞系數(shù)隨空氣進口溫度增加而逐漸增大。這是由于床層進口溫度增加會導致床層內氣體表觀流速增加，氣固體積傳熱系數(shù)hv會隨之增加，式(10)中Tg,out/Tg,in會減小，量綱一參數(shù)Ng增加幅度也較小，這會使得式(10)右邊括弧內量綱一參數(shù)減小幅度小于氣固體積傳熱系數(shù)hv的增加幅度，從而導致床層內?傳遞系數(shù)增加。

圖8 空氣進口溫度對床層內?傳遞系數(shù)的影響Fig.8 Effect of air inlet temperature on exergy transfer coefficient in bed layer

圖9所示為不同空氣進口溫度條件下床層內量綱一?流密度隨床層內空氣溫度與環(huán)境溫度比的變化規(guī)律。由圖9可知：當床層內空氣溫度與環(huán)境溫度比一定時，床層內量綱一?流密度隨空氣進口溫度增加而逐漸減小。這是因為當溫度比一定時，床層內空氣溫度是定值，此時空氣進口溫度越大，量綱一參數(shù)Ng也就越大，由式(21)可得，量綱一?流密度也就越小。

圖9 空氣進口溫度對床層內量綱一?流密度的影響Fig.9 Effect of air inlet temperature on dimensionless exergy flux in bed layer

3.3 冷卻段高度的影響

在空氣進口流量為190 kg/s和空氣進口溫度為293 K條件下，沿床層高度方向上床層內空氣溫度和氣流壓力降隨冷卻段高度的變化規(guī)律如圖10所示。由圖10可知：床層內空氣溫度和氣流壓力降隨冷卻段高度增加而減小。這是因為燒結礦進口流量和溫度是固定的，冷卻段高度越小，床層內單位體積的燒結礦熱容量也就越大，氣固傳熱量會隨之增加，這將使得床層內空氣溫度增加。另外，床層內空氣溫度增加會引起氣體表觀流速增加，從而導致床層內氣體和顆粒之間的黏性力和慣性力增加，氣流阻力損失也會隨之增加。

圖10 冷卻段高度對床層內空氣溫度和壓力降的影響Fig.10 Effect of height of cooling section on air temperature and pressure drop in bed layer

圖11所示為不同冷卻段高度條件下床層內?傳遞系數(shù)沿床層高度方向上的變化規(guī)律。由圖11可知：當床層高度一定時，床層內?傳遞系數(shù)隨冷卻段高度增加而減小。這是由于冷卻段高度增加會導致床層內空氣溫度降低，量綱一參數(shù)Ng將會增加。另外，床層內空氣溫度降低又會導致氣體表觀流速減小，床層內氣固體積傳熱系數(shù)hv也會減小，根據(jù)式(10)可得，床層內?傳遞系數(shù)也會隨之減小。

圖11 冷卻段高度對床層內?傳遞系數(shù)的影響Fig.11 Effect of height of cooling section on exergy transfer coefficient in bed layer

圖12所示為不同冷卻段高度條件下床層內量綱一?流密度隨床層內空氣溫度與環(huán)境溫度比的變化規(guī)律。由圖12可知：當床層內空氣溫度與環(huán)境溫度比一定時，床層內量綱一?流密度隨冷卻段高度增加而減小。這是因為當溫度比一定時，床層內空氣溫度也是定值，此時冷卻段高度越大，達到該空氣溫度所需的床層高度也就越大，這會使得床層內氣流壓力降增加，量綱一參數(shù)Np也會增加，由式(21)可得，量綱一?流密度也就越小。

圖12 冷卻段高度對床層內量綱一的?流密度的影響Fig.12 Effect of height of cooling section on dimensionless exergy flux in bed layer

4 結論

1)冷卻段高度、空氣進口流量和溫度是影響豎罐內氣固?傳熱過程的3個主要因素。當床層高度一定時，床層內空氣溫度隨空氣進口流量和冷卻段高度增加而減小，隨空氣進口溫度增加而增加；床層內氣流壓力降隨空氣進口流量和溫度增加而增加，隨冷卻段高度增加而減小。

2)空氣進口溫度越大，冷卻段高度越小，床層內?傳遞系數(shù)越大。當床層高度較低時，床層內?傳遞系數(shù)隨空氣進口流量增加而減小。空氣進口流量越大，床層內?傳遞系數(shù)沿床層高度方向上的增加趨勢越大，并且曲線重合點所對應的床層高度也越大。床層內?傳遞系數(shù)在較低床層高度時會出現(xiàn)負值，對豎罐內氣固?傳熱過程不利，因此，在實際生產(chǎn)過程中，應適當減小空氣進口流量和冷卻段高度，增加空氣進口溫度。

3)當床層內空氣溫度與環(huán)境溫度比較小時(Tg/T0<1.2)，床層內量綱一?流密度隨空氣進口流量增加而減小。當溫度比較大時(Tg/T0>1.3)，床層內量綱一?流密度隨空氣進口流量增加而增加。當溫度比一定時，空氣進口溫度越小，冷卻段高度越小，床層內量綱一?流密度越大。