陳卓，毛永寧，趙榮升，劉安明

(1. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083；2. 金隆銅業(yè)有限公司，安徽 銅陵，244021)

隨著科技水平的不斷提高和人們環(huán)保意識(shí)的日益加強(qiáng)，傳統(tǒng)的煉銅工藝由于存在著冶煉能力低、成本高、能耗大、污染嚴(yán)重等問題將逐漸被先進(jìn)的方法所取代。其中閃速熔煉技術(shù)因?yàn)榫哂猩a(chǎn)能力大、能耗低、爐氣SO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)高、環(huán)境污染小等優(yōu)點(diǎn)，近年來應(yīng)用尤為廣泛。同時(shí)，隨著生產(chǎn)技術(shù)的發(fā)展，閃速熔煉強(qiáng)度也在不斷增大。目前，閃速煉銅已占全世界粗銅冶煉能力的 50%[1-2]。伴隨著銅閃速熔煉強(qiáng)度和產(chǎn)量的大幅度提高，技術(shù)人員在閃速爐生產(chǎn)過程中發(fā)現(xiàn)了諸如反應(yīng)塔內(nèi)高溫區(qū)明顯下移[3]、生料率和煙塵率有所上升[4-6]、熔煉過程中氣－?；旌锨芳裑7-8]等導(dǎo)致反應(yīng)效率下降的問題。對(duì)于引起這些問題的原因及相關(guān)解決方案都亟待進(jìn)一步研究。在現(xiàn)實(shí)生產(chǎn)中，閃速爐投料量的大幅度提升，并不意味著工藝風(fēng)量、中央氧量、分散風(fēng)量隨之呈簡(jiǎn)單線性增大[9-12]。相反，合理的參數(shù)配比在高投料量條件下更為重要。為此，本文作者以Fluent 6.3為軟件平臺(tái)，通過建立閃速熔煉過程的數(shù)值模型，研究在相同投料量與中央氧速(量)條件下，閃速爐分散風(fēng)與工藝風(fēng)之間的動(dòng)量比及其速度條件對(duì)反應(yīng)塔內(nèi)氣、粒兩相流動(dòng)與混合反應(yīng)過程的影響，以探尋在高熔煉強(qiáng)度條件下有關(guān)工藝風(fēng)與分散風(fēng)的參數(shù)配比優(yōu)化方案。

1 仿真計(jì)算模型

1.1 幾何模型

由于仿真計(jì)算主要側(cè)重于對(duì)爐內(nèi)氣、粒兩相的流動(dòng)與混合過程的解析，因此，研究中構(gòu)建的幾何模型僅包括閃速爐中央噴射擴(kuò)散型精礦噴嘴(CJD)、反應(yīng)塔以及沉淀池氣相空間部分。幾何模型中反應(yīng)塔為圓柱形，直徑為5.5 m，高為6.6 m；沉淀池寬為6.9 m，其東側(cè)氣相空間呈拱頂結(jié)構(gòu)，在距離反應(yīng)塔出口 900 mm處內(nèi)空上抬25°。鑒于閃速爐爐體具有良好的軸對(duì)稱性，為有效減少模型網(wǎng)格與計(jì)算時(shí)間，建模時(shí)僅選取爐體的一半作為仿真計(jì)算區(qū)域(如圖1所示)。

圖2所示為閃速爐精礦噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖。中央氧和工藝風(fēng)沿反應(yīng)塔頂垂直向下噴入反應(yīng)塔內(nèi)，分散風(fēng)則沿反應(yīng)塔頂徑向噴出。在反應(yīng)塔內(nèi)，工藝風(fēng)是使物料在塔內(nèi)軸向運(yùn)動(dòng)的動(dòng)力，分散風(fēng)是使物料在塔內(nèi)呈徑向均勻分布的主要?jiǎng)恿?，兩者的不同配比直接影響著精礦顆粒在塔內(nèi)的停留時(shí)間和氣?；旌戏磻?yīng)的結(jié)果[13]。

圖1 銅閃速熔煉爐仿真模型示意圖Fig.1 Diagram of computational geometry of copper flash furnace

圖2 CJD精礦噴嘴仿真模型示意圖Fig.2 Schematic of computational geometry of CJD burner

仿真計(jì)算中網(wǎng)格采用混合網(wǎng)格結(jié)構(gòu)(結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格+非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格)劃分。由于本文著重于研究反應(yīng)塔內(nèi)的氣、粒兩相的運(yùn)動(dòng)和反應(yīng)狀況，因此，幾何模型的網(wǎng)格自反應(yīng)塔塔頂向塔底逐漸由密變稀。與此同時(shí)，為保證計(jì)算精度，另對(duì)精礦噴嘴區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密處理。

閃速爐仿真模型中包含4種邊界類型，其中：精礦噴嘴各種反應(yīng)配風(fēng)的出口均設(shè)置為速度入口邊界類型，其速度根據(jù)各工況下的實(shí)際操作條件確定；模型中煙氣出口邊界設(shè)置在沉淀池東側(cè)測(cè)壓孔位置，以測(cè)壓孔壓力值為邊界條件；由于缺少反應(yīng)塔與沉淀池的具體冷卻條件，反應(yīng)塔側(cè)壁取壁面掛渣的熔點(diǎn)為溫度，底面邊界溫度取沉淀池渣溫，沉淀池氣相空間壁面溫度取煙氣溫度；各壁面均設(shè)置為無滑移壁面條件；反應(yīng)塔與沉淀池中心面設(shè)置為對(duì)稱面邊界條件。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 連續(xù)相模型

本仿真計(jì)算以FLUENT 6.3為計(jì)算平臺(tái)，根據(jù)熔煉過程的氣相傳輸過程特點(diǎn)選取動(dòng)量、質(zhì)量與能量傳遞過程的控制方程，其傳輸方程的通用形式如下：

其中：ρ為密度；v為運(yùn)動(dòng)黏度；φ為通用變量；Γφ為輸運(yùn)系數(shù)；Sφ為來自于連續(xù)相的源項(xiàng)；SPφ為來自于顆粒相的源項(xiàng)。表1所示為通用方程在解析不同傳遞過程時(shí)其對(duì)應(yīng)變量的具體形式，其中：μ為動(dòng)力黏度；μ0為分子黏度；μT為湍流黏度；σh和σY為無量綱參數(shù)；μeff為有效黏度(等于分子黏度與湍流黏度之和)；Pr為普朗特?cái)?shù)；-qr為輻射傳熱或化學(xué)反應(yīng)過程所產(chǎn)生的熱效應(yīng)；ws為燃燒或反應(yīng)過程中物質(zhì)的生成速率。

1.2.2 顆粒相模型

研究中采用離散相模型對(duì)精礦顆粒進(jìn)行仿真計(jì)算。精礦顆粒從精礦入口壁面注入，采用拉格朗日法求解顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡。以直角坐標(biāo)系x方向?yàn)槔?，其控制方程可寫為?/p>

表1 直角坐標(biāo)系下的通用方程形式Table 1 General equations in form of Cartesian coordinate system

其中：up為顆粒相速度；u為連續(xù)相速度；gx為重力加速度；CD為常數(shù)；dp為顆粒的平均直徑；FD(u-up)為單位質(zhì)量顆粒所受的拖曳力；Fx為顆粒相的附加加速度項(xiàng)；ρp為顆粒相密度；ρ為連續(xù)相的密度；μ為連續(xù)相的黏度；Re為氣流流過顆粒時(shí)的繞流雷諾數(shù)。

采用 MASTERSIZER激光衍射粒度分析儀對(duì)入爐物料進(jìn)行粒度分析后，采用 Rosin-Rammler[14]方法計(jì)算得到精礦顆粒的粒度分布規(guī)律，其中顆粒最小直徑為0.011 mm，最大直徑為0.240 mm，其質(zhì)量平均直徑為0.132 mm。

1.3 反應(yīng)模型

閃速爐入爐物料成分復(fù)雜，入爐混合精礦中包含黃銅礦、黃鐵礦、磁性氧化鐵等多種成分。通過對(duì)入爐物料取樣并經(jīng)過 X線衍射分析與環(huán)境掃描電鏡分析，確定爐料的主要物相組成有CuFeS2，Cu2S，F(xiàn)eS，F(xiàn)e3O4，SiO2和 2FeO·SiO2等，其質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為62.9%，1.3%，5.6%，0.4%，15.8%和14.0%。

閃速熔煉過程根據(jù)其反應(yīng)特點(diǎn)大致可以劃分為精礦分解反應(yīng)、氧化還原反應(yīng)與造渣反應(yīng)等幾種反應(yīng)階段。

(1) 黃銅礦CuFeS2入爐后分解為Cu2S，F(xiàn)eS和S，其中單質(zhì)S燃燒生產(chǎn)SO2，即

(2) 原礦分解產(chǎn)物Cu2S和FeS在爐內(nèi)發(fā)生氧化反應(yīng)與還原反應(yīng)如下：

(3) 造渣反應(yīng)：

1.4 模型驗(yàn)證

針對(duì) 162 t/h生產(chǎn)條件工況進(jìn)行仿真計(jì)算與工業(yè)測(cè)試實(shí)驗(yàn)，其仿真計(jì)算值與現(xiàn)場(chǎng)氣相溫度測(cè)試值的誤差小于 3%[15]。據(jù)此證明本數(shù)值模型準(zhǔn)確可靠，能客觀反映出閃速爐內(nèi)熔煉過程中相關(guān)微觀場(chǎng)分布特點(diǎn)及其變化規(guī)律。

2 仿真結(jié)果及其分析討論

2.1 分散風(fēng)與工藝風(fēng)動(dòng)量比定義

為研究不同分散風(fēng)-工藝風(fēng)間的配比關(guān)系對(duì)爐內(nèi)氣粒行為的影響，研究中借鑒物理學(xué)中動(dòng)量的概念，定義銅閃速爐精礦噴嘴分散風(fēng)與工藝風(fēng)入口動(dòng)量比的數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

其中：md為分散風(fēng)質(zhì)量；mp為工藝風(fēng)質(zhì)量；vd為分散風(fēng)風(fēng)速；vp為工藝風(fēng)風(fēng)速；ρd為分散風(fēng)密度；ρp為工藝風(fēng)密度；Vd為分散風(fēng)體積；Vp為工藝風(fēng)體積。

為了考察分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量比(以下簡(jiǎn)稱為動(dòng)量比)對(duì)閃速爐內(nèi)熔煉反應(yīng)狀況的影響，仿真計(jì)算時(shí)設(shè)置了若干動(dòng)量比配比關(guān)系進(jìn)行研究。在此僅選取2組配比關(guān)系、4種不同操作參數(shù)條件(見表2)作為典型代表，通過縱、橫向比較具體分析分散風(fēng)、工藝風(fēng)及其配比對(duì)爐內(nèi)氣、?；旌戏磻?yīng)過程的影響。

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 氣相速度分布

圖3所示為不同動(dòng)量比時(shí)的氣相速度分布云圖。從圖3可以看出：在2組動(dòng)量比條件下，工藝風(fēng)進(jìn)入反應(yīng)塔后體積均迅速發(fā)生膨脹，在距塔頂2.5 m左右處其體積變化趨于穩(wěn)定，并在反應(yīng)塔中心形成一個(gè)輪廓明顯的主體氣柱。對(duì)距離反應(yīng)塔頂5.9 m處軸截面上的氣柱直徑進(jìn)行比較時(shí)(見表3)發(fā)現(xiàn)：在相同動(dòng)量比條件下，兩主體氣柱直徑相近；而當(dāng)動(dòng)量比較大時(shí)，反應(yīng)塔內(nèi)主體氣柱的直徑也較大。這表明動(dòng)量比對(duì)反應(yīng)塔內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)有較顯著的影響，動(dòng)量比越大，氣流進(jìn)入反應(yīng)塔后發(fā)生膨脹擴(kuò)張的程度也愈大。

表2 閃速爐操作參數(shù)Table 2 Operation parameters of flash furnace

表3 反應(yīng)塔高5.9 m處中心截面上氣柱直徑Table 3 Diameter of gas column at shaft height of 5.9 m

圖3 不同動(dòng)量比下的氣相速度云圖Fig.3 Velocity contours at conditions of different momentum ratios

2.2.2 顆粒軌跡圖

圖4所示為不同動(dòng)量比時(shí)精礦顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡。從圖4可以看出：在2種操作條件下，因分散風(fēng)的作用，混合精礦從噴嘴下方噴出時(shí)均沿反應(yīng)塔向下逐漸被徑向分散形成錐形的顆粒集中區(qū)域(工程中常稱之為“料錐”)；當(dāng)混合精礦顆粒下降到反應(yīng)塔約1/3高度時(shí)，精礦料錐基本趨于穩(wěn)定且一直保持至沉淀池渣面。當(dāng)動(dòng)量比不同時(shí)，噴嘴下方混合精礦顆粒的分散效果也不同，從料錐直徑來看，明顯以大動(dòng)量比情況下的分散效果較好(見表4)。這是因?yàn)殡S著分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量比的加大，分散風(fēng)作用突出，精礦顆粒受到的分散風(fēng)徑向作用力增大，使得精礦顆粒沿徑向散開的范圍增大，為氣、粒之間的充分混合反應(yīng)創(chuàng)造了有利條件。但需要注意的是：在動(dòng)量比較大時(shí)，圖4中顯示有較多精礦顆粒沖出了主體氣、粒高溫反應(yīng)區(qū)，這可能會(huì)引起爐內(nèi)煙塵發(fā)生率增加，以及高溫熔融顆粒對(duì)爐膛的蝕損作用加劇等不良影響。

圖4 不同動(dòng)量比下顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.4 Particle tracks at different momentum ratios

表4 反應(yīng)塔不同高度位置處料錐直徑Table 4 Diameters of concentrate cones at different heights of reaction shaft m

2.2.3 塔內(nèi)氣相溫度云圖

從熔煉過程的理論分析來看，經(jīng)過預(yù)熱和烘干的精礦和石英熔劑以一定的配比經(jīng)精礦噴嘴噴入反應(yīng)塔中心區(qū)域，在熱氣流對(duì)流與輻射傳熱以及自身的化學(xué)反應(yīng)放熱的共同作用下，精礦顆粒溫度應(yīng)迅速上升，當(dāng)溫度與氣體濃度等分布條件滿足其反應(yīng)要求后即開始劇烈的熔煉反應(yīng)。但是，仿真結(jié)果顯示的精礦顆粒入爐后的加熱、反應(yīng)過程與上述分析結(jié)果略有不同。

圖5(a)和(b)所示為在相同工藝風(fēng)速、不同分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量比條件下的氣相溫度等值線圖。綜合2種動(dòng)量比條件下的結(jié)果可以看出：在2種操作條件下，噴嘴下方皆存在1個(gè)明顯的低溫區(qū)域；而后隨著精礦顆粒的著火反應(yīng)，氣相溫度沿反應(yīng)塔中心向下顯著上升；但在工藝風(fēng)外圍區(qū)域氣、粒升溫緩慢，形成了翅翼狀的升溫感應(yīng)區(qū)。

圖5(c)和(d)所示為在相同工藝風(fēng)速、不同動(dòng)量比條件下，反應(yīng)塔中心及半徑R=0.6 m處氣相溫度隨反應(yīng)塔高度變化曲線。從圖5(c)可見：在反應(yīng)塔中心，兩動(dòng)量比條件下的溫度沿塔高的變化規(guī)律基本一致。但在大動(dòng)量比條件下，氣相溫度在距離反應(yīng)塔中心R=0.6 m處上升更為迅速，其形成穩(wěn)定高溫區(qū)的起始位置也距離塔頂更近(如圖5(d)所示)。由于在工藝風(fēng)速度相同的條件下，大動(dòng)量比實(shí)際上是因?yàn)榇蠓稚L(fēng)速度而產(chǎn)生的，因此，大分散風(fēng)速度操作將更有利于反應(yīng)塔內(nèi)混合精礦的分散，從而為塔內(nèi)氣、粒之間的混合創(chuàng)造良好條件，有助于進(jìn)一步加快入爐顆粒的加熱與著火。

圖5 不同動(dòng)量比下溫度結(jié)果比較Fig.5 Comparison of temperature results at different momentum ratios

在仿真中還發(fā)現(xiàn)：隨著動(dòng)量比的減小，精礦噴嘴下方的低溫區(qū)域明顯擴(kuò)大，進(jìn)而引起穩(wěn)定高溫反應(yīng)區(qū)的位置明顯下移；當(dāng)動(dòng)量比較小時(shí)，塔內(nèi)高溫反應(yīng)區(qū)位置下移，混合精礦著火延時(shí)嚴(yán)重，以至于精礦粒子在反應(yīng)塔內(nèi)的有效反應(yīng)時(shí)間縮短。在此情況下，若操作異常，則精礦顆粒極有可能因來不及充分反應(yīng)而落入沉淀池而形成生料。隨著動(dòng)量比在一定范圍內(nèi)逐漸加大，噴嘴下方高溫區(qū)域顯著提升，塔內(nèi)氣、?；旌戏磻?yīng)效果較好。因此，大動(dòng)量比(或大分散風(fēng)速度)更有利于精礦顆粒的迅速著火以及激烈熔煉反應(yīng)區(qū)的穩(wěn)定形成。

但值得注意的是：當(dāng)動(dòng)量比過大時(shí)可能引起反應(yīng)高溫區(qū)位置過度上移，并因此加劇對(duì)塔頂爐襯的高溫蝕損。此外，伴隨著動(dòng)量比的增大，分散風(fēng)影響作用也增大，這將引起噴嘴下方料錐范圍擴(kuò)大，使得高溫熔融顆粒對(duì)反應(yīng)塔內(nèi)壁爐襯的沖刷蝕損加劇。

圖6 相同動(dòng)量比下氣相溫度等值線圖比較Fig.6 Temperature isograms of cases at the same momentum ratio

圖6所示為在相同動(dòng)量比、不同分散風(fēng)-工藝風(fēng)速度配比條件下的氣相溫度等值線圖。比較圖6(a)和6(b)可以看出：當(dāng)動(dòng)量比相同時(shí)，在大分散風(fēng)-大工藝風(fēng)速的操作制度下，反應(yīng)塔主體氣流中心與內(nèi)部局部升溫較快，精礦噴嘴下方的高溫區(qū)位置有一定程度提升，這有助于縮短氣、粒入爐后的加熱感應(yīng)時(shí)間，進(jìn)而有利于精礦顆粒的快速著火與反應(yīng)。

圖7所示為在相同動(dòng)量比、不同分散風(fēng)-工藝風(fēng)速度配比條件下，不同反應(yīng)塔半徑處的氣相溫度隨反應(yīng)塔高度的變化曲線。從圖7可以看出：當(dāng)動(dòng)量比相同時(shí)，在大分散風(fēng)速度操作條件下，雖然反應(yīng)塔氣流中心與內(nèi)部氣相升溫較迅速，但是，在氣流外圍(反應(yīng)塔半徑R=0.6 m以外)，氣流溫度的變化梯度與小分散風(fēng)速度操作條件下的結(jié)果接近，各操作制度間優(yōu)勢(shì)不明顯。

Fig.7 Comparison of temperature results at the same momentum ratio

2.2.4 仿真計(jì)算結(jié)果綜合分析

表5所示為各工況下仿真計(jì)算結(jié)果。從表5可以看出：當(dāng)分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量比不同時(shí)，以大動(dòng)量比條件下反應(yīng)塔內(nèi)的氣柱直徑較大，沉淀池出口處煙氣中剩余O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，這說明大動(dòng)量比操作條件下氣?；旌闲Ч^好，其爐內(nèi)熔煉反應(yīng)效率較高；當(dāng)分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量比相同時(shí)，反應(yīng)塔內(nèi)氣柱隨操作條件的差異而發(fā)生的變化較小，但沉淀池出口處煙氣中剩余O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)在小分散風(fēng)-小工藝風(fēng)操作制度下略低。由此可見：在相同動(dòng)量比下，雖然在大分散風(fēng)-大工藝風(fēng)速操作制度下反應(yīng)塔主體氣流中心與內(nèi)部局部升溫較快，但由于工藝風(fēng)速度加大后，其向下運(yùn)動(dòng)的沖擊力以及對(duì)爐內(nèi)顆粒的聚攏作用加強(qiáng)，使得料錐外圍的精礦顆粒著火反應(yīng)延緩，因此，其最終的綜合反應(yīng)效率反而低于小分散風(fēng)-小工藝風(fēng)速操作下的反應(yīng)效率?？梢姡悍稚L(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量配比對(duì)爐內(nèi)氣?；旌吓c反應(yīng)的影響顯著，但分散風(fēng)與工藝風(fēng)的速度條件也在一定程度上影響著爐內(nèi)氣、粒兩相流動(dòng)與反應(yīng)過程的微觀分布特點(diǎn)。因此，要詳細(xì)了解各個(gè)配風(fēng)對(duì)熔煉過程的具體影響，還必須綜合、科學(xué)地進(jìn)行大量的仿真實(shí)驗(yàn)，以研究其中的關(guān)系。

表5 仿真計(jì)算結(jié)果綜合Table 5 Summary of simulation results

3 結(jié)論

(1) 閃速爐內(nèi)氣、?；旌吓c反應(yīng)狀況與分散風(fēng)-工藝風(fēng)的動(dòng)量比關(guān)系密切。在大分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量比操作條件下，分散風(fēng)作用較為突出，并有利于反應(yīng)塔內(nèi)氣、粒分散與混合過程；當(dāng)動(dòng)量比較小時(shí)，由于顆粒分散力度不足，容易造成反應(yīng)塔內(nèi)風(fēng)、粉混合不均勻，并進(jìn)而影響精礦顆粒的著火與反應(yīng)。需注意的是：隨著分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量比的增大，精礦噴嘴下方的料錐擴(kuò)散程度也將隨之增加；當(dāng)動(dòng)量比超過一定比率時(shí)，可能引起爐內(nèi)煙塵率上升及高溫熔融顆粒對(duì)反應(yīng)塔內(nèi)壁爐襯的沖刷蝕損加劇等不良現(xiàn)象發(fā)生。因此，在生產(chǎn)過程中必須適當(dāng)控制分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量比，在滿足爐內(nèi)良好熔煉過程和爐體安全的前提下，以大動(dòng)量比操作條件為優(yōu)。

(2) 當(dāng)分散風(fēng)與工藝風(fēng)動(dòng)量比相同時(shí)，從爐內(nèi)整體反應(yīng)效率來看，以小工藝風(fēng)-分散風(fēng)速操作條件為優(yōu)。這是因?yàn)楣に囷L(fēng)速度加大后，其向下運(yùn)動(dòng)的沖擊力以及對(duì)爐內(nèi)顆粒的聚攏作用加強(qiáng)，反而使得料錐外圍的精礦顆粒分散不足、著火延緩而致使?fàn)t內(nèi)整體反應(yīng)效率下降。

(3) 分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量配比對(duì)爐內(nèi)氣、粒混合與反應(yīng)過程的影響顯著，但分散風(fēng)與工藝風(fēng)的速度條件也在一定程度上影響著爐內(nèi)氣、粒兩相動(dòng)量、熱量與質(zhì)量的傳輸過程。因此，在對(duì)分散風(fēng)-工藝風(fēng)動(dòng)量配比進(jìn)行綜合分析的基礎(chǔ)上，還有必要進(jìn)一步對(duì)分散風(fēng)、工藝風(fēng)的速度配比對(duì)爐內(nèi)熔煉過程的影響展開具體的單參數(shù)仿真實(shí)驗(yàn)以及詳細(xì)的討論與分析，以探尋科學(xué)、合理的閃速爐精礦噴嘴的優(yōu)化操作制度與參數(shù)配比方案。

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