高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析

工程科学学报，第38卷，第8期：1082-1090,2016年8月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.8:1082-1090,August 2016 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2016.08.006:http://journals..ustb.edu.cn 高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 魏付豪，刘建华四，季益龙，李康伟，刘洪波，刘建 北京科技大学治金工程研究院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:liujianhua@metall.usth.edu.cn 摘要对利用高炉处理烧结烟气同时脱硫脱硝脱二噁英技术的可行性进行了理论探讨，分析高炉内部还原二氧化硫和氮 氧化物，以及分解二噁英的热力学条件，探讨烧结烟气代替空气鼓风对理论燃烧温度、风量、炉缸煤气、炉顶煤气和铁水硫含 量的影响.结果表明：二氧化硫、一氧化氮和二氧化氮的最低平衡体积分数分别为1.84×10-%、3.08×10~1%和3.72× 101%,高炉内部还原二氧化硫和氮氧化物是可行的：高炉具有分解二噁英的有利热力学条件：烟气中二氧化硫和一氧化碳 对理论燃烧温度的影响可忽略，氮氧化物能略微提高理论燃烧温度，二氧化碳体积分数增加1%，理论燃烧温度降低大约 40.5℃，但通过降低鼓风湿度和提高富氧率等措施，能达到高炉正常生产时的炉缸热状态水平：随着烟气中二氧化碳含量的 增加，风量、炉缸和炉顶煤气量都逐渐降低，炉缸煤气一氧化碳和氢气含量增加，炉顶煤气中一氧化碳、氢气、二氧化碳和水含 量都增加，氮气含量显著降低：铁水硫含量与烟气二氧化硫含量成正比，但当二氧化硫质量浓度达到2000mg°m,铁水中硫 质量分数仅为0.025%，铁水质量仍合格.通过综合调节高炉操作参数，也可以实现烧结烟气代替空气鼓风进行高炉炼铁生 产，达到脱硫脱硝脱二恶英的目的. 关键词高炉：烧结：烟气处理：脱硫：脱硝 分类号TF512 Desulfurization and denitration of sintering flue gas by blast furnace process WEI Fu--hao,LIU Jian-hua巴，JⅡYi-long,LI Kang--oei,LIU Hong-bo,LIU Jian Engineering Research Institute,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:liujianhua@metall.ustb.edu.cn ABSTRACT The technical feasibility of desulfurization,denitration and dioxin removal from sintering flue gas processed by blast furnace was discussed in theory.The reduction thermodynamics of sulfur dioxide and nitrogen oxides as well as the conditions for diox- in decomposition in a blast furnace were analyzed.The effects of blast with sintering flue gas instead of air on the theoretical flame tem- perature (TFT),blast volume,gas in hearth,top gas and sulfur content of hot metal were investigated.The results show that sulfur dioxide and nitrogen oxides can be reduced in the BF interior,and the lowest equilibrium volume fractions of sulfur dioxide,nitric ox- ide and nitrogen dioxide are 1.84x103.08x10%and 3.7210%,respectively.Favorable thermodynamic conditions for dioxin decomposition are found in the blast fumace.Sulfur dioxide and carbon monoxide in sintering flue gas have little effect on the TFT,while nitrogen oxides can slightly increase the TFT.The TFT decreases by about 40.5C with a 1%increase in carbon diox- ide volume fraction of sintering flue gas,but the thermal state of a hearth can be improved to the normal level by reducing the humidity and increasing the oxygen enrichment of blast.The blast volume,gas in hearth and top gas decrease with increasing carbon dioxide content of sintering flue gas.As the carbon dioxide content of sintering flue gas rises,the carbon monoxide and hydrogen contents of gas in hearth and the carbon monoxide,hydrogen,carbon dioxide and water contents of top gas increase,but the nitrogen contents of gas in hearth and top gas decrease.The sulfur quality content of hot metal is proportional to the sulfur dioxide content of flue gas and it is raised to 0.025%when the sulfur dioxide content increases to 2000mgm.The BF production can proceed smoothly with sinte- 收稿日期：201507-27

工程科学学报，第 38 卷，第 8 期: 1082--1090，2016 年 8 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 8: 1082--1090，August 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 08． 006; http: / /journals． ustb． edu． cn 高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 魏付豪，刘建华，季益龙，李康伟，刘洪波，刘 建 北京科技大学冶金工程研究院，北京 100083  通信作者，E-mail: liujianhua@ metall． ustb． edu． cn 摘 要 对利用高炉处理烧结烟气同时脱硫脱硝脱二噁英技术的可行性进行了理论探讨，分析高炉内部还原二氧化硫和氮 氧化物，以及分解二噁英的热力学条件，探讨烧结烟气代替空气鼓风对理论燃烧温度、风量、炉缸煤气、炉顶煤气和铁水硫含 量的影响． 结果表明: 二氧化硫、一氧化氮和二氧化氮的最低平衡体积分数分别为 1. 84 × 10 － 13% 、3. 08 × 10 － 11% 和 3. 72 × 10 － 21% ，高炉内部还原二氧化硫和氮氧化物是可行的; 高炉具有分解二噁英的有利热力学条件; 烟气中二氧化硫和一氧化碳 对理论燃烧温度的影响可忽略，氮氧化物能略微提高理论燃烧温度，二氧化碳体积分数增加 1% ，理论燃烧温度降低大约 40. 5 ℃，但通过降低鼓风湿度和提高富氧率等措施，能达到高炉正常生产时的炉缸热状态水平; 随着烟气中二氧化碳含量的 增加，风量、炉缸和炉顶煤气量都逐渐降低，炉缸煤气一氧化碳和氢气含量增加，炉顶煤气中一氧化碳、氢气、二氧化碳和水含 量都增加，氮气含量显著降低; 铁水硫含量与烟气二氧化硫含量成正比，但当二氧化硫质量浓度达到 2000 mg·m － 3，铁水中硫 质量分数仅为 0. 025% ，铁水质量仍合格． 通过综合调节高炉操作参数，也可以实现烧结烟气代替空气鼓风进行高炉炼铁生 产，达到脱硫脱硝脱二恶英的目的． 关键词 高炉; 烧结; 烟气处理; 脱硫; 脱硝 分类号 TF512 收稿日期: 2015--07--27 Desulfurization and denitration of sintering flue gas by blast furnace process WEI Fu-hao，LIU Jian-hua ，JI Yi-long，LI Kang-wei，LIU Hong-bo，LIU Jian Engineering Ｒesearch Institute，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: liujianhua@ metall． ustb． edu． cn ABSTＲACT The technical feasibility of desulfurization，denitration and dioxin removal from sintering flue gas processed by blast furnace was discussed in theory． The reduction thermodynamics of sulfur dioxide and nitrogen oxides as well as the conditions for diox￾in decomposition in a blast furnace were analyzed． The effects of blast with sintering flue gas instead of air on the theoretical flame tem￾perature ( TFT) ，blast volume，gas in hearth，top gas and sulfur content of hot metal were investigated． The results show that sulfur dioxide and nitrogen oxides can be reduced in the BF interior，and the lowest equilibrium volume fractions of sulfur dioxide，nitric ox￾ide and nitrogen dioxide are 1. 84 × 10 － 13% ，3. 08 × 10 － 11% and 3. 72 × 10 － 21% ，respectively． Favorable thermodynamic conditions for dioxin decomposition are found in the blast furnace． Sulfur dioxide and carbon monoxide in sintering flue gas have little effect on the TFT，while nitrogen oxides can slightly increase the TFT． The TFT decreases by about 40. 5 ℃ with a 1% increase in carbon diox￾ide volume fraction of sintering flue gas，but the thermal state of a hearth can be improved to the normal level by reducing the humidity and increasing the oxygen enrichment of blast． The blast volume，gas in hearth and top gas decrease with increasing carbon dioxide content of sintering flue gas． As the carbon dioxide content of sintering flue gas rises，the carbon monoxide and hydrogen contents of gas in hearth and the carbon monoxide，hydrogen，carbon dioxide and water contents of top gas increase，but the nitrogen contents of gas in hearth and top gas decrease． The sulfur quality content of hot metal is proportional to the sulfur dioxide content of flue gas and it is raised to 0. 025% when the sulfur dioxide content increases to 2000 mg·m － 3 ． The BF production can proceed smoothly with sinte-

魏付豪等：高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 ·1083· ring flue gas blast instead of air through comprehensive operating measures,achieving the purpose of desulfurization,denitration and dioxin removal. KEY WORDS blast furnaces:sintering:flue gas treatment:desulfurization:denitration 烧结烟气约占钢铁行业大气污染物的60%以上，向.根据前人的研究结果，S02和NO,能在高温下被 为降低烧结烟气中S02、NO,、二噁英等污染物排放，目 还原为单质-四，本文针对烧结烟气和高炉内部物理 前国内外已经普遍采用烧结烟气脱硫技术和烧结烟气 化学特征，提出一种利用高炉处理烧结烟气同时脱硫 综合处理技术-)，包括石灰石/石灰一石膏法、双碱 脱硝的新方法，并对利用烧结烟气替代空气进行高炉 法、氧化镁法、氨一硫酸铵法、综合脱硫新技术(new 鼓风的行为进行热力学分析.此方法既能综合利用烧 integrated desulfurization,NTD)、奥钢联烧结高效减排 结烟气中02和C0,又能脱除烟气中S02、N0,、二噁英 (maximized emission reduction of sintering,MEROS) 等污染物，并且减少C02排放，节省烧结烟气处理的 循环流化床法(circulating fluidized bed.,CFB)、活性 成本，可能成为一种具有良好应用前景的新技术 炭/活性焦吸附法4-)等.这些技术都已经实现工业化 1高炉内部还原二氧化硫和氮氧化物的热 应用，其中石灰石/石灰-石膏法、氨硫酸铵法、氧化镁 法和双碱法技术已经成功应用，但实际应用过程中仍 力学分析 存在许多问题和不足，如脱硫副产物难以利用、设备易 烧结烟气具有量大且分布不均、$0，质量浓度变 堵塞和腐蚀、产生废水和废渣、能耗高、一次性设备投 化大、烟气成分复杂、烟气温度变化范围大等特点田 入大、运行费用高等诸多问题-) 本研究以太钢450m烧结机2009年1一4月烧结烟气 从环保和可持续发展角度考虑，能同时脱硫脱硝 监测数据平均值为例，烧结烟气成分及温度如表1 脱二噁英的烟气综合治理技术是目前研究的主要方 所示. 表1烧结烟气温度及成分 Table 1 Temperature and composition of sintering flue gas 温度/ 产生量（标准状态）/S02质量浓度（标准状态）/N0,质量浓度（标准状态）/H20体积02体积C0体积C02体积 t (m3.1-1) (mg'm-3) (mg'm-3) 分数1%分数1%分数/%分数/% 106 1955 447 133 9.5 13.7 2 ≤6 在高炉内的高温环境中，有碳和一氧化碳作还 数)，绝大部分门能形成N,逸出，可能发生的反 原剂，二氧化硫和氮氧化物能被还原进入铁液形成 应及其标准自由能如表2所示.其中温度T为热力 S]和N],而大部分[S]能与渣反应形成(S)进入 学温度，K;△G©表示反应的标准吉布斯自由能变， 渣中，随煤气逸出炉外的硫量小于10%（质量分 J小moll 表2SO2和NO,的还原反应及其标准自由能变化 Table 2 Reactions of sulfur dioxide and nitrogen oxides reduction and Gibbs free energy change 反应 编号 反应的标准自由能变化/(Jml1) S02(g)+2C(月=[S+2C0(g) (1) 4,c9=-8710-217.37T S02(s)+2[C=[+2C0(g) (2) 4.G69-=-53890-132.71T S02(g+2C0(g=[S]+2C02(g) (3) △，G9=-329670+120.33T N0(g)+C()=+C0() (4) 4,69=-204806-47.78T NO(g)+[C]=DN]+CO(g) (5) 4,cG日=-227396-5.52T N0(g)+C0(g=]+C02(g) (6) △.G9=-365286+121T N02(g)+2C(日=N]+2C0(g) (7) △.G9=-264680-208.16T N02(g)+2[C]=N]+2C0(g) (8) △，G9=-309860-123.64T N02(g)+2C0(e=DN]+2C02(g) (9) △.G9=-585640+129.4T 表2中化学反应的标准自由能变可用式(10) acPo (10) 表示： △.G9=-RTnk=-Rmna 式中：T为热力学温度，K:K为反应的标准平衡常数；

魏付豪等: 高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 ring flue gas blast instead of air through comprehensive operating measures，achieving the purpose of desulfurization，denitration and dioxin removal． KEY WOＲDS blast furnaces; sintering; flue gas treatment; desulfurization; denitration 烧结烟气约占钢铁行业大气污染物的 60% 以上， 为降低烧结烟气中 SO2、NOx、二噁英等污染物排放，目 前国内外已经普遍采用烧结烟气脱硫技术和烧结烟气 综合处理技术［1--3］，包括石灰石/石灰--石膏法、双 碱 法、氧化 镁 法、氨--硫 酸 铵 法、综 合 脱 硫 新 技 术( new integrated desulfurization，NID) 、奥钢联烧结高效减排 法( maximized emission reduction of sintering，MEＲOS) 、 循环 流 化 床 法( circulating fluidized bed，CFB) 、活 性 炭/活性焦吸附法［4--7］等． 这些技术都已经实现工业化 应用，其中石灰石/石灰!石膏法、氨!硫酸铵法、氧化镁 法和双碱法技术已经成功应用，但实际应用过程中仍 存在许多问题和不足，如脱硫副产物难以利用、设备易 堵塞和腐蚀、产生废水和废渣、能耗高、一次性设备投 入大、运行费用高等诸多问题［1--3］． 从环保和可持续发展角度考虑，能同时脱硫脱硝 脱二噁英的烟气综合治理技术是目前研究的主要方 向． 根据前人的研究结果，SO2 和 NOx 能在高温下被 还原为单质［8--12］，本文针对烧结烟气和高炉内部物理 化学特征，提出一种利用高炉处理烧结烟气同时脱硫 脱硝的新方法，并对利用烧结烟气替代空气进行高炉 鼓风的行为进行热力学分析． 此方法既能综合利用烧 结烟气中 O2 和 CO，又能脱除烟气中 SO2、NOx、二噁英 等污染物，并且减少 CO2 排放，节省烧结烟气处理的 成本，可能成为一种具有良好应用前景的新技术． 1 高炉内部还原二氧化硫和氮氧化物的热 力学分析 烧结烟气具有量大且分布不均、SO2 质量浓度变 化大、烟气成分复杂、烟气温度变化范围大等特点［3］． 本研究以太钢 450 m2 烧结机 2009 年 1—4 月烧结烟气 监测数据平均值［13］为例，烧结烟气成分及温度如表 1 所示． 表 1 烧结烟气温度及成分 Table 1 Temperature and composition of sintering flue gas 温度/ ℃ 产生量( 标准状态) / ( m3 ·t － 1 ) SO2 质量浓度( 标准状态) / ( mg·m － 3 ) NOx 质量浓度( 标准状态) / ( mg·m － 3 ) H2O 体积 分数/% O2 体积 分数/% CO 体积 分数/% CO2 体积 分数/% 106 1955 447 133 9. 5 13. 7 2 ≤6 在高炉内的高温环境中，有碳和一氧化碳作还 原剂，二氧化硫和氮氧化物能被还原进入铁液形成 ［S］和［N］，而大部分［S］能与渣反应形成( S) 进入 渣中，随 煤 气 逸 出 炉 外 的 硫 量 小 于 10% ( 质 量 分 数) ［14］，绝大部分［N］能形成 N2 逸出，可能发生的反 应及其标准自由能如表 2 所示． 其中温度 T 为热力 学温度，K; ΔrG 表示反应 的 标 准 吉 布 斯 自 由 能 变， J·mol － 1 ． 表 2 SO2 和 NOx 的还原反应及其标准自由能变化 Table 2 Ｒeactions of sulfur dioxide and nitrogen oxides reduction and Gibbs free energy change 反应 编号 反应的标准自由能变化/( J·mol － 1 ) SO2 ( g) + 2C( s) ［S］+ 2CO( g) ( 1) ΔrG = － 8710 － 217. 37T SO2 ( s) + 2［C］［S］+ 2CO( g) ( 2) ΔrG = － 53890 － 132. 71T SO2 ( g) + 2CO( g) ［S］+ 2CO2 ( g) ( 3) ΔrG = － 329670 + 120. 33T NO( g) + C( s) ［N］+ CO( g) ( 4) ΔrG = － 204806 － 47. 78T NO( g) +［C］［N］+ CO( g) ( 5) ΔrG = － 227396 － 5. 52T NO( g) + CO( g) ［N］+ CO2 ( g) ( 6) ΔrG = － 365286 + 121T NO2 ( g) + 2C( s) ［N］+ 2CO( g) ( 7) ΔrG = － 264680 － 208. 16T NO2 ( g) + 2［C］［N］+ 2CO( g) ( 8) ΔrG = － 309860 － 123. 64T NO2 ( g) + 2CO( g) ［N］+ 2CO2 ( g) ( 9) ΔrG = － 585640 + 129. 4T 表 2 中化 学 反 应 的 标 准 自 由 能 变 可 用 式( 10 ) 表示: ΔrG = － ＲTlnK = － ＲTln ac C Pd D aa A Pb B ． ( 10) 式中: T 为热力学温度，K; K 为反应的标准平衡常数; · 3801 ·

·1084· 工程科学学报，第38卷，第8期 和P%分别为反应平衡时产物的活度和分压（量纲 2 高炉内分解二噁英的条件分析 为1)，c和d为产物的化学计量数；a和P哈为反应平 衡时反应物的活度和分压（量纲为1），a和b为反应物 二噁英包括多氯二苯并对二噁英(PCDDs)和多氯 的化学计量数. 二苯并呋喃(PCDFs)两种，其中PCDDs有75种异构 根据表3中高炉铁水成分，运用瓦格纳模型的 体/同类物，PCDFs有135种异构体/同类物.二噁英 计算铁液中[S]和N)的活度系数分别为∫=3.446 的毒性很强，其中毒性最强的是2,3,7,8四氯二苯并 和人=4.28.因为高炉铁水中碳处于饱和状态，[C] 二噁英(2,3,7,8TCDD),其毒性相当于氰化钾(KCN) 的活度和固体碳的活度一致，因此在热力学计算中 毒性的1000倍，因此被称为“地球上毒性最强的毒 ac=1. 物”.烧结烟气中含有大量二噁英，Tian等可对中国 表3铁水成分（质量分数） 部分烧结厂进行排放调查，表4列举了四家被调查的 Table 3 Composition of hot metal 企业的二噁英排放情况.从表4可以看出这四家烧结 厂烟气二噁英浓度都远远高于排放限定标准.烧结过 Mn P 程二噁英的生成机理复杂，目前研究认为，烧结过程二 4.76 0.34 0.350.076 0.03 0.0044 噁英的产生有两种机理：(1)由前驱体化合物经有机 根据高炉内部温度、压力和气体分布，从炉缸 化合反应生成：(2)碳、氢、氧、氯等元素通过基元反应 底部上升到风口回旋区，温度从大约1800K升高到 生成PCDDs/PCDFs,称之为“从头合成”I图.这两种机 2500K左右，压力大约为355kPa,炉缸煤气中C0体积 理中，氯是合成二噁英的必备条件，而温度和氧含量是 分数在45%左右，几乎不含C02(体积分数以0.1% 影响二噁英合成的重要因素.二噁英类的合成温度窗 计)，H2体积分数约为5%，其余为N2·根据以上条 口为200~450℃和500~800℃，形成的最佳温度为 件，利用式(10)计算烟气代替空气鼓风情况下的S0,、 250~450℃，而在800℃以上则不能生成二噁英类，而 NO和NO2的平衡体积分数，结果如图1所示. 且在没有氧存在的条件下也不能生成网 表4所调查烧结厂的二嗯英排放简况 10N 109 Table 4 Dioxin emissions in the sintering plants 10-0 -S0 二愿英毒性当量/ I01 二吧英总量/ 样品 类别 （ng*m3) I102 -NO (ng'm-3) I-TEQ W-TEQ 103 104 气相 222.7 3.38 3.09 烧结厂SPI 固相 5.8 0.14 0.13 10 总计 228.5 3.52 3.22 10-2 气相 191.1 3.24 2.97 烧结厂SP2 固相 67.8 1.55 1.24 10a 18001900200021002200230024002500 总计 258.9 4.79 4.21 温度K 气相 198.5 3.22 2.94 图1高炉内SO2、N0和NO2的平衡浓度随温度的变化 烧结厂SP3 固相 18.7 0.39 0.34 Fig.1 Equilibrium concentration of SO2,NO and NO,in the BF in- 总计 217.2 3.61 3.28 terior 气相 142.3 2.28 2.08 根据计算结果，在1800~2500K温度范围内，反 烧结厂SP4 固相 16.3 0.42 0.34 应式(1)、(4)和(7)的平衡体积分数是最低的，因为固 总计 158.6 3 2.42 体碳的还原能力最强，这里以最小平衡浓度为评判标 注：一TE0:国际毒性当量因子体系：W一TEQ:WHO修订的毒 准.由图1可知：S02的平衡体积分数随温度上升略微 性当量体系 升高，而NO和NO,的平衡体积分数随温度上升明显 高炉内部具有分解二噁英类的有利条件： 升高，温度较低有利于SO2、N0和NO,的还原：在此温 (1)高炉内部风口回旋区温度可达到2000℃以 度范围内，S02、N0和NO2的最低平衡体积分数分别 上，炉缸内温度在1500℃以上，在这样的高温下，二噁 为1.84×10-1%、3.08×10-"9%和3.72×10-21%，而 英类能完全分解为一氧化碳、二氧化碳、水、氯化氢等 烟气中初始S02和N0,体积分数分别为0.0171%和 小分子，并且高温能抑制迪肯反应(HC1(g)+1/40, 0.00934%,因此理论上S0,、N0和N0,在高炉内部几 CuCl 乎能全部被还原 /2H20(g)+1/2Cl2),抑制HC转化为CL,:

工程科学学报，第 38 卷，第 8 期 ac C 和 Pd D 分别为反应平衡时产物的活度和分压( 量纲 为 1) ，c 和 d 为产物的化学计量数; aa A 和 Pb B 为反应平 衡时反应物的活度和分压( 量纲为1) ，a 和 b 为反应物 的化学计量数． 根据表 3 中高炉铁水成分，运用瓦格纳模型［15］ 计算铁液中［S］和［N］的活度系数分别为 fS = 3. 446 和 fN = 4. 28． 因为高炉铁水中碳处于饱和状态，［C］ 的活度和固体碳的活度一致，因此在热力学计算中 aC = 1． 表 3 铁水成分( 质量分数) Table 3 Composition of hot metal % C Si Mn P S N 4. 76 0. 34 0. 35 0. 076 0. 03 0. 0044 根据高炉内部温度、压力和气体分布［16］，从炉缸 底部上升到风口回旋区，温度从大约 1800 K 升高到 2500 K 左右，压力大约为 355 kPa，炉缸煤气中 CO 体积 分数在 45% 左右，几乎不含 CO2 ( 体积分数以 0. 1% 计) ，H2 体积分数约为 5% ，其余为 N2 ． 根据以上条 件，利用式( 10) 计算烟气代替空气鼓风情况下的 SO2、 NO 和 NO2 的平衡体积分数，结果如图 1 所示． 图 1 高炉内 SO2、NO 和 NO2 的平衡浓度随温度的变化 Fig． 1 Equilibrium concentration of SO2，NO and NO2 in the BF in￾terior 根据计算结果，在 1800 ～ 2500 K 温度范围内，反 应式( 1) 、( 4) 和( 7) 的平衡体积分数是最低的，因为固 体碳的还原能力最强，这里以最小平衡浓度为评判标 准． 由图 1 可知: SO2 的平衡体积分数随温度上升略微 升高，而 NO 和 NO2 的平衡体积分数随温度上升明显 升高，温度较低有利于 SO2、NO 和 NO2 的还原; 在此温 度范围内，SO2、NO 和 NO2 的最低平衡体积分数分别 为 1. 84 × 10 － 13% 、3. 08 × 10 － 11% 和 3. 72 × 10 － 21% ，而 烟气中初始 SO2 和 NOx 体积分数分别为 0. 0171% 和 0. 00934% ，因此理论上 SO2、NO 和 NO2 在高炉内部几 乎能全部被还原． 2 高炉内分解二噁英的条件分析 二噁英包括多氯二苯并对二噁英( PCDDs) 和多氯 二苯并呋喃( PCDFs) 两种，其中 PCDDs 有 75 种异构 体/同类物，PCDFs 有 135 种异构体/同类物． 二噁英 的毒性很强，其中毒性最强的是 2，3，7，8-四氯二苯并 二噁英( 2，3，7，8-TCDD) ，其毒性相当于氰化钾( KCN) 毒性的 1000 倍，因此被称为“地球上毒性最强的毒 物”． 烧结烟气中含有大量二噁英，Tian 等［17］对中国 部分烧结厂进行排放调查，表 4 列举了四家被调查的 企业的二噁英排放情况． 从表 4 可以看出这四家烧结 厂烟气二噁英浓度都远远高于排放限定标准． 烧结过 程二噁英的生成机理复杂，目前研究认为，烧结过程二 噁英的产生有两种机理: ( 1) 由前驱体化合物经有机 化合反应生成; ( 2) 碳、氢、氧、氯等元素通过基元反应 生成 PCDDs / PCDFs，称之为“从头合成”［18］． 这两种机 理中，氯是合成二噁英的必备条件，而温度和氧含量是 影响二噁英合成的重要因素． 二噁英类的合成温度窗 口为 200 ～ 450 ℃ 和 500 ～ 800 ℃，形成的最佳温度为 250 ～ 450 ℃，而在 800 ℃以上则不能生成二噁英类，而 且在没有氧存在的条件下也不能生成［19］． 表 4 所调查烧结厂的二噁英排放简况 Table 4 Dioxin emissions in the sintering plants 样品 类别 二噁英总量/ ( ng·m － 3 ) 二噁英毒性当量/ ( ng·m － 3 ) I-TEQ W-TEQ 气相 222. 7 3. 38 3. 09 烧结厂 SP1 固相 5. 8 0. 14 0. 13 总计 228. 5 3. 52 3. 22 气相 191. 1 3. 24 2. 97 烧结厂 SP2 固相 67. 8 1. 55 1. 24 总计 258. 9 4. 79 4. 21 气相 198. 5 3. 22 2. 94 烧结厂 SP3 固相 18. 7 0. 39 0. 34 总计 217. 2 3. 61 3. 28 气相 142. 3 2. 28 2. 08 烧结厂 SP4 固相 16. 3 0. 42 0. 34 总计 158. 6 3 2. 42 注: I—TEQ: 国际毒性当量因子体系; W—TEQ: WHO 修订的毒 性当量体系． 高炉内部具有分解二噁英类的有利条件: ( 1) 高炉内部风口回旋区温度可达到 2000 ℃ 以 上，炉缸内温度在 1500 ℃以上，在这样的高温下，二噁 英类能完全分解为一氧化碳、二氧化碳、水、氯化氢等 小分子，并且高温能抑制迪肯反应( HCl( g) + 1 /4O2 CuCl 2 1 /2H2O( g) + 1 /2Cl2 ) ，抑制 HCl 转化为 Cl2 ［18］; · 4801 ·

魏付豪等：高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 ·1085· (2)高炉内具有Ca0和碱性渣，能将分解产生的 及其成分产生影响，因此有必要研究烟气对高炉顺 HCl转化为稳定的CaCl,等化合物，使得氯元素不能 行的影响 再参与二愿英类的合成反应： 3.1烧结烟气对理论燃烧温度的影响 (3)高炉内Ca0和S02能强烈抑制氯化反应，因 理论燃烧温度是反映炉缸热状态的重要参数 为Ca0和S0,能改变迪肯反应的平衡，促使活性氯元 高炉风口前发生的主要反应如式(11)~式(13)： 素转化为非活性氯化剂HC陶： C02(g)+C=2C0(g）,△Ho,=3763.63kkg. (4)高炉内为还原性气氛，基本没有02存在，而 (11) 0,是合成二噁英所必需的物质，因此二噁英进入高炉 2C+02(g)=2C0(g),△H。=-9800kJkg1. 高温区被分解后，即使进入上部低温区也不能再合成 (12) 二愿英四 C+H,0(g)=C0(g）+H2(g),△Ho=7285kkg. 综上所述，高炉具备分解二噁英并且不会再次合 (13) 成二愿英的热力学条件，能够消除二愿英污染 式中，△H为反应的焓变，kkg 3 烧结烟气代替空气鼓风对高炉顺行的 本研究以吴胜利等网提出的新理论燃烧温度计 影响 算模型为基础，对风口区的热量收入和支出项进行 修正，增加S02、N0,还原放热项（以式(1）、式(4)和 由于烧结烟气中除了O2和N2外还含有H,0、 式(7)反应计算)和C02与C反应吸热项，采用式 C02、C0、S02和N0,利用烟气代替空气鼓风，这些(14)计算烧结烟气代替空气鼓风情况下的理论燃烧 气体在高炉内的反应必然会对炉内的温度和煤气量温度 T,=0+0+H+H.a+H+H:++H。-0.-0-Qm- (14) V.crs +m.ce+m.c. (1)T,为理论燃烧温度，℃. (6)Q.-Qm和Qcox分别为H,0与C发生水 (2)Q和Q分别为燃烧带焦炭和煤粉中C燃 煤气反应吸收的热量、煤粉分解吸热和鼓风中C0,与 烧生成C0的放热，k1,本研究根据操作条件取煤 C反应吸收的热量，kJt,本研究中煤粉分解热取 粉燃烧率7=0.7a进行计算. 1150kJkg4; (3)H为鼓风带入的显热，kJ1,因为气体的热 (7)V,为炉腹煤气量，m31,炉腹煤气由N2、C0 容是温度的函数，气体平均热容值采用积分算法，利用 和H2组成，根据风口回旋区的物质平衡，风量、炉缸煤 式(15)四计算气体的平均热容： 气量及成分按下式计算： +273 (a:+bT+cT-2)dT 22.4×w(C)u V (16) 24×p(02). t-25 4∑+号+273+298)+28427] ci rm=2.4 2xw(C).+o(C0)。+p(C0,)], (17) (15) 式中：T为气体热力学温度，K:为气体的摄氏温 k号兰xna（）+火， (18) 度，℃；x为该气体中各组分的摩尔分数；a:、b:和c:为 该气体中各组分的热容系数. V.-24xM-o(N)+e(N).V.+M-F- 28 (4)H为焦炭带入的显热，kJt,焦炭的热容 (19) 值也是温度的函数，需要根据焦炭进入风口回旋区的 温度计算确定.焦炭进入风口的温度T。是随高炉操作 V.=Vco VH,Vx, (20) 条件变化的，根据统计规律，在高炉正常生产的情况 式中：V。VVoV,和V,分别为所需风量、风口区的 下，T=0.75T;H为煤粉带入的显热，k1,该项 煤气、C0、H2和N2体积，m3t,w(C).为风口区燃烧 热量应根据煤粉的组成成分和煤粉温度计算；H-。为 的碳量，kg·t:p(02)。为鼓风中氧体积分数： 喷煤载气带入的显热，kt,本研究中载气为氮气. p(02)。=(1-a)B+0.5×(a+p(C02)),其中a为 (5)Ho,和Ho分别为烟气中的SO2和N0,还原 鼓风湿度：B为干风中氧体积分数：p(C0)。p(C0,)b 放出的热量，kJt,其中NO中N0按70%、NO2按 和p(N2).分别为鼓风中C0、CO2和N2体积分数；M 30%计算. 为煤比（喷煤质量与铁水质量的比值），kg·1;

魏付豪等: 高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 ( 2) 高炉内具有 CaO 和碱性渣，能将分解产生的 HCl 转化为稳定的 CaCl2 等化合物，使得氯元素不能 再参与二噁英类的合成反应; ( 3) 高炉内 CaO 和 SO2 能强烈抑制氯化反应，因 为 CaO 和 SO2 能改变迪肯反应的平衡，促使活性氯元 素转化为非活性氯化剂 HCl［18］; ( 4) 高炉内为还原性气氛，基本没有 O2 存在，而 O2 是合成二噁英所必需的物质，因此二噁英进入高炉 高温区被分解后，即使进入上部低温区也不能再合成 二噁英［19］． 综上所述，高炉具备分解二噁英并且不会再次合 成二噁英的热力学条件，能够消除二噁英污染． 3 烧结烟气代替空气鼓风对高炉顺行的 影响 由于烧结烟气中除了 O2 和 N2 外还 含 有 H2O、 CO2、CO、SO2 和 NOx，利用烟气代替空气 鼓 风，这 些 气体在高炉内的反应必然会对炉内的温度和煤气量 及其成分产生影响，因此有必要研究烟气对高炉顺 行的影响． 3. 1 烧结烟气对理论燃烧温度的影响 理论燃烧温度是反映炉缸热状态的重要参数［14］． 高炉风口前发生的主要反应如式( 11) ～ 式( 13) : CO2 ( g) + C 2CO  ( g) ，ΔHCO2 = 3763. 63 kJ·kg － 1 ． ( 11) 2C + O2 ( g) 2CO( g) ，ΔHC = － 9800 kJ·kg － 1 ． ( 12) C + H2O( g) CO( g) + H2 ( g) ，ΔHH2O = 7285 kJ·kg － 1 ． ( 13) 式中，ΔH 为反应的焓变，kJ·kg － 1 ． 本研究以吴胜利等［20］提出的新理论燃烧温度计 算模型为基础，对风口区的热量收入和支出项进行 修正，增加 SO2、NOx 还原放热项( 以式( 1) 、式( 4) 和 式( 7 ) 反 应 计 算) 和 CO2 与 C 反应 吸 热 项，采 用 式 ( 14) 计算烧结烟气代替空气鼓风情况下的理论燃烧 温度． Tf = Qccok + Qccoa + Hb + Hcok + Hcoa + Hb － g + HSO2 + HNOx － Qw － g － Qdecom － QCO2 － C Vg cpg + mc cc + ma ca ． ( 14) ( 1) Tf 为理论燃烧温度，℃ ． ( 2) Qccok和 Qccoa分别为燃烧带焦炭和煤粉中 C 燃 烧生成 CO 的放热，kJ·t － 1，本研究根据操作条件取煤 粉燃烧率 η = 0. 7［16］进行计算． ( 3) Hb 为鼓风带入的显热，kJ·t － 1，因为气体的热 容是温度的函数，气体平均热容值采用积分算法，利用 式( 15) ［21］计算气体的平均热容: cp = 1 22. 4 ∑ xi ∫ t +273 298 ( ai + biT + ciT－2 ) dT t － 25 = 1 22. 4 ∑ xi [ ai + bi 2 ( t + 273 + 298) + ci 298( t + 273 ] ) ． ( 15) 式中: T 为 气 体 热 力 学 温 度，K; t 为 气 体 的 摄 氏 温 度，℃ ; xi 为该气体中各组分的摩尔分数; ai、bi 和 ci 为 该气体中各组分的热容系数． ( 4) Hcok为焦炭带入的显热，kJ·t － 1，焦炭的热容 值也是温度的函数，需要根据焦炭进入风口回旋区的 温度计算确定． 焦炭进入风口的温度 TC是随高炉操作 条件变化的，根据统计规律，在高炉正常生产的情况 下，TC = 0. 75T ［14］ f ; Hcoa为煤粉带入的显热，kJ·t － 1，该项 热量应根据煤粉的组成成分和煤粉温度计算; Hb － g为 喷煤载气带入的显热，kJ·t － 1，本研究中载气为氮气． ( 5) HSO2 和 HNOx 分别为烟气中的 SO2 和 NOx 还原 放出的热量，kJ·t － 1，其中 NOx 中 NO 按 70% 、NO2 按 30% 计算． ( 6) Qw － g、Qdecom和 QCO2-C分别为 H2O 与 C 发生水 煤气反应吸收的热量、煤粉分解吸热和鼓风中 CO2 与 C 反应吸收的热量，kJ·t － 1，本研究中煤粉分解热取 1150 kJ·kg － 1 ; ( 7) Vg 为炉腹煤气量，m3 ·t － 1，炉腹煤气由 N2、CO 和 H2 组成，根据风口回旋区的物质平衡，风量、炉缸煤 气量及成分按下式计算: Vb = 22. 4 × ω( C) ta 24 × φ( O2 ) b ， ( 16) VCO = 22. 4 12 × ω( C) ta +［φ( CO) b + φ( CO2 ) b ］Vb， ( 17) VH2 = 22. 4 2 × M·ω( H2 ) coa + α·Vb， ( 18) VN2 = 22. 4 28 × M·ω( N2 ) coa + φ( N2 ) bVb + M·Fb － g， ( 19) Vg = VCO + VH2 + VN2 ． ( 20) 式中: Vb、Vg、VCO、VH2 和 VN2 分别为所需风量、风口区的 煤气、CO、H2 和 N2 体积，m3 ·t － 1，ω( C) ta为风口区燃烧 的碳 量，kg·t － 1 ; φ ( O2 ) b 为鼓风中氧体积 分 数; φ( O2 ) b = ( 1 － α)·β + 0. 5 × ( α + φ( CO2 ) b ) ，其中 α 为 鼓风湿度; β 为干风中氧体积分数; φ( CO) b、φ( CO2 ) b 和 φ( N2 ) b 分别为鼓风中 CO、CO2 和 N2 体积分数; M 为煤 比 ( 喷 煤 质 量 与 铁 水 质 量 的 比 值) ，kg·t － 1 ; · 5801 ·

·1086· 工程科学学报，第38卷，第8期 w(H)和w(N2)分别为煤粉中H2和N2质量分 表5焦炭和煤粉灰分参数 数，其中H包括煤粉湿分和挥发分中H,:F。-为喷煤 Table 5 Ash parameters of coke and coal powder 载气量（载气总体积与喷煤质量的比值），m3kg 焦炭灰分 煤粉灰分 组分 A B×104 (8)cm为炉腹煤气的热容，k·m3℃，炉腹煤 质量分数/% 质量分数/% 气是N2、C0和H的混合气体，其平均热容值同样采 Si02 0.982 1.67 57.24 49.95 用积分算法，利用式(14)进行计算.因为煤气热容对 A山203 1.125 1.25 37.52 40.16 理论燃烧温度影响很大，因此本研究对煤气热容和理 Cao 0.886 0.81 3.91 7.52 论燃烧温度进行迭代计算，误差设为0.001℃： Mgo 1.224 0.78 1.33 2.36 (9)m。为未燃煤粉的量，kgt,未燃煤粉在回旋 区已经完成脱气过程，所以它仅包含C和灰分而不包 表6和表7分别是高炉燃料组分和操作参数 含挥发分；c。为未燃煤粉的热容，kJ·kg1℃，由于 利用此参数计算理论燃烧温度 未燃煤粉中含固定碳和灰分，因而未燃煤粉的热容是 表6计算用高炉的燃料组分（质量分数） 固定碳和灰分的加权热容值，同理，未燃煤粉的热容也 Table 6 Composition of BF fuel 是温度的函数，同炉腹煤气热容一样，本研究采用迭代 原料 固定C 水分 灰分 挥发分 计算： 焦炭 86.83 0 11.8 0.89 0.48 (10)m.为风口燃烧焦炭和煤粉的灰分，kgt: 煤粉 81.94 1.8 12.053.86 0.35 c,为灰分热容，kJ·kg.℃，煤粉和焦炭灰分主要成 挥发分 分是SiO2、AL,0,和少量的Ca0、Mg0等，其恒压热容 原料C0 C02 CHa H202 N2 c,(kJkg.℃)可近似表示为c,=A+BT,焦炭和煤 焦炭21.3521.358.99 25.84 0 22.47 粉中灰分的热容©，同样根据其组成和温度计算确定， 煤粉 0 0 0 56.22 20.9822.80 A和B的取值和灰分组成如表5所示. 表7计算用高炉操作参数 Table 7 Operation parameters of BF 直接还原度， 鼓风 鼓风 富氧 焦比/ 煤比/ 截气量 煤粉 载气 ra 风温/℃ 湿度1% 率/% (kgt-1) (kgt-1) (每千克煤)/m3 温度/℃ 温度/℃ 0.45 1250 1.716 3.5 325 170 0.0713 5 根据理论燃烧温度计算模型，通过物质平衡和热 中NO,质量浓度增加1000mg·m3,理论燃烧温度上 平衡计算，得到烟气中H,OCO,、C0、SO,和N0,含 升2.4℃：C代表富氧率提高1%，理论燃烧温度增加 量、鼓风温度及富氧率对理论燃烧温度的影响，结果如 34.2℃：D代表鼓风温度提高50℃，理论燃烧温度上 图2所示 升36.1℃：E代表烟气中C0体积分数增加1%，理论 40 燃烧温度下降0.2℃：F代表烟气中C0,体积分数增 加1%，理论燃烧温度下降约40.5℃：G代表烟气中湿 20 度增加1%，理论燃烧温度下降约44.1℃.烟气中S0, 和C0对理论燃烧温度影响非常小，可以忽略其对炉 0.05 2.4 缸热量的影响：烟气中NO,的还原会放出一部分热 A B 0 -0.2 量，有利于提高理论燃烧温度：烟气中H,0和C02与 因素代号 -20 C反应吸收大量热量，严重影响理论燃烧温度，进行鼓 风前需要将烟气中H,0脱除到2%以下，而C02对理 40 论燃烧温度和高炉内煤气的影响通过以下分析确定. 40.5 在鼓风气体中02、H20、S02、N0,和C0含量不变 的情况下，仅改变C02和N2含量，分别计算理论燃烧 图2各因素对理论燃烧温度的影响 温度，得到烟气中C0,含量对理论燃烧温度的影响， Fig.2 Effect of factors on the theoretical flame temperature 结果如图3所示 由图3可知，利用烧结烟气替代空气鼓风，高炉理 在图2中，A代表烟气中S02质量浓度增加 论燃烧温度大幅下降，当利用空气鼓风时理论燃烧温 1000mgm3,理论燃烧温度升高0.05℃；B代表烟气 度为2177℃，当烟气中C02体积分数从2%增加到

工程科学学报，第 38 卷，第 8 期 ω( H2 ) coa和 ω( N2 ) coa 分别为煤粉中 H2 和 N2 质量分 数，其中 H2 包括煤粉湿分和挥发分中 H2 ; Fb － g为喷煤 载气量( 载气总体积与喷煤质量的比值) ，m3 ·kg － 1 ． ( 8) cpg为炉腹煤气的热容，kJ·m － 3·℃ － 1，炉腹煤 气是 N2、CO 和 H2 的混合气体，其平均热容值同样采 用积分算法，利用式( 14) 进行计算． 因为煤气热容对 理论燃烧温度影响很大，因此本研究对煤气热容和理 论燃烧温度进行迭代计算，误差设为 0. 001 ℃ ; ( 9) mc 为未燃煤粉的量，kg·t － 1，未燃煤粉在回旋 区已经完成脱气过程，所以它仅包含 C 和灰分而不包 含挥发分; cc 为未燃煤粉的热容，kJ·kg － 1·℃ － 1，由于 未燃煤粉中含固定碳和灰分，因而未燃煤粉的热容是 固定碳和灰分的加权热容值，同理，未燃煤粉的热容也 是温度的函数，同炉腹煤气热容一样，本研究采用迭代 计算; ( 10) ma 为风口燃烧焦炭和煤粉的灰分，kg·t － 1 ; ca 为灰分热容，kJ·kg － 1·℃ － 1，煤粉和焦炭灰分主要成 分是 SiO2、Al2O3 和少量的 CaO、MgO 等，其恒压热容 cp ( kJ·kg － 1·℃ － 1 ) 可近似表示为 cp = A + BT，焦炭和煤 粉中灰分的热容 ca 同样根据其组成和温度计算确定， A 和 B 的取值和灰分组成如表 5 所示． 表 5 焦炭和煤粉灰分参数 Table 5 Ash parameters of coke and coal powder 组分 A B × 104 焦炭灰分 质量分数/% 煤粉灰分 质量分数/% SiO2 0. 982 1. 67 57. 24 49. 95 Al2O3 1. 125 1. 25 37. 52 40. 16 CaO 0. 886 0. 81 3. 91 7. 52 MgO 1. 224 0. 78 1. 33 2. 36 表 6 和表 7 分别是高炉燃料组分和操作参数［14］， 利用此参数计算理论燃烧温度． 表 6 计算用高炉的燃料组分( 质量分数) Table 6 Composition of BF fuel % 原料 固定 C 水分 灰分 挥发分 S 焦炭 86. 83 0 11. 8 0. 89 0. 48 煤粉 81. 94 1. 8 12. 05 3. 86 0. 35 挥发分 原料 CO CO2 CH4 H2 O2 N2 焦炭 21. 35 21. 35 8. 99 25. 84 0 22. 47 煤粉 0 0 0 56. 22 20. 98 22. 80 表 7 计算用高炉操作参数 Table 7 Operation parameters of BF 直接还原度， rd 鼓风 风温/℃ 鼓风 湿度/% 富氧 率/% 焦比/ ( kg·t － 1 ) 煤比/ ( kg·t － 1 ) 载气量 ( 每千克煤) /m3 煤粉 温度/℃ 载气 温度/℃ 0. 45 1250 1. 716 3. 5 325 170 0. 0713 45 75 根据理论燃烧温度计算模型，通过物质平衡和热 平衡计算，得到烟气中 H2O、CO2、CO、SO2 和 NOx 含 量、鼓风温度及富氧率对理论燃烧温度的影响，结果如 图 2 所示． 图 2 各因素对理论燃烧温度的影响 Fig． 2 Effect of factors on the theoretical flame temperature 在图 2 中，A 代 表 烟 气 中 SO2 质 量 浓 度 增 加 1000 mg·m － 3，理论燃烧温度升高 0. 05 ℃ ; B 代表烟气 中 NOx 质量浓度增加 1000 mg·m － 3，理论燃烧温度上 升 2. 4 ℃ ; C 代表富氧率提高 1% ，理论燃烧温度增加 34. 2 ℃ ; D 代表鼓风温度提高 50 ℃，理论燃烧温度上 升 36. 1 ℃ ; E 代表烟气中 CO 体积分数增加 1% ，理论 燃烧温度下降 0. 2 ℃ ; F 代表烟气中 CO2 体积分数增 加 1% ，理论燃烧温度下降约 40. 5 ℃ ; G 代表烟气中湿 度增加 1% ，理论燃烧温度下降约 44. 1 ℃ ． 烟气中 SO2 和 CO 对理论燃烧温度影响非常小，可以忽略其对炉 缸热量的影响; 烟气中 NOx 的还原会放出一部分热 量，有利于提高理论燃烧温度; 烟气中 H2O 和 CO2 与 C 反应吸收大量热量，严重影响理论燃烧温度，进行鼓 风前需要将烟气中 H2O 脱除到 2% 以下，而 CO2 对理 论燃烧温度和高炉内煤气的影响通过以下分析确定． 在鼓风气体中 O2、H2O、SO2、NOx 和 CO 含量不变 的情况下，仅改变 CO2 和 N2 含量，分别计算理论燃烧 温度，得到烟气中 CO2 含量对理论燃烧温度的影响， 结果如图 3 所示． 由图 3 可知，利用烧结烟气替代空气鼓风，高炉理 论燃烧温度大幅下降，当利用空气鼓风时理论燃烧温 度为 2177 ℃，当烟气中 CO2 体积分数从 2% 增加到 · 6801 ·

魏付豪等：高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 ·1087· 2200 气循环烧结工艺，烟气量减少40%，那么将有45%的 烧结烟气可以通过高炉处理 2100 3.2烧结烟气对高炉内煤气的影响 2000 烧结烟气替代空气鼓风不仅会影响理论燃烧温 度，还会影响高炉内煤气，进而影响高炉内的物质和能 1900 量利用.通过式(16)~式(20)计算炉内煤气量和组 成，研究烧结烟气对炉内煤气的影响.由于烧结烟气 1800 相比空气，还含有C0和C02,但C0体积分数基本稳 1700 定在2%左右，而C02含量大且波动比较大，因此仅计 算其他条件不变时不同C0,含量对炉内煤气的影响. 1600 烟气中C0,含量对风量和煤气量的影响如图4所 01234567891011121314 C0,体积分数% 示.由图4可知，风量、炉缸煤气量和炉顶煤气量都随 烟气中C02含量增加而降低.当鼓入空气时，风量、炉 图3烟气中C02含量对理论燃烧温度的影响 缸和炉顶煤气量分别为1007m3t、1340m3t和 Fig.3 Effect of the CO content of sintering flue gas on the theoreti- 1513m3t:而当烟气中C02体积分数从2%增加到 cal flame temperature 14%时，风量、炉缸煤气量和炉顶煤气量分别从 14%时，理论燃烧温度从2091℃逐渐下降至1605℃. 973m31、1298m31和1455m3t降低到811m3. 这是因为CO,与碳反应是强吸热反应，鼓入CO,越 t1、1096mt和1255m1.这是因为烟气中C02 多，消耗热量越大，因而造成理论燃烧温度大幅下降. 鼓入高炉与碳反应，能提供氧，相当于鼓风氧含量增 我国高炉习惯采用中等理论燃烧温度操作，即 加，在焦比和煤比不变的情况下，风口前燃烧碳量不 T,=2050~2150℃，而C0,与C反应会大量消耗炉 变，所需风量下降.由于风量降低，带入的N2量减少， 缸宝贵的热量，当烟气中C0,体积分数超过4.2%时， 所以风口回旋区的煤气量降低，进一步导致炉顶煤气 理论燃烧温度就低于2000℃，这将严重影响高炉正常 量降低. 生产，那么这部分热量可以通过降低鼓风湿度和增加 1600 ■一风录 富氧率等措施来补偿.在本研究条件下，当烟气C02 一炉缸煤气异 体积分数为10%时，将鼓风湿度降至1%，富氧率增加 ▲一炉顶煤气量 1400 到9%（即干风中02体积分数为30%）时，煤粉燃烧 率可达80%以上四，在此条件下理论燃烧温度可达到 2027℃，基本能达到高炉正常生产时的热状态水平. 1200 这是因为鼓风湿度的降低减少水煤气反应吸收的热 量，提高富氧率可以减少风量，减少鼓入的C02并且 1000 ■。 减少煤气量，而且能提高煤粉燃烧率四.所以通过综 合调整高炉操作参数，即使烟气中C02达到10%，在 理论上也是可以用烟气替代空气鼓风实现高炉顺利生 800 0 2 468101214 产的 C0,体积分数% 太钢450m烧结机烟气中C02体积分数在6%以 图4烟气中C02含量对风量、炉缸煤气量和炉顶煤气量的影响 下，而不同烧结机实际生产中烧结烟气C02体积分数 Fig.4 Effect of the CO,content of sintering flue gas on the blast vol- 可能达到14%左右，那么这就需要将低C02含量烟气 ume,gas in hearth and top gas volume 和高C0,含量烟气进行调配（具体比例根据烧结烟气 实际C02含量确定)，将C02体积分数控制在10%以 烧结烟气中C0,含量对炉缸煤气成分的影响如 下，并保证进入高炉的烟气成分相对稳定.烧结烟气 图5所示.由图5可知，随着烟气中C0,含量增加，炉 产生量为1955m3/1t烧结矿，高炉生产每吨生铁需要 缸煤气中C0和H,含量都明显上升，N2含量明显降 大约1.4！烧结矿，那么生产每吨生铁产生的烟气为 低.当利用空气鼓风时，炉缸C0、N2和H,体积分数分 2737m3,高炉需要风量约860m3/1t生铁，当烟气中 别为37.89%、56.77%和5.34%：当利用烟气鼓风， C02体积分数为10%时，进行鼓风所需烟气与氧气比 C02体积分数从2%增加到14%时，这三种气体体积 例为0.86：0.14，所以生产每吨生铁消耗的烟气量为 分数分别从41.15%、53.46%和5.39%变为51.87%、 740m3,即27%的烟气被高炉利用.如果烧结采用烟 42.42%和5.71%，C0和H,体积分数分别增加

魏付豪等: 高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 图 3 烟气中 CO2 含量对理论燃烧温度的影响 Fig． 3 Effect of the CO2 content of sintering flue gas on the theoreti￾cal flame temperature 14% 时，理论燃烧温度从 2091 ℃ 逐渐下降至 1605 ℃ ． 这是因为 CO2 与碳反应是强吸热反应，鼓入 CO2 越 多，消耗热量越大，因而造成理论燃烧温度大幅下降． 我国高炉习惯采用 中 等 理 论 燃 烧 温 度 操 作，即 Tf = 2050 ～ 2150 ℃［14］，而 CO2 与 C 反应会大量消耗炉 缸宝贵的热量，当烟气中 CO2 体积分数超过 4. 2% 时， 理论燃烧温度就低于 2000 ℃，这将严重影响高炉正常 生产，那么这部分热量可以通过降低鼓风湿度和增加 富氧率等措施来补偿． 在本研究条件下，当烟气 CO2 体积分数为 10% 时，将鼓风湿度降至 1% ，富氧率增加 到 9% ( 即干风中 O2 体积分数为 30% ) 时，煤粉燃烧 率可达 80% 以上［22］，在此条件下理论燃烧温度可达到 2027 ℃，基本能达到高炉正常生产时的热状态水平． 这是因为鼓风湿度的降低减少水煤气反应吸收的热 量，提高富氧率可以减少风量，减少鼓入的 CO2 并且 减少煤气量，而且能提高煤粉燃烧率［11］． 所以通过综 合调整高炉操作参数，即使烟气中 CO2 达到 10% ，在 理论上也是可以用烟气替代空气鼓风实现高炉顺利生 产的． 太钢 450 m2 烧结机烟气中 CO2 体积分数在 6% 以 下，而不同烧结机实际生产中烧结烟气 CO2 体积分数 可能达到 14% 左右，那么这就需要将低 CO2 含量烟气 和高 CO2 含量烟气进行调配( 具体比例根据烧结烟气 实际 CO2 含量确定) ，将 CO2 体积分数控制在 10% 以 下，并保证进入高炉的烟气成分相对稳定． 烧结烟气 产生量为 1955 m3 /1 t 烧结矿，高炉生产每吨生铁需要 大约 1. 4 t 烧结矿，那么生产每吨生铁产生的烟气为 2737 m3 ，高炉需要风量约 860 m3 /1 t 生铁，当烟气中 CO2 体积分数为 10% 时，进行鼓风所需烟气与氧气比 例为 0. 86∶ 0. 14，所以生产每吨生铁消耗的烟气量为 740 m3 ，即 27% 的烟气被高炉利用． 如果烧结采用烟 气循环烧结工艺，烟气量减少 40% ，那么将有 45% 的 烧结烟气可以通过高炉处理． 3. 2 烧结烟气对高炉内煤气的影响 烧结烟气替代空气鼓风不仅会影响理论燃烧温 度，还会影响高炉内煤气，进而影响高炉内的物质和能 量利用． 通过式( 16) ～ 式( 20) 计算炉内煤气量和组 成，研究烧结烟气对炉内煤气的影响． 由于烧结烟气 相比空气，还含有 CO 和 CO2，但 CO 体积分数基本稳 定在 2% 左右，而 CO2 含量大且波动比较大，因此仅计 算其他条件不变时不同 CO2 含量对炉内煤气的影响． 烟气中 CO2 含量对风量和煤气量的影响如图 4 所 示． 由图 4 可知，风量、炉缸煤气量和炉顶煤气量都随 烟气中 CO2 含量增加而降低． 当鼓入空气时，风量、炉 缸和炉顶煤气量分别为 1007 m3 ·t － 1、1340 m3 ·t － 1 和 1513 m3 ·t － 1 ; 而当烟气中 CO2 体积分数从 2% 增加到 14% 时，风 量、炉缸煤气量和炉顶煤气量分别从 973 m3 ·t － 1、1298 m3 ·t － 1和 1455 m3 ·t － 1降低到 811 m3 · t － 1、1096 m3 ·t － 1和 1255 m3 ·t － 1 ． 这是因为烟气中 CO2 鼓入高炉与碳反应，能提供氧，相当于鼓风氧含量增 加，在焦比和煤比不变的情况下，风口前燃烧碳量不 变，所需风量下降． 由于风量降低，带入的 N2 量减少， 所以风口回旋区的煤气量降低，进一步导致炉顶煤气 量降低． 图 4 烟气中 CO2 含量对风量、炉缸煤气量和炉顶煤气量的影响 Fig． 4 Effect of the CO2 content of sintering flue gas on the blast vol￾ume，gas in hearth and top gas volume 烧结烟气中 CO2 含量对炉缸煤气成分的影响如 图 5 所示． 由图 5 可知，随着烟气中 CO2 含量增加，炉 缸煤气中 CO 和 H2 含量都明显上升，N2 含量明显降 低． 当利用空气鼓风时，炉缸 CO、N2 和 H2 体积分数分 别为 37. 89% 、56. 77% 和 5. 34% ; 当 利 用 烟 气 鼓 风， CO2 体积分数从 2% 增加到 14% 时，这三种气体体积 分数分别从 41. 15% 、53. 46% 和 5. 39% 变为 51. 87% 、 42. 42% 和 5. 71% ，CO 和 H2 体 积 分 数 分 别 增 加 · 7801 ·

·1088· 工程科学学报，第38卷，第8期 26.1%和5.9%，N2体积分数降低20.6%.这是因为 50 烟气中含有C0和C02,02和N2含量都比空气低，随 45 C02含量增加，N2含量降低，C02与02相比，与等量碳 ■一) 反应会产生更多的C0,并且风量随C0,含量增加而减 ▲H, 小，这就造成一方面C0的产生量增加，N2的带入量减 --N 30 ◆H,0 少，另一方面产生的煤气量减少，所以C0和H,含量 25 增加，N2含量减小.炉缸煤气中C0和H2含量增加能 t- 20 增强还原气氛，促进高炉的间接还原网 60 55 50 45 4 681012 14 ◆ C0,体积分数9% ■一) 30 图6烟气中C02含量对炉项煤气成分的影响 Fig.6 Effect of the CO2 content of sintering flue gas on the composi- tion of top gas 5.6 5.4 上影响铁水硫含量.硫在高炉内总的分配平衡关系如 52 下式n阿： 5.0 10 0.1(Sm-S.) 68 12 wS]g=1+0.001l,Q. (21) C0,体积分数% 图5烟气中C02含量对炉缸煤气成分的影响 式中：wS]为铁水中硫质量分数；S。为硫负荷，kg· Fig.5 Effect of the CO2 content of sintering flue gas on the composi- t:S。为随炉气逸出的硫量，kgt,一般为硫负荷的 tion of gas in hearth 5%-10%山，为硫在渣铁间的分配系数，L,=。S, u(S)堡 同计算炉缸煤气方法一样，根据高炉内物质平衡 其中ω(S)￥和ωS]g分别是渣中和铁水中硫的质量 计算炉顶煤气成分，烟气中C0,对炉顶煤气成分的影 分数：Qu为吨铁渣量，kgt 响如图6所示.与烟气对炉缸煤气成分的影响类似， 硫负荷来源于矿石和焦炭、煤粉以及鼓入的烧结 随烟气中C02含量的增加，炉顶煤气中C0和C0,含 烟气，当烟气C02体积分数为10%时，所需烟气量为 量都显著增加，H2和H,0含量略微增加，N2含量明显 740m3t,由烟气带入的疏量为7.4×104λ(S02), 减少.利用空气鼓风时，炉顶煤气中C0、C02、H2、N2 kgt.其中入(S0,)为烟气中S0,质量浓度，mg· 和H20的体积分数分别为21.98%、23.11%、2.82%、 m3.当矿石、焦炭和煤粉带入的硫量为2.8kgt1,随 50.28%和1.81%：而利用烟气鼓风，当C0,体积分数 炉气逸出硫量占硫负荷的8%，硫在渣铁间的分配系 为14%时，炉顶煤气中这五种气体体积分数分别为 数为50，渣量为300kgt时烟气中S02含量对铁水硫 32.39%、25.68%、2.97%、37.05%和1.90%.炉顶煤 含量的影响如图7所示. 气中C0和H2含量的增加，提高了煤气热值，更有利 由图7可知，在上述条件下，铁水疏含量与烟气中 于高炉煤气的回收利用 $0,含量成正比，当烟气中硫的质量浓度增加到 利用烧结烟气代替空气鼓风，减少了烟气脱硫脱 2000mgm时，铁水硫质量分数为0.025%，仍小于 硝处理量和C0,排放量，因烟气中含有C0和C02,能 0.03%,而有86.2%的硫进入到渣中，说明利用高炉 增加高炉炉缸煤气和炉顶煤气中的C0含量，同时鼓 处理烧结烟气，仍然可以生产质量合格的铁水，能将大 入气体中氧含量增加，所需风量减少，带入的N,量减 部分硫脱除 少，使得炉缸煤气和炉顶煤气量减少，增加了煤气H 含量，增强了高炉内部还原性气氛，有利于间接还原， 5结论 并且提高了炉顶煤气的热值. (1)探究了利用高炉处理烧结烟气同时脱硫脱硝 4 烧结烟气中S02对铁水硫含量的影响 脱二噁英的新方法，并分析了高炉内部条件下二氧化 硫和氮氧化物还原的热力学以及高炉内分解二噁英的 烧结烟气鼓入高炉，增加了硫负荷，会在一定程度 条件.在本研究条件下，SO2、NO和NO2的最低平衡体

工程科学学报，第 38 卷，第 8 期 26. 1% 和 5. 9% ，N2 体积分数降低 20. 6% ． 这是因为 烟气中含有 CO 和 CO2，O2 和 N2 含量都比空气低，随 CO2 含量增加，N2 含量降低，CO2 与 O2 相比，与等量碳 反应会产生更多的 CO，并且风量随 CO2 含量增加而减 小，这就造成一方面 CO 的产生量增加，N2 的带入量减 少，另一方面产生的煤气量减少，所以 CO 和 H2 含量 增加，N2 含量减小． 炉缸煤气中 CO 和 H2 含量增加能 增强还原气氛，促进高炉的间接还原［19］． 图 5 烟气中 CO2 含量对炉缸煤气成分的影响 Fig． 5 Effect of the CO2 content of sintering flue gas on the composi￾tion of gas in hearth 同计算炉缸煤气方法一样，根据高炉内物质平衡 计算炉顶煤气成分，烟气中 CO2 对炉顶煤气成分的影 响如图 6 所示． 与烟气对炉缸煤气成分的影响类似， 随烟气中 CO2 含量的增加，炉顶煤气中 CO 和 CO2 含 量都显著增加，H2 和 H2O 含量略微增加，N2 含量明显 减少． 利用空气鼓风时，炉顶煤气中 CO、CO2、H2、N2 和 H2O 的体积分数分别为 21. 98% 、23. 11% 、2. 82% 、 50. 28% 和 1. 81% ; 而利用烟气鼓风，当 CO2 体积分数 为 14% 时，炉顶煤气中这五种气体体积分数分别为 32. 39% 、25. 68% 、2. 97% 、37. 05% 和 1. 90% ． 炉顶煤 气中 CO 和 H2 含量的增加，提高了煤气热值，更有利 于高炉煤气的回收利用． 利用烧结烟气代替空气鼓风，减少了烟气脱硫脱 硝处理量和 CO2 排放量，因烟气中含有 CO 和 CO2，能 增加高炉炉缸煤气和炉顶煤气中的 CO 含量，同时鼓 入气体中氧含量增加，所需风量减少，带入的 N2 量减 少，使得炉缸煤气和炉顶煤气量减少，增加了煤气 H2 含量，增强了高炉内部还原性气氛，有利于间接还原， 并且提高了炉顶煤气的热值． 4 烧结烟气中 SO2 对铁水硫含量的影响 烧结烟气鼓入高炉，增加了硫负荷，会在一定程度 图 6 烟气中 CO2 含量对炉顶煤气成分的影响 Fig． 6 Effect of the CO2 content of sintering flue gas on the composi￾tion of top gas 上影响铁水硫含量． 硫在高炉内总的分配平衡关系如 下式［19］: ω［S］% = 0. 1( Sm － Sg ) 1 + 0. 001Ls ·Qsl ． ( 21) 式中: ω［S］% 为铁水中硫质量分数; Sm 为硫负荷，kg· t － 1 ; Sg 为随炉气逸出的硫量，kg·t － 1，一般为硫负荷的 5% ～ 10% ; Ls 为硫在渣铁间的分配系数，Ls = ω( S) % ω［S］% ， 其中 ω( S) % 和 ω［S］% 分别是渣中和铁水中硫的质量 分数; Qsl为吨铁渣量，kg·t － 1 ． 硫负荷来源于矿石和焦炭、煤粉以及鼓入的烧结 烟气，当烟气 CO2 体积分数为 10% 时，所需烟气量为 740 m3 ·t － 1，由烟气带入的硫量为 7. 4 × 10 － 4 λ( SO2 ) ， kg·t － 1 ． 其中 λ ( SO2 ) 为烟 气 中 SO2 质量 浓 度，mg· m － 3 ． 当矿石、焦炭和煤粉带入的硫量为 2. 8 kg·t － 1，随 炉气逸出硫量占硫负荷的 8% ，硫在渣铁间的分配系 数为50，渣量为300 kg·t － 1时烟气中 SO2 含量对铁水硫 含量的影响如图 7 所示． 由图 7 可知，在上述条件下，铁水硫含量与烟气中 SO2 含量 成 正 比，当烟气中硫的质量浓度增加到 2000 mg·m － 3时，铁水硫质量分数为 0. 025% ，仍小于 0. 03% ，而有 86. 2% 的硫进入到渣中，说明利用高炉 处理烧结烟气，仍然可以生产质量合格的铁水，能将大 部分硫脱除． 5 结论 ( 1) 探究了利用高炉处理烧结烟气同时脱硫脱硝 脱二噁英的新方法，并分析了高炉内部条件下二氧化 硫和氮氧化物还原的热力学以及高炉内分解二噁英的 条件． 在本研究条件下，SO2、NO 和 NO2 的最低平衡体 · 8801 ·

魏付豪等：高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 ·1089· desulphurization technology.Metall Collect,2009(3):36 0.024 (胡俊鸽，张东丽，曲余玲.烧结烟气脱SO2技术的发展.治 金丛刊，2009(3)：36) [2]Li YY,Jin X F,Gao Q X,et al.Control technology of NO,pol- 0.022 lution and development.Energy Eng,2008(5):51 (李玉云，金祥福，高全喜，等.含氮氧化物废气的治理技术 与发展.能源工程，2008(5)：51) 0.020 B3]Wang Y S.Characteristics of sintering flue gas and its comprehen- sive control /Beijing,Tianjin and Hebei Iron and Steel Industry 0.018 Clean Production and Environmental Protection Seminar.Beijing, 2014:30 (王寅生.烧结烟气的特点及其综合治理/2014京津冀钢铁 0.016 200400600800100012001400160018002000 业清洁生产，环境保护交流会论文集.北京，2014：30) 烟气中S0,质量浓度(mg·m [4] Zuo Y R,Yi HH,Tang X L.Metal -modified active coke for simultaneous removal of SO2 and NO,from sintering flue gas.En- 图7铁水硫含量随烟气中S02含量的变化 ergy Fuel,2014,29(1):377 Fig.7 Effect of the $O2 content of sintering flue gas on the sulfur 5]Roy S,Baiker A.NO,storage-reduction catalysis:from mecha- concentration of hot metal nism and materials properties to storage-reduction performance. 积分数分别为1.84×10-%3.08×10-"%和3.72× Chem Rev,2009,109(9）:4054 [6 101%,远低于其初始浓度和污染物排放标准限定 Raju T,Chung SJ,Moon IS.Novel process for simultaneous re- moval of NO,and SO,from simulated flue gas by using a sustain- 值：高炉内具有高温、Ca0和碱性渣、强还原性气氛等 able Ag (I)/Ag (II redox mediator.Enriron Sci Technol, 有利于二噁英分解的条件，说明高炉处理烧结烟气脱 2008,42(19):7464 硫脱硝脱二噁英在理论上是可行的 7]Zhao Y,Han Y H,Ma T Z,et al.Simultaneous desulfurization (2)分析了利用烧结烟气鼓风对高炉理论燃烧温 and denitrification from flue gas by ferrate M).Enriron Sci 度的影响.烟气中S0,和C0对理论燃烧温度的影响 Technol,2011,45(9):4060 [8]Chen Z,Yin A J,Yang S Q,et al.Thermodynamic equilibrium 可忽略：烟气中N0,质量浓度增加1000mg'm3、富氧 calculations for high temperature reduction of sufur dioxide produ 率提高1%及鼓风温度提高50℃，理论燃烧温度分别 cing elemental sulfur.Hunan Nonferrous Met,1996,12(3):52 上升2.4、34.2和36.1℃：烟气中C02体积分数和湿 (陈忠，尹爱君，杨松青，等.二氧化硫高温还原制取元素硫 度分别增加1%，理论燃烧温度分别下降40.5℃和 的热力学平衡计算.湖南有色金属，1996,12(3)：52) 44.1℃.烟气中H,0和C02与C反应吸收大量热量， 9]Chen Y,Wang L F,Li X H,et al.Progress in research of direc 严重影响理论燃烧温度，进行鼓风前需要将烟气中 reduction of dioxide sulfur to element sulfur.Nat Gas Chem Ind, 2003,28(1):21 H,0脱除到2%以下，将高C02含量和低C02含量烟 (陈英，王乐夫，李雪辉，等.将二氧化硫直接还原为元素硫 气调配，控制进入高炉的烟气C02体积分数在10%以 的研究进展.天然气化工，2003,28(1)：21) 下并稳定在一定范围. 1o] Tian Y F.High temperature reduction of nitrogen oxide emissions (3)分析了利用烧结烟气鼓风对风量、炉缸和炉 by carbon.Environ Sci Technol Abroad,1983(2):26 顶煤气的影响.随烟气中C0,含量增加，风量、炉缸和 (田玉福.高温碳层热还原氮氧化物废气.国外环境科学技 炉顶煤气量都逐渐降低：随烟气C0,含量增加，炉缸 术，1983(2)：26) 01] 煤气C0和H2含量明显增加，N2含量显著降低，能促 Zhang D X,Yu A M,Jin Q H.Study on microwave-carbon re- duction method for the treatment of sulfur dioxide (SO,)./Mi- 进间接还原：炉顶煤气中C0、H2、C02和H0含量都 crowaves,1998,14(4):341 随烟气中C02含量增加而增加，N2含量随烟气中C02 (张达欣，于爱民，金钦汉.微波一炭还原法处理二氧化硫 含量增加而减少，增加了高炉煤气热值 (S02）的研究.微波学报，1998,14(4)：341) (4)分析了烧结烟气对铁水硫含量的影响.原燃 02] Zhang D X,Yu A M,Jin Q H.Study on microwave-carbon re- 料条件不变时，铁水硫含量与烟气中$02含量成正比， duction method for the treatment of nitric oxide (NO).Chem J 但即使烟气中S02质量浓度增加到2000mg°m3,铁水 Chin Univ,1997,18(8):1271 (张达欣，于爱民，金钦汉.微波一炭还原法处理一氧化氮的 硫质量分数为0.025%，仍小于0.03%，铁水质量合 研究.高等学校化学学报，1997,18(8)：1271) 格，86.2%的硫进入炉渣. [13]Zheng Y S,Zhu X H,Cheng L,et al.Effects of Taigang sinte- ring process parameters on the gas composition changes.Sintering 参考文献 Pelletizing,2009.34(5):34 [1]Hu J G,Zhang D L,Qu Y L.Development of sintering waste gas (郑永寿，朱小红，程亮，等.太钢烧结过程参数对烟气成分

魏付豪等: 高炉处理烧结烟气脱硫脱硝理论分析 图 7 铁水硫含量随烟气中 SO2 含量的变化 Fig． 7 Effect of the SO2 content of sintering flue gas on the sulfur concentration of hot metal 积分数分别为 1. 84 × 10 － 13% 、3. 08 × 10 － 11% 和 3. 72 × 10 － 21% ，远低于其初始浓度和污染物排放标准限定 值; 高炉内具有高温、CaO 和碱性渣、强还原性气氛等 有利于二噁英分解的条件，说明高炉处理烧结烟气脱 硫脱硝脱二噁英在理论上是可行的． ( 2) 分析了利用烧结烟气鼓风对高炉理论燃烧温 度的影响． 烟气中 SO2 和 CO 对理论燃烧温度的影响 可忽略; 烟气中 NOx 质量浓度增加 1000 mg·m － 3、富氧 率提高 1% 及鼓风温度提高 50 ℃，理论燃烧温度分别 上升 2. 4、34. 2 和 36. 1 ℃ ; 烟气中 CO2 体积分数和湿 度分别增加 1% ，理论燃烧温度分别下降 40. 5 ℃ 和 44. 1 ℃ ． 烟气中 H2O 和 CO2 与 C 反应吸收大量热量， 严重影响理论燃烧温度，进行鼓风前需要将烟气中 H2O 脱除到 2% 以下，将高 CO2 含量和低 CO2 含量烟 气调配，控制进入高炉的烟气 CO2 体积分数在 10% 以 下并稳定在一定范围． ( 3) 分析了利用烧结烟气鼓风对风量、炉缸和炉 顶煤气的影响． 随烟气中 CO2 含量增加，风量、炉缸和 炉顶煤气量都逐渐降低; 随烟气 CO2 含量增加，炉缸 煤气 CO 和 H2 含量明显增加，N2 含量显著降低，能促 进间接还原; 炉顶煤气中 CO、H2、CO2 和 H2O 含量都 随烟气中 CO2 含量增加而增加，N2 含量随烟气中 CO2 含量增加而减少，增加了高炉煤气热值． ( 4) 分析了烧结烟气对铁水硫含量的影响． 原燃 料条件不变时，铁水硫含量与烟气中 SO2 含量成正比， 但即使烟气中 SO2 质量浓度增加到 2000 mg·m － 3，铁水 硫质量分数为 0. 025% ，仍小于 0. 03% ，铁水质量合 格，86. 2% 的硫进入炉渣． 参 考 文 献 ［1］ Hu J G，Zhang D L，Qu Y L． Development of sintering waste gas desulphurization technology． Metall Collect，2009( 3) : 36 ( 胡俊鸽，张东丽，曲余玲． 烧结烟气脱 SO2 技术的发展． 冶 金丛刊，2009( 3) : 36) ［2］ Li Y Y，Jin X F，Gao Q X，et al． Control technology of NOx pol￾lution and development． Energy Eng，2008( 5) : 51 ( 李玉云，金祥福，高全喜，等． 含氮氧化物废气的治理技术 与发展． 能源工程，2008( 5) : 51) ［3］ Wang Y S． Characteristics of sintering flue gas and its comprehen￾sive control / / Beijing，Tianjin and Hebei Iron and Steel Industry Clean Production and Environmental Protection Seminar． Beijing， 2014: 30 ( 王寅生． 烧结烟气的特点及其综合治理/ /2014 京津冀钢铁 业清洁生产，环境保护交流会论文集． 北京，2014: 30) ［4］ Zuo Y Ｒ，Yi H H，Tang X L． Metal － modified active coke for simultaneous removal of SO2 and NOx from sintering flue gas． En￾ergy Fuels，2014，29( 1) : 377 ［5］ Ｒoy S，Baiker A． NOx storage--reduction catalysis: from mecha￾nism and materials properties to storage--reduction performance． Chem Ｒev，2009，109( 9) : 4054 ［6］ Ｒaju T，Chung S J，Moon I S． Novel process for simultaneous re￾moval of NOx and SO2 from simulated flue gas by using a sustain￾able Ag ( Ⅰ) /Ag ( Ⅱ) redox mediator． Environ Sci Technol， 2008，42( 19) : 7464 ［7］ Zhao Y，Han Y H，Ma T Z，et al． Simultaneous desulfurization and denitrification from flue gas by ferrate ( Ⅵ) ． Environ Sci Technol，2011，45( 9) : 4060 ［8］ Chen Z，Yin A J，Yang S Q，et al． Thermodynamic equilibrium calculations for high temperature reduction of sulfur dioxide produ￾cing elemental sulfur． Hunan Nonferrous Met，1996，12( 3) : 52 ( 陈忠，尹爱君，杨松青，等． 二氧化硫高温还原制取元素硫 的热力学平衡计算． 湖南有色金属，1996，12( 3) : 52) ［9］ Chen Y，Wang L F，Li X H，et al． Progress in research of direct reduction of dioxide sulfur to element sulfur． Nat Gas Chem Ind， 2003，28( 1) : 21 ( 陈英，王乐夫，李雪辉，等． 将二氧化硫直接还原为元素硫 的研究进展． 天然气化工，2003，28( 1) : 21) ［10］ Tian Y F． High temperature reduction of nitrogen oxide emissions by carbon． Environ Sci Technol Abroad，1983( 2) : 26 ( 田玉福． 高温碳层热还原氮氧化物废气． 国外环境科学技 术，1983( 2) : 26) ［11］ Zhang D X，Yu A M，Jin Q H． Study on microwave--carbon re￾duction method for the treatment of sulfur dioxide ( SO2 ) ． J Mi￾crowaves，1998，14( 4) : 341 ( 张达欣，于爱民，金钦汉． 微波--炭还原法处理二氧化硫 ( SO2 ) 的研究． 微波学报，1998，14( 4) : 341) ［12］ Zhang D X，Yu A M，Jin Q H． Study on microwave--carbon re￾duction method for the treatment of nitric oxide ( NO) ． Chem J Chin Univ，1997，18( 8) : 1271 ( 张达欣，于爱民，金钦汉． 微波--炭还原法处理一氧化氮的 研究． 高等学校化学学报，1997，18( 8) : 1271) ［13］ Zheng Y S，Zhu X H，Cheng L，et al． Effects of Taigang sinte￾ring process parameters on the gas composition changes． Sintering Pelletizing，2009，34( 5) : 34 ( 郑永寿，朱小红，程亮，等． 太钢烧结过程参数对烟气成分 · 9801 ·

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