折流式移动流化床COREX煤气预还原粉铁矿的数值模拟

D0I:10.13374f.issnl00103x.203.02.014 第35卷第2期 北京科技大学学报 Vol.35 No.2 2013年2月 Journal of University of Science and Technology Beijing Feb.2013 折流式移动流化床COREX煤气预还原粉铁矿的 数值模拟 唐惠庆，赵志龙，郭占成 北京科技人学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京100083 .通信作：者，F-mail:hqtang@ustb.cdu.cn 摘要建立.了折流式移动流化床内粉铁矿预还原的二维气固反应流CFD模型.模型的数值求解采用PHOENICS和 FLUENT的联合求解.与之前的实验结果相比，在冷态条件下单床层平均压降和气固相流动行为的数值模拟结果与其 基本一致，得出所提出的数学模型是可靠的.在此模型基础上，对采用COREX输出煤气对铁矿粉预还原的工艺过程 进行热态模拟.在模拟的工况条件下，还原气温度的整体降幅700K,气相C0和H2还原势的利用率分别达到8%和 26%,矿粉的还原分数达到75%，即反应器内有良好的气固换热而且对COREX煤气还原势的利用率较高，实现了对还 原气热能和还原势的梯度利用. 关键词流化床：二相流动：铁矿还原：计算流体动力学(CFD:数值分析：计算机模拟 分类号TF552 Numerical simulation of iron ore fines reduction using COREX gas in Z-path moving-fluidized bed TANG Hui-qing,ZHAO Zhi-long,GUO Zhan-cheng State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:hqtang@ustb.edu.cn ABSTRACT A two-dimensional CFD model was developed for pre-reduction of iron ore fines using a Z-path moving- fluidized bed.The proposed model was solved using an integration of PHOENICS and FLUENT.Simulation results of cold state including pressure drop per perforated plate,gas flow patterns and solid flow patterns were compared to experimental results and the agreement between them was good.The model was applied to predict the performance of the reactor for gaseous reduction of iron ore fines using purified COREX export gas as reductant.It is indicated that under the simulation conditions gas temperature drop is about 700 K,utilization rates of the gas reduction potential of CO and H2 are about 38%and 26%,respectively,and the reduction fraction of the ore fines reaches 75%.This means that the reactor has the advantages of excellent gas-solid heat transfer and high reduction potential utilization.The reactor realizes a gradient utilization of the heat and reduction potential of the reducing gas. KEY WORDS fuidized beds:two phase flow;iron ore reduction:computational fluid dynamics (CFD);nurnerical analysis:computer simulation 符号表 C.C2.(C4k一c湍流模型系数，量纲为l: △H98组元i的标准生成焓，Jkg1; (Ci2,C20-H2和H20的浓度，molm3: K一化学平衡常数，量纲为1： G一层流速度梯度产生的湍流动能生成率， M一摩尔质量，kgmol-1； 小m3s1: N--Nusselt准数，量纲为l: Ⅱ·总焓，Jkg1: P·压强，Pa: 收稿日期：201112-25 基金项自：国家自然科学金资助项日(51144010)：北京科技大学冶金工程研究院资助项目(YJ2010-003)

DOI: 10. 13374 /j . issn1001 -053x. 2013. 02. 014

·170 北京科技：大学学报 第35卷 Pr-Prantdl准数，量纲为I: 铁矿旷的预还原可以避免目前流态还原中高气固比的 Q-反应热，Jmol: 缺点.本课题组针对该反应器的冷态气相和矿粉固 R一气体常数，8.314J.mol-1K-1: 相的流动特性进行了实验研究，结果表明粉矿料层 -反应速率，molm3s1: 的压力损失显著低于同操作条件下的固定床2-刮 S一广义源项，量纲随表2和表3不同方程而变化： 本文通过分析反应器中气固流动、传热、传质和反 Sc-Schemit准数，量纲为l: 应建立相关数学模型，以冷态实验的结果为基础， T一温度，K: 对利用该反应器，并以净化后的COREX输出煤气 a-比表面积，m-1: cp,一比热容，Jkg1K-1: 为还原气的铁矿粉预还原过程进行热态模拟计算， dp一颗粒直径，m: 预测热态条件下气固相的行为，考察利用该反应器 一反应分数，量纲为1； 实现粉矿气基还原的可行性，为该反应器的设计优 g一重力加速度常数，9.8ms2; 化和热态操作条件提供理论基础 h-对流换热系数，Wn-lK-1; 1过程描述 k一湍流动能，Jkg: k反应速率常数，ms1; 实验室规模的折流式移动流化床装置如图1所 m一组元的质量分数，量纲为1： 示，所用矿粉如表1所示.其中气流分布板为碳 n-反应速率，mol-s-: 钢材质，开孔率为20%，长度为0.3m,宽度为 )一单界面未反应核模型反应界面半径，m: 0.07m,倾斜角为7.5°.储存在反应器顶料仓内的 Tp一颗粒半径，m: 矿粉料，从上而下流经各粉料导料通道和气流分布 u一x方向速度分量，ms-1, 板，最后在反应器底部出料口收集.还原气从反应 v一y方向速度分量，ms1 器底部通入并从反应器的顶部释放.在气流向上流 中一广义变量，单位随表2和表3不同方程而变化： 动过程中，气流分布板上的矿粉被加热和还原.该 T一广义输运系数，单位随表2和表3不同方程而变化： a一体积分数，量纲为1： 反应器从整体来看具有逆流式反应器的特点，而从 e一湍动能耗散速率，m2s3: 每块分布板的气固流动分析来看，具有错流式反应 入一导热系数，Wm1K-1: 器的特点，同时分布板上的矿粉还有微弱鼓泡状的 μ一黏度，Pas； 流态化特点 t一湍流黏度，Pas； 4ef一有效黏度，Pas; 0k一k方程的Pr准数，量纲为1： e一e方程的Pr准数，量纲为1； p一密度，kgm3. 矢量： F一气固间作用力矢量，Nm3: Ug一气相表观速度矢量，ms1: V一固相物理速度矢量，ms1. 下标： 工一x方向分量： y一y方向分量： g一气相变量： s一固相变量： 组元名一指定组元的分量. .300mm 折流式移动流化床反应器是一种新型的反应 1一尾气出口：2一铁矿粉进料口：3-螺旋进料器：4颗 器，实质上是一个多层的移动流化床，同时具备鼓 粒导料通道（只有颗粒料通过）：5一气流分布板：6一颗粒料 泡床和逆流式移动床的特点.反应器内物料的流动 层；7一还原气入口：8一螺旋排料器：9-还项后矿粉 仅依靠自身重力和气流曳力，因此节省额外的动力， 降低了气固比.采用多层床又可以提高热效率和增 图1折流式移动流化床示意图 加粉料的停留时间.笔者设想采用该反应器进行粉 Fig.1 Schematic diagram of the Z-path moving-fluidized bed

第2期 唐惠庆等：折流式移动流化床COREX煤气预还原粉铁矿的数值模拟 171· 表1冷态实验用铁矿粉的物理属性 F=AUg+A2 Ug Ug (1) Table 1 Properties of iron ore fines for cold state experiments 堆密度/(kgm-3) 空隙率 平均粒径/mm 式中， 2617.90 0.50 0.30 a A=-1504g0-as8' A2=-1.7 pgos (1-s)3d 2数学模型 (2)气固热量传递.矿粉颗粒和气相间的换热 2.1计算网格 根据雷诺数Re的范围，采用以下准数关联式： 该反应器具有较复杂的外形并且反应器内部 存在气固两相流动，该气固两相流动不同于流化床 Nu=0.0135Re.30.9<Re<55. (2) 内的气固两相流动.气相的流动范围覆盖整个反应 式中， 器的内部空间而固相的流动只是局限于气流分布板 Nu=hd Re=dpVxlpe 和导料通道组成的Z字型区域（区域A),气固的相 g OgMg 互作用也仅仅在分布板附近.文献2-3)]的实验结果 矿粉颗粒的比表面积为 表明气流分布板上的矿粉料层的厚度约为1.5cm, 6.0as (3) 并且供气速率增大时，分布板上固体料层的厚度变 化不大且料层膨胀程度较小.基于该反应器结构上 (3)化学反应.本文所考虑颗粒和气相间的还原 的特点和内部气固两相流动的特点，模拟计算采用 反应体系与Parisi等6l的研究相似，它包括以下儿 混合计算网格如图2所示.网格的生成采用ICEM 个反应，不考虑析碳反应.水煤气反应(R3)在反应 CFD软件.包括8325个三角形网格和1392个四 体系中并非线性独立（反应(R2)-反应(R1)=反应 边形网格，网格单元的面积范围在1.2×10-5m2和 (R3),它是一个很重要的反应，在本反应体系中尽 7.9×10-6m2之间.区域A采用结构网格以适应固 管对其反应速率并不单独列出，但是其反应行为已 相的流动，反应器的其他区域采用非结构网格.如 经隐含在反应体系中 此划分计算网络是为了便于建立数学模型. 3Fe203+H=3e+H20, (R1) 3P203+C0= Fe+CO2 (R2) H20+C0=H2+C02 (R3) Fe2O3的还原过程实际上包括Fe2O3→FCgO4 →FO一Fe一系列转化过程.传统的高炉或竖炉还 原炼铁所用球团或烧结矿的粒径大，故必须采用三 界面模型.但是，流态化还原条件下所用矿粉的粒 径很小，因此细小矿粉流态化还原动力学可以采用 单界面未反应核模型！7-9).在流态化条件下，还原 气的含量要远远过量于还原所需量，并且气固之间 1一固相不可通过，气相可通过，以适合料层厚度：2一固相 充分接触，传热和传质速度很快.在颗粒相呈现鼓 不可通过，气相可通过，以模拟分布板：3一气相和固相都不 泡的条件下，矿粉颗粒的还原近似认为是界面反应 可通过，以模拟颗粒导料通道 所控制，因此本文对粉矿的气基还原也参照单界面 图2计算域二维计算网格 Fig.2 Two-dimensional mixed grid on the computation do 未反应核模型处理.以反应(R1)为例，对于单个矿 main 粉颗粒，以界面化学反应为控制步骤的H2反应速 率可以表示为下式1o: 2.2 理论分析 2.2.1相间传递过程 (4) (1)气固动量传递.由于在气流分布板上的固 相颗粒物料层的膨胀程度较小，分布板上的固相属 可以利用颗粒的局部反应分数∫表示： 于稠密相，气固间的相互作用力可以采用Ergun方 程4表示： f=1-( (5)

,172 北京科技大学学报 第35卷 把式（⑤）代入式(4)，并利用H2分压替换H2的浓 其对气相的湍流没有影响.基于以上假设，气相流 度，由式(4)可以得到以下方程： 动的控制方程（包括质量、动量、能量、湍流动能、 PH2o 湍动能耗散率和组分质量分数守恒方程)采用通用 nH=4r3(1-f)2/3 krHz(1+KH2) PH2一KH2 方程表示， KH2 RT. (6) div(pgUgΦ)=div(TgradΦ)+S. (12) 单位体积的H2的消耗速率为 -器 式(12)各项的具体表达式列于表2中.在气相控制 RH2=3.0as(1-f)2/3 krH2(1+KH2) 方程中，气相速度为表观速度.气相的组分包括了 KH2 RTsTp H2、H20、C0、C02和N2,本文认为气相为理想气 (7) 体，其物性参数的数值可以利用组分浓度和各组分 反应(R1)和(R2)被认为是相互独立的，因此 的物性数据按照一定混合规律计算得到，具体计算 类似H2的消耗速率，可以得到CO的消耗速率为 过程见FLUENT用户手册.其中， Rc0=3.0as(1-f)2/3 krco(1+Kco) Pco-kce Pco2. Kco RTsTp Sx-Ox μefax .U)+ -3 μcf0r (8) Fe2O3还原过程中的一系列转化中， 其中 Sy= _2v.Ua)+ 3 ei0y FeO→Fe的过程是最级慢的，在确定化学反应速度 4eF=4g十t, (式(7)和(8)的相关参数时，按照文献[1,1)的方 法，采用以下反应的动力学数据和化学平衡常数进 行计算： FeO+H2=Fe+H2O. (R4) ={[=)(需)门（需+器} FeO+CO=Fe+CO2 (R5) C4=0.09,C1=1.44,C2=1.92 反应(R4)和(R5)的化学平衡常数和反应速率 0k=1.0,0e=1.3, 常数分别为10,12 Pr=1.0, Sc=1.0 KH2=e2+0.931 表2式(12)中各项表达式 kHa=2858.3e720, Kc0=e2”4-2.946’ (9) Table 2 Terms used in Eq.(12) 方程 kc0=17.0e2 质量守恒方程 0 MoRuz+MoRco 利用反应(R1)和(R2)的化学计量系数，可以 x方向动量方程 _OPs+Fs+Ss 得到反应体系中其他物质的生成或消耗速率，这些 y方向动量方程 eff OPg+Fy+Sv y 速率表示在表2和表3中. 湍动能方程 lg ak Gk-Pge 在某一控制体积中，还原分数也通过下式计 湍动能耗散率方程 E tg (C:G:-CoP) 算： 1. 能量方程 Hg Loff has(Ts-Tg) f=1.5m 56 mFe Pr 3.0 (10) mHz.g Me Sc -Mitg RH2 56mPe+160mFeaOa 组分方程 mH2O,g Het MH2ORH2 反应式(R1)和(R2)的反应热通过以下式得 mCO.g Sc -Mco Rco 到： mCO2.8 凸cf Sc Mcoz Rco QH2=-(0.010Tg-29.14Ts+40973), (11) 在区域A上，分布板上矿粉料层的体积分数设 Qc0=-(0.012T-22.64Ts-2632.0) 定为0.65，以反映矿粉层的微弱鼓泡状态2-到，在 2.2.2气相控制方程组 导料通道中认为矿粉料层的体积分数和静止状态相 气流分布板上的颗粒料层为稠密相，由于是浅 同，设为0.5. 床层并且其流动速度很慢，可以近似认为多孔介质， 气相控制方程的边界条件为：反应器的边界和 利用FLUENT对多孔介质的处理方法，可以认为 导料通道的边界设置为无滑移边界条件：各边界为

第2期 唐惠庆等：折流式移动流化床COREX煤气预还原粉铁矿的数值模拟 ·173· 绝热边界条件.在气体入口处，气相速度和温度以 不考虑 及组成按照模拟工况确定.对于湍流，入口湍流强 矿粉比热容、导热系数以及矿粉的黏度认为是 度设置为5%，入口处的水力学直径为8.0cm.在气 常数，分别为680J-kg-1K-1、0.8Wm-1K-1和 相出口，气相达到充分发展流动 1.0Pas.矿粉的密度和矿粉的温度计算分别采用下 2.2.3固相方程组 式： 1.0 颗粒物料的流动局限于区域A的结构网格中. ps= (14) 在区域A中，部分网格对固相流动封闭以体现料层 =1P 厚度，分布板和导料通道的作用，如图2所示.颗 粒的流动也认为是一种连续介质的流动，近似不可 H=) m:△H298+ p.sdT (15) 压缩的颗粒流的控制方程组与气相流动控制方程相 i=1 J298 类似列于下式和表3中 固相控制方程的边界条件为：分布板和导料通 道边界对颗粒流动认为是滑移边界条件；各边界为 div(asps VsΦ)=div(asIgradΦ)+S. (13) 绝热边界条件：分布板上颗粒料层的上界面为自由 在固相控制方程中，固相速度采用物理速度. 流动边界.在颗粒物料入口，矿粉的体积流率、温 固相组分包括铁氧化铁、金属铁和脉石三个组分， 度和组成由模拟工况确定，在矿粉物料出口处，固 热态条件下，由于铁矿粉还原而形成的黏结和团聚 相达到充分发展流动 表3式(13)中各项表达式 Table 3 Terms used in Eq.(13) 方程 P g 质量守恒方程 0 -MoRH2-Mo Rco x方向动量方程 8P. us g -040 -Fx y方向动量方程 aps g -as y aspsg-Fy 能量方程 Ha A has(Ts -Ts)+RH2QH2 RcoQco Cp.s mFe203 0 -Mr,03(RH2+co） 固相组分方程 mFe 0 Mp.(RHa +Rco) 2.3数值模拟方法 同一数据文件的读写冲突，本文对PHOENICS和 以上所给出的气相流动控制方程组（式(12）， FLUENT进行了二次开发.气相控制方程是利用 表2)和固相流动控制方程组（式(13），表3)，加 FLUENT软件，压力场与速度场的耦合采用SIM 上各自的边界条件就能够进行数值求解.本文使用 PLE方法求解，各个变量方程中对流项均采用一 以下的求解策略：采用FLUENT和PHOENICS联 价迎风格式离散，计算收敛条件为：质量守恒方程 合进行求解.气相控制方程采用FLUENT求解而 的量纲一的残差值达到0.001，其他各变量方程的 固相控制方程采用PHOENICS求解.ICEM CFD 量纲一的残差值也达到0.001.固相控制方程是利 输出整个计算区域网格作为FLUENT的计算网格. 用PHOENICS软件，压力场与速度场的耦合采用 其次ICEM CFD输出区域A的网格作为PHOEN. SIMPLE方法求解，各个变量方程中对流项均采用 ICS的计算网格.两个计算软件分别运行在联网的 混合格式离散.计算收敛条件与求解气相控制方程 两个DELL工作站上.气固两相控制方程组迭代过相同. 程中在区域A处的源项更新通过两个工作站之间 3结果与讨论 数据交换完成.为完成数据交换，PHOENICS每 迭代00次向共享文件夹写入一个中间数据文件 3.1模型验证 并读取FLUENT的中间数据文件：FLUENT每迭 本文模型验证的数据采用了文献2-3)的冷态 代500次也执行类似地读写操作.由于PHOENICS 实验数据，所用矿粉物料的物性如表1所示，所 和FLUENT在区域A网格上保存数据的顺序和格 采用的流化介质为空气.供气速率的范围为4060 式是不一样的，并且两个计算软件间有可能存在对 m3h-1,这也表示气体在反应器内表观速度为0.5

174 北京科技大学学报 第35卷 ~0.9ms1,矿粉的给料速度为240 kg-min-1.如 果气体的表观速度小于0.5ms-1,则矿粉物料就 静止在分布板上；反之，如果气体的表观速度大 于0.9ms1,就会在分布板上端形成沟流导致矿 粉无法稳定流动.模拟计算结果和实验结果的比较 1.0m/s (c) 如图3所示.可以看出，在保证稳态矿粉流动的供 气速率范围内，压降模拟结果和实验结果相符合 图4(a)(c)表示了反应器内的气相压强分布和流 794P 场，任意相邻的两块分布板之间气相流场相似，气 0.001m/s 流均匀穿过各分布板，分布板间的气相流线与实验 (d) 采用丝线法的流场观察结果相符合.固相的流场如 图4模拟得到的冷态条件反应器内气相和固相流动行为.(a) 图4(d.可以看出，固相流动过程不存在死区或返 气相压降分布：(b)气相流线：(c)B域内气相表观速度场：() 混.颗粒的流动呈现柱状流的特点，这也与示踪粒 B域内固相物理速度场 子的实验结果相符合.由以上分析可以看出本文所 Fig.4 Simulation results of gas and solid fow patterns in the 建立的数学模型是可靠的. reactor under cold state:(a)pressure distribution of gas phase; 500 (b)stream lines of gas phase;(c)gas flow pattern in Zone B(su- 450 △模拟值 400 O实验值 perficial gas velocity);(d)solid flow pattern in Zone B(physical 350 solid velocity) 300 250 3.2热态模拟 10042%2-04080-0404 200 150 为了预测和评估该反应器对铁精矿粉预还原 的效果，本文以所建立的模型为基础进行相关的热 5 态模拟研究，目前富余的COREX煤气是气基直接 0.5 0.60.70.80.91.0 表观气速(ms) 还原炼铁的还原气源之一，高效率利用COREX煤 气也可以进一步增强COREX工艺的竞争力.本文 图3单床层平均压降的数值模拟和实验结果的比较 Fig.3 Comparison of pressure drop per perforated plate be- 采用净化后的COREX煤气作为还原气.模拟的工 tween simulation results and experimental results 况如表4所示 表4利用COREX煤气还原铁粉的热态模拟条件 Table 4 Conditions for the hot state simulation using purified COREX export gas as reduing gas 气体组成（体积分数）/% 气相 供气速率/(m3.h) 气体入口温度/K CO C02 H2 H20 N2 40.0 1273.0 66.0 3.0 22.0 4.0 5.0 矿粉组成（质量分数）/% 固相 固相给料速率/(gmin~l) 固相入口温度/K Fe203 脉石 SiO2 Al203 CaO 240.0 300.0 90.0 10.0 7.0 2.0 1.0 注：固相的其他物理属性与冷态实验相同 3.2.1气相行为 K,反应器下面三块分布板上的床层气相温降约300 热态模拟结果显示气相的流动行为和冷态是 K,总体而言，该反应器实现了矿粉和还原气之间 相似的.图5(a)表示热态条件下反应器内压力场 的高效换热.由于还原气从下而上温度不断降低， 的分布.可以看出，在热态条件下，整个反应器内还原气的密度也在不断增加，从而导致气相速度的 的压降比冷态条件下减小约120Pa,而且压降在 减小，这就造成了分布板上的压降由下而上不断减 各分布板是不相同的，总体而言，分布板上的压降小.气流穿过颗粒料层压降过小意味着气流无法提 由下而上逐渐降低，这在反应器上部表现得尤其明供足够的曳力从而导致矿粉颗粒无法在分布板上稳 显.气相温度分布如图5(b)所示.可以看出，气相定流动.为保证颗粒物料的稳定流动，一个较好的 温度从入口处的1273K降到出口处的600K,反 办法是上两层分布板采用其他外力的方式以迫使矿 应器上部两块分布板上的床层气相温降达到约400 粉流动.反应器内CO和H2摩尔分数的分布如图

第2期 唐惠庆等：折流式移动流化床COREX煤气预还原粉铁矿的数值模拟 175· (c)~(d)所示.可以看出，气相组分摩尔分数的变 可以达到0.75.气固间的换热主要表现在反应器上 化主要在通过反应器最下面的分布板而产生的.在 面的两块分布板上，在此期间，矿粉的温度从300K 气流穿过其他分布板上的料层时，气相组分几乎没 增加到900K,矿粉在此期间的还原可以很少.从矿旷 有变化.其中C0的摩尔分数从0.66降到0.42，其 粉到达第三块分布板开始，矿粉开始还原，但矿粉 还原势的利用率为38%；而H2的摩尔分数从022 在第三和第四块分布板上的还原很慢，在此期间， 降到0.16，其还原势的利用率为26%. 矿粉的还原分数只达到0.15.矿粉的还原主要集中 在底部的分布板上，80%的还原都在底部的分布板 上完成.可以认为，在该反应器中，反应器上部的 两块分布板主要起到了对矿粉预热的作用，而反应 器底部的三块分布板起到了对刊矿粉预还原的作用. 19 Pa J000K050K 046 4结论 0.46 0.16 (1)通过比较颗粒料层压降、气相流场和固相 187 Pa 1i50Kl100N 0.49 流场，冷态数值模拟结果和实验结果相符合，本文 提出的数学模型对分析折流式移动流化床内气固流 272Pa 120pK 0.51 动和反应是可靠的， (2)对利用该反应器，采用COREX输出煤气 357Pa 0.22 进行矿粉预还原的结果表明，该反应器对还原气 的热能和还原势具有较高的利用效率.在模拟条件 (a) d 下，COREX煤气的还原势利用率CO为38%，H2 为26%.铁矿粉的还原分数达到0.75，还原气的温 图5热态条件下气相行为.(a)气体压强分布：(b)气体温度 降为约700K. 分布：(c)CO摩尔分数分布：(d)H2摩尔分数分布 (3)该反应器上面的两块分布板主要起到了对 Fig.5 Gas behavior under hot state:(a)gas pressure distri- 刊矿粉预热的作用，下面的三块分布板起到了对矿粉 bution:(b)gas temperature distribution;(c)distribution of CO 的还原作用.因此该反应器在一个紧凑的结构内实 mole fraction;(d)distribution of H2 mole fraction 现了对还原气热能和还原势的梯级利用. 3.2.2固相行为 由于分布板上矿粉颗粒的料层很浅，并且颗粒 参考文献 物料流动表现出活塞流的特征，因此矿旷粉料层沿料 层厚度方向的温度和还原分数的变化不考虑.矿粉 [1]Wang L X.Simulation of New Smelting Reduction System 料层中部的温度和还原分数沿分布板和导料通道组 Based on Ore Fines Dissertation].Beijing:Institute of 成的流动路径变化如图6所示.由图6可以看出， Chemical Metallurgy,Chinese Academy of Sciences.2000 (王立新。基于粉矿的熔态还原系统的模拟研究[学位论 矿粉最终在出口的温度可以达到1200K,还原分数 文.北京：中国科学院化工冶金研究所，2000) 1200 0.7 1100 [2]Guo Z C,Jin X,Yu X P,et al.Flow properties of Z- 1000 0.6 path-moving bed with inclined porous plates.J Univ Sc 900 0.5 Technol Beijing,2000,22(Suppl):83 800 0.4 (郭占成，金鑫，于宪溥，等.倾斜式多孔分布板折流移动床 700 的物理特性实验研究(1).北京科技大学学报，2000,22（增 600 0.2 刊)：83) 500 400 0.1 3 Guo Z C,Tokuda M.Flow behavior in Z-path fuidized- 300 .0 moving bed with inclined perforated plate.J fron Steel 0.00.20.40.60.81.01.21.41.61.82.02.22.4 Res Int,2002,9(1):19 到入料几距离/m [4 Ergun S.Fluid flow through packed columns.Chern Eng 图6固相温度和还原分数沿流动路径的变化 Po4,1952,48(2):89 Fig.6 Variations of solid temperature and reduction fraction [5]Ciesielczyk W.Mrowiec M.Kinetics of solid drying in flu- aloug the solid flowing path idized bed.Hung J Ind Chem,1987,15:223

·176 北京科技大学学报 第35卷 [6 Parisi D R,Laborde M A.Modeling of counter current [10]Valipour M S,Motamed Hashemi M Y,Saboohi Y.Math- moving bed gas-solid reactor used in direct reduction of ematical modeling of the reaction in an iron ore pellet iron ore.Chem Eng J,2004,104(1):35 using a mixture of hydrogen,water vapor,carbon monox- [7]Srinivasan N S.Reduction of iron oxides by carbon in a ide and carbon dioxide:an isothermal study.Adu Powder circulating fluidized bed reactor.Powder Technol,2000, Technol,,2006,17(3:277 124(1):28 [11 Zhang J Y.Metallurgical Physico-chemistry.Beijing: [8 Hahn Y B,Chang K S.Mathematical modeling of the re- Metallurgical Industry Press,2004 duction process of iron ore particles in two stages of twin- (张家芸.治金物理化学.北京：冶金工业出版社，2004) fluidized beds connected in series.Metall Mater Trans B, [12]Liu J H,Zhang J Y,Zhou T P.Assessment of apparent 1998,29(10):1107 activation energies for reducing iron oxides by CO and [9]Thurnhofer A,Schuster S,Loffler G,et al.Iron ore re- CO-H2.J Irom Steel Res,2000,34(1):5 duction in a continuously operated multistage lab-scale (刘建华，张家芸，周土平.C0及CO-H2气体还原铁 fluidized bed reactor-mathematical modeling and experi- 氧化物反应表观活化能的评估.钢铁研究学报，2000,34 mental results.Metall Mater Trans B,2006,37(4):665 (1):5)