氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内的分布

第36卷第6期 北京科技大学学报 Vol.36 No.6 2014年6月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jun.2014 氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内的分布 刘锦周，薛庆国，佘雪峰，王静松⑧ 北京科技大学钢铁治金新技术国家重点实验室，北京100083 ☒通信作者，E-mail:wangjingsong(@usth.cd.cn 摘要通过二维冷态物理模型对氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内分布进行了实验研究，分别研究了炉身煤气总量、辅助风口 直径以及炉身喷吹煤气量与炉身煤气总量之比对炉身喷吹煤气在炉内分布的影响。结果表明，炉身喷吹煤气量与炉身煤气总 量之比对炉身喷吹煤气在炉身分布起决定性作用，而炉身煤气总量和辅助风口直径的影响较小.同时，在炉身煤气上升过程 中涡流扩散效应的影响也较小.通过对根据实验数据绘制的炉身等浓度分布图进行研究发现，炉身煤气分布主要分为两个不 同的区域，一个是炉身喷吹煤气主流区，另一个是从高炉下部产生的上升煤气主流区.在炉身等浓度分布图的基础上通过回 归分析的方法推导出炉身喷吹水平喷吹煤气的渗透公式.此外，辅助风口被安装在炉身下部有利于铁矿石在炉身的间接 还原. 关键词炼铁：高炉：喷吹煤气：浓度分布：影响因素 分类号TF57 Injected gas distribution in oxygen blast furnaces with shaft gas injection LIU Jin-zhou,XUE Qing-guo,SHE Xue-feng,WANG Jing-song State Key Laboratory of Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:wangjingsong@ustb.edu.cn ABSTRACT The gas distribution behaviors of oxygen blast furnaces with shaft gas injection were experimentally studied using a two- directional cold model.The effects of total gas flow rate in the shaft,auxiliary tuyere diameter and location,and the ratio of injected gas flow rate to total gas flow rate in the shaft on the injected gas distribution were investigated in detail.The results show that the in- jected gas distribution in the shaft is almost dominated by the ratio of injected gas flow rate to total gas flow rate in the shaft,while the influences of total flow rate and auxiliary tuyere diameter are little.Meanwhile,the influence of radial eddy diffusion is also little in the process of gas rise in the shaft.According to isoconcentration distribution curves from experimental data,the injected gas distribution in the shaft is divided to two dissimilar zones,a main flow region of injected gas and a main flow region of upward gas.Furthermore,the penetration equation of injected gas at the injection level is deduced through the regression analysis method.In addition,the auxiliary tuyere installed in the lower part of the shaft is advantageous for iron ore indirect reduction in the shaft. KEY WORDS ironmaking:blast furnaces:gas injection:concentration distributions:influencing factors 减少钢铁企业CO2排放不仅可以应对全球变 利用率和减少燃料消耗日，这种工艺有可能成为大 暖，同时也可以解决工厂自身可持续发展的问题 规模应用的炼铁新工艺之一园.几十年来，很多国 近年来，为了应对钢铁企业高能耗和大量温室气体 家对这种炼铁工艺进行了试验.日本NKK公司建 排放的问题建立了很多新技术联合项目，例如欧洲 立了3.9m的实验性氧气高炉，我国也进行了8 的ULCOS计划n-)和日本的COURSE50计划. m氧气高炉的工业实验网.这些实验证明了氧气高 其中，氧气高炉炼铁工艺的发展主要为了提高能源 炉工艺的可行性和先进性. 收稿日期：2013-10-16 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51134008)：国家重点基础研究发展规划资助项目(2012CB720400) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.06.016:http://journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 6 期 2014 年 6 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 6 Jun． 2014 氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内的分布 刘锦周，薛庆国，佘雪峰，王静松 北京科技大学钢铁冶金新技术国家重点实验室，北京 100083  通信作者，E-mail: wangjingsong@ ustb． edu． cn 摘 要 通过二维冷态物理模型对氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内分布进行了实验研究，分别研究了炉身煤气总量、辅助风口 直径以及炉身喷吹煤气量与炉身煤气总量之比对炉身喷吹煤气在炉内分布的影响． 结果表明，炉身喷吹煤气量与炉身煤气总 量之比对炉身喷吹煤气在炉身分布起决定性作用，而炉身煤气总量和辅助风口直径的影响较小． 同时，在炉身煤气上升过程 中涡流扩散效应的影响也较小． 通过对根据实验数据绘制的炉身等浓度分布图进行研究发现，炉身煤气分布主要分为两个不 同的区域，一个是炉身喷吹煤气主流区，另一个是从高炉下部产生的上升煤气主流区． 在炉身等浓度分布图的基础上通过回 归分析的方法推导出炉身喷吹水平喷吹煤气的渗透公式． 此外，辅助风口被安装在炉身下部有利于铁矿石在炉身的间接 还原． 关键词 炼铁; 高炉; 喷吹煤气; 浓度分布; 影响因素 分类号 TF57 Injected gas distribution in oxygen blast furnaces with shaft gas injection LIU Jin-zhou，XUE Qing-guo，SHE Xue-feng，WANG Jing-song State Key Laboratory of Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: wangjingsong@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The gas distribution behaviors of oxygen blast furnaces with shaft gas injection were experimentally studied using a two￾directional cold model． The effects of total gas flow rate in the shaft，auxiliary tuyere diameter and location，and the ratio of injected gas flow rate to total gas flow rate in the shaft on the injected gas distribution were investigated in detail． The results show that the in￾jected gas distribution in the shaft is almost dominated by the ratio of injected gas flow rate to total gas flow rate in the shaft，while the influences of total flow rate and auxiliary tuyere diameter are little． Meanwhile，the influence of radial eddy diffusion is also little in the process of gas rise in the shaft． According to isoconcentration distribution curves from experimental data，the injected gas distribution in the shaft is divided to two dissimilar zones，a main flow region of injected gas and a main flow region of upward gas． Furthermore，the penetration equation of injected gas at the injection level is deduced through the regression analysis method． In addition，the auxiliary tuyere installed in the lower part of the shaft is advantageous for iron ore indirect reduction in the shaft． KEY WOＲDS ironmaking; blast furnaces; gas injection; concentration distributions; influencing factors 收稿日期: 2013--10--16 基金项目: 国家自然科学基金资助项目( 51134008) ; 国家重点基础研究发展规划资助项目( 2012CB720400) DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 06． 016; http: / /journals． ustb． edu． cn 减少钢铁企业 CO2 排放不仅可以应对全球变 暖，同时也可以解决工厂自身可持续发展的问题． 近年来，为了应对钢铁企业高能耗和大量温室气体 排放的问题建立了很多新技术联合项目，例如欧洲 的 ULCOS 计划［1 － 3］ 和日本的 COUＲSE50 计划［4］． 其中，氧气高炉炼铁工艺的发展主要为了提高能源 利用率和减少燃料消耗［5］，这种工艺有可能成为大 规模应用的炼铁新工艺之一［6］． 几十年来，很多国 家对这种炼铁工艺进行了试验． 日本 NKK 公司建 立了 3. 9 m3 的实验性氧气高炉［7］，我国也进行了 8 m3 氧气高炉的工业实验［8］． 这些实验证明了氧气高 炉工艺的可行性和先进性．

·818 北京科技大学学报 第36卷 氧气高炉工艺主要特点之一就是炉顶煤气脱除 仪和模型本体构成.模型本体由有机玻璃构成， C0,后从炉身喷吹到高炉内.炉顶煤气的循环利用 模型厚30mm,采用绿豆作为填充介质.由于高 有利于提高高炉间接还原和碳氢利用，减少C02排 炉的径向对称性此模型模拟了一半高炉的情况， 放四.因此，循环煤气在高炉炉身喷吹之后的气 其尺寸大小为计划建设的120m3氧气高炉的1/ 流分布对于提高炉身煤气利用率和高炉生产率非常 20,模型几何结构参数如表1所示.根据氧气高 重要 炉工艺要求，分别在炉身和炉缸设置风口.为了 目前为止，炉身喷吹煤气工艺的研究主要集中 考察炉身辅助风口位置对煤气流渗透性以及分 于数值模拟—高炉多相流模型的二维数值模 布的影响，在炉身部位设置五个不同位置的辅助 拟国或DEM-CFD耦合的三维数值模拟4-均，很 风口A~E,其中B~E风口仅为测试辅助风口位 少有人通过冷态物理模型对煤气在炉身喷吹后的炉 置的影响，其他实验均以A风口为参考.炉身表 内分布进行实验研究.此外，对炉身煤气喷吹后 面开有九排取样孔进行测量，分别为五个炉身辅 在炉内分布的影响因素以及这些因素影响规律的研 助风口中心线，及距离A风口以上h=50,76, 究也较少.本文通过二维冷态物理模型实验对氧气 127,199mm,其中A风口中心线取样孔也表示 高炉炉身内部气流分布的情况进行了实验研究，从 为h=0mm. 而为氧气高炉炉身喷吹循环煤气工艺开发提供理论 使用气体分析仪检测取样孔位置的C0,浓度， 依据。 炉缸风口处安装一个不锈钢过滤网，防止绿豆颗粒 堵住风口，并设置成风口回旋区的形状.炉缸风口 1实验 只喷吹N2,由于炉身喷吹的煤气和刚进入炉身的上 1.1实验装置 升煤气之间不发生反应并且两者之间的密度相差不 图1为二维冷态物理模型实验系统示意图. 大，所以炉身辅助风口鼓入N2:C02体积比为1：1的 整个模拟系统是由气源、电子流量计、气体分析 混合气体 表1模型结构尺寸参数 Table 1 Size parameters of the model structure 炉缸直径/mm 风口高度/mm 炉腹高/mm 炉腰高/mm 炉身角/() 炉缸高度/mm 160 136 119 40 84.5 161 炉腹角/() 炉腰直径/mm 炉身高/mm 炉喉直径/mm 辅助风口直径/mm 辅助风口数量 80.5 200 250 151 2~4 1 高炉中心 气体分析仪与取样点测量C0,浓度，在取样过程中 气体出口 每次只连接一个取样点，其他取样点密封 H- 护身气体喷吹进巴Q9一 本文主要研究了不同因素对喷吹煤气在炉身分 品 布的影响，主要影响因素包括炉身煤气总量、炉身喷 电子流量计 吹煤气量与炉身总煤气量之比、辅助风口直径以及 混气室 QO 辅助风口喷吹位置.模型风口的气体流量可以通过 压力阀 弗劳德数进行推导： “自制回旋区” (1) 气体 分析仪 炉缸喷吹进口 式中，0为气体流量，1为风口直径，g为重力加 速度. 图1实验装置示意图 Fig.1 Schematic diagram of the experimental apparatus 同时，根据相似原理，可得到模型炉身和炉缸所 需要的气体流量，如式(2)~(5)所示： 1.2实验方法 V./60 实验开始时，炉身辅助风口鼓入N2:C02体积比 10。=- (2) 1 为1：1的混合气体，炉缸的风口鼓入N2,并且所有风 n4 d 口的气流速度保持恒定.实验开始10min后，连接 Frm=Fr。, (3)

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 氧气高炉工艺主要特点之一就是炉顶煤气脱除 CO2后从炉身喷吹到高炉内． 炉顶煤气的循环利用 有利于提高高炉间接还原和碳氢利用，减少 CO2排 放［9 － 12］． 因此，循环煤气在高炉炉身喷吹之后的气 流分布对于提高炉身煤气利用率和高炉生产率非常 重要． 目前为止，炉身喷吹煤气工艺的研究主要集中 于数 值 模 拟———高炉多相流模型的二维数值模 拟［13］或 DEM--CFD 耦合的三维数值模拟［14 － 15］，很 少有人通过冷态物理模型对煤气在炉身喷吹后的炉 内分布进行实验研究［16］． 此外，对炉身煤气喷吹后 在炉内分布的影响因素以及这些因素影响规律的研 究也较少． 本文通过二维冷态物理模型实验对氧气 高炉炉身内部气流分布的情况进行了实验研究，从 而为氧气高炉炉身喷吹循环煤气工艺开发提供理论 依据． 1 实验 1. 1 实验装置 图 1 为二维冷态物理模型实验系统示意图． 整个模拟系统是由气源、电子流量计、气体分析 仪和模型本体构成． 模型本体由有机玻璃构成， 模型厚 30 mm，采用绿豆作为填充介质． 由 于 高 炉的径向对称性此模型模拟了一半高炉的情况， 其尺寸大小为计划建设的 120 m3 氧气高炉的 1 / 20，模型几何结构参数如表 1 所示． 根据氧气高 炉工艺要求，分别在炉身和炉缸设置风口． 为了 考察炉身辅助风口位置对煤气流渗透性以及 分 布的影响，在炉身部位设置五个不同位置的辅助 风口 A ～ E，其中 B ～ E 风口仅为测试辅助风口位 置的影响，其他实验均以 A 风口为参考． 炉身表 面开有九排取样孔进行测量，分别为五个炉身辅 助风口中 心 线，及 距 离 A 风 口 以 上 h = 50，76， 127，199 mm，其中 A 风口中心线取样孔也表示 为 h = 0 mm． 使用气体分析仪检测取样孔位置的 CO2浓度， 炉缸风口处安装一个不锈钢过滤网，防止绿豆颗粒 堵住风口，并设置成风口回旋区的形状． 炉缸风口 只喷吹 N2，由于炉身喷吹的煤气和刚进入炉身的上 升煤气之间不发生反应并且两者之间的密度相差不 大，所以炉身辅助风口鼓入 N2 ∶ CO2体积比为 1∶ 1的 混合气体． 表 1 模型结构尺寸参数 Table 1 Size parameters of the model structure 炉缸直径/mm 风口高度/mm 炉腹高/mm 炉腰高/mm 炉身角/( °) 炉缸高度/mm 160 136 119 40 84. 5 161 炉腹角/( °) 炉腰直径/mm 炉身高/mm 炉喉直径/mm 辅助风口直径/mm 辅助风口数量 80. 5 200 250 151 2 ～ 4 1 图 1 实验装置示意图 Fig． 1 Schematic diagram of the experimental apparatus 1. 2 实验方法 实验开始时，炉身辅助风口鼓入 N2 ∶ CO2体积比 为 1∶ 1的混合气体，炉缸的风口鼓入 N2，并且所有风 口的气流速度保持恒定． 实验开始 10 min 后，连接 气体分析仪与取样点测量 CO2浓度，在取样过程中 每次只连接一个取样点，其他取样点密封． 本文主要研究了不同因素对喷吹煤气在炉身分 布的影响，主要影响因素包括炉身煤气总量、炉身喷 吹煤气量与炉身总煤气量之比、辅助风口直径以及 辅助风口喷吹位置． 模型风口的气体流量可以通过 弗劳德数进行推导: Fr = w2 gl ． ( 1) 式中，w 为 气 体 流 量，l 为 风 口 直 径，g 为 重 力 加 速度． 同时，根据相似原理，可得到模型炉身和炉缸所 需要的气体流量，如式( 2) ～ ( 5) 所示: wo = Vo /60 n 1 4 πd2 o ， ( 2) Frm = Fro， ( 3) ·818·

第6期 刘锦周等：氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内的分布 ·819· wm=0。√C, (4) 明喷吹煤气向高炉中心的扩散性不是很强.同时， 1 考虑到炉身喷吹循环煤气主要是为了控制高炉的 V.=4πd0m×60. (5) 热流率和高炉上部的热平衡，所以这种扩散效应 式中：下标m代表冷态物理模型：下标o代表实际 并不是很重要4-1 高炉；w为截面风速，ms1;V为鼓风量，m3min; 100 n为辅助风口数：d为直径，mm. =0mm oh=50 mm 由于实际高炉炉缸风口燃烧产生大量煤气，因 80 △h=127mm h=199 mm 此模型中炉缸风口喷吹的气体流量是按照高炉底部 60- 产生的上升煤气刚进入炉身时的煤气量进行计算 另外，在实验过程中高炉模型中炉身和炉缸气体流 40 速同时缩小相同倍数，才可以用消耗少量实验流体 警20 的方法进行工作，并同时保证一切相似的特征团 韩毅华等的数学模型计算得到120m3氧气 20 40 60 80 10 高炉炉身喷吹煤气量为吨铁592m,炉缸上升煤气 距高炉的中，心距离/mm 刚进入炉身时流量为吨铁1541m3.根据式(2)~ 图2炉身喷吹煤气在炉身的分布 (5)和气体流速同时缩小10倍可计算得出模型实 Fig.2 Injected gas distribution in the shaft 验中炉身喷吹煤气量为8.0L·min-1.当改变炉身 2.2炉身煤气总量的影响 喷吹煤气量和炉身风口直径时，炉身辅助风口实 炉身煤气总量，即·+V对炉身喷吹煤气分布 验用流量参数范围约为2.7~8.0L·mim-1.在实 的影响，如图3所示，其中辅助风口A直径4mm. 验过程中辅助风口气体流量参数范围被扩大为 1-10Lmin-1. 在较高U+V时喷吹煤气的比例在炉墙附近稍微升 高，在高炉中心附近稍微降低.这说明提高炉身煤 2结果与讨论 气总量会引起喷吹煤气所占比例的轻微波动，产生 了轻微的边缘效应.但是，在U/(U+)相同的情 为了书写方便，炉身喷吹煤气量用U表示，刚 况下，炉身煤气总量对喷吹煤气分布的影响很小 进入炉身的上升煤气量用V表示，单位为Lmin. 所以，基于以上分析估计在实际氧气高炉炼铁过程 2.1炉身喷吹煤气在炉内的分布情况 中，U/(U+)一定的情况下，当U+V发生变化时， 图2为U=10L·min-',V=10L·min-,U/ 循环煤气在炉身风口喷吹方向上的渗透距离与块状 (U+)=0.5,辅助风口A直径为4mm时，炉身喷 区被喷吹煤气所覆盖的区域几乎不变 吹煤气在炉身分布的情况。图中的横坐标是距高炉 中心的径向距离，纵坐标为混合煤气中喷吹煤气的 ●U+=20Lmin'.h=0mm 体积分数（混合煤气为喷吹煤气和高炉下部产生的 oU/V=10 Lmin-.h=0 mm 60 ■U+f-20Lmin1,h-50mm 上升煤气).从图中可知，随着到高炉中心径向距离 oU+V=10 L min,h=50 mm 50 的减小，炉身内喷吹煤气所占比例也逐渐降低，随着 0 炉身测量位置的提高，喷吹煤气所能渗透到的位置 30 更接近高炉中心.这些结果说明在炉身风口喷吹方 20 向上煤气渗透区域最小，主要是由于喷吹煤气和上 10 升煤气之间产生了碰撞，喷吹煤气受到上升煤气在 。。 水平方向上的阻力，同时径向阻力比轴向阻力大，因 102030405060708090 距高炉的中心距离mm 此喷吹煤气在进入炉身之后迅速向上运动导致在喷 图3炉身煤气总量对喷吹煤气分布的影响 吹方向上渗透区域最小.但是，随着炉身测量位置 Fig.3 Influence of total flow rate on the injected gas distribution 的提高，喷吹煤气所能渗透到的位置更接近高炉中 心，这种渗透现象被Natsui等4-l及Nishio和Mi- 2.3辅助风口直径的影响 yashita称为径向涡流扩散效应，它是由于煤气 图4为辅助风口直径对炉身喷吹煤气在炉内分 在径向上不规则紊流扩散引起的.图中炉身风口 布的影响.其中U+V=20Lmin-1,U/(U+)= 以上不同高度处喷吹煤气所占比例差别较小，说 0.5,辅助风口A直径分别为2、3和4mm.从图中

第 6 期 刘锦周等: 氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内的分布 wm = wo 槡Cl， ( 4) Vm = 1 4 πd2 m wm × 60． ( 5) 式中: 下标 m 代表冷态物理模型; 下标 o 代表实际 高炉; w 为截面风速，m·s － 1 ; V 为鼓风量，m3 ·min － 1 ; n 为辅助风口数; d 为直径，mm． 由于实际高炉炉缸风口燃烧产生大量煤气，因 此模型中炉缸风口喷吹的气体流量是按照高炉底部 产生的上升煤气刚进入炉身时的煤气量进行计算． 另外，在实验过程中高炉模型中炉身和炉缸气体流 速同时缩小相同倍数，才可以用消耗少量实验流体 的方法进行工作，并同时保证一切相似的特征［17］． 韩毅华等［18］的数学模型计算得到 120 m3 氧气 高炉炉身喷吹煤气量为吨铁 592 m3 ，炉缸上升煤气 刚进入炉身时流量为吨铁 1541 m3 ． 根据式( 2) ～ ( 5) 和气体流速同时缩小 10 倍可计算得出模型实 验中炉身喷吹煤气量为 8. 0 L·min － 1 ． 当改变炉身 喷吹煤气量和炉身风口直径时，炉身辅助风口实 验用流量参数范围约为 2. 7 ～ 8. 0 L·min － 1 ． 在实 验过程中辅助风口气体流量参数范围被扩大为 1 ～ 10 L·min － 1 ． 2 结果与讨论 为了书写方便，炉身喷吹煤气量用 U 表示，刚 进入炉身的上升煤气量用 V 表示，单位为 L·min － 1 ． 2. 1 炉身喷吹煤气在炉内的分布情况 图 2 为 U = 10 L·min － 1 ，V = 10 L·min － 1 ，U/ ( U + V) = 0. 5，辅助风口 A 直径为 4 mm 时，炉身喷 吹煤气在炉身分布的情况． 图中的横坐标是距高炉 中心的径向距离，纵坐标为混合煤气中喷吹煤气的 体积分数( 混合煤气为喷吹煤气和高炉下部产生的 上升煤气) ． 从图中可知，随着到高炉中心径向距离 的减小，炉身内喷吹煤气所占比例也逐渐降低，随着 炉身测量位置的提高，喷吹煤气所能渗透到的位置 更接近高炉中心． 这些结果说明在炉身风口喷吹方 向上煤气渗透区域最小，主要是由于喷吹煤气和上 升煤气之间产生了碰撞，喷吹煤气受到上升煤气在 水平方向上的阻力，同时径向阻力比轴向阻力大，因 此喷吹煤气在进入炉身之后迅速向上运动导致在喷 吹方向上渗透区域最小． 但是，随着炉身测量位置 的提高，喷吹煤气所能渗透到的位置更接近高炉中 心，这种渗透现象被 Natsui 等［14 － 15］及 Nishio 和 Mi￾yashita ［16］称为径向涡流扩散效应，它是由于煤气 在径向上不规则紊流扩散引起的． 图中炉身风口 以上不同高度处喷吹煤气所占比例差别较小，说 明喷吹煤气向高炉中心的扩散性不是很强． 同时， 考虑到炉身喷吹循环煤气主要是为了控制高炉的 热流率和高炉上部的热平衡，所以这种扩散效应 并不是很重要［14 － 15］． 图 2 炉身喷吹煤气在炉身的分布 Fig． 2 Injected gas distribution in the shaft 2. 2 炉身煤气总量的影响 炉身煤气总量，即 U + V 对炉身喷吹煤气分布 的影响，如图 3 所示，其中辅助风口 A 直径 4 mm． 在较高 U + V 时喷吹煤气的比例在炉墙附近稍微升 高，在高炉中心附近稍微降低． 这说明提高炉身煤 气总量会引起喷吹煤气所占比例的轻微波动，产生 了轻微的边缘效应． 但是，在 U/( U + V) 相同的情 况下，炉身煤气总量对喷吹煤气分布的影响很小． 所以，基于以上分析估计在实际氧气高炉炼铁过程 中，U/( U + V) 一定的情况下，当 U + V 发生变化时， 循环煤气在炉身风口喷吹方向上的渗透距离与块状 区被喷吹煤气所覆盖的区域几乎不变． 图 3 炉身煤气总量对喷吹煤气分布的影响 Fig． 3 Influence of total flow rate on the injected gas distribution 2. 3 辅助风口直径的影响 图 4 为辅助风口直径对炉身喷吹煤气在炉内分 布的影响． 其中 U + V = 20 L·min － 1 ，U/( U + V) = 0. 5，辅助风口 A 直径分别为 2、3 和 4 mm． 从图中 ·819·

·820 北京科技大学学报 第36卷 可知，不同辅助风口直径时，混合煤气中喷吹煤气的 80 ■UU+V)=0.9DU+V)=0.7 体积分数围绕相同拟合曲线上下波动.这个结果说 70 ·UUU+V)=0.5o+V)=0.2 明炉身辅助风口直径对喷吹煤气的渗透和分布影响 60 不大.主要原因是喷吹煤气向高炉中心的渗透主要 50 ◆ 是由单位面积的一维惯性力决定的，因此它不会受 40 到辅助风口直径的影响，甚至在不同的高炉炉容情 30 况下当辅助风口喷吹相同流速的气体时渗透深度也 20 几乎不变 10 70 0 1020304050607080 口d-2mm 距高炉的中心距离/mm 。d=3mm 50 △d=4mm 图5炉身煤气量与炉身煤气总量之比对炉身喷吹煤气在炉内 分布的影响 40 Fig.5 Influence of U/(U+V)on the injected gas distribution in the 30 shaft 20 等的也对这种现象解释为喷吹煤气能够渗透到的 104 区域几乎是由喷吹气体的流量所决定的， A 10 2030405060 此外，炉身内整个气体分布主要被分为两个不 7080 距高炉的中心距离mm 同的区域，一个是喷吹煤气主流区，另一个是上升煤 图4辅助风口直径对炉身喷吹煤气在炉内分布的影响 气主流区，在图中虚线代表这两个不同流动区域的 Fig.4 Influence of auxiliary tuyere diameter onthe injected gas dis- 边界线.以上这种分情况在较低U/(U+)时更 tribution in the shaft 加明显，当U/(U+V)提高到0.7时，上升煤气主流 2.4炉身喷吹煤气量与炉身煤气总量之比的影响 区域非常小.这些现象主要是受喷吹煤气动量的影 图5为h=127mm,U+V=10Lmin-l,辅助风 响，当喷吹煤气动量增加到非常大的时候，炉身内部 口A直径为4mm条件下，U/(U+V)对喷吹煤气分 整个块状区会被喷吹煤气均匀覆盖，上升煤气被迫 布的影响.从图中可知，随着U/(U+V)的增加，喷 与喷吹煤气进行混合上升.另外，提高U/(U+) 吹煤气分布比例逐渐升高.与Nishio和Mivashi- 有利于炉身喷吹煤气在炉内的均匀分布.所以通过 taa的研究结果对比发现，当U/(U+)从0.5到 以上分析基本认为当U/(U+)为0.7时，整个炉 0.9时，随U/(U+)的增加，炉墙附近喷吹煤气的 身内部都能被炉身喷吹的煤气所覆盖 比例增加幅度较小.这说明当U/(U+)大于0.5 根据氧气高炉多区域约束性平衡数学模型网 时，提高U/(U+)）对喷吹煤气在炉墙附近的分布 计算得出U为592m3,V为1541m3,U/(U+)约为 影响较小.由于炉身喷吹煤气的对流效应占据主导 0.3下，120m3氧气高炉炼铁过程中炉身气流分布的 作用，所以喷吹气体的渗透区域主要是由炉身喷吹 情况应该与图6(b)的实验结果相似.从实际高炉 煤气和高炉下部产生的上升煤气之间的动量分布决 操作方面可知，炉身喷吹煤气并没有穿透到高炉中 定4-.因此，高炉炉身循环煤气量与炉身煤气总 心，炉身喷吹的循环煤气只能覆盖一部分高炉炉料， 量之比即U/(U+)对高炉炉身喷吹煤气在炉内的 所以为了提高炉身循环煤气的作用应该加大炉身煤 分布有决定性作用. 气喷吹量.另外，虽然U/(U+)为0.7时炉身循环 2.5炉身喷吹煤气在炉身的等浓度分布 煤气能覆盖到整个炉身内部，但是高炉下部产生的 通过以上实验数据的重新整理，可以得到炉身 煤气量比炉身辅助风口煤气量少了约57%，氧气高 部位的等浓度分布，更加深入地研究高炉炉身喷吹 炉煤气几乎由炉身循环煤气提供，显然这样的高炉 煤气的分布情况，如图6所示.其中U+V=10L· 操作不合理.所以，为了同时满足循环煤气在炉内 min1,辅助风口A直径为4mm.图中数据皆表示 的作用及高炉的合理操作，认为加大炉身循环煤气 混合气体中炉身喷吹煤气的体积分数，%， 喷吹量使U/(U+)控制在0.5左右应该为最佳. 从图中可以看出，随着U/(0+)的增加，炉身 当喷吹煤气在混合煤气中体积分数下降到 喷吹煤气在喷吹方向上的渗透深度和块状区被喷吹 0.01时的位置认为是炉身喷吹煤气的渗透深度.根 煤气覆盖的区域都是逐渐增加的.同时，Natsui 据图6中的实验结果，通过回归分析的方法（如图7

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 可知，不同辅助风口直径时，混合煤气中喷吹煤气的 体积分数围绕相同拟合曲线上下波动． 这个结果说 明炉身辅助风口直径对喷吹煤气的渗透和分布影响 不大． 主要原因是喷吹煤气向高炉中心的渗透主要 是由单位面积的一维惯性力决定的，因此它不会受 到辅助风口直径的影响，甚至在不同的高炉炉容情 况下当辅助风口喷吹相同流速的气体时渗透深度也 几乎不变［14］． 图 4 辅助风口直径对炉身喷吹煤气在炉内分布的影响 Fig． 4 Influence of auxiliary tuyere diameter onthe injected gas dis￾tribution in the shaft 2. 4 炉身喷吹煤气量与炉身煤气总量之比的影响 图 5 为 h = 127 mm，U + V = 10 L·min － 1 ，辅助风 口 A 直径为 4 mm 条件下，U/( U + V) 对喷吹煤气分 布的影响． 从图中可知，随着 U/( U + V) 的增加，喷 吹煤气分布比例 逐 渐 升 高． 与 Nishio 和 Miyashi￾ta ［16］的研究结果对比发现，当 U/( U + V) 从 0. 5 到 0. 9 时，随 U/( U + V) 的增加，炉墙附近喷吹煤气的 比例增加幅度较小． 这说明当 U/( U + V) 大于 0. 5 时，提高 U/( U + V) 对喷吹煤气在炉墙附近的分布 影响较小． 由于炉身喷吹煤气的对流效应占据主导 作用，所以喷吹气体的渗透区域主要是由炉身喷吹 煤气和高炉下部产生的上升煤气之间的动量分布决 定［14 － 15］． 因此，高炉炉身循环煤气量与炉身煤气总 量之比即 U/( U + V) 对高炉炉身喷吹煤气在炉内的 分布有决定性作用． 2. 5 炉身喷吹煤气在炉身的等浓度分布 通过以上实验数据的重新整理，可以得到炉身 部位的等浓度分布，更加深入地研究高炉炉身喷吹 煤气的分布情况，如图 6 所示． 其中 U + V = 10 L· min － 1 ，辅助风口 A 直径为 4 mm． 图中数据皆表示 混合气体中炉身喷吹煤气的体积分数，% ． 从图中可以看出，随着 U/( U + V) 的增加，炉身 喷吹煤气在喷吹方向上的渗透深度和块状区被喷吹 煤气覆 盖 的 区 域 都 是 逐 渐 增 加 的． 同 时，Natsui 图 5 炉身煤气量与炉身煤气总量之比对炉身喷吹煤气在炉内 分布的影响 Fig． 5 Influence of U/( U + V) on the injected gas distribution in the shaft 等［15］也对这种现象解释为喷吹煤气能够渗透到的 区域几乎是由喷吹气体的流量所决定的． 此外，炉身内整个气体分布主要被分为两个不 同的区域，一个是喷吹煤气主流区，另一个是上升煤 气主流区，在图中虚线代表这两个不同流动区域的 边界线． 以上这种划分情况在较低 U/( U + V) 时更 加明显，当 U/( U + V) 提高到 0. 7 时，上升煤气主流 区域非常小． 这些现象主要是受喷吹煤气动量的影 响，当喷吹煤气动量增加到非常大的时候，炉身内部 整个块状区会被喷吹煤气均匀覆盖，上升煤气被迫 与喷吹煤气进行混合上升． 另外，提高 U/( U + V) 有利于炉身喷吹煤气在炉内的均匀分布． 所以通过 以上分析基本认为当 U/( U + V) 为 0. 7 时，整个炉 身内部都能被炉身喷吹的煤气所覆盖． 根据氧气高炉多区域约束性平衡数学模型［18］ 计算得出 U 为 592 m3 ，V 为 1541 m3 ，U/( U + V) 约为 0. 3 下，120 m3 氧气高炉炼铁过程中炉身气流分布的 情况应该与图 6( b) 的实验结果相似． 从实际高炉 操作方面可知，炉身喷吹煤气并没有穿透到高炉中 心，炉身喷吹的循环煤气只能覆盖一部分高炉炉料， 所以为了提高炉身循环煤气的作用应该加大炉身煤 气喷吹量． 另外，虽然 U/( U + V) 为0. 7 时炉身循环 煤气能覆盖到整个炉身内部，但是高炉下部产生的 煤气量比炉身辅助风口煤气量少了约 57% ，氧气高 炉煤气几乎由炉身循环煤气提供，显然这样的高炉 操作不合理． 所以，为了同时满足循环煤气在炉内 的作用及高炉的合理操作，认为加大炉身循环煤气 喷吹量使 U/( U + V) 控制在 0. 5 左右应该为最佳． 当喷吹煤气在 混 合 煤 气 中 体 积 分 数 下 降 到 0. 01 时的位置认为是炉身喷吹煤气的渗透深度． 根 据图 6 中的实验结果，通过回归分析的方法( 如图 7 ·820·

第6期 刘锦周等：氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内的分布 ·821· 240F 240Fa 喷吹煤气的主流区 240Fb 上升煤气的 220叶上升煤 喷吹煤气主流区 220 220 喷吹煤气的主流区 200 主流区 200的主流区 200 180 180 160 9 10 140 10 120 120 名 100 100 8 a00 60 6 0 40 喷吹煤气 40 喷吹煤气 喷吹煤气 20 20 主流区 102030405060708090100 06102030405060708090100 06102030405060708090100 高炉炉身半径/mm 高炉炉身半径mm 高炉炉身半径/mm 240d 喷吹煤气的主流区 240 220 220 200 200 180 160 180 140 120 100 168 80 60 0 喷吹煤气 40 20 7 喷吹煤气 上升煤气的6102030405060708090100 主流区 002030405060708090100 高炉炉身半径/mm 高炉炉身半径/mm 图6炉身轴向截面的等浓度分布.(a)U/(U+)=0.1:(b)U/(U+0=0.3:(c)U/(U+)=0.5:(d)U/(U+)=0.7:(e)U/(U +0=0.9 Fig.6 Isoconcentration distributions on the axial section of the shaft:(a)U/(U+V)=0.1:(b)U/(U+V)=0.3:(c)U/(U+V)=0.5:(d) U/(U+)=0.7:(e)U/(U+0=0.9 所示)推导出炉身喷吹煤气在喷吹方向上的未渗透 0.8 0.7 口实验值 距离与高炉半径之间的关系为 一拟合曲线 B/R=0.8-0.85U/(U+) (6) 0.6 B/R=0.8-0.85UU+V) 式中：B为二维冷态物理模型辅助风口中心线上未 05 相关系数=0.997 渗透到的距离，mm;R为沿炉身辅助风口水平方向 盖04 03 的高炉半径，mm. 取U/(U+)为X,则B=R(0.8-0.85X)是关 0.2 0.1 于X的线性方程.随着U/(U+)的逐渐增大，B/R 10 逐渐减小，说明炉身喷吹水平喷吹煤气的渗透深度 0.4 0.6 0.8 UKU+V) 与U/(U+)呈线性关系，随着U/(U+)的增加， 图7喷吹水平上喷吹煤气的未渗透距离与U/(U+)之间的关 渗透深度逐渐增加.从图7中可知，拟合曲线与实 系曲线 验值吻合较好，式(6)在深入研究喷吹煤气渗透性 Fig.7 Relationship between no penetration depth and (U+V)at 方面具有一定借鉴意义. the injection level 2.6炉身辅助风口位置的影响 喷吹位置上移的过程中喷吹煤气的分布受到高炉炉 图8和图9为U/(U+)=0.5,U+V=10L· 身几何特性的影响.随着喷吹位置上移炉身半径逐 min时不同的辅助风口位置对炉身喷吹煤气在炉 渐减小导致径向和轴向的阻力都减小，因此当喷吹 内分布的影响.其中图8观测点为各辅助风口喷吹 煤气量相同的情况下，喷吹煤气更容易达到高炉 水平线：图9观测点为料线附近，即h=199mm.从 中心 图中可以看出，喷吹位置从A上升到E,喷吹煤气在 但是，对比图8和图9发现虽然随着炉身喷吹 喷吹水平线上所能渗透到的地方更加接近高炉中 位置的升高，喷吹煤气渗透区域扩大，炉身喷吹的煤 心，喷吹煤气的比例呈上升趋势，但是料线的炉墙附 气分布更加均匀，但同时喷吹煤气与矿石之间热量 近差别不大.这些结果说明随着喷吹位置的提高， 交换距离逐渐减小，热量没有充分地转移到矿石中， 炉身喷吹煤气覆盖的区域逐渐增加.主要原因是在 利用率也会相应地减小，从而对矿石间接还原产生

第 6 期 刘锦周等: 氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内的分布 图 6 炉身轴向截面的等浓度分布． ( a) U/( U + V) = 0. 1; ( b) U/( U + V) = 0. 3; ( c) U/( U + V) = 0. 5; ( d) U/( U + V) = 0. 7; ( e) U/( U + V) = 0. 9 Fig． 6 Isoconcentration distributions on the axial section of the shaft: ( a) U/( U + V) = 0. 1; ( b) U/( U + V) = 0. 3; ( c) U/( U + V) = 0. 5; ( d) U/( U + V) = 0. 7; ( e) U/( U + V) = 0. 9 所示) 推导出炉身喷吹煤气在喷吹方向上的未渗透 距离与高炉半径之间的关系为 B /Ｒ = 0. 8 － 0. 85U/( U + V) ． ( 6) 式中: B 为二维冷态物理模型辅助风口中心线上未 渗透到的距离，mm; Ｒ 为沿炉身辅助风口水平方向 的高炉半径，mm． 取 U/( U + V) 为 X，则 B = Ｒ( 0. 8 － 0. 85X) 是关 于 X 的线性方程． 随着 U/( U + V) 的逐渐增大，B /Ｒ 逐渐减小，说明炉身喷吹水平喷吹煤气的渗透深度 与 U/( U + V) 呈线性关系，随着 U/( U + V) 的增加， 渗透深度逐渐增加． 从图 7 中可知，拟合曲线与实 验值吻合较好，式( 6) 在深入研究喷吹煤气渗透性 方面具有一定借鉴意义． 2. 6 炉身辅助风口位置的影响 图 8 和图 9 为 U/( U + V) = 0. 5，U + V = 10 L· min － 1 时不同的辅助风口位置对炉身喷吹煤气在炉 内分布的影响． 其中图 8 观测点为各辅助风口喷吹 水平线; 图 9 观测点为料线附近，即 h = 199 mm． 从 图中可以看出，喷吹位置从 A 上升到 E，喷吹煤气在 喷吹水平线上所能渗透到的地方更加接近高炉中 心，喷吹煤气的比例呈上升趋势，但是料线的炉墙附 近差别不大． 这些结果说明随着喷吹位置的提高， 炉身喷吹煤气覆盖的区域逐渐增加． 主要原因是在 图 7 喷吹水平上喷吹煤气的未渗透距离与 U/( U + V) 之间的关 系曲线 Fig． 7 Ｒelationship between no penetration depth and U/( U + V) at the injection level 喷吹位置上移的过程中喷吹煤气的分布受到高炉炉 身几何特性的影响． 随着喷吹位置上移炉身半径逐 渐减小导致径向和轴向的阻力都减小，因此当喷吹 煤气量相同的情况下，喷吹煤气更容易达到高炉 中心． 但是，对比图 8 和图 9 发现虽然随着炉身喷吹 位置的升高，喷吹煤气渗透区域扩大，炉身喷吹的煤 气分布更加均匀，但同时喷吹煤气与矿石之间热量 交换距离逐渐减小，热量没有充分地转移到矿石中， 利用率也会相应地减小，从而对矿石间接还原产生 ·821·

·822· 北京科技大学学报 第36卷 不利影响四 吹煤气的渗透公式为B/R=0.8-0.85U/(U+). 80 (4)提高辅助风口的喷吹位置可以增大炉身喷 70 aA 吹气在炉内的渗透区域，抑制气流的边缘发展.但 oB 60 △C 是，从热交换角度，辅助风口设置在炉身较低部位更 50 ·D 加有利于炉身的间接还原. 40 ·E 30 参考文献 [1]Meijer K,Denys M,Lasar J,et al.ULCOS:ultra-ow CO,steel- 10 making.Ironmaking Steelmaking,2009,36(4):249 Birat J P,Hanrot F.ULCOS:European steelmakers'efforts to re- 102030405060708090100 duce green house gas emissions The 5th European Coke and 距高炉的中心距离/mm Ironmaking Congress.Stockholm,2005:12 图8辅助风口位置对喷吹煤气在喷吹水平线上分布的影响 B]Bellevrat E,Menanteau P.Introducing carbon constraint in the Fig.Influence of auxiliary tuyere location on the gas distribution at steel sector:ULCOS scenarios and economic modeling.Ree Met- the injection level all,2009,16(9):318 70 4 The Technical Society,The iron and steel Institute of Japan.Pro- 口A duction and technology of iron and steel in Japan during 2009. 60 oB SU1nt,2010,50(6):777 50 AC 5]Jianwei Y,Guolong S,Cunjiang K.Oxygen blast furnace and 40 D combined cycle (OBFCC):an efficient iron-making and power E 30 generation process.Energy,2003,28(8):825 [6]Hooey L,Wikstroml J O,Sikstrom P.The future of blast furnace 20 ironmaking:a Nordic perspective.World Steel,2011,11(1):1 10 (Hooey L,Wikstroml J O,Sikstrom P.高炉炼铁技术的未来： 0 北欧的研发.世界钢铁，2011,11(1)：1) 0 1020304050607080 ) Ohno Y,Hotta H,Matsuura M,et al.Development of oxygen 距高炉的中心距离/mm blast fumace process with preheating gas injection into upper 图9辅助风口位置对喷吹煤气在料线附近(h=199mm)分布的 shaft.Tetsu-to-Hagane,1989,75(8):1278 影响 ⑧] Qi Y H,Yan D L,Gao JJ,et al.Study on industrial test of the Fig.9 Influence of auxiliary tuyere location on the gas distribution in oxygen blast fumnace.Iron Steel,2011,46(3):6 the vicinity of the stock line (h =199 mm) (齐渊洪，严定鎏，高建军，等.氧气高炉工业化试验研究 钢铁，2011,46(3)：6) 3结论 Ariyama T,Sato M.Optimization of ironmaking process for reduc- ing CO,emissions in the integrated steel works.IS//Int,2006, (1)炉身喷吹煤气在喷吹方向上渗透区域较 46(12):1736 小，随着炉身测量位置的提高，煤气逐渐向高炉中心 [10]Chu M,Nogami H,Yagi J I.Numerical analysis on blast furnace performance under operation with top gas recycling and carbon 进行渗透，渗透区域逐渐增大，煤气上升过程中产生 composite agglomerates charging.IS//Int,2004,44(12):2159 的径向涡流扩散效应对喷吹煤气渗透区域影响 01] Nogami H.Chu M,Yagi JI.Numerical analysis of blast fumace 较小 operations with top gas recycling.Rev Metall,2005,102(3) (2)炉身煤气总量和辅助风口直径对炉身喷吹 189 煤气在炉内分布影响很小，炉身喷吹煤气量与炉身 [12]Han Y H,Wang J S,Xue Q G,et al.Kinetic analysis of iron 煤气总量之比是影响喷吹煤气在炉内分布的决定性 oxide reduction in top gas reeycling oxygen blast fumace.fron- making Steelmaking,2012,39(5):313 因素 03] Chu MS,Yang X F,Yagi JI,et al.Numerical simulation of in- (3)通过炉身等浓度图发现随着U/(U+V)增 novative operation of blast fumnace based on multi-fluid model.I 加，炉身喷吹煤气所覆盖的区域逐渐增大，当U/(U Iron Steel Res Int,2006.13(6):8 +)增加到0.7时认为整个炉身内部被炉身喷吹 [14]Natsui S,Ueda S,Nogami H,et al.Penetration effect of injec- 煤气所覆盖.同时，炉身内部基本上可以分成两个 ted gas at shaft gas injection in blast furnace analyzed by hybrid model of DEM-CFD.ISIJ /nt,2011,51(9)1410 不同的流动区域：喷吹煤气主流区和上升煤气主流 [15]Natsui S,Ueda S,Nogami H,et al.Dynamic analysis of gas and 区.此外，通过回归分析推导出炉身喷吹水平上喷 solid flows in blast furnace with shaft gas injection by hybrid mod-

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 不利影响［19］． 图 8 辅助风口位置对喷吹煤气在喷吹水平线上分布的影响 Fig． 8 Influence of auxiliary tuyere location on the gas distribution at the injection level 图 9 辅助风口位置对喷吹煤气在料线附近( h = 199 mm) 分布的 影响 Fig． 9 Influence of auxiliary tuyere location on the gas distribution in the vicinity of the stock line ( h = 199 mm) 3 结论 ( 1) 炉身喷吹煤气在喷吹方向上渗透区域较 小，随着炉身测量位置的提高，煤气逐渐向高炉中心 进行渗透，渗透区域逐渐增大，煤气上升过程中产生 的径向涡流扩散效应对喷吹煤气渗透区域影响 较小． ( 2) 炉身煤气总量和辅助风口直径对炉身喷吹 煤气在炉内分布影响很小，炉身喷吹煤气量与炉身 煤气总量之比是影响喷吹煤气在炉内分布的决定性 因素． ( 3) 通过炉身等浓度图发现随着 U/( U + V) 增 加，炉身喷吹煤气所覆盖的区域逐渐增大，当 U/( U + V) 增加到 0. 7 时认为整个炉身内部被炉身喷吹 煤气所覆盖． 同时，炉身内部基本上可以分成两个 不同的流动区域: 喷吹煤气主流区和上升煤气主流 区． 此外，通过回归分析推导出炉身喷吹水平上喷 吹煤气的渗透公式为 B /Ｒ = 0. 8 － 0. 85U/( U + V) ． ( 4) 提高辅助风口的喷吹位置可以增大炉身喷 吹气在炉内的渗透区域，抑制气流的边缘发展． 但 是，从热交换角度，辅助风口设置在炉身较低部位更 加有利于炉身的间接还原． 参 考 文 献 ［1］ Meijer K，Denys M，Lasar J，et al． ULCOS: ultra-low CO2 steel￾making． Ironmaking Steelmaking，2009，36( 4) : 249 ［2］ Birat J P，Hanrot F． ULCOS: European steelmakers’efforts to re￾duce green house gas emissions / / The 5th European Coke and Ironmaking Congress． Stockholm，2005: 12 ［3］ Bellevrat E，Menanteau P． Introducing carbon constraint in the steel sector: ULCOS scenarios and economic modeling． Ｒev Met￾all，2009，16( 9) : 318 ［4］ The Technical Society，The iron and steel Institute of Japan． Pro￾duction and technology of iron and steel in Japan during 2009． ISIJ Int，2010，50( 6) : 777 ［5］ Jianwei Y，Guolong S，Cunjiang K． Oxygen blast furnace and combined cycle ( OBF-CC) : an efficient iron-making and power generation process． Energy，2003，28( 8) : 825 ［6］ Hooey L，Wikstrml J O，Sikstrm P． The future of blast furnace ironmaking: a Nordic perspective． World Steel，2011，11( 1) : 1 ( Hooey L，Wikstrml J O，Sikstrm P． 高炉炼铁技术的未来: 北欧的研发． 世界钢铁，2011，11( 1) : 1) ［7］ Ohno Y，Hotta H，Matsuura M，et al． Development of oxygen blast furnace process with preheating gas injection into upper shaft． Tetsu-to-Hagane，1989，75( 8) : 1278 ［8］ Qi Y H，Yan D L，Gao J J，et al． Study on industrial test of the oxygen blast furnace． Iron Steel，2011，46( 3) : 6 ( 齐渊洪，严定鎏，高建军，等． 氧气高炉工业化试验研究． 钢铁，2011，46( 3) : 6) ［9］ Ariyama T，Sato M． Optimization of ironmaking process for reduc￾ing CO2 emissions in the integrated steel works． ISIJ Int，2006， 46( 12) : 1736 ［10］ Chu M，Nogami H，Yagi J I． Numerical analysis on blast furnace performance under operation with top gas recycling and carbon composite agglomerates charging． ISIJ Int，2004，44( 12) : 2159 ［11］ Nogami H，Chu M，Yagi J I． Numerical analysis of blast furnace operations with top gas recycling． Ｒev Metall，2005，102 ( 3) : 189 ［12］ Han Y H，Wang J S，Xue Q G，et al． Kinetic analysis of iron oxide reduction in top gas recycling oxygen blast furnace． Iron￾making Steelmaking，2012，39( 5) : 313 ［13］ Chu M S，Yang X F，Yagi J I，et al． Numerical simulation of in￾novative operation of blast furnace based on multi-fluid model． J Iron Steel Ｒes Int，2006，13( 6) : 8 ［14］ Natsui S，Ueda S，Nogami H，et al． Penetration effect of injec￾ted gas at shaft gas injection in blast furnace analyzed by hybrid model of DEM-CFD． ISIJ Int，2011，51( 9) : 1410 ［15］ Natsui S，Ueda S，Nogami H，et al． Dynamic analysis of gas and solid flows in blast furnace with shaft gas injection by hybrid mod- ·822·

第6期 刘锦周等：氧气高炉炉身喷吹煤气在炉内的分布 ·823· el of DEM-CFD.IS//Int,2011,51(1)51 [18]Han Y H,Wang JS,Xue QG,et al.Comprehensive mathemati- [16]Nishio H,Miyashita T.On the top gas recycled reforming process cal model of top gas recycling-oxygen blast fumaces.J Unir Sci and the injected gas distribution.Tetsu-to-Hagane,1973, Technol Beijing,2011,33(10):1280 59(12):1506 (韩毅华，王静松，李燕珍，等.炉顶煤气循环一氧气鼓风高 [17]Chernov HH.The Morement of Gas Flow in Blast Furnace.Bei- 炉综合数学模型.北京科技大学学报，2011,33(10)：1280) jing:Metallurgical Industry Press,1958 [19]Ohno Y,Matsuura M,Mitsufuji H,et al.Process characteristics (契尔诺夫HH.高炉内煤气流的运动.北京：治金工业出版 of a commercial-scale oxygen blast fumace process with shaft gas 社，1958) injection.1Jt,1992,32(7):838

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