工程科学学报，第37卷，第4期：499508,2015年4月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.4:499-508,April 2015 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2015.04.015:http://journals.ustb.edu.cn 炉顶煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学 模型 金鹏”，姜泽毅2区，包成2》，陆元翔”，张建良》，张欣欣 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)北京科技大学北京高校节能与环保工程研究中心，北京100083 3)北京科技大学治金与生态工程学院，北京1000834)北京科技大学治金工业节能减排北京市重点实验室，北京100083 ☒通信作者，E-mail:zyjiang@usth.cu.cn 摘要结合风口回旋区燃烧和炉外煤气预热、脱除和循环的平衡关系，建立了氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型， 并采用传统高炉的运行和解剖数据对模型进行了验证分析.通过模型研究了氧气含量和上部循环煤气流量对氧气高炉炉内 过程变量的影响规律.结果表明：氧气含量偏低和上部循环煤气流量不足时，会降低铁矿石还原效果，炉渣内出现大量未还 原铁氧化物：氧气含量和上部循环煤气流量的提高可以有效提高炉内C0含量和铁矿石还原速度，但提高上部循环煤气流量 会大幅提升炉顶煤气温度，增大热量损失.与传统高炉相比，氧气高炉内C0含量提高1.0~1.5倍，炉内气体还原性更强：铁 矿石还原完成位置提高1.49m,全炉还原反应速度更快：直接还原度降低55.2%~79.2%，炉内直接还原反应消耗的碳量更少. 关键词高炉：数学模型：煤气；循环：稳态：传热：反应动力学 分类号TF559 One-dimensional mathematical model for oxygen blast furnaces with top gas recycling based on heat transfer and reaction kinetics JIN Peng,JIANG Ze-yi,BAO Cheng,LU Yuan-xiang,ZHANG Jian-liang,ZHANG Xin-xin 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing Engineering Research Center of Energy Saving and Environmental Protection,Beijing 100083,China 3)School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China 4)Beijing Key Laboratory of Energy Saving and Emission Reduction for Metallurgical Industry,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:zyjiang@ustb.edu.cn ABSTRACT A one-dimensional mathematical model based on heat transfer and reaction kinetics was developed for an oxygen blast fumace and was validated with the operating conditions and dissected data of a conventional blast furnace.The influence of oxygen concentration and upper gas volume on the smooth operation and process variables of the oxygen blast furnace was investigated by the model combined with coal combustion at tuyeres and top gas balance for separation and preheating.When the oxygen blast furnace with top gas recycling is of low oxygen concentration and upper gas volume,the reduction of iron ore is worsen and massive unreduced iron oxide comes into slag.In the oxygen blast furnace with top gas recycling,oxygen concentration and upper gas volume have significant effect on the temperature,reducing ability of gas and reduction rate.A comparative analysis of the conventional blast furnace and the oxygen blast furnace with top gas recycling show that the oxygen blast furnace has a higher reducing ability of gas (1.0 to 1.5 times higher for CO content),faster reduction rate (1.49 m higher for the position of ore reduction),and less direct reduction (55.2%to 79.2%less for direct reduction degree). KEY WORDS blast furnaces;mathematical models:gas;recycling:steady state:heat transfer;reaction kinetics 收稿日期：2014-11-15 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计划资助项目(2012CB720401)
工程科学学报，第 37 卷，第 4 期: 499--508，2015 年 4 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 4: 499--508，April 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 04． 015; http: / /journals． ustb． edu． cn 炉顶煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学 模型 金 鹏1) ，姜泽毅1，2) ，包 成1，2) ，陆元翔1) ，张建良3) ，张欣欣1，4) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学北京高校节能与环保工程研究中心，北京 100083 3) 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083 4) 北京科技大学冶金工业节能减排北京市重点实验室，北京 100083 通信作者，E-mail: zyjiang@ ustb． edu． cn 摘 要 结合风口回旋区燃烧和炉外煤气预热、脱除和循环的平衡关系，建立了氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型， 并采用传统高炉的运行和解剖数据对模型进行了验证分析． 通过模型研究了氧气含量和上部循环煤气流量对氧气高炉炉内 过程变量的影响规律． 结果表明: 氧气含量偏低和上部循环煤气流量不足时，会降低铁矿石还原效果，炉渣内出现大量未还 原铁氧化物; 氧气含量和上部循环煤气流量的提高可以有效提高炉内 CO 含量和铁矿石还原速度，但提高上部循环煤气流量 会大幅提升炉顶煤气温度，增大热量损失． 与传统高炉相比，氧气高炉内 CO 含量提高 1. 0 ～ 1. 5 倍，炉内气体还原性更强; 铁 矿石还原完成位置提高 1. 49 m，全炉还原反应速度更快; 直接还原度降低 55. 2% ～ 79. 2% ，炉内直接还原反应消耗的碳量更少． 关键词 高炉; 数学模型; 煤气; 循环; 稳态; 传热; 反应动力学 分类号 TF559 收稿日期: 2014--11--15 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计划资助项目( 2012CB720401) One-dimensional mathematical model for oxygen blast furnaces with top gas recycling based on heat transfer and reaction kinetics JIN Peng1) ，JIANG Ze-yi1，2) ，BAO Cheng1，2) ，LU Yuan-xiang1) ，ZHANG Jian-liang3) ，ZHANG Xin-xin1，4) 1) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Beijing Engineering Ｒesearch Center of Energy Saving and Environmental Protection，Beijing 100083，China 3) School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 4) Beijing Key Laboratory of Energy Saving and Emission Ｒeduction for Metallurgical Industry，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: zyjiang@ ustb． edu． cn ABSTＲACT A one-dimensional mathematical model based on heat transfer and reaction kinetics was developed for an oxygen blast furnace and was validated with the operating conditions and dissected data of a conventional blast furnace． The influence of oxygen concentration and upper gas volume on the smooth operation and process variables of the oxygen blast furnace was investigated by the model combined with coal combustion at tuyeres and top gas balance for separation and preheating． When the oxygen blast furnace with top gas recycling is of low oxygen concentration and upper gas volume，the reduction of iron ore is worsen and massive unreduced iron oxide comes into slag． In the oxygen blast furnace with top gas recycling，oxygen concentration and upper gas volume have significant effect on the temperature，reducing ability of gas and reduction rate． A comparative analysis of the conventional blast furnace and the oxygen blast furnace with top gas recycling show that the oxygen blast furnace has a higher reducing ability of gas ( 1. 0 to 1. 5 times higher for CO content) ，faster reduction rate ( 1. 49 m higher for the position of ore reduction) ，and less direct reduction ( 55. 2% to 79. 2% less for direct reduction degree) ． KEY WOＲDS blast furnaces; mathematical models; gas; recycling; steady state; heat transfer; reaction kinetics
·500* 工程科学学报，第37卷，第4期 CO,排放被广泛认为是影响全球变暖的主要原 艺.在二维多相流模型研究方面，Austin等通过二 因，降低碳耗、减少碳排放成为全球研究的主题.钢铁 维数学模型研究了多种炉顶煤气循环策略对高炉运行 工业消耗的能源以碳质资源为主，中国钢铁工业能耗 特性的影响，但没有考虑到氧气喷吹的影响.由于炉 占全国总能耗的17%0，其中炼铁工序的能耗占钢铁 顶煤气循环氧气高炉炼铁工艺在风口处采用氧气代替 流程总能耗的60%以上☒，因此降低炼铁工序的碳耗 空气，并在下部风口和炉身区分别喷入脱除部分C02 对于减少我国的C0,排放是非常重要的.经过近60多 后的循环煤气，因此氧气和循环煤气的影响是其工艺 年的技术发展，高炉炼铁系统通过提高焦炭和烧结矿 模型应该重点考虑的因素.之前的一维、二维动力学 质量，采用富氧鼓风、粉煤和天然气喷吹等方法，已经 模型在分析氧气高炉工艺时，仅把循环煤气性质作为 大大提高了运行效率，并使得碳耗由之前的1000kg· 边界条件给定，没有考虑炉外煤气分离、预热以及外供 降到486kg11园.要想进一步降低高炉炼铁的碳 的平衡计算，这样的模拟结果无法真实描述氧气高炉 耗，减少C0,排放，需要突破传统高炉工艺的束缚，发 本体运行与炉外循环煤气性质之间的相互影响， 展新的炼铁工艺 本文旨在建立高炉一维气固换热和反应动力学模 炉顶煤气循环氧气高炉是用氧气取代预热空气鼓 型，并结合氧气鼓风条件下的煤粉燃烧和炉顶煤气的 风操作，并将高炉煤气脱除C0,后返回高炉利用的炼 C0,脱除及加热过程能质平衡计算，分别研究氧气鼓 铁工艺，目前已发展出了多种工艺流程4-.2004年 风和煤气循环对炉内运行特性的影响，为进一步优化 欧盟制订并实施“超低C0,排放的钢铁生产技术”计划 炉顶煤气循环氧气高炉的关键参数提供理论依据 (ULCOS),其中炉顶煤气循环氧气高炉炼铁是其重点 开发的核心技术之一，已完成8m实验高炉原理示范， 1 数学模型 取得碳排放减少24%的效果.炉项煤气循环氧气高 1.1物理模型及基本假设 炉技术相对于传统高炉可以减少能耗15%~30%[0， 炉顶煤气循环氧气高炉炉体结构如图1所示，包 降低C0,排放25%~60%四，提高生产率1/3~2 括炉喉、炉身、炉腰、炉腹和炉缸.矿石和焦炭由炉顶 倍切，其中炉顶煤气经脱除C0,后的循环利用对该技 加入，矿石经过还原和软融最终转化为铁水和炉渣：氧 术作用显著，可以提高生产率25%，降低燃料比 气鼓风、煤粉和循环煤气由下排风口喷入，经风口回旋 209%☒ 区燃烧反应后形成一次煤气进入炉内，在炉内与固/熔 数学模型实验方法是研究高炉工艺的重要手段. 体物料发生反应后形成炉顶煤气排出.炉顶煤气循环 高炉数学模型主要有零维热化学平衡模型，一维反应 氧气高炉炼铁的主要操作特征有：(1)氧气代替传统 动力学模型和二维、三维多相流模型.在热化学平衡 的热风；(2)大量喷吹煤粉：(3)炉顶煤气经脱除C0, 模型方面，秦民生等四通过热化学模型与动力学模型 处理后喷入高炉循环利用.氧气高炉模型计算区域为 的联合求解，全面解析了全氧高炉炼铁新工艺(FBOF) 炉缸风口处至炉身料线处如图1所示.针对氧气高炉 的工作状态；高征铠和Sommerville同通过传统热化学 矿石 平衡模型对煤粉熔剂复合喷吹氧气高炉工艺(OCF)进 焦炭 炉项煤气 炉顶煤气外供 行理论研究：韩毅华等通过综合考虑高炉上部空区 热平衡、化学平衡和炉身效率，建立炉顶煤气循环氧气 料线处 炉顶煤气炉顶煤气 HO 鼓风高炉综合数学模型，研究重要工艺参数的变化规 (加热) (循环 固相 律；Danloy等u对欧盟的ULCOS高炉，设计了不同的 氧气高炉流程，并通过热平衡计算分析了不同流程的 CO脱除 1C0 工艺特点和节碳情况.零维热化学平衡模型忽略了高 1身 系统 气相 炉轴向流量、含量、压力和温度分布变化对炉内传热与 上循环 上循环 反应的影响，无法分析炉身处喷入循环煤气对全炉运 煤气处 煤气 行工况的作用 加热炉 在一维反应动力学模型研究方面，Matsuura等时 风口气相 针对NKK公司的实验氧气高炉建立了一维动力学模 燃烧区 下循环 ,烟气N 型，并对氧气高炉运行条件进行预测分析，但该模型没 煤气 有实现循环煤气系统的耦合计算，循环煤气只作为入 风口处煤粉 氧气鼓风 口条件；Yamaoka和Kamei建立了氧气高炉的一维 固相 模型，并搭建了小型实验高炉来验证模型，但该模型没 图1炉顶煤气循环氧气高炉结构示意图 有循环煤气的喷入，只研究了纯氧喷吹的氧气高炉工 Fig.I Schematie profile of the oxygen blast furnace with top gas re- eyeling
工程科学学报，第 37 卷，第 4 期 CO2 排放被广泛认为是影响全球变暖的主要原 因，降低碳耗、减少碳排放成为全球研究的主题． 钢铁 工业消耗的能源以碳质资源为主，中国钢铁工业能耗 占全国总能耗的 17%［1］，其中炼铁工序的能耗占钢铁 流程总能耗的 60% 以上［2］，因此降低炼铁工序的碳耗 对于减少我国的 CO2排放是非常重要的． 经过近60 多 年的技术发展，高炉炼铁系统通过提高焦炭和烧结矿 质量，采用富氧鼓风、粉煤和天然气喷吹等方法，已经 大大提高了运行效率，并使得碳耗由之前的 1000 kg· t － 1降到 486 kg·t － 1［3］． 要想进一步降低高炉炼铁的碳 耗，减少 CO2排放，需要突破传统高炉工艺的束缚，发 展新的炼铁工艺． 炉顶煤气循环氧气高炉是用氧气取代预热空气鼓 风操作，并将高炉煤气脱除 CO2后返回高炉利用的炼 铁工艺，目前已发展出了多种工艺流程［4 － 8］． 2004 年 欧盟制订并实施“超低 CO2排放的钢铁生产技术”计划 ( ULCOS) ，其中炉顶煤气循环氧气高炉炼铁是其重点 开发的核心技术之一，已完成 8 m3 实验高炉原理示范， 取得碳排放减少 24% 的效果［9］． 炉顶煤气循环氧气高 炉技术相对于传统高炉可以减少能耗 15% ～ 30%［10］， 降低 CO2 排放 25% ～ 60%［11］，提 高 生 产 率 1 /3 ～ 2 倍［7］，其中炉顶煤气经脱除 CO2后的循环利用对该技 术作用 显 著，可 以 提 高 生 产 率 25% ，降 低 燃 料 比 20%［12］． 数学模型实验方法是研究高炉工艺的重要手段． 高炉数学模型主要有零维热化学平衡模型，一维反应 动力学模型和二维、三维多相流模型． 在热化学平衡 模型方面，秦民生等［13］通过热化学模型与动力学模型 的联合求解，全面解析了全氧高炉炼铁新工艺( FBOF) 的工作状态; 高征铠和 Sommerville［5］通过传统热化学 平衡模型对煤粉熔剂复合喷吹氧气高炉工艺( OCF) 进 行理论研究; 韩毅华等［14］通过综合考虑高炉上部空区 热平衡、化学平衡和炉身效率，建立炉顶煤气循环氧气 鼓风高炉综合数学模型，研究重要工艺参数的变化规 律; Danloy 等［11］对欧盟的 ULCOS 高炉，设计了不同的 氧气高炉流程，并通过热平衡计算分析了不同流程的 工艺特点和节碳情况． 零维热化学平衡模型忽略了高 炉轴向流量、含量、压力和温度分布变化对炉内传热与 反应的影响，无法分析炉身处喷入循环煤气对全炉运 行工况的作用． 在一维反应动力学模型研究方面，Matsuura 等［15］ 针对 NKK 公司的实验氧气高炉建立了一维动力学模 型，并对氧气高炉运行条件进行预测分析，但该模型没 有实现循环煤气系统的耦合计算，循环煤气只作为入 口条件; Yamaoka 和 Kamei［16］建立了氧气高炉的一维 模型，并搭建了小型实验高炉来验证模型，但该模型没 有循环煤气的喷入，只研究了纯氧喷吹的氧气高炉工 艺． 在二维多相流模型研究方面，Austin 等［11］通过二 维数学模型研究了多种炉顶煤气循环策略对高炉运行 特性的影响，但没有考虑到氧气喷吹的影响． 由于炉 顶煤气循环氧气高炉炼铁工艺在风口处采用氧气代替 空气，并在下部风口和炉身区分别喷入脱除部分 CO2 后的循环煤气，因此氧气和循环煤气的影响是其工艺 模型应该重点考虑的因素． 之前的一维、二维动力学 模型在分析氧气高炉工艺时，仅把循环煤气性质作为 边界条件给定，没有考虑炉外煤气分离、预热以及外供 的平衡计算，这样的模拟结果无法真实描述氧气高炉 本体运行与炉外循环煤气性质之间的相互影响． 本文旨在建立高炉一维气固换热和反应动力学模 型，并结合氧气鼓风条件下的煤粉燃烧和炉顶煤气的 CO2脱除及加热过程能质平衡计算，分别研究氧气鼓 风和煤气循环对炉内运行特性的影响，为进一步优化 炉顶煤气循环氧气高炉的关键参数提供理论依据． 1 数学模型 图 1 炉顶煤气循环氧气高炉结构示意图 Fig． 1 Schematic profile of the oxygen blast furnace with top gas recycling 1. 1 物理模型及基本假设 炉顶煤气循环氧气高炉炉体结构如图 1 所示，包 括炉喉、炉身、炉腰、炉腹和炉缸． 矿石和焦炭由炉顶 加入，矿石经过还原和软融最终转化为铁水和炉渣; 氧 气鼓风、煤粉和循环煤气由下排风口喷入，经风口回旋 区燃烧反应后形成一次煤气进入炉内，在炉内与固/熔 体物料发生反应后形成炉顶煤气排出． 炉顶煤气循环 氧气高炉炼铁的主要操作特征有: ( 1) 氧气代替传统 的热风; ( 2) 大量喷吹煤粉; ( 3) 炉顶煤气经脱除 CO2 处理后喷入高炉循环利用． 氧气高炉模型计算区域为 炉缸风口处至炉身料线处如图 1 所示． 针对氧气高炉 · 005 ·
金鹏等：炉项煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型 501 运行的特点，作如下简化假设：整个系统处于稳态运行 相和固相的质量、组分和能量守恒，并采用Egun方程 状态：气体和炉料运动假定为活塞流，其中炉料的体积 和气体状态方程来补充气相动量方程的功能，描述气 流量保持恒定；气体和炉料在径向具有均匀的温度和 相的压力损失，控制方程见表1. 含量分布：反应热只作用于固体，炉体散热只作用于气 1.3化学反应及熔融相变动力学 体：气体压力和速度分布由Ergun方程和气体状态方 氧气高炉一维模型考虑的主要化学反应有铁氧化 程来共同确定 物的C0间接还原、铁氧化物的H,间接还原、C的溶损 1.2控制方程 反应、C的水煤气反应、直接还原和水气变换反应，如 氧气高炉一维数学模型考虑了稳态运行下炉内气 表2所示. 表1氧气高炉一维模型的控制方程 Table 1 Control equations for the one-dimensional model of oxygen blast furnaces 固相 气相 质量方程 a(p,u,)_ 房R(-aw] 质量方程 ap,“) 2.乞R,AwD d: 台 组分方程 ap.u2.(gR） 组分方程 ap2.元R,M) 引 能量方程 a(p.u,cT.） =,a,-)+AR(-a0] 能量方程 a(pauscT) =-hsa(T.-T）-Q Ergun方程 业_150421-8月24+L75ps0-8E d 36e 6e3 理想状态方程 p=eR.Ta Ms 注：i=1~6分别代表铁氧化物的C0和H2间接还原，溶损反应、水煤气反应、直接还原和水气变换反应：j=1~5分别代表Fe203、F304、 F0、Fe和C:k=1~5分别代表C0、C02、H2、H20和N2. 表2炉内考虑的主要化学反应 r1=(rdge.N)· Table 2 Chemical reactions in the blast furnace P 序号 化学反应 反应式 (so-o)'RI 1 3Fc203+C0=2Fe304+C02 1 1000° 1 铁氧化物的C0间接还原Fe,04+C0一-3Fe0+CO2 〖1-)÷-1]2D+1-)*k1+1/K) d。 Fe0+CO=Fe+CO (1) 3fe03+H2=2fe304+H20 (2)铁氧化物的H2间接还原.Fe,0,的H,还原类 2铁氧化物的H2间接还原Fe304+H2一3F0+H20 似于Fe,0,的C0还原，其还原速度叨计算如下： Fe0+H2 =Fe+H2O R2=(mdp。V)· 3C的溶损反应 C+C02=2C0 P 4C的水煤气反应 C+H20=C0+H2 (x-x）R7 1 5直接还原 Fe0+C=Fe+CO 1-f)+-1] 1000 6水气变换反应 C0+H20-=C02+H2 ke 2D。(1-f)k(1+1/K) (2) (1)铁氧化物的C0间接还原.铁氧化物的C0 (3)C的溶损反应.C的溶损反应忽略了气膜外 还原采用单界面未反应收缩核模型，单界面模型假定 扩散的影响，其反应速度网的计算如下： 铁矿石颗粒的未反应核仅有Fe/Fe,0,一个界面，并假 ks Pco. 定反应按照矿石颗粒周围气膜内的扩散、颗粒内的扩 R-1+koPo kPcop.6. (3) 散以及界面化学反应三个步骤稳定地进行.依据铁矿 (4)C的水煤气反应.C的水煤气反应忽略了气 石的还原程度()，采用分段形式表达铁矿石还原反 膜外扩散的影响，其反应速度网的计算如下： 应进程，即∫≤0.111时还原反应阶段为Fe,0,→fe kaPuo 04,0.111≤f.<0.333时还原反应阶段为Fe0,→fe0, R:=Es M.1+kpPoo +kaPoo +hupuo (4) f≥0.333时还原反应阶段为Fe0→Fe.Fe,0,的C0还 (5)直接还原.熔融Fe0滴落到焦炭区内，会被 原速度的计算叨如下： 固态C还原，其反应速度叨计算如下：
金 鹏等: 炉顶煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型 运行的特点，作如下简化假设: 整个系统处于稳态运行 状态; 气体和炉料运动假定为活塞流，其中炉料的体积 流量保持恒定; 气体和炉料在径向具有均匀的温度和 含量分布; 反应热只作用于固体，炉体散热只作用于气 体; 气体压力和速度分布由 Ergun 方程和气体状态方 程来共同确定． 1. 2 控制方程 氧气高炉一维数学模型考虑了稳态运行下炉内气 相和固相的质量、组分和能量守恒，并采用 Ergun 方程 和气体状态方程来补充气相动量方程的功能，描述气 相的压力损失，控制方程见表 1． 1. 3 化学反应及熔融相变动力学 氧气高炉一维模型考虑的主要化学反应有铁氧化 物的 CO 间接还原、铁氧化物的 H2间接还原、C 的溶损 反应、C 的水煤气反应、直接还原和水气变换反应，如 表 2 所示． 表 1 氧气高炉一维模型的控制方程 Table 1 Control equations for the one-dimensional model of oxygen blast furnaces 固相 气相 质量方程 ( ρsus) z = ∑ 6 i = 1 ［Ｒi ( － ΔMi ) ］ 质量方程 ( ρgug ) z = ∑ 6 i = 1 ( ＲiΔMi ) 组分方程 ( ρsus ysj) z = ∑ 6 i = 1 ( νjＲiMj) 组分方程 ( ρgug ygk ) z = ∑ 6 i = 1 ( νkＲiMk ) 能量方程 ( ρsuscsTs) z = hgsa( Tg － Ts) + ∑ 6 i = 1 ［Ｒi ( － ΔHi ) ］ 能量方程 ( ρgug cgTg ) z = － hgsa( Tg － Ts) － Qloss Ergun 方程 dP dz = 150μgS2 ( 1 － ε) 2 ug 36ε3 + 1. 75ρgS( 1 － ε) u2 g 6ε3 理想状态方程 P = ρgＲgTg Mg 注: i = 1 ～ 6 分别代表铁氧化物的 CO 和 H2间接还原、溶损反应、水煤气反应、直接还原和水气变换反应; j = 1 ～ 5 分别代表 Fe2O3、Fe3O4、 FeO、Fe 和 C; k = 1 ～ 5 分别代表 CO、CO2、H2、H2O 和 N2 ． 表 2 炉内考虑的主要化学反应 Table 2 Chemical reactions in the blast furnace 序号 化学反应 反应式 1 铁氧化物的 CO 间接还原 3Fe2O3 + CO 2Fe 3O4 + CO2 Fe3O4 + CO 3FeO + CO 2 FeO + CO Fe + CO 2 2 铁氧化物的 H2 间接还原 3Fe2O3 + H2 2Fe3O4 + H2O Fe3O4 + H2 3FeO + H2O FeO + H2 Fe + H2O 3 C 的溶损反应 C + CO2 2CO 4 C 的水煤气反应 C + H2O CO + H 2 5 直接还原 FeO + C Fe + CO 6 水气变换反应 CO + H2O CO 2 + H2 ( 1) 铁氧化物的 CO 间接还原． 铁氧化物的 CO 还原采用单界面未反应收缩核模型，单界面模型假定 铁矿石颗粒的未反应核仅有 Fe / Fe2O3一个界面，并假 定反应按照矿石颗粒周围气膜内的扩散、颗粒内的扩 散以及界面化学反应三个步骤稳定地进行． 依据铁矿 石的还原程度( fs ) ，采用分段形式表达铁矿石还原反 应进程，即 fs≤0. 111 时还原反应阶段为 Fe2 O3 →Fe3 O4，0. 111≤fs ＜ 0. 333 时还原反应阶段为 Fe3O4→FeO， fs≥0. 333 时还原反应阶段为 FeO→Fe． Fe2O3的 CO 还 原速度的计算［17］如下: Ｒ1 = ( πd2 oφ － 1 o No )· ( xCO － xCO，e )· P ＲgTg 1 kf1 + ［( 1 － fs) － 1 3 － 1］·do 2Ds1 + 1 ( 1 － fs) 2 3 k1 ( 1 + 1/K1 ) · 1 1000． ( 1) ( 2) 铁氧化物的 H2间接还原． Fe2O3的 H2还原类 似于 Fe2O3的 CO 还原，其还原速度［17］计算如下: Ｒ2 = ( πd2 oφ － 1 o No )· ( xH2 － xH2，e )· P ＲgTg 1 kf2 + ［( 1 － fs) － 1 3 － 1］·do 2Ds2 + 1 ( 1 － fs) 2 3 k2 ( 1 + 1/K2 ) · 1 1000． ( 2) ( 3) C 的溶损反应． C 的溶损反应忽略了气膜外 扩散的影响，其反应速度［18］的计算如下: Ｒ3 = k31PCO2 1 + k32PCO + k33PCO2 ρsεsωc ． ( 3) ( 4) C 的水煤气反应． C 的水煤气反应忽略了气 膜外扩散的影响，其反应速度［19］的计算如下: Ｒ4 = Ef ( m0 cNc M ) c k41PH2O 1 + k42PCO2 + k43PCO + k44PH2O ． ( 4) ( 5) 直接还原． 熔融 FeO 滴落到焦炭区内，会被 固态 C 还原，其反应速度［17］计算如下: · 105 ·
·502* 工程科学学报，第37卷，第4期 Ro=koa creo (5) 逆向流动问题，模型采用全场迭代 (6)水气变换反应.水气变换反应速度是基于 (2)风口燃烧.基于风口回旋区的质量守恒和能 800~1100℃温度范围的实验数据所得0，其反应速 量守恒，并根据风口处所喷入的氧气鼓风、煤粉、循环 度计算如下： 煤气等条件计算出反应后的一次煤气流量、成分、温 R:=6.4exc P exp(-281314/R,T.) 度、焦炭反应量等参数.其中考虑的化学反应有C的 T √/1+14.158×10-xuP/T, 不完全燃烧、C的水煤气反应以及C的溶损反应. ,ep(-238260/RT）(6) (3)炉外煤气平衡.炉外煤气平衡是基于炉外煤 √+4.24×10xcoP/T. 气物料、能量守恒和氧气高炉系统氮守恒进行计算，可 (7)矿石和炉渣熔融相变过程.由于模型内只有 以获取加热循环煤气所需热量、剩余炉顶煤气的外供 气固两相，未考虑熔融液相，因此本文采用等效比热容 量、循环煤气的流量和成分：N,通过加热炉内的炉顶煤 法对矿石和炉渣的熔融相变过程进行处理.熔融相变 气燃烧过程排出，避免N,在氧气高炉内积累 过程由传热速率控制，熔融相变速率的计算如下： 炉项煤气循环氧气高炉模型的计算流程如图2所 R.=hea(T.-7.) 示.基于矿比、焦比以及原料成分来确定固相的流量、 (7) AH。 组分和温度，并作为高炉一维模型炉顶处的固相入口 1.4气固换热及热物性参数的确定 条件：经风口燃烧计算所得的一次煤气的流量、组分和 (1)气固换热系数.学者们提出了很多气固换热 温度作为高炉一维模型下排风口处的气相入口条件： 系数，如Raz四在单颗粒气固换热的基础上提出了填 经炉外煤气平衡计算所得循环煤气的流量、组分和温 充床条件下的气固换热系数，Akiyama等圆根据实验 度作为高炉一维模型上排风口和风口回旋区燃烧计算 研究提出了逆向移动床气固换热系数.由于高炉内存 的气相入口条件；高炉一维模型的炉底处固相出口条 在复杂的化学反应，因此炉内气固换热系数需要针对 件和炉顶处气相出口条件都设为完全发展条件. 炉内复杂情况进行相应的修正.本文采用Hatano和 1.6高炉一维模型验证分析 Kurita根据高炉解剖数据修正所获取的气固换热系 炉顶煤气循环氧气高炉处于研发论证阶段，在国 数，气固换热系数计算公式如下： 开始 Nu=2.0+0.6(9Re.)pPrn (8) 输入高炉尺寸结构：混合矿，焦炭 4=y学u (9) 鼓风、煤粉，循环煤气的成分和温度： 铁水生产率、比、煤比、鼓风量， 循环煤气量：鼓风压力 (2)气体黏度.混合气体的黏度计算采用常用的 经验公式如下： 假定循环煤气成分 ∑xM . 八g= (10) 风口燃烧区 风口燃烧区的能质平衡计算 ∑，Mn 改变循环 (3)气、固相比热容.炉内气相和固相的平均比 计算炉内化学反应速率 煤气成分 热容根据混合物的比热容平均而得，其表达式如下： 算炉内气体 c=∑cr 质量流量、成分和温度 (11) 本体 一维模型 1.5计算方法及流程 计算炉内固体质量流量 成分和温度 炉顶煤气循环氧气高炉的数值计算包括高炉一维 气固换热与反应动力学模型求解、氧气鼓风条件下的 炉顶煤气 平衡系统 循环煤气系统能质平衡计算 煤粉燃烧和炉顶煤气脱除以及加热过程能质平衡 计算. 炉内变量收敛？ 否 (1)高炉一维模型.一维模型的空间离散采用交 上是 错网格，将温度、组分和压力等在正常的网格节点上存 输出结果 储和计算，将速度放在错位后的网格上存储和计算. 由于该模型只考虑了轴向一维过程，忽略了气固流动 C停止○ 和传热过程的扩散项，导致贝克列数很大，因此方程离 图2模型的计算流程 散采用一阶迎风的差分格式.为了解决炉内气固两相 Fig.2 Flow chart of calculation in the simulation model
工程科学学报，第 37 卷，第 4 期 Ｒ6 = k6 ac c 2 FeO ． ( 5) ( 6) 水气变换反应． 水气变换反应速度是基于 800 ～ 1100 ℃温度范围的实验数据所得［20］，其反应速 度计算如下: Ｒ7 = 6. 4εx 1 2 CO xH2O ( P T ) g 3 2 exp( － 281314 /ＲgTg ) 1 + 14. 158 × 10 － 5 xH2 槡 P / Tg － 0. 12εxCO2 x 1 2 H2 ( P T ) g 3 2 exp ( － 238260 /ＲgTg ) 1 + 4. 24 × 10 － 5 x 槡 CO P / Tg ． ( 6) ( 7) 矿石和炉渣熔融相变过程． 由于模型内只有 气固两相，未考虑熔融液相，因此本文采用等效比热容 法对矿石和炉渣的熔融相变过程进行处理． 熔融相变 过程由传热速率控制［21］，熔融相变速率的计算如下: Ｒm = hgsa( Tg － Ts) ΔHm ． ( 7) 1. 4 气固换热及热物性参数的确定 ( 1) 气固换热系数． 学者们提出了很多气固换热 系数，如 Ｒanz［22］在单颗粒气固换热的基础上提出了填 充床条件下的气固换热系数，Akiyama 等［23］根据实验 研究提出了逆向移动床气固换热系数． 由于高炉内存 在复杂的化学反应，因此炉内气固换热系数需要针对 炉内复杂情况进行相应的修正． 本文采用 Hatano 和 Kurita［24］根据高炉解剖数据修正所获取的气固换热系 数，气固换热系数计算公式如下: Nu = 2. 0 + 0. 6 ( 9Ｒeg ) 1 /3 Pr1 /2 ． ( 8) hgs = γ kg dp Nu． ( 9) ( 2) 气体黏度． 混合气体的黏度计算采用常用的 经验公式如下: μg = ∑ N i = 1 xiM1 /2 i μi ∑ N i = 1 xiM1 /2 i ． ( 10) ( 3) 气、固相比热容． 炉内气相和固相的平均比 热容根据混合物的比热容平均而得，其表达式如下: c = ∑ N i ciyi ． ( 11) 1. 5 计算方法及流程 炉顶煤气循环氧气高炉的数值计算包括高炉一维 气固换热与反应动力学模型求解、氧气鼓风条件下的 煤粉燃烧和炉顶煤气脱除以及加热过程能质平衡 计算． ( 1) 高炉一维模型． 一维模型的空间离散采用交 错网格，将温度、组分和压力等在正常的网格节点上存 储和计算，将速度放在错位后的网格上存储和计算． 由于该模型只考虑了轴向一维过程，忽略了气固流动 和传热过程的扩散项，导致贝克列数很大，因此方程离 散采用一阶迎风的差分格式． 为了解决炉内气固两相 逆向流动问题，模型采用全场迭代． ( 2) 风口燃烧． 基于风口回旋区的质量守恒和能 量守恒，并根据风口处所喷入的氧气鼓风、煤粉、循环 煤气等条件计算出反应后的一次煤气流量、成分、温 度、焦炭反应量等参数． 其中考虑的化学反应有 C 的 不完全燃烧、C 的水煤气反应以及 C 的溶损反应． ( 3) 炉外煤气平衡． 炉外煤气平衡是基于炉外煤 气物料、能量守恒和氧气高炉系统氮守恒进行计算，可 以获取加热循环煤气所需热量、剩余炉顶煤气的外供 量、循环煤气的流量和成分; N2通过加热炉内的炉顶煤 气燃烧过程排出，避免 N2在氧气高炉内积累． 炉顶煤气循环氧气高炉模型的计算流程如图 2 所 示． 基于矿比、焦比以及原料成分来确定固相的流量、 组分和温度，并作为高炉一维模型炉顶处的固相入口 条件; 经风口燃烧计算所得的一次煤气的流量、组分和 温度作为高炉一维模型下排风口处的气相入口条件; 经炉外煤气平衡计算所得循环煤气的流量、组分和温 度作为高炉一维模型上排风口和风口回旋区燃烧计算 的气相入口条件; 高炉一维模型的炉底处固相出口条 件和炉顶处气相出口条件都设为完全发展条件． 图 2 模型的计算流程 Fig． 2 Flow chart of calculation in the simulation model 1. 6 高炉一维模型验证分析 炉顶煤气循环氧气高炉处于研发论证阶段，在国 · 205 ·
金鹏等：炉项煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型 ·503· 内外还没有用于实际生产，只有小型实验高炉，如瑞典 向分布为中心气流型，煤气成分沿径向分布不均.表4 的8m3实验高炉.本文工作是为莱钢3号高炉(125m 中对三个测点成分进行算术平均，模拟所得炉顶煤气 高炉)探讨炉顶煤气循环氧气高炉改造的可能性，并 成分与实测算术平均结果吻合很好.通过模拟结果与 根据停炉前解剖所获得的炉内数据来验证分析模型结 高炉解剖和实测数据的对比分析可知，本模型计算结 果.莱钢3号高炉的结构尺寸、运行条件和原料性质 果合理，趋势正确，能够较好地反映炉内的换热及还原 如表3所示 反应规律 表3传统高炉的运行条件 10 Table 3 Operating conditions of the conventional blast furnace 运行条件 数值 高炉有效容积/m3 124.87 6 T(计算值) 高炉有效高度/m 14.15 773K(观测值) 5 973K(观测值) 炉喉直径/m 2.7 1073K(观测值) 炉腰直径/m 3 1273K(观测值) 3.9 a1373k(观测值) 炉缸直径/m 3.2 P1573K(观值) 生产率/(td) 450 200 4006008001000.12001400160018002000 煤比/(kgt) 天 炉料温度K 焦比/(kgt1) 446 图3炉料温度的模拟结果与解剂数据的对比 Fig.3 Comparison of solid temperature between calculated results 矿比/(kgt1) 1450 and tested data 渣比/(kgt) 361 鼓风流量/(m3minl) 412 表4炉顶煤气成分模拟结果与实测数据（摩尔分数）的对比 Table 4 Comparison of top gas composition between calculated results 鼓风温度/℃ 920 and tested data % 鼓风压力/kPa 137 实测值 鼓风内富氧率/% 0.5 成分 计算值 1(中心)2（径向中部）3（壁面）平均值 鼓风湿度/% 2.0 25.67 21.28 23.49 23.4823.25 矿石粒径/mm 19.5 CO, 15.89 24.31 20.16 20.1220.06 焦炭粒径/mm 53.0 矿石孔隙率/% 25 2 分析与讨论 焦炭孔隙率/% 45 矿石形状系数 0.6 2.1氧气高炉工艺的还原效果分析 焦炭形状系数 0.72 在传统高炉(125m)结构尺寸的基础上进行了炉 顶煤气循环氧气高炉的工艺设计和数值模拟.相对于 在停炉解剖之前，高炉运行中投放大量的石墨盒， 传统高炉，炉顶煤气循环氧气高炉采用常温氧气代替 停炉后，通过分析石墨盒信息来获取炉料温度分布情 热空气，大幅增加喷煤量，减少焦炭消耗（本文选定焦 况.由于该高炉采用打水急冷方式进行停炉冷却，停 比190kgt,煤比170kgt):脱除水分后的炉顶煤 炉过程中炉料位置会下降，因此炉料所测试的等温线 气在真空变压吸附(VPSA)装置中脱除大部分(90% 根据炉料下降情况进行了相应的修正.炉料温度 左右)的C02,再利用炉顶煤气（或其他燃料）燃烧将 模拟结果与解剖实测温度的对比如图3所示.从图3 其预热到1173K,然后在上下双排风口处喷入炉内循 中可见，由于高炉本身是二维轴对称结构，因此与炉料 环利用.这样，鼓风氧气含量和鼓风量以及上、下循环 实测温度相比，一维模型的模拟结果只能表示炉料等 煤气喷吹流量成为氧气高炉工艺的主要技术参数 温线的平均高度：但结果对比显示模拟计算所得的炉 本文根据鼓风氧气含量和工艺总需氧量确定鼓风 料温度在合理范围内，并与实测温度的趋势一致.为 流量，并将下排风口处喷入的循环煤气流量设定为 了验证炉顶煤气成分，在高炉运行期间，对炉顶煤气成 300m3t以保证回旋区合适的燃烧温度，将鼓风氧气 分进行了检测.在炉顶处设置了三个测点，分别为炉 含量和上部循环煤气流量作为关键参数，来分析氧气 喉中心处、炉喉内壁、中心与内壁的中间位置.炉顶煤 高炉的铁矿石还原效果.铁元素在炉渣中的分配率为 气成分模拟结果与检测结果的对比情况见表4.该高 0.003~0.01,因此合理的铁矿石还原度应该大于 炉的解剖结果显示其软融带为倒V型，因此煤气流径 99%.氧气含量和上部循环煤气流量对风口处铁矿石
金 鹏等: 炉顶煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型 内外还没有用于实际生产，只有小型实验高炉，如瑞典 的 8 m3 实验高炉． 本文工作是为莱钢 3 号高炉( 125 m3 高炉) 探讨炉顶煤气循环氧气高炉改造的可能性，并 根据停炉前解剖所获得的炉内数据来验证分析模型结 果． 莱钢 3 号高炉的结构尺寸、运行条件和原料性质 如表 3 所示． 表 3 传统高炉的运行条件 Table 3 Operating conditions of the conventional blast furnace 运行条件 数值 高炉有效容积/m3 124. 87 高炉有效高度/m 14. 15 炉喉直径/m 2. 7 炉腰直径/m 3. 9 炉缸直径/m 3. 2 生产率/( t·d － 1 ) 450 煤比/( kg·t － 1 ) 64 焦比/( kg·t － 1 ) 446 矿比/( kg·t － 1 ) 1450 渣比/( kg·t － 1 ) 361 鼓风流量/( m3 ·min － 1 ) 412 鼓风温度/℃ 920 鼓风压力/ kPa 137 鼓风内富氧率/% 0. 5 鼓风湿度/% 2. 0 矿石粒径/mm 19. 5 焦炭粒径/mm 53. 0 矿石孔隙率/% 25 焦炭孔隙率/% 45 矿石形状系数 0. 6 焦炭形状系数 0. 72 在停炉解剖之前，高炉运行中投放大量的石墨盒， 停炉后，通过分析石墨盒信息来获取炉料温度分布情 况． 由于该高炉采用打水急冷方式进行停炉冷却，停 炉过程中炉料位置会下降，因此炉料所测试的等温线 根据炉料下降情况进行了相应的修正［25］． 炉料温度 模拟结果与解剖实测温度的对比如图 3 所示． 从图 3 中可见，由于高炉本身是二维轴对称结构，因此与炉料 实测温度相比，一维模型的模拟结果只能表示炉料等 温线的平均高度; 但结果对比显示模拟计算所得的炉 料温度在合理范围内，并与实测温度的趋势一致． 为 了验证炉顶煤气成分，在高炉运行期间，对炉顶煤气成 分进行了检测． 在炉顶处设置了三个测点，分别为炉 喉中心处、炉喉内壁、中心与内壁的中间位置． 炉顶煤 气成分模拟结果与检测结果的对比情况见表 4． 该高 炉的解剖结果显示其软融带为倒 V 型，因此煤气流径 向分布为中心气流型，煤气成分沿径向分布不均． 表 4 中对三个测点成分进行算术平均，模拟所得炉顶煤气 成分与实测算术平均结果吻合很好． 通过模拟结果与 高炉解剖和实测数据的对比分析可知，本模型计算结 果合理，趋势正确，能够较好地反映炉内的换热及还原 反应规律． 图 3 炉料温度的模拟结果与解剖数据的对比 Fig． 3 Comparison of solid temperature between calculated results and tested data 表 4 炉顶煤气成分模拟结果与实测数据( 摩尔分数) 的对比 Table 4 Comparison of top gas composition between calculated results and tested data % 成分 实测值 1( 中心) 2( 径向中部) 3( 壁面) 平均值 计算值 CO 25. 67 21. 28 23. 49 23. 48 23. 25 CO2 15. 89 24. 31 20. 16 20. 12 20. 06 2 分析与讨论 2. 1 氧气高炉工艺的还原效果分析 在传统高炉( 125 m3 ) 结构尺寸的基础上进行了炉 顶煤气循环氧气高炉的工艺设计和数值模拟． 相对于 传统高炉，炉顶煤气循环氧气高炉采用常温氧气代替 热空气，大幅增加喷煤量，减少焦炭消耗( 本文选定焦 比 190 kg·t － 1，煤比 170 kg·t － 1 ) ; 脱除水分后的炉顶煤 气在真空变压吸附( VPSA) 装置中脱除大部分( 90% 左右) 的 CO2，再利用炉顶煤气( 或其他燃料) 燃烧将 其预热到 1173 K，然后在上下双排风口处喷入炉内循 环利用． 这样，鼓风氧气含量和鼓风量以及上、下循环 煤气喷吹流量成为氧气高炉工艺的主要技术参数． 本文根据鼓风氧气含量和工艺总需氧量确定鼓风 流量，并将下排风口处喷入的循环煤气流量设定为 300 m3 ·t － 1以保证回旋区合适的燃烧温度，将鼓风氧气 含量和上部循环煤气流量作为关键参数，来分析氧气 高炉的铁矿石还原效果． 铁元素在炉渣中的分配率为 0. 003 ～ 0. 01［26］，因此合理的铁矿石还原度应该大于 99% ． 氧气含量和上部循环煤气流量对风口处铁矿石 · 305 ·
·504· 工程科学学报，第37卷，第4期 还原度的影响如图4.从图中可见最终铁矿石的还原 100 0 度随鼓风氧气含量和上部循环煤气流量的减少而降 8女 -0 低.与传统高炉相比，氧气高炉工艺采用常温氧气鼓 99 风，并取消传统热风炉，因此需要循环预热煤气补充炉 98 内热量.氧气含量和循环煤气流量偏低时，炉内所需 热量无法得到充分补充，影响铁矿石的还原效果.当 97 氧气含量和上部循环煤气流量低到一定程度时，底部 96 铁矿石还原度会低于99%，大量未还原铁氧化物进入 -g-m=500m 炉渣，氧气高炉的铁矿石还原效果较差.为了保证氧 95 气高炉有较好的铁矿石还原效果（下部铁矿石还原度 60 6 707580 85 90 大于99%)，在之后的参数分析中，将鼓风氧气摩尔分 鼓风氧气摩尔分数% 数设定在80%~99%范围内，上部循环煤气流量设定 图4氧气含量和上部循环煤气流量对底部铁矿石还原度的影响 在300~500m31范围内. Fig.4 Effect of oxygen concentration and upper gas volume on re- duction degree of ore at main tuyeres level 2.2氧气高炉工艺关键参数的影响 基于气固换热与反应动力学的高炉一维模型，选 79.2%.提高上部循环煤气流量会消耗掉大量的炉顶 定传统高炉和九种典型氧气高炉工况条件，计算获得 煤气来预热和循环，使得外供煤气量大幅减少，甚至还 主要工艺参数如表5.可以看出：氧气含量和上部循环 会需要外购燃料预热循环煤气.当氧气摩尔分数为 煤气流量的增加可以有效提高炉顶煤气和循环煤气的 90%,上部循环煤气流量为500m31,或氧气摩尔分 还原性，降低全炉的直接还原度：与传统高炉相比，氧 数为99%，上部循环煤气流量大于等于400m3t时， 气高炉工况条件的直接还原度可以降低55.2%~ 都没有可以外供的炉顶煤气 表5传统高炉与氧气高炉的主要工艺参数 Table 5 Key process parameters of the conventional blast fumace and the oxygen blast fumace VI V21 循环煤气成分 1 2/ 1 序号 % (m3t-l)(m3t1) 体积比② (m3.t-1) 炉项煤气成分② (m3t-1) % 0 22 1318 一 1750 23.2:20.1:2.1:1.1:53.5④ 1473 41.8 1 80 300 269 56.1:5.6:10.6:28.0③ 1204 36.9:33.9:7.0:3.8:18.4④ 127 18.7 80 400 269 54.5:4.8:10.1:30.68 1300 36.7:32.1:6.8:3.7:20.6④ 68 17.3 3 80 500 269 53.4:4.4:9.6:32.5③ 1395 36.8:30.6:6.6:3.6:22.4④ 20 16.8 90 300 239 64.9:5.7:12.4:16.98 1170 41.0:36.2:7.9:4.1:10.8④ 74 16.9 5 90 400 239 63.0:5.3:11.8:19.9③ 1262 41.0:34.4:7.6:4.1:12.9④ 11 15.1 6 90 500 239 61.8:4.8:11.1:22.23 1357 41.3:32.4:7.4:4.0:14.93 0 13.5 99 300 217 76.6:6.3:14.72.4③ 1132 46.6:38.3:8.9:4.6:1.5④ 15 12.0 8 99 400 217 77.0:5.8:14.0:3.2③ 1225 48.2:36.4:8.7:4.6:2.0④ 0 9.3 9 99 500 217 77.6:5.3:13.2:3.9③ 1318 50.0:34.4:8.5:4.4:2.6④ 0 87 注：①预设值：②计算值：③C0:C02:H2:N2:④C0:C02:H2:H2O:N2 上部循环煤气流量为400m·t时，氧气含量对 氧气摩尔分数为99%时，上部循环煤气流量对炉 炉内温度、组分及还原度分布的影响如图5.可以看 内温度、组分及还原度分布的影响如图6.可以看出， 出：当氧气摩尔分数由80%提高到99%时，全炉温度 当上部循环煤气流量由300m3·t提高到500m3t 都会有所提高，下排风口处固体温度提高了113K,炉 时，上部固体温度会有明显提高，炉料软融开始位置提 料软融开始位置(1573K处)提高0.34m(L,),炉料软 高了0.22m(13),热滞留区（固体温度在1173K和 融相变会更早开始；全炉气体C0摩尔分数可以提高 1273K之间)的距离由3.12m(l)提高到4.17m(l,): 18.5%~31.2%,其中下排风口处气体C0摩尔分数 炉内上部区域气体C0含量有所提高，其中炉顶气体 提高18.5%，炉顶气体C0摩尔分数提高31.2%，全炉 C0摩尔分数提高了7.5%：铁矿石还原完成位置提高 气体的还原性得到加强：全炉范围的铁矿石还原度都 了0.83m(l。),全炉还原速度有所提高. 会有所提高，其中铁矿石还原完成位置提高1.50m 氧气含量和上部循环煤气流量对风口燃烧温度和 (2),全炉还原速度更快，铁矿石全部还原更早完成 炉顶煤气温度的影响如图7.可以看出，氧气摩尔分数
工程科学学报，第 37 卷，第 4 期 还原度的影响如图 4． 从图中可见最终铁矿石的还原 度随鼓风氧气含量和上部循环煤气流量的减少而降 低． 与传统高炉相比，氧气高炉工艺采用常温氧气鼓 风，并取消传统热风炉，因此需要循环预热煤气补充炉 内热量． 氧气含量和循环煤气流量偏低时，炉内所需 热量无法得到充分补充，影响铁矿石的还原效果． 当 氧气含量和上部循环煤气流量低到一定程度时，底部 铁矿石还原度会低于 99% ，大量未还原铁氧化物进入 炉渣，氧气高炉的铁矿石还原效果较差． 为了保证氧 气高炉有较好的铁矿石还原效果( 下部铁矿石还原度 大于 99% ) ，在之后的参数分析中，将鼓风氧气摩尔分 数设定在 80% ～ 99% 范围内，上部循环煤气流量设定 在 300 ～ 500 m3 ·t － 1范围内． 2. 2 氧气高炉工艺关键参数的影响 基于气固换热与反应动力学的高炉一维模型，选 定传统高炉和九种典型氧气高炉工况条件，计算获得 主要工艺参数如表 5． 可以看出: 氧气含量和上部循环 煤气流量的增加可以有效提高炉顶煤气和循环煤气的 还原性，降低全炉的直接还原度; 与传统高炉相比，氧 气高炉工况条件的直接还原度可以降低 55. 2% ～ 图 4 氧气含量和上部循环煤气流量对底部铁矿石还原度的影响 Fig． 4 Effect of oxygen concentration and upper gas volume on reduction degree of ore at main tuyeres level 79. 2% ． 提高上部循环煤气流量会消耗掉大量的炉顶 煤气来预热和循环，使得外供煤气量大幅减少，甚至还 会需要外购燃料预热循环煤气． 当氧气摩尔分数为 90% ，上部循环煤气流量为 500 m3 ·t － 1，或氧气摩尔分 数为 99% ，上部循环煤气流量大于等于 400 m3 ·t － 1时， 都没有可以外供的炉顶煤气． 表 5 传统高炉与氧气高炉的主要工艺参数 Table 5 Key process parameters of the conventional blast furnace and the oxygen blast furnace 序号 xO2 / % V① up / ( m3 ·t － 1 ) V② b / ( m3 ·t － 1 ) 循环煤气成分 体积比② V② top / ( m3 ·t － 1 ) 炉顶煤气成分② V② out / ( m3 ·t － 1 ) r ② d / % 0 22 — 1318 — 1750 23. 2∶ 20. 1∶ 2. 1∶ 1. 1∶ 53. 5④ 1473 41. 8 1 80 300 269 56. 1∶ 5. 6∶ 10. 6∶ 28. 0③ 1204 36. 9∶ 33. 9∶ 7. 0∶ 3. 8∶ 18. 4④ 127 18. 7 2 80 400 269 54. 5∶ 4. 8∶ 10. 1∶ 30. 6③ 1300 36. 7∶ 32. 1∶ 6. 8∶ 3. 7∶ 20. 6④ 68 17. 3 3 80 500 269 53. 4∶ 4. 4∶ 9. 6∶ 32. 5③ 1395 36. 8∶ 30. 6∶ 6. 6∶ 3. 6∶ 22. 4④ 20 16. 8 4 90 300 239 64. 9∶ 5. 7∶ 12. 4∶ 16. 9③ 1170 41. 0∶ 36. 2∶ 7. 9∶ 4. 1∶ 10. 8④ 74 16. 9 5 90 400 239 63. 0∶ 5. 3∶ 11. 8∶ 19. 9③ 1262 41. 0∶ 34. 4∶ 7. 6∶ 4. 1∶ 12. 9④ 11 15. 1 6 90 500 239 61. 8∶ 4. 8∶ 11. 1∶ 22. 2③ 1357 41. 3∶ 32. 4∶ 7. 4∶ 4. 0∶ 14. 9④ 0 13. 5 7 99 300 217 76. 6∶ 6. 3∶ 14. 7∶ 2. 4③ 1132 46. 6∶ 38. 3∶ 8. 9∶ 4. 6∶ 1. 5④ 15 12. 0 8 99 400 217 77. 0∶ 5. 8∶ 14. 0∶ 3. 2③ 1225 48. 2∶ 36. 4∶ 8. 7∶ 4. 6∶ 2. 0④ 0 9. 3 9 99 500 217 77. 6∶ 5. 3∶ 13. 2∶ 3. 9③ 1318 50. 0∶ 34. 4∶ 8. 5∶ 4. 4∶ 2. 6④ 0 8. 7 注∶ ①预设值; ②计算值; ③ CO∶ CO2 ∶ H2 ∶ N2 ; ④CO∶ CO2 ∶ H2 ∶ H2O∶ N2 ． 上部循环煤气流量为 400 m3 ·t － 1 时，氧气含量对 炉内温度、组分及还原度分布的影响如图 5． 可以看 出: 当氧气摩尔分数由 80% 提高到 99% 时，全炉温度 都会有所提高，下排风口处固体温度提高了 113 K，炉 料软融开始位置( 1573 K 处) 提高 0. 34 m( l1 ) ，炉料软 融相变会更早开始; 全炉气体 CO 摩尔分数可以提高 18. 5% ～ 31. 2% ，其中下排风口处气体 CO 摩尔分数 提高 18. 5% ，炉顶气体 CO 摩尔分数提高 31. 2% ，全炉 气体的还原性得到加强; 全炉范围的铁矿石还原度都 会有所提高，其中铁矿石还原完成位置提高 1. 50 m ( l2 ) ，全炉还原速度更快，铁矿石全部还原更早完成． 氧气摩尔分数为 99% 时，上部循环煤气流量对炉 内温度、组分及还原度分布的影响如图 6． 可以看出， 当上部循环煤气流量由 300 m3 ·t － 1提高到 500 m3 ·t － 1 时，上部固体温度会有明显提高，炉料软融开始位置提 高了 0. 22 m( l3 ) ，热滞 留 区( 固 体 温 度 在 1173 K 和 1273 K 之间) 的距离由 3. 12 m( l4 ) 提高到 4. 17 m( l5 ) ; 炉内上部区域气体 CO 含量有所提高，其中炉顶气体 CO 摩尔分数提高了 7. 5% ; 铁矿石还原完成位置提高 了 0. 83 m( l6 ) ，全炉还原速度有所提高． 氧气含量和上部循环煤气流量对风口燃烧温度和 炉顶煤气温度的影响如图 7． 可以看出，氧气摩尔分数 · 405 ·
金鹏等：炉顶煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型 ·505· ·--80% ---909% -99% 6 5 4 3 0 500 10001500 200030405060708090020406080100 T/K x/% f1% 图5氧气摩尔分数对炉内过程变量的影响 Fig.5 Effect of oxygen concentration on internal process variables -300m.r ---400m3.r1 …500m3rl 7 6 5 4- 3 2 04 500 10001500 200030405060708090020406080100 T/K u/% Lyc% 图6上部循环煤气流量对炉内过程变量的影响 Fig.6 Effect of upper gas volume on internal process variables 提高10%，风口燃烧温度会升高55K,炉项煤气温度 热量损失方面考虑，上部循环煤气流量不宜过大.因 可以降低7K.上部循环煤气流量提高100m3·t,风 此，在综合考虑全炉还原速度和热量损失下，选取鼓风 口燃烧温度几乎不变，炉顶煤气温度会升高46K. 氧气摩尔分数为99%，上部循环煤气流量为300m3· 通过研究发现，氧气鼓风和煤气循环技术的应用 t作为该氧气高炉工况的较优参数组合 可以大幅降低炉内直接还原度，有效减少直接还原反 2.3氧气高炉工艺与传统高炉对比 应消耗碳量，降低氧气高炉系统所需焦炭.提高氧气 选取炉顶煤气循环氧气高炉的较优参数组合工况 含量可以有效加强全炉气体的还原性，大幅提高铁矿 (x。,=99%,Vm=300m31),并与传统高炉进行对 石还原速度，同时降低炉顶煤气温度，减少热量损失， 比，如图8.可以看出：氧气高炉内气体质量流量远低 但会提高风口燃烧温度，必要时需采取调整下排风口 于传统高炉，在高炉下部气体质量流量明显低于固体 处煤粉和煤气喷入量等手段，以防止风口燃烧温度过 质量流量，仅为传统高炉气体质量流量的44%：通过 高引起高炉下部区域过热.提高上部循环煤气流量在 炉身处喷入循环煤气，氧气高炉的气体质量流量得到 一定程度上提高上部区域气体还原性和全炉还原速 有效补充并超过固体质量流量，但只占传统高炉质量 度，但会显著提高炉顶煤气温度，从减少外排炉顶煤气 流量的61%左右.氧气高炉内气体C0含量在全炉范
金 鹏等: 炉顶煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型 图 5 氧气摩尔分数对炉内过程变量的影响 Fig． 5 Effect of oxygen concentration on internal process variables 图 6 上部循环煤气流量对炉内过程变量的影响 Fig． 6 Effect of upper gas volume on internal process variables 提高 10% ，风口燃烧温度会升高 55 K，炉顶煤气温度 可以降低 7 K． 上部循环煤气流量提高 100 m3 ·t － 1，风 口燃烧温度几乎不变，炉顶煤气温度会升高 46 K． 通过研究发现，氧气鼓风和煤气循环技术的应用 可以大幅降低炉内直接还原度，有效减少直接还原反 应消耗碳量，降低氧气高炉系统所需焦炭． 提高氧气 含量可以有效加强全炉气体的还原性，大幅提高铁矿 石还原速度，同时降低炉顶煤气温度，减少热量损失， 但会提高风口燃烧温度，必要时需采取调整下排风口 处煤粉和煤气喷入量等手段，以防止风口燃烧温度过 高引起高炉下部区域过热． 提高上部循环煤气流量在 一定程度上提高上部区域气体还原性和全炉还原速 度，但会显著提高炉顶煤气温度，从减少外排炉顶煤气 热量损失方面考虑，上部循环煤气流量不宜过大． 因 此，在综合考虑全炉还原速度和热量损失下，选取鼓风 氧气摩尔分数为 99% ，上部循环煤气流量为 300 m3 · t － 1作为该氧气高炉工况的较优参数组合． 2. 3 氧气高炉工艺与传统高炉对比 选取炉顶煤气循环氧气高炉的较优参数组合工况 ( xO2 = 99% ，Vup = 300 m3 ·t － 1 ) ，并与传统高炉进行对 比，如图 8． 可以看出: 氧气高炉内气体质量流量远低 于传统高炉，在高炉下部气体质量流量明显低于固体 质量流量，仅为传统高炉气体质量流量的 44% ; 通过 炉身处喷入循环煤气，氧气高炉的气体质量流量得到 有效补充并超过固体质量流量，但只占传统高炉质量 流量的 61% 左右． 氧气高炉内气体 CO 含量在全炉范 · 505 ·
·506· 工程科学学报，第37卷，第4期 2500 ■一风口理论燃烧温度 ▲一炉顶煤气温度 2400 2300 600- 500 400 90 100 300 400 500 % V /m'.g) 图7氧气含量和上循环煤气流量对风口燃烧温度和炉顶煤气温度的影响 Fig.7 Effect of oxygen concentration and upper gas volume on flame temperature and top gas temperature 10 : : 一一·传统高炉0 :··传统高0 氧气高炉C0j 10 12 20 40 60 80 质量流量从g·少 x/% 传统高炉（固相） 传统高炉 传统高炉（气相） 氧气高炉 氧气高炉（固相） 氧气高炉（气相） 4 1 500 1000 1500 2000 2500020406080100 温度K f/除 图8氧气高护与传统高炉炉内过程变量对比.(“)气固质量流量和气体组分的摩尔分数：(b)气固温度和铁矿石还原度 Fig.8 Comparison of process variables between the oxygen blast furnace and the conventional blast fumace:(a)gas/solid mass flow and gas molar fractions;(b)gas/solid temperature and fractional reduction of iron ore
工程科学学报，第 37 卷，第 4 期 图 7 氧气含量和上循环煤气流量对风口燃烧温度和炉顶煤气温度的影响 Fig． 7 Effect of oxygen concentration and upper gas volume on flame temperature and top gas temperature 图 8 氧气高炉与传统高炉炉内过程变量对比． ( a) 气固质量流量和气体组分的摩尔分数; ( b) 气固温度和铁矿石还原度 Fig． 8 Comparison of process variables between the oxygen blast furnace and the conventional blast furnace: ( a) gas/ solid mass flow and gas molar fractions; ( b) gas/ solid temperature and fractional reduction of iron ore · 605 ·
金鹏等：炉顶煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型 507 围都要高于传统高炉，在风口处和炉顶处分别高出 csc. 气体和固体比热容，Jkg1K: 1.5倍和1.0倍，因此氧气高炉内的气体还原性更强 d。,de,d 铁矿石、焦炭和石灰石颗粒的粒径，m; 氧气高炉内气体流量不足使得炉内整体温度偏低且下 颗粒平均粒径，m: 部区域的气体温度下降较快，炉内温度偏低导致炉料 高炉气体中组分i的扩散系数，m2s: 软融开始位置要比传统高炉低1.41m(L,）,即炉料在 D.,De C0和H2在还原铁内扩散系数，m2s: 较晚时刻开始软融相变：在炉身处喷入预热煤气会有 D3,D4Ds C02在焦炭内、H20在焦炭内以及C02在 效补充炉内热量，使得上升气流温度的快速下降趋势 Ca0内扩散系数，m2sl: 减缓.氧气高炉工况条件下的直接还原度远低于传统 E 水气转化反应的有效因子： 高炉，因此氧气高炉内铁矿石直接还原反应较少，即炉 f.h 铁矿石还原度和石灰石分解度： 内中下部区域的直接还原反应耗热大大降低，这导致 G.C. 气体和固体质量流量，kg·s: 氧气高炉软融区域的厚度会更薄，比传统高炉薄 气固换热系数，Wm2K: 1.11m(1,-1),同时氧气高炉下部区域的固体升温速 △H 第i个化学反应的反应热，J小kmol': 度大于传统高炉.传统高炉的铁矿石在风口处全部还 气体热导率，小msl…K: 原，而氧气高炉的强还原气氛把铁矿石还原完成位置 第i个化学反应的气膜传质系数，m·s: 提高了1.49m(1,),与传统高炉相比，在相同的有效容 h1,,h5,h6 反应速度常数，单位分别为ms1、ms、 积利用系数和铁水生产率的条件下，氧气高炉内铁矿 kmol+m2s和m3.kg1sl; 石全部还原更早完成，还原反应速度更快 长分 溶损反应的反应速度常数，kmol·kg1· 3结论 Pa-l.s-1; k32,kas 溶损反应的吸附平衡常数，Pa: (1)建立了考虑炉顶煤气循环和氧气鼓风的高炉 kat 水煤气反应的反应速度常数，Pas: 一维气固换热和反应动力学模型，并采用传统高炉生 ka,kas,k 水煤气反应的吸附平衡常数，Pa: 产和解剖数据对模型进行了验证，模型计算不需要假 第i个化学反应的平衡常数： 定炉身效率、直接还原度等宏观参数. 下 me 焦炭内碳的质量分数： (2)氧气高炉底部的铁矿石还原度随氧气含量和 上部循环煤气流量的降低而减小.在给定焦比和煤比 M 组分i的摩尔质量，kg*kmol'; △M: 第i个化学反应的摩尔质量变化量，kg· 条件下，氧气含量和上部循环煤气流量需维持在一定 范围，才能保证氧气高炉有足够高的铁矿石还原效果 kmol-1 N。,N,N 单位体积床层内铁矿石、焦炭和石灰石颗 (3)提高氧气含量对提高炉内温度、C0含量和还 粒数量，m3: 原速度有显著贡献，氧气摩尔分数每提高10%，铁矿 u Nusselt数： 石还原完成位置提高0.50m,而风口燃烧温度也会提 P 气体总压力，Pa: 高55K.为避免高氧气含量引起的炉内下部区域过 分 组分i的分压力，Pa: 热，可考虑采取增大下部循环煤气流量等技术措施 哈 Prandtl数； (4)提高上部循环煤气流量会提高炉身区域的温 Ra 气体常数，Jmol-.Kl: 度和C0含量并加速全炉还原，上部循环煤气流量每 及 第i个化学反应的反应速度，kmol·m3. 提高100m3t,铁矿石还原完成的量纲一的高度提 s-1: 高0.028，炉顶煤气温度提高46K.从减少炉顶煤气热 R 铁矿石和炉渣的软融速度，kmol·m3s; 量损失方面考虑，上部循环煤气流量不宜过大 Rep 颗粒Reynolds数； (5)与传统高炉相比，氧气高炉整体温度偏低，下 u。u 气体表观速度和固体下降速度，ms: 部区域气体温降和固体温升速度更快：全炉范围内的 V,Vm,Vp,鼓风量、上部循环煤气量、炉顶煤气量和炉 C0含量高出1~1.5倍，炉内气体还原性更强：铁矿石 顶煤气外供量，mt: 还原完成位置高出1.49m,还原反应速度更快：直接还 ToT. 气体和固体温度，K: 原度降低55.2%~79.2%，炉内直接还原耗碳更少. T 风口处气体理论燃烧温度，K: 符号表 Xi 组分i的摩尔分数： 比表面积，m: yi 组分i的质量分数： 焦炭反应的有效比表面积，m: 距风口处高度，m: U 组分i的摩尔浓度，kmol.m3: 料床平均空隙度：
金 鹏等: 炉顶煤气循环氧气高炉一维气固换热与反应动力学模型 围都要高于传统高炉，在风口处和炉顶处分别高出 1. 5 倍和 1. 0 倍，因此氧气高炉内的气体还原性更强． 氧气高炉内气体流量不足使得炉内整体温度偏低且下 部区域的气体温度下降较快，炉内温度偏低导致炉料 软融开始位置要比传统高炉低 1. 41 m( l7 ) ，即炉料在 较晚时刻开始软融相变; 在炉身处喷入预热煤气会有 效补充炉内热量，使得上升气流温度的快速下降趋势 减缓． 氧气高炉工况条件下的直接还原度远低于传统 高炉，因此氧气高炉内铁矿石直接还原反应较少，即炉 内中下部区域的直接还原反应耗热大大降低，这导致 氧气高 炉 软 融 区 域 的 厚 度 会 更 薄，比 传 统 高 炉 薄 1. 11 m( l7 － l8 ) ，同时氧气高炉下部区域的固体升温速 度大于传统高炉． 传统高炉的铁矿石在风口处全部还 原，而氧气高炉的强还原气氛把铁矿石还原完成位置 提高了 1. 49 m( l9 ) ，与传统高炉相比，在相同的有效容 积利用系数和铁水生产率的条件下，氧气高炉内铁矿 石全部还原更早完成，还原反应速度更快． 3 结论 ( 1) 建立了考虑炉顶煤气循环和氧气鼓风的高炉 一维气固换热和反应动力学模型，并采用传统高炉生 产和解剖数据对模型进行了验证，模型计算不需要假 定炉身效率、直接还原度等宏观参数． ( 2) 氧气高炉底部的铁矿石还原度随氧气含量和 上部循环煤气流量的降低而减小． 在给定焦比和煤比 条件下，氧气含量和上部循环煤气流量需维持在一定 范围，才能保证氧气高炉有足够高的铁矿石还原效果． ( 3) 提高氧气含量对提高炉内温度、CO 含量和还 原速度有显著贡献，氧气摩尔分数每提高 10% ，铁矿 石还原完成位置提高 0. 50 m，而风口燃烧温度也会提 高 55 K． 为避免高氧气含量引起的炉内下部区域过 热，可考虑采取增大下部循环煤气流量等技术措施． ( 4) 提高上部循环煤气流量会提高炉身区域的温 度和 CO 含量并加速全炉还原，上部循环煤气流量每 提高 100 m3 ·t － 1，铁矿石还原完成的量纲一的高度提 高 0. 028，炉顶煤气温度提高 46 K． 从减少炉顶煤气热 量损失方面考虑，上部循环煤气流量不宜过大． ( 5) 与传统高炉相比，氧气高炉整体温度偏低，下 部区域气体温降和固体温升速度更快; 全炉范围内的 CO 含量高出 1 ～ 1. 5 倍，炉内气体还原性更强; 铁矿石 还原完成位置高出 1. 49 m，还原反应速度更快; 直接还 原度降低 55. 2% ～ 79. 2% ，炉内直接还原耗碳更少． 符号表 a 比表面积，m － 1 ; ac 焦炭反应的有效比表面积，m － 1 ; Ci 组分 i 的摩尔浓度，kmol·m － 3 ; cg，cs 气体和固体比热容，J·kg － 1·K － 1 ; do，dc，dL 铁矿石、焦炭和石灰石颗粒的粒径，m; dp 颗粒平均粒径，m; Di 高炉气体中组分 i 的扩散系数，m2 ·s － 1 ; Ds1，Ds2 CO 和 H2在还原铁内扩散系数，m2 ·s － 1 ; Ds3，Ds4，Ds5 CO2在焦炭内、H2 O 在焦炭内以及 CO2 在 CaO 内扩散系数，m2 ·s － 1 ; Ef 水气转化反应的有效因子; fs，fL 铁矿石还原度和石灰石分解度; Gg，Gs 气体和固体质量流量，kg·s － 1 ; hgs 气固换热系数，W·m － 2·K － 1 ; ΔHi 第 i 个化学反应的反应热，J·kmol － 1 ; kg 气体热导率，J·m － 1·s － 1·K － 1 ; kfi 第 i 个化学反应的气膜传质系数，m·s － 1 ; k1，k2，k5，k6 反应速度常数，单位分别为 m·s － 1、m·s － 1、 kmol·m － 2·s － 1和 m3 ·kg － 1·s － 1 ; k31 溶损反应的反应速度常数，kmol·kg － 1· Pa － 1·s － 1 ; k32，k33 溶损反应的吸附平衡常数，Pa － 1 ; k41 水煤气反应的反应速度常数，Pa － 1·s － 1 ; k42，k43，k44 水煤气反应的吸附平衡常数，Pa － 1 ; Ki 第 i 个化学反应的平衡常数; mc 焦炭内碳的质量分数; Mi 组分 i 的摩尔质量，kg·kmol － 1 ; ΔMi 第 i 个化学反应的摩尔质量变化量，kg· kmol － 1 ; No，Nc，NL 单位体积床层内铁矿石、焦炭和石灰石颗 粒数量，m － 3 ; Nu Nusselt 数; P 气体总压力，Pa; Pi 组分 i 的分压力，Pa; Pr Prandtl 数; Ｒg 气体常数，J·mol － 1·K － 1 ; Ｒi 第 i 个化学反应的反应速度，kmol·m － 3· s － 1 ; Ｒm 铁矿石和炉渣的软融速度，kmol·m － 3·s － 1 ; ＲeP 颗粒 Ｒeynolds 数; ug，us 气体表观速度和固体下降速度，m·s － 1 ; Vb，Vup，Vtop， Vout 鼓风量、上部循环煤气量、炉顶煤气量和炉 顶煤气外供量，m3 ·t － 1 ; Tg，Ts 气体和固体温度，K; Tf 风口处气体理论燃烧温度，K; xi 组分 i 的摩尔分数; yi 组分 i 的质量分数; z 距风口处高度，m; ε 料床平均空隙度; · 705 ·
·508· 工程科学学报，第37卷，第4期 p。9ePL 铁矿石、焦炭和石灰石的形状系数： formance with top gas recycling.ISIJ Int,1998,38(3):239 ps 混合气体的黏度，Pas: [13]Qin M S,Qi B M.The full oxygen blast fumace FOBF) 组分i的黏度，Pas: process Proceeding of the Sicth International Iron and Steel L Congress.Nagoya,1990:589 密度，kg°m3. [14]Han Y H,Wang JS,Li Y Z,et al.Comprehensive mathemati- cal model of top gas recycling-oxygen blast fumnaces.J Unir Sci 参考文献 Technol Beijing,2011,33 (10)1280 Lin BQ,Wu Y,Zhang L.Estimates of the potential for energy (韩毅华，王静松，李燕珍，等.炉顶煤气循环一氧气鼓风高 conservation in the Chinese steel industry.Energy Policy,2011, 炉综合数学模型.北京科技大学学报，2011,33(10)：1280) 39(6):3680 [15]Matsuura M,Mitsufuji H,Furukawa T,et al.Development of 2]Chen G J.Analysis of energy consumption and energysaving of the oxygen blast furnace process /Proceeding of the Sixth Inter- iron-making system.Energy Metall Ind,2010,29 (4):11 national Iron and Steel Congress.Nagoya,1990:581 (陈冠军.炼铁系统能耗分析及节能.治金能源，2010,29 [16]Yamaoka H,Kamei Y.Theoretical study on an oxygen blast fur- (4):11) nace using mathematical simulation model.IS//Int,1992,32 [3]Van der Stel J,LouwerseG,Sert D,et al.Top gas recyeling blast (6):701 furnace developments for green and sustainable ironmaking.Iron- [17]Muchi I,Yagi J,Tamura K,et al.Reaction kinetics in the blast making Steelmaking,2013,40(7):483 furnace.J Jpn Inst Met,1966,30(9):826 4]Lu W K.Use of sponge iron in ironmaking.Scand J Metall, [18]Kobayashi S,Omori Y.The chemical reaction rate of the solution 1993,22(3):122 loss of coke.Tetsu-to-Hagane,1977,63 (7):1081 5]Gao Z K,Sommerville I.Study on OCF blast fumnace process. [19]Miyasaka N,Kondo S.The rate of cokes gasification by gas con- Iron Steel,1994,29(6):13 sisting of CO2,H2O,CO,H2 and N2.Tetsu-to-Hagane,1968, (高征铠，Sommerville I.氧气煤粉熔剂复合喷吹(OCF)高炉 54(14):1427 炼铁工艺的研究.钢铁，1994,29(6)：13) [20]Graven W M,Long F J.Kinetics and mechanisms of the two op- Fink F.Suspension smelting reduction:a new method of hot iron posing reactions of the equilibrium CO+H2O=CO2 +H2.JAm production.Steel Times,1996,224(11)389 Chem Soc,1954,76(10):2602 Qin M S,Gao Z K,Wang G L.Study on blast furnace operation 21]Kubo H,Nishiyama T,Kyoguchi G,et al.A dynamic one-di- with all oxygen blast.Iron Steel,1987,22(12):2 mensional simulation model of the blast fumace process.Kacasa- (秦民生，高征铠，王冠伦高炉全氧鼓风操作的研究.钢铁， ki Steel Giho,1982,14(2):134 1987,22(12):2) 22]Ranz W.Friction and transfer coefficients for single particles and 8]Ohno Y,Matsuura M,Mitsufuji H,et al.Process characteristics packed beds.Chem Eng Prog,1952,48(5):247 of a commercial-scale oxygen blast furnace process with shaft gas 23]Akivama T,Takahashi R,Yagi J.Measurement of heat transfer injection.ISI/Int,1992,32(7)838 rate between particle and fluid in counter-current moving beds. Danloy G,Berthelemot A,Borlee J,et al.ULCOS:pilot testing Tetsu-o-Hagane,1990,76(6):848 of the low-CO2 blast fumace process at the experimental BF in B24]Hatano M,Kurita K.A mathematical model of blast furnace con- Lulea.Rev Metall,2009,106(1):1 sidering radial distribution of gas flow,heat transfer and reac- [10]Han Y,Xue Q,Li Y.Prospect analysis on new iron making tions.Tetsu-to-Hagane,1980,66(13):1898 technology of oxygen blast fumnace and gas-recycle /Adranced D5]Omori Y.Blast Furnace Phenomena and Modeling.New York: Materials Research.Shenzhen,2011:417 Elsevier Science Publishing Co Ine,1987 [11]Danloy G,Van der Stel J,Schmole P.Heat and mass balances D6]Na S R.Calculation of Iron Making Process.Beijing:Metallurgi- in the ULCOS blast furnace /Proceedings of the 4th Ulcos semi- cal Industry Press,1999:18 nar.Duisburg,2008:1 (那树人.炼铁工艺计算.北京：治金工业出版社，1999： [2]Austin P R,Nogami H,Yagi J.Prediction of blast furmace per- 18)
工程科学学报，第 37 卷，第 4 期 φo，φc，φL 铁矿石、焦炭和石灰石的形状系数; μg 混合气体的黏度，Pa·s; μi 组分 i 的黏度，Pa·s; ρ 密度，kg·m － 3 ． 参 考 文 献 ［1］ Lin B Q，Wu Y，Zhang L． Estimates of the potential for energy conservation in the Chinese steel industry． Energy Policy，2011， 39( 6) : 3680 ［2］ Chen G J． Analysis of energy consumption and energy-saving of iron-making system． Energy Metall Ind，2010，29( 4) : 11 ( 陈冠军． 炼铁系统能耗分析及节能． 冶金能源，2010，29 ( 4) : 11) ［3］ Van der Stel J，Louwerse G，Sert D，et al． Top gas recycling blast furnace developments for green and sustainable ironmaking． Ironmaking Steelmaking，2013，40( 7) : 483 ［4］ Lu W K． Use of sponge iron in ironmaking． Scand J Metall， 1993，22( 3) : 122 ［5］ Gao Z K，Sommerville I． Study on OCF blast furnace process． Iron Steel，1994，29( 6) : 13 ( 高征铠，Sommerville I． 氧气煤粉熔剂复合喷吹( OCF) 高炉 炼铁工艺的研究． 钢铁，1994，29( 6) : 13) ［6］ Fink F． Suspension smelting reduction: a new method of hot iron production． Steel Times，1996，224( 11) : 389 ［7］ Qin M S，Gao Z K，Wang G L． Study on blast furnace operation with all oxygen blast． Iron Steel，1987，22( 12) : 2 ( 秦民生，高征铠，王冠伦． 高炉全氧鼓风操作的研究． 钢铁， 1987，22( 12) : 2) ［8］ Ohno Y，Matsuura M，Mitsufuji H，et al． Process characteristics of a commercial-scale oxygen blast furnace process with shaft gas injection． ISIJ Int，1992，32( 7) : 838 ［9］ Danloy G，Berthelemot A，Borlee J，et al． ULCOS: pilot testing of the low-CO2 blast furnace process at the experimental BF in Lule． Ｒev Metall，2009，106( 1) : 1 ［10］ Han Y，Xue Q，Li Y． Prospect analysis on new iron making technology of oxygen blast furnace and gas-recycle / / Advanced Materials Ｒesearch． Shenzhen，2011: 417 ［11］ Danloy G，Van der Stel J，Schmole P． Heat and mass balances in the ULCOS blast furnace / / Proceedings of the 4th Ulcos seminar． Duisburg，2008: 1 ［12］ Austin P Ｒ，Nogami H，Yagi J． Prediction of blast furnace performance with top gas recycling． ISIJ Int，1998，38( 3) : 239 ［13］ Qin M S，Qi B M． The full oxygen blast furnace ( FOBF ) process / / Proceeding of the Sixth International Iron and Steel Congress． Nagoya，1990: 589 ［14］ Han Y H，Wang J S，Li Y Z，et al． Comprehensive mathematical model of top gas recycling-oxygen blast furnaces． J Univ Sci Technol Beijing，2011，33( 10) : 1280 ( 韩毅华，王静松，李燕珍，等． 炉顶煤气循环--氧气鼓风高 炉综合数学模型． 北京科技大学学报，2011，33( 10) : 1280) ［15］ Matsuura M，Mitsufuji H，Furukawa T，et al． Development of the oxygen blast furnace process / / Proceeding of the Sixth International Iron and Steel Congress． Nagoya，1990: 581 ［16］ Yamaoka H，Kamei Y． Theoretical study on an oxygen blast furnace using mathematical simulation model． ISIJ Int，1992，32 ( 6) : 701 ［17］ Muchi I，Yagi J，Tamura K，et al． Ｒeaction kinetics in the blast furnace． J Jpn Inst Met，1966，30( 9) : 826 ［18］ Kobayashi S，Omori Y． The chemical reaction rate of the solution loss of coke． Tetsu-to-Hagane，1977，63( 7) : 1081 ［19］ Miyasaka N，Kondo S． The rate of cokes gasification by gas consisting of CO2，H2O，CO，H2 and N2 ． Tetsu-to-Hagane，1968， 54( 14) : 1427 ［20］ Graven W M，Long F J． Kinetics and mechanisms of the two opposing reactions of the equilibrium CO + H2O = CO2 + H2 ． J Am Chem Soc，1954，76( 10) : 2602 ［21］ Kubo H，Nishiyama T，Kyoguchi G，et al． A dynamic one-dimensional simulation model of the blast furnace process． Kawasaki Steel Giho，1982，14( 2) : 134 ［22］ Ｒanz W． Friction and transfer coefficients for single particles and packed beds． Chem Eng Prog，1952，48( 5) : 247 ［23］ Akiyama T，Takahashi Ｒ，Yagi J． Measurement of heat transfer rate between particle and fluid in counter-current moving beds． Tetsu-to-Hagane，1990，76( 6) : 848 ［24］ Hatano M，Kurita K． A mathematical model of blast furnace considering radial distribution of gas flow，heat transfer and reactions． Tetsu-to-Hagane，1980，66( 13) : 1898 ［25］ Omori Y． Blast Furnace Phenomena and Modeling． New York: Elsevier Science Publishing Co Inc，1987 ［26］ Na S Ｒ． Calculation of Iron Making Process． Beijing: Metallurgical Industry Press，1999: 18 ( 那树人． 炼铁工艺计算． 北京: 冶金工业出版社，1999: 18) · 805 ·