D0I:10.13374/h.issn1001-053x.2011.10.013 第33卷第10期 北京科技大学学报 Vol.33 No.10 2011年10月 Journal of University of Science and Technology Beijing 0ct.2011 炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉综合数学模型 韩毅华 王静松区 李燕珍佘雪峰孔令坛薛庆国 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:wangingsong@usth.edu.cn 摘要为了研究开发炉顶煤气循环氧气鼓风高炉炼铁新工艺，建立其综合数学模型.模型由高炉各个区域煤气成分计算 方程、高炉上部空区热平衡模型、热化学平衡模型和炉身效率模型组成.用此模型计算了该炼铁工艺的基本工艺参数.结果 表明：新工艺的焦比为200kgt1,煤比为200kgt·,相比传统高炉，燃料比降低22.9%；风口循环煤气量对风口理论燃烧温 度影响较大，风口循环煤气量每增加10mt时，风口理论燃烧温度降低17.6K.此外，应用此模型还可以计算任何原料和燃 料等条件下的炼铁工艺参数，研究相同原料和燃料条件下的各个工艺参数的变化规律 关键词氧气高炉；煤气循环：数学模型：工艺参数 分类号T℉538.5 Comprehensive mathematical model of top gas recycling-oxygen blast furnaces HAN Yi-hua,WANG Jing-song,LI Yan-zhen,SHE Xue-feng,KONG Ling-tan,XUE Qing-guo State Key Laboratory for Advanced Metallurgy,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:wangjingsong@ustb.edu.en ABSTRACT A comprehensive mathematical model was established to develop a new iron-making process for a top gas recycling and oxygen blast furnace.The model consists of the calculation equations for gas composition of each area in the blast furnace,the thermal equilibrium model on the top skip area of the blast furnace,the thermo-ehemical balance model,and the stack efficiency model.Oper- ating parameters for the new iron-making process were calculated with the model.The results show that the coke rate and the coal rate of the new iron-making process are both 200 kg't,and in comparison with a traditional blast furnace,the fuel ratio decreases by 22.9%.In addition,the tuyere circulation gas quantity has great influence on the theoretical combustion temperature.When the tuyere circulation gas quantity increases by 10mt,the theoretical combustion temperature decreases by 17.6K.Furthermore,the model could be applied to calculate the operating parameters when the raw materials and fuel conditions are different,and the change laws of operating parameters under the same raw materials and fuel conditions also could be studied with this model. KEY WORDS oxygen blast furnaces:gas recycling:mathematical models;process parameters 目前，以焦炭为主要原料的传统高炉炼铁技术 生产率高、高喷煤量、低焦比和煤气热值较高等优越 在生产效率、能量利用等方面的发展已近乎完美，但 性1-习.欧盟2004年制订并实施了“超低C02炼 在全球焦煤资源匮乏和环境恶化等压力下，需要开 钢”计划(ULCOS),高炉炉顶煤气循环技术一新 发以煤为主要能源的新的炼铁工艺.以粉煤和纯氧 型无氮气高炉技术(TGR-BF)是其重点开发的技术 为主要原料的炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁技 之一，其目标是减少炼铁碳消耗25%，目前己完成 术是最有可能实现规模化应用的煤一氧炼铁新工艺 8m3高炉实验，达到了预期效果，并已启动产业化开 之一炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁技术是用 发计划，目标是到2020年实现工业生产-，但由 纯氧鼓风取代传统的预热空气鼓风操作，并将高炉 于技术保密，其公开报道的资料很少.采用数学模 煤气脱除C02后返回高炉利用的炼铁工艺，其具有 拟的方法是研究新技术的重要手段.秦民生等建立 收稿日期：2010-09-28 基金项目：国家重点基础研究发展计划资助项目(973计划)(No.2012CB720401):国家科技支撑计划资助项目(No.2011BAC01B02)
第 33 卷 第 10 期 2011 年 10 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 33 No． 10 Oct． 2011 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉综合数学模型 韩毅华 王静松 李燕珍 佘雪峰 孔令坛 薛庆国 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 为了研究开发炉顶煤气循环μ氧气鼓风高炉炼铁新工艺，建立其综合数学模型． 模型由高炉各个区域煤气成分计算 方程、高炉上部空区热平衡模型、热化学平衡模型和炉身效率模型组成． 用此模型计算了该炼铁工艺的基本工艺参数． 结果 表明: 新工艺的焦比为 200 kg·t － 1 ，煤比为 200 kg·t － 1 ，相比传统高炉，燃料比降低 22. 9% ; 风口循环煤气量对风口理论燃烧温 度影响较大，风口循环煤气量每增加 10 m3 ·t － 1 时，风口理论燃烧温度降低 17. 6 K． 此外，应用此模型还可以计算任何原料和燃 料等条件下的炼铁工艺参数，研究相同原料和燃料条件下的各个工艺参数的变化规律． 关键词 氧气高炉; 煤气循环; 数学模型; 工艺参数 分类号 TF538. 5 Comprehensive mathematical model of top gas recycling-oxygen blast furnaces HAN Yi-hua，WANG Jing-song ，LI Yan-zhen，SHE Xue-feng，KONG Ling-tan，XUE Qing-guo State Key Laboratory for Advanced Metallurgy，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: wangjingsong@ ustb． edu． cn ABSTRACT A comprehensive mathematical model was established to develop a new iron-making process for a top gas recycling and oxygen blast furnace． The model consists of the calculation equations for gas composition of each area in the blast furnace，the thermal equilibrium model on the top skip area of the blast furnace，the thermo-chemical balance model，and the stack efficiency model． Operating parameters for the new iron-making process were calculated with the model． The results show that the coke rate and the coal rate of the new iron-making process are both 200 kg·t － 1 ，and in comparison with a traditional blast furnace，the fuel ratio decreases by 22. 9% ． In addition，the tuyere circulation gas quantity has great influence on the theoretical combustion temperature． When the tuyere circulation gas quantity increases by 10 m3 ·t － 1 ，the theoretical combustion temperature decreases by 17. 6 K． Furthermore，the model could be applied to calculate the operating parameters when the raw materials and fuel conditions are different，and the change laws of operating parameters under the same raw materials and fuel conditions also could be studied with this model． KEY WORDS oxygen blast furnaces; gas recycling; mathematical models; process parameters 收稿日期: 2010--09--28 基金项目: 国家重点基础研究发展计划资助项目( 973 计划) ( No． 2012CB720401) ; 国家科技支撑计划资助项目( No． 2011BAC01B02) 目前，以焦炭为主要原料的传统高炉炼铁技术 在生产效率、能量利用等方面的发展已近乎完美，但 在全球焦煤资源匮乏和环境恶化等压力下，需要开 发以煤为主要能源的新的炼铁工艺． 以粉煤和纯氧 为主要原料的炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁技 术是最有可能实现规模化应用的煤--氧炼铁新工艺 之一． 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁技术是用 纯氧鼓风取代传统的预热空气鼓风操作，并将高炉 煤气脱除 CO2 后返回高炉利用的炼铁工艺，其具有 生产率高、高喷煤量、低焦比和煤气热值较高等优越 性［1--2］． 欧盟 2004 年制订并实施了“超低 CO2 炼 钢”计划( ULCOS) ，高炉炉顶煤气循环技术———新 型无氮气高炉技术( TGR--BF) 是其重点开发的技术 之一，其目标是减少炼铁碳消耗 25% ，目前已完成 8 m3 高炉实验，达到了预期效果，并已启动产业化开 发计划，目标是到 2020 年实现工业生产［3--4］，但由 于技术保密，其公开报道的资料很少． 采用数学模 拟的方法是研究新技术的重要手段． 秦民生等建立 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2011.10.013
第10期 韩毅华等：炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉综合数学模型 ·1281· 了高炉炼铁过程综合数学模型因，即热化学模型与 炉顶煤气。 动力学模型的联合求解方法，并全面解析了氧气高 焦炭 2 煤 外供 ☑3 炉炼铁新工艺(FOBF)的操作状态.高征铠等提出 CO.+H.O 了OC℉炼铁工艺，并运用传统热化学平衡模型对其 4 进行了理论研究圆.Yamaoka和Kamei运用一维氧 1173K净煤气 03 气高炉数学模型计算了NKK公司试验高炉的操作 参数口.以往的氧气高炉数学模型延用了传统热化 1173K净煤气 学平衡模型的计算方法，没有同时综合考虑高炉上 渣氧气煤粉 下区域的热平衡和炉身效率的因素，所计算得到的 铁水 结果有一定的局限性.因此，本文建立了炉项煤气 1一高炉：2一除尘系统：3一加压装置：4一C02+H20脱除设备： 循环一氧气鼓风高炉综合数学模型，模型由高炉各 5一加热设备 个区域煤气成分计算模型、高炉上部空区热平衡模 图1炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁工艺流程图 型、热化学平衡模型和炉身效率模型组成并联合求 Fig.1 Ironmaking process flow diagram of a top gas recycling and 解.此模型主要是在保障五个计算原则的前提下进 oxygen blast furnace 行模拟计算，具有一定的可靠性.本文详细描述了 鹰=嘴+b(X号+Xo) (5) 模型形式、求解方法、计算原则及其应用情况，并求 嗯=代+bx (6) 解出炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁工艺的基本 式中：鹰、和鹰分别为炉腹区域C0、H2和N2 工艺操作参数，为研究开发该新炼铁工艺提供理论 气体体积，m3t-1;VcoI为直接还原生成的C0气体 依据. 体积，m3t. 1炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉综合数学 (3)刚进入炉身区域. 模型 V8=2Vo,+b(X8+2x品2+Xo)+Vo直+cX8品 1.1炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁工艺流程 (7) 设计 院，=嘴+b(X品+X6o)+cX, (8) 结合己有的氧气高炉工艺流程-山，提出的炉 V=袋+bg+c (9) 顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁工艺流程示意图如 隐=cX品 (10) 图1所示.其工艺特点如下：(1)炉缸和炉身各设一 V喻o=cXo (11) 排风口：(2)炉缸风口吹入常温氧气并大量喷吹煤 式中：V隐暗、晓、隐，和，分别为刚进入炉身区 粉，同时送入预热并脱除CO2和H0的炉顶煤气： 域C0、H2、N2、C02和H20气体体积，m3t-:c为炉 (3)炉身风口吹入预热并脱除C02和H,0的炉顶 煤气；(4)外供一部分煤气. 身循环煤气量，m3t1:X品、X,X代，、X0,和X,o分 1.2高炉各个区域煤气成分计算方程 别为炉身循环煤气中C0、H2、N2、CO2和H,0气体 (1)炉缸区域. 体积分数 高=2Vo,+b(x品+2X品，+Xo) (4)炉顶区域. (1) 席=嘴+b(X号+X6o) (2) 离=2o,+b(X品+2X品+Xo)+ 克=+bx (3) Vcoi+cX80+感-Veo间牦 (12) 式中：、和分别为炉缸区域C0、H2和N, 哪=嘴+b(X号，+X6,0)+cX号+借-V间耗 (13) 气体体积，m3·t:Vo,为风口前碳燃烧耗氧量， m3t:b为风口前循环煤气量，m3t:、分 =+bx+cx代+， (14) 别为煤粉挥发分中H、N,气体体积，m3t1;品 V愿=Vo0间生+V8,+cX80, (15) 、品，和X分别为风口循环煤气中C0、 V源o=VH0间生+V,o4+cX0 (16) H2、N2、C02和H,0气体体积分数 式中：V调、VV源、V顺和V源。分别为炉顶区域C0、 (2)炉腹区域. H2、N2、C02和H,0气体体积，m3t:Vco间能V间耗 =2Vo,+b(X品+2X品2+Xo)+Voi(4) 分别为间接还原消耗C0、H2气体体积，m3·t1;
第 10 期 韩毅华等: 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉综合数学模型 了高炉炼铁过程综合数学模型［5］，即热化学模型与 动力学模型的联合求解方法，并全面解析了氧气高 炉炼铁新工艺( FOBF) 的操作状态． 高征铠等提出 了 OCF 炼铁工艺，并运用传统热化学平衡模型对其 进行了理论研究［6］． Yamaoka 和 Kamei 运用一维氧 气高炉数学模型计算了 NKK 公司试验高炉的操作 参数［7］． 以往的氧气高炉数学模型延用了传统热化 学平衡模型的计算方法，没有同时综合考虑高炉上 下区域的热平衡和炉身效率的因素，所计算得到的 结果有一定的局限性． 因此，本文建立了炉顶煤气 循环--氧气鼓风高炉综合数学模型，模型由高炉各 个区域煤气成分计算模型、高炉上部空区热平衡模 型、热化学平衡模型和炉身效率模型组成并联合求 解． 此模型主要是在保障五个计算原则的前提下进 行模拟计算，具有一定的可靠性． 本文详细描述了 模型形式、求解方法、计算原则及其应用情况，并求 解出炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁工艺的基本 工艺操作参数，为研究开发该新炼铁工艺提供理论 依据． 1 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉综合数学 模型 1. 1 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁工艺流程 设计 结合已有的氧气高炉工艺流程［8--11］，提出的炉 顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁工艺流程示意图如 图 1 所示． 其工艺特点如下: ( 1) 炉缸和炉身各设一 排风口; ( 2) 炉缸风口吹入常温氧气并大量喷吹煤 粉，同时送入预热并脱除 CO2 和 H2O 的炉顶煤气; ( 3) 炉身风口吹入预热并脱除 CO2 和 H2O 的炉顶 煤气; ( 4) 外供一部分煤气． 1. 2 高炉各个区域煤气成分计算方程 ( 1) 炉缸区域． V缸 CO = 2VO2 + b( XC2 CO + 2XC2 CO2 + XC2 H2O) ( 1) V缸 H2 = V煤 H2 + b( XC2 H2 + XC2 H2O) ( 2) V缸 N2 = V煤 N2 + bXC2 N2 ( 3) 式中: V缸 CO、V缸 H2 和 V缸 N2 分别为炉缸区域 CO、H2 和 N2 气体体 积，m3 ·t － 1 ; VO2 为风口前碳燃烧耗氧量， m3 ·t － 1 ; b 为风口前循环煤气量，m3 ·t － 1 ; V煤 H2 、V煤 N2 分 别为煤粉挥发分中 H2、N2 气体体积，m3 ·t － 1 ; XC2 CO、 XC2 H2 、XC2 N2 、XC2 CO2 和 XC2 H2O 分别为风口循环煤气中 CO、 H2、N2、CO2 和 H2O 气体体积分数． ( 2) 炉腹区域． V腹 CO = 2VO2 + b( XC2 CO + 2XC2 CO2 + XC2 H2O) + VCO直 ( 4) 1—高炉; 2—除尘系统; 3—加压装置; 4—CO2 + H2O 脱除设备; 5—加热设备 图 1 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁工艺流程图 Fig． 1 Ironmaking process flow diagram of a top gas recycling and oxygen blast furnace V腹 H2 = V煤 H2 + b( XC2 H2 + XC2 H2O) ( 5) V腹 N2 = V煤 N2 + bXC2 N2 ( 6) 式中: V腹 CO、V腹 H2 和 V腹 N2 分别为炉腹区域 CO、H2 和 N2 气体体积，m3 ·t － 1 ; VCO直 为直接还原生成的 CO 气体 体积，m3 ·t － 1 ． ( 3) 刚进入炉身区域． V身 CO = 2VO2 + b( XC2 CO + 2XC2 CO2 + XC2 H2O) + VCO直 + cXC1 CO ( 7) V身 H2 = V煤 H2 + b( XC2 H2 + XC2 H2O) + cXC1 H2 ( 8) V身 N2 = V煤 N2 + bXC2 N2 + cXC1 N2 ( 9) V身 CO2 = cXC1 CO2 ( 10) V身 H2O = cXC1 H2O ( 11) 式中: V身 CO、V身 H2 、V身 N2 、V身 CO2和 V身 H2O分别为刚进入炉身区 域 CO、H2、N2、CO2 和 H2O 气体体积，m3 ·t － 1 ; c 为炉 身循环煤气量，m3 ·t － 1 ; XC1 CO、XC1 H2 、XC1 N2 、XC1 CO2和 XC1 H2O分 别为炉身循环煤气中 CO、H2、N2、CO2 和 H2O 气体 体积分数． ( 4) 炉顶区域． V顶 CO = 2VO2 + b( XC2 CO + 2XC2 CO2 + XC2 H2O) + VCO直 + cXC1 CO + V焦 CO － VCO间耗 ( 12) V顶 H2 = V煤 H2 + b( XC2 H2 + XC2 H2O) + cXC1 H2 + V焦 H2 － VH2间耗 ( 13) V顶 N2 = V煤 N2 + bXC2 N2 + cXC1 N2 + V焦 N2 ( 14) V顶 CO2 = VCO2间生 + V焦 CO2 + cXC1 CO2 ( 15) V顶 H2O = VH2O间生 + VH2O料 + cXC1 H2O ( 16) 式中: V顶 CO、V顶 H2 、V顶 N2 、V顶 CO2和 V顶 H2O分别为炉顶区域 CO、 H2、N2、CO2 和 H2O 气体体积，m3 ·t － 1 ; VCO间耗、VH2间耗 分别为间接还原消耗 CO、H2 气体体积，m3 ·t － 1 ; ·1281·
·1282· 北京科技大学学报 第33卷 Vco间生为间接还原生成C02气体体积，m3·t; 数；C:为直接还原耗碳，kgt;Cm为循环煤气耗 V,o啊生为间接还原生成H20气体体积，m3t1;V德、 碳量，kgt:C风为风口前燃烧碳量，kgt:Vg为 佛、和德，分别为焦炭挥发分中CO、H2、N2和 鼓风体积，m3tl;H,0]。为鼓风湿度：H]e为煤 C02气体体积，m3t1:V,0为炉料中H,0气体体 粉中H质量分数：H]cx为焦炭中H质量分数； 积，m3t-1 Xo、X强oX,和2分别为炉顶煤气中C0、 1.3热化学平衡模型 CO2、H0、H和N2气体体积分数；V为炉顶煤气体 1.3.1物质平衡 积，m3t-:[O2]g、N2]g分别为鼓风中02、N2体 (1)铁的平衡. 积分数：[O]cx、[O]c分别为焦炭和煤粉中0的质 1000×Fe]1+W×Fe]D+W×Feo]s× 56 量分数；Fe,0,]p、[Fe0]p分别为矿石中FeO3 Fe0质量分数：Si]、Mn],和P],分别为铁水中 Wp x [Fe]p+WcK x Fe]ck +Wrc x [Fe]rc Si、Mn、P质量分数：S]、为渣中S质量分数：Om为 (17) 循环煤气带入的氧量，kgt:N]e、N2]cx分别 (2)碳的平衡. 为煤粉和焦炭中N2的质量分数. 1.3.2热量平衡 WcK×[【C]cK+WreX[C]e= (1)全炉热平衡 1000×[C],+Ca+Cm+Ca (18) Q碳氧+Q身循+Q风猫+Q氢氧+Q成渣= (3)氢的平衡. Q氧+Q脱硫+Q煤分+Q渣+Q铁+ VB×H2O]B+l1.2×(WeH]e+WcKH]cK)+ Q气+Q水+Q游离+Q损 (22) c(Xmgo+x)+(xo+x)= (2)高炉上部空区 Vg (Xo+) (19) GC:(T:-T2)=G.C.(T.-T:) (23) (4)氧的平衡. 式中：Q碳氧为碳素氧化热，k1;Q身循为炉身循环煤 32 22.4×a×[D,]g+Wcx×[o]cx+We×O]e+ 气带入物理热，kJt;Q风循为风口循环煤气带入物 理热，k小t:Q氢为氢氧化放热，灯t:Q造为成 ,×(e01×+Po,x9)+ 渣热，kJt;Q氧为氧化物分解耗热，kJt:Q做喷为 脱硫耗热，kt:Q煤分为煤粉分解耗热，kJt;Q造 10x(层×5，+5号xBul,+×回，）+ 为炉渣带走热，kJt:Q铁为铁水带走热，k灯t: Q气为煤气带走热，kJ·t;Q本为水分分解耗热， 9x队xS,+0= kJt-1;Q游离为游离水蒸发耗热，kJ·t-1;Q细为热损 失，kJt:G为炉气流量，m3t;G为炉料的质量 2xx+2x+） (20) 料流，kgt;C。为炉气比热容，kJ·K-1·m-3;C,为 (5)氮的平衡 炉料的比热容，kJ·K1·kg;T。为空区炉气温度， Vg×X=Va×N2]B+ K;T为空区炉料温度，K;T为炉顶煤气温度，K;T 为炉料的入炉温度，K 24x(We×N,]e+Wax×N,]ax)+ 1.3.3风口理论燃烧温度 28 风口理论燃烧温度T,的计算式如下： cX +bX (21) 式中：Fe]1为铁水中Fe质量分数：Fe]。为炉尘 T,-医±0a+0-0-0g-0m金(24 Co高+C,高+C,g 中Fe质量分数：[FeO]s为渣中Fe0质量分数： 式中：Q碳为风口前碳燃烧生成C0放出的热量， Fe]p为矿石中Fe质量分数；Fe]cK为焦炭中Fe kJt-;Q气化为碳的气化反应耗热，kJt:Co、C, 质量分数：Fe]e为煤粉中Fe质量分数；W。为炉尘 和C、,分别为理论燃烧温度下COH和N2比热容， 量，kgt:Ws为渣量，kgt;Wp为矿石量，kgt: kJ.(K.m3)-1 Wcs为焦比，kg·tl;We为煤比，kgt:[C]cK、 1.4高炉炉身效率模型 [C]和[C],分别为焦炭、煤粉和铁水中碳质量分 高炉炉身效率反映间接还原发展程度距平衡状
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 VCO2间生 为 间 接 还 原 生 成 CO2 气 体 体 积，m3 ·t － 1 ; VH2O间生为间接还原生成 H2O 气体体积，m3 ·t － 1 ; V焦 CO、 V焦 H2 、V焦 N2和 V焦 CO2 分别为焦炭挥发分中 CO、H2、N2 和 CO2 气体体积，m3 ·t － 1 ; VH2O料 为炉料中 H2O 气体体 积，m3 ·t － 1 ． 1. 3 热化学平衡模型 1. 3. 1 物质平衡 ( 1) 铁的平衡． 1 000 ×［Fe］l + WD ×［Fe］D + WS ×［FeO］S × 56 72 = WP ×［Fe］P + WCK ×［Fe］CK + WPC ×［Fe］PC ( 17) ( 2) 碳的平衡． WCK ×［C］CK + WPC ×［C］PC = 1 000 ×［C］l + Cd + Cxun + C风 ( 18) ( 3) 氢的平衡． VB ×［H2O］B + 11. 2 × ( WPC［H］PC + WCK［H］CK) + c( XC1 H2O + XC1 H2 ) + b( XC2 H2O + XC2 H2 ) = Vg ( Xg H2O + Xg H2 ) ( 19) ( 4) 氧的平衡． 32 22. 4 × VB ×［O2］B + WCK ×［O］CK + WPC ×［O］PC + WP × (［Fe2O3］P × 48 160 +［FeO］P × 16 ) 72 + 1 000 × ( 32 28 ×［Si］l + 16 55 ×［Mn］l + 40 31 ×［P］l ) + 16 32 × WS ×［S］S + Oxun = 16 22. 4 × Vg × ( Xg CO + 2 × Xg CO2 + Xg H2O) ( 20) ( 5) 氮的平衡． Vg × Xg N2 = VB ×［N2］B + 22. 4 28 × ( WPC ×［N2］PC + WCK ×［N2］CK) + cXC1 N2 + bXC2 N2 ( 21) 式中: ［Fe］l 为铁水中 Fe 质量分数; ［Fe］D 为炉尘 中 Fe 质 量 分 数; ［FeO］S 为 渣 中 FeO 质 量 分 数; ［Fe］P 为矿石中 Fe 质量分数; ［Fe］CK为焦炭中 Fe 质量分数; ［Fe］PC为煤粉中 Fe 质量分数; WD 为炉尘 量，kg·t － 1 ; WS 为渣量，kg·t － 1 ; WP 为矿石量，kg·t － 1 ; WCK为 焦 比，kg·t － 1 ; WPC 为 煤 比，kg·t － 1 ; ［C］CK、 ［C］PC和［C］l 分别为焦炭、煤粉和铁水中碳质量分 数; Cd 为直接还原耗碳，kg·t － 1 ; Cxun为循环煤气耗 碳量，kg·t － 1 ; C风 为风口前燃烧碳量，kg·t － 1 ; VB 为 鼓风体积，m3 ·t － 1 ; ［H2O］B 为鼓风湿度; ［H］PC为煤 粉中 H 质量分 数; ［H］CK 为 焦 炭 中 H 质 量 分 数; Xg CO、Xg CO2 、Xg H2O、Xg H2 和 Xg N2 分别为炉顶煤气中 CO、 CO2、H2O、H2 和 N2 气体体积分数; Vg 为炉顶煤气体 积，m3 ·t － 1 ; ［O2］B、［N2］B 分别为鼓风中 O2、N2 体 积分数; ［O］CK、［O］PC分别为焦炭和煤粉中 O 的质 量分数; ［Fe2O3］P、［FeO］P 分别为矿石中 Fe2O3、 FeO 质量分数; ［Si］l 、［Mn］l 和［P］l 分别为铁水中 Si、Mn、P 质量分数; ［S］S 为渣中 S 质量分数; Oxun为 循环煤气带入的氧量，kg·t － 1 ; ［N2］PC、［N2］CK分别 为煤粉和焦炭中 N2 的质量分数． 1. 3. 2 热量平衡 ( 1) 全炉热平衡． Q碳氧 + Q身循 + Q风循 + Q氢氧 + Q成渣 = Q氧 + Q脱硫 + Q煤分 + Q渣 + Q铁 + Q气 + Q水 + Q游离 + Q损 ( 22) ( 2) 高炉上部空区． GgCg ( Tg － T' g ) = GsCs( Ts － T' s) ( 23) 式中: Q碳氧为碳素氧化热，kJ·t － 1 ; Q身循为炉身循环煤 气带入物理热，kJ·t － 1 ; Q风循 为风口循环煤气带入物 理热，kJ·t － 1 ; Q氢氧 为氢氧化放热，kJ·t － 1 ; Q成渣 为成 渣热，kJ·t － 1 ; Q氧 为氧化物分解耗热，kJ·t － 1 ; Q脱硫 为 脱硫耗热，kJ·t － 1 ; Q煤分 为煤粉分解耗热，kJ·t － 1 ; Q渣 为炉渣带走热，kJ·t － 1 ; Q铁 为铁水带走热，kJ·t － 1 ; Q气 为煤气带走热，kJ·t － 1 ; Q水 为水分分解耗热， kJ·t － 1 ; Q游离为游离水蒸发耗热，kJ·t － 1 ; Q损 为热损 失，kJ·t － 1 ; Gg 为炉气流量，m3 ·t － 1 ; Gs 为炉料的质量 料流，kg·t － 1 ; Cg 为炉气比热容，kJ·K － 1 ·m － 3 ; Cs 为 炉料的比热容，kJ·K － 1 ·kg － 1 ; Tg 为空区炉气温度， K; Ts 为空区炉料温度，K; T' g 为炉顶煤气温度，K; T' s 为炉料的入炉温度，K． 1. 3. 3 风口理论燃烧温度 风口理论燃烧温度 Tf 的计算式如下: Tf = Q碳 + Q风循 + Q焦 － Q水 － Q气化 － Q煤分 CCOV缸 CO + CH2 V缸 H2 + CN2 V缸 N2 ( 24) 式中: Q碳 为风口前碳燃烧生成 CO 放出的热量， kJ·t － 1 ; Q气化 为碳的气化反应耗热，kJ·t － 1 ; CCO、CH2 和 CN2分别为理论燃烧温度下 CO、H2 和 N2 比热容， kJ·( K·m3 ) － 1 ． 1. 4 高炉炉身效率模型 高炉炉身效率反映间接还原发展程度距平衡状 ·1282·
第10期 韩毅华等：炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉综合数学模型 ·1283· 态的差距.为了了解炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉 炉上部空区热量平衡：(4)风口理论燃烧温度在 炉身的间接还原发展程度，建立高炉炉身效率模型， 2273~2473K范围内；(5)高炉炉身效率为95%. 通过给定炉身效率，计算出新工艺的直接还原度，进 3模型的求解方法 而得到间接还原度，具体过程描述如下 根据里斯特操作线得到计算炉身效率的表达 本综合模型是以生产1t铁水消耗的原燃料为 式☒： 计算单位的，主要由高炉各个区域煤气成分计算方 100% 炉身效率=， (25) 程、高炉上部空区热平衡、热化学平衡模型和高炉炉 身效率模型四部分组成，在满足五个计算原则的前 从间接还原区的里斯特操作线（图2）可以直观 提下，进行新工艺操作参数的模拟计算，其计算程序 的看出，GW线与AB线相交于S点，从相似三角形 如图3所示.其中，在计算理论燃烧温度时，需要 的对应边成比例的关系： 确定各个气体的比热容，而它们是温度的函数.因 GS 1.5-ys GW-1.5-yw (26) 此，为了能使求出的理论燃烧温度准确，模型采用 式中，ys为S点纵坐标，ym为W点纵坐标 开始 y=m(Oym(Fe) 1.50 提供原料成分、燃料成分等 33 设风口 数据 设护身 循环煤气量 整理 总煤气量 .00 直接 热化学 提供 各区域煤气 还原度 平衡 设焦比 品出 成分计算 设定值R 模型 和煤比 数据 方程 图2间接还原区里斯特操作线 物料平衡表。全炉热平衡表 Fig.2 Rist operating line for the indirect reduction zone 相对误差<03% 由式(25)与式(26)得到： 热损失是否在5%-8%苞围 1.5-y×100% 炉身效率=1.5-y (27) 是 已知W点坐标，根据式(27)，给定炉身效率就 高护上部空区热平衡 可求出ys,而S点在直线GW上，因此，S点坐标就 是否满足热平衡 可以求出 是 由图2可以看出，B点纵坐标即为直接还原度， 炉身效率模型 因此只要求出AB直线方程表达式就可得到直接还 原度，也就是说下一步的关键是求出AB直线方程 直接还原度计算值？ 表达式 R'-RJ≤AR 由于点A、S和B在一条直线上，所以由点A和 是上 点S即可求得AB直线方程表达式.S点的坐标上 计算理论燃烧温度 面己已经求出，A点纵坐标可以由图2得到为1.5，而 A点横坐标可以由下式求出： 是否在2273-2473K内 XCo2+Xo (28) 是 x4=1+ Xo++Xo+X 炉顶煤气循环-氧气鼓风高护炼铁工艺参数 2模型的计算原则 结束 为了保证模型的可靠性，本模拟计算基于以下 图3综合数学模型计算流程图 五个计算原则2：(1)物料平衡相对误差 Fig.3 Calculation flow chart of the comprehensive mathematical <0.3%:(2)全炉热损失在5%~8%范围内：(3)高 model
第 10 期 韩毅华等: 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉综合数学模型 态的差距． 为了了解炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉 炉身的间接还原发展程度，建立高炉炉身效率模型， 通过给定炉身效率，计算出新工艺的直接还原度，进 而得到间接还原度，具体过程描述如下． 根据里斯特操作线得到计算炉身效率的表达 式［12］: 炉身效率 = GS GW × 100% ( 25) 从间接还原区的里斯特操作线( 图 2) 可以直观 的看出，GW 线与 AB 线相交于 S 点，从相似三角形 的对应边成比例的关系: GS GW = 1. 5 － yS 1. 5 － yW ( 26) 式中，yS 为 S 点纵坐标，yW 为 W 点纵坐标． 图 2 间接还原区里斯特操作线 Fig． 2 Rist operating line for the indirect reduction zone 由式( 25) 与式( 26) 得到: 炉身效率 = 1. 5 － yS 1. 5 － yW × 100% ( 27) 已知 W 点坐标，根据式( 27) ，给定炉身效率就 可求出 yS，而 S 点在直线 GW 上，因此，S 点坐标就 可以求出． 由图 2 可以看出，B 点纵坐标即为直接还原度， 因此只要求出 AB 直线方程表达式就可得到直接还 原度，也就是说下一步的关键是求出 AB 直线方程 表达式． 由于点 A、S 和 B 在一条直线上，所以由点 A 和 点 S 即可求得 AB 直线方程表达式． S 点的坐标上 面已经求出，A 点纵坐标可以由图 2 得到为 1. 5，而 A 点横坐标可以由下式求出: xA = 1 + Xg CO2 + Xg H2O Xg CO + Xg H2 + Xg CO2 + Xg H2O ( 28) 2 模型的计算原则 为了保证模型的可靠性，本模拟计算基于以下 五 个 计 算 原 则［12--13］: ( 1 ) 物料平衡相对误差 ＜ 0. 3% ; ( 2) 全炉热损失在5% ～ 8% 范围内; ( 3) 高 炉上部空区热量平衡; ( 4) 风口理论燃烧温度在 2 273 ～ 2 473 K 范围内; ( 5) 高炉炉身效率为 95% ． 图 3 综合数学模型计算流程图 Fig． 3 Calculation flow chart of the comprehensive mathematical model 3 模型的求解方法 本综合模型是以生产 1 t 铁水消耗的原燃料为 计算单位的，主要由高炉各个区域煤气成分计算方 程、高炉上部空区热平衡、热化学平衡模型和高炉炉 身效率模型四部分组成，在满足五个计算原则的前 提下，进行新工艺操作参数的模拟计算，其计算程序 如图 3 所示． 其中，在计算理论燃烧温度时，需要 确定各个气体的比热容，而它们是温度的函数． 因 此，为了能使求出的理论燃烧温度准确，模型采用 ·1283·
·1284 北京科技大学学报 第33卷 了循环逼近的方法来求解；另外，结合间接还原区 其中原燃料成分如表1~表3所示，炉尘成分如表4 的里斯特操作线，以高炉炉身效率来推算直接还 所示（重力除尘灰量为9.04kg·t1,布袋除尘灰量 原度 为11.79kgt-1),预设铁水成分如表5所示，取C02 4计算结果及分析 脱除率为90%，H,0残余量为5mg·m3,炉顶煤气 温度为473K,采用综合模型对所设计的炉顶煤气循 4.1炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁工艺参数 环一氧气鼓风高炉炼铁工艺进行计算，得到的具体 本模型计算所用原料成分由某大型钢厂提供， 工艺参数见表6和表7. 表1原料成分（质量分数） Table 1 Chemical compositions of raw materials % 原料 TFe P Mn02 Fe FeO Si0z Mgo A203 MnO H20 烧结矿 55.17 0.012 0.054 8.17 10.61 5.91 2.49 1.72 0.25 球团矿 63.04 0.003 0.055 1.35 1.18 5.40 1.37 0.82 0.16 0.7 块矿 64.180.012 0.36 0.10 3.52 0.11 1.47 4.1 表2焦炭成分（质量分数） Table 2 Chemical composition of coke % 灰分 挥发分 有机物 Si02 A203 Ca0 Mgo Fe0 FeS C02 CO CHa H2 S 84.96 7.26 5.05 0.1 0.15 0.1 0.37 0.3 0.06 0.3 0.55 0.8 表3煤粉成分（质量分数） Table 3 Chemical composition of coal % 灰分 H2 02 H20 Si0z Al203 Cao Mgo FeO 78.67 3.72 1.20 1.96 0.445 6.90 2.31 0.10 0.10 0.32 表4炉尘成分（质量分数） Table 4 Chemical compositions of dusts % 炉尘种类 TFe Fe0 Si02 A204 Cao Mgo P MnO C 重力除尘灰 24.43 7.3 2.87 2.49 2.18 0.70 0.781 0.04 0.21 50.8 布袋除尘灰 29.46 3.8 3.84 3.06 2.29 0.59 0.658 0.04 0.13 43.3 表5铁水成分（质量分数） Table 5 Chemical composition of hot metal Fe Si Mn C 95.098 0.5 0.025 0.084 0.15 4.143 表6综合数学模型计算结果(a) Table 6 Results (a)of the comprehensive mathematical model 参数 数值 参数 数值 焦比/(kgt) 200 煤气热值/(kJm~3) 6218 煤比/(kgt1) 200 脱除C02和H,0量/(m3t) 414 氧耗（纯度90%）/(m3t1) 239 理论燃烧温度/K 2370 矿石量1(kgt1) 1660 外供煤气量/(m3t1) 50 渣量/(kgt) 327 预热炉身煤气燃烧量/(m3t) 118 直接还原度 0.12 预热风口煤气燃烧量/(m31) 71 物料平衡的相对误差/% 0.10 全炉热损失/% 5.38 由模型的计算结果可以发现：(1)维持煤气流 始分布主要取决于高炉的鼓风动能，因此计算时必 的合理分布是高炉顺行的首要条件，而煤气流的初 须要保证合适的鼓风动能.该新工艺以氧气鼓风代
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 了循环逼近的方法来求解; 另外，结合间接还原区 的里斯特操作线，以高炉炉身效率来推算直接还 原度． 4 计算结果及分析 4. 1 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁工艺参数 本模型计算所用原料成分由某大型钢厂提供， 其中原燃料成分如表 1 ～ 表 3 所示，炉尘成分如表 4 所示( 重力除尘灰量为 9. 04 kg·t － 1 ，布袋除尘灰量 为 11. 79 kg·t － 1 ) ，预设铁水成分如表 5 所示，取 CO2 脱除率为 90% ，H2O 残余量为 5 mg·m － 3 ，炉顶煤气 温度为 473 K，采用综合模型对所设计的炉顶煤气循 环--氧气鼓风高炉炼铁工艺进行计算，得到的具体 工艺参数见表 6 和表 7． 表 1 原料成分( 质量分数) Table 1 Chemical compositions of raw materials % 原料 TFe S P MnO2 Fe FeO CaO SiO2 MgO Al2O3 MnO H2O 烧结矿 55. 17 0. 012 0. 054 — — 8. 17 10. 61 5. 91 2. 49 1. 72 0. 25 — 球团矿 63. 04 0. 003 0. 055 — — 1. 35 1. 18 5. 40 1. 37 0. 82 0. 16 0. 7 块矿 64. 18 0. 012 — 0. 36 — — 0. 10 3. 52 0. 11 1. 47 — 4. 1 表 2 焦炭成分( 质量分数) Table 2 Chemical composition of coke % C 灰分 挥发分 有机物 SiO2 Al2O3 CaO MgO FeO FeS CO2 CO CH4 H2 N2 S 84. 96 7. 26 5. 05 0. 1 0. 15 0. 1 — 0. 37 0. 3 0. 06 0. 3 0. 55 0. 8 表 3 煤粉成分( 质量分数) Table 3 Chemical composition of coal % C H2 O2 H2O N2 S 灰分 SiO2 Al2O3 CaO MgO FeO 78. 67 4 3. 72 1. 20 1. 96 0. 445 6. 90 2. 31 0. 10 0. 10 0. 32 表 4 炉尘成分( 质量分数) Table 4 Chemical compositions of dusts % 炉尘种类 TFe FeO SiO2 Al2O3 CaO MgO S P MnO C 重力除尘灰 24. 43 7. 3 2. 87 2. 49 2. 18 0. 70 0. 781 0. 04 0. 21 50. 8 布袋除尘灰 29. 46 3. 8 3. 84 3. 06 2. 29 0. 59 0. 658 0. 04 0. 13 43. 3 表 5 铁水成分( 质量分数) Table 5 Chemical composition of hot metal % Fe Si S P Mn C 95. 098 0. 5 0. 025 0. 084 0. 15 4. 143 表 6 综合数学模型计算结果(a) Table 6 Results ( a) of the comprehensive mathematical model 参数 数值 参数 数值 焦比/( kg·t － 1 ) 200 煤气热值/( kJ·m － 3 ) 6 218 煤比/( kg·t － 1 ) 200 脱除 CO2 和 H2O 量/( m3 ·t － 1 ) 414 氧耗( 纯度 90% ) /( m3 ·t － 1 ) 239 理论燃烧温度/K 2 370 矿石量/( kg·t － 1 ) 1 660 外供煤气量/( m3 ·t － 1 ) 50 渣量/( kg·t － 1 ) 327 预热炉身煤气燃烧量/( m3 ·t － 1 ) 118 直接还原度 0. 12 预热风口煤气燃烧量/( m3 ·t － 1 ) 71 物料平衡的相对误差/% 0. 10 全炉热损失/% 5. 38 由模型的计算结果可以发现: ( 1) 维持煤气流 的合理分布是高炉顺行的首要条件，而煤气流的初 始分布主要取决于高炉的鼓风动能，因此计算时必 须要保证合适的鼓风动能． 该新工艺以氧气鼓风代 ·1284·
第10期 韩毅华等：炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉综合数学模型 ·1285· 表7综合数学模型计算结果(b) Table 7 Results (b)of the comprehensive mathematical model 煤气成分的体积分数/呢 区域 煤气量/(m3t1) CO H2 N2 C02 H20 炉缸 74.61 16.24 9.15 一 878 炉腹 76.17 15.24 8.59 一 935 刚进入炉身 70.97 15.49 11.77 1.56 0.21 1430 炉顶 40.20 10.49 11.69 31.52 6.10 1447 炉身循环 61.14 15.95 17.79 4.50 0.62 495 风口循环 61.14 15.95 17.79 4.50 0.62 300 替空气鼓风，风口喷入气体量明显减少，因而为了保 可以看出，上面两个化学反应都是吸热的（△H> 证合适的鼓风动能，需要一定量的风口循环煤气量， 0),因此风口循环煤气量直接影响模型中其他工艺 但风口循环煤气量是影响风口理论燃烧温度的重要 参数，尤其对风口理论燃烧温度影响较大.不考虑 因素，所以既要满足合适的鼓风动能又要符合风口 鼓风动能，应用综合模型研究了风口循环煤气量对 理论燃烧温度范围，在两者都满足的前提下，模型计 理论燃烧温度的变化规律，结果如图4所示 算得到炉身循环煤气量和风口循环煤气量分别为 2500 495m3t-1和300m3t1时，风口理论燃烧温度为 2370K,符合计算原则中理论燃烧温度范围.(2)模 2450 型计算得到新工艺的焦比为200kg·t,煤比为 2400 200kgt-1,此时全炉热损失为5.38%，符合计算原 则中热损失范围，因此相比传统高炉(2009年我国 2350 重点钢铁企业高炉焦比为374kg·t,煤比为 2300 145kgt-1)来说，燃料比降低22.9%，较传统工 艺碳耗大幅度降低.(3)煤气利用率是评价煤气能 2225 240 260280300320340360 量利用情况的指标.本模型计算得到炉顶煤气中 风口循环煤气量m与 C02气体体积分数为31.52%，H0体积分数为 图4风口循环煤气量对理论燃烧温度的影响 6.10%,C0体积分数为40.20%，H2体积分数为 Fig.4 Influence of tuyere circulation gas quantity on theoretical 10.49%,因而可以得到煤气利用率为42.6%.(4) combustion temperature 模型计算得到新工艺的直接还原度为0.12，而传统 高炉的直接还原度为0.45左右，两者相比，新工艺 由图4可以看出：风口理论燃烧温度随着风口 的直接还原度仅为传统高炉的1/4.究其原因，主要 循环煤气量的增大而减小，风口循环煤气量每增加 是因为新工艺将部分炉顶煤气脱除C0,和H,0后 10m3t-时，风口理论燃烧温度降低17.6K;当风口 返回高炉利用，而脱除CO2和H,0后的循环煤气中 理论燃烧温度为2273~2473K时，风口循环煤气量 大部分为还原性气体(C0与H,体积分数之和为 为240~355m3t1. 77.09%),从而提高高炉炉内煤气还原势，发展间 当风口循环煤气量分别为240m3t-和355m3. 接还原，降低直接还原，使得燃料比大幅度降低， t时，计算新工艺的直接还原度、氧耗和高炉各部 4.2风口循环煤气量对新工艺参数的影响 位煤气量，计算结果见表8. 由于风口循环煤气中残余一部分C02和H0 由表8可以看出，风口循环煤气量对直接还原 气体，在炉缸风口处发生如下两个化学反应： 度、氧耗、刚进入炉身煤气量和炉顶煤气量影响很 小，仅对炉缸煤气量和炉腹煤气量有一定的影响，主 2C+C02=2C0, 要是因为从风口返回的煤气直接影响着炉缸和炉腹 △，G=166550-171T,Jmol-1 (29) 的煤气总量 C+H,0=C0+H2, 表9为当风口循环煤气量分别为240m3t1和 355m3t1时计算得到的炉顶煤气成分.由表中数 △，G=133100-141.63T,Jmol-1 (30) 据可见风口循环煤气量对炉顶煤气成分的影响也 由吉布斯自由能的定义△，G=△H-TAS 很小
第 10 期 韩毅华等: 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉综合数学模型 表 7 综合数学模型计算结果( b) Table 7 Results ( b) of the comprehensive mathematical model 区域 煤气成分的体积分数/% CO H2 N2 CO2 H2O 煤气量/( m3 ·t － 1 ) 炉缸 74. 61 16. 24 9. 15 — — 878 炉腹 76. 17 15. 24 8. 59 — — 935 刚进入炉身 70. 97 15. 49 11. 77 1. 56 0. 21 1 430 炉顶 40. 20 10. 49 11. 69 31. 52 6. 10 1 447 炉身循环 61. 14 15. 95 17. 79 4. 50 0. 62 495 风口循环 61. 14 15. 95 17. 79 4. 50 0. 62 300 替空气鼓风，风口喷入气体量明显减少，因而为了保 证合适的鼓风动能，需要一定量的风口循环煤气量， 但风口循环煤气量是影响风口理论燃烧温度的重要 因素，所以既要满足合适的鼓风动能又要符合风口 理论燃烧温度范围，在两者都满足的前提下，模型计 算得到炉身循环煤气量和风口循环煤气量分别为 495 m3 ·t － 1 和 300 m3 ·t － 1 时，风口理论燃烧温度为 2 370 K，符合计算原则中理论燃烧温度范围． ( 2) 模 型计算得到新工艺的焦比为 200 kg·t － 1 ，煤 比 为 200 kg·t － 1 ，此时全炉热损失为 5. 38% ，符合计算原 则中热损失范围，因此相比传统高炉( 2009 年我国 重点钢铁企业高炉焦比 为 374 kg·t － 1 ，煤 比 为 145 kg·t － 1 ) ［14］来说，燃料比降低 22. 9% ，较传统工 艺碳耗大幅度降低． ( 3) 煤气利用率是评价煤气能 量利用情况的指标． 本模型计算得到炉顶煤气中 CO2 气体体积分数为 31. 52% ，H2O 体 积 分 数 为 6. 10% ，CO 体积分数为 40. 20% ，H2 体积分数为 10. 49% ，因而可以得到煤气利用率为 42. 6% ． ( 4) 模型计算得到新工艺的直接还原度为 0. 12，而传统 高炉的直接还原度为 0. 45 左右，两者相比，新工艺 的直接还原度仅为传统高炉的 1 /4． 究其原因，主要 是因为新工艺将部分炉顶煤气脱除 CO2 和 H2O 后 返回高炉利用，而脱除 CO2 和 H2O 后的循环煤气中 大部分为还原性气体( CO 与 H2 体积分数之和为 77. 09% ) ，从而提高高炉炉内煤气还原势，发展间 接还原，降低直接还原，使得燃料比大幅度降低． 4. 2 风口循环煤气量对新工艺参数的影响 由于风口循环煤气中残余一部分 CO2 和 H2O 气体，在炉缸风口处发生如下两个化学反应: 2C + CO2 = 2CO， ΔrG— m = 166 550 － 171T，J·mol － 1 ( 29) C + H2O CO + H2， ΔrG— m = 133 100 － 141. 63T，J·mol － 1 ( 30) 由吉布斯自由能的定义 ΔrG— m = ΔrH— m － TΔrS— m 可以看出，上面两个化学反应都是吸热的( ΔrH— m ＞ 0) ，因此风口循环煤气量直接影响模型中其他工艺 参数，尤其对风口理论燃烧温度影响较大． 不考虑 鼓风动能，应用综合模型研究了风口循环煤气量对 理论燃烧温度的变化规律，结果如图 4 所示． 图 4 风口循环煤气量对理论燃烧温度的影响 Fig． 4 Influence of tuyere circulation gas quantity on theoretical combustion temperature 由图 4 可以看出: 风口理论燃烧温度随着风口 循环煤气量的增大而减小，风口循环煤气量每增加 10 m3 ·t － 1 时，风口理论燃烧温度降低 17. 6 K; 当风口 理论燃烧温度为 2 273 ～ 2 473 K 时，风口循环煤气量 为 240 ～ 355 m3 ·t － 1 ． 当风口循环煤气量分别为 240 m3 ·t － 1 和355 m3 · t － 1 时，计算新工艺的直接还原度、氧耗和高炉各部 位煤气量，计算结果见表 8． 由表 8 可以看出，风口循环煤气量对直接还原 度、氧耗、刚进入炉身煤气量和炉顶煤气量影响很 小，仅对炉缸煤气量和炉腹煤气量有一定的影响，主 要是因为从风口返回的煤气直接影响着炉缸和炉腹 的煤气总量． 表 9 为当风口循环煤气量分别为 240 m3 ·t － 1 和 355 m3 ·t － 1 时计算得到的炉顶煤气成分． 由表中数 据可见风口循环煤气量对炉顶煤气成分的影响也 很小． ·1285·
·1286· 北京科技大学学报 第33卷 表8综合数学模型计算结果() 件下的各个工艺参数的变化规律，探索炼铁新工艺 Table 8 Results (c)of the comprehensive mathematical model 的节能减排潜力，具有广泛的应用前景 数值 风口循环 风口循环 工艺参数 参考文献 煤气量为 煤气量为 240m3t1 355m3t-1 ]Zhang L.The Applied and Fundamental Research on Nitrogen 直接还原度 Free Blast Furnace [Dissertation].Beijing:University of Science 0.126 0.114 氧耗（纯度90%）1(m311) 239 238 and Technology Beijing,2001:4 炉缸煤气量/(m3t1) 816 935 (张建良.氧气高炉的应用基础研究[学位论文].北京：北京 炉腹煤气量/(m34) 875 990 科技大学，2001：4) 刚进入炉身煤气量/(m31) 1430 1430 2] Liu J.The Study on Oxygen Blast Furnace and Combined Cycling 炉顶煤气量/(m3t1) Power Generation [Dissertation].Beijing:University of Science 1447 1447 and Technology Beijing,2003:2 表9综合数学模型计算结果(d) (刘住.氧气高炉联合循环发电的研究[学位论文].北京：北 Table 9 Results (d)of the comprehensive mathematical model 京科技大学，2003：2) 风口循环煤气量/ 炉顶煤气成分的体积分数/% Danloy G,Berthelemot A,Grant M,et al.ULCOS:Pilot testing (m2341) CO H2 N2 CO,H2O of the low-CO2 blast furnace process at the experimental BF in 240 39.8610.6811.6631.746.06 Lulea.Rer Met Paris,2009,106(1)1 355 40.5210.2811.5331.566.11 [4]Zuo G Q,Hirsch A.The trial of the top gas recycling blast furnace at LKAB's EBF and scale-up//Proceedings of the 4th Ulcos Semi- 5模型的应用前景 nar.Essen,2008 :1 5 Qin M S,Zhang Y T,Lu H S,et al.A comprehensive mathemati- 本综合模型可以计算任何原料和燃料等条件下 cal model for blast furnace ironmaking process.Iron Steel,1990,25 的炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁工艺操作参 (10):9 数，研究相同原料和燃料条件下的各个工艺参数的 (秦民生，张郁亭，卢虎生，等.高炉炼铁过程综合数学模型 钢铁，1990,25(10)：9) 变化规律，探索该炼铁新工艺的节能减排潜力.因 [6 Gao Z K,Sommerville I D.Study on OCF blast furace process. 此，本综合模型对研究开发炉顶煤气循环一氧气鼓 Iron Steel,1994,29(6):13 风高炉炼铁新技术具有重要的理论指导意义和广泛 (高征铠，Sommerville I D.氧气煤粉熔剂复合喷吹(OC)高炉 的应用前景 炼铁工艺的研究.钢铁，1994,29(6)：13) ] Yamaoka H,Kamei Y.Experimental study on an oxygen blast fur- 6结论 nace process using a small test plant.IS//Int,1992,32(6):709 [8]Lu W K.Use of sponge iron in ironmaking.Scand Metall,1993, (1)建立了一种炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉 22(3):122 综合数学模型，在满足五个计算原则的前提下，能够 9]Fink F.Suspension smelting reduction-a new method of hot iron 根据给定的原料条件求出新工艺的操作参数，具有 production.Steel Times,1996,224(11):398 一定的可靠性. [10]Qin M S,Qi B M.The full oxygen blast furnace FOBF) process//Proceedings of the Sirth International Iron and Steel (2)模型计算得到新工艺的焦比为200kgt1, Congress.Nagoya,1990:589 煤比为200kg·t-1,相比传统高炉，燃料比降低 1] Matsuura M,Mitsufuji H,Furukawa T,et al.Development of 22.9%,较传统工艺碳耗大幅度降低 the oxygen blast fumace process//Proceedings of the Sixth Inter- (3)风口循环煤气量对风口理论燃烧温度影响 national Iron and Steel Congress.Nagoya,1990:581 较大，风口循环煤气量每增加10m3t-1时，风口理 [12]Wang X L.Ferrous Metallurgy (Ironmaking).Beijing:Metallur- gical Industry Press,2006:157 论燃烧温度降低17.6K.当风口理论燃烧温度为 (王留.钢铁治金学（炼铁部分）.北京：治金工业出版社， 2273~2473K时，风口循环煤气量为240~ 2006:157) 355m3t-1. 3] NaS R.Ironmaking Calculation.Beijing:Metallurgical Industry (4)风口循环煤气量对直接还原度、氧耗、刚进入 Press,2007:136 炉身煤气量和炉顶煤气量及其成分影响较小，仅对炉 (那树人.炼铁计算.北京：治金工业出版社，2007：136) 缸煤气量和炉腹煤气量有一定的影响，主要是因为从 [14]Wang W X.Technical progress of key Chinese iron and steel companies in blast furnace ironmaking by 2009.fronmaking, 风口返回的煤气直接影响着炉缸和炉腹的煤气总量. 2010,29(2):56 (5)该综合模型还可以计算任何原料和燃料等 (王维兴.2009年我国重点钢铁企业高炉炼铁发展述评.炼 条件下的新工艺操作参数，研究相同原料和燃料条 铁，2010,29(2)：56)
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 表 8 综合数学模型计算结果( c) Table 8 Results ( c) of the comprehensive mathematical model 工艺参数 数值 风口循环 煤气量为 240 m3 ·t － 1 风口循环 煤气量为 355 m3 ·t － 1 直接还原度 0. 126 0. 114 氧耗( 纯度 90% ) /( m3 ·t － 1 ) 239 238 炉缸煤气量/( m3 ·t － 1 ) 816 935 炉腹煤气量/( m3 ·t － 1 ) 875 990 刚进入炉身煤气量/( m3 ·t － 1 ) 1 430 1 430 炉顶煤气量/( m3 ·t － 1 ) 1 447 1 447 表 9 综合数学模型计算结果( d) Table 9 Results ( d) of the comprehensive mathematical model 风口循环煤气量/ ( m3 ·t － 1 ) 炉顶煤气成分的体积分数/% CO H2 N2 CO2 H2O 240 39. 86 10. 68 11. 66 31. 74 6. 06 355 40. 52 10. 28 11. 53 31. 56 6. 11 5 模型的应用前景 本综合模型可以计算任何原料和燃料等条件下 的炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁工艺操作参 数，研究相同原料和燃料条件下的各个工艺参数的 变化规律，探索该炼铁新工艺的节能减排潜力． 因 此，本综合模型对研究开发炉顶煤气循环--氧气鼓 风高炉炼铁新技术具有重要的理论指导意义和广泛 的应用前景． 6 结论 ( 1) 建立了一种炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉 综合数学模型，在满足五个计算原则的前提下，能够 根据给定的原料条件求出新工艺的操作参数，具有 一定的可靠性． ( 2) 模型计算得到新工艺的焦比为 200 kg·t － 1 ， 煤比 为 200 kg·t － 1 ，相 比 传 统 高 炉，燃 料 比 降 低 22. 9% ，较传统工艺碳耗大幅度降低． ( 3) 风口循环煤气量对风口理论燃烧温度影响 较大，风口循环煤气量每增加 10 m3 ·t － 1 时，风口理 论燃烧温度降低 17. 6 K． 当风口理论燃烧温度为 2 273 ～ 2 473 K 时，风口循环煤气量为 240 ～ 355 m3 ·t － 1 ． ( 4) 风口循环煤气量对直接还原度、氧耗、刚进入 炉身煤气量和炉顶煤气量及其成分影响较小，仅对炉 缸煤气量和炉腹煤气量有一定的影响，主要是因为从 风口返回的煤气直接影响着炉缸和炉腹的煤气总量． ( 5) 该综合模型还可以计算任何原料和燃料等 条件下的新工艺操作参数，研究相同原料和燃料条 件下的各个工艺参数的变化规律，探索炼铁新工艺 的节能减排潜力，具有广泛的应用前景． 参 考 文 献 ［1］ Zhang J L． The Applied and Fundamental Research on Nitrogen Free Blast Furnace［Dissertation］． Beijing: University of Science and Technology Beijing，2001: 4 ( 张建良． 氧气高炉的应用基础研究［学位论文］． 北京: 北京 科技大学，2001: 4) ［2］ Liu J． The Study on Oxygen Blast Furnace and Combined Cycling Power Generation ［Dissertation］． Beijing: University of Science and Technology Beijing，2003: 2 ( 刘佳． 氧气高炉联合循环发电的研究［学位论文］． 北京: 北 京科技大学，2003: 2) ［3］ Danloy G，Berthelemot A，Grant M，et al． ULCOS: Pilot testing of the low-CO2 blast furnace process at the experimental BF in Lulea． Rev Met Paris，2009，106( 1) : 1 ［4］ Zuo G Q，Hirsch A． The trial of the top gas recycling blast furnace at LKAB’s EBF and scale-up / /Proceedings of the 4th Ulcos Seminar． Essen，2008: 1 ［5］ Qin M S，Zhang Y T，Lu H S，et al． A comprehensive mathematical model for blast furnace ironmaking process． Iron Steel，1990，25 ( 10) : 9 ( 秦民生，张郁亭，卢虎生，等． 高炉炼铁过程综合数学模型． 钢铁，1990，25( 10) : 9) ［6］ Gao Z K，Sommerville I D． Study on OCF blast furnace process． Iron Steel，1994，29( 6) : 13 ( 高征铠，Sommerville I D． 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) ［7］ Yamaoka H，Kamei Y． Experimental study on an oxygen blast furnace process using a small test plant． ISIJ Int，1992，32( 6) : 709 ［8］ Lu W K． Use of sponge iron in ironmaking． Scand J Metall，1993， 22( 3) : 122 ［9］ Fink F． Suspension smelting reduction-a new method of hot iron production． Steel Times，1996，224( 11) : 398 ［10］ Qin M S，Qi B M． The full oxygen blast furnace ( FOBF ) process/ /Proceedings of the Sixth International Iron and Steel Congress． Nagoya，1990: 589 ［11］ Matsuura M，Mitsufuji H，Furukawa T，et al． Development of the oxygen blast furnace process/ /Proceedings of the Sixth International Iron and Steel Congress． Nagoya，1990: 581 ［12］ Wang X L． Ferrous Metallurgy ( Ironmaking) ． Beijing: Metallurgical Industry Press，2006: 157 ( 王筱留． 钢铁冶金学( 炼铁部分) ． 北京: 冶金工业出版社， 2006: 157) ［13］ Na S R． Ironmaking Calculation． Beijing: Metallurgical Industry Press，2007: 136 ( 那树人． 炼铁计算． 北京: 冶金工业出版社，2007: 136) ［14］ Wang W X． Technical progress of key Chinese iron and steel companies in blast furnace ironmaking by 2009． Ironmaking， 2010，29( 2) : 56 ( 王维兴． 2009 年我国重点钢铁企业高炉炼铁发展述评． 炼 铁，2010，29( 2) : 56) ·1286·