工程科学学报，第37卷，第5期：638647,2015年5月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.5:638-647,May 2015 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2015.05.016:http://journals.ustb.edu.cn 氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 张仕洋，薛庆国，刘锦周，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.cdu.cm 摘要炉顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁新技术的工艺特点决定了煤粉在其回旋区内的燃烧条件与传统高炉相比将发生 很大变化.本文建立了氧气高炉直吹管一风口一回旋区下部煤粉流动和燃烧的数学模型，研究了入口布置方式、氧含量、循 环煤气温度以及H,0和CO2含量对煤粉燃烧的影响.模拟结果表明：三种引入方式中，假想的循环煤气和氧气混合进入方式 明显优于循环煤气和氧气单独进入方式.当氧的体积分数由80%增加到90%，相应的煤粉燃尽率由87.525%提高到 93.402%.循环煤气温度对煤粉燃尽率的影响并不显著.循环煤气中H,0和C0,的体积分数提高5%，风口轴线上气体的最 高温度分别降低124K和113K 关键词氧气高炉：回旋区；气一固流动：煤粉燃烧：数值模拟 分类号TF538.6 Numerical simulation of pulverized coal combustion in the raceway of an oxygen blast furnace ZHANG Shi-yang,XUE Qing-guo,LIU Jin-zhou,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 technological characteristics of a top gas recycling oxygen blast furnace determine that in comparison with a tradi- tional blast furnace the combustion condition of pulverized coal in the raceway has great changes.A mathematical model of pulverized coal flow and combustion in the blowpipe-tuyere-raceway bottom is developed in this paper.The influences of entry modes,oxygen enrichment,recycling gas temperature,HO and CO contents on the burnout of pulverized coal are investigated by this model.The results indicate that an entry mode with the premixing of recycling gas and oxygen is obviously better than two other modes with recy- cling gas and oxygen entering alone.When the oxygen content changes from 80%to 90%the coal burnout increases from 87.525%to 93.402%.The effect of recycling gas temperature is not significant.The maximum gas temperature along the tuyere axis decreases by 124K with the increasing of H2O content in the recycling gas by 5%,and it drops by 113 K for CO2. KEY WORDS oxygen blast furnaces;raceways;gas-solid flow:pulverized coal combustion:numerical simulation 符号表 A,A,A2 指前因子： Ci,C2 湍流模型常数： Ap 颗粒表面积，m2: CD 拖曳系数： 质量扩散限制速率常数： Cy 粒子的比热容，JkgK: C。 原煤的质量，kg: C 经验常数，0.09： 收稿日期：2013-12-24 基金项目：国家自然科学基金委员会与宝钢集团有限公司联合资助项目(51134008)：国家科技支撑计划资助项目(2011BAC01B02)
工程科学学报，第 37 卷，第 5 期: 638--647，2015 年 5 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 5: 638--647，May 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 05． 016; http: / /journals． ustb． edu． cn 氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 张仕洋，薛庆国，刘锦周，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 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁新技术的工艺特点决定了煤粉在其回旋区内的燃烧条件与传统高炉相比将发生 很大变化． 本文建立了氧气高炉直吹管—风口—回旋区下部煤粉流动和燃烧的数学模型，研究了入口布置方式、氧含量、循 环煤气温度以及 H2O 和 CO2 含量对煤粉燃烧的影响． 模拟结果表明: 三种引入方式中，假想的循环煤气和氧气混合进入方式 明显优于循环煤气和氧气单独进入方式． 当氧的体积分数由 80% 增加到 90% ，相应的煤粉燃尽率由 87. 525% 提高到 93. 402% ． 循环煤气温度对煤粉燃尽率的影响并不显著． 循环煤气中 H2O 和 CO2 的体积分数提高 5% ，风口轴线上气体的最 高温度分别降低 124 K 和 113 K． 关键词 氧气高炉; 回旋区; 气--固流动; 煤粉燃烧; 数值模拟 分类号 TF538. 6 Numerical simulation of pulverized coal combustion in the raceway of an oxygen blast furnace ZHANG Shi-yang，XUE Qing-guo，LIU Jin-zhou，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 technological characteristics of a top gas recycling--oxygen blast furnace determine that in comparison with a traditional blast furnace the combustion condition of pulverized coal in the raceway has great changes． A mathematical model of pulverized coal flow and combustion in the blowpipe--tuyere--raceway bottom is developed in this paper． The influences of entry modes，oxygen enrichment，recycling gas temperature，H2O and CO2 contents on the burnout of pulverized coal are investigated by this model． The results indicate that an entry mode with the premixing of recycling gas and oxygen is obviously better than two other modes with recycling gas and oxygen entering alone． When the oxygen content changes from 80% to 90% the coal burnout increases from 87. 525% to 93. 402% ． The effect of recycling gas temperature is not significant． The maximum gas temperature along the tuyere axis decreases by 124 K with the increasing of H2O content in the recycling gas by 5% ，and it drops by 113 K for CO2 ． KEY WOＲDS oxygen blast furnaces; raceways; gas--solid flow; pulverized coal combustion; numerical simulation 收稿日期: 2013--12--24 基金项目: 国家自然科学基金委员会与宝钢集团有限公司联合资助项目( 51134008) ; 国家科技支撑计划资助项目( 2011BAC01B02) 符号表 A，A1，A2 指前因子; AP 颗粒表面积，m2 ; C 质量扩散限制速率常数; C0 原煤的质量，kg; C1，C2 湍流模型常数; CD 拖曳系数; CP 粒子的比热容，J·kg － 1·K － 1 ; Cμ 经验常数，0. 09;
张仕洋等：氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 ·639 0 扩散系数： Yn 某一特定的反应物组分的质量分数： E,E,E, 活化能： d 风口直径，m; E 鼓风动能，kgms: 颗粒直径，m; 力 焓，Jkg1: fo 颗粒受到的拖曳力，N; H. 反应热，J小kg: 重力加速度： 辐射强度，Wm2s: 湍动能，m282: Ln 回旋区深度； 反应速率常数： M. 第种物质的是相对分子质量： 颗粒质量的转变速率，kg·s: 表观反应级数： mp 颗粒质量，kg: 压强，Pa: n 风口数目： 大气压力，Pa: ne 单位体积内的颗粒数，m3: B 鼓风压力，Pa: 9 粒子的热流量，W: P. 气相中组分n的分压，Pa: 组分i的扩散系数 号 颗粒表面组分的单位面积反应速率， a1,a2 双反应竞争模型中挥发分产率： kg'm-2.s-; B 温度指数： Ryn 动力学速率： 湍流耗散率，m2s3: T 热风温度，K; ? 颗粒的发射率： f 气体温度，K: 之 有效因子： Tp 颗粒温度，K: 导热系数，W.m-1.K-1: T乡 气体的温度，K: 动力黏度，Pas; C 气体的速度，ms1: L 湍流黏度，Pas; Up 颗粒的速度，ms1: vias 反应r中反应物i的化学计量系数： w 鼓风流量，m3s1: 气体的密度，kgm3; W 组分i的化学反应速率，kgm3s: Py 鼓风密度，kgm3: y 组分i的质量分数： GE 斯蒂芬-波尔兹曼常数，5.672×10-8 5 颗粒表面组分广的质量分数： W.m-2.K-4: Yp 任一生成物组分的质量分数： 湍流模型常数。 传统高炉炼铁技术在继续提高生产效率、加强能 响，结果表明鼓风含氧量对煤粉燃尽率的影响较其他 量利用等方面的潜力有限，在全球焦煤资源匮乏和环 二者更显著.Jovanovic等以不同氧含量下煤粉的着 境恶化的双重压力下，开发以煤为主要能源的新的炼 火位置为研究对象，采用实验和数值模拟相互验证的 铁工艺逐渐受到关注.以粉煤和纯氧为主要原料的炉 方法，得出了高氧势下煤粉由均匀着火向非均匀着火 顶煤气循环一氧气鼓风高炉炼铁技术是有可能实现规 转变的结论，在此基础上提出了修正的煤粉顺次燃烧 模化应用的煤一氧炼铁新工艺之一.炉顶煤气循环一氧 模型，该模型的模拟结果与实验结果的吻合度很高 气鼓风高炉炼铁技术采用常温氧气代替热风，大量喷 近年来，高炉喷吹技术逐渐多样化.由于气体的点火 吹煤粉，并将高炉煤气脱除CO,后返回高炉利用，其 速度较快，其燃烧放出的热量能够加速煤粉的燃烧，故 具有生产率高、高喷煤量、低焦比、煤气热值较高等优 学者们对气一固喷吹进行了一些探索.Murai等因模拟 越性1-刀 研究了同时喷吹甲烷和煤粉后直吹管内的现象，结果 风口回旋区是高炉生产的热量源泉和煤气发生 表明管内的温度和C0含量与单独喷煤相比均升高. 地，研究其形成和反应情况具有重要意义。作为制约 氧气高炉新工艺通过采用纯氧鼓风和炉顶煤气在 大喷煤的关键因素，回旋区内煤粉的燃烧程度逐渐受 风口的循环喷吹将超高富氧和气一固喷吹结合起来， 到关注.由于物理实验难以模拟煤粉燃烧时高炉内高 煤粉的燃烧条件大大优于传统高炉，而目前针对氧气 温高压封闭的环境，数值模拟的方法应运而生.多年 高炉回旋区下部煤粉燃烧数值模拟方面的研究却很 来，学者们在喷吹煤粉燃烧的数值模拟方面做了大量 少.本文通过适当的几何模型设置，避免了回旋区内 研究.Shen等网基于传统高炉建立了完整的喷煤枪、 流动循环的发生，忽略了焦炭层的影响，重点研究入口 直吹管、风口和回旋区煤粉燃烧的模型，考察了鼓风温 布置方式、氧含量、循环煤气温度、H0和C02含量对 度、鼓风含氧量、喷煤冷却气体种类等对煤粉燃烧的影 煤粉在氧气高炉回旋区下部水平射流区域内燃烧行为
张仕洋等: 氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 D0 扩散系数; E，E1，E2 活化能; Eb 鼓风动能，kg·m·s － 1 ; H 焓，J·kg － 1 ; Hreac 反应热，J·kg － 1 ; I 辐射强度，W·m － 2·s － 1 ; LＲ 回旋区深度; Mw，i 第 i 种物质的是相对分子质量; N 表观反应级数; P 压强，Pa; P0 大气压力，Pa; Pb 鼓风压力，Pa; Pn 气相中组分 n 的分压，Pa; Ｒj 颗粒表面组分 j 的单位面积反应速率， kg·m － 2·s － 1 ; Ｒkin 动力学速率; Tb 热风温度，K; Tg 气体温度，K; TP 颗粒温度，K; T∞ 气体的温度，K; U 气体的速度，m·s － 1 ; UP 颗粒的速度，m·s － 1 ; Vb 鼓风流量，m3 ·s － 1 ; Wi 组分 i 的化学反应速率，kg·m － 3·s － 1 ; Yi 组分 i 的质量分数; Yj 颗粒表面组分 j 的质量分数; YP 任一生成物组分的质量分数; YＲ 某一特定的反应物组分的质量分数; db 风口直径，m; dP 颗粒直径，m; fD 颗粒受到的拖曳力，N; g 重力加速度; k 湍动能，m2 ·s － 2 ; k1，k2 反应速率常数; m · 颗粒质量的转变速率，kg·s － 1 ; mP 颗粒质量，kg; n 风口数目; nP 单位体积内的颗粒数，m － 3 ; q 粒子的热流量，W; Γi 组分 i 的扩散系数; α1，α2 双反应竞争模型中挥发分产率; β 温度指数; ε 湍流耗散率，m2 ·s － 3 ; εP 颗粒的发射率; η 有效因子; λ 导热系数，W·m － 1·K － 1 ; μ 动力黏度，Pa·s; μt 湍流黏度，Pa·s; ν' i，r 反应 r 中反应物 i 的化学计量系数; ρ 气体的密度，kg·m － 3 ; ρb 鼓风密度，kg·m － 3 ; σB 斯蒂芬--波尔兹曼常数，5. 672 × 10 － 8 W·m － 2·K － 4 ; σk，σε 湍流模型常数． 传统高炉炼铁技术在继续提高生产效率、加强能 量利用等方面的潜力有限，在全球焦煤资源匮乏和环 境恶化的双重压力下，开发以煤为主要能源的新的炼 铁工艺逐渐受到关注． 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采用常温氧气代替热风，大量喷 吹煤粉，并将高炉煤气脱除 CO2 后返回高炉利用，其 具有生产率高、高喷煤量、低焦比、煤气热值较高等优 越性［1 － 2］． 风口回旋区是高炉生产的热量源泉和煤气发生 地，研究其形成和反应情况具有重要意义． 作为制约 大喷煤的关键因素，回旋区内煤粉的燃烧程度逐渐受 到关注． 由于物理实验难以模拟煤粉燃烧时高炉内高 温高压封闭的环境，数值模拟的方法应运而生． 多年 来，学者们在喷吹煤粉燃烧的数值模拟方面做了大量 研究． Shen 等［3］基于传统高炉建立了完整的喷煤枪、 直吹管、风口和回旋区煤粉燃烧的模型，考察了鼓风温 度、鼓风含氧量、喷煤冷却气体种类等对煤粉燃烧的影 响，结果表明鼓风含氧量对煤粉燃尽率的影响较其他 二者更显著． Jovanovic 等［4］以不同氧含量下煤粉的着 火位置为研究对象，采用实验和数值模拟相互验证的 方法，得出了高氧势下煤粉由均匀着火向非均匀着火 转变的结论，在此基础上提出了修正的煤粉顺次燃烧 模型，该模型的模拟结果与实验结果的吻合度很高． 近年来，高炉喷吹技术逐渐多样化． 由于气体的点火 速度较快，其燃烧放出的热量能够加速煤粉的燃烧，故 学者们对气--固喷吹进行了一些探索． Murai 等［5］模拟 研究了同时喷吹甲烷和煤粉后直吹管内的现象，结果 表明管内的温度和 CO 含量与单独喷煤相比均升高． 氧气高炉新工艺通过采用纯氧鼓风和炉顶煤气在 风口的循环喷吹将超高富氧和气--固喷吹结合起来， 煤粉的燃烧条件大大优于传统高炉，而目前针对氧气 高炉回旋区下部煤粉燃烧数值模拟方面的研究却很 少． 本文通过适当的几何模型设置，避免了回旋区内 流动循环的发生，忽略了焦炭层的影响，重点研究入口 布置方式、氧含量、循环煤气温度、H2O 和 CO2 含量对 煤粉在氧气高炉回旋区下部水平射流区域内燃烧行为 · 936 ·
·640 工程科学学报，第37卷，第5期 的影响，并与传统高炉进行比较，旨在分析决定煤粉燃 分数对连续相的影响：(5)不考虑未燃尽煤粉颗粒对 尽率的主要因素，为研究开发氧气高炉炼铁工艺提供 整个系统的影响. 参考 1.1模型的基本控制方程 本文中气体被看作连续相，流动形式为湍流，采用 1数学模型的建立 标准k一ε双方程封闭的稳态雷诺时均纳维一斯托克斯 为简化问题，本文作以下假设：(1)煤粉喷枪采用 方程来描述.气体的流动规律通过联立连续性方程、 单筒直管式：(2)煤粉颗粒假定为球形，且粒度相同： 动量方程、标准k一ε双方程来求解.气体的传热现象 (3)颗粒不存在破碎或合并的现象：(4)煤粉颗粒看作 采用能量方程来描述.采用组分输运方程来描述其质 离散相，忽略颗粒与颗粒之间的碰撞以及颗粒的体积 量的传递.气体相的控制方程如表1所示. 表1气体相控制方程 Table 1 Governing equations for the gas phase 连续性方程 .p0=多i 动量方程 -m-:a+h(TU+(Tm]=-(p+号)+王 能量方程 [uH-(六+兰)川]=g 组分方程（组分） -[w-(+)]= 湍动能方程 -p-(e+÷)-r-m 湍流耗散率方程 -[pe-(u+）e]=G-Gpe) 注%=p号：A=红*h)U[u,(r0. 单个喷吹煤粉颗粒的轨迹可以通过求解其动量方 1.2燃烧模型 程来获得.颗粒与气相之间的动量交换通过拖拽力实 煤粉在1160~1250℃不同氧含量的热风中燃烧， 现.颗粒的运动受气相和固相的相对速度支配。如果 主要经历以下四个阶段：①煤粉快速升温及热分解，同 假定煤粉颗粒为球形微粒，忽略体积力，其运动可以通 时挥发分着火；②挥发分燃烧：③挥发分燃烧后，固定 过拉格朗日模型来描述.煤粉颗粒采用离散颗粒轨道 碳预热和着火；④固定碳燃烧 模型来跟踪。颗粒的温度由三种传热形式来决定：对 (1)煤粉挥发分脱除模型.本文采用双反应竞争 流、与传质关联的相变潜热和辐射.如果假定煤粉颗 模型.该模型认为煤粉的热解由两个不同速率，不 粒是一个集总系统，则传导给整个颗粒的热量等于颗 同挥发分产率的一级反应构成，不同的温度范围内进 粒表面通过对流和辐射获得的热量之和.关于颗粒与 行不同的反应，其中VM,和VM2代表挥发分，C:和C2 颗粒之间，颗粒与连续相之间的辐射传热，本文采用 代表固定碳 P1辐射模型.煤粉颗粒的控制方程如表2所示 ，aVM+(1-a)C,(低温)： 煤 表2颗粒相控制方程 aVM2+(1-a)C2（高温). Table 2 Goveming equations for the particle phase 上述两个反应的化学反应速率常数可统一用阿伦尼乌 连续性方程 空 斯公式计算： k=Aexp(-E/RT）) (1) dUp mp由=-fo 动量方程 挥发分脱除速幸血(WM可表示为 -fo=mdipColU-UI (U-U) 6晋9 du(VM)=(k+)Co (2) d 其中，两个反应的指前因子和活化能分别为A,= 能量方程 -g=TdpANu(Ts-Tp)+ 3.7×103s,E1=149652Jmol-1;A2=1.46×103s-, Σ岩+An(l-o月 E2=250991J小mol.参照文献7]，a,取千燥无灰基 注：CD=max24(1+0.15Rea67)/Re,0.44]. 中挥发分的质量分数，a2=1.25a+0.92a1·
工程科学学报，第 37 卷，第 5 期 的影响，并与传统高炉进行比较，旨在分析决定煤粉燃 尽率的主要因素，为研究开发氧气高炉炼铁工艺提供 参考． 1 数学模型的建立 为简化问题，本文作以下假设: ( 1) 煤粉喷枪采用 单筒直管式; ( 2) 煤粉颗粒假定为球形，且粒度相同; ( 3) 颗粒不存在破碎或合并的现象; ( 4) 煤粉颗粒看作 离散相，忽略颗粒与颗粒之间的碰撞以及颗粒的体积 分数对连续相的影响; ( 5) 不考虑未燃尽煤粉颗粒对 整个系统的影响． 1. 1 模型的基本控制方程 本文中气体被看作连续相，流动形式为湍流，采用 标准 k--ε 双方程封闭的稳态雷诺时均纳维--斯托克斯 方程来描述． 气体的流动规律通过联立连续性方程、 动量方程、标准 k--ε 双方程来求解． 气体的传热现象 采用能量方程来描述． 采用组分输运方程来描述其质 量的传递． 气体相的控制方程如表 1 所示． 表 1 气体相控制方程 Table 1 Governing equations for the gas phase 连续性方程 Δ ·( ρU) = ∑nP m · 动量方程 Δ ·( ρUU) － Δ ·［( μ + μt ) ( Δ U + ( Δ U) T ) ］= － ( Δ P + 2 3 ρ ) k + ∑nP fD 能量方程 Δ ·[ ρUH ( － λ CP + μt σ ) H Δ ] H = ∑nP q 组分方程( 组分 i) Δ ·[ ρUYi ( － Γi + μt σY )i Δ Yi ] = Wi 湍动能方程 Δ ·[ ρUk ( － μ + μt σ ) k Δ ] k = Pk － ρε 湍流耗散率方程 Δ ·[ ρUε ( － μ + μt σ ) ε Δ ] ε = ε k ( C1Pk － C2 ρε) 注: μt = Cμ ρ k2 ε ; Pk = ( μ + μt ) Δ U［ Δ U + ( Δ U) T ］． 单个喷吹煤粉颗粒的轨迹可以通过求解其动量方 程来获得． 颗粒与气相之间的动量交换通过拖拽力实 现． 颗粒的运动受气相和固相的相对速度支配． 如果 假定煤粉颗粒为球形微粒，忽略体积力，其运动可以通 过拉格朗日模型来描述． 煤粉颗粒采用离散颗粒轨道 模型来跟踪． 颗粒的温度由三种传热形式来决定: 对 流、与传质关联的相变潜热和辐射． 如果假定煤粉颗 粒是一个集总系统，则传导给整个颗粒的热量等于颗 粒表面通过对流和辐射获得的热量之和． 关于颗粒与 颗粒之间，颗粒与连续相之间的辐射传热，本文采用 P1 辐射模型． 煤粉颗粒的控制方程如表 2 所示． 表 2 颗粒相控制方程 Table 2 Governing equations for the particle phase 连续性方程 dmP dt = － m · 动量方程 mP dUP dt = － fD － fD = 1 8 πd2 P ρCD | U － UP | ( U － UP ) 能量方程 mPCP dTP dt = － q － q = πdPλNu( Tg － TP ) + ∑ dmP dt Hreac + AP εP ( πI － σB T4 P ) 注: CD = max ［24( 1 + 0. 15Ｒe0. 687 ) /Ｒe，0. 44］． 1. 2 燃烧模型 煤粉在 1160 ～ 1250 ℃不同氧含量的热风中燃烧， 主要经历以下四个阶段: ①煤粉快速升温及热分解，同 时挥发分着火; ②挥发分燃烧; ③挥发分燃烧后，固定 碳预热和着火; ④固定碳燃烧． ( 1) 煤粉挥发分脱除模型． 本文采用双反应竞争 模型［6］． 该模型认为煤粉的热解由两个不同速率，不 同挥发分产率的一级反应构成，不同的温度范围内进 行不同的反应，其中 VM1和 VM2 代表挥发分，C1和 C2 代表固定碳． 煤 k1 k2 α1VM1 + ( 1 － α1 ) C1 ( 低温 → ) ; α2VM2 + ( 1 － α2 ) C2 → ( 高温) ． 上述两个反应的化学反应速率常数可统一用阿伦尼乌 斯公式计算: k = Aexp ( － E /ＲT) ． ( 1) 挥发分脱除速率dw( VM) dt 可表示为 dw( VM) dt = ( α1 k1 + α2 k2 ) C0 ． ( 2) 其中，两个反应的指前因子和活化能分别为 A1 = 3. 7 × 105 s － 1，E1 = 149652 J·mol － 1 ; A2 = 1. 46 × 1013 s － 1， E2 = 250991 J·mol － 1 ． 参照文献［7］，α1 取干燥无灰基 中挥发分的质量分数，α2 = 1. 25α2 1 + 0. 92α1 ． · 046 ·
张仕洋等：氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 641 (2)气体燃烧模型.挥发分含有C、H、0、N等元 后，固定碳开始进行氧化和气化反应.本文采用多表 素，其成分较复杂，它们通常被简化为几种燃料气体的 面反应模型网，固定碳表面发生的反应如下： 混合物.不同的研究中，挥发分组分的处理方式 C(s)+0.502=C0, 不同.本文中，将煤粉挥发分脱除过程中产生的VM C(s)+H,0=H2+C0, 和VM,简单地看成单一物质，也就是VM,和VM,在成 C(s)+C0,=2C0. 分上是相同的（统一用分子式C,H,0N。表示），在数 对于表面反应“颗粒组分j(s)+气相组分n(g)一→产 量上却是不相同的.Shen等国的模拟计算结果表明这 物”，组分j的消耗速率 种假设得到的结果与实验结果能很好地吻合，挥发分 R=ApnY R (4) 的燃烧分两步进行，其反应式为： 其中 VM +a02=bCO+cH2O+dN2; C0+0.50,=C0, R=R(P.-是)广 未知的化学计量数的值由煤粉的工业分析和元素分析 D。=C- [Tn+T.）2]a5 计算得出. dp 循环煤气中的C0和H,与氧气接触后也会发生 燃烧，描述C0、H,、挥发分等气体的快速燃烧反应，本 R=ARe即(-品) 文采用有限速率/涡流耗散模型四.反应r中物质i 2 模拟条件 的产生速率R,可表示为 本文物理模型（二维）的建立基于初步设计的120 R,=min(R,R）. (3) m氧气高炉（其工艺流程如图1所示）的设计参数，具 其中，R=M4p会min（y.,Mk),R,=. 体数值如表3所示.其中，与循环煤气和氧气相关的 各参数的计算采用韩毅华等圆建立的高炉多区域约 MA是（∑，∑gM 束数学模型.表4为基本工况条件下的循环煤气和氧 (3)固定碳表面反应模型.挥发分全部析出之 气的温度及体积分数.表5显示的是与喷煤有关的参数 C044.88%:H,9.74:N,10.63C0,30.98%:H,05.77% 铁矿1660kg1 1498m.r1 焦炭220kgr 除尘 93m3,11 炉尘20.83kgr )加压 189m3+ 900℃ 加热 461m3,1 C064.32%:H,14.62% N,1594%:C0,4.50% 煤粉200k这 900℃ H,00.62%: 03258m2r 350m2. 铁水1000kg 炉渣332kg 图1炉顶煤气循环-氧气鼓风高炉炼铁工艺流程图 Fig.1 Flow chart of the ironmaking process with a top gas reeyeling-xygen blast fumace 表3120m3氧气高炉的设计参数 Table 3 Design parameters of the oxygen blast furnace with the volume of 120 m3 风压/MPa 风口数量 循环煤气流量/(m3h1)氧气流量/(m3h1) 风口直径/mm 煤粉流量/(kgh1) 0.2 1531.25 1130.89 90 875 注：循环煤气、氧气鼓风、煤粉和载气的流量均为单个风口的数值. 表4循环煤气与氧气的温度及体积分数 Table 4 Temperature and volume fraction of circulation gas and oxygen 循环煤气 氧气 T/K C0/% H2/% N2/% C021% H,0/% T/K 021% N2/% 1173 64.32 14.62 15.94 4.50 0.62 298 90 10 注：循环煤气、氧气鼓风、煤粉和载气的流量均为单个风口的数值
张仕洋等: 氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 ( 2) 气体燃烧模型． 挥发分含有 C、H、O、N 等元 素，其成分较复杂，它们通常被简化为几种燃料气体的 混合物． 不同的研究中，挥发分组分的处理方式［8 － 10］ 不同． 本文中，将煤粉挥发分脱除过程中产生的 VM1 和 VM2 简单地看成单一物质，也就是 VM1和 VM2 在成 分上是相同的( 统一用分子式 CxHyOzNw 表示) ，在数 量上却是不相同的． Shen 等［3］的模拟计算结果表明这 种假设得到的结果与实验结果能很好地吻合． 挥发分 的燃烧分两步进行，其反应式为: VM + aO2 bCO + cH2O + dN2 ; CO + 0. 5O2 CO2 ． 未知的化学计量数的值由煤粉的工业分析和元素分析 计算得出． 循环煤气中的 CO 和 H2 与氧气接触后也会发生 燃烧，描述 CO、H2、挥发分等气体的快速燃烧反应，本 文采用有限速率/涡流耗散模型［11］． 反应 r 中物质 i 的产生速率 Ｒi，r可表示为 Ｒi，r = min( Ｒi，r1 ，Ｒi，r2 ) ． ( 3) 其中，Ｒi，r1 = ν' i，r Mw，i Aρ ε k minＲ ( YＲ /ν' Ｒ，r Mw，Ｒ ) ，Ｒi，r2 = ν' i，r Mw，iABρ ε ( k ∑P YP ∑ N j ν″j，rMw，j ) ． ( 3) 固定碳表面反应模型． 挥发分全部析出之 后，固定碳开始进行氧化和气化反应． 本文采用多表 面反应模型［12］． 固定碳表面发生的反应如下: C( s) + 0 . 5O2 CO， C( s) + H2 O H 2 + CO， C( s) + CO2 2CO． 对于表面反应“颗粒组分 j( s) + 气相组分 n( g) → 产 物”，组分 j 的消耗速率 Ｒj = APηYj Ｒj ． ( 4) 其中 Ｒj = Ｒkin ( Pn － Ｒj D ) 0 N ， D0 = C ［( TP + T∞ ) /2］0. 75 dP ， Ｒkin = ATβ P ( exp － E ＲT ) P ． 2 模拟条件 本文物理模型( 二维) 的建立基于初步设计的 120 m3 氧气高炉( 其工艺流程如图 1 所示) 的设计参数，具 体数值如表 3 所示． 其中，与循环煤气和氧气相关的 各参数的计算采用韩毅华等［13］建立的高炉多区域约 束数学模型． 表 4 为基本工况条件下的循环煤气和氧 气的温度及体积分数． 表5 显示的是与喷煤有关的参数． 图 1 炉顶煤气循环--氧气鼓风高炉炼铁工艺流程图 Fig． 1 Flow chart of the ironmaking process with a top gas recycling--oxygen blast furnace 表 3 120 m3氧气高炉的设计参数 Table 3 Design parameters of the oxygen blast furnace with the volume of 120 m3 风压/MPa 风口数量 循环煤气流量/( m3 ·h － 1 ) 氧气流量/( m3 ·h － 1 ) 风口直径/mm 煤粉流量/( kg·h － 1 ) 0. 2 8 1531. 25 1130. 89 90 875 注: 循环煤气、氧气鼓风、煤粉和载气的流量均为单个风口的数值． 表 4 循环煤气与氧气的温度及体积分数 Table 4 Temperature and volume fraction of circulation gas and oxygen 循环煤气 氧气 T /K CO /% H2 /% N2 /% CO2 /% H2O /% T /K O2 /% N2 /% 1173 64. 32 14. 62 15. 94 4. 50 0. 62 298 90 10 注: 循环煤气、氧气鼓风、煤粉和载气的流量均为单个风口的数值． · 146 ·
·642 工程科学学报，第37卷，第5期 表5与喷煤有关的参数 Table 5 Parameters related to coal injection 质量分数（工业分析）/% 质量分数（元素分析）/% 水分 挥发分 灰分 固定碳 H 0 N 3.4 32.6 9.3 54.7 84.7 5.6 7.0 2.7 载气种类 载气温度/K 喷枪直径/mm 载气流量1(m3h)煤粉温度/K 喷枪倾角 N2 360 20 23.33 320 10° 注：循环煤气、氧气鼓风、煤粉和载气的流量均为单个风口的数值 图2为直吹管一风口一回旋区下部区域的几何模 表6模拟参数的取值 型.本文不考虑操作参数的改变对回旋区深度的影 Table 6 Values of simulation parameters 响，回旋区的深度由前苏联学者舒米洛夫等提出的经 参数 取值 验公式4-计算得出： 煤粉粒径Iμm 70 Lg=0.118×10-3E。+0.77. (5) 氧气体积分数% 80%,85%,90% 1 V/4VTP。 2 E=2P (6) 循环煤气温度/K 873,973,1073,1173,1273 gn\wnd273P。 循环煤气中C02体积分数/% 4.5%,9.5% 940 循环煤气中H,0体积分数/% 0.62%,5.62% 注：表格中加下划线的数值为基本工况条件下各变量的取值 场的求解采用SIMPLE算法.残差的选取为：能量和辐 200 射106，组分105，其他104.结合FLUENT软件的后 图2几何模型示意图（单位：mm) 处理功能和Tecplot360对模拟结果进行分析与可 Fig.2 Schematic diagram of the geometric model (unit:mm) 视化. 本研究中，没有大范围的焦炭回旋区域，参照文献 3 模型的验证 B,7],回旋区下部被设计成一个发散角为3°的扩张 管，这种几何模型的设置可以避免流动循环的发生，研 将本文建立的数学模型运用到传统高炉直吹管内 究重点是煤粉在高炉回旋区下部水平射流区域内的流 煤粉的燃烧模拟，考察不同鼓风温度和鼓风含氧量对 动和燃烧行为.因为该区域终点处的煤粉燃尽率将对 燃尽率的影响，并将模拟结果与Du等a在风口前获 回旋区的透气性产生重要影响，进而影响高炉下部煤 得的煤粉燃烧模拟结果进行对比，结果如图3所示. 气流分布.模拟中各参数的取值如表6所示. 由于本文的模拟条件与文献中提及的模拟条件不 本文采用GAMBIT进行几何建模和网格划分，统 尽相同，尤其是在煤粉粒径分布方面差异较大（文献 选用四边形结构化网格.划分完毕的网格文件导入 中煤粉粒径分布为：90μm,5%:63um,25%;45um, 到FLUENT流体计算软件中进行模型的选取和相关参 55%;20μm,15%.本文采用的是均匀分布，粒径为 数的设置.基本控制方程的离散采用有限体积法，流 70um),故模型验证时仅比较两种操作参数对煤粉燃 12 一模拟结果 11.8 6 0 0一文献结果 4.9 5.1 5. 93 8 6 6.2 34 9 2.0 4 4.7 。一摸拟结果 2 0一文献结果 1.9 14201440146014801500 15201540 22 23 24 25 鼓风温度水 鼓风中氧气体积分数% 图3模拟结果与文献结果的比较.()鼓风温度对煤粉燃尽率的影响：(b)鼓风中氧气体积分数对煤粉燃尽率的影响 Fig.3 Comparison of simulation results with literature results:(a)effect of blast temperature on pulverized coal burnout;(b)effect of 0,content on pulverized coal bumout
工程科学学报，第 37 卷，第 5 期 表 5 与喷煤有关的参数 Table 5 Parameters related to coal injection 质量分数( 工业分析) /% 质量分数( 元素分析) /% 水分 挥发分 灰分 固定碳 C H O N 3. 4 32. 6 9. 3 54. 7 84. 7 5. 6 7. 0 2. 7 载气种类 载气温度/K 喷枪直径/mm 载气流量/( m3 ·h － 1 ) 煤粉温度/K 喷枪倾角 N2 360 20 23. 33 320 10° 注: 循环煤气、氧气鼓风、煤粉和载气的流量均为单个风口的数值． 图 2 为直吹管—风口—回旋区下部区域的几何模 型． 本文不考虑操作参数的改变对回旋区深度的影 响，回旋区的深度由前苏联学者舒米洛夫等提出的经 验公式［14 － 15］计算得出: LＲ = 0. 118 × 10 － 3Eb + 0. 77． ( 5) Eb = 1 2 ρb Vb ( gn 4Vb πnd2 b TbP0 273P ) b 2 ． ( 6) 图 2 几何模型示意图( 单位: mm) Fig． 2 Schematic diagram of the geometric model ( unit: mm) 图 3 模拟结果与文献结果的比较． ( a) 鼓风温度对煤粉燃尽率的影响; ( b) 鼓风中氧气体积分数对煤粉燃尽率的影响 Fig． 3 Comparison of simulation results with literature results: ( a) effect of blast temperature on pulverized coal burnout; ( b) effect of O2 content on pulverized coal burnout 本研究中，没有大范围的焦炭回旋区域，参照文献 ［3，7］，回旋区下部被设计成一个发散角为 3°的扩张 管，这种几何模型的设置可以避免流动循环的发生，研 究重点是煤粉在高炉回旋区下部水平射流区域内的流 动和燃烧行为． 因为该区域终点处的煤粉燃尽率将对 回旋区的透气性产生重要影响，进而影响高炉下部煤 气流分布． 模拟中各参数的取值如表 6 所示． 本文采用 GAMBIT 进行几何建模和网格划分，统 一选用四边形结构化网格． 划分完毕的网格文件导入 到 FLUENT 流体计算软件中进行模型的选取和相关参 数的设置． 基本控制方程的离散采用有限体积法，流 表 6 模拟参数的取值 Table 6 Values of simulation parameters 参数 取值 煤粉粒径/μm 70 氧气体积分数/% 80% ，85% ，90% 循环煤气温度/K 873，973，1073，1173，1273 循环煤气中 CO2 体积分数/% 4. 5% ，9. 5% 循环煤气中 H2O 体积分数/% 0. 62% ，5. 62% 注: 表格中加下划线的数值为基本工况条件下各变量的取值． 场的求解采用 SIMPLE 算法． 残差的选取为: 能量和辐 射 10 － 6，组分 10 － 5，其他 10 － 4 ． 结合 FLUENT 软件的后 处理 功 能 和 Tecplot360 对模拟结果进行分析与可 视化． 3 模型的验证 将本文建立的数学模型运用到传统高炉直吹管内 煤粉的燃烧模拟，考察不同鼓风温度和鼓风含氧量对 燃尽率的影响，并将模拟结果与 Du 等［16］在风口前获 得的煤粉燃烧模拟结果进行对比，结果如图 3 所示． 由于本文的模拟条件与文献中提及的模拟条件不 尽相同，尤其是在煤粉粒径分布方面差异较大( 文献 中煤粉粒径分布为: 90 μm，5% ; 63 μm，25% ; 45 μm， 55% ; 20 μm，15% ． 本文采用的是均匀分布，粒径为 70 μm) ，故模型验证时仅比较两种操作参数对煤粉燃 · 246 ·
张仕洋等：氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 643 尽率的影响趋势.由图3可知，模拟结果与文献中反 煤粉质量，kg:a为煤粉中干基灰分的质量分数，它 映的趋势基本相同，即鼓风温度对煤粉在直吹管内的 表征挥发分的脱除和固定碳的燃烧所造成的质量 燃尽率有较大影响，且温度越高，影响越显著：而鼓风 损失。 中氧气体积分数几乎没有影响.上述对比结果表明本 4.1入口排布方式的确定 文建立的模型及方法是可行的，计算结果是基本可 图4为三种入口排布方式的横截面示意图.方式 靠的 a和b下循环煤气与纯氧由套管鼓入，煤粉从套管轴 向喷入.假定套管外径为120mm,喷枪直径为20mm, 4结果与讨论 忽略管壁厚度.调整氧气入口和循环煤气入口的尺寸 本文分析中采用的煤粉燃尽率R的公式为 以保持二者的速度相等.方式c中将循环煤气和氧气 R=m 先均匀混合再从同一入口鼓入，假定混合前后总体积 m(1-a) 不变，混合后温度的确定基于总物理热和混合前后平 式中：m为煤粉的干基质量，kgm。为燃烧所消耗的 均热容的计算 20 φ20 20 0120 120 中120 651 φ110 名 (e) 煤粉人口 氧气人口 循环煤气人口 氧气与循环煤气混合入口 图4三种入口方式横截面示意图（单位：mm) Fig.4 Cross section diagrams of three types of entry modes (unit:mm) 图5为基本工况条件下入口设置对煤粉燃尽率的 0 影响.由图可知，a、b两种方案的煤粉燃尽率远低于c 0 方案.下面从温度和氧气供应两方面来分析a、b两种 -0.1 0 0.2 040.6 0.8 1.0 12 方案下煤粉燃尽率偏低的原因. X/m 0.1 100 93.402 =172 80 -0.1 0.2 04 0.6 0.8 1.0 X/m 0.1 60 一90 71 40 39.811 -0.1 02 0.4 0.6 0.8 1.0 X/m 20 图6温度分布（单位：K) 7.838 Fig.6 Distribution of temperature (unit:K) % e 直方向的距离.由图6可知：方式a下高温区域分布 人口设置方案 在回旋区下部水平射流区域的边缘，中心温度很低：方 图5入口设置对煤粉燃尽率的影响 Fig.5 Effect of entry modes on pulverized coal burnout 式b下高温区域较a向中心偏移，而且中心温度高于 a;方式c下边缘和中心的温度分布较a、b更均匀.这 图6为基本工况条件下三种不同入口排布方式下 是由两种布置方式下从不同位置鼓入的循环煤气中 的温度分布，横轴和纵轴分别表示距离入口水平和垂 C0和H,燃烧放热造成的
张仕洋等: 氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 尽率的影响趋势． 由图 3 可知，模拟结果与文献中反 映的趋势基本相同，即鼓风温度对煤粉在直吹管内的 燃尽率有较大影响，且温度越高，影响越显著; 而鼓风 中氧气体积分数几乎没有影响． 上述对比结果表明本 文建立的模型及方法是可行的，计算结果是基本可 靠的． 4 结果与讨论 本文分析中采用的煤粉燃尽率 Ｒ 的公式为 Ｒ = mb m( 1 － a) . 式中: m 为煤粉的干基质量，kg; mb为燃烧所消耗的 煤粉质量，kg; a 为煤粉中干基灰分的质量分数，它 表征挥发分的脱除和固定碳的燃烧所造成的质量 损失． 4. 1 入口排布方式的确定 图 4 为三种入口排布方式的横截面示意图． 方式 a 和 b 下循环煤气与纯氧由套管鼓入，煤粉从套管轴 向喷入． 假定套管外径为 120 mm，喷枪直径为 20 mm， 忽略管壁厚度． 调整氧气入口和循环煤气入口的尺寸 以保持二者的速度相等． 方式 c 中将循环煤气和氧气 先均匀混合再从同一入口鼓入，假定混合前后总体积 不变，混合后温度的确定基于总物理热和混合前后平 均热容的计算． 图 4 三种入口方式横截面示意图( 单位: mm) Fig． 4 Cross section diagrams of three types of entry modes ( unit: mm) 图 5 为基本工况条件下入口设置对煤粉燃尽率的 影响． 由图可知，a、b 两种方案的煤粉燃尽率远低于 c 方案． 下面从温度和氧气供应两方面来分析 a、b 两种 方案下煤粉燃尽率偏低的原因． 图 5 入口设置对煤粉燃尽率的影响 Fig． 5 Effect of entry modes on pulverized coal burnout 图 6 为基本工况条件下三种不同入口排布方式下 的温度分布，横轴和纵轴分别表示距离入口水平和垂 图 6 温度分布( 单位: K) Fig． 6 Distribution of temperature ( unit: K) 直方向的距离． 由图 6 可知: 方式 a 下高温区域分布 在回旋区下部水平射流区域的边缘，中心温度很低; 方 式 b 下高温区域较 a 向中心偏移，而且中心温度高于 a; 方式 c 下边缘和中心的温度分布较 a、b 更均匀． 这 是由两种布置方式下从不同位置鼓入的循环煤气中 CO 和 H2 燃烧放热造成的． · 346 ·
·644 工程科学学报，第37卷，第5期 图7为基本工况条件下三种入口排布方式下02 0.1 质量分数分布.由图可知，方式a下，回旋区下部中心 02质量分数高于两侧，方式b则恰好相反，方式c相 -0.1上 对均匀.这是由0，的不同鼓入位置造成的 0.2 0.4 0.6 0.8 10 X/m 0.1 图8C0质量分数 Fig.8 Mass fraction of CO 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 X/m 0.1 10000- -0.1 0.2 04 0.6 0.8 1.0 0.2 04 0.6 0.8 1.0 1.2 X/m X/m 图9H,质量分数 Fig.9 Mass fraction of H, 0.2 14 0.60.8 1.0 1.2 50 X/m 45 。一C0 图702的质量分数 0 -C0 Fig.7 Mass fraction of 02 ★一HO 35 30 方式a下，氧气与煤粉紧密接触，由边缘鼓入的循 25 环煤气带入的物理热以及C0和H,燃烧放出的化学 热是促使常温下纯氧、载气和煤粉温度升高的热量来 15 源。但是，由于循环煤气与煤粉被纯氧隔开，传热受 阻，中心区域的煤粉温度升高缓慢，热解滞后，燃烧极 不充分.方式b下，虽有高温煤气的直接传热，但由于 -0.2 0.20.40.60.81.0 纯氧和煤粉被循环煤气隔开，边缘区域的氧气向中心 风口轴线位置m 扩散受到阻碍，燃尽率依然较低.因此，方式a下限制 图10120m氧气高炉风口轴线上的气体成分变化 煤粉燃烧的因素为煤粉喷入区域内的温度，而导致方 Fig.10 Gas composition along the tuyere axis of the 120 m'oxygen 式b下煤粉燃尽率较低的原因是煤粉燃烧区域内氧气 blast fumace 供应不足.方式℃中将循环煤气和氧气先均匀混合再 风量为3045m3h,鼓风中氧气体积分数为30%，其 鼓入回旋区，弥补了二者的不足，煤粉的燃尽率显著提 他条件均与氧气高炉相同)，相应的风口轴线上气体 高.这是一种理想化的设置，实际生产中900℃的循 成分变化如图11所示.图10和图11相比，轴线上 环煤气和氧气直接混合会产生爆燃.但是，这并不妨 C02和H,0含量较高，02含量较低.这是由循环煤气 碍其从提高煤粉燃尽率的角度阐明氧气高炉条件下通 中的C0和H,燃烧大量消耗O,生成CO,和H,O造 过合理的气体入口设计和喷枪设计以加强循环煤气、 成的.氧气高炉以纯氧代替热风，但是由于初始阶段 氧气和煤粉之间的混合是非常必要的，故后续分析中 循环煤气燃烧消耗了大量的02，轴线上供给煤粉燃烧 采用方式c. 的02并不是过量的，而最终煤粉燃尽率却很高，达到 4.2煤气成分变化规律 93.402%,同时图10显示C02和H0的含量在达到 图8和图9分别为方式c下各模拟参数都取其基 最大值后都有一定幅度的降低，故氧气高炉条件下循 值时C0和H2的质量分数分布.由图8和图9可知， 环煤气的燃烧产物C0,和H,0与固定碳的反应对提 循环煤气中C0和H2在直吹管和风口内即大量燃烧， 高煤粉燃尽率的贡献不可忽略，其产物C0的含量也 在离开风口较短时间内燃烧完毕，物料平衡计算表明 明显高于普通高炉.需要指出的是本文未考虑回旋运 这一阶段消耗02含量的53.5%，生成大量C02和 动的焦炭燃烧以及焦炭填充床的影响，故风口轴线上 H,0. 的煤气成分并不能代表氧气高炉的炉腹煤气成分 图10为氧气高炉基本工况条件下风口轴线上气 4.3氧气体积分数的影响 体成分的变化.为了进行比较，本文也模拟了120m 直观上分析，提高氧气体积分数将促进煤粉的燃 传统高炉（风温为1523K,风压为0.24MPa,单风口鼓 烧.为了深入探究氧气体积分数对煤粉燃尽率的影
工程科学学报，第 37 卷，第 5 期 图 7 为基本工况条件下三种入口排布方式下 O2 质量分数分布． 由图可知，方式 a 下，回旋区下部中心 O2 质量分数高于两侧，方式 b 则恰好相反，方式 c 相 对均匀． 这是由 O2 的不同鼓入位置造成的． 图 7 O2 的质量分数 Fig． 7 Mass fraction of O2 方式 a 下，氧气与煤粉紧密接触，由边缘鼓入的循 环煤气带入的物理热以及 CO 和 H2 燃烧放出的化学 热是促使常温下纯氧、载气和煤粉温度升高的热量来 源． 但是，由于循环煤气与煤粉被纯氧隔开，传热受 阻，中心区域的煤粉温度升高缓慢，热解滞后，燃烧极 不充分． 方式 b 下，虽有高温煤气的直接传热，但由于 纯氧和煤粉被循环煤气隔开，边缘区域的氧气向中心 扩散受到阻碍，燃尽率依然较低． 因此，方式 a 下限制 煤粉燃烧的因素为煤粉喷入区域内的温度，而导致方 式 b 下煤粉燃尽率较低的原因是煤粉燃烧区域内氧气 供应不足． 方式 c 中将循环煤气和氧气先均匀混合再 鼓入回旋区，弥补了二者的不足，煤粉的燃尽率显著提 高． 这是一种理想化的设置，实际生产中 900 ℃ 的循 环煤气和氧气直接混合会产生爆燃． 但是，这并不妨 碍其从提高煤粉燃尽率的角度阐明氧气高炉条件下通 过合理的气体入口设计和喷枪设计以加强循环煤气、 氧气和煤粉之间的混合是非常必要的，故后续分析中 采用方式 c． 4. 2 煤气成分变化规律 图 8 和图 9 分别为方式 c 下各模拟参数都取其基 值时 CO 和 H2 的质量分数分布． 由图 8 和图 9 可知， 循环煤气中 CO 和 H2 在直吹管和风口内即大量燃烧， 在离开风口较短时间内燃烧完毕，物料平衡计算表明 这一阶段 消 耗 O2 含量 的 53. 5% ，生 成 大 量 CO2 和 H2O． 图 10 为氧气高炉基本工况条件下风口轴线上气 体成分的变化． 为了进行比较，本文也模拟了 120 m3 传统高炉( 风温为 1523 K，风压为 0. 24 MPa，单风口鼓 图 8 CO 质量分数 Fig． 8 Mass fraction of CO 图 9 H2 质量分数 Fig． 9 Mass fraction of H2 图 10 120 m3氧气高炉风口轴线上的气体成分变化 Fig． 10 Gas composition along the tuyere axis of the 120 m3 oxygen blast furnace 风量为 3045 m3 ·h － 1，鼓风中氧气体积分数为 30% ，其 他条件均与氧气高炉相同) ，相应的风口轴线上气体 成分变化如图 11 所示． 图 10 和图 11 相比，轴线上 CO2 和 H2O 含量较高，O2 含量较低． 这是由循环煤气 中的 CO 和 H2 燃烧大量消耗 O2，生成 CO2 和 H2O 造 成的． 氧气高炉以纯氧代替热风，但是由于初始阶段 循环煤气燃烧消耗了大量的 O2，轴线上供给煤粉燃烧 的 O2 并不是过量的，而最终煤粉燃尽率却很高，达到 93. 402% ，同时图 10 显示 CO2 和 H2O 的含量在达到 最大值后都有一定幅度的降低，故氧气高炉条件下循 环煤气的燃烧产物 CO2 和 H2O 与固定碳的反应对提 高煤粉燃尽率的贡献不可忽略，其产物 CO 的含量也 明显高于普通高炉． 需要指出的是本文未考虑回旋运 动的焦炭燃烧以及焦炭填充床的影响，故风口轴线上 的煤气成分并不能代表氧气高炉的炉腹煤气成分． 4. 3 氧气体积分数的影响 直观上分析，提高氧气体积分数将促进煤粉的燃 烧． 为了深入探究氧气体积分数对煤粉燃尽率的影 · 446 ·
张仕洋等：氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 ·645 ·C0 40 25 -C0 35 30 0 30 -80% —85% ---…90% 20 15 5 aa小小小小+ 0.20 0.20.40.60.81.01.2141.6 0.2 0020.40.60.8 1.0 风口轴线位置/m 上半风口中心线位置/m 图13鼓风中氧气体积分数对上半风口中心线上氧气体积分数 图11120m3传统高炉风口轴线上的气体成分变化 的影响 Fig.11 Gas composition along the tuyere axis of the 120 m'tradi- Fig.13 Effect of oxygen content in blast on oxygen content along the tional blast fumace axis of the top half of the tuyere 响，本文做了三种鼓风中氧气体积分数(80%，85%， 90%)下的模拟实验，结果如图12所示.由图12可 知：在氧气高炉以常温氧气代替热风的工艺条件下，煤 粉的燃烧得到极大加强.较高的煤粉燃尽率是氧气高 -4=-80% 炉工艺下大量喷煤的前提，进而有利于大力发展间接 3 34 ---.90% 还原同时降低焦比.图13和图14分别反映的是风口 上半部中心线上和风口轴线上氧气的体积分数变化 2 由图13可知，氧气高炉条件下，由于初始阶段循环煤 气与煤粉争夺氧气率先燃烧，中心两侧的02大量消 耗.图14表明虽然氧气高炉采用的是纯氧，但是由两 -0.2 0020.40.60.8 1.0 侧扩散至中心附近供给煤粉燃烧的氧气并不过量.氧 风口轴线位置/m 气对煤粉燃烧的影响主要是热解以后的多相反应阶 图14鼓风中氧气体积分数对风口轴线上氧气体积分数的影响 段，在这一阶段氧气的体积分数越高，越有利于燃烧 Fig.14 Effect of oxygen content in blast on oxygen content along the 过程. tuyere axis 94 93.402 100 92.606 91.698 93.402 93.609 93 92 91 60 90H 89.705 40 89 88 87.525 20 87 0 82848688 鼓风中氧气体积分数% 873 973 1073 1I73 1273 循环煤气温度K 图12鼓风中氧气体积分数对煤粉燃尽率的影响 Fig.12 Effect of oxygen content in blast on pulverized coal burout 图15循环煤气温度对煤粉燃尽率的影响 Fig.15 Effect of reeycling gas temperature on pulverized coal bum- out 4.4循环煤气温度的影响 图15为循环煤气温度对煤粉燃尽率的影响.由 脱挥发分过程进而影响随后发生的固定碳燃烧过程. 图可知，与氧气体积分数不同，循环煤气温度对煤粉燃 高炉回旋区内挥发分的脱除对煤粉燃尽率的贡献几乎 尽率的影响并不显著.温度主要通过直接影响煤粉的 相同，因为挥发分都脱除完全，故固定碳的燃烧程度决
张仕洋等: 氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 图 11 120 m3传统高炉风口轴线上的气体成分变化 Fig． 11 Gas composition along the tuyere axis of the 120 m3 traditional blast furnace 响，本文做了三种鼓风中氧气体积分数( 80% ，85% ， 90% ) 下的模拟实验，结果如图 12 所示． 由图 12 可 知: 在氧气高炉以常温氧气代替热风的工艺条件下，煤 粉的燃烧得到极大加强． 较高的煤粉燃尽率是氧气高 炉工艺下大量喷煤的前提，进而有利于大力发展间接 还原同时降低焦比． 图 13 和图 14 分别反映的是风口 上半部中心线上和风口轴线上氧气的体积分数变化． 由图 13 可知，氧气高炉条件下，由于初始阶段循环煤 气与煤粉争夺氧气率先燃烧，中心两侧的 O2 大量消 耗． 图 14 表明虽然氧气高炉采用的是纯氧，但是由两 侧扩散至中心附近供给煤粉燃烧的氧气并不过量． 氧 气对煤粉燃烧的影响主要是热解以后的多相反应阶 段，在这一阶段氧气的体积分数越高，越有利于燃烧 过程． 图 12 鼓风中氧气体积分数对煤粉燃尽率的影响 Fig． 12 Effect of oxygen content in blast on pulverized coal burnout 4. 4 循环煤气温度的影响 图 15 为循环煤气温度对煤粉燃尽率的影响． 由 图可知，与氧气体积分数不同，循环煤气温度对煤粉燃 尽率的影响并不显著． 温度主要通过直接影响煤粉的 图 13 鼓风中氧气体积分数对上半风口中心线上氧气体积分数 的影响 Fig． 13 Effect of oxygen content in blast on oxygen content along the axis of the top half of the tuyere 图 14 鼓风中氧气体积分数对风口轴线上氧气体积分数的影响 Fig． 14 Effect of oxygen content in blast on oxygen content along the tuyere axis 图 15 循环煤气温度对煤粉燃尽率的影响 Fig． 15 Effect of recycling gas temperature on pulverized coal burnout 脱挥发分过程进而影响随后发生的固定碳燃烧过程． 高炉回旋区内挥发分的脱除对煤粉燃尽率的贡献几乎 相同，因为挥发分都脱除完全，故固定碳的燃烧程度决 · 546 ·
·646· 工程科学学报，第37卷，第5期 定了煤粉的燃尽率.本工艺条件下，煤粉升温、热解两 H,0和C0,的体积分数提高5%，轴线上气体峰值温 个过程的热量来源为循环煤气带入的物理热以及其燃 度分别降低124K和113K.该现象可以由下面两个反 烧放出的热量.循环煤气在入口处与氧气接触立即燃 应来解释： 烧，放出大量热量促使煤粉升温热解.图16显示初始 C(s)+H,0=H,+C0, 阶段由于循环煤气的燃烧轴线上的气体温度迅速升 C(s)+C02=2C0. 高.三种不同循环煤气温度条件下，在离入口0.2m 上述两个反应都是强吸热反应，分别为124190J·mol1 处，相应的中心线上气体温度分别达到2392、2425和 和165390J·mol.故可以适当增加循环煤气中H,0 2473K,循环煤气带入的物理热对煤粉热解的促进作 和C0,的含量以缓解氧气高炉下部过热. 用被冲淡，故温度已不是固定碳燃烧的限制性因素，但 5 这并不能说明循环煤气温度可以任意降低。氧气高炉 结论 条件下，鼓风带入的物理热减少，虽然理论燃烧温度上 (1)三种引入方式中，假想的循环煤气和氧气混 升，但是由于炉缸煤气体积减少，煤气携带的热量不足 合进入方式明显优于循环煤气和氧气单独进入方式. 以加热炉料，故循环煤气温度的确定应综合考虑炉内 (2)与普通高炉相比，氧气高炉条件下，由于循环 热量需求以及煤粉燃烧两个方面 煤气中C0和H2的燃烧，其风口中心线上C0,和H,0 4000 含量较高，02含量较低. 3500 (3)虽然氧气高炉以纯氧代替热风，但由于初始 3000 阶段循环煤气与煤粉争夺氧气，供给煤粉燃烧的氧气 2500 并不过量，增加氧气体积分数依然能够促进煤粉燃烧 2000 (4)循环煤气温度对煤粉燃尽率的影响并不显 -873K 1500 1073K 著，温度主要影响挥发分的脱除过程. --1273K (5)适当增加循环煤气中C0,和H,0的体积分 1000 数可以缓解氧气高炉下部过热.循环煤气中H,0和 500 C0,的体积分数提高5%，轴线上气体峰值温度分别 -0.20 020.40.60.81.0 降低124K和113K. 风口轴线位置/m 图16循环煤气温度对风口轴线上气体温度的影响 参考文献 Fig.16 Effect of recycling gas temperature on temperature along the [1]Helle H,Helle M,Saxen H,et al.Optimization of top gas recy- tuyere axis cling conditions under high oxygen enrichment in the blast fur- 4.5循环煤气中H,0和C02体积分数的影响 nace.SJnt,2010,50(7):931 2]Danloy G,Berthelemot A.Grant M,et al.ULCOS:Pilot testing 图17表示循环煤气中H,0和C02体积分数对轴 of the low-CO2 blast furnace process at the experimental BF in 线上的气体峰值温度的影响.由图可知，循环煤气中 Lulea.Rev Metall,2009,106(1)1 3600 B] Shen Y S,Maldonado D,Guo B Y,et al.Computational fluid dy- 3560 3555 namics study of pulverized coal combustion in blast fumace race- way.Ind Eng Chem Res,2009,48 (23)10314 3520 [4 Jovanovic R,Milewska A,Swiatkowski B,et al.Numerical inves- 3480 tigation of influence of homogeneous/heterogeneous ignition/com- 3442 3440 3431 bustion mechanisms on ignition point position during pulverized coal combustion in oxygen enriched and reeycled flue gases atmos- 3400 phere.Int J Heat Mass Transfer,2011,54(4):921 3360 [5] Murai R,Sato M,Ariyama T.Design of innovative blast furnace 320 for minimizing CO,emission based on optimization of solid fuel in- 0).4.5%. C0,4.5%. C09,5% jection and top gas reeycling.ISI/Int,2004,44(12):2168 H00.62% H,05.62% H.00.62% 6]Ubhayakar S K,Stickler D B,Von Rosenberg C W,et al.Rapid 循环煤气中H,0和C0,体积分数变化 devolatilization of pulverized coal in hot combustion gases//Sym- 图17循环煤气中H20和C02体积分数对风口轴线上气体最高 posium (International)on Combustion.Pittsburgh,1977:427 Shen Y S,Yu A B,Austin P R,et al.CFD study of in-fumace 温度的影响 phenomena of pulverised coal injection in blast fumace:effects of Fig.17 Effect of H2O and CO2 contents in the recycling gas on the operating conditions.Pouder Technol,2012,223:27 peak temperature along the tuyere axis 8] Nogami H,Yamaoka H,Takatani K.Raceway design for the in-
工程科学学报，第 37 卷，第 5 期 定了煤粉的燃尽率． 本工艺条件下，煤粉升温、热解两 个过程的热量来源为循环煤气带入的物理热以及其燃 烧放出的热量． 循环煤气在入口处与氧气接触立即燃 烧，放出大量热量促使煤粉升温热解． 图 16 显示初始 阶段由于循环煤气的燃烧轴线上的气体温度迅速升 高． 三种不同循环煤气温度条件下，在离入口 0. 2 m 处，相应的中心线上气体温度分别达到 2392、2425 和 2473 K，循环煤气带入的物理热对煤粉热解的促进作 用被冲淡，故温度已不是固定碳燃烧的限制性因素，但 这并不能说明循环煤气温度可以任意降低． 氧气高炉 条件下，鼓风带入的物理热减少，虽然理论燃烧温度上 升，但是由于炉缸煤气体积减少，煤气携带的热量不足 以加热炉料，故循环煤气温度的确定应综合考虑炉内 热量需求以及煤粉燃烧两个方面． 图 16 循环煤气温度对风口轴线上气体温度的影响 Fig． 16 Effect of recycling gas temperature on temperature along the tuyere axis 图17 循环煤气中 H2O 和 CO2 体积分数对风口轴线上气体最高 温度的影响 Fig． 17 Effect of H2O and CO2 contents in the recycling gas on the peak temperature along the tuyere axis 4. 5 循环煤气中 H2O 和 CO2 体积分数的影响 图 17 表示循环煤气中 H2O 和 CO2 体积分数对轴 线上的气体峰值温度的影响． 由图可知，循环煤气中 H2O 和 CO2 的体积分数提高 5% ，轴线上气体峰值温 度分别降低 124 K 和 113 K． 该现象可以由下面两个反 应来解释: C( s) + H2O H 2 + CO， C( s) + CO2 2CO． 上述两个反应都是强吸热反应，分别为 124190 J·mol － 1 和 165390 J·mol － 1 ． 故可以适当增加循环煤气中 H2O 和 CO2 的含量以缓解氧气高炉下部过热． 5 结论 ( 1) 三种引入方式中，假想的循环煤气和氧气混 合进入方式明显优于循环煤气和氧气单独进入方式． ( 2) 与普通高炉相比，氧气高炉条件下，由于循环 煤气中 CO 和 H2 的燃烧，其风口中心线上 CO2 和 H2O 含量较高，O2 含量较低． ( 3) 虽然氧气高炉以纯氧代替热风，但由于初始 阶段循环煤气与煤粉争夺氧气，供给煤粉燃烧的氧气 并不过量，增加氧气体积分数依然能够促进煤粉燃烧． ( 4) 循环煤气温度对煤粉燃尽率的影响并不显 著，温度主要影响挥发分的脱除过程． ( 5) 适当增加循环煤气中 CO2 和 H2O 的体积分 数可以缓解氧气高炉下部过热． 循环煤气中 H2O 和 CO2 的体积分数提高 5% ，轴线上气体峰值温度分别 降低 124 K 和 113 K． 参 考 文 献 ［1］ Helle H，Helle M，Saxen H，et al． Optimization of top gas recycling conditions under high oxygen enrichment in the blast furnace． ISIJ Int，2010，50( 7) : 931 ［2］ 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 Metall，2009，106( 1) : 1 ［3］ Shen Y S，Maldonado D，Guo B Y，et al． Computational fluid dynamics study of pulverized coal combustion in blast furnace raceway． Ind Eng Chem Ｒes，2009，48( 23) : 10314 ［4］ Jovanovic Ｒ，Milewska A，Swiatkowski B，et al． Numerical investigation of influence of homogeneous/ heterogeneous ignition /combustion mechanisms on ignition point position during pulverized coal combustion in oxygen enriched and recycled flue gases atmosphere． Int J Heat Mass Transfer，2011，54( 4) : 921 ［5］ Murai Ｒ，Sato M，Ariyama T． Design of innovative blast furnace for minimizing CO2 emission based on optimization of solid fuel injection and top gas recycling． ISIJ Int，2004，44( 12) : 2168 ［6］ Ubhayakar S K，Stickler D B，Von Ｒosenberg C W，et al． Ｒapid devolatilization of pulverized coal in hot combustion gases / / Symposium ( International) on Combustion． Pittsburgh，1977: 427 ［7］ Shen Y S，Yu A B，Austin P Ｒ，et al． CFD study of in-furnace phenomena of pulverised coal injection in blast furnace: effects of operating conditions． Powder Technol，2012，223: 27 ［8］ Nogami H，Yamaoka H，Takatani K． Ｒaceway design for the in- · 646 ·
张仕洋等：氧气高炉回旋区内煤粉燃烧行为的数值模拟 ·647 novative blast furnace./S/J Int,2004,44(12)2150 ical model of top gas recycling-oxygen blast fumaces.Uni Sci 9]Chen C,Horio M,Kojima T.Numerical simulation of entrained Technol Beijing,2011,33(10):1280 flow coal gasifiers:Part I.Modeling of coal gasification in an en- (韩毅华，薛庆国，王静松，等。炉项煤气循环一氧气鼓风高炉 trained flow coal gasifier.Chem Eng Sci,2000,55(18):3861 综合数学模型.北京科技大学学报，2011,33(10)：1280) [10]Shen Y S,Guo B Y,Yu A B,et al.Three-dimensional model- n4] Rajneesh S,Sarkar S,Gupta G S.Prediction of raceway size in ling of coal combustion in blast furnace.ISI/Int,2008,48(6): blast furnace from two dimensional experimental correlations 777 1Sm,2004,44(8):1298 [11]Magnussen B F,Hjertager B H.On mathematical modeling of [15]Yang TJ,Xu J W.Governing Models of lronmaking Blast Fur- turbulent combustion with special emphasis on soot formation and naces.Beijing:Science Press,1995 combustion /Symposium (International)on Combustion.Pitts- (杨天钧，徐金梧.高炉治炼过程控制模型.北京：科学出版 burgh,1977:719 社，1995) [12]Smith I W.The combustion rates of coal chars:a review /Sym- 016]Du S W,Chen W H,Lucas J.Performances of pulverized coal posium (International)on Combustion.Pittsburgh,1982:1045 injection in blowpipe and tuyere at various operational conditions. [13]Han Y H,Xue Q G,Wang JS,et al.Comprehensive mathemat- Energy Conrers Manage,2007,48(7):2069
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