工程科学学报，第40卷，第10期：1231-1236,2018年10月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.10:1231-1236,October 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.10.010;http://journals.ustb.edu.cn 工艺参数对连续流化床内铁矿粉还原效果的影响 郭培民⑧，赵沛，王磊，孔令兵 中国钢研科技集团新治高科技集团有限公司，北京100081 区通信作者，E-mail:guopm@pku.org.cm 摘要为了研究工艺参数对连续流化床内铁矿粉还原效果的影响规律，建立了两级连续流化床内氧化铁还原及煤气氧化 耦合动力学模型.R1级流化床主要为F0的还原，采用优质煤气作为还原剂，FO来自R2级反应器：R2级流化床主要将 FeO还原到FO,Fe,0,来自预热的R3流化床反应器，还原气来自R1还原尾气.模型主要计算结果与文献吻合.并以此为 模型研究了矿粉粒度、流化床内压力等参数对流化床还原效果的影响.为了取得矿粉平均金属化率不小于85%、煤气利用率 不低于38%和气矿比950-1050m3t的还原效果，流化床应满足如下工艺条件：矿粉平均粒度1.5mm以下，流化床温度 780-800℃，煤气还原势不低于93%，惰性气体体积分数小于5%，R1流化床内煤气平均压力3.5×10~4.0×10Pa,停留时 间的倒数u,/H=1.0-1.1s',R1流化床矿粉平均停留时间30min,R2流化床矿粉平均停留时间20min. 关键词铁矿粉：流化床：气基还原：气体利用率；金属化率：动力学 分类号TF552 Influence of technical parameters on reducing efficiency of iron ore fine in continuous fluidized bed GUO Pei-min,ZHAO Pei,WANG Lei,KONG Ling-bing New Metallurgy Hi-Tech Group,China Iron and Steel Research Institute,Beijing 100081,China Corresponding author,E-mail:guopm@pku.org.cn ABSTRACT Preheating and reduction of iron ore fine in a multi-stage continuous fluidized bed FB),which can improve gas utiliza- tion,heat efficiency and decrease production cost of hot metal,is a development direction for ore fine reduction with gas as a reduc- tant.Multi-stage FBs coupled with a gasifier for producing hot metal have been successfully industrialized in Southern Korea.However, progress of FBs for iron ore reduction is slow in China.The reduction fraction and utilization ratio of gas are two important parameters for the iron reduction process.The key to feasible estimation of new technologies and design of parameters in the reduction process and reactors is understanding the influence of various parameters.As a result,the coupling kinetic model of iron oxide reduction and reduc- ing gas oxidation in two-stage FB was established to investigate the influence of technical parameters on reducing the efficiency of iron ore fine in a continuous FB.Fe0,which comes from a R2 FB,is reduced in a RI FB using qualified gas as a reducing gas.Fe2O3, which comes from R3 preheating of a FB,is reduced to Fe0 in R2 FB using off-gas from a RI FB.The results are in a good accordance with literature data.The influence of parameters,such as the size of the ore fine and pressure in the FB,on reducing efficiency was in- vestigated according with this model.For the reduction results to be 85%metallization ratio,38%gas utilization rate and 950- 1050mratio of gas flow to ore mass,the technological conditions are an average ore fine size less than 1.5mm,FB temperature of 780~800C,gas reduction potential greater than 93%,volume fraction of inert gas less than 5%average pressure of 3.5x103-4.0 x103 Pa,the reciprocal of standing time u of 1.0-1.1s,average retention time in RI FB of 30 min and average retention time in R2 FB of 20 min. 收稿日期：2017-10-13 基金项目：国家自然科学基金委员会-中国宝武钢铁集团有限公司钢铁联合重点研究基金资助项目(U1560201)
工程科学学报,第 40 卷,第 10 期:1231鄄鄄1236,2018 年 10 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 10: 1231鄄鄄1236, October 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 10. 010; http: / / journals. ustb. edu. cn 工艺参数对连续流化床内铁矿粉还原效果的影响 郭培民苣 , 赵 沛, 王 磊, 孔令兵 中国钢研科技集团新冶高科技集团有限公司, 北京 100081 苣通信作者,E鄄mail: guopm@ pku. org. cn 摘 要 为了研究工艺参数对连续流化床内铁矿粉还原效果的影响规律,建立了两级连续流化床内氧化铁还原及煤气氧化 耦合动力学模型. R1 级流化床主要为 FeO 的还原,采用优质煤气作为还原剂,FeO 来自 R2 级反应器;R2 级流化床主要将 Fe2O3还原到 FeO,Fe2O3来自预热的 R3 流化床反应器,还原气来自 R1 还原尾气. 模型主要计算结果与文献吻合. 并以此为 模型研究了矿粉粒度、流化床内压力等参数对流化床还原效果的影响. 为了取得矿粉平均金属化率不小于 85% 、煤气利用率 不低于 38% 和气矿比 950 ~ 1050 m 3·t - 1 的还原效果,流化床应满足如下工艺条件:矿粉平均粒度 1郾 5 mm 以下,流化床温度 780 ~ 800 益 ,煤气还原势不低于 93% ,惰性气体体积分数小于 5% ,R1 流化床内煤气平均压力 3郾 5 伊 10 5 ~ 4郾 0 伊 10 5 Pa,停留时 间的倒数 ug / H = 1郾 0 ~ 1郾 1 s - 1 ,R1 流化床矿粉平均停留时间 30 min,R2 流化床矿粉平均停留时间 20 min. 关键词 铁矿粉; 流化床; 气基还原; 气体利用率; 金属化率; 动力学 分类号 TF552 收稿日期: 2017鄄鄄10鄄鄄13 基金项目: 国家自然科学基金委员会鄄鄄中国宝武钢铁集团有限公司钢铁联合重点研究基金资助项目(U1560201) Influence of technical parameters on reducing efficiency of iron ore fine in continuous fluidized bed GUO Pei鄄min 苣 , ZHAO Pei, WANG Lei, KONG Ling鄄bing New Metallurgy Hi鄄Tech Group, China Iron and Steel Research Institute, Beijing 100081, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: guopm@ pku. org. cn ABSTRACT Preheating and reduction of iron ore fine in a multi鄄stage continuous fluidized bed (FB), which can improve gas utiliza鄄 tion, heat efficiency and decrease production cost of hot metal, is a development direction for ore fine reduction with gas as a reduc鄄 tant. Multi鄄stage FBs coupled with a gasifier for producing hot metal have been successfully industrialized in Southern Korea. However, progress of FBs for iron ore reduction is slow in China. The reduction fraction and utilization ratio of gas are two important parameters for the iron reduction process. The key to feasible estimation of new technologies and design of parameters in the reduction process and reactors is understanding the influence of various parameters. As a result, the coupling kinetic model of iron oxide reduction and reduc鄄 ing gas oxidation in two鄄stage FB was established to investigate the influence of technical parameters on reducing the efficiency of iron ore fine in a continuous FB. FeO, which comes from a R2 FB, is reduced in a R1 FB using qualified gas as a reducing gas. Fe2O3 , which comes from R3 preheating of a FB, is reduced to FeO in R2 FB using off鄄gas from a R1 FB. The results are in a good accordance with literature data. The influence of parameters, such as the size of the ore fine and pressure in the FB, on reducing efficiency was in鄄 vestigated according with this model. For the reduction results to be 逸85% metallization ratio, 逸38% gas utilization rate and 950 ~ 1050 m 3·t - 1 ratio of gas flow to ore mass, the technological conditions are an average ore fine size less than 1郾 5 mm, FB temperature of 780 ~ 800 益 , gas reduction potential greater than 93% , volume fraction of inert gas less than 5% average pressure of 3郾 5 伊 10 5 ~ 4郾 0 伊 10 5 Pa, the reciprocal of standing time ug / H of 1郾 0 ~ 1郾 1 s - 1 , average retention time in R1 FB of 30 min and average retention time in R2 FB of 20 min
·1232· 工程科学学报，第40卷，第10期 KEY WORDS iron ore fine;fluidized bed;gas reducing process;gas efficiency;metallization ratio;kinetics 流化床熔融还原属于非高炉炼铁工艺，它直接 地进入后续的热压块或气化炉内.当进、出矿粉摩 利用0~8mm的铁矿粉作为还原原料，省去了铁矿 尔流量达到平衡态，R1反应器才能稳定实现.相似 粉烧结工艺.目前流化床熔融还原比较成功的是 的，R2流化床，其进、出反应器的铁矿粉摩尔流量也 FNEX工艺[1-6]，其开发从1992年开始，2004年完 要达到平衡 成了每年80万吨铁水的示范装备试验，2007年又 铁刊矿粉主要来自澳洲等富产铁矿国家，其粒度 建成了年产150万吨铁水的生产装备.10年来，其 不均匀，一般低于8mm,但其中也含有部分粒度不 生产状态及数据处于保密状态.只有少量宏观数据 足0.1mm的细矿粉.在气固反应动力学计算时通 对外公布，如流化床吨铁耗气量约1800~2000m3, 常取平均粒度，其取值在1~4mm.刊矿粉细的粉体所 煤气需要经过变压吸附脱除CO,返回使用燃料比可 需要的流化速度低，低于1ms1,大于3mm的粗矿 降低到750kg水平等. 粉，其需要的流化速度大于2ms.因此对于不同 我国流化床进展相对缓慢，20世纪70年代中 粒度组成的铁矿粉，其流化速度应满足粗矿粉的要 科院化工冶金所、广西大学等研究单位对钒钛磁铁 求.为了减少细矿粉的逸出，实际流化床内的截面 矿流化床还原开展了研究.其后东北大学、北京科 积是不同的，流化床上部的截面积大，降低了流化气 技大学等单位开展了流化床相关机理研究[).十 体速度，同时还添加内置旋风除尘器，进一步降低细 一五期间，宝钢集团、钢铁研究总院等单位开展了基 矿粉的逸出. 于富氢还原的粉矿流化床攻关工作，研究了多级流 细矿粉 化床的宽粒度矿粉的流化规律以及热态流化床的试 验工作[0-3] 氧化铁的还原率和煤气利用率是气基还原工艺 中的两个重要参数，理解各种工艺参数对它们的影 空气/氧气 R2 响规律，对新工艺的可行性评估和基本参数的设计 有着重要的作用.笔者已研究了氧化铁气基还原过 煤 程的气体氧化动力学，对氧化铁还原过程中的氧化 铁还原及还原气体的氧化关系进行了耦合]，在此 基础上又研究了移动床内各种工艺参数对氧化铁的 熔融 气化炉 还原率和煤气利用率的影响规律[].本文将研究 氧气 连续流化床的铁矿粉还原及煤气氧化动力学，将微 铁水渣 观反应动力学与宏观反应器联系起来，为流化床的 图1多级流化床示意图 工艺参数及装备设计提供基本规律 Fig.I Schematic of multi-stage fluidized bed 1连续性流化床反应器动力学模型 1.2反应动力学 1.1连续流化床的描述 对于R1流化床，进行从Fe0到金属铁的单一 熔融还原流化床预还原反应器]有三级组成 反应，反应温度~850℃.流化床连续操作，反应器 R1、R2及R3组成（见图1），R1级反应器将经过R2 内的物料是连续移动的，较为复杂，考虑到流化床内 还原到F0的矿粉还原成金属铁，还原气来自熔融 的混匀效果好，可按单球还原进行处理[4) 气化炉以及返回煤气的混合热态煤气，还原后的气 还原气体的标态速度为u.(m·s1),气体中还 体送到R2作为它的还原性气体：R2是将R3预热 原与氧化气体的体积分数为，还原势为y(y= 后的铁矿粉还原到F0,还原气来自R1反应器的尾 v(CO) (H2) 气，其产生的尾气作为R3流化床的预热气体：R3 (c0+c0,)或y=H)+H,0(H)为 H2的体积分数，v(H,0)为H,0的体积分数，v(C0) 流化床是铁矿粉的预热器.铁矿粉的还原主要在 为C0的体积分数，(C02)为C02的体积分数)，单 R1和R2进行. 作为连续性的流化床，始终有连续性的矿粉从 个矿粉密度为p,(kg·m-3),静止矿粉的堆密度为P 2进人R1流化床，R1流化床又有部分矿粉连续性 (kgm-3),流化床内静止物料高度为H(m),矿粉
工程科学学报,第 40 卷,第 10 期 KEY WORDS iron ore fine; fluidized bed; gas reducing process; gas efficiency; metallization ratio; kinetics 流化床熔融还原属于非高炉炼铁工艺,它直接 利用 0 ~ 8 mm 的铁矿粉作为还原原料,省去了铁矿 粉烧结工艺. 目前流化床熔融还原比较成功的是 FINEX 工艺[1鄄鄄6] ,其开发从 1992 年开始,2004 年完 成了每年 80 万吨铁水的示范装备试验,2007 年又 建成了年产 150 万吨铁水的生产装备. 10 年来,其 生产状态及数据处于保密状态. 只有少量宏观数据 对外公布,如流化床吨铁耗气量约 1800 ~ 2000 m 3 , 煤气需要经过变压吸附脱除 CO2返回使用燃料比可 降低到 750 kg 水平等. 我国流化床进展相对缓慢,20 世纪 70 年代中 科院化工冶金所、广西大学等研究单位对钒钛磁铁 矿流化床还原开展了研究. 其后东北大学、北京科 技大学等单位开展了流化床相关机理研究[7鄄鄄9] . 十 一五期间,宝钢集团、钢铁研究总院等单位开展了基 于富氢还原的粉矿流化床攻关工作,研究了多级流 化床的宽粒度矿粉的流化规律以及热态流化床的试 验工作[10鄄鄄13] . 氧化铁的还原率和煤气利用率是气基还原工艺 中的两个重要参数,理解各种工艺参数对它们的影 响规律,对新工艺的可行性评估和基本参数的设计 有着重要的作用. 笔者已研究了氧化铁气基还原过 程的气体氧化动力学,对氧化铁还原过程中的氧化 铁还原及还原气体的氧化关系进行了耦合[14] ,在此 基础上又研究了移动床内各种工艺参数对氧化铁的 还原率和煤气利用率的影响规律[15] . 本文将研究 连续流化床的铁矿粉还原及煤气氧化动力学,将微 观反应动力学与宏观反应器联系起来,为流化床的 工艺参数及装备设计提供基本规律. 1 连续性流化床反应器动力学模型 1郾 1 连续流化床的描述 熔融还原流化床预还原反应器[1] 有三级组成 R1、R2 及 R3 组成(见图 1),R1 级反应器将经过 R2 还原到 FeO 的矿粉还原成金属铁,还原气来自熔融 气化炉以及返回煤气的混合热态煤气,还原后的气 体送到 R2 作为它的还原性气体;R2 是将 R3 预热 后的铁矿粉还原到 FeO,还原气来自 R1 反应器的尾 气,其产生的尾气作为 R3 流化床的预热气体;R3 流化床是铁矿粉的预热器. 铁矿粉的还原主要在 R1 和 R2 进行. 作为连续性的流化床,始终有连续性的矿粉从 R2 进入 R1 流化床,R1 流化床又有部分矿粉连续性 地进入后续的热压块或气化炉内. 当进、出矿粉摩 尔流量达到平衡态,R1 反应器才能稳定实现. 相似 的,R2 流化床,其进、出反应器的铁矿粉摩尔流量也 要达到平衡. 铁矿粉主要来自澳洲等富产铁矿国家,其粒度 不均匀,一般低于 8 mm,但其中也含有部分粒度不 足 0郾 1 mm 的细矿粉. 在气固反应动力学计算时通 常取平均粒度,其取值在1 ~ 4 mm. 矿粉细的粉体所 需要的流化速度低,低于 1 m·s - 1 ,大于 3 mm 的粗矿 粉,其需要的流化速度大于 2 m·s - 1 . 因此对于不同 粒度组成的铁矿粉,其流化速度应满足粗矿粉的要 求. 为了减少细矿粉的逸出,实际流化床内的截面 积是不同的,流化床上部的截面积大,降低了流化气 体速度,同时还添加内置旋风除尘器,进一步降低细 矿粉的逸出. 图 1 多级流化床示意图 Fig. 1 Schematic of multi鄄stage fluidized bed 1郾 2 反应动力学 对于 R1 流化床,进行从 FeO 到金属铁的单一 反应,反应温度 ~ 850 益 . 流化床连续操作,反应器 内的物料是连续移动的,较为复杂,考虑到流化床内 的混匀效果好,可按单球还原进行处理[14] . 还原气体的标态速度为 ug (m·s - 1 ),气体中还 原与氧化气体的体积分数为 孜,还原势为 酌 ( 酌 = v(CO) v(CO) + v(CO2 ) 或 酌 = v(H2 ) v(H2 ) + v(H2O) ,淄 ( H2 ) 为 H2的体积分数,淄(H2O)为 H2O 的体积分数,淄(CO) 为 CO 的体积分数,淄(CO2 )为 CO2的体积分数),单 个矿粉密度为 籽s(kg·m - 3 ),静止矿粉的堆密度为 籽b (kg·m - 3 ),流化床内静止物料高度为 H(m),矿粉 ·1232·
郭培民等：工艺参数对连续流化床内铁矿粉还原效果的影响 ·1233· 的平均粒度为2ro(m).还原气体中C0(或H2)的 学参数k取0.0071s1,k2取0.04m·s1,u/H= 流量为Q(mol·s-1),N为流化床内总颗粒数.则： 1.44s.将上述参数代入模型，可以得到金属化率 _4mrd%卫=4mr 为89.1%，还原率为92.7%.吨矿耗煤气1300m3 N=0.0672Hp0.0672e,H (1) R2反应器在20min可将Fe,03充分还原成Fe0.这 其中，，=，为静止状态铁矿粉的体积分数 些计算结果与文献[1]小实验及放大试验结果 吻合 根据文献[14]建立的铁矿粉还原及气体氧化 2.2流化床因素分析 动力学，可以得到气体利用率？：与△r时间内的还 (1)矿粉粒度. 原分数：变化△f:的计算式为： 由于采用宽粒度矿粉，其中细矿粉很容易被充 0.0672p,k(1+1/K)(c-c￥)(1-2B 分还原，但粗颗粒的还原率偏低（见图2）.图2中 yu rop. 结果的实验条件为：P=3.0×10Pa,气矿比为1300 Qo6,k(1+N)后6y-kJ1- m3t,停留时间Rl:30min,R2:20min,煤气还原 势93%，惰性气体体积分数5%.为了维系混合矿 yu ro 粉的还原率，则细粉体还原率很高，很容易产生黏结 (2) 失流.因此，可适度使矿粉粒度均匀化，如采取筛分 4-+d-61-0a= 将3mm以上的铁矿粉筛出，然后在进行破碎. +)常(-+K)1-)a(3) 100 ToPo 95 ￥90 式中，k为综合动力学参数(ms1),K为平衡常数， 金属化率 c平为平衡时还原气体浓度(mol·m-3),P为体系压 15 强(Pa),Po为反应前氧化铁球团的氧摩尔数(mol· m3),T为还原区温度(K),R为气体常数，△r为时 65 间间隔(s). 30 气体利用率 数学模型的求解过程：△r时间内进入或流出流 25 化床的新矿粉数量占流化床内总矿粉数量比为P, 00 1 2 3456789 平均粒度/mm 则混合矿粉的还原分数为：先假定一个初始还原 图2粒度对流化床还原效果影响 分数f,然后计算△r时间后的还原分数及气体利用 Fig.2 Influence of average size of ore fine on reduction efficiency 率，再计算下一个△r时间后的还原分数及气体利 用率.当还原分数及气体利用率不变后，则认为过 94 1500 92 程达到稳态.然后再计算吨矿耗气量等参数 90 金属化率 1400 对于R2流化床的还原，使用的煤气是R1流化 88 86 1300 床反应后的煤气，其计算与R1反应器的区别在于 84 气矿比 反应动力学参数及初始铁矿粉氧摩尔量不同.经过 两级还原后，最终离开R1矿粉的固态产品金属化 36 33 气体利用率 fitoo 率为f,总的还原分数为1/35+2/3f1(假定铁矿粉 1000 原料中氧化铁为Fe,03),最终离开R2反应器的尾 之 24 900 气还原势为y-71-72 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 um·s 2流化床动力学计算 图3标况气速对流化床还原效果影响 2.1典型流化床 Fig.3 Influence of gas velocity at standard state on reduction effi 根据文献[1]，流化床温度为850℃，铁矿粉平 ciency 均粒度2.45mm,铁矿粉铁质量分数63%，吨矿气量 (2)标况气速 1000~1500m3,停留时间R2流化床20min,R1流化 标况气速决定了单位时间的还原气供给量.设 床30min,流化床平均压力1.1×103Pa,富C0煤气 定实验条件为：平均粒度2.45mm,P=2.5×103Pa, 中惰性气体体积分数5%，气体还原势95%.动力 H=1.73m,停留时间R1:30min和R2:20min,煤气
郭培民等: 工艺参数对连续流化床内铁矿粉还原效果的影响 的平均粒度为 2r0 (m). 还原气体中 CO(或 H2 )的 流量为 Q(mol·s - 1 ),N 为流化床内总颗粒数. 则: Q N = 4仔r 3 0 孜酌ug 0郾 0672H 籽s 籽b = 4仔r 3 0 孜酌ug 0郾 0672着sH (1) 其中,着s = 籽b 籽S ,为静止状态铁矿粉的体积分数. 根据文献[14] 建立的铁矿粉还原及气体氧化 动力学,可以得到气体利用率 浊i 与 驻子 时间内的还 原分数 f i 变化 驻f i 的计算式为: 浊 = 0郾 0672H籽b k(1 + 1 / K)(c0 - c平)(1 - f) 2 / 3 孜酌ug r0 籽s = 0郾 0672着sHk(1 + 1 / K) P ( RT 酌 - 1 1 + ) K (1 - f) 2 / 3 酌ug r0 (2) 驻f i = 3 r0 籽0 k (1 + 1 ) K (c i 0 - c平)(1 - f i) 2 / 3驻子 = 3 r0 籽0 k (1 + 1 ) K 孜P ( RT 酌i - 1 1 + ) K (1 - f i) 2 / 3驻子 (3) 式中,k 为综合动力学参数(m·s - 1 ),K 为平衡常数, c平 为平衡时还原气体浓度(mol·m - 3 ),P 为体系压 强(Pa),籽0为反应前氧化铁球团的氧摩尔数(mol· m - 3 ),T 为还原区温度(K),R 为气体常数,驻子 为时 间间隔(s). 数学模型的求解过程:驻子 时间内进入或流出流 化床的新矿粉数量占流化床内总矿粉数量比为 渍, 则混合矿粉的还原分数为 渍f. 先假定一个初始还原 分数 f 0 ,然后计算 驻子 时间后的还原分数及气体利用 率,再计算下一个 驻子 时间后的还原分数及气体利 用率. 当还原分数及气体利用率不变后,则认为过 程达到稳态. 然后再计算吨矿耗气量等参数. 对于 R2 流化床的还原,使用的煤气是 R1 流化 床反应后的煤气,其计算与 R1 反应器的区别在于 反应动力学参数及初始铁矿粉氧摩尔量不同. 经过 两级还原后,最终离开 R1 矿粉的固态产品金属化 率为 f 1 ,总的还原分数为 1 / 3f 2 + 2 / 3f 1 (假定铁矿粉 原料中氧化铁为 Fe2O3 ),最终离开 R2 反应器的尾 气还原势为 酌 - 浊1 - 浊2 . 2 流化床动力学计算 2郾 1 典型流化床 根据文献[1],流化床温度为 850 益 ,铁矿粉平 均粒度 2郾 45 mm,铁矿粉铁质量分数 63% ,吨矿气量 1000 ~ 1500 m 3 ,停留时间 R2 流化床 20 min,R1 流化 床 30 min,流化床平均压力 1郾 1 伊 10 5 Pa,富 CO 煤气 中惰性气体体积分数 5% ,气体还原势 95% . 动力 学参数 k1 取 0郾 0071 s - 1 ,k2 取 0郾 04 m·s - 1 ,ug / H = 1郾 44 s - 1 . 将上述参数代入模型,可以得到金属化率 为 89郾 1% ,还原率为 92郾 7% . 吨矿耗煤气 1300 m 3 . R2 反应器在 20 min 可将 Fe2O3充分还原成 FeO. 这 些计算结果与文献 [1 ] 小实验及放大试验结果 吻合. 2郾 2 流化床因素分析 (1)矿粉粒度. 由于采用宽粒度矿粉,其中细矿粉很容易被充 分还原,但粗颗粒的还原率偏低(见图 2). 图 2 中 结果的实验条件为:P = 3郾 0 伊 10 5 Pa,气矿比为 1300 m 3·t - 1 ,停留时间 R1:30 min,R2:20 min,煤气还原 势 93% ,惰性气体体积分数 5% . 为了维系混合矿 粉的还原率,则细粉体还原率很高,很容易产生黏结 失流. 因此,可适度使矿粉粒度均匀化,如采取筛分 将 3 mm 以上的铁矿粉筛出,然后在进行破碎. 图 2 粒度对流化床还原效果影响 Fig. 2 Influence of average size of ore fine on reduction efficiency 图 3 标况气速对流化床还原效果影响 Fig. 3 Influence of gas velocity at standard state on reduction effi鄄 ciency (2)标况气速. 标况气速决定了单位时间的还原气供给量. 设 定实验条件为:平均粒度 2郾 45 mm,P = 2郾 5 伊 10 5 Pa, H = 1郾 73 m,停留时间 R1:30 min 和 R2:20 min,煤气 ·1233·
·1234· 工程科学学报，第40卷，第10期 还原势95%，惰性气体体积分数5%.由于细矿粉 比表面积大，当标况气速较低时，矿粉的金属化率已 92 金属化率 1400 超过85%，随着标况气速的提高，矿粉金属化率提 、气矿比 300 高幅度有限，但气体利用率下降迅速，导致气矿比增 88 加迅速（见图3）.气矿比越高表明更多过剩煤气离 1200 C· 开流化床反应器，加重后续煤气净化负荷，同时大量 36 的煤气需要输出或经脱除CO,后重新加热返回流化 气体利用率。 1100 床使用.无论何种方式，都将加大吨铁能耗和生产 1000 成本.由于矿粉粒度不均匀，高气速主要满足部分 7345678 粗矿粉的流化需求.结合图1，如果将矿粉的最大粒 H/m 度限制在3mm以下，则流化气速会明显降低，这样 图4流化床静止料高对流化床还原效果影响 细矿粉的反应速度不会明显降低同时还能显著降低 Fig.4 Influence of height of ore fine at static state on reduction effi- ciency 气矿比. (3)静止料层高度. (5)平均停留时间 设定实验条件为：平均粒度2.45mm,P=3.5× 平均停留时间对金属化率的影响如图6所示. 10Pa,u。=2.1ms-1,停留时间R1:30min和R2: 图6中结果的实验条件为：平均粒度2.45mm,u。= 20min,煤气还原势95%，惰性气体体积分数5%. 2.1ms1,H=1.74m,P=4.0×10Pa,煤气还原势 静止料层高度对金属化率的影响如图4所示.从图 95%,惰性气体体积分数5%.从图6可见，连续流 4可见，在标矿气速一定条件下，随着流化床静止料 化床的矿粉平均停留时间对流化床的还原效果影响 高的增加，金属化率缓慢下降，但是气体利用率则显 显著.当平均停留时间约l5min时，矿粉的金属化 著提高，气矿比也随之显著下降.可见流化床静止 率不足60%，随着平均停留时间延长，金属化率迅 料高与标况气速起到相反效果.这也是容易理解速提高，当R1流化床的平均停留时间在30~35 的，因为料层加高，相当于单位矿粉所接受的煤气量 min,金属化率变化不显著，此时气体利用率则显著 降低，所以金属化率有所降低且煤气利用率提高. 下降导致气矿比显著提高.因此，流化床的矿粉停 因此流化床设计时，可采取u,/H这个参数.经过本 留时间可控制在30min左右.当矿粉经过筛分变细 文各个条件模拟，u/H在1.0~1.3s比较适宜，此 后，则平均停留时间可进一步缩短，以提高流化床 时气矿比可控制在900~1200m3.h-1,不仅能够满 产量 足反应动力学需要，也满足前段流化床粉体预热的 94 金属化率 热量需要.有了山/H后，再根据矿粉的粒度分布， 选择适宜的流化气速山。，即可确定流化床静止高度 90 H:然后根据流化床气固流化规律H/D=0.25~ 88 0.35,即可得到流化床反应器的内径D. 榴86 (4)流化床内压力. 宽 气体利用率 36 流化床内压力对金属化率的影响如图5所示. 图5中结果的实验条件为：平均粒度2.45mm,气矿矿 34 15 2.02.5 3.035 比1100m3.t-,停留时间R1:30min和R2:20min, p/(10 Pa) 煤气还原势95%，惰性气体体积分数5%.正常情 图5流化床内平均压力对还原效果的影响 况内，炉内工况流速一定时，煤气压力的提高相当于 Fig.5 Influence of average pressure of gas on reduction efficiency 在不降低停留时间条件下增加了标况气速，从而显 (6)煤气还原势 著提高了产量，且不降低还原效果.当标况气速一 煤气还原势是煤气质量的一个指标，是煤气中 定时，煤气压力的提高也对流化床的反应有利，金属 C0+H,的体积分数与C0+H2+C0,+H,0的体积 化率及气体利用率都有所提高，见图5.因此，在密 分数比，其对金属化率的影响如图7所示.图7中 封技术过关和煤气增压成本不高情况下，则希望能 结果的实验条件为：平均粒度2.45mm,P=2.0× 提高流化床内的平均气体压力，对还原效果和产能 103Pa,气矿比1100m3t-1,停留时间R130min和 的提高有明显作用. R220min,惰性气体体积分数5%.由图7中可以看
工程科学学报,第 40 卷,第 10 期 还原势 95% ,惰性气体体积分数 5% . 由于细矿粉 比表面积大,当标况气速较低时,矿粉的金属化率已 超过 85% ,随着标况气速的提高,矿粉金属化率提 高幅度有限,但气体利用率下降迅速,导致气矿比增 加迅速(见图 3). 气矿比越高表明更多过剩煤气离 开流化床反应器,加重后续煤气净化负荷,同时大量 的煤气需要输出或经脱除 CO2后重新加热返回流化 床使用. 无论何种方式,都将加大吨铁能耗和生产 成本. 由于矿粉粒度不均匀,高气速主要满足部分 粗矿粉的流化需求. 结合图 1,如果将矿粉的最大粒 度限制在 3 mm 以下,则流化气速会明显降低,这样 细矿粉的反应速度不会明显降低同时还能显著降低 气矿比. (3)静止料层高度. 设定实验条件为:平均粒度 2郾 45 mm,P = 3郾 5 伊 10 5 Pa,ug = 2郾 1 m·s - 1 ,停留时间 R1:30 min 和 R2: 20 min,煤气还原势 95% ,惰性气体体积分数 5% . 静止料层高度对金属化率的影响如图 4 所示. 从图 4 可见,在标矿气速一定条件下,随着流化床静止料 高的增加,金属化率缓慢下降,但是气体利用率则显 著提高,气矿比也随之显著下降. 可见流化床静止 料高与标况气速起到相反效果. 这也是容易理解 的,因为料层加高,相当于单位矿粉所接受的煤气量 降低,所以金属化率有所降低且煤气利用率提高. 因此流化床设计时,可采取 ug / H 这个参数. 经过本 文各个条件模拟,ug / H 在 1郾 0 ~ 1郾 3 s - 1比较适宜,此 时气矿比可控制在 900 ~ 1200 m 3·h - 1 ,不仅能够满 足反应动力学需要,也满足前段流化床粉体预热的 热量需要. 有了 ug / H 后,再根据矿粉的粒度分布, 选择适宜的流化气速 ug,即可确定流化床静止高度 H;然后根据流化床气固流化规律[1] H/ D = 0郾 25 ~ 0郾 35,即可得到流化床反应器的内径 D. (4)流化床内压力. 流化床内压力对金属化率的影响如图 5 所示. 图 5 中结果的实验条件为:平均粒度 2郾 45 mm,气矿 比 1100 m 3·t - 1 ,停留时间 R1:30 min 和 R2:20 min, 煤气还原势 95% ,惰性气体体积分数 5% . 正常情 况内,炉内工况流速一定时,煤气压力的提高相当于 在不降低停留时间条件下增加了标况气速,从而显 著提高了产量,且不降低还原效果. 当标况气速一 定时,煤气压力的提高也对流化床的反应有利,金属 化率及气体利用率都有所提高,见图 5. 因此,在密 封技术过关和煤气增压成本不高情况下,则希望能 提高流化床内的平均气体压力,对还原效果和产能 的提高有明显作用. 图 4 流化床静止料高对流化床还原效果影响 Fig. 4 Influence of height of ore fine at static state on reduction effi鄄 ciency (5)平均停留时间. 平均停留时间对金属化率的影响如图 6 所示. 图 6 中结果的实验条件为:平均粒度 2郾 45 mm,ug = 2郾 1 m·s - 1 ,H = 1郾 74 m,P = 4郾 0 伊 10 5 Pa,煤气还原势 95% ,惰性气体体积分数 5% . 从图 6 可见,连续流 化床的矿粉平均停留时间对流化床的还原效果影响 显著. 当平均停留时间约 15 min 时,矿粉的金属化 率不足 60% ,随着平均停留时间延长,金属化率迅 速提高,当 R1 流化床的平均停留时间在 30 ~ 35 min,金属化率变化不显著,此时气体利用率则显著 下降导致气矿比显著提高. 因此,流化床的矿粉停 留时间可控制在 30 min 左右. 当矿粉经过筛分变细 后,则平均停留时间可进一步缩短,以提高流化床 产量. 图 5 流化床内平均压力对还原效果的影响 Fig. 5 Influence of average pressure of gas on reduction efficiency (6)煤气还原势. 煤气还原势是煤气质量的一个指标,是煤气中 CO + H2的体积分数与 CO + H2 + CO2 + H2O 的体积 分数比,其对金属化率的影响如图 7 所示. 图 7 中 结果的实验条件为:平均粒度 2郾 45 mm,P = 2郾 0 伊 10 5 Pa,气矿比 1100 m 3·t - 1 ,停留时间 R1 30 min 和 R2 20 min,惰性气体体积分数 5% . 由图 7 中可以看 ·1234·
郭培民等：工艺参数对连续流化床内铁矿粉还原效果的影响 ·1235· 100 1800 95 1600 90 金属化率· 金属化率 80 1400 85 气矿比 1200 1000 800 40 气体利用率 气体利用率 600 34 32 400 15202530354045 30 平均停留时间/min 0.860.880.900.920.940.960.98 还原势 图6R1流化床内平均停留时间对还原效果的影响 图7流化床内煤气还原势对还原效果的影响 Fig.6 Influence of average residence time of ore fine in RI fluidized Fig.7 Influence of reduction potential of gas on reduction efficieney bed on reduction efficiency 分 出，其对还原动力学的影响显著.当煤气还原势为 95%时，金属化率超过了90%：当它下降到86%时， 金属化率 金属化率迅速下降到75%.煤气利用率也随着煤气 90 还原势的下降而明显下降，见图7.因此，为了提高 还原效果，应尽量提高煤气中的还原势，必要时，要 d40 气体利用率 通过除去煤气中的CO,从而确保还原势达到还原 要求. 35 (7)煤气惰性气体含量. 煤气中惰性气体含量对金属化率的影响如图8 30 0.80 0.850.900.95 1.00 所示.图8中结果的实验条件为：平均粒度2.45 C0+C0,+H,+H,0体积分数 mm,P=3.0×10Pa,气矿比1100m3t1,停留时间 图8流化床内煤气中惰性气体含量对还原效果的影响 R130min和R220min,煤气还原势95%.煤气中氨 Fig.8 Influence of content of inert gas on reduction efficiency 气的影响，虽然它不直接影响反应动力学，但它影响 属化率不小于85%，煤气利用率不低于38%，气矿 C0+H,在煤气中所占的体积比例.相同的还原分 比950-1050m3.t-1. 数，当氮气含量较高时，则煤气中有C0(或H2)转成 3结论 C02(或H,0)的体积分数增加，相当于降低了煤气 的还原势，从而影响金属化率的变化.其对还原效 (1)建立了双级连续流化床的铁矿粉还原及煤 果的影响与还原势对还原效果的影响不尽相同：随 气氧化动力学耦合模型，结果与文献吻合 着氨气含量增加，金属化率下降，而气体利用率却有 (2)宽粒度矿粉由于粒度分布宽，粗矿粉还原 所提高，这与还原势的影响恰好相反（见图8）.因 效果差，细矿粉又很容易还原，建议先将矿粉进行筛 此，对于纯粹的富煤气还原，应设法降低煤气中惰性 分，将3mm以下的矿粉进入流化床体系，而大于3 成分含量. mm的矿粉进行破碎后使用. 经过上述对多级连续流化床的工艺动力学分析 (3)u./H比值在1.0~1.1s-1比较适宜，此时 得到流化床的最优工艺条件为：流化床温度780~ 气矿比可控制在900~1100m3·t-1.连续流化床的 800℃（降低反应温度能够减少铁粉黏结，但会使综 R1反应器停留时间控制在30min及R2反应器器 合反应速率常数变小，对还原效果产生负面影响，可 控制在20min比较适宜. 通过矿粉细化以及其他动力学条件来弥补)，矿粉 (4)当标况气速一定时，增大煤气压力，金属化 平均粒度1.5mm以下，煤气还原势不低于93%，惰 率和煤气利用率均提高.因此在设备允许条件下， 性气体体积分数小于5%，R1流化床内煤气平均压 建议增加流化床内的煤气压力（如增加到4.0× 力3.5×10~4.0×103Pa,ue/H=1.0-1.1s1,R1 103Pa). 流化床矿粉平均停留时间30min,R2流化床矿粉平 (5)煤气还原势对流化床内的矿粉还原效率有 均停留时间20min.预期还原效果为：矿粉平均金 明显影响，为了提高金属化率，建议将还原势提高到
郭培民等: 工艺参数对连续流化床内铁矿粉还原效果的影响 图 6 R1 流化床内平均停留时间对还原效果的影响 Fig. 6 Influence of average residence time of ore fine in R1 fluidized bed on reduction efficiency 出,其对还原动力学的影响显著. 当煤气还原势为 95% 时,金属化率超过了 90% ;当它下降到 86% 时, 金属化率迅速下降到 75% . 煤气利用率也随着煤气 还原势的下降而明显下降,见图 7. 因此,为了提高 还原效果,应尽量提高煤气中的还原势,必要时,要 通过除去煤气中的 CO2 ,从而确保还原势达到还原 要求. (7)煤气惰性气体含量. 煤气中惰性气体含量对金属化率的影响如图 8 所示. 图 8 中结果的实验条件为:平均粒度 2郾 45 mm,P = 3郾 0 伊 10 5 Pa,气矿比 1100 m 3·t - 1 ,停留时间 R1 30 min 和 R2 20 min,煤气还原势95% . 煤气中氮 气的影响,虽然它不直接影响反应动力学,但它影响 CO + H2在煤气中所占的体积比例. 相同的还原分 数,当氮气含量较高时,则煤气中有 CO(或 H2 )转成 CO2 (或 H2O)的体积分数增加,相当于降低了煤气 的还原势,从而影响金属化率的变化. 其对还原效 果的影响与还原势对还原效果的影响不尽相同:随 着氮气含量增加,金属化率下降,而气体利用率却有 所提高,这与还原势的影响恰好相反(见图 8). 因 此,对于纯粹的富煤气还原,应设法降低煤气中惰性 成分含量. 经过上述对多级连续流化床的工艺动力学分析 得到流化床的最优工艺条件为:流化床温度 780 ~ 800 益 (降低反应温度能够减少铁粉黏结,但会使综 合反应速率常数变小,对还原效果产生负面影响,可 通过矿粉细化以及其他动力学条件来弥补),矿粉 平均粒度 1郾 5 mm 以下,煤气还原势不低于 93% ,惰 性气体体积分数小于 5% ,R1 流化床内煤气平均压 力 3郾 5 伊 10 5 ~ 4郾 0 伊 10 5 Pa,ug / H = 1郾 0 ~ 1郾 1 s - 1 ,R1 流化床矿粉平均停留时间 30 min,R2 流化床矿粉平 均停留时间 20 min. 预期还原效果为:矿粉平均金 图 7 流化床内煤气还原势对还原效果的影响 Fig. 7 Influence of reduction potential of gas on reduction efficiency 图 8 流化床内煤气中惰性气体含量对还原效果的影响 Fig. 8 Influence of content of inert gas on reduction efficiency 属化率不小于 85% ,煤气利用率不低于 38% ,气矿 比 950 ~ 1050 m 3·t - 1 . 3 结论 (1)建立了双级连续流化床的铁矿粉还原及煤 气氧化动力学耦合模型,结果与文献吻合. (2)宽粒度矿粉由于粒度分布宽,粗矿粉还原 效果差,细矿粉又很容易还原,建议先将矿粉进行筛 分,将 3 mm 以下的矿粉进入流化床体系,而大于 3 mm 的矿粉进行破碎后使用. (3) ug / H 比值在 1郾 0 ~ 1郾 1 s - 1比较适宜,此时 气矿比可控制在 900 ~ 1100 m 3·t - 1 . 连续流化床的 R1 反应器停留时间控制在 30 min 及 R2 反应器器 控制在 20 min 比较适宜. (4)当标况气速一定时,增大煤气压力,金属化 率和煤气利用率均提高. 因此在设备允许条件下, 建议增加流化床内的煤气压力( 如增加到 4郾 0 伊 10 5 Pa). (5)煤气还原势对流化床内的矿粉还原效率有 明显影响,为了提高金属化率,建议将还原势提高到 ·1235·
·1236· 工程科学学报，第40卷，第10期 95%左右的水平.煤气中的惰性气体含量对移动床 the kinetics of iron ore fine reduced by CO in micro fluidized bed. 内的还原有不利影响，其体积分数应控制在5% JIron Steel Res,2012,24(4):6 (王其洪，邵剑华，林银河，等.微型流化床内C0还原铁矿 以内. 粉动力学试验.钢铁研究学报，2012,24(4)：6) (6)在上述条件满足条件下，则流化床还原温 [8] Song Y F,Zhu QS.Experimental study on fluidization and reduc- 度可从850℃降低到780~800℃，减少了流化床黏 tion of ultrafine iron oxide powder in an agitation fluidized bed. 结概率和增加返回煤气比例.预期效果是：矿粉平 Chin J Process Eng,2011,11(3):361 均金属化率不小于85%，煤气利用率不低于38%， (宋乙峰，朱庆山.搅拌流化床中超细氧化铁粉流态化及还原 气矿比950~1050m3t-1. 实验研究.过程工程学报，2011,11(3)：361) [9]Fan LJ,Lii Q G,Na Y J,et al.Experimental investigation on di- 参考文献 rect reduction of iron ore powder by pulverized coal in a circulating [1]Joo S,Kim H G,Lee IO,et al.FINEX:a new process for pro- fluidized bed.Chin J Process Eng,2011,11(1):91 duction of hot metal from fine ore and coal.Scand J Metall,1999, (范莉娟，吕清刚，那永洁，等.铁矿石粉循环流化床煤基直 28(4):178 接还原的实验研究.过程工程学报，2011,11(1)：91) [2]Zhang S X,Qiang W H,Li Q M.FINEX-the melting reduction [10]Pang J M,Guo P M,Zhao P.Reduction of 1 ~3 mm iron ore by ironmaking technology.fronmaking,2005,24(4):49 CO in a fluidized bed.J fron Steel Res Int,2011,18(3):I (张绍贤，强文华，李前明.FNEX熔融还原炼铁技术.炼铁， [11]Zhao P.Guo P M.Fast reduction ore at low temperature and 2005,24(4):49) smelting process.Iron Steel,2009,44(12):12 [3]Guo D Y,Lan H.Zhu B,et al.Technical process of FINEX. (赵沛，郭培民.基于低温快速预还原的熔隐还原炼铁流程 ronmaking,2013,32(5):60 钢铁，2009,44(12)：12) (郭德勇，兰洪，朱斌，等.FNEX的技术进展.炼铁，2013,32 [12]Pang J M,Guo P M,Zhao P,et al.Reduction of 1 ~3 mm iron (5):60) ore by H,in a fluidized bed.Int J Miner Metall Mater,2009,16 [4]Xu W R,Wang C,Li Z Y.Operation results of COREX and (6):620 FINEX process and the improving way of COREX /National [13]Cao C Z,Guo P M,Zhao P,et al.Technology analysis on fluid- Ironmaking Production Technology Conference and fronmaking An- ized bed hydrogen metallurgy at low temperature.Iron Steel Van nual Meeting.Beijing,2010:1015 Ti.2008,29(4):1 (徐万仁，王臣，李肇毅.COREX,INEX运行结果分析及 (曹朝真，郭培民，赵沛，等.流化床低温氢治金技术分析 COREX工艺的改进方向/全国炼铁生产技术会议暨炼铁年 钢铁钒钛，2008,29(4)：1) 会.北京，2010：1015) [14]Guo P M,Zhao P.Wang L,et al.Oxidizing kinetics of reducing [5]Xu S G.Li Z M,Lii Q.Technical investigation on FINEX reduc gas during iron oxide reduction process.fron Steel,2017,52 tion process in POSCO.Ironmaking,2008,27(5):59 (9):22 (徐书刚，李子木，吕庆.浦项NEX熔融还原工艺技术考 (郭培民，赵沛，王磊，等.氧化铁气基还原过程的气体氧化 察.炼铁，2008,27(5)：59) 动力学.钢铁，2017,52(9)：22) [6]Li G,Bi X G,Liu W,et al.Development of status of world iron- [15]Guo P M,Zhao P,Wang L,et al.Analysis of reduction of iron making technology.Ironmaking,2015,34(5):57 ore and oxidation of reducing gas in moving bed.ron Steel Res, (李刚，毕学工，刘威，等.世界炼铁技术的发展现状.炼铁， 2018,30(5):348 2015,34(5):57) (郭培民，赵沛，王磊，等.移动床内氧化铁还原及还原气体 [7]Wang Q H.Shao J H,Lin Y H,et al.An experimental study on 氧化行为分析.钢铁研究学报，2018,30(5)：348)
工程科学学报,第 40 卷,第 10 期 95% 左右的水平. 煤气中的惰性气体含量对移动床 内的还原有不利影响,其体积分数应控制在 5% 以内. (6)在上述条件满足条件下,则流化床还原温 度可从 850 益降低到 780 ~ 800 益 ,减少了流化床黏 结概率和增加返回煤气比例. 预期效果是:矿粉平 均金属化率不小于 85% ,煤气利用率不低于 38% , 气矿比 950 ~ 1050 m 3·t - 1 . 参 考 文 献 [1] Joo S, Kim H G, Lee I O, et al. FINEX: a new process for pro鄄 duction of hot metal from fine ore and coal. Scand J Metall, 1999, 28(4): 178 [2] Zhang S X, Qiang W H, Li Q M. FINEX鄄the melting reduction ironmaking technology. Ironmaking, 2005, 24(4): 49 (张绍贤, 强文华, 李前明. FINEX 熔融还原炼铁技术. 炼铁, 2005, 24(4): 49) [3] Guo D Y, Lan H, Zhu B, et al. Technical process of FINEX. Ironmaking, 2013, 32(5): 60 (郭德勇,兰洪,朱斌,等. FINEX 的技术进展. 炼铁, 2013, 32 (5): 60) [4] Xu W R, Wang C, Li Z Y. Operation results of COREX and FINEX process and the improving way of COREX / / National Ironmaking Production Technology Conference and Ironmaking An鄄 nual Meeting. Beijing, 2010: 1015 (徐万仁, 王臣, 李肇毅. COREX、FINEX 运行结果分析及 COREX 工艺的改进方向 / / 全国炼铁生产技术会议暨炼铁年 会. 北京, 2010: 1015) [5] Xu S G, Li Z M, L俟 Q. Technical investigation on FINEX reduc鄄 tion process in POSCO. Ironmaking, 2008, 27(5): 59 (徐书刚, 李子木, 吕庆. 浦项 FINEX 熔融还原工艺技术考 察. 炼铁, 2008, 27(5): 59) [6] Li G, Bi X G, Liu W, et al. Development of status of world iron鄄 making technology. Ironmaking, 2015, 34(5): 57 (李刚, 毕学工, 刘威, 等. 世界炼铁技术的发展现状. 炼铁, 2015, 34(5): 57) [7] Wang Q H, Shao J H, Lin Y H, et al. An experimental study on the kinetics of iron ore fine reduced by CO in micro fluidized bed. J Iron Steel Res, 2012, 24(4): 6 (王其洪, 邵剑华, 林银河, 等. 微型流化床内 CO 还原铁矿 粉动力学试验. 钢铁研究学报, 2012, 24(4): 6) [8] Song Y F, Zhu Q S. Experimental study on fluidization and reduc鄄 tion of ultrafine iron oxide powder in an agitation fluidized bed. Chin J Process Eng, 2011, 11(3): 361 (宋乙峰, 朱庆山. 搅拌流化床中超细氧化铁粉流态化及还原 实验研究. 过程工程学报, 2011, 11(3): 361) [9] Fan L J, L俟 Q G, Na Y J, et al. Experimental investigation on di鄄 rect reduction of iron ore powder by pulverized coal in a circulating fluidized bed. Chin J Process Eng, 2011, 11(1): 91 (范莉娟, 吕清刚, 那永洁, 等. 铁矿石粉循环流化床煤基直 接还原的实验研究. 过程工程学报, 2011, 11(1): 91) [10] Pang J M, Guo P M, Zhao P. Reduction of 1 ~ 3 mm iron ore by CO in a fluidized bed. J Iron Steel Res Int, 2011, 18(3): 1 [11] Zhao P, Guo P M. Fast reduction ore at low temperature and smelting process. Iron Steel, 2009, 44(12): 12 (赵沛, 郭培民. 基于低温快速预还原的熔融还原炼铁流程. 钢铁, 2009, 44(12): 12) [12] Pang J M, Guo P M, Zhao P, et al. Reduction of 1 ~ 3 mm iron ore by H2 in a fluidized bed. Int J Miner Metall Mater, 2009, 16 (6): 620 [13] Cao C Z, Guo P M, Zhao P, et al. Technology analysis on fluid鄄 ized bed hydrogen metallurgy at low temperature. Iron Steel Van Tit, 2008, 29(4): 1 (曹朝真, 郭培民, 赵沛, 等. 流化床低温氢冶金技术分析. 钢铁钒钛, 2008, 29(4): 1) [14] Guo P M, Zhao P, Wang L, et al. Oxidizing kinetics of reducing gas during iron oxide reduction process. Iron Steel, 2017, 52 (9): 22 (郭培民, 赵沛, 王磊, 等. 氧化铁气基还原过程的气体氧化 动力学. 钢铁, 2017, 52(9): 22) [15] Guo P M, Zhao P, Wang L, et al. Analysis of reduction of iron ore and oxidation of reducing gas in moving bed. J Iron Steel Res, 2018, 30(5): 348 (郭培民, 赵沛, 王磊, 等. 移动床内氧化铁还原及还原气体 氧化行为分析. 钢铁研究学报, 2018, 30(5): 348) ·1236·