D01:10.133741.isml00103x.2009.02.005 第31卷第2期 北京科技大学学报 Vol.31 No.2 2009年2月 Journal of University of Science and Technology Beijing Fb.2009 高炉炉缸死焦堆对渣带留率的影响 朱进锋程树森赵宏博张琳 北京科技大学治金与生态工程学院。北京100083 摘要采用三维动量守恒方程，标准一双方程模型、V0F多相流模型以及多孔介质模型模拟计算了不同死焦堆状态下 炉缸内的渣滞留量.结果表明：炉渣滞留主要集中在死焦堆中，死焦堆外围焦炭分布是决定渣滞留率的关键：最低渣-铁界面 以下区域的状态对总渣滞留率影响很小.由于铁口附近渣铁水流速远大于死料柱中流速。形成了向铁口倾斜的气一渣界面。当 铁口来风时需停止出铁导致部分炉渣来不及排出炉缸.因此改善死料柱透液性是减少渣滞留量的有效手段. 关键词高炉：炉缸：炉渣：滞留率 分类号TF537.1 Effect of deadman state on the residual rate of slag in a blast furnace hearth ZHU Jin-feng,CHENG S hu-sen.ZHAO Hong-bo.ZHANG Lin School of Metallurgical and Ecological Engineering.University of Science and Techmology Beijing Beijing 100083 China ABSTRACT The standard k model VOF multiphase flow model and porous zone model were adlopted to simulate residual slag in a blast furnace hearth under different deadman conditions.It is shown that the residual slag almost concentrates in deadman and the coke distribution in the peripheral region of deadman is the key factor influencing the total residual rate of slag.Deadman state below the low est slag-iron level has little effect on the total residual rate of slag.Since the liquid iron and slag velocity near the taphole region is much greater than that in deadman a dow nward-totaphole gasslag interface is formed.The taphole is stopped when gas begins to blow out.which causes much slag to have no time to drainage out.Impoving the permeability of deadman is a very effective method to decrease the residual rate of slag. KEY WORDS blast furnace:hearth slag:residual rate 高炉炉缸是储存渣铁水的中间场所，足够的空 前人工作，发现对不同死焦堆状态下的渣滞留量的 间和不受干扰的排放是高炉有效操作的先决条件， 研究还有待深入，而这恰恰是广大治金工作者所关 随着高炉容积的扩大和治炼强度的提高，出铁速度 心的.本文采用数值模拟的方法研究了三维非稳态 也随之提高，这将不可避免的引起渣滞留量的增加， 条件下炉缸底部分别存在不可渗透区、无焦空间、死 进而减少炉缸有效空间，恶化死料堆的透液性.减 焦堆沉坐炉底和不同死焦堆直径下的渣滞留量，找 少渣滞留量是高炉高产和稳定操作的必要条件，国 出死焦堆形状及状态与渣滞留量的对应关系，为理 内外很多冶金工作者对影响渣滞留量的因素进行了 解高炉排放行为提供参考. 深入的研究，印度学者Desai和Lenka!研究了高炉 出铁操作与渣滞留量的关系；日本学者Nishoka? 1炉缸排放数学模型 等研究了死焦堆中焦炭颗粒分布等因素对渣一铁界 出铁过程是一个复杂的气、渣，铁三相非稳态流 面变化的影响：我国首钢公司的赵民革以及北京科 动过程，同时液态的渣铁需通过多孔的“死焦堆”流 技大学程树森也对高炉死焦堆、出铁操作等对 向铁口.对于流体在死焦堆中的流动，这里将死焦 渣铁水排放的影响进行了长期深入的研究.但纵观 堆看作多孔介质并采用Egun方程来计算流体在死 收稿日期：200802-28 基金项目：国家自然科学基金资助项目(N。.60672145) 作者简介：朱进锋(1981一，男，顾士研究生；程树森(1964一.男，教授博士生导师，E-mail山ngsusen@metall.ustb.e血.cn
高炉炉缸死焦堆对渣滞留率的影响 朱进锋 程树森 赵宏博 张 琳 北京科技大学冶金与生态工程学院, 北京 100083 摘 要 采用三维动量守恒方程、标准 k-ε双方程模型、VOF 多相流模型以及多孔介质模型模拟计算了不同死焦堆状态下 炉缸内的渣滞留量.结果表明:炉渣滞留主要集中在死焦堆中, 死焦堆外围焦炭分布是决定渣滞留率的关键;最低渣-铁界面 以下区域的状态对总渣滞留率影响很小.由于铁口附近渣铁水流速远大于死料柱中流速, 形成了向铁口倾斜的气-渣界面, 当 铁口来风时需停止出铁, 导致部分炉渣来不及排出炉缸, 因此改善死料柱透液性是减少渣滞留量的有效手段. 关键词 高炉;炉缸;炉渣;滞留率 分类号 TF537.1 Effect of deadman state on the residual rate of slag in a blast furnace hearth ZHU Jin-feng , CHENG S hu-sen , ZHAO Hong-bo , ZHANG Lin S chool of Metallurgical and Ecological Engineering , University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083 , C hina ABSTRACT The standard k-εmodel, VOF multiphase flow model and po rous zone model were adopted to simulate residual slag in a blast furnace hearth under different deadman conditions .It is shown that the residual slag almost concentrates in deadman and the coke distribution in the peripheral regio n of deadman is the key factor influencing the total residual rate of slag.Deadman state below the low est slag-iron level has little effect on the total residual rate of slag.Since the liquid iron and slag velocity near the taphole region is much g reater than that in deadman, a dow nward-to-taphole gas-slag interface is fo rmed .The taphole is stopped when gas begins to blow out , which causes much slag to hav e no time to drainag e out .Impro ving the permeability of deadman is a very effective method to decrease the residual rate of slag. KEY WORDS blast furnace;hearth;slag;residual rate 收稿日期:2008-02-28 基金项目:国家自然科学基金资助项目(No .60672145) 作者简介:朱进锋(1981—), 男, 硕士研究生;程树森(1964—), 男, 教授, 博士生导师, E-mail:chengsusen@met all.ustb.edu.cn 高炉炉缸是储存渣铁水的中间场所, 足够的空 间和不受干扰的排放是高炉有效操作的先决条件 . 随着高炉容积的扩大和冶炼强度的提高, 出铁速度 也随之提高,这将不可避免的引起渣滞留量的增加 , 进而减少炉缸有效空间, 恶化死料堆的透液性.减 少渣滞留量是高炉高产和稳定操作的必要条件 , 国 内外很多冶金工作者对影响渣滞留量的因素进行了 深入的研究 ,印度学者 Desai 和 Lenka [ 1] 研究了高炉 出铁操作与渣滞留量的关系;日本学者 Nishoka [ 2] 等研究了死焦堆中焦炭颗粒分布等因素对渣 -铁界 面变化的影响;我国首钢公司的赵民革以及北京科 技大学程树森 [ 3-4] 也对高炉死焦堆、出铁操作等对 渣铁水排放的影响进行了长期深入的研究.但纵观 前人工作 ,发现对不同死焦堆状态下的渣滞留量的 研究还有待深入, 而这恰恰是广大冶金工作者所关 心的.本文采用数值模拟的方法研究了三维非稳态 条件下炉缸底部分别存在不可渗透区 、无焦空间 、死 焦堆沉坐炉底和不同死焦堆直径下的渣滞留量, 找 出死焦堆形状及状态与渣滞留量的对应关系 ,为理 解高炉排放行为提供参考. 1 炉缸排放数学模型 出铁过程是一个复杂的气、渣、铁三相非稳态流 动过程 ,同时液态的渣铁需通过多孔的“死焦堆”流 向铁口.对于流体在死焦堆中的流动 ,这里将死焦 堆看作多孔介质并采用 Ergun 方程来计算流体在死 第 31 卷 第 2 期 2009 年 2 月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol .31 No.2 Feb.2009 DOI :10.13374/j .issn1001 -053x.2009.02.005
第2期 朱进锋等：高炉炉缸死焦堆对渣滞留率的影响 ·225· 焦堆中流动时的阻力损尖？：为了描述气-渣、渣一 的源项q 铁的分层界面，采用目前广泛使用的VOF多相流模 1.2初始条件 型斗：采用标准k一€双方程模型来描述湍流.对于 整个流体域除边界外初始速度为零；初始铁水 整个区域的控制微分方程见文献[日. 深度为21m,渣厚度为0.4m,其余部分全部为气体. 11边界条件 (1)湍流的壁面边界条件.在炉缸壁面上采用 2计算的物理模型 无滑移边界条件（即ux=4=uz=0).对于湍流流 目前高炉炉缸设计有加深死铁层以确保出铁结 动，由于近壁处动量脉动迅速减弱，故需考虑到湍流 束时料柱仍然能够浮在铁水中的趋势.料柱如果在 作用的减弱和层流作用的相对增强，该区域不用很 出铁时无法浮起铁液没有畅通的通道，只能依靠焦 细的网格，而是由壁面函数指定其行为. 炭空隙特别是焦炭与炉墙间的缝隙流向铁口，形成 (2)入口边界条件.由于炉缸排放是一瞬态过 环流（见图1），对炉缸侧壁形成环形侵蚀.深的死铁 程其速度值是变化的，故入口边界采用压力边界， 层有利于减轻环形侵蚀7.对于死焦柱在炉内是否 具体值为风口压力 浮起利用经验设计的小高炉死铁层深度过浅，死料 (3)出口边界条件为大气压强. 柱难以浮起，大高炉的经验设计值与死焦柱浮起的 (4)多孔介质.对于炉缸内的“死焦堆”，给出 深度接近9.本文侧重于讨论死焦柱对渣滞留量的 空隙度和焦炭粒径等，根据Egum公式计算出惯性 影响，选择以某钢厂2000m高炉炉缸为计算条件， 和黏性阻力系数，得到压力损失梯度，作为动量方程 模型见图1. 88888588888888885积码 8阳 死焦堆孔慰度：0.35 焦空间 死焦堆直径为炉缸直径的 609%、70%,80%.90%及95% 无焦空间 死焦堆直径：10m 孔隙度：035 无焦空间 0QQQQQQQQQQQQ 68888888888888 低渗透区，孔隙度为0.1.高为19m (a) (b) 888288888989898988 无焦空间 死焦堆直径：10m 无焦空间 死焦堆直径：10m 孔脉度：0.35 孔腻度：035 3388888888883838 888888888888888888888☒ 底部无焦空间高0.5m 8828888889 (c) (d) 图1渣铁水流动计算物理模型.(a)不同死料柱直径（沉坐）：(b)炉缸底部存在不可渗透区(10m):(c)死料柱浮起(10m):(d)死料柱 沉坐(10m) Fig I Calculation physical models of slag and iron flow ing:(a)different deadman diameters (sitting):(b)hearth bot tom with no pemeability zone (10 m);(c)fbating deadman (10m);(d)sitting deadman (10 m) 图1(a)代表了五种不同死焦堆直径的情形 3结果及讨论 图1共计算了八种不同死焦堆状态下的渣滞留率. 炉缸排放是一瞬态过程当气一渣界面到达铁口附 3.1不同死焦堆直径下的渣滞留率 近，出铁口刚有气体排出时计算结束.计算所涉及 为方便研究炉渣排放情况，特定义渣滞留率R, 的参数%为：炉缸直径10.4m,高度45m:铁口深 为： 度21m,直径006m,长度1.5m,倾角10；炉渣密 R,=出铁完半利余渣的体积×100% (1) 度设为3000kgm3,渣黏度为0.15Pas:铁水密度 初始渣的体积 为7000kgm3,黏度为0.0015Pas:焦炭直径设 总渣滞留率为整个炉缸中渣的滞留率；死焦堆 为0.05m:渣表面张力为0.4Pa,铁表面张力为 中的渣滞留率为出铁完毕死焦堆中剩余的渣与初始 L.7Pa,渣铁界面张力为L2Pa风口区压力作为模 死焦堆中渣体积的百分比：无焦空间中的渣滞留率 型的入口压力，其大小为3.5MPa. 与上类似：死焦堆的贡献率定义为死焦堆中的渣滞
焦堆中流动时的阻力损失 [ 5] ;为了描述气-渣 、渣- 铁的分层界面, 采用目前广泛使用的VOF 多相流模 型[ 2] ;采用标准 k -ε双方程模型来描述湍流 .对于 整个区域的控制微分方程见文献[ 6] . 1.1 边界条件 (1)湍流的壁面边界条件.在炉缸壁面上采用 无滑移边界条件(即 u x =uy =uz =0).对于湍流流 动,由于近壁处动量脉动迅速减弱 ,故需考虑到湍流 作用的减弱和层流作用的相对增强 ,该区域不用很 细的网格 ,而是由壁面函数指定其行为 . (2)入口边界条件 .由于炉缸排放是一瞬态过 程,其速度值是变化的, 故入口边界采用压力边界 , 具体值为风口压力. (3)出口边界条件为大气压强. (4)多孔介质 .对于炉缸内的“死焦堆” , 给出 空隙度和焦炭粒径等 , 根据 Erg un 公式计算出惯性 和黏性阻力系数 ,得到压力损失梯度,作为动量方程 的源项[ 6] . 1.2 初始条件 整个流体域除边界外初始速度为零;初始铁水 深度为2.1m ,渣厚度为0.4m ,其余部分全部为气体. 2 计算的物理模型 目前高炉炉缸设计有加深死铁层以确保出铁结 束时料柱仍然能够浮在铁水中的趋势.料柱如果在 出铁时无法浮起, 铁液没有畅通的通道,只能依靠焦 炭空隙特别是焦炭与炉墙间的缝隙流向铁口 ,形成 环流(见图1),对炉缸侧壁形成环形侵蚀.深的死铁 层有利于减轻环形侵蚀[ 7] .对于死焦柱在炉内是否 浮起,利用经验设计的小高炉死铁层深度过浅, 死料 柱难以浮起, 大高炉的经验设计值与死焦柱浮起的 深度接近[ 8] .本文侧重于讨论死焦柱对渣滞留量的 影响,选择以某钢厂 2 000 m 3 高炉炉缸为计算条件, 模型见图 1 . 图 1 渣铁水流动计算物理模型.(a)不同死料柱直径(沉坐);(b)炉缸底部存在不可渗透区(10 m);(c)死料柱浮起(10 m);(d)死料柱 沉坐 (10 m) Fig.1 Calculation physical models of slag and iron flow ing :(a)different deadman diamet ers (sitting);(b)hearth bottom w ith no permeability zone (10 m);(c)floating deadman (10 m);(d)sitting deadm an (10 m) 图 1(a)代表了五种不同死焦堆直径的情形 . 图 1 共计算了八种不同死焦堆状态下的渣滞留率 . 炉缸排放是一瞬态过程, 当气-渣界面到达铁口附 近,出铁口刚有气体排出时计算结束.计算所涉及 的参数 [ 9] 为:炉缸直径 10.4 m , 高度 4.5 m ;铁口深 度 2.1 m ,直径 0.06 m ,长度 1.5 m ,倾角10°;炉渣密 度设为3 000 kg·m -3 ,渣黏度为 0.15Pa·s ;铁水密度 为7 000 kg·m -3 , 黏度为 0.001 5 Pa·s ;焦炭直径设 为0.05 m ;渣表面张力为 0.4 Pa , 铁表面张力为 1.7 Pa ,渣铁界面张力为 1.2 Pa;风口区压力作为模 型的入口压力, 其大小为 3.5 MPa . 3 结果及讨论 3.1 不同死焦堆直径下的渣滞留率 为方便研究炉渣排放情况, 特定义渣滞留率 R t 为 : R t = 出铁完毕剩余渣的体积 初始渣的体积 ×100 % (1) 总渣滞留率为整个炉缸中渣的滞留率;死焦堆 中的渣滞留率为出铁完毕死焦堆中剩余的渣与初始 死焦堆中渣体积的百分比 ;无焦空间中的渣滞留率 与上类似 ;死焦堆的贡献率定义为死焦堆中的渣滞 第 2 期 朱进锋等:高炉炉缸死焦堆对渣滞留率的影响 · 225 ·
。226 北京科技大学学报 第31卷 留率在总渣滞留率中的权重.铁口出现气相，出铁 果见表1. 完毕计算终止.不同计算条件下的渣滞留率计算结 从表1可以看出，随着死焦堆直径的增加，开始 表1不同计算条件下的渣滞留率 Table 1 Residual rates of slag under different calculation conditions (死焦堆直径/ 渣滞留率/% 死焦堆对渣滞留 死料柱状态 总渣滞留率/% 炉缸直径)/% 死焦堆 无焦空间 量的贡献率/% 60 沉坐 27.96 3418 2663 17.62 70 沉坐 29.12 3245 2801 25.00 80 沉坐 23.02 27.20 2041 3844 90 沉坐 3629 4008 3063 59.89 95 沉坐 45.22 47.57 37.64 7633 沉坐 7253 7581 5851 81.04 96 浮起 7030 7361 5616 81.03 不可渗透区 6895 7261 53.17 81.02 时总的渣滞留率变化不大，但当死焦堆直径从占炉 根据日本学者Kawa和Takahashi1g对死焦堆 缸直径的95%增加至96%时，总渣滞留率急剧上 更新机理的研究表明，死焦堆的外围焦炭是比较容 升，而且死焦堆对总渣滞留率的贡献率也显著增加， 易通过中心加焦而更新的.因此当死焦堆透液性差 大量的渣滞留在死焦堆中（贡献率达81.04%）. 影响炉渣排放时，可以采用中心加高质量焦炭的办 图2是根据计算结果处理得到的曲线. 法，来更新死焦堆外围的焦炭，从而减少渣滞留量. 100 3.2死焦堆沉坐、浮起以及底部不可渗透区对渣滞 死焦堆对渣滞留量的贡献率(%) 留量的影响 80 *一无焦空间中渣滞留率(%) ·死焦堆中渣滞留率(%) 图3是出铁完毕的气、渣、铁三相的云图.从渣 8 ·一总渣滞留率(%) 部60以 相的形状来看，所有情况下铁口以上仍有渣未排出， 0 但是铁口以下的铁水却有部分排出，形成气一渣界 面向上凸，渣-铁界面向下凸的形状.图3(a)与其他 20 三种情况下的渣层厚度相比要薄得多，而且气一渣 956065707580859095100 界面相对平缓，渣滞留率少.图3(b)、(c)和(d)三种 死焦堆直径占炉缸直径的百分比% 状态下的渣层厚度、气一渣界面形状都很接近.沉 图2不同死焦堆直径下的渣滞留率 坐、浮起和不可渗透区条件下的总渣滞留率分别为 Fig.2 Residual rates of slag at different deadman diameters 72.53%、70.30%和6895%.但从三种状态下的死 焦堆对渣滞留量的贡献率来看，沉坐、浮起和不可渗 图2是炉缸直径为104m,死焦堆沉坐时，不 透区时分别为8104%、81.03%和81.02%.这说 同死焦堆直径下的渣滞留率图.可以看到，随着死 明铁口中心线以下靠近炉底区域的死焦堆对渣滞留 焦堆直径的增加，死焦堆对总渣滞留率的贡献率增 量的贡献率并不大，铁口附近及以上区域中死焦堆 加，而总渣滞留率、无焦空间中渣滞留率和死焦堆中 的外围焦炭分布是决定渣滞留量的关键. 的渣滞留率在死焦堆直径较小时变化不大，但是当 炉缸侧壁无焦空间中气一渣界面出现一个向出 其直径超过炉缸直径95%以后渣滞留率急剧增加. 铁口倾斜的斜面，死焦堆中铁口平面以上的渣未出 在实际高炉中，焦炭填充炉缸，中心焦炭孔隙度 尽时就有气体开始喷出，此时出铁结束，导致了渣滞 小，靠近炉缸侧壁的孔隙度大.这里改变死焦堆大 留在炉缸内.对比图3中的(a)和(b,很明显看出： 小其实相当于改变死焦堆外围焦炭孔隙度分布.从 死焦堆直径越大靠近炉缸的无焦空间区域就越小， 死焦堆直径超过炉缸直径95%以后渣滞留率急剧 铁口附近气一渣界面越陡，造成的渣滞留量就越大. 增加的计算结果可以得出：死焦堆外围焦炭分布是 从计算的流场来看（见图4和图5），出铁时渣 决定渣滞留量的关键改善死焦堆外围焦炭的透液 铁水流动存在环流。而且无焦空间的速度比死焦堆 性是减少渣滞留量的重要手段. 中的速度要大得多（约为10~20倍），渣铁主要是靠
留率在总渣滞留率中的权重.铁口出现气相 , 出铁 完毕计算终止.不同计算条件下的渣滞留率计算结 果见表 1 . 从表 1 可以看出, 随着死焦堆直径的增加, 开始 表 1 不同计算条件下的渣滞留率 Table 1 Residual rat es of slag under different calculation conditions (死焦堆直径/ 炉缸直径)/ % 死料柱状态 总渣滞留率/ % 渣滞留率/ % 死焦堆 无焦空间 死焦堆对渣滞留 量的贡献率/ % 60 沉坐 27.96 34.18 26.63 17.62 70 沉坐 29.12 32.45 28.01 25.00 80 沉坐 23.02 27.20 20.41 38.44 90 沉坐 36.29 40.08 30.63 59.89 95 沉坐 45.22 47.57 37.64 76.33 沉坐 72.53 75.81 58.51 81.04 96 浮起 70.30 73.61 56.16 81.03 不可渗透区 68.95 72.61 53.17 81.02 时总的渣滞留率变化不大, 但当死焦堆直径从占炉 缸直径的 95 %增加至 96 %时 , 总渣滞留率急剧上 升,而且死焦堆对总渣滞留率的贡献率也显著增加 , 大量的渣滞留在死焦堆中(贡献率达 81.04 %). 图 2 是根据计算结果处理得到的曲线. 图 2 不同死焦堆直径下的渣滞留率 Fig.2 Residual rates of slag at diff erent deadman diameters 图 2 是炉缸直径为 10.4 m , 死焦堆沉坐时 , 不 同死焦堆直径下的渣滞留率图.可以看到 , 随着死 焦堆直径的增加 ,死焦堆对总渣滞留率的贡献率增 加,而总渣滞留率、无焦空间中渣滞留率和死焦堆中 的渣滞留率在死焦堆直径较小时变化不大, 但是当 其直径超过炉缸直径 95 %以后渣滞留率急剧增加. 在实际高炉中, 焦炭填充炉缸 ,中心焦炭孔隙度 小,靠近炉缸侧壁的孔隙度大 .这里改变死焦堆大 小其实相当于改变死焦堆外围焦炭孔隙度分布 .从 死焦堆直径超过炉缸直径 95 %以后渣滞留率急剧 增加的计算结果可以得出:死焦堆外围焦炭分布是 决定渣滞留量的关键, 改善死焦堆外围焦炭的透液 性是减少渣滞留量的重要手段 . 根据日本学者 Kaw ai 和 Takahashi [ 10] 对死焦堆 更新机理的研究表明 , 死焦堆的外围焦炭是比较容 易通过中心加焦而更新的.因此当死焦堆透液性差 影响炉渣排放时, 可以采用中心加高质量焦炭的办 法 ,来更新死焦堆外围的焦炭,从而减少渣滞留量. 3.2 死焦堆沉坐 、浮起以及底部不可渗透区对渣滞 留量的影响 图 3 是出铁完毕的气 、渣 、铁三相的云图 .从渣 相的形状来看,所有情况下铁口以上仍有渣未排出, 但是铁口以下的铁水却有部分排出, 形成气-渣界 面向上凸,渣-铁界面向下凸的形状 .图 3(a)与其他 三种情况下的渣层厚度相比要薄得多, 而且气-渣 界面相对平缓 ,渣滞留率少 .图 3(b)、(c)和(d)三种 状态下的渣层厚度、气-渣界面形状都很接近 .沉 坐 、浮起和不可渗透区条件下的总渣滞留率分别为 72.53 %、70.30 %和68.95 %.但从三种状态下的死 焦堆对渣滞留量的贡献率来看, 沉坐 、浮起和不可渗 透区时分别为 81.04 %、81.03 %和 81.02 %.这说 明铁口中心线以下靠近炉底区域的死焦堆对渣滞留 量的贡献率并不大, 铁口附近及以上区域中死焦堆 的外围焦炭分布是决定渣滞留量的关键. 炉缸侧壁无焦空间中气-渣界面出现一个向出 铁口倾斜的斜面, 死焦堆中铁口平面以上的渣未出 尽时就有气体开始喷出 ,此时出铁结束,导致了渣滞 留在炉缸内 .对比图 3 中的(a)和(b), 很明显看出: 死焦堆直径越大, 靠近炉缸的无焦空间区域就越小, 铁口附近气-渣界面越陡 ,造成的渣滞留量就越大 . 从计算的流场来看(见图 4 和图 5), 出铁时渣 铁水流动存在环流, 而且无焦空间的速度比死焦堆 中的速度要大得多(约为 10 ～ 20 倍),渣铁主要是靠 · 226 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷
第2期 朱进锋等：高炉炉缸死焦堆对渣滞留率的影响 ·227。 (a) b (e) (d) 气相 ■清相 铁水 ■气相 ■清相 铁水 图3不同计算条件下的气一渣.渣一铁界面.(a)死焦堆直径64m(沉坐)：b)死焦堆直径10m(沉坐)：(c)死焦堆直径10m(浮起05 m):(D死焦堆直径10m(不可渗透区1.9m) Fig 3 Gaslag and slag-imon interfaces under different calculation oonditions:(a)the deadman diameter is 6 4m (sitting);(b)the deadman di- ameter is 10m (sitting);(c)the deadman diameter is 10m (floating 0.5m);(d)the deadman diameter is 10m (the impemeability height is 1.9 m) 速度与死料柱中炉渣流速的差异，降低了气一渣界 →0.028ms 面向铁口倾斜的程度，也能够起到减少渣滞留率的 目的. 图6是渣的流线图.由图可以看到渣的流线很 少经过铁口中心线以下的区域：这是因为铁水密度 1H4H日11IH11 大于炉渣密度导致渣铁的分层渣不能通过低于铁 水平面的地方而排出.因此最低渣铁界面以下的 炉缸区域中，无论死焦堆处于什么状态，其对渣滞留 率影响不大.虽然最低渣一铁界面以下的区域状态 221m 并不能很大程度的影响渣滞留率但是如果该区域 图4铁水环流 透液性差，会造成炉缸堆积、炉凉、铁水成分不合格 Fig.4 Circumfluence of iror 等问题 ■0.18 0.16 0.14 0.12 0.10 铁水造的线 0.08 0.06 0.04 图6渣的流线图 0.02 Fig.6 Streamlines of slag 0 图5垂直铁口平面和过铁口平面的速度云图（单位：m·s一1） 4结论 Fig.5 Velocity contours on the planes vertical or transversal to the taphole(unit:m's) (1)炉渣滞留主要集中在死焦堆中，死焦堆外 围焦炭分布才是决定渣滞留率的关键.将死焦堆的 环流自上而下流向铁口排出.由于无焦区域渣铁排 直径从占炉缸直径的95%增加到96%，总渣滞留率 放速度比死焦堆中的要快，造成了气一渣界面向铁 从45.22%急剧增加到72.53%. 口倾斜.当铁口来风时堵铁口停止出铁，导致死焦 (2)出铁完毕后会形成一个低于铁口平面以下 堆中高于铁口平面的渣不能及时排出而滞留在炉 的渣一铁界面.在该界面以下的区域，无论死焦堆是 内.可见改善整个死料柱的透液性，从而减少环流 浮起或沉坐，还是存在低渗透区，死焦堆对总渣滞留
图 3 不同计算条件下的气-渣、渣-铁界面.(a)死焦堆直径 6.4 m (沉坐);(b)死焦堆直径10 m (沉坐);(c)死焦堆直径 10 m (浮起 0.5 m);(d)死焦堆直径 10 m (不可渗透区 1.9 m) Fig.3 Gas-slag and slag-iron int erf aces under different calculation conditions:(a)the deadman diamet er is 6.4 m (sitting);(b)the deadman diamet er is 10 m (sitting);(c)the deadman diameter is 10 m (floating 0.5 m);(d)the deadman diamet er is 10 m (the impermeability height is 1.9 m) 图 4 铁水环流 Fig.4 Circumfluence of iron 图 5 垂直铁口平面和过铁口平面的速度云图(单位:m·s -1) Fig.5 Velocity contours on the planes vertical or transversal to the taphole(unit :m·s -1) 环流自上而下流向铁口排出.由于无焦区域渣铁排 放速度比死焦堆中的要快 , 造成了气-渣界面向铁 口倾斜 .当铁口来风时堵铁口停止出铁 , 导致死焦 堆中高于铁口平面的渣不能及时排出而滞留在炉 内.可见改善整个死料柱的透液性, 从而减少环流 速度与死料柱中炉渣流速的差异, 降低了气-渣界 面向铁口倾斜的程度 , 也能够起到减少渣滞留率的 目的. 图 6 是渣的流线图.由图可以看到渣的流线很 少经过铁口中心线以下的区域;这是因为铁水密度 大于炉渣密度导致渣铁的分层, 渣不能通过低于铁 水平面的地方而排出.因此最低渣-铁界面以下的 炉缸区域中 ,无论死焦堆处于什么状态,其对渣滞留 率影响不大.虽然最低渣-铁界面以下的区域状态 并不能很大程度的影响渣滞留率, 但是如果该区域 透液性差,会造成炉缸堆积、炉凉、铁水成分不合格 等问题 . 图 6 渣的流线图 Fig.6 S treamlines of slag 4 结论 (1)炉渣滞留主要集中在死焦堆中, 死焦堆外 围焦炭分布才是决定渣滞留率的关键.将死焦堆的 直径从占炉缸直径的 95 %增加到 96 %,总渣滞留率 从 45.22 %急剧增加到 72.53 %. (2)出铁完毕后会形成一个低于铁口平面以下 的渣-铁界面.在该界面以下的区域, 无论死焦堆是 浮起或沉坐 ,还是存在低渗透区 ,死焦堆对总渣滞留 第 2 期 朱进锋等:高炉炉缸死焦堆对渣滞留率的影响 · 227 ·
。228 北京科技大学学报 第31卷 率的贡献率基本没有变化，说明最低渣一铁界面以 2006:26 下区域的状态对总渣滞留率的影响很小. [5 Xiong W,BiX G.Zhou G F.Simulation study on gas pressure drop characteristics in the low er zone of blast furnace.J Chem (3)增加渣一铁界面以上区域中死焦堆的外围 Eng Chin Univ,2007.21(2):232 焦炭的透液性是减少渣滞留量的重要手段 (熊玮，毕学工，周国凡.高炉下部气相压降特性的模拟研究 (4)导致炉渣滞留炉缸的根本原因是铁口附近 高校化学工程学报，2007.21(2)：232) 渣铁流速远大于死料柱中的流速，形成了向铁口倾 6 Zhao M G.Study on Physical and Numerical Simulation of 斜的气一渣界面，而当铁口来风时需停止出铁此时 Flow and Heat Transfer in Blast Furnace Hearth and Bottom 死焦堆中高于铁口平面的渣无法排出而滞留在炉 Dissertation].Beijing:University of Science and Technology Beijing 2006:54 内，可见能减小这种速度差异的手段均能有效减少 (赵民革.高炉炉缸炉底流动及传热物理与数值模拟研究学 渣滞留量.在高炉操作实践中可以通过提高焦炭的 位论文.北京：北京科技大学，2006：54) 高温反应强度、中心加焦更新死料柱等手段保证整 [7 Zhu Y X.Calculation method of blast fumace salamander depth. 个料柱有良好的透液性，以及在不影响生产的前提 Iron making 2005.24(2):21 下采用小的出铁口均有利于减少渣滞流量. (朱远星.关于高炉死铁层深度的计算方法.炼铁2005,24 (2):21) [8 Zhu Q T.Cheng SS,Zhao M G.Caleulation of proper salaman- 参 考文献 der depth in hearth /Annl Meeting of Iron and Steel in2007. [1]Desai B.Lenka S.Quantificat ion of blast furnace hearth drainage Chengdu.2007:3 parameters through physical modal study.Iron making Steelmak (朱清天，程树森，赵明革。炉缸死铁层合理深度的计算∥ ing,2007,34(3):269 2007年钢铁年会论文集成都，2007：3) [2]Nishoka K,Maeda T.Shimizu M.Effect of various in fu mace [9 Zhang L J.Nu merical Simulation for Transient Fluid Fbw conditions on bast furnace hearth drainage.ISU Int.2005.45 and Residual Slag Volume in Blast Furnace Hearth Disserta (10):1196 tion.Beijing:University of Science and Technology Beijing, [3]Zhao M G.Sun T L Cheng S S.Numerical simulation of fluid 2006.41 flow in blast furnace hearth.J fron Steel Res Int,2005,12(6): (张利君.炉缸渣铁水瞬态流场及渣滞留量的数值模拟学位 5 论刘.北京：北京科技大学，2006：41) [4]Zhao M G Zhang L J.Cheng SS.Numerical simulat ion and [10 Kaw ai H.Takahashi H.Solid behavior in shaft and deadman in parametricstudy of residual sag voume in bast fumace hearth a cold model of blast furrace with floating sinking motion of during hearth drainage //The 4th International Congres on the hearth packed bed studied by experimental and numerical DEM Science and Technology of Iron-making Proced ings.Osaka analy ses.S01nt,200444:1140
率的贡献率基本没有变化 , 说明最低渣-铁界面以 下区域的状态对总渣滞留率的影响很小 . (3)增加渣-铁界面以上区域中死焦堆的外围 焦炭的透液性是减少渣滞留量的重要手段. (4)导致炉渣滞留炉缸的根本原因是铁口附近 渣铁流速远大于死料柱中的流速 ,形成了向铁口倾 斜的气-渣界面,而当铁口来风时需停止出铁, 此时 死焦堆中高于铁口平面的渣无法排出而滞留在炉 内,可见能减小这种速度差异的手段均能有效减少 渣滞留量 .在高炉操作实践中可以通过提高焦炭的 高温反应强度、中心加焦更新死料柱等手段保证整 个料柱有良好的透液性, 以及在不影响生产的前提 下采用小的出铁口均有利于减少渣滞流量. 参 考 文 献 [ 1] Desai B , Lenka S.Quantification of blast furnace hearth drainage paramet ers through physical modal study .Iron making S teelmaking , 2007 , 34(3):269 [ 2] Nishoka K , Maeda T , Shimizu M .Eff ect of various in fu rnace conditions on blast furnace hearth drainage.IS IJ Int , 2005 , 45 (10):1196 [ 3] Zhao M G , Sun T L , Cheng S S.Numerical simulation of fluid flow in blast furnace hearth.J Iron S teel Res Int , 2005 , 12(6): 5 [ 4] Zhao M G, Zhang L J, C heng S S.Numerical simulation and parametri c study of residual slag volume in blast fu rnace hearth during hearth drainage ∥The 4 th Int ernationa l Congress on the Science and Technology of Iron-making Proceed ings.Osaka, 2006:26 [ 5] Xiong W , Bi X G , Zhou G F.Simulation study on gas pressu re drop characteristics in the low er zone of blast furnace .J Chem Eng Chin U niv , 2007 , 21(2):232 (熊玮, 毕学工, 周国凡.高炉下部气相压降特性的模拟研究. 高校化学工程学报, 2007 , 21(2):232) [ 6] Zhao M G .S tudy on Physical an d Numeri cal Sim ulation of Flow and Heat Transf er in Blast F urnace Hearth and Bottom [ Dissert ation] .Beijing :University of S cience and Technology Beijing, 2006:54 (赵民革.高炉炉缸炉底流动及传热物理与数值模拟研究[ 学 位论文] .北京:北京科技大学, 2006:54) [ 7] Zhu Y X.Calculation method of blast furnace salamander depth. Iron making , 2005 , 24(2):21 (朱远星.关于高炉死铁层深度的计算方法.炼铁, 2005 , 24 (2):21) [ 8] Zhu Q T , Cheng S S , Zhao M G .Calculation of proper salamander depth in hearth∥Ann ua l Meeting of Iron and Steel in 2007 . Chengdu , 2007:3 (朱清天, 程树森, 赵明革.炉缸死铁层合理深度的计算 ∥ 2007 年钢铁年会论文集, 成都, 2007:3) [ 9] Zhang L J.Nu merical S imula tion for Transien t Fluid F low and Residual S lag Volume in Blast F urnace Hearth [ Dissertation] .Beijing :University of S cience and Technology Beijing , 2006:41 (张利君.炉缸渣铁水瞬态流场及渣滞留量的数值模拟[ 学位 论文] .北京:北京科技大学, 2006:41) [ 10] Kaw ai H , Takahashi H .Solid behavior in shaft and deadman in a cold model of blast furnace with floating-sinking moti on of hearth packed bed studied by experimental and numerical DEM analyses.IS IJ Int , 2004 , 44:1140 · 228 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 31 卷
