高爐煤氣平均停留時間的模擬及討論

郁肖兵，張 偉,2，李 強(qiáng)，鄒宗樹

(1. 東北大學(xué)冶金多相傳輸及反應(yīng)工程研究所，沈陽110819；2. 武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430081)

高爐煤氣平均停留時間的模擬及討論

郁肖兵1，張 偉1,2，李 強(qiáng)1，鄒宗樹1

(1. 東北大學(xué)冶金多相傳輸及反應(yīng)工程研究所，沈陽110819；2. 武漢科技大學(xué)鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430081)

為了探究高爐煤氣分布的規(guī)律，本研究在考慮料層分布的前提下使用三維高爐數(shù)學(xué)模型計(jì)算了煤氣的平均停留時間.結(jié)果表明，料層分布對煤氣流場影響明顯，煤氣平均停留時間和鼓風(fēng)速度存在比較明顯的線性關(guān)系.特別是對于1 850 m3的高爐在200 m/s的鼓風(fēng)速度下，模型求得煤氣平均停留時間約為6 s.此外，從幾何相似的角度分析了幾何模型的選擇對模擬煤氣平均停留時間的影響，得出了三維幾何模型應(yīng)為模擬煤氣平均停留時間最優(yōu)幾何的結(jié)論.

高爐；煤氣停留時間；煤氣分布；數(shù)值模擬；三維

在高爐生產(chǎn)過程中，焦炭和含鐵原料(礦石，燒結(jié)礦，球團(tuán)礦)通過布料設(shè)備從爐頂加入，鼓風(fēng)(溫度可達(dá)1 000 ℃)通過風(fēng)口圍管及每個風(fēng)口支管，進(jìn)入高爐.由于壓縮機(jī)提供的壓強(qiáng)很大，熱風(fēng)具有很高的動能，進(jìn)入高爐后會將風(fēng)口前端的焦炭吹開，形成空隙度很高的風(fēng)口回旋區(qū)，并裹挾焦炭在回旋區(qū)內(nèi)運(yùn)動和燃燒，同時產(chǎn)生大量的還原煤氣(主要成分為CO).還原煤氣隨即向高爐中心和上部流動，隨著熱量的交換和Fe氧化物還原的進(jìn)行，煤氣成分不斷發(fā)生變化，其中CO持續(xù)減少，CO2逐漸增多，煤氣的還原勢則不斷下降，最后通過高爐頂部煤氣上升管道離開高爐.與煤氣接觸的含鐵原料，在下行的過程中，受到煤氣物理熱和還原勢的影響，逐漸失去水分和氧元素，經(jīng)歷軟化、熔融、滴落等過程，完成鐵素和脈石的分離，匯聚于爐缸，最后以鐵水和爐渣的形式排出高爐，至此高爐完成一個冶煉周期.

由于高爐煉鐵過程是復(fù)雜的高溫物理化學(xué)過程，再加上爐墻和冷卻設(shè)備的包覆，造成高爐內(nèi)部冶煉過程的不可視性，給冶金工作者掌握高爐內(nèi)部冶煉規(guī)律帶來很大困難.為了解決這類難題，冶金工作者開發(fā)了多種數(shù)學(xué)模型[1-13].相比于工業(yè)試驗(yàn)和半工業(yè)試驗(yàn)，高爐數(shù)學(xué)模型實(shí)施起來相對容易，耗費(fèi)人力物力成本較低，并能得到高爐內(nèi)部現(xiàn)象的細(xì)節(jié)性描述，從而有利于高爐的生產(chǎn)控制和過程優(yōu)化.高爐內(nèi)合理的煤氣運(yùn)動對冶煉過程的順利進(jìn)行具有重要的意義，而煤氣速度分布能直觀地反應(yīng)高爐內(nèi)部煤氣流動狀態(tài)，煤氣停留時間亦能反應(yīng)出煤氣在高爐內(nèi)部流動的快慢及煤氣利用情況[14]，煤氣停留時間過長，說明爐內(nèi)存在煤氣呆滯區(qū)；而停留時間過短，則可能意味著煤氣利用率的下降或管道行程.前人已對高爐煤氣停留時間做了一定的研究，如孫紹杰等人[10]通過使用85Kr作為示蹤劑得到了2 580 m3高爐的煤氣平均停留時間約為6.45 s，證明了實(shí)際工況下監(jiān)測煤氣停留時間的可行性；儲滿生等人[11]提及的高爐內(nèi)煤氣平均停留時間介于2～10 s之間；袁冬冬[12]、高攀等人[13]采用數(shù)值模擬的方法，對高爐內(nèi)部料層進(jìn)行簡化處理，分別計(jì)算了二維和三維高爐的煤氣停留時間，并應(yīng)用停留時間分布理論求得了高爐內(nèi)部死區(qū)的體積分?jǐn)?shù)，但其未考慮料層交替排布和料面傾角變化對煤氣流動的影響.本文建立的三維模型考慮了高爐內(nèi)部料層分布對煤氣流動的影響，并通過計(jì)算機(jī)模擬得到了高爐煤氣平均停留時間分布的一些規(guī)律.此外，本文還簡要討論了不同幾何模型的選擇對煤氣停留時間模擬的影響.

1 數(shù)值模擬方法

1.1 控制方程

氣體連續(xù)性方程：

(εgρgUg)=0

(1)

氣體動量方程：

(εgρgUgUg)=g-εg

(2)

氣體組分傳輸方程：

(3)

體積分?jǐn)?shù)方程：

εg+εs=1

(4)

在本模型中對示蹤劑物理性質(zhì)的處理是認(rèn)為其與煤氣性質(zhì)完全一致，即便如此FLUENT仍可根據(jù)名字識別該示蹤劑.考慮了湍流對煤氣和示蹤劑分布的影響，湍動能和湍動耗散率的計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε雙方程模型.

1.2 爐料分布處理方法

考慮了布料操作對煤氣流分布的影響，軟熔帶及其以上的爐料的料面函數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[15]中提供的方法計(jì)算得出，料面分布模型計(jì)算得到的料面角度隨料面編號(編號從爐喉料層往下逐漸增加)變化的關(guān)系曲線如圖1所示.

圖1 料面傾角變化圖Fig.1 Change of the burden surface inclination angle

顯性考慮了風(fēng)口回旋區(qū)對煤氣初始分布的影響，風(fēng)口回旋區(qū)大小根據(jù)文獻(xiàn)[16]提供的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算，為方便編程對回旋區(qū)進(jìn)行球形簡化處理.由文獻(xiàn)[17]提供的高爐解剖數(shù)據(jù)，死料柱與水平面夾角取為45度.軟熔帶結(jié)構(gòu)采用旋轉(zhuǎn)二次曲面進(jìn)行形狀模擬，并考慮了影響煤氣二次分布的軟融層和焦炭層.模型中所使用的模擬條件列于表1.

另外，為了較為準(zhǔn)確地模擬高爐內(nèi)部的煤氣流場，并盡量減少低質(zhì)量網(wǎng)格所引起的迭代誤差的影響(注：網(wǎng)格質(zhì)量的高低和排列的規(guī)整程度直接影響速度場計(jì)算的準(zhǔn)確性和云圖的可視性)，基于ICEM劃分BLOCK的方法，對高爐整體生成全六面體網(wǎng)格(并非基于軸對稱或薄片結(jié)構(gòu)或單個風(fēng)口扇形幾何)，并對風(fēng)口區(qū)域進(jìn)行單獨(dú)加密，網(wǎng)格綜合質(zhì)量確保在0.85以上.

表1 模型所用參數(shù)和模擬條件

1.3 煤氣停留時間測定方法

使用FLUENT獲得煤氣停留時間的總體思路與通過物理實(shí)驗(yàn)測定停留時間基本相當(dāng)：即在反應(yīng)器入口處(相當(dāng)于本數(shù)值實(shí)驗(yàn)的風(fēng)口位置)脈沖加入示蹤劑，然后在反應(yīng)器出口處(相當(dāng)于本模型的爐頂出口)監(jiān)測并記錄示蹤劑濃度隨時間變化的數(shù)據(jù).具體實(shí)現(xiàn)步驟如下：

第一步：使用模型計(jì)算得到穩(wěn)態(tài)收斂的流場(此時入口示蹤劑濃度為0)；

第二步：將模型改為非穩(wěn)態(tài)，并將入口處示蹤劑的組分濃度調(diào)整為單位1，然后求解脈沖時間內(nèi)示蹤劑的分布狀態(tài)(此時相當(dāng)于注入示蹤劑的過程)；

第三步：示蹤劑添加結(jié)束，將其在入口處的濃度重新調(diào)整為0，設(shè)置出口監(jiān)測面以監(jiān)測示蹤劑濃度隨時間的變化，隨后求解示蹤劑組分方程；

第四步：方程求解完畢，導(dǎo)出示蹤劑數(shù)據(jù)并進(jìn)行相應(yīng)后處理計(jì)算.

2 結(jié)果及討論

2.1 三維速度場分布

圖2是鼓風(fēng)速度為200 m/s時，風(fēng)口軸線所在水平面(y=1.5)的煤氣速度(表觀速度)分布圖，其中圖2(a)所示的云圖標(biāo)尺為0～200，從云圖中可以看出煤氣速度變化跨度很大，在高爐內(nèi)部中心區(qū)域煤氣速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于風(fēng)口處的煤氣速度，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的主要原因可以由風(fēng)量和橫截面積的關(guān)系解釋：軸線所在水平面的橫截面積(模型中高爐爐缸直徑為10.6 m)遠(yuǎn)大于風(fēng)口總面積(風(fēng)口直徑為130 mm).為了清晰地顯示風(fēng)口前端煤氣速度變化規(guī)律，將標(biāo)尺區(qū)間選擇為0～5，如圖2(b)所示，從圖中可以看出風(fēng)口回旋區(qū)內(nèi)的速度并非分布均勻，而是呈現(xiàn)出明顯的梯度特征：越接近高爐中心，煤氣速度越低；另外，速度梯度主要集中體現(xiàn)在回旋區(qū)內(nèi)部.同回旋區(qū)內(nèi)的特征相比，煤氣在離開回旋區(qū)之后，速度梯度在軸向上明顯減小，在圓周方向上則已看不出明顯的速度差別(可以將此種分布近似看作沿高爐中心軸線呈軸對稱分布)，這從側(cè)面佐證了使用軸對稱模型研究高爐的合理性.

圖3是選取高爐內(nèi)部幾個典型的縱向、橫向截面進(jìn)一步探究煤氣分布的規(guī)律.其中圖3(a)展示的是相互垂直的兩平面(x=0和z=0)上的煤氣分布特征；圖3(b)顯示的是不同高度(20 m，18 m，14 m，12 m，8 m，6 m，1.5 m)對應(yīng)的水平截面上的煤氣分布.從圖中可以較為清晰地觀察出鼓風(fēng)從進(jìn)入到離開高爐的整個行程中所經(jīng)過不同空間位置時的速度分布：煤氣在爐內(nèi)的低速區(qū)域集中在高爐中心部位死料柱和軟熔帶的熔融層(可參考圖4(b))，而煤氣速度較高的區(qū)域則存在于回旋區(qū)內(nèi)部和爐喉中心部位.這種現(xiàn)象是高爐內(nèi)部爐料分布對氣體流動造成的綜合影響的結(jié)果.從圖3(b)可以看出同一水平面上的煤氣速度分布并非一致，而是與爐料粒度、空隙度分布存在較為嚴(yán)格的對應(yīng)關(guān)系：透氣性差的區(qū)域，煤氣速度相對低；透氣性較好的區(qū)域，煤氣速度相對也較高.

圖4(a)是煤氣速度矢量圖，可以從圖中看出高爐內(nèi)部煤氣的三次分布，即：回旋區(qū)作為煤氣的發(fā)源地，是煤氣的初始分布地帶；軟熔帶焦炭層對煤氣二次分布的水平導(dǎo)向作用；以及爐身處料層對煤氣流分布的再整流作用.圖4(b)顯示的是模型計(jì)算所得到的煤氣速度在0～0.5 m/s 之間的區(qū)域，可以看出這些區(qū)域主要集中在高爐中心死料柱和軟熔帶熔融層，并且從計(jì)算結(jié)果看，高爐中心死料柱的煤氣流速度分布并非一致.

圖2 風(fēng)口橫截面速度分布云圖Fig.2 Velocity distribution contour on horizonal slice at tuyeres height

圖3 高爐內(nèi)幾個典型截面速度分布云圖Fig.3 Velocity distribution contour on several typical slices in the blast furnace

圖4 速度分布矢量圖和低速區(qū)云圖Fig.4 Velocity vector and low-speed contour on vertical slice

2.2 三維壓強(qiáng)場分布

圖5是模型計(jì)算得到的壓強(qiáng)(靜壓)分布圖，從圖中可以看出壓強(qiáng)變化較大的區(qū)域是軟熔帶區(qū)域和回旋區(qū)內(nèi)部，在這兩個區(qū)域以外，高爐壓強(qiáng)變化比較平緩；從圖(b)可以看出同一水平截面上的壓強(qiáng)也并非完全一致，即壓強(qiáng)與爐料粒度，空隙度分布存在較為明顯的對應(yīng)關(guān)系.

2.3 煤氣平均停留時間的計(jì)算及討論

通過在風(fēng)口處添加示蹤劑(持續(xù)時間0.001 s)并在出口處實(shí)時監(jiān)測示蹤劑的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，可以得出示蹤劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時間的變化關(guān)系，通過無因次化處理，即可得到不同鼓風(fēng)速度所對應(yīng)的停留時間分布曲線(RTD)，考慮到本文重點(diǎn)是對煤氣平均停留時間規(guī)律的探究而非高爐RTD曲線本身特性的分析，故不再給出高爐煤氣的RTD曲線.

(5)

從圖6可以看出模型計(jì)算得到的高爐內(nèi)煤氣的平均停留時間與鼓風(fēng)速度近似呈線性關(guān)系，其中在鼓風(fēng)速度為150m/s時，停留時間約為8s，在鼓風(fēng)速度為200m/s時，氣體平均停留時間約為 6s，這與文獻(xiàn)[10]中提供的測量數(shù)據(jù)具有一定的一致性.當(dāng)鼓風(fēng)速度繼續(xù)增大，煤氣的平均停留時間繼續(xù)減小，但減小的幅度略微縮小.

圖6 煤氣平均停留時間與鼓風(fēng)速度關(guān)系曲線Fig.6 Relation between average gas residence time and blast velocity

圖6中A點(diǎn)為相同模擬條件下，使用二維幾何模型求得的煤氣平均停留時間，可以看出其數(shù)值與三維模型計(jì)算結(jié)果差別很大.這主要是由于計(jì)算域體積的差別使得二維模型不能完全替代三維模型；其次，二維模型的風(fēng)口面積與實(shí)際不符，這會影響鼓風(fēng)速度和鼓風(fēng)量的確定.另外，從模型計(jì)算結(jié)果可以看出流場關(guān)于高爐中心近似呈軸對稱分布，這說明可以使用軸對稱模型模擬高爐現(xiàn)象.但軸對稱模型得到的風(fēng)口面積(4.32m2)約為實(shí)際風(fēng)口總面積(0.32m2)的13.5倍(假設(shè)風(fēng)口直徑為130mm，爐缸直徑為10.6m，風(fēng)口數(shù)目為24).在保證鼓風(fēng)總量不變的前提下，其鼓風(fēng)速度或風(fēng)口直徑大約要降為原來的1/13.由計(jì)算可知煤氣平均停留時間與煤氣速度有很強(qiáng)的線性關(guān)系，降低煤氣流速會使平均停留時間的求解不準(zhǔn)確.另外，過窄的風(fēng)口邊界會對數(shù)值計(jì)算帶來一定的影響.綜上所述，全三維幾何是模擬高爐煤氣平均停留時間的最優(yōu)幾何.

高爐內(nèi)煤氣低速區(qū)的存在對冶煉是不利的，一方面它不能有效地傳遞還原所需的熱量和還原劑，另一方面，會引起高爐單位生產(chǎn)成本的增加和內(nèi)部空間利用效率的下降.為了進(jìn)一步探究煤氣低速區(qū)分布規(guī)律，通過數(shù)學(xué)方法統(tǒng)計(jì)出死料柱內(nèi)低于煤氣速度參考值(本文取0.1m/s)的區(qū)域體積，且認(rèn)為煤氣呆滯區(qū)或死區(qū)主要由該部分區(qū)域組成.模型求得死料柱內(nèi)煤氣低速區(qū)體積分?jǐn)?shù)隨鼓風(fēng)速度的變化關(guān)系如圖7所示.從圖7可以看出，隨著鼓風(fēng)速度的增加，高爐中心死料柱內(nèi)低速區(qū)的體積分?jǐn)?shù)逐漸變?。簩τ诠娘L(fēng)速度為200m/s的操作條件，模型計(jì)算得出其中心死料柱內(nèi)低速區(qū)的體積分?jǐn)?shù)約為22%，對于300m/s的鼓風(fēng)條件，其相應(yīng)的煤氣低速區(qū)比例變?yōu)?5%.由厄根方程可知，大的鼓風(fēng)動能必然伴隨較大的沿程阻損，料柱中心煤氣具有的動能是能量重新分配的結(jié)果.對于鼓風(fēng)壓強(qiáng)相對穩(wěn)定且透氣性較好的高爐(比如中心加焦操作)，熱風(fēng)受到阻力相對較小更容易吹透高爐中心，反之亦反.亦即鼓風(fēng)速度或低速區(qū)比例(即停留時間分布曲線的“尾巴”)和鼓風(fēng)壓強(qiáng)應(yīng)具有較強(qiáng)的對應(yīng)關(guān)系.

圖7 死料柱內(nèi)低速區(qū)比例與鼓風(fēng)速度關(guān)系曲線Fig.7 Relation between low-speed area percentage of deadman and blast velocity

高爐鼓風(fēng)速度可以根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程和工業(yè)生產(chǎn)數(shù)據(jù)(部分?jǐn)?shù)據(jù)來源于參考文獻(xiàn)[18])進(jìn)行簡化推導(dǎo).通過推導(dǎo)可以近似得到大型高爐正常冶煉情況下鼓風(fēng)速度的數(shù)值約為200m/s，在該入口條件下模型計(jì)算得到1850m3高爐的煤氣平均停留時間計(jì)算約為6s.由于鼓風(fēng)速度和煤氣平均停留時間有較為明顯的線性關(guān)系，當(dāng)爐況失常(如：懸料或管道)時風(fēng)口風(fēng)壓和鼓風(fēng)動能會發(fā)生變化，煤氣平均停留時間會相應(yīng)地延長或縮短.如果能實(shí)現(xiàn)停留時間的準(zhǔn)確測定并得到正常冶煉時可供參考的煤氣平均停留時間，可以通過該指標(biāo)的變化對爐況進(jìn)行綜合判斷進(jìn)而優(yōu)化高爐煉鐵操作.

本停留時間預(yù)測模型未考慮傳熱和化學(xué)反應(yīng)的影響，得到的只是停留時間和煤氣流速的半定量化關(guān)系.此外，爐缸煤氣的生成和還原反應(yīng)的發(fā)展均會對煤氣量造成一定的影響.這部分氣體在并入料層通道時會加快氣體流速，進(jìn)而會對煤氣平均停留時間的確定帶來影響，但這些影響因素的權(quán)重在文中并未予以考慮.

3 結(jié) 論

(1)構(gòu)建了高爐煤氣流分布模型，計(jì)算結(jié)果顯示：高爐料層分布對煤氣流場和壓力場的分布影響明顯，計(jì)算煤氣停留時間應(yīng)考慮料層分布的影響.

(2)半定量地確定了煤氣平均停留時間與鼓風(fēng)速度之間的關(guān)系，在鼓風(fēng)速度為200m/s時，得到1 850m3高爐煤氣平均停留時間約為6s.

(3)分析得出使用二維薄片幾何和軸對稱幾何進(jìn)行模擬的不足之處，指出三維幾何是模擬高爐煤氣平均停留時間的最優(yōu)幾何.

[1]Yagi J. Review: mathematical modeling of the flow of four fluids in a packed bed[J]. ISIJ International, 1993, 33(6): 619-639.

[2]Dong X F, Yu A B, Yagi J,etal. Modelling of multiphase flow in a blast furnace: recent developments and future work[J]. ISIJ International, 2007, 47(112): 1553-1570.

[3]Shen Y S, Guo B Y, Chew S,etal. Three-dimensional modeling of flow and thermochemical behavior in a blast furnace[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2015, 46(1): 432-448.

[4]Shen Y S, Guo B Y, Chew S,etal. Modeling of internal state and performance of an ironmaking blast furnace: slot vs sector geometries[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2016, 47(2): 1052-1062.

[5]Austin P R, Nogami H, Yagi J. A mathematical model for blast furnace reaction analysis based on the four fluid model[J]. ISIJ international, 1997, 37(8): 748-755.

[6]Ueda S, Natsui S, Nogami H,etal. Recent progress and future perspective on mathematical modeling of blast furnace[J]. ISIJ international, 2010, 50(7): 914-923.

[7]Dong X F, Yu A B, Burgess J M,etal. Modelling of multiphase flow in ironmaking blast furnace[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2008, 48(1): 214-226.

[8]Austin P R, Nogami H, Yagi J. A Mathematical model of four phase motion and heat transfer in the blast furnace[J]. ISIJ International, 1997, 37(5): 458-467.

[9]Dong X F, Yu A B, Chew S J,etal. Modeling of blast furnace with layered cohesive zone[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2010, 41(2): 330-349.

[10]孫紹杰, 王喜來. 利用85Kr示蹤劑對高爐內(nèi)煤氣運(yùn)動的初步研究[J], 煉鐵, 1984(1): 53-58. (Sun Shaojie, Wang Xilai. Preliminary study on coal gas movement in blast furnace with tracer 85Kr[J], Ironmaking, 1984(1): 53-58.)

[11]Chu M S, Yagi J, Shen F M. Modelling on blast furnace process and innovative ironmaking technologies [M]. Shenyang: Northeastern University Press, 2006: 13.

[12]袁冬冬. 氧氣高爐工藝模型及煤氣停留時間分布的研究[D]. 沈陽: 東北大學(xué), 2012. (Yuan Dongdong. Study on process model of oxygen blast furnace and gas residence time distribution[D]. Shenyang: Northeastern University, 2012.)

[13]高攀. 氧氣高爐工藝的數(shù)學(xué)物理模擬[D]. 沈陽: 東北大學(xué), 2013. (Gao Pan. Mathematical and physical simulation on oxygen blast furnace process[D]. Shenyang: Northeastern University, 2013.)

[14]肖興國, 謝蘊(yùn)國. 冶金反應(yīng)工程學(xué)[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2008: 76. (Xiao Xingguo, Xie Yunguo. Metallurgical reaction engineering[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2008: 76.)

[15]楊天均, 徐金梧. 高爐冶煉過程控制模型[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 1995: 10-24. (Yang Tianjun, Xu Jinwu. Control model of blast furnace smelting process[M]. Beijing: Science Press, 1995: 10-24.)

[16]曾華鋒. 攀鋼2000 m3高爐風(fēng)口回旋區(qū)的研究[D]. 重慶: 重慶大學(xué), 2007. (Zeng Huafeng. Investigation of tuyere raceway of BF 2000 m3for PISC [D]. Chongqing: Chongqing University, 2007.)

[17]鞍山鋼鐵公司鋼鐵研究所. 高爐內(nèi)現(xiàn)象及其解析[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 1985: 15. (Ansteel Iron and Steel Research Institute. Phenomenon and analysis of blast furnace[M], Beijing: Metallurgical Industry Press, 1985: 15.)

[18]林成城, 項(xiàng)鐘庸. 高爐爐型結(jié)構(gòu)對煤氣流分布影響[C]. 第七屆中國鋼鐵年會論文集(上). 北京: 中國金屬學(xué)會, 2009: 443-450. (Lin Chengcheng, Xiang Zhongyong. The influence of blast furnace type on gas distribution[C].Proceedings of the 7th China Iron and Steel Conference (1). Beijing: The Chinese Society for Metals, 2009: 443-450.)

Simulation and discussion on the average gas residence time in blast furnace

Yu Xiaobing1, Zhang Wei1,2, Li Qiang1, Zou Zongshu1

(1. Metallurgical Multiphase Transmission & Reaction Engineering Research Institute, Northeastern University, Shenyang 110819, China;2. Key Laboratory for Ferrous Metallurgy and Resource Utilization of Ministry of Education, Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

In order to get a regularity of the gas distribution, the average gas residence time was calculated through a three-dimensional mathematical model of blast furnace (BF), taken into account of the previous calculation of the burden distribution. The results show that, the burden distribution pattern has an obvious impact on the gas flow field. There is an evident linear relationship between the average gas residence time and the blast velocity. Particularly, for the blast furnace of 1 850 m3, the average gas residence time is about 6 seconds at a blast velocity of 200 m/s. According to the similarity theory, effect of the model on the average gas residence time was analyzed. It was found that the three-dimensional model is an optimum one.

blast furnace; gas residual time; gas distribution; numerical simulation; three-dimensional

10.14186/j.cnki.1671-6620.2017.02.002

TF 537

A

1671-6620(2017)02-0083-07