董擇上， 薛慶國， 左海濱， 佘雪峰， 王廣， 王靜松

（北京科技大學鋼鐵冶金新技術國家重點實驗室，北京  100083）

摘 要：為降低氧氣高爐煉鐵流程中循環煤氣脫除CO₂及煤氣預熱成本，提出了氧氣高爐噴吹焦爐煤氣煉鐵流程，并建立了新流程能質平衡數學模型，應用該模型分別對傳統高爐、傳統高爐噴吹焦爐煤氣、氧氣高爐（鼓風氧體積分數為30%、40%、50%、100%）噴吹焦爐煤氣煉鐵流程主要技術參數進行計算并對比。結果表明，傳統高爐噴吹少量焦爐煤氣（30 m³/t）可降低燃料比13 kg/t，焦爐煤氣置換焦炭的置換比為0.433 kg/m³，但是對其他參數影響不大。氧氣高爐噴吹焦爐煤氣流程隨著富氧率提高，爐內還原勢提高，CO和氫利用率下降，爐內存在還原劑表觀過剩，非全氧鼓風條件下爐內沒有發生氮氣富集。新流程外供煤氣總熱值為3 000 MJ/t 左右，與傳統高爐相比變化不大，對現有鋼鐵聯合企業煤氣供需平衡影響較小。全氧高爐噴吹焦爐煤氣煉鐵流程相較于目前的高爐煉鐵流程可節焦43%，增煤33%，總燃料比降低20%。

關 鍵 詞：氧氣高爐煉鐵；噴吹焦爐煤氣；數學模型；工藝參數；節能減排

近年來，隨著全球氣候變暖及能源資源日益短缺，鋼鐵行業的高能耗和高污染引起了社會的極大關注。中國鋼鐵工業總能耗占全國總能耗的16.3%^[1]，尤其高爐煉鐵工序能耗占到整個鋼鐵生產流程的近70%^[2]，鋼鐵工業節能減排重點應放在高爐煉鐵工序，鋼鐵業尤其是煉鐵工序智能制造^[3]亟待開展。提高高爐能量利用效率的主流思路主要有^[4]：在鐵礦石還原速率保持不變或略有提高的條件下低溫操作，用氫代替當前碳還原劑，挖掘碳還原潛力，發展煉鐵新工藝等。其中，氧氣高爐煉鐵流程^[5-6]是最有可能實現大規模應用的煉鐵新工藝之一，另外，富氧鼓風結合富氫燃料噴吹工藝^[7-10]也具有較廣闊的應用前景。2013 年日本COURSE50 項目在瑞典LKAB的9 m³試驗高爐上進行了富氧噴吹焦爐煤氣的工業試驗^[11]；中國也于2009 年在8 m³氧氣高爐上進行焦爐煤氣噴吹試驗^[12]，均取得了很好的效果。這些國內外的研究或工業試驗均證明了氧氣高爐噴吹富氫燃料的可行性和先進性。

目前，關于高爐噴吹固體、液體或氣體燃料的數學模型研究較多，主流的數學模型有多相流模型^[8，13]和能質平衡模型^[4，14-15]。其中能質平衡模型為研究新工藝的基礎數據和可行性提供了一種簡單準確的方法，但是目前的能質平衡模型主要集中在傳統高爐節能減排研究^[4，7，10]和典型氧氣高爐流程研究^[14-15]領域，對于最近提出的新工藝研究較少。本文綜合考慮提高氫還原比例和還原劑利用率兩種高爐節能減排思路，提出一種氧氣高爐噴吹焦爐煤氣的全新煉鐵流程，此流程在氧氣高爐^[15]爐缸風口處噴吹焦爐煤氣代替原有爐頂循環煤氣，因此可大幅度降低爐頂煤氣脫除CO₂及加熱煤氣裝置成本。目前針對此流程的多相流模型，甚至最基礎的能質平衡模型都還沒有形成一個系統的研究，因此在新的節能煉鐵流程提出后，有必要對其進行基礎的能質平衡分析和流程評價，本研究在已有的氧氣高爐數學模型^[15]基礎上進行改進，建立了新流程的能質平衡模型，應用該模型對新流程不同富氧條件下的工藝參數進行計算分析，為后續進一步研究提供基礎數據，并且為全氧高爐關鍵設備開發及工業試驗的順利開展提供理論基礎。

1   氧氣高爐噴吹焦爐煤氣數學模型

1. 1 工藝流程設計

圖1 所示為氧氣高爐噴吹焦爐煤氣工藝流程。其特點是：（1）常溫純氧與1 200 ℃熱風混合由爐缸風口噴入高爐；（2）爐缸風口同時噴入大量煤粉和常溫焦爐煤氣代替焦炭；（3）爐頂煤氣脫除H₂O和CO₂并預熱到900 ℃后由爐身下部輔助風口噴入高爐，實現還原劑循環利用；（4）外供一部分煤氣。

1. 2 原始條件

氧氣高爐噴吹焦爐煤氣煉鐵流程能質平衡數學模型計算以高爐系統為研究對象，以生產1 t 鐵水消耗的原燃料為單位，原燃料成分與參考文獻^[15]中的一致。新流程需要向爐缸噴入焦爐煤氣，其成分見表1，焦爐煤氣中還含有少量C_nH_m、苯、焦油、萘等雜質，因其體積分數較少，且噴入高爐后會分解為CO和H₂，計算中均忽略不計。

1. 3 煤氣量及成分計算

1. 3. 1 各區域煤氣量及成分計算

由于在原有模型^[15]基礎上用焦爐煤氣代替爐缸風口噴吹的循環煤氣，爐身下部繼續噴吹原有循環煤氣，所以爐身噴吹煤氣成分與爐缸噴吹煤氣成分不再相同，且成分相互獨立，原有求解方法已不再適用。初始煤氣成分（爐缸區域）發生較大變化，其他區域受其影響也發生相應變化。

焦爐煤氣中的CH₄在爐缸中與鼓入的氧氣發生反應見式（1）。

爐缸區域煤氣成分計算見式（2）～式（4）。

式中：V ^H_CO、V ^H_H2和V ^H_N2分別為生產1 t 鐵水爐缸區域產生的CO、H₂和N₂氣體體積，m³；V_COG 為風口噴入的焦爐煤氣體積，m³；V ^L_H2、V ^L_N2分別為煤粉揮發分中H₂、N₂ 氣體體積，m³；φ^COG_CO 、φ^COG_CH4、φ^COG_CO2、φ^COG_H2O、φ^COG_N2和φ^COG_H2分別為焦爐煤氣中CO、CH₄、CO₂、H₂O、N₂和H₂的體積分數，%；V ^C_CO 為風口前燃燒的碳生成的CO體積，m³；V ^B_N2、V ^B_H2O 分別為鼓風中N₂、H₂O的體積，m³。

爐腹區域、剛進入爐身區域、爐頂煤氣成分依據上述爐缸區域煤氣成分，在原有計算^[15]基礎上進行修改。

1. 3. 2 循環煤氣量及成分計算

計算高爐各區域煤氣成分的關鍵未知數是爐身噴入的循環煤氣量V_TGR 和循環煤氣中各成分的體積分數φ^TGR。爐頂煤氣中CO₂脫除采用變壓吸附（VPSA）法，該方法脫除CO₂ 需先把煤氣中H₂O 脫除。變壓吸附法對于H₂、N₂、CO也有一定的吸附作用，但是作用較小，求解過程中認為該方法對其他氣體H₂、N₂和CO的脫除率為0，并設定處理后循環煤氣成分（體積分數）φ^TGR_H2O＝0.62%、φ^TGR_CO2＝4.5%，后續求解均視為已知量。

處理前循環煤氣量的計算，根據循環煤氣脫除H₂O和CO₂前后H₂、N₂和CO守恒，可得式（5）。

由式（5）可以得到式（6）。

式中：V_{B - TGR} 為變壓吸附處理前的循環煤氣的體積，m³；φ^TG_H2O、φ^TG_CO2分別為爐頂煤氣中H₂O和CO₂的體積分數，%；φ^TGR_H2O、φT ^TGR_CO2分別為爐頂煤氣中H₂O和CO₂氣體體積分數，%。

處理后循環煤氣成分的計算，根據爐頂煤氣、脫除H₂O和CO₂前后H₂、N₂、CO守恒，每個成分可以分別列出兩個獨立方程，據此可以解得循環煤氣中H₂、N₂、CO氣體的體積分數，所列方程組見式（7）～式（12）。

式中：V_TG 為爐頂煤氣總量，m³；β 為H₂在高爐下部的利用率，取0.4；α 為H₂在高爐上部的利用率，取0.25；φ^TG_H2、φ^TG_N2和φ^TG_CO 分別為爐頂煤氣中H₂、N₂和CO的體積分數；V ^K_CO、V ^K_H2和V ^K_N2分別為焦炭揮發分中CO、H₂和N₂的體積，m³；V ^DR_CO 為直接還原生成的CO體積，m³；V ^IR_CO 為間接還原消耗的CO體積，m³。

1. 3. 3 求解過程

求解過程需預先設定焦比、煤比、直接還原度、焦爐煤氣噴吹量V_COG 和爐身總煤氣量V_S。爐身煤氣在上升過程中只發生間接還原，并伴隨有焦炭揮發分揮發、爐料水分的蒸發和熔劑分解，使得氣體在達到爐頂時煤氣量略有增加，據此可以得到高爐各區域的煤氣量見式（13）～式（16）。

式中：V_B、V_S、V ^K_V 、V ^D_H2O 和V ^F_CO2分別為爐腹煤氣量、爐身煤氣量、焦炭中的揮發分、爐料中的H₂O和溶劑中CO₂的體積，m³。

高爐冶煉條件為熱風溫度1 200 ℃，純氧溫度為25 ℃，焦爐煤氣溫度為25 ℃，初定焦比、煤比、直接還原度、鐵水成分、爐塵成分和質量及爐渣堿度等冶煉參數。通過計算^[16]得出氧耗、鐵礦石用量和熔劑用量等數據。各區域煤氣和循環煤氣量及成分依據以上各式求得，編制物料平衡表，并進行熱平衡計算。

1. 4 高爐熱狀態計算

1. 4. 1 全爐熱平衡計算

物料平衡方程求解完成后，采用第一種全爐熱平衡^[17-18]進行計算，熱收入和支出項見式（17）。

式中：Q_C 為碳素氧化放熱，kJ；Q_BLAST 為熱空氣帶入的熱量，kJ；Q_H2為H₂氧化放熱，kJ；Q_TGR 為爐身循環煤氣帶入的物理熱，kJ；Q_COG 為焦爐煤氣氧化放熱，kJ；Q_SLAG 為成渣熱，kJ；Q_XO 為氧化物分解耗熱，kJ；Q_DS 為脫硫吸熱，kJ；Q_COAL 為煤粉分解耗熱，kJ；Q_G為爐渣帶走熱量，kJ；Q_HM 為鐵水帶走熱量，kJ；Q_TG為爐頂煤氣帶走熱量，kJ；Q_W 水分分解耗熱，kJ；Q_FW 為游離水蒸發耗熱，kJ；Q_LOSS 為熱損失，kJ。

1. 4. 2 理論燃燒溫度的計算

風口理論燃燒溫度T_f 的計算式如式（18）所示。

式中：Q_HC 為風口前碳燃燒生成CO放出的熱量，kJ；Q_COKE 為高溫區焦炭帶入的物理熱，kJ；Q_BC 為碳的氣化反應耗熱，kJ；c_CO、c_H2和c_N2分別為理論燃燒溫度下CO、H₂和N₂的比熱容，kJ/ （K·m³）。

2   模型的計算條件和原則

在給定的原燃料成分下，以能質平衡為基礎，建立高爐數學模型，分別計算了傳統高爐（簡化為TBF）、傳統高爐噴吹焦爐煤氣（TBF-COGI）、超高富氧噴吹焦爐煤氣（30%OBF-COGI、40%OBF-COGI、50%OBF-COGI）、全氧高爐噴吹焦爐煤氣（100%OBF-COGI）煉鐵流程，為了更準確地表示出富氧噴吹焦爐煤氣后節能減排效果，提出一種燃耗折標的計算方法，即把高爐收入的所有燃料（焦炭、煤粉、焦爐煤氣）折合成標準煤，高爐輸出的含有熱值的煤氣（除去加熱熱風和循環煤氣所用）折合成標準煤，兩者之差就是高爐實際燃耗。

為了保證模型的可靠性，本模型計算基于以下幾個原則^[17-18]：（1）物料平衡相對誤差小于0.3%，這就保證了各區域煤氣成分方程求解的精度；（2）全爐熱損失為5%～8%，通過調節冶煉參數保證；（3）風口理論燃燒溫度為2 000～2 300 ℃，由于超高富氧鼓風后，爐缸煤氣量減小，理論燃燒溫度會大幅度升高，故其理論燃燒溫度上限與傳統高爐相比提高了100 ℃；（4）高爐爐身效率為95%，目前沒有很好的方法確定高爐內部直接還原度，本模型計算采用先初始設定直接還原度，然后，計算終點采用爐身效率95%結合Rist 操作線^[11]驗證初始設定的直接還原度，迭代計算，提高直接還原度的準確性和合理性。

3   模型計算結果與分析

3. 1 傳統高爐噴吹焦爐煤氣流程計算結果

數學模型計算得出的TBF 和TBF- COGI（V_COG＝30 m³/t）流程的一些主要技術指標和爐頂煤氣指標對比見表2和表3。

噴吹前后傳統高爐整體指標變化不大。由表2可以看出，TBF噴吹少量焦爐煤氣（30 m³/t）后，煤比150 kg/t 保持不變的情況下，直接還原度略有下降，與試驗結果^[9]一致；焦比由353 降到340 kg/t，燃耗折標下降3 kg/t，焦爐煤氣置換比為0.433 kg/m³，結合原燃料條件，本例計算結果與文獻^[19]理論計算值相比略有降低，這說明普通高爐噴吹焦爐煤氣還有較大發展潛力；爐缸理論燃燒溫度由2 153降到2 122 ℃，符合計算原則。表3 中噴吹焦爐煤氣后爐頂煤氣CO、N₂、CO₂體積分數略有降低，H₂、H₂O 體積分數略有升高；單位體積爐頂煤氣熱值提高103 kJ/m³。究其原因，主要是由于焦爐煤氣是富氫燃料，使得高爐內部尤其是爐缸區域氫氣體積分數增加，代替了直接還原的碳消耗，同時，焦爐煤氣中CH₄分解后產生的CO進入爐身，促進了鐵氧化物的間接還原，降低了直接還原度,使燃料比有所降低，爐頂煤氣熱值提高。

3. 2 不同OBF-COGI流程下高爐各區域煤氣特征分析

圖2（a）～（d）所示分別為不同OBF-COGI 流程下高爐各區域的煤氣量及成分對比；圖2（e）所示為爐頂區域CO₂和H₂O體積分數對比，并計算了CO和H₂利用率；考慮到鋼鐵聯合企業對于高爐煤氣的需求，計算了外供煤氣相關參數，如圖2（f）所示。

由圖2（a）可以看到，隨著富氧率的提高，噴入爐缸的焦爐煤氣量逐漸增多，富氧率每提高10%，焦爐煤氣量平均提高18 m³/t；噴入爐身的循環煤氣量有所提高；爐缸煤氣量逐漸減少；爐頂煤氣量略有下降。其原因為，在富氧率提高、燃料比降低的情況下，爐缸煤氣量銳減，造成氧氣高爐“上冷下熱”，為解決此問題，需要逐步提高常溫焦爐煤氣噴吹量來補充爐缸煤氣和降低風口理論燃燒溫度，逐步提高爐身預熱循環煤氣噴吹量來保證爐身鐵礦石間接還原所需熱量和還原勢，這兩項煤氣的收入使得爐頂和爐身下部煤氣量減少速率明顯慢于爐缸和爐腹區域。爐腹與爐缸區域煤氣量之差逐漸變小，主要是因為爐缸與爐腹煤氣量的差別主要在于鐵直接還原產生CO使爐腹煤氣增多，富氧率提高后，直接還原度變小，兩者之差變小，全氧鼓風時僅相差21 m³/t。

圖2（b）～（d）中隨著鼓風氧體積分數提高，高爐各區域CO、H₂體積分數逐漸增大，N₂體積分數則逐漸降低，爐內還原勢提高，且爐身下部和爐頂區域CO體積分數差距越來越大；同一富氧率下，CO體積分數在爐腹區域最高；非全氧條件下新流程高爐各區域N₂不會富集。主要是因為，富氧鼓風必然造成爐內N₂的減少和CO、H₂體積分數的增加，同時焦爐煤氣的噴吹也增加了CO、H₂體積分數；還原勢的逐漸提高使爐身間接還原越來越充分，使煤氣由爐身下部上升到爐頂過程中CO體積分數下降趨勢越來越明顯；產生于爐缸的初始煤氣在經歷了爐缸和爐腹的直接還原后CO體積分數達到最高值，之后煤氣與爐身風口噴入的循環煤氣混合，使CO體積分數在爐身下部略有減少；高爐能質平衡模型計算得到的是高爐穩定操作時的參數^[4]，也就是說，進入高爐的N₂一部分參與循環，另一部分則不參與，參與循環的N₂量等于爐身循環煤氣中的N₂量，由鼓風帶入的N₂隨著預熱熱風、預熱循環煤氣和外供其他系統排出，所以不會造成N₂富集。

富氧率提高后，爐頂煤氣中CO₂和H₂O體積分數升高，但是爐頂煤氣中CO和氫利用率都有所下降，如圖2（e）所示，這與Chu M^[8]多相流模型模擬結果和工業試驗^[11]結果一致。這種現象在超高富氧高爐中較為常見，富氧后爐內CO和H₂體積分數升高使煤氣具有較高還原勢，而鐵礦石還原所需的還原劑可能不需要這么多，這就造成了爐內還原劑的表觀過剩，這種表觀過剩優化了爐內鐵礦石還原進程^[9]，另外，由于加入了爐頂煤氣循環，并沒有造成過剩還原劑的浪費。

圖2（f）所示為采用TBF-COGI流程后爐頂煤氣一些參數的變化。富氧后高爐外供煤氣量減少，但是煤氣具有較高品質，全氧鼓風時單位體積爐頂煤氣熱值可達7 000 kJ/m³ 以上，外供煤氣總熱值為3 000 MJ/t 左右，與TBF流程相比變化不大，所以該流程對鋼鐵聯合企業煤氣供需平衡影響較小。

3. 3 不同OBF-COGI流程下碳耗對比

圖3 所示為不同OBF-COGI流程下直接還原度與碳耗變化趨勢。由圖3可以看到，隨著富氧率的提高，焦比、燃料比和燃耗折標都有所下降，直接還原度逐漸降低，全氧鼓風時直接還原度幾乎為0；100%OBF-COGI 流程焦比可低至200 kg/t，噴煤可達200kg/t，燃耗折標為306 kg /t，相較于TBF 的焦比350kg/t，煤比為150 kg/t，燃耗折標為338 kg/t，100%OBF-COGI流程可節焦43%，增煤33%，燃料比降低20%，燃耗折標降低9.5%。這主要是因為提高富氧率后，高爐噴吹的焦爐煤氣量增加，其置換燃料比的作用逐漸明顯，高爐各區域CO和H₂濃度升高，爐身鐵礦石間接還原發展較為充分，降低了鐵礦石的直接還原度，爐身循環煤氣的噴入，實現了還原劑的循環利用，使高爐碳耗降低。

4   結論

（1）建立了氧氣高爐噴吹焦爐煤氣數學模型，該模型可以計算給定的原燃料條件下不同鼓風氧含量條件下噴吹焦爐煤氣的工藝參數。計算遵循一定原則，保證結果有一定可靠性。

（2）TBF 流程噴吹少量焦爐煤氣后，直接還原度下降，外供煤氣熱值略有提高，燃料比由503 降到490 kg/t，焦爐煤氣置換比為0.433 kg/m³，有一定節能效果。

（3）OBF-COGI 流程隨富氧率的提高，爐缸噴吹焦爐煤氣量逐漸升高，爐缸煤氣量與爐腹煤氣量相差逐漸變小，高爐各區域CO、H₂體積分數逐漸增大，N₂的體積分數則逐漸降低，非全氧條件下新流程高爐內不會發生N₂富集；爐頂煤氣中CO和氫利用率較TBF 有所降低，并隨著富氧率提高，有降低趨勢，爐內存在的還原劑表觀過剩優化了鐵礦石還原進程；外供總煤氣量下降，但是品質得到提高，外供煤氣總熱值為3 000 MJ/t 左右，與TBF 流程相比變化不大，因此，新流程對現有鋼鐵聯合企業煤氣供需平衡影響較小。

（4）OBF-COGI 流程下，隨著富氧率的提高，100%OBF-COGI流程相較于TBF流程可節焦43%，增煤33%，燃料比降低20%，燃耗折標降低9.5%，降低燃耗同時增加了爐頂煤氣循環。氧氣高爐噴吹焦爐煤氣煉鐵流程節能減排效果明顯。

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