張超，張建良，孫輝，劉征建

（北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京，100083）

氧氣高爐新型氧煤燃燒器設(shè)計參數(shù)對風(fēng)口區(qū)流場影響數(shù)值模擬

張超，張建良，孫輝，劉征建

（北京科技大學(xué) 冶金與生態(tài)工程學(xué)院，北京，100083）

氧氣高爐通過向風(fēng)口回旋區(qū)噴吹煤粉以及脫除CO2的循環(huán)高爐煤氣，可有效降低CO2排放。運用CFD商業(yè)軟件，建立風(fēng)口回旋區(qū)三維模型，針對氧氣高爐所設(shè)計的新型燃燒器中氧煤槍數(shù)量及其與直吹管所呈角度和空間物理位置對風(fēng)口回旋區(qū)流場的影響進(jìn)行數(shù)值模擬。研究結(jié)果表明：采用單支氧煤槍操作，當(dāng)其位于直吹管上部時，煤氣流速度隨噴吹角度由7°～15°變化時逐漸減小，且夾角為9°較為適宜，當(dāng)其位于下部時，隨著夾角越大，對風(fēng)口回旋區(qū)深度增加越有利；采用雙氧煤槍操作，當(dāng)其在直吹管上下、左右分布時，夾角分別為11°和13°較合理；當(dāng)單支氧煤槍位于直吹管上方且夾角為9°、距離d為75 mm時能較好地促進(jìn)風(fēng)口回旋區(qū)深度增加并保持足夠的鼓風(fēng)動能。

氧氣高爐；氧煤燃燒器；設(shè)計參數(shù)；風(fēng)口回旋區(qū)；數(shù)值模擬

氧氣高爐煉鐵技術(shù)是可實現(xiàn)規(guī)?；瘧?yīng)用的煉鐵新工藝之一［1］。該工藝采用氧氣鼓風(fēng)，大量噴吹煤粉，并將爐頂煤氣經(jīng)脫除CO2處理后噴入高爐以達(dá)到循環(huán)利用的目的。在高爐煉鐵過程中，風(fēng)口回旋區(qū)對高爐能否保持平穩(wěn)操作和順行具有重要意義，然而，回旋區(qū)在高爐中的形狀和尺寸很難通過實驗直接獲得［2］，因此，數(shù)值模擬成為一種獲取風(fēng)口回旋區(qū)信息的重要手段。利用CFD商業(yè)軟件對高爐風(fēng)口回旋區(qū)的流場進(jìn)行數(shù)值模擬研究，具有成本低、速度快且可以模擬真實條件及理想條件等優(yōu)點，目前已在風(fēng)口回旋區(qū)的研究中得到廣泛應(yīng)用［3-5］。郭同來等［6］建立了高爐噴吹焦?fàn)t煤氣風(fēng)口回旋區(qū)數(shù)學(xué)模型，系統(tǒng)研究了焦?fàn)t煤氣噴吹量對風(fēng)口理論燃燒溫度、爐腹煤氣量和回旋區(qū)形狀的影響。SHEN等［7-9］通過一系列數(shù)值模擬，探究了噴吹煤粉顆粒在風(fēng)口區(qū)域的脫揮發(fā)分和燃燒行為。WIJAYANTA等［10］研究了噴吹生物質(zhì)焦對回旋區(qū)的影響。儲滿生等［11］運用數(shù)值模擬的方法研究了噴吹含氫物質(zhì)對高爐風(fēng)口的影響。SHEN等［12-13］建立了回旋區(qū)形狀的3-D模型，討論了煤粉成分、焦炭孔隙度等因素對煤粉和焦炭在風(fēng)口回旋區(qū)的燃燒行為。RAJNEESH等［14-15］也建立了預(yù)測風(fēng)口回旋區(qū)尺寸的二維數(shù)學(xué)模型。上述風(fēng)口回旋區(qū)數(shù)值模擬研究大都是基于傳統(tǒng)氧煤槍插入方式進(jìn)行的。在此方式下，氧煤槍斜插入直吹管內(nèi)，噴入煤粉并由熱風(fēng)帶入回旋區(qū)［16］。對于氧氣高爐，直吹管內(nèi)噴吹的氣體是脫除CO2后的爐頂循環(huán)煤氣，含有較高的 CO，而傳統(tǒng)方式往往導(dǎo)致燃燒前沿向風(fēng)口方向移動，易發(fā)生爆炸，故采用新型方式。新型燃燒器設(shè)計下氧煤槍呈同軸套筒式結(jié)構(gòu)，外環(huán)通入氧氣，內(nèi)部運送煤粉，而且氧煤槍與直吹管并行插入風(fēng)口小套，依靠風(fēng)口小套內(nèi)循環(huán)水進(jìn)行冷卻。本文作者研究基于新型氧煤燃燒器設(shè)計，建立氧氣高爐風(fēng)口回旋區(qū)的3-D模型，對氧煤槍數(shù)量、與直吹管所呈角度及空間位置對風(fēng)口回旋區(qū)流場的影響進(jìn)行數(shù)值模擬，以探究合理的布置參數(shù)。

1 物理模型

圖1所示為傳統(tǒng)方式與新型方式下氧煤燃燒器布置方式示意圖。由圖1可知：較傳統(tǒng)方式而言，新型方式有利于氧煤槍槍頭冷卻，延長其使用壽命。且煤粉燃燒火焰焦點更趨于回旋區(qū)內(nèi)，降低了直吹管與風(fēng)口小套內(nèi)溫度。

圖2所示為風(fēng)口回旋區(qū)3-D模型示意圖。由圖2可見：該模型由直吹管、風(fēng)口、氧煤槍、高爐回旋區(qū)及其周圍的焦炭層組成。圖中：Dr和Hr分別為回旋區(qū)的深度和高度；α為焦炭層孔隙度；d為氧煤槍出口中點和直吹管中心線之間的距離；θ為氧煤槍和直吹管中心線所呈夾角。為根據(jù)高爐生產(chǎn)實際情況，定義回旋區(qū)為空腔，設(shè)定焦炭層為多孔介質(zhì)，孔隙度α=0.5［14］。

圖1 氧煤燃燒器示意圖Fig.1 Diagram of oxygen-coal burner configurations

圖2 物理模型尺寸參數(shù)示意圖Fig.2 Diagram of geometry and computational domain used in numerical simulation

目前，高爐研究者提出了很多預(yù)測風(fēng)口回旋區(qū)大小的模型，本文中，風(fēng)口回旋區(qū)的形狀尺寸計算則采用了修正后的Hatano模型（詳見附件）。該模型綜合考慮了鼓風(fēng)穿透力、焦炭自身重力以及壁面的反作用力等因素，得到了回旋區(qū)深度、寬度和高度的計算模型。不同的操作參數(shù)會導(dǎo)致不同的回旋區(qū)尺寸［17-18］，為研究氧煤燃燒器參數(shù)對回旋區(qū)的影響，必須保證其他參數(shù)不變，意味著模擬中回旋區(qū)的形狀是確定的。根據(jù)氧氣高爐設(shè)計要求及模型計算，確定風(fēng)口回旋區(qū)深度為512 mm，高度為437 mm及寬度為284 mm。

2 數(shù)學(xué)模型

采用Fluent 6.3對風(fēng)口回旋區(qū)流場進(jìn)行數(shù)值模擬，研究氧煤槍數(shù)量、空間位置以及直吹管-氧煤槍角度對回旋區(qū)流場的影響。流場特征用三維穩(wěn)態(tài)Navier-Stokes方程來計算表征。

2.1 湍流模型

考慮到湍流模型穩(wěn)定性以及模擬普適性精度問題，采用k-ε標(biāo)準(zhǔn)雙方程來封閉方程組。模型中對應(yīng)湍動能 k方程和對應(yīng)湍動能擴(kuò)散系數(shù)ε方程描述如下：

式中：ρ為氣體密度，kg/m3；k為湍流動能，m2/s2；Cμ，C1ε和C2ε為標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型經(jīng)驗常數(shù)；ε為湍動能耗散率，m2/s2；Gk為平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能；σk和σε為湍流動能普朗特數(shù)；μ為動力黏度，Pa/s；μt為湍流黏度，kg/（m·s）；U為主流速度，m/s； Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3，C1ε=1.44，C2ε=1.92［19］。

2.2 求解方案

為研究氧煤槍數(shù)量、空間位置以及直吹管-氧煤槍角度對回旋區(qū)流場的影響，制定2種數(shù)值計算方案，如表1和2所示。由于氧煤槍有一定長度，考慮到實際生產(chǎn)現(xiàn)場氧煤槍布置的空間因素，氧煤槍中心線與直吹管中心線夾角θ設(shè)計范圍為7°～15°。

2.3 邊界條件

模擬區(qū)域為包括整個風(fēng)口回旋區(qū)的焦炭層，長度、高度和寬度分別為600，500和350 mm。根據(jù)氧煤槍與直吹管的直徑比，直吹管直徑取45 mm，氧煤槍內(nèi)氧氣通道等效直徑取16 mm，直吹管和氧煤槍自由湍流強(qiáng)度均為 10%，直吹管內(nèi)噴吹循環(huán)煤氣，速度為197 m/s，氧煤槍噴吹氧氣流速為235 m/s。出口條件為壓力出口，水力直徑分別為0.412 m和0.442 m，另設(shè)墻體邊界條件為速度無滑移，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，總數(shù)量約為690 000個。壓力耦合算法采用缺省格式，為降低計算發(fā)散性，空間離散對流項各控制方程均采用二階迎風(fēng)格式。由于回旋區(qū)內(nèi)高度旋流作用，且有多孔焦炭層，存在壓力突變，故分離算法采用PRESTO！。

表1 數(shù)值計算方案1Table 1 Calculation program 1

表2 數(shù)值計算方案2Table 2 Calculation program 2

3 結(jié)果與討論

本研究中，因爐內(nèi)測量技術(shù)不足，模型無法通過工業(yè)實際測量進(jìn)行驗證。對普通高爐回旋區(qū)，國內(nèi)外一些學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究。本文將模擬結(jié)果和SHEN等［12，20-21］所建立的模型進(jìn)行對比，上述模型是通過離散化顆粒的方法對風(fēng)口回旋區(qū)進(jìn)行仿真計算。對比發(fā)現(xiàn)本文模擬結(jié)果與文獻(xiàn)所得流場，其趨勢無論在回旋區(qū)邊界還是內(nèi)部都相吻合，證明本文模型結(jié)果可靠。

本文探討了燃燒器設(shè)計參數(shù)對回旋區(qū)速度場的影響。速度越大，煤氣流對焦炭顆粒的裹挾能力就越大，對焦炭層的沖刷越為猛烈，從而使得實際形成的回旋區(qū)深度也會增大。圖3所示為風(fēng)口回旋區(qū)內(nèi)速度場云圖。從圖3可以看出：循環(huán)煤氣主要由風(fēng)口回旋區(qū)末端上部溢出，因此，回旋區(qū)深度越大，越有利于中心煤氣流的發(fā)展，故選取風(fēng)口中心線煤氣流速度作為回旋區(qū)流場表征因素。

圖3 風(fēng)口回旋區(qū)速度場云圖Fig.3 Contour of raceway velocity field

3.1 單槍布置方式對回旋區(qū)流場的影響

單支氧煤槍噴吹作用下，氧氣流對回旋區(qū)流場的影響較為一致，即距風(fēng)口距離的增加，速度首先在較短范圍內(nèi)呈緩慢衰減，然后加速衰減到達(dá)回旋區(qū)邊界。進(jìn)入風(fēng)口初始階段，氣體速度衰減緩慢，這是煤氣湍流尚未充分發(fā)展造成的。當(dāng)其到達(dá)回旋區(qū)邊緣后，接觸焦炭層，前進(jìn)阻力陡然增加，從而導(dǎo)致速度加速衰減。

圖4所示為單支氧煤槍在直吹管上部、不同角度θ下沿風(fēng)口中心線流場速度分布。由圖4可知：隨著噴吹角度增大，中心線同一位置處速度逐漸減小。這是因為隨角度增大，氧煤槍所噴吹氧氣流對回旋區(qū)氣流的回旋作用產(chǎn)生阻隔，且產(chǎn)生阻力逐漸變大。由于煤粉燃燒主要發(fā)生在風(fēng)口附近［16］，此時，煤粉與氣體混合狀況對燃燒促進(jìn)作用較顯著。由圖4可看出：氣體進(jìn)入風(fēng)口初始階段，特別是氧煤槍與直吹管夾角為9°的情況下，氣流速度較快，有利于煤粉與氣體充分混合，可以促進(jìn)煤粉燃燒；當(dāng)進(jìn)入回旋區(qū)后，煤氣流速衰減較慢，因此，在此角度下，較有利于煤粉燃燒和風(fēng)口回旋區(qū)深度增加。

圖4 單槍在上時不同θ下風(fēng)口區(qū)流場Fig.4 Velocity distribution at different angles with lance above blowpipe

圖5所示為單支氧煤槍在直吹管下部不同角度θ下流場速度沿著風(fēng)口中心線的分布。由圖5可知：隨著到風(fēng)口距離的增加，速度變化與單支氧煤槍在直吹管上部時規(guī)律相同。不同之處在于：隨噴吹角度增大，風(fēng)口中心線上同一點速度逐漸增大，且增大幅度較氧煤槍位于直吹管上部時小。由此說明由氧煤槍中噴出的氣流對直吹管的氣流具有支撐作用。這是因為回旋區(qū)內(nèi)氣流逆時針旋轉(zhuǎn)，當(dāng)槍體位于下部時，氧氣流向上傾斜角度越大，其對煤氣回旋的促進(jìn)作用越明顯。因此，當(dāng)氧煤槍位于直吹管上部時，夾角越大，越有利于回旋區(qū)深度增加。

由圖4和5可知：當(dāng)氧煤槍在位于直吹管上部時，隨著角度θ增加，可引起速度波動，約16 m/s；而當(dāng)氧煤槍位于下部時，速度變化約為10 m/s。這說明當(dāng)角度變化值相同時，氧煤槍位于直吹管上部時造成的阻力作用對速度場的影響要大于其位于下部時產(chǎn)生的促進(jìn)作用的影響。

圖5 單槍在下時不同θ下風(fēng)口區(qū)流場Fig.5 Velocity distribution at different angles with lance below blowpipe

當(dāng)氧煤槍位于上部，煤氣流到達(dá)回旋區(qū)末端時，不同角度下速度趨于一致；當(dāng)氧煤槍位于下部，煤氣流在距離風(fēng)口0.4 m時，不同角度下速度區(qū)別不太明顯。由此說明：當(dāng)氧煤槍位于直吹管下部時，有助于風(fēng)口煤氣流速的穩(wěn)定。

3.2 雙槍布置方式對風(fēng)口區(qū)流場的影響

當(dāng)采用雙氧煤槍時，其中心線與風(fēng)口中心線之間形成紊亂的流場區(qū)域。進(jìn)入風(fēng)口的煤氣流，不僅在直吹管上部形成氣流回旋，在直吹管兩側(cè)同樣存在氣流回旋，說明煤氣流的回旋是立體的。

圖6所示為雙氧煤槍在直吹管上、下側(cè)布置時不同角度對風(fēng)口區(qū)流場的影響。由圖6可見：沿著風(fēng)口中心線距離增加，速度衰減規(guī)律與單支氧煤槍情況下相同，但不同角度之間，速度差值最大值僅為4 m/s，無明顯差別。這是因為：對于單支氧煤槍，當(dāng)其位于上部時，角度越小，同一位置下速度越大；當(dāng)氧煤槍位于下部時角度越小，則同一位置下速度越??；當(dāng)氧煤槍上、下2支布置時，兩者的作用相互抵消，使得角度變化對速度場的影響程度較單支氧煤槍下不夠明顯。然而，當(dāng)距風(fēng)口0.25 m前，各角度下速度區(qū)別不明顯，當(dāng)距風(fēng)口距離大于0.25 m后，速度差異變大?？紤]到回旋區(qū)內(nèi)速度對其深度產(chǎn)生影響，角度為 11°時速度較其他值大，且衰減程度較小，故在此角度下對風(fēng)口區(qū)擴(kuò)大及延伸最為有利。

圖6 雙槍上下布置時不同θ下風(fēng)口區(qū)流場Fig.6 Velocity distribution at different angles with lances vertical distribution

圖7所示為雙氧煤槍在直吹管左、右側(cè)布置時不同角度對風(fēng)口回旋區(qū)流場的影響。從圖7可知：隨噴吹角度增大，風(fēng)口中心線上同一位置處速度逐漸變大，速度增加幅度為10 m/s。這是因為左右氧煤槍噴吹氧氣流時角度越大，對煤氣流回旋中心的形成越有利。綜合考慮進(jìn)入風(fēng)口區(qū)初始階段氣流速度對煤粉、氣體的混合效果以及回旋區(qū)的吹透深度影響，氧煤槍與直吹管夾角為13°時最為合理。

圖7 雙槍左右布置時不同θ下風(fēng)口區(qū)流場Fig.7 Velocity distribution at different angles with lances horizontal distribution

圖8所示為不同角度下，不同氧煤槍布置方式對風(fēng)口回旋區(qū)流場的影響。由圖8可知：對于單支氧煤槍，當(dāng)角度處于7°～11°范圍內(nèi)，沿風(fēng)口中心線，槍體位于直吹管上部比位于下部時速度要大。在 13°～15°范圍內(nèi)，直吹管上部所對應(yīng)的速度比下部時小。當(dāng)氧煤槍在直吹管上部時，角度較小時，從氧煤槍中噴出的氧氣流可以促進(jìn)回旋煤氣流形成中心漩渦，此時將有利于減少煤氣推進(jìn)過程中阻力。而隨著角度增大，氧氣流對直吹管噴吹的循環(huán)煤氣流形成沖擊，阻礙了其回旋過程流線的自由延伸。當(dāng)氧煤槍位于下部時，氧氣流向上傾斜的角度對循環(huán)煤氣回旋產(chǎn)生促進(jìn)作用，且隨著角度增大而增強(qiáng)。在上述2種狀況綜合作用下，使得角度θ超過 11°時，氧煤槍位于上部時的循環(huán)煤氣速度低于其位于下部時的情況。

對于雙氧煤槍情況，在計算角度范圍內(nèi)，氧煤槍上下布置時，其沿中心線的速度處于2種單槍之間。當(dāng)角度處于7°～11°范圍時，氧煤槍上下布置比左右布置的速度衰減慢。當(dāng)角度超過 13°后，氧煤槍上下布置則比左右布置速度衰減快。

3.3 氧煤槍與直吹管距離對風(fēng)口區(qū)流場的影響

圖9所示為固定氧煤槍與直吹管角度下，研究氧煤槍中心線與直吹管中心線距離d對風(fēng)口回旋區(qū)流場的影響，其中設(shè)定夾角為9°。由圖9可知：當(dāng)距風(fēng)口距離不大于0.25 m時，隨著距離d增加，風(fēng)口中心線上速度變化不明顯，因此，在不同距離d下接近風(fēng)口處速度變化較小，對煤粉混合燃燒影響也較小。然而，當(dāng)距風(fēng)口距離大于0.25 m時，速度場波動較大，這主要是氧煤槍內(nèi)氧氣流及回旋區(qū)逆向回旋氣流對風(fēng)口中心線上循環(huán)煤氣的綜合作用造成的。由圖9可見：當(dāng)距離d為75 mm時，對于促進(jìn)風(fēng)口回旋區(qū)深度增加而保持足夠的鼓風(fēng)動能及確保設(shè)備安裝節(jié)約原則最為合理。

圖8 相同角度不同氧煤槍布置方式下風(fēng)口區(qū)流場Fig.8 Velocity distribution at different lances configurations with the same angle

圖9 氧煤槍與直吹管距離對風(fēng)口區(qū)的影響Fig.9 Velocity distribution at differents distance between lance and blowpipe

4 結(jié)論

1） 單支氧煤槍位于直吹管上部時，在所模擬角度范圍內(nèi)，隨噴吹角度的逐漸增大，煤氣流速度逐漸減小，且在所模擬的具體條件下，取夾角為9°時較為適宜；單支氧煤槍位于直吹管下部時，夾角越大，越有利于風(fēng)口回旋區(qū)深度增加。

2） 當(dāng)雙氧煤槍在直吹管上下分布時，速度場介于2種單支氧煤槍形式之間，且夾角為11°時較為合理；當(dāng)氧煤槍位于直吹管左右時，夾角為 13°較有利于回旋中心形成。

3） 固定單支氧煤槍位于直吹管上方且夾角為9°，當(dāng)距離d為75 mm時，對于促進(jìn)風(fēng)口回旋區(qū)深度增加而保持足夠的鼓風(fēng)動能最為合理。

［1］JIANWEI Y， GUOLONG S， CUNJIANG K， et al. Oxygen blast furnace and combined cycle （OBF-CC）： an efficient iron-making and power generation process［J］. Energy， 2003， 28（8）： 825-835.

［2］ BABICH A， SENK D， FERNANDEZ M. Charcoal behaviour by its injection into the modern blast furnace［J］. ISIJ International，2010， 50（1）： 81-88.

［3］ NOGAMI H， KASHIWAYA Y， YAMADA D. Simulation of blast furnace operation with intensive hydrogen injection［J］. ISIJ International， 2012， 52（8）： 1523-1527.

［4］ DE CASTRO J A， ARAúJO G D M， DA MOTA I D O， et al. Analysis of the combined injection of pulverized coal and charcoal into large blast furnaces［J］. Journal of Materials Research and Technology， 2013， 2（4）： 308-314.

［5］ ROCHA E P D， GUILHERME V S， CASTRO J A D， et al. Analysis of synthetic natural gas injection into charcoal blast furnace［J］. Journal of Materials Research and Technology， 2013，2（3）： 255-262.

［6］ 郭同來， 柳政根， 儲滿生. 高爐噴吹焦?fàn)t煤氣風(fēng)口回旋區(qū)的數(shù)學(xué)模擬［J］. 東北大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2012， 33（7）：987-991. GUO Tonglai， LIU Zhenggen， CHU Mansheng. Numerical simulation of blast furnace raceway with coke oven gas injection［J］. Journal of Northeastern University （Natural Science）， 2012， 33（7）： 987-991.

［7］ SHEN Y S， GUO B Y， YU A B， et al. Three-dimensional modelling of coal combustion in blast furnace［J］. Iron and Steel Institute of Japan， 2008， 48（6）： 777-786.

［8］ SHEN Y S， GUO B Y， YU A B， et al. Model study of the effects of coal properties and blast conditions on pulverized coal combustion［J］. Iron and Steel Institute of Japan， 2009， 49（6）：819-826.

［9］ SHEN Y S， GUO B Y， YU A B， et al. A three-dimensional numerical study of the combustion of coal blends in blast furnace［J］. Fuel， 2009， 88（2）： 255-263.

［10］ WIJAYANTA A T， ALAM M S， NAKASO K， et al. Combustibility of biochar injected into the raceway of a blast furnace［J］. Fuel Processing Technology， 2014， 117（0）： 53-59.

［11］ CHU M， NOGAMI H， YAGI J I. Numerical analysis on injection of hydrogen bearing materials into blast furnace［J］. ISIJ International， 2004， 44（5）： 801-808.

［12］ 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［J］. Powder Technology，2012， 223（6）： 27-38.

［13］ SHEN Y S， YU A B， AUSTIN P R， et al. Modelling in-furnace phenomena of pulverized coal injection in ironmaking blast furnace： Effect of coke bed porosities［J］. Minerals Engineering，2012， 33： 54-65.

［14］ RAJNEESH S， SARKAR S， GUPTA G S. Prediction of raceway size in blast furnace from two dimensional experimental correlations［J］. Iron and Steel Institute of Japan， 2004， 44（8）：1298-1307.

［15］ SARKAR S， GUPTA G S， LITSTER J D， et al. A cold model study of raceway hysteresis［J］. Metallurgical and Materials Transactions B， 2003， 34（2）： 183-191.

［16］ YEH C P， DU S W， TSAI C H， et al. Numerical analysis of flow and combustion behavior in tuyere and raceway of blast furnace fueled with pulverized coal and recycled top gas［J］. Energy，2012， 42（1）： 233-240.

［17］ NOGAMI H， YAMAOKA H， TAKATANI K. Raceway design for the innovative blast furnace［J］. Iron and Steel Institute of Japan， 2004， 44（12）： 2150-2158.

［18］ RANGARAJAN D， SHIOZAWA T， SHEN Y， et al. Influence of operating parameters on raceway properties in a model blast furnace using a two-fluid model［J］. Industrial & Engineering Chemistry Research， 2014， 53（13）： 4983-4990.

［19］ LAUNDER B E， SPALDING D B. The numerical computation of turbulent flows［J］. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering， 1974， 3（2）： 269-289.

［20］ TRUELOVE J S， HOLCOMBE D. Measurement and modelling of coal flame stability in a pilot-scale combustor［J］. Symposium（International） on Combustion， 1991， 23（1）： 963-971.

［21］ ZHOU Z Y， ZHU H P， YU A B， et al. Discrete particle simulation of gas-solid flow in a blast furnace［J］. Computers & Chemical Engineering， 2008， 32（8）： 1760-1772.

（編輯 陳愛華）

Numerical analysis of flow behavior in tuyere and raceway of oxygen blast furnace with new type of oxy-coal burner

ZHANG Chao， ZHANG Jianliang， SUN Hui， LIU Zhengjian

（School of Metallurgical and Ecological Engineering， University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083， China）

Oxygen blast furnace can effectively reduce CO2emissions by two means， pulverized coal injection and recycling of CO2-removed blast furnace gas. To study the velocity field among the tuyere and raceway region， a three-dimensional model was build up using the commercial CFD software. The factors these numerical simulations mainly focus on the number of oxygen-coal lances， the angle and distance between the blowpipe and oxy-coal lances. Numerical results show that increasing angle between the blowpipe and oxy-coal lance from 7° to 15° results in lower velocity when the oxy-coal lance is set above the blowpipe， the appropriate angle is 9°. When the lance is located below the blowpipe， the bigger the angle is， the deeper the raceway will be. In addition， when the oxy-coal burner has two lances， the lances are set at two sides of the blowpipe， i.e. vertical and horizontal distribution around the blowpipe， and the reasonable angles are 11° and 13°. Besides， the suitable distance between the blowpipe and oxy-coal lance is 75 mm when the oxy-coal lance is set above the blowpipe.

oxygen blast furnace； oxy-coal burner； design parameters； raceway； numerical simulation

TF512

A

1672-7207（2016）05-1480-07

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.05.004

2015-05-13；

2015-07-05

國家自然科學(xué)基金委員會與寶鋼集團(tuán)有限公司聯(lián)合資助項目（51134008）；國家重點研究發(fā)展計劃（973計劃）資助項目（2012CB720401） （Project（51134008） supported by the National Natural Science Foundation of China and Baosteel Group Corporation；Project（2012CB720401） supported by the National Key Research and Development Program （973 Program） of China）

張建良，教授，博士生導(dǎo)師，從事煉鐵新技術(shù)研究；E-mail： jl.zhang@ustb.edu.cn