摘要：為了減少高爐煉鐵過(guò)程的焦比，現(xiàn)代高爐通過(guò)風(fēng)口噴吹煤粉代替部分焦炭。以某高爐的設(shè)計(jì)參數(shù)與生產(chǎn)數(shù)據(jù)為模擬條件，建立高爐風(fēng)口回旋區(qū)噴吹煤粉燃燒的三維模型，對(duì)直吹管、煤粉噴槍、風(fēng)口、回旋區(qū)、焦炭床等高爐下部區(qū)域的煤粉燃燒現(xiàn)象進(jìn)行模擬研究，并結(jié)合該高爐提供的生產(chǎn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證模型的可靠性。模擬結(jié)果顯示，熱風(fēng)離開風(fēng)口進(jìn)入回旋區(qū)，最大速度達(dá)到257 m/s，之后不斷減小。煤粉進(jìn)入高爐后，揮發(fā)分在回旋區(qū)內(nèi)距離風(fēng)口截面0.4 m處開始析出，在回旋區(qū)內(nèi)距離煤粉噴槍1 m處形成2 600 K的高溫區(qū)域。部分粒徑大于70 μm的煤粉在回旋區(qū)內(nèi)未完全燃燒，就進(jìn)入焦炭床并沿爐缸中心向上運(yùn)動(dòng)，燃盡率過(guò)低，影響高爐透氣性。

關(guān)鍵詞：高爐；風(fēng)口；回旋區(qū)；噴吹煤粉；燃燒；數(shù)值模擬

中圖分類號(hào)：TF53 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)：1008-9500（2024）08-00-07

DOI：10.3969/j.issn.1008-9500.2024.08.006

Simulation study on combustion of coal powder injected into blast furnace tuyere

LIU Huan1，2，3， ZHANG Yuansheng1，2，3， LAN Dawei4， ZHANG Jianliang4， LIU Xu1，2，3， WANG Zhiyu1，2，3

（1. BGRIMM Technology Group， Beijing 100160， China; 2. BGRIMM Intelligent Technology Co.， Ltd.;

3. Beijing Key Laboratory of Nonferrous Intelligent Mining Technology， Beijing 102628， China;

4. School of Metallurgy and Ecological Engineering， University of Science and Technology Beijing， Beijing 100083， China）

Abstract： In order to reduce the coke ratio in the ironmaking process of blast furnaces， modern blast furnaces use coal powder injection through tuyere to replace some coke. By using the design parameters and production data of a certain blast furnace as simulation conditions， a three-dimensional model of coal powder combustion in the tuyere swirling zone of the blast furnace is established， and the coal powder combustion phenomena in the lower area of the blast furnace， such as the straight blowing tube， coal powder spray gun， tuyere， swirling zone， and coke bed， are simulated and studied， and the reliability of the model is verified by combining the production data provided by the blast furnace. The simulation results show that the hot air leaves the wind outlet and enters the swirling zone， with a maximum speed of 257 m/s， and then continuously decreases. After coal powder enters the blast furnace， volatile matter begins to precipitate at a distance of

0.4 m from the tuyere section in the swirling zone， forming a high-temperature zone of 2 600 K at a distance of 1 m from the coal powder spray gun in the swirling zone. Part of the coal powder with a particle size greater than 70 μm enters the coke bed and moves upward along the center of the furnace cylinder before complete combustion in the swirling zone， resulting in a low burnout rate and affecting the permeability of the blast furnace.

Keywords： blast furnace; tuyere; swirling zone; coal powder injection; combustion; numerical simulation

噴煤技術(shù)是通過(guò)高爐風(fēng)口向爐內(nèi)噴吹煤粉，煤粉在爐內(nèi)發(fā)生燃燒反應(yīng)，為高爐冶煉提供大量熱量與還原氣體，對(duì)鐵氧化物的熔化還原起到重要作用，因此噴煤技術(shù)是現(xiàn)代高爐減少焦比、降本增效的重要途徑[1]。煤粉在回旋區(qū)內(nèi)經(jīng)歷加熱脫氣、熱分解及殘?zhí)佳趸紵冗^(guò)程，加之爐內(nèi)高溫高壓的惡劣環(huán)境，因此難以檢測(cè)煤粉在爐內(nèi)的燃燒傳熱傳質(zhì)現(xiàn)象[2]。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者采用數(shù)值模擬方法研究高爐風(fēng)口噴吹煤粉的燃燒反應(yīng)。郭術(shù)義等[3]對(duì)高爐內(nèi)部煤粉燃燒現(xiàn)象進(jìn)行模擬研究，但是模型忽略焦炭床對(duì)煤粉燃燒的影響。ZHANG等[4]通過(guò)建立二維高爐數(shù)學(xué)模型，模擬研究高爐回旋區(qū)內(nèi)煤粉燃燒情況，但忽略回旋區(qū)寬度對(duì)煤粉燃燒的影響。焦炭層對(duì)煤粉燃燒傳熱傳質(zhì)的影響不可忽視，而且三維模型可以更加準(zhǔn)確地模擬研究高爐風(fēng)口噴吹煤粉的燃燒現(xiàn)象。

根據(jù)某高爐（有效容積2 500 m3）的設(shè)計(jì)參數(shù)與工況數(shù)據(jù)，按照高爐經(jīng)驗(yàn)公式[5]，采用修正后的Hatano模型，建立高爐風(fēng)口回旋區(qū)的三維模型。其中，回旋區(qū)深度采用式（1）計(jì)算，回旋區(qū)寬度采用式（2）計(jì)算，回旋區(qū)高度采用式（3）計(jì)算，穿透因子采用式（4）計(jì)算。綜合考慮高爐鼓風(fēng)穿透力、入爐焦炭重力作用以及高爐爐壁的反作用力等影響因素，經(jīng)計(jì)算，高爐回旋區(qū)前端距風(fēng)口的最大水平距離為2 000 mm，回旋區(qū)的寬度為820 mm，回旋區(qū)高度為1 200 mm。根據(jù)相關(guān)研究[6-8]的建模方法，建立高爐風(fēng)口回旋區(qū)噴吹煤粉燃燒的三維數(shù)學(xué)模型，對(duì)包括直吹管、煤粉噴槍、風(fēng)口、回旋區(qū)、焦炭床等高爐部位的煤粉燃燒現(xiàn)象進(jìn)行模擬研究。結(jié)合該高爐提供的風(fēng)口速度與理論燃燒溫度等數(shù)據(jù)驗(yàn)證模型的可靠性，模擬研究該工況下高爐風(fēng)口回旋區(qū)的煤氣流速度場(chǎng)、煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡與粒徑分布、回旋區(qū)溫度場(chǎng)、煤粉噴槍到風(fēng)口的平面溫度分布、風(fēng)口中心線上溫度分布與CO、O2、CO2氣體組分分布以及煤粉燃盡情況，為揭示高爐內(nèi)部煤粉燃燒現(xiàn)象提供理論依據(jù)。

D1=0.409×f 0.693×D2（1）

（2）

（3）

（4）

式中：D1為回旋區(qū)深度，m；W為回旋區(qū)寬度，m；H為回旋區(qū)高度，m；f為穿透因子；D2為風(fēng)口直徑，m；ρ1為爐腹煤氣密度，取1.23 kg/m3；ρ2為焦炭粒子密度，取650 kg/m3；D3為風(fēng)口焦炭粒度，取0.015 m；V為風(fēng)口體積流量，m3；S為風(fēng)口面積，m2；T為回旋區(qū)理論燃燒溫度，K；P為鼓風(fēng)壓強(qiáng)，MPa。

1 數(shù)學(xué)模型建立與準(zhǔn)確性驗(yàn)證

1.1 高爐風(fēng)口數(shù)學(xué)模型操作參數(shù)

基于Fluent模擬軟件對(duì)該模型中熱風(fēng)、煤粉顆粒與焦炭床的燃燒傳熱傳質(zhì)進(jìn)行模擬研究，并根據(jù)相關(guān)研究得到子模型的設(shè)置方法[9-12]。高揮發(fā)分煤粉的脫揮發(fā)分過(guò)程與燃燒反應(yīng)包括顆粒預(yù)熱、顆粒釋放揮發(fā)分和碳、揮發(fā)分燃燒、殘?zhí)佳趸瘹饣?，不可用單步反?yīng)描述。因此，采用雙競(jìng)爭(zhēng)反應(yīng)模型來(lái)模擬高揮發(fā)分煤粉的脫揮發(fā)分過(guò)程與燃燒反應(yīng)[13-15]。氣相與煤粉顆粒的控制方程主要有質(zhì)量方程、動(dòng)量方程與能量方程，如式（5）至式（8）所示。

（5）

（6）

（7）

（8）

式中：m為煤粉顆粒質(zhì)量，kg；m0為質(zhì)點(diǎn)傳質(zhì)速率，kg/s；t為時(shí)間，s；u為平均粒子速度，m/s；f1為來(lái)自粒子的阻力，N；D4為煤粉顆粒粒徑，m；ρ為煤氣密度，kg/m3；C1為拖曳力系數(shù)；U1為氣相運(yùn)動(dòng)速度，m/s；U2為煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)速度，m/s；C2為煤粉顆粒比熱容，J/（g·K）；T1為煤粉顆粒溫度，K；h為對(duì)流換熱系數(shù)；A為煤粉顆粒表面積，m2；T2為氣相溫度，K；Q為煤粉反應(yīng)熱，J/kg；ε為煤粉發(fā)射率；σ為玻爾茲曼常數(shù)；T3為輻射溫度，K。

煤粉由揮發(fā)物、固定碳和灰分組成，煤粉粒徑分布根據(jù)Rosin-Rammler分布函數(shù)設(shè)置，平均粒徑為70 μm。煤粉工業(yè)分析結(jié)果如表1所示，元素分析結(jié)果如表2所示，粒徑分布如表3所示。為簡(jiǎn)化模型，提高計(jì)算速度，模型假設(shè)煤和焦炭顆粒形狀為球形，未考慮爐膛內(nèi)的爐渣鐵流量，忽略高溫下氣體解離以及Si、S等二次物質(zhì)的反應(yīng)?；跉W拉-拉格朗日算法，采用多相表面反應(yīng)模型分析煤粉與焦炭的氣化和燃燒過(guò)程[16-18]，將直吹管中的熱風(fēng)定義為氣相，采用三維穩(wěn)態(tài)Navier-Stokes方程描述，結(jié)合能量方程、標(biāo)準(zhǔn)湍動(dòng)能-湍流耗散率模型、組分輸運(yùn)模型與離散相模型，用牛頓第二定律計(jì)算煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)力。

揮發(fā)分、碳和焦炭是重要的煤質(zhì)化驗(yàn)指標(biāo)。熱風(fēng)、煤粉與焦炭床氧化燃燒涉及的各種化學(xué)反應(yīng)如式（9）至式（12）所示。此外，揮發(fā)分與O2反應(yīng)后生成CO2、H2O和N2。焦炭床被定義為多孔介質(zhì)區(qū)域，孔隙度為0.3，將爐內(nèi)焦炭床多孔區(qū)域定義為增加阻力源的流體區(qū)域。多孔介質(zhì)即是在動(dòng)量方程中增加一個(gè)代表動(dòng)量消耗的源項(xiàng)，多孔介質(zhì)的動(dòng)量方程具有附加的動(dòng)量源項(xiàng)，如式（13）、式（14）所示，源項(xiàng)由兩部分組成，一部分是黏性損失項(xiàng)，另一部分是內(nèi)部損失項(xiàng)。其中，焦炭床的滲透性系數(shù)可以采用式（15）計(jì)算，焦炭床對(duì)煤氣流的阻力因子可以采用式（16）計(jì)算。

C+0.5O2=CO（9）

C+CO2=2CO（10）

C+H2O=CO+H2（11）

CO+0.5O2=CO2（12）

（13）

（14）

（15）

（16）

式中：Si為i方向（x方向、y方向或z方向）的動(dòng)量源項(xiàng)；Dij、Cij均為i相、j相組成的矩陣方程；μ為黏性系數(shù)；vj為j相的速度，m/s；ρ為煤氣密度，kg/m3；α為焦炭床的滲透性系數(shù)；vi為i相的速度，m/s；C0為焦炭床對(duì)煤氣流的阻力因子；D0為焦炭平均粒徑，m；λ為焦炭在高爐內(nèi)部空間所占的分?jǐn)?shù)（空間的體積除以總體積）。

作為規(guī)定的矩陣方程，Dij和Cij分別被指定為對(duì)角陣1/α和C0，其他項(xiàng)為0。根據(jù)Ergun方程，得到煤氣流在流經(jīng)焦炭床時(shí)的黏性阻力與慣性阻力。

焦炭反應(yīng)包括焦炭熔損和燃燒，反應(yīng)速率由反應(yīng)化學(xué)系數(shù)和氣體擴(kuò)散量共同決定[19-21]。以有效容積2 500 m3的高爐為例，結(jié)合設(shè)計(jì)尺寸，構(gòu)建包括直吹管、煤粉噴槍、風(fēng)口、回旋區(qū)和焦炭床的高爐下部模擬區(qū)域。其中，煤粉噴槍直徑為20 mm，風(fēng)口直徑為125 mm?；匦齾^(qū)設(shè)計(jì)為氣球形，如圖1（a）所示。直吹管、風(fēng)口及回旋區(qū)如圖1（b）所示，煤粉噴槍尺寸如圖1（c）所示。煤粉噴槍出口位于風(fēng)口中心線上，距離風(fēng)口200 mm，噴槍以12°角插入熱風(fēng)吹管，風(fēng)口與回旋區(qū)定義為空腔[22]。高爐操作參數(shù)如表4所示。

1.2 模擬結(jié)果準(zhǔn)確性驗(yàn)證

數(shù)值模擬方法已被許多學(xué)者用于研究風(fēng)口回旋區(qū)煤粉燃燒現(xiàn)象，雖然高爐設(shè)計(jì)參數(shù)與操作條件及煤粉性質(zhì)與之前的研究略有不同，但風(fēng)口回旋區(qū)的傳熱傳質(zhì)趨勢(shì)相似。為了進(jìn)一步證明該模型的可靠性，將該高爐的仿真模擬數(shù)據(jù)與實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。結(jié)果顯示，仿真模擬的風(fēng)口速度為257 m/s，實(shí)際生產(chǎn)的風(fēng)口速度為262 m/s，二者的誤差為1.91%；仿真模擬的理論燃燒溫度為2 600 K，實(shí)際生產(chǎn)的理論燃燒溫度為2 572 K，二者的誤差為1.09%。2個(gè)指標(biāo)值的誤差均小于2%，說(shuō)明模型的模擬結(jié)果可信。此外，在模擬噴煤條件時(shí)，對(duì)模型網(wǎng)格進(jìn)行加密。當(dāng)網(wǎng)格達(dá)到300萬(wàn)個(gè)時(shí)，得到的仿真結(jié)果與未進(jìn)行網(wǎng)格加密的仿真結(jié)果相似。因此，該模型足以進(jìn)行后續(xù)的仿真計(jì)算。此外，模擬結(jié)果與相關(guān)研究[23-24]的結(jié)果非常相似，充分說(shuō)明模型的可靠性。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 回旋區(qū)速度場(chǎng)流場(chǎng)分布

回旋區(qū)內(nèi)，氣體速度場(chǎng)流場(chǎng)分布如圖2所示。煤粉通過(guò)噴槍跟隨熱風(fēng)注入風(fēng)口，由于直吹管直徑不斷縮減，煤粉和熱風(fēng)在經(jīng)過(guò)風(fēng)口時(shí)匯集加速，熱風(fēng)以接近230 m/s的速度將煤粉和N2載氣送入高爐。煤粉剛離開風(fēng)口進(jìn)入回旋區(qū)，最大速度達(dá)到257 m/s。煤粉顆粒在回旋區(qū)中循環(huán)運(yùn)動(dòng)時(shí)，受到焦炭床阻力作用，速度逐漸減小，到達(dá)回旋區(qū)下邊界時(shí)，速度減小到70 m/s左右，到達(dá)靠近風(fēng)口的回旋區(qū)上邊界時(shí)，速度下降至不足10 m/s。雖然風(fēng)口回旋區(qū)內(nèi)氣體速度有所不同，但速度變化趨勢(shì)與SHEN等[12]的研究結(jié)果一致。

2.2 煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡與粒徑分布

高爐下部計(jì)算域內(nèi)，煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡與粒徑分布如圖3所示。粒徑小于40 μm的煤粉顆粒慣性質(zhì)量小，它在回旋區(qū)內(nèi)循環(huán)運(yùn)動(dòng)，與氧氣充分接觸；粒徑大于40 μm而小于70 μm的煤粉顆粒在回旋區(qū)內(nèi)運(yùn)動(dòng)時(shí)改變速度方向，在達(dá)到回旋區(qū)上邊界時(shí)擴(kuò)散，離開回旋區(qū)并向上運(yùn)動(dòng)；粒徑大于70 μm的煤粉顆粒在離開回旋區(qū)邊界后可以保持初始運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，向前進(jìn)入焦炭床并沿爐缸中心向上運(yùn)動(dòng)。

2.3 溫度場(chǎng)分布

煤粉噴槍出口至風(fēng)口的平面區(qū)域溫度變化如圖4所示。溫度300 K的煤粉顆粒跟隨N2載氣在煤粉噴槍中運(yùn)動(dòng)時(shí)，與1 473 K的熱風(fēng)發(fā)生初步換熱，煤粉從噴槍鼓出時(shí)被加熱至769 K。在向風(fēng)口移動(dòng)的過(guò)程中，它與高溫?zé)犸L(fēng)氣體進(jìn)行熱量交換，并與氧氣充分接觸，沿風(fēng)口中心線的溫度不斷降低，低溫區(qū)面積擴(kuò)大，只有風(fēng)口壁始終保持在較高溫度，而煤粉被加熱，迅速升溫預(yù)熱，到達(dá)風(fēng)口出口時(shí)，中心煤粉溫度上升至800 K，風(fēng)口邊緣區(qū)域最高溫度達(dá)到1 200 K。

風(fēng)口回旋區(qū)溫度場(chǎng)分布如圖5所示。煤粉離開風(fēng)口出口，進(jìn)入高爐后，揮發(fā)分在回旋區(qū)內(nèi)距離風(fēng)口截面0.4 m處開始析出。由于煤粉顆粒釋放揮發(fā)分和殘?zhí)迹瑩]發(fā)分與O2發(fā)生燃燒反應(yīng)，殘?zhí)及l(fā)生氧化和氣化，并釋放大量熱量，在回旋區(qū)內(nèi)距離煤粉噴槍1 m處形成最高溫可達(dá)2 600 K的高溫區(qū)域。

風(fēng)口中心線上的溫度變化如圖6所示。數(shù)據(jù)顯示，沿風(fēng)口中心線坐標(biāo)原點(diǎn)的左側(cè)區(qū)域，煤粉與熱風(fēng)開始混合，風(fēng)口中心線上，氣體溫度處于較低水平且持續(xù)下降，隨著煤粉與熱風(fēng)充分接觸，顆粒溫度很快超過(guò)脫揮發(fā)分溫度，系統(tǒng)開始發(fā)生燃燒反應(yīng)。沿風(fēng)口中心線坐標(biāo)原點(diǎn)的右側(cè)區(qū)域，揮發(fā)分燃燒與殘?zhí)既紵瑫r(shí)進(jìn)行，溫度迅速升高，距離高爐內(nèi)部風(fēng)口中心線1～2 m的區(qū)間發(fā)生殘?zhí)細(xì)饣紵?，此區(qū)間內(nèi)O2快速反應(yīng)并大量消耗，殘?zhí)寂cCO2、H2O反應(yīng)生成CO。由于殘?zhí)細(xì)饣磻?yīng)為吸熱反應(yīng)，因此溫度略有降低。在距離高爐內(nèi)部風(fēng)口中心線2 m以上的區(qū)間，焦炭床區(qū)域發(fā)生焦炭氣化反應(yīng)，溫度不斷下降。

2.4 氣體組分分布

CO、O2和CO2的氣體組分含量分布如圖7所示。在升溫預(yù)熱的初始階段，由于煤粉脫揮發(fā)分速率小，氣相揮發(fā)分含量偏低，因此耗氧速率較慢。隨著煤粉顆粒的進(jìn)一步加熱，系統(tǒng)開始發(fā)生揮發(fā)分和殘?zhí)嫉臍饣紵?，因此O2很快被反應(yīng)消耗，并與其周圍的煤粉顆粒先反應(yīng)生成大量CO2。在風(fēng)口前部，O2充足，無(wú)CO產(chǎn)生，而在O2枯竭區(qū)，殘?zhí)寂cCO2、H2O反應(yīng)生成CO，導(dǎo)致CO含量不斷升高，達(dá)到峰值（36%）。

風(fēng)口中心線上，CO、O2和CO2氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布如圖8所示。沿風(fēng)口中心線，O2不斷反應(yīng)而被消耗，煤粉與O2反應(yīng)最先生成CO2，CO2隨著O2含量的減少而增多。O2接近消失時(shí)，風(fēng)口中心線上，CO2含量達(dá)到峰值（約15%），在此過(guò)程中，CO生成量很少。在O2耗盡區(qū)域，煤粉顆粒析出的殘?zhí)贾饾u與CO2反應(yīng)生成CO，導(dǎo)致CO2含量不斷下降，CO2接近消失時(shí)，CO含量達(dá)到峰值（36%）。需要特別注意的是，CO2與O2組分分布曲線在距離高爐內(nèi)部風(fēng)口中心線0.7 m處相交，說(shuō)明在交叉點(diǎn)之后，主導(dǎo)反應(yīng)由揮發(fā)分燃燒轉(zhuǎn)變?yōu)闅執(zhí)細(xì)饣紵?，氣體溫度上升到2 600 K的最高溫度。

2.5 煤粉燃盡率分布

部分煤粉顆粒在回旋區(qū)中停留時(shí)間較短，未完全燃燒反應(yīng)就進(jìn)入焦炭床，影響高爐透氣性。為了評(píng)價(jià)高爐冶煉過(guò)程的煤粉燃燒效果，通常采用燃盡率來(lái)進(jìn)行表征。煤粉燃盡率可以反映揮發(fā)分析出和殘?zhí)佳趸瘹饣斐傻拿悍塾袡C(jī)物質(zhì)量損失。根據(jù)灰分平衡，可以根據(jù)式（17）計(jì)算煤粉顆粒的燃盡率。

（17）

式中：P0為煤粉顆粒的燃盡率，%；m1為原始煤粉顆?；曳趾?，g；m2為燃燒后煤粉顆粒灰分含量，g。

計(jì)算域內(nèi)，煤粉顆粒燃盡率分布如圖9所示。煤粉顆粒在回旋區(qū)和焦炭床區(qū)域的燃盡率分布差異較大。粒徑小于40 μm的小顆粒煤粉在回旋區(qū)內(nèi)停留時(shí)間長(zhǎng)，與O2反應(yīng)充分，煤粉幾乎完全發(fā)生燃燒反應(yīng)，在回旋區(qū)的燃盡率接近90%；粒徑大于40 μm而小于70 μm的煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)到回旋區(qū)上邊界時(shí)，擴(kuò)散離開回旋區(qū)并向上運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中，燃盡率介于70%～80%；部分粒徑大于70 μm的大顆粒煤粉未發(fā)生完全燃燒，就運(yùn)動(dòng)進(jìn)入焦炭床并沿爐缸中心向上運(yùn)動(dòng)，燃盡率較低，不足50%。未燃盡顆粒堆積在爐缸死料柱部位，影響高爐透氣性。

3 結(jié)論

通過(guò)建立高爐風(fēng)口回旋區(qū)噴吹煤粉燃燒的三維模型，對(duì)直吹管、煤粉噴槍、風(fēng)口、回旋區(qū)和焦炭床等高爐下部區(qū)域的煤粉燃燒現(xiàn)象進(jìn)行模擬研究，并結(jié)合該高爐提供的風(fēng)口速度與理論燃燒溫度等生產(chǎn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證模型的可靠性，揭示該工況下高爐風(fēng)口回旋區(qū)的煤氣流速度場(chǎng)、煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡與粒徑分布、回旋區(qū)溫度場(chǎng)、煤粉噴槍至風(fēng)口的平面溫度分布、風(fēng)口中心線上溫度分布與CO、O2、CO2氣體組分分布以及煤粉燃盡情況。模擬結(jié)果表明，煤粉與熱風(fēng)氣體剛進(jìn)入回旋區(qū)，速度最大可達(dá)257 m/s，之后在回旋區(qū)邊緣受到焦炭層阻力作用，運(yùn)動(dòng)方向發(fā)生改變，速度不斷減小，它們?cè)谘鼗匦齾^(qū)邊緣運(yùn)動(dòng)過(guò)程中形成循環(huán)氣流。煤粉從噴槍鼓出時(shí)與熱風(fēng)發(fā)生熱量交換，只有風(fēng)口壁始終保持較高溫度，隨著煤粉與熱風(fēng)充分接觸，揮發(fā)分燃燒與殘?zhí)既紵瑫r(shí)進(jìn)行，CO2與O2組分分布曲線在距離高爐內(nèi)部風(fēng)口中心線0.7 m處相交，在交叉點(diǎn)之后，主導(dǎo)反應(yīng)由揮發(fā)分燃燒轉(zhuǎn)變?yōu)闅執(zhí)細(xì)饣紵?，回旋區(qū)內(nèi)氣體溫度上升到2 600 K的最高溫度。為減少未燃盡顆粒在爐缸死料柱部位的堆積，改善高爐透氣性，可在增加小顆粒煤粉（粒徑小于40 μm）噴吹比例的同時(shí)，降低大顆粒煤粉（粒徑大于70 μm）的噴吹比例，提高煤粉燃盡率。

參考文獻(xiàn)

1 陳 天，程樹森.高爐回旋區(qū)噴吹煤粉三維模擬[J].過(guò)程工程學(xué)報(bào)，2018（2）：265-273.

2 馬士林.高爐噴吹煤粉燃燒過(guò)程的數(shù)值模擬[D].大連：大連理工大學(xué)，2013：14-15.

3 郭術(shù)義，尚松蒲.高爐回旋區(qū)燃燒數(shù)值模擬研究[J].華北水利水電學(xué)院報(bào)，2009（1）：46-49.

4 Zhang S F，Bai C G，Wen L Y，et al.Gas-particle flow and combustion characteristics of pulverized coal injection in blast furnace raceway[J].Journal of

Iron and Steel Research，2010（10）：8-12.

5 張立國(guó)，劉德軍，張 磊，等.高爐風(fēng)口直徑和風(fēng)口焦炭粒度對(duì)高爐影響規(guī)律的研究[J].鞍鋼技術(shù)，2006（1）：7-10.

6 吳復(fù)忠，金會(huì)心，李軍旗.高爐噴吹煤和廢塑料混合燃料燃燒過(guò)程的數(shù)值模擬[J].鋼鐵研究學(xué)報(bào)，2011（3）：11-14.

7 Du K P，Gao X Z，Sun H B.Numerical analysis on effect of additional gas injection on characteristics around raceway in metter gasifier[J].High Temperature Materials and Processes，2019（11）：837-848.

8 Li J，Kuang S，Jiao L，et al.Numerical modeling and analysis of hydrogen blast furnace ironmaking process[J].Fuel，2022（9）：124368.

9 Shatokha V.Modeling of the effect of hydrogen injection on blast furnace operation and carbon dioxide emissions[J].International Journal of Minerals，Metallurgy and Materials，2022（10）：1851-1861.

10 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（2）：

255-263.

11 Shen Y S，Guo B Y，Yu A B，et al.Three-dimensional modelling of coal combustion in blast furnace[J].ISIJ International，2008（6）：777-786.

12 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].ISIJ International，2009（6）：819-826.

13 Nie H，Li Z，Kuang S，et al.Numerical investigation of oxygen- enriched operations in blast furnace ironmaking[J].Fuel，2021（7）：120662.

14 Wang Q i，Zhang J，Wang G，et al.Thermal and kinetic analysis of coal with different waste plastics （PVC） in cocombustion[J].Energy amp; Fuels，2018（2）：2145-2155.

15 Zhuo Y，Shen Y.Three-dimensional transient modelling of coal and coke cocombustion in the dynamic raceway of ironmaking blast furnaces[J].Applied Energy，2020（3）：114456.

16 Wu D，Zhou P，Yan H，et al.Numerical investigation of the effects of size segregation on pulverized coal combustion in a blast furnace[J].Powder Technology，2019（1）：41-53.

17 Liu Y，Shen Y.Combined experimental and numerical study of charcoal injection in a blast furnace：effect of biomass pretreatment[J].Energy amp; Fuels，2020（1）：827-841.

18 Mathieson J G，Rogers H，Somerville M A.Reducing net CO2 emissions using charcoal as a blast furnace tuyere injectant[J].ISIJ International，2012（8）：1489-1496.

19 王 瀚，王靜松，彭 星.高爐富氧噴吹還原性氣體工藝分析[J].中國(guó)冶金，2021（5）：19-25.

20 吳俊明，周振峰，彭 星.氧氣高爐回旋區(qū)內(nèi)煤粉燃燒行為的三維數(shù)值模擬研究[J].有色金屬科學(xué)與工程，2018（4）：1-8.

21 Zhang C L，Zhang J L，Xu R S，et al.

Numerical investigation of hydrogen-rich gas and pulverized coal injection in the raceway of a blast furnace with lower carbon emissions[J].Fuel，2024（1）：1-14.

22 Zhou H，Wang K，Ni J，et al.Numerical simulation of cocombustion characteristics of semicoke and coke breeze in an ironmaking blast furnace[J].Fuel，2023（3）：1-11.

23 Shen Y S，Guo B Y，Yu A B，et al.Three-dimensional modelling of infurnace coal/coke combustion in a blast furnace[J].Fuel，2011（2）：728-738.

24 Liu Y，Hu Z，Shen Y.CFD study of hydrogen injection in blast furnaces：tuyere co-injection of hydrogen and coal[J].Metallurgical and Materials Transactions B，2021（5）：2971-2991.