CN102759419A - 一种高炉内热富余量的测定方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种高炉内热富余量的测定方法，该方法通过建立数学模型，计算炉内炉料下落至风口的运动时间t₁、炉内渣铁运动时间t₄、炉内喷煤运动时间t₃和高炉现场的鼓风流量、富氧流量、鼓风温度、炉顶煤气成分及利用率各参数数值；然后根据高炉全炉物料守恒和能量守恒原则，建立风口回旋区热平衡方程和风口燃烧带热平衡方程来求解炉热指数T_C和理论火焰燃烧温度T_f。从而全面解析高炉冶炼过程中物质流和能量流的运动状态，并在此基础上实现对高炉炉内热富余量的测定。

Description

一种高炉内热富余量的测定方法

技术领域

本发明涉及一种高炉内热富余量的测定方法，该方法通过建立数学模型，基于实际生产入炉的各项生产操作参数，实时在线测定高炉炉内热富余量值。

背景技术

在已经公开的中国专利申请号为：93108671.X、专利名称为：人工智能高炉冶炼专家系统方法的专利文献中，公开了一种人工智能高炉冶炼专家系统方法，该方法虽然部分涉及到对高炉热状态的判定，但是其仅粗略的给出对高炉热状态判定的轮廓，至于模型方法、参数选择都未公开，并且该专利仅仅注重于用炉温来表征热状态继而判断炉温的变化，即仅仅考虑高炉炉热的强度状态而未涉及容量状态，对于表征高炉炉热状态亦不够全面。

发明内容

本发明要解决的技术问题是：提供一种高炉内热富余量的测定方法，该方法通过建立数学模型来全面解析高炉冶炼过程中物质流和能量流的运动状态，并在此基础上实现对高炉炉内热富余量的测定。

为了解决上述技术问题，本发明提供一种高炉内热富余量的测定方法，其包括以下步骤

1)、建立不同参数下模型的时间序列，计算炉内炉料下落至风口的运动时间t₁、炉内渣铁运动时间t₄、炉内喷煤运动时间t₃；

11)、炉内炉料下落至风口的运动时间t₁

a)、风口以上高炉工作容积V

式中，

V_效为高炉有效容积，单位为m³；

D为炉缸直径，单位为m；

H为铁口中心线至风口中心线的距离，单位为m；

d为炉喉直径，单位为m；

h为高炉料线，单位为m。

b)、炉内炉料下落至风口的运动时间t₁

式中，

V为风口以上高炉工作容积，单位为m³；

V_批为每批料的体积，单位为m³；

式中，

M_o为每批矿石的质量，单位为kg；

ρ_o为矿石的堆密度，单位为kg/m³；

M_c为每批焦炭的质量，单位为kg；

ρ_c为矿石的堆密度，单位为kg/m³；

n为每小时装料批数，单位为批/h；

12)、炉内渣铁运动时间t₄，公式如下：

$t_4=t_1\·\frac{H}{H_T}---\left(4\right)$

式中，

H为铁口中心线至风口中心线的距离，单位为m；

H_T为铁口中心线至料线的距离，单位为m；

13)、炉内喷煤运动时间t₃，公式如下：

$t_3=\frac{t_1}{a}---\left(5\right)$

2)、测定高炉现场的鼓风流量、富氧流量、鼓风温度、炉顶煤气成分及利用率各参数数值；

3)、根据高炉全炉物料守恒和能量守恒原则，建立风口回旋区热平衡方程和风口燃烧带热平衡方程来求解炉热指数T_C和理论火焰燃烧温度T_f。

在所述的高炉内热富余量的测定方法中，所述风口回旋区热平衡方程具体为：

21)、煤粉中H₂的燃烧方程如下，其反应量为a，单位为kmol

2H₂((Coal，T_Coal))+O₂((Blast，T_MB))→2H₂O((Blast，T_MB))

22)、煤粉中C的燃烧方程如下，其反应量为b，单位为kmol

2C((Coal，T_Coal))+O₂((Blast，T_MB))→2CO((Blast，T_MB))

23)、煤粉燃烧产生的CO升温进入炉腹煤气的方程如下，其反应量为b，单位为kmol

2CO((Blast，T_MB))→2CO((煤气，T_f))

24)、焦炭中的C燃烧方程如下，其反应量为c，单位为kmol

2C((Coke，T_C))+O₂((Blast，T_MB))→2CO((煤气，T_f))

25)、焦炭中的C与水反应方程如下，其反应量为d，单位为kmol

C((Coke，T_C))+H₂O((Blast，T_MB))→CO((煤气，T_f))+H₂((煤气，T_f))

26)、送风中的N₂升温进入煤气方程如下，其反应量为n，单位为kmol

N₂((Blast，T_MB))→N₂((煤气，T_f))

27)、煤粉分解反应方程如下，其反应量为e，单位为kmol

$\mathrm{Coal}\left(\left({\mathrm{Coal},T}_{\mathrm{Coal}}\right)\right)\→C\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+H_{2}O\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)$

$+H_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+N_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+{\stackrel{\‾}{O}}_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+A\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)$

其中：用双括号写的X((Y，Z))表示物质X以温度Z存在与Y中；

在所述的高炉内热富余量的测定方法中，所述风口燃烧带各反应的反应量a、b、c、d、n、e的计算公式如下：

$a=R_{\mathrm{Coal}}^H\×\frac{1}{2\×2}---\left(6\right)$

$b=(R_{\mathrm{Coal}}^{C_d}+R_{\mathrm{Coal}}^{C_V})\×\frac{1}{12\×2}---\left(7\right)$

$c={\mathrm{BV}}_M^{O_2}\×\frac{1}{22.4}+R_{\mathrm{Coal}}^O\×\frac{1}{32}-(a+b)---\left(8\right)$

$d={\mathrm{BV}}_M^{H_{2}O}\×\frac{1}{22.4}+(R_{\mathrm{Coal}}^{H_{2}O}+R_M^{\mathrm{Cw}}\×a_{\mathrm{Cw}})\×\frac{1}{18}+2\×a---\left(9\right)$

$n=({\mathrm{BV}}_M^{N_2}\×\frac{1}{22.4}+R_{\mathrm{Coal}}^N\×\frac{1}{28})---\left(10\right)$

e＝R_Coal                                        (11)

在所述的高炉内热富余量的测定方法中，所述风口燃烧带热平衡方程具体为：

$A_1\×T_f^2+A_2\×T_f+B_1\×T_C^2+B_2\×T_C+C_4=0---\left(12\right)$

式中，

$A_1=\frac{1}{2}\×[n\×b_{N_2}+d\×b_{H_2}+(2b+2c+d)\×b_{\mathrm{CO}}]\×{10}^{-3}---\left(13\right)$

$A_2=n\×a_{N_2}+d\×a_{H_2}+(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}---\left(14\right)$

$B_1=-\frac{1}{2}\×(2c+d)\×b_C\×{10}^{-3}---\left(15\right)$

B₂＝-(2c+d)×a_C                                                    (16)

C₄＝C₁+C₂+C₃+C_H                                                    (17)

其中，

T_MB项相关系数：

$C_1=[(2a-d)\×a_{H_{2}O}-(a+b+c)\×a_{O_2}-n\×a_{N_2}]\×T_{\mathrm{MB}}$

$+\frac{1}{2}\×[(2a-d)\×b_{H_{2}O}-(a+b+c)\×b_{O_2}-n\×b_{N_2}]\×{10}^{-3}\×{T_{\mathrm{MB}}}^2---\left(18\right)$

T_Coal项相关系数：

$C_2=[-2a\×a_{H_2}-2b\×a_C]\×T_{\mathrm{Coal}}+\frac{1}{2}\×[-2a\×b_{H_2}-2b\×b_C]\×{10}^{-3}\×T_{\mathrm{Coal}}^2---\left(19\right)$

T₀项相关系数：

$C_3=[-(2a-d)\×a_{H_{2}O}+2a\×a_{H_2}-d\×a_{H_2}+(a+b+c)\×a_{O_2}$

$-(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}+(2c+d)\×a_C+2b+a_C]\×T_0$

$+\frac{1}{2}\×[-(2a-d)\×a_{H_{2}O}+2a\×a_{H_2}-d\×a_{H_2}+(a+b+c)\×a_{O_2}---\left(20\right)$

$-(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}+(2c+d)\×a_C+2b\×a_C]\×{10}^{-3}\×{T_0}^2$

反应焓项：

$C_H=a\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{1,298}}^{\mathrm{\Θ}}+b\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{2,298}}^{\mathrm{\Θ}}+c\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{4,298}}^{\mathrm{\Θ}}+d\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{5,298}}^{\mathrm{\Θ}}+e\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{7,298}}^{\mathrm{\Θ}}---\left(21\right)$

式中，

2H₂+O₂＝2H₂O标准状态下焓变

2C+O₂＝2CO标准状态下焓变

2C+O₂＝2CO标准状态下焓变

C+H₂O＝CO+H₂标准状态下焓变

煤粉分解标准状态下焓变。

本发明所述的高炉内热富余量的测定方法，其通过建立数学模型植入高炉冶炼专家系统中，作为其中一个子模块，来全面解析高炉冶炼过程中物质流和能量流的运动状态，并在此基础上实现对高炉炉内热富余量的测定。

附图说明

图1为本发明所述高炉内热富余量测定方法的计算模型流程图；

图2为现场生产操业实绩与按本发明所述高炉内热富余量的测定方法测定的热富余折合燃料比的结果对比图；

图3为按本发明所述高炉内热富余量的测定方法测定的热富余折合燃料比与生铁中Si含量变化趋势的结果对比图。

具体实施方式

以下，用实施例结合附图对本发明作更详细的描述。本实施例仅仅是对本发明最佳实施方式的描述，并不对本发明的范围有任何限制。

实施例

如图1所示，为本发明所述高炉内热富余量测定方法的计算模型流程图。本模型主要基于当前时刻入炉的炉料参数和鼓风参数，结合通过按比重处理获得的当前时刻的冶炼过程物质类参数，主要包括直接还原度、H₂利用率、各元素在渣铁中分配系数等。首先初始化铁水中Si含量，继而通过依次建立全炉物料守恒和能量守恒，以求解焦炭进入风口回旋区温度为中间变量，计算铁水温度，由实际生产拟合而提炼的铁水温度与Si在渣铁中分配系数之间的函数关系，亦可以求解铁水中Si含量，进而与初始化结果进行对比，逐步完成递归迭代的循环过程，直到初始化铁水中Si含量与模型计算出铁水中Si含量一致，则结束循环。围绕铁水中Si含量以及相伴而来的Si、Mn、P、S等元素还原耗热，并与基准还原耗热进行比较，两者差值定义为热富余。当热富余为正时，则说明当前生产冶炼条件下高炉炉内热状态过剩，炉况内热状态向“热”；反之，当热富余为负时，则说明当前生产条件下高炉炉内热状态不足，炉内热状态向“凉”。由此通过带入入炉燃料发热量，计算该高炉内热富余量折合燃料比，从而为高炉炉顶操作中调整燃料比提供技术方向。

其主要计算表达式依次汇总如下：

通过联立风口回旋区热平衡方程和直接还原带热平衡方程求解出炉热指数T_C和理论火焰燃烧温度T_f。模型建立前提：风口燃烧带的热平衡计算式是把风口燃烧带看成绝热系统；直接还原带物质平衡计算中，假定高温区界限温度为T_u＝1000℃，铁水温度为T_C-300℃，炉渣温度为T_C-250℃。

(1)风口燃烧带物质平衡计算式

风口燃烧带主要发生煤粉中氢和碳的燃烧反应，焦炭中碳的燃烧以及水煤气反应，煤粉的分解反应等，各反应列举如下：

反应1——煤粉中H₂的燃烧(反应量a(kmol)

2H₂((Coal，T_Coal))+O₂((Blast，T_MB))→2H₂O((Blast，T_MB))

反应2——煤粉中C的燃烧(反应量b(kmol))

2C((Coal，T_Coal))+O₂((Blast，T_MB))→2CO((Blast，T_MB))

反应3——煤粉燃烧产生的CO升温进入炉腹煤气(反应量b(kmol))

2CO((Blast，T_MB))→2CO((煤气，T_f))

反应4——焦炭中的C燃烧(反应量c(kmol))

2C((Coke，T_C))+O₂((Blast，T_MB))→2CO((煤气，T_f))

反应5——焦炭中的C与水反应(反应量d(kmol))

C((Coke，T_C))+H₂O((Blast，T_MB))→CO((煤气，T_f))+H₂((煤气，T_f))

反应6——送风中的N₂升温进入煤气(反应量n(kmol))

N₂((Blast，T_MB))→N₂((煤气，T_f))

反应7——煤粉分解反应(反应量e(kg))

$\mathrm{Coal}\left(\left({\mathrm{Coal},T}_{\mathrm{Coal}}\right)\right)\→C\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+H_{2}O\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)$

$+H_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+N_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+{\stackrel{\‾}{O}}_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+A\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)$

注：用双括号写的X((Y，Z))表示物质X以温度Z存在与Y中

风口燃烧带各反应的反应量a、b、c、d、n、e的计算：

$a=R_{\mathrm{Coal}}^H\×\frac{1}{2\×2}---\left(6\right)$

$b=(R_{\mathrm{Coal}}^{C_d}+R_{\mathrm{Coal}}^{C_V})\×\frac{1}{12\×2}---\left(7\right)$

$c={\mathrm{BV}}_M^{O_2}\×\frac{1}{22.4}+R_{\mathrm{Coal}}^O\×\frac{1}{32}-(a+b)---\left(8\right)$

$d={\mathrm{BV}}_M^{H_{2}O}\×\frac{1}{22.4}+(R_{\mathrm{Coal}}^{H_{2}O}+R_M^{\mathrm{Cw}}\×a_{\mathrm{Cw}})\×\frac{1}{18}+2\×a---\left(9\right)$

$n=({\mathrm{BV}}_M^{N_2}\×\frac{1}{22.4}+R_{\mathrm{Coal}}^N\×\frac{1}{28})---\left(10\right)$

e＝R_Coal                                                            (11)

T_MB(K)：混合鼓风平均温度

$T_{\mathrm{MB}}=\frac{{\mathrm{BV}}_Z^T\×{\stackrel{\‾}{C}}_B\×T_B+V_{\mathrm{Com}}^T\×{\stackrel{\‾}{C}}_{\mathrm{Com}}\×T_{\mathrm{Com}}}{({\mathrm{BV}}_Z^T+V_{\mathrm{Com}}^T)\×{\stackrel{\‾}{C}}_B}---\left(12\right)$

式中，

综合鼓风热容

压缩空气平均热容

风口燃烧带热平衡方程式：

$A_1\×T_f^2+A_2\×T_f+B_1\×T_C^2+B_2\×T_C+C_4=0---\left(13\right)$

式中，

$A_1=\frac{1}{2}\×[n\×b_{N_2}+d\×b_{H_2}+(2b+2c+d)\×b_{\mathrm{CO}}]\×{10}^{-3}---\left(14\right)$

$A_2=n\×a_{N_2}+d\×a_{H_2}+(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}---\left(15\right)$

$B_1=-\frac{1}{2}\×(2c+d)\×b_C\×{10}^{-3}---\left(16\right)$

B₂＝-(2c+d)×a_C                                                    (17)

C₄＝C₁+C₂+C₃+C_H                                                    (18)

其中，

T_MB项相关系数：

$C_1=[(2a-d)\×a_{H_{2}O}-(a+b+c)\×a_{O_2}-n\×a_{N_2}]\×T_{\mathrm{MB}}$

$+\frac{1}{2}\×[(2a-d)\×b_{H_{2}O}-(a+b+c)\×b_{O_2}-n\×b_{N_2}]\×{10}^{-3}\×{T_{\mathrm{MB}}}^2---\left(19\right)$

T_Coal项相关系数：

$C_2=[-2a\×a_{H_2}-2b\×a_C]\×T_{\mathrm{Coal}}+\frac{1}{2}\×[-2a\×b_{H_2}-2b\×b_C]\×{10}^{-3}\×T_{\mathrm{Coal}}^2---\left(20\right)$

T₀项相关系数：

$C_3=[-(2a-d)\×a_{H_{2}O}+2a\×a_{H_2}-d\×a_{H_2}+(a+b+c)\×a_{O_2}$

$-(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}+(2c+d)\×a_C+2b+a_C]\×T_0$

$+\frac{1}{2}\×[-(2a-d)\×a_{H_{2}O}+2a\×a_{H_2}-d\×a_{H_2}+(a+b+c)\×a_{O_2}---\left(21\right)$

$-(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}+(2c+d)\×a_C+2b\×a_C]\×{10}^{-3}\×{T_0}^2$

反应焓项：

$C_H=a\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{1,298}}^{\mathrm{\Θ}}+b\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{2,298}}^{\mathrm{\Θ}}+c\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{4,298}}^{\mathrm{\Θ}}+d\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{5,298}}^{\mathrm{\Θ}}+e\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{7,298}}^{\mathrm{\Θ}}---\left(22\right)$

式中，

2H₂+O₂＝2H₂O标准状态下焓变

2C+O₂＝2CO标准状态下焓变

2C+O₂＝2CO标准状态下焓变

C+H₂O＝CO+H₂标准状态下焓变

煤粉分解标准状态下焓变

(2)直接还原带热平衡计算式

直接还原带热平衡方程式：

K₁×T_f+K₂×T_C+K₃＝0                                        (23)

其中各项系数K₁、K₂、K₃计算方法如下：

a)q_L(kJ/min)：气体带入直接还原带的热量

$q_L=\frac{V_{T,\mathrm{bosh}}}{22.4}\×\frac{(2\×a_{\mathrm{bosh}}+b_{\mathrm{bosh}}\×{10}^{-3}\×T_o+b_{\mathrm{bosh}}\×{10}^{-3}\×\stackrel{\‾}{T_f})}{2}\×(T_f-T_o)---\left(24\right)$

$a_{\mathrm{bosh}}=(a_{H_2}\×V_{H_2,\mathrm{bosh}}+a_{N_2}\×V_{N_2,\mathrm{bosh}}+a_{\mathrm{CO}}\×V_{\mathrm{CO},\mathrm{bosh}})\×\frac{1}{V_{\mathrm{bosh}}}---\left(25\right)$

$b_{\mathrm{bosh}}=(b_{H_2}\×V_{H_2,\mathrm{bosh}}+b_{N_2}\×V_{N_2,\mathrm{bosh}}+b_{\mathrm{CO}}\×V_{\mathrm{CO},\mathrm{bosh}})\×\frac{1}{V_{\mathrm{bosh}}}---\left(26\right)$

$K_1=\frac{V_{T,\mathrm{bosh}}}{22.4}\×\frac{(2\×a_{\mathrm{bosh}}+b_{\mathrm{bosh}}\×{10}^{-3}\×T_o+b_{\mathrm{bosh}}\×{10}^{-3}\×\stackrel{\‾}{T_f})}{2}---\left(27\right)$

b)q_u(kJ/min)：炉料带入直接还原带热量

炉料带入直接还原带物质包括已经被H₂和CO还原的铁、尚未被还原的FeO、焦炭中的C以及矿石、熔剂、焦炭中带入的矿渣。

q_u＝q_Fe+q_FeO+q_C+q_slag′                                        (28)

式中，

q_Fe：已被还原的铁带入直接还原带的热量

q_FeO：未被还原的FeO带入直接还原带的热量

q_C：焦炭中的C带入直接还原带的热量

q_slag′：矿渣带入直接还原带的热量

c)Q_u(kJ/min)：气体从直接还原带带走的热量

$Q_u=\frac{V_u}{22.4}\×\frac{(2\×a_u+b_u\×{10}^{-3}\×T_o+b_u\×{10}^{-3}\×T_u)}{2}\×(T_u-T_o)---\left(29\right)$

$a_u=(a_{H_2}\×V_{N_2,u}+a_{N_2}\×V_{N_2,u}+a_{\mathrm{CO}}\×V_{\mathrm{CO},u})\×\frac{1}{V_u}---\left(30\right)$

$b_u=(b_{H_2}\×V_{N_2,u}+b_{N_2}\×V_{N_2,u}+b_{\mathrm{CO}}\×V_{\mathrm{CO},u})\×\frac{1}{V_u}---\left(31\right)$

d)Q_L(kJ/min)：铁水、矿渣、焦炭从直接还原带带走的热量

$Q_L=Q_{\mathrm{Fe}}+Q_{\mathrm{pig}}^C+Q_C+Q_{\mathrm{sla}{g}^{\′}}---\left(32\right)$

式中，

Q_Fe：铁水中的铁从直接还原带带走的热量

铁水中的C从直接还原带带走的热量

Q_C：剩余焦炭中的C从直接还原带带走的热量

Q_slag′：矿渣从直接还原带带走的热量

$K_2=R_{\mathrm{pig}}^{\left[\mathrm{Fe}\right]}\×\frac{1}{56}\×{{\stackrel{\‾}{C}}^{\′}}_{\mathrm{Fe}}+R_{\mathrm{pig}}^{\left[C\right]}\×\frac{1}{12}\×{{\stackrel{\‾}{C}}^{\′}}_C+R_C\×\frac{1}{12}\×{{\stackrel{\‾}{C}}^{\′\′}}_C+R_{{\mathrm{slag}}^{\′}}^{\mathrm{CaO}}\×\frac{1}{56}\×{{\stackrel{\‾}{C}}^{\′}}_{\mathrm{CaO}}$

                                     (33)

$+R_{{\mathrm{slag}}^{\′}}^{\mathrm{Si}{O}_2}\×\frac{1}{60}\×{{\stackrel{\‾}{C}}^{\′}}_{{\mathrm{SiO}}_2}+R_{{\mathrm{slag}}^{\′}}^{{\mathrm{Al}}_2{O}_3}\×\frac{1}{102}\×{{\stackrel{\‾}{C}}^{\′}}_{{\mathrm{Al}}_2{O}_3}+R_{{\mathrm{slag}}^{\′}}^{\mathrm{MgO}}\×\frac{1}{40}\×{{\stackrel{\‾}{C}}^{\′}}_{\mathrm{MgO}}$

e)Q_r：在直接还原带进行还原反应消耗的热量

                                        (34)

式中，

q_dFe：FeO+C＝Fe+CO反应热

q_dSi：SiO₂+2C＝Si+2CO反应热

q_dMn：MnO+C＝Mn+CO反应热

q_dP：P₂O₅+5C＝2P+5CO反应热

q_dTi：TiO₂+2C＝Ti+2CO反应热

q_dS：S+CaO+C＝CaS+CO反应热

碳酸钙分解反应热

q_溶：CO₂+C＝2CO反应热

f)Q_sm(kJ/min)：铁的熔化热

$Q_{\mathrm{sm}}=Q_{\mathrm{sl}}\×\frac{R_{\mathrm{pig}}^{\mathrm{Fe}}}{56}---\left(35\right)$

式中，

Q_sl：铁的熔化焓

g)Q_w(kJ/min)：直接还原带炉体散热

Q_w＝Q_f+Q_rd                                            (36)

式中，

Q_f：高温区热负荷

Q_rd：直接还原带热损失

经过以上计算可以得出

K₃＝K₁′+q_u-Qu-K₂′-Qr-Q_sm-Q_w                                    (37)

最后联立风口回旋区热平衡方程和直接还原带热平衡方程求解出焦炭进入风口回旋区温度。

通过解上述两个方程，可以得到T_C′和T_f′的值，同时利用宝钢实际生产的硅数据，得到T_C′与Si的分配系数之间的关系。然后，利用基础模型提供的中间参数，例如直接还原度、氢气利用率、不同元素在渣铁中的分配系数和煤粉挥发分中氢氧元素的百分含量等，在风口燃烧带和直接还原带建立新的T_C′和T_f′方程，解方程得到新的T_C′和T_f′值，利用T_C′与Si的分配系数之间的关系，计算得到新的硅分配系数。接着，将该分配系数重新代入物料的平衡计算，按照上述的方法继续进行递归迭代，直到两次计算的T_C′差值和T_f′差值均不大于1K，至此，递归迭代完成，以最后一次的硅的分配系数计算铁水的含硅量，从而达到了通过计算预测铁水中Si含量的目的，并且可知相关直接还原的耗热。

至于基准还原耗热，主要取决于现场操作过程中对铁水温度或者铁水Si含量的控制，基于入炉Si、Mn、P、S等元素的负荷，以及对生铁产品的要求，可以获得基准还原耗热。

通过当前冶炼条件下直接还原耗热与基准还原耗热之差可以得到热富余，并以此来判定炉况的热状态。

入炉燃料发热量的计算表达式为：

$Q_F=\frac{Q_{Z,C}}{R_{\mathrm{Coke}}+R_{\mathrm{Coal}}-\frac{100R_{\mathrm{dust}}^C}{{\left(C\right)}_{\mathrm{Coke}}}}---\left(38\right)$

式中，

Q_Z，C(kJ/kg)：碳素氧化热

$Q_{Z,C}=q_{C-\mathrm{CO}}\×R_C^{\mathrm{CO}}+q_{C-C{O}_2}\×R_C^{{\mathrm{CO}}_2}---\left(39\right)$

氧化成CO的C的质量流量

氧化成CO₂的C的质量流量

R_Coke：焦炭的质量流量

R_Coal：煤粉的质量流量

由此在判定炉内热状态变化趋势的同时可以将该部分热量变化折算燃料比，由此指导现场进行入炉焦比的调节。

如图2所示，为现场生产操业实绩与按本发明所述高炉内热富余量的测定方法测定的热富余折合燃料比的结果对比图。如图3所示，为按本发明所述高炉内热富余量的测定方法测定的热富余折合燃料比与生铁中Si含量变化趋势的结果对比图。

从图2可以看出通过本方法建立数学模型所检测的高炉炉内热富余量/折合燃料比的变化趋势与实际生产对应的结果方向一致，幅度有所降低。继而从图3可以看出，本方法建立数学模型所检测的高炉炉内热富余量折合燃料比变化趋势与实际生产测量的生铁Si含量存在显著的负相关关系，即当热富余折合燃料比为负值时，说明高炉炉热状态比较富余，需要进行降低入炉燃料比的操作，此时反映在生铁中Si含量较高；相反，当热富余折合燃料比为正值时，说明高炉炉热状态比较亏欠，需要进行提高入炉燃料比的操作，此时反映在生铁中Si含量较低。

Claims (4)

1.一种高炉内热富余量的测定方法，其特征在于：包括以下步骤

1)、建立不同参数下模型的时间序列，计算炉内炉料下落至风口的运动时间t₁、炉内渣铁运动时间t₄、炉内喷煤运动时间t₃；

11)、炉内炉料下落至风口的运动时间t₁

a)、风口以上高炉工作容积V

式中，

V_效为高炉有效容积，单位为m³；

D为炉缸直径，单位为m；

H为铁口中心线至风口中心线的距离，单位为m；

d为炉喉直径，单位为m；

h为高炉料线，单位为m。

b)、炉内炉料下落至风口的运动时间t₁

式中，

V为风口以上高炉工作容积，单位为m³；

V_批为每批料的体积，单位为m³；

式中，

M_o为每批矿石的质量，单位为kg；

ρ_o为矿石的堆密度，单位为kg/m³；

M_c为每批焦炭的质量，单位为kg；

ρ_c为矿石的堆密度，单位为kg/m³；

n为每小时装料批数，单位为批/h；

12)、炉内渣铁运动时间t₄，公式如下：

$t_4=t_1\·\frac{H}{H_T}---\left(4\right)$

式中，

H为铁口中心线至风口中心线的距离，单位为m；

H_T为铁口中心线至料线的距离，单位为m；

13)、炉内喷煤运动时间t₃，公式如下：

$t_3=\frac{t_1}{a}---\left(5\right)$

2)、测定高炉现场的鼓风流量、富氧流量、鼓风温度、炉顶煤气成分及利用率各参数数值；

3)、根据高炉全炉物料守恒和能量守恒原则，建立风口回旋区热平衡方程和风口燃烧带热平衡方程来求解炉热指数T_C和理论火焰燃烧温度T_f。

2.根据权利要求1所述的高炉内热富余量的测定方法，其特征在于：所述风口回旋区热平衡方程具体为：

21)、煤粉中H₂的燃烧方程如下，其反应量为a，单位为kmol

2H₂((Coal，T_Coal))+O₂((Blast，T_MB))→2H₂O((Blast，T_MB))

22)、煤粉中C的燃烧方程如下，其反应量为b，单位为kmol

2C((Coal，T_Coal))+O₂((Blast，T_MB))→2CO((Blast，T_MB))

23)、煤粉燃烧产生的CO升温进入炉腹煤气的方程如下，其反应量为b，单位为kmol

2CO((Blast，T_MB))→2CO((煤气，T_f))

24)、焦炭中的C燃烧方程如下，其反应量为c，单位为kmol

2C((Coke，T_C))+O₂((Blast，T_MB))→2CO((煤气，T_f))

25)、焦炭中的C与水反应方程如下，其反应量为d，单位为kmol

C((Coke，T_C))+H₂O((Blast，T_MB))→CO((煤气，T_f))+H₂((煤气，T_f))

26)、送风中的N₂升温进入煤气方程如下，其反应量为n，单位为kmol

N₂((Blast，T_MB))→N₂((煤气，T_f))

27)、煤粉分解反应方程如下，其反应量为e，单位为kmol

$\mathrm{Coal}\left(\left({\mathrm{Coal},T}_{\mathrm{Coal}}\right)\right)\→C\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+H_{2}O\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)$

$+H_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+N_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+{\stackrel{\‾}{O}}_2\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)+A\left((\mathrm{Coal},T_{\mathrm{Coal}})\right)$

其中：用双括号写的X((Y，Z))表示物质X以温度Z存在与Y中；

3.根据权利要求2所述的高炉内热富余量的测定方法，其特征在于：所述风口燃烧带各反应的反应量a、b、c、d、n、e的计算公式如下：

$a=R_{\mathrm{Coal}}^H\×\frac{1}{2\×2}---\left(6\right)$

$b=(R_{\mathrm{Coal}}^{C_d}+R_{\mathrm{Coal}}^{C_V})\×\frac{1}{12\×2}---\left(7\right)$

$c={\mathrm{BV}}_M^{O_2}\×\frac{1}{22.4}+R_{\mathrm{Coal}}^O\×\frac{1}{32}-(a+b)---\left(8\right)$

$d={\mathrm{BV}}_M^{H_{2}O}\×\frac{1}{22.4}+(R_{\mathrm{Coal}}^{H_{2}O}+R_M^{\mathrm{Cw}}\×a_{\mathrm{Cw}})\×\frac{1}{18}+2\×a---\left(9\right)$

$n=({\mathrm{BV}}_M^{N_2}\×\frac{1}{22.4}+R_{\mathrm{Coal}}^N\×\frac{1}{28})---\left(10\right)$

e＝R_Coal                                                    (11)

4.根据权利要求1所述的高炉内热富余量的测定方法，其特征在于：所述风口燃烧带热平衡方程具体为：

$A_1\×T_f^2+A_2\×T_f+B_1\×T_C^2+B_2\×T_C+C_4=0---\left(12\right)$

式中，

$A_1=\frac{1}{2}\×[n\×b_{N_2}+d\×b_{H_2}+(2b+2c+d)\×b_{\mathrm{CO}}]\×{10}^{-3}---\left(13\right)$

$A_2=n\×a_{N_2}+d\×a_{H_2}+(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}---\left(14\right)$

$B_1=-\frac{1}{2}\×(2c+d)\×b_C\×{10}^{-3}---\left(15\right)$

B₂＝-(2c+d)×a_C                                            (16)

C₄＝C₁+C₂+C₃+C_H                                            (17)

其中，

T_MB项相关系数：

$C_1=[(2a-d)\×a_{H_{2}O}-(a+b+c)\×a_{O_2}-n\×a_{N_2}]\×T_{\mathrm{MB}}$

$+\frac{1}{2}\×[(2a-d)\×b_{H_{2}O}-(a+b+c)\×b_{O_2}-n\×b_{N_2}]\×{10}^{-3}\×{T_{\mathrm{MB}}}^2---\left(18\right)$

T_Coal项相关系数：

$C_2=[-2a\×a_{H_2}-2b\×a_C]\×T_{\mathrm{Coal}}+\frac{1}{2}\×[-2a\×b_{H_2}-2b\×b_C]\×{10}^{-3}\×T_{\mathrm{Coal}}^2---\left(19\right)$

T₀项相关系数：

$C_3=[-(2a-d)\×a_{H_{2}O}+2a\×a_{H_2}-d\×a_{H_2}+(a+b+c)\×a_{O_2}$

$-(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}+(2c+d)\×a_C+2b+a_C]\×T_0$

$+\frac{1}{2}\×[-(2a-d)\×a_{H_{2}O}+2a\×a_{H_2}-d\×a_{H_2}+(a+b+c)\×a_{O_2}---\left(20\right)$

$-(2b+2c+d)\×a_{\mathrm{CO}}+(2c+d)\×a_C+2b\×a_C]\×{10}^{-3}\×{T_0}^2$

反应焓项：

$C_H=a\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{1,298}}^{\mathrm{\Θ}}+b\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{2,298}}^{\mathrm{\Θ}}+c\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{4,298}}^{\mathrm{\Θ}}+d\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{5,298}}^{\mathrm{\Θ}}+e\×\mathrm{\Δ}{H}_{\mathrm{7,298}}^{\mathrm{\Θ}}---\left(21\right)$

式中，

2H₂+O₂＝2H₂O标准状态下焓变

2C+O₂＝2CO标准状态下焓变

2C+O₂＝2CO标准状态下焓变

C+H₂O＝CO+H₂标准状态下焓变

煤粉分解标准状态下焓变。

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