CN115831244A - 一种用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法，属于高炉冶炼技术领域，方法包括：针对热化学模型、多区域热平衡模型、动力学模型设定约束条件；根据所述热化学模型、所述多区域热平衡模型、所述动力学模型，以及高炉内部煤气和炉料温度在高度方向上的变化，将高炉自下到上分为风口回旋区、下部热交换区、上部热交换区三个部分。本发明能够探究不同冶炼模式下的极限能耗，探索新炼铁工艺的节能减排潜力，并综合考虑了热平衡计算中各项热支出和热收入，计算结果更精准。

Description

一种用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法

技术领域

本发明是属于高炉冶炼技术领域，特别是关于一种用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法。

背景技术

目前，钢铁行业的CO2排放总量占全球总排放的6.7％，其中炼铁系统能耗和排放占据钢铁全流程总能耗和总排放的70％左右。考虑到我国1643座高炉是十分巨大的产业集群，工程造价达上万亿，基于这一国情，我们需在传统高炉炼铁技术的基础上进行创新，走出一条适合我国绿色低碳炼铁的技术路线。

富氢碳循环高炉工艺采用氧气鼓风替代空气鼓风，并对炉顶煤气产生的CO2进行脱除，然后将经过处理的煤气返回高炉进行循环利用，富氢碳循环高炉的优点有：①采用无氮气鼓风，高炉排放的氮氧化物很少；②风口回旋区的含氧率高，可以提高煤粉的燃烧率和喷煤量，降低焦比；③还原气浓度高，间接还原改善。④氢气还原以其零排放、无污染、高还原率的特点被视为最具发展前景的清洁能源，以其替代焦炭和煤是从根本上减少CO2排放的手段。

目前对于富氢碳循环高炉理论研究很多，大多通过综合数学模型以及数值模拟等手段探究富氢碳循环高炉在节能降耗方面的能力。秦民生结合热化学模型和动力学模型研究得出富氢碳循环高炉具备节约70％焦炭的可能；She X F等人建立直接还原度与碳耗的新关系图，得出富氢碳循环高炉理论最低碳耗为261kg/t；东北大学方面将多区域约束模型与Visual basic编程软件相结合，得出富氢碳循环高炉可以降低碳耗91kg/t；北京科技大学建立了富氢碳循环高炉炉身炉腹区传输与反应模型、风口回旋区燃烧模型和炉外煤气能质平衡模型耦合，得出富氢碳循环高炉综合能耗和CO2净排放可分别降低6.4％和35.7％。

目前对于富氢碳循环高炉的综合数学模型研究已经相对完善，但是在不同的冶炼模式下富氢碳循环高炉的极限能耗研究相对较少，在探索新炼铁工艺的节能减排潜力方面具有广阔的应用前景。

发明内容

本发明的目的在于提供一种用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法，其能够探究不同冶炼模式下的极限能耗，探索新炼铁工艺的节能减排潜力，并综合考虑了热平衡计算中各项热支出和热收入，计算结果更精准。在探索新炼铁工艺的节能减排潜力方面具有广阔的应用前景。

为实现上述目的，本发明提供了一种用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法，包括：

针对热化学模型、多区域热平衡模型、动力学模型设定约束条件；

根据所述热化学模型、所述多区域热平衡模型、所述动力学模型，以及高炉内部煤气和炉料温度在高度方向上的变化，将高炉自下到上分为风口回旋区、下部热交换区、上部热交换区三个部分。

进一步地，将高炉炉料温度1000℃、高炉煤气温度1050℃中的任意一种作为上部热交换区和下部热交换区的温度边界，将风口理论燃烧温度作为下部热交换区的温度上限，将冷料入炉温度作为上部热交换区的温度下限。

进一步地，所述约束条件应当同时满足以下要求：(1)物料平衡相对误差小于0.1％；(2)全炉热平衡热损失绝对值不小于4×10⁵kJ；(3)所述风口回旋区理论燃烧温度不低于2100℃；(4)所述上部热交换区、所述下部热交换区的热损失比例大于0％。

进一步地，所述高炉在喷吹脱碳循环过程中，通过以下公式计算直接还原度Rd：

r_d ⁰——全焦冶炼Rd值

Tb——热风温度，K

——鼓风湿度,％

S——还原性物质的喷吹量，m³(kg)/(kg)

λ——表明喷吹物化学成分的系数

λ＝0.2(C)+0.9(H)

C、H——单位喷吹物中碳和氢的含量，m³/m³(m³/kg)。

进一步地，所述高炉同时喷吹三种补充物，三种补充物的数量分别为s1、s2、s3(m2/kg，kg/kg)时：

sλ＝s₁λ₁+s₂λ₂+s₃λ₃

向炉缸喷吹的气体燃料：

λ₁＝0.2(C)₁+0.9(H)₁

向炉缸喷吹的液体或固体燃料：

(C)₂＝1/12×22.4×C^p

(H)₂＝1/2×22.4^p+1/18×22.4W^p

λ₂＝0.2(C)₂+0.9(H)₂

向炉身喷吹还原性气体：

λ₃＝0.2(C)₃+0.9(H)₃

根据公式(1)，结合全氧高炉喷吹燃料以及鼓风湿度改变的影响，求得不同操作条件下高炉内部矿石还原的直接还原度。

进一步地，所述补充物包括还原性气体和固体物料中的至少一种。

进一步地，高炉炉身和炉缸通入脱碳循环煤气后，ηCO和ηH2成为衡量煤气化学能利用程度的指标，高炉H2利用率用下面公式表示：

φH₂——冶炼单位生铁由原燃料带入高炉的H2量，m3

φH₂O——H₂还原FeO生成H2O量，m3。

进一步地，所述风口理论燃烧温度Tf的计算公式如下：

式中：Q_c为风口焦炭燃烧放热，kJ·t-1；Q_fuel为喷吹燃料燃烧放热，kJ·t-1；Q_coke为焦炭带入的显热，kJ·t-1；Q_缸循为炉缸循环煤气带入显热，kJ·t-1；Q_w为燃料和鼓风中水分反应耗热，kJ·t-1；Q_decom为燃料分解耗热，kJ·t-1；Q_H2Oi为炉缸喷吹循环煤气中水分发生水煤气反应耗热，kJ·t-1；_CO2i为炉缸喷吹循环煤气中CO2发生碳素溶损反应耗热，kJ·t-1；C_g为风口回旋区煤气平均热容，kJ/(℃·m3)；V_g为风口回旋区煤气量，m3·t-1；c_a-coke为焦炭灰分平均热容，kJ/(℃·m3)；m_a-coke为焦炭灰分量，kg·t-1；c_a-coal为煤粉灰分平均热容，kJ/(℃·m3)；m_a-coal为煤粉灰分量，kg·t-1；c_w为未燃煤粉平均热容，kJ/(℃·m3)；m_w为未燃煤粉量，kg·t-1。

进一步地，当煤气释放热量与炉料升温吸收热量相等时，则区域热平衡计算达到平衡，上部热交换区的质能平衡计算公式如下：

Q_损＝G_gC_g(T_g-T_g′)-G_sC_s(T_s-T_s′)-Q_间接

式中，G_g—炉气流量，m³·t-1；C_g—炉气的比热容，kJ·℃·m³；G_s—炉料质量料流，kg·t-1；C_s—炉料的比热容，kJ·℃·m³；T_g—上、下部热交换区煤气边界温度，℃；T_g′—炉顶煤气温度，℃；T_s—上、下部热交换区炉料边界温度，℃；

T_s′—炉料入炉温度，℃；Q_间接—间接还原耗热，kJ。

进一步地，当煤气释放热量与炉料升温吸收热量相等时，则区域热平衡计算达到平衡，下部热交换区质能平衡计算公式如下：

Q_损＝_g″C_g(T_g-T_理)-G_PigC_pig(T_s-T_pig)-G_slagC_slag(T_s-T_slag)-Q_直-Q_脱硫

式中，G_g″—炉气流量，m³·t-1；G_Pig—铁水质量，kg·t-1；C_Pig—铁水比热容，kJ·℃·kg；T_pig—出铁温度，℃；G_Pig—炉渣质量，kg·t-1；；C_Pig—炉渣比热容，kJ·℃·kg；T_pig—出渣温度，℃；Q_直—直接还原耗热，kJ；Q_脱硫—脱硫耗热，kJ。

与现有技术相比，根据本发明的用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法，通过建立模型并与热风炉计算模型耦合得出炉顶煤气分配给热风炉的比例，以满足循环煤气的热量要求。通过设置约束条件，得出炉缸单风口喷吹的冶炼模式下的极限能耗以及高炉冶炼参数，对于后续在探索炼铁新工艺的节能减排潜力方面具有广泛的应用前景。

附图说明

图1是根据本发明一实施方式的富氢碳循环高炉模型与热风炉模型耦合示意图；

图2是根据本发明一实施方式的顶煤气循环富氢碳循环高炉示意图；

图3是根据本发明一实施方式的约束条件的示意图。

具体实施方式

下面对本发明的具体实施方式进行详细描述，但应当理解本发明的保护范围并不受具体实施方式的限制。

除非另有其它明确表示，否则在整个说明书和权利要求书中，术语“包括”或其变换如“包含”或“包括有”等等将被理解为包括所陈述的元件或组成部分，而并未排除其它元件或其它组成部分。

如图1至图3所示为本发明优选实施方式的用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法中涉及的相关结构、方法示意图，其中，用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法，包括：

针对热化学模型、多区域热平衡模型、动力学模型设定约束条件；

根据热化学模型、多区域热平衡模型、动力学模型，以及高炉内部煤气和炉料温度在高度方向上的变化，将高炉自下到上分为风口回旋区、下部热交换区、上部热交换区三个部分。通过热化学模型、多区域热平衡模型、动力学模型等多个模型的耦合，不再需要额外的手动修正，结果更准确。

其中，在风口回旋区：燃料和鼓风中的氧接触燃烧并释放大量热量，是高炉内温度最高的区域，极易发生碳素溶损反应和水煤气反应，所以焦炭以及喷吹煤粉中的C只能生成CO。

在下部高温热交换区：由于煤气刚刚从风口燃烧带产生，与炉料之间的温差较大，热交换剧烈，煤气温度降低，炉料温度升高，渣铁融化和滴落发生在此区域；富氢碳循环高炉直接还原反应在此区域发生。

在上部热交换区：新的冷态炉料刚刚进入炉内，与自高炉下部向上运动的煤气以及炉身通入的高温煤气接触，温差较大，热交换剧烈；间接还原发生在此区域。

进一步地，将高炉炉料温度1000℃、高炉煤气温度1050℃中的任意一种作为上部热交换区和下部热交换区的温度边界，将风口理论燃烧温度作为下部热交换区的温度上限，将冷料入炉温度作为上部热交换区的温度下限。

进一步地，约束条件应当同时满足以下要求：(1)物料平衡相对误差小于0.1％；(2)全炉热平衡热损失绝对值不小于4×10⁵kJ；(3)风口回旋区理论燃烧温度不低于2100℃；(4)上部热交换区、下部热交换区的热损失比例大于0％。通过设置约束条件，得出炉缸单风口喷吹的冶炼模式下的极限能耗以及高炉冶炼参数，得出的参数能够满足高炉正常冶炼的热力学和动力学条件。

进一步地，高炉喷吹脱碳循环煤气之后，由于煤气N2含量减少，还原性气体比例增加，提高炉内还原性气氛，改变了铁氧化物和C气化的条件，有利于高炉内部铁氧化物的间接还原的发展，降低了直接还原度，高炉在喷吹脱碳循环过程中，通过以下公式计算直接还原度Rd：

r_d ⁰——全焦冶炼Rd值

Tb——热风温度，K

——鼓风湿度,％

S——还原性物质的喷吹量，m³(kg)/(kg)

λ——表明喷吹物化学成分的系数

λ＝0.2(C)+0.9(H)

C、H——单位喷吹物中碳和氢的含量，m³/m³(m³/kg)。

进一步地，高炉同时喷吹三种补充物，三种补充物的数量分别为s1、s2、s3(m2/kg，kg/kg)时：

sλ＝s₁λ₁+s₂λ₂+s₃λ₃

向炉缸喷吹的气体燃料：

λ₁＝0.2(C)₁+0.9(H)₁

向炉缸喷吹的液体或固体燃料：

(C)₂＝1/12×22.4×C^p

(H)₂＝1/2×22.4^p+1/18×22.4W^p

λ₂＝0.2(C)₂+0.9(H)₂

向炉身喷吹还原性气体：

λ₃＝0.2(C)₃+0.9(H)₃

根据公式(1)，结合全氧高炉喷吹燃料以及鼓风湿度改变的影响，求得不同操作条件下高炉内部矿石还原的直接还原度。

进一步地，补充物包括还原性气体和固体物料中的至少一种。

进一步地，高炉炉身和炉缸通入脱碳循环煤气后，ηCO和ηH2成为衡量煤气化学能利用程度的指标，高炉H2利用率用下面公式表示：

φH₂——冶炼单位生铁由原燃料带入高炉的H2量，m3

φH₂O——H₂还原FeO生成H2O量，m3。

进一步地，生产实践证明CO和H2的利用率有正相关的关系，关于氢气利用的经验公式为：

进一步地，实现全炉热平衡的计算公式如下所示：

式中：Q_C为碳素氧化热，kJ·t-1；Q_C→CO为直接还原中碳氧化成CO放热，kJ·t-1；

为间接还原CO氧化成CO2放热，kJ·t-1；

为间接还原H2氧化成H2O放热，kJ·t-1；Q_r为循环煤气带入的物理热，包括炉缸循环煤气和炉身循环煤气，kJ·t-1；Q_氧化为氧化物分解耗热，kJ·t-1；Q_脱硫为脱硫耗热kJ·t-1；Q_燃料分解为喷吹煤粉分解耗热，kJ·t-1；Q_slag为炉渣带走焓，kJ·t^-1；Q_pig为铁水带走焓，kJ·t-1；Q_dust为炉尘带走焓，kJ·t-1；Q_顶气为炉顶煤气带走热量，kJ·t-1；Q_水为炉料中水分蒸发、加热到炉顶温度耗热，kJ·t-1；Q_损为热损失，kJ·t-1。

进一步地，风口理论燃烧温度Tf的计算公式如下：

式中：Q_c为风口焦炭燃烧放热，kJ·t-1；Q_fuel为喷吹燃料燃烧放热，kJ·t-1；Q_coke为焦炭带入的显热，kJ·t-1；Q_缸循为炉缸循环煤气带入显热，kJ·t-1；Q_w为燃料和鼓风中水分反应耗热，kJ·t-1；

为燃料分解耗热，kJ·t-1；

为炉缸喷吹循环煤气中水分发生水煤气反应耗热，kJ·t-1；

为炉缸喷吹循环煤气中CO2发生碳素溶损反应耗热，kJ·t-1；C_g为风口回旋区煤气平均热容，kJ/(℃·m3)；V_g为风口回旋区煤气量，m3·t-1；c_a-coke为焦炭灰分平均热容，kJ/(℃·m3)；m_a-coke为焦炭灰分量，kg·t-1；c_a-coal为煤粉灰分平均热容，kJ/(℃·m3)；m_a-coal为煤粉灰分量，kg·t-1；c_w为未燃煤粉平均热容，kJ/(℃·m3)；m_w为未燃煤粉量，kg·t-1。

进一步地，高炉富氧或者全氧操作之后，理论燃烧温度升高，产生“上冷下热”的现象，虽然全炉热平衡可能依旧处于合理范围之内，但是对于“上冷下热”现象已经不能进行充分的表征，区域的能量利用方面已经明显不合理，传统的计算方法难以满足全氧高炉循环煤气的计算。因此本文在全炉热平衡的基础上进行区域热平衡模型设计，将高炉自下而上分为风口回旋区、下部热交换区、上部热交换区，以同样数量的热量在不同的区域有不同的作用，同时对于燃料比的影响也各有不同为依据。

区域模型计算中风口回旋区理论燃烧温度计算在上文已经详细叙述，目前主要进行上、下部热交换区的平衡计算，模型将高炉炉料温度1000℃、高炉煤气温度1050℃作为上下部热交换区的温度边界，风口理论燃烧温度作为下部热交换区温度上限，冷料入炉温度(炉顶煤气温度)作为上部热交换区的温度下限，总体的计算依据于煤气自高炉下部向上移动，炉料自高炉上部下移，当煤气释放热量与炉料升温吸收热量大致相等时，可以认为区域热平衡计算达到平衡，在煤气量足够的前提条件下，此时炉料能够得到充分预热。当煤气释放热量与炉料升温吸收热量相等时，则区域热平衡计算达到平衡，上部热交换区的质能平衡计算公式如下：

Q_损＝T_gC_g(T_g-T_g′)-G_sC_s(T_s-T_s′)-Q_间接

式中，G_g—炉气流量，m³·t-1；C_g—炉气的比热容，kJ·℃·m³；G_s—炉料质量料流，kg·t-1；C_s—炉料的比热容，kJ·℃·m³；T_g—上、下部热交换区煤气边界温度，℃；T_g′—炉顶煤气温度，℃；T_s—上、下部热交换区炉料边界温度，℃；

T_s′—炉料入炉温度，℃；Q_间接—间接还原耗热，kJ。

进一步地，当煤气释放热量与炉料升温吸收热量相等时，则区域热平衡计算达到平衡，下部热交换区质能平衡计算公式如下：

Q_损＝G_g″C_g(T_g-T_理)-G_PigC_pig(T_s-T_pig)-G_slagC_slag(T_s-T_slag)-Q_直-Q_脱硫

式中，G_g″—炉气流量，m³·t-1；G_Pig—铁水质量，kg·t-1；C_Pig—铁水比热容，kJ·℃·kg；T_pig—出铁温度，℃；G_Pig—炉渣质量，kg·t-1；；C_Pig—炉渣比热容，kJ·℃·kg；T_pig—出渣温度，℃；Q_直—直接还原耗热，kJ；Q_脱硫—脱硫耗热，kJ。

图2所示为富氢碳循环高炉模型与热风炉模型耦合示意图，高炉模型将炉顶煤气成分和脱碳煤气成分数据输入热风炉模型，热风炉模型经过计算，手动将热风炉效率调整至80％；输出单位脱碳煤气(1200℃)需要的炉顶煤气量给高炉模型，然后高炉模型基于得到的数据重新调整炉顶煤气分配，重新输入给热风炉模型，经过多次计算得出准确的炉顶煤气成分和脱碳煤气成分以及单位脱碳煤气加热至1200℃所需要的炉顶煤气量。

本发明的方法建立了富氢碳循环高炉数学模型，将高炉自上而下分为上部热交换区、下部高温热交换区、风口回旋区三部分，当满足(1)物料平衡相对误差小于0.1％；(2)以当前高炉规模全炉热平衡热损失绝对值不小于kJ；(3)风口回旋区理论燃烧温度不低于2100℃；(4)上部热交换区、下部热交换区热损失比例大于0％，在同时满足这四项限制条件的情况下分析不同工况下(富氢碳循环高炉单风口喷吹、富氢碳循环高炉双风口喷吹)的极限能耗。在理论模型中，只有当全炉热损失以及区域热损失足够时，才能保证全炉冶炼要求，当上部热交换区热损失过多的时候，在实际高炉冶炼过程中则表现为炉顶煤气温度升高；当下部热交换区热损失过多的时候，在实际高炉冶炼过程中则表现为出渣、出铁温度升高。

本发明实施例提供的用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法，通过建立模型并与热风炉计算模型耦合得出炉顶煤气分配给热风炉的比例，以满足循环煤气的热量要求。通过设置约束条件，得出炉缸单风口喷吹的冶炼模式下的极限能耗以及高炉冶炼参数，对于后续在探索炼铁新工艺的节能减排潜力方面具有广泛的应用前景。

前述对本发明的具体示例性实施方案的描述是为了说明和例证的目的。这些描述并非想将本发明限定为所公开的精确形式，并且很显然，根据上述教导，可以进行很多改变和变化。对示例性实施例进行选择和描述的目的在于解释本发明的特定原理及其实际应用，从而使得本领域的技术人员能够实现并利用本发明的各种不同的示例性实施方案以及各种不同的选择和改变。本发明的范围意在由权利要求书及其等同形式所限定。

Claims (10)

1.一种用于计算富氢碳循环高炉极限能耗的能质平衡方法，其特征在于，包括：

针对热化学模型、多区域热平衡模型、动力学模型设定约束条件；

根据所述热化学模型、所述多区域热平衡模型、所述动力学模型，以及高炉内部煤气和炉料温度在高度方向上的变化，将高炉自下到上分为风口回旋区、下部热交换区、上部热交换区三个部分。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，将高炉炉料温度1000℃、高炉煤气温度1050℃中的任意一种作为上部热交换区和下部热交换区的温度边界，将风口理论燃烧温度作为下部热交换区的温度上限，将冷料入炉温度作为上部热交换区的温度下限。

3.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述约束条件应当同时满足以下要求：(1)物料平衡相对误差小于0.1％；(2)全炉热平衡热损失绝对值不小于4×10⁵kJ；(3)所述风口回旋区理论燃烧温度不低于2100℃；(4)所述上部热交换区、所述下部热交换区的热损失比例大于0％。

4.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，所述高炉在喷吹脱碳循环过程中，通过以下公式计算直接还原度Rd：

r_d ⁰——全焦冶炼Rd值

Tb——热风温度，K

——鼓风湿度,％

S——还原性物质的喷吹量，m³(kg)/(kg)

λ——表明喷吹物化学成分的系数

λ＝0.2(C)+0.9(H)

C、H——单位喷吹物中碳和氢的含量，m³/m³(m³/kg)。

5.根据权利要求4所述的方法，其特征在于，所述高炉同时喷吹三种补充物，三种补充物的数量分别为s1、s2、s3(m2/kg，kg/kg)时：

sλ＝s₁λ₁+s₂λ₂+s₃λ₃

向炉缸喷吹的气体燃料：

λ₁＝0.2(C)₁+0.9(H)₁

向炉缸喷吹的液体或固体燃料：

(C)₂＝1/12×224×C^p

(H)₂＝1/2×22.4H^p+1/18×22.4W^p

λ₂＝0.2(C)₂+0.9(H)₂

向炉身喷吹还原性气体：

λ₃＝0.2(C)₃+0.9(H)₃

根据公式(1)，结合全氧高炉喷吹燃料以及鼓风湿度改变的影响，求得不同操作条件下高炉内部矿石还原的直接还原度。

6.根据权利要求5所述的方法，其特征在于，所述补充物包括还原性气体和固体物料中的至少一种。

7.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，高炉炉身和炉缸通入脱碳循环煤气后，ηCO和ηH2成为衡量煤气化学能利用程度的指标，高炉H2利用率用下面公式表示：

φH₂——冶炼单位生铁由原燃料带入高炉的H2量，m3

φH₂O——H₂还原FeO生成H20量，m3。

8.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，所述风口理论燃烧温度Tf的计算公式如下：

式中：Q_c为风口焦炭燃烧放热，kJ·t-1；Q_fuel为喷吹燃料燃烧放热，kJ·t-1；Q_coke为焦炭带入的显热，kJ·t-1；Q_缸循为炉缸循环煤气带入显热，kJ·t-1；Q_w为燃料和鼓风中水分反应耗热，kJ·t-1；Q_decom为燃料分解耗热，kJ·t-1；

为炉缸喷吹循环煤气中水分发生水煤气反应耗热，kJ·t-1；

为炉缸喷吹循环煤气中CO2发生碳素溶损反应耗热，kJ·t-1；C_g为风口回旋区煤气平均热容，kJ/(℃·m3)；V_g为风口回旋区煤气量，m3·t-1；c_a-coke为焦炭灰分平均热容，kJ/(℃·m3)；m_a-coke为焦炭灰分量，kg·t-1；c_a-coal为煤粉灰分平均热容，kJ/(℃·m3)；m_a-coal为煤粉灰分量，kg·t-1；c_w为未燃煤粉平均热容，kJ/(℃·m3)；m_w为未燃煤粉量，kg·t-1。

9.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，当煤气释放热量与炉料升温吸收热量相等时，则区域热平衡计算达到平衡，上部热交换区的质能平衡计算公式如下：

Q_损＝G_gC_g(T_g-T_g′)-G_sC_s(T_s-T_s′)-Q_间接

式中，G_g-炉气流量，m³·t-1；C_g-炉气的比热容，kJ·℃·m³；G_s-炉料质量料流，kg·t-1；C_s-炉料的比热容，kJ·℃·m³；T_g-上、下部热交换区煤气边界温度，℃；T_g′-炉顶煤气温度，℃；T_s-上、下部热交换区炉料边界温度，℃；

T_s′-炉料入炉温度，℃；Q_间接-间接还原耗热，kJ。

10.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，当煤气释放热量与炉料升温吸收热量相等时，则区域热平衡计算达到平衡，下部热交换区质能平衡计算公式如下：

Q_损＝G_g″C_g(T_g-T_理)-G_PigC_pig(T_s-T_pig)-G_slagC_slag(T_s-T_slag)-Q_直-Q_脱硫

式中，G_g″-炉气流量，m³·t-1；G_Pig-铁水质量，kg·t-1；C_Pig-铁水比热容，kJ·℃·kg；T_pig-出铁温度，℃；G_Pig-炉渣质量，kg·t-1；；C_Pig-炉渣比热容，kJ·℃·kg；T_pig-出渣温度，℃；Q_直-直接还原耗热，kJ；Q_脱硫-脱硫耗热，kJ。

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