高爐風口鼓風均勻性及風口參數調節研究

梅亞光，程樹森，李洋龍

（北京科技大學冶金與生態工程學院，北京100083）

高爐風口鼓風均勻性及風口參數調節研究

梅亞光，程樹森，李洋龍

（北京科技大學冶金與生態工程學院，北京100083）

采用數值模擬的方法對典型的大中小3種不同容積的高爐的風口均勻性進行了研究，并分析了風口調節措施對鼓風參數的影響。結果表明：風口鼓風參數分布規律與熱風圍管中各支管位置處的壓力分布規律一致，高爐風口尺寸相同時，各風口鼓風參數也不同；高爐圓周方向各風口的鼓風參數存在最大及最小值，對于不同容積的高爐，達到最值的風口位置也隨之變化；總風量增加時，風口不均勻性增加，大高爐鼓風動能不均勻性最大?？傦L量不變時，減小某風口的面積，該風口的風量、鼓風動能并未增加；風口長度的增加對高爐鼓風參數的調節影響不大。

高爐風口；均勻性；鼓風參數；風口調節；數值模擬

高爐風口均勻性及鼓風參數的調節對高爐的長壽、高效及節能減排至關重要，風口不均勻會導致高爐圓周方向爐缸活躍性不一致，同時影響高爐生鐵質量，鼓風參數的調節是高爐日常操作的重要環節。但由于高爐送風系統的復雜性及檢測的困難性，導致高爐風口鼓風均勻性的研究較少。對于這種高速流動的高溫氣體，一般采用數值模擬的方法對該類型的問題進行研究。

在高爐生產過程中，一般要求風口參數保持固定，不能輕易改動，但是在高爐出現爐況不順行時，高爐操作者經常需要調節風量、風口直徑或長度以及配合上部調劑使高爐恢復順行。吳狄峰［1］等以1 200 m3高爐送風系統為研究對象，通過數值模擬的方法研究得出，調整風口直徑是對風口流量的重新分配，而不是對速度的重新分配，總風量不變時，縮小少數幾個風口面積會使各風口風速都增大，而面積減小的風口風量和鼓風動能會減小，其他風口的鼓風動能增大。肖永忠［2］等以2 200 m3高爐送風系統為研究對象，通過建立數學模型和1：10.6的物理模型，研究得出縮小一個或少量幾個風口的直徑，風速下降，鄰近風口風速增加，當全部或大部分風口的直徑縮小時，整個風口的平均風速才會增加。李洋龍［3］等以3 200 m3高爐送風系統為研究對象，將送風系統簡化成一個由風口小套組成的并聯管路，建立了風口壓力損失的機理模型，經過理論計算定量給出各風口調整前后的風量、風速和鼓風動能。

以上研究對于認識高爐風口風量分配規律有參考意義，但其研究只針對某一類型的高爐。隨著我國高爐容積的大型化，5 500 m3特大型高爐的風口均勻性巫需研究。本文分別以800 m3、2 000 m3和5 500 m3高爐為研究對象，利用CFX 15.0研究了風口結構相同時的送風系統內熱風流動過程以及縮小風口面積和增加風口長度對各風口鼓風參數的影響。

1　物理模型及計算條件

圖1所示為高爐送風系統截面圖，熱風從熱風總管和熱風圍管接口處進人圍管，然后逐一分配到各個熱風支管，再經過直吹管，最后經過風口送人高爐爐腹，在風口前端形成風口回旋區。

圖1　高爐送風系統截面示意圖

圖2所示為計算過程中用到的三種不同容積高爐的送風系統物理模型俯視圖及風口編號情況，其主要尺寸見表1。一般來說，高爐的容積越大，其風口數目越多。

圖2　送風系統物理模型俯視圖及風口編號情況

表1　三種容積高爐送風系統主要尺寸

因為送風系統絕熱較好，熱風在流動的過程中溫度基本保持不變，所以將流動過程看成是等溫過程。風口的風速遠遠小于當地的聲速，馬赫數遠小于1，故可將熱風的流動當作等溫不可壓縮湍流處理，計算模型選用標準k-ε雙方程模型，壁面設為無滑移壁面，近壁面處流動采用壁面函數進行處理，壁面粗糙度為6.3 μm，熱風密度為1.262 kg/m3，動力學茹度為5.442×10-5kg/（m·s），三種不同容積高爐的正常鼓風量在2 200 m3/min、3 500 m3/min及8 400 m3/min上下波動，故人口速度分別設置為27.639 m/ s、33.693 m/s及50.763 m/s，出口邊界采用壓力邊界條件，出口表壓分別設置為3.2×105Pa、4×105Pa及4.5×105Pa。

2　計算結果及分析

2.1流場分析

不同容積高爐送風系統內部熱風流動情況基本類似，所以本文僅以5 500 m3高爐為例研究送風系統的熱風流動情況。圖3（a）和3（b）分別為送風系統內部熱風速度分布云圖和熱風流線圖，從圖中可以看出，在熱風總管與圍管交接的三岔口處，存在一個半圓形的速度梯度區域，在熱風總管兩側的圍管內部存在兩處較大的渦流，分別位于20#和23#支管正上方。圖4為其中一側渦流處熱風速度矢量圖，從圖中可以看出，貼近23#支管處熱風流動速度較大，隨后部分熱風改變流動方向，向圍管上壁面流動，一部分熱風向上流動后，返回與初始氣流匯合從而形成渦流，渦流中心熱風速度較小。熱風在圍管中向兩側流動時速度逐漸減小，在總管正對面處，兩股熱風交匯，速度達到最小。圖5為熱風在16#～21#熱風支管中流動的速度矢量圖，從圖中可以看出，除19#支管外，其他5個支管內均存在渦流，渦流區域在支管中上部靠近總管的一側，因為送風系統的高度對稱性，在22#～27#支管中存在同樣的現象，并且隨著熱風繼續向兩側流動，支管中渦流逐漸消失。在直吹管和風口中，隨著流動橫截面積的減小，熱風流動速度逐漸增加，在風口前端，熱風流動速度達到最大約257 m/s。

圖3　送風系統內熱風速度云圖及流線圖

圖4　圍管中渦流處熱風速度矢量圖

圖5　16#～21#支管中熱風速度矢量圖

2.2壓力分布

圖6為5 500 m3高爐送風系統內部壓力分布云圖，從圖中可以看出，在熱風總管與圍管交接的三岔口處，同樣存在一個半圓形的壓力梯度區域，該區域中心的壓力值最大約494.93 kPa，而在20#和23#支管上方的壓力值最小約493.09 kPa，所以在熱風流向兩側的過程中，圍管中的熱風壓力先減小后增大。在直吹管和風口中，壓力值隨著熱風流動橫截面積的減小而減小，在風口前端達到最小值約450 kPa。熱風從總管到風口前端，壓力逐漸減小，熱風經過送風系統的過程中所受的阻力損失包括管道內表面摩擦引起的沿程阻力損失和因管道截面變化引起的局部阻力損失［4］。

圖6　5500m3高爐送風系統內壓力分布云圖

2.3圍管中壓力分布對風口均勻性的影響

由于送風系統是通過熱風總管將熱風送人熱風圍管中，然后再分配到各個風口，這種分配方式本身就會造成風口鼓風參數的不均勻。生產數據顯示，即便各風口的尺寸完全相同也并不能保證熱風在圓周上保持均勻，在生產過程中發現在圍管與總管接口的三岔口處的風口進風量要高于對面風口，該風口位置是多次發生管道的部位［5］。

圖7為風口風速與圍管內壓力分布的關系，其中風速是指各風口出口截面上的熱風速度平均值，熱風圍管內的絕對壓力值是指圍管軸線與各支管軸線交點處的熱風絕對壓力值。

圖7　風口風速與圍管內壓力分布的關系圖

從圖7中可以看出，對于800 m3高爐，各風口風速關于熱風總管呈近似V形的對稱分布，在熱風總管兩側的9#和10#風口處風速最小約為212.6 m/ s，在熱風總管正對面的風口處風速最大約為215.5 m/s；對于2 000 m3高爐，各風口風速關于熱風總管呈近似W形的對稱分布，在熱風總管兩側的13#和16#風口處風速最小約為198.4 m/s，在熱風總管正對面的風口處風速最大約為201.1 m/s，而在總管兩側最近的14#和15#風口風速較大約為199.8 m/s；同樣對于5 500 m3高爐，各風口風速關于總管呈近似W形的對稱分布，不同的是總管兩側最近的21#和22#風口風速達到最大值約為258.4 m/s，而相鄰的19#、20#、23#、24#風口速度達到最小值約為254.3 m/s；因為各風口面積和長度完全相同，所以風量和鼓風動能遵循同樣的分布規律。

比較三種不同容積高爐送風系統熱風圍管中壓力分布與對應風口的風速分布可以發現，兩者分布規律相似，所以在各風口的長度和直徑都相同的情況下，送風系統的送風不均勻性主要來源于熱風圍管中壓力分布的不均勻性，無論大小高爐，風速最小的風口都分布在總管附近，對于中小高爐，風速最大的風口大都分布風口正對面，對于風口數目較多的大高爐，風速最大的風口為距離總管最近的兩個風口。

2.4總鼓風量對風口均勻性的影響

方差是一種常用的衡量數據離散程度的指標，對于三種不同容積的高爐，分別計算了5種不同總鼓風量下的各鼓風參數的方差，作為評價鼓風參數圓周均勻性的指標。如圖8所示為鼓風參數均勻性與總鼓風量的關系，從圖中可以看出，無論高爐大小，隨著總鼓風量的增加，風速、風量和鼓風動能的方差都增加，即風口不均勻性將隨著總送風量的增加而增加，而且風速和風量的方差基本隨著總鼓風量的增加而線性增加，鼓風動能方差的增加幅度較為明顯，即鼓風動能的不均勻性隨著總鼓風量的增加而產生的變化較大。對于中小型高爐，其鼓風參數方差始終維持在較小的范圍內，對于大高爐，其風速和風量方差均較小，但鼓風動能方差較大，也就是說大高爐各風口鼓風動能的不均勻性較大。5 500 m3高爐總風量為8 400 m3/min時，鼓風動能最大的風口與最小的風口相差6.9 kJ/s，鼓風動能的差異性影響了高爐燃燒帶的大小和形狀，最終將影響高爐煤氣流的初始分布。

圖8　鼓風參數方差與總鼓風量的關系圖

2.5風口參數調節

高爐大型化是煉鐵技術發展的趨勢［6］，但是隨著高爐容積的增大，爐缸死料柱透氣性和透液性變差，中心煤氣流較弱，而邊緣煤氣流得到發展，加劇了對爐墻的沖刷［7］。高爐生產過程中需要通過調節風口改變鼓風參數來活躍爐缸中心、抑制邊緣煤氣流的發展以及減輕對鐵口的侵蝕，常用的調節方法是改變風口的面積和長度。傳統的認識為總鼓風量一定時，增加風口長度對鼓風參數影響較小，而縮小風口面積能提高風口風速和鼓風動能，但是鼓風動能也不宜過大以免影響高爐順行［8-9］，所以通常的做法是通過適當縮小風口面積來增大鼓風動能達到吹透爐缸中心的目的，或者增加風口長度，將熱風引人爐缸中心，提高爐缸中心的活躍度，但這種認識并不正確。

（1）單個風口調節

圖9為三種不同容積高爐縮小1#風口直徑20 mm對鼓風參數的影響，從圖中可以看出，縮小一個風口面積對三種不同容積高爐風口鼓風參數的影響規律是相似的，即縮小風口面積，有利于提高所有風口的風速，其中作調整的風口風速增加量遠大于其他風口，其他風口的風量和鼓風動能均有所增加，但作調整的風口的風量和鼓風動能有明顯的降低。所以對于上述三種容積高爐風口風量和鼓風動能不均勻性可以通過調整風口的直徑對其進行調整，如對于5 500 m3高爐，總管兩側最近的21#和22#風口，風量和鼓風動能最大，可以適當減小這兩個風口的直徑，從而降低風量和鼓風動能，對于鄰近的19#、20#、23#和24#風口，風量和鼓風動能最小，可以適當增加這兩個風口的直徑，增加風量和鼓風動能。同樣對于800 m3或2 000 m3高爐，在總管對面，風量和鼓風動能達到最大，也可以采用相同的原理對其進行調節。而傳統認識為在總管和圍管接口選用小風口，在對面選用大風口［10］，其實高爐風口布局應根據風口鼓風參數分布情況進行調整，不能一概而論。

圖10是三種不同容積高爐增加1#風口長度70 mm對鼓風參數的影響，從圖中可以看出，增加風口長度對三種不同容積的高爐風口鼓風參數的影響都很小，但是對于作調整的風口，其風速、風量和鼓風動能都有所降低，對于其他未作調整的風口，大部分風口的鼓風參數值有少量的增加，少數風口有較小的降低，但是不管增加還是降低的風口，其變化值都較小?？偟目磥?，增加風口長度對風口的鼓風參數的影響不大，其中對于作調整的風口，鼓風參數降低值會相對大一些，對于其他未調整的風口，影響較小。

（2）多個風口調節

某鋼廠5 500 m3高爐在生產過程中為了抑制鐵口區域過快侵蝕，維持圓周方向工作均勻性，對鐵口附近的風口尺寸進行了調整，縮小、加長或者同時縮小和加長了風口，圖11為風口和鐵口位置示意圖，調整后參數如表2所示，其余未列出的風口保持不變，直徑均為130 mm，長度均為625 mm。

圖9　縮小1#風口直徑20 mm對鼓風參數的影響圖

圖10　增加1#風口長度70 mm對鼓風參數的影響圖

圖12為風口調整后鼓風參數的變化情況，從圖中可以發現，2#、10#、23#和31#縮小風口直徑5 mm后，風速增大，風量和鼓風動能降低，6#、7#、27#和28#增長風口75 mm后，風速、風量和鼓風動能均增加，但增加幅度小于其他風口，這是因為部分風口縮小直徑后，造成其余直徑不變風口鼓風參數增加，增加風口長度和縮小風口面積效果疊加后，造成這4個風口的鼓風參數增加幅度略小于其他風口，這也說明縮小風口直徑對鼓風參數的影響遠大于增加風口長度。15#、16#、36#和37#既縮小了風口直徑，又增加了風口長度，所以風量和鼓風動能的降低幅度最大。

圖11　高爐風口與鐵口位置示意圖

表2　鐵口附近風口尺寸調整后的參數

圖12　鐵口附近風口尺寸調整對鼓風參數的影響圖

3　結論

（1）本文采用數值模擬的方法對國內典型的大中小三種不同容積高爐的風口均勻性及影響因素進行了研究，研究結果與生產現象和已有文獻報道吻合，間接驗證了模型的合理性。

（2）高爐風口尺寸相同時，各風口鼓風參數也不同，鼓風參數分布與熱風圍管中各支管處壓力分布規律一致；對于不同容積的高爐，鼓風參數達到最值的風口位置也隨之變化，800 m3高爐鼓風參數最大風口分布于熱風總管正對面，最小風口為9#和10#；2 000 m3高爐鼓風參數最大風口同樣分布于熱風總管正對面，最小風口為13#和16#；5 500 m3高爐鼓風參數最大風口為距離總管最近的21#和22#，最小風口為相鄰的19#、20#和23#、24#。

（3）對于不同容積高爐，鼓風參數不均勻性都隨著總鼓風量的增大而增大，大高爐的鼓風動能不均勻性最大。

（4）總風量不變的情況下，縮小風口面積使得所有其他未調整風口的風速、風量以及鼓風動能增加，而縮小面積的風口風速增加幅度最大，其風量和鼓風動能則減??；增加風口長度對其他未調整風口的風速、風量和鼓風動能影響很小，而增加長度的風口的風速、風量和鼓風動能有較小的下降；對多個風口的面積和長度同時進行調整時，面積調整為主要影響因素。

［1］吳狄峰，程樹森，趙宏博，等.風口尺寸對高爐操作影響的研究［J］.鋼鐵，2008，43（4）：18-23.

［2］肖永忠，梁南山，畢學工，等.漣鋼2 200 m3高爐風口供風特性研究［J］.煉鐵，2006，25（1）：45-47.

［3］李洋龍，程樹森，陳川，等.合理調整高爐風口參數的數學模型及措施［J］.鋼鐵，2015，50（6）：26-34.

［4］陳輝，張衛東，馬澤軍，等.高爐送風系統壓力損失的理論解析［J］.鋼鐵，2011，46（2）：22-25.

［5］張慶東，孫占國，韓云平.安鋼2 200 m3高爐合理送風制度探析［J］.煉鐵，2009，28（4）：33-34.

［6］ZHOU Dongdong，CHENG Shusen，WANG Yingsheng.Production and development of large blast furnace from 2011 to 2014 in China［J］.ISIJ International，2015，55（12）：2519-2524.

［7］朱錦明，王臣.寶鋼高爐送風制度與爐缸維護的探討［J］.煉鐵，2015，34（1）：1-4.

［8］陳川，程樹森.爐缸煤氣流分布的影響因素［J］.鋼鐵，2012，47（12）：24-29.

［9］華建明，張龍來.鼓風動能對高爐冶煉的影響及控制［J］.煉鐵，2005，24（4）：4-8.

［10］張賀順，馬洪斌，任健.首鋼高爐送風制度的基礎研究［J］.鋼鐵研究，2010，38（5）：1-5.

Study on Tuyere Blast Unirormity and Tuyere Parameters Adjustment of Blast Furnace

MEI Yaguang，CHENG Shusen，LI Yanglong
（College of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China）

The the typere uniformity of typical three different volume blast furnaces was studied using numerical simulation，and the influences of typere adjustment method on the blast parameters were also analyzed.The result showed that the distribution of blast parameters matched well with the pressure distribution in the bustle pipe.When the sizes of tuyeres were same，the blast parameters of tuyeres would be different from each other.There are maximum and minimum blast parameters among all of the blast parameters of tuyeres.To blast furnaces of different volumes，the location of the tuyeres whose blast parameters are largest or smallest would be different.When the total blast volume increased，the nonuniformity of blast parameters would be larger.The non-uniformity of blast kinetic energy of large blast furnace was largest.At the condition of constant total blast volume，decreasing the area of one tuyere would not raise the blast volume and kinetic energy of it.Increasing the length of tuyeres had little influence on the adjustment of blast parameters.

BF tuyeres；uniformity；blast parameters；tuyere adjustment；numerical simulation

TF543.3

A

1001-6988（2016）03-0005-06

2016-03-03

國家自然科學基金資助項目（編號：61271303）

梅亞光（1993—），男，碩士研究生，研究方向為冶金工程.