高爐風(fēng)口鼓風(fēng)均勻性及風(fēng)口參數(shù)調(diào)節(jié)研究

梅亞光，程樹森，李洋龍

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

高爐風(fēng)口鼓風(fēng)均勻性及風(fēng)口參數(shù)調(diào)節(jié)研究

梅亞光，程樹森，李洋龍

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

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

高爐風(fēng)口；均勻性；鼓風(fēng)參數(shù)；風(fēng)口調(diào)節(jié)；數(shù)值模擬

高爐風(fēng)口均勻性及鼓風(fēng)參數(shù)的調(diào)節(jié)對高爐的長壽、高效及節(jié)能減排至關(guān)重要，風(fēng)口不均勻會導(dǎo)致高爐圓周方向爐缸活躍性不一致，同時(shí)影響高爐生鐵質(zhì)量，鼓風(fēng)參數(shù)的調(diào)節(jié)是高爐日常操作的重要環(huán)節(jié)。但由于高爐送風(fēng)系統(tǒng)的復(fù)雜性及檢測的困難性，導(dǎo)致高爐風(fēng)口鼓風(fēng)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(shù)值模擬的方法對該類型的問題進(jìn)行研究。

在高爐生產(chǎn)過程中，一般要求風(fēng)口參數(shù)保持固定，不能輕易改動，但是在高爐出現(xiàn)爐況不順行時(shí)，高爐操作者經(jīng)常需要調(diào)節(jié)風(fēng)量、風(fēng)口直徑或長度以及配合上部調(diào)劑使高爐恢復(fù)順行。吳狄峰［1］等以1 200 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)為研究對象，通過數(shù)值模擬的方法研究得出，調(diào)整風(fēng)口直徑是對風(fēng)口流量的重新分配，而不是對速度的重新分配，總風(fēng)量不變時(shí)，縮小少數(shù)幾個(gè)風(fēng)口面積會使各風(fēng)口風(fēng)速都增大，而面積減小的風(fēng)口風(fēng)量和鼓風(fēng)動能會減小，其他風(fēng)口的鼓風(fēng)動能增大。肖永忠［2］等以2 200 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)為研究對象，通過建立數(shù)學(xué)模型和1：10.6的物理模型，研究得出縮小一個(gè)或少量幾個(gè)風(fēng)口的直徑，風(fēng)速下降，鄰近風(fēng)口風(fēng)速增加，當(dāng)全部或大部分風(fēng)口的直徑縮小時(shí)，整個(gè)風(fēng)口的平均風(fēng)速才會增加。李洋龍［3］等以3 200 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)為研究對象，將送風(fēng)系統(tǒng)簡化成一個(gè)由風(fēng)口小套組成的并聯(lián)管路，建立了風(fēng)口壓力損失的機(jī)理模型，經(jīng)過理論計(jì)算定量給出各風(fēng)口調(diào)整前后的風(fēng)量、風(fēng)速和鼓風(fēng)動能。

以上研究對于認(rèn)識高爐風(fēng)口風(fēng)量分配規(guī)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(fēng)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(fēng)口結(jié)構(gòu)相同時(shí)的送風(fēng)系統(tǒng)內(nèi)熱風(fēng)流動過程以及縮小風(fēng)口面積和增加風(fēng)口長度對各風(fēng)口鼓風(fēng)參數(shù)的影響。

1　物理模型及計(jì)算條件

圖1所示為高爐送風(fēng)系統(tǒng)截面圖，熱風(fēng)從熱風(fēng)總管和熱風(fēng)圍管接口處進(jìn)人圍管，然后逐一分配到各個(gè)熱風(fēng)支管，再經(jīng)過直吹管，最后經(jīng)過風(fēng)口送人高爐爐腹，在風(fēng)口前端形成風(fēng)口回旋區(qū)。

圖1　高爐送風(fēng)系統(tǒng)截面示意圖

圖2所示為計(jì)算過程中用到的三種不同容積高爐的送風(fēng)系統(tǒng)物理模型俯視圖及風(fēng)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(fēng)口數(shù)目越多。

圖2　送風(fēng)系統(tǒng)物理模型俯視圖及風(fēng)口編號情況

表1　三種容積高爐送風(fēng)系統(tǒng)主要尺寸

因?yàn)樗惋L(fēng)系統(tǒng)絕熱較好，熱風(fēng)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(fēng)口的風(fēng)速遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于當(dāng)?shù)氐穆曀?，馬赫數(shù)遠(yuǎn)小于1，故可將熱風(fēng)的流動當(dāng)作等溫不可壓縮湍流處理，計(jì)算模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型，壁面設(shè)為無滑移壁面，近壁面處流動采用壁面函數(shù)進(jìn)行處理，壁面粗糙度為6.3 μm，熱風(fēng)密度為1.262 kg/m3，動力學(xué)茹度為5.442×10-5kg/（m·s），三種不同容積高爐的正常鼓風(fēng)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(shè)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(shè)置為3.2×105Pa、4×105Pa及4.5×105Pa。

2　計(jì)算結(jié)果及分析

2.1流場分析

不同容積高爐送風(fēng)系統(tǒng)內(nèi)部熱風(fēng)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(fēng)系統(tǒng)的熱風(fēng)流動情況。圖3（a）和3（b）分別為送風(fēng)系統(tǒng)內(nèi)部熱風(fēng)速度分布云圖和熱風(fēng)流線圖，從圖中可以看出，在熱風(fēng)總管與圍管交接的三岔口處，存在一個(gè)半圓形的速度梯度區(qū)域，在熱風(fēng)總管兩側(cè)的圍管內(nèi)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(cè)渦流處熱風(fēng)速度矢量圖，從圖中可以看出，貼近23#支管處熱風(fēng)流動速度較大，隨后部分熱風(fēng)改變流動方向，向圍管上壁面流動，一部分熱風(fēng)向上流動后，返回與初始?xì)饬鲄R合從而形成渦流，渦流中心熱風(fēng)速度較小。熱風(fēng)在圍管中向兩側(cè)流動時(shí)速度逐漸減小，在總管正對面處，兩股熱風(fēng)交匯，速度達(dá)到最小。圖5為熱風(fēng)在16#～21#熱風(fēng)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(gè)支管內(nèi)均存在渦流，渦流區(qū)域在支管中上部靠近總管的一側(cè)，因?yàn)樗惋L(fēng)系統(tǒng)的高度對稱性，在22#～27#支管中存在同樣的現(xiàn)象，并且隨著熱風(fēng)繼續(xù)向兩側(cè)流動，支管中渦流逐漸消失。在直吹管和風(fēng)口中，隨著流動橫截面積的減小，熱風(fēng)流動速度逐漸增加，在風(fēng)口前端，熱風(fēng)流動速度達(dá)到最大約257 m/s。

圖3　送風(fēng)系統(tǒng)內(nèi)熱風(fēng)速度云圖及流線圖

圖4　圍管中渦流處熱風(fēng)速度矢量圖

圖5　16#～21#支管中熱風(fēng)速度矢量圖

2.2壓力分布

圖6為5 500 m3高爐送風(fēng)系統(tǒng)內(nèi)部壓力分布云圖，從圖中可以看出，在熱風(fēng)總管與圍管交接的三岔口處，同樣存在一個(gè)半圓形的壓力梯度區(qū)域，該區(qū)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(fēng)流向兩側(cè)的過程中，圍管中的熱風(fēng)壓力先減小后增大。在直吹管和風(fēng)口中，壓力值隨著熱風(fēng)流動橫截面積的減小而減小，在風(fēng)口前端達(dá)到最小值約450 kPa。熱風(fēng)從總管到風(fēng)口前端，壓力逐漸減小，熱風(fēng)經(jīng)過送風(fēng)系統(tǒng)的過程中所受的阻力損失包括管道內(nèi)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(fēng)系統(tǒng)內(nèi)壓力分布云圖

2.3圍管中壓力分布對風(fēng)口均勻性的影響

由于送風(fēng)系統(tǒng)是通過熱風(fēng)總管將熱風(fēng)送人熱風(fēng)圍管中，然后再分配到各個(gè)風(fēng)口，這種分配方式本身就會造成風(fēng)口鼓風(fēng)參數(shù)的不均勻。生產(chǎn)數(shù)據(jù)顯示，即便各風(fēng)口的尺寸完全相同也并不能保證熱風(fēng)在圓周上保持均勻，在生產(chǎn)過程中發(fā)現(xiàn)在圍管與總管接口的三岔口處的風(fēng)口進(jìn)風(fēng)量要高于對面風(fēng)口，該風(fēng)口位置是多次發(fā)生管道的部位［5］。

圖7為風(fēng)口風(fēng)速與圍管內(nèi)壓力分布的關(guān)系，其中風(fēng)速是指各風(fēng)口出口截面上的熱風(fēng)速度平均值，熱風(fēng)圍管內(nèi)的絕對壓力值是指圍管軸線與各支管軸線交點(diǎn)處的熱風(fēng)絕對壓力值。

圖7　風(fēng)口風(fēng)速與圍管內(nèi)壓力分布的關(guān)系圖

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

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

2.4總鼓風(fēng)量對風(fēng)口均勻性的影響

方差是一種常用的衡量數(shù)據(jù)離散程度的指標(biāo)，對于三種不同容積的高爐，分別計(jì)算了5種不同總鼓風(fēng)量下的各鼓風(fēng)參數(shù)的方差，作為評價(jià)鼓風(fēng)參數(shù)圓周均勻性的指標(biāo)。如圖8所示為鼓風(fēng)參數(shù)均勻性與總鼓風(fēng)量的關(guān)系，從圖中可以看出，無論高爐大小，隨著總鼓風(fēng)量的增加，風(fēng)速、風(fēng)量和鼓風(fēng)動能的方差都增加，即風(fēng)口不均勻性將隨著總送風(fēng)量的增加而增加，而且風(fēng)速和風(fēng)量的方差基本隨著總鼓風(fēng)量的增加而線性增加，鼓風(fēng)動能方差的增加幅度較為明顯，即鼓風(fēng)動能的不均勻性隨著總鼓風(fēng)量的增加而產(chǎn)生的變化較大。對于中小型高爐，其鼓風(fēng)參數(shù)方差始終維持在較小的范圍內(nèi)，對于大高爐，其風(fēng)速和風(fēng)量方差均較小，但鼓風(fēng)動能方差較大，也就是說大高爐各風(fēng)口鼓風(fēng)動能的不均勻性較大。5 500 m3高爐總風(fēng)量為8 400 m3/min時(shí)，鼓風(fēng)動能最大的風(fēng)口與最小的風(fēng)口相差6.9 kJ/s，鼓風(fēng)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(fēng)參數(shù)方差與總鼓風(fēng)量的關(guān)系圖

2.5風(fēng)口參數(shù)調(diào)節(jié)

高爐大型化是煉鐵技術(shù)發(fā)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(fā)展，加劇了對爐墻的沖刷［7］。高爐生產(chǎn)過程中需要通過調(diào)節(jié)風(fēng)口改變鼓風(fēng)參數(shù)來活躍爐缸中心、抑制邊緣煤氣流的發(fā)展以及減輕對鐵口的侵蝕，常用的調(diào)節(jié)方法是改變風(fēng)口的面積和長度。傳統(tǒng)的認(rèn)識為總鼓風(fēng)量一定時(shí)，增加風(fēng)口長度對鼓風(fēng)參數(shù)影響較小，而縮小風(fēng)口面積能提高風(fēng)口風(fēng)速和鼓風(fēng)動能，但是鼓風(fēng)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(dāng)縮小風(fēng)口面積來增大鼓風(fēng)動能達(dá)到吹透爐缸中心的目的，或者增加風(fēng)口長度，將熱風(fēng)引人爐缸中心，提高爐缸中心的活躍度，但這種認(rèn)識并不正確。

（1）單個(gè)風(fēng)口調(diào)節(jié)

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

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

（2）多個(gè)風(fēng)口調(diào)節(jié)

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

圖9　縮小1#風(fēng)口直徑20 mm對鼓風(fēng)參數(shù)的影響圖

圖10　增加1#風(fēng)口長度70 mm對鼓風(fēng)參數(shù)的影響圖

圖12為風(fēng)口調(diào)整后鼓風(fēng)參數(shù)的變化情況，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，2#、10#、23#和31#縮小風(fēng)口直徑5 mm后，風(fēng)速增大，風(fēng)量和鼓風(fēng)動能降低，6#、7#、27#和28#增長風(fēng)口75 mm后，風(fēng)速、風(fēng)量和鼓風(fēng)動能均增加，但增加幅度小于其他風(fēng)口，這是因?yàn)椴糠诛L(fēng)口縮小直徑后，造成其余直徑不變風(fēng)口鼓風(fēng)參數(shù)增加，增加風(fēng)口長度和縮小風(fēng)口面積效果疊加后，造成這4個(gè)風(fēng)口的鼓風(fēng)參數(shù)增加幅度略小于其他風(fēng)口，這也說明縮小風(fēng)口直徑對鼓風(fēng)參數(shù)的影響遠(yuǎn)大于增加風(fēng)口長度。15#、16#、36#和37#既縮小了風(fēng)口直徑，又增加了風(fēng)口長度，所以風(fēng)量和鼓風(fēng)動能的降低幅度最大。

圖11　高爐風(fēng)口與鐵口位置示意圖

表2　鐵口附近風(fēng)口尺寸調(diào)整后的參數(shù)

圖12　鐵口附近風(fēng)口尺寸調(diào)整對鼓風(fēng)參數(shù)的影響圖

3　結(jié)論

（1）本文采用數(shù)值模擬的方法對國內(nèi)典型的大中小三種不同容積高爐的風(fēng)口均勻性及影響因素進(jìn)行了研究，研究結(jié)果與生產(chǎn)現(xiàn)象和已有文獻(xiàn)報(bào)道吻合，間接驗(yàn)證了模型的合理性。

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

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

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

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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(xué)基金資助項(xiàng)目（編號：61271303）

梅亞光（1993—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)橐苯鸸こ?