时间：2026-01-09 分类：冶金
针对厚料层烧结中上层温度偏低导致生料、下层累积的热量过多易出现过熔的问题，提出了顶部、上层和下层配碳的烧结方案。基于数值模拟，研究了3层配碳方案下料层内热质传输特征，并探讨了3层配碳方案下各层焦比变化时热质传输特征的时空演变规律。数值模拟结果表明，烧结过程上部料层的温度由焦炭燃烧放热和冷风与料层的换热竞争决定，且顶部和上层的焦量对料层径向温度分布均匀性影响显著。适当增加上层焦比，可以促进高温区在上层料层的形成，提高径向温度分布的均匀性，缓解烧结初期冷风吸入导致的温度下降，对烧结中后期的熔体量指数影响较小。若过度增加上层焦比，能有效提升上层料层的最高温度，促进上层料层熔化并增加蓄热能力，同时下层料层的熔体量指数增加，但存在过熔的风险;料层总焦比不变，减少顶部焦量，增加上层焦比，会降低顶层焦炭燃烧持续时间，导致顶层焦炭燃烧结束后，上层料层因氧气含量增加而烧结速率加快，从而导致整体的最高温度、压降、熔体量指数降低，烧结效果恶化;料层总焦比不变，减少上层焦比，延长上层富焦区长度，对于料层烧结效果的影响较小，但减少下层焦比、增加上层焦比，能够有效促进上部料层的烧结，降低下层料层的最高温度，防止出现过熔的情况，同时料层整体径向温度分布的均匀性、熔体量指数均得到提升。
关键词
厚料层;数值计算;3层配碳;烧结;熔体量指数
论文《3层配碳对铁矿石烧结传热传质过程的影响》发表在《钢铁》，版权归《钢铁》所有。本文来自网络平台，仅供参考。
引言
厚料层烧结能够有效利用烧结料层自身的蓄热作用，降低燃料消耗[1-2]，改善烧结矿的成品率[3-4]、提高烧结矿转鼓强度[5-9]。但厚料层的蓄热量会随深度发生变化，导致上层蓄热量低、下层蓄热量高，料层温度、烧结矿质量沿料层高度分布不均匀，上层温度偏低，产生的液相量较少，烧结矿强度差，甚至出现部分生料;下层累积的热量过多易出现过熔现象，烧结矿质量下降[10-12]。
为了提升厚料层烧结矿质量，大量学者研究了不同因素对厚料层烧结过程的影响[13-19]。戴玉山等[20]通过烧结杯试验研究了配水量对超厚料层透气性和烧结矿质量的影响，发现适当提高配水量对料层透气性具有正面影响，但配水量过高会恶化过湿带内部透气性。李军等[21]研究了高活性生石灰配比对烧结效果的影响，发现提高高活性生石灰配比后超厚料层烧结机利用系数由原来的(1.6 t/(m^2·h))左右提升到平均(1.87 t/(m^2·h))。李保良等[22]通过烧结杯试验研究了不同燃料粒度对烧结矿成品率和转鼓强度的影响，结果表明，适当提高粒度为1~3 mm的燃料所占的比例，能获取更好的烧结矿性能。虽然上述研究有效提升了厚料层烧结矿整体的质量，但未解决因蓄热作用导致的不同料层深度烧结矿质量存在较大差异性的问题。
针对不同深度处的蓄热量差异性较大的问题，叶恒棣等[23-24]采用中层燃气梯级喷加补热的方式，对不同深度的料层进行补热，提高了烧结矿烧结质量的均一性，同时配碳量从4.00%降低至3.25%。谢剑锋[25]以2层分层配碳的料层为研究对象，研究了不同厚度对烧结效果的影响，研究发现，当上下层高度比为5∶7时，成品率最高，若进一步提高上下料层高度比，会导致上层料层蓄热量过多，而下层出现过熔的情况。张小辉[26]通过对料层可利用蓄热率和热平衡进行计算，提出了将料层平均分为3层的配碳方案，结果表明所提出的方案有效地将料层温度控制在合理范围内，且不同深度处料层最高温度差异性变小，有效改善了料层的蓄热效果。文献[27-29]对分为上、中、下层的分层配碳方案进行了研究，结果均表明分层配碳较均一配碳所得到的烧结矿质量更优。分层配碳通过改变各料层配碳量来调节料层不同深度处的蓄热能力，进而优化了中后期的烧结效果[30]。但对于烧结初期，料层的热量主要来源于点火器，料层的高温区较窄，易受到点火结束后引入的冷风对流换热的影响，导致料层顶部的烧结效果较差。
对此，本文针对料层顶部烧结效果较差以及料层内部热量分布不均的问题，在传统上下2层配碳方案的基础上，提出顶层单独配碳，形成顶、上、下3层配碳烧结的技术。研究不同顶层配碳量、上层焦比及其富集长度和下层焦比对烧结过程的影响，明确各方案对烧结效果的影响规律，为料层内热量的合理分配提供指导，以降低料层的烧结能耗，最终为推进实现中国“碳达峰”“碳中和”的目标做出贡献。
1 物理模型
烧结杯试验作为研究烧结效果的有效手段，被广泛应用于烧结机优化研究中[31]，烧结杯试验装置及其二维结构尺寸如图1所示。烧结杯试验装置主要由点火罩、烧结杯、旋风除尘器等装置组成，如图1(a)所示。首先在点火罩的高温作用下，烧结杯中的烧结物料被点燃，随后移开点火罩并增加抽风机功率以在出口处形成负压，空气在负压作用下被吸入烧结杯，参与焦炭反应并放出大量热量，随后碱性熔剂受热熔化并将周围的物料黏结在一起形成烧结矿。因烧结杯烧结过程具有中心对称的特征，本文将烧结杯简化为二维轴对称结构，如图1(b)所示，采用柱坐标建立烧结过程流动传热的数学模型。其尺寸为：高800 mm、顶宽200 mm、底宽180 mm，最下层为高度60 mm的粒度较大的烧结矿，起到保护炉箅的作用。
表1 烧结杯气固相反应化学方程式
| 序号 | 化学方程式 |
| 1 | (κ C(s) + O_2(g) = 2(κ-1)CO(g) + (2-κ)CO_2(g)) |
| 2 | (CaCO_3(s) → CaO(s) + CO_2(g)) |
| 3 | (CaMg(CO_3)_2(s) → CaO(s) + MgO(s) + CO_2(g)) |
| 4 | (Fe_2O_3(s) + CO(g) → Fe_3O_4(s) + CO_2(g)) |
| 5 | (Fe_3O_4(s) + O_2(g) → Fe_2O_3(s)) |
| 6 | (CO(g) + O_2(g) → CO_2(g)) |
| 7 | (CO_2(g) → CO(g) + O_2(g)) |
2 数学模型
2.1 模型假设
为提高计算效率，同时考虑料层传热传质特点，对模型进行如下假设：
1. 假设固体物料和气体在烧结杯内连续分布，采用多孔介质的连续介质模型对气固物理场进行描述;
2. 因烧结杯杯壁热耗散较小，将壁面视为绝热边界。
2.2 流动与传热模型
料层烧结过程涉及控制方程包括：质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程、组分运输方程。其中动量守恒方程采用N-S方程和(k-ε)湍流方程进行描述，通过Ergun方程进行修正，以考虑多孔介质内流动阻力的影响[14]。为考虑气-固相间传热过程对烧结效果的影响，能量守恒方程采用局部非热平衡模型[13]进行描述。
2.3 气固相反应模型
烧结杯烧结过程中，气相、固相中的主要化学反应包括焦炭燃烧反应、碳酸盐分解反应、铁氧化物还原反应。具体的化学反应方程式见表1。
固相物质的反应采用未反应收缩核模型进行描述，反应速率(R_S)计算见式(1)：
式中：(S)为1、2、3、4、5，分别表示固相物质焦炭(C)、石灰石((CaCO_3))、白云石((CaMgCO_3))、赤铁矿((Fe_2O_3))和磁铁矿((Fe_3O_4));(κ)为不完全燃烧系数，当(S=1)时，(κ)根据文献[32-33]进行计算，当(S≠1)时，(κ)为1;(n_S)为物质的颗粒数密度;(varsigma)为形状因子;(d_{p,S})为反应过程中的当量粒径(m);(k_S)为化学动力学常数，根据文献[13-14,34]进行取值;(C_A)为反应气体的环境物质的量浓度((mol/m^3));(C_A')为反应气体的反应平衡物质的量浓度((mol/m^3))。
气相中CO反应速率(R_{CO})计算见式(2)：
气相中(CO_2)反应速率(R_{CO_2})计算见式(3)：
2.4 水分蒸发与冷凝模型
水分蒸发速率(R_{H_2O})计算见式(4)：
水分冷凝速率(R_{H_2O}')计算见式(5)：
式中：(k_{m,H_2O})为水分的对流传质系数(m/s);(chi)为修正系数，根据文献[35]进行取值;(P_{H_2O}')为固相物料表面的水蒸气分压(Pa);(P_{H_2O})为固相物料表面的饱和水蒸气压(Pa);(A_{ssa})为料层的体积比表面积((m^2/m^3));(R_g)为通用气体常数。
2.5 矿物熔化与凝固模型
混合料温度在烧结过程中逐渐升高，当达到物料起熔温度时，物料开始熔化，随后被从上到下流动的低温气体冷却而逐渐凝固，最终形成烧结矿。
熔化凝固过程液相份额(M_f)计算见式(6)和式(7)：
式中：(T_s)为固相温度(K);(T_{m,ini})、(T_{m,fin})分别为固相开始熔化温度和完成熔化温度(K)。
3 求解条件及评价参数
3.1 初始条件和边界条件
以配碳质量分数为4%为例，混合料原料成分及配料方案组成见表2和表3。气固物质的比热容、密度、导热系数和黏度依据文献[13,36-37]进行计算。
表2 原料成分组成
| 物料 | (w(TFe))(%) | (w(CaO))(%) | (w(SiO_2))(%) | (w(MgO))(%) | (w(Al_2O_3))(%) | (w(H_2O))(%) | 烧失量(I_g)(%) |
| 白云石 | - | 32.00 | 1.28 | 18.76 | 0.43 | 0.25 | 46.52 |
| 石灰石 | - | 51.99 | 1.84 | 1.44 | 0.55 | 0.20 | 43.07 |
| 焦炭 | 2.14 | 1.70 | 5.90 | 0.72 | 3.49 | 6.15 | 85.95 |
| 返矿 | 59.67 | 9.69 | 5.07 | 1.67 | 1.93 | 0.20 | -0.54 |
| 混合料 | 59.33 | 2.62 | 4.90 | 1.26 | 1.75 | - | 3.45 |
表3 配碳质量分数为4%的配料方案
| 组分 | 混合料 | 焦炭 | 返矿 | 白云石 | 石灰石 | 水 |
| 质量(kg) | 41.09 | 2.28 | 7.62 | 0.63 | 4.69 | 0.84 |
| 质量分数(%) | 71.90 | 4.00 | 13.33 | 1.10 | 8.21 | 1.47 |
数值计算入口边界为速度边界，出口边界为自然出流，壁面采用绝热边界，不同阶段的入口边界条件各不相同，具体情况见表4。
表4 入口边界条件
| 阶段 | 持续时间(s) | 温度(K) | 速度(m·s⁻¹) | 组分体积分数(%) | | |
| | | | | (CO_2) | (O_2) | (H_2O) |
| 点火 | 120 | 1423 | 1.7 | 7.9 | 8.8 | 8 |
| 烧结 | - | 300 | 0.5 | 0 | 21 | 1 |
3.2 工况设置
为解决均匀配碳引起的烧结过程上下料层热量不均问题，分层配碳方案一方面要提高烧结前期上部料层的热量，降低生料量;另一方面要保证烧结后期“自动蓄热”强度适宜，避免下部料层过熔。本文通过改变顶层加焦量、上层焦比、下层焦比3个参数调节烧结过程配碳方式，对烧结过程进行非稳态数值模拟，分析物理场分布特征，探索烧结最佳配碳方案，如图2所示。工况设置见表5，通过设置工况1、2、3研究上层焦比对烧结过程的影响;设置工况3、4、5研究总焦比和下层焦比不变时，调节顶层焦量和上层焦比对烧结效果的影响;设置工况5、6、7研究总焦比不变时，增加上层焦炭的富集长度对烧结效果的影响;设置工况6、8、9研究总焦比不变时，增加上层焦比并减少下层焦比对烧结效果的影响。
表5 分层配碳数值模拟方案
| 工况 | 顶层焦量(g) | 上层 | | 下层 | | 总焦质量分数(%) | 研究对象 |
| | | 长度(mm) | 焦比(%) | 长度(mm) | 焦比(%) | | |
| 1 | 60 | 50 | 6.93 | 690 | 3.6 | 4.00 | 上层焦比 |
| 2 | 60 | 50 | 5.18 | 690 | 3.6 | 3.84 | 上层焦比 |
| 3 | 60 | 50 | 3.83 | 690 | 3.6 | 3.75 | 上层焦比 |
| 4 | 40 | 50 | 4.54 | 690 | 3.6 | 3.75 | 顶层焦量、上层焦比 |
| 5 | 20 | 50 | 5.18 | 690 | 3.6 | 3.75 | 顶层焦量、上层焦比 |
| 6 | 20 | 100 | 4.39 | 640 | 3.6 | 3.75 | 上层焦比及其长度 |
| 7 | 20 | 150 | 4.13 | 590 | 3.6 | 3.75 | 上层焦比及其长度 |
| 8 | 20 | 100 | 5.67 | 640 | 3.4 | 3.75 | 上、下层焦比 |
| 9 | 20 | 100 | 6.95 | 640 | 3.2 | 3.75 | 上、下层焦比 |
3.3 网格独立性分析
本文中选用了网格数分别为5460、9380以及14284的3套结构化网格进行流场数值仿真，提取不同高度截面位置的平均流速值来进行分析。对比结果如图3所示，当网格数大于9380后，继续提高网格精度对计算精度的提升不大，综合考虑计算精度和计算时间成本，在后续的数值研究中，采用9380网格数的方案。
3.4 模型验证
对均匀配碳的料层进行了烧结杯试验，料层成分组成(质量分数)为4%焦炭和96%铁矿石混合料。因烧结杯出口处的烟气成分反映了料层内部化学反应进行的情况，同时烟气成分的拐点体现了烧结的不同阶段，故可用于模型验证。本文对比了试验和仿真得到的烟气成分中的(CO_2)、(O_2)质量分数随时间的变化曲线，结果如图4所示。由图4可知，试验结果与模拟结果具有较好的一致性，这验证了仿真结果的可靠性。
3.5 评价参数
为量化各方案的烧结效果，本文采用熔体量指数作为烧结质量的评价参数。熔体量指数为温度曲线与熔融基线1100℃围成的高温区面积，计算方法见式(8)。熔体量指数越大，则该区域熔体生成量越大，烧结效果越好。
式中：(M)为熔体量指数(K·s);(T_s)为固相温度(K);(t_1)、(t_2)分别为熔化开始和熔化结束时间(s)。
4 结果分析
4.1 焦炭燃烧速率分布
300、400和1400 s时各工况焦炭的燃烧速率分布云图如图5所示。对比工况1、工况2、工况3可知，上层焦炭含量减少后，300 s时焦炭反应速率更慢且反应带厚度更窄，不利于上部料层的熔化和烧结，同时从1400 s时的云图可以看出，上层焦比减小会导致烧结速率降低。对比工况3、工况4、工况5可知，总焦比一定，减少顶层焦量并增加上层焦比，有利于上层料层在300 s时形成燃烧速率更快的燃烧带，但会导致顶部焦炭在400 s时更早被消耗完，同时从1400 s的云图可以看出，料层向下烧结的速率加快。对比工况5、工况6、工况7可知，总焦比一定，延长上层料层富集长度，降低上层焦比会导致顶部区域更早被冷却，但对中后期的焦炭燃烧速率影响较小。对比工况6、工况8、工况9可知，总焦比一定，增加上层焦比，减小下层焦比，能够有效增加300 s和400 s时焦炭燃烧区的厚度，同时降低1400 s时焦炭的燃烧速率，有利于上层料层的熔化和防止下部料层过熔。
4.2 料层温度分布
400 s和1400 s时料层的温度分布云图如图6所示。对比工况1、工况2、工况3可知，增加上层焦比能够有效增加烧结初期高温区的厚度，同时提高烧结过程料层高温区的温度，该方法能够有效改善上部料层欠烧的问题，但会增加底部料层过熔的风险。对比工况3、工况4、工况5可知，适当减少顶层焦炭，增加上层焦比后，有利于提高反应带在上层料层的形成，使烧结更加均匀，提升烧结后期温度分布的均匀性。但过度减少顶层焦炭会导致顶层焦炭持续燃烧时间减少，后续高温区向下移动速率更快，厚度较窄，易受边界层效应影响，导致后续料层径向温度分布不均。对比工况5、工况6、工况7可知，总焦比一定，延长上层料层富集长度，降低上层焦比对料层的烧结温度影响较小，但对1400 s时料层径向温度分布的均匀性具有一定优化作用。对比工况6、工况8、工况9可知，减少下层焦比，增加上层焦比，有效提升上层料层的温度及高温带厚度，进而提高后续烧结过程温度径向分布的均匀性，调节效果最显著。
不同工况下料层最高温度随深度变化曲线如图7所示。由图7(a)可知，上层焦比增加可以提高上层料层的最高温度，缓解点火结束后冷风吸入导致的温度下降。当上层焦比从3.83%增加至5.18%时，对于下部(200~750 mm)料层温度提升并不明显，说明增加的焦炭燃烧产生的热量大部分被气相带走，无法传递给下层料层，当焦比进一步提升至6.93%时，下层料层的温度显著提升，但物料超过1450℃的区域较大，会增加过熔的风险。由图7(b)可知，减少顶部焦量，增加上层焦比会降低顶部最高温度，当最高温度小于1300℃时，将严重影响上层物料的熔融烧结。其中顶部焦量减少到20 g时(工况5)，结合图5和图6可知，此时上部高温区、反应区厚度较窄，蓄热能力较差，导致下部料层最高温度下降。由图7(c)可知，调节上层焦比及其富集长度对料层上部最高温度具有一定调节作用，因为延长上层焦比富集长度会导致上层焦比降低，所以烧结初期的最高温度下降，但随后最高温度将出现更大的回升。调节上层焦比及其富集长度对下层料层最高温度影响较小，这说明该方式只能调节烧结初期的蓄热能力。由图7(d)可知，降低下层料层的焦比，增加上层料层的焦比，能够有效提升上层料层的最高温度，增加其在高温区的范围，降低烧结后期的最高温度，与上述3种方法相比，对烧结效果的优化作用最为显著。
4.3 料层压降分布
料层压降随时间变化曲线如图8所示。由图8(a)可知，当上层焦比从3.83%提升至5.18%时，焦炭释放热量增加，导致过湿带形成速率加快，烧结前期料层压降增加更快。当继续提升至6.93%时，因上部料层熔化，蓄热能力增加，烟气带走热增加量较少，压降变化较小，对于烧结后期，因工况2的高温带较工况3更窄，已烧结区域较工况3更宽，所以压降最小。由图8(b)可知，减少顶层焦量，增加上层焦比，会导致点火结束后一段时间烟气温度更低，过湿层形成较慢，但后续上层料层内焦炭燃烧速率更大，导致烟气温度更高，过湿层形成速率加快，所以工况5较工况3压降先较小后较大。工况5因为烧结速率更快，过湿层厚度减少更快，所以烧结后期工况5压降最小。由图8(c)可知，减少上层焦比，增加上层料层富集长度会降低烧结初期焦炭燃烧释放的热量，但因上层料层厚度增加，烧结中期的焦炭释放热量更多，整体上对压降的调节效果较小。由图8(d)可知，增加上层焦比，减少下层焦比能够有效提升上层焦炭高温持续时间，上层料层开始融化导致透气性降低，所以工况6较工况8、工况9的过湿层更快形成，压降提升速率更快，烧结后期因工况8、工况9的高温层厚度更宽，所以压降更大。
4.4 熔体量指数
不同料层深度下熔体量指数如图9所示。由图9(a)可知，上层焦比从3.83%增加至5.18%时，对料层中下部温度影响较小，熔体量指数基本不变，而上层焦比增加至6.93%时，料层中下部温度显著提升，熔体量指数大幅度上升。由图9(b)可知，小幅度减少顶层焦量，增加上层焦比，可以略微增加烧结杯上部的温度，提升熔体量指数，降低烧结杯下部的熔体量指数，但大幅度减少顶层焦量会严重恶化烧结过程的熔体量指数。由图9(c)可知，减少上层焦比并提升富集长度对料层中熔体量指数影响较小。由图9(d)可知，增加上层焦比，降低下层焦比，能够有效提升上部的熔体量指数，同时对底部影响较小。
5 结论
1. 适当增加上层料层的焦比，能缓解烧结初期冷风吸入导致的温度下降，但对中下层料层温度的提升较小，料层熔体量指数基本不变。若过度增加上层焦比，能有效提升料层烧结温度，增加熔体量指数，但存在过熔的风险。
2. 料层总焦比不变，减少顶部焦量，增加上层焦比，会降低顶层焦炭燃烧持续时间，增加料层向下的烧结速率。但过度减少顶部焦炭，增加上层焦比，会导致烧结速率过快，烧结效果恶化。
3. 料层总焦比不变，减少上层焦比，延长上层富焦区长度，烧结初期的最高温度下降，上层料层焦炭的燃烧速率增加，提高了料层径向温度分布的均匀性，但对料层压降、熔体量的影响较小。
4. 料层总焦比不变，减少下层焦比，增加上层焦比，能够有效提升上层料层的最高温度及厚度，促进上部料层的烧结，降低下层料层的最高温度，提升料层整体径向温度分布的均匀性和熔体量指数。
参考文献
[1] 张福明. 炼铁系统低碳技术发展前景与途径[J]. 钢铁, 2022, 57(9): 11.
[2] 丁成义, 常仁德, 薛生, 等. 铁矿粉烧结原料智能制备研究进展[J]. 钢铁, 2024, 59(3): 46.
[3] 牛乐乐, 刘征建, 张建良, 等. 铁矿粉矿物组成对烧结矿冶金性能的影响[J]. 钢铁, 2019, 54(9): 27.
[4] 张建良, 阚永海, 张士军, 等. 全活性石灰强化烧结技术在超厚料层中的应用[J]. 钢铁, 2020, 55(8): 56.
[5] 陈绍国, 张晓臣, 梁洁, 等. 首钢京唐公司超厚料层烧结的试验分析[J]. 中国冶金, 2023, 33(3): 94.
[6] 孙万明, 田利国, 付朝云, 等. 永洋特钢180 m²烧结机厚料层烧结高产生产实践[J]. 甘肃冶金, 2023, 45(4): 18.
[7] 张永, 陈革, 梁海全. 包钢烧结超厚料层试验研究[J]. 包钢科技, 2022, 48(5): 20.
[8] 郑向国, 杨小建, 陈国涛, 等. 青特钢850 mm厚料层烧结生产实践[C]//2023全国冶金烧结绿色低碳关键技术研讨会. 芜湖: [出版者不详], 2023: 88.
[9] 伍英, 高立华. 高硅型铁矿对烧结工艺及烧结矿冶金性能的影响[J]. 钢铁, 2024, 59(2): 25.
[10] WANG Y Z, ZHANG J L, LIU Z J, et al. Characteristics of combustion zone and evolution of mineral phases along bed height in ore sintering[J]. International Journal of Minerals, Metallurgy, and Materials, 2017, 24(10): 1087.
[11] 易正明, 覃佳卓, 姜志伟, 等. MgO对高碱度高铝烧结矿的影响[J]. 钢铁, 2021, 56(2): 50.
[12] 杨双平, 郭拴全, 张攀辉, 等. 兰炭作烧结燃料对烧结矿冶金性能的影响[J]. 钢铁, 2016, 51(9): 16.
[13] 王淦. 废气循环烧结质热传输过程数值模拟及其应用[D]. 北京: 北京科技大学, 2017.
[14] 赵加佩. 铁矿石烧结过程的数值模拟与试验验证[D]. 杭州: 浙江大学, 2012.
[15] 何娜. 烧结料层透气性机理及数值模拟研究[D]. 秦皇岛: 燕山大学, 2022.
[16] 单长冬, 张建良, 王耀祖, 等. 富氧条件下高精粉配比对烧结指标及冶金性能的影响[J]. 钢铁, 2023, 58(1): 22.
[17] 王桂林, 张建良, 刘征建, 等. 高硫精矿配比对烧结矿性能的影响[J]. 钢铁, 2022, 57(2): 19.
[18] 储满生, 王茗玉, 唐珏, 等. 基于大数据的智能化烧结技术研究进展[J]. 钢铁, 2023, 58(9): 26.
[19] 沈峰满, 安海玮, 姜鑫, 等. 烧结工艺中复合铁酸钙黏结相的研究进展[J]. 钢铁, 2024, 59(2): 1.
[20] 戴玉山, 胡文祥, 王义惠, 等. 超厚料层烧结水碳结构优化研究[J]. 冶金能源, 2024, 43(2): 3.
[21] 李军, 张士军, 康健, 等. 超厚料层烧结条件下熔剂结构优化实践[J]. 天津冶金, 2019(6): 11.
[22] 李保良, 贾宪, 张超民, 等. 烧结燃料粒度的优化实验研究[J]. 山东冶金, 2024, 46(1): 63.
[23] 叶恒棣, 周浩宇, 朱蓉甲, 等. 分层供热均热低碳烧结方法及基础试验研究[J]. 烧结球团, 2023, 48(5): 43.
[24] 周浩宇, 叶恒棣, 魏进超, 等. 烧结多载能气料面耦合喷吹装备系统[J]. 中国冶金, 2024, 34(5): 21.
[25] 谢剑锋. 不同配碳与布料方式烧结工艺的数值模拟[D]. 沈阳: 东北大学, 2021.
[26] 张小辉. 基于燃料分层分布的烟气循环烧结工艺仿真与优化[D]. 长沙: 中南大学, 2013.
[27] 黄柱成, 江源, 毛晓明, 等. 铁矿烧结中燃料合理分布研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2006, 37(5): 884.
[28] 李法社, 张小辉, 张家元, 等. 基于料层最高温度控制的铁矿烧结燃料合理分布[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2015, 46(2): 386.
[29] 白晨光, 谢皓, 邱贵宝, 等. 烧结料层中的蓄热模型[J]. 重庆大学学报(自然科学版), 2008, 31(9): 1002.
[30] 刘杰, 张辉, 徐礼兵, 等. 双层预烧结新工艺[J]. 中国冶金, 2023, 33(9): 80.
[31] 陈富松, 袁亚强, 康宏毅, 等. 当前形势下烟气循环烧结工艺发展现状及展望[J]. 中国冶金, 2024, 34(2): 21.
[32] MITTERLEHNER J, LOEFFLER G, WINTER F, et al. Modeling and simulation of heat front propagation in the iron ore sintering process[J]. ISIJ International, 2004, 44(1): 11.
[33] SADHUKHAN A K, GUPTA P, SAHA R K. Modelling of combustion characteristics of high ash coal char particles at high pressure: Shrinking reactive core model[J]. Fuel, 2010, 89(1): 162.
[34] PAHLEVANINEZHAD M, DAVAZDAH EMAMI M, PANJEPOUR M. The effects of kinetic parameters on combustion characteristics in a sintering bed[J]. Energy, 2014, 73: 160.
[35] PATISSON F, BELLOT J P, ABLITZER D. Study of moisture transfer during the strand sintering process[J]. Metallurgical Transactions B, 1990, 21(1): 37.
[36] 马庆芳. 实用热物理性质手册[M]. 北京: 中国农业机械出版社, 1986.
[37] MERRICK D. Mathematical models of the thermal decomposition of coal: 1. The evolution of volatile matter[J]. Fuel, 1983, 62(5): 534.
