純氧助燃時氧氣分配對鐵水包烘烤過程影響的模擬

安信欣， 胡賢忠， 趙 俁， 于慶波

（1.東北大學 冶金學院， 沈陽 110819； 2.鞍鋼集團 鋼鐵研究院， 遼寧 鞍山 110078）

鐵水包烘烤是煉鋼煉鐵中不可或缺的流程，不僅能夠有效減少鐵水在輸運過程中的熱損失，還能提高鐵水進入轉爐的溫度［1］.在降低轉爐能耗的同時預熱鐵水包，減少裝灌過程中高溫鐵水對鐵水包的沖擊，可有效延長鐵水包的使用壽命.目前，國內采用的烘烤方式大多是高焦混合煤氣加空氣助燃.該方式主要存在以下幾個問題［2-3］：混合效果較差；燃料利用率低；火焰剛性差；烘烤不均勻；鐵水包底部烘烤溫度不夠引起的鐵的溫降異常.富氧燃燒作為一種新式燃燒技術，可擴大燃料的適用性，提高燃料的理論燃燒溫度，同時產生的煙氣少且排煙熱損失也大幅下降，具備節能、環保等優良特性［4］.

近年來，國內外學者們對富氧燃燒已做了大量的研究.Paubel 等［5］通過高爐煤氣摻混甲烷富氧燃燒的實驗發現，火焰結構與注入高爐的煤氣和氧氣的比例有關.Ba 等［6］則采用富氧燃燒和預熱富氧空氣的方式將低熱值燃料氣作為鋼鐵制造工業的替代能源.靳世平等［7］發現分級著火技術可提高高爐煤氣燃燒的穩定性，同時還能增強其在爐膛底部的燃燒.單建標［8］在對比天然氣純氧燃燒和空氣燃燒后發現，純氧燃燒烘烤效率更高.解養國等［9］對某廠120 t 鋼包烘烤器的全氧燃燒應用效果進行分析，結果表明全氧燃燒的經濟效益更為顯著.

本文中選擇一款三同軸氧氣可調節式燃燒器，通過建立三維物理模型，對高爐煤氣純氧燃燒進行穩態計算，分析不同氧氣流量分配情況下的氣流流動及傳熱過程，以期得到烘烤效果最佳時的入口條件.

1 數學模型

1.1 幾何模型

鐵水包的幾何結構如圖1 所示.鐵水包分為內部承裝鐵水區域和外部耐火材料，空包時內部作為燃燒區對鐵水包進行烘烤.鐵水包直徑為3 080 mm、高度為4 017 mm.耐火材料的具體物性參數見表1.內側和底部的耐火材料為高鋁碳化硅磚，中間層的耐火材料為黏土磚，外部為鑄鐵，將鐵水包簡化為三維圓柱結構.燃料為高爐煤氣（BFG），具體成分如表2 所列.燃料流量為1 200 m3／h， 熱值為3 297 kJ／m3，過量空氣系數為1.05，煙氣從包蓋縫隙排出.燃燒器使用三同軸燃燒器，環形高爐煤氣噴射口周圍有一個內部氧氣（O2i）噴射和一個外圍氧氣（O2e）噴射，由內向外直徑分別為24，30，35 mm.

表1 耐火材料的物性參數Table 1 Physical properties of refractory

表2 高爐煤氣成分表（體積分數）Table 2 Blast furnace gas composition（volume fraction） %

圖1 鐵水包示意圖Fig.1 Schematic diagram of iron ladle

氧氣流量分配比使用無量綱參數進行量化，該參數由內部Q（O2i）和外部Q（O2e）的氧氣體積流量來定義［6］：

1.2 控制方程

本文中使用Fluent 軟件對燃燒過程進行計算，主要控制方程如下所示.

質量守恒方程：

動量守恒方程：

能量守恒方程：

組分守恒方程：

式中：ρ為流體的密度，t為時間為速度矢量，p為壓力，T為溫度，η為動力黏度，λ為導熱系數，ST為流體的內熱源，cs為組分s的體積濃度，Ds為組分s的擴散系數，Ss為生產率.

湍流模型采用可實現性k-ε模型，具體方程如下所示.

k方程：

ε方程：

燃燒模型采用組分輸運模型中的渦耗散概念模型（EDC），EDC 模型通常假設反應發生在精細尺度的湍流結構中.精細尺度的長度分數可表示為

輻射模型采用DO 輻射模型，具體方程表示為

式中：a為吸收系數，σs為散射系數.模型中的吸收系數選擇修正的WSGGM 模型［10-12］進行計算，計算公式為

式中：ai為第i種氣體黑度，bi，j為加權因子，j為灰氣體總數.

1.3 邊界條件

在燃氣入口處，根據高爐煤氣的入口流量1 200 m3／h來確定入口速度，助燃氣體為純氧，具體初始條件如表3 所列.在耐火材料壁面處，使用第三類邊界條件，空氣溫度為300 K，對流換熱系數取綜合換熱系數.x＝0 面和y＝0 面為對稱面，其他壁面均設置為絕熱.

表3 初始條件Table 3 Initial conditions

2 網格劃分和模型驗證

2.1 網格劃分

計算域為圓周對稱結構，取鐵水包的1／4 進行網格劃分，以鐵水包內底面中心為圓心建立坐標軸，如圖2 所示.網格無關性驗證如圖3 所示.由圖可知，當網格數量超過60 萬后，包底監測點溫度幾乎沒有變化.為了保證計算精度和節約計算資源，最終確定網格數量為60 萬.

圖2 模型網格Fig.2 Model meshing

圖3 網格無關性驗證Fig.3 Grid-independence verification

2.2 模型驗證

為驗證模型的正確性，將本文中所建立模型的數值模擬結果與文獻［13］中的實驗數據進行對比.文獻［13］中的測試工況為轉爐煤氣燃燒烘烤，鋼包尺寸為底部直徑3.50 m、整體高度4.23 m，煤氣流量為800 m3／h，空氣預熱溫度為310 K，監測點1～4 布置在鋼包壁，如圖4 所示.本文中所建立數學模型將采用文獻中的鋼包結構和工況條件進行驗證.

圖4 監測點位置Fig.4 Location of monitoring points

監測點實測溫度與模擬溫度如表4 所列.由表4 可知，溫度隨著監測點位置的升高逐漸降低，整體誤差在5%左右.考慮到模型簡化的誤差與實驗誤差在可接受范圍內，可認為該數值模擬結果能用于研究鐵水包內溫度場和流場的分布情況.

表4 實測值與模擬值Table 4 Measured and simulated values

3 結果與討論

3.1 流場分布

高爐煤氣與純氧通過燒嘴進入燃燒區，此時整個燃燒區的流場處于湍流流動狀態.當燃料進入燃燒區的速度達到19 m／s 時，隨著內外氧氣流量分配比的調節，入口氧氣速度隨之變化，較高速度的高爐煤氣卷吸周圍的助燃氣體而發生燃燒過程.隨著流動的繼續，燃料與助燃空氣之間的速度差逐漸減小，擴散進一步加強.圖5 示出了不同氧氣流量分配比下的流場分布.從圖中可看出，鐵水包內部形成兩個對稱的旋渦，旋渦在近壁面側速度較大，燃燒所產生的煙氣沿壁面上升，旋渦內部速度較小.還可以發現，在不同的氧氣流量分配比下，流場在入口處分布有所不同，氧氣與燃料速度差越大，卷吸效果越強，燃料的消耗速度也越快.當高溫煙氣到達底部時會產生回流，回流有利于鐵水包內部氣體的混合和循環，此外小部分煙氣被直接排放，大部分高溫煙氣隨旋渦在燃燒區循環流動，卷吸新的燃料.這樣既減少了高溫煙氣的直接排放，又能強化燃燒場的內部傳熱.

圖5 在不同氧氣流量分配比下純氧燃燒的流場分布Fig.5 Flow field distribution of pure oxygen combustion under different oxygen distribution

3.2 溫度場分布

在純氧助燃條件下，模擬高爐煤氣不同氧氣流量分配比下穩態時的溫度云圖，結果如圖6 所示.爐膛溫度整體在1 400 K以上，火焰發展穩定、剛性強，燃燒區溫度分布較為均勻.從圖6 中可以看到，隨著氧氣流量分配比的增加，高溫區的面積先增大后減小.這是因為純氧經分流后從兩個入口通入，高爐煤氣與氧氣有更大的接觸面積，此時燃料與純氧的速度差也會使鐵水包內卷吸程度加強，從而有更高的溫度.

圖6 在不同氧氣流量分配比下燒嘴截面的溫度云圖Fig.6 Temperature cloud diagram of burner section under different oxygen distribution

圖7 示出了加熱完成后沿鐵水包高度方向z＝1，3，4 m 處鐵水包直徑方向上的溫度分布曲線.當z＝1 m 時，不同氧氣流量分配比下溫度基本一致，近壁側溫度均為1 482 K.隨著位置向中心線（x＝0）靠近，溫度先減小后增大.這主要受流場旋渦影響，高速氣流將高溫煙氣卷吸到壁面側且沿壁面上升，故近壁側溫度高.當z＝3 m 時，近壁側溫度均為1 452 K，溫度在燒嘴中心x＝0.2 m 時最高，在x＝0.2 m 時兩側溫度下降，隨著Ro的增加，峰值溫度呈先上升后降低的規律.這是由于燃燒產生的高溫煙氣垂直向下流動，燃燒溫度越高，此處峰值溫度越高.當z＝4 m 時，近壁側溫度均為1 432 K，這是因為此處位于鐵水包頂部，受流場旋渦影響最小，熱量傳遞弱，所以溫度低于上述兩個位置.燒嘴中心x＝0.2 m 處的溫度出現明顯下降，且不同氧氣流量分配比下溫度的下降程度不同，這說明燃燒反應在該位置的進行程度不同.隨著Ro的增加，溫度逐漸升高，近壁面處溫度基本保持不變，略高于煙氣排放溫度.

圖7 穩態時不同氧氣分配下徑向的溫度曲線Fig.7 Radial temperature curve under different oxygen distribution in steady state

鐵水包壁的溫度通常會直接影響運輸鐵水時的熱損失.圖8 示出了不同Ro下的壁面平均溫度.由圖可知，在純氧燃燒下，壁面的平均溫度又達到1 410 K以上，而改變Ro對壁面溫度的影響不大，整體溫差在50～60 K，該溫度仍能滿足烘烤需求.因此，需要進一步考察溫度分布是否均勻.

圖8 不同氧氣流量分配比下的壁面溫度Fig.8 Wall temperature under different oxygen distribution

圖9 為點（0，1.28）沿鐵水包高度方向由下至上的壁面溫度變化曲線.從圖中可以看出，壁面溫度整體呈線性變化，這與圖7 中的徑向溫度分布結果一致，頂部與底部的溫度結果差異較大.

圖9 點（0，1.28）沿z 軸的壁面溫度變化曲線Fig.9 Wall temperature variation curve along z axis with（0，1.28）

圖10 為鐵水包內壁面的溫度分布云圖.從圖中可以看出，燒嘴布置處底部的壁面溫度比其他位置略高10 ～20 K，這是由于旋渦的形成使近壁面側速度增加，強化了此處的傳熱.

圖10 不同氧氣流量分配比下的內壁面溫度分布Fig.10 Inner wall temperature Field Distribution under different oxygen distribution

壁面溫度均勻性會影響鐵水包裝入鐵水后的熱量傳遞過程以及鐵水溫降過程，故壁面溫度均勻性也是一個重要的考察指標.為描述溫度均勻性的問題，引入溫度不均勻度T′2這個參數，即計算壁面溫度的均方差，它又可代表溫度的偏離程度，其計算公式為

式中：Tmean為平均溫度，K；V為計算域的體積，m3.

表6 列出了不同氧氣流量分配比下壁面溫度的不均勻度.從表6 中可看出，溫度均勻性在Ro為0 和100%時最差，Ro為60%時均勻性最好，可達到3.04%.這與圖8 中的溫度云圖相符，說明調節氧氣流量分配比可以改善鐵水包壁面的溫度均勻性.

表6 不同氧氣流量分配比下壁面溫度的不均勻度Table 6 Temperature unevenness under different oxygen distribution %

3.3 NOx 排放濃度

圖11 示出了不同氧氣流量分配比下的NOx排放濃度.結合之前的溫度場，將氧氣分級通入，燃料與氧氣在入口處混合越好，火焰溫度越高.因此，NOx排放濃度隨著Ro的上升是先增加后降低，當鐵水包內煙氣的峰值溫度降低時，熱力型NOx的生成減少.當Ro＝40%時，NOx的排放濃度最高，為6.8 mg／m3，這整體符合國家排放標準.

圖11 NOx 排放濃度隨Ro 的變化曲線Fig.11 Variation curve of NOx emission with Ro

3.4 經濟性分析

將純氧燃燒（Ro＝60%）與空氣燃燒兩種工況進行對比，經瞬態計算可得出消耗燃料量分別為10 380，23 760 m3.在純氧燃燒下可節約高達56.3%的燃料量，使用純氧燃燒壁面平均溫度烘烤至1 200 K時僅需8.65 h，而在空氣燃燒下達到相同的溫度需19.8 h.綜上可知，純氧燃燒大大縮短了烘烤時長，減少了高爐煤氣的消耗.

4 結 論

（1）整個流場在鐵水包內部形成對稱的旋渦，帶動高溫煙氣流動，強化換熱.不同的氧氣流量分配比可影響入口處的氣體卷吸情況，且速度差越大，卷吸效果越好.

（2）在不同的氧氣流量分配比下，壁面平均溫度變化不大，均可達到1 410 K，滿足烘烤需要.但調節氧氣流量分配比下，可改善鐵水包的溫度均勻性，當Ro為60%時，溫度均勻性最好.

（3）NOx排放濃度在Ro為40%時最高，整體符合國家排放標準.

（4）當氧氣流量分配比為60%時，使用純氧燃燒可以節約56.3%的燃料量，此時烘烤效果最佳.