氧氣轉(zhuǎn)爐煤氣全干法顯熱回收系統(tǒng)中CO 爆燃與防爆研究1)

魏小林 , 李 騰 陳晴晴 劉 迪 王 曜 吳東垠 李 博 張 良

* (中國(guó)科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣體動(dòng)力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100190)

? (西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,西安 710049)

引言

中國(guó)是目前世界上鋼鐵產(chǎn)能最大的國(guó)家,鋼鐵年產(chǎn)量約10 億噸,占全球總產(chǎn)量一半以上[1],每年消耗煤炭(包括焦炭)約6 億噸,排放CO2約18 億噸,約占我國(guó)碳排放的15%,僅次于電力等能源行業(yè).在我國(guó)的鋼鐵行業(yè)中,雖然近年來(lái)電爐煉鋼發(fā)展較快[2],但是氧氣轉(zhuǎn)爐煉鋼仍占鋼產(chǎn)量的80%左右.氧氣轉(zhuǎn)爐在煉鋼過(guò)程中通過(guò)吹氧氧化鐵水中碳(含量約)等雜質(zhì),會(huì)釋放大量的轉(zhuǎn)爐煤氣[3-4].

轉(zhuǎn)爐煤氣的主要?dú)怏w成份為CO(40%～ 70%),具有較高的溫度(1400～ 1600 °C),同時(shí)富含細(xì)粉塵(主要粒徑10～ 40 μm),是一種富含余能余熱的資源[5-6].典型轉(zhuǎn)爐煤氣產(chǎn)生量為150 Nm3/t-鋼(CO 平均濃度約為45%),含塵量為15～ 20 kg/t-鋼.由于CO 的熱值為12.64 MJ/Nm3,煙氣的平均比熱為1.137 kJ/(kg·K),因此轉(zhuǎn)爐煤氣的化學(xué)熱高達(dá)850 MJ/t-鋼,煤氣物理熱(其中灰塵顯熱約占10%)為220 MJ/t-鋼.可見(jiàn),煤氣顯熱占轉(zhuǎn)爐煤氣余能余熱約20%,而煤氣的化學(xué)熱占80%,所以轉(zhuǎn)爐煤氣都通過(guò)降溫除塵工藝后進(jìn)行回收.由于在轉(zhuǎn)爐前燒/后燒期會(huì)存在CO/O2共存的階段,遇點(diǎn)火源有爆炸的風(fēng)險(xiǎn),因此為了防止煤氣的爆炸風(fēng)險(xiǎn),轉(zhuǎn)爐煤氣的回收條件一般設(shè)定為CO 濃度≥35% 且O2濃度≤2%[7].我國(guó)轉(zhuǎn)爐的煤氣回收量大多為80～100 Nm3/t-鋼,有些可以達(dá)到120 Nm3/t-鋼,不符合回收條件的煤氣仍存在大量被放散的現(xiàn)象.

目前國(guó)內(nèi)外轉(zhuǎn)爐煤氣降溫除塵普遍采用濕法(OG 法)和干法(LT 法)工藝系統(tǒng),其共同特點(diǎn)是: 采用汽化冷卻煙道(轉(zhuǎn)爐余熱鍋爐)回收轉(zhuǎn)爐高溫(初溫約1500 °C)煤氣顯熱,對(duì)于降溫至850 °C 左右的煤氣采用噴水/噴水霧的方式進(jìn)行降溫除塵,轉(zhuǎn)爐煤氣的50%顯熱被浪費(fèi).轉(zhuǎn)爐煤氣余能余熱的回收可以大幅度降低轉(zhuǎn)爐煉鋼工序能耗,但目前轉(zhuǎn)爐煤氣的中低溫余熱仍未進(jìn)行回收和利用[8-9].

轉(zhuǎn)爐煤氣干法(LT 法)回收系統(tǒng)具有煙氣含塵量低、控制程度高、無(wú)需水循環(huán)系統(tǒng)以及系統(tǒng)阻損小等優(yōu)點(diǎn),在鋼鐵企業(yè)中已得到了較廣泛的應(yīng)用[10-11].但是對(duì)于LT 法,只是將OG 法中的噴水文氏管改為噴水霧的蒸發(fā)冷卻器,仍然僅通過(guò)汽化冷卻煙道回收了轉(zhuǎn)爐煤氣高溫段(850 °C～ 1500 °C)的余熱,這是由于在蒸發(fā)冷卻器中,轉(zhuǎn)爐煤氣通過(guò)噴水霧進(jìn)行冷卻,因此導(dǎo)致中低溫余熱(150 °C～ 850 °C)無(wú)法被回收.這部分余熱相當(dāng)于110 MJ/t-鋼,具有很高的回收價(jià)值,但是在轉(zhuǎn)爐的前燒/后燒段煤氣成分將出現(xiàn)CO 濃度＜35%且O2濃度＞2%的情況,存在爆炸的風(fēng)險(xiǎn),因此煤氣的中低溫余熱難以回收.由于常溫下CO 在空氣中的爆炸極限為CO 濃度達(dá)到12.5%～75%,如果這時(shí)煤氣溫度在自燃溫度以下且存在點(diǎn)火源,煤氣可能會(huì)發(fā)生爆炸,同時(shí)轉(zhuǎn)爐煤氣回收管道中存在障礙物,有利于爆燃的發(fā)展[12-15],進(jìn)一步威脅設(shè)備安全,可見(jiàn)潛在的爆炸風(fēng)險(xiǎn)導(dǎo)致轉(zhuǎn)爐煤氣余熱難以被高效回收利用.

目前,已經(jīng)開(kāi)展了一些針對(duì)轉(zhuǎn)爐煤氣燃燒和爆炸的研究.薛瑋[16]通過(guò)數(shù)值模擬得到了轉(zhuǎn)爐煤氣脈動(dòng)燃燒的流場(chǎng)分布,分析了燃燒溫度變化特性.Liu 等[17]通過(guò)TDLAS 檢測(cè)手段探究了H2和N2對(duì)轉(zhuǎn)爐煤氣燃燒火焰的影響.羅家松等[18]基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),提出了多級(jí)分區(qū)的計(jì)算模型,得出了煤氣爆炸時(shí)沿程峰值超壓和火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊慕?jīng)驗(yàn)公式.金潮等[19]通過(guò)實(shí)驗(yàn)探究了轉(zhuǎn)爐煤氣在密閉容器內(nèi)的爆炸特性,總結(jié)了爆炸的經(jīng)驗(yàn)判據(jù).Zhang 等[20]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬,研究了煤氣爆炸時(shí)的噴氮遏爆過(guò)程,結(jié)果表明在爆炸時(shí)注入氮?dú)饪梢源蠓档捅▔毫Ψ逯?王奎明[21]以轉(zhuǎn)爐煤氣/空氣/惰性氣體(N2,O2和H2O)的預(yù)混氣體作為研究對(duì)象,采用數(shù)值模擬方法研究管道內(nèi)轉(zhuǎn)爐煤氣中溫段余熱回收過(guò)程中惰性氣體抑爆特性,結(jié)果表明抑制轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸需要添加的CO2量隨初始溫度升高而增加,隨初始?jí)毫Φ纳叨鴾p少,隨化學(xué)當(dāng)量比的增加先增加后減少,在化學(xué)當(dāng)量比1.25 附近,由于反應(yīng)放出的熱量最多,燃燒最為充分,需要更多的CO2才能抑制轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸.

當(dāng)采用余熱鍋爐回收中低溫余熱時(shí),煙道中的換熱管束相當(dāng)于一種障礙物,它們會(huì)加速爆炸的發(fā)生與傳播,因此需要研究在有障礙物的管道內(nèi),CO 和空氣混合物在不同溫度下(從接近高溫自燃溫度到常溫)的爆燃特性,從而為防爆研究提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù).本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究和理論計(jì)算得到了CO 當(dāng)量比、混合氣初始溫度和空氣中含水量等因素對(duì)CO 爆燃特性的影響,得到了不同條件下的壓力和火焰速度數(shù)據(jù),明確了CO 爆燃過(guò)程中的壓力和火焰速度特性,并對(duì)于轉(zhuǎn)爐煤氣顯熱回收過(guò)程中的防爆方法進(jìn)行了討論.最后,在此基礎(chǔ)上提出了燃燒控制與強(qiáng)化以及煤氣爆炸遏制等防爆方法和技術(shù).

1 研究方法

1.1 實(shí)驗(yàn)方法

轉(zhuǎn)爐煤氣爆燃實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括5 個(gè)部分: 空氣調(diào)濕與加熱部分、CO 管路部分、測(cè)量管道部分、消音器及尾氣排放部分和控制及數(shù)據(jù)采集部分.實(shí)驗(yàn)時(shí),空氣由變頻羅茨風(fēng)機(jī)引入,經(jīng)過(guò)質(zhì)量流量計(jì)(熱式)后分為兩路,其中一路通過(guò)水槽裝置增濕,系統(tǒng)流程見(jiàn)圖1.兩路氣量的配比由球閥控制,充分混合后的增濕空氣狀態(tài)由溫濕度計(jì)測(cè)量.電加熱器溫度由控制臺(tái)設(shè)定,調(diào)節(jié)與CO 混合前的空氣溫度.CO 和空氣通入管道進(jìn)行充分混合,由熱電偶測(cè)量混合后的溫度,穩(wěn)定后打開(kāi)點(diǎn)火器點(diǎn)燃?xì)怏w,同時(shí)記錄點(diǎn)燃時(shí)的溫度數(shù)據(jù).爆燃管道從點(diǎn)火處到出口全長(zhǎng)6.4 m,內(nèi)徑0.08 m,為了研究障礙物對(duì)火焰的加速作用,將爆燃管道分為兩個(gè)部分,其中光管段長(zhǎng)4 m,障礙物段長(zhǎng)2 m,管段尾部0.4 m.其中,障礙物由 10 個(gè)同樣大小的圓環(huán)構(gòu)成,圓環(huán)阻塞比0.4375 (外徑0.08 m,內(nèi)徑0.06 m),各圓環(huán)間距為0.2 m.測(cè)點(diǎn)主要布置在障礙物段,沿管道共布置了8 個(gè)壓力測(cè)量點(diǎn)和7 個(gè)火焰測(cè)量點(diǎn).

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)流程圖Fig.1 Flow chart of experimental system

為了研究CO 相關(guān)的爆燃特性,本文從CO 混合氣體的流量、水含量以及溫度等方面進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究,測(cè)量不同條件下爆燃產(chǎn)生的壓力和火焰?zhèn)鞑バ盘?hào).實(shí)驗(yàn)過(guò)程中每個(gè)工況重復(fù)4 次.

1.2 數(shù)值模擬方法

(1)模型設(shè)置

在進(jìn)行數(shù)值模擬驗(yàn)證時(shí),將三維圓管問(wèn)題簡(jiǎn)化為二維平面問(wèn)題,用質(zhì)量、動(dòng)量、能量及組分運(yùn)輸方程構(gòu)成的流體力學(xué)方程組描述爆炸問(wèn)題[22].此外,由于管道內(nèi)充分發(fā)展的湍流具有明顯的方向性,對(duì)于爆燃模擬,湍流模型選用Reynolds 應(yīng)力方程模型(RSM)[23].湍流和化學(xué)反應(yīng)的耦合方式至關(guān)重要,將直接影響可燃?xì)怏w的燃燒反應(yīng)速率,本文燃燒模型選用渦耗散概念(eddy dissipation concept,EDC)模型[24].為提高計(jì)算效率,化學(xué)反應(yīng)機(jī)理采用CO 與濕空氣的總包反應(yīng)機(jī)理[25],反應(yīng)機(jī)理及速率表達(dá)式如下

k0=1.8E+12(m3/mol)0.75/s

式中,指前因子,活化能E=28.3 kcal/mol,R為通用氣體常數(shù).

圖2 為計(jì)算域示意圖及部分網(wǎng)格.

圖2 計(jì)算域示意圖Fig.2 Schematic of the computational domain

(2)工況設(shè)置

數(shù)值模擬具體工況設(shè)置如表1 所示.

表1 工況表Table 1 Operating conditions

1.3 化學(xué)平衡計(jì)算方法

為了將實(shí)驗(yàn)過(guò)程中CO 的爆炸壓力與理論結(jié)果進(jìn)行比較,本文采用化學(xué)平衡軟件進(jìn)行計(jì)算.化學(xué)平衡計(jì)算時(shí)將熱化學(xué)反應(yīng)系統(tǒng)的熱力學(xué)參數(shù)作為溫度、壓力和組分的函數(shù),認(rèn)為在化學(xué)反應(yīng)達(dá)到平衡時(shí),系統(tǒng)的總吉布斯自由能滿足最小化條件,從而可以預(yù)測(cè)出反應(yīng)系統(tǒng)的參數(shù)[26].顯然化學(xué)平衡計(jì)算主要是從化學(xué)熱力學(xué)角度進(jìn)行分析,沒(méi)有考慮反應(yīng)速率等化學(xué)過(guò)程以及氣體混合、熱量損失等物理過(guò)程的影響.由于氣體發(fā)生爆炸時(shí),一般其反應(yīng)進(jìn)行得非常迅速和完全,因此一般情況下采用化學(xué)平衡計(jì)算還是比較可靠的.本文在計(jì)算過(guò)程中選擇了等溫等容和等溫等壓兩種條件,采用等溫等容條件時(shí),計(jì)算時(shí)的比熱為定容比熱;采用等溫等壓時(shí),計(jì)算時(shí)的比熱為定壓比熱,其值要比定容比熱大,因此等溫等壓條件下的爆炸壓力計(jì)算值比等溫等容條件下的值要小.

2 結(jié)果分析

2.1 CO 當(dāng)量比對(duì)爆燃的影響

(1) CO 當(dāng)量比對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊?/p>

在實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的過(guò)程中,通過(guò)改變CO 混合氣體當(dāng)量比,觀察其對(duì)管道內(nèi)爆燃?jí)毫Α⒒鹧嫠俣鹊挠绊?混合氣初始溫度為368 K,CO 流量維持8.2 Nm3/h 不變,空氣流量變化范圍為28～ 59 Nm3/h,對(duì)應(yīng)空氣中的CO 濃度和CO 當(dāng)量比(Φ)見(jiàn)表1,這與前燒/后燒階段的放散煤氣成分是比較接近的,且不包含CO 過(guò)量的情況.圖3 為混合氣體配比對(duì)于爆燃?jí)毫τ绊懙膶?shí)驗(yàn)結(jié)果.圖4 為相應(yīng)的數(shù)值模擬結(jié)果.

圖3 CO 當(dāng)量比對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊?實(shí)驗(yàn)結(jié)果)Fig.3 Effect of different CO mixture proportion on deflagration pressure (experimental results)

圖4 CO 當(dāng)量比對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊?數(shù)值結(jié)果)Fig.4 Effect of different CO mixture proportion on deflagration pressure (simulation results)

從圖3 可見(jiàn),當(dāng)CO 混合氣體被點(diǎn)燃后,開(kāi)始時(shí)火焰加速較緩慢(參見(jiàn)圖5),光滑管段壓力峰值也較小,隨后在4 m 處進(jìn)入障礙物管段,火焰不斷加速,爆燃?jí)毫ρ杆倥噬?并在靠近出口時(shí)爆燃?jí)毫_(dá)到最大值.由于出口的泄壓作用,出口處監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力峰值明顯降低.與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相似,從圖4 可以看到除air: CO 流量比為28: 8.2 (Φ=0.697)的工況外,隨著CO 當(dāng)量比下降,爆燃的峰值壓力也不斷下降.實(shí)驗(yàn)條件下爆燃?jí)毫Φ姆逯导s為0.65 MPa,數(shù)值模擬時(shí)爆燃?jí)毫_(dá)到的峰值約為0.55 MPa.進(jìn)一步對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果(圖3)和數(shù)值模擬結(jié)果(圖4)可以看到,不同火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x下的CO 爆燃?jí)毫Πl(fā)展趨勢(shì)一致,當(dāng)量比的影響規(guī)律也相近,證實(shí)了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性,為后續(xù)火焰速度的數(shù)值模擬分析(圖5)的可靠性提供了一定依據(jù).

圖5 CO 當(dāng)量比對(duì)火焰速度的影響(數(shù)值結(jié)果)Fig.5 Effect of different CO mixture proportion on flame speed(simulation results)

(2) CO 當(dāng)量比對(duì)火焰速度的影響

圖5 為混合氣體流量對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?數(shù)值模擬結(jié)果),從圖中可以看出,在 CO 混合氣體發(fā)生爆燃后,火焰開(kāi)始傳播速度較低,但隨后不斷增加,在接近出口時(shí)火焰?zhèn)鞑ニ俣冗_(dá)到近750 m/s 的最大速度.并且不同當(dāng)量比下,爆燃火焰速度發(fā)展趨勢(shì)相近: 在光滑管段火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾酉鄬?duì)較緩,進(jìn)入障礙物后,火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭黾?并在靠近出口時(shí)達(dá)到最大值,在出口處略有降低.可以看到,隨著當(dāng)量比下降,各個(gè)位置上的火焰速度也基本呈下降趨勢(shì),但火焰速度發(fā)展規(guī)律基本一致.在當(dāng)量比小于0.368 時(shí)各點(diǎn)速度區(qū)別不大,此時(shí)CO 當(dāng)量比對(duì)火焰速度的影響較小.

2.2 混合氣初始溫度對(duì)爆燃的影響

(1)混合氣初始溫度對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊?/p>

研究不同混合氣初始溫度對(duì)爆燃的影響,在air:CO 流量比為27.8: 8.2 (Φ=0.694)的條件下,對(duì)應(yīng)混合氣體中的CO 體積濃度為22.7%,對(duì)應(yīng)的CO 當(dāng)量比.混合氣體溫度對(duì)爆燃?jí)毫τ绊懙膶?shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖6,數(shù)值模擬結(jié)果見(jiàn)圖7.

圖6 混合氣體初始溫度對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊?實(shí)驗(yàn)結(jié)果)Fig.6 The effect of mixed gas initial temperature on deflagration pressure (experimental results)

圖7 混合氣體初始溫度對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊?數(shù)值結(jié)果)Fig.7 The effect of mixed gas initial temperature on deflagration pressure (simulation results)

觀察實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果可以看到,隨溫度升高,相應(yīng)位置點(diǎn)的壓力下降,壓力的發(fā)展規(guī)律相近,均遇到障礙物后迅速攀升,并在靠近出口處達(dá)到最大值.實(shí)驗(yàn)結(jié)果中最大壓力從342 K 的0.65 MPa下降到573 K 的0.15 MPa,可見(jiàn)高溫煤氣爆燃的沖擊破壞能力隨溫度升高在減弱.隨著溫度升高,混合氣體的物理和化學(xué)性質(zhì)會(huì)發(fā)生變化[27].當(dāng)可燃混合氣體溫度升高時(shí),其密度和單位體積燃燒釋放的化學(xué)能均會(huì)下降,由于爆燃過(guò)程發(fā)生在受限定容空間內(nèi),可以認(rèn)為氣體的密度與體積基本不變,根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程,爆燃的理論最高壓力將與氣體爆燃前后熱力學(xué)溫度(K)的比值呈正比例,即混合氣體初溫越高,爆燃最大壓力越小.此外,隨著可燃混合氣體溫度升高,流體聲速和化學(xué)反應(yīng)速度都會(huì)升高,壓力波在流體介質(zhì)中的傳播速度和火焰?zhèn)鞑ニ俣葘⒓涌?由于爆燃最高壓力來(lái)自于爆燃過(guò)程的壓力波堆積,過(guò)快的壓力波和火焰?zhèn)鞑ニ俣染焕趬毫Σǖ亩逊e,從而導(dǎo)致爆炸最大壓力降低.

(2)混合氣初始溫度對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?/p>

隨溫度升高,火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u上升(見(jiàn)圖8),火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊陌l(fā)展規(guī)律一致,并且均在靠近出口處達(dá)到最大值.混合氣初始溫度越高,越有利于化學(xué)反應(yīng)的發(fā)生,高溫下化學(xué)反應(yīng)速率加快,進(jìn)一步導(dǎo)致火焰速度增大.隨著可燃混合氣體溫度升高,流體聲速和化學(xué)反應(yīng)速度都會(huì)升高,進(jìn)而加快火焰?zhèn)鞑ニ俣?在溫度升至503 K 時(shí),火焰速度約為800 m/s 的最大值.

圖8 混合氣體初始溫度對(duì)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?數(shù)值結(jié)果)Fig.8 The effect of mixed gas initial temperature on flame speed(simulation results)

(3)混合氣初始溫度對(duì)火焰?zhèn)鞑r(shí)間的影響

圖9 為火焰前鋒位置隨時(shí)間的變化,可以看到,混合氣體發(fā)生爆燃后火焰在光滑管段傳播相對(duì)較為緩慢,4 m 時(shí)進(jìn)入第一個(gè)障礙物后,障礙物段對(duì)火焰有明顯的加速作用.不同溫度下各管段火焰?zhèn)鞑r(shí)間見(jiàn)表2.

表2 不同溫度下各管段火焰?zhèn)鞑r(shí)間Table 2 Flame propagation time of each pipe section at different initial temperatures

圖9 火焰前沿位置隨時(shí)間變化圖(數(shù)值結(jié)果)Fig.9 The flame front position with time (simulation results)

從圖中可以看出,隨著混合氣體溫度的增加,火焰在光管段內(nèi)的傳播時(shí)間逐漸降低,從145.15 ms 下降到85.5 ms,但火焰在障礙物段的傳播時(shí)間相較于光管則變化較小,從6.95 ms 下降到4.5 ms.

由于光管段為火焰初始階段,火焰?zhèn)鞑ニ俣仁艹跏紶顟B(tài)影響較大,管道內(nèi)混合氣體初始溫度越高,則含能越高且越易發(fā)生化學(xué)反應(yīng),因此初始溫度的改變會(huì)極大地影響光管段的傳播時(shí)間.而進(jìn)入障礙物段后,火焰已經(jīng)充分發(fā)展并加速傳播,受初始階段狀態(tài)影響較小,因此,在障礙物段的火焰?zhèn)鞑r(shí)間差別僅在2.5 ms 左右.

2.3 混合氣濕度對(duì)CO 爆燃的影響

在研究混合氣濕度對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊憰r(shí),實(shí)驗(yàn)采用長(zhǎng)度為2.76 m 的光滑管段,障礙物管段與先前實(shí)驗(yàn)相同,通過(guò)實(shí)驗(yàn)得出空氣中水含量對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊懸?jiàn)圖10.實(shí)驗(yàn)中各工況下溫度偏差控制在5 K 以內(nèi),質(zhì)量流量相同,均為36 Nm3/h,當(dāng)量比也相同.

圖10 水含量對(duì)爆燃的壓力的影響(實(shí)驗(yàn)結(jié)果)Fig.10 The influence of different mixture gas temperature on deflagration pressure (experimental results)

干燥的一氧化碳在空氣中的燃燒非常困難,因?yàn)檫@時(shí)CO 主要通過(guò)CO+O2=CO2+O 等反應(yīng)進(jìn)行,該反應(yīng)的活化能為201 kJ/mol.而對(duì)于少量含水的一氧化碳在空氣中燃燒,由于反應(yīng)O+H2O=2OH,OH+CO=CO2+H 以及H+O2=OH+O等形成鏈?zhǔn)椒磻?yīng),其中一氧化碳氧化反應(yīng)OH+CO=CO2+H 的活化能僅為4.522 kJ/mol,因此含水一氧化碳的氧化反應(yīng)將非常迅速[28].

從圖10 可以看出,隨著空氣中水含量的增加,爆燃火焰壓力發(fā)展速度逐漸加快,直至含水量達(dá)到0.463%;此時(shí)繼續(xù)增大含水量,對(duì)火焰壓力發(fā)展影響很小.根據(jù)CO 和濕空氣化學(xué)反應(yīng)特性可知,H2O對(duì)CO 和O2反應(yīng)有顯著的促進(jìn)作用,但是當(dāng)含水量達(dá)到一定程度后,相對(duì)反應(yīng)是過(guò)剩的,所以繼續(xù)增加含水量不能繼續(xù)促進(jìn)反應(yīng)進(jìn)行.本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)確定,該水分含量為0.463%.

3 化學(xué)平衡計(jì)算

本文采用化學(xué)平衡計(jì)算軟件,得到了等溫等容和等溫等壓條件下化學(xué)平衡時(shí)CO 的爆炸壓力和不同內(nèi)部溫度下CO 的爆炸壓力,并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果(圖中用實(shí)心圓點(diǎn)或方塊表示)進(jìn)行了對(duì)比.從圖11 可以看出,在圖線中段,CO 從0.4～ 0.6 的范圍內(nèi),化學(xué)計(jì)算的結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果從數(shù)值和發(fā)展趨勢(shì)都比較類似,而在CO 比例較低和較高時(shí),化學(xué)計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果差距較大.試驗(yàn)過(guò)程中,由于比例過(guò)高或者過(guò)低,參與反應(yīng)的反應(yīng)物濃度配比不佳,反應(yīng)不充分,使得反應(yīng)速率降低,進(jìn)而導(dǎo)致壓力降低.此外反應(yīng)不充分也會(huì)導(dǎo)致流體流動(dòng)減緩,在流動(dòng)過(guò)程中通過(guò)管道的散熱增加,流動(dòng)造成的能量損失也越大.而計(jì)算過(guò)程中沒(méi)有考慮這些因素,導(dǎo)致兩者誤差很大.

圖11 混合氣體當(dāng)量比對(duì)爆燃?jí)毫Φ挠绊慒ig.11 CO explosion pressure at different equivalent ratios

由圖12 可以得出,隨著CO 初溫的提高,爆炸壓力逐漸降低,且化學(xué)計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果在500 K 范圍內(nèi)擬合良好.但是在500 K 以上時(shí)出現(xiàn)較大誤差.主要是由于試驗(yàn)中CO 溫度升高體積增加,在管道內(nèi)總?cè)莘e不變,這就導(dǎo)致空氣減少,雖然升溫能夠一定程度上促進(jìn)化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行,但參與反應(yīng)的物質(zhì)比例變化導(dǎo)致反應(yīng)速率下降,且溫度升高造成管壁和氣體的換熱端差增大,散熱損失能量更多,同時(shí)氣體膨脹導(dǎo)致的流動(dòng)損失增加,這些都表現(xiàn)為壓力的下降.

圖12 不同初溫CO 混合氣體與爆炸壓力Fig.12 Different initial temperature mixing gas and explosion pressure

4 防爆措施

4.1 轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸的可能性

為更好地結(jié)合實(shí)際運(yùn)行工況,我們結(jié)合表3 實(shí)際轉(zhuǎn)爐放散煤氣典型成分對(duì)實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中的防爆措施進(jìn)行討論.

表3 實(shí)際轉(zhuǎn)爐放散煤氣典型成分[29]Table 3 Main gas composition of actual converter flue gas[29]

轉(zhuǎn)爐煤氣的回收主要使用中間回收法[30],圖13為轉(zhuǎn)爐煙氣成分變化的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù).煙氣成分的變化特性為: 轉(zhuǎn)爐吹煉初期,在煙罩未降下時(shí)吹氧,氧氣主要與鐵水中的Si,Mg 等元素反應(yīng),C 未被大量氧化,生成的CO 很快被剩余氧氣和爐口吸入的空氣氧化,煙氣中O2含量較多,CO 量很少.2～ 3 min 后脫碳條件趨于成熟,碳開(kāi)始大量氧化,爐氣中CO 和CO2值迅速升高,O2量很快趨于0,并放下活動(dòng)煙罩.吹煉中期,脫碳速度相對(duì)穩(wěn)定,CO 和CO2變化較為平緩,并達(dá)到最大值,當(dāng)CO 濃度大于30%～ 40%且氧氣量小于2%時(shí)開(kāi)始回收煤氣.在吹煉末期,活動(dòng)煙罩重新抬起,由于熔池中碳值急劇下降,且從爐口吸入的空氣量增加,二次燃燒充分,CO 值大幅度下降,CO2比CO 的生成量要多,吸入空氣同時(shí)造成O2量增加.

圖13 轉(zhuǎn)爐煙氣成分變化的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)Fig.13 Measured data of changes in converter flue gas composition

通過(guò)轉(zhuǎn)爐煤氣生成理論分析并結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程的偶發(fā)事件,我們得到轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸發(fā)生的可能性.

(1)在CO 與O2在前燒、后燒段共存時(shí),遇到高溫塵粒或者靜電等明火條件,會(huì)引發(fā)速燃或輕微爆炸事故.

(2)轉(zhuǎn)爐吹煉初期,前文已經(jīng)提到: 氧氣主要與鐵水中的硅、錳等元素反應(yīng),生成的煙氣中O2含量較多,CO 量較少,會(huì)出現(xiàn)兩者共存的區(qū)域;此外,若轉(zhuǎn)爐內(nèi)廢鋼與鐵水混合不均,導(dǎo)致部分吹入的氧氣沒(méi)有與鐵水充分混合而直接接觸到廢鋼,可能會(huì)引起脫碳反應(yīng)異常以及轉(zhuǎn)爐煤氣含氧量超標(biāo)而引發(fā)爆炸.

(3)轉(zhuǎn)爐吹煉中期,爐渣發(fā)生噴濺會(huì)進(jìn)入文氏管,而氧槍切斷閥關(guān)閉不嚴(yán),導(dǎo)致氧氣、煤氣和火種同時(shí)存在而引發(fā)爆炸.

(4)轉(zhuǎn)爐吹煉末期,前文已經(jīng)提到: CO 量下降,O2開(kāi)始增加,會(huì)出現(xiàn)兩者共存的區(qū)域;同時(shí)若鋼水成分不合格,需要二次吹氧(即進(jìn)行點(diǎn)吹)時(shí),由于氧氣與煤氣反應(yīng)不完全也容易引起爆炸.

4.2 防爆措施

圖14 為某轉(zhuǎn)爐一次實(shí)際爆炸過(guò)程的參數(shù)圖,圖中為從正常工況到發(fā)生爆炸,以及發(fā)生爆炸后進(jìn)行的卸爆和氧氣點(diǎn)吹全過(guò)程.爆炸發(fā)生在約14 min 時(shí),使用紅線標(biāo)記,爆炸原因?yàn)镺2,CO 和點(diǎn)火源共存引發(fā)的爆炸.

圖14 爆炸過(guò)程參數(shù)變化圖Fig.14 Parameter variation diagram of explosion process

結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程,參照爆炸可能性并根據(jù)圖14的分析,提出以下防爆措施.

(1)可采用降低CO 當(dāng)量比、提高CO 混合氣體初溫等措施降低CO 爆燃危害.

(2)在一般采用前燒、后燒方法將管道中的氧氣和煤氣隔離方法的基礎(chǔ)上實(shí)施爐口燃燒主動(dòng)控制以及燃燒強(qiáng)化技術(shù): 首先根據(jù)煤氣中的CO,O2含量以及煤氣溫度的變化,精確控制吸入的空氣量,保證恰當(dāng)供給燃燒所需的空氣;其次強(qiáng)化爐口氣流的混合,保證CO 與O2充分混合,同時(shí)保證CO 在反應(yīng)高溫區(qū)的停留時(shí)間.采用燃燒主動(dòng)控制和燃燒強(qiáng)化技術(shù)后,在轉(zhuǎn)爐正常運(yùn)行情況下,可以保證在前燒、后燒過(guò)程中CO 的高效燃燒,使得管道中不出現(xiàn)CO 與O2共存的現(xiàn)象,杜絕煤氣發(fā)生爆炸的潛在危險(xiǎn).此外可以通過(guò)采集的數(shù)據(jù)來(lái)判斷煤氣是否有爆炸風(fēng)險(xiǎn),如果有風(fēng)險(xiǎn)可以發(fā)出警報(bào),調(diào)整煉鋼參數(shù),避免除塵系統(tǒng)發(fā)生爆炸,提高轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)運(yùn)行安全性.

(3)采用主動(dòng)防止煤氣爆炸的遏制技術(shù).通過(guò)快速精確測(cè)量煤氣中的CO,O2瞬時(shí)含量,一旦超標(biāo)及時(shí)報(bào)警;其次噴入惰性氣體對(duì)煤氣進(jìn)行稀釋,將CO 含量降至5%或者O2含量降至2%;最后采用水霧降溫法將煤氣溫度迅速降至低溫,同時(shí)關(guān)閉電除塵器的電源.

(4)采用煤氣爆炸防護(hù)系統(tǒng),安裝泄爆裝置和隔爆裝置,降低爆炸的威力,減少爆炸對(duì)設(shè)備的危害.同時(shí)在煤氣管道外部安裝防爆板,如果發(fā)生危險(xiǎn),可以降低事故造成的損失.

5 結(jié)論

本文以CO 氣體為研究對(duì)象,通過(guò)實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法探究CO 當(dāng)量比、初溫以及含水量對(duì)CO 爆燃的最大壓力和火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?并通過(guò)化學(xué)平衡計(jì)算得出的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較,最后對(duì)防爆方法進(jìn)行了討論.論文主要得出了以下結(jié)論.

(1) CO 爆燃的最大壓力以及火焰速度均隨著混合氣體中CO 當(dāng)量比的減小呈現(xiàn)減少的趨勢(shì),在實(shí)驗(yàn)CO 當(dāng)量比范圍內(nèi),爆燃?jí)毫ψ畲笾禐?.65 MPa,最大爆燃速度約為750 m/s.當(dāng)CO 當(dāng)量比小于0.368 時(shí)對(duì)火焰速度的影響不大.

(2)隨著混合氣體的初始溫度的升高,最大爆燃?jí)毫p小,符合理想氣體狀態(tài)方程規(guī)律,與此同時(shí),溫度升高有利于化學(xué)反應(yīng)的發(fā)生,因此火焰速度有所上升,火焰?zhèn)鞑r(shí)間同樣減小.

(3) CO 的爆燃最高壓力隨混合氣體含水量增加而上升,但在實(shí)驗(yàn)CO 當(dāng)量比范圍內(nèi),水分含量超過(guò)0.463%后,繼續(xù)增大含水量對(duì)爆燃產(chǎn)生的最高壓力影響很小.

(4) 化學(xué)平衡計(jì)算方法對(duì)于中高當(dāng)量比的CO的爆燃?jí)毫τ?jì)算較為精準(zhǔn),在低當(dāng)量比或爆燃?jí)毫^小時(shí),計(jì)算誤差較大.

(5)針對(duì)CO 混合氣體,可以通過(guò)降低CO 當(dāng)量比、提高初溫等措施降低爆燃?jí)毫?通過(guò)燃燒主動(dòng)控制、燃燒強(qiáng)化技術(shù)以及爆炸遏制技術(shù)等能夠有效預(yù)防爆燃;同時(shí)通過(guò)爆炸防護(hù)系統(tǒng)可以降低爆燃帶來(lái)的損失.

致謝與后記

我們銘記吳承康院士生前對(duì)課題組工作的悉心指導(dǎo).吳先生十分重視節(jié)能工作,早在20 世紀(jì)90 年代初,他就領(lǐng)導(dǎo)了燃燒氣脈沖技術(shù)的研發(fā)與應(yīng)用,為我國(guó)電站鍋爐節(jié)能做出了重要的貢獻(xiàn),本文的工作是在這些燃?xì)獗ㄑ芯康幕A(chǔ)上開(kāi)展的.十余年來(lái),我們課題組在國(guó)家863 目標(biāo)導(dǎo)向類(重點(diǎn))課題、中國(guó)科學(xué)院節(jié)能減排重點(diǎn)項(xiàng)目、戰(zhàn)略性先導(dǎo)A 類專項(xiàng)課題以及國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目支持下,針對(duì)轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸性、多塵性和間歇性等特點(diǎn),研發(fā)了煤氣防爆遏爆、換熱器高效換熱與清灰等核心技術(shù),建成了首套轉(zhuǎn)爐煤氣全干法顯熱回收示范工程.記得2022 年8 月向吳先生匯報(bào)該項(xiàng)目已經(jīng)通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)168 小時(shí)考核運(yùn)行時(shí),他審閱了相關(guān)文件后,很快回復(fù): “初步看了一下,確實(shí)是產(chǎn)學(xué)研的成功典范……這項(xiàng)工作多年來(lái)投入大量精力,取得重大成果,實(shí)在是難能可貴.祝賀你們！”吳先生的鼓勵(lì)和支持一直是我們課題組在力學(xué)所堅(jiān)持工業(yè)爐窯節(jié)能減排科研工作的主要?jiǎng)恿?在當(dāng)前國(guó)內(nèi)外強(qiáng)調(diào)綠色低碳發(fā)展理念的形勢(shì)下,我們有信心堅(jiān)持不懈,以行動(dòng)實(shí)踐吳先生當(dāng)年發(fā)展我國(guó)節(jié)能技術(shù)的前瞻性思想.愿以此文紀(jì)念尊敬的吳承康院士！