步進(jìn)式板坯加熱爐應(yīng)用MILD 富氧燃燒的數(shù)值模擬

潘 博， 胡賢忠， 于慶波， 秦 勤， 趙 俁

（1.東北大學(xué) 冶金學(xué)院， 沈陽(yáng) 110819； 2.鞍鋼集團(tuán)鋼鐵研究院， 遼寧 鞍山 110078；3.國(guó)家能源集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司， 南京 210046）

加熱爐是鋼鐵生產(chǎn)過(guò)程中高耗能設(shè)備之一［1］，如何進(jìn)一步提高加熱爐的熱效率并減少污染物的排放是加熱爐研究亟待解決的問(wèn)題［2～3］.溫和低氧稀釋（moderate and intense low oxygen dilution，MILD）燃燒是目前高效率、低污染燃燒領(lǐng)域最重要的發(fā)現(xiàn)之一［4］，具有溫度分布均勻、火焰溫差小、污染物生成少等優(yōu)點(diǎn).當(dāng)它與富氧燃燒技術(shù)相結(jié)合應(yīng)用于加熱爐時(shí)，不僅能提高富氧燃燒的穩(wěn)定性，還可以均勻爐溫、增強(qiáng)爐內(nèi)換熱，使富氧燃燒效率得到有效提高［5～6］.

在MILD 富氧燃燒研究方面，馮懷萱［7］通過(guò)非對(duì)稱射流噴嘴結(jié)構(gòu)的燃燒實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，該噴嘴結(jié)構(gòu)可促進(jìn)高速氣流的充分混合，有利于MILD 富氧燃燒的實(shí)現(xiàn).Krishnamurthy 等［8］利用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算手段對(duì)200 kW 實(shí)驗(yàn)爐進(jìn)行MILD 富氧燃燒和常規(guī)富氧燃燒的對(duì)比研究，結(jié)果表明強(qiáng)烈的內(nèi)部卷吸可實(shí)現(xiàn)MILD 富氧燃燒，并能有效降低NOx排放.Li 等［9］使用13 kW 實(shí)驗(yàn)爐進(jìn)行MILD富氧燃燒，發(fā)現(xiàn)隨著富氧濃度的增加，實(shí)現(xiàn)MILD富氧燃燒需要更高的煙氣內(nèi)部循環(huán)率.

目前，絕大多數(shù)MILD 富氧燃燒的研究是在單燒嘴實(shí)驗(yàn)爐中進(jìn)行，工業(yè)上多燒嘴加熱爐的研究相對(duì)較少.而應(yīng)用MILD 富氧燃燒技術(shù)成為解決加熱爐節(jié)能減排問(wèn)題的一個(gè)重要突破口，它可以克服傳統(tǒng)富氧燃燒技術(shù)帶來(lái)的一些弊端，如理論燃燒溫度較高所造成的爐內(nèi)溫度不均勻及熱力型NOx易產(chǎn)生等［10］.

本文中以步進(jìn)式板坯加熱爐為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬的方法，建立爐內(nèi)燃燒、流動(dòng)及傳熱的全耦合三維模型，研究經(jīng)MILD 富氧燃燒改進(jìn)后加熱爐內(nèi)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、鋼坯溫度、加熱爐產(chǎn)量及NOx排放的變化情況，以期為步進(jìn)式板坯加熱爐MILD 富氧燃燒的改進(jìn)工作提供理論依據(jù).

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 幾何模型

圖1 為加熱爐幾何結(jié)構(gòu)模型.爐長(zhǎng)36.6 m，爐寬18.94 m，預(yù)熱段高2.9 m，加熱段高4.25 m，均熱段高4.25 m.預(yù)熱段沒(méi)有燒嘴，加熱一段爐頂布置20 個(gè)平焰燒嘴，下爐膛設(shè)置兩對(duì)側(cè)部調(diào)焰燒嘴，每個(gè)側(cè)調(diào)焰燒嘴旁安裝1 個(gè)氧槍；加熱二段爐頂布置50 個(gè)平焰燒嘴，下爐膛布置16 個(gè)端部直焰燒嘴；均熱段爐頂布置50 個(gè)平焰燒嘴，下爐膛布置16 個(gè)端部直焰反向燒嘴.煙氣通過(guò)爐尾兩側(cè)煙道由煙囪排出.爐內(nèi)鋼坯總數(shù)為23 塊，布置間距 為 50mm， 尺 寸 為 170 mm × 1 500 mm ×13 300 mm，鋼坯入爐溫度為300 ℃，出爐溫度要求小于1 250 ℃，斷面溫差要求小于30 ℃，加熱爐產(chǎn)量為295 t／h（普碳鋼）.

圖1 加熱爐幾何結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Geometric structure of heating furnace

1.2 控制方程

1.2.1 基本控制方程

加熱爐內(nèi)的氣體流動(dòng)和傳熱過(guò)程滿足質(zhì)量、動(dòng)量及能量方程，其守恒方程分別為

式中：ρ為密度，kg／m3為速度，m／s；p為靜壓力，Pa；η為氣體黏度，Pa·s；Su，Sv，Sw為3 個(gè)動(dòng)力方向的廣義源項(xiàng)，kg／（m2·s2）；cp為比熱容，kJ／（kg·K）；λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·K）；ST表示內(nèi)熱源和由于黏性作用流體機(jī)械能轉(zhuǎn)換為內(nèi)能的部分，W／m3.

1.2.2 湍流模型

加熱爐內(nèi)高速氧氣卷吸煙氣和燃料流動(dòng)均為高雷諾數(shù)的湍流流動(dòng)，故采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，具體公式如下所示.

式中：k為湍流脈動(dòng)動(dòng)能，J；ε為耗散率，%；Gk為平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，J；μt為湍流黏度，Pa·s；Gb為浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，J；YM為可壓縮湍流中的脈動(dòng)膨脹對(duì)耗散率的影響；G1ε和G2ε分別取1.44 和1.92；σk和σε分別為k和ε的紊流普朗特?cái)?shù)，分別取1.0，1.3.

1.2.3 燃燒模型

與常規(guī)燃燒相比，MILD 富氧燃燒是一種慢反應(yīng)燃燒過(guò)程，因此快速化學(xué)反應(yīng)模型不適用于模擬MILD 富氧燃燒過(guò)程.本文中燃燒采用基于渦耗散模型的湍流-化學(xué)相互作用模型來(lái)模擬混合煤氣燃燒過(guò)程，反應(yīng)產(chǎn)物的凈生產(chǎn)率可由式（7）和（8） 的計(jì)算結(jié)果最小值表示：

式中：Ri，A為層流化學(xué)反應(yīng)速率，mol／（L·s）；Ri，T為湍流燃燒速率，mol／（L·s）.

1.2.4 輻射模型

離散坐標(biāo)輻射（DO）模型的求解范圍可涵蓋整個(gè)光學(xué)深度，并且適用于滑移網(wǎng)格的計(jì)算.

1.2.5 NOx模型

NOx產(chǎn)生機(jī)理一般分為3 種：熱力型NOx，快速型NOx和燃料型NOx.加熱爐使用混合煤氣作為燃料，幾乎不會(huì)產(chǎn)生燃料型NOx，而快速型NOx的生成量不超過(guò)全部NOx的5%，熱力型NOx占據(jù)主導(dǎo)地位.

熱力型NOx主要是由一組依賴高溫的化學(xué)反應(yīng)所形成，其主要反應(yīng)如下：

快速型NOx的生成量相對(duì)較少，具體生成路徑如下：

1.3 邊界條件及網(wǎng)格劃分

氧化劑和燃料入口設(shè)置為速度入口，速度由各個(gè)燒嘴的流量折算.燃料為混合煤氣（具體成分如表1 所列），燃料消耗量為55 800 m3／h，混合煤氣熱值為7 628.5 kJ／m3，預(yù)熱溫度為450 K，空氣預(yù)熱溫度為550 K，氧氣溫度為300 K.氧氣從氧槍噴出，空氣從燃料入口周圍8 個(gè)空氣噴口射出.計(jì)算域的出口邊界條件設(shè)為壓力出口，表壓為0，加熱爐各個(gè)入口和出口被視為黑體壁，即燃燒器入口和出口的發(fā)射率ε為1.0.在爐壁處，速度為無(wú)滑移邊界條件.根據(jù)加熱爐不同位置的散熱損失設(shè)定固定熱通量［11］：爐頂為-2 510.87 W／m2，爐底為-1 256.98 W／m2，爐墻為-851.24 W／m2，爐壁與鋼坯壁面發(fā)射率ε取0.8.

表1 混合煤氣成分（體積分?jǐn)?shù)）Table 1 Mixed gas composition （volume fraction） %

加熱爐的網(wǎng)格采用四面體和六面體相結(jié)合的劃分方法（見圖2），其中加熱段和均熱段的頂部采用四面體網(wǎng)格劃分，其余部分采用六面體網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格最低正交質(zhì)量為0.42，這符合計(jì)算要求.

圖2 加熱爐網(wǎng)格示意圖Fig.2 Schematic diagram of heating furnace grid

加熱爐利用滑移網(wǎng)格方法實(shí)現(xiàn)鋼坯的運(yùn)動(dòng)，將鋼坯和縫隙中的氣體定義為運(yùn)動(dòng)域，而加熱爐其余部分為靜止域，運(yùn)動(dòng)域長(zhǎng)度為加熱爐長(zhǎng)的2倍，兩域之間通過(guò)設(shè)置interface 面實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)傳遞.使用穩(wěn)態(tài)計(jì)算域初場(chǎng)，穩(wěn)態(tài)計(jì)算將鋼坯壁面設(shè)定不同的固定溫度：預(yù)熱段設(shè)為900 K；加熱一段設(shè)為1 200 K；加熱二段設(shè)為1 400 K；均熱段設(shè)為1 520 K；爐外鋼坯設(shè)置初始溫度為573 K.瞬態(tài)的初始值是從穩(wěn)態(tài)解中確定的，穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)束后，將爐內(nèi)外鋼坯壁面設(shè)置為耦合，并為動(dòng)區(qū)域設(shè)置相應(yīng)的行進(jìn)速率，而后進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算.

鋼坯的物理性質(zhì)和機(jī)械性能在加熱過(guò)程中將隨溫度的變化而改變，因此本模型中考慮了鋼坯的導(dǎo)熱系數(shù)及比熱容隨溫度的變化.MILD 富氧燃燒工況下，在加熱一段側(cè)燒嘴旁設(shè)置氧槍，并增大加熱一段爐頂燒嘴能量，使鋼坯加熱速率變快，加熱爐產(chǎn)量提高.具體計(jì)算工況如表2 所列，分別為常規(guī)空氣助燃工況（case1）和MILD 富氧燃燒工況（case2）.

表2 計(jì)算工況Table 2 Calculation condition

2 結(jié)果與討論

2.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

本文中選用178 萬(wàn)、219 萬(wàn)及267 萬(wàn)這3 種不同規(guī)格的網(wǎng)格，對(duì)計(jì)算結(jié)果的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證.圖3 對(duì)比了這3 種網(wǎng)格密度在氧槍中心線上（X＝14.6 m，Y＝-2.1 m，Z＝0 ～18.94 m）速度分布的平均值和偏差曲線.從圖中可以看出，不同網(wǎng)格密度的計(jì)算數(shù)據(jù)偏差較小，最大偏差值為3.4.這說(shuō)明模擬結(jié)果對(duì)這3 種不同網(wǎng)格密度的敏感度較低，故選擇中等密度的219 萬(wàn)網(wǎng)格開展下一步研究.

圖3 不同密度網(wǎng)格在氧槍中心線（X＝12.6 m，Y＝-2.1 m，Z＝0～18.94 m）上的模擬結(jié)果比較Fig.3 Comparison of simulation results of grids with different densities on oxygen lance centerline（X＝12.6 m， Y＝-2.1 m， Z＝0～18.94 m）

2.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所選數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，使用上述數(shù)學(xué)模型進(jìn)行數(shù)值模擬，并與文獻(xiàn)［12］中的測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖4 所示.由圖可知，該數(shù)學(xué)模型能夠較為準(zhǔn)確地模擬加熱爐內(nèi)燃燒過(guò)程.

圖4 爐長(zhǎng)方向爐溫文獻(xiàn)數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對(duì)比圖Fig.4 Comparison of furnace temperature literature data and simulation data in the direction of furnace head

2.3 MILD 富氧燃燒下加熱爐流場(chǎng)和溫度場(chǎng)分布

為了分析MILD 富氧燃燒與常規(guī)空氣助燃這兩種工況流場(chǎng)的差異，本文中引入MILD 燃燒重要參數(shù)——煙氣循環(huán)倍率（KV），也被稱為卷吸率［5］.KV定義為被卷吸煙氣與入射燃料和氧化劑之比［13］.

式中：ME為爐膛橫截面回流熱煙氣質(zhì)量流量，kg／s；MF為初始燃料進(jìn)口質(zhì)量流量，kg／s；MA為初始助燃?xì)怏w進(jìn)口質(zhì)量流量，kg／s；MJ為爐膛橫截面熱煙氣質(zhì)量流量，kg／s.

由于本文模型中氧槍兩兩對(duì)稱布置在加熱一段，可認(rèn)為單側(cè)燒嘴的爐膛橫截面回流熱煙氣質(zhì)量流量就等同于另一側(cè)燒嘴的爐膛橫截面熱煙氣質(zhì)量流量.因此，卷吸率的計(jì)算只需針對(duì)一側(cè)燒嘴，取1～9 m 這9 個(gè)截面來(lái)計(jì)算兩種工況下加熱一段的卷吸率.圖5 示出了兩種不同工況下在加熱一段沿爐寬方向上的卷吸率.從圖中可以看到，MILD 富氧工況下的卷吸率要明顯大于常規(guī)空氣助燃工況下的卷吸率，這說(shuō)明高速的氧氣射流會(huì)卷吸煙氣流動(dòng)，引起爐膛內(nèi)部強(qiáng)烈的煙氣循環(huán).KV在距離燒嘴2 m 處達(dá)到峰值（7.19），之后隨著爐寬方向上距離的增大，氧氣射流速度下降，卷吸率開始逐漸減弱.

圖5 兩種工況下煙氣循環(huán)倍率對(duì)比Fig.5 Comparison of flue gas circulation ratio under two working conditions

圖6 示出了MILD 富氧燃燒工況下加熱爐爐寬方向上截面的溫度及速度場(chǎng)分布.由圖6（a）可知；加熱爐預(yù)熱段的平均溫度為1 100 K，加熱一段的平均溫度為1 300 K；加熱二段由于燃料較多，加熱能力較強(qiáng)，故爐內(nèi)溫度升高，平均溫度可達(dá)1 450 K；均熱段溫度穩(wěn)定在1 530 K左右，煙氣在溫度降至1 000 K左右排出.加熱爐頂部由于加熱段及均熱段均設(shè)有爐頂下壓設(shè)計(jì)（目的是降低煙氣流速，提高加熱能力［14］），所以加熱段和均熱段頂部煙氣流動(dòng)緩慢，平均速度為0.2 m／s 左右，該平均速度小于預(yù)熱段的煙氣速度［見圖6（b）］.加熱爐預(yù)熱段下半部分的煙氣速度為7.5 m／s，該速度明顯高于上半部分的煙氣速度.這一方面是由于加熱爐下爐膛的燒嘴流量要高于上爐膛，另一方面是由于加熱爐的下爐膛存在端燒嘴，所以預(yù)熱段下半部分煙氣速度較快且溫度較高.而均熱段相對(duì)流動(dòng)空間大且燒嘴中燃料較少，故煙氣速度較?。ń孛嫫骄俣葹?.4 m／s）.從溫度場(chǎng)及速度場(chǎng)的分布可以看出，MILD 富氧工況下加熱爐的溫度分布合理，滿足鋼坯加熱要求.

圖6 MILD 富氧燃燒工況下加熱爐爐寬方向上截面的溫度云圖及速度矢量圖Fig.6 Temperature nephogram and velocity vector diagram on the wide section of the heating furnace under MILD oxygen-enriched working condition

圖7 示出了兩種工況下側(cè)燒嘴截面的溫度云圖.由圖可知：常規(guī)空氣助燃工況下側(cè)燒嘴處存在局部高溫區(qū)，溫度達(dá)到1 793 K，側(cè)燒嘴附近火焰呈細(xì)長(zhǎng)狀分布，隨著爐寬方向上距離的增大，溫度逐漸遞減，爐膛中心處溫度在1 300 K 左右；而MILD 富氧燃燒工況下，基本沒(méi)有局部高溫區(qū)，溫度穩(wěn)定在1 450 K左右，側(cè)燒嘴附近溫度區(qū)域分布呈扇狀，這是由于較弱的燃料射流被較強(qiáng)的氧氣射流吸入并匯合在一起.此外，在匯合前每股射流都卷吸了一定量的熱煙氣，并在此過(guò)程中被煙氣稀釋和加熱，這降低了反應(yīng)速率，使得高溫區(qū)縮小.

圖7 兩種工況下側(cè)燒嘴中心截面（Y＝-2.1 m）溫度云圖Fig.7 Temperature nephogram of side burner center section （Y＝-2.1 m） under two working conditions

圖8 為兩種工況下加熱一段兩對(duì)側(cè)燒嘴中心線的溫度曲線.從圖中可以看出，常規(guī)空氣助燃工況下，兩側(cè)燒嘴附近0～3 m 處的爐氣溫度均有較明顯上升趨勢(shì)，最高溫度達(dá)到1 600 K左右，隨著爐寬方向上距離的增大，爐氣溫度逐漸下降至1 300 K.MILD 富氧燃燒工況下，在兩側(cè)燒嘴及爐膛中心的附近爐氣溫度穩(wěn)定在1 300 K左右，沒(méi)有局部高溫區(qū).這說(shuō)明MILD 富氧燃燒工況在提升加熱爐側(cè)燒嘴加熱能力的同時(shí)，還可保證鋼坯在爐寬方向上的受熱均勻性.

圖8 兩種工況下側(cè)燒嘴中心線（X＝13.6/16.7 m，Y＝-2.1 m，Z＝0～18.94 m）溫度曲線Fig.8 Temperature curve of side burner centerline（X＝13.6/16.7 m， Y＝-2.1 m， Z＝0～18.94m ） under two working conditions

圖9 為兩種工況下加熱爐內(nèi)鋼坯上下表面的溫度云圖.從圖中可以看出：兩種工況下鋼坯均以573 K 入爐，進(jìn)入預(yù)熱段后，鋼坯上下表面被迅速加熱；在加熱一段時(shí)，鋼坯上下表面溫度幾乎一致，達(dá)到1 200 K左右；在加熱二段結(jié)束時(shí)，鋼坯表面溫度達(dá)到1 450 K左右；在均熱段時(shí)，鋼坯表面溫度達(dá)到1 520 K左右，出爐鋼坯寬度方向上溫度一致，長(zhǎng)度方向溫差達(dá)到最小， 溫度分布均勻.但由于下爐膛加熱二段布置的是朝向預(yù)熱段的端燒嘴，其加熱能力較強(qiáng)，且本文中未考慮下爐膛水梁對(duì)鋼坯下表面溫度的影響，故在預(yù)熱段出現(xiàn)了鋼坯下表面溫度高于上表面溫度、下表面中部溫度升高較快的現(xiàn)象.在兩種工況下，鋼坯表面溫度分布基本一致，但MILD 富氧燃燒工況下鋼坯加熱時(shí)間短，這說(shuō)明MILD 富氧燃燒改進(jìn)并提升了加熱爐的加熱能力.

圖9 兩種工況鋼坯上下表面溫度云圖Fig.9 Temperature nephogram of upper and lower surface of steel billet under two working conditions

圖10 為兩種工況下鋼坯平均溫度隨時(shí)間變化的曲線.可以發(fā)現(xiàn)，由于加熱一段MILD 燃燒的改進(jìn)，在加熱時(shí)間相同的條件下，MILD 富氧燃燒工況下的鋼坯平均溫度高于常規(guī)空氣助燃工況下的鋼坯平均溫度.這是因?yàn)镸ILD 富氧燃燒可以提高煙氣中參與輻射換熱的三原子氣體占比，進(jìn)而使得加熱爐在加熱段輻射換熱效果增強(qiáng)，鋼坯加熱速率大幅提升.

圖10 鋼坯平均溫度隨時(shí)間變化Fig.10 Variation of average billet temperature with time

圖11 示出了加熱結(jié)束時(shí)兩種工況下鋼坯各個(gè)截面沿爐寬方向的溫度分布.可以發(fā)現(xiàn)，MILD富氧燃燒工況下最大溫差為26 K，常規(guī)空氣助燃工況下最大溫差為22 K，兩者均小于30 K，符合鋼坯的加熱要求.在兩種工況下將鋼坯加熱至符合出爐標(biāo)準(zhǔn)的溫度時(shí)，常規(guī)空氣助燃工況下煙氣出口的NOx濃度為109.18 mg／m3，MILD 富氧燃燒工況下的NOx濃度為58.35 mg／m3.出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因如下：一方面是MILD 富氧燃燒工況下高速氧氣強(qiáng)烈的卷吸作用稀釋了反應(yīng)物濃度，使反應(yīng)速率降低，側(cè)燒嘴附近高溫區(qū)變??；另一方面是由于MILD 富氧燃燒工況下鋼坯的行進(jìn)速率加快，使得整體爐氣溫度降低，熱力型NOx的生成受到抑制.

圖11 兩種工況加熱結(jié)束時(shí)鋼坯各個(gè)截面溫度分布曲線Fig.11 Temperature distribution curve of each section of steel billet at the end of heating under two working conditions

3 結(jié) 論

（1）加熱爐經(jīng)MILD 富氧燃燒改進(jìn)后，側(cè)燒嘴的加熱能力得到提高，鋼坯在爐寬方向上的受熱均勻性得到了有效保證.

（2）常規(guī)空氣助燃工況下，將鋼坯加熱至符合出爐要求溫度需要125 min，消耗的燃料量為102 838.1 m3；而MILD 富氧燃燒工況下只需要114 min，使用的燃料量為96 307.7 m3，加熱爐的產(chǎn)量提高了6.35%.

（3）常規(guī)空氣助燃工況下，煙氣出口的NOx濃度為109.18 mg／m3.MILD 富氧燃燒工況下，煙氣出口的NOx濃度為58.35 mg／m3，加熱爐的NOx排放量降低了46.5%.