(1.北京科技大學(xué)能源與環(huán)境工程學(xué)院，北京 100083；2.寶山鋼鐵股份有限公司，上海 201999)

0 引 言

近年來(lái)，富氧燃燒技術(shù)已經(jīng)得到充分的發(fā)展和廣泛應(yīng)用[1]?？諝庵泻趼蕿?1%，其余則為氮?dú)?，但是在燃料與空氣的燃燒時(shí)，只有氧氣與燃料發(fā)生反應(yīng)，氮?dú)鉄o(wú)任何作用。采用富氧燃燒，通過提高助燃空氣中氧的含量而使燃料在燃燒時(shí)的效率得到較大幅度地提高，從而使一些低熱值的燃料可以達(dá)到較高的燃燒溫度[2-3]。同時(shí)，由于空氣中氮?dú)夂康臏p少，燃燒產(chǎn)物中CO2及H2O所占比例增加，故而富氧燃燒產(chǎn)物的輻射能力較一般燃燒產(chǎn)物大大提高，從而強(qiáng)化了燃燒產(chǎn)物的換熱效率[4]。

另一方面，在目前的燃料種類中，低熱值的燃料(發(fā)熱量低于7 500 kJ/M3)的燃料大量存在，尤其實(shí)在中國(guó)等發(fā)展中國(guó)家，高爐煉鐵過程中產(chǎn)生了大量的高爐煤氣，如果能將富氧燃燒技術(shù)應(yīng)用在這些低熱值煤氣的燃燒過程中，將可以增加這些低熱值煤氣的利用率[5-6]。

在這樣的背景下，文中針對(duì)某公司的室狀鋼坯加熱爐進(jìn)行研究，對(duì)加熱爐內(nèi)低熱值煤氣富氧燃燒條件下的氣流流動(dòng)、傳熱過程進(jìn)行了全面的分析與研究。

1 室狀爐物理模型

文中研究的室狀爐爐膛尺寸：長(zhǎng)7.9 m，寬4 m，高5 m。前后各布置兩燒嘴，燒嘴中心軸線距爐底4.1 m，間距2 m，中心煤氣，環(huán)形一次風(fēng)，55°角弧形二次風(fēng)，燒嘴噴口如圖1所示。煙道位于前爐墻下部，煙道寬0.8 m，底邊距爐底0.5 m。爐內(nèi)加熱的鋼坯尺寸為800 mm×800 mm×2 000 mm(長(zhǎng)x寬x高)，鋼坯在爐內(nèi)的分布如圖2所示。爐體結(jié)構(gòu)及鋼錠分布沿爐寬方向的中心截面呈對(duì)稱分布，故在文中研究過程中，選擇爐膛的1/2作為研究對(duì)象。

圖1 燒嘴噴口示意圖

圖2 室狀爐物理模型示意圖

2 爐內(nèi)熱工過程模擬參數(shù)

(1)入口邊界條件的確定

包括三個(gè)空氣質(zhì)量流量進(jìn)口邊界和一個(gè)燃料質(zhì)量流量進(jìn)口邊界。其中，空氣進(jìn)口包括一個(gè)一次風(fēng)常溫(293 K)空氣進(jìn)口邊界和兩個(gè)二次風(fēng)高溫(1 273 K)空氣進(jìn)口邊界。燃料入口的預(yù)熱溫度為673 K，模型所使用燃料為高爐和焦?fàn)t混合煤氣，燃料成分見表1。燃料流量最大負(fù)荷4 320 m3/h。

表1 燃料成分

(2)爐體散熱損失的確定

爐壁除爐底外按第三類邊界條件處理，爐體表面散熱量式(1)得到：

(1)

式中，Ai為i部爐體散熱面積，m2；qi為i部爐體平均表面熱流，kJ/(m2·h)。

(2)

式中，ε為爐體表面黑度，ε=0.8；tb為i部爐體平均表面溫度，℃；K為系數(shù)。

表2 爐體散熱計(jì)算表

近似取爐頂3 200 W/m2，側(cè)墻1 900 W/m2。爐底設(shè)為絕熱壁面。

(3)壁面的處理

固體壁面上流體的切向速度滿足無(wú)滑移速度條件，法向流速滿足無(wú)滲透調(diào)節(jié)。鋼錠外壁面設(shè)為第一類邊界條件(定壁溫1 273 K)。

3 基于富氧的室狀爐內(nèi)熱過程數(shù)值模擬及分析

(1)富氧燃燒對(duì)爐內(nèi)燃燒過程的影響

在模擬過程中，燃燒主要發(fā)生在空氣射流和煤氣射流之間的區(qū)域。在數(shù)據(jù)處理的過程中取爐內(nèi)燒嘴中心平面若干典型位置，分析各典型位置的溫度、速度和濃度分布即可反映爐內(nèi)空氣和燃料的燃燒過程。本節(jié)中各典型位置曲線圖是沿爐長(zhǎng)方向平均分100份得到的。各典型位置如圖3所示。

在燃燒過程中保持燃料進(jìn)入爐膛的質(zhì)量流量不變，改變空氣富氧率，分析其對(duì)燃燒過程的影響。模擬過程中設(shè)定燃料量為3 888 m3/h，氧濃度為21%、24%、27%、30%、33%。

圖3 燒嘴中心平面典型位置示意圖

從圖4中可以看出，隨著富氧率的增加，爐內(nèi)高溫區(qū)域不斷向燃料噴口對(duì)側(cè)擴(kuò)散。隨著富氧率的增加，各典型位置的爐氣溫度隨之增加。上噴口軸線區(qū)域和下噴口軸線區(qū)域的溫度分布不一樣，上噴口的峰值出現(xiàn)在4 m附近，而下噴口軸線峰值在爐長(zhǎng)方向的后部出現(xiàn)。說(shuō)明下噴口射流與煤氣射流的混合條件較好。

圖4 燃料量為4 320 m3/h時(shí)不同氧濃度溫度云圖

圖5可以看出，在4 m以前，隨著富氧率的增加，煤氣軸線爐氣的溫度是減小的，而4 m過后，則隨著富氧率的增加，爐氣溫度也隨之增加。分析其原因，主要是由于4 m以前，隨著富氧率的增加，空氣進(jìn)入爐內(nèi)的速度是減小的，也就是說(shuō)隨著富氧率的增加，煤氣與空氣的混合變差，所以富氧率越小反而越容易發(fā)生反應(yīng)使溫度升高。4 m以后含氧量21%的空氣中氧氣的含量基本消耗殆盡，而富氧率高的空氣還有一部分氧氣可以繼續(xù)參與反應(yīng)，所以4 m以后隨著富氧率的增加溫度還會(huì)增加。到了6 m附近，煤氣基本消耗完，溫度也隨之下降。

圖5 燃料量4 320 m3/h時(shí)不同氧氣濃度煤氣軸線溫度曲線

圖6 鋼坯表面平均對(duì)流換熱系數(shù)分布規(guī)律

從圖6可以看出，隨著氧濃度的增加，鋼坯表面平均對(duì)流換熱系數(shù)是在減小的。這是由于氧濃度的增加，進(jìn)入爐內(nèi)氣體的速度減小，從而導(dǎo)致對(duì)流換熱系數(shù)的減小。隨著氧濃度的增加，鋼坯的對(duì)流換熱熱流是減少的。

圖7 爐內(nèi)氣體發(fā)射率分布規(guī)律

根據(jù)基爾霍夫定律得到發(fā)射率的分布規(guī)律如圖7所示?？梢钥闯觯S著氧濃度的增加，爐內(nèi)氣體的發(fā)射率是增加的。這主要是由于，隨著氧氣量的增加，爐內(nèi)三原子氣體CO2和H2O的體積有了較大的增長(zhǎng)，輻射熱量得到加強(qiáng)。

(2)節(jié)能及經(jīng)濟(jì)性分析

從圖8可以看出隨著燃料量和富氧率的提升鋼坯的平均熱流在增大。以鋼坯平均熱流為100 000 W/m2為例所需，所需燃料量及節(jié)省率(以21%氧含量為基準(zhǔn))見表3。由此可見僅從富氧率這一項(xiàng)考慮，對(duì)于燃料節(jié)省作用效果顯著，經(jīng)濟(jì)效應(yīng)較好。

圖8 鋼坯平均熱流分布規(guī)律

表3 鋼坯平均熱流100 000 W/m2時(shí)所需燃料量及燃料節(jié)省率

圖9 室狀爐熱效率分布規(guī)律

從圖9中可以看出，隨著氧含量的增加，室狀爐的熱效率在增加。以滿負(fù)荷4 320 m3/h這組為例，富氧率從21%增加到33%后，爐子的熱效率增加了21%。節(jié)能效果相當(dāng)顯著。隨著燃料量的增加，爐子的熱效率在下降，這是因?yàn)殡S著燃料量的增加，產(chǎn)生的煙氣量隨之增加，帶走的熱損失增大。

4 結(jié)束語(yǔ)

文中針對(duì)低熱值燃料采用富氧燃燒后室狀爐內(nèi)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和換熱規(guī)律的變化進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得了不同氧氣濃度下爐內(nèi)溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)分布及O2、CO分布規(guī)律，探討了氧氣濃度和燃料量對(duì)爐內(nèi)傳熱過程的影響，獲得了不同含氧量和燃料量下鋼坯表面平均對(duì)流換熱系數(shù)和輻射系數(shù)的規(guī)律。全文得到以下結(jié)論：

(1)在文中計(jì)算范圍內(nèi)，隨著氧氣濃度和燃料量的增加，爐內(nèi)最高溫度和平均溫度均有上升。

(2)在不同氧含量下鋼坯的表面換熱效果是不同的。在文中計(jì)算范圍內(nèi)，隨著氧氣濃度的增加爐內(nèi)氣體的輻射率隨著氧濃度的增加而增加，鋼坯表面的平均對(duì)流換熱系數(shù)減小，鋼坯總的熱流密度和輻射熱流密度隨氧氣濃度的增加而增加。

(3)采用富氧燃燒技術(shù)后，室狀爐燃料消耗量顯著下降。在文中所提算例中，換熱量一定時(shí)，氧含量從21%增加到33%，燃料節(jié)省率可達(dá)到10.43%。燃料量不變時(shí)，氧含量從21%增加到33%的熱效率則可以提高21%。

通過以上研究可以看出，針對(duì)低熱值燃料進(jìn)行富氧燃燒是完全可行的，低熱值燃料在進(jìn)行富氧燃燒方式后既可以提高燃燒溫度，又可以提高傳熱效率，達(dá)到節(jié)能降耗的目的。