郭 宏

（攀鋼集團攀枝花鋼釩有限公司熱軋板廠,四川 攀枝花 617000）

0 引言

鈦屬于稀貴有色金屬，被稱為“第三金屬”和“全能金屬”，具有輕質(zhì)、高強、耐腐、耐熱、無磁和耐低溫等一些列優(yōu)良性能，廣泛應用于國防工業(yè)以及石油、化工、冶金、電力、交通、醫(yī)療、海洋、環(huán)保、建筑、體育及旅游休閑等民用行業(yè)。我國已經(jīng)探明的鈦礦基礎儲量為3.5 億t，排名全球第一。四川攀西地區(qū)是一個超大型的鈦礦儲藏區(qū)，它由攀枝花、紅格、白馬和太和等十幾個礦區(qū)組成，其總儲量占全國儲量的95.1%[1]。2001 年至今，我國鈦工業(yè)按年均22%的增長速度快速發(fā)展，已形成萬噸級海綿鈦廠家十余家、鈦材千噸級廠家十余家，產(chǎn)量達到世界第一[2]。

在鈦材產(chǎn)品方面，主要有板材、棒材、管材、絲材、鑄件等，中國的鈦材產(chǎn)品以板材為主。帶卷式軋制法生產(chǎn)鈦板帶材具有諸多優(yōu)點：如生產(chǎn)成本低，效率高；產(chǎn)品規(guī)格范圍廣；表面質(zhì)量和板帶材平整度以及力學性能穩(wěn)定性高等。

采用卷式法生產(chǎn)高精度薄鈦板及帶材是純鈦板帶材生產(chǎn)的發(fā)展趨勢。鈦帶材生產(chǎn)的關鍵在于熱軋，國外成熟的生產(chǎn)經(jīng)驗是利用熱連軋或爐卷軋機進行鋼-鈦共線生產(chǎn)模式生產(chǎn)鈦熱軋卷。目前世界上只少數(shù)國家掌握了純鈦卷熱連軋生產(chǎn)技術，日本新日鐵鈦板產(chǎn)品質(zhì)量和生產(chǎn)技術處于世界領先水平[3]。自2007 年來，我國華菱漣鋼、攀鋼、寶鋼等相繼采用各自熱帶鋼軋機生產(chǎn)線成功軋制出大卷重熱軋鈦帶卷，實現(xiàn)產(chǎn)業(yè)化[4?6]。雖然我國已成功實現(xiàn)熱連軋鈦帶卷生產(chǎn)，但鈦卷產(chǎn)品質(zhì)量保證和高效穩(wěn)定生產(chǎn)仍存在著關鍵性難題。

筆者基于某鋼廠大型步進式加熱爐，利用有限元軟件建立了加熱爐瞬態(tài)三維流體動力學模型，分別考慮加熱爐膛內(nèi)傳熱和鈦坯內(nèi)導熱微分方程瞬態(tài)導熱，模擬了加熱爐內(nèi)的流動特性、燃燒過程和鈦坯傳熱過程。同時通過改變不同的空燃比，建立不同燃料配比情況下爐氣在爐內(nèi)傳熱過程以及鋼坯加熱過程的數(shù)學模型。最后，基于有限元分析結(jié)果，開展了大型鋼坯加熱爐多爐況同步加熱鈦坯技術研究，提供了一種有效保證鈦及鈦合金加熱質(zhì)量及加熱穩(wěn)定性的方法，成功實現(xiàn)了鈦帶卷的高效生產(chǎn)。

1 基本情況

純鈦帶材卷式法生產(chǎn)的主要工藝流程為：鈦板錠→加熱→熱軋(熱連軋機或爐卷軋機)→卷取→退火→拋丸處理→酸洗→冷軋→除油→(中間真空退火?冷軋?除油)→成品真空退火→矯平→表面修磨→成品剪切。由于鈦及鈦合金板帶的熱軋工藝和設備需針對其特性進行專門開發(fā)和設計，所以利用現(xiàn)有熱連軋機組進行鈦帶卷技術開發(fā)及工業(yè)化生產(chǎn)的技術難度大、開發(fā)周期長。在工業(yè)生產(chǎn)中，鋼-鈦共線高效軋制熱軋鈦帶卷，加熱是關鍵環(huán)節(jié)，也是研究難點。

首先鋼坯加熱爐的爐型結(jié)構(gòu)、尺寸及工藝控制均是按產(chǎn)線鋼坯或連鑄坯的工藝和尺寸設計，鈦及鈦合金坯較通常鋼坯尺寸短35% 以上及重量小60%以上，原爐型結(jié)構(gòu)下合理布料需要突破；其次，鈦及鈦合金坯的加熱及出爐溫度比鋼坯低300～400 ℃，現(xiàn)行加熱爐工藝保證難度大，而鈦及鈦合金在加熱爐內(nèi)如何布料直接決定了常規(guī)熱連軋生產(chǎn)線能否生產(chǎn)加工鈦及鈦合金板帶及能否穩(wěn)定、優(yōu)質(zhì)、高效地加工鈦及鈦合金板帶；同時在全流程的鋼鐵企業(yè)中，常規(guī)熱連軋通常有步進梁式加熱爐2～4 座，鈦及鈦合金每次生產(chǎn)量相對較小，均分于每座加熱爐進行生產(chǎn)，工藝穩(wěn)定性及經(jīng)濟性差，通常集中于一座加熱爐進行加熱生產(chǎn)，而鈦及鈦合金坯熱工制度具有特殊性，煤氣用量很小，此狀況下鈦坯的加熱及布料方式尤其重要。因此，為實現(xiàn)鈦帶的高效生產(chǎn)，必須突破雙爐同步加熱鈦坯的技術，而雙爐同步加熱鈦坯過程如何實現(xiàn)煤氣用量的平衡和熱值調(diào)整，保證鈦坯加熱質(zhì)量及爐間溫差控制，是本文研究的重點。

2 計算模型建立

2.1 有限元模型建立

筆者以某1 450 mm 熱連軋生產(chǎn)線的1#、2#步進式加熱爐為研究對象，該加熱爐的基本組成部分主要包括燃料噴嘴和爐膛，加熱爐有效加熱爐長為43.5 m,為了對鋼坯實現(xiàn)有效的加熱，加熱爐沿爐長方向分為五段：預熱段9 m、一加熱段12.5 m、二加熱段10 m，均熱段12 m，由于實際情況復雜，我們對加熱爐模型進行了部分結(jié)構(gòu)簡化，簡化后模型結(jié)構(gòu)如圖1 所示。燃燒噴嘴、爐膛結(jié)構(gòu)和板坯的網(wǎng)格劃分如圖2 所示。加熱板坯典型尺寸為180 mm×1 220 mm×7 500 mm。

圖1 加熱爐三維模型（1∶1）Fig.1 3D model of heating furnace

圖2 加熱爐網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model of reheating furnace

2.2 物理模型

加熱爐運行時，氣體燃料與助燃空氣由各自的通道分別流入燃燒室，在流入燃燒室的過程中開始混合，并在燃燒室內(nèi)邊混合邊燃燒，這種流動屬于強湍流擴散燃燒過程。因此在計算過程中必須綜合考慮湍流流動與換熱、燃燒化學反應與火焰?zhèn)鳠帷⒓訜峁ぜ墓腆w導熱以及污染物NOx的生成。

利用數(shù)值模擬方法對加熱爐內(nèi)燃燒過程進行研究，在閱讀大量文獻后發(fā)現(xiàn)，在模擬燃料和空氣有較大回流的強湍流流動方面，標準的 κ?ε雙方程模型得到普遍應用，本次模擬中也采用標準的 κ?ε雙方程模型。

模擬氣相燃燒時，依據(jù)實際結(jié)構(gòu)及燃燒情況，可以認為燃燒器點火位置處燃氣與空氣完全混合均勻。在模擬燃氣在爐膛內(nèi)燃燒時選用適應范圍較廣的Species Transport 燃燒模型。該模型選擇 Volumetric 容積反應；湍流-化學反應相互作用模型選擇Eddy-Dissipation 渦流耗散模型：選項為 Diffusion Energy Source、Full Multicomponent Diffusion、Thermal Diffusion 擴散源。

加熱爐爐膛內(nèi)的換熱過程十分復雜，但由于爐膛內(nèi)的溫度較高，根據(jù)文獻[7?9]，爐膛內(nèi)輻射換熱占總換熱的 90%以上，因此在對燃燒過程的模擬中，輻射源項的處理尤為重要，根據(jù)加熱爐結(jié)構(gòu)分析，選擇了P-1 模型。

燃料在加熱爐內(nèi)燃燒時，不斷產(chǎn)生著氮氧化物等氣體，氣體燃料的高溫空氣燃燒以生成熱NOx為主，但必須考慮快速生成型NOx的影響，采用熱力型（Thermal NO Model）和快速型（Prompt NO Model）模擬燃燒過程中的 NOx的生成過程。在計算時采用經(jīng)典的SIMPLE 算法。

2.3 初始條件和邊界條件

鈦坯入爐溫度25 ℃，加熱爐的燃料為混合煤氣（高爐煤氣和焦爐煤氣2∶1），混合煤氣成分組成如表1 所示，空氣預熱溫度為600 ℃。純鈦的熱物性參數(shù)(導熱系數(shù)和比熱容)與溫度有關，鈦坯導熱系數(shù)和比熱容隨溫度變化曲線如圖3 所示[7]。鈦坯密度隨溫度變化不大，取定值5 840 kg/m3。

表1 混合煤氣的成分組成Table 1 Chemical composition of mixed gas %

圖3 TA1 導熱系數(shù)、比熱容隨溫度的變化曲線Fig.3 Variation of thermal conductivity and specific heat of TA1 with temperature

根據(jù)需要給定湍流、燃燒模型等各種物理模型，完善加熱爐邊界條件，加熱爐燒嘴邊界條件設置根據(jù)現(xiàn)場工況確定；加熱爐出口采用pressure-out 出口，出口壓力采用負壓（?10 Pa）；加熱爐壁面有隔熱層，加熱爐壁面向外界無散熱，壁面邊界條件采用無滑移絕熱邊界；板坯和爐墻黑度取0.8。

3 計算結(jié)果分析

3.1 爐膛內(nèi)物理場分析

得到整個爐膛內(nèi)燃料軌跡線如圖4 所示，煤氣與空氣從管道流入燒嘴時即開始混合，邊混合邊燃燒，煙氣經(jīng)預熱段后從煙道流出。

圖4 爐內(nèi)燃料軌跡線Fig.4 Fuel trajectory diagram in furnace

均熱段底部氣流速度最低，局部區(qū)域出現(xiàn)小部分流動死角，最小流動速度為0.5 m/s。均熱段大部分區(qū)域有回流現(xiàn)象產(chǎn)生，但靠近爐底氣流速度較小，可能引起燃料空氣不充分燃燒。

如圖5 所示，在加熱段2 上部，燒嘴噴口附近氣流速度最大，且在二加熱段的區(qū)域內(nèi)有較大范圍的氣體回流，據(jù)此判斷此處燃料和空氣混合較充分。在一加熱段處，氣流流動順暢。煙氣最后經(jīng)預熱段后從煙道流出，由于壁面和爐體結(jié)構(gòu)影響，在拐角處有小部分流動死角。煙道出口速度較大，大部分區(qū)域流動順暢，拐角處有較小的流動死角。

圖5 爐膛內(nèi)氣體速度場Fig.5 Gas velocity field in furnace

加熱爐內(nèi)溫度分布如圖6 所示。最高溫度在燒嘴附近處，燒嘴火焰中心溫度最高達2 060 ℃。預熱段溫度范圍1 000～1 150 ℃，且溫度梯度較大；加熱段溫度范圍為1 200～2 000 ℃，大部分區(qū)域溫度范圍在1 200～1 400 ℃，溫度分布較均勻。均熱段溫度范圍1 000～1 300 ℃，坯料溫度在1 000 ℃左右，坯料附近區(qū)域溫度分布均勻，靠近爐底區(qū)域溫差較大。燃燒室內(nèi)X=22.222 m 處的截面溫度場如圖7所示，加熱爐中心溫度為1 200 ℃左右，溫度從爐體中心沿壁面遞減，靠近壁面溫度為700 ℃。

圖6 加熱爐溫度全貌Fig.6 Full view of heating furnace temperature

圖7 燃燒室寬度截面溫度場Fig.7 Temperature field of combustion chamber width section

3.2 模型驗證

對該模型的準確性進行校核，如圖8 所示，為現(xiàn)場提取的上爐膛和下爐膛沿爐長方向的溫度與該數(shù)值計算模型得到的溫度的對比曲線，由圖8 可以看出，計算值與實際值整體變化趨勢相同，相同位置處的溫度值之間的最大差值不超過50 ℃，誤差控制在5%以內(nèi)，計算結(jié)果與現(xiàn)場數(shù)據(jù)吻合較好，因此本文的三模型可以用于步進式加熱爐內(nèi)的溫度調(diào)控。

圖8 加熱爐爐長方向上測量溫度與計算溫度對比Fig.8 Comparison between calculated temperature and field temperature

3.3 不同空燃比的加熱爐內(nèi)各物理場分析

考慮到雙爐同時同步加熱鈦坯，加熱爐頭尾各裝6～10 塊冷裝鋼坯用于控制加熱鈦坯所需的爐溫及平衡煤氣熱值，并為了保證爐溫調(diào)控在850 ℃左右，需適量增加煤氣用量，此情況下要實現(xiàn)充分燃燒，空燃比也需要發(fā)生變化。為此設計了三種不同空燃比（見表2），分析燃燒效果和殘余氣體在加熱爐中體積平均殘余量。

表2 加熱爐不同情況的空燃比Table 2 Air fuel ratio of reheating furnace under different conditions

圖9 為不同空燃比不同加熱爐位置的溫度對比，圖9(a)、(b)、(c)分別代表加熱段一、加熱段二和均熱段的不同空燃比下加熱爐內(nèi)部寬度方向溫度變化。A、B 和 C 分別代表情況一、二和三的空燃比。由圖9(a)加熱段一中看出，寬度兩端的溫度較高，大部分溫度較低，為正常溫度；A、B、C 的總體溫度依次降低，這是調(diào)整空燃比的正確趨勢，在 C 中為最優(yōu)的板坯加熱爐溫，大約在 800 °C。同樣可知圖9(b)、(c)的溫度也是 C 最好。由 A 到 B，空氣量增加來增加空燃比，溫度雖然有所降低，但不是很明顯，所以在此基礎上減少燃料 C，溫度降低， 達到適合加熱板坯溫度。三圖相比，溫度是下降的，這正符合加熱溫度高，均熱溫度稍低的實際情況。

圖9 不同空燃比下加熱爐各段沿爐寬方向上溫度分布情況Fig.9 Temperature contrast diagram of different air-fuel ratio and different heating furnace positions

圖10 為充分燃燒后，殘余氣體在加熱爐中體積平均殘余量?？梢?，隨著空燃比的增加，CH4和 H2的殘余量在減小，O2的殘余量在增加。

圖10 不同空燃比下加熱爐內(nèi)殘余氣體質(zhì)量分數(shù)對比Fig.10 Comparison of residual gas mass fraction in reheating furnace under different air-fuel ratios

綜上，在三種不同空燃比對比圖中，煤氣用量按30 000 m3/h 控制情況下，方案A、B、C 的總體溫度依次降低，這是調(diào)整空燃比的正確趨勢，C 為最優(yōu)板坯加熱爐溫，C 方案空燃比最符合加熱爐加熱板坯的情況，所以選擇最佳方案3（C）空燃比分布。

3.4 鈦坯溫度場分析

在提高煤氣用量、增大空燃比的情況下，進一步分析鈦坯在步進式加熱爐中不同位置的溫度場分布，為了減小計算量，以單塊板坯進行研究。鈦坯在加熱爐流體網(wǎng)格中流動，所以利用UDF 將鈦坯設置為動態(tài)網(wǎng)格，設置移動速度0.005 m/s，鈦坯從入口進入到出爐時間大約2.5 h。

圖11 是 鈦坯為C 方案在步進式加熱爐中不同位置的坯料溫度場分布，在整個加熱過程中，坯料經(jīng)歷預熱段、加熱段一、加熱段二、均熱段。針對鈦坯表面主要為輻射傳熱，其傳熱快，而中心是靠鈦板本身導熱，傳熱慢，表面溫度高于中心溫度這一特征。通過前述優(yōu)化空燃比，以空氣量增加來增加空燃比，充分燃燒，混合煤氣溫度雖然有所降低，但不是很明顯，所以在此基礎上適量減少燃料（C 方案），溫度雖有所降低，但能達到適合加熱板坯溫度。同時步料靠在加熱噴嘴一側(cè)，該方位加熱段的爐頂和側(cè)墻都有燒嘴，煙氣燃燒反應劇烈，使加熱段氣體的溫度相對于預熱段急劇上升，使鈦坯吸收的熱量相對預熱段有很大提高，達到坯料溫度與煙氣溫度的差值逐步減小的目的。在均熱段，通過優(yōu)化噴嘴流量，并使爐內(nèi)的氧氣含量比較充足，改進爐內(nèi)傳熱，上爐氣的溫度變化不大，基本處于恒溫狀態(tài)，板坯溫度區(qū)域均勻，整個板坯的溫度最多也只相差10 ℃左右，溫度梯度明顯減小，達到了均熱的作用。

圖11 鈦坯在加熱爐中不同階段的溫度分布Fig.11 Temperature distribution of titanium billet at different stages in the heating furnace

由上述計算結(jié)果進一步優(yōu)化了二加熱段和均熱段的步料行進節(jié)奏（減速度），計算后取板坯的溫度分布情況分析，如圖12 所示。圖中點1、2 和3 分別為鈦板坯下表面節(jié)點、中心節(jié)點和上表面節(jié)點溫度隨時間的變化曲線，整個板坯的溫度能實現(xiàn)控制在850 ℃左右，表明在增大煤氣用量、空燃比情況下，減緩加熱段、均熱段的步料行進節(jié)奏，采用雙爐同時同步加熱鈦坯的方案可行。

圖12 鈦坯不同節(jié)點溫度隨時間變化曲線Fig.12 Temperature curve of titanium billet at different nodes with time

4 雙爐同時同步加熱鈦坯工業(yè)實踐及效果

根據(jù)上述研究分析結(jié)果，制定了大型鋼坯加熱爐雙爐同步加熱鈦坯的技術方案。

1）雙爐布料技術方案

鈦坯頭尾各裝6～10 塊冷裝鋼坯，頭、尾鋼坯與相鄰鈦坯間距控制為1 000～1 100 mm，控制加熱鈦坯所需的爐溫及平衡煤氣熱值。圖13 為雙爐同時同步加熱鈦坯布料方案。

圖13 雙爐同時同步加熱鈦坯的布料方案Fig.13 Distribution scheme of titanium billet simultaneously heated by double furnace

2）燒嘴著火控制方案

兩爐空爐，均上、均下燒嘴全部著火；預下、加下燒嘴，開口度為50%著火；預上留東側(cè)起第3、4、7 燒嘴，加上留東側(cè)起第2、5 燒嘴，開口度為50%著火，爐子降溫。裝爐前1 h 調(diào)整預下、加下燒嘴火焰（長度最長達到1.5 m 以上），爐溫調(diào)控在850 ℃左右。雙爐同時同步加熱鈦坯的燒嘴著火控制見圖14。

圖14 雙爐加熱燒嘴布置及著火方案Fig.14 Double furnace heating burner layout and burner ignition scheme

3）煤氣用量及熱值控制

為確保爐膛溫度控制在850 ℃左右，需適量增加煤氣用量，兼顧煤氣熱值控制，當煤氣用量按30 000 m3/h、煤氣熱值按2 000×4.18 kJ/m3左右控制，以便于爐膛溫度的控制與實現(xiàn)。

4）雙爐加熱效果

雙爐模式下加熱出爐的鈦坯見圖15。加熱爐爐溫控制及鈦坯溫度控制見圖16，出爐溫度精度控制統(tǒng)計分布見圖17，加熱效率提升對比見表3。統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明，雙爐工況下鈦坯加熱質(zhì)量如下：①鈦坯溫度均勻：同板溫差≤30 ℃、上下表面溫差≤15 ℃、表中溫差≤15 ℃，目標出爐溫差±5 ℃的合格達到95%以上，爐間溫差≤5 ℃；②加熱爐生產(chǎn)節(jié)奏不再受單爐能力的制約，具備100 t/h 以上的加熱能力。同時，與單爐生產(chǎn)相比，生產(chǎn)效率提升40%以上，能耗降低45%以上。

表3 金屬鈦材熱連軋軋制效率及能耗對比Table 3 Comparison of efficiency and energy consumption in metallic titanium hot continuous rolling

圖15 雙爐工況下加熱的鈦坯Fig.15 Titanium billet heated in dual-furnace condition

圖16 雙爐工況下的鈦坯加熱質(zhì)量Fig.16 Heating quality of titanium billet under dual-furnace condition

圖17 雙爐工況下出爐溫度偏差（實際-目標）統(tǒng)計分布Fig.17 Statistical distribution of oven temperature deviation under dual-furnace condition (actual-target)

5 結(jié)論

1）結(jié)合某1 450 mm 熱連軋生產(chǎn)線的1#、2#步進式加熱爐實際生產(chǎn)條件，基于有限元軟件建立了加熱爐爐膛內(nèi)燃燒傳熱有限元模型，得到了加熱爐爐膛內(nèi)溫度場和流場分布，仿真計算結(jié)果與現(xiàn)場測量結(jié)果數(shù)據(jù)吻合良好，能夠滿足計算要求。

2）為保證爐溫穩(wěn)定控制，實現(xiàn)煤氣充分燃燒，設定三種不同空燃比方案，比較不同方案下的加熱爐溫度變化和殘余氣體分布，方案A、B、C 的總體溫度依次降低，結(jié)合殘余氣體含量，方案C 為最優(yōu)板坯加熱爐溫，最符合加熱爐加熱板坯的情況。

3）選擇最優(yōu)空燃比狀態(tài)下的爐膛內(nèi)部溫度場，以單塊板坯為研究對象，得到鈦坯在加熱爐不同階段的溫度分布與不同時刻下鈦坯不同節(jié)點的溫度變化，表明在增大煤氣用量、空燃比情況下，減緩加熱段、均熱段的步料行進節(jié)奏，采用雙爐同時同步加熱鈦坯的方案可行。

4）驗證了大型鋼坯加熱爐雙爐同時同步加熱鈦坯方案，在雙爐同步加熱模式下，生產(chǎn)的鈦坯內(nèi)部溫度均勻，出爐溫度穩(wěn)定，精度高，同時加熱爐生產(chǎn)節(jié)奏不再受單爐能力的制約，具備100 t/h 以上的加熱能力，生產(chǎn)效率提升40% 以上，能耗降低45%以上。