謝進(jìn)明,郝兆龍,邢玉明,衛(wèi)文峰

(1.北京瑞晨航宇能源科技有限公司,北京 100191; 2.北京航空航天大學(xué),北京 100191;3.上海梅山鋼鐵股份有限公司,江蘇 南京 430083)

中國(guó)是鋼鐵大國(guó),每年生產(chǎn)鋼鐵都會(huì)消耗大量能源。在鋼鐵生產(chǎn)過(guò)程中加熱爐是不可或缺的重要設(shè)備,近年來(lái),由于人們對(duì)環(huán)保問(wèn)題的關(guān)注度越來(lái)越高,對(duì)加熱爐排放的要求也越來(lái)越嚴(yán)格,提高熱效率,減少污染物排成為了研究加熱爐的重要主題,針對(duì)加熱爐進(jìn)行建模,通過(guò)數(shù)值模擬的方法分析加熱爐加熱鋼坯的實(shí)際過(guò)程已成為加熱爐研究的重要方法。

國(guó)內(nèi)外對(duì)于加熱爐加熱鋼坯的數(shù)值研究已經(jīng)有了一定的基礎(chǔ)。Kim等人[1-3]考慮了湍流流動(dòng)和輻射傳熱,在給定鋼坯溫度下進(jìn)行穩(wěn)態(tài)傳熱計(jì)算,研究了板坯的吸收和發(fā)射率等參數(shù)對(duì)其傳熱特性的影響;Chakraborty[4]等計(jì)算了燃煤加熱爐內(nèi)燃燒流動(dòng)和傳熱,應(yīng)用迭代方法模擬爐氣和鋼坯的傳熱過(guò)程;Han[5-8]等人模擬了加熱爐內(nèi)非穩(wěn)態(tài)燃燒過(guò)程和鋼坯加熱特性,通過(guò)考慮板坯和爐壁的輻射傳熱,預(yù)測(cè)了加熱爐的熱效率;Tang[9]等建立了瞬態(tài)三維模型,應(yīng)用UDF 實(shí)現(xiàn)了鋼坯運(yùn)動(dòng);Dubey[10]等在模擬加熱時(shí)加入了氧化燒損模型;Gu[11]等以蓄熱式加熱爐為研究對(duì)象研究了瞬態(tài)的換向燃燒過(guò)程;Mayr[12]等將氣相燃燒與固相燃燒相互耦合,運(yùn)用穩(wěn)態(tài)模擬的方法研究鋼坯的周期性加熱。國(guó)內(nèi)對(duì)于加熱爐加熱鋼坯的數(shù)值研究一般有三種方式,一種是分開(kāi)進(jìn)行研究,首先單獨(dú)研究加熱爐,然后根據(jù)加熱爐的情況設(shè)定鋼坯的邊界條件研究其升溫過(guò)程。金明[13]等人針對(duì)板坯進(jìn)行建模,通過(guò)設(shè)置板坯的邊界條件模擬其加熱過(guò)程,研究表明板坯加熱時(shí)要適當(dāng)減少均熱溫度,縮短均熱時(shí)間。第二種方法是分段進(jìn)行研究,對(duì)加熱爐預(yù)熱段,一級(jí)加熱段,二級(jí)加熱段和均熱段分別進(jìn)行建模模擬用前一段結(jié)束時(shí)的工況作為下一段開(kāi)始的工況。馮亮花[14]等人建立了板坯加熱二維模型,采用分段模擬的方法模擬了板坯在加熱爐各段的升溫情況,研究表明鋼坯角部溫度最高,延長(zhǎng)均熱時(shí)間有利于鋼坯溫度的均勻分布;第三種方法是兩者結(jié)合,研究整體的加熱爐加熱鋼坯過(guò)程,這種方法更加貼合實(shí)際,目前采用的也較多,但是大都是二維網(wǎng)格:如王靜宇[15]等人針對(duì)異性坯進(jìn)行了二維建模,研究了異性坯在加熱時(shí),表面熱流分布規(guī)律和爐圍黑度對(duì)異型坯加熱過(guò)程及排煙溫度的影響?；蛘呤菍?duì)燃燒器進(jìn)行了極大的簡(jiǎn)化,直接簡(jiǎn)化成兩個(gè)圓筒,一個(gè)進(jìn)燃?xì)?一個(gè)進(jìn)空氣,如:姜天馳[16]等人以實(shí)驗(yàn)室規(guī)模具有中間輻射體的室狀加熱爐為研究對(duì)象研究了中間輻射體對(duì)鋼坯升溫速率的影響;齊鳳升[17]等人采用動(dòng)網(wǎng)格方法模擬鋼坯運(yùn)動(dòng),研究了加熱爐內(nèi)墊塊對(duì)鋼坯溫度分布的影響。

目前,對(duì)于加熱爐的研究往往忽視燃燒器結(jié)構(gòu)的影響,只研究加熱爐內(nèi)的傳熱過(guò)程。而燃燒器作為加熱爐的核心部件,其技術(shù)水平直接決定了加熱爐的加熱性能?；诖?本文從燃燒器出發(fā),以一種新型燃料分級(jí)燃燒器為核心,以某鋼廠1422號(hào)線3號(hào)爐為研究背景,建立了1∶1全尺寸加熱爐模型。采用穩(wěn)態(tài)模擬與瞬態(tài)模擬結(jié)合的方法研究了鋼坯靜止在加熱爐均熱段時(shí)的加熱過(guò)程,得到了鋼坯的溫度分布情況,為后續(xù)的研究奠定基礎(chǔ)。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 幾何模型

本文針對(duì)某鋼廠1422號(hào)線3號(hào)爐進(jìn)行1∶1全尺寸的建模,圖1為加熱爐帶鋼坯的幾何模型,爐子總長(zhǎng)為50 200 mm,其中預(yù)熱段長(zhǎng)4 820 mm,布置有4對(duì)燃燒器,一級(jí)加熱段長(zhǎng)8 612 mm,布置有8對(duì)燃燒器,二級(jí)加熱段長(zhǎng)8 342 mm,布置有8對(duì)燃燒器,均熱段長(zhǎng)9 747 mm,側(cè)面布置有4對(duì)燃燒器,頂部布置有30臺(tái)燃燒器。

圖1 全爐模型圖

由于均熱段燃燒器布置復(fù)雜,既有橫向布置的燃燒器,又有豎直布置的燃燒器,為了更全面地探究鋼坯的升溫情況,將鋼坯擺放在均熱段兩排燃燒器之間,具體位置如圖1中方框中顯示區(qū)域,鋼坯底面距加熱爐底部2 500 mm,距加熱爐左側(cè)2 000 mm,鋼坯尺寸為1 050 mm×9 400 mm×210 mm,入爐溫度為300 K。

加熱爐所用的燃燒器是新研發(fā)的矩形燃料分級(jí)燃燒器,如圖2所示,有三個(gè)進(jìn)氣口,空氣從空氣進(jìn)口進(jìn)入后少部分通過(guò)零級(jí)通道上的小孔與零級(jí)燃?xì)饣旌线M(jìn)行燃燒,大部分直接流入爐膛,燃?xì)獬它c(diǎn)火所用的燃?xì)鈴牧慵?jí)通道進(jìn)入,其余燃?xì)鈴囊患?jí)燃?xì)膺M(jìn)口流入分兩級(jí)流出在爐膛內(nèi)與空氣混合進(jìn)行燃燒。為了保證爐內(nèi)的氣體流動(dòng)盡可能地還原實(shí)際情況本文在模擬時(shí)沒(méi)有對(duì)燃燒器進(jìn)行大的簡(jiǎn)化。

圖2 燃燒器模型

1.2 基本控制方程

加熱爐內(nèi)氣體的流動(dòng)和傳熱滿足質(zhì)量守恒方程,動(dòng)量守恒方程以及能量守恒方程:

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:ρ為密度,kg/m3;t為時(shí)間,s;u為速度,m/s;下標(biāo)i,j為i,j方向上的分量,m/s;P為微元體所受到的壓力,Pa;Fi為體積力;τij為黏性應(yīng)力,N;T為溫度,℃;k為導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·℃)。

1.3 計(jì)算模型

加熱爐內(nèi)煙氣流動(dòng)的雷諾數(shù)為6.7×105,為湍流流動(dòng),所以采用湍流模型,本文采用運(yùn)用較多的k-ε模型進(jìn)行湍流模擬,其中Realizablek-ε模型和標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型相比能更好地模擬復(fù)雜的流體流動(dòng),所以本文選擇Realizablek-ε模型作為湍流模型。

組分輸運(yùn)模型采用有限速率模型,燃燒采用組分輸運(yùn)模型中的渦耗散(ED)模型進(jìn)行模擬,本文使用的燃料成分如表 1所示,燃燒過(guò)程的反應(yīng)機(jī)理由反應(yīng)方程式(6)～式(11)控制。

表1 燃料組分 %

H2+0.5O2=H2O

(6)

CH4+2O2=CO2+2H2O

(7)

CO+0.5O2=CO2

(8)

C2H4+3O2=2CO2+2H2O

(9)

C2H6+3.5O2=2CO2+3H2O

(10)

C3H6+4.5O2=3CO2+3H2O

(11)

離散坐標(biāo)輻射(DO)模型求解范圍涵蓋整個(gè)光學(xué)深度,且適用于動(dòng)網(wǎng)格的計(jì)算,由于后續(xù)需要加上動(dòng)網(wǎng)格再進(jìn)行模擬,所以本文也采用該輻射模型進(jìn)行初步模擬。

1.4 邊界條件設(shè)置

本文針對(duì)加熱爐和鋼坯進(jìn)行了1∶1的全尺寸建模,使用ANSYS Fluent軟件進(jìn)行模擬,模擬中每個(gè)燃燒器的進(jìn)氣情況相同,單個(gè)燃燒器的燃?xì)饬髁繛? 000 m3/h(標(biāo)準(zhǔn)),過(guò)剩系數(shù)均為1.2。所有的進(jìn)口邊界均采用速度進(jìn)口邊界,具體的設(shè)置如表2所示。出口采用壓力出口,壁面為標(biāo)準(zhǔn)壁面條件,熱量邊界條件為恒定熱流-5 000 W/m2。

表2 工況參數(shù)

2 模擬結(jié)果驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

本文采用Fluent Meshing來(lái)進(jìn)行網(wǎng)格劃分,運(yùn)用單體燃燒和對(duì)燒模擬的網(wǎng)格劃分方式對(duì)加熱爐進(jìn)行網(wǎng)格劃分,最終劃分出的網(wǎng)格數(shù)量為5 050 w,網(wǎng)格最小正交質(zhì)量為0.13,滿足計(jì)算要求。

本文針對(duì)全爐模型采用的是一比一的建模方式,模型的尺寸較大,最關(guān)鍵的是模型復(fù)雜,燃燒器多而且燃燒器內(nèi)有很多小孔,所以劃分出的網(wǎng)格數(shù)多,有5 050 w,如果直接用該模型進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證需要耗費(fèi)大量的時(shí)間及資源。依據(jù)之前的對(duì)燒模擬和單體燃燒器模擬的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果,對(duì)燒模擬采用單燒模擬網(wǎng)格無(wú)關(guān)時(shí)的網(wǎng)格劃分方式得到的網(wǎng)格其模擬結(jié)果也是網(wǎng)格無(wú)關(guān)的,所以本文的模擬也采用該網(wǎng)格劃分方式。

2.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

之前針對(duì)單體燃燒器的進(jìn)行過(guò)工程實(shí)驗(yàn)測(cè)試,燃燒器模型如圖3所示,模擬所用的模型是按照該實(shí)物模型1∶1建立的,圖4為試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)的燃燒實(shí)況圖。

圖3 燃燒器實(shí)物模型

圖4 燃燒實(shí)況

圖5所示為溫度測(cè)點(diǎn)分布,在距燃燒器3 m處開(kāi)始布置熱電偶。沿中軸線每隔0.5 m設(shè)置一組熱電偶,在圖中所示中心軸線第1、3、5、7、9和12組熱電偶處沿徑向方向每隔0.5 m設(shè)置熱電偶,并在中心軸線第1、3、5和7組熱電偶位置處向上0.5 m及向下0.6m處設(shè)置2組豎直方向熱電偶。

圖5 實(shí)驗(yàn)爐內(nèi)熱電偶布置圖

測(cè)量了爐內(nèi)的溫度分布,并與數(shù)值結(jié)果進(jìn)行比較。100%負(fù)荷下空氣過(guò)剩系數(shù)為1的爐內(nèi)中心軸線溫度分布如圖6所示,爐膛火焰溫度最大相對(duì)偏差為3.48%。模擬值與實(shí)驗(yàn)值基本一致,驗(yàn)證了模擬方法的準(zhǔn)確性。

圖6 爐膛中心軸線溫度分布

3 結(jié)果分析

本文針對(duì)加熱爐和鋼坯進(jìn)行了1∶1全尺寸建模,采用穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)結(jié)合的方法,首先用穩(wěn)態(tài)方法模擬了鋼坯絕熱時(shí)(即鋼坯不參與傳熱,其溫度恒定為300 K)的加熱爐溫度分布,待其穩(wěn)定后再打開(kāi)鋼坯的傳熱模型,采用瞬態(tài)方法模擬鋼坯靜止在均熱段時(shí)的升溫情況,主要分析了加熱爐內(nèi)的溫度分布,鋼坯的溫度分布以及鋼坯的升溫過(guò)程,結(jié)果如下。

3.1 加熱爐內(nèi)溫度分布

圖7為加熱爐內(nèi)的溫度分布隨加熱時(shí)間的變化,從圖中可以看出,加熱時(shí)間越長(zhǎng),爐內(nèi)溫度越高,溫度分布更加均勻,剛開(kāi)始加熱時(shí)爐內(nèi)平均溫度為1 724 K,加熱60 min后,平均溫度為1 803.52 ℃。在本文所述工況下,均熱段溫度最高,預(yù)熱段和兩個(gè)加熱段溫度相同。均熱段溫度過(guò)高會(huì)增加鋼坯的氧化燒損,所以后續(xù)研究中,均熱段的熱負(fù)荷應(yīng)該要小于兩個(gè)加熱段的熱負(fù)荷。為了進(jìn)一步減少鋼坯的氧化燒損,應(yīng)當(dāng)盡量降低鋼坯在高溫區(qū)的停留時(shí)間,所以預(yù)熱段的熱負(fù)荷也要小于加熱段的熱負(fù)荷。

圖7 加熱爐溫度分布

圖7分別是沿加熱爐長(zhǎng)度方向和寬度方向的截面云圖,從圖7中可以看出由于噴射方向的原因,頂部燃燒器噴出的燃?xì)獯蟛糠謺?huì)通過(guò)鋼坯周?chē)@到鋼坯的下表面進(jìn)行加熱,而橫向布置的燃燒器噴出的燃?xì)庵髁魉俣确较驗(yàn)檠丶訜釥t寬度方向,而沿高度方向的速度很小,只有很少的燃?xì)鈺?huì)繞過(guò)鋼坯到達(dá)鋼坯上表面,所以導(dǎo)致鋼坯上表面的煙氣溫度稍低于鋼坯下表面的煙氣溫度。

為了進(jìn)一步研究鋼坯周?chē)h(huán)境的溫度分布,截取了鋼坯上下表面所處截面的溫度云圖隨時(shí)間的變化情況,如圖8所示。從圖8中可以看出,除了鋼坯的上下表面,鋼坯周?chē)沫h(huán)境溫度幾乎相同,而且隨著加熱時(shí)間的改變,兩截面的溫度分布始終保持相同,尤其在加熱60 min后,鋼坯溫度與煙氣溫度一致,加熱爐內(nèi)除均熱段以外溫度幾乎相同,有利于鋼坯的均勻受熱。但是由于燃燒器噴出的火焰溫度高于周?chē)鸁煔獾臏囟?而鋼坯的左右兩側(cè)此時(shí)正好處于火焰中心,所以在鋼坯達(dá)到煙氣溫度后會(huì)繼續(xù)緩慢升溫,所以均熱時(shí)間不能太長(zhǎng)。

圖8 鋼坯上下表面所在截面溫度云圖

3.2 鋼坯溫度分布隨時(shí)間變化

圖9是鋼坯正視截面在不同加熱時(shí)間的溫度分布。從圖9中可以明顯地看出鋼坯底部的升溫要比頂部的升溫速度快,尤其在100 min時(shí),云圖中顯示很明顯,底部區(qū)域已經(jīng)達(dá)到1 539 ℃,但是頂部還只達(dá)到1 500 ℃。

圖9 鋼坯正面溫度變化圖

如圖10所示,為鋼坯近上表面,近下表面以及中截面在各個(gè)加熱時(shí)間的溫度云圖。由圖10中也可以明顯看出,鋼坯下表面最先變黃,然后是上表面最后中截面才變黃,進(jìn)一步說(shuō)明鋼坯下表面的升溫速率是最快的。結(jié)合加熱爐的溫度分析可知,這是由于頂部燃燒器噴出的燃?xì)鈺?huì)繞到鋼坯下表面,而橫向布置的燃燒器則不會(huì)有燃?xì)饫@到上表面,所以鋼坯下表面有兩部分燃?xì)膺M(jìn)行加熱,升溫更快。但是隨著加熱時(shí)間的延長(zhǎng),鋼坯各個(gè)截面的溫度分布逐漸均勻,最終三個(gè)截面的溫度幾乎相同。

圖10 鋼坯上中下表面溫度圖

為了更準(zhǔn)確地分析鋼坯的溫度分布情況,截取了鋼坯上,中,下,左,右五個(gè)截面的中軸線,分析其溫度分布。圖11～圖13為五條曲線在加熱時(shí)間10,60和150 min時(shí)的溫度分布情況。從圖11～圖13中可以看出,鋼坯側(cè)面的溫度是最高的,這是由于鋼坯擺放位置的影響,鋼坯側(cè)面正好被頂部燃燒器噴出的火焰直接加熱,所以溫度高,左側(cè)平均溫度為1 172 ℃,右側(cè)平均溫度為1 127 ℃。但是加熱時(shí)間越長(zhǎng),這一影響越小,加熱60 min時(shí),鋼坯底部的溫度已經(jīng)和左右兩側(cè)的溫度差不多了,和左側(cè)的平均溫差為9.83 ℃,最終五條曲線的溫度分布比較接近,最大溫差只有32.43 ℃,最大平均溫差只有17.42 ℃。從圖11～圖13中還能看出開(kāi)始時(shí)溫度最低的是中間的軸線,但是加熱時(shí)間越長(zhǎng),中間軸線的溫度逐漸接近上面的軸線最終甚至超過(guò)上表面軸線的溫度,結(jié)合之前的分析可知這是由于底部的溫度較高,鋼坯底部迅速升溫帶著中間的溫度也迅速升高,最終超過(guò)頂部的溫度。

圖11 10 min時(shí)鋼坯溫度分布曲線

圖12 60 min時(shí)鋼坯溫度分布曲線

圖13 150 min時(shí)鋼坯溫度分布曲線

均熱段底部溫度較高有利于鋼坯的溫度均勻分布,因?yàn)樵趯?shí)際中鋼坯是擺放在橫梁上進(jìn)行加熱的,在加熱過(guò)程中鋼坯與橫梁接觸的面溫度上升最慢,會(huì)產(chǎn)生黑印,而均熱段底部溫度高能使鋼坯底部溫度上升得更快,從而平衡這一因素使得鋼坯的溫度分布更加均勻,進(jìn)一步驗(yàn)證了該模擬能準(zhǔn)確反映實(shí)際的加熱情況。

圖14為鋼坯中截面的中軸線上溫度分布隨加熱時(shí)間的變化,從圖14中可以看出,開(kāi)始時(shí)鋼坯的溫度分布比較均勻,只有兩端的溫度有些許起伏,溫差為238.611 5 ℃,這主要是由于兩側(cè)溫度上升快,中間溫度上升慢,而隨著加熱時(shí)間的延長(zhǎng),中軸線上的溫度曲線越來(lái)越平,大約60 min時(shí)溫度曲線幾乎成一條直線,溫差為26.83 ℃,而此時(shí)正好是鋼坯達(dá)到目標(biāo)溫度的時(shí)間,所以本文所用的工況既可以保證達(dá)到目標(biāo)溫度,又能保證較好的加熱質(zhì)量,是合適的加熱工況。

圖14 中截面軸線溫度分布隨時(shí)間變化曲線

3.3 鋼坯升溫速率及溫差隨時(shí)間變化

圖15為鋼坯上中下三個(gè)截面上的平均溫度隨加熱時(shí)間的變化,從圖15中可以看出三截面的升溫趨勢(shì)相同,升溫速度先增加后減小,最后三截面的溫度相同而且升溫速率很小,曲線斜率幾乎為0。在后續(xù)的模擬中鋼坯在爐子內(nèi)是勻速運(yùn)動(dòng)的,加熱爐全長(zhǎng)約50 000 mm,其中加熱段長(zhǎng)度為17 000 mm,總加熱時(shí)間為150 min,所以主要的加熱時(shí)間為51 min(即3 060 s),該工況下加熱到1 200 ℃以上只需要2 100 s,加熱3 000 s時(shí),鋼坯中心溫度已經(jīng)達(dá)到1 400 ℃,遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出目標(biāo)溫度,但是考慮到此時(shí)的位于均熱段,煙氣溫度比加熱段高100 ℃左右,所以可以認(rèn)為目前的工況能滿足加熱條件。

圖15 三截面平均溫度隨時(shí)間變化

圖16為鋼坯三個(gè)截面之間的溫差隨時(shí)間的變化,三截面兩兩之間的溫差都呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì),其中上下表面的溫差最小因?yàn)槠渥罱咏鼰煔?而兩截面所處的溫度環(huán)境溫差不大,所以兩表面的溫差也很小。依照上文的計(jì)算,后續(xù)動(dòng)網(wǎng)格模擬時(shí),均熱時(shí)間為29 min(1 740 s),如果保證鋼坯加熱到目標(biāo)溫度后正好進(jìn)入均熱段,那么在本文條件下加熱時(shí)間應(yīng)為1 800 s,均熱時(shí)間為1 740 s共3 540 s,此時(shí)三截面之間的溫差已經(jīng)非常小,最大溫差只有24.12 ℃,繼續(xù)增加均熱時(shí)間,溫差的減小非常有限。

圖16 鋼坯溫差隨時(shí)間變化

4 結(jié)論與展望

本文針對(duì)加熱爐和鋼坯的耦合換熱模型進(jìn)行了1∶1全尺寸的建模,為了更加吻合實(shí)際工藝,盡可能地保留燃燒器的原始特征,劃分了網(wǎng)格數(shù)為5 050 w的大規(guī)模網(wǎng)格,初步模擬了鋼坯靜止在均熱段時(shí)的加熱過(guò)程,對(duì)加熱爐以及鋼坯在加熱過(guò)程中的溫度分布進(jìn)行了分析,得出的結(jié)論如下:

(1)通過(guò)對(duì)該模型鋼坯加熱過(guò)程的分析,結(jié)果能滿足鋼坯的加熱要求,模型能描述加熱鋼坯時(shí)的傳熱過(guò)程。

(2)加熱爐加熱鋼坯時(shí)均熱段溫度最高,比其他各段高100 ℃,加熱鋼坯時(shí),由于頂部燃燒器噴出的火焰繞過(guò)鋼坯對(duì)其下表面進(jìn)行加熱,導(dǎo)致下表面的溫度升高更快。

(3)鋼坯升溫過(guò)程中各表面溫差先增大后減小加熱60 min時(shí)鋼坯達(dá)到目標(biāo)溫度,且各表面軸線上的平均溫差最小,為9.83 ℃,后續(xù)繼續(xù)加熱時(shí)由于均熱段進(jìn)行了二次加熱,溫差反而增大,最終溫差為17.42 ℃。

(4)本文所述工況條件下,鋼坯達(dá)到目標(biāo)溫度時(shí)所用的加熱時(shí)間和均熱時(shí)間共64 min,與實(shí)際估算的時(shí)間80 min相差16 min,基本符合實(shí)際情況。

(5)本文對(duì)以燃燒器為核心研究加熱爐加熱鋼坯的方法進(jìn)行了初步模擬,驗(yàn)證了該方法能夠準(zhǔn)確描述鋼坯加熱的過(guò)程,后續(xù)將繼續(xù)采用該方法進(jìn)行數(shù)值研究,研究爐膛內(nèi)的氣氛,燃?xì)獬煞忠约叭紵鞑贾玫葘?duì)加熱爐加熱鋼坯的影響,為新型的加熱爐工藝技術(shù)開(kāi)發(fā)做理論基礎(chǔ)。