大型鋼坯加熱爐多爐況同步加熱鈦坯技術研究

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、高強、耐腐、耐熱、無磁和耐低溫等一些列優良性能，廣泛應用于國防工業以及石油、化工、冶金、電力、交通、醫療、海洋、環保、建筑、體育及旅游休閑等民用行業。我國已經探明的鈦礦基礎儲量為3.5 億t，排名全球第一。四川攀西地區是一個超大型的鈦礦儲藏區，它由攀枝花、紅格、白馬和太和等十幾個礦區組成，其總儲量占全國儲量的95.1%[1]。2001 年至今，我國鈦工業按年均22%的增長速度快速發展，已形成萬噸級海綿鈦廠家十余家、鈦材千噸級廠家十余家，產量達到世界第一[2]。

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

采用卷式法生產高精度薄鈦板及帶材是純鈦板帶材生產的發展趨勢。鈦帶材生產的關鍵在于熱軋，國外成熟的生產經驗是利用熱連軋或爐卷軋機進行鋼-鈦共線生產模式生產鈦熱軋卷。目前世界上只少數國家掌握了純鈦卷熱連軋生產技術，日本新日鐵鈦板產品質量和生產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線成功軋制出大卷重熱軋鈦帶卷，實現產業化[4?6]。雖然我國已成功實現熱連軋鈦帶卷生產，但鈦卷產品質量保證和高效穩定生產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三維流體動力學模型，分別考慮加熱爐膛內傳熱和鈦坯內導熱微分方程瞬態導熱，模擬了加熱爐內的流動特性、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傳熱過程以及鋼坯加熱過程的數學模型。最后，基于有限元分析結果，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量及加熱穩定性的方法，成功實現了鈦帶卷的高效生產。

1 基本情況

純鈦帶材卷式法生產的主要工藝流程為：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和設計，所以利用現有熱連軋機組進行鈦帶卷技術開發及工業化生產的技術難度大、開發周期長。在工業生產中，鋼-鈦共線高效軋制熱軋鈦帶卷，加熱是關鍵環節，也是研究難點。

首先鋼坯加熱爐的爐型結構、尺寸及工藝控制均是按產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，原爐型結構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 ℃，現行加熱爐工藝保證難度大，而鈦及鈦合金在加熱爐內如何布料直接決定了常規熱連軋生產線能否生產加工鈦及鈦合金板帶及能否穩定、優質、高效地加工鈦及鈦合金板帶；同時在全流程的鋼鐵企業中，常規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量相對較小，均分于每座加熱爐進行生產，工藝穩定性及經濟性差，通常集中于一座加熱爐進行加熱生產，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，為實現鈦帶的高效生產，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煤氣用量的平衡和熱值調整，保證鈦坯加熱質量及爐間溫差控制，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構簡化，簡化后模型結構如圖1 所示。燃燒噴嘴、爐膛結構和板坯的網格劃分如圖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傳熱、加熱工件的固體導熱以及污染物NOx的生成。

利用數值模擬方法對加熱爐內燃燒過程進行研究，在閱讀大量文獻后發現，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，依據實際結構及燃燒情況，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。

加熱爐爐膛內的換熱過程十分復雜，但由于爐膛內的溫度較高，根據文獻[7?9]，爐膛內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，根據加熱爐結構分析，選擇了P-1 模型。

燃料在加熱爐內燃燒時，不斷產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(導熱系數和比熱容)與溫度有關，鈦坯導熱系數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、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現場工況確定；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 計算結果分析

3.1 爐膛內物理場分析

得到整個爐膛內燃料軌跡線如圖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，煙氣經預熱段后從煙道流出。

圖4 爐內燃料軌跡線Fig.4 Fuel trajectory diagram in furnace

均熱段底部氣流速度最低，局部區域出現小部分流動死角，最小流動速度為0.5 m/s。均熱段大部分區域有回流現象產生，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，且在二加熱段的區域內有較大范圍的氣體回流，據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。煙氣最后經預熱段后從煙道流出，由于壁面和爐體結構影響，在拐角處有小部分流動死角。煙道出口速度較大，大部分區域流動順暢，拐角處有較小的流動死角。

圖5 爐膛內氣體速度場Fig.5 Gas velocity field in furnace

加熱爐內溫度分布如圖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，坯料附近區域溫度分布均勻，靠近爐底區域溫差較大。燃燒室內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，為現場提取的上爐膛和下爐膛沿爐長方向的溫度與該數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，計算結果與現場數據吻合較好，因此本文的三模型可以用于步進式加熱爐內的溫度調控。

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，并為了保證爐溫調控在850 ℃左右，需適量增加煤氣用量，此情況下要實現充分燃燒，空燃比也需要發生變化。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，這是調整空燃比的正確趨勢，在 C 中為最優的板坯加熱爐溫，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。可見，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殘余氣體質量分數對比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，這是調整空燃比的正確趨勢，C 為最優板坯加熱爐溫，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格中流動，所以利用UDF 將鈦坯設置為動態網格，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，該方位加熱段的爐頂和側墻都有燒嘴，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，通過優化噴嘴流量，并使爐內的氧氣含量比較充足，改進爐內傳熱，上爐氣的溫度變化不大，基本處于恒溫狀態，板坯溫度區域均勻，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

由上述計算結果進一步優化了二加熱段和均熱段的步料行進節奏（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點、中心節點和上表面節點溫度隨時間的變化曲線，整個板坯的溫度能實現控制在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實踐及效果

根據上述研究分析結果，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；預上留東側起第3、4、7 燒嘴，加上留東側起第2、5 燒嘴，開口度為50%著火，爐子降溫。裝爐前1 h 調整預下、加下燒嘴火焰（長度最長達到1.5 m 以上），爐溫調控在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。

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計分布見圖17，加熱效率提升對比見表3。統計數據表明，雙爐工況下鈦坯加熱質量如下：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加熱爐生產節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，與單爐生產相比，生產效率提升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）統計分布Fig.17 Statistical distribution of oven temperature deviation under dual-furnace condition (actual-target)

5 結論

1）結合某1 450 mm 熱連軋生產線的1#、2#步進式加熱爐實際生產條件，基于有限元軟件建立了加熱爐爐膛內燃燒傳熱有限元模型，得到了加熱爐爐膛內溫度場和流場分布，仿真計算結果與現場測量結果數據吻合良好，能夠滿足計算要求。

2）為保證爐溫穩定控制，實現煤氣充分燃燒，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，結合殘余氣體含量，方案C 為最優板坯加熱爐溫，最符合加熱爐加熱板坯的情況。

3）選擇最優空燃比狀態下的爐膛內部溫度場，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，生產的鈦坯內部溫度均勻，出爐溫度穩定，精度高，同時加熱爐生產節奏不再受單爐能力的制約，具備100 t/h 以上的加熱能力，生產效率提升40% 以上，能耗降低45%以上。