富氧燃燒條件下鋼坯加熱特性的數值模擬

張 斌, 尹少武,2, 張文聰, 盧世杰, 童莉葛,2, 王 立,2

(1. 北京科技大學 能源與環境工程學院, 北京 100083;2. 北京科技大學 冶金工業節能減排北京市重點實驗室, 北京 100083)

在鋼鐵工業中,軋鋼加熱爐的作用是加熱鋼坯,使鋼坯內外溫度均勻和提高鋼坯的塑性,以滿足軋制工藝的要求[1-2]。在世界能源短缺和全球氣候變化的過程中,發展綠色低碳的工藝和提高產品質量是十分必要的[3]。富氧燃燒作為一種高效的燃燒節能技術,與傳統的空氣燃燒相比,富氧燃燒可以提高火焰溫度,強化爐內輻射傳熱,減少排煙熱損失,提高煙氣中CO2體積分數,有利于CO2的捕集[4]。同時氧氣生產成本太高,限制了氧氣在燃燒過程中的廣泛應用。此外,如果在現有的加熱爐上直接采用氧氣助燃,由于火焰結構和耐火材料性能等問題,需要對加熱爐的燃燒器和爐體等結構進行大幅度改造。可能的解決方案是在常規的燃燒器中采用富氧氣體助燃時降低氧氣濃度。

Karimi等[5]采用FVM法對加熱爐內輻射熱通量進行模擬,研究了不同富氧條件下噸鋼能耗、產量增長和熱效率。結果表明,富氧濃度的最佳范圍為21%～45%(體積分數)。Gao等[6]研究了氧氣體積分數為26%的富氧燃燒對脈沖燃燒間接加熱爐性能的影響。研究表明,與空氣燃料燃燒相比,富氧燃燒的板坯出爐溫度提高了2.9%。Prieler等[7]模擬了步進式加熱爐在氧氣體積分數25%下的燃燒情況,發現與空氣-燃料燃燒相比,富氧燃燒加熱區的加熱速率更高并且富氧可節省8%的燃氣。傘俊博等[8]對富氧MILD燃燒步進式加熱爐內流場與溫度場進行數值模擬。結果表明,在高速射流卷吸作用下,射流速度急劇下降,爐內溫度分布更加均勻。Mayr等[9]采用CFD計算高溫爐膛內固體和氣體輻射對總輻射熱流的影響。研究表明,隨著氧化劑中氧濃度的增加,加熱爐熱效率也隨之提高,還發現爐壁輻射對總熱流的貢獻最大,而氣體輻射的貢獻較小。王乃帥等[10]編制了加熱爐加熱過程的系統仿真軟件,研究氧氣濃度對鋼坯加熱過程的影響。結果表明,在相同爐溫制度下,氧氣濃度為50%時,加熱爐熱效率提高了9.2%,噸鋼燃耗降低了8.3%,單位時間內產量增加了13%。

據調查,現有的大多數研究人員在加熱爐數值模擬研究過程中忽略了加熱爐一些重要結構,或者在富氧條件下只考慮加熱爐熱效率、燃料消耗等,并未對富氧時鋼坯本身進行系統的研究。本文將使用Fluent軟件對加熱爐中鋼坯加熱過程進行模擬仿真,并通過用戶自定義函數(UDF)將鋼坯的溫度從上一個位置傳遞給下一個位置。在穩態計算的基礎上,將瞬態的氣體流動燃燒和固體導熱一起耦合求解。建立的模型中包括水冷梁等結構,并且考慮其散熱對鋼坯的影響,研究不同低水平富氧條件(氧氣體積分數為25%、30%、35%)對鋼坯加熱特性的影響。

1 數學模型

1.1 流動與能量方程

(1)

對于笛卡爾坐標系,連續性、動量和能量方程可以寫為[11-12]:

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:部分變量上方的“～”表示密度加權平均值,“-”表示時間平均值,“″”表示密度加權平均值的脈動值;t為時間,s;ui、uj、uk分別為i、j、k方向的速度分量,m/s;ρ為密度,kg/m3;p為壓力,Pa;h為比焓,J/kg;μ為動力粘度,Pa·s;Sh為化學反應和輻射引起的源項;μt為湍流粘度,Pa·s;σh為模型常數,值為0.7,Cμ為取決于平均應變和旋轉速率以及湍流場的函數[13]。

由于爐內的氣體流動均處于湍流狀態。本文將采用Realizablek-ε模型[13]模擬爐內湍流過程。根據該模型,湍流動能k和渦耗散率ε被建模為:

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

式中:S為應變弧量;Gb為由于浮力而產生的湍流動能;T為溫度,K;β為熱膨脹系數,1/K;gi為重力矢量在i方向上的分量,m/s2;Sij為平均應變率張量,1/s;η為有效因子;v為流體平行于重力的速度分量,m/s;u為流體垂直于重力的速度分量,m/s;σk、σε、C1ε、C2和Prt為模型常數,分別等于1.0、1.2、1.44、1.9和0.85。

1.2 湍流燃燒模型

加熱爐內燃氣和助燃物進入爐膛前沒有經過混合直接進行燃燒,屬于非預混燃燒,選擇平衡混合分數(PDF)模型[14]模擬加熱爐中的瞬態湍流燃燒過程。在一定的假設條件下,流體瞬時熱化學狀態與一個守恒標量有關,稱為混合分數f,其定義為:

(13)

(14)

(15)

(16)

式中,常數σt、Cg和Cd的值分別為0.7、2.86和2.0。湍流波動的影響由引入守恒標量f的PDF進行考慮,基于密度加權平均PDF表示如下:

(17)

式中,ρe(f)是平衡態密度。然后,絕熱系統中組分質量分數和溫度的密度加權平均值根據公式(17)計算:

(18)

1.3 輻射模型

采用離散坐標(DO)模型來處理爐膛內的輻射傳熱。DO模型需求解有限數量離散立體角的輻射傳輸方程(RTE)。任意位置r沿路徑s在經過吸收、發射和非散射介質后的輻射強度可通過以下公式得出[15]:

(19)

因為煙氣由N2、CO2、O2和H2O組成,但只有CO2和H2O有助于熱輻射。空氣-燃氣燃燒產生的煙中含有高濃度N2和低濃度CO2和H2O,此時煙氣的吸收系數應采用Smith等[16]提出的灰色氣體加權模型(WSGGM)來計算。隨著氧化劑中氧氣濃度的增加,煙氣中的CO2和H2O濃度也隨之增加。由于CO2和H2O的強吸收帶,煙氣應被視為非灰氣體,然而非灰氣體的假設會顯著地增加計算時間。由于燃氣中本來含有大量的N2,在低富氧水平的情況下,CO2和H2O的濃度也不會太高。最近的研究表明[17],當爐內的平均射線長度較小時,標準的WSGGM足以模擬富氧燃燒,因此,繼續使用初始的參數。

2 物理模型與驗證

2.1 物理模型

本文選取步進式加熱爐的相關參數來自于參考文獻[18-20]。由于該加熱爐關于z=0平面對稱,因此只選取半個加熱爐進行模擬。加熱爐的物理模型如圖1所示,其尺寸為34.8 m×5.02 m×10.8 m。加熱爐被分為3個區域:預熱區、加熱區和均熱區。鋼坯從加熱爐入口周期性地送入爐膛內,并依次在預熱區、加熱區和均熱區進行加熱。在同一時刻,加熱爐內共有29塊鋼坯,從入口到出口按順序編號為1、2、3……29。鋼坯的尺寸為1.02 m×0.23 m×4.80 m,兩個鋼坯之間間距為0.16 m。加熱爐內有18×5個立柱、3個靜梁、2個步進梁,所有立柱和橫梁都簡化為矩形橫截面,尺寸為0.32 m×0.32 m。

圖1 加熱爐物理模型[20]

加熱爐共布置了12個軸向燒嘴和13個側向燒嘴。將燃燒器燒嘴簡化為同心圓結構,同心圓的內部圓面為燃氣入口,直徑為φ0.25 m;外部圓環為助燃氣體入口,直徑為φ0.5 m。

2.2 邊界條件與初始條件

助燃氣體和燃氣入爐的溫度分別為693、293 K,入口發射率設定為1.0的黑體。連接鋼坯和流體的邊界條件是耦合壁面的邊界條件。所有鋼坯的表面發射率為0.5,水冷梁、立柱和爐膛壁面的表面發射率為0.75。鋼坯進爐的溫度為293 K。

燃料是高爐和焦爐的混合煤氣。混合煤氣的組成成分如表1所示,燃燒熱為14 195 kJ/kg。過量空氣系數為1.1。燃燒器進口質量流量如表2所示。

表1 燃氣成分 (質量分數,%)

表2 燃燒器進口質量流量 (kg/s)

本文考慮了滑軌系統和壁面熱損失對板坯溫度分布的影響。滑軌系統內通有冷卻水,表面傳熱系數設置為15 W/(m2·K)。加熱爐壁面隔熱磚的導熱系數為1.06 W/(m·K),厚度為0.3 m,環境的溫度為343 K(更多參數設置見參考文獻[20])。

2.3 物性參數

鋼坯的密度設定為7854 kg/m3,其導熱系數和比熱容隨溫度的變化如表3所示。

表3 鋼坯物性參數

2.4 網格與驗證

加熱爐分為固體域和流體域兩個計算域,鋼坯區域采用六面體網格,流體區域采用多面體網格,網格劃分如圖2所示。壓力與速度的耦合采用SIMPLE算法,先在爐內進行穩態計算,穩態解再作為瞬態計算的初始條件。每隔256 s就有一塊新鋼坯以常溫被輸送到加熱爐內加熱。利用用戶自定義函數(UDF)來實現鋼坯間的周期性移動,該函數將各個鋼坯所占區域的溫度場復制給相鄰下游鋼坯所占的區域。加熱爐內有29塊鋼坯,每塊鋼坯總的加熱時間是7424 s。瞬態計算的時間步長是16 s,每個時間步長內收斂的標準為:質量殘差降到10-4以下,能量和DO殘差降到10-6以下。在加熱爐引入60塊鋼坯后,加熱爐的出鋼平均溫度與上一個256 s的出鋼平均溫度之差小于0.2 K,將此時的狀態作為最終的解。

圖2 加熱爐網格劃分

在空氣-燃氣燃燒情況下,選取95萬網格、178萬網格和280萬網格上模型的計算結果與Han等[20]的結果進行比較,如圖3所示。3種網格模擬的前10塊鋼坯平均溫度與參考文獻中的幾乎一致。在第10塊鋼坯以后,鋼坯平均溫度的偏差逐漸增大,部分原因是在鋼坯溫度達到1073 K以上時,參考文獻中鋼坯發射率從1073 K以下的0.5增加到了0.6,而該模擬鋼坯發射率恒為0.5。178萬網格的鋼坯出爐溫度比95萬網格的高出22 K,178萬網格和280萬網格的計算結果基本重合,因此本文選擇178萬網格進行模擬。與參考文獻相比,鋼坯出爐平均溫度的差距控制在40 K以內,誤差約為2.4%,在誤差允許的范圍以內。

圖3 不同網絡模擬鋼壞的平均溫度對比

3 模擬結果與討論

3.1 爐內溫度場分析

本文選取了3種富氧-燃氣工況與空氣-燃氣工況進行模擬對比,3種富氧-燃氣工況下氧氣的體積分數分別為25%、30%和35%。在富氧燃燒模擬過程中,除了助燃氣體入口邊界條件不同外,其余設置都與空氣-燃氣工況保持一致。由于鋼坯在加熱爐內周期性移動,本文所有的結果都選自爐內鋼坯移動前的時刻。

火焰處溫度分布是衡量加熱爐內火焰強度的重要指標。圖4為距離加熱爐底平面Y=1.004 m處4種工況下爐內的溫度云圖,此處的側向燒嘴被一分為二。如圖4所示,預熱區和加熱區中火焰長度較長是因為預熱區和加熱區的燃氣供應量比均熱區的大。在加熱爐的非燃燒區,因為沒有燃氣燃燒和鋼坯剛入爐時溫度偏低,所以在預熱區內存在一個低溫區,且4種工況下低溫區的溫度分布較一致。在燃料燃燒釋放相同熱量的情況下,隨著助燃氣體中氧氣濃度的提高,單位時間所需助燃氣體的量不斷減少,爐內火焰溫度不斷升高。富氧燃燒產生了溫度更高的煙氣,高溫煙氣的流動使高溫范圍延伸到更廣的區域,從而使燃燒區的溫度分布更加均勻。

圖4 不同氧氣體積分數下Y=1.004 m截面溫度分布

3.2 鋼坯溫度場分析

圖5為不同工況下鋼坯上表面溫度云圖,用來定性分析軸向燃燒器加熱效果和鋼坯溫度場均勻性。從圖5 可以看出,由于鋼坯下表面的橫梁阻礙了鋼坯與高溫煙氣接觸,在鋼坯下表面形成了3個低溫區。低溫區通過鋼坯縱向傳遞到鋼坯上表面,當鋼坯輸送到加熱爐中間位置時尤為明顯。對比不同工況下的溫度云圖,前3塊 鋼坯上表面溫度云圖比較相似,但是在第3塊以后,隨著富氧濃度的升高,鋼坯上表面溫度上升越快。

圖5 不同氧氣體積分數下鋼坯上表面溫度分布

圖6為不同工況下鋼坯的平均溫度,用來研究加熱爐中所有燃燒器的燃燒能力。在預熱區和加熱區屬于鋼坯的升溫過程,熱量的傳遞主要集中在此位置,而在均熱區鋼坯平均溫度的升高速率逐漸放緩。在不同工況下,加熱爐中前幾塊鋼坯的平均溫度相差不大,說明不同富氧條件下從燃燒區過來的煙氣傳遞給鋼坯的熱量并沒有顯著差別。隨著富氧濃度的增加,鋼坯的升溫速率曲線也更陡,說明氧氣濃度越高,鋼坯加熱效果更好。雖然鋼坯最終出爐的平均溫度隨著富氧濃度的提高而增加,但是增加幅度逐漸降低,從空氣工況(1435 K)到25%O2工況(1516 K),鋼坯平均溫度增加了81 K,而從30%O2工況(1590 K)到35%O2工況(1643 K),鋼坯平均溫度只增加了53 K。

圖6 不同氧氣體積分數下鋼坯平均溫度

為了對比不同工況下加熱爐軸向和側向燃燒器的加熱能力,研究了鋼坯上、下表面的平均溫度。圖7(a)為鋼坯上表面平均溫度曲線圖。從圖7(a)可以看出,所有工況下上表面平均溫度曲線都具有相似的規律,其第13和14塊鋼坯上表面升溫速率都有所下降,類似的現象出現在第22和23塊鋼坯上。這些鋼坯出現在預熱區和加熱區、加熱區和均熱區的交界處,由于加熱爐上部流通截面積的突然減小,導致此處鋼坯加熱效率降低。對比不同工況下上表面平均溫度曲線可以看出,助燃氣體中氧氣濃度越高,鋼坯上表面平均溫度越高。圖7(b)為鋼坯下表面平均溫度曲線圖,與上表面平均溫度不同的是,第1～4塊鋼坯下表面的平均溫度隨富氧濃度增加而降低,這是富氧后第1～4塊鋼坯下表面的熱流密度降低導致的。

圖7 不同氧氣體積分數下鋼坯表面平均溫度

另一個衡量鋼坯加熱質量的重要參數為黑印溫差,它表明了鋼坯內部溫度不均勻程度。工業上常用鋼坯的平均溫度與鋼坯和靜梁接觸面的平均溫度之差衡量黑印程度[11]。圖8為鋼坯在不同工況下的黑印溫差。每一工況下的黑印溫差都出現先增加后減小的趨勢,在第10或11塊鋼坯的黑印溫差達到最大值,鋼坯最大黑印溫差分別為:145.9 K(21%O2)、150.8 K(25%O2)、154.0 K(30%O2)和156.4 K(35%O2)。鋼坯的最大黑印溫差隨著富氧濃度的增加而增大。在鋼坯達到最大黑印溫差以后,富氧濃度越高,鋼坯的黑印溫差下降越快,并在14～16塊之間鋼坯黑印溫差出現反轉。當助燃氣體中O2體積分數由21%增加到35%時,鋼坯出爐時黑印溫差從35 K降到了15 K。從以上可以看出,在空氣工況下,加熱爐內前半段溫度場更加均勻,而在富氧工況下,加熱爐后半段溫度場均勻性更好。

圖8 不種氧氣體積分數下鋼坯黑印溫差

3.3 鋼坯換熱量分析

在加熱爐內,鋼坯所接收到的熱量大部分是通過輻射方式傳遞。輻射換熱在鋼坯加熱過程中起著非常重要的作用,而對流換熱對鋼坯的溫升影響不大。圖9(a) 為鋼坯上表面的輻射熱流密度。同一工況下,鋼坯上表面輻射熱流密度從進入加熱爐時逐漸增加,在第10塊鋼坯的位置達到最大值。當鋼坯進入加熱爐頸部時,此時鋼坯上表面的輻射熱流密度急劇減小,經過頸部后,輻射熱流密度再次升高,導致上表面輻射熱流密度曲線比下表面的多出了兩個波峰。分析不同富氧條件下上表面輻射熱流密度,隨富氧濃度的增加,鋼坯上表面輻射熱流密度也隨之增加。圖9(b)為鋼坯下表面的輻射熱流密度。與上表面輻射熱流密度不同的是,在第1～5塊和第24～29塊鋼坯下表面輻射熱流密度隨富氧濃度的增加而減小。由于加熱爐下半部分存在水冷梁,水冷梁的散熱和輻射屏蔽造成下表面的平均輻射熱流密度整體比上表面的小。

圖9 不同氧氣體積分數下鋼坯輻射熱流密度

圖10是不同工況下鋼坯的輻射傳熱量與對流傳熱量大小及其比例。隨著富氧濃度的增加,爐內具有較高的火焰溫度以及CO2和H2O濃度,因此鋼坯的輻射傳熱量也隨之增加。鋼坯的輻射傳熱量占總傳熱量的比例由空氣工況下的95.2%增加到35%O2工況下的96.9%。助燃氣體中氧氣體積分數增加后,由于在加熱爐內燃燒所需的助燃氣體量減少,爐膛內煙氣流量減少,導致加熱爐內總對流換熱量降低。鋼坯總傳熱量從空氣工況(26.81 MW)到25%O2工況(28.67 MW),增加了1.86 MW,而從30%O2工況(30.35 MW)到35%O2工況(31.60 MW),只增加了1.25 MW,增加幅度有所降低。將單位時間內鋼坯吸收熱量與燃料供應的熱量之比定義為加熱爐的熱效率,用公式(20)表示為:

圖10 不同氧氣體積分數下鋼坯傳熱量

(20)

式中:η為加熱爐的熱效率;Q為單位時間傳遞給鋼坯的熱量,kW;B為單位時間混合煤氣供應量,kg/s;QL為混合煤氣的燃燒熱,kJ/kg。隨富氧濃度增加,加熱爐熱效率從41.1%(空氣工況)提高至48.4%(35%O2工況)。

4 結論

本文通過Fluent軟件對步進式加熱爐的氣相流動燃燒和鋼坯加熱過程進行了瞬態模擬。在空氣和氧氣體積分數為25%、30%和35%的低水平富氧與燃氣燃燒的條件下,分析了加熱爐內溫度場分布和鋼坯加熱特性,與空氣工況進行對比,得出以下結論:

1) 在燃料供應量相同的情況下,當氧氣體積分數從21%增加到35%時,燃燒區內煙氣溫度逐漸升高,且溫度場分布更加均勻,鋼坯出爐時黑印溫差從35 K減小至15 K,鋼坯的平均溫度從1435 K提高至1643 K。

2) 在鋼坯進入加熱爐喉部位置加熱時,由于流通截面積變小,4種工況下的鋼坯上表面輻射熱流密度都急劇減小。大部分鋼坯表面輻射熱流密度隨著助燃氣體中氧氣濃度的提高而升高,但第1～5塊和第24～29塊鋼坯下表面輻射熱流密度則隨著助燃氣體中氧氣濃度的提高而降低,造成了此處鋼坯下表面的升溫速率變慢。

3) 在加熱爐內,鋼坯所接收熱量的95%以上是通過輻射方式傳遞,且富氧濃度越高,輻射傳熱量所占比例越大。當助燃氣體中氧氣體積分數從21%增加到35%時,總傳熱量增加了1.86 MW,加熱爐熱效率從41.1%提高至48.4%。