氧燃槍噴吹工藝數(shù)值模擬研究

鄒 濤，戰(zhàn)東平，莊生磊，姜周華，張慧書

（1.東北大學(xué) 冶金學(xué)院，沈陽 110819；2.遼寧科技學(xué)院 冶金工程學(xué)院，遼寧 本溪 117004）

廢鋼是一種低碳環(huán)保、可循環(huán)使用的再生資源，在鋼鐵工業(yè)生產(chǎn)中逐漸扮演著十分重要的角色［1-2］.隨著國內(nèi)廢鋼積蓄量的逐步提高，預(yù)計(jì)2025年，我國廢鋼量會(huì)達(dá)到2.7億～3億t；2030年廢鋼量預(yù)計(jì)會(huì)達(dá)到3.2億～3.5億t.同時(shí)，國家取締“地條鋼”使得廢鋼價(jià)格逐漸降低，未來20年內(nèi)，我國廢鋼資源總量將非常充足［3-6］.

近年來，能源短缺日益成為限制我國經(jīng)濟(jì)發(fā)展的重大阻礙，如何降低能耗成為國內(nèi)鋼企面臨的嚴(yán)峻問題［7-8］.圍繞廢鋼加工、廢鋼利用、廢鋼預(yù)熱等流程技術(shù)快速發(fā)展，各種新技術(shù)或新方法不斷涌現(xiàn)出來，其中，具有投資少、技術(shù)要求低、不影響生產(chǎn)、見效快等特點(diǎn)的廢鋼預(yù)熱方式逐步引起各家鋼企的重視［9-11］，研究更為高效的預(yù)熱方式成為一個(gè)十分重要的課題.

1 數(shù)模原理及方案

本研究參考某鋼廠實(shí)際生產(chǎn)，模擬爐后廢鋼預(yù)熱過程［12］.模擬所參考的物理模型及網(wǎng)格劃分如圖1所示，位于鋼包中心位置的氧燃槍下降高度設(shè)置為160 cm，廢鋼置于鋼包底部，厚度為鋼包高度的1/3；實(shí)際模擬考慮到計(jì)算效率，利用模型的對(duì)稱性取1/4模型進(jìn)行數(shù)值模擬.

圖1 數(shù)模模型示意圖Fig.1 Schematic of digital analog model

氧燃槍預(yù)熱廢鋼的過程中，包含煤氣與氧氣的燃燒、氣固之間的傳熱及固體內(nèi)部的熱傳導(dǎo)等過程［13-15］，模擬所涉及的模型有能量模型、標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、有限速率模型等.所涉及的控制方程如下：

質(zhì)量守恒方程，

動(dòng)量守恒方程，

能量守恒方程，

組分質(zhì)量守恒方程，

式中，ρ為混合物密度，kg/m3；為混合氣速度，m/s；Sm為連續(xù)方程源項(xiàng)；P為混合氣壓力，Pa；τ為混合物黏性應(yīng)力張量為重力加速度，m/s2為離散相與連續(xù)相相互作用力，N；E為單位質(zhì)量混合氣總能量，J/kg；keff為混合物有效導(dǎo)熱系數(shù)；T為混合氣溫度，K；NI為混合物中組員總數(shù)；hI為組元I的單位質(zhì)量靜焓為組元I的擴(kuò)散通量；Sh為化學(xué)反應(yīng)熱，J；qR為輻射換熱量，J；qD為離散相與連續(xù)相之間的換熱量，J；mI為組元I的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；RI為化學(xué)反應(yīng)中組元I的質(zhì)量生成速率，g/s；SI為離散相加入的組元I的質(zhì)量生成速率，g/s.

同時(shí)，對(duì)于模擬計(jì)算，本研究做如下基本假設(shè)：①氧氣、燃?xì)饩鶠槔硐氩豢蓧嚎s氣體；②燃?xì)獾闹饕煞譃镃O，助燃?xì)怏w為純O2；③CO與O2的反應(yīng)是單項(xiàng)進(jìn)行，不考慮可能出現(xiàn)的可逆反應(yīng).

本研究對(duì)于氧燃槍噴吹設(shè)計(jì)了兩種模式（如圖2所示），分別為A-B型、A-B-A型；針對(duì)以上兩種噴吹模式，模擬方案及邊界條件如表1所示.

圖2 氧燃槍噴吹模式Fig.2 Oxygen lance injection mode

表1 模擬方案及邊界條件Table 1 Experimental scheme and boundary conditions

2 結(jié)果與討論

本研究對(duì)兩種噴吹模型的四種具體噴槍噴吹方式進(jìn)行流場與溫度場的模擬.根據(jù)模型對(duì)稱的特點(diǎn)，選取1/4結(jié)構(gòu)氧燃槍進(jìn)行模擬，選取中心截面模擬結(jié)果進(jìn)行分析.

2.1 噴吹過程鋼包內(nèi)的流場計(jì)算結(jié)果分析

四種噴吹方式中心截面的速度云圖如圖3所示.從圖中可以看出，采用A-B型噴槍噴吹時(shí)，CO-O2式噴槍出口區(qū)的最大速度為26.40 m/s，O2-CO式噴槍噴吹的最大速度為26.40 m/s，均大于噴吹氣體入口處的最大速度（26.21 m/s）；采用A-B-A型噴槍噴吹時(shí)，CO-O2-CO式噴槍噴吹的最大速度為26.21 m/s，O2-CO-O2式噴槍噴吹的最大速度為26.24 m/s，基本與氣體初始時(shí)的最大速度相等.這就說明以A-B型噴槍噴吹氣體進(jìn)入流場之后，流速會(huì)繼續(xù)升高，而以A-B-A型噴槍噴吹氣體進(jìn)入流場之后，流速不會(huì)進(jìn)一步提高.

圖3 不同噴吹方式速度云圖Fig.3 Velocity nephogram with different injection methods

為了進(jìn)一步研究噴吹氣流對(duì)預(yù)熱廢鋼的影響，對(duì)氣體-廢鋼交界面進(jìn)行速度監(jiān)測(cè)，中心截面的氣體-廢鋼交界處的速度（v）隨與對(duì)稱軸距離（Z）變化的趨勢(shì)如圖4所示.由圖可知，采用A-B型噴槍噴吹時(shí)，無論是CO-O2式噴槍或O2-CO式噴槍噴吹，氣體-廢鋼交界面的最大速度均大于18 m/s；而采用A-B-A型噴槍噴吹，即CO-O2-CO式噴槍或O2-CO-O2式噴槍噴吹，氣體-廢鋼交界面的最大速度均小于2 m/s.由此可以看出，采用A-B型噴槍噴吹時(shí)氣體-廢鋼交界面的最大速度遠(yuǎn)大于A-B-A型，故A-B-A型噴槍噴吹的流場穩(wěn)定性要優(yōu)于A-B型.

不同噴吹方式下氣體-廢鋼交界面處的最大速度與最小速度差（Δv）對(duì)比結(jié)果見圖5.由圖可知，A-B型噴槍噴吹的平均速度差（約18.47 m/s）要大于A-B-A型噴槍噴吹的平均速度差（約1.53 m/s），這就說明采用A-B型噴槍噴吹時(shí)，氣流對(duì)于廢鋼的沖擊并不均勻，從而可能會(huì)在廢鋼預(yù)熱溫度較高、強(qiáng)度降低時(shí)，對(duì)廢鋼局部的沖擊過大，導(dǎo)致塌料等情況出現(xiàn).采用A-B-A型噴槍噴吹時(shí)，氣流對(duì)于廢鋼的沖擊較為均衡，不易發(fā)生局部氣流過大從而導(dǎo)致廢鋼塌陷等情況的出現(xiàn).采用A-B-A型噴槍噴吹時(shí)，O2-CO-O2式噴槍噴吹的速度差最小，從而能夠較好地保證氣流平穩(wěn)地與廢鋼進(jìn)行接觸，進(jìn)而有利于后續(xù)氣-固之間的熱傳遞及廢鋼自身的熱傳導(dǎo).

圖4 不同噴吹方式下氣體-廢鋼交界面速度變化趨勢(shì)圖Fig.4 Velocity trend of gas scrap interface with different injection methods

圖5 不同噴吹方式下氣體-廢鋼交界面速度差對(duì)比圖Fig.5 Comparison of velocity gradient at gas scrap interface with different injection methods

2.2 噴吹過程鋼包內(nèi)的溫度場計(jì)算結(jié)果分析

四種噴槍噴吹方式得到的鋼包中心截面的溫度云圖如圖6所示.由圖可知，采用A-B型噴槍進(jìn)行噴吹時(shí)，CO-O2式噴槍噴吹的溫度場最高溫度為1 796 K；O2-CO式噴槍噴吹的溫度場最高溫度為1 860 K；采用A-B-A型噴槍噴吹時(shí)，CO-O2-CO式噴槍噴吹的溫度場最高溫度為1 910 K，O2-CO-O2式噴槍噴吹的溫度場最高溫度為1 815 K.由此可以看出，A-B型噴槍噴吹的溫度場最高溫度要高于A-B-A型噴槍.從廢鋼溫度場分布中可以看出，采用A-B型噴槍進(jìn)行噴吹時(shí)，貼近鋼包壁下部位置處，廢鋼溫度出現(xiàn)較大面積的低溫區(qū).

為了進(jìn)一步確定不同噴吹方式下廢鋼預(yù)熱的溫度變化，對(duì)鋼包深度方向1/2廢鋼料層厚度處的溫度變化進(jìn)行監(jiān)測(cè)，鋼包中心截面處的溫度趨勢(shì)計(jì)算結(jié)果如圖7所示.可以發(fā)現(xiàn)，A-B型噴槍噴吹廢鋼溫度分布呈現(xiàn)“中心高，兩端低”的趨勢(shì)，而A-BA型噴槍噴吹廢鋼溫度呈現(xiàn)“中心低，兩端高”的趨勢(shì).并且采用A-B型噴槍噴吹時(shí)，CO-O2式噴槍噴吹的溫度場最高溫度為952 K，O2-CO式噴槍噴吹的溫度場最高溫度為993 K；采用A-B-A型噴槍噴吹時(shí)，CO-O2-CO式噴槍噴吹的溫度場最高溫度為1 102 K，O2-CO-O2式噴槍噴吹的溫度場最高溫度為1 101 K.由此可以看出，采用A-B-A型噴槍噴吹時(shí)氣體-廢鋼交界面的最高溫度大于A-B型噴槍噴吹時(shí)的最高溫度，A-B-A型噴槍噴吹的預(yù)熱廢鋼效果要優(yōu)于A-B型.

圖6 不同噴吹方式溫度場云圖Fig.6 Temperature nephogram with different injection methods

圖7 不同噴吹方式1／2廢鋼料層厚度溫度變化趨勢(shì)圖Fig.7 Temperature trend of 1／2 Scrap thickness with different injection methods

圖8為中心截面處不同噴吹方式廢鋼料層厚度1/2處最大溫度與最小溫度差（ΔT）對(duì)比圖.由圖可知，A-B-A型噴槍噴吹的平均溫度差（29.20 K）要遠(yuǎn)小于A-B型噴槍噴吹的平均溫度差（53.91 K）.這就說明采用A-B-A型噴槍噴吹時(shí)，廢鋼預(yù)熱更為均勻，預(yù)熱效果更好.而采用AB-A型噴槍噴吹時(shí)，O2-CO-O2式噴槍噴吹的溫度差（27.29 K）最小，說明采用O2-CO-O2式噴槍噴吹方式預(yù)熱效果更好.

圖8 不同噴吹方式廢鋼料層厚度1／2處的溫度差對(duì)比圖Fig.8 Comparison of temperature difference of 1／2 Scrap thickness with different injection methods

2.3 工業(yè)化試驗(yàn)驗(yàn)證

對(duì)模擬結(jié)果較好的O2-CO-O2式噴槍進(jìn)行工業(yè)試驗(yàn)，預(yù)熱后分別對(duì)廢鋼料層表面距鋼包中心0，40，80，120 cm和包壁處采用紅外測(cè)溫槍進(jìn)行溫度測(cè)量，4爐實(shí)際測(cè)溫結(jié)果與理論計(jì)算對(duì)比結(jié)果如圖9所示.由圖可知，4個(gè)爐次所測(cè)溫度變化趨勢(shì)與模擬結(jié)果的變化趨勢(shì)基本一致，實(shí)測(cè)點(diǎn)的測(cè)量值與計(jì)算值的最大溫度差小于50 K.由此可見，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好.

圖9 實(shí)際預(yù)熱與模擬溫度對(duì)比圖Fig.9 Comparison of preheating temperature and numerical result

3 結(jié) 論

（1）采用A-B-A型O2-CO-O2式噴槍噴吹時(shí)，氣體-廢鋼界面處的氣流最大速度為1.51 m/s，最大速度與最小速度間的速度差為1.49 m/s，鋼包預(yù)熱流場分布更為均勻.

（2）采用A-B-A型O2-CO-O2式噴槍噴吹時(shí)，在廢鋼料層厚度1/2處的最高溫度為1 101 K，最高溫度點(diǎn)與最低溫度點(diǎn)間的溫度差為27.29 K，廢鋼料層預(yù)熱溫度場分布更加均勻.

（3）工業(yè)試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果表明，實(shí)測(cè)點(diǎn)的測(cè)溫結(jié)果與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的最大溫度差小于50 K，結(jié)果一致性較好，證明采用 A-B-A型O2-CO-O2式噴槍噴吹時(shí)的廢鋼預(yù)熱效果更佳.