富氧燃燒條件下鋼坯加熱特性的數(shù)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(xué) 能源與環(huán)境工程學(xué)院, 北京 100083;2. 北京科技大學(xué) 冶金工業(yè)節(jié)能減排北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100083)

在鋼鐵工業(yè)中,軋鋼加熱爐的作用是加熱鋼坯,使鋼坯內(nèi)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(fā)展綠色低碳的工藝和提高產(chǎn)品質(zhì)量是十分必要的[3]。富氧燃燒作為一種高效的燃燒節(jié)能技術(shù),與傳統(tǒng)的空氣燃燒相比,富氧燃燒可以提高火焰溫度,強(qiáng)化爐內(nèi)輻射傳熱,減少排煙熱損失,提高煙氣中CO2體積分?jǐn)?shù),有利于CO2的捕集[4]。同時氧氣生產(chǎn)成本太高,限制了氧氣在燃燒過程中的廣泛應(yīng)用。此外,如果在現(xiàn)有的加熱爐上直接采用氧氣助燃,由于火焰結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)進(jìn)行大幅度改造?？赡艿慕鉀Q方案是在常規(guī)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(nèi)輻射熱通量進(jìn)行模擬,研究了不同富氧條件下噸鋼能耗、產(chǎn)量增長和熱效率。結(jié)果表明,富氧濃度的最佳范圍為21%～45%(體積分?jǐn)?shù))。Gao等[6]研究了氧氣體積分?jǐn)?shù)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(jìn)式加熱爐在氧氣體積分?jǐn)?shù)25%下的燃燒情況,發(fā)現(xiàn)與空氣-燃料燃燒相比,富氧燃燒加熱區(qū)的加熱速率更高并且富氧可節(jié)省8%的燃?xì)?。傘俊博等[8]對富氧MILD燃燒步進(jìn)式加熱爐內(nèi)流場與溫度場進(jìn)行數(shù)值模擬。結(jié)果表明,在高速射流卷吸作用下,射流速度急劇下降,爐內(nèi)溫度分布更加均勻。Mayr等[9]采用CFD計算高溫爐膛內(nèi)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(fā)現(xiàn)爐壁輻射對總熱流的貢獻(xiàn)最大,而氣體輻射的貢獻(xiàn)較小。王乃帥等[10]編制了加熱爐加熱過程的系統(tǒng)仿真軟件,研究氧氣濃度對鋼坯加熱過程的影響。結(jié)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(nèi)產(chǎn)量增加了13%。

據(jù)調(diào)查,現(xiàn)有的大多數(shù)研究人員在加熱爐數(shù)值模擬研究過程中忽略了加熱爐一些重要結(jié)構(gòu),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(jìn)行系統(tǒng)的研究。本文將使用Fluent軟件對加熱爐中鋼坯加熱過程進(jìn)行模擬仿真,并通過用戶自定義函數(shù)(UDF)將鋼坯的溫度從上一個位置傳遞給下一個位置。在穩(wěn)態(tài)計算的基礎(chǔ)上,將瞬態(tài)的氣體流動燃燒和固體導(dǎo)熱一起耦合求解。建立的模型中包括水冷梁等結(jié)構(gòu),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?jǐn)?shù)為25%、30%、35%)對鋼坯加熱特性的影響。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 流動與能量方程

(1)

對于笛卡爾坐標(biāo)系,連續(xù)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(quán)平均值,“-”表示時間平均值,“″”表示密度加權(quán)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(xué)反應(yīng)和輻射引起的源項(xiàng);μt為湍流粘度,Pa·s;σh為模型常數(shù),值為0.7,Cμ為取決于平均應(yīng)變和旋轉(zhuǎn)速率以及湍流場的函數(shù)[13]。

由于爐內(nèi)的氣體流動均處于湍流狀態(tài)。本文將采用Realizablek-ε模型[13]模擬爐內(nèi)湍流過程。根據(jù)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(yīng)變弧量;Gb為由于浮力而產(chǎn)生的湍流動能;T為溫度,K;β為熱膨脹系數(shù),1/K;gi為重力矢量在i方向上的分量,m/s2;Sij為平均應(yīng)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(shù),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(nèi)燃?xì)夂椭嘉镞M(jìn)入爐膛前沒有經(jīng)過混合直接進(jìn)行燃燒,屬于非預(yù)混燃燒,選擇平衡混合分?jǐn)?shù)(PDF)模型[14]模擬加熱爐中的瞬態(tài)湍流燃燒過程。在一定的假設(shè)條件下,流體瞬時熱化學(xué)狀態(tài)與一個守恒標(biāo)量有關(guān),稱為混合分?jǐn)?shù)f,其定義為:

(13)

(14)

(15)

(16)

式中,常數(shù)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(biāo)量f的PDF進(jìn)行考慮,基于密度加權(quán)平均PDF表示如下:

(17)

式中,ρe(f)是平衡態(tài)密度。然后,絕熱系統(tǒng)中組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)和溫度的密度加權(quán)平均值根據(jù)公式(17)計算:

(18)

1.3 輻射模型

采用離散坐標(biāo)(DO)模型來處理爐膛內(nèi)的輻射傳熱。DO模型需求解有限數(shù)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(jīng)過吸收、發(fā)射和非散射介質(zhì)后的輻射強(qiáng)度可通過以下公式得出[15]:

(19)

因?yàn)闊煔庥蒒2、CO2、O2和H2O組成,但只有CO2和H2O有助于熱輻射。空氣-燃?xì)馊紵a(chǎn)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(shù)應(yīng)采用Smith等[16]提出的灰色氣體加權(quán)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(qiáng)吸收帶,煙氣應(yīng)被視為非灰氣體,然而非灰氣體的假設(shè)會顯著地增加計算時間。由于燃?xì)庵斜緛砗写罅康腘2,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(dāng)爐內(nèi)的平均射線長度較小時,標(biāo)準(zhǔn)的WSGGM足以模擬富氧燃燒,因此,繼續(xù)使用初始的參數(shù)。

2 物理模型與驗(yàn)證

2.1 物理模型

本文選取步進(jìn)式加熱爐的相關(guān)參數(shù)來自于參考文獻(xiàn)[18-20]。由于該加熱爐關(guān)于z=0平面對稱,因此只選取半個加熱爐進(jìn)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(qū)域:預(yù)熱區(qū)、加熱區(qū)和均熱區(qū)。鋼坯從加熱爐入口周期性地送入爐膛內(nèi),并依次在預(yù)熱區(qū)、加熱區(qū)和均熱區(qū)進(jìn)行加熱。在同一時刻,加熱爐內(nèi)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(nèi)有18×5個立柱、3個靜梁、2個步進(jìn)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(cè)向燒嘴。將燃燒器燒嘴簡化為同心圓結(jié)構(gòu),同心圓的內(nèi)部圓面為燃?xì)馊肟?直徑為φ0.25 m;外部圓環(huán)為助燃?xì)怏w入口,直徑為φ0.5 m。

2.2 邊界條件與初始條件

助燃?xì)怏w和燃?xì)馊霠t的溫度分別為693、293 K,入口發(fā)射率設(shè)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(fā)射率為0.5,水冷梁、立柱和爐膛壁面的表面發(fā)射率為0.75。鋼坯進(jìn)爐的溫度為293 K。

燃料是高爐和焦?fàn)t的混合煤氣?；旌厦簹獾慕M成成分如表1所示,燃燒熱為14 195 kJ/kg。過量空氣系數(shù)為1.1。燃燒器進(jìn)口質(zhì)量流量如表2所示。

表1 燃?xì)獬煞?(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

表2 燃燒器進(jìn)口質(zhì)量流量 (kg/s)

本文考慮了滑軌系統(tǒng)和壁面熱損失對板坯溫度分布的影響?；壪到y(tǒng)內(nèi)通有冷卻水,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)設(shè)置為15 W/(m2·K)。加熱爐壁面隔熱磚的導(dǎo)熱系數(shù)為1.06 W/(m·K),厚度為0.3 m,環(huán)境的溫度為343 K(更多參數(shù)設(shè)置見參考文獻(xiàn)[20])。

2.3 物性參數(shù)

鋼坯的密度設(shè)定為7854 kg/m3,其導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容隨溫度的變化如表3所示。

表3 鋼坯物性參數(shù)

2.4 網(wǎng)格與驗(yàn)證

加熱爐分為固體域和流體域兩個計算域,鋼坯區(qū)域采用六面體網(wǎng)格,流體區(qū)域采用多面體網(wǎng)格,網(wǎng)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(nèi)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計算,穩(wěn)態(tài)解再作為瞬態(tài)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(nèi)加熱。利用用戶自定義函數(shù)(UDF)來實(shí)現(xiàn)鋼坯間的周期性移動,該函數(shù)將各個鋼坯所占區(qū)域的溫度場復(fù)制給相鄰下游鋼坯所占的區(qū)域。加熱爐內(nèi)有29塊鋼坯,每塊鋼坯總的加熱時間是7424 s。瞬態(tài)計算的時間步長是16 s,每個時間步長內(nèi)收斂的標(biāo)準(zhǔn)為:質(zhì)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(tài)作為最終的解。

圖2 加熱爐網(wǎng)格劃分

在空氣-燃?xì)馊紵闆r下,選取95萬網(wǎng)格、178萬網(wǎng)格和280萬網(wǎng)格上模型的計算結(jié)果與Han等[20]的結(jié)果進(jìn)行比較,如圖3所示。3種網(wǎng)格模擬的前10塊鋼坯平均溫度與參考文獻(xiàn)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(dá)到1073 K以上時,參考文獻(xiàn)中鋼坯發(fā)射率從1073 K以下的0.5增加到了0.6,而該模擬鋼坯發(fā)射率恒為0.5。178萬網(wǎng)格的鋼坯出爐溫度比95萬網(wǎng)格的高出22 K,178萬網(wǎng)格和280萬網(wǎng)格的計算結(jié)果基本重合,因此本文選擇178萬網(wǎng)格進(jìn)行模擬。與參考文獻(xiàn)相比,鋼坯出爐平均溫度的差距控制在40 K以內(nèi),誤差約為2.4%,在誤差允許的范圍以內(nèi)。

圖3 不同網(wǎng)絡(luò)模擬鋼壞的平均溫度對比

3 模擬結(jié)果與討論

3.1 爐內(nèi)溫度場分析

本文選取了3種富氧-燃?xì)夤r與空氣-燃?xì)夤r進(jìn)行模擬對比,3種富氧-燃?xì)夤r下氧氣的體積分?jǐn)?shù)分別為25%、30%和35%。在富氧燃燒模擬過程中,除了助燃?xì)怏w入口邊界條件不同外,其余設(shè)置都與空氣-燃?xì)夤r保持一致。由于鋼坯在加熱爐內(nèi)周期性移動,本文所有的結(jié)果都選自爐內(nèi)鋼坯移動前的時刻。

火焰處溫度分布是衡量加熱爐內(nèi)火焰強(qiáng)度的重要指標(biāo)。圖4為距離加熱爐底平面Y=1.004 m處4種工況下爐內(nèi)的溫度云圖,此處的側(cè)向燒嘴被一分為二。如圖4所示,預(yù)熱區(qū)和加熱區(qū)中火焰長度較長是因?yàn)轭A(yù)熱區(qū)和加熱區(qū)的燃?xì)夤?yīng)量比均熱區(qū)的大。在加熱爐的非燃燒區(qū),因?yàn)闆]有燃?xì)馊紵弯撆鲃側(cè)霠t時溫度偏低,所以在預(yù)熱區(qū)內(nèi)存在一個低溫區(qū),且4種工況下低溫區(qū)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?xì)怏w中氧氣濃度的提高,單位時間所需助燃?xì)怏w的量不斷減少,爐內(nèi)火焰溫度不斷升高。富氧燃燒產(chǎn)生了溫度更高的煙氣,高溫?zé)煔獾牧鲃邮垢邷胤秶由斓礁鼜V的區(qū)域,從而使燃燒區(qū)的溫度分布更加均勻。

圖4 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)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?zé)煔饨佑|,在鋼坯下表面形成了3個低溫區(qū)。低溫區(qū)通過鋼坯縱向傳遞到鋼坯上表面,當(dāng)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?jǐn)?shù)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(yù)熱區(qū)和加熱區(qū)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(qū)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(qū)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?jǐn)?shù)下鋼坯平均溫度

為了對比不同工況下加熱爐軸向和側(cè)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(guī)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(xiàn)象出現(xiàn)在第22和23塊鋼坯上。這些鋼坯出現(xiàn)在預(yù)熱區(qū)和加熱區(qū)、加熱區(qū)和均熱區(qū)的交界處,由于加熱爐上部流通截面積的突然減小,導(dǎo)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?xì)怏w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(dǎo)致的。

圖7 不同氧氣體積分?jǐn)?shù)下鋼坯表面平均溫度

另一個衡量鋼坯加熱質(zhì)量的重要參數(shù)為黑印溫差,它表明了鋼坯內(nèi)部溫度不均勻程度。工業(yè)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(xiàn)先增加后減小的趨勢,在第10或11塊鋼坯的黑印溫差達(dá)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(dá)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(xiàn)反轉(zhuǎn)。當(dāng)助燃?xì)怏w中O2體積分?jǐn)?shù)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(nèi)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?jǐn)?shù)下鋼坯黑印溫差

3.3 鋼坯換熱量分析

在加熱爐內(nèi),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(jìn)入加熱爐時逐漸增加,在第10塊鋼坯的位置達(dá)到最大值。當(dāng)鋼坯進(jìn)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(jīng)過頸部后,輻射熱流密度再次升高,導(dǎo)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?jǐn)?shù)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(nèi)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?xì)怏w中氧氣體積分?jǐn)?shù)增加后,由于在加熱爐內(nèi)燃燒所需的助燃?xì)怏w量減少,爐膛內(nèi)煙氣流量減少,導(dǎo)致加熱爐內(nèi)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(nèi)鋼坯吸收熱量與燃料供應(yīng)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?jǐn)?shù)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(yīng)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(jié)論

本文通過Fluent軟件對步進(jìn)式加熱爐的氣相流動燃燒和鋼坯加熱過程進(jìn)行了瞬態(tài)模擬。在空氣和氧氣體積分?jǐn)?shù)為25%、30%和35%的低水平富氧與燃?xì)馊紵臈l件下,分析了加熱爐內(nèi)溫度場分布和鋼坯加熱特性,與空氣工況進(jìn)行對比,得出以下結(jié)論:

1) 在燃料供應(yīng)量相同的情況下,當(dāng)氧氣體積分?jǐn)?shù)從21%增加到35%時,燃燒區(qū)內(nèi)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(jìn)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?xì)怏w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?xì)怏w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(nèi),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(dāng)助燃?xì)怏w中氧氣體積分?jǐn)?shù)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%。