氧氣轉(zhuǎn)爐煤氣全干法顯熱回收系統(tǒng)中CO 爆燃與防爆研究1)

魏小林 , 李 騰 陳晴晴 劉 迪 王 曜 吳東垠 李 博 張 良

* (中國科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣體動力學(xué)國家重點實驗室,北京 100190)

? (西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,西安 710049)

引言

中國是目前世界上鋼鐵產(chǎn)能最大的國家,鋼鐵年產(chǎn)量約10 億噸,占全球總產(chǎn)量一半以上[1],每年消耗煤炭(包括焦炭)約6 億噸,排放CO2約18 億噸,約占我國碳排放的15%,僅次于電力等能源行業(yè).在我國的鋼鐵行業(yè)中,雖然近年來電爐煉鋼發(fā)展較快[2],但是氧氣轉(zhuǎn)爐煉鋼仍占鋼產(chǎn)量的80%左右.氧氣轉(zhuǎn)爐在煉鋼過程中通過吹氧氧化鐵水中碳(含量約)等雜質(zhì),會釋放大量的轉(zhuǎn)爐煤氣[3-4].

轉(zhuǎn)爐煤氣的主要氣體成份為CO(40%～ 70%),具有較高的溫度(1400～ 1600 °C),同時富含細粉塵(主要粒徑10～ 40 μm),是一種富含余能余熱的資源[5-6].典型轉(zhuǎn)爐煤氣產(chǎn)生量為150 Nm3/t-鋼(CO 平均濃度約為45%),含塵量為15～ 20 kg/t-鋼.由于CO 的熱值為12.64 MJ/Nm3,煙氣的平均比熱為1.137 kJ/(kg·K),因此轉(zhuǎn)爐煤氣的化學(xué)熱高達850 MJ/t-鋼,煤氣物理熱(其中灰塵顯熱約占10%)為220 MJ/t-鋼.可見,煤氣顯熱占轉(zhuǎn)爐煤氣余能余熱約20%,而煤氣的化學(xué)熱占80%,所以轉(zhuǎn)爐煤氣都通過降溫除塵工藝后進行回收.由于在轉(zhuǎn)爐前燒/后燒期會存在CO/O2共存的階段,遇點火源有爆炸的風(fēng)險,因此為了防止煤氣的爆炸風(fēng)險,轉(zhuǎn)爐煤氣的回收條件一般設(shè)定為CO 濃度≥35% 且O2濃度≤2%[7].我國轉(zhuǎn)爐的煤氣回收量大多為80～100 Nm3/t-鋼,有些可以達到120 Nm3/t-鋼,不符合回收條件的煤氣仍存在大量被放散的現(xiàn)象.

目前國內(nèi)外轉(zhuǎn)爐煤氣降溫除塵普遍采用濕法(OG 法)和干法(LT 法)工藝系統(tǒng),其共同特點是: 采用汽化冷卻煙道(轉(zhuǎn)爐余熱鍋爐)回收轉(zhuǎn)爐高溫(初溫約1500 °C)煤氣顯熱,對于降溫至850 °C 左右的煤氣采用噴水/噴水霧的方式進行降溫除塵,轉(zhuǎn)爐煤氣的50%顯熱被浪費.轉(zhuǎn)爐煤氣余能余熱的回收可以大幅度降低轉(zhuǎn)爐煉鋼工序能耗,但目前轉(zhuǎn)爐煤氣的中低溫余熱仍未進行回收和利用[8-9].

轉(zhuǎn)爐煤氣干法(LT 法)回收系統(tǒng)具有煙氣含塵量低、控制程度高、無需水循環(huán)系統(tǒng)以及系統(tǒng)阻損小等優(yōu)點,在鋼鐵企業(yè)中已得到了較廣泛的應(yīng)用[10-11].但是對于LT 法,只是將OG 法中的噴水文氏管改為噴水霧的蒸發(fā)冷卻器,仍然僅通過汽化冷卻煙道回收了轉(zhuǎn)爐煤氣高溫段(850 °C～ 1500 °C)的余熱,這是由于在蒸發(fā)冷卻器中,轉(zhuǎn)爐煤氣通過噴水霧進行冷卻,因此導(dǎo)致中低溫余熱(150 °C～ 850 °C)無法被回收.這部分余熱相當于110 MJ/t-鋼,具有很高的回收價值,但是在轉(zhuǎn)爐的前燒/后燒段煤氣成分將出現(xiàn)CO 濃度＜35%且O2濃度＞2%的情況,存在爆炸的風(fēng)險,因此煤氣的中低溫余熱難以回收.由于常溫下CO 在空氣中的爆炸極限為CO 濃度達到12.5%～75%,如果這時煤氣溫度在自燃溫度以下且存在點火源,煤氣可能會發(fā)生爆炸,同時轉(zhuǎn)爐煤氣回收管道中存在障礙物,有利于爆燃的發(fā)展[12-15],進一步威脅設(shè)備安全,可見潛在的爆炸風(fēng)險導(dǎo)致轉(zhuǎn)爐煤氣余熱難以被高效回收利用.

目前,已經(jīng)開展了一些針對轉(zhuǎn)爐煤氣燃燒和爆炸的研究.薛瑋[16]通過數(shù)值模擬得到了轉(zhuǎn)爐煤氣脈動燃燒的流場分布,分析了燃燒溫度變化特性.Liu 等[17]通過TDLAS 檢測手段探究了H2和N2對轉(zhuǎn)爐煤氣燃燒火焰的影響.羅家松等[18]基于實驗數(shù)據(jù),提出了多級分區(qū)的計算模型,得出了煤氣爆炸時沿程峰值超壓和火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊慕?jīng)驗公式.金潮等[19]通過實驗探究了轉(zhuǎn)爐煤氣在密閉容器內(nèi)的爆炸特性,總結(jié)了爆炸的經(jīng)驗判據(jù).Zhang 等[20]通過實驗和數(shù)值模擬,研究了煤氣爆炸時的噴氮遏爆過程,結(jié)果表明在爆炸時注入氮氣可以大幅降低爆炸壓力峰值.王奎明[21]以轉(zhuǎn)爐煤氣/空氣/惰性氣體(N2,O2和H2O)的預(yù)混氣體作為研究對象,采用數(shù)值模擬方法研究管道內(nèi)轉(zhuǎn)爐煤氣中溫段余熱回收過程中惰性氣體抑爆特性,結(jié)果表明抑制轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸需要添加的CO2量隨初始溫度升高而增加,隨初始壓力的升高而減少,隨化學(xué)當量比的增加先增加后減少,在化學(xué)當量比1.25 附近,由于反應(yīng)放出的熱量最多,燃燒最為充分,需要更多的CO2才能抑制轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸.

當采用余熱鍋爐回收中低溫余熱時,煙道中的換熱管束相當于一種障礙物,它們會加速爆炸的發(fā)生與傳播,因此需要研究在有障礙物的管道內(nèi),CO 和空氣混合物在不同溫度下(從接近高溫自燃溫度到常溫)的爆燃特性,從而為防爆研究提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù).本文通過實驗研究和理論計算得到了CO 當量比、混合氣初始溫度和空氣中含水量等因素對CO 爆燃特性的影響,得到了不同條件下的壓力和火焰速度數(shù)據(jù),明確了CO 爆燃過程中的壓力和火焰速度特性,并對于轉(zhuǎn)爐煤氣顯熱回收過程中的防爆方法進行了討論.最后,在此基礎(chǔ)上提出了燃燒控制與強化以及煤氣爆炸遏制等防爆方法和技術(shù).

1 研究方法

1.1 實驗方法

轉(zhuǎn)爐煤氣爆燃實驗系統(tǒng)主要包括5 個部分: 空氣調(diào)濕與加熱部分、CO 管路部分、測量管道部分、消音器及尾氣排放部分和控制及數(shù)據(jù)采集部分.實驗時,空氣由變頻羅茨風(fēng)機引入,經(jīng)過質(zhì)量流量計(熱式)后分為兩路,其中一路通過水槽裝置增濕,系統(tǒng)流程見圖1.兩路氣量的配比由球閥控制,充分混合后的增濕空氣狀態(tài)由溫濕度計測量.電加熱器溫度由控制臺設(shè)定,調(diào)節(jié)與CO 混合前的空氣溫度.CO 和空氣通入管道進行充分混合,由熱電偶測量混合后的溫度,穩(wěn)定后打開點火器點燃氣體,同時記錄點燃時的溫度數(shù)據(jù).爆燃管道從點火處到出口全長6.4 m,內(nèi)徑0.08 m,為了研究障礙物對火焰的加速作用,將爆燃管道分為兩個部分,其中光管段長4 m,障礙物段長2 m,管段尾部0.4 m.其中,障礙物由 10 個同樣大小的圓環(huán)構(gòu)成,圓環(huán)阻塞比0.4375 (外徑0.08 m,內(nèi)徑0.06 m),各圓環(huán)間距為0.2 m.測點主要布置在障礙物段,沿管道共布置了8 個壓力測量點和7 個火焰測量點.

圖1 實驗系統(tǒng)流程圖Fig.1 Flow chart of experimental system

為了研究CO 相關(guān)的爆燃特性,本文從CO 混合氣體的流量、水含量以及溫度等方面進行實驗研究,測量不同條件下爆燃產(chǎn)生的壓力和火焰?zhèn)鞑バ盘?實驗過程中每個工況重復(fù)4 次.

1.2 數(shù)值模擬方法

(1)模型設(shè)置

在進行數(shù)值模擬驗證時,將三維圓管問題簡化為二維平面問題,用質(zhì)量、動量、能量及組分運輸方程構(gòu)成的流體力學(xué)方程組描述爆炸問題[22].此外,由于管道內(nèi)充分發(fā)展的湍流具有明顯的方向性,對于爆燃模擬,湍流模型選用Reynolds 應(yīng)力方程模型(RSM)[23].湍流和化學(xué)反應(yīng)的耦合方式至關(guān)重要,將直接影響可燃氣體的燃燒反應(yīng)速率,本文燃燒模型選用渦耗散概念(eddy dissipation concept,EDC)模型[24].為提高計算效率,化學(xué)反應(yīng)機理采用CO 與濕空氣的總包反應(yīng)機理[25],反應(yīng)機理及速率表達式如下

k0=1.8E+12(m3/mol)0.75/s

式中,指前因子,活化能E=28.3 kcal/mol,R為通用氣體常數(shù).

圖2 為計算域示意圖及部分網(wǎng)格.

圖2 計算域示意圖Fig.2 Schematic of the computational domain

(2)工況設(shè)置

數(shù)值模擬具體工況設(shè)置如表1 所示.

表1 工況表Table 1 Operating conditions

1.3 化學(xué)平衡計算方法

為了將實驗過程中CO 的爆炸壓力與理論結(jié)果進行比較,本文采用化學(xué)平衡軟件進行計算.化學(xué)平衡計算時將熱化學(xué)反應(yīng)系統(tǒng)的熱力學(xué)參數(shù)作為溫度、壓力和組分的函數(shù),認為在化學(xué)反應(yīng)達到平衡時,系統(tǒng)的總吉布斯自由能滿足最小化條件,從而可以預(yù)測出反應(yīng)系統(tǒng)的參數(shù)[26].顯然化學(xué)平衡計算主要是從化學(xué)熱力學(xué)角度進行分析,沒有考慮反應(yīng)速率等化學(xué)過程以及氣體混合、熱量損失等物理過程的影響.由于氣體發(fā)生爆炸時,一般其反應(yīng)進行得非常迅速和完全,因此一般情況下采用化學(xué)平衡計算還是比較可靠的.本文在計算過程中選擇了等溫等容和等溫等壓兩種條件,采用等溫等容條件時,計算時的比熱為定容比熱;采用等溫等壓時,計算時的比熱為定壓比熱,其值要比定容比熱大,因此等溫等壓條件下的爆炸壓力計算值比等溫等容條件下的值要小.

2 結(jié)果分析

2.1 CO 當量比對爆燃的影響

(1) CO 當量比對爆燃壓力的影響

在實驗和數(shù)值模擬的過程中,通過改變CO 混合氣體當量比,觀察其對管道內(nèi)爆燃壓力、火焰速度的影響.混合氣初始溫度為368 K,CO 流量維持8.2 Nm3/h 不變,空氣流量變化范圍為28～ 59 Nm3/h,對應(yīng)空氣中的CO 濃度和CO 當量比(Φ)見表1,這與前燒/后燒階段的放散煤氣成分是比較接近的,且不包含CO 過量的情況.圖3 為混合氣體配比對于爆燃壓力影響的實驗結(jié)果.圖4 為相應(yīng)的數(shù)值模擬結(jié)果.

圖3 CO 當量比對爆燃壓力的影響(實驗結(jié)果)Fig.3 Effect of different CO mixture proportion on deflagration pressure (experimental results)

圖4 CO 當量比對爆燃壓力的影響(數(shù)值結(jié)果)Fig.4 Effect of different CO mixture proportion on deflagration pressure (simulation results)

從圖3 可見,當CO 混合氣體被點燃后,開始時火焰加速較緩慢(參見圖5),光滑管段壓力峰值也較小,隨后在4 m 處進入障礙物管段,火焰不斷加速,爆燃壓力迅速攀升,并在靠近出口時爆燃壓力達到最大值.由于出口的泄壓作用,出口處監(jiān)測點的壓力峰值明顯降低.與實驗結(jié)果相似,從圖4 可以看到除air: CO 流量比為28: 8.2 (Φ=0.697)的工況外,隨著CO 當量比下降,爆燃的峰值壓力也不斷下降.實驗條件下爆燃壓力的峰值約為0.65 MPa,數(shù)值模擬時爆燃壓力達到的峰值約為0.55 MPa.進一步對比實驗結(jié)果(圖3)和數(shù)值模擬結(jié)果(圖4)可以看到,不同火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x下的CO 爆燃壓力發(fā)展趨勢一致,當量比的影響規(guī)律也相近,證實了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性,為后續(xù)火焰速度的數(shù)值模擬分析(圖5)的可靠性提供了一定依據(jù).

圖5 CO 當量比對火焰速度的影響(數(shù)值結(jié)果)Fig.5 Effect of different CO mixture proportion on flame speed(simulation results)

(2) CO 當量比對火焰速度的影響

圖5 為混合氣體流量對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?數(shù)值模擬結(jié)果),從圖中可以看出,在 CO 混合氣體發(fā)生爆燃后,火焰開始傳播速度較低,但隨后不斷增加,在接近出口時火焰?zhèn)鞑ニ俣冗_到近750 m/s 的最大速度.并且不同當量比下,爆燃火焰速度發(fā)展趨勢相近: 在光滑管段火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾酉鄬^緩,進入障礙物后,火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆僭黾?并在靠近出口時達到最大值,在出口處略有降低.可以看到,隨著當量比下降,各個位置上的火焰速度也基本呈下降趨勢,但火焰速度發(fā)展規(guī)律基本一致.在當量比小于0.368 時各點速度區(qū)別不大,此時CO 當量比對火焰速度的影響較小.

2.2 混合氣初始溫度對爆燃的影響

(1)混合氣初始溫度對爆燃壓力的影響

研究不同混合氣初始溫度對爆燃的影響,在air:CO 流量比為27.8: 8.2 (Φ=0.694)的條件下,對應(yīng)混合氣體中的CO 體積濃度為22.7%,對應(yīng)的CO 當量比.混合氣體溫度對爆燃壓力影響的實驗結(jié)果見圖6,數(shù)值模擬結(jié)果見圖7.

圖6 混合氣體初始溫度對爆燃壓力的影響(實驗結(jié)果)Fig.6 The effect of mixed gas initial temperature on deflagration pressure (experimental results)

圖7 混合氣體初始溫度對爆燃壓力的影響(數(shù)值結(jié)果)Fig.7 The effect of mixed gas initial temperature on deflagration pressure (simulation results)

觀察實驗結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果可以看到,隨溫度升高,相應(yīng)位置點的壓力下降,壓力的發(fā)展規(guī)律相近,均遇到障礙物后迅速攀升,并在靠近出口處達到最大值.實驗結(jié)果中最大壓力從342 K 的0.65 MPa下降到573 K 的0.15 MPa,可見高溫煤氣爆燃的沖擊破壞能力隨溫度升高在減弱.隨著溫度升高,混合氣體的物理和化學(xué)性質(zhì)會發(fā)生變化[27].當可燃混合氣體溫度升高時,其密度和單位體積燃燒釋放的化學(xué)能均會下降,由于爆燃過程發(fā)生在受限定容空間內(nèi),可以認為氣體的密度與體積基本不變,根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程,爆燃的理論最高壓力將與氣體爆燃前后熱力學(xué)溫度(K)的比值呈正比例,即混合氣體初溫越高,爆燃最大壓力越小.此外,隨著可燃混合氣體溫度升高,流體聲速和化學(xué)反應(yīng)速度都會升高,壓力波在流體介質(zhì)中的傳播速度和火焰?zhèn)鞑ニ俣葘⒓涌?由于爆燃最高壓力來自于爆燃過程的壓力波堆積,過快的壓力波和火焰?zhèn)鞑ニ俣染焕趬毫Σǖ亩逊e,從而導(dǎo)致爆炸最大壓力降低.

(2)混合氣初始溫度對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?/p>

隨溫度升高,火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u上升(見圖8),火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊陌l(fā)展規(guī)律一致,并且均在靠近出口處達到最大值.混合氣初始溫度越高,越有利于化學(xué)反應(yīng)的發(fā)生,高溫下化學(xué)反應(yīng)速率加快,進一步導(dǎo)致火焰速度增大.隨著可燃混合氣體溫度升高,流體聲速和化學(xué)反應(yīng)速度都會升高,進而加快火焰?zhèn)鞑ニ俣?在溫度升至503 K 時,火焰速度約為800 m/s 的最大值.

圖8 混合氣體初始溫度對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?數(shù)值結(jié)果)Fig.8 The effect of mixed gas initial temperature on flame speed(simulation results)

(3)混合氣初始溫度對火焰?zhèn)鞑r間的影響

圖9 為火焰前鋒位置隨時間的變化,可以看到,混合氣體發(fā)生爆燃后火焰在光滑管段傳播相對較為緩慢,4 m 時進入第一個障礙物后,障礙物段對火焰有明顯的加速作用.不同溫度下各管段火焰?zhèn)鞑r間見表2.

表2 不同溫度下各管段火焰?zhèn)鞑r間Table 2 Flame propagation time of each pipe section at different initial temperatures

圖9 火焰前沿位置隨時間變化圖(數(shù)值結(jié)果)Fig.9 The flame front position with time (simulation results)

從圖中可以看出,隨著混合氣體溫度的增加,火焰在光管段內(nèi)的傳播時間逐漸降低,從145.15 ms 下降到85.5 ms,但火焰在障礙物段的傳播時間相較于光管則變化較小,從6.95 ms 下降到4.5 ms.

由于光管段為火焰初始階段,火焰?zhèn)鞑ニ俣仁艹跏紶顟B(tài)影響較大,管道內(nèi)混合氣體初始溫度越高,則含能越高且越易發(fā)生化學(xué)反應(yīng),因此初始溫度的改變會極大地影響光管段的傳播時間.而進入障礙物段后,火焰已經(jīng)充分發(fā)展并加速傳播,受初始階段狀態(tài)影響較小,因此,在障礙物段的火焰?zhèn)鞑r間差別僅在2.5 ms 左右.

2.3 混合氣濕度對CO 爆燃的影響

在研究混合氣濕度對爆燃壓力的影響時,實驗采用長度為2.76 m 的光滑管段,障礙物管段與先前實驗相同,通過實驗得出空氣中水含量對爆燃壓力的影響見圖10.實驗中各工況下溫度偏差控制在5 K 以內(nèi),質(zhì)量流量相同,均為36 Nm3/h,當量比也相同.

圖10 水含量對爆燃的壓力的影響(實驗結(jié)果)Fig.10 The influence of different mixture gas temperature on deflagration pressure (experimental results)

干燥的一氧化碳在空氣中的燃燒非常困難,因為這時CO 主要通過CO+O2=CO2+O 等反應(yīng)進行,該反應(yīng)的活化能為201 kJ/mol.而對于少量含水的一氧化碳在空氣中燃燒,由于反應(yīng)O+H2O=2OH,OH+CO=CO2+H 以及H+O2=OH+O等形成鏈式反應(yīng),其中一氧化碳氧化反應(yīng)OH+CO=CO2+H 的活化能僅為4.522 kJ/mol,因此含水一氧化碳的氧化反應(yīng)將非常迅速[28].

從圖10 可以看出,隨著空氣中水含量的增加,爆燃火焰壓力發(fā)展速度逐漸加快,直至含水量達到0.463%;此時繼續(xù)增大含水量,對火焰壓力發(fā)展影響很小.根據(jù)CO 和濕空氣化學(xué)反應(yīng)特性可知,H2O對CO 和O2反應(yīng)有顯著的促進作用,但是當含水量達到一定程度后,相對反應(yīng)是過剩的,所以繼續(xù)增加含水量不能繼續(xù)促進反應(yīng)進行.本文通過實驗確定,該水分含量為0.463%.

3 化學(xué)平衡計算

本文采用化學(xué)平衡計算軟件,得到了等溫等容和等溫等壓條件下化學(xué)平衡時CO 的爆炸壓力和不同內(nèi)部溫度下CO 的爆炸壓力,并與實驗結(jié)果(圖中用實心圓點或方塊表示)進行了對比.從圖11 可以看出,在圖線中段,CO 從0.4～ 0.6 的范圍內(nèi),化學(xué)計算的結(jié)果和實驗結(jié)果從數(shù)值和發(fā)展趨勢都比較類似,而在CO 比例較低和較高時,化學(xué)計算與實驗結(jié)果差距較大.試驗過程中,由于比例過高或者過低,參與反應(yīng)的反應(yīng)物濃度配比不佳,反應(yīng)不充分,使得反應(yīng)速率降低,進而導(dǎo)致壓力降低.此外反應(yīng)不充分也會導(dǎo)致流體流動減緩,在流動過程中通過管道的散熱增加,流動造成的能量損失也越大.而計算過程中沒有考慮這些因素,導(dǎo)致兩者誤差很大.

圖11 混合氣體當量比對爆燃壓力的影響Fig.11 CO explosion pressure at different equivalent ratios

由圖12 可以得出,隨著CO 初溫的提高,爆炸壓力逐漸降低,且化學(xué)計算結(jié)果和實驗結(jié)果在500 K 范圍內(nèi)擬合良好.但是在500 K 以上時出現(xiàn)較大誤差.主要是由于試驗中CO 溫度升高體積增加,在管道內(nèi)總?cè)莘e不變,這就導(dǎo)致空氣減少,雖然升溫能夠一定程度上促進化學(xué)反應(yīng)進行,但參與反應(yīng)的物質(zhì)比例變化導(dǎo)致反應(yīng)速率下降,且溫度升高造成管壁和氣體的換熱端差增大,散熱損失能量更多,同時氣體膨脹導(dǎo)致的流動損失增加,這些都表現(xiàn)為壓力的下降.

圖12 不同初溫CO 混合氣體與爆炸壓力Fig.12 Different initial temperature mixing gas and explosion pressure

4 防爆措施

4.1 轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸的可能性

為更好地結(jié)合實際運行工況,我們結(jié)合表3 實際轉(zhuǎn)爐放散煤氣典型成分對實際運行過程中的防爆措施進行討論.

表3 實際轉(zhuǎn)爐放散煤氣典型成分[29]Table 3 Main gas composition of actual converter flue gas[29]

轉(zhuǎn)爐煤氣的回收主要使用中間回收法[30],圖13為轉(zhuǎn)爐煙氣成分變化的實測數(shù)據(jù).煙氣成分的變化特性為: 轉(zhuǎn)爐吹煉初期,在煙罩未降下時吹氧,氧氣主要與鐵水中的Si,Mg 等元素反應(yīng),C 未被大量氧化,生成的CO 很快被剩余氧氣和爐口吸入的空氣氧化,煙氣中O2含量較多,CO 量很少.2～ 3 min 后脫碳條件趨于成熟,碳開始大量氧化,爐氣中CO 和CO2值迅速升高,O2量很快趨于0,并放下活動煙罩.吹煉中期,脫碳速度相對穩(wěn)定,CO 和CO2變化較為平緩,并達到最大值,當CO 濃度大于30%～ 40%且氧氣量小于2%時開始回收煤氣.在吹煉末期,活動煙罩重新抬起,由于熔池中碳值急劇下降,且從爐口吸入的空氣量增加,二次燃燒充分,CO 值大幅度下降,CO2比CO 的生成量要多,吸入空氣同時造成O2量增加.

圖13 轉(zhuǎn)爐煙氣成分變化的實測數(shù)據(jù)Fig.13 Measured data of changes in converter flue gas composition

通過轉(zhuǎn)爐煤氣生成理論分析并結(jié)合實際生產(chǎn)過程的偶發(fā)事件,我們得到轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸發(fā)生的可能性.

(1)在CO 與O2在前燒、后燒段共存時,遇到高溫塵?；蛘哽o電等明火條件,會引發(fā)速燃或輕微爆炸事故.

(2)轉(zhuǎn)爐吹煉初期,前文已經(jīng)提到: 氧氣主要與鐵水中的硅、錳等元素反應(yīng),生成的煙氣中O2含量較多,CO 量較少,會出現(xiàn)兩者共存的區(qū)域;此外,若轉(zhuǎn)爐內(nèi)廢鋼與鐵水混合不均,導(dǎo)致部分吹入的氧氣沒有與鐵水充分混合而直接接觸到廢鋼,可能會引起脫碳反應(yīng)異常以及轉(zhuǎn)爐煤氣含氧量超標而引發(fā)爆炸.

(3)轉(zhuǎn)爐吹煉中期,爐渣發(fā)生噴濺會進入文氏管,而氧槍切斷閥關(guān)閉不嚴,導(dǎo)致氧氣、煤氣和火種同時存在而引發(fā)爆炸.

(4)轉(zhuǎn)爐吹煉末期,前文已經(jīng)提到: CO 量下降,O2開始增加,會出現(xiàn)兩者共存的區(qū)域;同時若鋼水成分不合格,需要二次吹氧(即進行點吹)時,由于氧氣與煤氣反應(yīng)不完全也容易引起爆炸.

4.2 防爆措施

圖14 為某轉(zhuǎn)爐一次實際爆炸過程的參數(shù)圖,圖中為從正常工況到發(fā)生爆炸,以及發(fā)生爆炸后進行的卸爆和氧氣點吹全過程.爆炸發(fā)生在約14 min 時,使用紅線標記,爆炸原因為O2,CO 和點火源共存引發(fā)的爆炸.

圖14 爆炸過程參數(shù)變化圖Fig.14 Parameter variation diagram of explosion process

結(jié)合實際生產(chǎn)過程,參照爆炸可能性并根據(jù)圖14的分析,提出以下防爆措施.

(1)可采用降低CO 當量比、提高CO 混合氣體初溫等措施降低CO 爆燃危害.

(2)在一般采用前燒、后燒方法將管道中的氧氣和煤氣隔離方法的基礎(chǔ)上實施爐口燃燒主動控制以及燃燒強化技術(shù): 首先根據(jù)煤氣中的CO,O2含量以及煤氣溫度的變化,精確控制吸入的空氣量,保證恰當供給燃燒所需的空氣;其次強化爐口氣流的混合,保證CO 與O2充分混合,同時保證CO 在反應(yīng)高溫區(qū)的停留時間.采用燃燒主動控制和燃燒強化技術(shù)后,在轉(zhuǎn)爐正常運行情況下,可以保證在前燒、后燒過程中CO 的高效燃燒,使得管道中不出現(xiàn)CO 與O2共存的現(xiàn)象,杜絕煤氣發(fā)生爆炸的潛在危險.此外可以通過采集的數(shù)據(jù)來判斷煤氣是否有爆炸風(fēng)險,如果有風(fēng)險可以發(fā)出警報,調(diào)整煉鋼參數(shù),避免除塵系統(tǒng)發(fā)生爆炸,提高轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)運行安全性.

(3)采用主動防止煤氣爆炸的遏制技術(shù).通過快速精確測量煤氣中的CO,O2瞬時含量,一旦超標及時報警;其次噴入惰性氣體對煤氣進行稀釋,將CO 含量降至5%或者O2含量降至2%;最后采用水霧降溫法將煤氣溫度迅速降至低溫,同時關(guān)閉電除塵器的電源.

(4)采用煤氣爆炸防護系統(tǒng),安裝泄爆裝置和隔爆裝置,降低爆炸的威力,減少爆炸對設(shè)備的危害.同時在煤氣管道外部安裝防爆板,如果發(fā)生危險,可以降低事故造成的損失.

5 結(jié)論

本文以CO 氣體為研究對象,通過實驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法探究CO 當量比、初溫以及含水量對CO 爆燃的最大壓力和火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?并通過化學(xué)平衡計算得出的結(jié)果與實驗結(jié)果進行了比較,最后對防爆方法進行了討論.論文主要得出了以下結(jié)論.

(1) CO 爆燃的最大壓力以及火焰速度均隨著混合氣體中CO 當量比的減小呈現(xiàn)減少的趨勢,在實驗CO 當量比范圍內(nèi),爆燃壓力最大值為0.65 MPa,最大爆燃速度約為750 m/s.當CO 當量比小于0.368 時對火焰速度的影響不大.

(2)隨著混合氣體的初始溫度的升高,最大爆燃壓力減小,符合理想氣體狀態(tài)方程規(guī)律,與此同時,溫度升高有利于化學(xué)反應(yīng)的發(fā)生,因此火焰速度有所上升,火焰?zhèn)鞑r間同樣減小.

(3) CO 的爆燃最高壓力隨混合氣體含水量增加而上升,但在實驗CO 當量比范圍內(nèi),水分含量超過0.463%后,繼續(xù)增大含水量對爆燃產(chǎn)生的最高壓力影響很小.

(4) 化學(xué)平衡計算方法對于中高當量比的CO的爆燃壓力計算較為精準,在低當量比或爆燃壓力較小時,計算誤差較大.

(5)針對CO 混合氣體,可以通過降低CO 當量比、提高初溫等措施降低爆燃壓力;通過燃燒主動控制、燃燒強化技術(shù)以及爆炸遏制技術(shù)等能夠有效預(yù)防爆燃;同時通過爆炸防護系統(tǒng)可以降低爆燃帶來的損失.

致謝與后記

我們銘記吳承康院士生前對課題組工作的悉心指導(dǎo).吳先生十分重視節(jié)能工作,早在20 世紀90 年代初,他就領(lǐng)導(dǎo)了燃燒氣脈沖技術(shù)的研發(fā)與應(yīng)用,為我國電站鍋爐節(jié)能做出了重要的貢獻,本文的工作是在這些燃氣爆炸研究的基礎(chǔ)上開展的.十余年來,我們課題組在國家863 目標導(dǎo)向類(重點)課題、中國科學(xué)院節(jié)能減排重點項目、戰(zhàn)略性先導(dǎo)A 類專項課題以及國家自然科學(xué)基金項目支持下,針對轉(zhuǎn)爐煤氣爆炸性、多塵性和間歇性等特點,研發(fā)了煤氣防爆遏爆、換熱器高效換熱與清灰等核心技術(shù),建成了首套轉(zhuǎn)爐煤氣全干法顯熱回收示范工程.記得2022 年8 月向吳先生匯報該項目已經(jīng)通過現(xiàn)場168 小時考核運行時,他審閱了相關(guān)文件后,很快回復(fù): “初步看了一下,確實是產(chǎn)學(xué)研的成功典范……這項工作多年來投入大量精力,取得重大成果,實在是難能可貴.祝賀你們！”吳先生的鼓勵和支持一直是我們課題組在力學(xué)所堅持工業(yè)爐窯節(jié)能減排科研工作的主要動力,在當前國內(nèi)外強調(diào)綠色低碳發(fā)展理念的形勢下,我們有信心堅持不懈,以行動實踐吳先生當年發(fā)展我國節(jié)能技術(shù)的前瞻性思想.愿以此文紀念尊敬的吳承康院士！