2019, Vol. 40
中国作为钢铁大国, 钢铁生产每年消耗大量的能源, 同时带来诸多环保问题.加热炉是钢铁生产过程中高耗能设备之一, 近年来, 如何进一步提高加热炉的热效率并减少污染物的排放是加热炉研究亟待解决的问题.针对实际过程建立数学模型, 通过数值模拟的方法分析加热炉内燃烧、流动、传热过程以期优化加热炉结构和操作参数, 改善加热效果、降低能耗、提高加热炉效率已成为加热炉研究的重点方向之一.
Kim等[1-3]考虑了湍流流动和辐射传热, 在给定钢坯温度下进行稳态传热计算, 通过改变板坯的吸收和发射率等参数, 研究板坯的传热特性和温度特性.Han等[4-7]应用涡耗散速率方程模拟了加热炉内非稳态燃烧过程和钢坯加热特性, 通过考虑板坯和炉壁的辐射传热, 预测了加热炉的热效率.张卫军等[8]建立了推钢式板坯加热炉内气体流动、燃烧和传热的数学模型.李国军等[9-10]采用辐射网络法分析了布料间距对生产率的影响并确定炉内坯料最佳间距.Dubey等[11]考虑了加热过程中钢坯表面氧化皮的生成.Gu等[12]研究了蓄热式加热炉非稳态换向燃烧过程.Mayr等[13]耦合气相燃烧与固相传热, 将钢坯的周期性加热转化为稳态模拟.Chakraborty等[14]计算了燃煤加热炉内燃烧流动和传热, 应用迭代方法模拟炉气和钢坯的传热过程.Tang等[15]建立了瞬态三维模型, 应用UDF实现了钢坯运动.综上, 随着近年来加热炉数学模型研究的进一步深入, 逐渐向燃烧气固传热、烟气流动、辐射换热、气固相传热同时考虑钢坯运动全耦合模型方向发展, 但采用数学模型分析考虑板坯移动的耦合传热、板坯加热后产生黑印等方面的研究还鲜有报道.
本文以某厂具有混合烧嘴的步进式加热炉为研究对象, 建立了加热炉内燃烧与钢坯耦合传热的三维数学模型, 并采用动网格方法模拟钢坯运动.研究包含炉体、钢坯、烧嘴、步进梁、垫块和水管立柱等复杂结构时, 加热炉中气固耦合传热, 着重分析钢坯耦合传热过程.研究加热炉炉底结构对钢坯加热过程中表面温度、内部导热情况尤其对黑印温差的影响.
1 数学模型 1.1 几何模型图 1为加热炉几何结构模型.炉长51.7 m, 宽11.7 m, 均热段高3.85 m, 加热段高4.35 m, 预热段高3.55 m.炉内钢坯总数为36块, 布置间距0.05 m, 尺寸为0.23 m×0.14 m×10.5 m, 产量为350 t/h.
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图 1 加热炉几何结构图 Fig.1 Schematic diagram of heating furnace |
加热炉内的气体流动和传热过程满足质量、动量及能量方程, 其守恒方程分别为
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(3) |
式中:ρ为密度; t为时间; v为速度; Sm为质量源项; p表示压力; F为外力; g为重力加速度; μ为黏度; H为单位应力张量; cp为比热容; T为温度; keff为有效传热系数; Jj为成分j的扩散通量; Sh为能量源项.
1.2.2 湍流模型加热炉内烟气流动的Re数为5.6×105, 属于湍流流动, 故采用标准k-ε模型.控制方程为
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(4) |
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(5) |
式中:Gk表示速度梯度产生的湍动能; YM表示波动扩张对总耗散率的影响; C1ε, C2ε为常数; σk和σε分别是湍动能k和耗散率ε的湍流Prandtl数; Sk和Sε是源项; 通常C1ε=1.44, C2ε=1.92, σk=1.0, σk=1.3.
1.2.3 燃烧模型燃烧采用基于涡耗散模型的湍流-化学相互作用模型, 反应产物的净生产率可由式(6)和式(7)中计算结果的最小值表示：
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(6) |
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(7) |
式中:wp为生成物组分的质量分数; A和B为经验系数, A=4.0, B=0.5;v′ir, 为反应物的化学计量数; v″ir, 为生成物的化学计量数; mi为反应物i的分子质量; mj为生成物j的分子质量; wR为任一反应物的质量分数; mR 为任一反应物的分子质量.
1.2.4 辐射模型离散坐标辐射(DO)模型求解范围涵盖整个光学深度, 且适用于动网格的计算, 可表示为
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(8) |
式中:r表示位置向量; s为方向向量; s′为散射方向矢量; a为吸收系数; n为折射率; σs为散射系数; σ为Stefan-Boltzmann常数；I为辐射强度；Φ为相函数；Ω′为立体角.
1.2.5 动网格模型动网格模型标量φ的守恒方程的积分形式在任意控制体V上, 其边界是移动的, 为
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(9) |
式中:ρ为流体密度; v为计算域内流体速度矢量; vg为动区域的网格移动速度; Г为扩散系数; Sφ为源项.
1.3 计算网格及边界条件加热炉为左右对称结构, 考虑计算量、计算速度和时间成本, 以加热炉中心线为对称面选取加热炉一半作为计算域并进行结构化网格划分, 网格无关性检查后最终取数量为125万.计算区域整体和细节网格如图 2和图 3所示.
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图 2 网格示意图 Fig.2 Schematic diagram of mesh |
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图 3 网格细节 Fig.3 Grid details (a)—烧嘴；(b)—钢坯、垫块和步进梁网格. |
燃料和助燃气体入口为同心圆和圆环, 设为速度入口, 入口速度由气体流量折算, 燃料成分如表 1所示.烟气出口为压力出口, 几何对称面为对称面边界条件, 水冷立柱管内壁为温度边界, 其余壁面应用墙壁边界条件.
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表 1 煤气成分(体积分数) Table 1 Gas composition(volume fraction) |
动区域示意图见图 4, 本研究通过动网格方法实现钢坯的步进运动, 钢坯和缝隙中气体的矩形区域定义为具有一定移动速度的动态网格域, 步进速度如图 5所示.
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图 4 动区域示意图 Fig.4 Schematic diagram of moving zone |
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图 5 钢坯步进速度曲线 Fig.5 Billet stepping speed curve |
钢坯的物理性质和机械性能在加热过程中将随温度变化而改变, 因此模型中考虑了钢坯的导热系数和比热容随温度的变化.
垫块位于固定梁和步进梁之上, 形状为长方体.垫块尺寸:0.045 m×0.075 m×0.175 m, 模型中几种垫块和步进梁形式与结构见图 6.
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图 6 不同垫块结构 Fig.6 Different cushion block structures (a)—一字型；(b)—千岛式；(c)—错位梁. |
现场测温结果用于本模型验证.在四个控制段的炉壁上、下部选取热电偶测温结果进行对照.测温点分布如图 7所示.图中只标出了一侧的测温点, 测量值为两侧测温点测得温度的平均值.
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图 7 测温点分布图 Fig.7 Distribution map of temperature measurement points |
表 2为燃料流量8 600 Nm3/h、空气系数1.1时, 温度的模拟和测量结果.预测误差在7.2%以内, 表明数学模型对实际工程预测的有效性[16].
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表 2 计算值与测量值的比较 Table 2 Comparison of measured and calculated values |
由图 8可知, 钢坯为800 K热装时, 根据牛顿冷却定律, 预热段烟气与钢坯温差较小, 钢坯温升缓慢, 垫块导热使钢坯下表面形成黑印.上表面长度方向2/5和4/5处温度较高, 随后热量向相邻低温区扩散, 第一加热段结束达到1 390 K.加热段结束时上表面温度基本达到1 500 K, 下表面黑印温差依然存在.均热段表面温度都达到最大值1 542 K, 下表面温度均匀性增强, 出炉钢坯宽度方向温度一致, 长度方向断面温差达到最小.
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图 8 钢坯表面温度分布 Fig.8 Temperature distribution on billet surface (a)—上表面；(b)—下表面. |
图 9为钢坯长度方向上的温升速率和表面热流通量.钢坯入炉后上下两侧同时受热, 预热段与第一加热段热通量最大, 下表面热通量比上表面高1 500 W/m2, 此时钢坯下表面温升速率为20 K/m, 上表面处于12~25 K/m之间.第二加热段热流通量急剧减少, 钢坯温升速率降至1 K/m.均热段热通量减至104 W/m2.钢坯温升速率基本恒定.
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图 9 炉长方向上钢坯表面热通量与温升速率曲线 Fig.9 Curves of surface heat flux and temperature rise of steel billet in long furnace direction |
图 10为某块钢坯不同时刻的三维温度分布.t=0时, 烟气来流温度较高, 钢坯右侧首先被加热.t=0.5 h时, 钢坯表面加热至950 K, 水梁冷却作用导致钢坯下表面温升缓慢, 出现黑印温差.t=1 h时, 温度升至1 180 K, 水冷黑印加强.t=1.5 h时, 温度达1 400 K, 钢坯的八个角温升速率最快, 出现“边角效应”.t=2 h时温升减缓, 温度扩散加强.t=2.5 h时, 钢坯宽度方向温度梯度为0, 高度方向温差大幅减小, 温度扩散方向主要为钢坯长度方向.
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图 10 不同时刻钢坯温度分布 Fig.10 Temperature distribution of the billets at different times |
图 11为钢坯出炉时对应不同炉底结构的温度分布图, 从图中可以看出千岛式垫块及错位梁结构使钢坯底部温度分布更加均匀, 降低了黑印温差, 改善了水管黑印问题.由于图中黑印温差显示不明显, 故作沿中心长度方向温度曲线图.
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图 11 不同炉底结构下钢坯出炉时温度分布 Fig.11 Tapping temperature distribution of the billet under different structures of furnace bottom |
3种炉底结构时的钢坯中心纵截面温度分布大体相似, 温度最低点均在垫块正上方, 如图 12所示.加热结束时采用一字型垫块，钢坯上表面温度介于1 535~1 565 K.由于水梁冷却作用, 下表面两端黑印处温度最低为1 488 K.步进梁上方中心截面温度始终介于上下表面之间, 步进梁之间区域中心截面温度最低.应用千岛式垫块时, 钢坯上表面温度规律同上.下表面温度在长度方向上温差减小, 两端黑印处温度最低为1 575 K, 中间区域黑印处温度最低为1 605 K.中心截面处温度始终介于上下表面之间, 黑印温差削弱40%.产生这一现象的原因是, 一字型垫块在钢坯的运动加热过程中对钢坯的固定位置产生遮蔽作用, 从而造成黑印处温度较低.而采用千岛式垫块时, 由于错位排布, 钢坯运动加热时钢坯被遮挡的位置产生周期性变化, 故减弱了垫块对某一固定位置的遮蔽作用, 从而减小了黑印温差.应用错位梁时, 可以在千岛式垫块的基础上进一步减弱沿钢坯长度方向上的遮蔽作用, 故黑印温差进一步降低, 黑印处最低温度为1 570 K, 黑印温差改善50%.
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图 12 加热结束时钢坯中心长度方向温度分布 Fig.12 Temperature distribution of the central billet in the length direction of the billet at the end of heating (a)—一字型垫块；(b)—千岛式垫块；(c)—错位梁. |
图 13为应用错位梁时钢坯长度中心线的温度曲线.0时钢坯800 K入炉, 0.5 h后平均温升为115 K, 且黑印开始出现.随后水梁黑印向钢坯两端偏移, 原黑印处温度得以补偿而升高.1.5 h黑印最大, 温差达到90 K.2 h钢坯进入均热段, 温差随着在炉时间的增加而减小为40 K, 且钢坯端头温度偏高的现象随之得到改善.2.5 h时, 钢坯温度均匀, 温差达到最小为30 K.
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图 13 应用错位梁时钢坯长度方向中心温度曲线 Fig.13 Temperature curves of the central billet in the length direction of the dislocation beam |
1) 通过与现场实测数据的对比验证了本文所建立的燃烧与钢坯耦合传热模型能够解决加热炉内烟气与运动钢坯间的共轭传热问题.应用该模型获得了钢坯升温规律.
2) 垫块结构对钢坯温度分布影响重大, 千岛式垫块、错位梁分别能减少40%和50%的黑印温差.
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