一種降低蓄熱式加熱爐CO排放的方法

莫堅(jiān)強(qiáng)，莫捷勇

（磐石建龍鋼鐵有限公司，吉林 磐石 132300）

1 引言

近年來，由于溫室效應(yīng)導(dǎo)致全球溫度升高，人們對(duì)環(huán)境的保護(hù)越來越重視。2020 年 9 月 22日，國家主席習(xí)近平在第 75 屆聯(lián)合國大會(huì)一般性辯論上發(fā)表重要講話，承諾二氧化碳排放力爭于 2030 年前達(dá)到峰值，努力爭取 2060 年前實(shí)現(xiàn)碳中和。鋼鐵行業(yè)的二氧化碳排放在中國眾多行業(yè)中占據(jù)較大比例，二氧化碳排放量僅次于電力行業(yè)[1]。在整個(gè)鋼鐵生產(chǎn)流程中，軋鋼加熱爐的能耗約占到了整個(gè)軋鋼工序總能耗的60%～70%，因此加熱爐的減碳降碳勢(shì)在必行。

目前鋼鐵企業(yè)熱軋廠已廣泛采用了蓄熱式加熱爐，燃料為低熱值的高爐煤氣，其中可燃燒成分主要是 CO，體積含量為 21%～28%，發(fā)熱值為 700～900 kcal/m3。蓄熱式加熱爐的燒嘴是成對(duì)布置的，管道布置比較復(fù)雜，并且有一個(gè)顯著的特點(diǎn)：從煤氣換向閥至蓄熱室燒嘴之間的煤氣管道，兼有輸送煤氣和排放煙氣的雙重功能，所以又稱公共管道。在燃燒狀態(tài)時(shí)，煤氣通過一側(cè)（A）的換向閥進(jìn)入公共管道，再進(jìn)入一側(cè)（A）爐墻的蓄熱室，從蓄熱體吸熱后到爐內(nèi)與空氣混合燃燒；燃燒完成后，高溫?zé)煔饨?jīng)過另一側(cè)（B）蓄熱體蓄熱降溫，從另一側(cè)的換向閥排煙管道排出。換向后，煤氣再從 B 側(cè)進(jìn)入爐內(nèi)燃燒，燃燒后的高溫?zé)煔庥謴?A 側(cè)蓄熱室，經(jīng)蓄熱降溫后返回到該公共管道，經(jīng)換向閥排入煙道。換向排煙開始時(shí)，上周期存于這節(jié)管道內(nèi)的煤氣要先排到煙道中，煙氣再跟著這部分煤氣進(jìn)入煙道連續(xù)排放。每次換向（60 s）不可避免地?fù)p失掉這節(jié)公共管道內(nèi)存留的煤氣，損失的這部分煤氣稱作“管損”。根據(jù)加熱爐設(shè)計(jì)的公用管道大小和長度不一樣，“管損”的大小略有不同，但一般都有 3%～5% 的損失。由于煤氣中 CO 含量較高，這部分“管損”煤氣進(jìn)入煙道中與煙氣混合排放，使煙氣中 CO 濃度升高，這是蓄熱式加熱爐 CO 排放濃度較高的主要原因之一。另外，由于換向閥關(guān)閉不嚴(yán)，不可避免存在泄漏，部分煤氣也隨煙氣直接排放，這是 CO 排放較高的原因之二。原因之三就是煤氣在爐膛內(nèi)未完成燃燒，造成未燃盡的少量 CO 隨煙氣排放。

解決蓄熱式加熱爐煙氣中 CO 濃度偏高問題的方法，目前主要有針對(duì)“管損”采用的反吹法[2]，但是如果換向閥關(guān)閉不嚴(yán)，反吹效果仍不理想。因此許多軋鋼廠加熱爐雖然安裝了反吹系統(tǒng)，但由于效果不好又浪費(fèi)電，運(yùn)行費(fèi)用高，所以停用。目前蓄熱式加熱爐急需一種從終端解決CO 排放的方法。

2 降低蓄熱式加熱爐CO排放的方法

蓄熱式加熱爐的排煙分空煙和煤煙兩種，一般空煙的 CO 濃度很低，煤煙的 CO 濃度較高，因此解決 CO 排放問題的關(guān)鍵是降低煤煙中的CO 濃度。為解決這一問題，將蓄熱式加熱爐的預(yù)熱段分離出來作為熱氧化爐，用來處理煙氣中的 CO，將煤煙引流到預(yù)熱段的蓄熱室中（不分煤氣蓄熱室和空氣蓄熱室），經(jīng)蓄熱體進(jìn)入預(yù)熱段的爐膛內(nèi)燃燒，根據(jù)煙氣成分可以摻入少量空氣作為助燃劑。啟動(dòng)時(shí)利用熱鋼坯或點(diǎn)火燒嘴點(diǎn)燃。煤煙煙氣通過預(yù)熱段一側(cè)（A 側(cè)）蓄熱體預(yù)熱升溫后，進(jìn)入爐膛內(nèi)進(jìn)行熱氧化，CO 濃度顯著降低后，進(jìn)入另一側(cè)（B 側(cè)）的蓄熱室蓄熱降溫后排放。換向后煙氣再從 B 側(cè)的蓄熱室進(jìn)入，吸收 B 側(cè)蓄熱體的熱量升溫后，進(jìn)入爐膛燃燒氧化，CO 濃度顯著降低后，再通過 A 側(cè)的蓄熱室蓄熱降溫后排放。如此循環(huán)往復(fù)，煙氣經(jīng)過蓄熱后進(jìn)行熱氧化，CO 處理效率能夠達(dá)到 95% 以上。

蓄熱式加熱爐排放的煤煙溫度一般較低（150 ℃ 左右），雖然煤煙中含有 CO 和 O2，但濃度都較低，兩者在低溫下不發(fā)生反應(yīng)，需要加熱到 600 ℃ 左右才能反應(yīng)[3]。利用加熱爐本身的蓄熱體作為熱氧化爐的換熱介質(zhì)，同時(shí)利用熱裝鋼坯和點(diǎn)火燒嘴來加熱煙氣啟動(dòng)運(yùn)行，煙氣吸收熱鋼坯的熱量后達(dá)到燃燒反應(yīng)著火的溫度，再將反應(yīng)熱用于加熱鋼坯和蓄熱循環(huán)。

啟動(dòng)方法之一：利用熱裝鋼坯的溫度（600～800 ℃）來加熱煙氣，使之達(dá)到著火溫度；

啟動(dòng)方法之二：如果裝爐鋼坯是冷坯，可以臨時(shí)用點(diǎn)火燒嘴來引燃煤煙中的 CO。為此需要對(duì)加熱爐的管道進(jìn)行改造，增加煙氣回流管道、循環(huán)風(fēng)機(jī)、換向閥等設(shè)備，以實(shí)現(xiàn)煤煙順利回流進(jìn)入預(yù)熱段的爐膛內(nèi)。

隨著鋼鐵工業(yè)的技術(shù)進(jìn)步，目前大部分的鋼鐵企業(yè)軋鋼廠都實(shí)現(xiàn)了熱送熱裝，而且熱裝溫度都比較高（600 ℃ 以上），為該方法的應(yīng)用創(chuàng)造了條件。加熱爐設(shè)計(jì)是按冷裝設(shè)計(jì)的，熱裝時(shí)的加熱能力一般都有富余，尤其當(dāng)熱裝條件較好時(shí)，富余量較大。因此在舊爐改造時(shí)，可以把爐尾的預(yù)熱段分出來，改造成蓄熱氧化爐用來處理煙氣中的 CO，這樣可以省去單獨(dú)建氧化爐的費(fèi)用。當(dāng)然，在新建加熱爐時(shí)，為了處理煙氣中的殘余 CO, 可以在預(yù)熱段之后再延長一段，作為煙氣再氧化的循環(huán)段。這種在末端治理煙氣中 CO排放的方法，還能利用煙氣中 CO 的燃燒熱來預(yù)熱鋼坯，同時(shí)實(shí)現(xiàn)降本增效、節(jié)能減排的目的。

3 數(shù)值模擬驗(yàn)證

3.1 模型建立

為驗(yàn)證該方法的可行性，以某鋼鐵廠的上、下加熱的蓄熱式推鋼式加熱爐為研究對(duì)象，采用Fluent 軟件對(duì)加熱爐進(jìn)行數(shù)值模擬。該加熱上爐膛高度為 1 480 mm，下爐膛加熱段高度為 1 558 mm，均熱段高度為 1 758 mm。加熱爐采用對(duì)向排煙的方式，即當(dāng)一側(cè)進(jìn)行燃燒時(shí)，另一側(cè)切換為排煙狀態(tài)，燃燒/排煙模式每隔 60 s 切換一次。加熱爐加熱段預(yù)熱溫度為 950 ℃，均熱段預(yù)設(shè)溫度為 1 100 ℃。該加熱爐燃料采用高爐煤氣，通過近 12 個(gè)月對(duì)高爐煤氣和煤煙組分進(jìn)行取樣分析，計(jì)算出高爐煤氣和煤煙各組分平均值如表1 所示。

表1 高爐煤氣和煙氣成分

通過現(xiàn)場檢測(cè)的加熱爐高爐煤氣和空氣流量，計(jì)算出原加熱爐和改造后加熱爐的加熱段和均熱段的高爐煤氣和空氣的質(zhì)量流量如表2 所示。由于該方法需要在加熱段分出一部分作為煙氣處理段，因此加熱段的煤氣流量需要減少一部分，而相應(yīng)的均熱段的煤氣流量需要增加一部分。本文選取加熱段前三個(gè)蓄熱箱作為氧氣處理入口，如圖1 所示，此時(shí)第四個(gè)蓄熱箱剛好為空氣入口，能夠提供充足的氧氣以和煙氣中的 CO反應(yīng)。

圖1 加熱爐網(wǎng)格劃分圖

表2 助燃劑入口流量kg/s

通過獲取爐墻外側(cè)的溫度計(jì)算得到加熱爐爐墻散熱量。入口溫度通過 UDF 定義，讀取加熱爐出口處平均溫度，再通過蓄熱箱溫度效率計(jì)算出入口溫度，其中蓄熱箱溫度效率取 80%[4]。由于該加熱爐是推鋼式加熱爐，鋼坯之間的縫隙很小，因此鋼坯瞬態(tài)導(dǎo)熱模型可以簡化成一維瞬態(tài)導(dǎo)熱模型，通過 UDF 獲取爐氣和爐墻溫度計(jì)算出每一塊鋼坯表面的溫度，并將鋼坯表面溫度作為流場計(jì)算的邊界條件。加熱模型網(wǎng)格采用多面體網(wǎng)格劃分，在壁面增加 5 層邊界層網(wǎng)格，網(wǎng)格最低正交質(zhì)量為 0.35，符合計(jì)算要求，最終網(wǎng)格劃分如圖1 所示。

湍流模型選用 Standard K-ε模型，燃燒化學(xué)反應(yīng)模型采用 EDC 模型，輻射模型選用 DO模型。 由于在實(shí)際生產(chǎn)過程中往往更關(guān)注煙氣中 NOx 的排放問題，而通過綜合評(píng)估可知 GRIMech 2.11 機(jī)理在 NOx 的預(yù)測(cè)方面是最精準(zhǔn)的[5]，因此本文采用該反應(yīng)機(jī)理作為湍流燃燒反應(yīng)的機(jī)理。為加快計(jì)算收斂，求解方法采用Coupled 壓力速度耦合，為保證模擬精度，求解方程均采用二階迎風(fēng)格式。

由于實(shí)際生產(chǎn)中加熱爐的運(yùn)行狀態(tài)十分復(fù)雜，因此需要對(duì)加熱爐進(jìn)行合理的簡化，在保證數(shù)值模擬的精度的基礎(chǔ)上，能大大減少計(jì)算時(shí)間。對(duì)蓄熱式推鋼加熱爐數(shù)值模擬過程基本假設(shè)：1）加熱爐內(nèi)的燃燒和傳熱過程視為穩(wěn)態(tài)過程；2）加熱爐內(nèi)的氣體和燃燒火焰均視為灰體；3）加熱爐內(nèi)只考慮燃燒化學(xué)反應(yīng)，不考慮其他化學(xué)反應(yīng)；4）將加熱爐內(nèi)所有鋼坯視為無縫連接的整體；5）加熱爐爐門與外界大氣不進(jìn)行吸風(fēng)和溢風(fēng)；6）加熱爐壁面與外界的換熱量為固定值。

3.2 結(jié)果分析

為驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，將模擬值和生成實(shí)際值進(jìn)行對(duì)比（見表3），發(fā)現(xiàn)模擬值均在實(shí)際生產(chǎn)變動(dòng)范圍內(nèi)，說明數(shù)值模擬結(jié)果可靠。

表3 加熱段熱電偶測(cè)量值和模擬值比較K

原加熱爐和改造后的加熱爐溫度分布云圖如圖2 所示。由圖可以看出將前三個(gè)蓄熱箱作為煙氣處理段入口后，加熱段的火焰會(huì)向右偏移，這是由于煤煙的流量較大，導(dǎo)致煤煙進(jìn)入加熱爐的入口速度達(dá)到了 80 m/s，而其它位置的入口速度僅為 20～40 m/s，因此使得加熱段的煤氣和空氣向煙氣處理段偏移。但偏移導(dǎo)致煙氣處理段內(nèi)的煙氣和煤氣、空氣充分混合，提高了煙氣處理段的燃燒溫度，此時(shí)不需要鋼坯預(yù)熱溫度達(dá)到 600℃ 也能使煤煙中殘留的 CO 燃燒完全。采用該方法對(duì)煤煙進(jìn)行處理后，煙氣處理段排出的煙氣中CO 濃度降低到了 6.4 ppm。

圖2 原加熱爐和改造后加熱爐溫度分布云圖

改造前后加熱爐入口溫度變化如圖3 所示，由圖可以看出改造后的加熱爐加熱段的入口溫度下降了 177.8 K，而均熱段溫度下降較小。這主要是由于改造后在加熱段增加了一段煙氣處理段，導(dǎo)致加熱段的煙氣量增加較多，煙氣出口溫度降低，而蓄熱式加熱爐是通過蓄熱體儲(chǔ)存煙氣余熱用來加熱入口空氣或煤氣，因此煙氣量的增加導(dǎo)致了加熱段的入口溫度降低。同時(shí)煙氣處理段的入口溫度為 1 092.4 K，而一般加熱爐煙氣溫度僅為 423 K。結(jié)合圖2 的溫度分布云圖也能看出煙氣入口速度導(dǎo)致加熱段的空氣和煤氣一部分和煙氣混合，導(dǎo)致煙氣溫度升高。

圖3 原加熱爐和改造后加熱爐各入口溫度對(duì)比圖

4 結(jié)論

（1）在加熱爐的加熱段增加一部分作為煙氣處理段后，由于煙氣量較大，煙氣處理段入口速度達(dá)到了 80 m/s，而其他入口速度為 20～40 m/s，導(dǎo)致加熱段的煤氣和空氣混入到煙氣處理段，煤煙中 CO 重復(fù)燃燒，煙氣中 CO 從 23 000 ppm 下降到 6.4 ppm。

（2）由于在加熱爐加熱段增加了煙氣處理段，導(dǎo)致加熱段的煙氣流量增加較多，使得加熱段的入口溫度下降了 177.8 K，而均熱段入口溫度變化較小，煤煙溫度從 423 K 經(jīng)過蓄熱體加熱后入口溫度增加 1 092.4 K。

（3）相較于反吹法，采用本文所述的蓄熱氧化法，從終端降低煤煙煙氣中 CO 濃度效果更好。該法不僅能處理公共管道中的殘留煤氣，還能處理換向閥泄漏的煤氣和未完全燃燼的煤氣，解決三種來源的 CO 排放問題；同時(shí)還可以利用CO 的氧化熱加熱鋼坯，節(jié)約了能源。