徐順生，武 浩，劉飛虹，楊易霖，時(shí)章明，歐文劍，肖逸奇

(1.湘潭大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湘潭 411105；2.中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083)

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分解爐混煤燃燒最佳底錐入口直徑的模擬研究

徐順生1,2，武 浩1，劉飛虹1，楊易霖1，時(shí)章明2，歐文劍1，肖逸奇1

(1.湘潭大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湘潭 411105；2.中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083)

針對某水泥廠5500 t/d三噴騰型分解爐，采用數(shù)值模擬方法，對溫度場、速度場、組分濃度場進(jìn)行仿真研究，得到了底錐入口直徑變化時(shí)爐內(nèi)混煤燃燒規(guī)律和碳酸鹽分解規(guī)律，確定了仿真條件下最佳入口直徑 ，并通過現(xiàn)場測試驗(yàn)證了仿真計(jì)算模型的可靠性。通過仿真研究結(jié)果綜合評價(jià)，確定計(jì)算條件下最佳入口直徑為2.0 m，此時(shí)，爐內(nèi)流場合理，高溫區(qū)范圍最大，且其溫度值能滿足生料分解要求，煤粉燃盡率為91.87%，生料分解率為94.42%。

分解爐； 混煤； 燃燒； 數(shù)值模擬； 耦合

1 引 言

為了應(yīng)對優(yōu)質(zhì)煤炭資源的日益枯竭[1]，追求用能成本的不斷降低，在工業(yè)爐窯上使用混煤替代優(yōu)質(zhì)煙煤入爐燃燒已成為一種非常有效的方法。混煤替代燃燒技術(shù)在用煤巨大的水泥工業(yè)上得到了成功的應(yīng)用，并取得了顯著的經(jīng)濟(jì)效益。分解爐應(yīng)用混煤后，普遍存在著燃燒效率和生料出爐分解率下降問題，設(shè)法提高分解爐混煤燃燒效率和生料分解率，進(jìn)一步降低能耗，已成為水泥技術(shù)工作者必須面臨的問題。

針對分解爐混煤燃燒問題，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量研究工作。李永華、Arenillas等[2,3]采用CFD(計(jì)算流體動力學(xué))技術(shù)對混煤燃燒特性及污染物生成等方面進(jìn)行了研究。梅書霞、李建錫等[4,5]分別從數(shù)值模擬和燃燒學(xué)理論出發(fā)分析了分解爐內(nèi)煤粉燃燒與生料分解之間的關(guān)系。周志軍等[6,7]通過實(shí)驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬方法對劣質(zhì)煤在爐內(nèi)的燃燒特性進(jìn)行了大量研究，有效的提高劣質(zhì)煤在爐內(nèi)的燃燒效率。國內(nèi)外研究人員對分解爐內(nèi)混煤高效燃燒的研究大多從混煤燃燒特性出發(fā)，對分解爐混煤燃燒的結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究較少，研究成果不能較好的指導(dǎo)分解爐燃用混煤的技術(shù)改造和高效運(yùn)行優(yōu)化。

分解爐底錐入口直徑對整個(gè)窯系統(tǒng)熱工狀況影響重大，底錐入口直徑偏小，會導(dǎo)致窯尾煙氣速率過快，分解爐出口壓力偏高，進(jìn)而影響預(yù)熱器壓力和回轉(zhuǎn)窯風(fēng)量，造成孰料欠燒甚至生燒。而底錐入口直徑偏大則會降低窯尾煙氣速率，弱化一次噴騰效應(yīng)，縮短生料和煤粉在分解爐內(nèi)的停留時(shí)間，從而影響煤粉燃燒與生料分解。因此必須科學(xué)合理地選擇分解爐底錐入口直徑以提高混煤在爐內(nèi)的燃燒效率及生料分解率。

鑒于應(yīng)用實(shí)驗(yàn)方法深入系統(tǒng)研究分解爐混煤燃燒的困難性，對某工廠5500 t/d的三噴騰型分解爐，本文采用數(shù)值模擬結(jié)合理論分析的方法，研究分解爐結(jié)構(gòu)對混煤燃燒的影響，并通過分析得到了仿真條件下最佳的分解爐底錐入口直徑。

2 模型及邊界條件

2.1 幾何模型

圖1為按1∶1建模的TTF分解爐幾何模型，爐高45.88 m，柱體部分內(nèi)徑7.6 m。該分解爐采用分料、分風(fēng)的分級燃燒方式。底部為來自回轉(zhuǎn)窯的窯尾煙氣入口，三次風(fēng)分二級(還原風(fēng)、燃盡風(fēng))進(jìn)入，還原風(fēng)通過二根對稱風(fēng)管從分解爐下柱體噴入，提供煤粉燃燒所需的大部分空氣，與煤粉混合后產(chǎn)生不完全燃燒，形成還原氣氛，極大的減少NOx生成，并對窯尾入爐煙氣中的NOx形成強(qiáng)還原作用。從還原風(fēng)管進(jìn)入的二股三次風(fēng)與窯尾煙氣相遇后形成復(fù)雜的旋流-噴騰效應(yīng)；一根燃盡風(fēng)管向下傾斜布置在分解爐中部縮口上方，提供燃盡風(fēng)，并與上升煙氣共同作用，形成回流區(qū)，進(jìn)一步提高煤粉燃燒效率；四根噴煤管位于還原三次風(fēng)管上方，每邊兩根，對稱分布；為使物料分散更加均勻，采用分級喂料方式，下層兩個(gè)喂料點(diǎn)位于噴煤管上方，上層兩個(gè)喂料點(diǎn)位于中部柱體底部；該爐型由三段柱體、兩個(gè)縮口組成，兩個(gè)縮口處形成噴騰效應(yīng)，縮口四周形成附壁循環(huán)流，極大的增加了物料的分散性和料粉的停留時(shí)間；頂部出口帶有縮口，使氣體與料粉出現(xiàn)回返運(yùn)動和碰頂效應(yīng)，延長了氣流與料粉的停留時(shí)間，生料分解率得到進(jìn)一步提高，出爐煙氣溫度進(jìn)一步降低。模型采用Gambit軟件劃分網(wǎng)格，不同部位采用不同網(wǎng)格(結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格)并對縮口及各個(gè)入口部分分別進(jìn)行局部加密，網(wǎng)格總數(shù)1582561個(gè)，網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖1 分解爐幾何模型 Fig.1 Geometric model of the precalciner

圖2 分解爐網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division of the precalciner

2.2 數(shù)學(xué)模型

通常用于模擬窯爐氣相湍流流動的模型有：標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、RNG k-ε模型、Realizable k-ε模型。RNG k-ε模型在ε 方程前面增加了一個(gè)附加項(xiàng)，使得在計(jì)算速度梯度較大的流場時(shí)精度更高，模型中考慮了旋轉(zhuǎn)效應(yīng)，因此對強(qiáng)旋轉(zhuǎn)流動計(jì)算精度得到提升。分解爐內(nèi)氣相流動為帶旋流的湍流流動，其特點(diǎn)是流場完全無規(guī)則，流場中的各物理量均具有隨機(jī)性。考慮到RNG k-ε模型對強(qiáng)旋流動的計(jì)算精度較高[8,9]，因此本文采用RNG k-ε模型對爐內(nèi)氣相流場進(jìn)行數(shù)值模擬。其守恒方程如下：

(1)

式(1)為質(zhì)量守恒方程的一般形式，Sm為源項(xiàng)。

(2)

式(2)為動量守恒方程，其中：p-靜壓；gi-i方向上的重力體積力；Fi-i方向上的外部體積力；τij-應(yīng)力張量，由式(3)給出。

(3)

式(4)為能量守恒方程，其中：cp-比熱容；T-溫度；k-流體的傳熱系數(shù)；ST-粘性耗散項(xiàng)。

(4)

采用離散相模型[10,11]進(jìn)行顆粒相軌跡計(jì)算，通過積分拉氏坐標(biāo)系下顆粒作用力計(jì)算顆粒運(yùn)動軌跡。鑒于顆粒相受力狀況極其復(fù)雜，在建立顆粒相隨機(jī)游走模型時(shí)，假設(shè)顆粒為球形且忽略顆粒間的交互作用及作用在顆粒上的升力等。

煤粉燃燒可大致分為揮發(fā)份析出、燃燒以及殘余焦炭顆粒燃燒兩個(gè)過程。對揮發(fā)份析出采用single-rate(單步反應(yīng))模型，焦炭顆粒燃燒采用kinetics/diffusion-limited(動力/擴(kuò)散控制)模型[12]。采用組分輸運(yùn)結(jié)合渦耗散概念模型模擬煤粉燃燒與生料分解耦合過程。采用P-1模型[13]模擬氣固兩相間的輻射傳熱。

2.3 邊界條件與數(shù)值解法

對分解爐三次風(fēng)入口采用速度進(jìn)口邊界條件，煤粉、料粉及窯尾煙氣使用質(zhì)量流量入口邊界，出口為壓力出口邊界，爐體其余部分設(shè)置為壁面，選擇無滑移標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)描述。仿真邊界條件由分解窯熱平衡測試獲得，結(jié)構(gòu)參數(shù)查閱設(shè)計(jì)檔案資料獲得。本次仿真計(jì)算的相關(guān)運(yùn)行參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：三次風(fēng)速度27 m/s，溫度1173 K；入爐煙氣流量35.22 kg/s，溫度1273 K；煤粉顆粒粒徑dp=50～80 μm，分布服從Rosin-Rammler方程，展開系數(shù)4.52。四根噴煤管進(jìn)煤量均為1.45 kg/s，煤粉顆粒射流噴射半角15°，半徑95 mm。入爐混煤由50%日盛無煙煤與50%江蘇天寶煙煤摻混而成。煤粉工業(yè)分析、元素分析數(shù)據(jù)匯總于表1。采用控制容積法對流體相的控制方程進(jìn)行離散，SIMPLE算法求解速度與壓力耦合[14]。使用一階迎風(fēng)差分格式得到差分方程組。采用TDMA逐面迭代方式進(jìn)行求解。

表1 煤粉分析Tab.1 Coal analysis

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 速度場仿真與分析

底錐入口直徑對分解爐速度場影響的仿真結(jié)果如圖3所示。由圖3知，窯尾煙氣經(jīng)底錐入口高速流入，產(chǎn)生第一次噴騰效應(yīng)，沖散落入錐內(nèi)料粉并攜帶上行，錐壁四周產(chǎn)生回流，料粉受離心力作用拋向壁面失速后滑入窯內(nèi)。煙氣上升到還原風(fēng)管時(shí)，匯合噴入爐內(nèi)的二股高溫三次風(fēng)繼續(xù)上升，與喂入爐內(nèi)的煤粉混合發(fā)生劇烈燃燒，隨后著火煤粉氣流沖擊喂入的高溫料粉，料粉分散并受熱分解，氣流上升到第一個(gè)縮口時(shí)，產(chǎn)生第二次噴騰效應(yīng)，上升到燃盡風(fēng)口時(shí)，受到斜噴入爐燃盡風(fēng)作用，兩側(cè)產(chǎn)生較大回流區(qū)，燃盡風(fēng)噴入加速了焦碳粒子燃燒，回流區(qū)的存在則強(qiáng)化了料粉分散，并延長了碳粒停留時(shí)間。當(dāng)煙氣上升到第二個(gè)縮口時(shí)，產(chǎn)生第三次噴騰效應(yīng)，至分解爐出口，因碰頂效應(yīng)，氣流折返和顆粒反彈，延長了顆粒和氣流停留時(shí)間，三次噴騰效應(yīng)極大的強(qiáng)化了料粉、煤粉分散、分解與燃燒，提高了煤粉燃盡率和生料分解率。從圖3a可知，該工況下，底錐回流區(qū)明顯小于其他工況，這會導(dǎo)致錐體部分生料、煤粉難以擴(kuò)散，降低出爐的分解率與燃盡率，加重窯的煅燒負(fù)荷。圖3b、3c，由于底錐直徑加大，窯尾煙氣速度減小，底錐回流區(qū)增大，分解率和燃盡率逐漸增加。圖3d、3e，由于入爐煙氣速度過小，底錐附近噴騰效應(yīng)減弱，煤粉、料粉在爐內(nèi)停留時(shí)間縮短，爐內(nèi)分解率和燃盡率下降。

圖3 不同底錐入口直徑下分解爐內(nèi)速度分布圖(a)X=0,Y=0,D=1.6 m;(b)X=0,Y=0,D=2.0 m; (c)X=0,Y=0,D=2.4 m;(d)X=0,Y=0,D=2.8 m;(e)X=0,Y=0,D=3.2 mFig.3 Velocity distribution at different precalciner's bottom cone inlet diameter(a)X=0,Y=0,D=1.6 m; (b)X=0,Y=0,D=2.0 m;(c)X=0,Y=0,D=2.4 m;(d)X=0,Y=0,D=2.8 m;(e)X=0,Y=0,D=3.2 m

3.2 溫度場模擬結(jié)果分析

底錐入口直徑變化時(shí)分解爐溫度場仿真結(jié)果及垂直分解爐軸線方向截面平均溫度變化分別如圖4、圖5所示。由圖4知，煤粉主燃燒區(qū)位于二側(cè)生料管附近，這是由于向上運(yùn)動的煤粉顆粒流受向下噴入的生料流的沖擊折返，在此附近停留時(shí)間延長，與三次風(fēng)充分混合，揮發(fā)份及焦炭顆粒迅速燃燒所致。入口直徑 d=1.6 m 時(shí)，爐內(nèi)主燃燒區(qū)溫度明顯低于其它工況，而燃盡三次風(fēng)管附近高溫區(qū)溫度則高于其他工況。這是由于縮口直徑過小時(shí)，入爐煙氣速度過快，導(dǎo)致煤粉在下部主燃燒區(qū)停留時(shí)間變短，大量未燃盡的煤粉顆粒隨煙氣上升推遲至燃盡三次風(fēng)管附近燃燒所致。圖4b爐內(nèi)主燃燒區(qū)范圍最大，可見隨著縮口直徑增大，入爐煙氣速度降低，煤粉在生料管附近停留時(shí)間增加，燃燒放熱增加。圖4c～e，爐內(nèi)主燃燒區(qū)呈減小趨勢，這是由于縮口直徑的進(jìn)一步增大導(dǎo)致入爐煙氣速度過小，縮口附近噴騰效應(yīng)減弱，煤粉與三次風(fēng)混合速度降低，燃燒速度變緩，放熱減少所致。

圖4 不同底錐入口直徑下分解爐內(nèi)溫度分布云圖(a)X=0,Y=0,D=1.6 m;(b)X=0,Y=0,D=2.0 m; (c)X=0,Y=0,D=2.4 m;(d)X=0,Y=0,D=2.8 m;(e)X=0,Y=0,D=3.2 mFig.4 Temperature distribution at different precalciner's bottom cone inlet diameter(a)X=0,Y=0,D=1.6 m; (b)X=0,Y=0,D=2.0 m;(c)X=0,Y=0,D=2.4 m;(d)X=0,Y=0,D=2.8 m;(e)X=0,Y=0,D=3.2 m

由圖5知：在不同煙氣入口直徑下，垂直煙氣流動方向各切面平均溫度分布曲線均存在兩個(gè)波峰。第一個(gè)波峰位于生料管附近，為主燃燒區(qū)，生料分解主要在此進(jìn)行；第二個(gè)波峰位于燃盡風(fēng)入口附近，是由于燃盡三次風(fēng)在此與主燃區(qū)未燃盡焦碳粒子加速燃燒放熱所致。縮口直徑為1.6 m時(shí)主燃燒區(qū)溫度低于其他工況；縮口直徑2.4 m，爐內(nèi)整體溫度最低，對需要大量熱源的生料分解不利；縮口直徑2.0 m、2.8 m、3.2 m溫度曲線基本重合，但縮口直徑為2.0 m時(shí)爐內(nèi)主燃燒區(qū)溫度高于其他工況，更利于生料分解。綜合圖4、圖5分析得出，在其他因素穩(wěn)定的情況下，分解爐底錐煙氣入口直徑為2.0 m時(shí)，混煤燃燒的溫度分布最利于生料分解。

圖5 沿Z軸各截面平均溫度分布曲線Fig.5 Average temperature distribution curve of each section along Z axis

圖6 分解爐高度方向各組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.6 Mass fraction of each component in the precalciner's height direction

3.3 濃度場仿真結(jié)果及分析

不同底錐入口直徑下CaCO3、CaO、CO、O2沿分解爐軸向垂直截面平均濃度仿真結(jié)果如圖6所示。

由圖6知，在還原風(fēng)管上方(Z≈9 m)，噴入的四股煤粉流與高溫三次風(fēng)混合，發(fā)生猛烈燃燒，煙氣中O2濃度急速下降，由于還原風(fēng)空氣系數(shù)α<1，供氧不足， 產(chǎn)生大量CO，形成還原氛圍；未燃盡焦碳顆粒隨氣流繼續(xù)向上上升(10 m

再觀察CaCO3分解情況，CaCO3自下方生料管入爐后，受主氣流影響向上運(yùn)動；在煤粉主燃區(qū)附近(Z≈9 m)，CaCO3吸熱迅速發(fā)生分解反應(yīng)，產(chǎn)生大量CO2與CaO；未分解的生料顆粒繼續(xù)向上運(yùn)動吸熱分解，O2、CO濃度逐漸降低，CaO濃度持續(xù)升高(10 m19 m)，最終，未能分解的小部分CaCO3從分解爐出口逃逸。

3.4 煤粉燃盡率與生料分解率仿真結(jié)果及分析

圖7 分解爐底錐入口直徑對生料和煤粉反應(yīng)的影響Fig.7 Effect of bottom cone entrance diameter on the raw and coal reaction

分解爐出口煤粉燃盡率與生料分解率隨底錐入口直徑的變化關(guān)系如圖7所示，從圖7知，隨底錐入口直徑增大，煤粉燃盡率與生料分解率呈波動性變化。底錐入口直徑為1.6 m時(shí)，燃盡率與分解率最小，這是由于入爐煙氣流速過快，煤粉與生料在爐內(nèi)停留時(shí)間較短，大量煤粉未能充分燃燒，不能為生料分解提供足夠熱量。隨著底錐入口直徑增加，流速減慢，料粉在爐內(nèi)滯留時(shí)間得到延長，當(dāng)?shù)族F入口直徑為2.0 m時(shí)，煤粉燃盡率與生料分解率均達(dá)到較大值，分別為：91.87%和94.42%。底錐入口直徑繼續(xù)增大，爐內(nèi)一次噴騰效應(yīng)減弱，三次風(fēng)與煤粉混合速度降低， 料粉分散效果變差，煤粉燃盡率、生料分解率均呈下降趨勢。

可見，分解爐底錐入口直徑對爐內(nèi)煤粉燃盡率與生料分解率有很大影響，必須選擇合適的底錐入口直徑，否則不僅會大大增加爐內(nèi)煤耗更會加重回轉(zhuǎn)窯煅燒負(fù)荷，降低窯產(chǎn)量。因此，必須設(shè)法獲取優(yōu)化的最佳值，確保分解爐煤粉燃盡率、生料分解率達(dá)到最大值。

3.5 數(shù)值模擬結(jié)果驗(yàn)證

本文通過測試某水泥廠正在運(yùn)行的底錐入口直徑2.4 m的5500 t/d TTF分解爐出口溫度和煙氣成分來驗(yàn)證模型的可靠性。采用自制高精度雙層套管抽氣熱電偶測量分解爐出口煙氣溫度；采用自制的高保真高純煙氣采樣系統(tǒng)及TH-880F煙氣分析儀在線分析煙氣中的O2、CO含量。測試采樣 點(diǎn)分別離分解爐出口內(nèi)壁0.3 m、0.7 m、1.1 m的位置。為確保測試的精度，測試前對所用儀表進(jìn)行校驗(yàn)。測試結(jié)果匯總于表2。

表2 分解爐出口計(jì)算數(shù)據(jù)與測量數(shù)據(jù)對比Tab.2 Comparison of calculated data and measured data of the precalciner's outlet

從表2可知，采用前文所述數(shù)值模擬方法，得到的分解爐出口O2濃度及出口溫度誤差均小于4%，在工程誤差允許范圍內(nèi)。出口CO濃度誤差雖然較大，但數(shù)值偏差很小，基本符合生產(chǎn)實(shí)踐。因此，經(jīng)過實(shí)驗(yàn)論證，本文采用的數(shù)值模擬方法，可用于該廠5500 t/d TTF分解爐混煤燃燒的數(shù)值模擬。

4 結(jié) 論

本文通過對某工廠5500 t/d TTF水泥分解爐混煤燃燒不同底錐入口直徑下的流場、溫度場、煤粉燃盡率和生料分解率等進(jìn)行數(shù)值模擬，得到下列結(jié)論：

(1)分解爐底錐入口直徑對爐內(nèi)速度場、濃度場、溫度場、煤粉燃盡率、生料分解率有較大影響，存在一個(gè)優(yōu)化的入口直徑，在此優(yōu)化直徑下，分解爐煤粉燃盡率、生料分解率處于最優(yōu)運(yùn)行值;

(2)本文計(jì)算條件下，分解爐底錐最佳入口直徑為2.0 m，此時(shí)爐內(nèi)主燃燒區(qū)范圍最大，且整體溫度能滿足生料分解要求，煤粉燃盡率、生料分解率處于最佳運(yùn)行值，其值分別為91.87%，94.42%。

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Simulation Study on the Optimum Bottom Cone Inlet Diameter of Coal Blends Combustion in the Precalciner

XUShun-sheng1,2,WUHao1,LIUFei-hong1,YANGYi-lin1,SHIZhang-ming2,OUWen-jian1,XIAOYi-qi1

(1.School of Mechanical Engineering,Xiangtan University,Xiangtan 411105,China;2.School of Energy Science and Engineering,Central South University,Changsha 410083,China)

Using numerical simulation method carried out the temperature field, velocity field and component concentration field on a cement plant of 5500 t/d triple-spouting precalciner, it shows that coal blends combustion and the decomposition of carbonate in the precalciner and the optimal inlet diameter are obtained as the change of bottom cone inlet diameter. And the reliability of the simulation model is verified by the field test. Based on the simulation results, the optimal inlet diameter is 2 m under the condition of calculation. At this point, the flow field inside the furnace is reasonable and high temperature region is maximum. The temperature can satisfy the requirements of decomposition of raw materials, the coal combustion rate was 91.87%, the rate of decomposition of raw material was 94.42%.

precalciner;coal blends;combustion;numerical simulation;coupling

國自科重大項(xiàng)目(51590891)；湖南省科技計(jì)劃項(xiàng)目(2011SK3211)；郴州市重大科技計(jì)劃項(xiàng)目(CZ2013163)

徐順生(1963-)，男，博士研究生，副教授.主要從事熱工設(shè)備仿真優(yōu)化研究.

武 浩，碩士研究生.

TQ170

A

1001-1625(2016)08-2383-06