徐順生，楊易霖，時(shí)章明，劉飛虹，武浩，肖逸奇，黃碧漪

(1. 湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 湘潭，411105；2. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083；3. 浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院，浙江 杭州，310058)

分解窯混煤富氧燃燒研究

徐順生1,2，楊易霖1，時(shí)章明2，劉飛虹1，武浩1，肖逸奇1，黃碧漪3

(1. 湘潭大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 湘潭，411105；2. 中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410083；3. 浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院，浙江 杭州，310058)

以2 500 t/d帶四通道煤粉燃燒器的水泥分解窯為研究對(duì)象，通過(guò)理論分析和數(shù)值仿真方法，對(duì)分解窯內(nèi)混煤富氧燃燒特性和燃燒規(guī)律進(jìn)行研究，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證仿真計(jì)算結(jié)果的可靠性。研究結(jié)果表明：隨著燃燒器一次風(fēng) O2摩爾分?jǐn)?shù)增加，煤粉著火溫度逐漸降低，燃燒溫度、窯內(nèi)傳熱速率逐漸增加；應(yīng)用富氧燃燒技術(shù)能顯著改善分解窯混煤燃燒特性，大幅提高無(wú)煙煤摻混比；與一般空氣助燃相比，當(dāng)一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)提高到27%時(shí)，火焰平均溫度提高97 K，焦炭燃盡率提高5.09%，在此O2摩爾分?jǐn)?shù)下，無(wú)煙煤摻比增至60%時(shí)，混煤仍能高效穩(wěn)定燃燒，火焰溫度和形狀仍能滿足熟料煅燒要求。

分解窯；富氧燃燒；混煤；數(shù)值模擬

我國(guó)水泥工業(yè)用煤量巨大，僅次于火電和冶金行業(yè)。設(shè)法提高無(wú)煙煤摻量和燃盡率，是實(shí)現(xiàn)其可持續(xù)發(fā)展必須解決的重要問(wèn)題，人們?yōu)榇诉M(jìn)行了大量研究[1?5]，取得了顯著成效，但仍不能滿足進(jìn)一步節(jié)能減排和降低成本的需要。富氧燃燒技術(shù)能顯著改善煤燃燒特性，已在鍋爐、工業(yè)爐上進(jìn)行了大量研究與應(yīng)用[6?10]。為降低水泥生產(chǎn)用能成本，已有研究者對(duì)分解窯開展富氧燃燒技術(shù)研究。MARIN等[11]對(duì)分解窯富氧燃燒進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，表明富氧燃燒有助于改善低揮發(fā)或低熱值煤燃燒特性；宗滇[12]通過(guò)數(shù)值模擬方法完成了劣質(zhì)煤富氧燃燒器仿真設(shè)計(jì)；李明飛等[13?14]通過(guò)試驗(yàn)研究了O2摩爾分?jǐn)?shù)與提高旋窯產(chǎn)量、降低能耗關(guān)系，合理確定了 O2摩爾分?jǐn)?shù)范圍；范瀟等[15?16]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究了旋窯煤粉富氧燃燒對(duì) NO排放特性的影響，研究表明在 CO2/O2氣氛下O2摩爾分?jǐn)?shù)的增加會(huì)促進(jìn)NO生成。目前，未見對(duì)分解窯混煤富氧燃燒技術(shù)進(jìn)行系統(tǒng)的研究報(bào)道。本文在理論定性分析O2摩爾分?jǐn)?shù)對(duì)燃燒速度、著火溫度、火焰溫度、傳熱速度等影響的基礎(chǔ)上，通過(guò)數(shù)值模擬定量研究O2摩爾分?jǐn)?shù)對(duì)窯內(nèi)“三場(chǎng)”、混煤配比、燃盡率、出口NOx濃度等的影響，以便為分解窯混煤富氧燃燒技術(shù)應(yīng)用提供理論參考。

1 分解窯富氧燃燒理論分析

1.1 富氧燃燒對(duì)分解窯內(nèi)混煤燃燒速的影響

煤粉燃燒屬于非均相反應(yīng)，實(shí)驗(yàn)測(cè)定的燃燒反應(yīng)級(jí)數(shù)≈ν1[17]，建立煤粉燃燒反應(yīng)速度模型為

式中：W為反應(yīng)速率； )O(2c 和fc分別為氧氣與煤粉濃度；k為反應(yīng)速度常數(shù)。

反應(yīng)速度常數(shù)與溫度、物性的關(guān)系用 Arrhenius定律描述，其表達(dá)式為

式中：T為反應(yīng)溫度；E為活化能；R為通用氣體常數(shù)；k0為頻率因子。

將式(2)代入式(1)得

由式(3)可知：煤粉燃燒速度與 O2濃度、煤粉濃度成正比；與溫度指數(shù)函數(shù)成正比(隨溫度變化顯著)。

1.2 富氧燃燒對(duì)燒成帶火焰溫度的影響

忽略煤粉不完全燃燒損失和壁面的散熱損失，通過(guò)熱平衡建立燃燒溫度方程

式中：Q為燃料低位熱值，J/g； VO02為單位燃燒理論氧氣體積，N·m3/kg；Vych為常規(guī)燃燒產(chǎn)生的煙氣體積，N·m3/kg；α為空氣系數(shù)； T0為環(huán)境溫度，K； cp,y為煙氣平均比熱容，J/(g·K)。

由式(4)可知：燃燒溫度隨 O2摩爾分?jǐn)?shù)增大而增大。

1.3 富氧燃燒對(duì)煤粉著火溫度的影響

煤粉燃燒放熱速度和燃燒區(qū)域散熱速度的計(jì)算方法分別為：

式中： Q1為燃燒放熱速度，J/s； Q2為散熱速度，J/s；V 為燃燒區(qū)體積，m3；K 為散熱系數(shù)，W/(m2·K)；F為散熱表面積，m2。

1.4 富氧燃燒對(duì)窯內(nèi)傳熱效率的影響

富氧燃燒通過(guò)影響火焰溫度來(lái)影響窯內(nèi)傳熱速度。為簡(jiǎn)化分析，結(jié)合分解窯實(shí)際情況進(jìn)行如下假設(shè)：

1) 燒成帶火焰、物料、窯墻內(nèi)表面溫度分布均勻，分別采用平均溫度Tf，Tm和Tw；

2) 視火焰為灰體(ffαε=), 并充滿整個(gè)爐膛空間，設(shè)物料和爐壁黑度為定值mε和wε；

3) 基于窯墻保溫好，具有重輻射特性，設(shè)回轉(zhuǎn)窯表面散熱損失等于窯內(nèi)煙氣與窯墻間的對(duì)流傳熱量；

4) 設(shè)物料、窯墻表面積分別為Fm和Fw，窯墻對(duì)物料角系數(shù)為φwm(簡(jiǎn)記為φ)，φwm=φ=Fm/Fw，窯墻自身角系數(shù) φww=1-φ。

1.4.1 窯墻的有效的熱量輻射熱量 Qef,w

由假設(shè)3)及窯墻吸、放熱熱平衡得到窯墻的有效輻射熱量 Qef,w為

式中： Qfw為火焰投射到窯墻表面熱量，；Q為物料表面通過(guò)火焰空間mw輻射給窯墻的熱量，Qmw=Qef,m(1 -εf)(1-φ)；Qww為窯墻自身輻射熱量，Qww=Qef,w(1 -εf)(1-φ)；Qef,m為物熱表面有效輻射熱量。經(jīng)整理后可得

1.4.2 投射到物料表面的熱量inm,Q

投射到物料表面的熱量計(jì)算公式為

1.4.4 火焰對(duì)物料的凈輻射熱量fmnet,Q

整理式(13)可得

將wef,Q 和mef,Q 代入式(14)得火焰與物料間凈輻射熱量為

Cfm為火焰與物料之間的輻射系數(shù)，其值為εf，εm和φ的線圖函數(shù)。分解窯燒成帶內(nèi)對(duì)流換熱量遠(yuǎn)小于輻射傳熱量，忽略其影響。

整理可得分解窯燒成帶傳熱量 Qnet計(jì)算公式為

由式(16)可見：燃燒溫度的高低對(duì)傳熱速度有重要影響?；谇笆鲅芯克萌紵郎囟入SO2摩爾分?jǐn)?shù)增加而提高，得出：窯內(nèi)傳熱速度隨O2摩爾分?jǐn)?shù)增加而快速提高。

2 分解窯混煤燃燒數(shù)值模擬

2.1 物理模型

以某公司2 500 t/d分解窯為研究對(duì)象，分解窯模型如圖1所示。模型計(jì)算域直徑×長(zhǎng)度為3.6 m×60 m。

圖1 分解窯模型示意圖Fig. 1 Schematic diagram of precalciner kiln model

圖2 燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 2 Schematic diagram of burner structure parameters

分解窯附帶的四通道Duoflex DBC燃燒器結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示。煤粉及一次風(fēng)經(jīng)由燃燒器各通道進(jìn)入窯內(nèi)，來(lái)自于篦冷機(jī)的高溫二次風(fēng)經(jīng)窯頭罩進(jìn)入窯內(nèi)，與煤粉氣流混合著火、燃燒。通過(guò)一次風(fēng)各風(fēng)道閥門調(diào)節(jié)火焰形狀并適應(yīng)原料、燃料成分的變化。

窯內(nèi)多相流動(dòng)、燃燒、傳熱、傳質(zhì)及固相反應(yīng)過(guò)程復(fù)雜，為簡(jiǎn)化研究，進(jìn)行如下假設(shè)：

1) 將窯內(nèi)氣相區(qū)作為模型計(jì)算域，窯內(nèi)殘余碳酸鹽分解吸熱與熟料燒成放熱抵扣，物料表面按壁面函數(shù)處理。

2) 分解窯轉(zhuǎn)動(dòng)緩慢，窯筒體轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程對(duì)煤粉燃燒、煙氣流動(dòng)的影響甚小，忽略不計(jì)。

2.2 網(wǎng)格劃分

燃燒器通道尺寸與窯體尺寸相差較大，本文采用非均勻網(wǎng)格，燃燒器區(qū)域局部加密，窯長(zhǎng)方向采用尺寸函數(shù)調(diào)整網(wǎng)格數(shù)量。網(wǎng)格總數(shù)約為120萬(wàn)個(gè)，計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 計(jì)算域網(wǎng)格模型及橫截面網(wǎng)格Fig. 3 Mesh model and mesh distribution on cross-section of computational domain

2.3 數(shù)學(xué)模型

2.3.1 氣相湍流模型

分解窯燃燒器形狀復(fù)雜、氣流速度較高，窯內(nèi)氣流呈湍流流動(dòng)。為兼顧計(jì)算速度、穩(wěn)定性及收斂性，采用對(duì)旋流流動(dòng)模擬能力較強(qiáng)的RNGε-k模型來(lái)模擬窯內(nèi)氣固兩相湍流流動(dòng)。RNGε-k模型傳輸方程為：

式中：ρ為氣體密度；U為速度矢量；k為湍流動(dòng)能；ε為湍流耗散率；μ為分子黏性系數(shù)；μt為湍流黏性系數(shù)；Cμ=0.09為常數(shù)； Pk為流體黏性力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能， Pk=(μ +μt)?U·[?U +(?U)T]；σk=1.0，σε=1.3；C1=1.44，C2=1.92，均為常數(shù)。

2.3.2 煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)模型

基于爐內(nèi)煤粉顆粒特性，選用基于歐拉?拉格朗日方法的隨機(jī)軌道模型，模型通過(guò)包含速度、位移、溫度、各組分質(zhì)量傳輸關(guān)系的控制方程組描述。采用的耦合氣相流場(chǎng)的隨機(jī)軌道模型方程組見表 1。表 1中：effμ為有效黏性系數(shù)；P為壓力；H為總熱焓；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；Cp為比熱容；Hσ為tμ與總焓輸運(yùn)系數(shù)之比；iΓ為組分i輸運(yùn)系數(shù)；eff,iΓ為組分i有效輸運(yùn)系數(shù)；Si為組分i源項(xiàng)；Sct為湍流施密特?cái)?shù)。

表1 氣相流場(chǎng)控制方程Table 1 Control equation of gas flow

2.3.3 煤粉燃燒模型

基于本文研究重點(diǎn)是燃燒熱效應(yīng)及不穩(wěn)定中間產(chǎn)物、穩(wěn)定熱解產(chǎn)物的生成規(guī)律，燃燒氣相反應(yīng)采用組分運(yùn)輸模型，焦炭燃燒采用擴(kuò)散/動(dòng)力模型。

2.3.4 輻射換熱模型

輻射換熱模型采用考慮輻射散射作用、對(duì)較大光學(xué)厚度適應(yīng)性較好且計(jì)算速度快的P1模型。

2.3.5 NO生成模型

燃料燃燒過(guò)程產(chǎn)生的NOx主要由熱力型NOx、燃料型NOx、快速型NOx組成。在分解窯條件下，主要由前兩類組成，且NOx主要由NO組成，其他組分可忽略不計(jì)。采用廣義Zeldovich機(jī)理，N2形成熱力型NO的反應(yīng)途徑為：

燃料型NO的生成機(jī)理比較復(fù)雜，本文采用的燃料型NO生成機(jī)理如圖4所示，煤粉中焦炭?jī)?nèi)的氮直接轉(zhuǎn)化為NO，揮發(fā)分氮首先生成中間產(chǎn)物HCN，然后氧化成NO。

圖4 燃料型NO生成機(jī)理示意圖Fig. 4 Schematic diagram of Fuel-NO generating mechanism

將按以上反應(yīng)機(jī)理得到的NO生成速率作為NO輸運(yùn)方程源項(xiàng)，再模擬計(jì)算分解窯內(nèi)NO生成情況。

2.4 仿真計(jì)算邊界條件

邊界條件由熱平衡測(cè)試及合理假設(shè)確定。在典型運(yùn)行工況下，混煤中無(wú)煙煤 A與煙煤 B的質(zhì)量比(mA:mB)為 4:6，煤粉流量為 1.36 kg/s，窯尾壓力為?430 Pa。通過(guò)測(cè)試窯筒體外表面散熱損失推算內(nèi)壁溫度，沿窯體Z+方向冷卻帶、燒成帶、放熱反應(yīng)帶及碳酸鹽分解帶所對(duì)應(yīng)窯內(nèi)壁面溫度分別取1 530，1 643，1 473及1 123 K，空氣系數(shù)取1.20。煤粉顆粒粒徑為R(60＜R＜100 μm)，分布規(guī)律服從 Rosin?Rammler方程，平均粒徑為80 μm，燃燒器旋流風(fēng)通道葉片角度為 30°。

在仿真計(jì)算中，基于熟料充分冷卻用風(fēng)量控制原理(冷卻后風(fēng)溫預(yù)設(shè)值保持不變)，設(shè)入窯二次風(fēng)溫恒定為預(yù)定的運(yùn)行溫度；基于所研究的 O2摩爾分?jǐn)?shù)低(21%～30%)，且摩爾分?jǐn)?shù)變化小，處于反應(yīng)速度常數(shù)隨O2摩爾分?jǐn)?shù)變化指數(shù)曲線的平緩變化區(qū)，為簡(jiǎn)化計(jì)算，設(shè)反應(yīng)速度常數(shù)k保持初值不變。本文所用無(wú)煙煤A、煙煤B的工業(yè)分析和元素分析數(shù)據(jù)如表2所示；其TG?DSC綜合熱分析曲線如圖5所示，通過(guò)對(duì)不同配比(mA/mB)時(shí)混煤 TG?DSC綜合熱分析曲線計(jì)算得到的混煤燃燒性能數(shù)據(jù)如表3所示；燃燒器運(yùn)行參數(shù)如表4所示。

3 混煤燃燒數(shù)值仿真模型驗(yàn)證

3.1 運(yùn)行工況下溫度場(chǎng)和濃度場(chǎng)仿真

典型工況下溫度場(chǎng)、濃度場(chǎng)仿真結(jié)果如圖6所示。由圖 6(a)可知：分解窯內(nèi)火焰呈“棒槌”型，長(zhǎng)度為10～12 m，中心最高火焰溫度為2 200 K，燒成帶平均煙氣溫度為1 840 K，窯內(nèi)火焰填充度較好，火焰形狀及溫度分布基本滿足熟料煅燒工藝要求，火焰高溫區(qū)后，溫度逐漸下降，至窯尾出口溫度降至1 200 K。由圖6可知：燃燒器出口煤粉燃燒劇烈，氧氣被迅速消耗，CO2摩爾分?jǐn)?shù)快速增加并伴有CO生成，煙氣流過(guò)火焰高溫區(qū)后O2摩爾分?jǐn)?shù)降至3%，窯尾出口CO2摩爾分?jǐn)?shù)增至16%，CO摩爾分?jǐn)?shù)穩(wěn)定在3%，焦炭燃盡率僅為94.89%。過(guò)高的無(wú)煙煤摻比、不適配的燃燒器參數(shù)，是導(dǎo)致混煤燃燒效率低下，煅燒區(qū)域溫度稍低的主要原因。由圖6(e)可知：窯內(nèi)NO在煤粉著火階段伴隨揮發(fā)分的熱解開始大量生成，在窯內(nèi)高溫區(qū)質(zhì)量濃度達(dá)到峰值6 400 mg/m3，其后，NO質(zhì)量濃度迅速下降至出口的1 440 mg/m3，質(zhì)量濃度分布符合熱力型NO生成規(guī)律。

表2 煤樣工業(yè)分析及元素分析Table 2 Element and industry analysis of coal

圖5 無(wú)煙煤和煙煤TG?DSC曲線Fig. 5 TG?DSC curves of anthracite coal and bituminous coal

表3 混煤燃燒性能數(shù)據(jù)Table 3 Data of mixed coal combustion performance

表4 燃燒器運(yùn)行參數(shù)Table 4 Operation parameters of burner

3.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

基于實(shí)驗(yàn)測(cè)試的易行性，選擇內(nèi)窯出口附近煙室截面布置測(cè)點(diǎn)，測(cè)試方案如圖1所示。為避免漏風(fēng)及筒體散熱對(duì)仿真結(jié)果驗(yàn)證的影響，測(cè)點(diǎn)a，b和c 與煙道中心距離分別為0，0.6和1.2 m。為提高測(cè)試精度，分解窯出口煙氣溫度采用自行研制的高精度雙層套管抽氣熱電偶進(jìn)行測(cè)試(專利號(hào)ZL201320572100.2)。由于煙氣組分濃度在窯尾出口截面分布梯度極微，自行研制的高保真高純煙氣采樣系統(tǒng)(專利申請(qǐng)?zhí)?01410201082.6)對(duì)測(cè)點(diǎn)a，b和c進(jìn)行煙氣等比采樣，取樣后，采用英國(guó) KM940煙氣分析儀測(cè)試煙氣組分濃度。為保證測(cè)試可靠性，測(cè)前先對(duì)測(cè)試用儀器進(jìn)行校驗(yàn)。所有測(cè)量數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)多次測(cè)量取平均值，測(cè)試值和仿真計(jì)算值結(jié)果如表5所示。

圖6 分解窯運(yùn)行工況數(shù)值模擬Fig. 6 Numerical simulation results of precalciner kiln

表5 實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬計(jì)算數(shù)據(jù)對(duì)比Table 5 Comparison of measured data and simulated data

從表5可知：煙氣溫度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值相對(duì)誤差小于3%，組分濃度相對(duì)誤差小于7%，其相對(duì)誤差在工程允許誤差范圍內(nèi)，模型計(jì)算可靠。O2摩爾分?jǐn)?shù)計(jì)算值與實(shí)測(cè)值誤差較大，估計(jì)是窯尾漏風(fēng)所致。

4 混煤富氧燃燒數(shù)值模擬結(jié)果與分析

保持燃燒器一次風(fēng)體積流量不變，一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)由21%逐步增至30%，對(duì)應(yīng)二次風(fēng)風(fēng)速通過(guò)氧平衡計(jì)算如表6所示，其他參數(shù)與典型運(yùn)行工況時(shí)相同。為方便對(duì)比，只選取窯頭前30 m計(jì)算域(包括冷卻帶、燒成帶、部分固相反應(yīng)區(qū))的結(jié)果進(jìn)行分析。

表6 不同一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)時(shí)的二次風(fēng)速Table 6 Speed of secondary air with different oxygen mole fractions of primary air

4.1 溫度場(chǎng)仿真結(jié)果及分析

圖7和圖8所示分別為不同O2摩爾分?jǐn)?shù)下窯內(nèi)溫度仿真計(jì)算云圖、軸向截面平均溫度分布云圖。由圖7可知：隨著O2摩爾分?jǐn)?shù)增大，混煤著火點(diǎn)不斷向窯頭方向移動(dòng)，黑火頭縮短，窯內(nèi)火焰溫度、長(zhǎng)度及填充度均有明顯提高；由圖8可知：伴隨O2摩爾分?jǐn)?shù)增大，窯內(nèi)平均溫度升高，混煤燃燒穩(wěn)定性提高，當(dāng)O2摩爾分?jǐn)?shù)達(dá)到27%時(shí)，燒成帶煙氣平均溫度對(duì)比普通空氣助燃提高97 K。圖9和圖10所示分別為當(dāng)O2摩爾分?jǐn)?shù)為27%時(shí)，保持其他參數(shù)與典型工況數(shù)值模擬相同，窯內(nèi)溫度云圖及燒成帶截面平均煙溫隨混煤配比改變的變化情況。由圖9和圖10可知：當(dāng)一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)提高到27%，無(wú)煙煤配比提高至60%時(shí)，燃成帶平均溫度仍高達(dá)1 850 K以上，其火焰的形狀、溫度分布仍能滿足水泥煅燒工藝要求。

4.2 濃度場(chǎng)仿真及分析

窯內(nèi)CO2摩爾分?jǐn)?shù)、焦炭燃盡率、NO濃度隨一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)的變化如圖11～13所示。由圖11可以看出：隨一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)增大，CO2摩爾分?jǐn)?shù)快速增加，當(dāng)一次風(fēng) O2摩爾分?jǐn)?shù)達(dá) 27%時(shí)，窯尾煙氣CO2摩爾分?jǐn)?shù)較正常燃燒提高1.7%。由圖12可知：焦炭燃盡率隨一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)增加有所提高；當(dāng)一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)由21%分別增至24%和27%時(shí)，焦炭燃盡率由94.89%分別增加到98.32%和99.98%，分別提高了3.43%和5.09%；當(dāng)一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)增至30%時(shí)，焦炭燃盡率近100%。由圖13可知：NO質(zhì)量濃度隨一次風(fēng) O2摩爾分?jǐn)?shù)增加而增加；當(dāng)一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)達(dá)27%時(shí)，窯尾出口NO質(zhì)量濃度較正常燃燒提高982 mg/m3。

圖7 不同一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)對(duì)應(yīng)窯內(nèi)溫度分布云圖Fig. 7 Contours of static temperature with different oxygen mole fractions of primary air

圖8 軸向截面平均溫度隨一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)的變化Fig. 8 Average temperature of axial cross section as a function of oxygen mole fractions of primary air

圖9 一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)27%時(shí)窯內(nèi)溫度隨混煤配比變化云圖Fig. 9 Contours of static temperature with different ratios of inferior coal at 27% oxygen mole fractions of primary air

圖10 一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)27%時(shí)燒成帶截面平均煙溫隨混煤配比變化Fig. 10 Sectional average temperature of burning zone as a function of coal-blended ratio at 27% oxygen mole fraction of primary air

圖11 軸向截面平均CO2摩爾分?jǐn)?shù)隨一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)的變化Fig. 11 Average mole fractions of cross section of CO2 as afunction of O2 mole fractions of primary air

圖12 焦炭燃盡率隨一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)變化Fig. 12 Char burnout ratio with different oxygen mole fractions of primary air

圖13 軸向截面平均NO質(zhì)量濃度隨一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)的變化Fig. 13 Average mass concentrations of cross section of NO as a function of O2 mole fractions of primary air

5 結(jié)論

1) 理論研究表明，富氧燃燒能有效改善煤粉燃燒特性。在富氧條件下，煤粉燃燒速度、燃燒溫度顯著提高，著火溫度降低，傳熱效率提高。

2) 在數(shù)值計(jì)算條件下，隨分解窯內(nèi)一次風(fēng) O2摩爾分?jǐn)?shù)的增加，窯內(nèi)火焰溫度明顯提高，當(dāng)O2摩爾分?jǐn)?shù)達(dá)27%時(shí)，燒成帶平均煙氣溫度較工況燃燒時(shí)溫度高97 K。

3) 富氧燃燒能有效改善燃燒條件，大幅提高混煤中無(wú)煙煤的摻量。當(dāng)一次風(fēng) O2摩爾分?jǐn)?shù)為 27%，無(wú)煙煤摻比提高至60%時(shí)，窯內(nèi)仍能實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒，火焰形狀、溫度分布仍能較好地滿足水泥煅燒工藝要求。

4) 焦炭燃盡率隨一次風(fēng)富氧濃增加明顯提高。當(dāng)一次風(fēng)O2摩爾分?jǐn)?shù)分別上升到 24%和27%時(shí)，焦炭燃盡率由工況下 94.89%分別上升到 98.32%和99.98%；當(dāng)一次風(fēng) O2摩爾分?jǐn)?shù)增至 30%以上時(shí)，理論上焦炭燃盡率近100%。

5) 富氧燃燒在改善煤粉燃料燃燒條件的同時(shí)也會(huì)造成窯內(nèi)局部高溫，促進(jìn)窯內(nèi)NO生成，增加分解爐出口脫硝負(fù)荷。當(dāng)一次風(fēng) O2摩爾分?jǐn)?shù)由 21%增至27%時(shí)，窯尾出口NO質(zhì)量濃度提高了 982 mg/m3。鑒于富氧燃燒時(shí)窯內(nèi)NO生成量增加較多，為減少分解窯煙氣脫硝還原劑用量，建議此項(xiàng)技術(shù)應(yīng)與分解爐分級(jí)燃燒降氮技術(shù)匹配使用。本文研究的對(duì)象即為分解爐采用了分級(jí)燃燒降氮技術(shù)的分解窯。

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Research on oxy-fuel combustion of blended coal in precalciner kiln

XU Shunsheng1,2, YANG Yilin1, SHI Zhangming2, LIU Feihong1, WU Hao1, XIAO Yiqi1, HUANG Biyi3

(1. School of Mechanical Engineering, Xiangtan University, Xiangtan 411105, China;2. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;3. Department of Energy Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China)

The oxy-fuel combustion of blended coal characteristics and rule were studied in the 2 500 t/d precalciner cement kiln with a four-channel burner via experiment and simulation, and the reliability of simulation results was verified by experiments. The results show that as the oxygen mole fraction of primary air rises, the combustion temperature and heat transfer rate both increase while the coal ignition temperature gradually reduces. The numerical calculation indicates that the blended coal combustion characteristics in the precalciner kiln are considerably improved using the technology of oxy-fuel combustion. Besides, the blending ratio of anthracite suitable for the kiln greatly increases in the oxy-mode combustion. Compared with the traditional air-mode combustion, the average flame temperature and char burnout ratio increase by 97 K and 5.09%, respectively, when the oxygen mole fraction of primary air is 27%. Meanwhile, even at the anthracite-blended ratio of up to 60%, the efficient and stable combustion are still obtained, and the flame property including temperature and shape can meet the requirements of clinker calcinations.

precalciner kiln; oxy-fuel combustion; blended coal; numerical simulation

TQ172.1

A

1672?7207(2017)11?3116?10

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.11.036

2016?11?03；

2016?12?21

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51590891)；郴州市科技計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目(CZ2013163) (Project(51590891) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(CZ2013163) supported by the Science and Technology Key Project of Chenzhou Municipal)

徐順生，博士，副教授，從事動(dòng)力工程及工程熱物理研究；E-mail: csuxss@163.com

(編輯 劉錦偉)