周冠辰， 謝 非， 吳德慧， 孫彤彤， 劉 兵

（中國核電工程有限公司 核化工設計研究院， 北京 100840）

鋁是一種重要的金屬材料，是一個國家工業(yè)崛起的基礎和經(jīng)濟增長的支撐［1-3］.鋁的生產(chǎn)主要采用氧化鋁冰晶石熔融電解工藝.在該工藝中，炭陽極除作為電極應用外，還與氧化鋁發(fā)生電化學反應而不斷被消耗，故生產(chǎn)每噸原鋁需消耗炭陽極450～600 kg［4-6］.目前，國內(nèi)外電解鋁所用炭陽極的生產(chǎn)主要采用敞開式環(huán)形焙燒爐，其能耗在整個電解鋁生產(chǎn)系統(tǒng)中占45%以上，因此在不降低炭陽極焙燒質量的前提下，節(jié)能降耗和減少氮氧化物排放是該領域持續(xù)追求的目標［7-10］.空氣富氧燃燒技術具有燃燒強度大、爐氣傳熱效果好、排煙少、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點［11-12］，將傳統(tǒng)的炭陽極焙燒工藝與空氣富氧燃燒技術相結合，可能會對節(jié)能降耗帶來積極的影響.然而迄今為止，國內(nèi)外對這方面的研究極為有限，很多問題亟待解決.本文中以某32 室敞開式陽極焙燒爐作為研究對象，應用軟件Fluent17.0 對其進行數(shù)值模擬分析，深入探討了空氣富氧對焙燒爐火道燃燒特性和NO 排放的影響，以期為推動焙燒爐富氧燃燒技術的發(fā)展和應用提供參考.

1 數(shù)學物理模型

1.1 計算實體模型

本文所研究的敞開式環(huán)形焙燒爐以天然氣為燃料，由首尾相連、尺寸和結構均相同的32 個爐室組成，分成2 個火焰系統(tǒng)進行生產(chǎn)，每個爐室中的裝料箱和火道成相間分布，對裝料箱中的陽極塊進行雙面加熱，如圖1 所示.每條火道的上方有4 個間距相等的開孔，其中兩個為觀火孔，另外兩個為燃料噴孔.火道右側為空氣入口，它連接上一個火道的出口；左側為煙氣出口，它連接下一個火道的入口.燃料和空氣在火道內(nèi)燃燒，產(chǎn)生的混合氣流經(jīng)特定的路徑后排入下一個爐室.圖2 為火道內(nèi)的結構圖.火道被3 個擋板分割成4 個區(qū)域，氣流在火道內(nèi)沿“W”形的路徑前進，氣流在火道內(nèi)的流通距離和停留時間因此得到延長，使氣流與火道墻間的換熱得到強化.3 個擋板與上下爐墻留之間有一定的空隙，稱為“過火口”.它使部分氣流可以直接通過，通過的氣流一方面可為后噴嘴提供燃燒所需空氣，另一方面可強化火道上部氣流的混合、擴散和燃燒.

圖1 單個爐室結構示意圖Fig.1 Structure diagram of single furnace chamber

圖2 火道和料箱的結構示意圖Fig.2 Configuration sketch of flue and pit in the open anode baking furnace

焙燒爐的邊火道外側壁面接觸大氣環(huán)境，而火道為負壓運行，這樣難免會發(fā)生吸風現(xiàn)象，造成大量冷空氣進入邊火道影響爐溫，因此邊火道不具有代表性.此外，加熱段有3 個燃燒架，對應彼此相連的3 排火道，溫度最高的火道內(nèi)燃燒狀態(tài)更具代表性.綜上所述，本文中選取緊鄰冷卻段的第一個燃燒架對應的中間火道作為研究對象.考慮火道在寬度上是對稱的，故只取在火道寬度方向的一半?yún)^(qū)域建立實體模型.建模和網(wǎng)格剖分采用gambit2.4 前處理軟件來完成，規(guī)則區(qū)域網(wǎng)格劃分采用六面體網(wǎng)格，其余區(qū)域采用四面體網(wǎng)格，并進行了網(wǎng)格獨立性檢驗，最終的網(wǎng)格剖分數(shù)目為416 741 個.

1.2 數(shù)學模型

陽極焙燒爐體積龐大，幾何尺寸復雜，其熱工過程不僅涉及傳熱傳質，而且還涉及到湍流流動和燃燒反應的耦合.考慮到實際情況及模擬計算的可行性，在遵循反應焙燒爐熱工過程規(guī)律、保證計算精度的前提下，做如下假定和簡化：①助燃空氣和燃料在入口處的速度均勻分布，煙氣出口壓力為定值；②不考慮氣體浮力；③燃料和氧氣不可共存，假定燃燒反應速度無限大；④火道的負壓較小，在實際運行中的漏風量較少，故漏風量忽略不計；⑤逸出揮發(fā)分的燃燒忽略不計.

連續(xù)性方程：

式中，Ji為氣體i組分的擴散通量，kg／（m2·s）；wi為氣體i組分的質量分數(shù)；Ri為火道內(nèi)i組分的生成率，kg／（m3·s）.

湍流模型：

為了求解火道內(nèi)氣體的湍流流動，標準k?ε雙方程模型在本文中被采用［6］.

能量守恒模型：

燃燒模型和輻射模型：

CH4與空氣中O2的反應模型采用二步反應渦旋破碎模型，氣體輻射采用P?1 模型［13-14］.

NO 生成和輸運模型：

有研究表明，燃燒產(chǎn)物中的氮氧化物主要是NO，因此本文僅考慮煙氣中NO 的生成和排放，其輸運模型為

式中，φ代表NO 體積分數(shù)；D代表NO 質量擴散系數(shù)，kg／（m2·s）；Sω為火道內(nèi)氣體中NO 生成速率，kg／（m3·s）.

1.3 邊界條件

（1）燃料入口.燃料假定為純CH4，計算時將速度入口邊界條件施加在燃料噴口上.根據(jù)現(xiàn)場實際情況，前后2 個燃料噴口處的速度均設定為50.154 m／s，并以垂直火道爐頂壁面方向噴入火道.溫度假定為300 K，通過式（6）～（7）求出噴口處氣體的湍流強度和水力直徑.CH4質量分數(shù)設為1.

式中，Re為CH4氣流在噴口處的雷諾數(shù)；F為噴口面積，m2；S為潤濕周長，m.

（2）助燃空氣入口.采用速度入口邊界，速度大小根據(jù)燃料流量、空氣過剩系數(shù)及入口面積計算得出；空氣經(jīng)冷卻段被預熱到1 323 K，組分中O2的體積分數(shù)按需給出.

（3）壁面條件.火道的中心截面采用對稱邊界；壁面與環(huán)境的換熱采用對流和輻射同時存在的綜合換熱邊界條件，均假定為無滑移固定壁面.其中，對流換熱系數(shù)為15 W／（m2·K），壁面黑度為0.65.

（4）火道出口.火道出口采用壓力出口邊界條件，根據(jù)現(xiàn)場測定結果，將出口壓力設定為-25 Pa.

1.4 求解方法

計算時，保持熱負荷條件不變，入口空氣富余系數(shù)取2.1（后面相鄰火道的助燃空氣都由本文選取的火道來提供，故空氣富余系數(shù)要遠大于該火道自身的需求），空氣中O2的體積分數(shù)分別取0.21，0.25，0.29 和0.33 進行計算.

2 結果與分析

2.1 空氣富氧對焙燒爐火道內(nèi)溫度分布的影響

從圖3 中可以看出，前后兩個噴嘴附近火焰的長度均隨著助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大而逐漸縮短，燃燒反應區(qū)域在收縮.富氧加快了CH4燃燒的進程，減少了燃燒反應所需的時間.從圖中還可以看出，前后噴嘴火焰中的紅色高溫區(qū)也隨著助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大而逐漸變小，火道內(nèi)靠近空氣入口區(qū)域以及火道底部的低溫區(qū)所占面積也逐漸減小，火道內(nèi)的溫度均勻性提高，上下溫差和左右溫差變小，爐頂上通道的過火量減小，同時火焰偏流和貼壁燃燒情況也得到一定的改善.這主要是因為當助燃空氣中O2體積分數(shù)增大時，相同空氣過剩系數(shù)下的空氣供給量和入口流速均會同步減少，從而削弱了空氣入口氣流對噴嘴火焰偏轉的影響.由此可見，增大助燃空氣中O2體積分數(shù)不僅能強化火道內(nèi)CH4的燃燒，提高溫度均勻性，而且能減弱高溫氣流對爐壁和拉磚的沖擊，延長火道的使用壽命.

圖3 不同富氧條件下火道中心截面上的溫度分布云圖Fig.3 Temperature distribution in central section of flue under different oxygen enrichment conditions

由圖4 可知，火焰溫度極值也隨著助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大而明顯升高，當O2體積分數(shù)由0.21 增大到0.33 時，火焰內(nèi)的最高溫度由2 119 K上升到2 147 K.火道平均溫度也隨著助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大而升高，但上升趨勢逐漸變緩.這有兩方面的原因：一是助燃空氣富氧加快了燃料的燃燒，增大了燃燒熱的釋放強度；二是在空氣過量系數(shù)一定時，隨著助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大，燃料燃燒所供給的空氣量及其攜帶的N2都減少，其升溫所需能量也隨之減小，這都會促使火焰的最高溫度和火道內(nèi)的平均溫度升高.火道內(nèi)平均溫度的升高意味著爐氣與爐壁間的換熱溫差增大，有利于陽極塊吸熱升溫.煙氣到達火道出口時，其平均溫度也會隨著助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大而逐漸升高.這是因為在熱負荷和供風條件不變的情況下，火道內(nèi)CH4燃燒所產(chǎn)出的煙氣量會隨著助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大而逐漸減少.出口煙氣平均溫度的升高意味著緊鄰的次高溫爐室火道助燃空氣預熱溫度的升高，也將為次高溫爐室火道的燃燒帶來積極的影響，減少其燃料需求.

圖4 同富氧條件下火道內(nèi)爐氣平均溫度（Taverage）、煙氣出口平均溫度（Tout）和火焰最高溫度（Tmax）Fig.4 Average temperature of furnace gas， average temperature of flue gas at the outlet and the maximum temperature of flame in the flue under different oxygen enrichment conditions

2.2 空氣富氧對焙燒爐火道出口殘余CH4 體積分數(shù)的影響

不完全燃燒熱損失在火焰爐中普遍存在，焙燒爐也不例外.理想情況是CH4由噴嘴噴入火道后，與助燃空氣中的O2充分接觸反應，使火道出口處的殘余CH4體積分數(shù)為0.但由于受反應時間和組分擴散不充分的影響，CH4多少都會有些殘留，隨著煙氣在未燃燒的情況下被排出火道，這些殘余CH4進入下一個火道還會繼續(xù)燃燒.對該火道而言這也是一種熱損失，需盡量避免.從圖5中可以看出，當助燃空氣中O2的體積分數(shù)增大時，火道出口殘余的CH4體積分數(shù)先降低后升高.當助燃空氣中的O2體積分數(shù)由0.21 增大到0.25 時，火道出口殘余CH4的體積分數(shù)由0.003減小到0.002 4；而當助燃空氣中的O2體積分數(shù)由0.25 增大到0.33 時，火道出口殘余CH4的體積分數(shù)由0.002 4 增大到了0.003 6.這是由于CH4與O2的反應受到兩方面的綜合影響：一方面是助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大會使氧化反應加劇，在更短的流程內(nèi)就能完成反應；另一方面，整個火道內(nèi)爐氣的平均流速隨助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大而減小，湍動能也減小，氣流的混合擴散能力減弱.總的來看，助燃空氣中O2體積分數(shù)對焙燒爐火道出口的殘余CH4體積分數(shù)的影響不大，在實際應用中可以不予考慮.

圖5 不同富氧條件下火道出口的CH4 殘余體積分數(shù)Fig.5 Residual volume fraction of CH4 at the outlet of the flue under different oxygen rich conditions

2.3 空氣富氧對焙燒爐火道NO 生成的影響

本文中主要考慮助燃空氣中O2體積分數(shù)對焙燒爐火道NO 生成的影響.從圖6 中可以看出，高NO 質量分數(shù)的區(qū)域主要集中在前燒嘴的火焰路徑上，而后燒嘴的火焰路徑上沒有明顯的高NO 質量分數(shù)區(qū).這是因為熱力型NO 主要受高溫控制， 在火道中占絕對優(yōu)勢. 前燒嘴噴出區(qū)的O2體積分數(shù)較大，燃燒劇烈，導致溫度較高，而助燃空氣經(jīng)過前燒嘴噴出燃料的消耗，在到達后燒嘴時O2體積分數(shù)已明顯降低，熱力型NO 的生成缺少必要的高溫條件.

圖6 不同富氧條件下火道內(nèi)NO 質量分數(shù)的分布Fig.6 Mass fraction of NO distribution in the flue under different oxygen enrichment conditions

從圖7 可以看出，當助燃空氣中O2的體積分數(shù)從0.21 增大到0.25 時，火道出口NO 的質量分數(shù)從0.621×10-3增大到1.686×10-3；而當O2體積分數(shù)從0.25 增大到0.33 時，火道出口NO的 質 量 分 數(shù) 僅 從 1.683 × 10-3增 大 到 了2.168×10-3.由此可知，當助燃空氣中O2的體積分數(shù)增大時，NO 在出口煙氣中的質量分數(shù)也有所增大，但增大的趨勢逐漸變緩.

圖7 不同富氧條件下火道出口NO 的質量分數(shù)Fig.7 Mass fraction of NO at the outlet of the flue under different oxygen rich conditions

3 結 論

（1）增大助燃空氣中O2體積分數(shù)可使火焰長度縮短，火焰溫度升高，燃燒區(qū)縮??；同時可提高火道內(nèi)的溫度均勻性，改善火焰偏流和貼壁燃燒的情況.

（2）助燃空氣中O2體積分數(shù)的增大可提高火道內(nèi)的溫度極值，火道平均溫度和出口煙溫也隨之升高，為次高溫爐室火道的燃燒帶來積極影響.

（3）焙燒爐火道出口的殘余CH4體積分數(shù)受助燃空氣中O2體積分數(shù)的影響不大，在實際應用中可不予考慮.

（4）當助燃空氣中O2體積分數(shù)增大時，火道出口煙氣中的NO 質量分數(shù)也逐漸增大，但增大趨勢逐漸變緩.