三次風布置形式對分解爐影響的數值模擬

崔洪坤，劉志強

（合肥水泥研究設計院有限公司，安徽 合肥 230051）

1 引言

新型干法水泥工業生產中預分解系統對熟料生產十分重要。分解爐主要是利用窯尾高溫廢氣、窯頭篦冷機高溫余風來對經過旋風預熱器預熱的生料做入窯之前的最后分解，使其生料分解率達到85%以上。生料的主要成分為SiO、AlO及碳酸鹽等，而生料中碳酸鹽主要以CaCO為主。由于三次風溫度和含氧量較高，三次風的分布對爐內流場及溫度場有著重要的影響。梅書霞等人采用Fluent軟件研究了分解爐內氣流場、煤粉燃燒及碳酸鈣分解過程。李海豹等人采用ANSYS軟件對三次風分級引入分解爐內流場和溫度場的影響進行了模擬分析。王俊杰等人應用計算流體動力學研究了三次風單向入爐對分解爐的速度場、顆粒軌跡、溫度場、煤粉燃燒與碳酸鈣的影響。

本文以計算流體動力學為基礎，利用Fluent軟件對分解爐中單、雙進風結構進行了對比研究，分析了爐內流場、溫度場及組分濃度場的變化情況。

2 幾何模型及網格劃分

采用Solidworks建立的分解爐簡化模型如圖1所示。從圖1a中可以看到，以分解爐窯尾煙氣進口中心為原點建立坐標軸，分解爐高為42 m，爐內最大直徑為6.4 m；來自回轉窯的高溫煙氣由爐體底部縮口進入爐內，縮口上方布置有三次風管，與窯尾高溫煙氣相遇后形成漩流效應；分解爐錐部布置有四個以周向分布的燃燒器，采用生料分級分解技術上下布置了生料管，上下分煤比例和分料比例分別為1∶1和5∶8，且保持比例不變；中部有個縮口，形成二次噴騰效應。圖1b是在單進風結構基礎上增加一個三次風管，三次風管和中軸線為偏心設計。圖1c是分解爐的網格劃分，并對各個關鍵部位進行網格加密處理，從紅框的局部放大圖可以看到，為了提高網格質量對三次風管進行了型塊劃分。在保證計算精度的前提下，控制網格節點數為900 000左右。

圖1 分解爐幾何模型及網格

3 數學模型及邊界條件

湍流的控制方程采用雷諾應力輸運方程下的κ-ε兩方程模型，如式 (1) 和 (2) 所示；分解爐內的流場采用組分輸運模型，組分輸運方程如式 (3) 和 (4) 所示。

式中，G是平均速度梯度引起的湍動能k的產生項；G是由于浮力引起的湍動能k的產生項；Y是可壓湍流中脈動擴張的貢獻；C、C和C為經驗常數；σ和σ分別是與湍動能k和耗散率ε對應的Prandtl數，S和S是可定義的源項。

表1為計算所用的邊界條件。煙氣進口、三次風進口均采用均勻分布速度，生料進口采用質量流量，出口采用壓力出口邊界。各煤粉進口的進煤量與生料進口的進料量皆相等，物料初始入射角度相同。采用離散相模型進行顆粒相的運動軌跡計算，且煤粉粒子粒徑遵從rosinrammer分布。雙進風的兩個進風風速為單進風風速的二分之一，即總的三次風進風量不變。

表1 計算模擬的邊界條件

4 結果與討論

4.1 分解爐流場

單、雙進風結構的分解爐流場分布如圖2所示。由圖2可知，氣流流線從整體上都呈螺旋上升狀，分解爐下部均發生漩流效應，但是單、雙進風結構的分解爐流場的漩流形態差異較大。從圖2a中可以看到，三次風進入分解爐后形成大量由中間區域向邊緣區域運動的漩流，分解爐下半部分氣流呈現高度的返混形態，返混效應加劇了生料與煤粉之間的充分混合，有利于煤粉燃燒和CaCO分解；在上部下料點處，生料隨著三次風產生回流，延長了生料在分解爐內的停留時間；氣流經過分解爐中部縮口時，由于爐體直徑突然縮小，形成了二次噴騰。從圖2b中可以看到，雙進風結構的分解爐流場形成了雙漩流效應，上部煤粉管都位于三次風附近，煤粉進入分解爐后在高溫三次風中預熱之后燃燒放熱，但由于兩股三次風的旋流作用更強，部分煤粉可能會在沒完全燃盡之前隨著流場向上輸運，延遲燃燒。

圖2 單、雙進風結構的分解爐流場分布

4.2 分解爐溫度場

單、雙進風結構的分解爐溫度場分布如圖3所示。由圖3可見，單、雙進風結構的分解爐沿爐膛中心方向上溫度呈遞減趨勢，且爐溫都滿足生料分解要求。從圖3a中可以看到，單進風結構的分解爐三次風管對面，最高溫度為1 250 K，這是由于三次風使燃料向爐壁靠攏，并在氧氣中劇烈燃燒放出大量的熱。另外，分解爐下部錐體出現一個三角狀的高溫區，最高溫度達到1 299 K，這是由于來自窯尾的高溫煙氣所致。在分解爐下部，低溫區主要分布在生料管附近，這是由于生料分解要吸收大量熱量。當生料顆粒運動到分解爐中部縮口，生料繼續分解吸熱，溫度進一步降低，爐出口溫度為1 145 K。隨著燃料的完全燃燒，從分解爐縮口上方往頂部方向走，溫度逐漸減低。從圖3b中可以看到，雙進風結構的爐溫整體比單進風結構低，爐內最高溫度向爐中心線移動為1 189 K，爐出口溫度為1 130 K，在鵝頸管處出現1 150 K的高溫區域，這是因為煤粉在此處燃燒所致。

4.3 分解爐組分濃度場

單、雙進風結構的分解爐CaCO和CaO濃度場分布分別如圖4、圖5所示。從兩圖中可以看到，單、雙進風結構的煙氣進口處的CaCO質量濃度都為0.05，而CaO質量濃度分別為0.80和0.04，說明下部生料在兩種情況下都可以完成分解。鵝頸管出口處CaCO質量濃度分別為0.10和0.08，而CaO質量濃度都為0.6，計算得到單、雙進風結構的爐內生料分解率分別為87%和85%。

單、雙進風結構的分解爐O濃度場分布如圖6所示。從圖6中可以看到，當Y小于5 m時，單、雙進風結構的O濃度相差不大，說明分解爐下部煤粉的燃燒情況基本相同；由于三次風管位于5.8 m處，故單、雙進風結構的O濃度均達到最大值，分別為0.12和0.09；當Y位于5 m和22 m之間時，單進風結構的O濃度大于雙進風結構的O濃度，結合溫度分布分析可知單進風煤粉燃燒換熱更為合理，雙進風容易形成高溫區；從圖3中單進風結構的爐出口處溫度低可以說明在相同條件下，單進風結構煤粉燃燒分布區域和溫度梯度更合理。

圖3 單、雙進風結構的分解爐溫度場分布

圖4 單、雙進風結構的分解爐CaCO3濃度場分布

圖5 單、雙進風結構的分解爐CaO濃度場分布

圖6 單、雙進風結構的分解爐O2濃度場分布

5 結束語

本文采用計算機數值模擬方法，系統分析了單、雙進風結構對分解爐內流場、溫度場及組分濃度場的影響。結合實際應用建議及結論如下。

1）單、雙進風結構的分解爐氣流流線從整體上都呈螺旋上升狀，均發生漩流效應，雙進風容易產生裹挾。

2）雙進風結構的爐溫相比單進風結構的爐溫整體有所下降，但爐溫都滿足生料分解要求。由于三次風的雙旋流效應及生料對煤粉的包覆作用使得煤粉延遲燃燒，導致在雙進風結構的鵝頸管處出現相對高溫區。