玻璃熔窯煙氣再循環(huán)聯(lián)合燃盡風燃燒數(shù)值模擬

吳 偉徐順生賀家臻裴 斐冉偉鈴

玻璃熔窯是浮法玻璃制造的核心設備,在生產(chǎn)過程中消耗了總能量的70%以上[1,2],而NOx是玻璃熔窯熔制玻璃液過程中生成的重要污染物之一,隨著國內(nèi)對環(huán)保需求的增長,現(xiàn)有的熔窯NOx排放標準日益嚴格。 浮法窯產(chǎn)生的NOx其濃度基本都在1 500 mg·Nm-3以上,遠超過了GB 26453-2011 規(guī)定的NOx≤ 700 mg·m-3的濃度[3],并且占比最多的是熱力型NOx。 熱力型NOx是高溫氣氛時N2和O2發(fā)生反應產(chǎn)生的,可通過減少煙氣中O2濃度和局部高溫區(qū)減少生成量。 高溫低氧燃燒技術(HTAC)[4,5]在玻璃窯上推行使用,取得了既顯著節(jié)能又減排NOx的成效。 為進一步減少NOx的排放水平,本研究對HTAC 熔窯提出了煙氣再循環(huán)復合燃盡風燃燒降氮技術改造方案,并通過仿真方法研究了方案原理、可行性及優(yōu)化方案。

HTAC 技術是通過蓄熱室和特制噴嘴,將煙氣中的余熱通過格子磚蓄熱器傳給助燃空氣,對助燃空氣進行預熱;同時,使用燃料分級技術和高速助燃氣流稀釋燃燒區(qū)域的氧氣濃度[6]。 煙氣再循環(huán)技術是將凈化后的煙氣摻入助燃空氣中,降低空氣系數(shù)的燃燒技術[7];燃盡風燃燒技術是分階段將燃燒所需空氣送入燃燒區(qū)域,使燃燒區(qū)分別形成欠氧區(qū)域和富氧區(qū)域,減少一次風的空氣系數(shù)。 與HTAC 不同之處在于,煙氣循環(huán)和燃盡風燃燒技術均為低空氣系數(shù)的燃燒方式,而HTAC 是高溫且空氣系數(shù)≥1 的燃燒方式[8]。 已在鍋爐[9,10]和冶金爐[11,12]上得到了廣泛應用,并開始應用于玻璃熔窯,為提升窯爐節(jié)能與NOx減排效果,研究者圍繞著HTAC 技術和低氮燃燒技術在鍋爐和窯爐上應用展開了大量研究工作,推進了節(jié)能和NOx減排技術的進步。 曾強等[13]對采用了煙氣再循環(huán)的液化石油氣燃燒實驗臺進行了實驗和仿真研究,發(fā)現(xiàn)空氣系數(shù)α=1.1 時,在煙氣循環(huán)率小于20%之前NOx濃度隨著循環(huán)率上升而降低,但是循環(huán)率超過20%時,CO 濃度急劇上升,燃燒穩(wěn)定性下降。 劉健等[14]對層燃爐進行了數(shù)值仿真,分析了采用煙氣再循環(huán)和燃盡風后的燃燒特性,結果表明,相對于無燃盡風,使用燃盡風有利于燃燒,但因爐膛出口平均氧濃度和煙氣溫度提升,NOx排放增加,煙氣再循環(huán),對減少出口NOx水平有明顯效果,在層燃爐上同時使用燃盡風以及煙氣循環(huán)燃燒技術,能夠在適當減少燃燒效率的情況下減少NOx的排放。 梅書霞等[15]通過數(shù)值模擬研究了熔窯實施煙氣再循環(huán)前、后煙氣溫度和NOx濃度分布,發(fā)現(xiàn)2 者沿玻璃液流動方向上NOx分布趨勢接近,當煙氣循環(huán)量上升至O2含量降為18%時,NOx生成量開始出現(xiàn)明顯下降。 以上研究表明,在鍋爐以及窯爐中單獨使用煙氣再循環(huán)以及燃盡風等燃燒技術能夠減少NOx的排放,但是并未考慮多種低氮燃燒技術聯(lián)合使用后燃燒反應變化趨勢以及對窯爐火焰空間和NOx排放情況的影響,而在工業(yè)上為了進一步降低NOx排放,往往不會僅使用一種低氮燃燒技術,因此這些問題對于玻璃熔窯的合理運行相當重要。

Fluent 是當下使用最多的CFD 數(shù)值模擬工具之一,廣泛應用于換熱、流體和各類物化過程等有關的模擬計算,同時大量成功應用于玻璃熔窯的燃燒、傳熱、流動及組分分布的仿真研究中,Masato等[16-18]使用fluent 研究高溫低氧燃燒技術為玻璃熔窯帶來的節(jié)能減排收益。 金明芳等[19]使用數(shù)值模擬方法研究了噴槍安裝仰角對燃燒的影響,發(fā)現(xiàn)仰角在5°以內(nèi)時,其增大有利于燃料的混合與燃燒?；跀?shù)值計算方法在玻璃熔窯研究上的成功應用,本工作以采用HTAC 技術的650 t·d-1燃煤焦油玻璃熔窯為研究對象,先對僅采用了不同煙氣循環(huán)率的燃燒工況進行了模擬,并在從中選擇1 組較合適的工況對其進行燃盡風改造,模擬其燃燒過程,通過對比僅采用煙氣循環(huán)和同時采用煙氣循環(huán)以及燃盡風2 類工況下的溫度場以及對NOx排放的影響,考察了熔窯同時使用煙氣循環(huán)與燃盡風燃燒技術的優(yōu)缺點,為采用HTAC 燃燒技術的玻璃熔窯煙氣再循環(huán)聯(lián)合燃盡風降氮技術改造提供理論支持。

1 模型與數(shù)值解法

1.1 幾何模型

玻璃熔窯火焰空間的幾何尺寸為長31 m×寬10 m×高2.8 m,其中碹頂高度為1.16 m,窯墻高度為1.64 m;墻側設有6 對小爐,燃料噴槍均勻地分布在小爐空氣入口的下方,距離玻璃液面0.225 m。按與實際尺寸1 ∶1 的比例建模,如圖1(a)所示。采取icem 軟件將幾何模型劃分為六面體網(wǎng)格,在助燃空氣進口區(qū)域?qū)W(wǎng)格加密,劃分完畢的網(wǎng)格如圖1(b)所示。 煙氣循環(huán)與燃盡風聯(lián)合的實施方式為:將6 個小爐各自出口煙氣中提取一部分煙氣,剩余煙氣繼續(xù)進入格子磚蓄熱器中將煙氣余熱傳給格子磚,而抽取的煙氣送入助燃空氣中進行混合,將助燃空氣的氧濃度降低,混合完畢的助燃空氣經(jīng)過預熱后,通過管道導出一部分作為燃盡風,并送至位于小爐出口下方的燃盡風入口,其余的助燃空氣則通過小爐口進入火焰空間中燃燒,如圖1(c)所示,2 側小爐布置均一致,且在1 個換向周期內(nèi)助燃空氣側的燃盡風入口關閉,燃料噴口開啟,而出口側的燃料噴口關閉,燃盡風入口開啟。

圖1 熔窯結構、網(wǎng)格與小爐入口示意圖Fig.1 The schematic diagram of furnace structure,mesh and small furnace entrance

1.2 數(shù)學模型

玻璃熔窯的火焰空間的流體流動是屬于氣固、氣液多相共存的湍流,固體為炭黑,液體為霧化后的煤焦油液滴,伴隨著燃燒和換熱等多變的物化過程,湍流采用復雜物理化學過程適應性好的Realizablek-ε模型進行表述,其湍動能與耗散率方程如式(1)和式(2)。 為了考慮周圍窯壁的壁面效應,應用了壁面函數(shù)法來聯(lián)系靠近壁面區(qū)域的速度。

式(1)和(2)中:Gk為由速度梯度產(chǎn)生的湍動能,J;Gb為由浮力產(chǎn)生的湍動能,J;YM為由湍流膨脹影響的總耗散率;C1、C2和C3ε為常數(shù);σk,σε分別為湍動能和耗散率的有效湍流Pr數(shù);Sk,Sε分別為湍動能和耗散率的源項。

氣液以及氣固模型采用了離散相模型(DPM)[20],用于跟蹤霧化后的煤焦油液滴的運動軌跡。 采用隨機軌道模型(DRW)模型分析湍流對煤焦油液滴彌散的影響,煤焦油液滴的平均直徑為100 μm,油溫為100 ℃,霧化角為30°,液滴噴入速度為350 m·s-1。

燃燒模型采用非預混燃燒模型,它涉及到1 個或2 個守恒標量(混合物分數(shù)f)的輸運方程。 不對個別反應成分的方程進行解算,而是求解關于f的輸運方程,湍流和燃燒反應的相互作用采用概率密度函數(shù)(PDF)來描述。

1.3 邊界條件及基礎條件

為簡化研究,并便于與基礎工況(實際運行工況)對比,進行如下合理假定:1)假設煙氣循環(huán)的煙氣是進行了脫硫脫硝處理的理想煙氣,并假設其NOx濃度為0;2)僅研究燃燒區(qū)域內(nèi)自生成的熱力型NOx的生成規(guī)律,不分析熔窯內(nèi)物料分解產(chǎn)生的NOx,因本研究討論溫度對NOx生成量的影響,而爐溫主要影響熱力型NOx的生成量,故燃料型與快速型不在研究范圍內(nèi);3)保持煤焦油入爐基礎參數(shù)和助燃空氣入爐溫度不變,并設定循環(huán)煙氣與格子磚預熱的助燃空氣入爐前完成混合。

基于熱工測試和合理假定,設置以下邊界條件:高溫助燃空氣摻混循環(huán)煙氣組成的助燃介質(zhì)和燃盡風成分一致,均為N2、O2、CO2、CO 和H2O,這2種助燃介質(zhì)均采用速度入口,助燃介質(zhì)和燃盡風溫度為1 570 K,煙氣出口采用壓力出口,下方玻璃液面設置為wall,煙氣對液面的輻射率為0.75;窯墻和碹頂采用對流換熱邊界,換熱系數(shù)分別為 16.53 和20.34 W·m-2·K-1,窯墻內(nèi)表面輻射率為 0.6。 元素分析基組成列入表1,空氣系數(shù)α=1.1,窯爐煤焦油總用量為93.895 t·d-1,各小爐油噴槍燃油量匯總于表2,各小爐助燃空氣量由煤焦油分配量、空氣系數(shù)和元素分析基計算得出,均列入表2 中,4#小爐由于處于玻璃液熱點附近區(qū)域,因此分配的燃油量較少,防止溫度過高導致玻璃成型出現(xiàn)問題。

表1 煤焦油元素分析Table 1 The elemental analysis of coal tar

表2 小爐燃料分配比例、燃燒器數(shù)、燃料流速以及助燃空氣流速Table 2 The small furnace fuel distribution ratio,number of burners, fuel flow rate and combustion air flow rate

1.4 仿真研究方案

采用仿真方法研究煙氣再循環(huán)和燃盡風組合技術對現(xiàn)有采用HTAC 技術燃煤焦油玻璃熔窯燃燒和NOx減排的影響。 研究過程如下:首先研究循環(huán)煙氣摻率(循環(huán)煙氣占排放煙氣的百分數(shù))對燃燒特性的影響,通過分析獲得優(yōu)化煙氣摻率,再研究不同燃盡風率(燃盡風占總風量的百分比)對該煙氣摻率下燃燒特性的影響。 仿真研究方案的循環(huán)煙氣摻率為:3%、5%、8%、10%和13%;燃盡風率為:10%、20%和30%。

2 結果與討論

2.1 模型驗證

選擇與實際運行工況最為接近的循環(huán)煙氣摻率為0 的工況作為基礎工況,并將熔窯運行時測點溫度和煙氣成分測試值和仿真計算值對比,驗證計算模型的可靠性。 選取碹頂測溫孔位置(X=0 m,Y=2.8 m)溫度、小爐出口中心點煙氣成分測試值和計算值進行對比驗證。 采用B 型熱電偶檢測碹頂測溫孔位置的煙氣溫度,采用德圖煙氣分析儀檢測出口煙氣成分。 為確保測量準確性,測試前需校驗儀器,并在熔窯穩(wěn)定運行下進行,每次測試持續(xù)時間為30 min,讀取平均值為每次測試值,取每班正常運行時間內(nèi)所有讀數(shù)的平均值為仿真計算對比驗證值。 測溫點煙氣溫度、煙氣成份實測值和模擬結果分別匯總于表4 與表5。 由表4 知,溫度測試值與計算值最大相對誤差為2.38%;由表5 知,4#處O2濃度與2#處CO2濃度誤差較大,原因在于4#處O2濃度極小且儀表存在系統(tǒng)誤差,而2#處則是因為測量時存在漏風,導致冷空氣進入降低CO2濃度,NOx測試值與計算值最大相對誤差為4.80%,2 者最大值均小于5%,仿真模型擁有較高的可靠性,可滿足研究需要。

表4 碹頂測溫孔測點煙氣溫度測試值和計算值對比Table 4 The comparison of the measured and calculated values of flue gas temperature at the temperature measuring hole on the top of the dome

表5 小爐出口中心煙氣組分測試值和計算值對比Table 5 The comparison of measured and calculated values of flue gas components at outlet of small furnace

2.2 玻璃窯爐氣體流動特性

圖2 為不同煙氣循環(huán)率下火焰空間氣流流線分布和Z=9.7 m 截面流線分布,Z=9.7 m 截面為3#小爐中心面。

圖2 基礎工況火焰空間氣流流線分布和Z=9.7 m 截面流線分布Fig.2 The airflow streamline distribution in flame space and Z=9.7 m cross-section streamline distribution under basic conditions

由圖2(a)與圖2(b)可以看出,煙氣在1#小爐的左側配合料區(qū)域和6#小爐的右側澄清區(qū)沿熔窯長度方向分別產(chǎn)生了大范圍的橫向回流,并在火焰射流上方沿火焰長度方向產(chǎn)生了較大的縱向回流,縱向回流有利于防止碹頂過熱,橫向回流有利于增大煙氣對玻璃液面的換熱量,這2種回流有利于煙氣充滿爐膛,延長煙氣在爐膛的滯留時間,進而提升了煙氣對下方液面的換熱速度并降低了出口煙溫,從而有利于提升爐窯的熱效率。

2.3 采用煙氣再循環(huán)后的溫度場分布特性

圖3 與表6 分別為不同煙氣循環(huán)率下Y=0.225 m截面的溫度云圖以及溫度峰值。 由圖3 可知,不同循環(huán)率對應的工況溫度分布差異不大,對應6 個小爐分別產(chǎn)生了6 個相對獨立的高溫煙氣區(qū),每個高溫煙氣區(qū)由小爐下方的噴槍將燃料油噴入爐內(nèi)與助燃介質(zhì)擴散混合著火燃燒形成。 燃油自噴槍射入火焰空間后著火燃燒迅速,著火準備距離短,火焰行程長。 由前面助燃空氣成分對比表6 可知,隨著煙氣循環(huán)率的增加,助燃介質(zhì)中氧量逐漸降低,而Y=0.225 m 截面上各小爐溫度峰值也在逐漸下降,火焰最高溫度從基礎工況的2 471 K 降低到了煙氣循環(huán)率13%時的2 319 K,著火準備區(qū)長度增加。 出現(xiàn)這種情況的原因是:隨著煙氣再循環(huán)率的上升,進口助燃介質(zhì)中氧氣的體積分數(shù)從21%降低到了17%,反應速率下降,燃燒不完全程度上升,火焰最高溫度同時下降。

圖3 不同煙氣循環(huán)率下Y=0.225 m 截面的溫度云圖Fig.3 The temperature cloud chart of Y=0.225 m cross-section at different flue gas circulation rate

表6 不同煙氣循環(huán)率下Y=0.225 m 截面的溫度峰值Table 6 The peak temperature of Y=0.225 m cross-section under different flue gas circulation rate

圖4 是沿窯長方向上Y=0.225 m 截面平均溫度曲線。

圖4 沿窯長方向上Y=0.225 m 截面平均溫度曲線Fig.4 The average temperature curve of Y=0.225 m cross-section along the length of the kiln

由圖4 看出,不同循環(huán)率對應工況的溫度分布趨勢相似,但是溫度極值發(fā)生偏移,表明僅采用煙氣再循環(huán)燃燒時,爐內(nèi)溫度制度會出現(xiàn)巨大變化,且隨著循環(huán)率的上升,溫度變化越大,對玻璃熔制過程會有較大的影響,6 個小爐所對應的區(qū)域都產(chǎn)生6 個對應的高溫峰值,其中3#小爐火焰平均溫度較其他小爐高,因此該位置會出現(xiàn)玻璃液面的熱點,在熱點位置與其它位置之間,因溫度差的存在,玻璃液間存在密度、黏度上的差異,高溫區(qū)域的玻璃液主要受到浮力影響上浮,而低溫區(qū)域的玻璃液主要受到重力影響下沉,因此形成了冷熱流體間的循環(huán)流動,并推動玻璃液沿窯長方向流動,使得玻璃液的泡界線穩(wěn)定在3#與4#小爐之間。

2.4 采用煙氣再循環(huán)后的組分濃度分布特性

圖5 是窯長方向垂直Z軸截面平均NOx濃度分布及小爐出口NOx總流量隨煙氣再循環(huán)率變化圖。

圖5 不同煙氣循環(huán)率下窯長方向垂直Z 軸截面平均NOx 濃度分布及小爐出口NOx 總流量Fig.5 The average NOx concentration distribution in the vertical Z-axis section along the length of the kiln and the total NOx flow at the outlet of the small furnace under different flue gas circulation rates

由圖5(a)知,NOx峰值均出現(xiàn)在各個小爐口附近,2#、3#小爐之間的NOx濃度最高,1#和5#小爐的NOx濃度次之。 產(chǎn)生這種分配的原因是燃油分配比例不同,由表3 與圖5(a)對比可知,2#、3#小爐基礎分配的燃油量最多、5#與6#小爐分配燃油量次之,在玻璃液吸熱量變化極小情況下,2#與3#小爐之間溫度高于5#與6#小爐之間溫度,必定有2#與3#截面間產(chǎn)生的NOx濃度高于5#和6#小爐間產(chǎn)生NOx濃度;1#小爐雖然燃油分配比例較高,但是位于配合料的熔化區(qū)域,被配合料的熔化吸走較多熱量,為了符合實際情況,在1#小爐下方設定的玻璃液面溫度邊界條件其溫度低于其他位置,同時1#小爐即為加熱起點,與其他小爐有左側熱源影響不同,玻璃液溫度較低,因此1#小爐區(qū)域的溫度低于其他小爐區(qū)域,且產(chǎn)生的NOx濃度也低于其他區(qū)域;4#小爐的NOx濃度水平最低,這是因為此處煤焦油分配比重最低,溫度峰值最低,產(chǎn)生的NOx最少。

表3 各煙氣循環(huán)率下的助燃空氣組分Table 3 The combustion air components at various flue gas circulation rates

圖6 是不同煙氣再循環(huán)率下沿窯寬方向縱截面O2與CO 的平均濃度分布。

由圖6 可知,隨著煙氣循環(huán)率增加,O2濃度逐步降低,CO 濃度隨之增加,同時隨著反應的進行,O2濃度逐步下降,CO 的濃度逐步上升。 其原因如下:隨著煙氣再循環(huán)率增加,爐內(nèi)O2濃度水平降低,CO 濃度必將隨之增加,燃燒效率隨之降低。 爐內(nèi)產(chǎn)生的NOx量主要由爐內(nèi)O2濃度和爐內(nèi)溫度分布決定,隨著循環(huán)率增加,窯內(nèi)溫度和O2濃度隨之下降,窯內(nèi)產(chǎn)生的NOx量必定減少,濃度亦隨之逐漸下降。

圖6 不同煙氣循環(huán)率下沿窯寬方向垂直Z 軸截面O2、 CO 的平均濃度分布圖Fig.6 The distribution diagram of the average concentration of O2 and CO along the vertical Z-axis section along the width of the kiln under different flue gas circulation rates

通過仿真計算,煙氣再循環(huán)率對玻璃液面熱通量的影響匯總于表7。 由表7 知,通過玻璃液的熱通量隨著煙氣循環(huán)率的上升而削減。 對比表7 和圖5(b)可以發(fā)現(xiàn),循環(huán)率為5%的工況下,底面熱通量和基礎相比降低了4.95 kW·s-1,NOx質(zhì)量流量從0.024 kg·s-1降低到0.020 kg·s-1,由0 到5%工況,NOx曲線的斜率為0.084 0,大于0～8%工況下的0.082 6,說明0～5%工況下NOx減少速度大于0～8%,而0 到5%工況下,玻璃液面熱通量曲線的斜率為99,小于0～8%工況下的118.63,這說明煙氣循環(huán)對降低煙氣中NOx效果最好的工況是煙氣循環(huán)率5%對應的工況,循環(huán)率大于5%時效果開始減弱,同時對應的玻璃液面熱通量降低速率在5%比8%的工況要低,雖然循環(huán)率大于5%時,NOx出口流量進一步降低了,但是煙氣循環(huán)率8%與10%的工況降低熱通量帶來的NOx出口流量降低的收益不對等,因此選擇煙氣循環(huán)率5%作為燃盡風改造基礎工況。

表7 不同循環(huán)率下窯爐的玻璃液面熱通量Table 7 The heat flux of glass surface in furnace under different circulation rate

2.5 增設燃盡風對煙氣循環(huán)燃燒特性影響研究

2.5.1 增設燃盡風后對煙氣再循環(huán)燃燒的溫度場分布特性

圖7 為煙氣循環(huán)率5%不同燃盡風率Z=9.7 m截面溫度云圖。

圖7 煙氣循環(huán)率5%下不同燃盡風率Z=9.7m 截面溫度云圖Fig.7 The cross-section temperature cloud chart of different over-fire air rate Z=9.7m at flue gas circulation rate of 5%

由圖7 可見,不同燃盡風率下的溫度場分布有明顯差別,相對于再循環(huán)率5%的工況,增設燃盡風后火焰行程縮短,且火焰末端出現(xiàn)擴散與偏折,隨著燃盡風率增加,火焰行程愈發(fā)縮短,末端火焰擴散與偏折現(xiàn)象愈發(fā)明顯。 這是因為增設燃盡風減少了助燃空氣中的氧氣含量,同時出口處的燃盡風氣流會大量卷吸周圍的煙氣與來流煙氣碰撞,導致末端火焰出現(xiàn)偏折和擴散現(xiàn)象,高溫區(qū)域的溫度峰值也降低,因此火焰偏折和擴散情況更明顯。

通過仿真模擬,將3 種不同循環(huán)率各自在不同燃盡風率下玻璃液面熱通量以及基礎工況、燃盡風改進工況(循環(huán)率0、燃盡風率20%)和聯(lián)合改進工況(循環(huán)率5%、燃盡風率20%)沿窯寬在Y=0.225 m 上的平均溫度分布匯總于圖8。

圖8 中黑色曲線表示僅采用燃盡風改造不采用煙氣再循環(huán)的情況。 由圖8(a)可以發(fā)現(xiàn),單純采用煙氣再循環(huán)時,窯爐底面熱通量相對基礎工況降低了,但是同時采用燃盡風燃燒后的底面熱通量后減少的幅度較少,這是因為高溫煙氣在爐窯內(nèi)滯留時間增加,能夠與下方的玻璃液面進行充分的換熱,使得底面熱通量大幅上升。 由圖8(b)可得到3 組工況的溫度分布,可以發(fā)現(xiàn)燃盡風改進工況的溫度>聯(lián)合改進工況>基礎工況,因此熱通量的大小順序同理。

圖8 不同燃盡風率下玻璃液面熱通量以及沿窯寬方向Y=0.225 m 溫度分布Fig.8 The heat flux of glass liquid surface under different over-fire air rate and temperature distribution of Y=0.225 m section along the width of the kiln

將各小爐出口煙氣溫度匯總于表8,由表8 發(fā)現(xiàn),隨著燃盡風率上升,各小爐出口的煙氣溫度大幅度降低,特別是風率為30%時,小爐出口煙氣溫度最低為1 742 K,這已經(jīng)不足以把進口的煙氣溫度加熱到1 570 K,導致循環(huán)工況無法進行,原因之一是1#小爐位置是加熱起始點,左側并無熱源影響玻璃液溫度,另一個原因是為了貼合實際配合料吸熱熔化的情況,設置液面的邊界條件時溫度低于其他位置,因此燃燒區(qū)域的溫度會大幅下降,6#小爐則是位于澄清區(qū)前,6#小爐之后就沒有燃燒器布置,因此燃燒空間無熱源持續(xù)加熱,溫度下降,同時增設燃盡風會降低各小爐進口空氣中的氧氣量,令燃燒區(qū)域處于欠氧狀態(tài),使得煤焦油出現(xiàn)熱裂解,致使燃燒不徹底,因此出口煙溫會大幅降低。 通過式(3)可以計算出煙氣循環(huán)率5%、燃盡風率20%下熱通量變化率相對于不采用任何改造的基礎工況上升13%,但是相對煙氣循環(huán)率0、燃盡風率20%下的改造工況下降3.7%。

表8 煙氣循環(huán)率5%下不同燃盡風率各小爐出口煙氣溫度Table 8 The outlet flue gas temperature of each small furnace with different over-fire air rate under flue gas circulation rate of 5%

式(3)中:η為熱通量變化率;Φ1為煙氣循環(huán)率5%、燃盡風率20%下的底面熱通量;Φ2為煙氣循環(huán)率0、燃盡風率0 下的底面熱通量。

2.5.2 增設燃盡風后對煙氣再循環(huán)燃燒組分濃度的影響

圖9 為不同燃盡風率下窯長方向垂直Z軸截面平均NOx濃度分布及小爐出口NOx總質(zhì)量流量。

圖9 煙氣循環(huán)率5%下不同燃盡風率窯長方向垂直Z 軸截面平均NOx 濃度分布及小爐出口NOx 總濃度Fig.9 The average NOx concentration distribution in the vertical Z-axis section of the kiln in the longitudinal direction and the total NOx concentration at the outlet of the small furnace at different burn-out air rates at a flue gas circulation rate of 5%

由圖9(a)可見,采用了燃盡風改造的工況下,各小爐產(chǎn)生的NOx濃度都極大下降,而且NOx濃度分布規(guī)律也和循環(huán)率5%對應的工況有較大差異,隨著燃盡風率上升,窯爐整體的NOx濃度隨之下降,而且濃度分布愈發(fā)接近水平直線,燃盡風率為10%時,還保留了改造前的NOx濃度分布趨勢,燃盡風率達到30%時,窯內(nèi)NOx濃度分布基本趨于直線。 表明煙氣再循環(huán)聯(lián)合燃盡風的燃燒方式對降低NOx的生成量有正面效果。 由圖9(b)可見,采用煙氣再循環(huán)聯(lián)合燃盡風燃燒技術后,NOx總出口濃度相對基礎工況降低60.73%,且相對循環(huán)率0、燃盡風率20%的工況下降49.4%,說明此技術對降低NOx排放有明顯的效果。

圖10 為煙氣再循環(huán)率5%下不同燃盡風率沿窯寬方向截面O2與 CO 的平均濃度分布。

圖10 煙氣再循環(huán)率5%下不同燃盡風率沿窯寬方向截面O2 與 CO 的平均濃度分布圖Fig.10 The distribution of the average concentration of O2 and CO along the width of the kiln with different over-fire air rates at a flue gas recirculation rate of 5%

由圖10(a)可以發(fā)現(xiàn),沿窯寬方向的O2濃度隨著燃燒反應進行呈現(xiàn)降低的趨勢,并且O2平均濃度隨著燃盡風率增加而降低,同時濃度越快降低至穩(wěn)定值,這是因為煤焦油燃燒時會消耗大量的O2,同時生成大量的CO 與CO2,而增設燃盡風后,輸入的助燃空氣中的O2含量開始減少,燃料進行欠氧燃燒,且同時尾部有后續(xù)補入的燃盡風,因此O2濃度下降幅度開始減緩,而當燃盡風率為30%時,燃燒不完全程度上升,并且后續(xù)加入的O2含量過高,因此O2濃度過早的到達穩(wěn)定值,對燃燒不利。

由圖10(b)可以發(fā)現(xiàn),沿窯寬方向上CO 濃度在逐步上升,且隨著燃盡風率增加,CO 濃度也在逐步上升,這是因為隨著燃燒過程持續(xù)進行,處于缺氧氛圍狀況下的燃料不斷燃燒生成CO,但是到達一定位置反應基本穩(wěn)定,CO 濃度基本保持穩(wěn)定值,并且隨著燃盡風率上升,助燃空氣氧量降低,燃料不完全燃燒程度上升,同時出口處加入燃燒的燃盡風中CO 含量也在上升,因此CO 均值也在上升,綜合以上考慮,選擇煙氣再循環(huán)率5%,燃盡風率20%的參數(shù)進行改造相對合理。

3 結論

針對650 t·d-1燃煤焦油玻璃熔窯,開展煙氣再循環(huán)聯(lián)合燃盡風燃燒減排NOx數(shù)值模擬研究,獲得結論如下。

1)相較于基礎工況,煙氣再循環(huán)下,配合料熔化區(qū)和玻璃液澄清區(qū)小爐火焰2 側煙氣橫向回流及上方縱向煙氣回流量減少,煙氣對玻璃液及對窯頂?shù)膫鳠崃肯陆?NOx排放濃度下降;隨煙氣循環(huán)率增加,以上諸方面下降程度逐漸增加。

2)增設燃盡風后,小爐火焰尾部區(qū)域產(chǎn)生了強烈的對沖煙氣回流。 隨著燃盡風率增加,對沖煙氣回流量增加,Y=0.225 m 截面平均溫度上升、平均O2濃度以及小爐出口NOx濃度均逐漸降低。

3)本研究條件下獲得的煙氣再循環(huán)復合燃盡風降氮燃燒優(yōu)化運行參數(shù)為:煙氣循環(huán)率為5%,燃盡風率為20%。 在優(yōu)化參數(shù)下運行時,其對應的NOx質(zhì)量流量為0.009 51 kg·s-1,熱通量為41.54 kW·s-1,與基礎工況(循環(huán)率0、燃盡風率0)相比,NOx排放濃度下降60.73%,煙氣與玻璃液間熱通量增加13%;而與循環(huán)率0,燃盡風率20%的工況相比,NOx濃度下降49.4%、煙氣與玻璃液間熱通量下降3.7%。

理論研究結揭示了玻璃熔窯煤焦油煙氣再循環(huán)聯(lián)合燃盡風降氮燃燒技術應用的可行性。