水泥回轉(zhuǎn)窯傳熱特性數(shù)值模擬

劉 彬，周武洲，趙朋程，李 瑞

(1.燕山大學(xué) 信息科學(xué)與工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004；2.燕山大學(xué) 電氣工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004)

0 引言

隨著近些年水泥行業(yè)的高速發(fā)展，熟料燒結(jié)過程中的高能耗和高排放的問題，引起越來越多的關(guān)注[1-2]。每生產(chǎn)一噸水泥，一般要消耗3 GJ能量，同時排放出比所生產(chǎn)水泥總量更多的溫室氣體[3]。研究回轉(zhuǎn)窯工況對窯內(nèi)流場、溫度分布以及煤粉燃燒的影響，可以為水泥廠的節(jié)能減排、改進(jìn)水泥生產(chǎn)工藝提供理論指導(dǎo)，同時也可以為燃燒器的優(yōu)化提供理論依據(jù)。然而由于回轉(zhuǎn)窯內(nèi)傳熱過程復(fù)雜、測量手段不完善等原因[4]，無法準(zhǔn)確得到回轉(zhuǎn)窯內(nèi)部的流場、溫度分布信息，故而通過數(shù)值模擬的方法分析回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的流場和溫度場的分布情況具有很大研究價值。

針對回轉(zhuǎn)窯內(nèi)部環(huán)境的數(shù)值模擬，國內(nèi)外已經(jīng)做過很多研究，如Elattar等[5]建立回轉(zhuǎn)窯的二維模型，研究了回轉(zhuǎn)窯主要操作對不同燃料下回轉(zhuǎn)窯內(nèi)火焰行為的影響；Mujumdar等[6]提出將熟料看作一種偽流體，分別對回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的空氣和熟料進(jìn)行三維建模，以偽均勻近似法來模擬固體-固態(tài)反應(yīng)，建立了水泥回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的綜合CFD模型；Manju等[7]利用兩相流方法對回轉(zhuǎn)窯氣動煤注入和燃燒過程進(jìn)行了建模，研究了回轉(zhuǎn)窯操作參數(shù)對注入煤粉顆粒的分布及其提供熱負(fù)荷的影響；Kangwanpongpan等[8]通過優(yōu)化灰度氣體模型的加權(quán)和，并結(jié)合離散坐標(biāo)法(Discrete ordinate，DO)模擬了富氧燃燒環(huán)境下的輻射熱傳遞，氣體火焰溫度的預(yù)測效果得到了改進(jìn)；Gaikwad[9]等建立了簡化CFD模型，該模型采用DO模型與加權(quán)和灰度氣體方法耦合的輻射熱傳遞模型，以該模型研究了空氣、氧蒸汽等燃燒環(huán)境對溫度和NO濃度分布的影響；廖斌[10]等針對一種低NOX四通道燃燒器，利用FLUENT軟件研究了影響回轉(zhuǎn)窯內(nèi)NOX產(chǎn)生的主要因素以及降低NOX排放的方法；馬愛純等[11]利用商業(yè)CFD軟件，對裝備四通道旋流燃燒器的回轉(zhuǎn)窯進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了不同工況下窯內(nèi)流場分布、溫度場分布、NOX生成和火焰的特點(diǎn)。Liedmann等[12]建立了固定斜度的3D回轉(zhuǎn)窯模型，利用商業(yè)CFD軟件研究了煤粉摻雜垃圾衍生燃料(refuse derived fuels，RDF)后，燃燒器操作參數(shù)對回轉(zhuǎn)窯內(nèi)溫度場的影響。

雖然上述學(xué)者所建立的模型能較好地模擬窯內(nèi)燃料燃燒的特性，然而由于未能綜合考慮回轉(zhuǎn)窯斜度的影響，所以窯內(nèi)溫度場與流場的數(shù)值模擬結(jié)果會和實(shí)際情況有較大的差別。

本文在以上研究的基礎(chǔ)上，建立回轉(zhuǎn)窯內(nèi)湍流流動、輻射換熱和煤粉燃燒的數(shù)學(xué)模型。為了研究回轉(zhuǎn)窯斜度對窯內(nèi)流場以及煤粉燃燒等的影響，保持燃燒器水平方向不變，對所建立的4個不同斜度的回轉(zhuǎn)窯-燃燒器流場三維幾何模型進(jìn)行全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，采用數(shù)值模擬的方法，利用FLUENT軟件研究斜度、旋流風(fēng)速和軸流風(fēng)速對窯內(nèi)流場、窯內(nèi)空氣溫度場與熟料表面空氣溫度場的影響。

1 數(shù)學(xué)模型

回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的湍流流動、煤粉燃燒和輻射換熱數(shù)值模擬，涉及湍流模型、煤粉燃燒模型以及輻射模型等一系列物理化學(xué)過程子模型。為了使仿真結(jié)果中回轉(zhuǎn)窯內(nèi)部的流場和溫度場更符合實(shí)際情況，需要根據(jù)回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的流場特點(diǎn)以及四通道旋流燃燒器的燃燒特點(diǎn)進(jìn)行子模型的選擇，下面對各子模型進(jìn)行分析。

1.1 湍流模型

在文獻(xiàn)[11]中發(fā)現(xiàn)，標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的計算結(jié)果與回轉(zhuǎn)窯實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果更吻合，因此氣相湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型是基于湍流動能k及其耗散率ε的模型傳輸方程的模型。k的模型傳輸方程是從精確方程得出的，而ε的模型傳輸方程是使用物理推理獲得的，與其數(shù)學(xué)上的精確方程非常相似，標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的傳輸方程為

Gk+Gb-ρε-YM+SK,

(1)

(2)

(3)

式中，μt為湍流(或渦流)粘度，Gk表示平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能，Gb表示由浮力的影響產(chǎn)生的浮力動能，YM表示在可壓縮湍流中的波動膨脹對總體耗散率的貢獻(xiàn)，常量C1ε=1.44、C2ε=1.92、σk=1、σε=1.3。

1.2 煤粉燃燒模型

煤粉燃燒過程大致可以分為熱解和煤焦燃盡兩個階段。對于熱解反應(yīng)，本文采用目前工程模擬上廣泛使用的雙競爭模型[13]，該模型將煤粉的熱解看成兩個熱解反應(yīng)，這兩個熱解反應(yīng)同時進(jìn)行但反應(yīng)速率不同，表示如下：

(4)

(5)

式中，k1，k2為反應(yīng)速率常數(shù)，服從Arrhenius公式，α1表示煤粉的低溫析出性能，α2為煤粉的高溫析出性能。在低溫段k1>k2，而高溫段k1

煤焦的燃盡過程比煤粉的熱解反應(yīng)要慢得多，因此煤粉的燃燒時間主要受煤焦燃盡的影響，現(xiàn)在主流的研究觀點(diǎn)認(rèn)為煤焦的燃燒速率同時受化學(xué)反應(yīng)速率和氧氣擴(kuò)散速率影響[14]，煤焦燃燒速率為

(6)

擴(kuò)散反應(yīng)速率常數(shù)為

(7)

化學(xué)反應(yīng)速率為

R=C2e-(E/RTP)，

(8)

式中，A為煤粉顆粒表面積，Pox為煤粉顆粒周圍氧氣分壓，Do為擴(kuò)散系數(shù)，R為化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)。

1.3 DO輻射模型

DO輻射模型通過有限數(shù)量的離散立體角建立輻射傳遞方程(Radiation transfer equation，RTE)，每個離散立體角與全局笛卡爾系統(tǒng)中固定的向量方向相關(guān)聯(lián)。因?yàn)镈O模型是通過使用像素化實(shí)現(xiàn)的[15]，故DO模型最大的特點(diǎn)是空間方向的離散化和相點(diǎn)的處理。在DO模型中，任何位置處的4π角空間的象限被離散為Nθ×Nη個立體角ψ，稱其為控制角，其中角度θ和η分別是極坐標(biāo)和方位角。

DO模型將RTE視為場方程，因此RTE方程可以寫成

▽·(I(r,s)s)+(α+σs)I(r,s)=

(9)

該模型可以使用灰度模型對非灰度輻射進(jìn)行建模。光譜強(qiáng)度Iλ(r,s)[27]的RTE為

▽·(Iλ(r,s)s)+(αλ+σs)Iλ(r,s)=αλn2Ibλ+

(10)

式中，λ為波長，αλ是光譜吸收系數(shù)，Ibλ是由普朗克函數(shù)給出的黑體強(qiáng)度，并假設(shè)散射系數(shù)，散射相位函數(shù)和折射率n與波長無關(guān)。

2 幾何模型與邊界條件

2.1 回轉(zhuǎn)窯-燃燒器幾何模型的網(wǎng)格劃分

為了模擬回轉(zhuǎn)窯實(shí)際生產(chǎn)環(huán)境，本文回轉(zhuǎn)窯幾何模型采用Ф4.0 m×70 m尺寸，但考慮到回轉(zhuǎn)窯內(nèi)耐火磚的厚度，實(shí)際回轉(zhuǎn)窯內(nèi)徑設(shè)置為3.6 m。

本仿真所采用的燃燒器為目前廣泛使用的四通道旋流燃燒器，在按實(shí)際燃燒器和回轉(zhuǎn)窯1∶1比例建立幾何模型后，抽取其內(nèi)部流體域模型，燃燒器內(nèi)部流體域結(jié)構(gòu)剖面圖如圖1所示。燃燒器4個風(fēng)道由外向內(nèi)依次為軸流分道、煤粉風(fēng)道、旋流風(fēng)道和中心風(fēng)道。

熟料平面的位置可以由動態(tài)休止角β和物料中心角ω確定，如圖2所示。物料中心角可以根據(jù)填充率φ計算：

2πφ=ω-sinω。

(11)

設(shè)置計算工況物料填充率為10%，回轉(zhuǎn)窯轉(zhuǎn)速為2 r/min，計算可得ω=93.16°。根據(jù)文獻(xiàn)[16]，水泥物料的動態(tài)休止角β在25°～33°之間，取β=27°。根據(jù)上述計算，建立去除熟料的回轉(zhuǎn)窯內(nèi)部流體域模型。

圖1 燃燒器內(nèi)部流體域幾何模型結(jié)構(gòu)圖
Fig.1 The structure of the geometric model of the fluid domain inside the burner

圖2 回轉(zhuǎn)窯剖面熟料區(qū)域示意圖
Fig.2 A schematic diagram of the clinker area on the rotary kiln profile

實(shí)際生產(chǎn)中，回轉(zhuǎn)窯斜度i一般控制在0.03～0.04之間，故本文建立的4個回轉(zhuǎn)窯模型的斜度i分別取0、0.03、0.035、0.04。

本文采用工程上廣泛使用的網(wǎng)格劃分軟件ICEM對燃燒器內(nèi)部流場進(jìn)行全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相比，結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格大大減小了網(wǎng)格數(shù)量，因此極大降低了仿真時的計算量，同時增加了計算結(jié)果的準(zhǔn)確性并提高了計算的收斂性。此外，結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的計算效率也更高，因此，本文網(wǎng)格劃分采用全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法。燃燒器網(wǎng)格如圖3所示。

回轉(zhuǎn)窯及燃燒器入口網(wǎng)格輪廓如圖4所示。由于回轉(zhuǎn)窯長度過長，故以斜度為0.03的回轉(zhuǎn)窯為例，將燃燒器和該回轉(zhuǎn)窯組成的整體網(wǎng)格的剖面圖局部顯示如圖5所示。

圖3 燃燒器網(wǎng)格
Fig.3 The mesh of burner

圖4 回轉(zhuǎn)窯及燃燒器入口網(wǎng)格輪廓
Fig.4 Rotary kiln and burner entrance mesh profile

圖5 斜度為0.03的回轉(zhuǎn)窯網(wǎng)格局部剖面圖
Fig.5 Partial profile of rotary kiln mesh with gradient of 0.03

2.2 邊界條件

本仿真參考實(shí)際回轉(zhuǎn)窯生產(chǎn)工況進(jìn)行仿真邊界條件設(shè)置，設(shè)置的標(biāo)準(zhǔn)工況邊界條件參數(shù)如表1所示。實(shí)際中煤粉顆粒直徑大小為離散分布，假設(shè)煤粉顆粒直徑服從Rosin-Rammler分布。為了使仿真更符合實(shí)際情況，將煤粉顆粒設(shè)置為9種不同直徑的單元，按照工況煤流量總量計算各個煤粉單元所占煤流量大小，煤粉流量分布表格如圖6所示，總煤流量設(shè)置為2.46 kg/s，回轉(zhuǎn)窯標(biāo)準(zhǔn)工況斜度設(shè)置為0.03, 氧含量設(shè)置為0.2315。燃煤的元素分析和工業(yè)分析如表2所示?；剞D(zhuǎn)窯壁面設(shè)置為絕熱無滑移邊界。

表1 標(biāo)準(zhǔn)工況邊界條件參數(shù)表Tab.1 Boundary condition parameter table under standard operating conditions

圖6 不同煤粉顆粒直徑流量分布
Fig.6 Flow distribution of different pulverized coal particle diameter

表2 燃煤的元素分析和工業(yè)元素分析Tab.2 Ultimate and proximate analyses of the coal burned

為了確保所劃分的網(wǎng)格能夠滿足仿真計算的需求，需要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，以確保仿真結(jié)果不會因網(wǎng)格數(shù)量過少而影響計算精度。邊界條件均按表1進(jìn)行設(shè)置，劃分3組不同密度的網(wǎng)格模型，對3組網(wǎng)格模型分別進(jìn)行仿真計算，計算結(jié)果如表3所示。

根據(jù)表3，綜合考慮計算精度和計算量的要求，選擇網(wǎng)格數(shù)量為453 114的網(wǎng)格步長進(jìn)行不同斜度模型的網(wǎng)格劃分。

表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果Tab.3 Simulation result of grid independent verification

3 仿真結(jié)果與分析

為了研究不同回轉(zhuǎn)窯斜度以及不同回轉(zhuǎn)窯工況對回轉(zhuǎn)窯內(nèi)流場、煤粉燃燒等的影響，本文在2.2節(jié)邊界條件的基礎(chǔ)上設(shè)置兩組實(shí)驗(yàn)：斜度對流場和煤粉燃燒的影響實(shí)驗(yàn)，將回轉(zhuǎn)窯運(yùn)行參數(shù)按表2設(shè)置，用不同斜度的回轉(zhuǎn)窯模型進(jìn)行仿真模擬計算；燃燒器工況對流場和煤粉燃燒的影響實(shí)驗(yàn)，固定回轉(zhuǎn)窯斜度為0.03，分別改變旋流風(fēng)道風(fēng)速和軸流風(fēng)道風(fēng)速，其他參數(shù)按表2設(shè)定，進(jìn)行仿真模擬，將仿真結(jié)果與標(biāo)準(zhǔn)工況的進(jìn)行對比分析。

基于第一部分建立的數(shù)學(xué)模型，利用FLUENT軟件對每組實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬。先開啟1.1節(jié)描述的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，進(jìn)行450次冷態(tài)無反應(yīng)流仿真迭代，以使回轉(zhuǎn)窯內(nèi)流場趨于穩(wěn)定，然后開啟1.2節(jié)的煤燃燒模型來點(diǎn)火，進(jìn)行1 350次熱態(tài)反應(yīng)流仿真迭代，再開啟1.3節(jié)中的DO輻射模型，進(jìn)行300次帶輻射的反應(yīng)流仿真，最后開啟粒子輻射相互作用，進(jìn)行300次帶粒子輻射相互作用的反應(yīng)流仿真。

3.1 斜度對流場和煤粉燃燒的影響

根據(jù)上節(jié)邊界條件進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，由于回轉(zhuǎn)窯長度過長，這里僅顯示窯頭15 m范圍溫度場的仿真結(jié)果，窯頭部分垂直方向軸線位置處的溫度場仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7 不同斜度下窯頭部分垂直方向溫度分布圖
Fig.7 The temperature distribution in the vertical direction of the kiln portion at different slopes

從圖7可以看出，相較于i=0時回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的火焰，i≠0時回轉(zhuǎn)窯內(nèi)火焰存在黑火頭，垂直方向上火焰形狀不規(guī)則情況明顯，然而在i≠0的3組實(shí)驗(yàn)結(jié)果中，i=0.035時的火焰形狀明顯比i=0.03及i=0.04的更細(xì)長且更規(guī)則。

圖8給出了i=0時軸線方向YZ平面上的流場速度分布，由圖8可以看出，中心風(fēng)道附近存在回流區(qū)，該回流區(qū)是由旋流風(fēng)的強(qiáng)旋流效應(yīng)和旋流風(fēng)與中心風(fēng)之間的速度差共同引起的。而圖8中的回流區(qū)方向明顯偏下，這是由于熟料區(qū)的存在使回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的流場在靠近熟料區(qū)附近時風(fēng)速更高，進(jìn)而吸引中心回流區(qū)向下偏斜，而斜度的存在會加劇這種偏斜，造成回流區(qū)的減弱甚至消失。

圖9給出了i=0.035時的流場速度分布，在圖9中，可以發(fā)現(xiàn)中心回流區(qū)消失，這正是回轉(zhuǎn)窯內(nèi)下方流場流速過高，與上方流場形成較大速差射流引起的。

中心回流區(qū)可以卷吸下游高溫?zé)煔?，有助于煤粉的點(diǎn)火，中心回流區(qū)的減弱或消失使得煤粉的著火點(diǎn)后移，形成黑火頭。黑火頭的存在可以防止燃燒器溫度過高，延長燃燒器壽命，但過長的黑火頭會使煤粉燃燒效率下降、煤耗增加等不利于熟料燒結(jié)的因素產(chǎn)生。

圖8i=0時軸線位置垂直方向流場速度分布
Fig.8 The flow velocity distribution at the axis position in the vertical direction wheni=0

圖9i=0.035時軸線位置垂直方向流場速度分布
Fig.9 The flow velocity distribution at the axis position in the vertical direction wheni=0.035

圖10給出了不同斜度下回轉(zhuǎn)窯軸線上溫度分布，由此可以看出，i=0.035時回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的溫度分布要明顯高于i=0.03和i=0.04的。圖11給出了不同斜度下熟料平面軸線上溫度分布，由圖11也可以看出，i=0.035時，熟料平面上溫度高于1 600 K燒成帶范圍要明顯大于其余兩種斜度的。所以i=0.035更適合熟料的燒結(jié)。

圖10 不同斜度下回轉(zhuǎn)窯軸線上溫度分布
Fig.10 Temperature distribution on the rotary kiln axis at different slopes

圖11給出了不同斜度下熟料平面軸線上溫度分布。

由圖11可以發(fā)現(xiàn)i=0.03和i=0.04的溫度曲線幾乎重合，但圖10中i=0.04的軸線溫度曲線峰值溫度明顯滯后于i=0.03的，由此可以看出，提高回轉(zhuǎn)窯斜度會使燒成帶區(qū)域靠近窯頭，進(jìn)而使冷卻區(qū)范圍縮小。圖11中回轉(zhuǎn)窯出口位置熟料平面溫度升高，這是由出口處高溫?zé)煔饣亓髟斐傻摹?/p>

圖11 不同斜度下熟料平面軸線上溫度分布
Fig.11 Temperature distribution on the plane axis of clinker at different slopes

3.2 燃燒器工況對流場和煤粉燃燒的影響

3.2.1旋流風(fēng)速的影響

設(shè)置旋流風(fēng)速分別為70 m/s、80 m/s、100 m/s和110 m/s，其余邊界條件按標(biāo)準(zhǔn)工況進(jìn)行設(shè)置，對比標(biāo)準(zhǔn)工況下的仿真結(jié)果。不同旋流風(fēng)速下的溫度分布對比結(jié)果如圖12和圖13所示。

圖12 不同旋流風(fēng)道風(fēng)速下回轉(zhuǎn)窯軸線溫度分布圖
Fig.12 Temperature distribution on rotary kiln axis at different swirling wind speeds

由圖12可以看出，s=80 m/s時的回轉(zhuǎn)窯軸線峰值溫度最高，但是在圖13中，s=80 m/s時的熟料溫度分布整體并非最高的。造成這種現(xiàn)象的原因主要是：旋流風(fēng)速的降低使入口切向速度降低，入口切向速度的降低有利于煤粉的聚集，這使得s=80 m/s時火焰有較高的溫度，同時過低的旋流風(fēng)速大大降低了窯內(nèi)氣相流場的旋流強(qiáng)度，進(jìn)而減弱了旋流風(fēng)對火焰的約束，降低了火焰的穩(wěn)定性，使得火焰熱量不能有效地用于熟料的燒結(jié)。圖14為不同旋流風(fēng)速下窯頭部分水平方向溫度分布圖，圖14(a)和(b)的火焰形狀明顯要比(c)和(d)的更不規(guī)則，也說明了減弱旋流風(fēng)降低了火焰的穩(wěn)定性。

圖13 不同旋流風(fēng)速下熟料平面軸線上溫度分布
Fig.13 Temperature distribution on clinker plane at different swirling wind speeds

圖14 不同旋流風(fēng)速下窯頭部分水平方向溫度分布圖
Fig.14 Temperature distribution in horizontal direction at different swirling wind speeds

在圖12中，s=100 m/s時溫度在初始階段的升高速度明顯要低于s=80 m/s和s=90 m/s的，而圖14(e)中火焰的黑火頭明顯要比其余狀態(tài)下的長，這是由于旋流風(fēng)速的提高增加了入口流場的軸向速度和切向速度，切向速度的增加使煤粉可以與空氣充分混合，同時增強(qiáng)對下游高溫?zé)煔獾木砦?，但是由于斜度的存在使中心回流區(qū)消失，旋流風(fēng)對下游高溫?zé)煔獾木砦芰Ρ幌魅?，而入口流場軸向速度的增加結(jié)合旋流風(fēng)卷吸高溫?zé)煔饽芰Φ臏p弱共同導(dǎo)致了著火點(diǎn)的后移。

在實(shí)際回轉(zhuǎn)窯運(yùn)行中，旋流風(fēng)速的增加，會導(dǎo)致在燃燒器出口區(qū)域的煤粉顆粒擴(kuò)散，這會使高旋流風(fēng)速的火焰變粗，而低旋流風(fēng)速的火焰更細(xì)長，對比圖14 中各圖可以發(fā)現(xiàn)，圖14(c)中的火焰明顯要更細(xì)長，這與實(shí)際運(yùn)行情況相符，而圖14(a)和(b)中的火焰由于旋流風(fēng)速過低，火焰穩(wěn)定性不足，造成火焰形狀不規(guī)則。對比s=90 m/s和s=100 m/s在圖12和圖13中的溫度曲線，可以發(fā)現(xiàn)二者十分相似，旋流風(fēng)速的提高并沒有明顯提升回轉(zhuǎn)窯內(nèi)溫度分布水平。結(jié)合以上分析，可以認(rèn)為90 m/s是比較好的旋流風(fēng)速選擇。

3.2.2軸流風(fēng)速的影響

分別設(shè)置回轉(zhuǎn)窯軸流風(fēng)速a=150 m/s、a=160 m/s、a=170 m/s和a=200 m/s，其余邊界條件按標(biāo)準(zhǔn)工況進(jìn)行設(shè)置，對比標(biāo)準(zhǔn)工況下a=180 m/s的仿真結(jié)果。軸流風(fēng)速為150、160、170、180和200 m/s的溫度分布對比結(jié)果如圖15和圖16所示。

由圖15可以看出，隨著軸流風(fēng)速的提高，回轉(zhuǎn)窯內(nèi)火焰峰值溫度明顯下降，且峰值溫度隨軸流風(fēng)速的提高而向窯尾偏移。軸流風(fēng)速a由150 m/s增加到180 m/s，回轉(zhuǎn)窯火焰峰值溫度降低了近150 K。在實(shí)際回轉(zhuǎn)窯運(yùn)行過程中，過高的軸流風(fēng)速會形成大速差射流，這種強(qiáng)烈的速差射流會在燃燒器軸線位置形成較大的負(fù)壓，進(jìn)而阻礙中心回流區(qū)的形成，使中心回流區(qū)變小,甚至消失。同時，提高軸流風(fēng)速雖然可以卷吸更多的高溫二次風(fēng)，但是風(fēng)速的增加也會使這些高溫二次風(fēng)與煤粉的混合位置后移，使煤粉的預(yù)熱延遲。中心回流區(qū)的減小以及煤粉預(yù)熱的延遲共同引起了回轉(zhuǎn)窯內(nèi)火焰峰值溫度的后移。并且提高軸流風(fēng)速，會加速煤粉的運(yùn)動速度，這將分散煤粉的燃燒，使回轉(zhuǎn)窯火焰溫度降低。

圖15 不同軸流風(fēng)速下回轉(zhuǎn)窯軸線溫度分布圖
Fig.15 Temperature distribution of rotary kiln under different axial flow rates

圖16 不同軸流風(fēng)速下熟料平面軸線上溫度分布
Fig.16 Temperature distribution of clinker plane axis under different axial flow rates

圖17為不同軸流風(fēng)速下窯頭溫度輪廓圖，對比圖17(a)～(e)，可以看出，當(dāng)軸流風(fēng)速增加到200 m/s時，回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的火焰嚴(yán)重變形，這是由于強(qiáng)烈的軸流風(fēng)速破壞了旋流風(fēng)對煤粉的卷吸，使煤粉嚴(yán)重擴(kuò)散，難以聚集燃燒引起的。而對比圖17(a)～(d)可以發(fā)現(xiàn)，隨著軸流風(fēng)速的增加，黑火頭長度逐漸縮短，這也驗(yàn)證了提高軸流風(fēng)會卷吸更多的高溫二次風(fēng)對煤粉進(jìn)行預(yù)熱的理論。

4 結(jié)論

通過建立的回轉(zhuǎn)窯內(nèi)部CFD模型，以及對不同斜度下回轉(zhuǎn)窯-燃燒器幾何模型進(jìn)行的全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，利用FLUENT軟件，對不同斜度及燃燒器工況下的回轉(zhuǎn)窯進(jìn)行數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論。

1) 回轉(zhuǎn)窯斜度的存在會使窯內(nèi)上下區(qū)域流場形成射流速差，且斜度越大，射流速差越大，該射流速差不利于中心回流區(qū)的形成。但斜度的存在同時也有利于燒成帶的擴(kuò)大。所以回轉(zhuǎn)窯斜度大小的選擇要適中，而不同燃燒器所造成的射流速差也不同，所以最佳斜度的確定，要依據(jù)具體燃燒器的數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)來進(jìn)行選擇。

2) 旋流風(fēng)速的提高可以卷吸更多下游高溫?zé)煔猓s短黑火頭，穩(wěn)定火焰燃燒，但是旋流風(fēng)速的提高對提升窯內(nèi)溫度場的溫度分布作用不大，而且由于斜度的存在，中心回流區(qū)消失，旋流風(fēng)對下游高溫?zé)煔獾木砦饔帽蝗趸?，過高的旋流風(fēng)速不僅不能縮短黑火頭，還會加劇煤粉顆粒擴(kuò)散。所以旋流風(fēng)速大小的選擇要適當(dāng)。

3) 軸流風(fēng)可以卷吸大量的高溫二次風(fēng)，對提升燃燒初始階段的溫度有很大作用。提高軸流風(fēng)速可以縮短黑火頭的長度，但會導(dǎo)致回轉(zhuǎn)窯火焰溫度降低，且過高的軸流風(fēng)速會破壞火焰燃燒的穩(wěn)定。

圖17 不同軸流風(fēng)速下窯頭部分水平方向溫度分布圖
Fig.17 Temperature distribution in horizontal direction at different axial wind speeds