回轉(zhuǎn)窯煅燒段煙氣最高溫度的間接測量

魯 聰，鄢曙光，歐陽安妮，宋紫欣，陳嘉儀

1武漢科技大學資源與環(huán)境工程學院 湖北武漢 430081

2冶金礦產(chǎn)資源高效利用與造塊湖北省重點實驗室 湖北武漢 430081

回轉(zhuǎn)窯廣泛應用于建材、化工、冶金和環(huán)保等行業(yè)，其內(nèi)部溫度的控制直接關系著整個生產(chǎn)線的穩(wěn)定運轉(zhuǎn)。許多學者對回轉(zhuǎn)窯內(nèi)部溫度場進行了研究，J.P.Gorog 等人[1]運用區(qū)域法分析了回轉(zhuǎn)窯內(nèi)的換熱過程，得到了可以用于模擬計算的輻射換熱關系式；K.S.Mujumdar 等人[2]建立三維模型，將料層與煙氣分開模擬，然后耦合計算結(jié)果，得到窯內(nèi)料層與煙氣的溫度分布；G.K.Gaurav 等人[3]利用 FLUENT多相流模型，通過對回轉(zhuǎn)窯截面建立二維模型，針對回轉(zhuǎn)窯傾角、產(chǎn)量等參數(shù)對溫度分布的影響做了分析。

對于回轉(zhuǎn)窯煅燒段高溫的直接測量是一直以來的難點，原因有以下三點。

(1)回轉(zhuǎn)窯為高溫設備，石灰窯煅燒段溫度約為1 350 ℃[4]；水泥窯煅燒段溫度甚至高于 1 500 ℃[5]；球團礦回轉(zhuǎn)窯煅燒段溫度一般高于 1 200 ℃，不超過1 400 ℃。

(2)回轉(zhuǎn)窯工作處于旋轉(zhuǎn)狀態(tài)，煅燒段位于窯內(nèi)，測量工具難以伸入。

(3)回轉(zhuǎn)窯內(nèi)流體處于快速流動狀態(tài)，一般在 20 m/s 左右，噴嘴處甚至超過 50 m/s，測量難度大。因此，對于回轉(zhuǎn)窯煅燒段溫度的測量只能通過其他方式間接得到。

李帷韜等人[6]利用圖像分析法，采用主成分分析，通過關聯(lián)每幅火焰圖像與特征火焰圖像提取全局特征向量，最終經(jīng)由概率神經(jīng)元網(wǎng)絡分類器對特征向量進行分類識別；陳克瓊等人[7]采用先進的壓縮Gabor 濾波器對火焰圖像預處理，提取想要的局部形態(tài)特征，基于特征分辨度、認知粒度熵和特征權值的定義，構(gòu)建相應的簡約特征空間，生成粒子云模型，并基于云隸屬度構(gòu)造模式分類器獲取回轉(zhuǎn)窯燒成狀態(tài)分類規(guī)則。但是，由于煅燒段位于回轉(zhuǎn)窯內(nèi)部，而機器視覺設備難以適應高溫，因此側(cè)面拍攝取得圖片的清晰度不會太高。窯尾煙氣溫度容易測量得到，筆者提出一種間接測量的方法，即建立窯尾煙氣溫度與煅燒段煙氣最高溫度之間的關系方程，通過測量窯尾煙氣溫度間接得到煅燒段煙氣的最高溫度。

1 回轉(zhuǎn)窯熱平衡

對于球團回轉(zhuǎn)窯來說，其穩(wěn)定工作狀態(tài)下的熱平衡為

式中：Q二次風為單位時間內(nèi)從環(huán)冷一段直接進入回轉(zhuǎn)窯的高溫助燃風所帶能量，J；Q燃為單位時間內(nèi)噴嘴噴出的燃料完全燃燒后放出的熱量，J；Q煙氣為單位時間內(nèi)窯尾出口煙氣相對于常溫煙氣溫度所增加的能量，J；Q壁為單位時間內(nèi)窯壁面對外散發(fā)的熱量，J；Q物料為單位時間內(nèi)煅燒完全后從回轉(zhuǎn)窯出去的球團相對于進入窯時增加的能量，J。

對于穩(wěn)定工作下的回轉(zhuǎn)窯，Q二次風、Q燃、Q煙氣、Q壁、Q物料均為常量，但是如果因為某些無法控制的原因或者人為調(diào)節(jié)噴嘴燃料供應量導致Q燃發(fā)生瞬間較小的變化時，煅燒段溫度也會發(fā)生一定程度的變化。由于窯內(nèi)煙氣流速較大，窯尾煙氣也會緊接著產(chǎn)生即時相應的變化，此時，Q燃、Q煙氣分別為自變量與因變量，Q二次風依然為常量；窯外壁面溫度受窯內(nèi)壁面溫度的影響，由于耐火材料的阻隔使得導熱系數(shù)降低，其對溫度的反應需要一段時間，Q壁也為常量；出口的球團礦由于煅燒完全，不會因內(nèi)部化學反應而發(fā)生較明顯的溫度變化，也不會因受到窯壁面溫度改變而通過熱傳導引起溫度變化，由于球團礦處于堆積狀態(tài)，只有表面與煙氣接觸的部分會受到窯尾煙氣溫度變化而產(chǎn)生熱輻射量變化，相對于整體溫度變化很小，且球團礦具有一定的比熱容，整體溫度變化微乎其微，因而可認為Q物料亦為常量。因此，瞬變時式(1)可以簡化為

式中：h為窯壁與外界的對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；A為窯壁面面積，m2；tw、t∞分別為窯壁面溫度與外界環(huán)境溫度，℃。

由于窯壁面溫度并非均一，不同段溫度會有差異，需要多次測量不同區(qū)域的溫度。

式中：m為單位時間出口球團礦的質(zhì)量，kg；cm為球團礦的比熱容，J/(kg·℃)；tout、tin分別為回轉(zhuǎn)窯出口球團礦與入口球團礦的溫度，℃。

式中：V2為單位時間內(nèi)二次風進入回轉(zhuǎn)窯的體積，m3；ρ2為二次風氣體密度，kg·m3；c2為二次風氣體比熱容，J/(kg·℃)；t2、t1分別為二次風、一次風風溫，℃。

燃料燃燒放出的熱量會產(chǎn)生高溫，對于穩(wěn)定工作下的球團回轉(zhuǎn)窯，一般為 1 350 ℃ 左右，該溫度是生產(chǎn)上極為關鍵的工藝參數(shù)，直接關系到燃料用量、球團礦質(zhì)量、氮氧化物的排放和筒體結(jié)圈。由于該區(qū)域溫度高且處于窯體內(nèi)部，具體位置亦難確定，窯內(nèi)該段流場速度一般超過 20 m/s，因此很難測量。式(2)說明窯尾煙氣溫度與窯內(nèi)高溫存在著明確的關系，只要得到此關系，就能實現(xiàn)回轉(zhuǎn)窯最高溫度的間接測量。

2 熱平衡分析

Q燃為燃料燃燒放熱，回轉(zhuǎn)窯燃料類型有幾種，常用的有煤粉、天然氣或液化天然氣等，歸根結(jié)底，其燃燒主成分為固態(tài) C 或者氣態(tài) CH4，其燃燒總方程式為

式(5)、(6)為燃料燃燒完全的總反應，可以看出，不論是固態(tài) C 燃燒，還是氣態(tài) CH4燃燒，反應前后氣態(tài)分子量不變，因此，燃燒前后沒有氣體體積的增加。沒有考慮生成 CO 是因為回轉(zhuǎn)窯內(nèi)氧氣是過量的，即便出口會有微量的 CO，但其摩爾分數(shù)一般不超過 6.0×10-4，可忽略不計。沒有考慮 NO 的生成，其摩爾分數(shù)也很低，一般不超過 8.0×10-4，可忽略不計，且 NO 的產(chǎn)生主要為燃料型和熱力型，對于燃料型 NO 的生成機理太過復雜，目前尚不十分明確，對于熱力型 NO，其反應前后分子量也不變?；诖?，則有：

式中：Vy為單位時間內(nèi)回轉(zhuǎn)窯出口煙氣的體積，m3；ρy為出口煙氣的密度，kg/m3；cy為出口煙氣的比熱容，J/(kg·℃)；ty、t1分別為出口煙氣風溫與一次風風溫，℃。

式中：ρr為燃料剛剛?cè)紵艧嵬耆蟾邷責煔獾拿芏?，即煅燒段高溫煙氣的密度，kg/m3；cr為煅燒段高溫煙氣的比熱容，J/(kg·℃)；tr、t1分別為煅燒段高溫煙氣風溫與一次風風溫，℃。

將式(7)、(8)帶入式(2)，則有

由于進入回轉(zhuǎn)窯的二次風、燃料燃燒完全后的煙氣、窯尾煙氣均為高溫氣體(溫度高于 1 100 K)，且主要有 N2、CO2、O2以及微量的 NO、CO 等組成。由于主成分基本相同，可認為密度和比熱容相同，那么式(10)最終可化簡為

式中：Vy、V2、Q為回轉(zhuǎn)窯穩(wěn)定工作時均為可測得的常量；ρy、cy為回轉(zhuǎn)窯出口高溫煙氣的密度和比熱容，是物質(zhì)本身屬性，亦為常量。

則式(11)表達了重要含義：回轉(zhuǎn)窯在穩(wěn)定工作時，窯尾煙氣溫度與煅燒段煙氣最高溫度存在線性關系，且為一次函數(shù)線性關系，其斜率只與窯尾煙氣流量和二次風進口流量有關。

3 數(shù)值模擬

回轉(zhuǎn)窯工作時，內(nèi)部流體、物料間存在復雜的對流換熱和導熱，目前沒有一款仿真軟件能夠全部同時兼顧。國內(nèi)外學者對回轉(zhuǎn)窯內(nèi)溫度場的研究均是基于一定研究前提下的簡化。筆者以攀鋼φ5 m×33 m 球團礦回轉(zhuǎn)窯為基礎，參考四通道燃燒器噴嘴模型，運用 Pro/E 軟件三維建模，ICEM 劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，運用 CFD-FLUENT 技術對回轉(zhuǎn)窯溫度場進行數(shù)值模擬計算。建立模型時進行如下簡化。

(1)不考慮窯體耐火材料層與窯體的旋轉(zhuǎn)，將窯壁考慮為絕熱壁面或者設置某一固定的對外傳熱系數(shù)。

(2)不考慮球團礦煅燒過程中的化學反應吸放熱。

(3)不考慮四通道燃燒器的旋流風，將其當作直流風，筆者研究的前提是一次風提供的氧氣充足，燃料燃燒完全。噴嘴火焰是否發(fā)散雖然不會影響Q燃，但是不利于劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。

回轉(zhuǎn)窯網(wǎng)格劃分如圖 1 所示。網(wǎng)格數(shù)量為 148萬，大于網(wǎng)格無關性驗證后的最低網(wǎng)格數(shù)量，網(wǎng)格質(zhì)量高于 0.63。

圖1 回轉(zhuǎn)窯網(wǎng)格劃分Fig.1 Mesh division of rotary kiln model

具體邊界條件設置：軸流風風速(包括旋流風)為 100 m/s，水力直徑為 0.14 m，風溫為 27 ℃，氣體組分為空氣(即 O2體積分數(shù)為 21%，其余為氮氣)；二次風風速為 5 m/s，水力直徑為 0.3 m，風溫為 878 ℃，氣體組分(O2摩爾分數(shù)為 0.001，CO2摩爾分數(shù)為 0.2，其余為氮氣)；噴嘴燃料出口速度為30 m/s，水力直徑為 0.1 m，溫度為 27 ℃，成分為CH4；出口設置為壓力出口，靜壓力為 0；窯壁面比熱容 500 J/(kg·℃)，導熱系數(shù) 16 W/(m2·℃)，對外換熱系數(shù)為 4.2 W/(m2·℃)，對外輻射率為 0.09，對內(nèi)輻射率為 1。

FLUENT 采用穩(wěn)態(tài)計算、κ-εRealizable 湍流模型、輻射模型、通用有限速率燃燒模型-渦耗散模型、考慮 NO 模型中的熱力型和快速型，通過改變?nèi)剂现屑淄榈哪柗謹?shù)(0.70、0.725、0.80、0.85、0.90、0.95、1.00)，計算得到回轉(zhuǎn)窯煅燒段煙氣最高溫度與窯尾煙氣溫度ty之間的趨勢線。

甲烷摩爾分數(shù)為 1.0 時，回轉(zhuǎn)窯xy截面溫度等值線云圖如圖 2 所示。

由圖 2 可以看出，回轉(zhuǎn)窯煙氣最高溫度位于火焰前端的一個較小區(qū)域，位置在距離窯頭 10～11 m 的軸線處。在該區(qū)域，甲烷燃燒完全并放熱。在FLUENT 中通過對xy截面溫度云圖求解最大值(即煅燒段煙氣溫度最大值)。如圖 2 得到最大值為 1 884.6 K，并同時對窯尾截面(出口)求解溫度平均值(即窯尾煙氣溫度平均值)；如圖 2 工況對應的窯尾平均溫度為 1 449.5 K。依次計算并得到各甲烷摩爾分數(shù)對應的tr和ty。窯尾煙氣溫度隨煅燒段煙氣最高溫度的變化曲線如圖 3 所示。

圖2 回轉(zhuǎn)窯 xy 截面溫度云圖Fig.2 Temperature contours of rotary kilnoncross-section xy

圖3 窯尾煙氣溫度隨煅燒段煙氣最高溫度的變化曲線Fig.3 Variation of kiln exhaust temperature with flue gas temperature in calcination section

由圖 3 可以看出，回轉(zhuǎn)窯煅燒段煙氣最高溫度與窯尾煙氣溫度滿足明顯的線性關系：ty=0.468tr+573.029；且相關性R2=0.997。

4 結(jié)語

(1)回轉(zhuǎn)窯穩(wěn)定工作時，煅燒段煙氣最高溫度與窯尾煙氣溫度之間的關系滿足方程

(2)該方程表明：回轉(zhuǎn)窯在穩(wěn)定工作時，窯尾煙氣溫度與煅燒段煙氣最高溫度存在線性關系，其斜率與窯尾煙氣流量和二次風進口流量有關。通過測量窯尾煙氣溫度可以計算出預測生產(chǎn)中無法測量的窯內(nèi)煅燒段煙氣最高溫度，為回轉(zhuǎn)窯煅燒段煙氣溫度在線監(jiān)測和自動化調(diào)節(jié)火焰溫度提供了理論指導。