煙氣再循環(huán)與空氣分級對氫氧化鋁焙燒爐運行參數(shù)的影響

李瀟峰,鄒 俊,張 揚,王志寧,張 海,呂俊復(fù),劉 青，張守玉

(1.上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093；2.清華大學(xué)山西清潔能源研究院，山西 太原 030032； 3.清華大學(xué) 能源與動力工程系 熱科學(xué)與動力工程教育部重點實驗室，北京 100086)

0 引 言

氫氧化鋁的焙燒是在高溫下脫去氫氧化鋁的附著水和結(jié)晶水，完成晶相轉(zhuǎn)變，制取符合要求的氧化鋁的工藝過程。氫氧化鋁的焙燒是氧化鋁生產(chǎn)過程的最后一道工序，其能耗占氧化鋁工藝總能耗的10%以上[1]。

目前我國氫氧化鋁焙燒生產(chǎn)主要采用氣態(tài)懸浮焙燒爐(gaseous suspension calciner，GSC)工藝過程?？紤]到生產(chǎn)成本，我國GSC爐大多采用煤氣作為燃料。煤氣在GSC爐的燃燒過程中會產(chǎn)生大量NOx。傳統(tǒng)燃燒煤氣的GSC爐中NOx排放值為150～400 mg/m3。我國于2013年修訂了《鋁工業(yè)污染物排放標準》(GB 25465—2010)[2]，規(guī)定氧化鋁焙燒爐的NOx排放應(yīng)低于100 mg/m3。因此，降低焙燒爐中的NOx排放具有現(xiàn)實意義。

GSC爐具特點：主焙燒爐P04內(nèi)焙燒溫度高，平均1 000～1 200 ℃，由于焙燒溫度與氧化鋁產(chǎn)品質(zhì)量直接相關(guān)，要求焙燒溫度不能降低；氫氧化鋁氣態(tài)懸浮焙燒爐的主焙燒爐P04內(nèi)物料處于懸浮焙燒狀態(tài)，要求較大的空氣流量，因此焙燒爐內(nèi)的總過量空氣系數(shù)一般在1.4左右；焙燒爐系統(tǒng)的焙燒時間短，只有1～2 s；主焙燒爐入口處的助燃空氣溫度高，一般在700 ℃以上。

GSC爐燃燒過程中NOx主要有熱力型和燃料型2種。由于GSC爐的助燃空氣溫度較高，一般可達700 ℃以上，傳統(tǒng)的擴散式燒嘴的局部火焰溫度可達2 000 ℃，局部高溫條件下會產(chǎn)生大量熱力型NOx。而在煤氣生產(chǎn)過程中，由于工藝不同，煤氣NH3含量為50×10-6～400×10-6，在焙燒過程中生成燃料型NOx。

近年來，我國對GSC爐的低氮改造進行嘗試。徐良策[3]、尹海濱等[4]對降低GSC爐的NOx排放提出建議。黃耀[5]對比了煙氣脫硝和燃料脫氨的經(jīng)濟型以及對運行的影響，從而選擇煤氣脫氨的技術(shù)思路，并采用硫銨工藝對燃料進行脫氨，降低燃料型NOx的排放?？諝夥旨壖夹g(shù)是將部分助燃空氣直接送入主燃燒區(qū)下游，讓主燃燒區(qū)形成欠氧的還原性環(huán)境，可有效抑制熱力型NOx的生成。楊協(xié)和等[6]利用Barracuda模擬計算了使用空氣分級技術(shù)對GSC爐NOx排放的影響，結(jié)果表明，主燃燒區(qū)的過量空氣系數(shù)小于1時，GSC爐的NOx生成量大幅降低。但由于整體過量空氣系數(shù)較高，若采用空氣分級的技術(shù)方案，進入爐膛底部的助燃空氣量需減少到空氣分級前的60%左右，才能形成欠氧的還原性燃燒環(huán)境，風量大幅減少會導(dǎo)致氣流速度顯著減小，破壞了主焙燒爐P04內(nèi)原有的懸浮焙燒狀態(tài)，導(dǎo)致系統(tǒng)落料事故，危害系統(tǒng)的運行。桑海波[7]提出了低氮燃燒+SNCR+SCR復(fù)合脫硝技術(shù)，并成功應(yīng)用于多個氧化鋁廠。但焙燒爐內(nèi)粉塵濃度大，SCR技術(shù)使用的催化劑易被粉塵污染而失活，增加了生產(chǎn)成本。SNCR技術(shù)有可能產(chǎn)生氨逃逸問題，逃逸出的NH3附著在氧化鋁固體表面，污染最終的氧化鋁產(chǎn)品。

在熱力行業(yè)，煙氣再循環(huán)技術(shù)常被用于降低氣體燃料燃燒過程的NOx排放[8-10]。采用煙氣再循環(huán)技術(shù)能夠顯著降低燃燒溫度和熱力型NOx的生成[11-15]。但對于GSC氫氧化鋁焙燒過程，其燃燒溫度受工藝的限制，不能顯著降低，否則將影響氧化鋁產(chǎn)品質(zhì)量。因此，傳統(tǒng)的煙氣再循環(huán)技術(shù)不能用于GSC爐的NOx減排。

為此，本文提出針對GSC爐的新型煙氣再循環(huán)結(jié)合空氣分級的低氮燃燒技術(shù)。首先，利用再循環(huán)煙氣替代部分助燃空氣，在保證總風量的情況下，降低總過量空氣系數(shù)；再結(jié)合空氣分級，減少NOx排放。該技術(shù)中煙氣再循環(huán)的目的不是為了降低燃燒溫度，而是利用煙氣替代部分空氣，用于維持P04內(nèi)物料的懸浮焙燒狀態(tài)，這與傳統(tǒng)的煙氣再循環(huán)技術(shù)差異顯著。當助燃氧化劑氣流的宏觀過量空氣系數(shù)在1.1～1.2時，僅采用少量的空氣分級即可使主燃燒區(qū)處在還原性氣氛下，有效抑制NOx生成的同時保證P04內(nèi)物料的懸浮焙燒狀態(tài)以及工藝溫度，再利用剩余的空氣將未燃盡的燃料燃燒完全。

煙氣再循環(huán)和空氣分級燃燒技術(shù)是否會引起GSC爐運行參數(shù)的顯著改變是低氮燃燒技術(shù)是否可行的關(guān)鍵。焙燒溫度變化可能會影響產(chǎn)品質(zhì)量，排煙溫度的變化會影響GSC爐的整體熱效率，入口氣體流量的變化可能會使主焙燒爐(P04)內(nèi)無法形成懸浮焙燒狀態(tài)等。本文在該技術(shù)方案下，開展GSC爐物料平衡和熱平衡計算，考察煙氣再循環(huán)和空氣分級存在的條件下，GSC爐運行參數(shù)的變化規(guī)律。以某3 000 t/d的GSC爐為對象，對比有無煙氣在循環(huán)技術(shù)和空氣分級技術(shù)條件下的物料平衡和熱平衡情況；以此為基礎(chǔ)，討論引入再循環(huán)煙氣和空氣分級后對P04焙燒溫度、燃料消耗量、熱效率等的影響，為焙燒爐系統(tǒng)進行低氮燃燒改造提供理論參考。

1 技術(shù)方案和計算方法

GSC爐的示意如圖1所示(其中實線箭頭表示物料流量，虛線箭頭表示氣流流向，紅色虛線箭頭表示氣流中攜帶物料流)。

物料流程：氫氧化鋁原料從進料小倉(F01)送入文丘里干燥器(A02)，被煙氣攜帶進入首級旋風預(yù)熱器P01。旋風預(yù)熱器同時具有分離氣固的功能，絕大多數(shù)物料被P01分離進入末級旋風預(yù)熱器P02，與熱煙氣換熱后進入主焙燒爐P04完成焙燒，物料經(jīng)旋風分離器P03分離后，依次進入C01、C02、C03和C04等4個旋風冷卻器，物料被冷卻，最終進入K01流化床冷區(qū)器進一步降溫，形成最終的氧化鋁產(chǎn)品。

煙風流程：在引風機的驅(qū)動下，新鮮空氣進入C04冷卻氧化鋁物料的同時，空氣溫度升高?？諝庖来瘟鹘?jīng)C03、C02和C01使溫度進一步升高。離開C01的助燃空氣與煤氣混合燃燒，從底部進入P04，用于給焙燒過程提供熱量，熱煙氣從P03分離器與物料分離后，依次流經(jīng)P02、A02和P01，加熱物料，同時煙氣溫度降低。從P01分離出的煙氣進入電除塵器ESP，通過引風機從煙囪排向大氣。

1.1 煙氣再循環(huán)和空氣分級的GSC爐技術(shù)方案

本文以某3 000 t/d的GSC爐為對象，研究煙氣再循環(huán)和空氣分級帶來的影響。本文提出的煙氣再循環(huán)和空氣分級的方案(圖1)如下：

圖1 氫氧化鋁氣態(tài)懸浮焙燒爐系統(tǒng)工藝流程Fig.1 Process flow of aluminum hydroxide gaseous suspension calciner system

1)煙氣再循環(huán)。選擇從引風機出口的煙氣管道上抽取部分煙氣作為再循環(huán)煙氣，并在末級旋風冷卻器C04的空氣入口處與空氣混合并引入系統(tǒng)。考慮到焙燒爐的特點，再循環(huán)煙氣與空氣混合形成的混合氣的總氣體流量與原焙燒爐的空氣流量相同。由于混合氣從C04進入GSC爐系統(tǒng)后，需要作為冷卻介質(zhì)冷卻高溫氧化鋁物料，為了保證冷卻效果，再循環(huán)煙氣不作保溫處理。由于引風機出口煙氣約為160 ℃，并含有大量水蒸氣，再循環(huán)煙氣在再循環(huán)煙氣管道中會被周圍環(huán)境冷卻，大量水蒸氣冷凝形成液態(tài)水。因此，重新與空氣混合進入焙燒爐系統(tǒng)時，可認為再循環(huán)煙氣中水蒸氣含量為飽和水蒸氣含量，且煙氣溫度與空氣溫度相同。

2)空氣分級。C01分離出的加熱后空氣與循環(huán)煙氣的混合氣在進入P04底部前分成2股：第1股流入主焙燒爐(P04)下部與煤氣混合并形成欠氧燃燒，建立還原性環(huán)境；第2股作為燃盡風引入主焙燒爐(P04)的中上部，將欠氧燃燒過程中未燃盡的燃料氧化完全。該方案中氫氧化鋁的脫水反應(yīng)主要在P04下部的還原區(qū)進行，需要保證此部分溫度基本不變。在計算中，以燃盡風的入口為分界線，將P03和P04分為P04下部和P03+P04上部分別計算。由于P04內(nèi)部為耐火磚，散熱量較少，并且P04內(nèi)焙燒時間短，為方便計算，假設(shè)P04下部沒有散熱。

1.2 GSC爐物料平衡和熱平衡計算方法

GSC爐的熱平衡和物料平衡計算方法參照文獻[16]。以工況0(無煙氣再循環(huán)和空氣分級的初始工況)測得的數(shù)據(jù)和GSC爐的設(shè)計參數(shù)為基礎(chǔ)，按照文獻[16]的計算方法，計算工況0時系統(tǒng)的物料平衡和熱平衡；再通過校核分離器的分離效率變化規(guī)律，重新計算引入再循環(huán)煙氣和空氣分級后GSC爐的物料平衡；利用C04進入的氣體體積流量不變計算，初步得到不同煙氣再循環(huán)率和燃盡風率下的GSC爐總過量空氣系數(shù)，根據(jù)式(1)、(2)計算煙氣再循環(huán)率和燃盡風率；再依次計算C04、C03、C02、C01、P04下部、P03-P04上部、P02、P01的熱平衡，通過計算依次得到C04內(nèi)氣固溫度、C03內(nèi)氣固溫度、C02內(nèi)氣固溫度、C01內(nèi)氣固溫度、P04消耗燃料量、P03-P04上部氣固溫度、P02內(nèi)氣固溫度和A02消耗燃料量等參數(shù)，經(jīng)反復(fù)迭代，使各部件最終均達到熱平衡狀態(tài)。

(1)

(2)

式中，φ為煙氣再循環(huán)率，%；VFGR為再循環(huán)煙氣總體積，m3；Vfg為焙燒爐出口煙氣總體積，m3；k為燃盡風率，%；VOFA為燃盡風總體積，m3；Vwa,C01-P04為首級旋風冷卻器(C01)到主焙燒爐(P04)的濕空氣總體積，m3。

表1為GSC爐物料平衡、熱平衡計算所需參數(shù)，表2為GSC爐的煤氣燃料成分。

表1 無煙氣再循環(huán)和空氣分級時GSC爐主要參數(shù)Table 1 Main parameters of GSC without FGR and air staging technology

表2 煤氣成分Table 2 Coal gas compositions

本文計算并分析不同工況下焙燒爐運行參數(shù)的變化規(guī)律，計算過程如圖2所示。

圖2 計算過程Fig.2 Process of calculation

1.3 分離器分離效率和P02灼減率的確定

1.3.1分離器效率的確定

由于引入煙氣再循環(huán)技術(shù)和空氣分級技術(shù)后，各旋風分離器內(nèi)的氣流速度、氣流溫度和氣流成分會發(fā)生變化，可能對分離器效率產(chǎn)生影響。因此，首先討論加入再循環(huán)煙氣后分離器的分離效率的變化規(guī)律。本文基于Muschelknautz模型[17]，計算焙燒爐系統(tǒng)中7 個分離器效率的變化規(guī)律，分離效率計算公式為

E=∑Eipi，

(3)

其中，E為分離器分離效率；pi為粒徑為i的顆粒量占總顆粒數(shù)的百分比，%；Ei為分離器對粒徑為i顆粒的分離效率，%，計算公式為

(4)

其中，i為顆粒粒徑，mm；D50為分離器的切割粒徑，mm，其計算公式為

(5)

其中，ρp為粉塵密度，kg/m3；Vocs為內(nèi)旋渦旋轉(zhuǎn)速度，m/s；μ為氣體黏度，Pa·s；ρ為氣體密度，kg/m3；Hi為分離器內(nèi)部空間高度，m；Q為空氣流量，m3/h，計算公式為

Q=Q0ρ/ρ0，

(6)

式中，Q0為標準狀況下空氣流量，m3/h；ρ0為標況下氣體密度，kg/m3。

內(nèi)旋流速度Vocs的計算公式為

(7)

式中，Vow為器壁表面切向速度，m/s；D為分離器外徑，m；Dx為分離器內(nèi)徑，m；f為總摩擦因數(shù)；Ar為摩擦阻力總面積，m2。

氣體密度根據(jù)理想氣體方程估算，氣體黏度根據(jù)文獻[18]的回歸方程計算。其中氮氣黏度、氧氣黏度和混合氣黏度的計算公式分別為

(8)

式中，μ(N2)為氮氣黏度，Pa·s；T(N2)為氮氣溫度，K。

(9)

式中，μ(O2)為氧氣黏度，Pa·s；T(O2)為氧氣溫度，K。

(10)

式中，μ′為混合氣黏度；μm為第m種氣體的黏度，Pa·s；gm為第m種氣體的質(zhì)量分數(shù)，%。

圖3為溫度、煙氣再循環(huán)率和氣體流量對分離效率的影響。由圖3(a)(以C04為例)可知，溫度小于100 ℃時，分離器分離效率的變化小于1%。本文計算中，增加空氣分級和煙氣再循環(huán)后，各分離器內(nèi)的氣流溫度變化最大接近100 ℃，可近似認為分離器效率無變化。由圖3(b)(以P03為例)可知，當煙氣再循環(huán)率達20%時，分離器的分離效率變化不足0.5%，可近似認為分離效率無變化。由圖3(c)(以P02為例)可知，分離器入口氣流量小于2 Nm3/s時，分離器的分離效率變化不超過1%。而在本文計算中，氣體流量最大不超過2 Nm3/s，，可近似認為分離器效率無變化。綜上，在本文研究范圍內(nèi)，分離器的分離效率變化很小，可取定值。

圖3 分離器分離效率的變化趨勢Fig.3 Variation trend of separator separation efficiency

1.3.2P02溫度對P02下料口灼減率的影響

圖4 P02灼減率與P02溫度的關(guān)系Fig.4 Relationship between weight loss during calcination in P02 and P02 temperature

1.4 煙氣再循環(huán)和空氣分級技術(shù)對GSC系統(tǒng)溫度的影響

在實際GSC爐操作過程中，燃料可通過P04下方氣流入口的主燃氣燒嘴(圖1中燃氣入口1)和A02下方的輔助燃氣燒嘴(圖1中燃氣入口2)送入GSC爐，用來調(diào)節(jié)GSC各部件的溫度分布。在增加煙氣再循環(huán)和空氣分級后，不改變?nèi)細馊肟?和燃氣入口2的燃氣量分配，對系統(tǒng)各部件溫度的變化見表3，其中，工況0為不配置煙氣再循環(huán)和空氣分級的條件下GSC爐各部件的溫度，工況1為不改變GSC系統(tǒng)的燃料分配，煙氣再循環(huán)率取20%且無空氣分級的溫度，工況2為不改變焙燒爐系統(tǒng)的燃料分配，煙氣再循環(huán)率和燃盡風率均取20%時的溫度。

表3 不調(diào)整燃料分配對系統(tǒng)各部件溫度的變化Table 3 Temperature changes of system components without fuel adjustment ℃

可知，當煙氣再循環(huán)率達20%時，P04下部的氣固溫度略有下降，從1 103 ℃降至1 096 ℃；P01內(nèi)氣固溫度即出口煙氣溫度增至163 ℃。引入20%燃盡風時，P04下部的溫度降至1 048 ℃。P04下部溫度降低，可能會導(dǎo)致氧化鋁產(chǎn)品質(zhì)量下降；若出口煙氣溫度過高，可能會使除塵系統(tǒng)運行故障，破壞系統(tǒng)穩(wěn)定運行；P01溫度(排煙溫度)升高會導(dǎo)致GSC爐整體熱效率下降。因此，若要在煙氣再循環(huán)和空氣分級技術(shù)條件下保證P04焙燒工藝溫度以及保持較高的熱效率，在實際生產(chǎn)操作中需要通過調(diào)節(jié)燃料的分配方式，來保證產(chǎn)品質(zhì)量和系統(tǒng)正常運行。

1.5 可靠性驗證

為了驗證模型的可靠性，對某GSC爐在低負荷下測得的實際工況進行模擬計算，并與實際測量結(jié)果對比，如圖5所示，其中P04溫度和C01溫度在計算過程中取測量值?？梢钥闯觯拓摵蓵r，各設(shè)備的溫度誤差較小，在6%以內(nèi)，表明本計算模型具有較好的可信度。

圖5 低負荷下各設(shè)備的溫度的測量值和計算值對比Fig.5 Comparison of measured and calculated temperature of each equipment under low load

2 結(jié)果與分析

計算中需保證氫氧化鋁焙燒工藝溫度和排煙溫度，即保證P04下部焙燒溫度為1 103 ℃、P01溫度為160 ℃，與工況0一致，因此計算中必須調(diào)整燃氣的分配，具體工況見表4。對比工況0和工況3～6，可得到煙氣再循環(huán)對GSC爐運行參數(shù)的影響；對比工況6～9可得到空氣分級對GSC爐運行參數(shù)的影響。

表4 調(diào)整燃料分配條件下各工況計算參數(shù)設(shè)定Table 4 Setting of calculation parameters for each working condition under adjusted fuel distribution conditions

2.1 煙氣再循環(huán)對GSC爐運行參數(shù)的影響

圖6為GSC爐總過量空氣系數(shù)隨煙氣再循環(huán)率的變化?？梢钥闯?，當再循環(huán)煙氣率為15%時，總過量空氣系數(shù)約為1.2；煙氣再循環(huán)率為20%時，總過量空氣系數(shù)約為1.12。

圖6 煙氣再循環(huán)率對焙燒爐系統(tǒng)總過量空氣系數(shù)的影響(工況0、3～6)Fig.6 Influence of FGR on excess air coefficient(case 0,3-6)

圖7為GSC爐各部件內(nèi)溫度隨煙氣再循環(huán)率的變化?？梢钥闯觯薖04和P01溫度設(shè)定為定值外，其他各設(shè)備溫度均有小幅變化。由于再循環(huán)煙氣的熱容比空氣大，因此隨著煙氣再循環(huán)率的增加，從C04進入的氣流總熱容略增大，在冷卻物料過程中可吸收更多的熱量，因此導(dǎo)致C01～C04內(nèi)氣固溫度降低。但溫度降低的幅度有限，其中C04溫度變化最大，由初始工況的260 ℃降至252 ℃，降低約3%。隨著再循環(huán)煙氣的增加，P02和P03的氣固溫度增加。這是由于隨著再循環(huán)煙氣量增加，氣體向物料的換熱量相對減少。同時可以看到，隨著再循環(huán)煙氣量增至20%，P02溫度變化僅從270 ℃升至278 ℃，說明若燃料分配調(diào)整合理，引入煙氣再循環(huán)對GSC爐運行參數(shù)的影響有限。

圖7 煙氣再循環(huán)率對各設(shè)備溫度的影響(工況0、3～6)Fig.7 Influence of FGR on temperature of each equipment(case 0,3-6)

圖8為不同煙氣再循環(huán)率下焙燒爐熱效率的變化情況。GSC爐熱效率為

圖8 煙氣再循環(huán)率對熱效率的影響(工況0、3～6)Fig.8 Influence of FGR on thermal efficiency(case 0,3-6)

(11)

從圖8可以看出，隨著煙氣再循環(huán)率增加，GSC爐的熱效率整體呈上升趨勢，但變化幅度不大。結(jié)合表4可知，這是因為隨著煙氣再循環(huán)率增加，GSC爐總體消耗的燃料量呈略微降低趨勢，使GSC爐總體熱效率略微上升。

2.2 空氣分級對GSC爐運行參數(shù)的影響

圖9為相同煙氣再循環(huán)率(20%)下，不同燃盡風率對GSC爐各部件內(nèi)溫度的影響。隨著燃盡風率增加，各設(shè)備溫度均上升，其中P03溫度變化最大，從1 092 ℃升至1 194 ℃，增加了100 ℃左右。這是因為為了保證P04下部焙燒溫度不變，大幅增加了P04消耗的燃料，使P03溫度上升。其余設(shè)備溫度上升是因為隨著燃盡風率增加，P03溫度升高幅度較大，導(dǎo)致C01～C04的入口物料溫度以及P01和P02的入口煙氣溫度大幅提升，進而影響了系統(tǒng)溫度。

圖9 燃盡風率對各設(shè)備溫度的影響(工況6～9)Fig.9 Effect of over-fire air ratio on temperature of each equipment(case 6-9)

圖10為不同燃盡風條件下熱效率的變化情況。由表4可知，隨著燃盡風率從0增至25%，GSC總體燃料消耗量呈略微上升趨勢。由于燃料消耗增加，焙燒爐的熱效率呈略微降低趨勢。從絕對數(shù)據(jù)來看，工況9的熱效率為78.56%，而工況0的熱效率為79.18%，熱效率下降有限。因此，在燃料分配優(yōu)化后，聯(lián)合使用煙氣再循環(huán)和空氣分級技術(shù)不會對GSC爐熱效率產(chǎn)生顯著影響。由表4可知，燃盡風率達25%時，P04下部過量空氣系數(shù)約為0.84，此時能減排70%的NOx[6]。

圖10 燃盡風率對熱效率的影響(工況6～9)Fig.10 Influence of over-fire air ratio on thermal efficiency(case 6-9)

3 結(jié) 論

1)煙氣再循環(huán)率在20%以內(nèi)且空氣分級的燃盡風率在25%以內(nèi)時，GSC爐系統(tǒng)中各分離器效率變化可忽略。

2)GSC爐系統(tǒng)增加煙氣再循環(huán)和空氣分級后，若不調(diào)整燃料分配，焙燒溫度會降低，可能對氧化鋁產(chǎn)品質(zhì)量產(chǎn)生不利影響。

3)通過優(yōu)化GSC爐的燃料分配，可顯著降低煙氣再循環(huán)和空氣分析對系統(tǒng)運行參數(shù)的影響程度。

4)煙氣再循環(huán)率達20%且空氣分級的燃盡風率均為25%時，優(yōu)化后的GSC爐系統(tǒng)仍可在保證氫氧化鋁焙燒工藝溫度和整體熱效率的情況下，實現(xiàn)P04下部的欠氧還原性燃燒氣氛，為GSC焙燒爐的低氮燃燒設(shè)計提供了必要條件。