基于SNCR和分級燃燒技術(shù)的分解爐脫硝數(shù)值模擬研究

陳作炳，沈偉強，陳 響

(1.武漢理工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，湖北 武漢 430070；2.蘇州中材建設(shè)有限公司，江蘇 昆山 215300)

氮氧化物是燃煤產(chǎn)生的主要污染物之一，如果不經(jīng)過處理直接排入大氣，氮氧化物會造成酸雨、光污染和霧霾等危害[1]。據(jù)統(tǒng)計，現(xiàn)有水泥熟料生產(chǎn)線年氮氧化物的排放量已經(jīng)達(dá)200萬噸以上，占全國總排放量的14%以上。2016年的《“十三五”節(jié)能減排綜合工作方案》提出到2020年，全國NOx排放總量控制在1 574萬噸[2]。降低氮氧化物排放的目標(biāo)任重道遠(yuǎn)。

國內(nèi)外學(xué)者對分解爐脫硝進(jìn)行了大量研究。呂剛[3]采用理論分析、模擬實驗和計算機(jī)模擬相結(jié)合的方法研究了分解爐內(nèi)NO生成和還原規(guī)律，分析了分解爐內(nèi)氮氧化物的分布特征。蔡呂清[4]研究了分解爐內(nèi)生料分解過程中煤粉燃燒生成的NOx的轉(zhuǎn)化過程。Bugge[5]等采用數(shù)值模擬方法系統(tǒng)研究了生物質(zhì)顆粒燃燒產(chǎn)生的氮氧化物的生成規(guī)律，得出了最高氮氧化物生成時的空氣過剩系數(shù)的范圍。Hrvoje[6]基于N-S方程和拉格朗日方程模擬了一個工業(yè)分解爐的爐內(nèi)內(nèi)部物流化學(xué)過程，包括流場、溫度場和分解反應(yīng)，探索了顆粒反應(yīng)機(jī)理和污染物生成機(jī)理。李莉[7]針對水泥分解爐內(nèi)的低溫、高濃度CO2、復(fù)雜多變氣氛、大量水泥生料分解和煤粉燃燒過程相互耦合等特點，研究了分解爐內(nèi)特殊工況條件下煤粉燃燒過程中燃料NOx的釋放特性和生成機(jī)理。李秀秀[8]研究了煤粉燃燒過程及氮氧化物生成機(jī)理，探討了溫度、還原劑噴入?yún)?shù)等因素對氮化物脫除的影響規(guī)律。黃來[9]在機(jī)理分析的基礎(chǔ)上對現(xiàn)行主體2 500 t/d水泥生產(chǎn)線的雙噴騰分解爐進(jìn)行了參數(shù)優(yōu)化研究。Jakov[10]應(yīng)用CFD code AVL FIRE商業(yè)軟件數(shù)值模擬研究了一個工業(yè)用反應(yīng)器的SNCR(selective non-catalytic reduction)氮氧化物控制過程，模擬結(jié)果對于電廠、水泥生產(chǎn)窯爐的氮氧化物控制有很好的理論指導(dǎo)作用。

筆者以某6 000 t/d的NST型分解爐為研究對象，研究其流場、溫度場、NO濃度分布，并結(jié)合SNCR技術(shù)和分級燃燒技術(shù)探索一種新的脫硝方案，對水泥生產(chǎn)中分解爐處理氮氧化物提供一定的理論參考。

1 物理模型和網(wǎng)格劃分

1.1 分解爐物理模型建立

NST型分解爐是新型干法水泥生產(chǎn)中普遍應(yīng)用的窯外預(yù)分解爐類型之一。圖1是按照實際尺寸1∶1建立的NST型分解爐的幾何模型。

圖1 分解爐幾何模型

按照實際工況，2個生料下料口的直徑為900 mm，與分解爐中軸線呈30°對稱布置。主燃燒器噴煤管的直徑為496 mm，與下料箱平齊且中軸線呈水平態(tài)，按偏心圓Φ1 650 mm周向均布4個。還原燃燒器噴煤管的內(nèi)徑為220 mm，共選兩組，兩組煤粉管高度上相距1 200 mm布置；安裝時，每組兩個噴煤管偏心對稱徑向分布，偏心圓為Φ1 650 mm；其中，噴煤管的中心軸與分解爐中軸線呈75°向下傾斜。三次風(fēng)管的直徑為3 150 mm，其中軸線與分解爐中軸線偏心間距為1 118.5 mm，且呈75°向下傾斜。窯尾煙氣入口截面的尺寸為3 300×3 300 mm。分解爐爐體為Φ7 420 mm的柱體，鵝頸管的直徑為6 150 mm。

1.2 網(wǎng)格劃分

考慮到研究對象NST型分解爐模型結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，尤其是在錐形體附近、縮口附近等特殊區(qū)域，采用在規(guī)則區(qū)域選用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在重點關(guān)注區(qū)域選用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的混合劃分技術(shù)方案。從計算精度和計算速度角度考慮，采用整體劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的方式，將計算區(qū)域分成核心區(qū)與壁面區(qū)，在關(guān)鍵的位置進(jìn)行局部加密。

圖2為NST型分解爐的網(wǎng)格圖。由圖2可知，所劃分的網(wǎng)格均勻性較好，扭曲率較低。采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)絡(luò)劃分的方式大大減小了網(wǎng)格的數(shù)量，總體質(zhì)量達(dá)到了0.2，滿足數(shù)值計算要求，對縮短數(shù)值計算時間及提高計算精度打下了良好的基礎(chǔ)。

圖2 分解爐網(wǎng)格劃分圖

2 數(shù)學(xué)模型和邊界條件

2.1 數(shù)學(xué)模型與求解方式

在本研究中，氣相湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型；顆粒相選擇離散相模型，利用隨機(jī)軌道模型計算顆粒的運動軌跡、停留時間及顆粒與連續(xù)相的相互作用；選擇P1模型計算輻射傳熱；分解反應(yīng)和NOx生成反應(yīng)采用組分傳輸模型選擇有限速率/渦耗散模型；揮發(fā)分析采用雙步競爭速率模型，焦炭的燃燒采用動力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)。

生料的分解按如下化學(xué)方程式進(jìn)行：

(1)

其中反應(yīng)的指前因子A為6.68×108s-1,活化能E為2.12×108J/mol。

以一階迎風(fēng)有限體積法化微分方程為差分方程，差分格式均采用一階迎風(fēng)差分格式，對離散方程組的壓力速度耦合采用經(jīng)典的SIMPLE算法，收斂因子調(diào)整為亞松弛因子，收斂標(biāo)準(zhǔn)均取各因變量相鄰兩次迭代殘差小于10-5。

2.2 邊界條件

對于穩(wěn)定運行的分解爐，邊界條件主要有進(jìn)口和出口邊界條件，及壁面邊界條件和材料的物理屬性。

根據(jù)實際的運行數(shù)據(jù)，其中窯尾煙氣的總量為500 415 m3/h，三次風(fēng)的總量為541 385 m3/h，生料的投產(chǎn)量為250 t/h，主燃燒器的煤粉用量為18.3 t/h，所用煤粉的熱值為5 978 kcal。給定邊界條件如表1所示。

考慮到流體在流動過程中粘性層輸運性質(zhì)的變化，這種變化會帶來湍流作用的減弱和層流作用的增強，產(chǎn)生的影響不容忽略。筆者選用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)考慮粘性層輸運性質(zhì)的變化對流場的影響。對于壁面的粗糙度采取fluent的默認(rèn)值。

根據(jù)現(xiàn)場工藝規(guī)定以煙煤作為燃料，其煤樣元素如表2所示。顆粒粒徑分布和窯尾煙氣組分如表3和表4所示，顆粒平均粒徑為39.9 μm。

3 流場分析

3.1 速度場

圖3為分解爐在y=0、x=0截面上的速度分

表1 進(jìn)口和出口邊界條件

表2 煤樣元素

表3 顆粒粒徑分布

表4 窯尾煙氣組分

布云圖和局部矢量圖。通過觀察云圖可知，分解爐內(nèi)除了鵝頸管、三次風(fēng)和窯尾煙氣的入口以及生料的下料處外，氣相的速度分布基本上比較均勻，速度維持在8～12 m/s。窯尾煙氣的速度在入口處達(dá)到最大值，為16 m/s。當(dāng)煙氣經(jīng)過咽喉口后，隨著錐體內(nèi)徑的急劇增大，煙氣出現(xiàn)了噴騰效應(yīng)，此后煙氣的速度逐漸穩(wěn)定在14 m/s，噴騰效果良好。

圖3 分解爐y=0截面速度分布云圖和局部矢量圖(m/s)

從圖3的局部矢量可知，在生料的投料口處形成了兩個對稱的渦流，渦流區(qū)的存在說明氣流有效的阻止了顆粒相向下運動，同時渦流區(qū)也不斷的裹挾燃料、氣流和生料，為燃料的燃燒和生料的分解創(chuàng)造了有利的條件。

3.2 溫度場

圖4為分解爐的溫度分布云圖，從圖4可知窯尾煙氣以1 373 K的溫度沿著中軸線方向進(jìn)入分解爐，三次風(fēng)以1 173 K的溫度斜切的方式注入分解爐，兩股氣流在分解爐的錐體部位完成了熱交換，混合風(fēng)的溫度約為1 200 K。由生料投料所形成的兩個渦流區(qū)溫度為1 077 K，渦流區(qū)存在著1 043 K的生料顆粒，353 K的煤粉顆粒以及1 200 K左右的混合氣流，這說明在此處氣相和顆粒相混合均勻。渦流區(qū)的溫度已達(dá)到了煤粉熱解所需的溫度條件，煤粉開始熱解，揮發(fā)分融入混合氣流隨之以螺旋上升的方式運動。煤粉在渦流區(qū)的上方燃燒，釋放出大量的熱生料分解后隨著氣相以1 173 K左右的溫度一起運動。注意鵝頸管內(nèi)的溫度分布，在鵝頸管的外側(cè)出現(xiàn)了一個相對低溫區(qū)，說明在鵝頸管處還繼續(xù)著未完全的分解反應(yīng)，這從側(cè)面突出了鵝頸管延長生料在爐體內(nèi)的時間的作用。最終，熟料顆粒和少量未反應(yīng)完的生料顆粒隨氣流經(jīng)鵝頸管離開分解爐。分解爐出口的平均溫度為1 187.37 K。

圖4 分解爐溫度云圖(K)

3.3 NO的濃度分布

在水泥熟料燒成過程中，由窯尾煙室進(jìn)入分解爐中廢煙氣中的NO不可忽略。因此，筆者根據(jù)日產(chǎn)6 000 t水泥熟料實際生產(chǎn)中窯尾煙室NO濃度(800 ppm)，作為進(jìn)入到分解爐中的NO濃度邊界。

圖5為分解爐內(nèi)NO的分布云圖。由圖5可知，由于進(jìn)入分解爐的窯尾煙氣中含有800 ppm的NO，因此造成了窯尾煙室位置及分解爐錐形入口處的NO含量最高。當(dāng)高溫?zé)煔饫^續(xù)流動而且遇到三次風(fēng)時，三次風(fēng)一定程度上起到稀釋的作用，NO濃度迅速下至200 ppm以下；當(dāng)窯內(nèi)廢煙氣到達(dá)分解爐的主燃燒器附近時，因為低溫燃料的進(jìn)入，溫度有所降低，煤粉還未發(fā)生燃燒反應(yīng)，煤粉風(fēng)和三次風(fēng)共同稀釋了該區(qū)域NO的濃度。氣流接著上升時，溫度逐漸輻射均勻，煤粉開始燃燒，NO的濃度慢慢增大，最后基本穩(wěn)定在400 ppm左右，直到離開分解爐，在鵝頸管內(nèi)，由于殘留煤粉的反應(yīng)，NO濃度又有一個增加過程，直到離開分解爐時，NO的濃度達(dá)到約460 ppm。

圖5 NO濃度分布云圖

4 脫硝方案設(shè)計與模擬

4.1 方案設(shè)計

選擇性非催化還原SNCR技術(shù)由于其具有較簡單的工藝流程，控制參數(shù)點較少等優(yōu)點目前廣泛應(yīng)用于火力發(fā)電、水泥等各個行業(yè)。其主要工藝流程為將還原劑(通常為液氨、氨水或尿素等)噴入氮氧化物的密集區(qū)，在不存在還原劑的前提下，將NOx還原成N2，進(jìn)而降低NOx排放的技術(shù)。其反應(yīng)機(jī)理簡化如下：

(2)

燃料分級燃燒技術(shù)是將燃料成比例的分兩次送入分解爐，按功能將燃燒器劃分為主燃燒器和還原燃燒器。還原燃燒器布置在靠近窯尾煙氣的入口處，分配的燃料為總?cè)剂系?0%～20%，此時，在還原燃燒器區(qū)域內(nèi)空氣流量小于理論空氣流量，因此還原燃燒器產(chǎn)生大量的還原性氣體，從而還原由窯尾煙氣引入的NOx，還原性氣體形成的強弱和還原性氣體產(chǎn)生的多少是控制NOx排放量的關(guān)鍵因素。

基于上述脫硝原理，綜合SNCR技術(shù)和燃料分級燃燒技術(shù)的優(yōu)點，現(xiàn)將結(jié)合NO濃度的分布給出分解爐內(nèi)脫硝工藝的具體條件如下：

(1)根據(jù)NO的濃度特性及溫度分布，對于本文選取噴射還原劑位置為分解爐高度為32 m處，此時對應(yīng)的溫度范圍約1 000～1 100 ℃。

(2)根據(jù)工程實際，噴嘴數(shù)選定為4個，且周向均布，噴射方向垂直分解爐的中軸線。通過化學(xué)元素分析，總氨水的用量為0.048 kg/s，氨水的初始噴射速度根據(jù)經(jīng)驗值設(shè)定為40 m/s。

(3)還原燃燒器的燃料量為總?cè)剂狭康?0%，即給定0.56 kg/s，煤粉入射速度按經(jīng)驗取值20 m/s。

4.2 模擬結(jié)果分析

根據(jù)設(shè)定的脫硝條件，計算模擬脫硝后NO濃度分布云圖如圖6所示。

圖6 脫硝后NO濃度分布云圖

圖6為采用分級燃燒和SNCR技術(shù)協(xié)同脫硝的方案后，分解爐Y=0、X=0截面上NO的濃度分布。考慮到降低煙氣引入的NO濃度，在距煙氣入口上方3～4 m的地方布置了4個還原燃燒器。從圖6可知，在Y=0截面上，還原燃燒器區(qū)NO的濃度降至250 ppm，分解爐錐體內(nèi)的NO濃度第一次下降是還原燃燒器的作用。窯尾煙氣的入爐溫度高達(dá)1 373 K，而還原燃燒器的煤粉用量僅為0.56 kg/s，這足以使還原區(qū)的煤粉迅速裂解，在還原區(qū)提供煤粉燃燒的氧氣主要來自煙氣中少量的氧，因此煤粉燃燒產(chǎn)生了大量的還原性氣體，還原區(qū)的NO濃度下降。隨著主燃燒器中煤粉被噴入分解爐內(nèi)裂解并與三次風(fēng)中的氧氣混合發(fā)生反應(yīng)，會快速釋放出大量的熱，導(dǎo)致煤粉中的氮元素被迅速氧化，以極快的速率生成NO，導(dǎo)致煙氣中NO濃度大大增加。然而隨著氣體的快速流動與返混，NO會快速彌漫在分解爐內(nèi)，分解爐內(nèi)大部分區(qū)域NO濃度維持在350 ppm左右。氨水的噴嘴設(shè)置在32 m的高度上，周向均布4個，從圖6的Y=0截面上看，氨水還原NO的主要區(qū)域在鵝頸管內(nèi)。經(jīng)過氨水還原NO后，分解爐出口處NO平均濃度降至206 ppm。

筆者采用脫硝效率來表示脫硝程度β，脫硝效率定義如下：

(3)

當(dāng)沒有采用脫硝處理時，分解爐出口處NO的平均濃度約為460 ppm，當(dāng)采用分級燃燒技術(shù)和SNCR相結(jié)合的方式脫硝處理后，分解爐出口處的NO平均濃度為206 ppm，由式(3)計算可得脫硝效率約為55.22%，可見該脫硝方法在本條件下有較好的效果。

5 結(jié)論

(1)由于回轉(zhuǎn)窯窯內(nèi)煙氣由窯尾煙室噴入分解爐，同時三次風(fēng)切向旋入，造成分解爐內(nèi)的氣體以螺旋形向上流動及擴(kuò)散，形成了氣體的總流動規(guī)律為中心對稱類拋物線的分布，在靠近壁面區(qū)的位置形成多處漩渦，這樣有效增加了生料停留時間及爐內(nèi)生料的返混度。

(2)筆者綜合了燃料分級燃燒技術(shù)和SNCR脫硝技術(shù)，其中，還原燃燒器安裝在煙氣入口上方，并分配了分解爐總?cè)剂系?0%，即5.6 kg/s，煤粉入射速度為20 m/s；再選定高度在32 m處周向均布4個噴嘴，以氨水作為脫銷劑，給定噴氨量為0.048 kg/s，噴速為40 m/s的反應(yīng)條件。最終，模擬結(jié)果表明，分解爐出口的NO濃度降至206 ppm。脫硝效率達(dá)到55.22%。