回转窑煤粉燃烧器技术进展

1、0引言 70年代中其国际上发展起来的水泥回转窑多通道煤粉燃烧器，使窑的一次风用量由传 统的20% 30%下降至12% 15% ,同时窑的操作及熟料燧烧情况得到明显改善。 经过20 多年的技术进步，目前窑的一次净风用量已降低到 6% 8%,大大改进了窑的燃烧效率和 热效率。与此同时，水泥窑对燃煤品质要求不断降低，无烟煤、劣质煤及再生燃料（即工业 和民用可燃垃圾）的利用技术渐成热点， 从而促使燃烧器结构形式不断的改进。 自传统的单 通道燃烧器向多通道（如三通道、四通道等）燃烧器发展以后，新一代的双通道燃烧器，由 于调节性能、火焰成形能力及燃烧效率等方面的优良性能正作为一种新的技术发展方向。 多 相

2、流及反应计算机数值模型技术的发展使燃烧器开发专家不再依赖传统的冷态气体模拟试 验，以KILN FLAME SYSTEMS公司为代表的酸碱水模拟试验方法可使回转窑燃烧的流 畅设计更加精确，从而确保了高风险的窑头燃烧器的投运调试顺利达到预期效果。 1对回转窑煤粉燃烧认识的深入 从工艺过程角度看，用于对回转窑烧成带提供热量的燃烧器应满足下述要求： 1） 对燃烧品质具有较强的适应性， 特别是在燃烧无烟煤或劣质煤时， 能确保在较低空气过剩 系数下完全燃烧，其 CO和NOx排放量降至最低限度。 2） 火焰形状应是细而不长，使整个烧成带具有强而均匀的热辐射。 这一方面有利于熟料结粒、 熟料矿物晶相正常发育，

3、 防止烧成带扬尘；另一方面有利于形成致密稳定的烧成带窑皮， 延 长耐火砖使用寿命。 3） 一次风用量尽可能少，但必须保证在不正常的窑况下火焰燃烧的稳定。 值得指出的是，在上述要求中强调了火焰形成应是 细而不长”以形成合理的燃烧带长度，而 不再象以往那样强调化燃烧以适应强化燧烧要求， 这是因为强化燃烧所形成的局部高温对烧 成带窑皮不利，从而影响耐火砖使用寿命，另一方面局部高温将增加 NOx的排放量。 一般情况，来自冷却机的二次风温可达 900 C以上，窑头燃烧火焰温度高达 1800 C左 右，其燃烧一般已进入扩散控制区。扩散控制区的燃烧特点在于：煤粉燃烬时间受煤粉细度 的影响较大（正比于煤粉粒径

4、的平方）， 而受煤品种特性影响较小，煤粉燃烧速率取决于其 扩散速率，即煤粉和助燃空气的混合速率及火焰区的湍流强度。 换句话说，在燃料品种和煤 粉细度一定情况下，为在整个烧成带范围内形成均匀燃烧强度的火焰， 必须控制煤粉和助燃 空气的混合速率。在窑头的所有助燃空气中，二次风量一般占 80%以上，所以控制煤粉和 助燃空气的混合速率实质上是控制燃烧器出口射流股对二次风的引射速率。 至于火焰形状除 受到对二次风的引射速率和一次射流股的旋流强度等方面因素的影响外， 还取决于燃烧器出 口一次射流本身的 刚度”，一次射流本身的 刚度”可以一次射流最大速度沿轴向的衰减程度 来衡量。上述这些都取决窑头受限射流空

5、气动力学方面的精确设计。图 1为我们实测到的 典型的窑及三通道燃烧器所形成的受限射流速度场。 即即I 富成三通直燃提舞受限射流速度坊富成三通直燃提舞受限射流速度坊 水泥回转窑内煤粉的燃烧属受限射流火焰， 在二次空气供给量一定时，按一次射流动量通 量大小可分两种情况： 1） 当一次射流动量通量不大时， 二次空气足够引射，也即射流在扩展到窑壁前，引射量不受 影响。 2） 当一次射流动量通量大到一定值时， 二次空气不能满足引射量的要求， 即在射流量到窑壁 之前的某个位置，二次空气被引射完毕，过剩的射流动量随即开始引射下游区域的燃烧烟气， 形成外部回流区。 外回流的产生一方面使下游炽热燃烧烟气的回流增

6、加了上游火焰化学活性基团和温度 浓度，从而增加煤粉后期燃烧速度；另一方面冲淡了可燃混合物中氧含量和挤占燃烧空间， 这会引起燃烧速度降低，增加了火焰长度，所以外回流的大小有一最佳范围。 此外，适度的外回流对煤粉/空气混合过程有促进作用，而没有外回流，则表明并非所 有的二次空气都被带入一次射流火焰中。 值得指出的另一个重要方面是， 适度的外回流可以 防止 扫窑皮现象”，防止一次射流扩展碰撞窑皮。经验表明，在射流扩展的理论碰撞点附近 常常发生耐火砖磨损过快现象，导致窑运转周期缩短。 在使用低挥发分燃烧时， 火焰的气体流场是非常重要的， 因为低挥发燃烧一般具有较高 的着火点，加之由于挥发分含量低、挥发

7、分燃烧所产生的热量不足以使炭粒加热到着火温度 而使燃烧持续进行。确保低挥发煤持续点燃的最简便方法是增加火焰内循环量， 使下游炽热 的燃烧产物回流到火焰根部以提高该处一次风和煤粉温度。 内循环的产生及其大小主要取决 于燃烧器出口结构参数。 综上分析，喷煤管出口动量通量和旋流强度是窑头火焰设计和操作的重要参数。 喷煤管出口 动量通量是射流股对来自冷却机二次空气引射能力的度量。 过小的动量通量将导致二次空气 和煤粉不能很好地混合，燃烧不完全，窑尾 CO含量升高，煤灰沉落不均而影响熟料质量， 甚至引起结前圈。另外由于火焰下游外回流消失， 加之火焰刚度不够（火焰的浮升）使火焰 易碰撞窑皮，影响耐火砖使用

8、寿命。过大的动量通量会引起过大的外回流。 一方面挤占火焰 下游的燃烧空间；另一方面降低火焰下游氧浓度，同样导致燃烧不完全，窑尾温度升高。 喷煤管出口射流旋流主要控制着火焰形状、 因此被称之为火焰形状系数。随着旋流强度 的增加，火焰变粗、变短，可强化火焰对熟料的热辐射。但过强的旋流会引起双峰火焰，即 发散火焰，易使局部窑皮过热、剥落；另一方面也易引起 黑火头”消失，喷嘴直接接触火焰 根部而被烧坏。虽然大多数多通道燃烧器的旋流强度可在操作中调节， 但极限参数的限定是 很重要的，也是必须的。 2窑头火焰的空气动力学计算 2.1 一次射流动量通量 根据经验，多通道燃烧器的同轴射流在其不远的下游， 表现

9、出和单股射流相同的空气动 力学特征。为了分析方便作以下假定， 在射流混合区内作一垂直于射流轴线的截面， 截面上 游的引射量伯为其下游射流的一部分。则旋转射流对二次风的引射速率为： 薯=（扇+庭）氏 其中：Ki p/pn r . S-G A + ） tg a a 二 AM AX 式中：M引射量的质量流量，kg/s; X距喷口的轴向距离， m; Kl 温度系数； C射流出口轴向总动量通量， No对于多通道煤粉燃烧器，总动量通量等于各通道出口 轴向动量通量之和： C =】G; S任意垂直于燃烧器轴线截面的旋流数； P。被引射空气的密度， kg/m3 ; P。射流混合物的密度， kg/m3 ; 8 旋

10、流风的角动量通量， N m ; Gx-一射流出口轴向动量总通量， N ; R射流出口当量半径，m； a将同轴射流看作单股射流而引入的常数； a射流扩展半角，随旋流数量呈线性增加； S。一一按三通道燃烧器出口尺寸和风速计算的旋流数。 有关资料介绍，K。、K分别为4.8和14,不过对于多通道燃烧器的具体喷嘴形式应由冷态 实验等方法(1 ) (2) (3) (4) (51 确定。 根据动量守恒原理，在射流扩展过程中，角动量和轴向动量均保持为常数， 解联立议程（1 ）、 （3）和（4）可得到下列等式： M= K1X + K2 (S/Gx - tga In (X+a)K1/G2 将 S /Gx = So

11、Ro代入该式得； M = K1KtX/G2 + K2KtRoSotg-1a In (X+a)/ G2 (6) 不难看出，式(6)中第一项为射流轴向运动的引射量，第二项为射流旋转运动而产生的附 加引射量。 为达到煤粉在接近等当量比下燃烧， 式(6)中M应根据燃烧计算所需的实际空气需要量给 出。为分析方便，令： M = K3Gm-Mo = K3qcGc/Qnet.ar-M (7) 式中：M - 次空气、煤粉输送空气问题， kg/s; G -一煤粉消耗量，kg/s ; K3单位煤粉燃烧实际空气需要量， kg/kg ; qc - 熟料单位热耗，kg/kg ; Gc-一熟料产量，kg/s ; Qnet.

12、ar - 煤粉应用基低位热值，kJ/kg ; 式(6)中，X的最大值等于射流混合区长度。只有当射流出口动量小到一定值时，外回流 区完全消失，才会出现这一情况，此时 X为： X= Xmax = D/2 tga-a (8) 式中：D - 窑烧成带有效内径，m 将(7)、( 8)式代入(6)整理后得： G = Po/Pctg2a ( K3qcGc/Qnet.ar-Mo/K1 ( D/2-atga ) +K2RoSo In (D/2tga)2 (9) 根据实验资料，等温旋转射流的引射量可用下列经验式表示： M/Mo = (K1 + K2 S) (X/2Ro ) (10) 根据不同资料，KT, K2取值

13、范围为： K1 = 0.32-0.35 K2 = 0.8-1.07 比较(10)和(1)不难看出： K1 = (0.32-0.35 ) n p/2 K2 = 0.8-1.07 n p/2 K3可以通过燃烧计算得出。因此，若通过对现行喷嘴结构利用冷态实验等方法确定 a值和 a值，则便可以利用式(9)计算出燃烧器射流必须达到的最小轴向总动量通量。 根据计算机数值模拟结果， a的范围基本上在(1.5-3 ) do之间，do为燃烧器出口外径。a 基本上符合式(5),只不过Ko不是4.8而是11.5 , K仍为14。 2.2旋流数 根据有关介绍，在不知道旋转射流横截面上的速度分布和静压分布时， 可近似从

14、燃烧器出口 端结构参数和工艺参数计算旋流数，其近似程度良好，即 S = G/Gx R 由于前述理由，可将多股同轴射流近似看作单股旋转贡献，从而确定出一次射流的旋流数。 (11)式是根据上述观点经推导整理后得到的三通道喷煤管嘴旋流数的计算公式： = _ 2 垣伽-矿、 _ 3s K J)L 匕 _ U rfk - A + rfi * ru J 9 q rp| r Q r Ti rTL (11) 式中：P1各通道风量与一次风总量(包括煤风)之比； 巾旋流叶片的轴向夹角； Pm-一煤粉浓相输送视密度，kg/m3 ; P 一次风净风密度， kg/m3 ; R - 各通道环形出口外半径， mm; R -

15、 各通道环形出口内半径， mm。 同理，双通道燃烧器的旋流数可表达为： (12) 将我院冷模试验用 CTI型燃烧器喷嘴结构参数代入(11)式，并令P煤=0.33 , P = P,得 到下式： S = 94.282tg 巾 /170+288(0.67/P -1)2+10.532/P 令巾=45 , P 内=0.670，贝U S = 0.487 ; 令 巾=45 , P 内=0.335，贝U S = 0.171 ; 令 巾=30 , P 内=0.335，贝U S = 0.0986 ; 令巾=30 , P 内=0.670，贝U S = 0.281 ; 通过上述计算可以发现， 调节内、外风的比例来改变

16、旋流数， 从而达到改变火焰形状的目的 是极为有效的。这与冷态试验结构是一致的。 3关于燃烧器喷嘴结构设计方面的几个值得讨论的问题 3.1 喷嘴的基本结构形式 从上述分析中可知，增加一次射流的旋流数将提高一次射流的引射速率， 即煤粉和二次风的 混合速率，从而强化了窑头煤粉燃烧，使火焰变得粗短，所以旋流系数又被称之为火焰形状 系数。实际上燃烧器喷嘴结构形式和参数的变化也明显地影响火焰的形状。 从空气动力学的 角度简单地理解，一次射流对二次风的引射量取决于一次射流的动量通量， 其引射速率除受 一次射流角动量通量控制外，一次射流和二次风的接触面积(以水力半径度量)显然对引射 速率有较大影响，因为引射是

17、通过射流股和周边二次风接触而上的动量交换而产生的。 喷嘴 设计中，在保持喷嘴出口截面积不变情况下减小水力半径， 即增加射流股和二次风的接触面 积，将增加煤粉和二次风的混合速率， 使火焰变得粗短；另一方面也由于过高的二次风混入 速率使一次射流股的核心速度衰减过快，表现为火焰 刚度”下降，对窑内的穿透深度减小。 笔者曾就当时市面上的三通道煤粉燃烧器归纳成 3种基本结构形式，见图2。其中在相同的 一次净风总的出口截面积情况下， c型对二次风的引射速率高于 a型，实践中前者火焰粗短， 燃烧剧烈，较适合于强化燧烧情况。 b型中煤粉通道被分割成数个流股，由于煤粉通道介于 内风和外风通道之间，因而增加了煤粉

18、对一次风的混合能力。 笔者认为，这种结构形式可能 对燃烧速率影响不大，实践中我国在 300t/d、600t/d的预热器窑上使用较多，普遍认为火 焰散，有时甚至出现所谓的 鹰爪型”火焰，这种不利现象可以通过适当减小煤粉通道的动量 通量得以改善。 2 三通道蝶烧器 3种基卒堵曲 3.2喷嘴的通道数 传统的三通道煤粉燃烧器的旋流风通道、 煤粉通道及直流风通道是由中心向外排列形成 了 3个同轴环形喷嘴出口，该技术发展初期市面上出现过具有更多通道的燃烧器。随着技 术的发展，窑的一次风用量不断被减小以提高熟料冷却机的热回收效率； 另一方面较少的一 次风用量也有利于低挥发分工或劣质煤的应用。 然而根据上述分

19、析，为维持一定的一次射流 动量能量，在减少一次空气用量的同时必须提高一次射流总的出口速度。 因此出现的问题有 如下几个方面： 1） 由于出口速度高和一次风用量低的要求， 旋流风及直流风环形出口缝隙往往很小， 机加工 和使用过程中难以保证较高的同轴度要求，引起火焰变形偏转。 2） 多 股 风 因 出口缝隙小，核心速度衰减过快，射流穿透深度不够，导致火焰的 削度不足， 成形效果差。另外也由于多股风在出口处相互干扰， 增加了不必要的溢流强度， 使出口阻力 损失增大。 3） 过多的通道数，减少了外风通道的通过风量，使燃烧器外套管得不到跑的冷却， 引起变形 从而导致燃烧器外层耐火浇注料的过早损坏。 近期

20、国际上发展起来的双通道燃烧器可有效地克服上述多通道燃烧的缺点， Unitherm 公司的M.A.S燃烧器和F.L.Smidth公司的DULFLEX燃烧器均属这一类型，取消了内风通 道，外风通道的旋流强度可以高速。从双通道燃烧器的旋流数表达式（见式 12）可以看出 调整旋流器角度 和调整旋流风比例 P均可有效地改变旋流数 S ,从而调整火焰形状以适 应窑的燧烧工况，M.A.S燃烧器可在操作中改变旋流器角度以调整火焰形状。 在双通道燃烧 器喷嘴结构上，由于煤粉通道被布置在中心， 因而在控制火焰方面具有延缓煤粉和二次风的 混合，降低火焰峰值温度的特点。山东章丘水泥厂引进 Unitherm公司1台双通

21、道燃烧器, 据反应使用效果很理想。 3.3 稳定火焰的措施 除一定的煤粉细度要求和较高的二次风温度及较低的一次风用量要求外， 还可以从下述 几方面考虑稳定火焰的措施。 1） 一定的煤粉出口速度； 2） 一定的热烟气内回流量； 3） 采用值班火焰。 无论什么品质的煤粉， 燃烧器煤粉出口速度的设定应以不发生脉冲为前提， 无脉冲速度 的选择依赖于实际煤粉输送工况如弯头数、输送距离、爬升高度、 煤粉细度等。在冷窑启动 过程中或窑况不稳定、 燃烧带温度过低、 二次风温不高的不利情况下， 大部分无烟煤使用厂 家需采用油煤混烧的方式渡过此难关。辅助燃油量占总供给热量的 10%-20% ,起到了值班 火焰的作

22、用。为有效地降低水泥生产的燃油成本， 这方面的技术问题有待进一步形容进一步 降低燃油比例，如从一次风用量、内回流强度、值班火焰和煤粉火焰间的相互关系方面优化 组织燃烧。 如前所述，热烟气内回流是解决稳定低挥发分煤燃烧简单而经济的途径。 产生热烟气内 回流的方法很多，主要措施有旋转射流、大速差射流，非流线体及整流罩。一般情况下，水 泥窑煤粉燃烧器的旋流数不超过 0.5,属弱旋转射流范畴，其本身对内回流区的产生及尺寸 影响不大。我院曾就大速并稳焰措施在某水泥厂进行了工业性试验，可稳定燃烧 1670/kg 以下的高灰分煤，但大速差燃烧器消耗的压缩空气量较大， 工厂长期使用并不经济。 非流线 体加整流罩是目前多数燃烧器开发商常用的技术升旗。 非流线钝体的设计常结合喷煤管的结 构情况，以圆台体或扩大的中心压力， 使下游已燃烧烟气在反向压力梯度作用下回流至出口 中心区，迅速加热出口煤粉射流混合物； 另一方面，射流罩的存在阻挡了二次风的过早混入， 即减少了火焰中 Nox量也降低了火焰峰值温度，从而避免了烧成带窑皮因局部高温而频繁 脱落。 4水泥窑燃烧技术的发展方向 4.1降低Nox排放量 我国目前水泥回转窑的 N