水泥是国民经济建设与发展的重要原材料，在道路、桥梁、房屋建筑和各类工业建设中应用广泛。现我国已成为世界上年生产水泥产量最多的国家，2021年水泥总产量已达到23.63亿t^[1]。水泥行业作为高能耗、高污染行业，在生产过程中会产生大量的氮氧化物、硫氧化物污染气体^[2]，同时煤粉燃烧与碳酸钙分解产生大量温室气体CO₂^[3]，这些问题制约着水泥行业的快速发展。

分解炉作为新型干法水泥生产的核心部分，承担着燃料燃烧、气固换热、生料分解等多个步骤^[4]，合理的分解炉结构对水泥生产的稳定、高效、节能生产至关重要。随着“十四五”节能减排计划与“双碳”目标的提出，中国水泥企业需采取必要措施，提高燃料的利用效率，有效减少NO_x、CO₂等污染气体排放，这对新型分解炉的设计提出了更高的要求。

目前，CFD(计算流体力学)技术的快速发展使数值模拟方法成为分解炉设计与性能研究的主要研究方法，国内外学者对此进行了许多研究。在不同类型分解炉优化设计方面，沈伟强^[5]利用数值模拟的方法，对NST型分解炉的内部流场、温度场及NO_x生成特性进行了模拟研究，找到制约分解炉的主要因素，并对其进行了优化设计。梅书霞等^{[6, 7]}和张三梅^[8]针对DD分解炉进行了煤粉燃烧与碳酸钙分解耦合过程的三维数值模拟研究，并通过改变生料进入位置、空气分级燃烧等方式对分解炉进行优化。石向前^[9]研究了KDS分解炉喷煤角度与位置高度对生料分解的影响，分析了NO_x的形成机理与过程，找到了最佳的煤粉布置位置；在节能减排方面，Ya等^[10]使用概率密度函数(PDF)法预测了NO_x生成速率，研究结果为低NO_x分解炉的设计和工艺参数的选择提供了重要的理论依据。汤帅^[11]在对一DDF分解炉以尿素为还原剂设计SNCR方案，对比分析了还原剂喷射高度、角度等操作变量对NO_x减排效果的影响；在替代燃料燃烧方面，刘定平等^[12]对一PYROCLON型水泥分解炉进行掺烧污泥NO_x排放进行模拟，结果发现分解炉掺烧污泥后可以保证生料的分解，并能明显降低NO_x生成量。Nakhaei等^[13]研究了石油焦和固体回收燃料(SRF)在水泥分解炉中共烧的影响，模拟结果发现预测的O₂和CO₂浓度与测量值吻合良好，可以很好的预测实际工况。Mikulčić等^[14]对水泥分解炉内不同种类的煤粉和固体回收燃料共烧进行了模拟研究，找到了能够稳定运行分解炉所允许的最大煤炭替代率。

通过上述研究发现，CFD技术为分解炉的优化设计起到了重要的推动作用，而本研究则是为了针对所设计的新型高性能分解炉进行分析，从而给予进一步的优化建议，旨在设计出指标更佳、性能更优良的分解炉。鉴于此，本研究利用Fluent软件，基于本团队前期所建立的分解炉数值模拟平台^[15-18]，对一新型旋流式分解炉进行数值模拟，研究了煤粉燃烧与碳酸钙分解的耦合及NO_x生成过程，综合分析后，提出了进一步的优化设计建议，研究工作对于分解炉的优化设计具有重要的指导意义。

1 几何模型与数值解法 1.1 几何模型与网格划分

图 1为旋流式分解炉的几何模型与网格划分。该分解炉模型进口分3类：气体进口(烟气、三次风)、煤粉进口和生料进口。其中窑尾烟气从底部竖直向上进入分解炉；三次风从侧面切向入炉；煤粉入口共有4处，其中2只分级煤管位于锥体部分(Coal1，Coal2)，2支主煤管位于三次风所在高度附近(Coal3，Coal4)；4处生料进口沿分解炉轴线呈对称状态分布；其余进口为备用口，在本研究中不进行描述。为方便后续的分析与讨论，将烟气进口截面的圆心作为原点，竖直向上方向为y轴正半轴。分解炉整体高约70 m，蜗壳部位在10.0~11.8 m高度处。

对于分解炉的网格划分，分解炉下部使用四面体网格划分，柱体部分采用结构化网格，网格数量共计128万。

1.2 数值模型

对连续相(气相)，采用Realizable k-ε模型，此模型对于强旋流运动具有更高的预测精度和更大的收敛稳定性^[19]，并在工业领域中被广泛应用^[20-22]。

采用离散相(Discrete phase model)模型以及随机轨道模型来进行颗粒相的运动轨迹计算^[23]，假设颗粒为球形，由于煤粉颗粒在回分解炉中为稀相，不考虑煤粉颗粒间的相互作用。

对于煤粉燃烧及碳酸钙的分解过程，采用组分输运模型(Species transport model)并结合有限速率/涡耗散模型(Finite-rate/eddy-dissipation)进行模拟^{[24, 25]}。此模型考虑了反应速率限制和湍流混合的作用，它可以提供更准确的燃烧、分解反应速率及产物的生成分布。

煤粉的燃烧过程为挥发分释放与燃烧及残余焦炭的燃烧。其中挥发分释放速率使用single-rate模型^[26]，该模型假设挥发分释放速率取决于颗粒中残留的挥发分含量。对于焦炭燃烧，使用Kinetics/diffusion-limited模型^{[27, 28]}，考虑焦炭燃烧反应速率由动力学与扩散速率共同决定。

使用P-1模型来计算辐射换热^[29]。该模型考虑了散射作用，对于光学深度较大的燃烧模型，P1模型更为稳定。

使用污染物模型来计算NO_x的生成，考虑热力型NO_x、燃料型NO_x的生成以及回燃而导致的NO_x的被还原过程。

1.3 边界条件

此分解炉为一全新设计的6 000 t·d^-1旋流式分解炉，鉴于目前尚无实际运行的数据可供参考，故根据实际工况下某一同等规格的分解炉的运行参数作为其边界条件。其中，煤粉的元素分析与工业分析见表 1。

在实际生产中，分解炉的喂煤量为18.52 t·h^-1。煤粉粒径的平均粒径为75 μm，4支煤管进煤量相同；对于生料进口，各进口喷入生料量相同，为简便计算，只考虑生料中的CaCO₃成分，其在生料中的比例约为0.8，由此计算出CaCO₃的质量流量约为84.67 kg·s^-1；其中窑尾烟气与三次风进口均采用速度进口边界条件，出口采用压力出口边界。煤粉采用射入的方式，颗粒相的出口边界定义为“逃逸”。分解炉详细边界条件如表 2所示。窑尾烟气的成分组成由表 3所示。

1.4 数值解法

使用有限体积法将连续相控制方程进行离散，并使用稳态下的压力基求解器作为求解方法。压力-速度耦合算法使用Simple算法；对于各参数的离散格式，压强采用PRESTO!格式，其余各参数选用二阶迎风格式；离散化的方程组采用TDMA法求解，各变量采用亚松弛迭代至收敛，其中收敛标准如下：能量方程与P-1辐射残差小于10^-6，其余各个方程及组分的残差小于10^-3。

由于此模型涉及到煤粉燃烧，生料分解、辐射换热等复杂传热传质问题，故本研究采用的求解策略为：先计算冷态气流场，在其计算收敛的基础上再打开P1辐射模型、组分输运模型与DPM模型进行耦合计算，其中每计算25步流场迭代更新一次颗粒运动轨迹，直至计算收敛。

2 结果与讨论 2.1 模型验证

本研究中的分解炉为一全新设计的旋流式分解炉，边界条件采用是同等规格分解炉的实际运行条件，为验证模拟的合理性与准确性，将模拟数据与同等规格分解炉的实测数据进行对比，如表 4所示。其中温度实测数据为水泥厂中控室数据，出口气体成分数据为烟气分析仪实际测试数据，由表 4可见模拟值与生产实测数据误差很小，在工程允许误差范围之内。考虑到煤粉燃烧、生料分解化学反应的复杂性，以及数值模拟计算本身的误差，对比数据表明此次模拟结果合理，可以反映分解炉内的实际工况。

2.2 气流流动特性

图 2为三次风的气流流线图与局部放大图。由图 2(a)可知，三次风在分解炉侧面斜切进入炉内，由于存在切向速度，三次风在蜗壳处形成旋流，并在竖直向上入炉的底部烟气的影响下，沿壁面向上作螺旋运动，运动至炉顶时，开始螺旋向下运动，最终从出口处逃逸。总体来看，由于在蜗壳处存在旋流效应，气流停留时间较长，气流停留时间为9.0~18.6 s，可非常有效地延长煤粉与生料的停留时间。

为进一步分析蜗壳处气流的运动状态，对蜗壳区域进行局部放大，如图 2(b)所示。

由图 2可知，气流共有2种运动状态，其中少量的气流先向下螺旋运动一段距离，而后向上螺旋运动，大部分气流则是在蜗壳部分旋转，形成了漩涡，随后沿壁面逐渐螺旋向上运动。

图 3(a)为窑尾烟气的气流流线图。由图 3(a)可知，烟气自底部垂直向上运动，由于受到三次风旋流的影响，烟气开始沿中心轴线螺旋向上运动，当运动至炉顶时，部分气流会发生回弹，延长了气流的停留时间，随后气流开始向下螺旋运动，直至出口，气流的停留时间约为9.5~19.7 s。

为进一步分析烟气在分解炉中的运动状态，绘制了烟气的速度流线图与x=0 m纵切面上的速度云图，如图 3(b)所示。由图 3(b)可以发现，气流自底部垂直进入分解炉后，烟气速度会略微增加，但当经过蜗壳时，中心部位的气流速度会逐渐降低至2 m·s^-1，这是因为部分烟气会带动三次风、生料、煤粉向上螺旋运动，损失一部分的动量；另一方面，在经过蜗壳后，气流存在一部分的径向速度，开始向边壁扩散，速度下降；随着气流进一步向上运动，烟气逐渐向中心汇聚，速度增加至16.5 m·s^-1；当气流碰至炉顶时，会出现部分回流，速度快速下降，随后气流开始沿壁面向下运动，直至出口，出口平均风速约15.89 m·s^-1。

图 4为三次风与窑尾烟气的混合气流流线图，由图 4可以发现，窑尾烟气进入分解炉后会受到三次风的切向速度的影响而作螺旋运动，而三次风也会受到烟气沿分解炉高度方向的轴向速度的影响向上运动，2股气流相互作用后，共同螺旋向上运动。

通过对比可知，在分解炉底部与柱体区域，烟气主要沿中轴线螺旋向上运动，而三次风则“包裹”着烟气流沿壁面螺旋向上运动，而当2股气流经过炉顶时，气流方向发生改变，烟气流向壁面处扩散，2股气流互相交织在一起沿壁面螺旋向下运动，直至从出口逸出。由以上分析可以发现，此分解炉整体气流场稳定合理，气流停留时间较长，可以满足生产需要。

2.3 煤粉燃烧过程

图 5为2支分级煤管(Coal1、Coal2)的颗粒轨迹图。由图 5可知，煤粉喷入分解炉后，受窑尾烟气的影响较大，颗粒开始沿中轴线螺旋上升；当经过蜗壳时，由于存在切向速度，部分颗粒会被甩向壁面并沿壁面螺旋运动，其余颗粒依旧沿中心轴线运动；当颗粒运动至炉顶时，会在顶部形成一部分回流；随后颗粒逐渐向下螺旋运动，颗粒整体停留时间较长，为9.6~14.8 s。

除了分解炉下方的2支煤管外，在蜗壳处还存在2支煤管，其中1只在三次风入口处(Coal3)，另1只则在蜗壳末端(Coal4)。图 6(a)和图 6(b)为Coal3和Coal4的颗粒轨迹图，由于2只煤管的分布位置在三次风运动路径上，大部分颗粒会沿着蜗壳做旋流运动并沿壁面螺旋上升，少部分颗粒会先向下运动一段距离，随后受烟气的影响向上运动。由于特殊的蜗壳结构，会大大延长Coal3颗粒的停留时间，其最长停留时间为16.7 s，而Coal4颗粒注入的位置在蜗壳的末端，其入炉后会立即沿着三次风螺旋向上，故而颗粒停留时间相对短一些，其最大的停留时间为13.8 s。

为进一步探究煤粉在分解炉中的燃烧过程，绘制了沿y方向煤粉挥发份释放速率曲线图及挥发分、焦炭燃烧速率曲线图，如图 7和图 8所示。由图 7可知，对于挥发份的释放，曲线共有2个峰值，分别在y=1 m与y=11 m处，可以发现，煤粉的挥发份析出速率较快，位置较为集中，在煤粉进入分解炉后的一瞬间就析出释放完成，其中在y=1 m处的释放速率低于y=11 m处的值，这是由于此处的温度低于y=11 m处的温度所致。

对于挥发分的燃烧过程，由图 8可以发现：随着Coal1、Coal2煤粉挥发分在y=1 m处的快速释放，部分挥发分与窑尾烟气中的氧气发生燃烧反应，但由于烟气中氧气含量较低，燃烧速率较慢，且随着颗粒的运动燃烧速率逐渐降低；当7 m≤y≤ 11 m时，挥发分与高温三次风接触，速率快速增加，并随着Coal3、Coal4煤粉在y=11 m处挥发分的大量释放(图 7)，燃烧速率达到峰值。当y>11 m时，由于挥发分含量的减少，燃烧速率快速降低，并于y=17 m左右燃烧完成，燃烧路径较短。

当挥发分燃烧时，其产生的高温热量会引燃焦炭，使焦炭颗粒开始燃烧。由图 8可以发现，当1 m≤y < 7 m时，焦炭颗粒开始燃烧，但由于分解炉底部温度相对较低，且氧气含量较小，燃烧速率较为为缓慢；当7 m≤y≤11 m时，此时煤粉运动至蜗壳附近，焦炭开始与三次风接触，受到三次风切向速度的影响，煤粉开始螺旋向上运动并快速燃烧，并在y= 11 m达到最大值，其最大燃烧速率为0.003 19 kg·s^-1；当y>11 m时，焦炭燃烧速率开始下降，并沿壁面缓慢燃烧，并于y=49 m附近基本燃烧完成。以Coal3、Coal4煤粉的燃烧时间为基准，其基本燃烬时间约为5.9 s。

图 9和图 10为沿y轴方向不同高度截面的温度云图及平均温度曲线图。结合2图可知，当0＜y < 2 m时，由于大量的生料进入炉内吸热分解，且分级煤管煤粉燃烧较慢，温度开始下降；当2＜y＜-11 m时，部分生料分解完成，随着煤粉的燃烧，温度开始缓慢上升，且在y≥6 m时煤粉与三次风接触并快速燃烧，温度开始急剧升高，并在y=11 m达到峰值。结合图 8可知，煤粉的燃烧位置集中，受三次风运动轨迹的影响，其主要的高温位置集中在蜗壳壁面处，高度在9~11 m之间，最高温度约为2 720 K；当y>11 m时，燃烧速度开始变缓，随着生料的逐渐分解，温度逐渐下降，直至平稳，出口平均温度为1 151 K。

2.4 煤粉燃烧与生料分解耦合

图 11为分解炉生料的运动轨迹图。由图 11可知，下方的2股生料进入分解炉后，受到烟气与三次风旋流的影响，开始螺旋上升，大部分生料流沿着中心轴线向上运动，当经过蜗壳时，部分气流向壁面扩散，沿着壁面螺旋向上运动，该处生料的停留时间为11.8~15.9 s。分解炉上方的2股生料进入分解炉后会先向下俯冲一段距离后便再沿壁面螺旋向上运动，因位置相对高一些，因此该处生料的停留时间稍微短一些，停留时间为10.5~13.1 s。

图 12为分解炉x=0 m纵切面上的CaCO₃和CaO的浓度云图。由图 12可以看出，下端生料从分解炉锥体部分进入分解炉后，在高温烟气的加热下，一部分CaCO₃吸热分解为CaO；当生料上升蜗壳部分时，煤粉快速燃烧提供了更多的热量，CaCO₃不断分解为CaO；对于上方2股生料，当生料进入分解炉时便与高温气体接触，CaCO₃开始迅速分解。当整体生料运动到分解炉的上半柱部分时，大部分CaCO₃几乎完全分解，CaO浓度几乎不再变化，只有一小部分未反应的CaCO₃从出口逸出。

为进一步分析生料在分解炉中的分解情况，绘制了沿y方向各截面CaCO₃分解速率与CaCO₃、CaO摩尔浓度曲线图，如图 13所示。

由图 13可以看出，在y=1 m左右，下端生料注入分解炉内，由于窑尾烟气温度较高，生料在下端就分解了一部分，随着高度上升，CaO含量逐渐增加；当y≥7 m时，煤粉快速燃烧(图 8)，在此阶段CaCO₃开始快速分解，随着CaCO₃浓度的逐渐降低，分解速率逐渐减小；而当y>12 m时，随着分解炉上方生料的注入，CaCO₃开始进一步分解，并于y=14 m处达到峰值，随后分解速率逐渐下降，并逐渐趋于稳定，直至从出口流出。

由图 13进一步分析可以发现，在燃烧速率及温度峰值位置处(图 8、图 10)，即y=11 m高度位置的生料分解速率较低，耦合性较差。为分析煤粉燃烧与生料分解的耦合关系，绘制了y=11 m处CaCO₃分解速率与温度云图，如图 14所示。由图 14可知，在蜗壳附近位置，生料大部分沿中轴线运动，其分解位置主要在中心区域，而Coal3、Coal4煤粉在此处主要在近壁面燃烧，煤粉燃烧与生料分解的耦合效果较差，故而在壁面处形成了局部高温，这是此分解炉模型需要改进的地方。

在此分解炉中，生料分解位置主要集中在蜗壳附近位置。在y=50 m左右生料分解率就达到了90%，此时下端生料与上端生料的分解时间约为6.5 s与4.7 s。综上分析，生料分解与煤粉燃烬的时间与位置相近，可保证分解炉的稳定高效运行。根据计算，出口位置的碳酸钙分解率约为92.32%。

2.5 NO_x分布

对于分解炉内产生的NO_x，考虑由炉内局部高温产生的热力型NO_x与煤粉燃烧产生的燃料型NO_x 2种类型。图 15为分解炉产生的沿y轴方向NO_x平均摩尔浓度与生成速率曲线。

由图 15可知，当y>1 m时，煤粉燃烧速度较慢，炉内无局部高温，只有少量的燃料型NO_x生成；当7 m＜y < 11 m时，煤粉燃烧加快，并且在y=11 m附近形成了局部高温，导致燃料型NO_x与热力型NO_x大大增加；当y>11 m时，部分NO_x被还原，随后NO_x基本不再增加。根据计算，出口处NO_x浓度为1.251×10^-3，质量流量为0.182 kg·s^-1。

由以上可知，由于在蜗壳处煤粉燃烧与生料分解耦合较差，导致壁面产生大面积的局部高温，从而使得出口处的NO_x浓度较高，这是制约此分解炉的主要因素。对于此，下一步考虑在蜗壳处进行分料，以提高燃烧与分解的耦合程度，从而降低局部高温与NO_x浓度。

3 结论

针对一新型旋流式分解炉建立模型，对煤粉燃烧与碳酸钙分解耦合过程以及在此过程中NO_x的生成与还原过程进行了数值模拟，分析了此旋流式分解炉的制约因素，提出优化改造建议，得到如下结论。

(1) 底部烟气竖直向上运动，当与从侧面斜切进入的三次气流相遇后，开始沿着分解炉中轴线螺旋上升；而三次风则“包裹”着烟气流沿壁面螺旋向上运动。

(2) 在分解炉中，煤粉的主要燃烧区域位于蜗壳附近，燃烬时间约为5.9 s；位于锥体部分的生料自入炉后受吸收了高温烟气中的热量以及煤粉燃烧所释放的热量，快速分解，当整体生料运动至分解炉50 m高度处，碳酸钙分解率达到了90%，此时下端生料与上端生料的分解时间约为6.5 s与4.7 s，出口碳酸钙分解率达到了92.32%。由于在蜗壳处煤粉燃烧与生料分解的耦合关系较差，在壁面处形成了局部高温。

(3) 受局部高温影响，在蜗壳处产生了高浓度的局部NO_x，出口处NO_x为1.251×10^-3，这是制约此分解炉的主要因素，建议通过在蜗壳处进行分料的方式来解决。