砖瓦隧道窑主要工艺过程包括原料制备、挤压成型、湿坯干燥、干坯烧成等^[3]。本研究的砖瓦隧道窑生产工艺系统采用自动化码坯技术，配合“两烘两烧”的生产工艺，烟气净化系统为串联2座石灰/石-石膏脱硫与湿式电除尘一体化塔，工艺流程如图1所示。砖瓦隧道窑按工艺段可分为预热带、烧成带和冷却带，窑内产品运行方向与气流方向相反。排烟风机布置在预热带起始端，牵引烟气向预热带移动；急冷风机共4台，布置在烧成带末端和冷却带起始端，阻挡烟气回流和补充助燃空气；余热风机布置在配套干燥窑顶部，通过余热管道，牵引隧道窑内干净热空气进入干燥窑，管道前4组支路与急冷风机交替布置，后6组支路避开冷却危害区域后，均匀分散在冷却带中后端；冷却风机布置在冷却带末端，用于冷却制品及提供助燃空气，烧成窑内部气流组织如图2所示。

用于砖瓦隧道窑数值模拟计算的数学模型包括连续性方程、质量守恒方程和能量方程。本研究采用Fluent软件进行稳态模拟，激活Fluent中能量方程以模拟温度场，实测工况下流动处于湍流状态，选用标准的k-ε湍流模型。为简化模拟过程并增加模拟方法的通用性，做出如下假设：将隧道窑内砖垛简化为多孔介质区域且假定温度不随时间变化，环境气体为不可压缩理想气体，温度为298 K。多孔介质区域的黏性阻力系数和惯性阻力系数由压降与速度带入达西定律拟合计算获得，压降与速度利用Fluent软件对实体砖垛1∶1建模风洞实验求得，砖垛模型如图3所示。定义流体材质为不可压缩理想气体，固体材质为标准烧结砖，入口和出口初始温度均设置为298 K，采用有限容积法离散控制方程，压力和速度求解方法选用SIMPLE算法，对流项差分模式采用二阶迎风格式，近壁面采用近壁面函数法处理^[20-21]。

该隧道窑的主要结构参数如下：窑体长度125 m；窑体内宽4.6 m；窑体有效高度1.42 m；窑内最大容车数量30辆；单条隧道窑年产量3 000万块。利用Gambit软件对单条隧道窑进行几何建模，并进行适当简化。忽略窑车及窑车内衬，窑体及各个管道简化为绝热无滑移壁面，排烟管道出口及余热管道出口设置为压力出口并进行适当延伸，避免模拟过程中出现回流现象。急冷管道入口和冷却管道入口设置为速度入口，窑内按实际砖垛布置方式设置砖垛模型区域，砖垛模型区域设置为多孔介质，网格采用结构化网格和非结构化网格联合划分方式。对窑体、多孔介质区域及管道等规则模型采用结构化网格划分，其他区域采用结构/非结构网格划分，经网格质量检查满足计算要求^[20-21]，几何建模及网格划分如图4所示。

为验证数值模拟方法可靠性，对砖瓦隧道窑各个管道风量和温度进行了现场测试分析。测试期间生产情况：生产产品为多孔烧结砖，日产量110 592块，折标砖199 066块。测点布置方案及测试方法参考相关测试标准^[22]。如图5所示，共设置了3个测点位置，1号点位于距排烟风机出口1 m处；2号点位于余热风机入口前距余热管道气柜6 m处；3号点位于距冷却风机进口2 m处。测试仪器采用斜管微压计配合S型皮托管和工业热电偶温度计。

对现场测试工况下砖瓦隧道窑进行了数值模拟计算，整窑温度分布如图6所示。图7为Z=1.22 m处温度曲线。实测温度曲线与设计温度曲线存在几处差异较大的位置，这是由于现场测试条件的限制，实测温度曲线取点数量远小于数值模拟及设计温度曲线的取点数量，导致实测温度曲线存在曲线异常波动的情况。在对烧成工艺控制较为关键的预热带、烧成带及冷却带前端，实测温度曲线与设计温度曲线及数值模拟温度曲线基本吻合，可以满足内燃砖烧成需求。冷却带前段模拟温度曲线出现波动式下滑，这是急冷风机鼓入冷风导致的。风量计算结果如表1所示。将风量均折算为标况风量可得，排烟风量负偏差14.12%，温度负偏差0.18%，余热抽出风量正偏差12.38%，温度正偏差2.14%。导致误差产生的原因可能是，将砖垛简化为多孔介质后对窑内气流阻力的影响，以及未考虑隧道窑漏风系数带来的影响。现场测试结果与模拟结果基本一致，故此结果验证了数值模拟方法的可靠性。

为研究排烟风机对烟热分离系统的影响，设置冷却风机风量为23 000 m³·h⁻¹，余热风机入口压力−500 Pa，急冷风机风量2 260 m³·h⁻¹，在排烟风机入口压力分别为−100、−200、−300、−400、−500、−600、−700、−800、−900 Pa的条件下，考察排烟风机入口压力对排烟风量和余热抽出热量的影响，结果如图8所示。

由图8(a)和图8(b)可以看出，随着排烟风机入口压力的提高，排烟风量逐渐增加，且增加趋势逐渐变缓；而余热抽出热量则逐渐降低，且降低趋势逐渐变缓。这是由于排烟风机压力的提高使窑内气流速度增大，从而减少气流在冷却带停留时间，余热抽出管道收集效率下降，最终导致余热抽出热量降低。当排烟风机入口压力由−100 Pa增加到−900 Pa时，标准状态下排烟风量从0.61×10⁴ m³·h⁻¹增到2.10×10⁴ m³·h⁻¹，余热抽出热量从2.06×10⁷ kJ·h⁻¹降至1.31×10⁷.kJ·h⁻¹。为保证隧道窑产量不下降，排烟风量至少应为1.47×10⁴ m³·h⁻¹，干燥所需热量至少为9.08×10⁶ kJ·h^−1[23]，则排烟风机入口压力应在−400 Pa以上。提高排烟风机入口压力有利于提高隧道窑制品的烧成速度，但在具体工程实践中，排烟风机入口压力过大会导致烧结砖网状裂纹和烟气NO_x超标等问题。因此，在能够满足干燥窑所需热量的前提下，应尽可能减少排烟风机入口压力，以降低烟气含氧量。因此，在保证烧结品质的同时，兼顾烟气含氧量控制，宜采用−500~−700 Pa作为排烟风机的运行参数范围。

为研究余热风机对烟热分离系统的影响，设置排烟风机入口压力为−500 Pa，急冷风机风量为2 260 m³·h⁻¹，冷却风机风量为23 000 m³·h⁻¹，分别在余热风机入口压力−100、−200、−300、−400、−500 Pa的条件下，考察余热风机入口压力对排烟风量和余热抽出热量的影响，结果如图9所示。

由图9(a)和图9(b)看出，随着余热风机压力的提高，排烟风量呈下降趋势，余热抽出热量则呈上升趋势。余热风机入口压力增加对排烟风量影响较小，而对余热抽出热量影响显著。当余热风机入口压力由−100 Pa增至−500 Pa时，标准状态下排烟风量从1.75×10⁴ m³·h⁻¹降至1.50×10⁴ m³·h⁻¹，余热抽出热量从3.35×10⁶ kJ·h⁻¹增至1.54×10⁷ kJ·h⁻¹。在余热风机入口压力增长至−200 Pa时，余热抽出热量增长趋于平缓，这是由于为避开冷却损害高发区域，余热管道采用前4后6的布置形式。在前4组支路端口,开有混冷风口与外界环境相连，余热风机入口压力升高，使混风口进入的环境空气更多，热空气占比降低，使余热抽出效率下降。因此，余热风机入口压力对烟气含氧量影响较小，且过高的余热风机入口压力会降低余热抽出效率。在保证砖坯烧结品质的前提下，为控制烟气含氧量，余热风机入口压力应为−300~−500 Pa。

为研究急冷风机对烟热分离系统的影响，设置排烟风机入口压力为−500 Pa，余热风机入口压力−500 Pa，冷却风机风为23 000 m³·h⁻¹，在急冷风机风量分别为0、560、1 130、1 690、2 260 m³·h⁻¹的条件下，考察急冷风机风量对排烟风量和余热抽出热量的影响，结果如图10所示。

由图10(a)和图10(b)可以看出，随着急冷风机风量的增加，排烟风量随之增加，余热抽出热量也呈上升趋势。当急冷风机风量由0增至2 260 m³·h⁻¹，排烟风量从1.45×10⁴ m³·h⁻¹增至1.50×10⁴ m³·h⁻¹，余热抽出热量从1.25×10⁷ kJ·h⁻¹增至1.53×10⁷ kJ·h⁻¹。急冷风机风量对烟气量的影响较小，而对余热抽出热量的影响显著。如图11(a)~图11(e)所示，当急冷风机风量为0时，由于隧道窑内余热管道存在压力差，导致余热管道1号支路、2号支路存在明显的回流现象。而当急冷风机风量为1 130 m³·h⁻¹时，2号支路的回流现象消失。这是由于，随着急冷风机风量增大，急冷气幕对窑顶气流的阻挡作用提高，窑顶气流的流速降低，降低了局部压力差，同时提高了3号支路，4号支路的余热抽出热量。当急冷风机风量继续增至2 260 m³·h⁻¹时，未能消除1号支路的回流现象，还引入了更多的外界空气，增加了发生冷却损害的概率。因此，急冷风机风量应控制在1 130~1 690 m³·h⁻¹。

为研究冷却风机对烟热分离系统的影响，设置排烟风机入口压力为−500 Pa，余热风机入口压力−500 Pa，急冷风机风量2 260 m³·h⁻¹，在冷却风机风量分别为19 000、20 000、21 000、22 000、23 000、24 000、25 000、26 000 m³·h⁻¹的条件下，考察冷却风机风量对排烟风量和余热抽出热量的影响，结果如图12所示。

由图12(a)和图12(b)可以看出，随着冷却风机风量的提高，排烟风量和余热抽出热量均呈上升趋势。当冷却风机风量由19 000 m³·h⁻¹增至26 000 m³·h⁻¹时，排烟风量从1.46 ×10⁴ m³·h⁻¹增至1.58×10⁴ m³·h⁻¹，余热抽出热量从1.25×10⁷ kJ·h⁻¹增长至1.73×10⁷ kJ·h⁻¹。冷却风机风量对排烟风量的影响较小，对余热抽出热量的影响显著。当冷却风机风量高于23 000 m³·h⁻¹时，排烟风量的增长速率升高。这是由于冷却风机主要影响位于冷却带中后端余热管道支路。当冷却风量提高时，沿窑体与砖垛之间的间隙通过的旁路气流增大，提高了余热管道后半段支路的余热抽出热量，加快了制品的冷却速率，使制品发生冷却损害概率提高^[24]。与此同时，旁路气流的增加会使更多的冷却气进入烧成带，从而提高排烟风量。综合考虑隧道窑稳定运行及烟气含氧量控制，冷却风机风量应控制在19 000~23 000 m³·h⁻¹。

为得到各因素对烟热分离系统的影响权重及烟热分离系统运行的最优方案，根据隧道窑烟热分离系统实际操作经验，选取急冷风机风量、余热风机入口压力、排烟风机入口压力和冷却风机风量为正交实验的因素。根据各因素对烟热分离系统的影响分析及实际运行经验，制作5水平4因素正交实验设计表(表2)。

如表3所示，以排烟风量为评价指标，实验方案A₁B₁C₁D₁最低为1.43×10⁴ m³·h⁻¹，实验方案A₅B₁C₅D₄最高为2.12×10⁴ m³·h⁻¹。在满足砖瓦隧道窑基本运行要求下，实验A₁B₅C₅D₅为最优方案，排烟风量为1.50×10⁴ m³·h⁻¹，相较于实验A₅B₁C₅D₄排烟风量降低了约30%。

对表3中的正交实验数值模拟结果进行极差对比分析，可得表4。极差值R表示该因素对评价指标的影响程度，R的值越大，表明该因素对评价指标的影响越显著。K₁、K₂、K₃、K₄和K₅以及k₁、k₂、k₃、k₄和k₅分别对应水平1、水平2、水平3、水平4和水平5的计算结果与计算结果的平均值。如表4所示，对排烟风量的影响由强到弱依次为：A>C>B>D，即排烟风机入口压力>急冷风机风量>余热风机入口压力>冷却风机风量，排烟风机入口压力影响权重因子最大为0.57，冷却风机风量影响权重因子最小为0.04。

由于隧道窑属于复杂窑炉系统，在实际生产运行中存在工况波动，因此，仅依靠运行经验对烟热分离系统进行调控难以保持烟气含氧量持续处于较低水平。基于各影响因素对烟热分离系统的影响及影响权重，制定了砖瓦隧道窑烟气含氧量调控策略。该调控策略的核心是在保证隧道窑正常生产的情况下，仅调整对烟气含氧量影响显著的因素，将烟气含氧量控制在较低水平，即根据隧道窑实际生产情况，首先对余热风机、急冷风机和冷却风机进行调整，然后仅根据烟气含氧量波动对排烟风机进行调整，以维持烟气含氧量处于较低水平。该调整策略提高了依靠运行经验对烟热分离系统调控的指向性，降低了隧道窑烟气含氧量的控制难度。

以该企业一条砖瓦隧道窑为研究案例进行烟气含氧量参数优化设计，其最优方案为A₁B₅C₅D₅。具体运行参数：排烟风机入口压力为−500 Pa，余热风机入口压力为−500 Pa，急冷风机风量为2 260 m³·h⁻¹，冷却风机风量为23 000 m³·h⁻¹。现场运行后，出现制品冷却损害，随后根据各个风机对隧道窑稳定运行的影响，对运行参数进行了调整，消除了制品冷却损害。将修正后运行参数应用到该隧道窑实际运行中，并根据烟气含氧量控制排烟风机运行参数。

现场运行结果表明：在该调控策略下，隧道窑生产情况良好，烟热分离系统运行稳定。由图13(a)和图13(b)可以看出，在调控策略应用前，该砖瓦窑2019年全年烟气含氧量为17.72%~19.96%且存在较大波动。在净化设备满负荷运行下，大气污染物排放仍然有较大波动，大气污染物波动趋势与烟气含氧量波动趋势一致。由图13(c)可以看出，在调控策略应用后，该隧道窑烟气含氧量由2019年4月份的18.24%降低至5—10月份的16.57%~17.12%，烟气量由24 000 m³·h⁻¹降至19 000~20 000 m³·h⁻¹，大气污染物折算系数由1.10降低至0.68。如图13(d)所示，当烟气含氧量稳定控制在低于基准含氧量18 %的情况下，该隧道窑停运1号塔湿电后，大气污染物仍能稳定达标排放^[25]，节省了企业烟气净化设备的运行成本。该砖瓦隧道窑根据当地环保管理要求可实现大气污染物达标排放甚至超低排放。

1)对某砖瓦隧道窑进行了数值模拟和现场测试。对比结果表明，现场测试结果与模拟结果基本一致。

2)降低排烟风机入口压力、急冷风机风量和冷却风机风量，有利于降低排烟风量。

3)正交实验分析结果表明，以排烟风机入口压力对烟热分离系统的影响最为显著。

4)按照调控策略实际运行了6个月，结果表明：隧道窑生产状况良好，烟热分离系统运行稳定，烟气含氧量由18.24%降至16.57%~17.12%，烟气量平均下降了4 000~5 000 m³·h⁻¹，烟气量降幅约20%；当将烟气含氧量稳定控制在18%以下时，该砖瓦隧道窑大气污染物可稳定达标排放。