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雨水作为非常规水资源，其开发和利用对缓解城市化发展过程中带来的水资源短缺问题具有重要的战略地位。2012年我国提出“海绵城市”理念，旨在提升城市生态系统功能和降低洪涝灾害风险的同时，优先将雨水资源进行就地消纳和利用[1-2]。然而，据《2021中国水资源公报》显示，统计年我国非常规水资源利用量为138.3亿m3，仅占年供水总量的2.3%，其中雨水资源的开发利用率极低[3]。如何提高雨水储用效率，规范雨水利用模式成为雨水战略实施的关键。道路作为汇入市政管网前的末端集水空间受人为活动的干扰较大，同时与城市功能的正常运转密切相关，因此道路径流的安全泄放尤为关键。屋面空间占城市硬质下垫面近2/3，且受人类活动影响较小，其在水质与水量方面具有独特的储用优势[4-6]。传统的城市灰色储水设施主要担负地表径流洪峰削减的功能。除此之外，初期冲刷携带的高浓度污染负荷在储水系统中累积，直接影响回用水质[7-8]。因此，开发面向屋面径流接续储用的新型雨水系统是城市雨水战略实施和雨水资源高质量回用的主要方向。
本研究从水质和水量两个方面对现有屋面雨水储用现状进行了分析和讨论，尝试构建雨水原位储用系统，采用Fluent软件对该系统内部流态和接续污染归趋进行实态模拟，基于模拟结果构建了一种原位新型雨水储用系统，可有效净化初期雨水污染，实现雨水资源高质量回用。
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雨水径流中污染物浓度峰值常常出现在径流初期。车伍等[9]和王倩等[10]研究发现初期雨水中含有大量悬浮固体（如SS）、耗氧污染物（如COD、BOD）、营养物（如N、P）和重金属等，可生化性较差，将其弃流进入河道会造成受纳水体水质恶化，进入污水收集管网势必会降低污水处理效能。传统储水系统用于水质质量控制的辅助设备主要为初期雨水分流器、碎屑筛和过滤器。其中，分流器作用是将初期径流导流，大幅度降低污染物质在系统中的富集，进而提高回用水水质并延长储水周期。然而，由于初期冲刷的随机性、多变性和复杂性，针对高污染负荷初期雨水的导流量核算目前仍存在争议[11-12]。目前，人们主要通过降雨历时、降雨深度两种方法表征初期雨水阶段，但降雨强度和下垫面的差异性导致初期雨水阶段定量应以降低径流污染物负荷到一定当量为宜[13]。碎屑筛和过滤器主要用于拦截固体（沉积物、碎屑、树叶等）和颗粒态物质防止其进入储水系统[14]。传统储水系统由于单一的箱结构形式，污染物自然沉降累积在储水系统底部，不仅不利于排泥和运维管理，同时在接续降雨过程中水力扰动和卷携会使沉积污染物二次弥散在储水系统中，导致水质恶化。除此之外，类比对雨水窖水质演变过程的研究，认为长期储存过程中存在水质恶化甚至腐败的风险[15]。而目前对于储水过程中的水质恶化和净化相关研究鲜有报道，同时缺乏以具体回用用途为导向的雨水水质标准作为参考和指导。
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储水规模是雨水资源回用过程中的关键参数，直接影响到投资成本、占地空间、储水水量以及供水规模，甚至影响储水水质[16]。同时，它也是基于多个变量平衡而确定。目前针对雨水储水系统规模主要是通过建模进行多目标优化设计。由于降雨和需水量在时间上是可变的，储水系统评估模型经常被用作一种设计工具，用于计算平衡流入和流出所需的储水量，从而充分满足特定建筑物或地点的用水需求[17]。储水系统的规模设计主要包括经验设计、随机分析和接续储用下的连续物质平衡模拟。典型的连续物质平衡模型包含4个模块[18]：（1）用水需求分析模块；（2）雨水流入模块；（3）物质平衡计算模块；（4）输出模块。研究表明，引入环境目标可能会对水箱尺寸产生重大影响，这取决于安装储水系统的建筑物类型[19]。除此之外，储水过程中系统的接续空间与多次进水规模的优化平衡是在保障储水水质的基础上提高储用效率的主要研究方向。
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为了保障和提升雨水储水系统的水质，尝试优化传统雨水储水系统结构并分隔构建沉淀区和澄清区，通过Fluent软件模拟，进一步识别降雨过程尤其是携带大量污染的初期雨水接续储水的水质扰动，掌握污染物质接续扩散的水力学特性。
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基于Space claim建立箱体物理模型，长宽高均设置为2 m，由高1.8 m、厚4 mm的隔板分成沉淀区与澄清区。沉淀区设置60°斜板，进水管直径为DN110，见图1（a）。三维计算区域采用Workbench meshing进行网格划分，见图1（b），并对进水管、进出口及挡板处进行网格加密处理，共计网格单元2 601 249个。
本研究借助稳态与瞬态Eulerian固-液两相流混合模型分别模拟单场次降雨及雨水接续扰动过程。降雨过程采用SST k-ω湍流模型求解，静置时黏性模型选用层流，且均使用Simple压力速度耦合算法，其中压力差值设置为Body Force Weighted。动量、湍流动能和比耗散速率均设置为Second Order Upwind，其亚松弛因子分别为0.3、0.5和0.5。水为第一相且各项参数采用系统默认设置，固体颗粒为第二相。以SS作为固体颗粒物模拟对象，并参考西安市屋面初期径流污染特征及Dufresne数据，设置SS浓度：440 mg/L；密度：1 100 kg/m3；平均粒径：0.1 mm；黏性系数：2.001×10−2，并换算出固体颗粒体积分数0.04%[20-21]。以SS浓度和速度为0作为初始状态，设置速度入口和压力出口（出口压力为1个标准大气压）边界条件，固体壁面边界条件设置为无滑移壁面。
采用式（1～2）对SS在沉积区与澄清区的分布特征进行计算[22]：
式中：
η1 为沉淀区对SS的沉积率，%；η2 为箱体对SS的截留率，%；ϕ1 、ϕ2 、ϕ3 分别为进口、过水口、溢流口处SS的体积分数，%。 -
通过调控系统进水速率（1、3、5 m/s）以及进水管出口角度（0°、90°、180°）分别模拟单场次降雨条件下储水系统的水力特性以及SS归趋特性，模拟结果见图2。同时，根据模拟结果计算出调控条件下SS归趋分布与污染物截留率，见表1。
结果显示，单场次降雨过程中其他参数不变的情况下，增大进水管弯头角度或降低进水速率有利于SS在储水系统中沉积。沉淀区对SS的沉积率在入口速度3 m/s时最佳，见图2（b），而相同进水速率下，带有180°弯头进水条件下的沉淀区的沉积率最高，见图2（e）。直管条件下，入口速度5 m/s时，沉淀区靠近挡板处紊动程度较大，越过挡板后大部分SS直接被卷携带出，只有少部分沉积到底面；1 m/s时，沉淀区整体紊动程度较大而澄清区仅上端形成较小涡流，易于SS沉降；而3 m/s时，沉淀区紊动程度大小介于其他两状态之间，但在澄清区形成大涡流导致SS沉降困难。相同速度下，增加弯头易于SS沉积，见图2（f），180°弯头下紊动区域集中在后端及水管出口处，且沿澄清区溢流口附近形成的较大涡流易扰动并带出底部中后端沉积的SS，而在90°弯头澄清区扰动范围较大，但携带出的SS较少。
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基于fluent软件模拟降雨事件对储水系统的扰动过程，设置时长30 min的降雨事件，待降雨结束，静置10 min后模拟二次降雨事件，系统接续进水30 min，见图3。同时，根据模拟结果计算出SS归趋分布与污染物截留率，见表2。
图3可知，接续进水对系统沉淀区已沉积的SS产生扰动并卷携带入澄清区，影响澄清区水质。系统在初次进水事件结束并静置10 min后的污染物分布见图3（a）所示，沉淀区与澄清区均有SS沉积。接续进水10 min后，沉淀区已沉积SS发生扰动，并有进入澄清区的趋势，见图3（b）。进水20 min后，紊动范围集中在沉淀区后部及澄清区前部，因此沉淀区前端及澄清区后端沉积大量SS。在进水30 min后，由于持续的SS溢流，系统沉淀区和澄清区的沉积态SS均有所减少。
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基于以上模拟结果发现，储水系统内部分区有利于污染物物理沉淀和自然澄清，但接续雨水会扰动已沉淀污染物卷携并产生二次污染。研究表明，颗粒态物质（如SS）在径流过程中是其他污染物质（如溶解态物质）的良好载体[23]。因此，基于颗粒态物质的重力沉降以及物理截留效果，试图进一步强化储水系统污染物质截留、富集以及生物净化功能。尝试通过分隔并营造沉淀区、过渡区和澄清区实现净化与储水双重功效，同时可降低接续扰动对净化水质的影响。基于此，创新性提出系统加载隔离生态净化层的思路，研发了新型屋面雨水接续储用系统。
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为了进一步研究新型屋面雨水接续储用系统的净化效果，本研究选取西安建筑科技大学雁塔校区建筑外立面落水管，其汇水面积约100 m2，匹配屋面雨水接续储用系统容积为1 m3。储水系统左右分腔容积比1∶1，左侧0.5 m处设置隔离生态净化层，净化层厚度设置8 cm，由双层过滤棉加裹5 cm砾石（8 mm）组成，采用轻质不锈钢框架固定在系统中，见图4。
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为保证实验结果的可靠性，本研究选取2023年3月27日、4月2日、4月13日和4月21日4场降雨事件的初期雨水作为装置进水进行平行实验。采集新型储水系统装置进出水水样并放置4 ℃下保存，同时进行样品预处理和相关指标的测定，测定指标包括TN、COD、NH3-N和SS。具体的分析方法见表3。数据采用Origin软件进行处理和分析。
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新型储水系统对屋面初期雨水的净化效果见图5。进水水质COD、SS、TN和NH3-N的浓度范围分别为80～120 mg/L、55～90 mg/L、16～21 mg/L和9～17 mg/L，出水浓度分别为30～45 mg/L、4～8.5 mg/L、6～11 mg/L和4～9 mg/L，平均去除率分别为64.4%、91.2%、52.7%和49.6%。新型储水系统对SS的净化效率高达90%以上，其在对颗粒态污染物质高效富集的过程中实现部分溶解态物质同步去除。经核算，强化隔离生态净化层耦合重力沉降作用可有效截留初期雨水中60%以上的污染负荷，大大降低回用水水质恶化风险，保障回用水其水质稳定。依据《城市污水再生利用-景观环境用水水质：GB/T 18921—2019》、《城市污水再生利用-城市杂用水水质：GB/T 18920—2020》和《城镇污水处理厂污染物排放标准：GB 18918—2002》一级A标准，新型储水系统净化后水质均达到排放至地表水体或景观、杂用水回用标准（图中虚线表示）。
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（1）在优化传统雨水储水系统结构并分隔构建为沉淀区和澄清区，并基于Fluent软件进行固-液两相流的模拟结果中发现，单场次降雨过程中，直管进水或降低进水速率有利于颗粒态物质在储水系统中沉积。沉淀区对颗粒态物质的沉积率在进水速率为3 m/s时最佳，而相同进水速率下，带有180°弯头进水条件下沉淀区的沉积率最高。
（2）接续进水对储水系统已沉积污染物扰动影响较大，易产生二次污染。同时在持续的接续进水扰动作用下，优化分区后的储水系统沉淀区污染物被卷携进入澄清区，并有持续溢流污染的趋势。
（3）通过设置隔离生态净化层的新型储水系统对SS的净化效率高达90%以上，其在对颗粒态污染物质高效富集的过程中实现部分溶解态物质同步去除。经核算，强化隔离生态净化层耦合重力沉降作用可有效截留初期雨水中60%以上的污染负荷，大大降低雨水水质恶化风险，保障回用水质稳定。
屋面雨水原位接续储用系统研发与应用
Development and application of in-situ continuous roof runoff storage system
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摘要: 屋面雨水储用的水质保障是雨水资源高质量回用的关键。传统储水系统由于结构性缺陷和污染物质接续扩散的影响，导致储水水质不佳。该研究采用Fluent软件，通过改变进水水力条件和系统结构，模拟和识别了储水系统接续过程中的污染物质归趋；创新性提出增设隔离生态净化层，构建基于沉淀区、过渡区和澄清区的新型屋面雨水原位接续储用系统；通过4场降雨的原位净化效果研究，结果表明该新型储水系统净化效果极佳，水质稳定达到城市杂用及景观水回用标准，可作为屋面雨水储用系统装备广泛使用。Abstract: The water quality guarantee of the roof rainwater storage is crucial for ensuring the high-quality reuse of rainwater resources. Traditional water storage systems suffer from poor water quality due to structural defects and the continuous diffusion of pollutants. Fluent software was used to simulate and identify the fate of pollutants during the connection process of the water storage system by altering the hydraulic conditions and system structure of the inlet water. A novel approach was proposed by adding an isolated ecological purification layer and constructing a new type of roof rainwater in-situ continuous storage system based on a sedimentation zone, transition zone, and clarification zone. Through the in-situ purification effect study of four rainfall events, the results showed that the new water storage system had excellent purification effect, and the water quality was stable and met the standards for urban miscellaneous and landscape water reuse. It could be widely adopted as the equipment for roof rainwater storage systems.
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Key words:
- roof runoff /
- storage system /
- fluent /
- first flush /
- ecological purification
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水泥产业是典型的能源和资源消耗密集型产业，也是仅次于电力行业的第二大CO2、NOx排放源，减排形势严峻[1]。O2/CO2烟气循环煅烧水泥技术是将分离空气制得的高纯度O2与部分再循环烟气混合后通入回转窑和分解炉内助燃，使煤粉在O2/CO2氛围下燃烧，不仅能实现窑尾烟气中CO2的富集和回收，还能降低热力型NOx的排放[2]，对水泥行业实现CO2和NOx减排具有重要意义。
许多学者针对煤粉颗粒在O2/CO2气氛下的燃烧特性展开了大量研究，楚化强等[3]利用数值模拟的方法研究了煤粉在空气和O2/CO2气氛下的燃烧情况，结果表明O2/CO2气氛下燃烧火焰温度较低。何先辉等[4]和SHEN等[5]研究表明，在O2/CO2气氛下，煤粉颗粒的完全燃尽时间延长了20%~25%左右；在流化床锅炉方面，有学者通过搭建中小型实验台[6-9]和数值模拟的方法[10-12]进行了O2/CO2燃烧技术的研究，目前O2/CO2燃烧技术已经逐渐应用在电站锅炉上的实际工程中。但是O2/CO2燃烧技术在水泥生产领域的研究还处于起步阶段，仅有少数研究者进行了初步的探索工作。DAVID等[13]通过建立回转窑氧燃料燃烧过程的三维数学模型，得出在同一氧气浓度下, 火焰长度比在空气条件下燃烧的火焰长度短30%~65%，辐射通量提高2~4.5倍；在相同的燃料消耗率下，可以提高熟料的生产率。FRANCISCO等[14]和MARIO等[15]分别以实验和数值模拟的方式验证了现代窑式燃烧器可在不作额外改造的情况下适用氧燃料燃烧。但三者都只单独进行了回转窑的研究，缺少炉、窑一体的研究，没有进一步研究分解炉中NOx的生成情况和煤粉燃烧特性的改变对生料分解产生的影响，无法支持该技术在水泥回转窑和分解炉上的应用。
本研究对某公司2 500 t·d−1回转窑和分解炉进行数值模拟，探讨了O2/CO2烟气循环煅烧水泥技术实现CO2和NOx减排的可行性，对比分析了21%O2/79%CO2助燃工况下与空气助燃工况下回转窑、分解炉的模拟结果，为水泥行业实现O2/CO2燃烧技术的应用提供参考。
1. 模型与数值模拟方法
1.1 数学模型
考虑到分解炉、回转窑内均为复杂湍流，且有较强旋流和回流，因此，在解决工程问题时，回转窑、分解炉的气相湍流模型都采用了处理旋流和回流运动更准确的重整化群模型(即RNG κ-ε模型)。
湍流动能κ方程见式(1)。
∂(ρ0κ)∂t+∂(ρ0kui)∂xi=∂∂xj(ακμeff∂κ∂xj)+Gk−ρ0ε (1) 耗散率ε方程见式(2)。
∂(ρ0ε)∂t+∂(ρ0εui)∂xi=∂∂xj(αεμeff∂ε∂xj)+C∗1εεκGκ−ρ0C2εε2κ (2) 式中：ui、uj分别为xi、xj方向上的速度；Gκ为紊动能κ的生成项；μeff为有效黏性系数；C*1ε、C1ε、C2ε为模型常数；ακ、αε分别为κ和ε的逆有效普朗特数。
针对煤粉颗粒的轨迹模拟，选用DPM模型中随机轨道模型对颗粒进行追踪。针对分解炉内燃料燃烧与生料分解的耦合过程，选用组分输运模型结合涡耗散概念模型[16]。不考虑回转窑内CaCO3分解反应，针对回转窑内湍流气相燃烧模型，采用预混燃烧下的涡耗散模型。针对煤粉燃烧过程，挥发分析出选择单步竞争反应速率模型，剩余焦炭燃烧选择动力/扩散控制反应速率模型。针对辐射换热都选择P-1模型。在反应产生的NOx中，只计算NO；在分解炉中，只考虑燃料型NO；在回转窑中，只考虑热力型、燃料型NO。
1.2 物理模型
回转窑结构如图1所示，1次风携带煤粉与2次风充分混合后燃烧，窑尾烟气通入烟室。考虑到回转窑的厚度，模型的尺寸设定为60 m×3.6 m。回转窑内的物料区分别为冷却区、烧成区、反应区和分解区，在计算时，将物料区做壁面处理，并分别给定各个区域温度值。
分解炉几何结构如图2所示。分解炉由上到下分别为上柱室、缩口、下柱室、底锥。在分解炉锥体底部插入1根3次风管，其偏心距为0.6 m。生料管位于喷煤管的上方，与水平面成60°夹角，斜向下插入分解炉下柱室；在3次风管与生料管之间，斜向下对称插入2根喷煤管，与水平面成26°夹角，与下柱室壁面成35°夹角。
1.3 计算模型和边界条件
回转窑内部使用的燃烧器为Duoflex DBC四通道燃烧器，燃烧器结构尺寸与回转窑整体尺寸相差较大，在进行局部加密处理后，网格总数为120万个，网格质量良好。分解炉网格划如图3(a)所示，用四面体网格对分解炉生料管以下位置进行划分并局部加密，用六面体网格划分其余部分，网格总数约为132万个。
图 3 分解炉网格划分图和边界条件示意图Figure 3. Mesh of the decomposing furnace and boundary condition diagram在回转窑内，物料上表面沿窑体自左向右分别给定温度为1 545、1 650、1 473和1 123 K，各区域长度之比为6∶42∶36∶16，除此之外的其余壁面温度均设为800 K，过量空气系数取α=1.20。通过查询资料获得所需回转窑燃烧器的结构参数，由热平衡测试获得数值模拟边界条件。表1为回转窑燃烧器运行参数。
表 1 回转窑燃烧器运行参数(基础工况)Table 1. Operating parameters of rotary kiln burner (basic working condition)风种类 风量/(Nm3·h−1) 风速/(m·s−1) 风温/K 占比/% 1次风轴流风 547 120 306 8 1次风内旋流风 383 120 306 1次风煤风 2 101 24 319 1次风中心风 901 40 306 2次风 47 095 1.3 1 320 92 | Show Table
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分解炉的边界条件如图3(b)所示。基于分解炉的绝热设计，设定整个壁面温度为1 000 K，选择无滑移壁面标准函数描述，过量空气系数取α=1.15。在本研究中，分解炉进、出口边界条件为：3次风流量18.62 kg·s−1，温度1 300 K；生料流量35.45 kg·s−1，温度1 140 K，生料中烧失量质量分数35.40%、SiO2质量分数12.36%、Al2O3质量分数2.87%、Fe2O3质量分数1.98%、CaO质量分数44.31%、MgO质量分数3.08%；窑尾烟气流量30 kg·s−1，窑尾烟气温度1 250 K，窑尾烟气中CO2摩尔分数27.12%、O2摩尔分数3.9%、CO摩尔分数0.17%、N2摩尔分数68.81%；煤风速度45 m·s−1，温度321 K；出口压力−1 200 Pa。
本研究所使用的无烟煤A、烟煤B的工业分析与元素分析见表2。在基础运行工况下，回转窑使用的混煤为无烟煤A与烟煤B按质量比为4:6混合得到的，煤粉质量流量为1.36 kg·s−1，平均粒径为80 μm；分解炉使用的是烟煤B，煤粉质量流量为2.58 kg·s−1，平均粒径为60 μm。
表 2 煤样元素分析及工业分析Table 2. Elemental and industrial analysis of coal sample element煤粉种类 工业分析/% 元素分析/% 低位热值/(kJ·kg−1) Mad Aad Vad FCad Car Har Oar (N+S)ar A 1.65 26.80 6.11 65.44 87.3 10.8 1.2 0.7 22 268.8 B 2.05 17.22 31.82 48.91 53.8 42.6 2.2 1.4 22 647.2 A与B混合(A∶B=4∶6) 2.21 20.73 21.62 55.44 67.18 30.0 1.4 1.42 22 495.8 注：Mad为空气干燥基水分含量；Aad为空气干燥基灰分含量；Vad为空气干燥基挥发分含量；FCad为空气干燥基固定碳含量；Car，Har，Oar，(N+S)ar为煤粉中各组分的收到基质量分数。 | Show TableDownLoad:
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1.4 数值模拟方法
使用Ansys-Fluent软件进行数值模拟，采用有限体积法对连续相控制方程离散化，使用压力和速度耦合的SIMPLE算法，采用二阶迎风格式，使用TDMA法逐面迭代求解。连续相与颗粒相的相互耦合均采用先对连续相进行求解计算的方法，在达到初步收敛后加入离散相进行耦合计算。
2. 回转窑和分解炉仿真结果的对比分析
2.1 回转窑内煅烧结果对比
1)燃烧情况对比分析。在空气助燃氛围和21%O2/79%CO2助燃氛围下，回转窑Y=0截面温度云图如图4所示。回转窑内的火焰形状均呈现“棒槌”型，均匀地充满回转窑截面，但是后者的高温火焰长度较短，出口烟气温度较低，回转窑内平均温度较低，模拟计算得到煤粉燃尽率分别为95.47%和92.41%，O2/CO2工况下燃尽率下降了3.06%，说明煤粉的燃烧特性变差。单独观察21%O2/79%CO2工况，火焰填充度良好，沿回转窑方向温度梯度分明，燃烧稳定；火焰的高温区从回转窑3 m处开始，Duoflex DBC四通道燃烧器伸入回转窑的长度为1 m，说明该工况下燃烧器不会被烧坏，适应性良好，符合生产需求。
图 4 2种工况下回转窑Y=0截面温度云图Figure 4. Temperature cloud diagram at Y=0 cross-section rotary of kiln under two working conditions2) NO生成情况对比分析。21%O2/79%N2与21%O2/79%CO2 2种工况是在保证加入O2量、体积比不变的前提下，用同体积的CO2替换N2，因此，可以通过比较2种工况下NO的摩尔分数观察NO的生成情况。在空气助燃和21%O2/79%CO2助燃氛围下，回转窑Y=0截面NO摩尔分数分布云图如图5所示。可以看出，在3~13 m区域为煤粉燃烧高温区域，温度高达2 100 K以上，此时回转窑内NO大量生成且热力型NO占据主导，浓度达到最高。高温区后，燃料中的含氮化合物生成少量的燃料型NO，NO浓度迅速下降。在回转窑NO生成过程中热力型占据主导，因此，NO浓度分布基本遵循窑内温度分布，符合热力型NO生成机理。而21%O2/79%CO2助燃氛围下助燃气体中没有N2 ，根据热力型NO生成原理可知此时没有热力型NO产生，因此NO生成量有较大幅度的下降。
图 5 2种工况下Y=0截面NO摩尔分数分布云图Figure 5. NO mole fraction distribution cloud map at Y=0 cross section under two working conditions在空气助燃氛围和21%O2/79%CO2助燃氛围下，沿回转窑长度方向各横截面NO质量分数的变化如图6所示。2种工况下，NO质量分数的变化趋势基本一致，均为先升高后回落，最终趋于稳定。O2/CO2工况下，NO浓度最高点比空气工况下延迟到达，且最高点的数值较小，这是因为21%O2/79%CO2助燃氛围下无热力型NO生成，且煤粉的燃烧特性变差导致了燃料型NO生成量减少。经换算，在空气工况下与O2/CO2工况下，回转窑出口烟气中NO质量流量分别为0.038 7 kg·s−1和0.009 84 kg·s−1，脱硝率为74.47%。
图 6 沿回转窑长度方向各横截面NO质量分数的变化Figure 6. Change of NO mass fraction at each cross section along the Z direction of the rotary kiln2.2 分解炉煅烧效果对比
1)燃烧情况对比分析。在空气助燃和21%O2/79%CO2助燃下，分解炉X=0截面温度云图如图7所示。在分解炉下部的锥体处，3次风与煤粉发生剧烈的燃烧反应，放出大量热量，同时由于生料管入口下方设置的挡板对生料的阻挡作用，此处没有发生生料分解反应，因此，出现了局部高温区域。随后炉内煤粉燃烧放热速度减缓，生料分解大量吸热，炉内温度逐渐下降。2种工况下温度分布特征基本相同，其中O2/CO2工况下高温燃烧区域变小，这说明该处煤粉燃烧特性变差。
图 7 2种工况下分解炉X=0截面温度云图Figure 7. Temperature cloud map at X=0 cross-section of the decomposition furnace under two working conditions在2种助燃条件下，沿分解炉高方向各横截面平均温度的变化如图8所示。可以看出，温度变化的基本趋势一致，均为先升高后降低，说明2种情况下流场稳定，燃烧稳定；2条曲线的起点温度不同，是由2种工况下回转窑燃烧状况不同和窑尾烟气温度不同导致的；在炉高2~5 m时，斜向下注入煤粉，与高温3次风充分混合，燃烧后释放出大量热量，使温度迅速达到峰值；在空气工况下，最高横截面平均温度为1 346 K，O2/CO2工况下最高横截面温度为1 271 K；高温区之后，从生料管喷入温度较低且分散性较好的生料，CaCO3迅速吸热发生分解反应，炉内温度降低。空气工况下煤粉燃烧情况良好，模拟计算得到的煤粉燃尽率为94.66%，比O2/CO2工况下燃尽率高3.51%，但此时O2/CO2工况下分解炉内高浓度的CO2在一定程度上抑制了CaCO3分解，生料分解总吸热量减少，导致分解炉内温度超过空气工况。
图 8 沿炉高方向各横截面平均温度Figure 8. Average temperature profile at each cross section along the height of the furnace2)分解情况对比分析。通过对分解产物CaO和CO2的分析能很好地说明生料分解状况，图9为21%O2/79%N2与21%O2/79%CO2燃烧氛围下分解炉炉高方向各截面CaO质量流量变化情况。2种工况下CaO质量流量变化趋势均为先保持不变，后迅速增长，最后增长减缓。在分解炉4 m处设置有挡板，因此，4 m以下没有生料分解反应发生，从生料管处加入CaCO3，生料吸收煤粉燃烧的热量并快速分解，CaO质量流量大幅度上升，随着分解炉高度上升，炉内残余生料分解逐渐变缓。造成2种工况分解炉出口CaO质量流量有差异的主要原因是O2/CO2氛围下炉内CO2浓度较高，抑制了CaCO3的分解反应。最终空气工况与O2/CO2工况出口CaO质量流量分别为18.47 kg·s−1和17.90 kg·s−1，对应的分解炉出口处生料分解率分别为93.44%和90.54%，后者较前者下降了2.90%。
图 9 分解炉炉高方向各截面CaO质量流量的变化Figure 9. Change of CaO mass flow rate at each section of the decomposition furnace2种工况下分解炉炉高方向各横截面CO2在气体中平均体积占比变化情况如图10所示。分解炉内CO2最初体积占比的差异来自窑尾烟气中CO2浓度的差异。在分解炉3 m处，3次风汇入，CO2浓度下降，其中空气工况的下降幅较大。烟气中CO2浓度随着煤粉燃烧而上升；当燃烧趋于平稳时，CO2浓度趋于稳定。分解炉出口处空气工况与O2/CO2工况下CO2体积分数分别为32.23%和95.35%。
图 10 分解炉炉高方向各横截面CO2在气体中平均体积占比Figure 10. Average volume fraction of CO2 at each cross section of the decomposition furnace3) NO生成情况对比分析。在空气助燃氛围下和21%O2/79%CO2助燃氛围下，分解炉X=0截面NO质量分数分布云图如图11所示。O2/CO2工况下来自窑尾的烟气中NO含量比空气工况下低，此时分解炉内产生的NO绝大部分为燃料型，所以2种工况下NO含量都有一定程度的增加。
图 11 2种工况下分解炉X=0截面NO分布云图Figure 11. Cloud map of NO distribution at X=0 section of decomposing furnace under two working conditions2种工况下分解炉炉高方向各截面NO平均质量流量如图12所示。开始的4 m几乎没有燃烧反应，大部分煤粉在4~8 m被燃烧，对应的区域内NO快速生成，此时分解炉内的温度没有到达热力型NO的生成条件，几乎都是燃料型NO。8 m之后，剩余煤继续燃烧，NO缓慢增长，直至出口处。在空气工况下，NO质量流量从0.038 7 kg·s−1增长至0.054 7 kg·s−1，增幅为0.016 0 kg·s−1；在O2/CO2工况下，NO质量流量从0.009 84 kg·s−1增长至0.024 1 kg·s−1，增幅为0.014 2 kg·s−1，燃料型NO的生成主要与煤粉的燃烧情况有关，且O2/CO2工况下分解炉内有更多的还原性气体CO，因此，O2/CO2工况下分解炉内产生的NO较少，经计算，分解炉的脱销率为11.80%。
图 12 分解炉炉高方向各截面NO平均质量流量变化Figure 12. Change of NO average mass flow curve at each section of the decomposition furnace3. 可靠性验证
在本研究中，通过将实测空气工况下的测量数据与模拟计算数据进行比较来判断模型的可靠性。如图1所示，为减少回转窑漏风、散热对测量结果的影响，在距离回转窑尾部出口截面中心0、0.5、1.0 m处的a、b和c 3个测点处进行测量，以测量结果代替窑尾出口实际数据。同理，在距离分解炉出口烟道截面中心0.6、1.2和1.8 m处，测量温度和烟气成分。回转窑、分解炉出口温度和烟气浓度实测平均值和模拟计算结果见表3和表4。
表 3 回转窑出口测试数据与计算数据对比Table 3. Comparison of test data and calculation data of rotary kiln outlet数据来源 烟气温度/K 摩尔分数/% 测点a 测点b 测点c CO2 O2 测量 1 172.5 1 207.7 1 231.2 18.630 0 4.080 0 计算 1 202.7 1 234.5 1 254.8 19.250 0 3.800 0 相对误差 0.025 8 0.022 2 0.019 1 0.035 5 0.068 6 | Show TableDownLoad:
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表 4 分解炉出口测试数据与计算数据对比Table 4. Comparison of test data and calculation data of decomposing furnace outlet数据来源 出口烟气温度/K 出口烟气成分(摩尔分数)/% 0.6 m处 1.2 m处 1.8 m处 CO2 O2 测量 993 1 016 1 019 31.46 1.88 计算 1 010 1 021 1 054 32.23 1.70 相对误差 0.017 0.004 9 0.034 0.024 5 0.096 | Show TableDownLoad:
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由表3可知，烟气温度的测量数据与计算数据之间的相对误差小于3%，组分浓度误差小于7%，在工程允许误差范围内，计算模型可靠。模拟数值与测量值产生误差的原因是窑尾漏风。
由表4可知：出口烟气温度的测量数据和计算数据相对误差值相对误差较小，可满足工程需要；烟气成分中O2浓度的测试数据和计算数据的最大相对误差为0.096，但绝对误差很小，基本能满足工程生产的需要。出口烟气中O2成分相对误差偏大的原因可能是炉体漏风和仪器误差共同作用的结果。
4. 结论
1) O2/CO2助燃氛围下回转窑内高温火焰长度比空气助燃氛围下要短，但是火焰填充度较好，温度分布沿窑长方向梯度分明，燃烧依然稳定；Duoflex DBC四通道燃烧器在该工况下适应性良好。
2) O2/CO2助燃工况下煤粉的燃烧特性变差，回转窑、分解炉中煤粉的燃尽率下降；烟气中CO2浓度较高，抑制CaCO3的分解反应，虽然分解炉出口处生料分解率降低，但仍满足生产需求。
3)分解炉出口烟气中CO2摩尔分数从32.23%增加到95.35%，经过简单处理就能实现C捕捉；NO排放量明显下降，分解炉出口处NO浓度为274.5 mg·m−3，低于国家排放标准。O2/CO2烟气循环煅烧水泥技术可实现CO2和NOx的减排，具有良好的应用前景。
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图 1 新型屋面雨水储水系统（a）箱体模型及（b）网格化设置
Figure 1. New roof rainwater storage system (a) tank model and (b) meshing
图 2 不同进水控制条件下储水系统的水力特性以及SS归趋特性模拟
Figure 2. Simulation of hydraulic characteristics of water storage system and SS motion characteristics under different inlet conditions
图 3 新型屋面雨水储水系统接续降雨模拟
Figure 3. Simulation of successive rainfall with a new roof rainwater storage system
图 5 强化过滤层的污染净化效果
Figure 5. The effect of the enhanced filtration layer for pollutant purification
表 1 单场次降雨中各面SS分布及对系统污染物沉积率和截留率
Table 1. Distribution of SS on each surface in a single rainfall event and the deposition and retention efficiency of pollutants in the system
模拟条件 进口SS体积分数/% 出口SS体积分数/% 进水口SS体积分数/% 沉淀区污染物沉积率/% 污染物截留率/% 直管 入口速度 1m/s 0.04 0.000 2 0.027 0 0.33 0.99 入口速度 3 m/s 0.04 0.005 5 0.010 0 0.75 0.86 入口速度 5 m/s 0.04 0.016 9 0.018 5 0.54 0.58 入口速度 5 m/s 弯管 90° 0.04 0.011 4 0.017 0 0.58 0.72 弯管 180° 0.04 0.012 8 0.014 3 0.64 0.68
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表 2 接续降雨过程不同时间段SS分布及系统污染物沉积率和截留率
Table 2. Distribution of SS and deposition and retention efficiency of systemic pollutants at different time intervals of successive rainfall processes
% 进水时间/min 进口SS体积分数 出口SS体积分数 过水口SS体积分数 沉淀区污染物沉积率 污染物截留率 10 0.04 0.037 3 0.037 6 −0.06 0.07 20 0.04 0.039 6 0.041 6 0.04 0.01 30 0.04 0.040 0 0.038 9 −0.03 0.00
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表 3 水质分析方法
Table 3. Methods of water quality analyses
测定指标 分析方法 参考标准 COD 快速密闭催化消解法（含光度法） 《水和废水监测分析方法》第四版 SS 重量法 《水和废水监测分析方法》第四版 TN 碱性过硫酸钾消解紫外分光光度法 《水质 总氮的测定 碱性过硫酸钾消解紫外分光光度法：GB 11894—1989》 NH3-N 纳氏试剂分光光度法 《水质 氨氮的测定 纳氏试剂分光光度法：GB 11894—1989）》
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