王 鵬，郭軍軍，吳海波，柳朝暉，余學(xué)海，廖海燕

?

煙氣循環(huán)倍率對(duì)煤粉富氧燃燒影響數(shù)值模擬

王 鵬1，郭軍軍2，吳海波1，柳朝暉2，余學(xué)海1，廖海燕1

（1.神華國(guó)華（北京）電力研究院有限公司，北京 100025； 2.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北 武漢 430074）

為了研究煤粉富氧燃燒方式下煙氣循環(huán)倍率對(duì)燃燒和傳熱特性的影響，本文以某500 kW燃燒測(cè)試爐為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬方法對(duì)空氣燃燒以及不同循環(huán)倍率下的富氧燃燒進(jìn)行了研究；采用化學(xué)滲透脫揮發(fā)分（CPD）模型模擬煤粉的脫揮發(fā)分過程，揮發(fā)分成分考慮為多種輕質(zhì)氣體，揮發(fā)分的燃燒采用詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，介質(zhì)輻射特性模型均針對(duì)富氧燃燒進(jìn)行了修正。研究結(jié)果表明：雖然富氧燃燒下二次風(fēng)與一次風(fēng)的動(dòng)量比較空氣燃燒下降了50%以上，但采用相同的旋流燃燒器仍可實(shí)現(xiàn)與空氣燃燒相似的爐內(nèi)流場(chǎng)特性；煤粉燃燒溫度和著火位置均受循環(huán)倍率的影響，富氧燃燒下循環(huán)倍率為72%時(shí)，爐內(nèi)平均溫度分布以及著火位置與空氣燃燒下較為接近，隨著循環(huán)倍率增加，輻射傳熱量降低。

煤粉燃燒；富氧燃燒；煙氣循環(huán)；燃燒特性；循環(huán)倍率；輻射傳熱；數(shù)值模擬

中國(guó)是一次能源消耗大國(guó)，2007年中國(guó)超過美國(guó)成為世界上最大的CO2排放國(guó)家[1]，面臨著巨大的碳減排壓力。碳捕集利用與封存技術(shù)是降低我國(guó)碳排放的關(guān)鍵舉措，而富氧燃燒作為一種最具前景的大規(guī)模碳捕集技術(shù)，近年來受到廣泛關(guān)注[2-3]。

富氧燃燒是采用純氧和循環(huán)煙氣的混合物來代替空氣作為助燃劑，使得爐內(nèi)富含高濃度的CO2，便于CO2的捕集。循環(huán)煙氣是富氧燃燒實(shí)際運(yùn)行時(shí)的重要參數(shù)，循環(huán)倍率可以改變?nèi)霠t氧分壓以及入爐氣體量，進(jìn)一步影響爐內(nèi)的燃燒和傳熱特性。Andersson等人[4]在查爾莫斯100 kW燃燒測(cè)試爐上的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在煤粉富氧燃燒工況下，隨著煙氣循環(huán)倍率的降低，爐內(nèi)溫度和總輻射強(qiáng)度增加。Woycenko等人[5]通過2.5 MW旋流燃燒爐上的富氧燃燒實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)煙氣循環(huán)倍率為0.58時(shí)，富氧燃燒的爐內(nèi)溫度與空氣燃燒相似，但壁面輻射熱流略有提高。Callide 30 MW富氧燃燒電廠的試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)初始氧氣體積分?jǐn)?shù)為27%時(shí)，富氧燃燒的傳熱特性與空氣燃燒相似[6]。

在3 MW試驗(yàn)臺(tái)上的富氧燃燒試驗(yàn)和數(shù)值研究表明，初始氧分壓為26%時(shí)，爐內(nèi)峰值溫度以及輻射傳熱較空氣燃燒有所下降[7]。閻維平等[8]綜合考慮爐膛火焰溫度、燃盡率以及NO生成量，推薦在富氧燃燒中使用30%的初始氧氣體積分?jǐn)?shù)。不同的研究均表明，富氧燃燒下的爐內(nèi)溫度和傳熱可與空氣燃燒相匹配，但匹配時(shí)所需的煙氣循環(huán)倍率卻各有不同，煙氣循環(huán)對(duì)富氧燃燒煤粉爐內(nèi)的燃燒和傳熱特性的定性影響尚不清楚。

計(jì)算流體力學(xué)（CFD）模擬能夠獲得燃燒過程中詳細(xì)的爐內(nèi)流動(dòng)、燃燒、傳熱和污染物排放數(shù)據(jù)，近年來已被廣泛應(yīng)用于煤粉富氧燃燒的研究中[9]。本文借助CFD數(shù)值模擬方法，將數(shù)學(xué)子模型針對(duì)富氧燃燒進(jìn)行修正，以500 kW燃燒測(cè)試爐為研究對(duì)象，對(duì)空氣燃燒以及不同循環(huán)倍率下的富氧燃燒進(jìn)行研究；對(duì)爐內(nèi)的流場(chǎng)、溫度分布、著火位置以及輻射傳熱進(jìn)行分析，探究循環(huán)煙氣與煤粉富氧燃燒的燃燒和傳熱特性的定量關(guān)聯(lián)，旨在為新建或改造的燃煤富氧燃燒鍋爐設(shè)計(jì)和機(jī)組運(yùn)行提供參考。

1 研究對(duì)象

1.1 爐膛與燃燒器

本文研究對(duì)象為英國(guó)RWEn 500 kW燃燒測(cè)試爐[10]，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。該測(cè)試爐為臥式爐，橫截面是邊長(zhǎng)為800 mm的正方形，長(zhǎng)度為6 180 mm，壁面為耐火磚，爐膛外壁附有保溫層。本研究選用小型試驗(yàn)爐為研究對(duì)象是為了減少計(jì)算網(wǎng)格，采用精度更高的數(shù)值子模型進(jìn)行模擬，以保證計(jì)算結(jié)果的可靠性。

圖1 500 kW燃燒測(cè)試爐結(jié)構(gòu) (mm)

爐膛左端安裝一臺(tái)空氣分級(jí)旋流燃燒器，其結(jié)構(gòu)如圖2所示。燃燒器包括3個(gè)噴口：最外環(huán)是旋流二次風(fēng)，通過旋轉(zhuǎn)葉片產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)射流；其次是一次風(fēng)，一次風(fēng)采用直流射流并攜帶煤粉；中心風(fēng)管為丙烷風(fēng)管。燃燒器通過一個(gè)擴(kuò)口與爐膛相連，擴(kuò)口形狀為三次曲線，有利于旋流氣流的擴(kuò)展以及中心內(nèi)回流區(qū)的形成，燃燒器出口直徑0為284 mm。

圖2 旋流燃燒器結(jié)構(gòu)（mm）

1.2 計(jì)算工況

本文研究選用俄羅斯煙煤，其工業(yè)分析和元素分析見表1。根據(jù)實(shí)驗(yàn)中測(cè)量的顆粒粒徑分布，數(shù)值模擬時(shí)使用Rosin-Rammler方法模擬煤粉粒徑分布，煤粉顆粒的平均直徑為56 μm，分散度為1.4。

表1 煤粉的工業(yè)分析和元素分析

Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the pulverized coal

實(shí)驗(yàn)共分為空氣、RR65（循環(huán)倍率65%）、RR68（循環(huán)倍率68%）、RR72（循環(huán)倍率72%）、RR75（循環(huán)倍率75%）5個(gè)工況，詳細(xì)工況設(shè)計(jì)見表2。以空氣燃燒工況為基準(zhǔn)，對(duì)不同循環(huán)倍率的富氧燃燒工況進(jìn)行對(duì)比分析。所有工況下熱功率保持在500 kW，爐膛出口氧體積分?jǐn)?shù)保證在3%左右。為了保證煤粉著火的穩(wěn)定性以及煤粉輸運(yùn)的安全性，富氧燃燒下一次風(fēng)中氧體積分?jǐn)?shù)以及一次風(fēng)速度與空氣燃燒保持一致，氧體積分?jǐn)?shù)為21%，一次風(fēng)速為15 m/s。二次風(fēng)的體積以及氧體積分?jǐn)?shù)隨循環(huán)倍率的變化而變化。富氧燃燒下，循環(huán)倍率在65%~75%之間，相應(yīng)的二次風(fēng)中氧體積分?jǐn)?shù)在44%~29%之間。一次風(fēng)和二次風(fēng)的溫度分別保持在70 ℃和270 ℃。對(duì)于所有工況，二次風(fēng)的旋流度保持不變，旋流數(shù)為0.6。

表2 模擬工況（*N2質(zhì)量流量）

Tab.2 The simulation conditions (*N2 mass flow)

2 數(shù)值模擬方法

2.1 湍流模型

本文采用SST模型[11]模擬氣體湍流流動(dòng)，SST模型與標(biāo)準(zhǔn)模型相似：

SST模型不需要使用壁面函數(shù)，相比于類模型能更好地處理近壁區(qū)的湍流。采用拉格朗日法對(duì)離散項(xiàng)進(jìn)行計(jì)算，采用隨機(jī)軌道模型來跟蹤煤粉顆粒軌跡。

2.2 煤粉燃燒模擬

采用化學(xué)滲透脫揮發(fā)分（CPD）模型模擬煤粉的脫揮發(fā)分過程，相比于單步速率和雙步競(jìng)爭(zhēng)等經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，CPD模型基于煤粉物理和化學(xué)結(jié)構(gòu)的快速加熱方式來模擬煤粉的脫揮發(fā)分，預(yù)測(cè)精度明顯提高。CPD模型的參數(shù)根據(jù)煤粉的工業(yè)分析和元素分析獲得[12]，揮發(fā)分產(chǎn)物根據(jù)CPD計(jì)算程序獲得。本文中揮發(fā)分產(chǎn)物為CO、CH4、H2、C2H4、C2H2，保證元素守恒和能量守恒。

采用渦耗散概念（EDC）模型處理湍流與化學(xué)反應(yīng)之間的相互作用，EDC模型假設(shè)反應(yīng)發(fā)生在小的湍流結(jié)構(gòu)中，其可以考慮詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，并可獲得有限速率的化學(xué)反應(yīng)效應(yīng)。富氧燃燒下的高濃度CO2不僅改變了化學(xué)反應(yīng)速度，也使得反應(yīng)路徑發(fā)生變化，基于快速化學(xué)反應(yīng)假設(shè)的燃燒模型會(huì)帶來較大的誤差。

張延青等[30]通過A/0工藝研究了直接利用排放后的城市海水對(duì)污水處理廠中生物處理系統(tǒng)造成的影響。證明當(dāng)海水含有的鹽濃度過高時(shí)，生物處理體系嚴(yán)重受到高鹽度水平的影響限制，并且生物的活性很難再次恢復(fù)到正常水平，氨氮和COD的減除效率顯著降低很多，并且出水質(zhì)量完全達(dá)不到城市污水廠二級(jí)出水排放水質(zhì)的國(guó)家規(guī)定。

均相化學(xué)反應(yīng)機(jī)理采用基于USC Mech II詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理簡(jiǎn)化的骨架機(jī)理，其包含22種組分和108步化學(xué)反應(yīng)[13]，這些化學(xué)反應(yīng)可以充分體現(xiàn)CO2帶來的影響。富氧燃燒下，高濃度的CO2會(huì) 影響焦炭的氧化和氣化，研究表明當(dāng)入爐氧體積分?jǐn)?shù)相同時(shí)，O2/CO2條件下的焦炭燃燒時(shí)間比O2/N2條件下的更長(zhǎng)，且燃燒溫度更低[14]，所以在數(shù)值 模擬時(shí)需要在焦炭燃燒模型中考慮CO2對(duì)焦炭燃燒的影響。

本文采用多步表面反應(yīng)模擬焦炭燃燒，同時(shí)考慮了焦炭的氧化和氣化，焦炭反應(yīng)速率取決于外部質(zhì)量擴(kuò)散速率和表面反應(yīng)動(dòng)力學(xué)速率，其中動(dòng)力學(xué)參數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[15]獲得。

2.3 輻射模型

輻射傳熱的求解依賴于爐內(nèi)介質(zhì)的熱力學(xué)狀態(tài)分布、介質(zhì)輻射特性以及輻射傳輸方程的求解方法?；殷w模型將氣體吸收系數(shù)假設(shè)為常數(shù)，是最簡(jiǎn)單的輻射特性模型，但其計(jì)算誤差較大；而詳細(xì)模型，如逐線法和譜帶模型，計(jì)算精度高，但計(jì)算量大不適合于CFD數(shù)值模擬；總包模型，如灰氣體加權(quán)和（WSGG）模型，計(jì)算精度可靠且計(jì)算量小，應(yīng)該是數(shù)值模擬中最好的選擇之一。

富氧燃燒下高濃度的CO2和H2O使得爐內(nèi)介質(zhì)輻射特性較空氣燃燒有很大的變化，煙氣中CO2和H2O的摩爾比的變化范圍大幅超出了傳統(tǒng)的WSGG模型的適用范圍，因此本文針對(duì)富氧燃燒對(duì)WSGG模型參數(shù)進(jìn)行了修正[16]。對(duì)于顆粒輻射特性的計(jì)算，本文采用基于灰顆粒加權(quán)和模型[17]，該模型的精度較灰體模型有很大的提升。

輻射傳輸方程的求解采用離散坐標(biāo)法（DOM），4π空間內(nèi)的每個(gè)八分圓被離散為3×3個(gè)立體角。DOM的計(jì)算量比較大，但是適用的范圍寬，從小光程到大光程均可適用，且對(duì)于帶有非灰輻射特性和散射效應(yīng)的情況具有很好的計(jì)算精度。

2.4 網(wǎng)格劃分與邊界條件

本文對(duì)燃燒器以及整個(gè)爐膛進(jìn)行數(shù)值模擬?？紤]到燃燒器以及爐膛的對(duì)稱性，模擬中采用軸對(duì)稱二維旋流模式，計(jì)算區(qū)域和網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格示意

計(jì)算區(qū)域在軸方向?yàn)?51 mm。采用四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在燃燒器區(qū)域?qū)W(wǎng)格進(jìn)行加密，并沿軸向和徑向方向疏密過度，保證良好的網(wǎng)格質(zhì)量。網(wǎng)格總數(shù)約為3.7萬，經(jīng)過網(wǎng)格獨(dú)立性測(cè)試，確保網(wǎng)格對(duì)計(jì)算結(jié)果無影響。

計(jì)算區(qū)域包括幾個(gè)邊界，例如質(zhì)量入口、壓力出口、壁面邊界、對(duì)稱軸。入口邊界包括燃燒器一次風(fēng)和二次風(fēng)，不同燃燒情況下燃燒器的入口邊界條件見表2。一次風(fēng)和二次風(fēng)的噴口面積分別為1.948 4×10–3m2和6.665 7×10–3m2。大約80%的總氧化劑通過二次風(fēng)進(jìn)入爐膛，其余通過一次風(fēng)噴入爐膛。在本研究中，使用商業(yè)CFD工具Ansys Fluent v16.0求解三維控制方程，使用SIMPLE算法求解壓力和速度的耦合，采用二階迎風(fēng)格式求解動(dòng)量、能量以及組分等。數(shù)值子模型的修改采用用戶自定義函數(shù)（UDF）實(shí)現(xiàn)。

3 結(jié)果與討論

3.1 爐內(nèi)流場(chǎng)

本文研究的500 kW燃燒測(cè)試爐配備一臺(tái)空氣分級(jí)旋流燃燒器，通過二次風(fēng)的旋轉(zhuǎn)射流在燃燒區(qū)出口區(qū)域形成內(nèi)回流區(qū)，能夠有效地保證煤粉的著火。在各工況下，一次風(fēng)的速度保持在15 m/s，二次風(fēng)的速度隨著循環(huán)倍率的變化而變化，二次風(fēng)的旋流數(shù)保持在0.6?？諝馊紵r下二次風(fēng)的速度為38 m/s，工況RR65、RR68、RR72和RR75的二次風(fēng)速度分別為17、19、23、27 m/s；空氣燃燒工況與其他4個(gè)工況下的二次風(fēng)與一次風(fēng)的動(dòng)量比分別為14.1、2.6、3.3、4.9、6.7。在富氧燃燒下，二次風(fēng)的速度較空氣燃燒明顯降低，且隨著循環(huán)倍率的降低，二次風(fēng)與一次風(fēng)動(dòng)量比降低。動(dòng)量比是射流混合的重要參數(shù)，動(dòng)量比的降低會(huì)使得燃料與氧化劑的混合變差，影響煤粉的著火，但風(fēng)速的降低又會(huì)使煤粉在爐內(nèi)的停留時(shí)間增加，有助于煤粉的燃盡。

圖4為不同工況下爐膛中心線上軸向速度變化曲線，/0表示爐膛軸向距離與燃燒器出口直徑0的比值。軸向速度小于零的區(qū)域表示內(nèi)回流區(qū)域。從圖4可以看出：不同的燃燒模式下中心線上的速度分布規(guī)律基本一致，在富氧燃燒下，內(nèi)回流區(qū)的速度以及軸向速度較空氣燃燒都有很大的降低，這是富氧燃燒下二次風(fēng)風(fēng)量降低所致；各工況下回流區(qū)的長(zhǎng)度約為燃燒區(qū)出口直徑的兩倍；在富氧燃燒下，內(nèi)回流區(qū)域的長(zhǎng)度較空氣燃燒增加，且隨著循環(huán)倍率的降低回流區(qū)長(zhǎng)度增加，即軸線上速度越低，回流區(qū)長(zhǎng)度越長(zhǎng)；從數(shù)值模擬的結(jié)果統(tǒng)計(jì)中發(fā)現(xiàn)，內(nèi)回流區(qū)的寬度變化不大，所以富氧燃燒下回流區(qū)的體積大于空氣燃燒，但由于回流速度的降低，富氧燃燒下的回流煙氣質(zhì)量要低于空氣燃燒。

圖4 爐膛中心上軸向速度分布曲線

3.2 燃燒特性

圖5為不同燃燒工況下爐膛中心線上溫度以及沿軸向方向上爐膛平均溫度分布曲線。從圖5可以看出：在內(nèi)回流區(qū)域（/0=0~2.0）范圍內(nèi)，空氣燃燒下爐膛中心線上的溫度明顯高于富氧燃燒，這是因?yàn)榭諝馊紵禄亓魉俣雀?，?duì)高溫?zé)煔獾木砦芰Ω鼜?qiáng)；富氧燃燒下峰值溫度的降低受CO2物理和化學(xué)效應(yīng)的影響，高濃度的CO2使得煙氣的比熱容明顯高于空氣燃燒，同時(shí)CO2參與化學(xué)反應(yīng)，會(huì)影響化學(xué)反應(yīng)路徑和反應(yīng)速率；隨著循環(huán)倍率的增加，中心線上的溫度增加得越快，但中心線上的峰值溫度并非隨著循環(huán)倍率單調(diào)變化；RR75工況下的中心線溫度分布趨勢(shì)與空氣燃燒最為接近，而其他循環(huán)倍率下的富氧燃燒工況均出現(xiàn)了兩段升溫過程。

圖5 爐膛中心上溫度以及爐膛平均溫度分布曲線

從圖5還可以看出：不同燃燒模式下，爐內(nèi)平均溫度分布趨勢(shì)保持一致；富氧燃燒下，平均溫度隨著循環(huán)倍率單調(diào)變化，循環(huán)倍率越低，則入爐氧分壓越高，爐內(nèi)平均溫度越高，這是因?yàn)檠h(huán)倍率降低，爐內(nèi)煙氣體積減小，相同的加熱源能夠產(chǎn)生更高的溫度，同時(shí)煙氣速度降低，停留時(shí)間也增加；當(dāng)富氧燃燒循環(huán)倍率為72%時(shí)，爐內(nèi)平均溫度與空氣燃燒基本保持一致；在爐膛下游，空氣燃燒下的平均溫度略高于富氧燃燒。

本文采用詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模擬均相化學(xué)反應(yīng)，采用CPD模型模擬煤粉的脫揮發(fā)分行為，研究表明該方法能夠有效地預(yù)測(cè)煤粉的著火過程。詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理能夠?qū)Ω鞣N微量組分進(jìn)行預(yù)測(cè)，CH峰值體積濃度的一半可用于作為著火位置的判斷標(biāo)準(zhǔn)[18]。圖6為燃燒器出口區(qū)域CH體積分?jǐn)?shù)的分布云圖。從圖6可以看出：在內(nèi)外回流區(qū)的剪切層內(nèi)出現(xiàn)了高濃度的CH，而在空氣燃燒下，由于內(nèi)回流區(qū)對(duì)高溫?zé)煔獾膹?qiáng)烈卷吸，內(nèi)回流區(qū)內(nèi)也出現(xiàn)高濃度的CH，其體積分?jǐn)?shù)分布云圖呈“7”字型；而富氧燃燒下，隨著循環(huán)倍率的增加，剪切層內(nèi)的CH體積分?jǐn)?shù)分布逐漸縮短，而內(nèi)回流區(qū)內(nèi)逐漸出現(xiàn)CH；當(dāng)循環(huán)倍率為75%時(shí)，CH體積分?jǐn)?shù)分布與空氣燃燒最為接近。這說明在循環(huán)倍率較低時(shí)，二次風(fēng)中高的氧體積分?jǐn)?shù)使得煤粉的燃燒發(fā)生在內(nèi)外回流剪切層中，即燃料和氧化劑充分混合區(qū)域，而循環(huán)倍率的增加會(huì)導(dǎo)致煤粉燃燒位置的變化。

圖6 燃燒器出口區(qū)域CH體積分?jǐn)?shù)分布

3.3 傳熱特性

循環(huán)煙氣是實(shí)際富氧燃燒鍋爐運(yùn)行的重要參數(shù)之一，循環(huán)煙氣的變化會(huì)改變爐內(nèi)煙氣溫度分布以及煙氣成分，同時(shí)對(duì)爐內(nèi)煤粉顆粒的質(zhì)量濃度也有一定的影響，這些都會(huì)對(duì)爐內(nèi)的輻射傳熱帶來影響。在本研究中，爐膛壁面設(shè)置有保溫層，所以在不同燃燒工況下壁面溫度略有不同，壁面溫度會(huì)隨著爐膛溫度的增加而增加。根據(jù)壁面溫度的統(tǒng)計(jì)結(jié)果可知，RR65工況的壁面溫度最高，RR72工況下壁面溫度與空氣燃燒相當(dāng)。統(tǒng)計(jì)的壁面入射輻射是半球空間內(nèi)火焰輻射和熱壁面輻射的累積。Yang等人[19]的研究表明，在帶有保溫層的爐膛內(nèi)，火焰輻射約占壁面總?cè)肷漭椛涞?5%左右。

圖7為不同燃燒模式下的壁面輻射換熱量。從圖7可以看出，富氧燃燒下的輻射傳熱量要高于空氣燃燒。輻射傳熱與介質(zhì)溫度以及介質(zhì)輻射特性相關(guān)。圖4的研究結(jié)果表明，RR72工況下的煙氣平均溫度與空氣燃燒下相似，而且其壁面溫度與空氣工況下相當(dāng)，但RR72工況下的輻射傳熱量要明顯大于空氣燃燒。這主要是由于RR72工況下爐內(nèi)介質(zhì)輻射特性增強(qiáng)，對(duì)于氣體輻射特性，富氧燃燒下輻射參與性氣體（CO2和H2O）濃度增加，則氣體發(fā)射率增加；同時(shí)，富氧燃燒下入爐氧分壓增加使得爐內(nèi)煙氣量降低，顆粒質(zhì)量濃度增加，則顆粒發(fā)射率也會(huì)增加。因此，富氧燃燒下爐內(nèi)介質(zhì)的總體發(fā)射率更強(qiáng)，使得輻射傳熱量增加。

圖7 不同工況下爐膛壁面輻射換熱量

4 結(jié) 論

1）富氧燃燒下由于入爐氧分壓的提高，二次風(fēng)與一次風(fēng)的動(dòng)量比較空氣燃燒下降了50%以上，采用相同的旋流燃燒器依然可以實(shí)現(xiàn)與空氣燃燒相似的爐內(nèi)流場(chǎng)特性，保證富氧燃燒的火焰穩(wěn)定。

2）富氧燃燒下爐內(nèi)的平均溫度隨著循環(huán)倍率的增加而下降，當(dāng)循環(huán)倍率為72%時(shí)，爐內(nèi)平均溫度分布與空氣燃燒下較為接近。

3）循環(huán)倍率對(duì)輻射傳熱有很大的影響，隨著循環(huán)倍率增加，輻射傳熱量降低。富氧燃燒下爐內(nèi)介質(zhì)的總體發(fā)射率更強(qiáng)，使得輻射傳熱量增加。

［1］ GLOBAL B P. Statistical review of world energy 2017[M]. U.K.: BP Global, 2017: 47-48.

［2］ 鄭楚光, 趙永椿, 郭欣. 中國(guó)富氧燃燒技術(shù)研發(fā)進(jìn)展[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2014, 34(23): 3856-3864.ZHENG Chuguang, ZHAO Yongchun, GUO Xin. Research and development of oxy-fuel combustion in China[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(23): 3856-3864.

［3］ 劉彥豐, 陳啟召, 殷立寶. O2/CO2氣氛下煙煤摻燒褐煤燃燒特性[J]. 熱力發(fā)電, 2017, 46(3): 7-13. LIU Yanfeng, CHEN Qizhao, YIN Libao. Co-combustion characteristics of bituminous coal and lignite in O2/CO2atmosphere[J]. Thermal Power Generation, 2017, 46(3): 7-13.

［4］ ANDERSSON K, JOHANSSON R, HJ?RTSTAM S, et al. Radiation intensity of lignite-fired oxy-fuel flames[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2008, 33: 67-76.

［5］ WOYCENKO D M, Van De KAMP W L, ROBERTS P A. Combustion of pulverized coal in a mixture of oxygen and recycled flue gas[R]. Summary of the APG Research Program, 1995, IFRF Doc F98/Y/4.

［6］ FUJIMORI T, YAMADA T. Realization of oxyfuel combustion for near zero emission power generation[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2013, 34(2): 2111-2130.

［7］ 郭軍軍, 黃嘵宏, 柳朝暉, 等. 3 MWth富氧燃燒煤粉鍋爐的數(shù)值模擬研究[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào), 2014, 35(5): 1007-1010. GUO Junjun, HUANG Xiaohong, LIU Zhaohui, et al. Numerical simulation of oxy-fuel combustion on 3 MWthcoal-fired boiler[J]. Journal of Engineering Thermo- physics, 2014, 35(5): 1007-1010.

［8］ 閻維平, 米翠麗, 李皓宇. 初始氧濃度對(duì)鍋爐富氧燃燒和NO排放的影響[J]. 熱能動(dòng)力工程, 2010, 25(2): 216-220. YAN Weiping, MI Cuili, LI Haoyu, Effect of initial oxygen concentration on oxy-fuel combustion and NOemission[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2010, 25(2): 216-220.

［9］ CHEN L, YONG S Z, GHONIEM A F. Oxy-fuel combu- stion of pulverized coal: Characterization, fundamentals, stabilization and CFD modeling[J]. Progress in Energy and Combustion Science, 2012, 38 156-214.

［10］ SMART J P, O’NIONS P, RILEY G S. Radiation and convective heat transfer, and burnout in oxy-coal combustion[J]. Fuel, 2010, 89(9): 2468-2476.

［11］ KUANG M, YANG G, ZHU Q, et al. Trends of the Flow-field deflection and asymmetric combustion in a 600 MWe supercritical down-fired boiler with respect to the furnace arch’s burner span[J]. Energy & Fuels, 2017, 31(11): 12770-12779.

［12］ FLETCHER T H, KERSTEIN A R, PUGMIRE R J, et al. Chemical percolation model for devolatilization. 3. Direct use of carbon-13 NMR data to predict effects of coal type[J]. Energy & Fuels, 1992, 6 (4): 414-431.

［13］ HU F, LI P, GUO J, et al. Evaluation, development and validation of a new reduced mechanism for methane oxy-fuel combustion[J]. International Journal of Green- house Gas Control, 2018, 78: 327-340.

［14］ SHADDIX C R, MOLINA A. Particle imaging of ignition and devolatilization of pulverized coal during oxy-fuel combustion[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2009, 32(2): 2091-2098.

［15］ GONZALO-TIRADO C, JIMéNEZ S, BALLESTER J. Kinetics of CO2gasification for coals of different ranks under oxy-combustion conditions[J]. Combustion and Flame, 2013, 160(2): 411-416.

［16］ GUO J, LI X, HUANG X, et al. A full spectrum-distribution based weighted-sum-of-gray-gases model for oxy-fuel combustion[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2015, 90: 218-226.

［17］ GUO J J, HU F, LUO W, et al. A full spectrum-distribution based non-gray radiative property model for fly ash particles[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2018, 118: 103-115.

［18］ GOSHAYESHI B, SUTHERLAND J C. A comparison of various models in predicting ignition delay in single-particle coal combustion[J]. Combustion and Flame, 2014, 161(7): 1900-1910.

［19］ YANG Z, ADEOSUN A, KUMFER B M, et al. An approach to estimating flame radiation in combustion chambers containing suspended-particles[J]. Fuel, 2017, 199: 420-429.

Numerical simulation on influence of flue gas recirculation ratio on oxy-coal combustion

WANG Peng1, GUO Junjun2, WU Haibo1, LIU Zhaohui2, YU Xuehai1, LIAO Haiyan1

(1. Shenhua Guohua Electric Power Research Institute Co., Ltd., Beijing 100025, China; 2. School of Energy and Power Engineering, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)

To study the effects of flue gas recirculation ratio on combustion and heat transfer characteristics in oxy-coal combustion, numerical investigation on air combustion and oxy-fuel combustion of pulverized coal was carried out in a 500 kW combustion test facility. Moreover, the chemical permeation devolatilization (CPD) model was used to describe the devolatilization behavior of pulverized coal. The volatile components are considered as a variety of light gases. The detailed reaction mechanism was applied for volatiles combustion, and the radiative property models were modified for oxy-fuel combustion. The results show that, although the momentum ratio of the secondary air to the primary air is reduced by more than 50% in oxy-fuel combustion, employing the same swirl burner can still obtain the in-furnace flow characteristics which is similar to the air combustion. Both the combustion temperature and the ignition position of the pulverized coal are affected by the circulation rate. In oxy-fuel combustion with recirculation ratio of 72%, the distribution of the average temperature in the furnace and the ignition position are similar to those in air combustion. As the increase of recirculation ratio, the radiative heat transfer decreases.

pulverized coal combustion, oxy-fuel combustion, flue gas recirculation, combustion characteristics, recirculation ratio, radiative heat transfer, numerical simulation

National Key Research and Development Program of China (2018YFB0605304)

TK16

A

10.19666/j.rlfd.201809181

王鵬, 郭軍軍, 吳海波, 等. 煙氣循環(huán)倍率對(duì)煤粉富氧燃燒影響數(shù)值模擬[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(4): 90-95. WANG Peng, GUO Junjun, WU Haibo, et al. Numerical simulation on influence of flue gas recirculation ratio on oxy-coal combustion[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(4): 90-95.

2018-09-20

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2018YFB0605304)

王鵬(1981—)，男，博士，高級(jí)工程師，主要研究方向?yàn)楦咝鍧嵢紵l(fā)電技術(shù)，16810107@chnenergy.com.cn。

（責(zé)任編輯 馬昕紅）