渦旋式分解爐內(nèi)煤粉與RDF共燃過程中的交互影響

梅書霞，謝峻林，陳曉琳，施 江，何 峰，金明芳，楊 虎

(武漢理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,武漢 430070)

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渦旋式分解爐內(nèi)煤粉與RDF共燃過程中的交互影響

梅書霞，謝峻林，陳曉琳，施 江，何 峰，金明芳，楊 虎

(武漢理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,武漢 430070)

針對一實(shí)際尺寸的渦旋式分解爐，建立了煤粉與RDF共燃模型，通過數(shù)值模擬的方法研究了從不同高度入爐的煤與RDF共燃過程中的交互影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：位于煤粉進(jìn)口上方的RDF入爐燃燒后，對來自下方的未燃燼煤粉的燃燒具有一定的阻礙作用，使其燃燒速率降低了，進(jìn)而使得交互作用區(qū)的溫度有所降低；而位于RDF進(jìn)口下方的煤粉燃燒后所產(chǎn)生的高溫氣流上升至RDF燃燒區(qū)后，則對RDF的燃燒產(chǎn)生了很強(qiáng)的促進(jìn)作用，不僅使其燃燒速率提高了，而且使其燃燒路徑縮短了；在燃料完全燃燒所釋放的熱量相等的前提下，當(dāng)一部分煤粉被RDF替代后，爐內(nèi)的溫度梯度將變小，但平均溫度會有所下降。

分解爐； 煤粉； RDF； 共燃； 數(shù)值模擬

1 引 言

作為一種可替代燃料，垃圾衍生燃料(Refuse Derived Fuel，簡稱RDF)在水泥生產(chǎn)過程中的應(yīng)用備受國外企業(yè)和政府的推崇[1-3]，近年來在我國也開始引起了重視[4-5]，但由于RDF與煤粉差異較大，當(dāng)兩者共燃時，分解爐中的流場將會受到未知影響，故不能盲目使用RDF替代煤粉，必須先探明兩種燃料共燃時的交互影響規(guī)律。

隨著CFD技術(shù)日益成熟，在分解爐流場研究中，數(shù)值模擬技術(shù)已經(jīng)逐漸成為一種重要的工程研究手段[6-8]。關(guān)于分解爐中煤與RDF混合燃燒過程數(shù)值模擬研究的相關(guān)報(bào)道很少，本課題組在前期開展了相關(guān)研究工作，探討了RDF與煤粉從同一進(jìn)口噴入到分解爐中進(jìn)行混合燃燒的燃燒特性[9]，研究了RDF與煤粉從同一高度不同位置進(jìn)入到分解爐中共燃的燃燒過程[10]，獲得了RDF與煤粉以不同方式混燃或共燃時分解爐內(nèi)的流場變化情況，研究結(jié)果具有重要的理論指導(dǎo)價值。為了更深入地研究燃料噴入位置的改變對兩種燃料共燃的影響，基于已有的研究成果，本文采用數(shù)值模擬的方法進(jìn)一步研究了從不同的高度位置分別噴入煤粉和RDF時兩種燃料的交互影響規(guī)律及爐內(nèi)溫度場變化情況，研究結(jié)果將為RDF入爐方式的選擇提供重要的理論借鑒。

2 實(shí) 驗(yàn)

為了剖析煤粉燃燒與RDF燃燒的交互作用規(guī)律，進(jìn)行了4組實(shí)驗(yàn)，如表1所示。其中，1#為原始方案，燃料全部為煤粉，其完全燃燒所釋放的總熱量為Q；基于1#方案，將30%的熱量由RDF燃燒所替代(其余70%的熱量則來源于煤粉的燃燒)，得到2#方案；為了與2#方案進(jìn)行對照，只通入放熱量為0.7 Q的煤粉，得到3#方案，只通入放熱量為0.3 Q的RDF，得到4#方案。為了進(jìn)行對照，四種方案所對應(yīng)的其余初始條件和邊界條件(如三次風(fēng)風(fēng)速)皆保持一致，其中三次風(fēng)的通入量能保證4種方案中的燃料皆能完全燃燒。

表1 實(shí)驗(yàn)方案

3 模型與數(shù)值解法

3.1 幾何模型

圖1 分解爐幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.1 Structure and mesh of precalciner(a)structure;(b)mesh

針對某水泥廠一產(chǎn)量為5000 t/d的分解爐建立模型并劃分網(wǎng)格，如圖1所示。由圖1(a)可見，煙氣(來自于回轉(zhuǎn)窯)從分解爐底部進(jìn)入；三次風(fēng)沿渦流預(yù)燃室的側(cè)面以切線方向入爐；兩股煤粉流自渦流預(yù)燃室頂部入爐；RDF噴入口在煤粉噴入口的上方，位于分解爐柱體部分的下部。圖1(b)為網(wǎng)格劃分圖，其中在渦流預(yù)燃室部分采用細(xì)化的四面體型網(wǎng)格，而對其余部分采用高質(zhì)量的六面體型網(wǎng)格。

3.2 數(shù)學(xué)模型

本研究涉及到氣相(三次風(fēng)/煙氣)流動問題，氣固(煤粉/RDF)二相流動問題和燃料(煤粉/RDF)燃燒問題。以ANSYS-FLUENT軟件為平臺，基于已有的分解爐數(shù)值模擬研究成果[9-11]，分別選用了Realizable k-ε雙方程湍流模型、離散相模型(Discrete phase model)以及組分運(yùn)輸模型(Species transport model)結(jié)合渦耗散概念模型(EDC)對分解爐內(nèi)煤粉與RDF共燃過程進(jìn)行數(shù)值模擬。

3.3 邊界條件及數(shù)值解法

對于進(jìn)口(三次風(fēng)進(jìn)口和窯尾煙氣進(jìn)口)，均采用速度入口邊界(velocity inlet)，且速度在進(jìn)口處均勻分布，其中三次風(fēng)和煙氣的平均速度值分別為18 m/s、24 m/s；在分解爐鵝頸管部分出口處，采用壓力出口邊界(pressure outlet)。對于顆粒相(煤粉/RDF)，將其在進(jìn)、出口處的運(yùn)動方式設(shè)置為“逃逸(escape)”，這指的是顆粒在該邊界處將保持原來的速率移動到計(jì)算區(qū)域以外。對于壁面(wall)邊界，選取無滑移標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，將顆粒相在壁面處的運(yùn)動方式設(shè)為“反射(reflect)”，這指的是顆粒相運(yùn)動至此邊界面將發(fā)生反彈。此外，顆粒相的顆粒粒徑服從Rosin-Rammer分布規(guī)律。所用煤樣與RDF燃料的工業(yè)分析和元素分析結(jié)果分別如表2所示。

采用控制容積法對控制方程進(jìn)行離散，使用一階迎風(fēng)差分方程組進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。采用SIMPLE算法對離散方程組的壓力和速度求解。采用TDMA進(jìn)行逐面迭代求解，其中收斂標(biāo)準(zhǔn)為：能量方程殘差小于10-6，其余各項(xiàng)殘差小于10-3。

表2 燃料的工業(yè)分析與元素分析

4 結(jié)果與討論

4.1 氣流流動特點(diǎn)

圖2為分解爐內(nèi)氣流流線圖。其中，圖2(a)、圖2(b)、圖2(c)分別為三次風(fēng)氣流流線圖、窯尾煙氣氣流流線圖及整體氣流流線圖。在渦流室部分截取一橫切面，其速度矢量圖如圖3所示。結(jié)合圖2(a)和圖3可見，三次風(fēng)自渦流預(yù)燃室側(cè)面切向入爐后首先沿爐壁旋轉(zhuǎn)，而后在分解爐柱體部分沿著壁面螺旋上升。由圖2(b)可知，來自回轉(zhuǎn)窯的煙氣自分解爐底部入爐后豎直上升，經(jīng)過渦流室時因受到旋流三次風(fēng)的影響而開始旋轉(zhuǎn)，之后在分解爐中部呈螺旋狀上升。由圖2(c)可見，在豎直方向上向上運(yùn)動的煙氣流與在水平方向上橫向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動的三次風(fēng)于渦流預(yù)燃室相遇后，一起上升至預(yù)燃室上方的錐體部分，隨后沿著分解爐柱體部分螺旋上升，經(jīng)過鵝頸管后，流線變直，最后氣流從出口逸出。模擬計(jì)算結(jié)果表明，整體氣流的最高停留時間高達(dá)13.8 s，平均停留時間為6.92 s。

圖2 氣流流線圖 Fig.2 Gas streamlines(a)tertiary air;(b)flue gas;(c)mixed gas

圖3 速度矢量圖Fig.3 Velocity vector on transverse slice

4.2 燃料運(yùn)動軌跡

圖4 分解爐內(nèi)燃料軌跡圖Fig.4 Particles trajectory(a)coal;(b)RDF

圖4為燃料的運(yùn)動軌跡圖，其中圖4(a)為煤粉的軌跡圖，圖4(b)為RDF的軌跡圖。由圖4(a)可見，煤粉自渦流室頂部入爐后，先向下俯沖一小段距離，隨后在氣流的攜帶下上升至渦流室上方的錐體部分和柱體部分，其運(yùn)動軌跡呈螺旋上升狀，計(jì)算所得其最高停留時間為12.9 s，平均停留時間為6.44 s。由圖4(b)可見，RDF自柱體部分下部入爐后，先橫向運(yùn)動至分解爐中部，再被氣流所攜帶，沿著分解爐螺旋上升，計(jì)算所得其最高停留時間為11.3 s，平均停留時間為5.65 s。對比圖4(a)、4(b)可見，煤粉在螺旋上升的過程中更貼近壁面一些，而相比之下RDF則更靠近分解爐中部一些，運(yùn)動路徑相對短一些，因此煤粉在爐內(nèi)的停留時間比RDF略高。

4.3 燃料燃燒過程

煤粉進(jìn)入分解爐中后，揮發(fā)分首先釋放出來并迅速燃燒殆盡，同時焦炭開始著火燃燒，并在流經(jīng)分解爐的過程中逐漸燃燼。RDF的特性與煤粉存在一定差異，由表2中RDF的工業(yè)分析數(shù)據(jù)可知，其揮發(fā)分和灰分較高，故可將其比擬為一種高揮發(fā)分高灰的煤種，其燃燒過程亦可分為兩部分：揮發(fā)分釋放/燃燒過程以及焦炭燃燒過程。

圖5為煤粉燃燒時揮發(fā)分、焦炭的平均燃燒速率隨分解爐高度(Z向)變化的關(guān)系曲線。為了研究煤粉與RDF共燃時RDF對煤粉燃燒所產(chǎn)生的影響，將3#方案(只通入放熱量為0.7 Q的煤粉)與2#方案(通入放熱量為0.7 Q的煤粉和放熱量為0.3 Q的RDF)進(jìn)行對比。由圖5(a)可見，煤中揮發(fā)分的燃燒過程只存在于分解爐高度方向上的-2～0 m之間，其中峰值出現(xiàn)在分解爐高度方向約-1.14 m處，釋放速率約為8.14×10-5kg/s。對比加入RDF的2#方案與未加入RDF的3#方案可知，在分解爐不同高度位置上，揮發(fā)分的燃燒速率差距并不大，兩條曲線幾乎重合。這是因?yàn)?，RDF噴入口位于煤粉噴入口上方，位置高于煤中揮發(fā)分的釋放、燃燒區(qū)域，故RDF的加入對于煤中揮發(fā)分的燃燒過程基本無影響。

由圖5(b)可見，在焦炭的燃燒速率曲線上出現(xiàn)了三個相連的峰值區(qū)，其中第一個峰在 -1.6～-0.2 m區(qū)間，位于揮發(fā)分燃燒區(qū)間內(nèi)(-2～0 m之間)，這表明在揮發(fā)分開始燃燒后，一部分焦炭也隨之開始著火燃燒了；第二個峰的峰值較大，范圍較寬，在-0.2～3.5 m的范圍內(nèi)，表明此區(qū)間為焦炭劇烈燃燒區(qū)；第三個峰位于3.5～7.3 m區(qū)間，峰值小于第二個峰。之所以出現(xiàn)了第三個峰且第二個峰峰值與峰的積分面積最大，是因?yàn)槊悍鄣膰娙朦c(diǎn)有2個，兩股煤粉入爐后，因?yàn)樗幬恢貌煌?，因而運(yùn)動路徑及在分解爐各個部位的停留時間和所對應(yīng)的燃燒速率也不相同。在兩股煤粉共同燃燒的區(qū)域，燃燒最為劇烈，即為第二個峰；當(dāng)燃燒速率低的那股煤粉繼續(xù)向上運(yùn)動并燃燒的時候，相應(yīng)地又出現(xiàn)了一個燃燒劇烈區(qū)，即為第三個峰。將圖5(b)中RDF加入前后的3#方案與2#方案進(jìn)行對比可見，兩條曲線所對應(yīng)的前兩個焦炭燃燒速率曲線幾乎重合，表明煤中焦炭在Z<3.5 m范圍內(nèi)燃燒時并未受到RDF加入的影響；而第三個峰所對應(yīng)的曲線則差別較大，表明在該區(qū)域內(nèi)煤粉的燃燒過程受到了RDF燃燒的影響，這是由于煤粉的第三個燃燒峰正好位于RDF燃燒區(qū)內(nèi)(見圖6)所致，具體影響為：加入RDF后(2#方案)，位于RDF所在區(qū)域的煤粉焦炭的燃燒速率降低了。這表明，當(dāng)少部分未燃燼的煤粉焦炭經(jīng)過RDF區(qū)域時，煤粉焦炭的燃燒會受到RDF燃燒過程的阻礙作用。

圖6為RDF燃燒時揮發(fā)分、焦炭平均燃燒速率隨分解爐高度變化的關(guān)系曲線。為了研究煤粉與RDF共燃時煤對RDF燃燒所產(chǎn)生的影響，將4#方案(只通入放熱量為0.3 Q的RDF)與2#方案(通入放熱量為0.3 Q的RDF和放熱量為0.7 Q的煤粉)進(jìn)行了對比。觀察圖6，先分析4#方案所對應(yīng)的燃燒速率曲線。綜合圖6(a)、圖6(b)可見：揮發(fā)分與焦炭的燃燒區(qū)間分別為3.9～7.1 m 、3.9～7.9 m，兩者的燃燒區(qū)間幾乎相同，只是焦炭的燃燼終點(diǎn)略微滯后一些。對比兩條曲線的峰值可見，揮發(fā)分的峰值位置(Z= 5.1 m)出現(xiàn)得比焦炭(Z= 6.3 m)早，且峰值(1.06×10-3kg/s)遠(yuǎn)高于焦炭的峰值(7.71×10-5kg/s)，這是由于RDF中揮發(fā)分的含量遠(yuǎn)高于固定碳所致(見表2)。將圖6(a)、圖6(b)中煤粉加入前后的4#方案與2#方案進(jìn)行對比可見，加入煤粉后(2#方案)，RDF中揮發(fā)分與焦炭的燃燒峰值皆變高了，且燃燒區(qū)域縮小了，尤其是揮發(fā)分燃燒速率所受的影響比較大，這表明RDF的著火、燃燼時間皆提前了，且燃燒程度更劇烈了。由此可見，煤粉的加入對RDF的燃燒有很強(qiáng)的促進(jìn)作用。

對比圖5(b)、圖6可知：當(dāng)自下方入爐的煤粉與自上方入爐的RDF在分解爐中共燃時，在兩種燃料的交匯區(qū)(3.9～7.3 m)，RDF的燃燒速率遠(yuǎn)高于未燃燼的殘余焦炭的燃燒速率，這表明RDF的燃燒占主導(dǎo)，最終，煤粉的燃燒受到了一定的阻礙，而RDF的燃燒則得到了很大的促進(jìn)。

圖5 煤中揮發(fā)分、焦炭沿高度方向的平均燃燒速率曲線Fig.5 Devolatilization rate and char burnout rate of coal along Z direction(a)devolatilization rate of coal;(b)char burnout rate of coal

圖6 RDF中揮發(fā)分、焦炭沿高度方向的平均燃燒速率曲線Fig.6 Devolatilization rate and char burnout rate of RDF along Z direction(a)devolatilization rate of RDF;(b)char burnout rate of RDF

4.4 溫度分布狀況

圖7、圖8分別為4種方案下分解爐內(nèi)縱切面溫度云圖和縱向(Z向)平均溫度曲線圖。先通過3#方案來分析放熱量為0.7 Q的煤粉單獨(dú)燃燒時的溫度分布情況，由圖7(c)可見：在 0～8 m 的范圍內(nèi)出現(xiàn)了高溫區(qū)，這是由煤粉燃燒所致(見圖5中3#方案)；隨后，燃燒所產(chǎn)生的高溫氣流沿著分解爐壁面螺旋上升(結(jié)合圖4(a))，在上升過程中與溫度稍低的氣流進(jìn)行熱交換，至出口時，氣流平均溫度約為1800 K。再分析熱量為0.3 Q的RDF單獨(dú)燃燒時的溫度場分布情況，由圖7(d)可見，高溫區(qū)在Z>6 m以后開始出現(xiàn)，這是由RDF在在Z>3.9 m時才開始燃燒所致(結(jié)合圖6中4#方案)；隨后，燃燒所產(chǎn)生的高溫氣流沿著分解爐螺旋上升(結(jié)合圖4(b))，至出口時，氣流平均溫度為1500 K。對比圖7(c)、圖7(d)可見，煤粉燃燒所產(chǎn)生的溫度極值更高，達(dá)到2200 K，且高溫氣流在上升的過程中更貼近于壁面；而RDF燃燒所產(chǎn)生的溫度極值則相對較低，為2000 K，且高溫氣流在上升的過程中更貼近于分解爐中部，這與圖4中兩種燃料的運(yùn)動軌跡相一致。當(dāng)兩種燃料共同加入時(圖7(b))，結(jié)合圖7(b)、圖7(c)、圖7(d)觀察共燃時溫度場的整體變化趨勢可見，溫度場在縱向上與單燒煤時更接近(圖7(c))，而在橫向上則受到RDF燃燒溫度場的影響較大(圖7(d))，最終，共燃時的平均溫度值高于兩種燃料分別單獨(dú)燃燒時的值(對比圖8中2#、3#、4#曲線)，但高溫區(qū)的貼壁現(xiàn)象卻有效地減弱了。值的注意的是，在兩種燃料的交匯區(qū)(3.9～7.3 m)，共燃時爐內(nèi)局部高溫區(qū)溫度有所降低(圖7(b)中，2000 K)，而觀察圖8中2#曲線可見，在3.5～9 m的范圍內(nèi)，共燃時平均溫度有所降低，這與圖5(b)中共燃時煤中焦炭燃燒速率變低的現(xiàn)象相呼應(yīng)，表明煤粉的燃燒受到了RDF的阻礙作用，從而對爐內(nèi)的溫度場產(chǎn)生了一定影響。

最后結(jié)合圖7(a)、圖7(b)，以及圖8中1#、2#曲線，對在相同的燃料放熱量前提下全煤燃燒(1#方案)與煤/RDF共燃(2#方案)的溫度變化情況進(jìn)行對比。從整體上看(圖8)，當(dāng)部分煤粉由RDF替代后，縱向上爐內(nèi)平均溫度下降了約200 K，但在橫向上溫度梯度變小了，高溫區(qū)的貼壁現(xiàn)象減弱了(圖7(a)、圖7(b))。由此可見，使用RDF替代部分煤粉后，可以使得爐內(nèi)的溫度場變得更均勻，但為了獲得與原始工況相一致的溫度場和溫度極值，需在等放熱量替換RDF的基礎(chǔ)上額外增加RDF的通入量。

圖7 分解爐縱切面溫度云圖Fig.7 Temperature contours on vertical slice

圖8 分解爐縱向平均溫度曲線Fig.8 Average temperature along Z direction

5 結(jié) 論

(1)煤粉自渦流預(yù)燃室頂部入爐后，首先在渦流室上層旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，迅速釋放出揮發(fā)分并燃燒完全，同時一少部分焦炭開始著火燃燒；隨后，殘余焦炭在氣流的攜帶下進(jìn)入渦流室上方的錐體部分，開始劇烈燃燒；接著，焦炭往上運(yùn)動進(jìn)入柱體部分，繼續(xù)燃燒；當(dāng)未燃燼的殘余焦炭運(yùn)動至RDF入口附近時，其燃燒速率因受到RDF爭氧燃燒的影響而降低，從而使得該區(qū)域內(nèi)的燃燒溫度也因此而稍有降低；最終，焦炭在分解爐下半柱體部分燃燼;

(2)RDF自柱體部分下部進(jìn)入分解爐后，先橫向運(yùn)動至分解爐中部，迅速釋放出揮發(fā)分并燃燒，幾乎同時焦炭也開始迅速著火燃燒；隨后，RDF被氣流所攜帶，沿著分解爐螺旋上升，繼續(xù)燃燒。在RDF燃燒過程中揮發(fā)分的燃燒占主導(dǎo)作用。與單燒RDF相比，當(dāng)RDF與煤粉共燃時，在RDF下方的煤粉燃燒所產(chǎn)生的高溫氣流運(yùn)動至RDF所在區(qū)域后，對RDF的燃燒具有很強(qiáng)的促進(jìn)作用，使得RDF的燃燒區(qū)提前了，且燃燒速率也提高了;

(3)在燃料完全燃燒所釋放的總熱量相等的前提下，當(dāng)一部分煤粉被RDF替代后，高溫區(qū)貼壁的現(xiàn)象得到了有效改善，爐內(nèi)的溫度梯度減弱了，但平均溫度卻下降了，因此為了獲得與未使用RDF時的原始工況相一致的溫度場，需在等放熱量替換燃料的基礎(chǔ)上進(jìn)一步增加RDF的通入量。

[1] Aranda U,AnaM L S,Germán F,et al.Uses of alternative fuels and raw materials in the cement industry as sustainable waste management options[J].RenewableandSustainableEnergyReviews,2013,23:242-260.

[2] Mustafa K,Esin G,Yasemin T,et al.Development of refuse derived fuel for cement factories in Turkey[J].CombustionScienceandTechnology,2011,183(3):203-219.

[3] 王新春.歐洲水泥窯替代燃料方面的政策和法規(guī).中國水泥協(xié)會環(huán)保和資源綜合利用專業(yè)委員會成立大會會議文集[C].2011.

[4] 申金永,袁 俊,馬 明,等.熟料生產(chǎn)線部分使用RDF的工程實(shí)踐[J].新世紀(jì)水泥導(dǎo)報(bào),2016,1:70-73+7.

[5] 耿春雷，顧 軍.以生活垃圾和污泥替代水泥原燃料生產(chǎn)生態(tài)水泥的研究進(jìn)展[J].材料導(dǎo)報(bào),2011,25(10):147-149+142.

[6] 巴清心.水泥生產(chǎn)用分解爐傳熱和流動特性的數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)研究[D].濟(jì)南：山東大學(xué)，2015.

[7] 蔡 鑫.水泥分解爐內(nèi)流場和SNCR脫硝工藝的數(shù)值模擬[D].北京：清華大學(xué)，2014.

[8] 徐順生,張麗娜,石永彬,等.分解爐混煤高效低NOx燃燒最佳窯尾煙氣速率的模擬研究[J].硅酸鹽通報(bào),2014,33(3):547-552.

[9] 謝峻林,劉 娜,梅書霞,等.分解爐內(nèi)垃圾衍生燃料和煤粉燃燒的數(shù)值模擬[J].武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào),2013,11:38-42.

[10] 謝峻林,張 偉,梅書霞,等.渦流式分解爐內(nèi)垃圾衍生燃料和煤粉燃燒特性的數(shù)值模擬[J].武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào),2015,(05):1-8.

[11] 梅書霞,謝峻林,何 峰,等.DD分解爐燃燒與分解耦合過程的數(shù)值模擬[J].化工學(xué)報(bào),2013,(03):897-905.

Co-combustion Interaction of Coal and Refuse Derived Fuel in a Swirl-type Precalciner

MEIShu-xia,XIEJun-lin,CHENXiao-lin,SHIJiang,HEFeng,JINMing-fang,YANGHu

(School of Material Science and Engineering,Wuhan University of Technology,Wuhan 430070,China)

To explore the co-combustion mechanism and interactive influence between pulverized coal and refuse derived fuel injected into the precalciner from different height, numerical simulation was executed aiming at an actual swirl-type precalciner. The results show that the combustion of the refuse derived fuel injected into the precalciner above the coal inlet hinders the combustion of those unburned pulverized coal came from below, resulting in a lower burning rate and a lower temperature in the interaction zone. On the contrary, when the high temperature gas generated from coal combustion rises up to the combustion zone of the refuse derived fuel, the combustion of the refuse derived fuel is highly promoted with not only an increased burning rate but also a shorter burning path. Under the condition of the same total heat production from fuel, when part of pulverized coal was replaced by refuse derived fuel, temperature gradient in the precalciner will be smaller, however, the average temperature will decline.

precalciner;pulverized coal;refuse derived fuel;co-combustion;numerical simulation

國家自然科學(xué)基金青年科學(xué)基金項(xiàng)目(51502221)

梅書霞(1980-)，女，博士，高級實(shí)驗(yàn)師.主要從事燃料燃燒及污染物控制研究.

謝峻林，教授.

TQ172

A

1001-1625(2016)12-4054-06