分解窯混煤富氧燃燒研究

徐順生，楊易霖，時章明，劉飛虹，武浩，肖逸奇，黃碧漪

(1. 湘潭大學 機械工程學院，湖南 湘潭，411105；2. 中南大學 能源科學與工程學院，湖南 長沙，410083；3. 浙江大學 能源工程學院，浙江 杭州，310058)

分解窯混煤富氧燃燒研究

徐順生1,2，楊易霖1，時章明2，劉飛虹1，武浩1，肖逸奇1，黃碧漪3

(1. 湘潭大學 機械工程學院，湖南 湘潭，411105；2. 中南大學 能源科學與工程學院，湖南 長沙，410083；3. 浙江大學 能源工程學院，浙江 杭州，310058)

以2 500 t/d帶四通道煤粉燃燒器的水泥分解窯為研究對象，通過理論分析和數(shù)值仿真方法，對分解窯內(nèi)混煤富氧燃燒特性和燃燒規(guī)律進行研究，并通過實驗驗證仿真計算結(jié)果的可靠性。研究結(jié)果表明：隨著燃燒器一次風 O2摩爾分數(shù)增加，煤粉著火溫度逐漸降低，燃燒溫度、窯內(nèi)傳熱速率逐漸增加；應用富氧燃燒技術(shù)能顯著改善分解窯混煤燃燒特性，大幅提高無煙煤摻混比；與一般空氣助燃相比，當一次風O2摩爾分數(shù)提高到27%時，火焰平均溫度提高97 K，焦炭燃盡率提高5.09%，在此O2摩爾分數(shù)下，無煙煤摻比增至60%時，混煤仍能高效穩(wěn)定燃燒，火焰溫度和形狀仍能滿足熟料煅燒要求。

分解窯；富氧燃燒；混煤；數(shù)值模擬

我國水泥工業(yè)用煤量巨大，僅次于火電和冶金行業(yè)。設(shè)法提高無煙煤摻量和燃盡率，是實現(xiàn)其可持續(xù)發(fā)展必須解決的重要問題，人們?yōu)榇诉M行了大量研究[1?5]，取得了顯著成效，但仍不能滿足進一步節(jié)能減排和降低成本的需要。富氧燃燒技術(shù)能顯著改善煤燃燒特性，已在鍋爐、工業(yè)爐上進行了大量研究與應用[6?10]。為降低水泥生產(chǎn)用能成本，已有研究者對分解窯開展富氧燃燒技術(shù)研究。MARIN等[11]對分解窯富氧燃燒進行了數(shù)值模擬研究，表明富氧燃燒有助于改善低揮發(fā)或低熱值煤燃燒特性；宗滇[12]通過數(shù)值模擬方法完成了劣質(zhì)煤富氧燃燒器仿真設(shè)計；李明飛等[13?14]通過試驗研究了O2摩爾分數(shù)與提高旋窯產(chǎn)量、降低能耗關(guān)系，合理確定了 O2摩爾分數(shù)范圍；范瀟等[15?16]通過實驗和數(shù)值模擬方法研究了旋窯煤粉富氧燃燒對 NO排放特性的影響，研究表明在 CO2/O2氣氛下O2摩爾分數(shù)的增加會促進NO生成。目前，未見對分解窯混煤富氧燃燒技術(shù)進行系統(tǒng)的研究報道。本文在理論定性分析O2摩爾分數(shù)對燃燒速度、著火溫度、火焰溫度、傳熱速度等影響的基礎(chǔ)上，通過數(shù)值模擬定量研究O2摩爾分數(shù)對窯內(nèi)“三場”、混煤配比、燃盡率、出口NOx濃度等的影響，以便為分解窯混煤富氧燃燒技術(shù)應用提供理論參考。

1 分解窯富氧燃燒理論分析

1.1 富氧燃燒對分解窯內(nèi)混煤燃燒速的影響

煤粉燃燒屬于非均相反應，實驗測定的燃燒反應級數(shù)≈ν1[17]，建立煤粉燃燒反應速度模型為

式中：W為反應速率； )O(2c 和fc分別為氧氣與煤粉濃度；k為反應速度常數(shù)。

反應速度常數(shù)與溫度、物性的關(guān)系用 Arrhenius定律描述，其表達式為

式中：T為反應溫度；E為活化能；R為通用氣體常數(shù)；k0為頻率因子。

將式(2)代入式(1)得

由式(3)可知：煤粉燃燒速度與 O2濃度、煤粉濃度成正比；與溫度指數(shù)函數(shù)成正比(隨溫度變化顯著)。

1.2 富氧燃燒對燒成帶火焰溫度的影響

忽略煤粉不完全燃燒損失和壁面的散熱損失，通過熱平衡建立燃燒溫度方程

式中：Q為燃料低位熱值，J/g； VO02為單位燃燒理論氧氣體積，N·m3/kg；Vych為常規(guī)燃燒產(chǎn)生的煙氣體積，N·m3/kg；α為空氣系數(shù)； T0為環(huán)境溫度，K； cp,y為煙氣平均比熱容，J/(g·K)。

由式(4)可知：燃燒溫度隨 O2摩爾分數(shù)增大而增大。

1.3 富氧燃燒對煤粉著火溫度的影響

煤粉燃燒放熱速度和燃燒區(qū)域散熱速度的計算方法分別為：

式中： Q1為燃燒放熱速度，J/s； Q2為散熱速度，J/s；V 為燃燒區(qū)體積，m3；K 為散熱系數(shù)，W/(m2·K)；F為散熱表面積，m2。

1.4 富氧燃燒對窯內(nèi)傳熱效率的影響

富氧燃燒通過影響火焰溫度來影響窯內(nèi)傳熱速度。為簡化分析，結(jié)合分解窯實際情況進行如下假設(shè)：

1) 燒成帶火焰、物料、窯墻內(nèi)表面溫度分布均勻，分別采用平均溫度Tf，Tm和Tw；

2) 視火焰為灰體(ffαε=), 并充滿整個爐膛空間，設(shè)物料和爐壁黑度為定值mε和wε；

3) 基于窯墻保溫好，具有重輻射特性，設(shè)回轉(zhuǎn)窯表面散熱損失等于窯內(nèi)煙氣與窯墻間的對流傳熱量；

4) 設(shè)物料、窯墻表面積分別為Fm和Fw，窯墻對物料角系數(shù)為φwm(簡記為φ)，φwm=φ=Fm/Fw，窯墻自身角系數(shù) φww=1-φ。

1.4.1 窯墻的有效的熱量輻射熱量 Qef,w

由假設(shè)3)及窯墻吸、放熱熱平衡得到窯墻的有效輻射熱量 Qef,w為

式中： Qfw為火焰投射到窯墻表面熱量，；Q為物料表面通過火焰空間mw輻射給窯墻的熱量，Qmw=Qef,m(1 -εf)(1-φ)；Qww為窯墻自身輻射熱量，Qww=Qef,w(1 -εf)(1-φ)；Qef,m為物熱表面有效輻射熱量。經(jīng)整理后可得

1.4.2 投射到物料表面的熱量inm,Q

投射到物料表面的熱量計算公式為

1.4.4 火焰對物料的凈輻射熱量fmnet,Q

整理式(13)可得

將wef,Q 和mef,Q 代入式(14)得火焰與物料間凈輻射熱量為

Cfm為火焰與物料之間的輻射系數(shù)，其值為εf，εm和φ的線圖函數(shù)。分解窯燒成帶內(nèi)對流換熱量遠小于輻射傳熱量，忽略其影響。

整理可得分解窯燒成帶傳熱量 Qnet計算公式為

由式(16)可見：燃燒溫度的高低對傳熱速度有重要影響?；谇笆鲅芯克萌紵郎囟入SO2摩爾分數(shù)增加而提高，得出：窯內(nèi)傳熱速度隨O2摩爾分數(shù)增加而快速提高。

2 分解窯混煤燃燒數(shù)值模擬

2.1 物理模型

以某公司2 500 t/d分解窯為研究對象，分解窯模型如圖1所示。模型計算域直徑×長度為3.6 m×60 m。

圖1 分解窯模型示意圖Fig. 1 Schematic diagram of precalciner kiln model

圖2 燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 2 Schematic diagram of burner structure parameters

分解窯附帶的四通道Duoflex DBC燃燒器結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示。煤粉及一次風經(jīng)由燃燒器各通道進入窯內(nèi)，來自于篦冷機的高溫二次風經(jīng)窯頭罩進入窯內(nèi)，與煤粉氣流混合著火、燃燒。通過一次風各風道閥門調(diào)節(jié)火焰形狀并適應原料、燃料成分的變化。

窯內(nèi)多相流動、燃燒、傳熱、傳質(zhì)及固相反應過程復雜，為簡化研究，進行如下假設(shè)：

1) 將窯內(nèi)氣相區(qū)作為模型計算域，窯內(nèi)殘余碳酸鹽分解吸熱與熟料燒成放熱抵扣，物料表面按壁面函數(shù)處理。

2) 分解窯轉(zhuǎn)動緩慢，窯筒體轉(zhuǎn)動過程對煤粉燃燒、煙氣流動的影響甚小，忽略不計。

2.2 網(wǎng)格劃分

燃燒器通道尺寸與窯體尺寸相差較大，本文采用非均勻網(wǎng)格，燃燒器區(qū)域局部加密，窯長方向采用尺寸函數(shù)調(diào)整網(wǎng)格數(shù)量。網(wǎng)格總數(shù)約為120萬個，計算區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 計算域網(wǎng)格模型及橫截面網(wǎng)格Fig. 3 Mesh model and mesh distribution on cross-section of computational domain

2.3 數(shù)學模型

2.3.1 氣相湍流模型

分解窯燃燒器形狀復雜、氣流速度較高，窯內(nèi)氣流呈湍流流動。為兼顧計算速度、穩(wěn)定性及收斂性，采用對旋流流動模擬能力較強的RNGε-k模型來模擬窯內(nèi)氣固兩相湍流流動。RNGε-k模型傳輸方程為：

式中：ρ為氣體密度；U為速度矢量；k為湍流動能；ε為湍流耗散率；μ為分子黏性系數(shù)；μt為湍流黏性系數(shù)；Cμ=0.09為常數(shù)； Pk為流體黏性力產(chǎn)生的湍流動能， Pk=(μ +μt)?U·[?U +(?U)T]；σk=1.0，σε=1.3；C1=1.44，C2=1.92，均為常數(shù)。

2.3.2 煤粉顆粒運動模型

基于爐內(nèi)煤粉顆粒特性，選用基于歐拉?拉格朗日方法的隨機軌道模型，模型通過包含速度、位移、溫度、各組分質(zhì)量傳輸關(guān)系的控制方程組描述。采用的耦合氣相流場的隨機軌道模型方程組見表 1。表 1中：effμ為有效黏性系數(shù)；P為壓力；H為總熱焓；λ為導熱系數(shù)；Cp為比熱容；Hσ為tμ與總焓輸運系數(shù)之比；iΓ為組分i輸運系數(shù)；eff,iΓ為組分i有效輸運系數(shù)；Si為組分i源項；Sct為湍流施密特數(shù)。

表1 氣相流場控制方程Table 1 Control equation of gas flow

2.3.3 煤粉燃燒模型

基于本文研究重點是燃燒熱效應及不穩(wěn)定中間產(chǎn)物、穩(wěn)定熱解產(chǎn)物的生成規(guī)律，燃燒氣相反應采用組分運輸模型，焦炭燃燒采用擴散/動力模型。

2.3.4 輻射換熱模型

輻射換熱模型采用考慮輻射散射作用、對較大光學厚度適應性較好且計算速度快的P1模型。

2.3.5 NO生成模型

燃料燃燒過程產(chǎn)生的NOx主要由熱力型NOx、燃料型NOx、快速型NOx組成。在分解窯條件下，主要由前兩類組成，且NOx主要由NO組成，其他組分可忽略不計。采用廣義Zeldovich機理，N2形成熱力型NO的反應途徑為：

燃料型NO的生成機理比較復雜，本文采用的燃料型NO生成機理如圖4所示，煤粉中焦炭內(nèi)的氮直接轉(zhuǎn)化為NO，揮發(fā)分氮首先生成中間產(chǎn)物HCN，然后氧化成NO。

圖4 燃料型NO生成機理示意圖Fig. 4 Schematic diagram of Fuel-NO generating mechanism

將按以上反應機理得到的NO生成速率作為NO輸運方程源項，再模擬計算分解窯內(nèi)NO生成情況。

2.4 仿真計算邊界條件

邊界條件由熱平衡測試及合理假設(shè)確定。在典型運行工況下，混煤中無煙煤 A與煙煤 B的質(zhì)量比(mA:mB)為 4:6，煤粉流量為 1.36 kg/s，窯尾壓力為?430 Pa。通過測試窯筒體外表面散熱損失推算內(nèi)壁溫度，沿窯體Z+方向冷卻帶、燒成帶、放熱反應帶及碳酸鹽分解帶所對應窯內(nèi)壁面溫度分別取1 530，1 643，1 473及1 123 K，空氣系數(shù)取1.20。煤粉顆粒粒徑為R(60＜R＜100 μm)，分布規(guī)律服從 Rosin?Rammler方程，平均粒徑為80 μm，燃燒器旋流風通道葉片角度為 30°。

在仿真計算中，基于熟料充分冷卻用風量控制原理(冷卻后風溫預設(shè)值保持不變)，設(shè)入窯二次風溫恒定為預定的運行溫度；基于所研究的 O2摩爾分數(shù)低(21%～30%)，且摩爾分數(shù)變化小，處于反應速度常數(shù)隨O2摩爾分數(shù)變化指數(shù)曲線的平緩變化區(qū)，為簡化計算，設(shè)反應速度常數(shù)k保持初值不變。本文所用無煙煤A、煙煤B的工業(yè)分析和元素分析數(shù)據(jù)如表2所示；其TG?DSC綜合熱分析曲線如圖5所示，通過對不同配比(mA/mB)時混煤 TG?DSC綜合熱分析曲線計算得到的混煤燃燒性能數(shù)據(jù)如表3所示；燃燒器運行參數(shù)如表4所示。

3 混煤燃燒數(shù)值仿真模型驗證

3.1 運行工況下溫度場和濃度場仿真

典型工況下溫度場、濃度場仿真結(jié)果如圖6所示。由圖 6(a)可知：分解窯內(nèi)火焰呈“棒槌”型，長度為10～12 m，中心最高火焰溫度為2 200 K，燒成帶平均煙氣溫度為1 840 K，窯內(nèi)火焰填充度較好，火焰形狀及溫度分布基本滿足熟料煅燒工藝要求，火焰高溫區(qū)后，溫度逐漸下降，至窯尾出口溫度降至1 200 K。由圖6可知：燃燒器出口煤粉燃燒劇烈，氧氣被迅速消耗，CO2摩爾分數(shù)快速增加并伴有CO生成，煙氣流過火焰高溫區(qū)后O2摩爾分數(shù)降至3%，窯尾出口CO2摩爾分數(shù)增至16%，CO摩爾分數(shù)穩(wěn)定在3%，焦炭燃盡率僅為94.89%。過高的無煙煤摻比、不適配的燃燒器參數(shù)，是導致混煤燃燒效率低下，煅燒區(qū)域溫度稍低的主要原因。由圖6(e)可知：窯內(nèi)NO在煤粉著火階段伴隨揮發(fā)分的熱解開始大量生成，在窯內(nèi)高溫區(qū)質(zhì)量濃度達到峰值6 400 mg/m3，其后，NO質(zhì)量濃度迅速下降至出口的1 440 mg/m3，質(zhì)量濃度分布符合熱力型NO生成規(guī)律。

表2 煤樣工業(yè)分析及元素分析Table 2 Element and industry analysis of coal

圖5 無煙煤和煙煤TG?DSC曲線Fig. 5 TG?DSC curves of anthracite coal and bituminous coal

表3 混煤燃燒性能數(shù)據(jù)Table 3 Data of mixed coal combustion performance

表4 燃燒器運行參數(shù)Table 4 Operation parameters of burner

3.2 實驗驗證

基于實驗測試的易行性，選擇內(nèi)窯出口附近煙室截面布置測點，測試方案如圖1所示。為避免漏風及筒體散熱對仿真結(jié)果驗證的影響，測點a，b和c 與煙道中心距離分別為0，0.6和1.2 m。為提高測試精度，分解窯出口煙氣溫度采用自行研制的高精度雙層套管抽氣熱電偶進行測試(專利號ZL201320572100.2)。由于煙氣組分濃度在窯尾出口截面分布梯度極微，自行研制的高保真高純煙氣采樣系統(tǒng)(專利申請?zhí)?01410201082.6)對測點a，b和c進行煙氣等比采樣，取樣后，采用英國 KM940煙氣分析儀測試煙氣組分濃度。為保證測試可靠性，測前先對測試用儀器進行校驗。所有測量數(shù)據(jù)經(jīng)過多次測量取平均值，測試值和仿真計算值結(jié)果如表5所示。

圖6 分解窯運行工況數(shù)值模擬Fig. 6 Numerical simulation results of precalciner kiln

表5 實測數(shù)據(jù)與模擬計算數(shù)據(jù)對比Table 5 Comparison of measured data and simulated data

從表5可知：煙氣溫度實測值與計算值相對誤差小于3%，組分濃度相對誤差小于7%，其相對誤差在工程允許誤差范圍內(nèi)，模型計算可靠。O2摩爾分數(shù)計算值與實測值誤差較大，估計是窯尾漏風所致。

4 混煤富氧燃燒數(shù)值模擬結(jié)果與分析

保持燃燒器一次風體積流量不變，一次風O2摩爾分數(shù)由21%逐步增至30%，對應二次風風速通過氧平衡計算如表6所示，其他參數(shù)與典型運行工況時相同。為方便對比，只選取窯頭前30 m計算域(包括冷卻帶、燒成帶、部分固相反應區(qū))的結(jié)果進行分析。

表6 不同一次風O2摩爾分數(shù)時的二次風速Table 6 Speed of secondary air with different oxygen mole fractions of primary air

4.1 溫度場仿真結(jié)果及分析

圖7和圖8所示分別為不同O2摩爾分數(shù)下窯內(nèi)溫度仿真計算云圖、軸向截面平均溫度分布云圖。由圖7可知：隨著O2摩爾分數(shù)增大，混煤著火點不斷向窯頭方向移動，黑火頭縮短，窯內(nèi)火焰溫度、長度及填充度均有明顯提高；由圖8可知：伴隨O2摩爾分數(shù)增大，窯內(nèi)平均溫度升高，混煤燃燒穩(wěn)定性提高，當O2摩爾分數(shù)達到27%時，燒成帶煙氣平均溫度對比普通空氣助燃提高97 K。圖9和圖10所示分別為當O2摩爾分數(shù)為27%時，保持其他參數(shù)與典型工況數(shù)值模擬相同，窯內(nèi)溫度云圖及燒成帶截面平均煙溫隨混煤配比改變的變化情況。由圖9和圖10可知：當一次風O2摩爾分數(shù)提高到27%，無煙煤配比提高至60%時，燃成帶平均溫度仍高達1 850 K以上，其火焰的形狀、溫度分布仍能滿足水泥煅燒工藝要求。

4.2 濃度場仿真及分析

窯內(nèi)CO2摩爾分數(shù)、焦炭燃盡率、NO濃度隨一次風O2摩爾分數(shù)的變化如圖11～13所示。由圖11可以看出：隨一次風O2摩爾分數(shù)增大，CO2摩爾分數(shù)快速增加，當一次風 O2摩爾分數(shù)達 27%時，窯尾煙氣CO2摩爾分數(shù)較正常燃燒提高1.7%。由圖12可知：焦炭燃盡率隨一次風O2摩爾分數(shù)增加有所提高；當一次風O2摩爾分數(shù)由21%分別增至24%和27%時，焦炭燃盡率由94.89%分別增加到98.32%和99.98%，分別提高了3.43%和5.09%；當一次風O2摩爾分數(shù)增至30%時，焦炭燃盡率近100%。由圖13可知：NO質(zhì)量濃度隨一次風 O2摩爾分數(shù)增加而增加；當一次風O2摩爾分數(shù)達27%時，窯尾出口NO質(zhì)量濃度較正常燃燒提高982 mg/m3。

圖7 不同一次風O2摩爾分數(shù)對應窯內(nèi)溫度分布云圖Fig. 7 Contours of static temperature with different oxygen mole fractions of primary air

圖8 軸向截面平均溫度隨一次風O2摩爾分數(shù)的變化Fig. 8 Average temperature of axial cross section as a function of oxygen mole fractions of primary air

圖9 一次風O2摩爾分數(shù)27%時窯內(nèi)溫度隨混煤配比變化云圖Fig. 9 Contours of static temperature with different ratios of inferior coal at 27% oxygen mole fractions of primary air

圖10 一次風O2摩爾分數(shù)27%時燒成帶截面平均煙溫隨混煤配比變化Fig. 10 Sectional average temperature of burning zone as a function of coal-blended ratio at 27% oxygen mole fraction of primary air

圖11 軸向截面平均CO2摩爾分數(shù)隨一次風O2摩爾分數(shù)的變化Fig. 11 Average mole fractions of cross section of CO2 as afunction of O2 mole fractions of primary air

圖12 焦炭燃盡率隨一次風O2摩爾分數(shù)變化Fig. 12 Char burnout ratio with different oxygen mole fractions of primary air

圖13 軸向截面平均NO質(zhì)量濃度隨一次風O2摩爾分數(shù)的變化Fig. 13 Average mass concentrations of cross section of NO as a function of O2 mole fractions of primary air

5 結(jié)論

1) 理論研究表明，富氧燃燒能有效改善煤粉燃燒特性。在富氧條件下，煤粉燃燒速度、燃燒溫度顯著提高，著火溫度降低，傳熱效率提高。

2) 在數(shù)值計算條件下，隨分解窯內(nèi)一次風 O2摩爾分數(shù)的增加，窯內(nèi)火焰溫度明顯提高，當O2摩爾分數(shù)達27%時，燒成帶平均煙氣溫度較工況燃燒時溫度高97 K。

3) 富氧燃燒能有效改善燃燒條件，大幅提高混煤中無煙煤的摻量。當一次風 O2摩爾分數(shù)為 27%，無煙煤摻比提高至60%時，窯內(nèi)仍能實現(xiàn)穩(wěn)定燃燒，火焰形狀、溫度分布仍能較好地滿足水泥煅燒工藝要求。

4) 焦炭燃盡率隨一次風富氧濃增加明顯提高。當一次風O2摩爾分數(shù)分別上升到 24%和27%時，焦炭燃盡率由工況下 94.89%分別上升到 98.32%和99.98%；當一次風 O2摩爾分數(shù)增至 30%以上時，理論上焦炭燃盡率近100%。

5) 富氧燃燒在改善煤粉燃料燃燒條件的同時也會造成窯內(nèi)局部高溫，促進窯內(nèi)NO生成，增加分解爐出口脫硝負荷。當一次風 O2摩爾分數(shù)由 21%增至27%時，窯尾出口NO質(zhì)量濃度提高了 982 mg/m3。鑒于富氧燃燒時窯內(nèi)NO生成量增加較多，為減少分解窯煙氣脫硝還原劑用量，建議此項技術(shù)應與分解爐分級燃燒降氮技術(shù)匹配使用。本文研究的對象即為分解爐采用了分級燃燒降氮技術(shù)的分解窯。

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Research on oxy-fuel combustion of blended coal in precalciner kiln

XU Shunsheng1,2, YANG Yilin1, SHI Zhangming2, LIU Feihong1, WU Hao1, XIAO Yiqi1, HUANG Biyi3

(1. School of Mechanical Engineering, Xiangtan University, Xiangtan 411105, China;2. School of Energy Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;3. Department of Energy Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China)

The oxy-fuel combustion of blended coal characteristics and rule were studied in the 2 500 t/d precalciner cement kiln with a four-channel burner via experiment and simulation, and the reliability of simulation results was verified by experiments. The results show that as the oxygen mole fraction of primary air rises, the combustion temperature and heat transfer rate both increase while the coal ignition temperature gradually reduces. The numerical calculation indicates that the blended coal combustion characteristics in the precalciner kiln are considerably improved using the technology of oxy-fuel combustion. Besides, the blending ratio of anthracite suitable for the kiln greatly increases in the oxy-mode combustion. Compared with the traditional air-mode combustion, the average flame temperature and char burnout ratio increase by 97 K and 5.09%, respectively, when the oxygen mole fraction of primary air is 27%. Meanwhile, even at the anthracite-blended ratio of up to 60%, the efficient and stable combustion are still obtained, and the flame property including temperature and shape can meet the requirements of clinker calcinations.

precalciner kiln; oxy-fuel combustion; blended coal; numerical simulation

TQ172.1

A

1672?7207(2017)11?3116?10

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.11.036

2016?11?03；

2016?12?21

國家自然科學基金資助項目(51590891)；郴州市科技計劃重點項目(CZ2013163) (Project(51590891) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(CZ2013163) supported by the Science and Technology Key Project of Chenzhou Municipal)

徐順生，博士，副教授，從事動力工程及工程熱物理研究；E-mail: csuxss@163.com

(編輯 劉錦偉)