富氧燃燒中氣體輻射模型對燃燒與換熱數(shù)值模擬的影響

吳曉峰，范衛(wèi)東

(上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200240)

0 引 言

全球變暖是世界上主要環(huán)境問題之一[1]。在導致全球變暖的各種溫室氣體之中，CO2對全球溫升影響最大，約70%的CO2排放來自化石燃料的燃燒[2]。未來20年，化石能源依然是我國能源供應的主要來源[3]。因此，為了降低碳排放，碳捕捉、利用與封存(Carbon capture,utilization and storage,CCUS)技術(shù)應運而生。CCUS不僅能將CO2捕捉封存，更可以將CO2“變廢為寶”，被認為是應對全球氣候變化的關(guān)鍵技術(shù)之一[4]。

富氧燃燒作為一種燃燒中捕集CO2的技術(shù)，被認為是可應用于未來實際電站鍋爐的CCUS技術(shù)。富氧燃燒中，空氣分離器生產(chǎn)的純氧與再循環(huán)煙氣混合代替空氣作為助燃劑送入爐膛。由于煙氣中大量CO2代替空氣中氮氣作為稀釋劑，當采用干式循環(huán)富氧燃燒時，爐膛出口排煙中CO2濃度理論上可以高達95%[5-7]。但當前階段富氧燃燒的電廠仍處于設計研究階段。對富氧燃燒的研究主要集中于實驗室研究和CFD研究[8]。利用CFD工具對富氧燃燒鍋爐爐膛內(nèi)的溫度、流場、傳熱情況進行預測是有效手段[9-15]。由于富氧燃燒中使用CO2代替空氣中N2作為稀釋劑，與常規(guī)空氣燃燒相比，富氧工況下的燃燒特性和傳熱特性有很大不同。適用于空氣燃燒的反應動力學、輻射模型等子模型由于其局限性還不能直接應用于富氧燃燒模擬中[16-17]，需要針對富氧燃燒進行相應改進。輻射模型是燃燒模擬中的重要子模型之一，決定了顆粒以及混合氣體在爐膛內(nèi)的輻射換熱量，進而影響了整個爐內(nèi)的燃燒溫度以及壁面熱流。常規(guī)空氣燃燒中，煙氣成分主要以N2為主，N2作為非極性雙原子分子不具有輻射能力。但富氧燃燒中的煙氣以H2O和CO2為主，大量CO2作為稀釋劑代替了常規(guī)空氣燃燒中的N2。CO2作為極性的三原子分子，具有較強的輻射能力。在濕式循環(huán)富氧燃燒中，H2O含量可以提高到50%。H2O作為極性三原子分子，其輻射能力也很強。相比于空氣燃燒，富氧燃燒中爐內(nèi)氣體輻射傳熱特性有所改變，火焰總發(fā)射率大大提高。在數(shù)值模擬中，考慮到計算開銷，需使用簡化的輻射模型來計算氣體的輻射特性參數(shù)?；覛怏w加權(quán)模型(Weighted sum of gray gases model,WSGGM)是一種簡單的氣體輻射模型。在合理誤差范圍內(nèi)，該模型計算速度非?？?，易與計算流體力學(Computational fluid dynamics，CFD)軟件耦合[18]，被認為是最適用于三維空間數(shù)值模擬的氣體輻射模型[19]。

Kangwanpongpan等[20]在富氧工況下優(yōu)化了WSGGM的參數(shù)，并在100 kW富氧煤燃燒爐膛上，比較了改進后的模型與Fluent軟件的默認模型(Smith模型[21])在流速、氧濃度和溫度預測精度上的差別。結(jié)果表明，改進后的輻射模型在流速和氧濃度的預測沒有變化，但降低了煙氣溫度，更符合試驗結(jié)果。Guo等[13]研究了改進后氣體輻射模型對溫度與組分濃度預測的影響，發(fā)現(xiàn)氣體輻射對火焰結(jié)構(gòu)、溫度以及組分濃度影響較小，但顆粒輻射影響較大。馮艷[22]研究了Yin等[23]和Johansson等[24]提出的改進氣體輻射模型對煤粉燃燒的影響，發(fā)現(xiàn)Yin的模型和Smith模型類似，而與Johansson模型有所差異。在理論計算上，Johansson等[24]、Guo等[18]、Kwangwanpongpan等[25]和Bordbar等[26]已證明了各自改進模型的準確性。但不同學者提出的富氧燃燒下氣體輻射改進模型對三維燃燒數(shù)值模擬的影響以及不同氣體輻射模型在各種工況下對燃燒模擬的影響尚未有統(tǒng)一結(jié)論?，F(xiàn)有氣體輻射模型均以CO2和H2O構(gòu)成的富氧燃燒煙氣為出發(fā)點進行計算。由于CO2存在，富氧燃燒中有強烈的焦炭氣化反應，造成大量CO生成。若采取氧分級燃燒技術(shù)，主燃區(qū)內(nèi)呈現(xiàn)富燃料燃燒，導致主燃區(qū)和還原區(qū)內(nèi)CO出現(xiàn)。因此，在富氧燃燒爐膛內(nèi)，CO是一種不可忽視的氣體組分。一方面，CO作為非極性的雙原子分子，本身存在一定的輻射能力。另一方面，作為CO2的前驅(qū)物，CO會占據(jù)一部分輻射氣體體積，也會降低CO2的分壓比，導致煙氣輻射特性變化。但目前鮮見考慮CO氣體輻射的模型。本文整理了近年來多種基于富氧燃燒改進的氣體輻射模型，同時提出了一種考慮富氧燃燒中CO影響的改進模型。通過將這些模型耦合入CFD進行數(shù)值模擬，研究了在下行爐和實爐的氣體和煤粉富氧燃燒過程中，不同氣體輻射模型對燃燒和傳熱模擬結(jié)果的影響。

1 氣體輻射特性

1.1 氣體輻射特性計算模型

對于氣體輻射特性的計算模型，目前主要應用有線性模型、譜帶模型和總體模型[27-28]。不同氣體輻射模型及分類如圖1所示。

圖1 氣體輻射計算模型的分類

線性模型一般指逐線性積分法(Line by line,LBL)。該方法是目前最準確的氣體輻射特性計算方法，可作為其他方法的基準[29]。但采用逐線性積分法時，需知道氣體分子每條譜線的詳細光譜特性參數(shù)，包括譜線位置、譜線強度、譜線半寬、譜線躍遷能級能量等一系列參數(shù)。該方法計算量巨大，不適合工程問題求解。譜帶模型建立譜線輻射強度與譜線參數(shù)的關(guān)系式，可從理論上推出氣體在一定波數(shù)范圍內(nèi)的總輻射強度或發(fā)射率與譜線參數(shù)、譜線分布參數(shù)的關(guān)聯(lián)式[29]。但譜帶模型不能計算氣體的光譜輻射特性，只能計算氣體某一波長范圍或全波長的輻射特性。譜帶模型方法分為窄譜帶模型和寬譜帶模型兩類。總體模型方法中主要包括k-分布方法和灰氣體加權(quán)模型。k-分布方法在不同波段內(nèi)計算不同波數(shù)的吸收系數(shù)，進行高斯積分，使計算效率大大提高。該方法可以和任意求解輻射傳遞方程的方法結(jié)合[27-28]。

1.2 WSGGM及其改進模型

WSGGM模型最早由Hottle和Sarofim提出[30]，后來Smith等[21]發(fā)展并擬合了當前使用最廣泛的WSGGM模型參數(shù)。WSGGM模型是利用幾種假想的灰氣體以及一種透明氣體去模擬實際氣體的非灰輻射特性，并認為每種假想灰氣體的吸收系數(shù)與波數(shù)無關(guān)。利用WSGGM模型，可通過以下公式計算混合氣體的發(fā)射率ε：

(1)

其中，Ng為假想的灰氣體數(shù)量；αi為第i個假想灰氣體的發(fā)射率權(quán)重因子；Ki為第i個假想灰氣體的吸收系數(shù)；pa為吸收氣體的總壓；L為路徑長度。α0為透明氣體的權(quán)重因子，其吸收系數(shù)K0=0。

WSGGM模型避免了譜帶模型的缺陷，可以與任意輻射傳遞方程求解方法結(jié)合，在工程上應用較廣泛。Smith等[21]給出了一系列WSGGM多項式系數(shù)，利用Fletcher-Powell算法來求解多變量約束的非線性問題?；谥笖?shù)寬譜帶模型(Exponential wide-band mode,EWBM)，Smith使用3種灰氣體模擬混合氣體的吸收系數(shù)。根據(jù)CO2或H2O分壓不同，選擇不同的關(guān)聯(lián)系數(shù)計算混合氣體的總發(fā)射率。該模型廣泛使用于空氣燃燒，成為了Fluent中的默認模型，用于計算混合氣體的吸收系數(shù)。

在富氧燃燒中，許多學者提出了改進后的WSGGM。Yin[23,31]基于EWBM模型，利用4種灰氣體給出了一種適用于空氣和富氧多工況的WSGGM關(guān)聯(lián)系數(shù)，基于CO2和H2O分壓和總壓力，給出了11種工況下WSGGM模型關(guān)聯(lián)系數(shù)。Johansson等[24]使用統(tǒng)計窄譜帶模型(Statistical narrow band model,SNBM)計算CO2和H2O混合氣體發(fā)射率并提出了基于4種灰氣體的WSGGM關(guān)聯(lián)系數(shù)。但基于富氧燃燒中干、濕循環(huán)2種工況，只給出了0.125和1兩種不同H2O/CO2摩爾比工況下的擬合系數(shù)。Guo等[18]結(jié)合了全光譜k-分布模型和WSGGM的特點，從k-分布中直接擬合了改進后WSGGM模型的權(quán)重因子和吸收系數(shù)。一些學者使用HITEMP2010數(shù)據(jù)庫計算出混合氣體總體發(fā)射率，用于WSGGM模型的擬合。Kangwanpongpan等[25]基于HITEMP2010光譜數(shù)據(jù)庫，擬合了新的WSGGM關(guān)聯(lián)系數(shù)，并給出了7組適用于不同H2O/CO2摩爾比工況下的關(guān)聯(lián)系數(shù)。Bordbar等[26]使用5種灰氣體擬合了一組新的WSGGM關(guān)聯(lián)系數(shù)，該組關(guān)聯(lián)系數(shù)適用于整個H2O/CO2摩爾比范圍。

本文基于HITEMP2010光譜數(shù)據(jù)庫，考慮了富氧燃燒中CO對氣體輻射特性的影響，重新擬合了適用于濃度0～45% CO工況下的WSGGM關(guān)聯(lián)系數(shù)。在富氧燃燒中，分級燃燒技術(shù)會引起主燃區(qū)的不完全燃燒，同時煙氣中大量CO2引起的氣化反應也會生成大量CO。因此，考慮CO影響，改進的WSGGM格式為

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

其中，Tr為相對溫度；T和Tref分別為氣體溫度和參考氣體溫度；Mr為H2O和CO2分壓比；P(H2O)、P(CO2)分別為H2O和CO2分壓；bi,j、ci,j,k和di,k為多項式系數(shù)；j和k分別為多項式項數(shù)。擬合后的關(guān)聯(lián)系數(shù)見表1。

本文研究的7種WSGGM模型適用范圍見表2，提出的模型命名為New-WSGGM。這些氣體輻射模型均被重新編寫成用戶自定義函數(shù)(User defined function,UDF)，耦合入Fluent軟件進行數(shù)值模擬計算。

表1 考慮CO影響后的WSGGM關(guān)聯(lián)系數(shù)

表2 本文研究的7種WSGGM模型

2 爐膛結(jié)構(gòu)與計算模型

2.1 IFRF 0.8 MW富氧天然氣燃燒爐膛

IFRF 0.8 MW富氧天然氣燃燒爐膛如圖2所示。IFRF爐膛截面尺寸為1.05 m×1.05 m，長度為3.44 m。天然氣從燃燒器中心管噴入爐膛，中心管直徑為16 mm。中心管周圍布置一圈二次風，內(nèi)徑28 mm，外徑36 mm。純氧通過二次風管送入爐膛。尾部連接一個直徑為500 mm的煙囪用于排煙。爐內(nèi)有效輻射層厚度為0.8 m。具體爐膛結(jié)構(gòu)可以參考文獻[31-32]。采用結(jié)構(gòu)化的六面體網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，爐膛中心采用網(wǎng)格加密以適應火焰處劇烈的溫度梯度和濃度梯度。整體網(wǎng)格數(shù)量約83萬。

圖2 IFRF 0.8 MW富氧天然氣燃燒爐膛

天然氣由甲烷、乙烷等多種碳氫燃料組成，計算時簡化為一種C1.122H4.244碳氫燃料。不同軸向距離的爐膛壁溫不同，壁面溫度分布Tw以多項式形式給出,即

Tw(z)=1 700.6+212.59z-46.669z2。

(7)

采用離散坐標法(DO)求解輻射傳輸方程。湍流氣相燃燒模型采用渦耗散概念模型(Eddy dissipation concept,EDC)，采用細化后的Jones & Lindstedt 4步反應機理[33]見式(8)～(11)。相應的動力學參數(shù)見表3，其中A為指前因子，(kmol/m3)1-n/s；Ea為反應活化能，J/kmol；n為反應級數(shù)。

(8)

(9)

(10)

(11)

表3 天然氣燃燒使用的四步化學反應動力學參數(shù)

2.2 100 kWth半工業(yè)規(guī)模爐膛

圖3 100 kWth富氧燃燒爐膛結(jié)構(gòu)

該100 kWth半工業(yè)規(guī)模爐膛是一個垂直爐膛，來自德國亞琛工業(yè)大學傳熱傳質(zhì)研究所，主要用于富氧煤燃燒的相關(guān)研究[20,34]。100 kWth富氧燃燒爐膛結(jié)構(gòu)如圖3所示。爐膛內(nèi)徑0.4 m，長度2.1 m。爐內(nèi)有效輻射層厚度為0.3 m。燃燒器由3個圓環(huán)噴口組成。其中一次風攜帶煤粉顆粒送入爐膛，風量17.6 kg/h，風溫40 ℃。二次風為旋流風，風量為26.6 kg/h，旋流數(shù)設置為1.2，風溫60 ℃。三次風用于掃氣，風量為1.5 kg/h，風溫60 ℃。在爐膛入口壁面設置了分級風，分級風風量為54.9 kg/h，風溫900 ℃。

煤樣采用萊茵河褐煤，煤質(zhì)分析見表4。給煤量為6.5 kg/h，此次試驗燃燒功率為40 kW。詳細的爐膛結(jié)構(gòu)和運行參數(shù)參見文獻[33]。網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)化的六面體網(wǎng)格，爐膛中心處加密，整體網(wǎng)格數(shù)量約98萬。

表4 萊茵河褐煤煤質(zhì)分析

計算采用有限速率渦耗散模型(Finite rate eddy dissipation model,FREDM)進行湍流氣相燃燒的模擬。采用多表面燃燒反應進行顆粒相的燃燒與氣化模擬。詳細反應機理[34]見式(13)～(18)，相應的化學反應動力學參數(shù)見表5。湍流模型采用Realizablek-ε模型。采用DO模型進行輻射傳輸方程的求解。

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

(17)

(18)

表5 煤粉燃燒化學反應機理動力學參數(shù)

2.3 1 000 MW塔式爐富氧燃燒

圖4 某1 000 MW塔式鍋爐結(jié)構(gòu)

基于某1 000 MW塔式鍋爐，假想將其改造成富氧燃燒鍋爐，如圖4所示。鍋爐寬度和深度均為23.16 m，高度為113.4 m。爐內(nèi)有效輻射層厚度為16.21 m。燃燒器分為4組，3組主燃燒器和1組分離式燃盡風噴口。主燃燒器采用一、二次風相間分布。詳細的鍋爐結(jié)構(gòu)和運行參數(shù)見文獻[35]。富氧燃燒改造時，氧濃度保持21%不變，將空氣中N2替換為CO2。數(shù)值模擬時，湍流模型采用標準的k-ε模型。采用DO模型求解輻射傳輸方程。揮發(fā)分熱解采用雙方程競爭模型。揮發(fā)分的氣相湍流燃燒以及焦碳顆粒的氧化、氣化反應與2.2節(jié)一致。采用網(wǎng)格分區(qū)劃分，將整個爐膛分為灰斗區(qū)域、主燃區(qū)和受熱面區(qū)域3部分。網(wǎng)格采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，主燃區(qū)網(wǎng)格進行加密，整體網(wǎng)格數(shù)量約190萬。

3 結(jié)果與討論

3.1 氣體輻射模型在氣體燃燒中的影響

不同氣體輻射模型下爐膛截面的溫度場分布如圖5所示。Smith模型為Fluent軟件自帶的默認模型，修改后的模型采用本文提出的New-WSGGM模型。由圖5可知，不同的氣體輻射模型對天然氣著火燃燒產(chǎn)生影響。Smith模型下，燃料流外側(cè)著火較快。而在Modified氣體輻射模型下，天然氣氣流外側(cè)著火較慢一點。同時火焰高溫區(qū)更加集中。

爐膛中心軸線處，氣體溫度和氣體吸收系數(shù)隨中心軸線距離的變化如圖6所示。可知不同氣體輻射模型對氣體溫度和氣體吸收系數(shù)影響較大。由圖6(a)可知，在高溫火焰處，不同模型計算的火焰溫度差別最高可達到500 K。由圖6(b)可知，這些區(qū)域的吸收系數(shù)差別較大，吸收系數(shù)較高的模型導致氣體溫度降低。氣體燃燒過程中，不同氣體輻射模型計算導致的不同氣體吸收系數(shù)對火焰的燃燒溫度和火焰結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響。當軸線距離大于1 m后，不同氣體輻射模型計算的氣體吸收系數(shù)有所差別，但氣體溫度差距不明顯。從圖7壁面輻射熱流可以看出，輻射熱流受氣體吸收系數(shù)影響很大。氣體燃燒過程中，與壁面之間的輻射換熱完全由氣體輻射特性決定。盡管氣體輻射模型對氣體溫度的影響不大，但細小的差別對輻射換熱產(chǎn)生了巨大影響。

圖6 爐膛中心軸線處的氣體溫度和吸收系數(shù)

圖7 爐膛壁面軸線處輻射熱流

z=0.22 m處徑向距離上試驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比如圖8所示。可知不同氣體輻射模型在徑向距離上的計算結(jié)果都與試驗結(jié)果規(guī)律吻合較好。具體數(shù)值上的差別可能是入口氣流速度分布、湍流模型以及化學反應機理上模擬不精確性導致。由于火焰集中在爐膛中心，模擬結(jié)果在爐膛中心處受氣體輻射模型影響較大。在遠離火焰至爐膛壁面處，輻射模型對溫度或組分濃度的影響十分微小。

圖8 z=0.22 m處徑向距離模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比

3.2 氣體輻射模型在煤燃燒半工業(yè)爐膛中的影響

選取另一個與IFRF燃氣爐膛有效輻射層厚度類似的富氧燃煤鍋爐，詳細研究氣體輻射模型在煤粉燃燒中的影響。氣體輻射模型修改前后爐膛內(nèi)的火焰情況如圖9所示。可知煤燃燒過程中，氣體輻射模型對火焰形狀影響較小，只在高溫火焰的尾跡處略有不同。在徑向距離上，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的比較如圖10所示。溫度與氧濃度均能較好符合在徑向的變化規(guī)律。模擬精度受邊界條件、湍流模型、反應機理等影響，導致結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)不夠吻合。

圖9 氣體輻射模型修改前后爐內(nèi)溫度場

圖10 z=0.05 m處徑向距離上模擬結(jié)果與試驗結(jié)果比較

圖11 爐膛壁面軸向壁面輻射熱流

不同氣體輻射模型下，壁面軸線處的輻射熱流密度如圖11所示。對比圖10、11可知，不同氣體輻射模型在富氧煤燃燒中對氣體溫度、組分以及輻射換熱影響較小。不同模型的計算結(jié)果差別可以忽略不計。爐膛中心軸線處，氣體吸收系數(shù)和顆粒吸收系數(shù)的變化情況如圖12所示?？芍獨怏w吸收系數(shù)先降后升，在火焰高溫區(qū)吸收系數(shù)較低。整體上看，氣體吸收系數(shù)在0.49 m-1左右。而顆粒吸收系數(shù)則完全不同，在爐膛中心軸線處的顆粒吸收系數(shù)在0～20 m-1。不同氣體輻射模型的數(shù)值模擬過程中，顆粒的發(fā)射率均設置為常數(shù)(0.9)?？梢钥闯?，富氧煤燃燒過程中，顆粒吸收系數(shù)遠大于氣體的吸收系數(shù)。在輻射換熱中，顆粒的輻射特性起決定性作用。不同氣體輻射模型計算的氣體吸收系數(shù)會改變氣體輻射換熱特性。但由于顆粒存在，氣體輻射特性參數(shù)的改變很難影響氣體和顆粒與壁面之間的換熱量。同時，在與顆粒耦合計算中，也很難改變顆粒的燃燒特性和輻射特性參數(shù)。因此，當有效輻射層厚度較小時，由于顆粒的高輻射特性參數(shù)，導致氣體輻射模型幾乎不會影響富氧煤燃燒過程中的燃燒和換熱特性。

圖12 爐膛中心軸線處的氣體吸收系數(shù)和顆粒吸收系數(shù)

3.3 氣體輻射模型在1 000 MW實爐中的影響

對一臺1 000 MW塔式鍋爐進行富氧燃燒改造，氧濃度保持21%不變。相比100 kW富氧煤燃燒爐膛，1 000 MW的塔式鍋爐中有效輻射層厚度增大到16.21 m。不同氣體輻射模型下，爐內(nèi)中心截面處的溫度分布以及爐膛壁面處的輻射熱流分布如圖13所示?？芍獨怏w輻射模型對爐內(nèi)整體溫度分布影響很小，對爐膛壁面輻射熱流影響也較小，但燃盡風后爐膛壁面處的吸熱情況略有不同。

圖13 氣體輻射模型修改前后的爐內(nèi)溫度場和壁面輻射熱流分布

典型一、二次風平面中心線處的溫度和CO2濃度分布分別如圖14、15所示?？芍诓煌臍怏w輻射模型下，爐膛中心處的溫度分布和CO2濃度分布均未發(fā)生變化。而在靠近壁面的切圓部分，即爐內(nèi)高溫火焰處，不同模型對溫度和組分影響產(chǎn)生較大變化。在燃燒最劇烈的火焰部分，溫度和組分濃度變化最劇烈，氣體輻射模型對溫度和濃度的計算產(chǎn)生影響。不同模型之間，最高溫度偏差在二次風界面中心線可以達到100 K，最大濃度偏差在二次風界面中心線也可以達到5%。

圖14 典型溫度分布

圖15 典型CO2濃度分布

典型一次風平面中心線處的氣體吸收系數(shù)如圖16(a)所示。在大爐膛空間內(nèi)，氣體吸收系數(shù)很小，約0.042 m-1，而變化區(qū)間在0.004 m-1左右。不同氣體輻射模型最終計算的氣體吸收系數(shù)區(qū)別很小。相同位置的顆粒吸收系數(shù)如圖16(b)所示，可知顆粒吸收系數(shù)約在6 m-1變化，該數(shù)值仍遠高于氣體吸收系數(shù)。

與3.2節(jié)半工業(yè)規(guī)模小爐膛不同的是，在大爐膛內(nèi)，氣體輻射模型對爐內(nèi)氣體輻射特性的影響很小，但會導致最終計算的高溫火焰溫度和組分出現(xiàn)較大差別。這說明，當有效輻射層厚度較大時，氣體輻射模型對高溫火焰區(qū)的溫度、組分濃度等燃燒特性產(chǎn)生較大影響，這在有效輻射層厚度較小時無法體現(xiàn)。

圖16 典型一次風截面中心線處的氣體吸收系數(shù)和顆粒吸收系數(shù)

4 結(jié) 論

本文提出了一種考慮CO影響的氣體輻射模型，并將文獻中其他6種改進后的氣體輻射模型通過UDF方式耦合入數(shù)值模擬計算。在下行爐和實爐中，研究了氣體和煤粉富氧燃燒過程中，氣體輻射模型對數(shù)值模擬結(jié)果的影響。主要結(jié)論如下：

1)富氧氣體燃燒中，氣體輻射模型會影響氣體燃料流的著火情況，改變火焰溫度分布，溫度差別最高達到500 K。同時影響了氣體與壁面之間的輻射換熱。氣體輻射模型對爐膛軸線處的高溫火焰影響較大，而對靠近壁面的非火焰區(qū)域幾乎沒有影響。

2)在下行爐的煤粉富氧燃燒過程中，顆粒吸收系數(shù)遠大于氣體吸收系數(shù)，在輻射傳熱中占主導地位。當有效輻射層厚度較小時(0.3 m)，不同氣體輻射模型在燃燒數(shù)值模擬過程中，對溫度、組分濃度以及換熱方面的預測影響可以忽略不計。

3)在實爐中的煤粉富氧燃燒中，有效輻射層厚度較大(16.21 m)時，氣體輻射模型對爐內(nèi)切圓燃燒高溫火焰區(qū)域影響很大，而對爐膛中心處的計算結(jié)果沒有影響。應用不同氣體輻射模型，火焰溫度差別可到100 K，組分濃度差別可達5%。

4)在富氧氣體燃燒數(shù)值模擬以及大爐膛內(nèi)富氧煤粉燃燒數(shù)值模擬中，需要考慮氣體輻射模型對數(shù)值模擬結(jié)果的影響。