分解炉内不同O2/CO2气氛下煤粉燃烧及生料分解特性
李兰1，张爽1，徐贵玲1，张海霞2，卜昌盛1，康宇3，张琦1，卢平1
1南京师范大学能源与机械工程学院，江苏 南京 210023； 2中国科学院过程工程研究所介科学与工程全国重点实验室，北京 100190； 3中材国际智能科技有限公司，江苏 南京 210036
李兰, 张爽, 徐贵玲, 等. 分解炉内不同O2/CO2气氛下煤粉燃烧及生料分解特性[J]. 化工进展, 2026, 45(3): 1330-1339.
>>DOI：10.16085/j.issn.1000-6613.2025-0547
水泥行业是工业二氧化碳排放的主要来源之一，其排放量约占全球CO2排放总量的8%。富氧燃烧技术作为CO2捕集、利用与封存（CCUS）领域的关键技术，在减少温室气体排放和提升燃烧效率方面具有广阔的应用前景。为探究O2/CO2气氛下煤粉的富氧燃烧特性和生料分解过程，以TTF型分解炉为研究对象，采用计算流体力学（CFD）方法分析了不同氧气体积分数对炉内温度、组分分布、生料分解过程以及NOx生成的影响。结果表明，当氧气体积分数从21%增加至33%时，分解炉内的流场变化不大，整体呈现出良好的对称性；煤粉的着火和高温区域的位置提前，温度峰值逐渐升高，高温区域面积增加，最高温度从1562K升高至1657K。同时，由于氧气体积分数的增加，燃烧环境中的氧化性增强，促进了燃料型NOx的生成，出口NOx浓度逐渐升高，从205μL/L升高至230μL/L。此外，生料分解率由80.1%提升至84.2%，出口温度因生料分解吸热反应的增强，从1254K降低至1248K。当氧气体积分数在27%~33%范围内时，煤粉燃烧温度升高，生料分解率大幅提升。综合考虑煤粉燃烧、生料分解率、实际生产成本以及NOx排放等因素，O2/CO2气氛下建议选取30%的氧气体积分数。
水泥行业属于能源密集型行业，具有高CO2排放的特点，是我国实现碳减排目标的重要领域。根据国际能源署（IEA）的数据，2023年中国碳排放量为126亿吨，其中水泥行业排放的CO2量约占全国总量的9.6%。因此，减少二氧化碳的排放已经成为水泥行业急需解决的问题之一。CO2捕集、利用与封存（CCUS）技术是目前实现二氧化碳减排的关键技术，其在水泥工业的应用主要分为富氧燃烧技术和燃烧后碳捕集两种。其中，富氧燃烧技术因其经济性优势及显著的碳捕集效率，已成为水泥行业实现减排目标的重要途径。该技术通过烟气再循环的方式，将从空气中分离获得的O2与烟气中的CO2混合，作为氧化剂替代传统燃烧过程中的空气，燃烧后产生的烟气主要由CO2和H2O(g)构成，且CO2浓度较高，从而可以显著降低与CO2分离相关的成本和能耗。此外，富氧燃烧技术能够显著降低水泥窑炉中氮氧化物的生成量，有助于实现低NOx排放。
目前，研究者针对煤粉在O2/CO2气氛下的燃烧特性进行了较多的实验研究。Ma等对混合煤在O2/CO2气氛中燃烧进行了研究，发现氧气体积分数为21%时对低挥发性煤的燃烧和燃尽过程具有较强的抑制作用。应芝等对O2/CO2气氛下煤粉的燃烧性能进行了实验研究，发现随着O2体积分数的增大，煤粉的着火和燃尽温度降低，显著改善了煤粉的燃烧性能。葛学利等对煤粉的富氧燃烧特性进行了研究，发现随着氧气体积分数的增大，煤粉颗粒的燃尽率增大，当氧气体积分数达到26%~29%时，富氧燃烧和空气气氛下的温度变化趋势基本一致。
计算流体力学（CFD）数值模拟技术省时省力，已经逐渐成为研究水泥分解炉的主要方式。潘赓等在氧体积分数为30%的条件下对KDS型预分解炉进行了CFD模拟，发现富氧气氛下煤粉的燃尽率和生料分解率都得到了明显改善。Wang等对TTF型分解炉内煤与煤矸石混合物在不同富氧气氛下的燃烧特性进行了研究，发现提高O2浓度可以加快燃料的燃烧速度。综上所述，虽然已有学者对水泥分解炉内煤粉富氧燃烧和生料分解特性进行了研究，但大多集中在O2/N2气氛下，对O2/CO2气氛下分解炉富氧燃烧特性的研究相对较少。O2/CO2燃烧技术在提升燃烧效率、减少氮氧化物排放和CO2捕集等方面具有潜在优势。因此，深入探究不同O2/CO2气氛下煤粉燃烧和生料分解过程，对实现水泥工业节能减排与工艺优化具有重要意义。
本文在对21% O2/79% CO2气氛下分解炉内煤粉燃烧及生料分解特性的分析基础之上，采用CFD数值模拟的方法对不同O2/CO2气氛下水泥分解炉内煤粉的富氧燃烧特性及生料分解过程进行了研究。详细分析了分解炉内流场和温度场分布、组分的变化、生料分解率以及NOx生成情况，为水泥分解炉富氧燃烧技术的优化提供了理论参考依据。
选取TTF型分解炉作为研究对象，该分解炉具有两缩口、三喷腾的结构特征，炉高45.88m，最大直径7.1m，其几何结构如图1(a)所示。4个生料管分两层布置，第一层位于下柱体的中部，第二层位于炉体第二段柱体的底部，两层均呈对称分布。三次风管设置于炉体下部圆锥体上方，呈对称分布。煤粉燃烧器对称分布于三次风入口上方0.7m处，共4个。
图1(b)所示为分解炉的网格划分情况。本研究采用多面体网格的划分方式。为了更准确地模拟分解炉煤粉燃烧器附近区域温度和组分等特性，对分解炉前23m和所有进出口区域都进行网格加密处理。网格的最小正交质量为0.71，最大纵横比为8.97，网格质量较高，可以满足计算要求。
气相湍流模型选用Realizable k-ε模型。分解炉内的燃料燃烧及生料分解反应采用有限速率/涡耗散模型（finite rate/eddy-dissipation）进行计算。两步竞争速率（two-competing-rates）模型用于描述挥发分的释放和燃烧，反应方程为R1、R2，焦炭的燃烧过程采用多表面反应模型，反应方程为R3~R5，生料的分解反应方程为R6，具体反应方程式见表1，反应动力学参数见表2。煤粉颗粒的运动轨迹通过离散相模型（DPM）耦合随机轨道模型进行模拟。分解炉内的辐射传热过程采用P1模型模拟，选择灰气体加权平均（WSGGM）模型描述气体吸收系数。在分解炉煤粉燃烧过程中，NOx的生成主要来源于热力型与燃料型两种途径，快速型NOx所占比例较小，因此数值模拟过程中仅考虑热力型NOx和燃料型NOx。采用概率密度函数（PDF）模型模拟氮氧化物形成过程中的湍流交互作用，对于燃料型NOx，挥发分N的中间体为90% HCN和10% NH3，焦炭N的中间体为NO。生料分解率的计算如式(1)所示。
式中，CaCO3 inlet是CaCO3在入口处的质量流量，kg/s；CaCO3 outlet是CaCO3在出口处的质量流量，kg/s。
分解炉的出口设置为压力出口边界条件，出口压力设为-1200Pa，壁面设为绝热壁面。O2/CO2气氛下烟气进口气体中各组分体积分数分别为94.5% CO2、2.5% O2和3% H2O，煤粉总质量流量为4.8kg/s，送煤风的速度为24m/s，模拟的具体边界条件设置参数见表3。煤粉样品的元素分析和工业分析结果见表4，生料的组成成分见表5。
目前关于分解炉的富氧燃烧的研究主要是对三次风进行富氧处理，三次风是分解炉内燃料燃烧所需氧化剂的主要来源，其氧含量直接影响煤粉的燃烧效率，对三次风进行富氧处理，可以显著提高分解炉内的氧气体积分数，促进煤粉充分燃烧，有助于提高生料分解率和炉内温度。因此，本文对三次风进行富氧处理，为了保证炉内的总氧量不变，通过降低三次风速度来提高进入炉内的O2体积分数，其余参数则保持不变。模拟工况见表6。
使用有限体积法将连续相控制方程离散，并使用稳态下的压力基求解器作为求解方法。采用压力与速度耦合的SIMPLE算法，设置较低的松弛因子，压强采用Standard格式离散，其余参数选用二阶迎风离散格式处理。数值计算过程中，设定收敛标准为能量方程和辐射方程的残差小于10-6，其余方程的残差小于10-3。
为了保证计算结果与网格数量的无关性，本文选取了5种不同数量的网格，对分解炉出口的平均温度进行了网格敏感性分析，如图2所示。由图可以看出，随着网格数的增加，分解炉出口温度逐渐升高并趋于稳定。当网格数量超过86万后，温度变化较小且在误差允许范围内。为了在保证模拟精度的同时降低计算量，本研究选取867743网格数开展数值模拟计算。
为了验证模型的可靠性，将仿真结果与实测数据进行了对比，见表7。实测结果为21% O2/79% CO2气氛下的数值模拟结果，出口温度、生料分解率及CO2体积分数均来自水泥工厂的实际测量值。由表7可以看出，所有参数的相对误差均小于10%，在工程允许范围内，表明本文所选模型和方法可靠。
图3所示为不同O2/CO2气氛下分解炉在X=0截面的速度云图。由图可以看出，分解炉的速度场沿高度方向呈对称分布，富氧燃烧并未显著改变炉内流场分布形状，5种工况的差异主要体现在三次风的进口区域及缩口处。这主要是由于为保持进入炉内的总氧量不变，当O2体积分数逐渐增加时，三次风速逐渐减小，导致缩口处的加速效应相应减弱，从而使得出口处的速度逐减降低。此外，缩口加速效应有助于物料充分混合，提高煤粉燃尽率的同时加快生料分解速率。
图4所示为不同O2/CO2气氛下沿分解炉高度方向的截面平均速度分布。由图可以看出，5种不同工况下炉内的速度分布均呈现出相同的变化趋势。气流从底部进入分解炉后，由于炉内截面积的增大，速度急剧减小。随着三次风的进入以及气流向上运动，烟气逐渐向中心区域聚集，速度显著增加。当气流到达分解炉出口时，由于缩口加速效应，速度再次急剧增大。
图5所示为不同O2/CO2气氛下分解炉在Y=0截面温度云图。由图可以看出，在5种不同工况下，炉内温度分布总体相似，温度峰值均位于靠近煤粉燃烧器上部的区域，高温燃烧区主要集中在炉体10~16m高度范围内。随着氧气体积分数的增加，炉内的最高温度逐渐升高，高温区域不断扩大。这主要是由于高体积分数O2进入分解炉后，加速了煤粉的燃烧，使其燃烧特性变好，从而导致温度升高。Zhang等采用数值模拟的方法研究了不同O2、CO2比例下分解炉内的全氧燃烧特性，发现随着氧气体积分数的增加，最高温度上升，局部高温区面积变大，这与本文的研究结果相符合。
图6所示为不同O2、CO2比气氛下沿分解炉高度方向的截面平均温度分布。由图可以看出，5种工况下炉内温度沿高度方向均呈现出O2体积分数越高、出口温度越低的趋势。这主要是由于随着氧气体积分数的增加，炉内温度升高，CaCO3的分解速率加快，吸收的热量也随之增加，最终导致出口温度逐渐降低。此外，当O2体积分数在21%~24%范围内时，炉内最高温度的升高速度相对缓慢；当氧气体积分数超过24%后，最高温度显著上升。对比O2体积分数为30%和33%时的平均温度可以看出，两者温度变化幅度较小，这表明当O2体积分数提升至一定水平后，燃烧已基本处于理想状态，继续提高O2体积分数对于燃烧效率的提升作用有限，且会增加额外成本。
图7所示为不同O2/CO2气氛下沿分解炉高度方向的截面平均O2体积分数分布。由图7可以看出，O2体积分数的变化主要可以分为四个阶段：第一阶段位于0~8m处，此阶段由于三次风以及送煤风的进入，O2体积分数上升，在8m高度处达到了最大值；第二阶段位于8~18m处，煤粉燃烧消耗了大量O2，导致该区域O2体积分数急剧下降；第三阶段位于18~25m处，煤粉燃烧速率降低，O2消耗量变少，炉内O2体积分数缓慢升高；第四阶段位于25m至出口处，此时煤粉燃烧及焦炭已反应完全，O2体积分数趋于稳定。此外，5种不同工况下分解炉出口O2体积分数随着氧含量的增加逐渐上升，主要是由于随着氧气体积分数的提高，三次风速度减小，炉内的总烟气量相应减少，煤粉完全燃烧所需的氧气量相对恒定，因此出口处的O2体积分数逐渐上升。
图8所示为不同O2/CO2气氛下沿分解炉高度方向的截面平均CO体积分数分布。由图8可以看出，随着氧气体积分数的增加，煤粉燃烧产生的CO体积分数呈现出先增加后下降的趋势。CO的体积分数峰值位于高温区域内，该区域内炉内的温度较高，使得炭的气化反应速率增加，CO生成速率加快。与O2体积分数为21%的工况相比，当O2体积分数为33%时，CO的最大体积分数升高了约38.7%。
图9所示为不同O2/CO2气氛下沿分解炉高度方向的截面平均CO2体积分数分布。分解炉内的CO2体积分数受煤粉燃烧和生料分解速率的共同影响。由图9可以看出，沿高度方向10~16m的高温区域内煤粉燃烧生成大量CO2，使得此区域的CO2体积分数显著上升；在20m高度处，由于生料的进入，局部CO2体积分数下降；随后，生料分解产生大量CO2，CO2含量逐步上升并在出口处趋于稳定。分解炉出口的CO2体积分数随O2体积分数的增加而逐渐降低。其原因在于高O2体积分数条件下，炉内煤粉燃烧温度上升，促进了CaCO3的分解，从而在一定程度上增加了CO2生成量；但是随着氧气体积分数的增加，三次风总风量减少，同时进入炉内的CO2含量逐渐降低，从而导致分解炉出口处CO2的体积分数逐渐下降。
图10所示为不同O2/CO2气氛下分解炉X=0截面的CaCO3质量分数云图。由于高CO2气氛显著影响CaCO3的分解动力学参数，炉内的CO2分压增大，生料分解率相比空气气氛大幅下降。由图10可以看出，在5种不同工况下，CaCO3质量分数的分布规律相似，即靠近两个生料入口的区域CaCO3的质量分数较高，这是因为此区域生料刚进入炉内，尚未完全受热分解。在氧气体积分数从21%增加到33%的过程中，炉内燃烧温度升高，高温区域内CaCO3质量分数逐渐降低，这一变化趋势与温度云图中的温度分布相吻合，表明提高氧气浓度能够有效促进CaCO3的分解。此外，随着氧气体积分数的增加，出口处的CaCO3质量分数逐渐下降，这主要是因为CaCO3的分解过程不仅受温度的影响，还受CO2分压的影响。由于氧气体积分数的升高，炉内的CO2分压相应降低，反应时间逐渐缩短，生料分解率升高，因此出口处的CaCO3含量降低。
图10 分解炉X=0截面的CaCO3质量分数分布云图
图11所示为不同O2/CO2气氛下分解炉X=0截面的CaO质量分数分布云图。图12为不同O2/CO2气氛下沿分解炉高度方向的截面平均CaO质量分数分布。由图可以看出，各工况下CaO质量分数分布总体呈现高度相似的特征，即在高度方向上先迅速升高，随后逐渐趋于平缓，并最终在出口处达到最大值。其中，沿高度方向的10~20m区域内CaO生成速率尤为显著，表明高温区域对生料分解具有明显的促进作用。而在20m高度以上的区域，高温促进效应减弱，生料的分解速率则相对平缓。在5种工况下，随着O2体积分数的增加，分解炉生料管上方温度逐渐升高，进一步促进了CaCO3的分解，使得CaO在分解炉出口处的质量分数逐渐增加。
图12 分解炉沿高度方向的截面平均CaO质量分数分布
图13所示为生料分解率随O2体积分数变化。由图可以看出，5种工况下CaCO3分解率随着氧气体积分数的增加逐渐增大，分解率分别为80.7%、81.1%、82.1%、82.9%、84.1%。值得注意的是，与21% O2工况相比，当氧气体积分数升至33%时，CaCO3分解率提高了约3.4%。
图14所示为不同O2/CO2气氛下分解炉X=0截面的NOx浓度分布云图。在富氧气氛下，底部烟气进口进入的NOx中仅包含回转窑内煤粉燃烧生成的燃料型NOx和少量的热力型NOx。因此，分解炉内的初始NOx浓度相比于空气气氛显著降低。由图14可以看出，在不同的O2体积分数下，NOx的分布趋势基本一致。由于烟气中携带部分来自回转窑的NOx，因此分解炉烟气入口位置的NOx浓度最高。随后，在10~16m的主燃烧区域内，由于燃料的剧烈燃烧，NOx浓度迅速上升，形成与主燃烧区域相对应的高浓度分布特征。由于在O2/CO2气氛下几乎没有热力型NOx的生成，5种工况下出口处NOx浓度显著降低。
图15所示为不同O2/CO2气氛下沿分解炉高度方向的截面平均NOx浓度。由图可以看出，5种工况下NOx浓度整体变化趋势基本一致，即先下降，随后急剧上升，再略有下降，最后逐渐上升并趋于稳定。窑尾烟气携带的NOx进入分解炉后，由于三次风的稀释作用，其浓度显著降低。在10~16m的高度区域，煤粉燃烧释放的挥发分与O2发生反应生成热力型NOx和燃料型NOx，NOx浓度显著上升。在20m高度处，由于生料的加入，NOx浓度略有下降，随后由于煤粉的持续燃烧，生成了部分燃料型NOx，导致NO浓度再次小幅上升，直至出口处趋于稳定。整体上来看，NOx浓度的分布与温度分布一致，高温区域的NOx浓度相对较高。此外，随着O2体积分数的增加，分解炉出口的NOx浓度由205μL/L升高至230μL/L。其主要原因在于富氧燃烧条件下，提高O2体积分数会显著促进燃料氮向NO转化，导致烟气中NOx排放量增加。赵鹏飞采用数值模拟的方法研究了O2体积分数对分解炉内煤粉燃烧及NOx分布的影响，其研究结果与本文相符合。综上所述，从控制水泥分解炉NOx生成量的角度出发，建议氧气体积分数不超过30%。
本文对TTF型分解炉在O2/CO2气氛下进行了数值模拟，研究了不同O2体积分数对分解炉内流场、温度场、组分场、生料分解和NOx分布的影响。
（1）不同氧气体积分数下分解炉内流场分布形状无明显变化，缩口加速效应有助于物料充分混合，提高煤粉燃尽率的同时加快了生料分解速率。
（2）随着氧气体积分数的增加，炉内的最高温度逐渐升高，高温区域不断扩大，煤粉的燃尽时间缩短。综合考虑各种因素以及实际运行成本，建议氧气体积分数选取30%。
（3）高CO2气氛显著影响CaCO3的分解动力学参数，导致生料分解率相比空气气氛大幅下降。但随着O2体积分数的增加，炉内温度逐渐升高，生料分解率升高，当氧气体积分数增加至33%时，生料分解率提升了4%。
（4）炉内相对纯净的CO2气氛大大减少了氮氧化物的形成，分解炉内的NOx生成量随着氧气体积分数的升高而逐渐增加，出口NOx浓度由205μL/L升高至230μL/L，升高了约12%。
第一作者：李兰，硕士研究生，研究方向为分解炉富氧燃烧模拟仿真。
通信作者：徐贵玲，博士，副教授，研究方向为多相流与燃烧模拟仿真。
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