多通道燒嘴水煤漿氣化過程數值模擬

張 崢

（西安石油大學，陜西 西安 710065）

在煤化工工業中，煤氣化裝置是整個煤化工企業的一個核心和關鍵裝置，燒嘴又是該裝置中最為重要的組成部分。所以水煤漿加壓氣化裝置長時間可靠安全的運行，對于煤炭資源型企業來說，無疑具有及其重要的意義[1]。水煤漿氣化工藝燃燒器是一種內、中、外三流混合霧化形式，氧氣是通過內、外兩通道進行運送，而水煤漿直接由中心通道運送，中心氧與煤漿在預混室預混后，再與外環氧混合霧化燃燒氣化。氣流床氣化過程的作用是將每個煤顆粒從氣流中分離出來，每個顆粒可以獨立地膨脹、軟化、燒盡和形成渣，與相鄰顆粒無關，工藝燒嘴在這一過程中起著決定性的作用[2]。參與氣化反應的主要元素之一是氧氣，同時在水煤漿霧化過程中起到了霧化器的作用。氧分為中心氧和外部環氧，分別通過各自的通道聚集到燒嘴噴頭部位。由流經中間管的水煤漿形成的中間環空，首先在燒嘴頭部室的小混合室中以一定角度與中心管的中心氧發生碰撞，實現預混合。中間噴嘴內腔和小噴嘴外輪廓組成的小混合室呈逐漸收縮的結構，在高速氧氣流動的沖擊、碰撞和搬運作用下，水煤漿與氧氣發生湍流混合[3]。最初被霧化的水煤漿在外環中被氧進一步分散，從而使氧和水煤漿充分混合，煤漿完全霧化。此過程即為水煤漿噴嘴霧化機理，對于該機理的認識和理解對噴嘴的使用和延遲具有理論意義和實際價值[4]。

1 霧化模型的建立

1.1 計算模型的建立

由于燒嘴結構利用高速氣體與水煤漿的碰撞射流，將水煤漿離散為小液滴，增大氧氣與煤漿的接觸面積，從而增加燃燒效率。目前的Fluent軟件提供兩種霧滴破碎模型：泰勒類比破碎模型(TAB)和波致破碎模型。射流穩定性是基于Reitz的理論公式[5]得到的，假定在初始穩定運動的基礎上有一無限小軸對稱表面位移:

式中，與增長率的實部(0)相聯系的圓頻率與波數(k=2π/λ)之間存在離散形式的函數關系ω=ω(k)。為了確定這種離散關系式，用三角級數解求解液體的線性化之后的水力學方程有：

式中，φ1，ψ1分別為速度勢和流函數；C1，C2為積分常數；I0，I1為第一類修正貝塞爾函數；L2=k2+w/ν1，ν1為液體運動黏度。液體壓力由方程的無黏部分計算而來，氣液兩相的線性化邊界條件為：

運動連續條件：

剪應力連續條件：

正應力連續條件：

得到液滴離散關系為：

在液體破碎霧化過程中，初始液滴直徑由上式射流離散關系得到。液滴破碎成小液滴后，其半徑a 通過假定破碎時的半徑r 與增長面波長得到，關系如下所示：

式中，B0為常數；Λ 為波長。初始液滴的變化率為：

式中，破碎時間表示為：

1.2 邊界條件的設置

本文采用商業軟件FLUENT 進行霧化計算，如圖1 所示，常用的同心三通道燒嘴結構包括內噴嘴（通道一）、環形水煤漿流道（通道二）和外環氧流道（通道三）。內噴嘴通常不與燒嘴出口對齊，形成水煤漿和氧氣的預混腔，外環氧流道主要用于水煤漿霧化。在燒嘴外部安裝有盤管或夾套換熱管，用于燒嘴的傳熱降溫。

本文中主要針對燒嘴內部水煤漿霧化效果，壁面沖蝕及外層換熱熱應力集中展開研究，因此，通過改變部分內部結構尺寸，進行計算結果評價。如圖2 所示為部分變化的幾何尺寸示意圖。其中L1為內噴嘴與水煤漿預混腔，L2為水煤漿和外氧環預混腔，L3為出口縮徑量，D1 為內噴嘴直徑，D2為水煤漿環形間隙，D3為外氧環空間隙。

圖1 水煤漿燒嘴幾何模型圖

圖2 水煤漿燒嘴內部結構變化參數示意圖

數值計算均采用速度入口和壓力出口邊界，湍流模型選擇k-ε 湍流模型，考慮介質流動換熱。針對燒嘴霧化計算，設置為液體水煤漿和氣體流動三個區域；針對煤粉沖蝕，設置為內外氣體區域，中心環水煤漿流動區域三區域；針對燒嘴外層換熱計算，設置為外層冷卻水、內層氣體和中心水煤漿三區域。為了減小計算量，采用中心對稱結構，換熱壁面采用傳熱模型。壁面均采用無滑移壁面，近壁面網格尺寸0.1mm，劃分結構網格，每章計算根據計算區域不同，網格數不同。計算采用SIMPLE 方法，迭代時間步精度0.001s，殘差小于 時認為計算收斂。

2 霧化計算結果

圖3 水煤漿內噴嘴射流霧化水煤漿計算網格圖

衡量水煤漿霧化效果，通常根據液滴的索泰爾直徑D32（Sauter mean diameter-SMD）表征。如圖3 所示為內噴嘴氣體射流和中心環水煤漿射流的計算網格。計算區域為沿軸線中心對稱結構，射流入口段長度400mm，霧化爐計算區域長度2000mm，四邊形結構化網格數273516，邊界層網格10 層，首層寬度0.1mm。氣體含氧99%，水煤漿參數如表1 所示，黏度500mPa·s，密度1200kg/m3。氣體入口流速50~150m/s，水煤漿流速5m/s。入口溫度20℃，爐內溫度1300℃。計算采用二階中心差分格式，SIMPLE 計算方法，時間精度0.001s，設置重力方向與水煤漿流動方向一致。

為了對比分析各因素對水煤漿霧化的影響，利用正交分析方法得到內外環氣體流速、中心環錐角和出口擋板長度對水煤漿霧化SMD 值的影響。表1 所示為四因素三水平正交表。其中選取內外氣體流速、中心水煤漿出口錐角和燒嘴出口擋板伸長量作為影響水煤漿霧化SMD 的主要因素，選取三種常用參數作為每種因素的水平值。

表1 四因素三水平L9（34）正交表

為了對比分析各因素對水煤漿霧化的影響，利用正交分析方法得到內外環氣體流速、中心環錐角和出口擋板長度對水煤漿霧化SMD 值的影響。選取四因素三水平正交分析，其中選取內外氣體流速、中心水煤漿出口錐角和燒嘴出口擋板伸長量作為影響水煤漿霧化SMD 的主要因素，選取四因素三水平正交分析三種常用參數作為每種因素的水平值。

將每種因素的三水平值排列組合得到正交方案，共9 組計算結果。計算每種因素每個水平對應的SMD 平均值K 和方差R，結果顯示對于A，B，C，D 四種因素對應的最優水平分別為A3，B1，C2，D3。其中，中心環錐角和外環氣體流速結果與前面幾節計算結果略有差異，說明考慮多因素影響時，各因素之間相互影響導致部分最優值與單因素時不同。根據方差計算結果，對于水煤漿霧化影響最大的是燒嘴出口擋板尺寸，其次為內噴嘴氣體流速；影響最小的是外環氣體流速。因此，從影響霧化的單因素考慮，增大內噴嘴氣體流速、中心環錐角、外環氣體流速、出口擋板長度都會減小SMD 值。但是，綜合考慮各因素的影響，得出增大內噴嘴氣體流速，減小中心環錐角，控制外環氣體與水煤漿的氣液比，同時增大擋板長度可以有效減小SMD 值。

3 結論

本文利用DPM 液滴運動及破裂模型，計算了內外環氣體流速、中心環錐角和出口擋板長度對水煤漿霧化的影響，討論了各因素的變化規律和共同作用下的最優區間，得出如下主要結論：

1）內噴嘴氣體流速和外環氣體流速的增加可以有效降低SMD 值，同時，單一的內噴嘴氣流對水煤漿霧化效果弱于含外環流道時的效果。在內外環氣體共同噴射下，水煤漿在預混腔內被氣流沖擊形成了初步液滴破碎，有助于最終霧化粒徑的減小。

2）當改變中心環水煤漿流道出口錐度時，增加了水煤漿射入中心氣流的角度，使煤粉液滴與氣流混合更為均勻，從而增加了霧化效果。當增加燒嘴節流擋板時，增大了氣液混合時間和內部湍流強度，同樣提高了霧化效果。

3）通過對多個因素共同作用下的水煤漿霧化SMD 值進行對比計算，得出了影響水煤漿霧化的最關鍵因素和最優值。