粉漿氣化爐內(nèi)流場分布數(shù)值模擬研究

劉 剛，付偉賢，陳 峰，高 明，劉 健

(新奧科技發(fā)展有限公司煤基低碳能源國家重點實驗室 河北廊坊 065001)

粉漿耦合氣化技術(shù)是指在氣化爐內(nèi)同時噴入煤粉和水煤漿，通過調(diào)節(jié)粉漿投料比例和爐側(cè)噴嘴的入射角度改變爐內(nèi)氣固流動情況及反應(yīng)結(jié)果，實現(xiàn)煤粉和煤漿的高效共氣化。與水煤漿氣化技術(shù)相比，該氣化技術(shù)的煤種適應(yīng)性更加廣泛，單位產(chǎn)品原料煤耗、氧耗下降，有效氣含量增加；與常規(guī)粉煤氣化技術(shù)相比，可采用自有粉煤高壓密相輸送技術(shù)，可將氣化壓力提高至6.5 MPa。

如圖1所示，粉漿耦合氣化技術(shù)的特征爐型之一是在氣化爐頂部設(shè)置煤粉噴嘴，并在距離頂部噴嘴一定位置的平面上設(shè)置4只水煤漿噴嘴，通過調(diào)節(jié)爐側(cè)噴嘴的入射角度改變爐內(nèi)氣固流動情況及反應(yīng)效果。

圖1 粉漿氣化爐結(jié)構(gòu)示意

為了深入分析粉漿耦合氣化撞擊流動的流場特性，采用商業(yè)CFD計算軟件FLUENT并結(jié)合用戶自定義函數(shù)(UDF)對粉漿氣化爐進行數(shù)值模擬，詳細分析改變爐側(cè)噴嘴入射角度對其氣化性能的影響。

1 數(shù)值模型

1.1 邊界條件

為了便于計算，選取1/4氣化爐進行計算，吳玉新等[1]已證實該方法的可靠性。粉漿氣化爐主要邊界見圖2，邊界條件設(shè)置匯總見表1。

1.2 燃料性質(zhì)

入爐煤的工業(yè)分析和元素分析如表2所示(質(zhì)量分數(shù))，入爐水煤漿質(zhì)量分數(shù)為60%。煤粉粒徑采用均一粒徑分布，統(tǒng)一為7.510-5m。

圖2 粉漿氣化爐主要邊界

表1 邊界條件設(shè)置匯總

項目邊界熱邊界條件顆粒邊界條件煤粉通道入口質(zhì)量入口300 K逃逸水煤漿入口質(zhì)量入口300 K逃逸噴嘴壁面壁面300 K反彈拱頂壁面絕熱反彈側(cè)壁面壁面絕熱反彈收縮段壁面絕熱捕捉出口段壁面絕熱捕捉出口壓力出口逃逸

表2 入爐煤工業(yè)分析及元素分析(干燥基)

%

1.3 數(shù)學(xué)模型

氣化爐內(nèi)顆粒相與氣相相互作用，發(fā)生復(fù)雜的物理變化和化學(xué)反應(yīng)，主要包括顆粒脫揮發(fā)分、焦炭燃燒及均相氣體的燃燒與反應(yīng)。

1.3.1 顆粒脫揮發(fā)分模型

為簡化起見，模擬中的煤顆粒脫揮發(fā)分過程采用單步模型，如式(1)所示：

(1)

式中：mp——顆粒質(zhì)量，kg；

mpc——顆粒中除揮發(fā)分以外物質(zhì)的質(zhì)量，kg；

t——時間，s；

Tp——顆粒溫度，K；

Av——單步脫揮發(fā)分速率的指前因子，其值[2]為21 000，s-1；

Ev——單步脫揮發(fā)分的活化能，其值[2]為3.28107，J/kmol。

1.3.2 焦炭異相反應(yīng)

根據(jù)Smith[3]的研究工作，可假定在加壓條件下，焦炭異相氣化反應(yīng)受氣體內(nèi)、外擴散過程和焦炭的本征反應(yīng)共同控制，且氣體擴散和焦炭顆粒的本征反應(yīng)過程并不相互關(guān)聯(lián)。焦炭顆粒與某種氣體i的異相反應(yīng)速率可按式(2)計算：

(2)

式中：Ri——單位表面積的焦炭顆粒與氣體i的反應(yīng)速率，kg/(m2·s)；

Ri,d——擴散控制的速率，kg/(m2·s)；

Ri,k——本征控制的速率，kg/(m2·s)。

由于氣化爐是在壓力條件下運行的，故在計算本征反應(yīng)和擴散反應(yīng)時，均需考慮壓力的影響。模型中通常采用壓力n次方經(jīng)驗公式來計入壓力的影響，Ri,d和Ri,k分別按(3)和式(4)進行計算：

(3)

(4)

式中：Ci——氣體i擴散控制常數(shù)，假定各氣化反應(yīng)擴散控制常數(shù)均為410-14，s/K0.75；

T∞——氣體溫度，K；

dp——顆粒粒徑，m；

Ai——焦炭與氣體i本征反應(yīng)的指前因子，kg/(m2·s·Pan)；

Ei——焦炭與氣體i本征反應(yīng)的活化能,J/kmol；

R——氣體常數(shù)，取值8.314， kJ/ kmol；

Pi——氣體i的分壓，Pa；

n——反應(yīng)級數(shù)。

焦炭與O2、CO2、H2O和H2反應(yīng)的活化能和指前因子以及反應(yīng)級數(shù)的值根據(jù)文獻報道及計算經(jīng)驗共同確定，如表3所示。

表3 焦炭與O2、CO2、H2O和H2反應(yīng)的A、E和n的值

1.4 模型驗證

為驗證模型的準確度，以1 500 t/d投煤量的四噴嘴對置式氣化爐為模擬對象，采用相同的設(shè)計煤種模擬計算氣化爐內(nèi)流場分布和出口氣體組成情況，模擬計算結(jié)果與現(xiàn)場運行數(shù)據(jù)對比如表4所示。

表4 模擬計算結(jié)果與現(xiàn)場運行數(shù)據(jù)對比

項目碳轉(zhuǎn)化率/%有效氣量/(m3·h-1,標態(tài))比氧耗/(m3,標態(tài))有效氣體體積分數(shù)/%COH2CO+H2出口溫度/℃運行數(shù)據(jù)98101 46037735.345.580.81 250模擬計算結(jié)果96.3100 18038834.645.780.31 225

從表4可看出，模擬計算得到的碳轉(zhuǎn)化率、有效氣組分、比氧耗等指標與運行數(shù)據(jù)基本吻合，出口溫度偏低25 ℃，各指標誤差率均低于5%，說明模型準確可靠。

1.5 計算工況

粉漿氣化爐數(shù)值模擬工況如表5所示。

2 模擬結(jié)果

2.1 入射角度對流場的影響

從圖3可以得到不同入射角度下氣化爐頂部射流與橫向沖擊射流間的相互作用程度，即回流區(qū)的變化。當入射角度小于45°時，導(dǎo)致下游回流區(qū)域明顯變大，產(chǎn)生了復(fù)雜的渦結(jié)構(gòu)。事實上，在入射角度為30°、45°和60°的條件下，由于橫向射流具有較強烈的卷吸作用，都在下游處很大的范圍內(nèi)形成了回流區(qū)，從而破壞了下游本該形成的平推流區(qū)域。特別是當入射角度為30°時，不僅破壞了下游本該形成的平推流區(qū)域，而且破壞了撞擊區(qū)，4股來流并不能實現(xiàn)高速撞擊，失去了撞擊區(qū)內(nèi)各種物質(zhì)的反應(yīng)過程，降低了氣化爐著火的穩(wěn)定性。另外，太小的入射角度容易使壁面受到較大的沖擊，故入射角度不宜小于45°。

表5 粉漿氣化爐數(shù)值模擬工況

項目氣化爐總投煤量/(t·d-1)粉漿投料比折合煤漿質(zhì)量分數(shù)/%入射角/(°)工況01 5000∶1 50060.0090工況11 500200∶1 30063.3830～90工況21 500400∶1 10067.1630～90工況31 500600∶90071.4330～90

a=60°a=45° a=30°圖3 不同入射角度下的速度(m/s)云圖

2.2 入射角度對溫度場的影響

從圖4可以看出，在其他條件相同的情況下，入射角度對出口合成氣的溫度影響不大。當入射角度分別為90°、60°和45°時，粗煤氣的溫度分別為1 780 K、1 722 K和1 743 K。在入射角度為60°和45°時，氣化爐爐側(cè)噴嘴上游局部壁面的溫度都達到了2 000 K，高溫區(qū)集中于氣化爐上部，而在爐側(cè)噴嘴下游溫度大幅降低，這樣可以提高氣化爐的緊湊性，降低氣化爐高度，但是對氣化爐上半部分的耐火材料提出了較高的要求。

a=90° a=60° a=45°圖4 不同入射角度下工況3的熱態(tài)溫度場(K)

2.3 入射角度對氣化性能的影響

不同工況下氣化爐氣體出口處溫度、氣體主要組分分布以及顆粒停留時間對比如表6所示。工況1、工況2和工況3的碳轉(zhuǎn)化率都較高，顆粒停留時間相差不大。相比較而言，入射角度為45°和60°時的顆粒停留時間較入射角度為90°時長，碳轉(zhuǎn)化率提高，合成氣組分更好?？偟膩碚f，當入射角度為45°和60°時的氣化性能差別不大，但考慮到不同入射角度對溫度的分布影響，認為入射角度60°是最優(yōu)方式。

從表6對比結(jié)果可看出，氣化效果是工況3>工況2>工況1。工況1、工況2和工況3的投煤量和耗氧量都是一樣的，不同的是煤粉與水煤漿的比例，當水煤漿所占比例增大時，水煤漿中水的吸熱作用增大，降低了氣化效率。因此，在實際操作過程中，在條件允許時，應(yīng)盡量提高頂部煤粉的投入量，對于提高氣化性能具有不可忽視的作用。

表6 不同工況下氣化爐主要出口參數(shù)及顆粒停留時間對比

項目折合煤漿質(zhì)量分數(shù)/%入射角度/(°)出口溫度/K體積分數(shù)/%COH2碳轉(zhuǎn)化率/%停留時間/s冷煤氣效率/%比氧耗/(m3,標態(tài))比煤耗/t工況060.00901 61035.230.798.56.478.25348.60543.41工況163.38901 64638.929.198.66.378.55347.20541.23601 61840.230.098.76.880.17340.17530.26451 62040.930.299.17.180.50338.77528.08工況267.16901 68045.928.998.86.082.67329.79514.08601 70245.829.998.46.584.66322.03502.00451 65946.029.698.96.784.26323.56504.38工況371.43901 69750.128.998.26.184.09324.14505.28601 71150.229.599.16.785.35319.37497.84451 70151.329.499.06.886.29315.90492.43

3 結(jié)語

通過對不同工況的數(shù)值模擬，詳細分析了氣化爐橫向撞擊噴嘴入射角度變化對氣化爐爐內(nèi)流場、溫度場以及氣化過程的影響，得到如下結(jié)論。

(1)采用頂部噴嘴干粉進料的粉漿氣化裝置是可行的，頂部噴嘴的射流對爐側(cè)噴嘴射流撞擊后向上的流股起到了一定的壓制作用，對氣化爐的運行是有利的，起到了保護拱頂不受高速氣流沖擊的作用。

(2)爐側(cè)噴嘴采用一定的角度入射能夠增強與頂部噴嘴射流的粉煤流股間的二次撞擊，在一定程度上加強了爐側(cè)噴嘴上游爐內(nèi)的混合過程，在氣化爐內(nèi)形成復(fù)雜的三維流動，延長了顆粒停留時間，但入射角度不宜小于45°。

(3)爐側(cè)噴嘴入射角度對出口合成氣的溫度影響不大。

(4)煤粉顆粒在氣化爐內(nèi)的平均停留時間為6～8 s。當爐側(cè)噴嘴入射角度減小時，顆粒停留時間延長，碳轉(zhuǎn)化率提高，合成氣組分更好，但入射角度不宜過小。

(5)經(jīng)綜合分析，入射角度60°是最優(yōu)方式。