氣化爐激冷室結構優(yōu)化及數(shù)值模擬

豆少剛， 文曉龍， 孫冬來， 段毅毅， 敖一龍

（1.甘肅藍科石化高新裝備股份有限公司， 甘肅 蘭州 730070；2.西安石油大學， 陜西 西安 710065）

我國石油和天然氣資源占比較少， 而煤炭資源較為豐富， 因此利用煤化工生產(chǎn)清潔能源來替代許多石油化工產(chǎn)品。 煤氣化技術是目前煤炭清潔、高效利用的重要手段，而氣流床氣化技術是煤炭氣化的關鍵技術之一［1］。

德士古氣化爐應用廣泛， 其采用了最為成熟的氣流床氣化技術，一般包含激冷室、破泡組件、降液管及下降管等結構［2］。在實際工業(yè)生產(chǎn)中，由于煤種、工況、負載變化等問題使得氣流床氣化爐激冷室液位難以從低水平到高水平變化， 導致合成氣帶液嚴重，影響氣化爐的穩(wěn)定性，也對下游的生產(chǎn)設備以及單元操作產(chǎn)生影響。 氣化爐合成氣帶液存在諸多危害［3-4］：①激冷室液池水位下降，影響正常生產(chǎn)。②激冷室出現(xiàn)帶液情況時，合成氣中攜帶的灰渣會隨著氣體一同進入洗滌塔中，使洗滌塔內(nèi)的水質(zhì)變差，不利于合成氣的凈化。洗滌塔內(nèi)水質(zhì)變差也會影響激冷環(huán)中的水質(zhì)， 當激冷水經(jīng)過激冷環(huán)時，會導致激冷環(huán)結垢。③合成氣帶液會造成洗滌塔液面升高，操作失去穩(wěn)定性。④合成氣帶液使流向閃蒸系統(tǒng)的黑水量減少， 相應的灰渣增多，堵塞閃蒸系統(tǒng)管路，影響其正常運行。

為改善合成氣帶液現(xiàn)象， 筆者對氣化爐激冷室進行了結構改進， 并采用Fluent 流體仿真軟件， 在冷態(tài)工況下對激冷室內(nèi)流動過程進行數(shù)值仿真模擬。

1 氣化爐激冷室數(shù)值模擬模型

1.1 物理模型

采用的氣化爐激冷室物理模型見圖1。

圖1 氣化爐激冷室物理模型

氣化爐激冷室操作壓力4.5 MPa，出口壓力5 MPa。 激冷室內(nèi)液位高度h=6.1 m， 下降管直徑d=1.2 m、 高 度8 m。 激 冷 室 直 徑4.2 m、 高 度L=13.6 m。激冷室內(nèi)介質(zhì)為冷卻水和合成氣，冷卻水的密度為854.2 kg/m3、溫度210 ℃、動力黏度1.252×10-3Pa·s，表面張力0.072 N/m。 合成氣的密度為8.792 kg/m3、動力黏度為6.089×10-5Pa·s。

當合成氣流速過小時， 不滿足目前的工程實際要求，而合成氣流速過大時，達到充分發(fā)展狀態(tài)時較為耗時，需要更多的計算資源。 因此，在考慮外擴結構對流場的影響之前， 需要確定合適的合成氣流速。

經(jīng)前期試驗模擬并結合工程實際發(fā)現(xiàn)， 當合成氣流速為10 m/s 時，流體能在較短時間內(nèi)達到穩(wěn)定流動狀態(tài)，此流速既符合實際，也能節(jié)約計算資源。 因此，在數(shù)值模擬中選取10 m/s 作為下降管入口合成氣的流速。

1.2 VOF 數(shù) 學 模 型［5］

1.2.1 流體體積函數(shù)方程

為了計算流體內(nèi)部的運動界面， 將流體體積函數(shù)f 定義為有限體積內(nèi)水的體積分數(shù)， 用f 的值對氣水的交界面進行模擬。 流體體積函數(shù)的特征用下式表示：

式中，x、y、z 為空間坐標位置；t 為時間，s。 當f=1時，該計算網(wǎng)格內(nèi)充滿水；當0＜f＜1 時，該計算網(wǎng)格內(nèi)含有分界面；當f=0 時，該計算網(wǎng)格內(nèi)充滿水。

1.2.2 基本控制方程

（1）連續(xù)性方程 在VOF 模型中，可以追蹤相與相之間的界面，對于q 相，有下式成立：

在本文的氣液兩相流動中， 每個單元混合流體的密度ρ 為：

式 中，ρ1為 合 成 氣 密 度，ρ2為 冷 卻 水 密 度，kg/m3；α2為冷卻水體積分數(shù)。

（2）動量守恒方程 動量守恒方程表示為：

式（8）～式（11）中，p＇為混合流體的壓力，Pa；τ 為黏性力，F(xiàn)bx、Fby、Fbz分別為x、y、z 方向的體積力，N； ɡ→為重力加速度，gx、gy、gz分別為x、y、z 方向的重力加速度，m/s2；μ 為混合流體的動力黏度，Pa·s。

（3）RNG k-ε 方程 采用基于重整化群理論［7］， 從非穩(wěn)態(tài)Navier-Stokes 方程推導出的RNG k-ε 湍流模型對氣化爐激冷室中的流動過程進行模擬。 湍動能k 輸送方程和湍動能耗散率ε方程分別為式（12）和式（13）。

式（12）～式（15）中，k 為 湍 動 能，ε 為 湍 能 耗 散率；u 為平均速度分量，ui為脈動速度分量，m/s；αk、αε分別為k 和ε 有效普朗特數(shù)的倒數(shù)， 在高雷諾數(shù)極限下，αk=αε≈1.393； μeff為湍流動力黏 度，Pa·s；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動能，Gk為由速度梯度引起的湍流動能；R 為ε 方程中的附加源項，代表平均應變率對ε 的影響；S 為應變率張量；常數(shù)C1δ=1.42、C2δ=1.68、η0=4.38、β=0.012、cμ=0.084 5。

將式（14）帶入式（13），合并后2 項并定義：

則式（13）可以更新為：

RNG k-ε 模型優(yōu)化了模擬方程， 對湍流的耗散進行了優(yōu)化，包含了主流的時均應變率，考慮了各相的異性效率，改善了分離、流體回流以及沖擊等復雜的紊流模型［8-11］。

2 氣化爐激冷室數(shù)值模擬求解方法及假設

運用有限容積法對激冷室模型進行計算，將進口邊界設置為速度入口， 出口邊界設置為壓力出口，壁面設置保持默認。對控制方程的離散采用具有二階精度的迎風格式［8，12-15］，對壓力和速度的耦合采用壓力穩(wěn)式算子分割算法［16-17］，壓力項離散采用體積力方法， 氣相的入口速度方向均與重力方向一致。

為簡化計算， 對工況進行一些假設［3，14-15，18］，①采用二維模型結構。②不考慮傳熱、傳質(zhì)以及輻射。③將冷卻水設定為不可壓縮流體。④忽略灰渣對激冷室的流場影響。 ⑤忽略下降管內(nèi)水膜對流動的影響。

3 氣化爐激冷室數(shù)值模擬模型的驗證

為了驗證模型的合理性，與文獻［19］中的冷態(tài)實驗進行了對比?；谇笆黾だ涫覕?shù)學模型、物理模型及假設，對已經(jīng)劃分好網(wǎng)格（95 984 個四邊形單元格） 的激冷室進行下降管入口合成氣速度為5 m/s 時的模擬計算，并與文獻［19］中下降管合成氣入口速度為5.4 m/s 的結果進行比較。兩者截面液相體積分數(shù)與截面相對位置關系曲線對比見圖2。

圖2 激冷室截面液相體積分數(shù)模擬結果與文獻［19］結果對比

由圖2 所示的關系曲線可以看出， 液相體積分數(shù)模擬結果和文獻［19］結果的變化趨勢基本一致，在取樣截面距激冷室底部1～5 m 段，液相體積分數(shù)均為1 或接近1； 在取樣截面距激冷室底部5～7 m 段， 液相體積分數(shù)均呈大幅下降趨勢，且下降幅度均約為0.8； 在取樣截面距激冷室底部7～12 m 段， 液相體積分數(shù)均保持緩慢下降趨勢，體積分數(shù)均從0.2 左右下降到0。 2 組數(shù)據(jù)變化的趨勢存在一定的差異， 造成這一差異的主要原因是，模擬計算的數(shù)學模型、物理模型、假設及計算模型的形狀和尺寸與文獻［19］存在不同。 但2 組數(shù)據(jù)的總體變化趨勢和變化數(shù)值基本一致，說明模擬計算的網(wǎng)格數(shù)量和質(zhì)量能夠滿足本次仿真模擬的準確度要求。

4 氣化爐激冷室結構優(yōu)化及數(shù)值模擬分析

4.1 下降管出口結構優(yōu)化

4.1.1 外擴結構

對下降管出口結構進行優(yōu)化， 將豎直筒體改為喇叭形的外擴結構。 將下降管出口外擴結構開口角度α 分別設置為30°、45°和60°，探討外擴結構開口角度變化與圖3 所示激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)之間的關系。

圖3 下降管出口外擴結構角度不同的激冷室模型

4.1.2 結果分析

t=7.9 s 時下降管出口外擴結構開口角度不同的激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)分布云圖見圖4。 由圖4 所示的體積分數(shù)分布云圖可以看出， 隨著下降管出口外擴結構開口角度的不斷增大， 激冷室內(nèi)6 m 以上空間的液相體積分數(shù)不斷減小， 激冷室內(nèi)上部空間液相體積分數(shù)下降明顯， 表明外擴結構開口角度對合成氣帶液現(xiàn)象影響顯著。 隨著外擴結構開口角度的不斷增大， 合成氣帶液現(xiàn)象不斷得到改善。

切縫工序完成后，檢查滿足設計要求進行機械設備退場。若選擇柴油三輪車卷揚機和切縫機可一趟裝車拉走至下一施工區(qū)域。隨著卷揚機的位置方向調(diào)整還可幫助切縫機從渠坡拉至渠頂，減少了人工向上搬運的各項弊端和安全問題。

圖4 t=7.9 s 時下降管出口外擴結構開口角度不同的激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)分布云圖

t=7.9 s 時下降管出口外擴結構開口角度不同時激冷室上部合成氣攜帶的冷卻水體積分數(shù)曲線見圖5。 從圖5 可以看出，隨著取樣截面距激冷室底部距離的增大， 合成氣攜帶冷卻水體積分數(shù)呈上升趨勢。 在取樣截面距激冷室底部6.5～8.5 m 段，體積較大的液體在重力作用下率先滴落至冷卻水水域之中。 而在取樣截面距激冷室底部8.5 m 以上部分， 體積較小的液體因合成氣的高速流動作用被攜帶至激冷室的更高處， 因此呈現(xiàn)出激冷室下部液相體積分數(shù)較小而上部體積分數(shù)較大的趨勢。α 為30°和45°激冷室內(nèi)合成氣攜液量變化趨勢近似， 液相體積分數(shù)隨取樣截面距激冷室底部距離的增大先增大再減小， 在取樣截面距激冷室底部11.5 m 處達到最大值，分別約為0.05、0.047。α=60°激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)在取樣截面距激冷室底部9.5 m 處達到最大值， 約為0.038，除取樣截面距激冷室底部6.5 m 處和9～10 m 段，α=60°激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)均小于α為30°和45°激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)。

圖5 t=7.9 s 時下降管出口外擴結構開口角度不同的激冷室上部合成氣攜帶的液相體積分數(shù)曲線

4.2 增設破泡器

4.2.1 破泡器結構

為充分破除氣體中的泡沫， 在下降管外壁與激冷室內(nèi)壁之間增設圖6 所示的圓弧形環(huán)狀殼體破泡器，其上開設若干帶鋸齒的孔，使氣體在圓弧形環(huán)狀破泡組件圓心處沿軸向向四周充分擴散。氣體通過圓弧形環(huán)狀破泡器時， 泡沫被圓弧形環(huán)狀破泡圓孔通道上的鋸齒刺破， 從而減少合成氣帶液量。

圖6 圓弧形環(huán)狀殼體破泡器模型

破泡器與液面之間的距離對破泡效果有重要影響，通過計算分析，最終確定將第一組破泡器的高度設定為高于液面2 000 mm， 第二組破泡器的高度設定為高于液面3 500 mm， 下降管出口外擴結構角度選取60°。 增設破泡器的激冷室模型見圖7。

圖7 增設破泡器的激冷室模型

4.2.2 結果分析

t=10.7 s 時，下降管出口為豎直結構、外擴結構（α=60°）無破泡器以及外擴結構（α=60°）加破泡器的激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)分布云圖見圖8。 對比圖8a 和圖8b 可以明顯看出， 圖8b 中激冷室上部液相體積分數(shù)減小， 液滴和氣泡的體積也有所減小，冷卻水液面擾動變小很多，更有利于合成氣與冷卻水表面接觸達到降溫目的。 對比圖8b 和圖8c 可以看出， 無破泡器的激冷室內(nèi)冷卻水上部仍存在液滴和氣泡，且所占體積分數(shù)較大。而增設了破泡器的激冷室內(nèi)， 冷卻水上表面至第二層破泡器之間幾乎沒有液相， 并且破泡器上部的液滴和氣泡明顯減少， 說明破泡器起到了較為理想的破泡效果。

圖8 t=10.7 s 時不同結構激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)分布云圖

圖9 t=10.7 s 時不同結構激冷室上部合成氣攜帶的液相體積分數(shù)曲線

由圖9 可以看出，①與豎直結構激冷室相比，外擴結構無破泡器激冷室的液相體積分數(shù)在取樣截面距激冷室底部6.5～11.5 m 段大幅下降。 外擴結構無破泡器激冷室的液相體積分數(shù)平均為豎直結構激冷室液相體積分數(shù)的47.8%， 在取樣截面距激冷室底部6.5 m 處兩者差距最大， 前者僅為后者的7.6%。 ②比較外擴結構有、無破泡器激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)曲線發(fā)現(xiàn)，有、無破泡器時激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)均隨取樣截面距激冷室底部距離的增大呈現(xiàn)出增大趨勢， 但因破泡器起到了破泡效果， 有破泡器激冷室內(nèi)的整體液相體積分數(shù)比無破泡器激冷室的更低。 在取樣截面距激冷室底部11.5 m 處，有無破泡器激冷室液相體積分數(shù)均達到最大值，分別為0.026 9 和0.028 8。 在取樣截面距激冷室底部6.5～11.5 m 段， 有破泡器激冷室內(nèi)液相體積分數(shù)均小于無破泡器激冷室內(nèi)的液相體積分數(shù)。 在取樣截面距激冷室底部10.5 m 處，有破泡器激冷室內(nèi)的液相體積分數(shù)為0.015 8， 比無破泡器激冷室的液相體積分數(shù)0.025 1 減少了約37%。這充分說明增設破泡器可以刺破激冷室上部的液滴和氣泡， 達到減少合成氣帶液量的目的。

4.3 優(yōu)化結構特點

4.3.1 外擴結構

①外擴結構下降管出口擴大，合成氣流速減小，因而減小了合成氣的動量，減少對冷卻水液面的沖擊，使合成氣上升時帶走的液量減少。②下降管出口擴大，合成氣與冷卻水接觸面積增大，能充分吸收冷卻水的潛熱，更有利于合成氣降溫。③下降管外擴開口的外沿位于激冷室內(nèi)壁與下降管外壁之間的中心線上， 更有利于合成氣沿下降管中心線向四周均勻分散， 對合成氣降溫和減少帶液量都有明顯的改善作用。 ④隨著外擴結構開口角度的不斷增大， 合成氣與冷卻水接觸面積不斷增大， 能有效避免合成氣溢出水浴后沿下降管外壁豎直上升形成短路。

4.3.2 破泡器

①破泡器為圓弧形狀， 便于氣體沿圓弧向四周充分擴散。②可減少合成氣中的帶液量，有利于合成氣的凈化。 ③可刺破和阻擋合成氣中攜帶的液滴和氣泡， 進一步減少激冷室上部空間的含液量， 減小對汽化爐本體及合成氣后續(xù)提純分離相關設備的危害。

5 結語

對氣化爐冷卻段激冷室結構進行了優(yōu)化和仿真模擬， 改進后的結構能較好地改善合成氣帶液現(xiàn)象， 解決因激冷室液池水位下降無法在正常工況運行的問題，也可提高產(chǎn)品產(chǎn)量，延長設備穩(wěn)定運行時間和壽命。

受客觀條件的限制， 文中僅對激冷室二維模型進行了仿真研究， 結構改進效果有待進一步的現(xiàn)場試驗驗證。