油渣經(jīng)噴嘴在加壓固定床熔渣氣化爐噴射效果數(shù)值模擬

徐春霞，董衛(wèi)果

(1.煤炭科學技術(shù)研究院有限公司 煤化工分院，北京 100013；2.煤基節(jié)能環(huán)保炭材料北京市重點實驗室，北京 100013；3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013)

0 引 言

煤直接液化是低階煤在高溫高壓下，借助供氫溶劑和催化劑，通過熱溶解、熱萃取、熱分解和加氫等物理化學過程，將大分子煤轉(zhuǎn)化成小分子油，并提高煤液化油的氫含量，脫除O、N、S等雜原子，生產(chǎn)潔凈液體燃料和化工原料的過程[1]。煤直接液化作為一種煤潔凈利用技術(shù)，對解決我國石油資源短缺、平衡能源結(jié)構(gòu)具有重要戰(zhàn)略意義[2]。煤直接液化產(chǎn)物經(jīng)固液分離，將液化油與未反應的煤有機質(zhì)、礦物質(zhì)和液化催化劑等固體分離，分離所得固體物稱為殘渣，因重質(zhì)油含量較高又稱油渣，油渣是煤直接液化的重要副產(chǎn)物，占液化進料原煤的20%～30%，其利用程度直接影響到煤直接液化工藝的經(jīng)濟性和污染物排放量[3-6]。煤直接液化殘渣的利用方式主要有氣化、燃燒和焦化等，煤直接液化工廠均需大量氫氣用于加氫反應，將油渣氣化進行氣化制氫，不僅可為煤直接液化工藝提供氫氣，還可消耗大量煤直接液化副產(chǎn)物油渣。液化殘渣加熱至軟化點后成流動的熔融狀態(tài)，可通過噴嘴直接噴入氣化爐進行氣化反應[7-9]。美國Texaco公司在20世紀80年代對H-Coal中試廠產(chǎn)生的液化殘渣進行氣化試驗，考察了液化殘渣經(jīng)制漿后采用水煤漿進料和在較高溫度下熔融液態(tài)殘渣直接噴入氣化爐進料2種不同進料方式下液化殘渣的氣化性能，研究發(fā)現(xiàn)2種進料方式下液化殘渣均具有較高的反應性，氣化煤氣中H2含量均較高，且熔融液態(tài)殘渣進料方式的CO含量和冷煤氣效率均高于殘渣水煤漿進料方式，證明了液化殘渣用于氣化制氫的可行性[4]。

李波[10]在加壓下對水煤漿氣化爐常用的三通道外混試噴嘴進行霧化試驗，并在冷態(tài)試驗的基礎(chǔ)上進行了數(shù)值模擬。吳玉新等[11]利用Fluent軟件對水煤漿氣化爐的三通道噴嘴和單通道噴嘴分別在不同射流情況下進行了氣相流場的數(shù)值模擬，得出噴嘴入口氣速比噴嘴結(jié)構(gòu)對氣化爐氣相流場的影響更大?？嫡衽d[12]針對現(xiàn)有水煤漿氣化噴嘴的不足，開發(fā)了一種新型的水煤漿氣化噴嘴，并對噴嘴進行了冷態(tài)試驗和數(shù)值模擬。與水煤漿氣化爐相比，固定床熔渣氣化爐使用塊煤氣化無需磨煤制漿，冷煤氣效率高，降低生產(chǎn)成本，目前鮮有油渣在固定床熔渣氣化爐噴射的模擬研究，本文利用ANSYS Fluent軟件，對熱態(tài)油渣在加壓下經(jīng)噴嘴噴射到固定床熔渣氣化爐內(nèi)的分散效果進行數(shù)值模擬，探索油渣在固定床熔渣氣化爐氣化的可行性，拓寬油渣的高效利用途徑，為利用固定床熔渣氣化爐將油渣與煤共氣化，生產(chǎn)清潔合成氣或燃氣提供數(shù)據(jù)支撐。

1 數(shù)值模擬基礎(chǔ)條件

數(shù)值模擬在工業(yè)級固定床熔渣氣化爐上進行，油渣噴嘴是氣化爐的關(guān)鍵設(shè)備，噴嘴采用雙通道結(jié)構(gòu)，噴嘴中心通道輸送油渣，環(huán)隙通道輸送氣化劑(用空氣代替)。氣化爐內(nèi)徑3.6 m，爐體總長11.80 m(不含渣池)，錐形渣池上部最大直徑3.6 m，渣池深度1.8 m；油渣從油渣噴嘴的中心通道(直徑50 mm)噴入氣化爐內(nèi)，空氣從油渣噴嘴環(huán)隙通道噴入氣化爐內(nèi)，環(huán)隙通道最大直徑為150 mm。噴嘴安裝位置離渣池上邊緣高度1.5 m，噴嘴的安裝傾角與豎直方向夾角為19°，油渣和氣化劑在噴嘴頭部的入射夾角為30°。為簡化模擬條件，探索熱態(tài)油渣經(jīng)噴嘴噴射進入固定床氣化的可行性，本文僅對熱態(tài)油渣在加壓下經(jīng)單噴嘴噴射到固定床熔渣氣化爐空床內(nèi)分散效果進行數(shù)值模擬。

2 數(shù)值模擬模型

使用ANSYS Fluent進行油渣的噴射效果模擬工作。為方便建立數(shù)值模擬模型，進行相應簡化，使用Solidworks建模，具體如圖1所示。

圖1 氣化爐結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic diagram of gasifier structure

氣化爐結(jié)構(gòu)采用ICEM進行網(wǎng)格劃分(圖2)，氣化噴嘴進入爐膛處網(wǎng)格進行了加密處理模型，網(wǎng)格數(shù)為485 000個。

圖2 氣化爐網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid division of gasifier

油渣噴射的數(shù)值模擬是涉及到氣液兩相相互作用的復雜流動過程，模擬過程的關(guān)鍵是湍流流動的模擬和氣液兩相混合的模擬工作。湍流流動模擬具有高度非線性的特點，人力非常難以計算，而數(shù)值模擬方法依靠計算機的計算能力為求解湍流流動提供了可能。目前，湍流流動數(shù)值模擬方法一般分為2種，即直接模擬方法(DNS)和非直接數(shù)值模擬方法(NDNS)[13]。直接數(shù)值模擬方法是通過直接求解Navier-Stokes方程來計算湍流流動，原則上是最為精確的計算方法，但該方法對計算機內(nèi)存空間和計算速度要求非常高，目前還無法用于真正意義的工程計算[14-15]。非直接數(shù)值模擬方法通過采取合理手段對湍流做某種程度的近似和簡化處理，從而得到渦流特性的近似解，并不斷逼近真實解。非直接模擬方法包括統(tǒng)計平均算法、大渦模擬和Reynolds平均法。其中Reynolds平均法中的雙方程模型應用最為廣泛。雙方程模型中包括κ-ε模型、RNGκ-ε模型和Realizableκ-ε模型3種，在射流、自由剪切流以及低強度旋流等流動過程中應用廣泛[16-17]。本模擬采用Realizableκ-ε湍流模型。

Fluent中描述兩相流的方法包括歐拉-歐拉法、歐拉-拉格朗日法2種。歐拉-歐拉法為兩相流模型，著眼于空間的點，基本思想是考察空間一個點上的物理量及其變化。在歐拉法中，F(xiàn)luent將不同的相處理成互相貫穿的連續(xù)介質(zhì)。各相的體積率是時間和空間的連續(xù)函數(shù)，其體積分數(shù)之和為1。拉格朗日法著眼于流體的質(zhì)點，基本思想是跟蹤每個流體質(zhì)點在流動過程中的運動全過程，記錄每個質(zhì)點在每個時刻、每個位置的各物理量及變化。在拉格朗日方法中，F(xiàn)luent將主體視為連續(xù)相，稀疏相視為離散顆粒，主體相用歐拉法，離散項用拉格朗日法進行粒子跟蹤，此模型需要離散相體積含量不超過15%。本模擬中采用歐拉-歐拉法更合適。

Fluent中歐拉-歐拉法包括VOF(volume of fluid model)模型、混合模型(mixture model)和歐拉模型(eulerian model)3種。VOF模型用來處理沒有相互穿插的多相流問題，在處理兩相流中，假設(shè)計算的每個控制容積中第一相體積分數(shù)為a1，若a1=0，表示該控制容積不含第一相；若a1=1，則表示該控制容積中只含有第一相；若0

3 油渣性質(zhì)分析

3.1 油渣理化性質(zhì)分析

神華煤直接液化殘渣理化性質(zhì)見表1。

表1 神華煤直接液化油渣理化性質(zhì)分析

3.2 加壓下油渣的黏溫特性

4.5 MPa下，油渣黏溫特性見表2。將表2中黏度對溫度作圖，如圖3所示。

表2 4.5 MPa油渣黏溫特性試驗結(jié)果

圖3 加壓下油渣黏溫特性曲線Fig.3 Viscosity-temperature characteristiccurve of oil residue under pressure

由表2和圖3可知，加壓條件下油渣黏度隨溫度上升總體呈下降趨勢，210～240 ℃，隨溫度升高，油渣黏度急劇下降，溫度為210 ℃時，油渣黏度高達31 409.28 mPa·s，溫度為240 ℃時，油渣黏度已降至3 815.28 mPa·s；240～400 ℃，隨溫度進一步升高，油渣黏度仍下降，但降幅逐漸減弱，400 ℃時，黏度降至34.24 mPa·s；溫度超過400 ℃后，隨溫度升高，油渣黏度逐漸上升，溫度越高，黏度上升越快，溫度升至440 ℃時黏度已達173.57 mPa·s，這可能是由于油渣發(fā)生縮聚反應導致的[21]。

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

分別研究了油渣溫度、油渣壓力、油渣噴射速度等因素對油渣霧化效果的影響，并優(yōu)化條件選擇。溫度對油渣的黏度影響很大，也是影響油渣噴射和擴散特性的關(guān)鍵參數(shù)。為了保證模擬結(jié)果的準確性，采用高溫高壓黏度儀測試了不同溫度和壓力條件下的油渣黏度，作為數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)支持。

4.1 加壓下溫度對油渣噴射效果的影響

4.5 MPa下進行了不同油渣溫度的噴射效果模擬。模擬時油渣噴射速度為5 m/s，空氣噴射速度為10 m/s，不同溫度的氣化爐霧化效果模擬結(jié)果如圖4所示。顏色越偏向紅色說明速度越高，黑色區(qū)域代表速度大于3 m/s，深藍色區(qū)域代表流體速度0.15 m/s左右。由圖4可知，隨油渣溫度升高，其動力黏度迅速下降，油渣動能不足以使其噴射至氣化爐后墻壁面一側(cè)，油渣在氣化爐內(nèi)向前擴散的能力逐漸減弱(水平方向)，油渣擴散的區(qū)域逐漸減少。從油渣擴散的角度分析，油渣溫度越低，動力黏度越高，油渣噴射后的擴散效果越好；但當油渣噴射溫度過低時，油渣動力黏度過高，大量油渣因為黏度較大導致噴射較短距離即開始受重力影響向下流動，甚至出現(xiàn)沿壁面流入渣池中的現(xiàn)象；因此油渣存在一個較優(yōu)化的噴射溫度區(qū)間。油渣霧化效果的選擇應綜合考慮擴散和貼壁的現(xiàn)象。

圖4 4.5 MPa壓力時不同溫度下油渣霧化效果對比Fig.4 Comparison of atomization effects of oil residue underdifferent temperatures at 4.5 MPa

油渣在加壓下噴射，通過氣化爐壓力和動力黏度兩方面影響油渣在氣化爐內(nèi)的噴射效果。一方面，氣化爐內(nèi)壓力提高，同樣流量和噴口結(jié)構(gòu)條件下，油渣的噴射速度降低，水平噴射距離縮短，垂直方向擴散增加；另一方面，壓力提高，同樣條件下油渣的動力黏度升高，大量油渣噴射較短距離即開始受重力影響向下流動。因此，提高油渣壓力，如需達到同樣的噴射效果，需提高油渣的噴射溫度，降低油渣動力黏度。

4.5 MPa不同溫度條件下，油渣噴嘴水平截面的平均速度和平均黏度參數(shù)見表3。

表3 4.5 MPa時不同溫度下油渣噴射水平截面參數(shù)

由表3可知，溫度過低，油渣水平截面平均速度大，平均黏度也大；而溫度過高，油渣水平截面平均速度小，平均黏度也小。綜合考慮，壓力4.5 MPa條件下，可選擇溫度230～260 ℃將油渣噴射入氣化爐內(nèi)，噴射綜合效果更好。

4.2 油渣噴射速度對油渣噴射效果的影響

壓力4.5 MPa、溫度250 ℃、空氣噴射速度10 m/s時，模擬了油渣噴射速度為2.5、5.0、7.5和10 m/s時對油渣霧化效果的影響，如圖5所示。

圖5 不同油渣噴射速度下油渣霧化效果對比Fig.5 Comparison of atomization effect of oil residueunder different oil residue injection speeds

由圖5可知，油渣噴射速度變化時，主要影響到噴嘴內(nèi)部和噴嘴附近的流體分布，而對氣化爐內(nèi)整體的分布和擴散情況影響較小。

4.3 空氣噴射速度對油渣噴射效果的影響

圖6 不同空氣噴射速度下油渣霧化效果對比Fig.6 Comparison of atomization effect of oilresidue under different air injection speeds

壓力4.5 MPa、溫度250 ℃、油渣噴射速度5 m/s時，模擬了空氣噴射速度為5、15、15和20 m/s時對油渣霧化效果的影響，如圖6所示。可知，空氣噴射速度變化時主要影響噴口及其附近區(qū)域的流體分布，同時，影響氣化爐中后部的高速區(qū)域分布(后部紅色區(qū)域)，隨著空氣噴射速度增加，氣化爐中后部高速區(qū)域變小，混合更加均勻，油渣霧化效果更好。

綜合考慮油渣和空氣的噴射速度，油渣噴射速度2.5～10.0 m/s對油渣在氣化爐內(nèi)的霧化影響不大；5～20 m/s，空氣噴射速度越高，油渣在氣化爐的霧化效果越好。

5 結(jié) 論

1)加壓條件下油渣黏度隨溫度上升總體呈下降趨勢，210～240 ℃，隨溫度升高，油渣黏度急劇下降；240～400 ℃，隨溫度升高，油渣黏度降幅逐漸減弱；溫度超過400 ℃后，隨溫度升高，油渣黏度逐漸上升，這可能是由于油渣發(fā)生縮聚反應導致。

2)噴射溫度對油渣在氣化爐內(nèi)的噴射效果起決定性作用，油渣溫度越低，油渣噴射后的擴散效果越好，但當油渣噴射溫度過低時，大量油渣因為黏度較大導致噴射較短距離即開始受重力影響向下流動，甚至出現(xiàn)沿壁面流入渣池中的現(xiàn)象，存在一個較優(yōu)化的噴射溫度區(qū)間，油渣霧化效果的選擇應綜合考慮擴散和貼壁的現(xiàn)象。

3)油渣在加壓下噴射，通過氣化爐壓力和動力黏度兩方面影響油渣在氣化爐內(nèi)的噴射效果。提高噴射壓力，如需達到同樣的噴射效果，需要提高油渣的噴射溫度，降低油渣動力黏度。

4)油渣噴射速度2.5～10.0 m/s，對油渣在氣化爐內(nèi)的霧化效果影響不大?？諝鈬娚渌俣?～20 m/s時，空氣噴射速度越高，油渣在氣化爐內(nèi)的霧化效果越好。

5)4.5 MPa下，油渣噴射溫度230～260 ℃，油渣噴射速度5 m/s左右，空氣噴射速度10 m/s左右，是合適的油渣噴射方案，油渣噴射綜合效果更好。