平焰型七噴嘴氣化爐的冷模CFD模擬研究

馮子洋 盧 洪

（神華北京低碳清潔能源研究所，北京市昌平區(qū)，102209）

平焰型七噴嘴氣化爐的冷模CFD模擬研究

馮子洋 盧 洪

（神華北京低碳清潔能源研究所，北京市昌平區(qū)，102209）

利用商業(yè)CFD軟件Fluent建立平焰型七噴嘴氣化爐的冷態(tài)模型，計算中采用六面體網(wǎng)格為主，四面體網(wǎng)格過渡的劃分方法建立噴嘴結(jié)構(gòu)與爐體結(jié)構(gòu)合并一體的幾何模型。模型應(yīng)用Standard k-ε湍流模型對噴嘴及爐體內(nèi)冷態(tài)流場進(jìn)行了三維數(shù)值模擬分析；利用DPM模型考察氣體與顆粒相的耦合，開啟隨機(jī)軌道模型對顆粒相進(jìn)行了跟蹤，在表征噴嘴出口及爐體內(nèi)固含量分布的同時，結(jié)合流場與顆粒相的表征結(jié)果，預(yù)測爐體內(nèi)氣固混合隨流場的發(fā)展過程。

平焰型噴嘴 數(shù)值模擬 氣固兩相流

隨著計算機(jī)技術(shù)的飛速發(fā)展，數(shù)值模擬發(fā)揮著越來越大的作用，已成為重要的研究工具，針對氣流床內(nèi)氣固兩相的混合過程本質(zhì)上是兩相湍流的發(fā)展過程這一特質(zhì)，國內(nèi)外研究者引入了很多數(shù)值模擬研究方法用于研究氣化爐流場及混合特性。例如，Vicente等運(yùn)用Fluent軟件的雙歐拉多相流模型模擬了氣流床氣化爐中煤粉的混合燃燒過程，模擬結(jié)果與實驗結(jié)果吻合相對較好。吳玉新等人采用不同的湍流模型對Texaco氣流床氣化爐內(nèi)的流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，在給出不同湍流模型適應(yīng)特性的同時獲得氣流床氣化爐內(nèi)接近全混流的同時存在短路現(xiàn)象的結(jié)論，這與王輔臣和于遵宏等人的實驗研究結(jié)論相符。李超等人對多噴嘴對置式氣流床氣化爐進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)利用分析顆粒停留時間分布能夠從宏觀上掌握氣化爐內(nèi)顆粒的混合情況。秦軍等人以氣流床氣化爐為研究對象對受限氣固兩相射流進(jìn)行了模擬研究，研究結(jié)果給出了Texaco氣化爐內(nèi)氣固兩相流動速度的發(fā)展規(guī)律。

目前，針對氣流床氣化爐噴嘴的研究主要集中在單噴嘴或?qū)χ檬蕉鄧娮斓姆懂爟?nèi)，有關(guān)平焰型多噴嘴氣化爐的相關(guān)研究未見報道，本文基于CFD的技術(shù)利用商業(yè)軟件Fluent對自行設(shè)計的平焰型七噴嘴氣化爐進(jìn)行冷態(tài)數(shù)值模擬，利用分析氣相流場及顆粒分布規(guī)律的方法研究平焰型七噴嘴氣化爐內(nèi)顆粒湍流的混合規(guī)律，進(jìn)而指導(dǎo)氣化爐的設(shè)計優(yōu)化。

圖1 爐體結(jié)構(gòu)尺寸圖

圖1中：D1——主爐體內(nèi)徑，mm；

D2——出口內(nèi)徑，mm；

H1——爐體主高度，mm；

H2——出口錐體高度，mm；

H3——出口柱體高，mm。

1 模擬對象及主要假設(shè)

本文選取工業(yè)氣化爐為計算研究對象，爐體尺寸如圖1所示。爐體上方布置7個雙通道噴嘴，布置方式如圖2（a）所示，噴嘴間距為190 mm，相鄰三個噴嘴中心連線為等邊三角形，每個噴嘴外環(huán)供給氣化劑 （O2），內(nèi)環(huán)提供載氣 （N2）夾帶干煤粉，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2（b）所示。

圖2 噴嘴結(jié)構(gòu)及噴嘴分布圖

圖2中：d——外環(huán)直徑，mm；

d1——內(nèi)環(huán)直徑，mm；

d2——內(nèi)外環(huán)間距，mm；

th——內(nèi)管壁厚，mm；

m——載氣出口與噴嘴出口距離，mm；

n——內(nèi)環(huán)錐面高度，mm；

th——內(nèi)管壁厚，mm；

Gap——外環(huán)收縮后氣化劑噴出口，mm；

m——載氣出口與噴嘴出口距離，mm；

n——內(nèi)環(huán)錐面高度，mm；

θ——外環(huán)收縮角，（°）。

模擬選擇在冷態(tài)下進(jìn)行，工藝參數(shù)以典型的干煤粉氣化工藝為基礎(chǔ)，具體參數(shù)如下：

壓力 101325 Pav

氣相組分 空氣

載氣入口速度 7～10 m／s

氣化劑入口速度 15～30 m／s

顆粒質(zhì)量通量 96 kg／m2·s

顆粒粒徑 70μm

顆粒密度 1400 kg／m3

為了便于建立穩(wěn)定的計算狀態(tài)，需要作如下假設(shè)：

（1）計算工況為穩(wěn)態(tài)，進(jìn)口狀態(tài)不隨時間變化；

（2）忽略顆粒在壁面上的沉積停留過程，將壁面邊界條件假定為反彈；

（3）由于固體顆粒的體積分?jǐn)?shù)低，因此忽略顆粒間之間的相互作用，如碰撞；

（4）假定顆粒為粒度均一的球形顆粒。

2 計算模型

本文通過對氣固兩相流進(jìn)行數(shù)值求解，獲得氣相流場和顆粒相運(yùn)動軌跡，從而對研究氣固兩相的混合規(guī)律。工況條件下，進(jìn)口顆粒體積分?jǐn)?shù)很低，屬于稀疏兩相流，因此采用Euler-Lagrange方法處理爐內(nèi)的兩相流動過程。連續(xù)相采用Standard k-ε湍流模型計算，離散相采用隨機(jī)軌道模型計算。

2.1 湍流模型

Standard k-ε模型是目前工程計算中應(yīng)用最為廣泛的一種雙方程湍流模型。該模型在模擬無浮力平面射流、平壁邊界流、管流、通道流動、噴管流動等情況時是準(zhǔn)確的。本文針對工業(yè)尺寸的氣化爐進(jìn)行模擬，考慮計算時間及收斂性等因素亦選用Standard k-ε模型來對湍流模型進(jìn)行封閉。其輸運(yùn)方程為：

式中：FD——單位質(zhì)量顆粒曳力，N；

g——重力加速度，m／s2；

Gk——平均速度梯度產(chǎn)生的湍動能，kg／m·s3；

Gb——浮力產(chǎn)生的湍動能，kg／m·s3；

k——湍動能，m2／s3；

Sk——湍動能源項，kg／m·s3；

Sε——湍動能耗散率源項，kg／m·s3；

up——顆粒流動速度，m／s；

ug——?dú)怏w流動速度，m／s；

YM——可壓 縮 流 動 的 膨 脹 耗 散 項，kg／m·s3；

ε——湍動能耗散率，m2·s3；

μ——流體粘度，Pa·s；

μt——湍流粘度，Pa·s；

ρp——顆粒密度，kg／m3；

ρg——?dú)怏w密度，kg／m3。下標(biāo)：p——顆粒相；

g——流體相。

2.2 離散相模型

離散相的模擬采用Lagrange坐標(biāo)下的隨機(jī)軌道模型追蹤顆粒的運(yùn)動，同時考慮離散相與連續(xù)相間的相互作用。其中，單一顆粒在流體中的受力方程為：

方程右邊第一項為曳力項，第二項為重力與浮力的合力項，第三項為各附加力的合力，其中包括：Basset力、Saffman力、Magnus力、壓力梯度力、附加質(zhì)量力。施學(xué)貴等對煤粉顆粒在湍流氣流中的運(yùn)動進(jìn)行了研究，結(jié)果認(rèn)為附加質(zhì)量力、壓力梯度力、浮力等僅為粘性阻力的10-3量級，Basset力僅為阻力的10-2量級，因此在本文研究中上述附加力均忽略不計。

圖3 噴嘴及爐體網(wǎng)格繪制示意圖

3 網(wǎng)格劃分

氣化爐的噴嘴與爐體間具有較高的突擴(kuò)比 （1∶40），這一特征導(dǎo)致噴嘴附近區(qū)域與遠(yuǎn)離噴嘴的區(qū)域網(wǎng)格尺寸存在懸殊的差距，因此氣化爐模型網(wǎng)格劃分存在一定的難度。目前，大部分針對氣化爐的數(shù)值模擬都采用簡化的入口條件，即將噴嘴視為單一通道，只給出質(zhì)量流率，這一方法簡化了網(wǎng)格劃分的過程但卻忽略了噴嘴結(jié)構(gòu)給流場帶來的影響，為了更加真實的模擬多噴嘴結(jié)構(gòu)下氣化爐內(nèi)流場分布及顆粒的混合情況，本文將噴嘴與氣化爐體結(jié)構(gòu)耦合起來進(jìn)行建模并劃分了六面體網(wǎng)格，射流區(qū)和撞擊區(qū)進(jìn)行了局部加密，網(wǎng)格總數(shù)約190萬。氣化爐噴嘴及爐體網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖4 噴嘴在不同結(jié)構(gòu)及邊界條件下氣相射流速度云圖

4 結(jié)果與討論

圖4（a、b、c、d）分別表示了氣化爐噴嘴在不同外環(huán)收縮角θ及不同氣化劑射流速度條件下的氣相速度分布云圖。噴嘴出口處，由于外環(huán)氣化劑噴射速度較高，內(nèi)管載氣射流速度較低，因此出口氣相速度的高值分布在噴嘴外環(huán)并由外向內(nèi)降低，存在一定的速度梯度，當(dāng)沿著軸向流場進(jìn)一步發(fā)展后，氣體流動呈扇形展開。圖4（a、b）顯示了外環(huán)收縮角度分別為50°和90°條件下的速度分布，結(jié)果表明外環(huán)收縮角度的提高并不能增大噴嘴射流扇形面積，射流場基本不變。圖4（c、d）給出了噴嘴射流速度峰值分別為64 m／s和102 m／s條件下的速度分布，結(jié)果同樣顯示隨著氣化劑噴射速度的提高，射流場的錐形結(jié)構(gòu)不變。吳玉新等人的研究結(jié)果認(rèn)為對于受限射流和自由射流來說，入口動量通量是決定流動發(fā)展的最關(guān)鍵因素，只要保證入口動量通量相等，流動的發(fā)展就是基本相似的，因而從理論上說噴嘴結(jié)構(gòu)的變化不會影響最終冷態(tài)流場的特性，這與圖4的顯示結(jié)果基本相符。但從圖4（a、b）中不難發(fā)現(xiàn)當(dāng)外環(huán)收縮角θ增大后雖然射流的錐形結(jié)構(gòu)沒有發(fā)生明顯變化，可是距離噴嘴較近位置的射流速度較高，軸向速度沿徑向梯度相對較大，因此可見噴嘴結(jié)構(gòu)改變對近距離位置的流場存在一定的影響，當(dāng)流場充分發(fā)展后會表現(xiàn)出相似性。圖4（c、d）顯示動量通量提高并沒有改變射流場的錐形結(jié)構(gòu)，這是因為噴嘴的射流速度矢量是以噴嘴出口截面中心為對稱的，噴射過程中徑向上的動量在不同氣化劑噴射速度條件下存在相互抵消，因此射流場的分布不會產(chǎn)生明顯變化，但推測射流速度的提高會延長射流場的噴射距離，進(jìn)而對于爐體內(nèi)的流場存在影響。

氣化爐中氣相流場速度分布及流動跡線如圖5所示。圖5（a）顯示了爐體內(nèi)噴嘴1、噴嘴2、噴嘴3、噴嘴4與噴嘴5的氣相速度沿軸向等值面分布，可見爐體內(nèi)噴嘴的射流接近自由射流，噴嘴間不存在相互擾動，也不存在單噴嘴氣化爐中容易產(chǎn)生的射流偏心問題。在氣化劑噴射速度最高為101.2 m／s條件下，距離噴嘴不超過1000 mm的位置內(nèi)，射流速度快速衰減，超過1000 mm的位置，氣相速度逐漸接近于0 m／s。圖5（b）顯示了氣化爐內(nèi)氣化劑及載氣的流動跡線，從圖中可以看出距離噴嘴500 mm距離內(nèi)存在劇烈的湍動與返混，500 mm至1000 mm范圍內(nèi)湍動與返混開始衰減，1000 mm范圍外流動趨于穩(wěn)定，氣體由一側(cè)離開反應(yīng)器。吳玉新等人應(yīng)用周期性邊界條件對Texaco的單噴嘴氣化爐進(jìn)行了冷態(tài)模擬，模擬結(jié)果顯示流動以爐體中心完全對稱存在較大的返混渦旋，這與本文情況存在一定的差異，李超等人對對置式多噴嘴氣化爐進(jìn)行了模擬研究，結(jié)果顯示隨著氣速的增加二次給氧噴嘴下的返混會明顯增強(qiáng)，而本文中的強(qiáng)返混區(qū)域均集中在靠近噴嘴的上側(cè)位置內(nèi)。

圖5 氣化爐中氣相流場速度云圖及流動跡線

圖6（a、b）分別闡述了7個噴嘴中心的軸向速度v與徑向速度vr沿軸向位置的分布曲線。如圖6（a）所示，在距離噴嘴500 mm范圍內(nèi)，氣體的軸向速度隨著與噴嘴的距離增加而迅速衰減，在距離噴嘴500 mm的位置上存在拐點(diǎn)，速度變化趨于平緩，其中噴嘴4、噴嘴5、噴嘴6和噴嘴7在距離噴嘴接近1000 mm位置上軸向速度沿爐體向上，即存在軸向返混。噴嘴1、噴嘴2和噴嘴3的軸向速度保持沿爐體向下，因此結(jié)合圖5（b）不難發(fā)現(xiàn)本模型研究中氣相最終沿著噴嘴1、噴嘴2和噴嘴3一側(cè)離開氣化爐。距離噴嘴1000 mm范圍內(nèi)，氣相的徑向速度同樣存在劇烈的波動，如圖6（b）所示，在超過1000 mm的位置上徑向速度波動速度趨于平緩。

為了對顆粒分布進(jìn)行定量分析，建立如下分析方法，沿著爐體軸向距離噴嘴每間隔200 mm截取200 mm的爐體體積，對該體積內(nèi)的顆粒濃度進(jìn)行體積分，獲得顆粒沿軸向不同位置段的質(zhì)量保有量，從而表征顆粒沿軸向的分布趨勢，同理上述方法，分別切割內(nèi)徑為200 mm、400 mm、600 mm和760 mm的圓柱體進(jìn)行積分，徑向計算獲得的是沿徑向的累積量。分析結(jié)果如圖7（a、b）所示，顆粒質(zhì)量濃度沿著軸線隨著與噴嘴距離的增加而迅速降低，在距離噴嘴1000 mm的位置上發(fā)生拐點(diǎn)，當(dāng)超過1000 mm后爐體顆粒保有量開始趨于平緩。沿徑向顆粒的累計質(zhì)量分布顯示顆粒在爐體壁面存在富集現(xiàn)象，這是由于近壁面回流卷吸作用導(dǎo)致的，戴干策與秦軍等人針對Texaco氣化爐的模擬與實驗研究給出了類似的推論。

圖6 噴嘴中心的軸向速度與徑向速度沿軸向位置的分布

圖7 顆粒沿軸向及徑向的分布

爐體內(nèi)流場分布與固體顆粒分布的結(jié)果均表明沿軸向距離噴嘴1000 mm是一個重要拐點(diǎn)，氣相速度、返混強(qiáng)度及顆粒質(zhì)量濃度在這一位置均后趨于平穩(wěn)，而1000 mm范圍內(nèi)是劇烈變化的。

5 結(jié)論

應(yīng)用商業(yè)軟件Fluent對工業(yè)尺寸的平焰型七噴嘴氣化爐進(jìn)行了三維的冷態(tài)數(shù)值模擬，通過將噴嘴與爐體結(jié)構(gòu)合并計算，反映了噴嘴及爐體內(nèi)流場與固體顆粒的分布規(guī)律，并獲得如下結(jié)論：

噴嘴外環(huán)收縮角對距離噴嘴較近位置的射流速度存在一定的影響，而當(dāng)噴嘴入口邊界條件不變時距離噴嘴遠(yuǎn)端的流場分布在不同外環(huán)收縮角度下會存在相似性。氣化劑流量的提高即動量通量的提高不會改變射流場的錐面結(jié)構(gòu)但對爐體內(nèi)的遠(yuǎn)端流場存在影響。平焰型七噴嘴氣化爐內(nèi)的氣相速度、顆粒質(zhì)量濃度、返混湍動強(qiáng)度等參數(shù)在距離噴嘴較近的位置上都會產(chǎn)生劇烈的降低或波動，因此與單噴嘴氣化爐相對大尺度的回流返混渦旋相比不難推測，氣固兩相在氣化爐內(nèi)會得到更快的混合進(jìn)而提高氣化效率。

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TQ545

A

馮子洋 （1983-），男，吉林白山人，博士，工程師，從事煤氣化爐開發(fā)方面的工作。

（責(zé)任編輯 丁言偉）