第32卷第5期煤炭學(xué)Vol.32 No. 52007年5 月JOURNAL OF CHINA COAL SOCIETYMay2007文章編號:0253 - 993(2007 )05 - 0526 -05多噴嘴對置與新型水煤漿氣化爐氣化的對比于海龍'，劉建忠，張超"，岑可法”(1.中原工學(xué)院能源與環(huán)境學(xué)院，河南鄭州450007; 2.浙江大學(xué)能源清潔利用國家重點實驗室，浙江杭州310027)摘要:為了考察新型水煤漿氣化爐與多噴嘴對置式水煤漿氣化爐的對比，應(yīng)用數(shù)值模擬的方法，對該新型水煤漿氣化爐與多噴嘴對置式水煤漿氣化爐的氣化進(jìn)行了熱態(tài)數(shù)值模擬研究。結(jié)果表明，新型水煤漿氣化爐在爐內(nèi)氣化流場的組織和產(chǎn)出的有效氣成分上均優(yōu)于多噴嘴對置式水煤漿氣化爐，在相同容量的氣化爐內(nèi)，新型水煤漿氣化爐與多噴嘴對置式水煤漿氣化爐對比，碳轉(zhuǎn)化率高0.75%，水解率高近2.91%，干有效氣成分高5.34%，冷煤氣效率高7.09%，每產(chǎn)出1000 m'有效氣(CO+ H2) 可節(jié)省氧氣20m',節(jié)省煤36 kg.關(guān)鍵詞:水煤漿;氣化爐;氣化;數(shù)值模擬中圖分類號: TQ534.4文獻(xiàn)標(biāo)識碼: AThe gasifying comparison between the multi-nozzle opposition gasifierand a new coal water slurry gasifierYU Hai-long' ，LIU Jian-zhong , ZHANG Chao' , CEN Ke-fa?(1. School of Energy & Enionment, Zhongyuan University of Technology, Zhengzhou 450007, China; 2. State Key Laboratory of Clean Energy Unilization, Zhejiang Unirersity, Hanghou 310027, China)Abstract: In order to compare the new gasifier and the multi- nozzle opposition gasifier ，the numerical simulationmethod at hot state was applied to study the gasifying process both of the new gasifier and the multi- nozzle opposi-tion gasifier. The simulated results show that compared with the multi-nozzle gasifir, the gasifying low field andthe effective gases in the new gasifier is superior. In the gasifier of same capacity, the eficiency of carbon conver-sion of the new gasifier is more about 0. 75%，and percent hydrolysis is more about 2. 91% , while dry efective ga-ses components are more about 5. 34%，and cold gas eficiency is more about 7. 09%，compared with the multi-nozzle opposition gasifier. 20 m' oxygen and 36 kg coal can be saved while 1 000 m' effective gases are produced.Key words: coal water slurry (CWS) ; gasifier; gasification; numerical simulation為說明新型水煤漿氣化爐的優(yōu)越性所在，對額定工況下的多噴嘴對置式氣化爐和新型水煤漿氣化爐的氣化過程進(jìn)行了數(shù)值模擬計算，并將數(shù)值模擬計算結(jié)果進(jìn)行了對比，從流場分布、溫度分布、粗煤氣組成、氣化爐內(nèi)平均溫度、碳轉(zhuǎn)化率、水解率、顆粒平均停留時間、單位產(chǎn)氣氧耗等各個方面進(jìn)行了詳細(xì)的對比說明.數(shù)值模擬計算中多噴嘴對置式氣化爐的運行工況為:氣化爐容量600 kg/h,氣化壓力4 MPa,煤漿濃度62%，氧碳原子比0.98,單支噴嘴煤漿流量150 kg/h (共4支)，單支噴嘴氧氣流量61.74 m'/h,氣化爐內(nèi)氧氣總流量246. 96 m/h.數(shù)值模擬計算中新型水煤漿氣化爐的運行工況為:氣化爐容量600 kg/h,氣化壓力4 MPa,煤漿濃度62%，氧碳原子比0.959,爐頂噴嘴煤漿流量240 kg/h,爐收稿日期: 2006-07-28責(zé)任編輯:柳玉柏基金項目:國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃基金資助項目(2004CB217701)作者簡介:于海龍(1975-), 男，吉林鎮(zhèn)賚人，博士，副教授. Tel: 0371 - 62506050, E - mail: suningbory@ sohu. com第5期于海龍等:多噴嘴對置與新型水煤漿氣化爐氣化的對比527側(cè)單支噴嘴煤漿流量90 kg/h (爐側(cè)共4支)，爐頂噴嘴氧氣流量145 m'/h,爐側(cè)單支噴嘴氧氣流量24. 17 m'/h,氣化爐內(nèi)氧氣總流量241. 68 m'/h.1數(shù)值模擬的控制1.1計算對象的描述本文進(jìn)行數(shù)值模擬計算的物理模型分別為600 kg/h的新型水煤漿氣化爐和600 kg/h的多噴嘴對置式水煤漿氣化爐爐內(nèi)三維空間.新型水煤漿氣化爐內(nèi)徑為0.5m,凈爐側(cè)噴嘴入口爐爐頂噴嘴入口爐膛 爐側(cè)噴嘴入口高1.5m,高徑比為3 (圖1).出口此模型對實際氣化爐進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮喕幚?，將爐膛兩端對流場影響較小的圓角部分去掉，而護(hù)側(cè)噴嘴入口位置爐側(cè)噴嘴將氣化爐視為一個圓柱狀，這樣:多噴嘴對置式氣化爐新型水煤漿氣化爐入口角度就簡化了模型網(wǎng)格劃分的麻煩和圖1氣化爐數(shù)值模擬計算的物理模型限制，而對實際數(shù)值模擬又不致Fig 1 Gasifier physical model of numerical simulation calculation產(chǎn)生較大的影響.物理模型決定以后，利用四面體和六面體對此模型進(jìn)行了混合網(wǎng)格劃分.1.2計算的數(shù)學(xué)模型根據(jù)前人的研究成果[1-4)，并總結(jié)其優(yōu)缺點，數(shù)值模擬計算用的數(shù)學(xué)模型采用如下形式.(1)二維流動的控制方程 在數(shù)值模擬中，流動由質(zhì)量、動量、能量守恒方程描述.連續(xù)性方程(質(zhì)量守恒方程)的-般形式(51為+ d(pu) + (p) + d(puw)= 0.黏性流體的運動方程(動量守恒方”a3xadu;_ap.otu;。1.a (8u,)程)為N-S方程，其般形式為p本=pf.- a +Haxa, +藏就)0x模擬計算中湍流動能的控制采用K -ε黏性湍流流動模型[6)，其以張量表示的支配方程的-般形式為(pk) +0(pru) = Caxμe dK)+G -ρε,x(ρe) +(peu) =:(a,ua明)+C, EG. -C20號,式中，p為混合物的密度; u, 為i方向的速度分量; l 為時間間隔; G為由平均速度梯度引起的湍流動能;Ce, C2。為經(jīng)驗常數(shù)，由文獻(xiàn)[6]給出，分別為模型常數(shù)C1e =1.42，C2e =1.68; uen為有效黏性.將以上方程加上邊界定解條件,利用有限容積法可求得流場內(nèi)流體運動的瞬時解，包括流體運動的速度分布、壓力分布、湍流強度分布等.(2)輻射模型由于煤漿中存 在煤粉顆粒，其與氣相間的對內(nèi)、對外輻射不容忽視，綜合考慮選用燃燒計算常用的P-1輻射模型17.8]，P-1 輻射模型是P- N模型的最簡單情況，輻射流量為q. =- VC/[3(a +σ.) - Co,].(1)其中，C為人射輻射; a為吸收系數(shù); σ, 為散射系數(shù); C為線性各向異性相函數(shù)系數(shù)(詳見后面闡述).如果引入?yún)?shù)I,則I=1/[3(a+σ,) -Co.],則式(1)可簡化為q, =-rVG.(2)對于G的傳輸平衡方程可表示為V(IVG) -aG +4aoT*= Sc,(3)其中，σ為斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù); Sc 為用戶定義的輻射源相，對于水煤漿氣化過程的數(shù)值模擬，由于沒528炭學(xué)報2007年第32卷(3)，得Vq, = aG - 4aoT*.(4)則式(4)可以直接帶人能量方程來計算熱輻射.(3)水分蒸發(fā)的處理通常在進(jìn)行水煤漿滴水分蒸發(fā)計算時，可以應(yīng)用Spalding的水滴蒸發(fā)理論來建立蒸發(fā)過程的數(shù)學(xué)模型(9].對于水煤漿氣化過程，由于爐溫較高，水分蒸發(fā)迅速，其水分蒸發(fā)時間占燃盡時間的比例很低，在1%的數(shù)量級[10]，因此，在對水煤漿氣化過程進(jìn)行數(shù)值模擬計算時，可以認(rèn)為水分-進(jìn)入氣化爐就立刻蒸發(fā)完畢，但其蒸發(fā)所需汽化潛熱應(yīng)包括在整個計算過程中.(4)揮發(fā)分析出模型由H. Kobayashi 等人”1提出的用2個平行的、互相競爭的-級反應(yīng)來描述揮發(fā)分的析出過程比較合適，即2個平行的反應(yīng)同時將煤的一部分(ax, a2)熱解成揮發(fā)分V和V2,另一部分則變成炭R和R.這個模型的特點認(rèn)為存在著2個不同活化能: E和E,以及2個不同的頻率因子K,和Kop的熱解反應(yīng)，且認(rèn)為E>E，Ko2> Ko.根據(jù)文獻(xiàn)[11],對于煙煤，當(dāng)取E =74 kJ/mol, E2=250 kJ/mol, Ko1 =3.7x10'/s, Kq=1.46x10'/s, a;=0.38, a2 =0.8,則能取得比較好的結(jié)果.其析出揮發(fā)分的質(zhì)量m, (1) 可由下式求得( 各量全部為分析基數(shù)據(jù))m,(t) .(1 -f.o)mpo -m。; = [i(ak, +ak)exp[ - [(n +.)由]1d,(5)式中，m, (1)為1時刻已析出的揮發(fā)分質(zhì)量; f.o 為水煤漿中水分和揮發(fā)分總的質(zhì)量分?jǐn)?shù); m,o為噴射源的初始顆粒質(zhì)量; m.為顆粒的含灰量;后，k后 為2個反應(yīng)的反應(yīng)速率,其中k =3.7x10'exp (-17 700/RT); hz=1.46x10"exp ( -59 800/RT); R為氣體常數(shù); T為反應(yīng)溫度.(5)焦炭燃燒模型 焦炭燃燒反應(yīng)不僅在炭的表面進(jìn)行，也可以在炭的內(nèi)部孔隙中進(jìn)行，高溫時，受到氧氣向顆粒內(nèi)部擴(kuò)散和燃燒產(chǎn)物向顆粒外部擴(kuò)散的雙重控制，此時擴(kuò)散控制占主要地位，因此動力-擴(kuò)散控制的燃燒反應(yīng)模型更接近于實際情況12,13].焦炭燃燒后生成的氣相物質(zhì)-部分?jǐn)U散到空間中，與其他氣相物質(zhì)發(fā)生均相反應(yīng)，-部分向焦炭內(nèi)部擴(kuò)散，與焦炭發(fā)生還原反應(yīng).1.3邊界條件和計算方法在數(shù)值計算中，氧化劑的人口邊界條件選擇速度人口，此時在進(jìn)行氧化劑人口速度的計算時應(yīng)注意壓力和密度、體積的關(guān)系;在確切知道人口尺寸的情況下，應(yīng)指定入口湍流強度和水利直徑.出口邊界條件可以選擇壓力出口邊界條件，壓力出口需要指定出口處的測量壓力和返流溫度等邊界條件，在確切知道出口尺寸的情況下，應(yīng)指定出口湍流強度和水利直徑.壁面采用無滑移邊界條件，熱流密度為0.采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在計算過程中收斂條件規(guī)定各支配方程迭代計算的余量至少小于10~3，而對于能量方程和P-1輻射模型迭代計算的余量至少小于10-6.2數(shù)值模擬計算的結(jié)果2.1流場分布圖2為多噴嘴對置式氣化爐和新型水煤漿氣化爐內(nèi)的速度分布等高線和速度矢量.從圖2多噴嘴對置式氣化爐中可以看出，熱態(tài)情況下多噴嘴對置式氣化爐內(nèi)流場分布與冷態(tài)流場數(shù)值模擬計算相似，互相對置的兩對噴嘴射流在相互撞擊后形成了向上和向下的兩股撞擊流股，向上的撞擊流股直接沖向其化爐拱頂，與拱頂撞擊后沿氣化爐爐頂邊壁折返，向下的撞擊流股沿氣化爐中心軸線向下推進(jìn)，速度逐漸衰減，直至氣化爐底部多噴嘴對置式化爐新 型水煤漿”化爐出口上方.向上的撞擊流股對氣化爐拱頂產(chǎn)生一定的沖刷作用，高溫的氣流對氣化爐拱頂耐火磚的直接沖刷將圖2 氣化爐內(nèi)的速度分布Fig.2 Velocity distribution in the gasifer第5期于海龍等:多噴嘴對置與新型水煤漿氣化爐氣化的對比529壽命產(chǎn)生- -定的影響，折返回流的高溫氣體對氣化爐上部耐火磚也產(chǎn)生了- -定的沖蝕作用，因此也勢必影響耐火磚的使用壽命,進(jìn)而影響氣化爐的安全運行，向下的撞擊流股有可能部分直接沖向氣化爐底部出口，增加了氣化爐內(nèi)反應(yīng)物質(zhì)“短路”現(xiàn)象發(fā)生的可能性.而這種情況在新型水煤漿氣化爐中未曾發(fā)現(xiàn)，而且新型水煤漿氣化爐在爐側(cè)噴嘴射流下方形成了明顯的折返流區(qū)，折返流區(qū)體積較大，這對爐側(cè)噴嘴射流卷吸周圍高溫?zé)煔馄鸬搅肆己玫淖饔?，折返氣流加入到撞擊區(qū)內(nèi)，增加了撞擊區(qū)內(nèi)的湍流混合效果，其攜帶的熱量為撞擊區(qū)內(nèi)的著火燃燒提供了穩(wěn)定的熱源，使氣化爐的著火更加穩(wěn)定.因此從熱態(tài)流場分布來看，新型水煤漿氣化爐在保護(hù)爐內(nèi)耐火磚、抑制“ 短路”現(xiàn)象、著火燃燒等方面均在- -定程度上優(yōu)于多噴嘴對置式氣化爐.2.2溫度分布圖3為多噴嘴對置式氣化爐和新型水煤漿氣化爐內(nèi)的溫度分布等高線和溫度分布灰度.多噴嘴對置式氣化爐爐內(nèi)平均溫度為1 644.5 K,而新型水煤漿氣化爐內(nèi)平均溫度為1663.2 K,兩者相比差別不大，但與GE氣化爐相比增加了近100K,這可能對爐內(nèi)耐火磚的性能要求有所增加，存在一-定不利因素.多噴嘴對置式氣化多噴嘴對置式氣化爐新型水煤漿氣化爐爐內(nèi)靠近噴嘴出口附近和兩股撞擊流股內(nèi)的溫度較高，圖3氣化爐內(nèi)的溫度分布?xì)饣癄t拱頂和氣化爐上部靠近邊壁處溫度也較氣化爐內(nèi)Fig3 Temperature distributing in the gasifer其他位置溫度要高，管流區(qū)內(nèi)溫度分布不夠均勻，回流區(qū)內(nèi)溫度較低，因此這對燃燒著火不利，高速噴嘴射流不能卷吸周圍高溫?zé)煔?，進(jìn)而推遲了著火.而新型水煤漿氣化爐管流區(qū)、折返流區(qū)和回流區(qū)內(nèi)溫度分布比較均勻且溫度較高，這對燃燒和氣化反應(yīng)均有利.2.3數(shù)值模擬表1為GE、多噴嘴對置和新型水煤漿氣化爐出口粗煤氣組成、氣化爐內(nèi)平均溫度、碳轉(zhuǎn)化率、顆粒平均停留時間的數(shù)值模擬計算結(jié)果對比，其中水解率、干有效氣成分、單位有效產(chǎn)氣氧耗和煤耗、單位有效產(chǎn)氣節(jié)氧量和煤量是對數(shù)值模擬計算結(jié)果分析得到的.表1 GE、 多噴嘴對置和新型水煤漿氣化爐數(shù)值模擬計算結(jié)果對比Table 1 The comparison of numerical simulation for the GE, the multi-nozzlesopposition gasifer and a new coal water slurry gasifier氣化爐型(氣化壓力為4.0 MPa)項目GE氣化爐φ(CO)43.1346.84φ(H2)19.7421.7723. 43出口煤氣組成/%φ(CO2)19.5915.5511.46o(H20)22.5419.5018.25φ(CH2)0.040.02φ(02)≈00.01爐內(nèi)平均溫度/K1572. 01644.51 663.2碳轉(zhuǎn)化率/%95. 1097.1497.89顆粒平均停留時間/s6. 0456. 2516. 976水解率/%47.5354.6157.52干有效氣組成/% :74. s580.6285. 96單位有效產(chǎn)氣氧耗(每1 000 m'的CO+ H2的耗氧)/m’41038(360單位有效產(chǎn)氣煤耗(每I 000 m2的CO+ H2的耗煤)/kg618514單位有效產(chǎn)氣節(jié)省氧氣量/%07.3212. 2011.0016 83530煤炭學(xué)報2007年第32卷由表1可以明顯看出，多噴嘴對置式氣化爐與GE氣化爐相比存在較大的優(yōu)越性，而新型水煤漿氣化爐與多噴嘴對置式氣化爐相比，在水解率、干有效氣組成、單位有效產(chǎn)氣氧耗和煤耗等方面也存在較大優(yōu)勢.因此通過數(shù)值模擬計算的結(jié)果表明，新型水煤漿氣化爐與其他2種形式的水煤漿氣化爐相比，其優(yōu)越性非常明顯.3結(jié)論(1)水煤漿氣化過程可以很好地利用非預(yù)混燃燒方法進(jìn)行數(shù)值模擬計算研究.(2)通過對GE氣化爐、多噴嘴對置式水煤漿氣化爐的數(shù)值模擬計算結(jié)果的對比表明，多噴嘴對置式氣化爐較GE氣化爐干有效氣成分提高5. 07%，碳轉(zhuǎn)化率提高2.04%，水解率提高7. 08%，單位有效產(chǎn)氣氧耗節(jié)省約7.32%，單位有效產(chǎn)氣煤耗節(jié)省約11. 00%.(3)新型水煤漿氣化爐較多噴嘴對置式氣化爐干有效氣成分提高5. 34%，碳轉(zhuǎn)化率提高0.75%，水解率提高2.91%，單位有效產(chǎn)氣氧耗節(jié)省約5. 26%，單位有效產(chǎn)氣煤耗節(jié)省約6. 55%.(4)從熱態(tài)數(shù)值模擬計算結(jié)果來看，新型水煤漿氣化爐的優(yōu)勢不言而喻，且新型水煤漿氣化爐若采用筆者自行研制的新型水煤漿氣化噴嘴'4*15,其成本將會大幅降低.參考文獻(xiàn):[1] 王輔臣，劉海峰，龔欣，等.水煤漿氣化系統(tǒng)數(shù)學(xué)模擬[J]. 燃料化學(xué)學(xué)報, 2001, 29 (1): 33 ~38.[2]于海龍，趙翔，周志軍，等氧煤比對水煤漿氣化影響的數(shù)值模擬[J]. 煤炭學(xué)報, 2004, 29 (5): 606 -610.[3]于海龍，趙翔， 周志軍,等煤漿濃度對水煤漿氣化影響的數(shù)值模擬[J].動力工程，2005, 25(2): 217 ~220,238.[4] 于海龍，趙翔，周志軍，等.氧碳原子比和水煤漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)對水煤漿氣化影響的數(shù)值模擬[J]. 燃料化學(xué)學(xué)報,2004, 32 (4): 370~374.[5]費祥麟.高等流體力學(xué)[M].西安: 西安交通大學(xué)出版社，1995.[ 6] Choudhury D. 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