第26卷第1期動力工程206年2月of power eFeb.2006文章編號:10006761(2006)01-135-06噴嘴位置對新型水煤漿氣化爐內(nèi)流場的影響于海龍,劉建忠2,張桂芳,岑可法2(1.中原工學(xué)院能源與環(huán)境學(xué)院,鄭州4500072浙江大學(xué)能源潔凈利用與環(huán)境工程國家重點實驗室,杭州310027)摘要:為了考察氣化爐爐側(cè)噴嘴入射角對爐內(nèi)流場分布、壓力分布和顆粒濃度分布的影響,對種600kgh的新型水煤漿氣化爐爐內(nèi)三維流場進行了冷態(tài)數(shù)值模擬。結(jié)果表明,噴嘴距氣化爐頂部0.9m時,氣化爐爐內(nèi)流場分布最合理,壓力分布和顆粒濃度分布最均勻。分析結(jié)果為氣化爐的設(shè)計和運行提供了參考。圖6表1參5關(guān)鍵詞:工程熱物理;氣化爐;水渫漿;三維流場;數(shù)值模擬中圖分類號:TQ5344文獻標(biāo)識碼:AEffect of NozZles Position on the flow Field in aNew Type Coal Water Slurry GasifierYU Hai-long, LIU Jian-zhong, ZHANG Gui-fang, CEN Ke- fa2(1. School of Energy Environment, Zhongyuan University, Zhengzhou 450007, China;2. National Key Lab. of Clean Energy and Environment Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China)Abstract: For the purpose of clarifying the effect of injection angles of gasifier fumaces side nozzles on the flow fieldoressure distribution and particle concentration, a cold state numerical simulation study of the 3-dimensional flow field ina 600 kg/h new type coal water slurry gasified has been conducted. Results show that, with the nozzles positioned.9melow the furnaces top, the flow field distribution gets most rational, pressure and particle concentration distribution alsomost uniform. The analysis results may serve as a reference for designing and operation of gasifiers. Figs 6, Table 1 andrefs 5Keywords: engineering thermophysics; gasifier; coal water slurry 3-D flow field; numerical simulation鑒于水煤漿氣化爐內(nèi)湍流流場和顆粒濃度分布的復(fù)雜性,也為了更加直觀地描述和了解氣化爐內(nèi)1數(shù)值模擬的控制流場分布和顆粒濃度分布狀態(tài),分析并借鑒前人的1.1物理模型的描述研究成果”,對新型水煤漿氣化爐進行了冷模數(shù)本章進行數(shù)值模擬的物理模型為600kg/h的新值模擬計算,以期獲得噴嘴位置對爐內(nèi)流場和顆粒型水煤漿氣化爐爐內(nèi)三維空間。氣化爐內(nèi)徑為0.5濃度分布的影響規(guī)律,為水煤漿氣化爐的開發(fā)和設(shè)m,凈高15m,高徑比為3(圖1)計找到了更加便捷和有效的方法此模型對實際氣化爐進行了適當(dāng)?shù)暮喕幚硎崭迦掌?20050905將氣中國煤化工員角部分去掉,而將CNMHG簡化了模型網(wǎng)格劃基金項目:國家重點基礎(chǔ)研充發(fā)展計劃資助(2004c21701)分的麻煩和限制,而對實際數(shù)值模擬又不致產(chǎn)生較作者簡介:于海龍(1975-),男,吉林人,博上,副教授。主要從事水煤漿氣化爐、CFB鍋爐燃燒和污染物排放控制研究大的影響。物理模型決定以后,利用四面體和六面體對此模型進行了混合網(wǎng)格劃分136動力工程卷側(cè)面噴嘴入口與連續(xù)相的體積比小于0.1,流體顆粒的兩相運動為稀疏懸浮流動,這就涉及到流體粒子的兩相流問畫題,由于加入的示蹤顆粒很少,其對連續(xù)相流場的影響極少,若只考慮連續(xù)相對示蹤顆粒的影響而忽略側(cè)面入口位置爐血斜阿入口示蹤顆粒對連續(xù)相流場的影響,這樣連續(xù)相的控制方程不變,只需求解顆粒相的運動方程即可求得流圖1數(shù)值模擬計算的物理模型Fig 1 Physical model for numerical simulation calculation場內(nèi)三維顆粒濃度的分布。在計算時忽略顆粒間的相互作用,而只考慮連續(xù)相以及自身重力、附加質(zhì)量1.2連續(xù)相三維流動的描述力和壁面對顆粒運動的影響,出于示蹤顆粒是剛性在數(shù)值模擬中,流動由質(zhì)量、動量、能量守恒方球體,因此與壁面間發(fā)生的是彈性碰撞,做這樣的簡程描述化處理后,顆粒相的運動方程可以簡單的求解。質(zhì)量守恒方程的一般形式山為在數(shù)值模擬計算中,可以通過定義顆粒的初始3+(p)+3(pm)+(p)=0(1)位置速度、尺寸來計算顆粒在連續(xù)相中的分布。依據(jù)對顆粒物理屬性的定義而確定的顆粒初始條件可動量守恒方程為NS方程,其一般形式山為:以用來初始化顆粒的軌道。當(dāng)顆粒穿過流體運動d3p+μ時,顆粒的軌道可通過當(dāng)?shù)亓黧w作用于顆粒上的各種平衡作用力來進行計算,可通過圖形化界面或文本界面輸出計算出的顆粒軌道模擬計算中采用ke粘性湍流流動模型,其1.4顆粒的力平衡以張量表示的支配方程的一般形式為:可以通過積分拉氏坐標(biāo)系下的顆粒作用力微分a方程來求解離散相顆粒(液滴或氣泡)的軌道。顆粒的作用力平衡方程(顆粒慣性=作用在顆粒上的各Dx, aa/lef axG(3)種力)在笛卡爾坐標(biāo)系下的形式(x方向)為:Fo(其中g(shù).為重力加速度,Fn(u-un)為顆粒的單CI -G -C2(4)位質(zhì)量曳力,其中式中:p表示混合物的密度;表示i方向的速度分Fo=i8A CoRe量;t為時間間隔;G。表示由平均速度梯度引起的其中,u為流體相速度,ur為顆粒速度,為流湍流動能;Cn、C2為經(jīng)驗常數(shù),[2】分別為Cn=1.體動力粘度,p為流體密度,P為顆粒密度,d為顆42、C2=1.68為模型常數(shù)2;pm為有效粘性,由下粒直徑,Re為相對雷諾數(shù)(顆粒雷諾數(shù)),C為曳力式定義得出:系數(shù),F為曳力,F,為其它作用力。P1.72duυ3-1+Cn)其中;υ=μnm/;C.≈100;在高雷諾數(shù)下,D=a1+8pC.,其中C2=0.0845對于球形顆粒,在一定的雷諾數(shù)范圍內(nèi),上式中將以上方程加上邊界上的定解條件,利用有限的a1,a2,a3為常數(shù)元方法可以求得流場內(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。中國煤化工1.3流場內(nèi)三維顆粒濃度分布的模擬其中CNMHG在氣化爐各噴嘴入口處加人示蹤顆粒,示蹤顆b=exp(2.3288-6.4581+2.4486中2)粒為固定大小的剛性圓球體,顆粒與連續(xù)相(氣相)b2=0.0964+0.55之間沒有化學(xué)反應(yīng),為惰性顆粒,并且加入示蹤顆粒b3=exp(4.905-13.8944∮+于海龍,等:噴嘴位置對新型水煤漿氣化爐內(nèi)流場的影響1372242-10.2599∮3)位置b4=exp(1.4681+12.2584φ-在進行數(shù)值模擬計箅時,除改變爐側(cè)噴嘴入口中2+15.885543)位置外,其它工況完全一致,具體運行工況為:爐側(cè)上式是由文獻[4]得到的。形狀系數(shù)φ的定義噴嘴入口角度為45°,各噴嘴霧化角為30°,爐頂噴嘴如下出口空氣流速30m/s,爐側(cè)噴嘴出l空氣流速25m(1)s,入爐煤粉顆粒為100μ-m~160μm,爐頂噴嘴煤粉流量為10.8kg/h,爐側(cè)單只噴嘴煤粉流量為2.7kg/其中s為與實際顆粒具有相冋體積的球形顆粒h,煤粉顆粒隨各噴嘴一同噴射λ爐膛,這里的煤粉的表面積,S為實際顆粒的表面積。顆粒僅為示蹤顆粒,用來描述爐內(nèi)顆粒濃度分布和對于亞觀尺度(直徑=1~10m)的顆粒, Stokes測試爐內(nèi)顆粒停留時間,在數(shù)值模擬計算過程中不曳力公式5是適用的。這時與氣相發(fā)生任何化學(xué)反應(yīng),為惰性顆粒;為了與后面Fn18(12)試驗測試相比較,氣化爐內(nèi)壓力采用常壓。對于冷態(tài)氣化爐,其爐內(nèi)流場分布受壓力影響很小,爐內(nèi)流上式中的系數(shù)C。為 Stokes曳力公式的場分布主要受氣化爐爐型、噴嘴入口位置和角度以cunningham修正(考慮稀薄氣體力學(xué)的顆粒壁面速及噴嘴入∏速度、動能和噴嘴流量的影響,氣化爐內(nèi)度滑移的修正),其計算公式為壓力變化很小,類似于等壓容器,因此在進行數(shù)值模C.=1+2(1.257+0.442)(13)極計算時采用常壓依然能夠很好地反映在高壓情況下氣化爐內(nèi)的流場分布狀況,對氣化爐的選型并無其中λ為氣體分子平均自由程。影響。顆粒平衡方程(5)中包含的其它作用力F在2.1對氣化爐內(nèi)流場分布的影響某些情況下可能很重要。這些“其它”作用力中的最圖2和圖3中(a)、(b)、(c)分別為爐側(cè)噴嘴入重要的一項是所謂的“視質(zhì)量力”(附加質(zhì)量力)。它口位置距氣化爐頂部0.6m、0.75m、0.9m時氣化是由于要使顆粒周圍流體加速而引起的附加作用爐內(nèi)速度分布等高線圖和速度分布矢量圖。從圖2力。視質(zhì)量力的表達式為中(a)可以看出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部P(14)0.6m時,爐側(cè)噴嘴射流對爐頂噴嘴射流的沖擊和截流作用很小,未能發(fā)揮出爐側(cè)噴嘴的作用和優(yōu)勢當(dāng)ρ>ρn時,視質(zhì)量力不容忽視。流場中存在爐頂噴嘴射流在爐側(cè)噴嘴射流未撞擊前就從爐側(cè)噴的流體壓力梯度引起的附加作用力為嘴射流中間穿過,爐側(cè)噴嘴射流被爐頂噴嘴主射流2)(15)擠向爐壁一側(cè)形成了對爐壁的沖刷。因此,這種流場分布是十分不合理的,所以爐側(cè)噴嘴入口位置從離散相邊界條件:當(dāng)顆粒與壁面發(fā)生碰撞時將流場分布來看不能設(shè)在這個位置。而從圖2和圖3會發(fā)生下述幾種情況中(b)圖可以看出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂(1)顆粒發(fā)生彈性或非彈性碰撞反射,例如在壁部075m時,上述不良現(xiàn)象明顯減弱,爐側(cè)噴嘴射面上;流對爐頂噴嘴主射流的沖擊和截流作用明顯增強(2)穿過壁面而逃逸(顆粒的軌道計算在此處終并且未出現(xiàn)爐側(cè)噴嘴射流貼壁現(xiàn)象,但是我們卻發(fā)止),例如在流場出口處。現(xiàn),爐頂噴嘴主射流在未能達到充分發(fā)展的狀態(tài)下2數(shù)值模擬結(jié)果即與爐側(cè)噴嘴射流撞擊,這樣各噴嘴形成的射流在進入氣化爐較短時間內(nèi)就發(fā)生撞擊,這不利于充分為了確定合適的爐側(cè)噴嘴人口位置,作者對爐發(fā)揮各噴嘴的優(yōu)良霧化性能。冋時與圖2和圖3中側(cè)噴嘴分別位于距爐頂高度為氣化爐爐體高度(c)相比,由于爐側(cè)噴嘴人口位置距氣化爐頂部較%、50%、60%,即距氣化爐爐頂高度h分別為0.6近中國煤化工相對較小,這對于熱m0.75m0.9m時氣化爐內(nèi)的流場分布顆粒停留態(tài)運CNMHG噴嘴射流周圍回流時間、顆粒濃度分布等進行了冷態(tài)數(shù)值模擬計算。區(qū)小,則爐頂噴嘴射流對周圍高溫?zé)煔獾木砦繙p從數(shù)值模擬計算的結(jié)果分析了爐側(cè)噴嘴入口位置對小,這對爐頂噴嘴射流和撞擊區(qū)內(nèi)的著火燃燒是不這些因索的影響規(guī)律,得到了最佳的爐側(cè)噴嘴入口利的,也降低了氣化爐著火和運行了穩(wěn)定性,因此,138動力工程第26卷應(yīng)當(dāng)適當(dāng)考慮增加爐頂噴嘴射流對周圍高溫?zé)煔獾拈g,為各噴嘴射流的充分發(fā)展提供了前提條件,又增卷吸作用,而這最直接的方法就是增加回流區(qū)的大加了爐頂噴嘴射流周圍回流區(qū)的大小,加強了爐頂小。當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部0.9m時,噴嘴射流對周圍高溫?zé)煔獾木砦饔?增加了氣化爐頂噴嘴射流在剛好達到充分發(fā)展時與爐側(cè)噴嘴射爐著火燃燒的穩(wěn)定性。因此,從流場分布效果來看,流相撞,此時既發(fā)揮了爐頂和爐側(cè)噴嘴的優(yōu)良霧化爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部0.9m時是相對比效果,延長了噴嘴射流在進入氣化爐到撞擊時的時較理想的。(a)h=0.60m(b)h=0.75mc)h=0.90m圖2氣化爐內(nèi)速度分布等高線圖Fig 2 Velocity distribution contours in a CWS gasifitcr42197542086534424075420x6530.028(a)h=0.60mb)h=0.75m(c)h=0.90m圖3氣化爐內(nèi)速度分布矢量圖FiK 3 Vectorgraph of velocity distribution in a Cws gasifier圖4和圖5中(a)、(b)、(ω)分別為爐側(cè)噴嘴人效果不明顯,其爐側(cè)噴嘴射流動能在未干擾到氣化口位置距氣化爐頂部0.6m、0.75m、0.9m時氣化爐爐頂部噴嘴射流流場內(nèi)部時就已消耗殆盡。因此的湍流強度分布和湍流動能分布等高線圖。從圖中爐側(cè)噴嘴射流的作用沒有充分發(fā)揮出來。而與這種可以看出:當(dāng)妒側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部0.6m倩況相比,當(dāng)爐側(cè)噴嘴入口位置距氣化爐頂部0.75時氣化爐內(nèi)湍流強度分布和湍流動能分布明顯不同m和0.9m時相對就好得多,尤其是09m時的情于0.75m和0.9m時的情況,爐側(cè)噴嘴射流并沒有況中國煤化工對爐頂噴嘴射流的影響到爐頂噴嘴射流流場內(nèi)部,由于爐側(cè)噴嘴人口沖擊化爐頂部湍流混合距爐頂較近,爐側(cè)噴嘴射流和爐頂噴嘴射流發(fā)生撞強度CNMH(這從圖5中(c)圖也擊的位置剛好位于爐頂噴嘴射流剛度比較大的位可以明顯的看出。因此從湍流混合強度和湍流動能置,因此爐側(cè)噴嘴射流對爐頂噴嘴射流的沖擊截流分布狀況來看,爐側(cè)噴嘴λ口位置距氣化爐頂部0于海龍,等:噴嘴位置對新型水煤漿氣化爐內(nèi)流場的影響1399m時是相對比較理想的,這與前面流場分布得到的結(jié)果相一致。4.e+04.2e+024.2e+02(a)h=0.60m(b)ha0.75m(c)h=0.90m圖4氣化爐湍流強度分布Fig 4 Turbulence intensity distribution in a CwS gasifier(a)h=0.60mb)h=0.75m(c)h=0.90化爐內(nèi)湍流動能分布Fig 5 Kinetic turbulence emery distribution in a CWS gasifier2.2對顆粒濃度分布和停留時間的影晌幾乎均被爐側(cè)噴嘴射流堵截在氣化爐中上部位,而圖6中(a)、(b)、(c)分別為爐側(cè)噴嘴入口位置幾乎沒有顆粒直接沖向氣化爐底部出口的現(xiàn)象發(fā)距氣化爐頂部0.6m、0.75m、0.9m時氣化爐的顆生,射流區(qū)和撞擊區(qū)以及回流區(qū)內(nèi)的顆粒濃度分布粒濃度分布。從圖6(a)中可以看出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入差別不大,整個氣化爐中上部位顆粒濃度分布相對口位置距氣化爐頂部θ.6m時,在射流區(qū)和撞擊區(qū)比較均勻。而當(dāng)爐側(cè)噴嘴人口位置距氣化爐頂部內(nèi)顆粒濃度較高,而且氣化爐內(nèi)顆粒濃度相對較高0.6m、0.75m時可以明顯看出,射流區(qū)和撞擊區(qū)內(nèi)的區(qū)域拉得很長,接近氣化爐底部出口為止。這可顆粒濃度明顯高于其它區(qū)域,顆粒濃度分布的不均能是由于爐側(cè)噴嘴射流對爐頂噴嘴主射流的沖擊截勻性將會影響氣化反應(yīng)的進行,并且為著火帶來困流效果不好所致,爐頂噴嘴射流屮的顆粒直接通過難,因為射流區(qū)和撞擊區(qū)內(nèi)顆粒濃度相對過于集中,爐側(cè)噴嘴射流的中間空隙而沖向氣化爐底部岀口,燃燒所需熱量和氧氣量大幅度增加,而顆粒分布均這就增加了顆?！岸搪贰爆F(xiàn)象的發(fā)生機會,勢必會影勻性中國煤化工程度一定較差。因響顆粒在氣化爐內(nèi)的平均停留時間。而圖6中(b)、此出:當(dāng)爐側(cè)噴嘴入(c)與圖(a)相比,這種顆粒直接沖向底部出口的現(xiàn)口位CNMHG氣化爐內(nèi)的湍流混象明顯減弱,尤其是當(dāng)爐側(cè)噴嘴λ口位置距氣化爐合程度相對最高,此時氣化爐內(nèi)的湍流流場分布最頂部0.9m時,氣化爐頂部噴嘴射流流場內(nèi)的顆粒適合燃燒和氣化反應(yīng)的進行。這與前面得到的結(jié)論動力工程第26卷也相吻合。(a)h=0.60m(b)h=0.75m(e)h=0.90m圖6氣化爐內(nèi)顆粒濃度分布表1不同爐側(cè)噴嘴距爐頂距離下的顆粒平均停留(2)對不同爐側(cè)噴嘴入口位置情況下氣化爐內(nèi)時間的流場分布、淌流強度和湍流動能分布、顆粒濃度分Tab1 Average lingering time of particles for cases布以及顆粒平均停留時間等進行了數(shù)值模擬計算ornoκ eles positioned at different heights數(shù)值模擬計算結(jié)果表明:當(dāng)爐側(cè)噴嘴人口位置距氣away from the furnaces top化爐頂部0.9m時氣化爐內(nèi)流場分布、湍流強度和噴嘴離頂部距離/m75湍流動能分布相對最為合理,此時氣化爐內(nèi)顆粒濃顆粒平均停留時間6.927度分布相對最為均勻,氣化爐內(nèi)顆粒平均停留時間最長,因此是數(shù)值模擬計算工況下最理想的爐側(cè)噴表1是不同爐側(cè)噴嘴距爐頂距離下的顆粒平均嘴入口位置。停留時間分布的數(shù)值模擬計算結(jié)果。從表1中可以看出:其氣化爐內(nèi)顆粒平均停留時向和我們前面分參考文獻:析預(yù)測的結(jié)果吻合良好,隨著爐側(cè)噴嘴距爐頂距離[1!費祥麟,高等流體力學(xué)「M.西安:西安交通大學(xué)出版的增加顆粒平均停留時間增大。顆粒平均停留時社,1995:530~540間的增加為煤粉的燃燒、焦炭的氣化還原反應(yīng)的進2] Choudhury D. Introduction to the Renormalization Croup行提供了充足的時間,增加了煤粉的燃盡和焦炭還原反應(yīng)的進行程度,也即增加了煤粉的利用率,進而增加了碳轉(zhuǎn)化率的大小,提高了氣化爐的經(jīng)濟運行3] Morsi S A, Alexander A J. An Investigation of Particl性能。Trajectories in Two-Phase Flow Systems[ J]. Fluid Mech1972,55(2):193-2083結(jié)論[4] Haider A, Levenspiel 0. Drag Coefficient and Terminalvelocity uf Spherical and Nonspherical Particles. )實驗數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬計算結(jié)果吻合艮好,證明Powder Technology, 1989,(58): 63-70了該數(shù)值模擬計算方法是切實可行的?？傻玫揭韵耓5: Ounis H, Ahmadi G, McLaughlin J B. Brownian diffusion結(jié)論uf Submicrometer Particles in the Viscous Sublayer [J1(1)建立了對氣化爐內(nèi)流場分布、顆粒濃度分Journal of Colloid and Interface Science, 1991, 143(1)布等進行冷態(tài)數(shù)值模擬計算的物理和數(shù)學(xué)模型,經(jīng)266-277數(shù)值模擬計算驗證,該模型是正確可行的。中國煤化工CNMHG