喷嘴位置对新型水煤浆气化炉内流场的影响

第26卷第1期动力工程2006年2月of power en文章编号:10006761(2006)01-13506喷嘴位置对新型水煤浆气化炉内流场的影响于海龙,刘建忠2,张桂芳,岑可法2(1.中原工学院能源与环境学院,郑州450007;2浙江大学能源洁净利用与环境工程国家重点实验室,杭州310027)摘要:为了考察气化炉炉侧喷嘴入射角对炉内流场分布、压力分布和颗粒浓度分布的影响,对种600kg/h的新型水媟浆气化炉炉内三维流场进行了冷态数值模拟。结果表明,喷嘴距气化炉頂部0.9m时,气化炉炉内流场分布最合理,压力分布和颗粒浓度分布最均匀。分析结果为气化炉的设计和运行提供了参考。图6表1参5关键词:工程热物理;气化炉;水煤浆;三维流场;数值模拟中图分类号:TQ534.4文献标识码:AEffect of NozZles Position on the flow Field in aNew Type Coal Water Slurry GasifierYU Hai-long, LU Jian-zhong, ZHANG Gui-fang, CEN Ke-fa(1. School of Energy Environment, Zhongyuan University, Zhengzhou 450007,China2. 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 furmace s side nozzles on the flow fieldpressure 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 bducted. Results show that, with the nozzles positioned 0.9mbelow 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鉴于水煤浆气化炉内湍流流场和颗粒浓度分布的复杂性,也为了更加直观地描述和了解气化炉内1数值模拟的控制流场分布和颗粒浓度分布状态,分析并借鉴前人的1.1物理模型的描述研究成果1,对新型水煤浆气化炉进行了冷模数本章进行数值模拟的物理模型为600kg/h的新值模拟计算,以期获得喷嘴位置对炉内流场和颗粒型水煤浆气化炉炉内三维空间。气化炉内径为0.5浓度分布的影响规律,为水煤浆气化炉的开发和设m,净高1.5m,高径比为3(图1)。计找到了更加便捷和有效的方法此模型对实际气化炉进行了适当的简化处理,将炉膛两端对流场影响较小的圆角部分去掉,而将收稿日期:2005-0905气化炉视为一个圆柱状,这样就简化了模型网格划基金项目:国家重点基础研究发展计划资助(2004c21701)分的麻烦和限制,而对实际数值模拟又不致产生较作者简介:于海龙(1975-),男,吉林人,博上,副教授。主要从事水煤浆气化炉、CFB锅炉燃烧和污染物排放控制研究大的影响。物理模型决定以后,利用四面体和六面体对此模型进行了混合网格划分。136动力工程第26卷一四面喷嘴入口与连续相的体积比小于01,流体颗粒的两相运动为稀疏悬浮流动,这就涉及到流体粒子的两相流问题,由于加入的示踪颗粒很少,其对连续相流场的影响极少,若只考虑连续相对示踪颗粒的影响而忽略炉腔侧面入口位置炉侧面斜阿入口示踪颗粒对连续相流场的影响,这样连续相的控制方程不变,只需求解颗粒相的运动方程即可求得流图1数值模拟计算的物理模型Fig 1 Physical model for numerieal simulation calculation场内三维颗粒浓度的分布。在计算时忽略颗粒间的相互作用,而只考虑连续相以及自身重力、附加质量1.2连续相三维流动的描述力和壁面对颗粒运动的影响,出于示踪颗粒是刚性在数值模拟中,流动由质量、动量、能量守恒方球体,因此与壁面间发生的是弹性碰撞,做这样的简程描述化处理后,颗粒相的运动方程可以简单的求解质量守恒方程的一般形式为在数值模拟计算中,可以通过定义颗粒的初始b+xa(m)+2()=0(1)位置速度、尺寸来计算颗粒在连续相中的分布。依ap a据对颗粒物理属性的定义而确定的颗粒初始条件可动量守恒方程为NS方程,其一般形式1为:39+艮ax:)x以用来初始化颗粒的轨道。当颗粒穿过流体运动dwi= efi-axt时颗粒的轨道可通过当地流体作用于颗粒上的各种平衡作用力来进行计算,可通过图形化界面或文m3x(3(2)本界面输出计算出的颗粒轨道模拟计算中采用k粘性湍流流动模型,其1.4颗粒的力平衡以张量表示的支配方程的一般形式为:可以通过积分拉氏坐标系下的颗粒作用力微分3(p方程来求解离散相颗粒(液滴或气泡)的轨道。颗粒的作用力平衡方程(颗粒惯性=作用在颗粒上的各ak+(3)种力)在笛卡尔坐标系下的形式(x方向)为=F(a-4)+5(B2-0)+F,(5)(p)+x-(其中g,为重力加速度,Fn(u-bn)为颗粒的单位质量曳力,其中18u cnre式中:p表示混合物的密度;p表示i方向的速度分F量;t为时间间隔;G,表示由平均速度梯度引起的其中,u为流体相速度,u为颗粒速度,为流湍流动能;Cn、C2x.为经验常数,[2]分别为Cn=1.体动力粘度,p为流体密度,P为颗粒密度,d为颗42、C2,=1.68为模型常数2;pm为有效粘性,由下粒直径,Re为相对雷诺数(颗粒雷诺数),C为曳力式定义得出系数,FD为曳力,F为其它作用力4()=1n2,-,cdRe s pd, I up-u I(7)其中;t=pm/;C.≈100;在高雷诺数下cp =a1+ Re Rea2H=PCn,其中Cn=0.0845对于球形颗粒,在一定的雷诺数范围内,上式中将以上方程加上边界上的定解条件,利用有限的为常数元方法可以求得流场内流体运动的瞬时解,包括流Cn=2:(1+b,R体运动的速度分布、压力分布、湍流强度分布等。64 + Re13流场内三维颗粒浓度分布的模拟其中在气化炉各喷嘴人口处加入示踪颗粒,示踪颗b,=exp(23288-6.4581+241862)粒为固定大小的刚性圆球体,颗粒与连续相(气相)b2=0.0964+0.55之间没惰性颗粒,并且加入示踪颗粒b、=exp(4.905-13.8944+第1期子海龙,等:喷嘴位置对新型水煤浆气化炉内流场的影响13718,422242-10.25993)位置b4=exp(1.4681+12.25844在进行数值模拟计算时,除改变炉侧喷嘴入口20.732252+15885543)位置外,其它工况完全一致,具体运行工况为:炉侧上式是由文献[4]得到的。形状系数φ的定义喷嘴入口角度为45°,各喷嘴雾化角为30°,炉顶喷嘴如下:出口空气流速30m/s,炉侧喷嘴出l空气流速25ms,入炉煤粉颗粒为100φm~160μm,炉顶喷嘴煤粉(11)流量为10.8kg/h,炉侧单只喷嘴煤粉流量为2.7kg其中s为与实际颗粒具有相冋体积的球形顆粒h,煤粉颗粒随各喷嘴一同喷射人炉膛,这里的煤粉的表面积,S为实际颗粒的表面积。颗粒仅为示踪颗粒,用来描述炉内颗粒浓度分布和对于亚观尺度(直径=1~10μm)的颗粒, Stokes测试炉内颗粒停留时间,在数值模拟计算过程中不曳力公式是适用的。这时与气相发生任何化学反应,为惰性颗粒;为了与后面18C(12)试验测试相比较,气化炉内压力采用常压。对于冷态气化炉,其炉内流场分布受压力影响很小,炉内流上式中的系数C。为 Stokes曳力公式的场分布主要受气化炉炉型,喷嘴入口位置和角度以Cunningham修正(考虑稀薄气体力学的颗粒壁面速及喷嘴入速度、动能和喷嘴流量的影响,气化炉内度滑移的修正),其计算公式为压力变化很小,类似于等压容器,因此在进行数值模C.=1+-(1.257+0,4c42)(13)计算时采用常压依然能够很好地反映在高压情况下气化炉内的流场分布状况,对气化炉的选型并无其中λ为气体分子平均自由程。影响。颗粒平衡方程(5)中包含的其它作用力F在2.1对气化炉内流场分布的影响某些情况下可能很重要。这些“其它”作用力中的最图2和图3中(a)、(b)、(c)分别为炉侧喷嘴入重要的一项是所谓的“视质量力”(附加质量力)。它口位置距气化炉顶部0.6m、0.75m、0.9m时气化是由于要使颗粒周围流体加速而引起的附加作用炉内速度分布等高线图和速度分布矢量图。从图2力。视质量力的表达式为中(a)可以看出:当炉侧喷嘴入口位置距气化炉顶部FIp2(14)0.6m时,炉侧喷嘴射流对炉顶喷嘴射流的冲击和截流作用很小,未能发挥出炉侧喷嘴的作用和优势当ρ>φn时,视质量力不容忽视。流场中存在炉顶喷嘴射流在炉侧喷嘴射流未撞击前就从炉侧喷的流体压力梯度引起的附加作用力为:嘴射流中间穿过,炉侧喷嘴射流被炉顶喷嘴主射流F(15)挤向炉壁一侧形成了对炉壁的冲刷。因此,这种流场分布是十分不合理的,所以炉侧喷嘴入口位置从离散相边界条件:当颗粒与壁面发生碰撞时将流场分布来看不能设在这个位置。而从图2和图3会发生下述几种情况中(b)图可以看出:当炉侧喷嘴入口位置距气化炉顶(1)颗粒发生弹性或非弹性碰撞反射,例如在壁部0.75m时,上述不良现象明显减弱,炉侧喷嘴射面上;流对炉顶喷嘴主射流的冲击和截流作用眀显增强,(2)穿过壁面而逃逸(颗粒的轨道计算在此处终并且未出现炉侧喷嘴射流贴壁现象,但是我们却发止),例如在流场出口处。现,炉顶喷嘴主射流在未能达到充分发展的状态下2数值模拟结果即与炉侧喷嘴射流撞击,这样各喷嘴形成的射流在进入气化炉较短时间内就发生撞击,这不利于充分为了确定合适的炉侧喷嘴入口位置,作者对炉发挥各喷嘴的优良雾化性能。同时与图2和图3中侧喷嘴分别位于距炉顶高度为气化炉炉体高度(e)相比,由于炉侧喷嘴入口位置距气化炉顶部较40%、50%、60%,即距气化炉炉顶高度h分别为0.6近,炉顶喷嘴周围形成的回流区相对较小,这对于热m、0.75m、0.9m时气化炉内的流场分布、颗粒停留态运行的气化炉来说,如果炉顶喷嘴射流周围回流时间、颗粒浓度分布等进行了冷态数值模拟计算。区小,则炉顶喷嘴射流对周围高温烟气的卷吸量减从数值模拟计算的结果分析了炉侧喷嘴入口位置对小,这对炉顶喷嘴射流和撞击区内的着火燃烧是不这些因素的影响规律,得到了最佳的138动力工程第26卷应当适当考虑增加炉顶喷嘴射流对周围高温烟气的间,为各喷嘴射涴的充分发展提供了前提条件,又增卷吸作用,而这最直接的方法就是增加回流区的大加了炉顶喷嘴射流周围回流区的大小,加强了炉顶小。当炉侧喷嘴入口位置距气化炉顶部0.9m时,喷嘴射流对周围高温烟气的卷吸作用,增加了气化炉顶喷嘴射流在刚好达到充分发展时与炉侧喷嘴射炉着火燃烧的稳定性。因此,从流场分布效果来看流相撞,此时既发挥了炉顶和炉侧喷嘴的优良雾化炉侧喷嘴入口位置距气化炉顶部0.9m时是相对比效果,延长了喷嘴射流在进入气化炉到撞击时的时较理想的。642197542085420892(a)h=0.60m(b)h=0.75m(c)h=0.90m图2气化炉内速度分布等高线图Fig 2 Velocity distribution contours in a CWS gasifitcr4219784206531421075420x6532(a)h=0.60mb)h=0.75m(c)h=0.90m图3气化炉内速度分布矢量图FiK 3 Vectorgraph of velocity distribution in a Cws gasifier图4和图5中(a)、(b)、(e)分别为炉侧喷嘴人效果不明显,其炉侧喷嘴射流动能在未干扰到气化口位置距气化炉顶部0.6m、0.75m、0,9m时气化炉炉顶部喷嘴射流流场内部时就已消耗殆尽。因此的湍流强度分布和湍流动能分布等高线图。从图中炉侧喷嘴射流的作用没有充分发挥出来。而与这种可以看出:当炉侧喷嘴入口位置距气化炉顶部0.6m情况相比,当炉侧喷嘴入口位置距气化炉顶部0.75时气化炉内湍流强度分布和湍流动能分布明显不同m和0.9m时相对就好得多,尤其是0.9m时的情于075m和0.9m时的情况,炉侧喷嘴射流并没有况,充分发挥了炉侧喷嘴的动能,对炉顶喷嘴射流的影响到炉顶喷嘴射流流场内部,由于炉侧喷嘴人口冲击和截流效果非常明显,且气化炉顶部湍流混合距炉顶较近,炉侧喷嘴射流和炉顶喷嘴射流发生撞强度相对较高的区域明显增加,这从图5中(c)图也击的位置刚好位于炉顶喷嘴射流刚度比较大的位可以明显的看出。因此从湍流混合强度和湍流动能置,因此炉侧喷嘴射流对炉顶喷嘴射流的冲击截流分布状况来看,炉侧喷嘴λ口位置距气化炉顶部0.于海龙,等:喷嘴位置对新型水煤浆气化炉内流场的影响1399m时是相对比较理想的,这与前面流场分布得到的结果相一致。4.2e4.2e+D2383+8(a)h=0.60m(b)h=0.75m(e)h=0.90m图4气化炉湍流强度分布Fig 4 Turbulence intensity distribution in a CWS gasifier(a)h=0.60m(b)h=0.75(c)h=0.90m图5气化炉内湍流动能分布Fig 5 Kinetic turbulence etery distribution in a CWs gasifier2.2对颗粒浓度分布和停留时间的影晌几乎均被炉侧喷嘴射流堵截在气化炉中上部位,而图6中(a)、(b)、(c)分别为炉侧喷嘴入口位置几乎没有颗粒直接冲向气化炉底部出口的现象发距气化炉顶部0.6m、0.75m、0.9m时气化炉的颗生,射流区和撞击区以及回流区内的颗粒浓度分布粒浓度分布。从图6(a)中可以看出:当炉侧喷嘴入差别不大,整个气化炉中上部位颗粒浓度分布相对口位置距气化炉顶部0.6m时,在射流区和撞击区比较均匀。而当炉侧喷嘴人口位置距气化炉顶部内颗粒浓度较高,而且气化炉内颗粒浓度相对较高0.6m、0.75m时可以明显看出,射流区和撞击区内的区域拉得很长,接近气化炉底部出口为止。这可颗粒浓度明显高于其它区域,颗粒浓度分布的不均能是由于炉侧喷嘴射流对炉顶喷嘴主射流的冲击截匀性将会影响气化反应的进行,并且为着火带来困流效果不好所致,炉顶喷嘴射流中的颗粒直接通过难,因为射流区和撞击区内颗粒浓度相对过于集中,炉侧喷嘴射流的中间空隙而冲向气化炉底部岀口,燃烧所需热量和氧气量大幅度增加,而颗粒分布均这就增加了颗粒“短路”现象的发生机会,势必会影匀性较差时气化炉内的湍流混合程度一定较差。因响颗粒在气化炉内的平均停留时间。而图6中(b)、此,从颗粒浓度分布规律也可以看出:当炉侧喷嘴入(c)与图(a)相比,这种颗粒直接冲向底部出口的现口位置距气化炉顶部0.9m时,气化炉内的湍流混象明显减弱,尤其是当炉侧喷嘴入口位置距气化炉合程度相对最高,此时气化炉内的湍流流场分布最顶部0.9m时,气化炉顶部喷嘴射流流场内的颗粒适合燃烧和气化反应的进行。这与前面得到的结论动力工程第26卷也相吻合。432(a)h=0.60m(b)h=0.75m)h=0.90m图6气化炉内颗粒浓度分布Fig 6 Distribution of particle concentrationg in a CwS gasifier表1不同炉侧喷嘴距炉顶距离下的颗粒平均停留(2)对不同炉侧喷嘴入口位置情况下气化炉内时间的流场分布、湍流强度和湍流动能分布、颗粒浓度分Tab1 Average lingering time of particles for cases布以及颗粒平均停留时间等进行了数值模拟计算。ornoκ ales positioned at different heights数值模拟计算结果表明:当炉側喷嘴人口位置距气away from the furnaces top化炉顶部0.9m时气化炉内流场分布、湍流强度和喷嘴离顶部距离/m湍流动能分布相对最为合理,此时气化炉内颗粒浓颗粒平均停诩时间5.5386.927度分布相对最为均匀,气化炉内颗粒平均停留时间最长,因此是数值模拟计算工况下最理想的炉侧喷表1是不同炉侧喷嘴距炉顶距离下的颗粒平均嘴入口位置。停留时间分布的数值模拟计算结果。从表1中可以看出:其气化炉内颗粒平均停留时问和我们前面分参考文献析预测的结果吻合良好,随着炉侧喷嘴距炉顶距离[1?费祥麟高等流体力学M西安:四安交通大学出版的增加颗粒平均停留时间增大。颗粒平均停留时间的增加为煤粉的燃烧、焦炭的气化还原反应的进2] Choudhury D. Introduction to the Renormalization Croup行提供了充足的时间,增加了煤粉的燃尽和焦炭还and Turbulence Modeling Z]. Fluent In原反应的进行程度,也即增加了煤粉的利用率,进而Technical Memorandum TM-107 1993增加了碳转化率的大小提高了气化炉的经济运行3」 Morsi SA, Alexander A J. An Investigation of Particle性能。Trajectories in Two-Phase Flow Systems[ J]. Fluid Mech1972,55(2):193-208.3结论[4] Haider A, Levenspiel 0. Drag Coefficient and Terminal实验数据与数值模拟计算结果吻合良好,证明Powder Technology, 1989, (58): 63-70了该数值模拟计算方法是切实可行的。可得到以下[5: Ounis h, Ahmadi G, Mclaughlin J B. Brownian diffusion结论of Submicrometer Particles in the Viscous Sublayer [JI(1)建立了对气化炉内流场分布、颗粒浓度分Journal of Colloid and Interface Science, 1991, 143(1)布等进行冷态数值模拟计算的物理和数学模型,经数值模拟计算验证,该模型是正确可行的。