气流床煤气化辐射废锅内多相流动与传热.pdf

书书书第６０卷第１２期化工学报Ｖｏｌ．６０Ｎｏ．１２２００９年１２月ＣＩＥＳＣＪｏｕｒｎａｌＤｅｃｅｍｂｅｒ２００９檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭檭殐殐殐殐研究论文气流床煤气化辐射废锅内多相流动与传热倪建军１，梁钦锋１，周志杰１，张玉柱２，于广锁１（１华东理工大学煤气化教育部重点实验室，上海２００２３７；２神华宁夏煤业集团有限责任公司，宁夏银川７５０００４）摘要采用多相流动与传热模型耦合的数值方法，对气流床煤气化辐射废锅内多相流场与传热过程进行了数值模拟。在Ｅｕｌｅｒ坐标系中采用组分输运模型计算气体组分扩散过程，并通过ｒｅａｌｉｚａｂｌｅ犽 ε湍流模型计算炉内流场，煤渣颗粒运动轨迹在Ｌａｇｒａｎｇｅ坐标系中计算，并考虑了气固相间双向耦合。利用灰气体加权和模型与离散坐标法相结合，计算了炉内辐射传热过程，并考虑了煤渣颗粒的热辐射特性。结果表明炉体入口存在张角约为１０的中心射流区，其流速和温度均较高，且周围存在明显回流区，回流区内部分颗粒富集；大部分颗粒直接落入渣池，且粒径越大落入渣池时温度越高；炉内温度分布除中心射流区，整体分布均匀，且随壁面灰渣厚度的增加而升高；计算结果与实验测量结果及文献值基本一致。关键词辐射废锅；辐射传热；多相流；煤气化中图分类号ＴＱ５４６；ＴＫ１１＋４文献标识码Ａ文章编号０４３８－１１５７（２００９）１２－２９９７－０９犕狌犾狋犻狆犺犪狊犲犳犾狅狑犪狀犱犺犲犪狋狋狉犪狀狊犳犲狉犻狀犲狀狋狉犪犻狀犲犱  犳犾狅狑犮狅犪犾犵犪狊犻犳犻犮犪狋犻狅狀狉犪犱犻犪狀狋狊狔狀犵犪狊犮狅狅犾犲狉犖犐犑犻犪狀犼狌狀１，犔犐犃犖犌犙犻狀犳犲狀犵１，犣犎犗犝犣犺犻犼犻犲１，犣犎犃犖犌犢狌狕犺狌２，犢犝犌狌犪狀犵狊狌狅１（１犓犲狔犔犪犫狅狉犪狋狅狉狔狅犳犆狅犪犾犌犪狊犻犳犻犮犪狋犻狅狀，犕犻狀犻狊狋狉狔狅犳犈犱狌犮犪狋犻狅狀，犈犪狊狋犆犺犻狀犪犝狀犻狏犲狉狊犻狋狔狅犳犛犮犻犲狀犮犲犪狀犱犜犲犮犺狀狅犾狅犵狔，犛犺犪狀犵犺犪犻２００２３７，犆犺犻狀犪；２犛犺犲狀犺狌犪犖犻狀犵狓犻犪犆狅犪犾犌狉狅狌狆犆狅狉狆狅狉犪狋犻狅狀犔犻犿犻狋犲犱，犢犻狀犮犺狌犪狀７５０００４，犖犻狀犵狓犻犪，犆犺犻狀犪）犃犫狊狋狉犪犮狋Ｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｍｕｌｔｉｐｈａｓｅｆｌｏｗａｎｄｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｉｎａｎｅｎｔｒａｉｎｅｄ  ｆｌｏｗｃｏａｌｇａｓｉｆｉｃａｔｉｏｎｒａｄｉａｎｔｓｙｎｇａｓｃｏｏｌｅｒ（ＲＳＣ）ｗａｓｓｉｍｕｌａｔｅｄｂｙｃｏｕｐｌｉｎｇｔｈｅｍｕｌｔｉｐｈａｓｅｆｌｏｗｍｏｄｅｌａｎｄｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｍｏｄｅｌ．Ｔｈｅｇａｓｐｈａｓｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｗａｓｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙｒｅａｌｉｚａｂｌｅ犽εｍｏｄｅｌｗｉｔｈａｎＥｕｌｅｒｍｅｔｈｏｄｗｈｉｌｅｔｈｅｄｉｓｃｒｅｔｅｒａｎｄｏｍｗａｌｋ（ＤＲＷ）ｗａｓａｐｐｌｉｅｄｔｏｔｒａｃｅｔｈｅｐａｒｔｉｃｌｅｓ，ａｎｄｔｈｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎｇａｓａｎｄｐａｒｔｉｃｌｅｓｗａｓｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ．ＴｈｅｒａｄｉａｔｉｖｅｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｓｙｎｇａｓｍｉｘｔｕｒｅｗｅｒｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙＷｅｉｇｈｔｅｄ  Ｓｕｍ  ｏｆ  Ｇｒａｙ  Ｇａｓｅｓ（ＷＳＧＧ）ｍｏｄｅｌ．Ｔｈｅｄｉｓｃｒｅｔｅｏｒｄｉｎａｔｅｓｍｏｄｅｌ（ＤＯＭ）ｗａｓｕｓｅｄｆｏｒｍｏｄｅｌｉｎｇｔｈｅｒａｄｉａｔｉｖｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒ，ａｎｄｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｓｌａｇｐａｒｔｉｃｌｅｓｏｎｒａｄｉａｔｉｖｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｗａｓｉｎｃｌｕｄｅｄ．Ｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｔｈｅｅｘｐａｎｄｉｎｇａｎｇｌｅｏｆｉｎｌｅｔｊｅｔｉｓ１０，ｗｈｅｒｅｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｖｅｌｏｃｉｔｙａｒｅｈｉｇｈｅｒｔｈａｎｏｔｈｅｒａｒｅａ’ｓ．Ｔｈｅｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎａｒｏｕｎｄｔｈｅｉｎｌｅｔｊｅｔｈａｓａｈｉｇｈｅｒｐａｒｔｉｃｌｅｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ．Ｍｏｓｔｏｆｔｈｅｓｌａｇｐａｒｔｉｃｌｅｓａｒｅｓｔｒａｉｇｈｔｌｙｄｒｏｐｐｅｄｉｎｔｏｔｈｅｓｌａｇｐｏｏｌ，ａｎｄｔｈｅｌａｒｇｅｒｔｈｅｐａｒｔｉｃｌｅ，ｔｈｅｆａｓｔｅｒｔｈｅｄｒｏｐｐｉｎｇａｎｄｔｈｅｈｉｇｈｅｒｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｉｔｗｉｌｌｈａｖｅ．ＴｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎＲＳＣｉｓｕｎｉｆｏｒｍｅｘｃｅｐｔｔｈｅｉｎｌｅｔｊｅｔｒｅｇｉｏｎ，ａｎｄｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｉｎｃｒｅａｓｅｓｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｉｎａｓｈ／ｓｌａｇｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎｔｈｉｃｋｎｅｓｓ．Ｔｈｅｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌｍｏｄｅｌｓｆｏｒ２００９－０４－２２收到初稿，２００９－０８－３１收到修改稿。联系人于广锁。第一作者倪建军（１９８３－），男，博士研究生。基金项目国家重点基础研究发展计划项目（２００４ＣＢ２１７７０７）；国家自然科学基金项目（２０８７６０４８）；教育部新世纪优秀人才支持计划项目（ＮＣＥＴ  ０６  ０４１６）；教育部长江学者与创新团队发展计划项目（ＩＲＴ０６２０）。犚犲犮犲犻狏犲犱犱犪狋犲２００９－０４－２２．犆狅狉狉犲狊狆狅狀犱犻狀犵犪狌狋犺狅狉Ｐｒｏｆ．ＹＵＧｕａｎｇｓｕｏ，ｇｓｙｕ＠ｅｃｕｓｔ．ｅｄｕ．ｃｎ犉狅狌狀犱犪狋犻狅狀犻狋犲犿ｓｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙｔｈｅＮａｔｉｏｎａｌＢａｓｉｃＲｅｓｅａｒｃｈＰｒｏｇｒａｍｏｆＣｈｉｎａ（２００４ＣＢ２１７７０７）ａｎｄｔｈｅＮａｔｉｏｎａｌＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＣｈｉｎａ（２０８７６０４８）．ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｒｅｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｌｉｔｅｒａｔｕｒｅｄａｔａ．ＯｖｅｒａｌｌａｇｒｅｅｍｅｎｔｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｐｒｅｄｉｃｔｅｄａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｖａｌｕｅｓｉｓｇｏｏｄａｎｄｇｉｖｅｓｃｏｎｆｉｄｅｎｃｅｉｎｕｓｉｎｇｔｈｅｓｅｒｏｕｔｉｎｅｓｆｏｒＲＳＣｄｅｓｉｇｎｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓ．犓犲狔狑狅狉犱狊ｒａｄｉａｎｔｓｙｎｇａｓｃｏｏｌｅｒ；ｒａｄｉａｔｉｖｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒ；ｍｕｌｔｉｐｈａｓｅｆｌｏｗ；ｃｏａｌｇａｓｉｆｉｃａｔｉｏｎ引言先进气流床煤气化工艺按产物冷却方式分主要有激冷流程、辐射废锅流程和废锅激冷流程３种。第１种流程主要用于合成氨、甲醇合成等相关产业，后两种主要用于整体煤气化联合循环（ＩＧＣＣ）发电和煤基多联产。国内对激冷流程中洗涤冷却室进行了深入研究［１  ２］，但对辐射废锅的研究尚未见报道。我国是世界上电力需求增长最快的国家，且８０％依靠以煤为原料的火力发电［３］。采用先进的洁净煤发电技术，是可持续发展战略对电力工业的必然要求。气流床煤气化炉出口温度为１２００～１５００℃，废锅流程可将合成气和熔渣显热有效回收利用，产生的高压蒸汽可用于发电，使ＩＧＣＣ整体供电效率提高约４％～５％。气化产物依次通过辐射废锅、对流废锅进行降温，然后进入净化除尘系统，最终进入燃气轮机发电。辐射废锅操作条件苛刻，了解其内部多相流动和传热过程对传热优化和提高合成气净化效率具有重要指导意义。国外对辐射废锅流程ＩＧＣＣ发电技术的研究起步较早，并取得了很大的进展［４］。Ｂｒｏｏｋｅ［５］对美国冷水电站辐射废锅水冷壁壁面煤渣沉积物的化学性质进行了分析，得到水冷壁壁面局部渣层厚度达２．５ｃｍ，积灰厚度约２ｍｍ。Ｋｉｈａｒａ等［６］对一ＩＧＣＣ示范电站的辐射废锅水冷壁管的腐蚀进行了研究。以上研究主要集中于水冷壁积灰和腐蚀等局部问题。近年来，Ｋｒａｆｔ等［７］设计了一种底部带洗涤冷却室的辐射废锅，并通过ＣＦＤ模拟对其内部流场和温度场进行了设计优化，但由于以专利形式发表，辐射废锅内流场和温度场细节仍未能充分展现。本文通过数值模拟方法对水煤浆气化辐射废锅进行了研究，以期为该领域的研究提供重要信息。１研究对象与模型假设图１显示了辐射废锅顶部圆形入口、双层水冷壁和渣池结构。为便于建立计算稳定的数值模型，采用如下假设①气化炉稳定运行，出口合成气和煤渣量不随时间变化；②假设煤渣为球形颗粒，不考虑其冷凝相变和颗粒间碰撞（颗粒体积分数小于１０－４）；③辐射废锅运行过程中渣池内灰水采用外部水循环，忽略灰水蒸发，并设定渣池内水温恒定为４０℃；④假定辐射废锅水冷壁壁面渣层和灰层厚度分布均匀，并取渣、灰热导率分别为１．８７、０．２５Ｗｍ－１Ｋ－１［８］。图１辐射废锅结构Ｆｉｇ．１Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｒａｄｉａｎｔｓｙｎｇａｓｃｏｏｌｅｒ２数学模型２  １连续相模型采用Ｅｕｌｅｒ法建立连续介质流动控制方程。辐射废锅入口圆形射流与Ｔｅｘａｃｏ气化炉顶部喷嘴射流相似，入口直径与筒体直径相比，突扩比较大，属于典型的圆形湍流受限射流过程。而关于Ｔｅｘａｃｏ气化炉的实验和模拟研究已有文献报道［９］，通过对多种湍流模型计算结果与实验对比分析得出，采用ｒｅａｌｉｚａｂｌｅ犽 ε湍流模型对圆形湍流受限射流过程的模拟与实验结果较为一致［１０  １１］，因此本文采用ｒｅａｌｉｚａｂｌｅ犽 ε湍流模型计算炉内流场。底部渣池气液两相运动界面的控制采用流体体积ＶＯＦ８９９２化工学报第６０卷模型［１２］。在传热和相间能量传递计算中共用一套能量方程 （ ρ狇犈） 狋＋ ［犝（ ρ狇犈＋狆）］＝ （犽ｅｆｆ犜）＋犛ｈ（１）式中 ρ狇为第狇相密度，ｋｇｍ－３；犝为混合相速度，ｍｓ－１；狆为压力，Ｐａ；犽ｅｆｆ为热导率，Ｗｍ－１Ｋ－１；狋为时间，ｓ；犛ｈ为能量源项，包括热辐射和相间热传递。ＶＯＦ模型中将温度为犜时的能量犈作为质量平均变量处理。在求解能量方程时，不同温度下的合成气比热容为犮＝∑ 犖犻犢犻∫ 犜犜ｒｅｆ犮狆，犻ｄ（）犜（２）式中犮狆，犻为组分犻的热容，Ｊｇ－１Ｋ－１；犜ｒｅｆ＝２９８．１５Ｋ。根据表１给出的合成气组分数据，可得不同温度下合成气物性参数，见表２。表１合成气组分数据犜犪犫犾犲１犇犪狋犪狅犳狊狔狀犵犪狊犮狅犿狆狅狀犲狀狋狊／％（ｖｏｌ）Ｈ２ＣＯＣＯ２Ｈ２Ｓ＋ＣＯＳＣＨ４Ｎ２＋ＡｒＨ２Ｏ２６．４０３５．８０１５．０００．２３０．０５０．４８２２．０４表２合成气物性参数犜犪犫犾犲２犘犺狔狊犻犮犪犾狆狉狅狆犲狉狋犻犲狊狅犳狊狔狀犵犪狊Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ／℃ Ｓｐｅｃｉｆｉｃｈｅａｔ／Ｊｇ－１Ｋ－１Ｔｈｅｒｍａｌｃｏｎｄｕｃｔｉｖｉｔｙ／Ｗｍ－１Ｋ－１Ｄｙｎａｍｉｃｖｉｓｃｏｓｉｔｙ１０６／ｋｇｍ－１ｓ－１１３００１．９４０．２５５．６２１２００１．９２０．１９５２．７６１１００１．９０．１８４９．８８１０００１．８７０．１７４６．９６９００１．８５０．１５４４．０１８００１．８２０．１４４１．０１７００１．７８０．１３３７．９５６００１．７５０．１２３４．８２５００１．７１０．１１３１．６０合成气气体组分较多，且在高温、高压下物理化学特性不同，各组分间的能量传递计算采用组分输运模型，其输运方程为［１３］ ρ狌犼犢犻 狓犼＝  狓犼 ρ犇犻，ｍ＋ μｔ犛犮（）ｔ 犢犻 狓［］犼＋犚犻（犻＝１，２，，犖－１）（３）式中组分犻的化学生成速率犚犻＝０；合成气密度 ρ按理想气体计算；狌犼为犼方向速度分量，ｍｓ－１；犇犻，ｍ为组分犻的质量扩散系数；犛犮ｔ为湍流Ｓｃｈｍｉｄｔ数；μｔ为湍流黏度，Ｐａｓ；犢犻为组分犻的质量分数；狓犼为空间方向；犖为组分数。２  ２离散相模型不同粒径颗粒群在辐射废锅内的运动及分布情况采用随机轨道模型在Ｌａｇｒａｎｇｅ坐标系下考察，采用双向耦合算法考虑颗粒相与连续相间的相互作用。在笛卡尔坐标系（狔方向）下的单颗粒运动方程为［１４］ｄ狌ｐｄ狋＝犉Ｄ（狌ｇ－狌ｐ）＋犵狔（ρｐ－ρｇ） ρｐ＋犉狔（４）式中犉Ｄ（狌ｇ－狌ｐ）为单位质量颗粒曳力项；ρｇ、狌ｇ、ρｐ、狌ｐ分别为气体和颗粒密度和速度；犵狔为重力加速度狔方向分量；第二项为重力和浮力的合力项；犉狔为附加力的合力，包括虚假质量力、热泳力、布朗力和Ｓａｆｆｍａｎ力等，在本文计算条件下，由于ρ ｇρｐ，这些力非常小，故忽略。２  ３传热模型考虑合成气和煤渣颗粒辐射特性的辐射传热方程为ｄ犐（狉，狊）ｄ狊＋（犪ｇ＋犪ｐ＋σｐ）犐（狉，狊）＝犪狀２ σ 犜４ π ＋σ ｐ４ π∫ ４ π ０犐（狉，狊′）（狉，狊′）ｄ Ω ′ （５）式中狉为位置向量；狊为方向向量；狊′为散射方向；狊为沿程长度，ｍ；犪ｇ、犪ｐ分别为气体和颗粒吸收系数；σ ｐ为散射系数；狀为折射率；犐为辐射强度，Ｊｍ－２ｓ－１；犜为当地气相温度，Ｋ； 为相位函数； Ω ′ 为空间立体角。颗粒与连续相热平衡计算方程为犿ｐ犮狆犱Ｔ狆犱ｔ＝ｈＡ狆（Ｔ犵－Ｔ狆）＋ε 狆Ａ狆σ（θ ４犚－Ｔ４狆）（６）式中犿ｐ、犮狆、犜ｐ、εｐ和犃ｐ分别为颗粒质量、热容、温度、发射系数和表面积；犜ｇ为气相温度；犺为对流传热系数，Ｗｍ－２Ｋ－１；θ Ｒ为辐射温度，Ｋ；σ为Ｓｔｅｆａｎ  Ｂｏｌｔｚｍａｎｎ常数。在辐射废锅内的辐射传热过程中包含了合成气和煤渣颗粒的热辐射作用，本文采用离散坐标模型（ＤＯＭ）［１５］求解辐射方程。ＤＯＭ模型是从有限个立体角发出的辐射传播方程求解每个立体角对应坐标系下的固定方向。对三维模型进行计算时，对空间八分体４ π空间角进行离散化。合成气中含有ＣＯ、ＣＯ２、ＣＨ４、Ｈ２Ｏ等热辐射气体，合成气辐射特性采用灰气体加权和（ＷＳ  ＧＧ）模型［１６］计算，合成气在沿程长度狊范围内的总发射系数ε ｇ和吸收系数犪ｇ可分别按式（７）、式９９９２第１２期倪建军等气流床煤气化辐射废锅内多相流动与传热（８）求得 εｇ＝∑ 犖犻＝０ ∑ 犑犼＝０犫ε，犻，犼犜犼－（）１１－ｅ－犓犻狆（）狊（７）犪ｇ＝∑ 犖犻＝０犪ε，犻犪犻狆（８）式中狆为气体分压，犑为温度多项式系数，发射系数多项式参数犫 ε，犻，犼和组分犻的吸收系数犪犻值见文献［１７］。气流夹带着大量煤渣颗粒，而颗粒的辐射能力远强于合成气，且辐射特性与颗粒本身结构和化学组成密切相关［１８］。在包含颗粒辐射的计算中颗粒辐射特性参数参考Ｍｉｌｌｓ等［１９］在还原性气氛下测得的煤气化炉渣颗粒辐射特性值，本文在计算中取颗粒发射系数ε ｐ＝０．８３。３网格划分与边界条件３  １网格划分和求解方法根据辐射废锅的轴对称性和计算域突扩比大的特点，对辐射废锅进行１／２六面体非结构化网格划分。在考察网格独立性计算中，对网格数为４５万、８１万和１２０万的计算域进行了对比求解，最终确定合适的网格数约为８１万，计算区域及网格划分如图２所示。计算采用控制体积法离散微分方程，对流项采用二次迎风插值方法，压力耦合的求解基于质量、动量和能量传递方程的ＳＩＭＰＬＥ半隐式方法，压力采用ＰＲＥＳＴＯ离散化方法。采用出入口质量差（＜０．１％入口质量）、出口温度（波动＜０．１％平均值）以及控制方程残差（能量方程和离散坐标方程＜１０－５，各组分残差＜１０－４，其他方程＜１０－２）这３个标准判断收敛。由于辐射废锅内主要以辐射传热为主，而辐射传热是以光速传播电磁波，故采用稳态计算。３  ２边界条件本文模拟对象是气流床煤气化辐射废锅，操作压力４．５８ＭＰａ，入口温度１４００℃，合成气流量４６１５６ｋｇｈ－１。灰渣颗粒质量流量４７０５ｋｇｈ－１，粒径分布根据工业运行采样得到（表３），计算时采用Ｒｏｓｉｎ  Ｒａｍｍｌｅｒ分布法以入口面形式射入。在计算过程中，采用质量入口和压力出口，气流在壁面处采用无滑移的边界条件，近壁面采用标准壁面函数法。表３灰渣颗粒粒径分布犜犪犫犾犲３犛犻狕犲犱犻狊狋狉犻犫狌狋犻狅狀狅犳犪狊犺／狊犾犪犵狆犪狉狋犻犮犾犲Ｄｉａｍｅｔｅｒ／μｍＭａｓｓｆｒａｃｔｉｏｎ／％Ｔｙｐｉｃａｌｄｉａｍｅｔｅｒ／μｍ＞２３６０３１．５２３６０＞１１８０１５．４１１７７０＞８５０１１．６６１０１５＞４２５６．８４６３８＞１５０１２．４４２８８＞７５６．２９１１３ ≥４５４．８７６０＜４５１１．００３０煤渣颗粒密度为２７００ｋｇｍ－３，热导率为１．８９Ｗｍ－１Ｋ－１，比热容为１６７０Ｊｋｇ－１Ｋ－１。壁面灰渣表面发射率取为０．８３［１９］。根据壁厚和灰渣层厚度以及管内水温５８７Ｋ，可以计算得到内、外筒壁面灰层表面温度。灰、渣总厚度（犛）与灰层表面温度（犜ａｓｈ）的关系为［２０］犛＝ λ（犜ａｓｈ－犜ｗ）犺（犜ｇ－犜ａｓｈ）＋σ ε（犜４ｇ－犜４ａｓｈ）１０３（９）式中 λ为灰渣层热导率，Ｗｍ－１Ｋ－１；犜ｗ为水冷壁管金属壁面温度，Ｋ；犺为对流传热系数，Ｗｍ－２Ｋ－１；ε为灰表面发射系数。图２辐射废锅计算域及网格划分Ｆｉｇ．２ＣａｌｃｕｌａｔｉｏｎｄｏｍａｉｎｏｆＲＳＣａｎｄｍｅｓｈｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ０００３化工学报第６０卷４计算结果与讨论４  １模型验证由于对辐射废锅计算结果进行验证存在较大困难，而洗涤冷却室与辐射废锅同处于气化炉出口，操作工况类似，洗涤冷却室内辐射传热也是传热过程的主要方式之一，因此首先利用本模型对文献［１］中不同工况下洗涤冷却室下降管温度场进行了模拟，模型预测值和实验结果如图３所示。由图可见，本模型与实验结果吻合较好，本文所建立模型可对辐射废锅做出合理预测。图３文献［１］实验结果与本文模拟结果比较Ｆｉｇ．３ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄａｔａｉｎＲｅｆ．［１］ａｎｄｓｉｍｕｌａｔｅｄｄａｔａｉｎｔｈｉｓｗｏｒｋ４  ２连续相流场图４为辐射废锅轴截面速度等值线和速度向量分布。由图４（ａ）可见，辐射废锅入口中心射流区域明显，射流张角为１０，长度约为６．５ｍ，最大流速为１１ｍｓ－１，在６．５ｍ以后区域速度分布相对均匀。气流抵达渣池液面流速约为０．４ｍｓ－１，辐射废锅出口截面平均流速约为７．８ｍｓ－１。从图４（ｂ）中可发现辐射废锅内筒顶角处存在对称的旋涡。在辐射废锅底部，合成气主要从内筒导流到环隙，内筒出口气流中心垂直于渣池液面，气流转向流动形成了一对旋涡。图中还可见底部合成气流向相对紊乱，环隙部分气流有向下流的现象，主要是由于气流由向下流动转为向上流动过程湍流扰动较大，同时非对称单侧出口对气流也有一定影响。此外，在中心射流周围还有高约为４．５ｍ的回流区，这种中心射流伴有回流区的现象与文献［９］所揭示的Ｔｅｘａｃｏ气化炉内圆形受限射流物理现象和变化趋势一致。图４截面犢＝０速度等值线和流向分布Ｆｉｇ．４Ｖｅｌｏｃｉｔｙｃｏｎｔｏｕｒｓａｎｄｖｅｌｏｃｉｔｙｖｅｃｔｏｒｐｒｏｆｉｌｅｉｎｐｌａｎｅ犢＝０（Ｃａｓｅ Ⅰ）图５为辐射废锅出口截面速度流向分布，从图中可见环隙气流在环形绕流后从出口流出，但在出口附近不同流向气流相汇混合，产生了较大的湍流扰动，气流流向相对混乱。图５ＡＡ截面速度流向分布Ｆｉｇ．５ＶｅｌｏｃｉｔｙｆｌｏｗｉｎＡＡｐｒｏｆｉｌｅ（Ｃａｓｅ Ⅰ）图６为合成气主要气体组分ＣＯ、ＣＯ２、Ｈ２和Ｈ２Ｏ在辐射废锅内筒沿轴线的浓度分布。其总体浓度沿气流方向升高，这是由于气流温度降低而总压和体积不变所致，与气体状态方程结论相符。各组分浓度分布合理，说明各组分扩散比较均匀。此外，采用ＶＯＦ多相流模型对渣池液面的计算发现，渣池液面在整个计算过程中未出现较明显的湍动，这与洗涤冷却室中合成气经由下降管通入渣池而导致液面剧烈湍动不同，辐射废锅内气流未充入渣池，冲击渣池液面的气速仅为０．４ｍｓ－１，１００３第１２期倪建军等气流床煤气化辐射废锅内多相流动与传热图６主要气体组分沿轴线的浓度分布Ｆｉｇ．６Ｍｏｌａｒｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｍａｉｎｃｏｍｐｏｎｅｎｔｓｏｆｓｙｎｇａｓａｌｏｎｇａｘｉａｌｌｉｎｅ（Ｃａｓｅ Ⅰ）且气流夹带的颗粒粒径较小，故未能使渣池液面产生明显波动。４  ３离散相流场图７为辐射废锅内煤渣颗粒浓度分布和运动轨线。由图可见，大多数煤渣颗粒落入渣池，但少数粒径较小的颗粒由于自身沉降速度小于气流速度而被气流夹带。辐射废锅内筒颗粒由于受惯性力和重力作用，主要集中在中心区域，水冷壁壁面附近颗粒浓度偏低，因此不易出现大颗粒熔渣在水冷壁上沉积结渣现象。此外，在内筒入口中心射流回流区、内筒顶部和出口对称旋涡区有一定量颗粒富集。入口射流回流区内颗粒仍处于熔融态，易出现壁面结渣。图８显示了辐射废锅内筒管面灰渣沉积情况，由图可以看出，管面存在少量结渣且外层为一薄灰层。４  ４整体温度场由于辐射废锅内部灰渣层厚度随着实际运行和操作条件的改变而变化，因此本文对灰渣层厚度对温度场的影响进行了研究，结果见表４。图９为不同灰渣厚度时内筒和环隙界面平均温度分布的比较。由图可见，随着灰渣层厚度的增加，传热效率明显降低，当内外水冷壁灰渣层厚度一致时（ＣａｓｅⅠ），计算结果与工程公司的设计值一致。在内筒入口附近平均温度较低，因为内筒顶部存在涡旋回流区，气体停留时间较长。从图中还可以发现，内筒渣层越厚，内筒出口温度越高。对Ｃａｓｅ Ⅴ的计算得出辐射废锅出口温度为５８０℃，工厂实际运行出口温度通常约为６００℃，表明模拟结果与实际工况吻合较好。此时环隙水冷壁吸热图７辐射废锅内颗粒浓度分布和运动轨线Ｆｉｇ．７ＰａｒｔｉｃｌｅｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎａｎｄｔｒａｊｅｃｔｏｒｙｉｎＲＳＣ（Ｃａｓｅ Ⅰ，犢＝０）２００３化工学报第６０卷图８辐射废锅内管面灰渣沉积情况Ｆｉｇ．８Ａｓｈ／ｓｌａｇｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎｏｎｗａｔｅｒｔｕｂｅｏｆＲＳＣ表４不同灰渣厚度分布条件犜犪犫犾犲４犆犪犾犮狌犾犪狋犻狅狀犮狅狀犱犻狋犻狅狀狊狑犻狋犺犱犻犳犳犲狉犲狀狋犪狊犺／狊犾犪犵犱犲狆狅狊犻狋犻狅狀狋犺犻犮犽狀犲狊狊ＣａｓｅＩｎｎｅｒｃｙｌｉｎｄｅｒＳｌａｇ／ｍｍＡｓｈ／ｍｍＡｎｎｕｌａｒｓｐａｃｅＳｌａｇ／ｍｍＡｓｈ／ｍｍ Ⅰ８１８１ Ⅱ１０１０２ Ⅲ５００１ Ⅳ１００１ Ⅴ２０２０２图９不同工况下截面温度对比Ｆｉｇ．９Ｅｖｏｌｕｔｉｏｎｏｆｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｈｅｉｇｈｔｓａｎｄｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ量达到总吸热量的７３．３％，由于环隙气流流速低，且与水冷壁管进行逆行对流换热和热传递所致。此外，由于渣池温度较低，气流温度在渣池液面附近温度骤降。图１０为辐射废锅轴截面温度场。炉内入口中心射流温度分布呈火炬状，中心温度较高，在径向方向沿壁面递减，该结论与文献［８］中结果基本一致。整体温度分布随着与入口距离的增大，合成气流速降低，热量主要通过辐射传热和对流换热的形式传递给水冷壁，从而温度迅速下降。在距内筒顶部７．５ｍ后，火炬状温度分布已不明显，但温度分布仍为中心高两侧低。通过对比发现，内筒渣层厚度增加，使热阻增加，换热量减少，温度下降速度明显降低。还可以发现，气流在渣池液面附近温度为１１００℃左右，进入环隙温度下降到１０００℃ 以下，出口温度为６００℃左右。图１０辐射废锅轴截面温度场Ｆｉｇ．１０Ｓｔａｔｉｃｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｐｒｏｆｉｌｅｓｉｎｐｌａｎｅ犢＝０４  ５颗粒平均停留时间与温度分布图１１为对３３６０个颗粒分６０组进行示踪统计得到的不同粒径颗粒落入渣池时的温度和平均停留时间分布。由图可见，粒径越大温度越高，由于其自身重力和惯性力越大，沉降速度也大，从而使其在炉内运动的停留时间缩短，粒径大于８５０ｍｍ的颗粒都在５ｓ内落入渣池。当内筒水冷壁壁面渣层和积灰厚度增加时，落入渣池颗粒温度随整体温度场的升高而提高，最高达１２９８．４℃，远高于气流温度１１５５．３℃，而颗粒最小温度仅为３００３第１２期倪建军等气流床煤气化辐射废锅内多相流动与传热图１１不同粒径颗粒落入渣池时的温度和停留时间Ｆｉｇ．１１Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｒｅｓｉｄｅｎｃｅｔｉｍｅｏｆｐａｒｔｉｃｌｅｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｉａｍｅｔｅｒｓ１０３２．５℃，但可以判断所有颗粒在落入渣池时已成固态。当颗粒粒径小于１０ μｍ时，颗粒在辐射废锅内停留时间较长，且极易被气流夹带进入环隙，较易在壁面形成结渣或积灰，该结果与文献［５］计算值一致，也间接证明假设工况Ｃａｓｅ Ⅴ的合理性。５结论在Ｅｕｌｅｒ／Ｌａｇｒａｎｇｅ坐标系下模拟了气流床煤气化辐射废锅内的三维多相流动与传热过程，得到了以下结论。（１）在辐射废锅入口形成了张角为１０、长约６．５ｍ的高速中心射流，该区域周围伴随有对称回流区，内筒顶角处也存在两个对称的旋涡区。气流从底部折返区形成较大湍流扰动，流向相对混乱，气流向下流至渣池液面时流速约为０．４ｍｓ－１，出口截面平均流速约为７．８ｍｓ－１。（２）炉内颗粒主要集中在中心流道，但部分沉降速度较小的颗粒将被气流夹带出辐射废锅，与流场相对应的内筒顶部、中心射流周围和内筒出口旋涡区域有一定量颗粒富集。（３）炉内入口射流中心温度较高，呈火炬状分布，在距内筒顶部７．５ｍ后火炬状分布逐渐消失，渣池液面附近气流温度下降较快，环隙温度基本保持在１０００℃以下。（４）大部分颗粒最终以固态落入渣池，粒径大于８５０μｍ的颗粒在５ｓ内即落入渣池，粒径越大温度越高，且随着水冷壁壁面灰渣层厚度的增加，整体温度升高，颗粒温度也随之升高。犚犲犳犲狉犲狀犮犲狊［１］ＷａｎｇＹｉｆｅｉ（王亦飞），ＬｕＲｕｉｈｕａ（卢瑞华），ＳｕＹｉｆｅｎｇ（苏宜丰），ＬｉａｎｇＱｉｎｆｅｎｇ（梁钦锋），ＹｕＺｕｎｈｏｎｇ（于遵宏）．Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅｓｃｒｕｂｂｉｎｇ  ｃｏｏｌｉｎｇｔｕｂｅｏｆｔｈｅｎｅｗｔｙｐｅｃｏａｌｓｌｕｒｒｙｇａｓｉｆｉｅｒ．犑狅狌狉狀犪犾狅犳犈犪狊狋犆犺犻狀犪犝狀犻狏犲狉狊犻狋狔狅犳犛犮犻犲狀犮犲犪狀犱犜犲犮犺狀狅犾狅犵狔（华东理工大学学报），２００６，３２（３）３００  ３０４［２］ＺｈａｏＹｏｎｇｚｈｉ（赵永志），ＧｕＺｈａｏｌｉｎ（顾兆林），ＬｉＹｕｎ（李云），ＦｅｎｇＸｉａｏ（冯霄）．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｎｔｕｒｂｕｌｅｎｔｆｌｏｗａｎｄｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｏｆｖｅｒｔｉｃａｌｐｉｐｅｉｎｑｕｅｎｃｈｃｈａｍｂｅｒｏｆｃｏａｌｇａｓｉｆｉｅｒ．犑狅狌狉

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