采用簡(jiǎn)化PDF模型分析分級氣流床氣化爐的氣化特性

第28卷第26期中國電機工程學(xué)報vol28No.26Sep.15,20082008年9月15日Proceedings of the CSEE@2008 Chin. Soc for Elec Eng. 29文章編號:02588013(200826002906中圖分類(lèi)號:TQ54文獻標志碼:A學(xué)科分類(lèi)號:47020采用簡(jiǎn)化PDF模型分析分級氣流床氣化爐的氣化特性吳玉新,張建勝,岳光溪,呂俊復清華大學(xué)熱科學(xué)與動(dòng)力工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗室,北京市海淀區10004Analysis of the Gasification Performance of a Staged EntrainedFlow Gasifier by presumed PDF ModelWU Yu-xin, ZHANG Jian-sheng, YUE Guang-xi, LU Jun-fu( Key Laboratory for Thermal Science and Power Engineering of Ministry of Education, Tsinghua University,Haidian District, Beijing 100084, China)ABSTRACT: n order to study the character of the flow field phased model,DPM)和隨機軌道模型( stochastic trackingand the gasification performance of staged gasification method,sTM分別模擬顆粒氣化過(guò)程和考察顆粒受湍流脈technology, numerical simulation for a staged entrained flow動(dòng)的影響;計算根據簡(jiǎn)化PDF模型建立燃燒表以建立溫度、coal gasifier located in Shanxi province was conducted based組分等標量同混合分數間的關(guān)系,并由此計算同相氣化反應on Fluent. Body fitted hexahedron mesh was used to minimize過(guò)程。除此之外,還引入用戶(hù)自定義函數改進(jìn)了焦炭異相反the numerical diffusion due to mesh quality. Realizable kε應模型,通過(guò)對分級氣化爐流場(chǎng)特性和溫度等值面特征的分model was adopted to make a closure for turbulence equations.析,發(fā)現分級氣化爐中由于二次對沖給氧射流的引入,造成dispersed phase model(DPM) and stochastic tracking method了二次卷吸效應以及沖擊射流效應,加強了爐內混合過(guò)程( STM)were used to describe the coal particle gasification有利于碳轉化率的進(jìn)一步提高。process and to predict the turbulent disturbance effects關(guān)鍵詞:數值模擬;分級氣流床氣化爐:簡(jiǎn)化PDF模型particle motion. A combustion table was built by presumedPDF model to describe the relationship between mixture0引言fraction and the scalars of temperature, species, et al. InGE氣化工藝(原德士古氣化工藝)采用下噴式tion, User Defined Functions was used to modify the單噴嘴水煤漿氣化技術(shù),具有進(jìn)料簡(jiǎn)單,運行穩定,碳轉化率較高等優(yōu)點(diǎn),也是目前氣流床煤氣化爐中analysis of the flow field and the contours of temperature of thestaged entrained flow coal gasifier show that the engulfment最成熟的技術(shù)。在該工藝中,由于氣化噴嘴長(cháng)期and the counter flow aroused by the secondary injection處于高溫高壓環(huán)境下,加之回流氣體的沖刷,噴嘴strengthen the mixing process in the staged gasifier. This had a壽命往往很短。另一方面,工業(yè)實(shí)際運行過(guò)程中由positive effect on the improvement of coal conversion rate.于工況、煤質(zhì)變化、煤漿流動(dòng)不暢等原因會(huì )使氧煤KEY WORDS: numerical simulation; staged entrained flor比瞬間升高,從而造成近噴嘴區域溫度過(guò)高、火焰黑區變短,這也是導致噴嘴燒損的重要因素。月前工業(yè)運行的GE氣化爐噴嘴壽命般為2個(gè)月左右,摘要:為詳細研究分級氣化技術(shù)的流場(chǎng)特點(diǎn)及氣化性能,采用 Fluent軟件對山西某分級氣化爐進(jìn)行:維數值模擬。計是造成GE氣化爐被迫停爐的主要原因之-15。為算采用貼體六面體網(wǎng)格劃分計算域以降低數值擴散,采用保護氣化噴嘴,延長(cháng)單爐連續運行時(shí)間,如何在降Realizable k模型封閉湍流方程,應用離散相模型 (dispersed低噴嘴附近區埔淂度的回時(shí)保證爐內整體氣化性能是關(guān)中國煤化工提出非熔渣-熔渣基金項目:國家重點(diǎn)基礎研究發(fā)展計劃項目(973項目2004CB分級CNMHG到工業(yè)應用。217705)The National Basic Research Program of China (973 Program)實(shí)驗室熱態(tài)實(shí)驗和利用小室模型對分級氣化2004CB21705技術(shù)的模擬結果均表明,采用分級氣化技術(shù)能夠中國電機工程學(xué)有效降低主噴嘴附近區域的氣化溫度,二次給氧加(2)將煤漿看作燃料流股,O2和CO2混合氣入后氣化溫度迅速升高,保證了焦炭氣化反應迅速體看作氧化劑流股,以便采用單組分簡(jiǎn)化PDF模型進(jìn)行,分級式氣化爐碳轉化率、冷煤氣效率均高于3)氣化爐內任一點(diǎn)在任何時(shí)刻都保持化學(xué)GE氣化爐的設計值。這些優(yōu)點(diǎn)已在示范工程運行平衡,只是受到湍流影響而偏離平衡狀態(tài),這一影結果中得到驗證。為進(jìn)一步掌握分級氣化爐流場(chǎng)響可采用牌DF函數來(lái)表示。特性以及爐內各組分、溫度的分布,進(jìn)而深入研究(4)由于微量元素氣體不是該模型的主要考其氣化機理,需要進(jìn)行更細致的數值建模研究。本慮指標,為簡(jiǎn)化起見(jiàn),不考慮S元素在反應平衡中文采用簡(jiǎn)化PDF模型對山西某分級氣化爐進(jìn)行三的作用,將S元素的組分并入N元素,認為N元維數值模擬,并將模擬結果同某GE氣化爐的數值素只生成N;并假定揮發(fā)分主要由CHCO、N2計算結果進(jìn)行比較,通過(guò)對2種爐型下流場(chǎng)特點(diǎn)和和H2組成。溫度、組分分布特性的比較,討論了分級氣化爐的(5)假定水煤漿被充分霧化,水煤漿滴的粒運行特點(diǎn)。徑分布和煤粒的粒徑分布規律一致,充分霧化后的1研究對象及模型假設煤漿粒度分為30、60、110和175m四檔,質(zhì)量分數分別為45%、25%、25%和5%該分級氣化爐操作壓力為40MPa,煤氣化爐6)假定煤漿氣化過(guò)程按如下理想狀態(tài)進(jìn)行結構簡(jiǎn)圖如圖1所示。氣化劑為質(zhì)量分數占85%的即依次發(fā)生水分蒸發(fā)、熱解及焦炭燃燒與氣化反應O2和15%的CO2,主噴嘴通入部分O2和所有CO(7)忽略湍流脈動(dòng)對焦炭異相反應的影響將剩余O2從距爐體頂部約1/3處的2個(gè)對沖噴嘴引計算焦炭異相反應速率時(shí),反應物和生成物濃度可入。氣化用煤為神府煤,水煤漿濃度為591%,氧-按時(shí)均值計算煤比為0930(氧-碳元素質(zhì)量比為1.25),煤的工業(yè)根據以上假定,便可基于簡(jiǎn)化PDF模型建立完分析及元素分析如表1所示。整的熱態(tài)模型O/水煤漿2數學(xué)建模及計算步驟2.1基本模型描述非熔流段基于簡(jiǎn)化PDF方法建立的三維數值模型已在對GE氣化爐的數值模擬中得到應用,這里僅熔渣段對模型作簡(jiǎn)要介紹,詳細的模型請參閱文獻[0根據對不同湍流模型在模擬氣流床煤氣化爐冷態(tài)流場(chǎng)計算結果的比較⑨,本文選用 RealizablekE模型來(lái)封閉湍流方程12。根據假設(2)、(3)和圖1分級氣流床煤氣化爐結構簡(jiǎn)圖Fig. 1 Sketch of a staged entrained flow coal gasifier(4),采用單組分簡(jiǎn)化PDF模型計算湍流對同相氣表1水煤裝原料煤的工業(yè)分析和元素分析(干燥基)化反應過(guò)程的影響,并采用數米計算不同混合Tab. 1 Proximate and ultimate analysis of分數下各標量的時(shí)均值。盡管氣化爐內溫度很高,the coal for slurry(as dry base但一方面由于整個(gè)爐體溫度比較均勻,壁面可近似工業(yè)分析看作絕熱條件,另一方面爐內氣體CO2和HO占發(fā)分%固定碳%灰分隔高位發(fā)熱撒M/g很大比重,因此選用較簡(jiǎn)單的P1模型來(lái)計算爐內26.163元素分析%輻射傳熱根據假設(5),可采用離散相模型DPM)描述4.3913.08煤焦顆粒的氣化過(guò)程,并采用隨機軌道模型(SPM)為便于建立計算穩定的數學(xué)模型,本文采用如來(lái)追蹤顆粒的運動(dòng)并同時(shí)考慮湍流脈動(dòng)對焦炭運下簡(jiǎn)化和假設:中國煤化工次離散相計算約追(1)穩態(tài)假設:入口的氧氣和煤漿給入量不CNMHG既保證了計算結果隨時(shí)間而變化。實(shí)際工業(yè)運行中,在某一不長(cháng)的時(shí)的準確,也省計算盯段能夠保證該假設的成立。由于單組分簡(jiǎn)化PDF模型中,并不關(guān)心煤漿顆吳玉新等:采用簡(jiǎn)化PDF模型分析分級氣流床氣化爐的氣化特性粒釋放各組分的量,而僅關(guān)心煤漿在每一時(shí)刻的失致的單位時(shí)間消耗量為重量,故對煤漿顆粒的水分蒸發(fā)、熱解以及異相反應過(guò)程的建模過(guò)程的精度要求不高。本文煤漿脫揮發(fā)分過(guò)程采用單步模型,如式(1)所示:式中:m為焦炭顆粒的單位時(shí)間消耗量,kgs;mp為焦炭顆粒質(zhì)量,kg:S為焦炭顆粒的比表面積,=-AB)m一n)()m/g22網(wǎng)格、邊界條件及計算步驟式中:m,和m分別為顆粒質(zhì)量和顆粒中除揮發(fā)計算采用以結構網(wǎng)格為主的貼體六面體網(wǎng)格,分以外物質(zhì)的質(zhì)量,kg:t為時(shí)間,s:T為顆粒以減小數值計算中因網(wǎng)格因素而造成的數值擴溫度,K:;A、和E分別為單步脫揮發(fā)分速率的指散,計算域為12爐體,網(wǎng)格劃分和邊界條件設前因子和活化能,其值分別為320058和358X定分別如圖2和圖3所示,圖2為爐體計算域的網(wǎng)10* kJ/kmol l31格劃分及邊界條件設定,在主噴嘴及二次噴嘴附近煤顆粒完成熱解過(guò)程后,粒徑會(huì )發(fā)生膨脹,由劃分網(wǎng)格尺寸較小的六面體貼體網(wǎng)格,在遠離火焰于這一過(guò)程會(huì )促使焦炭表面積發(fā)生變化,從而影響區的地方建立交界面,并采用插值方法對交界面處到后繼的氣化模型,因此需要考慮焦炭的膨脹率,傳輸量進(jìn)行求解,考慮到高速射流及氧氣的帶壓噴本文中神府煤的膨脹率為10814。加壓條件下,假定焦炭異相反應同時(shí)受外擴散外環(huán)氧入口處采用質(zhì)量入口邊界條件,如圖3所示和本征反應共同控制,可用式(2計算焦炭顆粒同某計算域總網(wǎng)格數約為18萬(wàn),基本保證了網(wǎng)格質(zhì)量種氣體i的異相反應速率和網(wǎng)格獨立性。R計算過(guò)程采用分步漸進(jìn)的方法,首先計算冷態(tài)R, d+Ri k流場(chǎng),待基本收斂后(約1100步)再加入顆粒相計算式中:R為單位表面積的焦炭顆粒與i種氣體的反熱態(tài)流場(chǎng)。計算時(shí)依次采用一階迎風(fēng)格式和二階迎應速率,kg/m2shRd為擴散控制的速率kg(m2s);Rk為本征控制速率,kg(m2s)模型采用壓力n次方經(jīng)驗公式來(lái)計入壓力對焦次給氧炭異相反應的影響,見(jiàn)式(3)和式(4)交界面+T)/2P壓力出口Rk=Aex(-n)P/10°)y(4)式中:C為i氣體擴散控制常數,假定各氣化反應擴散控制常數均為5×103sKk07;T為氣休溫度,K:d為顆粒粒徑,m;A1和E分別為焦炭同i氣圖2分級氣化爐計算域及六面體網(wǎng)格體本征反應的指前因子和活化能,R為氣體常數Fig. 2 Calculation domain of the staged gasifier8314kJ/kmol;P為氣體i的分壓,Pa;n為反應級數。焦炭同O2、CO2、H2O和H2反應的活化能和指前因子,以及壓力影響因子n的值如表2所根據以上模型,焦炭顆粒同各種氣體反應而導表2式(3和式(4中的常數外環(huán):質(zhì)量入LTab 2 Constants of Eq(3)&Eq-(4)內環(huán):壁面條件參數C+O: C+CO C+H2o C+H中國煤化工A(kg/(m"s-Pa))CNMHG邊界條件FO/mol)13x1o32610154×10315×03rg. J Mesning ana Boundary definition of中國電機工程學(xué)報第28卷風(fēng)格式離散控制方程中的對流項。計算初期采用低松弛因子(顆粒源相松她因子為01),每疊代40步450控制方程進(jìn)行一次顆粒軌道計算,待結果穩定后逐a2001573步增加松她因子以加速收斂。最終采用二階迎風(fēng)格式、能量松弛因子0.9,其余松弛因子從0.5到09不等(顆粒源相松弛因子05),每疊代200步控制方(a) Texaco氣化爐爐內溫度分布程進(jìn)行一次顆粒軌道計算來(lái)得到最終結果。采用出D300B口入口質(zhì)量差(01%X入口質(zhì)量);氣化爐內不動(dòng)點(diǎn)0x1510溫度及組分監視(波動(dòng)<1%×平均值)以及控制方程1575殘差(能量方程峰值殘差<1×10,其他方程峰值殘差<5×10這3個(gè)變量判斷計算收斂。每一工況約(b)分級氣化爐二次噴嘴截面溫度的分布計算11000步,計算時(shí)間約為3d<13003結果分析14002001751510采用平衡模型、簡(jiǎn)化PDF模型對分級氣流400床出口溫度以及主要氣體組分的預測值同工業(yè)氣(c)分級氣化爐內二次射流對沖面上溫度的分布化爐碳洗塔出口處主要組分的測試值以及爐內出圖4 Texaco氣化爐及分級氣化爐的溫度等值面(K)口溫度T的測試值的比較如表3所示?？梢钥闯鯢ig. 4 Contours of temperature of the Texaco采用簡(jiǎn)化PDF模型同平衡模型的預測結果非常接gasifier and staged gasifier(K)近,均高估了氣化爐出口處CO的含量而低估了H2盡管GE氣化爐同分級氣化爐采用了不同的煤的含量,這說(shuō)明湍流脈動(dòng)對氣化過(guò)程的影響在氣化種和氧煤比(GE氣化爐氧煤比為0874,氧碳質(zhì)爐出口處并不大。與此同時(shí),2種模型的預測值與量比為1.33但明顯可以看出,GE氣化爐的爐內測試值相差并不大,說(shuō)明氣化爐出口處基木達到了溫度場(chǎng)更單一,穹頂溫度與氣化爐出口溫度相差不平衡狀態(tài),因而采用簡(jiǎn)化PDF模型能夠準確預測該大。相對GE氣化爐來(lái)說(shuō),分級氣化爐爐內溫度分分級氣化爐的氣化特性布較不均勻,其一是分級氣化裝置的穹頂溫度相對表3平衡模型、簡(jiǎn)化PDF模型預測值與測試值的比較氣化爐出口溫度來(lái)說(shuō)低了很多,這一方面是由于山Tab,3 Comparison of predictions using presumed PDF西氣化爐煤漿濃度較低,會(huì )有更多的水分在爐體穹model, equilibrium model and industrial measurement頂處富集,另外則主要是由于主噴嘴氧量降低導致參數測量值PDF模型預測值平衡模型預測值主下行火焰區變短,因此造成穹頂溫度較低。另5方面,從圖4(b)和圖4(c)的對比可以看出,分級氣aACOM%9CO2》%化爐內,二次給氧截面上和二次給氧對沖面(xy平面)上的溫度分布存在明顯差異。在次給氧截面H2)%30.6上,由于O2的加入,在二次噴嘴下游形成了對置事實(shí)上,由于二次給氧對沖射流的存在,分級的二次高溫火焰區,在該高溫區內,未反應完全的給氧的運行方式改變了氣化爐內局部流場(chǎng)和溫度焦炭顆粒會(huì )進(jìn)一步發(fā)牛燃燒及氣化反應,從而彌補分布特性,為比較分級給氧運行方式同GE氣化爐主火焰較短而導致焦炭反應不充分的缺點(diǎn)。由于運行方式的差異,將本文對分級氣流床氣化爐爐內該二次高溫區主要是由O2同CO、H2等氣體的燃燒溫度的預測結果同文獻10中對GE氣化爐爐內溫造成的,高溫區的相對厚度比主火焰區的相對厚度度預測結果進(jìn)行比較,如圖4所示。也要大很多。受氣化爐壁面回流區及主噴嘴射流的圖4a)為GE氣化爐的溫度等值面,圖4(b)為影響,二次火焰略微向爐頂偏斜,火焰鋒面并非對分級給氧氣化爐中二次噴嘴截面(xz平面)上的溫稱(chēng)形式中國煤化工火焰和二次火焰度等值面,圖4(c)為分級氣化爐中垂直于二次給氧的交CNMH《焰高溫區受二截面的縱切面(xy平面,即二次氧的對沖面)上的溫次火焰高溫區的加強并不明顯,總體來(lái)說(shuō),分級氣度等值面?；瘜E氣化爐原有的一個(gè)高溫區變成了3個(gè)高溫第26期吳玉新等:采用簡(jiǎn)化PDF模型分析分級氣流床氣化爐的氣化特性區,降低了噴嘴附近的溫度,明顯改變了爐內溫度些。與此同時(shí),由于對沖面上在二次給氧截面下游的分布特征的區域同樣存在大量的高溫氣體,這使得對沖面上對比圖4(b)和圖4(c)可見(jiàn),二次火焰對沖面上的高溫區范圍也要大一些的高溫區范圍比二次火焰截面上的高溫區范圍要為進(jìn)一步說(shuō)明二次射流的卷吸作用以及對沖大一些,穹頂處的溫度也要高一些。造成這一差異火焰對分級氣化爐流場(chǎng)造成的影響,圖6比較了在的原因是二次給氧在氣化爐主軸處相匯發(fā)生碰撞GE氣化爐和分級氣化爐2種運行方式下,對沖面后,加強了高溫氣體在對沖面上的徑向擴散過(guò)程。上在二次噴嘴高度處徑向速度分布的比較。明顯可這一過(guò)程可根據圖5不同截面上的速度矢量分布來(lái)見(jiàn)在加入二次射流后,該高度處的徑向速度大大增進(jìn)行說(shuō)明。在二次射流截面上,二次射流對周?chē)鷼饧?從而形成強烈的擴散體形成一定卷吸效應,另一方面,二次射流的根部和末梢又分別受到氣化爐壁面回流流動(dòng)和主射流火焰卷吸作用的共同影響。這二方面因素共同作用兩段爐的效果是:二次射流火焰自身由于受到主射流火焰的卷吸作用以及氣化爐主回流區的影響而略微向上游偏斜:另一方面,二次火焰周?chē)臍怏w由于同一段爐時(shí)受主射流火焰和二次火焰射流的卷吸作用,在二0次火焰左側區域和右側區域分別形成了2個(gè)逆時(shí)針0.4距中心線(xiàn)距離m方向的渦,如圖5a)所示。相應地,壁面回流的形成使爐體下游溫度較低的氣體被卷吸至二次射流圖6 Texaco氣化爐和分級氣化爐在二次噴嘴高度處對沖面上的徑向速度分布比較區,并和氧氣發(fā)生反應生成高溫氣體,再進(jìn)入主射Fig.6 Comparison of radial velocity profile in the counter流區,從而在二次火焰交匯處形成較為明顯的高溫flow section at the height of secondary jet in a Texaco區,并呈現如圖4(b)所示的溫度特征。在與二次射流相垂直的對沖面上,二次射流的相匯和對沖加劇圖7為氣化爐內軸向速度為0ms的等值面了該平面上氣流向壁面的徑向擴散作用,因此使回通過(guò)該等值面可形象地看出二次射流對氣化爐局流區的區域縮小,如圖5(b)所示。由于回流區縮小部區域氣流的卷吸作用,以及二次射流對沖面上氣且二次射流對沖的氣體溫度較高,這部分氣體更多流向氣化爐徑向擴展的效果。由此可見(jiàn),二次射流地進(jìn)入穹頂區域,從而導致對沖面上穹頂區域的溫的引入,對氣化爐內局部流場(chǎng)的改變是比較大的度比二次射流截面上穹頂區域的溫度稍微高無(wú)論是在射流縱切面還是在與射流縱切面相垂直的對沖切面上,局部混合過(guò)程都得到加強,這同冷態(tài)測試得到的結論相一致21)?；旌献饔玫脑鰪妼饣^(guò)程是有利的,因此盡管相對GE氣化爐來(lái)說(shuō),該分級式氣化爐爐內溫度并不算高,但碳轉化率反而要高一些(a)次給氧截面,中國煤化工(b)二次火焰對沖面CNMHGm的等值面圖5不同截面上的速度矢量Fig. 7 Iso-surface of 0 m/s of axialFig 5 Distribution of velocity vector in different sectionsvelocity in the staged gasifier第28卷4結論(in Chinese).1吳玉新,張建勝,岳光溪,等,用簡(jiǎn)化PDF模型對Texo氣化爐基于簡(jiǎn)化PDF模型對山西某非熔渣-熔渣分級運行特性的分析,中國電機工程學(xué)報,2007,27(32):57-62氣流味煤氣化爐進(jìn)行了三維數值模擬通過(guò)對該分mmm級氣化爐內流場(chǎng)特性和溫度等值面特征的分析,發(fā)modelJ]. 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