常慶明，洪守坤，張 旭

（武漢科技大學 鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北 武漢 430081）

多噴嘴對置式水煤漿氣化是指將水煤漿與氧化劑一同送入對置噴嘴，后噴入氣化爐，在爐內(nèi)形成特殊的撞擊流場并完成氣化，得到以CO和H2為主要成分的有效合成氣的過程[1]。 煤氣化后有效合成氣中的H2等還原性成分能廣泛用于電子、 冶金、化工、航天等領(lǐng)域。 但爐內(nèi)高溫高壓的環(huán)境和灰渣的影響使得直接測量爐內(nèi)燃燒氣化反應的溫度和濃度較為困難。 因此借助數(shù)值計算的方法模擬爐內(nèi)的反應，并以此推斷實際生產(chǎn)中爐內(nèi)的氣化情況。

吳玉新等[2]采用簡化的PDF模型模擬了Texaco爐內(nèi)的反應；鄭秋雨[3]、張磊等[4]對GE氣化爐的氣化過程、閃蒸、灰水處理等做了全流程模擬；吳學成等[5]對氣化參數(shù)對氣流床煤氣化的影響做了模擬；田靖等[6]等利用ODE算法對不同煤種在流化床內(nèi)的反應進行了模擬和驗證；蘇倩倩[7]用MATLAB模擬了固定床的氣化；郭威[8]用EDC模型模擬了德士古氣化爐的燃燒；許榮杰等[9]模擬了噴嘴結(jié)構(gòu)中煤粉通道旋轉(zhuǎn)角和旋流葉片安裝角對頂噴式氣化爐內(nèi)干煤粉燃燒的影響；康振興[10]模擬了新型噴嘴對氣化爐內(nèi)流場的影響；Liu等[11]探討了工業(yè)爐渣對水煤漿及氣化的影響；Yu等[12]對新型氣化爐內(nèi)水煤漿氣化過程進行了模擬，得到了爐內(nèi)溫度場和濃度場；Guo等[13]分析了氣化爐內(nèi)煤焦顆粒的二次破碎對氣化爐合成氣的影響；Xu等[14]以內(nèi)襯膜的方法測量氣化爐的溫度。 以上研究的模擬均取得了不錯的效果，并與實際相符合，對實際生產(chǎn)有一定的指導意義。 但爐內(nèi)溫度和濃度的測量和分析只能通過爐壁及出口得到，對對置式氣化爐的模擬和分析尚且不足。

本文對四噴嘴對置式氣化爐進行網(wǎng)格劃分后，采用合適模型模擬爐內(nèi)氣化反應，并探究不同工藝參數(shù)對爐內(nèi)溫度、濃度場及氣化結(jié)果的影響。

1 對置式氣化爐工況模擬

1.1 對置式氣化爐介紹

對置式氣化爐采用預膜式噴嘴。 水煤漿經(jīng)過加壓后，與氧化劑一同送入4只對置噴嘴，然后進入氣化爐，四股射流形成特殊的撞擊流場。 在噴嘴的特殊結(jié)構(gòu)作用下，水煤漿被霧化成顆粒，析出揮發(fā)分后，焦炭在爐內(nèi)發(fā)生燃燒氣化反應得到以CO和H2為主的有效合成氣。 圖1為對置式氣化爐爐體和噴嘴的主要結(jié)構(gòu)及尺寸示意圖。 該對置式氣化爐的工藝參數(shù)見表1。

圖1 氣化爐內(nèi)腔及噴嘴的主要結(jié)構(gòu)和尺寸Fig.1 Main structure and size of gasifier cavity and nozzle

表1 對置式氣化爐主要的工藝參數(shù)Table 1 Main paramenters of opposed gasifier

1.2 網(wǎng)格劃分與模型選擇

1.2.1 模型與網(wǎng)格

由圖1的相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)建立三維流體區(qū)域模型，以噴嘴中心軸所在平面與氣化爐中心軸線交點為原點建立三維模型，考慮到爐體為圓柱形對稱結(jié)構(gòu)，為減少計算時間，選取爐體的1/8為爐體內(nèi)計算域，在此區(qū)域模擬氣化爐內(nèi)氣化燃燒。 三維幾何模型和網(wǎng)格劃分如圖2所示。 為減少計算時間且不影響模型精度， 將模型劃分為非均勻結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，即在噴嘴和與噴嘴相接的部分爐體處劃分較密的網(wǎng)格，爐體的上下兩部分則劃分較稀疏的網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)約為8萬。

圖2 氣化爐網(wǎng)格劃分（橫向）Fig. 2 Grid division of gasifier

1.2.2 計算模型

在有較高質(zhì)量的網(wǎng)格時，需要設(shè)置合適的求解模型及求解器才能得到較為準確的數(shù)值模擬結(jié)果。本文選擇基于壓力的求解器計算氣化爐在穩(wěn)定運行狀態(tài)下的爐內(nèi)溫度和濃度場。 水煤漿和氧化劑在氣化爐內(nèi)流動和反應的連續(xù)性方程、 動量方程（Navier-Stokes方程）和湍動能方程、湍動能耗散率方程以及描述湍流的可實現(xiàn)（Realizable）方程和能量守恒方程，這些控制方程在許多文獻中都有詳細描述[8,9]，本文不再贅述。

揮發(fā)分析出模型：利用兩步競爭反應模型[9]模擬煤顆粒中揮發(fā)分的析出，即在低溫和高溫情況之下?lián)]發(fā)分析出的影響系數(shù)不同。 低溫下式(1)為主要反應，高溫下式(2)為主要反應。

式中，α1、α2為析出揮發(fā)分的質(zhì)量分數(shù)；R1、R2為揮發(fā)分析出的熱解速率，s-1；TP為顆粒的溫度，K；A1、A2為指前因子；E1、E2為活化能，kJ/mol；R為氣體常數(shù)，取值為8.314 J/(mol·K)。

焦炭燃燒異相反應模型：采用動力/擴散燃燒模型[9]模擬焦炭與氧化劑間燃燒的異相反應。 在溫度或壓力較高時，焦炭燃燒主要由擴散模型控制；在溫度或壓力不高時，焦炭燃燒主要由動力學反應模型控制。 擴散速率常數(shù)見式(5)，化學（動力學）反應速率常數(shù)見式(6)。

式中，C1、C2為指前因子；T∞為周圍氣體溫度，K；TP為顆粒溫度，K；dp為離散顆粒溫度，K；E為活化能，kJ/mol。

氣體均相反應模型：氣化反應的氣體均相反應模型主要是指包含CO變換反應的一系列氣相間反應。 利用混合組分（PDF）模型[9,12]求解氣體混合組分分布的濃度。由混合組分f確定爐內(nèi)流體的熱化學狀態(tài)，并計算相應的氣體濃度。其中，混合組分f計算方式為：

式中，Zi為元素i的質(zhì)量分數(shù)；下標ox為氧化劑流入口處的值；fuel為燃料流入口處的值。

1.2.3 條件假定

水煤漿在經(jīng)過霧化噴嘴后煤顆粒在爐內(nèi)運動復雜，添加劑等對氧化劑流有一定的影響，為簡化計算和建立穩(wěn)定的數(shù)值模擬，假定條件為：(1)水煤漿在經(jīng)過噴嘴后被充分霧化成平均直徑為100 μm、范圍為50～140 μm呈Rosin-Rammler分布的煤顆粒的水煤漿液滴[8]，且煤顆粒內(nèi)外溫度相同，無溫度梯度，以錐形入射的方式進入氣化爐內(nèi)反應；(2)假定水煤漿入口為壁面，水煤漿成分僅含水和煤，無其它添加劑成分，水分蒸發(fā)和揮發(fā)分析出都是瞬時完成，且不考慮灰渣的影響。

1.2.4 模擬條件和煤的成分分析

水煤漿是煤粉的懸濁液，在不考慮化學添加劑和其他成分的情況下計算得到煤的成分分析結(jié)果（質(zhì)量分數(shù)）如表2所示。

表2 水煤漿中煤的成分Table 2 Compositions of coal in coal-water slurry

氣化爐工作壓力位4.0 MPa，氧化劑以通道為99.6%的氧和0.4%的氮氣混合進入，質(zhì)量流量作為入口條件，結(jié)合表1，計算得1/8爐體中心氧和外環(huán)氧的質(zhì)量流量為0.22 kg/s和1.16 kg/s， 溫度為303 K，詳見表3。濃度為62%的水煤漿以離散顆粒的形式進入氣化爐，其質(zhì)量流量為1.39 kg/s，溫度為343 K。爐體出口處靜壓數(shù)值為0，出口回流溫度設(shè)為1200 K，爐體其他壁面溫度為1500 K。

表3 氣化爐氧化劑入口條件Table 3 Oxidant inlet conditions of gasifier

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 流場、溫度場與濃度場分布

針對上述工藝參數(shù)，對對置式四噴嘴水煤漿氣化爐內(nèi)水煤漿燃燒及氣化過程進行數(shù)值計算，得到了爐內(nèi)流場、溫度場及濃度場分布。 圖3給出了氣化爐內(nèi)A-A截面（見圖1）速度矢量和溫度分布。由圖3(a)可以看出，氧化劑和水煤漿經(jīng)過噴嘴以一定角度進入氣化爐，在一定范圍內(nèi)形成射流區(qū)。 而與噴嘴相隔較遠的氣化爐徑向方向則速度很小，彌散在氣化爐中。 水煤漿顆粒進入氣化爐后與周圍的氧化劑在回流區(qū)的高溫氣體下發(fā)生燃燒反應， 溫度升高，達到撞擊區(qū)時溫度最高，約為3200 K，如圖3(b)。

由圖4可以看出，A-A截面的主要組分濃度分布表明，在水煤漿顆粒周圍有充足的氧化劑時直接燃燒氧化生成CO2和H2O，基本不生成CO和H2，同時在水煤漿流中煤顆粒充分吸熱， 完成揮發(fā)分的析出，使得射流區(qū)的中心溫度較外側(cè)溫度低，而析出物質(zhì)與氧化劑發(fā)生燃燒生成CO2和H2O，釋放熱量，使射流兩側(cè)的溫度升高，與圖3(b)相對應。

圖5為氣化爐內(nèi)流線及通過噴嘴軸線縱截面溫度和各組分濃度分布。 從圖5(a)、5(b)可以看出，氧化劑和水煤漿經(jīng)過對置的噴嘴射流進入氣化爐后在氣化爐軸線處發(fā)生碰撞，出現(xiàn)明顯的撞擊區(qū)。 射流撞擊后分成兩股流體向上下兩個方向流動，向上的流體以一定的速度運動到爐頂后沿爐頂邊緣折返，形成較大的回流區(qū)漩渦。 向下的流體以一定的速度運動到出口，但因出口的截面積減小其在噴嘴的下方也形成了較大的回流區(qū)漩渦，如圖5(a)。 還可以看出，在撞擊區(qū)附近區(qū)域因為高溫的環(huán)境，水煤氣平衡反應快速進行，生成CO和H2含量較多，遠離撞擊區(qū)時反應減慢，生成的產(chǎn)物較少。

圖3 A-A截面的速度矢量圖(a)和溫度云圖(b)Fig. 3 Velocity vector (a) and temperature (b) nephograms in A-A cross section

圖4 A-A截面主要組分濃度分布Fig. 4 Mole fractions of main components in A-A cross section

圖5 氣化爐內(nèi)流線及通過噴嘴軸線縱截面溫度和各組分濃度分布Fig. 5 Streamline in gasifier, distribution of temperature and mole fraction of each component in longitudinal section through nozzle axis

經(jīng)過計算后出入口處的質(zhì)量流量和（進出口誤差）為0.001 kg/s，可認為爐內(nèi)反應基本達到平衡，測定出口處各氣體濃度基本恒定，與實際結(jié)果中CO濃度（物質(zhì)的量分數(shù)）48%，H2濃度35%和有效合成氣濃度82%數(shù)據(jù)相接近。 出口氣體成分如表4所示。

表4 出口氣體溫度與各組分含量Table 4 Outlet gas temperature and mole fraction of each component

2.2 工藝參數(shù)對氣化過程的影響

原煤的性質(zhì)、煤的熱解條件、氣化反應溫度、氣化壓力、反應氣體成分等因素都會影響煤的氣化反應[1]。 本文主要研究水煤漿濃度、氧煤比和水煤漿噴嘴結(jié)構(gòu)對氣化反應的影響。

2.2.1 水煤漿濃度

水煤漿濃度是指干燥基煤占煤水混合物的質(zhì)量分數(shù)。 在保持其他邊界條件基本不變的情況下，改變制成的水煤漿的濃度，模擬在不同水煤漿濃度的影響下爐內(nèi)氣化燃燒反應。 測得出口處產(chǎn)氣溫度和合成氣組分如下圖6所示。 在不改變其他條件，僅改變噴嘴噴入水煤漿的濃度時，隨著水煤漿噴射進入氣化爐的濃度增大，出口處的合成氣的溫度呈升高趨勢，有效合成氣的總含量有所上升，主要是溫度升高使反應正向進行，H2含量升高導致。 由此可知適度降低噴嘴中水煤漿進入氣化爐的濃度可在一定程度上增加合成氣中CO的含量，反之則可以得到較高的H2含量。

圖6 水煤漿濃度對出口溫度(a)和產(chǎn)氣組成(b)的影響Fig. 6 Effect of coal-water slurry concentration on outlet temperature (a) and gas composition (b)

2.2.2 氧煤比

氧煤比即進入氣化爐的氧氣與水煤漿質(zhì)量流量的比值。 保持水煤漿的濃度及氧化劑的質(zhì)量流量不變，僅改變氣化爐的氧煤比，監(jiān)測出口處的產(chǎn)氣溫度和合成氣組成成分，其變化數(shù)據(jù)如圖7所示。 在增大氧煤比后，出口處的合成氣溫度升高，而影響到氣化階段生成的CO與H2O之間的反應（即CO變換反應），高溫會促使反應正向進行，故CO和H2O的含量會降低，反應的另一邊，H2和CO2的含量會相對升高。 在一定范圍內(nèi)，隨著氧煤比的增大，有效合成氣的濃度升高，在氧煤比為1.3時達到最大值。 增大到一定程度后再增加氧煤比則氣化爐內(nèi)合成氣有效含量有所降低，主要是充足的氧化劑使得CO和H2被氧化為CO2和H2O。 所以可選擇氧煤比為1.3，即水煤漿質(zhì)量流量為1.06 kg/s時為最佳流量參數(shù)。

圖7 氧煤比對出口溫度(a)和產(chǎn)氣組成(b)的影響Fig. 7 Effect of oxygen-to-coal ratio on outlet temperature (a) and gas composition (b)

2.2.3 水煤漿噴嘴的結(jié)構(gòu)

保持其他邊界條件不變，改變氣化爐噴嘴處的結(jié)構(gòu)，調(diào)整水煤漿通道的噴射角度（圖1中的噴嘴角度）， 模擬在不同噴射角度的影響下噴射進入氣化爐，監(jiān)測爐內(nèi)氣化燃燒反應。 測得出口處合成氣體溫度和合成氣組成成分如圖8所示。 在不改變水煤漿和氧化劑進入氣化爐內(nèi)的質(zhì)量流量的情況下，僅改變噴嘴噴入水煤漿的角度結(jié)構(gòu)時，水煤漿噴射進入氣化爐的角度增大使煤漿顆粒進入氣化爐后擴散更大，出口處的合成氣溫度升高，有效合成氣的總含量有所上升。 則適度降低噴嘴中水煤漿進入氣化爐的角度可在一定程度上增大合成氣中CO的含量，反之則可以得到較高的H2含量并得到較高的有效合成氣產(chǎn)量。

圖8 水煤漿入口的噴射角度對出口溫度(a)和產(chǎn)氣組成(b)的影響Fig. 8 Effect of injection angle of coal-water slurry inlet on outlet temperature (a) and gas composition (b)

3 結(jié)論

在建立三維模型并劃分高質(zhì)量的網(wǎng)格后，對對置式氣化爐內(nèi)燃燒過程進行模擬，爐內(nèi)出現(xiàn)明顯的射流區(qū)和撞擊區(qū)。 模擬結(jié)果與實際相符，出口處煤和氧化劑含量幾乎為0，氣體溫度與濃度基本恒定。隨著水煤漿濃度、噴射角度和氧煤比的增大，對置式氣化爐出口處的產(chǎn)氣溫度相對升高，合成氣有效成分含量升高，主要是高溫促使CO變換反應正向進行，使H2濃度增大導致。在氧煤比為1.3，即水煤漿質(zhì)量流量1.06 kg/s時氣化效果最好， 但氧煤比進一步增大會導致合成氣產(chǎn)量有所降低。