第23卷第1期 高 校 化 学 工 程 学 报 No.1 Vol.23 2009 年 2 月Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities Feb. 2009
文章编号：1003-9015(2009)01-0057-07
气化炉与辐射锅炉接口的传热流动数值模拟
倪建军, 梁钦锋, 郭庆华, 于遵宏, 于广锁
(华东理工大学 煤气化教育部重点实验室, 上海 200237)
摘 要：针对气化炉底部、辐射锅炉拱顶及两者接口组成的系统，应用标准k-ε湍流模型、流体体积(VOF)流模型和多
种辐射模型进行了非稳态计算，辐射模型包括离散坐标法(DOM)、P-1模型和离散传播辐射模型(DTRM)，运用文献数
据和实验值对DOM模型计算结果进行了检验。计算结果表明：辐射传热在整体传热中占主导地位，且残渣或飞灰对
热辐射的影响不可忽略；DOM法计算得到气固两相流在直段最大温降为31.5℃，因此控制合适的气化炉出口物流温
度可避免熔渣凝固而引起堵渣；直段末端平均流速为13.7 m?s?1，锅炉内颗粒在湍流区域富集，少部分回流至拱顶区。
关键词：IGCC；气化炉；辐射锅炉；辐射模型；计算流体力学
中图分类号：TK284 文献标识码：A
Numerical Study of Flow and Heat Transfer in the Transition Section Combining the
Gasifier with the Radiant Syngas Cooler
NI Jian-jun, LIANG Qin-feng, GUO Qing-hua, YU Zun-hong, YU Guang-suo
(Key Laboratory of Coal Gasification, Ministry of Education, East China University of Science and Technology,
Shanghai 200237, China)
Abstract: The standard k-ε turbulent model, volume of fluid (VOF) multiphase model and the radiation model were used to carry out the unsteady state simulation calculation of the system composed of the bottom of gasifier, the dome of radiant syngas cooler (RSC) and the transition section combining the gasifier with the RSC. The simulating calculation results were validated by lab-scale gasifier hot-model experiments and their results agree well each other. Several radiation models, the Discrete Ordinates model (DOM), the P-1 model and the Discrete Transfer model (DTRM), were used respectively for the simulation of the radiation heat transfer. The results show that the radiation heat transfer is dominant in the whole heat transfer process; especially the radiation of the hot soot and incompletely burned coal particles falling in the transition section cannot be ignored. Using the DOM model, the predicted maximal temperature decrease in the transition section is about 31.5℃, it indicates that the slag plugging inside the transition section can be avoided by controlling the entering temperature of gas and slag outflow from the gasifier in a appropriate range. The calculated mean flow velocity at the bottom of the transition section is 13.7 m?s?1, while the solid particles in the RSC are enriched in its turbulence area, and a few of them reflux to the recirculation area at the dome of RSC.
Key words: IGCC; gasifier; radiant gas cooler; radiation modeling; CFD
1 引 言
整体煤气化联合循环(Integrated Gasification Combined Cycle，简称IGCC)发电技术自20世纪70年代初期开始研发，至今已有30多年。但由于我国起步较晚，IGCC发电技术主要掌握在少数几个发达国家手中，我国尚处于起步阶段，因此结合我国国情，对IGCC发电技术的研究迫在眉睫[1]。IGCC电站工艺流程与化学工业装置有所不同，为了取得尽可能高的电站效率，需要对核心设备气化炉配置辐射锅炉，收稿日期：2008-02-28；修订日期：2008-07-16。
基金项目：国家重点基础研究计划项目(2004CB217703)；教育部新世纪优秀人才支持计划(NCET-06-0416)；上海市教委曙光计划(06SG34)。
作者简介：倪建军(1983-)，男，浙江诸暨人，华东理工大学博士生。通讯联系人：于广锁，E-mail：gsyu@ecust.edu.cn
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也称为煤气冷却器。美国于1992年开始筹建世界上第二座辐射锅炉流程IGCC电站(Tampa电站)，其主要特点是将气化炉和辐射式煤气冷却器做成一体，煤气和熔渣直接从气化炉渣口流入辐射锅炉进行冷却处理，净热效率达41.6%(LHV)。今后，随着技术的进一步完善，热效率有望达到50%。
作为世界上第一座辐射锅炉流程IGCC电站，Tampa电站在实际工程运行过程中出现了诸多问题，如锁斗堵塞，辐射锅炉和对流锅炉泄漏，以及黑水系统磨损等。因此，辐射锅炉流程IGCC系统稳定性值得进一步探讨。但高温、高压下进行实验研究存在投资大、风险高等问题，随着计算机技术的发展，我国“十国内外很多学者借助计算流体力学(CFD)软件，对气化系统复杂的物理和化学过程进行研究[2~4]。一五”期间拟建立以多喷嘴对置式水煤浆气化炉为气头的辐射锅炉流程IGCC示范电站。本文以200 MW级IGCC的气化岛技术开发为研究对象，在合理简化和假设基础上，对气化炉与辐射锅炉接口内的传热和流动进行了数值模拟，采用不同辐射模型计算了传热过程，预测了接口内的气固两相流动与传热情况。
2 物理模型
2.1 物理模型
图1为气化炉与辐射锅炉RSC接口示意图。图中上部为气化炉底部锥体，中间为接口直段，第三部分为锅炉拱顶。锅炉水冷壁向上延伸至直段外侧。H1为直段高度(3.7 m)，H2为直段冷却管高度(0.5 m)，操作压力3.5 MPa，入口温度1311.74℃，冷却管内操作压力9.6 MPa。
2.2 模型假设及边界条件
在建立气液固三相流动与传热数学模型前，对接口实际情况做了一定的简化，以便于问题的求解：
(1) 由于气化过程中产生大量飞灰和熔渣，根据多喷嘴水煤浆气化炉现有工业装置运行经验，结合冷态模拟实验考察气化炉内颗粒运动的结果，假设在接口处有75%的熔渣以熔融态的形式沿壁面流入辐射锅炉，25%熔渣以飞灰形式被气流夹带进入辐射锅炉。
(2) 实际操作中很难精确测得煤气化飞灰粒径，气化过程产生 的飞灰按燃烧产生飞灰处理，粒径分布用Rosin-Rammler法计算[5]。2.3 壁面边界条件
Refractory
lining GasifierTransition
Liquid
Tambient
slag
Ht
flow
Q convection
H2
0.95 m Q radiation 2.92 m u[x, v]
6.34 m
Section of radiationsyngascooler
Y X
Coolant Coolant 图1 气化炉与辐射锅炉接口示意图Fig.1 Transition of gasifier to the RSC
(3) 气体入口截面流速均匀分布，主要成分CO2、H2O和CO可看作理想气体。
由于炉壁有三种不同的耐火砖和金属外壳构成，按傅里叶定律和欧姆定律，多层圆筒壁的导热系数可折算成同一种材料的导热系数和厚度[6]，根据傅里叶定律和欧姆定律，通过圆筒壁的热流量为：
nd1
lni+1 (1) φ=(tw1?tw,n+1)/∑
dii=12πλil式(1)中，∑
n
12πλil
ln
i=1
di+1
表示长度为l的n层圆筒壁的导热热阻，单位是℃?W?1，λi分别表示导热系数di
W?(m·K)?1，di表示直径(m)。因此，多层材料圆筒壁的导热系数可按总热阻等值折算成同种材料的厚度。
合成气入口流速1.37 m?s?1，冷却工质流速10 m?s?1。考虑到气-渣表面张力对流动的影响，取其表面张力为0.4 N?m?1[7]。根据文献推荐[8]，进口的湍流动能和湍流动能耗散率的实测值可采用近似计算为：
2
k=λuv，ε=Cdk1.5/D，其中，湍流强度影响因子λ=0.005，拽力系数Cd = 9/5。
3 模型建立及验证
3.1 模型理论
本文采用标准k-ε模型、VOF模型和SIMPLE算法求解速度压力的耦合，采用二维轴对称网格模型。
第23卷第1期 倪建军等： 气化炉与辐射锅炉接口的传热流动数值模拟59 辐射计算采用的方法有忽略热辐射(No-radiation)、离散传播法(DTRM)[9]、离散坐标法(DOM)和P-1辐射
其中DTRM法不考虑颗粒相对热辐射的影响。标准k-ε方程、能量方程和辐射传递方程如下[10,11]： 模型[10]。
标准k-ε湍流模型的传输方程：
?(ρk)?(ρkui)?μ?k+=[(μ+)+Gk+Gb?ρε?YM+Sk (2) ?t?xi?xjσk?xj
μt?ε?(ρε)?(ρεui)?εε2
+=[(μ+)]+C1ε(Gk+C3εGb)?C2ερ+Sε(3) ?t?xi?xjσε?xjkk
其中各参数为： C1ε=1.44,C2ε=1.92,σk=1.0,σε=1.3 (4) 能量方程： ?u?uj2?u???TN[ui(ρE+p)]={λeff)?δijl]}+Srad (5) +∑hiJi,j+uiμeff[(i+3?xl?xi?xi?xji?1?xj?xi
式中，μeff=μ+μt，Srad为辐射源项，辐射传热方程如下[12]：
σsp,η?,s?')Iη(s?')dΩ (6) ∫φη(s4π4πds
式中，αg,η，αp,η和αs,η分别表示气体、颗粒和灰分的吸收率，σsp,η表示散射系数，φ为散射相函数，下dIη=?(αg,η+αp,η+αs,η+σsp,η)Iη+αg,ηIb,gη+αp,ηIb,pη+αs,ηIb,sη+
标b表示黑体。
模型中的离散相是通过积分拉氏坐标系的颗粒作用力微分方程，以此求解离散相颗粒的轨道，颗粒的作用力平衡方程在笛卡尔坐标系的形式(x方程)为[13]：
dupgx(ρp?ρ)=FD(u?up)++Fx (7) dtρp
式(8)中Fx为附加加速度项，FD(u-up)为单位质量颗粒的曳力项，其中FD可通过式(8)计算：
FD=18μCDRe (8) ρpdp224
3.2 介质辐射特性
高温合成气主要通过热辐射向炉壁散热，而CO的热辐射吸收率远远小于三原子气体，因此只考虑典型合成气组成中的CO2和H2O为主要热辐射介质，其体积分数分别为0.1369和0.2233。接口内壁与其附近气流温度相当，所以取壁面与其附近气流温度比值Tg /Tw为常数1.05，此时高温高压下CO2、H2O和灰渣混合物吸收率可近似计算如下[10,14]。
00.45?(T/T)=0.514 (9) H2O的气体吸收率： αH2O=CH2O?εHTPLTTO,,(/)gw2wHOwg2
0CO2的气体吸收率： αCO2=CCO2?εCO?(Tg/Tw)0.65=0.186 (10) 2,Tw,PHOL(Tw/Tg)2
其中，水蒸汽和CO2气体的黑度：ε0
H2O=0.42，ε0
CO2=0.15，辐射修正系数[15]：CH2O=1.6，CCO2=1.2。
混合气体吸收率α(H2O+CO2)为： α(H2O+CO2)=αH2O+αCO2?ΔεTw=0.514+0.186?0.05=0.65 (11)
其中ΔεTw表示水蒸汽和CO2共存的气体辐射修正系数[13]。
根据Rayleigh理论[11,16]，灰渣吸收率可根据下式计算：
αsoot=3.72fvC0T(m?1)(12) C2
其中，灰分体积分数fv=3.84×10?6，C0=36πnk/[(n2?k2+2)2+4n2k2]，k=0.22， n=1.85，C2=0.014388 (m·K)。 因此，当考虑颗粒对热辐射的影响时，把颗粒看作一种假想气体，混合物的总吸收率[17]：
αtot=αg+αsoot=0.65+2.32=3.05(m?1) (13)
颗粒散射系数可按下式计算[12]：σsp=(1?εp)∑Niiπdi24 (14) 式中发射系数εp取0.9，Ni和πdi2/4分别表示颗粒数密度和i颗粒投影截面积。
3.3 模型验证 由于实验数据获取难度较大，且工业装置正处于施工阶段，因此对模型的验证借用了实验室规模气
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流床气化炉，如图2。为了尽可能屏蔽气化反应对温度分布的影响，选用了流场稳定、温度分布相对均匀的管流段。由于管流段为直段结构，壁面中间为耐火棉填充，其整体结构与接口的直段结构类似。采用本模型对气化炉的管流段温度场进行了模拟，预测壁面温度和实验值对比如图3所示，从图中可以看出本文预测值与文献[4]和实验值基本一致。说明本模型对类似工况的预测具有一定的可靠性。
图2 计算区域示意图 Fig.2 Calculated region of gasifier
0.8 m0.3m
Calculated region Y
X
Temperature / K
Height / m
图3 气化炉壁面温度比较 Fig.3 Wall temperature of gasifier
4 接口计算结果分析
4.1 温度场分析
以锅炉出口中心为坐标原点，方向见图1中坐标。图4给出了不同高度下、不同辐射模型计算得到的温度分布对比。分别取了高度为2.0、3.5、5.0和6.5 m处的截面温度进行对比。从图中可以看出，忽略辐射计算得到的温度很高，且在垂直方向降温并不明显。DTRM、DOM和P-1计算得到的温度分布趋势相近，但DTRM计算中心温度较高，边缘温度较低。从Y=6.5 m的温度分布对比中可进一步得出，DTRM、忽略辐射的计算温度与DOM、P-1辐射模型的计算温度变化趋势存在明显差异。DTRM计算温
Temperature / K
160015001400130012001100-1.516501500135012001050900-1.5
P-1 DTRM
Nonradiation
-1.0
-0.5
0.0X / m
0.5
1.0
1.5
Y = 2.0 m
16001500Temperature / K
1400130012001100
-1.5
Y =3.5 m
P-1 DTRM
Nonradiation
-1.0
-0.5
0.0X / m
P-1 Nonradiation
-1.0
-0.5
0.0X / m
0.51.01.5
0.51.0
1.5
1590
Y = 5 m
Y = 6.5 m
1580Temperature / K
Temperature / K
1560
P-1 Nonradiation
-0.25
0.00X / m
0.25
0.50
1550-0.50
图4 不同高度的温度变化比较
Fig.4 Evolution of the temperature at different height
1570
第23卷第1期 倪建军等： 气化炉与辐射锅炉接口的传热流动数值模拟61
度在近壁处变化幅度较大，不符合工程实际。而DOM与P-1计算温度在各高度上变化趋势一致。图5表示接
Temperature / K
1600
X = 0 m
1500
口轴线上的温度分布，从图中可以看出，各模型计算趋势一致，在锥体和直段处温度下降较慢，进入辐射锅炉后，温度下降幅度明显提高。对比各计算曲线得出，在垂直方向上忽略辐射和DTRM计算得到的温度较高，无辐射计算时的进出口平均温度降只占DOM计算的12%，与DOM和P-1计算温度差异较大。而DOM和P-1计算结果与图4分析一致，因此从球形谐波法(PN)理论出发，虽然P-1模型作为PN法的最简单类型，其低阶近似通常仅仅在光学厚度大于1的情形下才较精确[16]。而DOM虽然计算量相对较大，但对光学厚度没有限制。因此，
1400
P-1 Nonradiation
2
4
1300
Y / m
6810
图5 轴线温度分布对比
Fig.5 Evolution of the temperature calculated by
different radiation models at centre
结合工程实际情况对DOM计算结果在下文做了进一步分析。 4.2 DOM模拟结果
图6为采用DOM计算得到辐射场和速度场。从图6-(a)中可以看出，由于接口上半段温度较高，辐射传热占主导地位，拱顶以上颗粒浓度高，瞬间辐射大，这也进一步说明颗粒对热辐射的作用不可忽略的。从图6(b)中反映了气流速度在直段迅速提高，在直段出口附近最大流速达19.1 m?s?1，截面平均流速达13.7m/s。由于直段直径远远小于气化炉和辐射锅炉直径，进入辐射锅炉后流速降低，且在辐射锅炉拱顶形成回流区。图6(c)反映了气流夹带颗粒在接口内的浓度分布，可以看出颗粒随气流的跟随性较好，壁面附近颗粒稀疏。在锅炉回流区颗粒被少量卷吸回流，并在管壁沉积，使管壁热阻增加，影响传热和辐射锅炉运行效率。
(a) incident radiation / W?m
图6 DOM法计算结果 Fig.6 Result calculated by DOM
?2
100000 724800 1400000
(a)
0 1224
(b)
0 0.1
(c)
0.2
(b) velocity / m?s?1 (c) particle concentration / kg?m?3
图7给出了不同高度截面上的DOM计算温度分布，图7(a)和7(b)分别显示了接口的截面温度分布情况。从图7(a)中可以看出，接口整体温度降幅较小，直段出口截面上最高温度1583.5 K，平均温度1576.3 K，边缘最大降温31.5K，因此控制合适的气化炉出口物流温度，可避免直段出口熔渣凝结而引起堵渣。此外，从图7(a)中还可看出在接口出口外围配置冷却管降温作用明显，从而弱化热面砖的高温侵蚀。从图7(b)可以看出，气流进入锅炉后温度迅速下降，而气流中心降温相对较慢。回流区内气固两相停留时间较长，即冷却时间长，因此Y=5.0 m和Y=3.5 m处的边缘温度反而低于Y=0.50 m和Y=2.0 m处的边缘温度。
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Temperature / K
15851580
1600
(a)
Temperature / K
(b)
150014001300120011001000
-1.5
-1.0
-0.5
Y = 0.5 m Y = 2.0 m Y = 3.5 m Y = 5.0 m0.0X / m
0.5
1.0
1.5
15751570156515601555-0.50
-0.25
Y = 6.27 mY = 6.5 m Y = 7.5 m0.00X / m
0.25
0.50
图7 不同高度上的温度分布
Fig.7 Evolution of the temperature at different heights
5 结 论
(1) 本文建立了气固两相在接口内流动和传热的数学模型，对实验室规模气化炉炉壁温度分布模拟值与实验值进行了对比，发现两者结果吻合较好，说明本文模型适用于类似物理模型的传热和流动预测。
(2) 通过对接口内气固两相流场的模拟发现，气流在接口直段流速迅速增加，直至进入辐射锅炉拱顶后开始减弱，并在锅炉拱顶两侧形成回流区。颗粒整体跟随性较好，在回流区颗粒被少量卷吸回流，这将使该部分颗粒在冷却管上沉积。
(3) 通过不同的辐射模型计算发现，对接口内的传热计算不能忽略颗粒的影响，且P-1和DOM模型计算结果相近。接口直段内温度降幅较小，而进入辐射锅炉后由于水冷壁的冷却吸热，温度迅速下降。在锅炉内部同一水平截面，回流区内物流停留时间长，温度相对较低。
(4) 由于对本文物理模型的工业运行试验数据获取困难较大，为了更好的完善模型，详细的原理性试验和中小型热模试验以及相关的数据获取方法值得进一步探讨和研究。
符号说明；
Cd D di E Fx Gb Gk hi H1 H2 I Jij k l P Re
? 拽力系数 ? 常数 ? 水力直径，m ? 直段直径，m ? 总能量，J ? 附加加速度，m?s-2
? 浮力产生的湍流动力学能，m·s ? 平均速度梯度产生的湍流动力学能，m?s ? 组分i的单位质量焓，J?kg?1 ? 直段高度，m ? 直段冷却管高度，m ? 热通量，W?(m?K) ? 组分i的扩散流量，kg?s ? 湍流动能，m?s ? 圆筒长度，m ? 流体压力，Pa ? 雷诺数
2
?2
?1
Srad Sk, Sεt Tw ug u‘ YM
2
?2
? 辐射源项，J?(m3?s)?1 ? 自定义源相 ? 时间，s ? 壁面温度，K
? 速度重力方向分量，m?s?1 ? 速度垂直重力方向分量，m?s?1 ? 脉动膨胀对湍流扩散的贡献度 ? 湍流强度影响因子 ? 导热系数，W?(m?K)?1 ? 流体黏度，Pa?s ? 湍流粘度，Pas ? 散射相函数 ? 散射系数 ? 湍流普朗特数 ? 组分i的扩散系数 ? 流体密度，kg?m?3 ? 立体角，π
C1ε，C2ε，C3ε
λ
2
?2
λi μ μt Φ σ σk，σεδij
2?1
ρ
?
参考文献：
[1] LIANG Qin-feng (梁钦锋), NIU Miao-ren(牛苗任), YU Guang-suo (于广锁) et al. Fractal properties of impinging gasification
flame (撞击气化火%d
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