葛?琎，張?椰，何?勇，徐超群，黃鎮(zhèn)宇，周志軍，王智化

頂噴加壓粉煤氣化爐及壁面灰渣沉積的數(shù)值模擬研究

葛?琎1，張?椰2，何?勇1，徐超群1，黃鎮(zhèn)宇1，周志軍1，王智化1

(1. 浙江大學(xué)能源清潔利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州 310027；2. 吉林浙達(dá)能源清潔利用技術(shù)有限公司，吉林 130213)

現(xiàn)代大型煤粉加壓氣化爐中飛灰的沉積對(duì)于壁面液態(tài)渣膜的形成至關(guān)重要．本文建立了灰渣壁面沉積模型并通過(guò)計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法模擬了國(guó)內(nèi)某型氣化爐，系統(tǒng)地研究了爐內(nèi)兩相流、溫度場(chǎng)、流場(chǎng)以及壁面灰渣沉積特性．結(jié)果顯示，煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡和爐內(nèi)氣流流線(xiàn)基本一致，爐膛平均溫度約為1380℃，超過(guò)了選用煤灰的流動(dòng)溫度．顆粒沉積在壁面上分布與爐內(nèi)氣相流場(chǎng)、顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡有緊密關(guān)系．氣化爐中煤粉顆粒的碳轉(zhuǎn)化率高、速度較低且處于熔融狀態(tài)，顆粒碰壁后易沉積在壁面形成液態(tài)渣層．從頂部噴出的射流在爐膛中部與壁面接觸，顆粒沉積率較高，錐形收口處的顆粒沉積最為密集．爐膛結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可以有效地收集氣流中飛灰顆粒，統(tǒng)計(jì)出口處壁面熔渣和飛灰的質(zhì)量比為3.6∶1．

粉煤氣化爐；灰渣沉積；計(jì)算流體力學(xué)

煤中的礦物質(zhì)成分在有機(jī)質(zhì)燃燒或氣化后以飛灰或者灰渣的形式排出反應(yīng)器．現(xiàn)代大型粉煤加壓氣化爐一般盡可能提高運(yùn)行溫度以提升碳轉(zhuǎn)化率．因此，粉煤氣化爐一般運(yùn)行在灰熔點(diǎn)以上溫度并采用液態(tài)排渣的設(shè)計(jì)．大多數(shù)熔融的灰渣顆粒在爐內(nèi)旋流場(chǎng)的作用下將與爐壁發(fā)生碰撞、沉積在爐壁上并形成渣層．當(dāng)溫度高于煤灰熔點(diǎn)時(shí)，渣層表面受熱熔化成液膜，在重力作用下沿著壁面向下流動(dòng)，最終從底部排渣口流出反應(yīng)器．由于具有較高熱阻，壁面渣層的存在減少了爐膛的熱損失，達(dá)到了“以渣抗渣”的效果．渣層的存在也保護(hù)了水冷壁管和復(fù)合襯層，同時(shí)解決了排渣的問(wèn)題[1-2]．因此，研究氣化爐中灰渣的沉積規(guī)律有助于準(zhǔn)確預(yù)測(cè)壁面渣層的形成，對(duì)氣化爐的設(shè)計(jì)具有重要指導(dǎo)意義．

爐內(nèi)渣的沉積過(guò)程與很多因素有關(guān)．當(dāng)氣流攜帶的灰渣碰撞到壁面后，顆?？赡艹练e在渣層表面而成為渣層的一部分，也可能反彈回到氣相流場(chǎng)中. Walsh等[3-4]在灰渣沉積實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)灰渣顆粒在壁面的沉積量和實(shí)驗(yàn)溫度呈正相關(guān)；當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度提高時(shí)，煤灰顆粒的熔化程度更高，具有較小的黏度，從而更易于黏結(jié)在壁面上，其據(jù)此提出了基于溫度和黏度的灰渣黏附概率公式．Shannon等[5]對(duì)焦炭顆粒碰撞液態(tài)熔渣表面的過(guò)程進(jìn)行了受力分析，結(jié)果表明，顆粒能否發(fā)生反彈取決于自身的動(dòng)能是否足以?huà)昝撆c液面接觸時(shí)二者之間的界面張力．Li等[6-7]研究了含有未完全反應(yīng)碳的灰顆粒的沉積率，結(jié)果顯示當(dāng)碳轉(zhuǎn)化率高于88%時(shí)，沉積率相對(duì)較高；其利用掃描電子顯微鏡和等溫吸附儀對(duì)顆粒進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果顯示，當(dāng)碳轉(zhuǎn)化率低于88%時(shí)，顆粒的內(nèi)孔面積大幅減少，顆粒中碳的結(jié)構(gòu)逐漸消失；由于熔融的灰分占據(jù)顆粒表面，顆粒表面的黏性逐漸增強(qiáng)，導(dǎo)致沉積率增大．

對(duì)于顆粒沉積預(yù)測(cè)模型的研究，前人也取得了很多研究成果．Wang等[8]在利用CFD方法模擬煤粉旋流燃燒器時(shí)，采用基于煤灰黏度的模型來(lái)預(yù)測(cè)顆粒在壁面的沉積率．Ni等[9]提出了一個(gè)適用于氣化爐高溫環(huán)境的熔渣顆粒附壁沉積模型．該模型基于液滴最大擴(kuò)散直徑和碰撞動(dòng)能判斷液滴是否反彈．Chen等[10-11]提出可以通過(guò)韋伯?dāng)?shù)來(lái)表示顆粒動(dòng)能和反彈所需克服表面張力能量的比值，并在其模型中考慮碳轉(zhuǎn)化率的影響．

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于灰渣沉積進(jìn)行了一系列的研究，但缺少結(jié)合內(nèi)部流場(chǎng)、溫度場(chǎng)對(duì)氣化爐壁面灰渣沉積規(guī)律進(jìn)行綜合分析的研究．因此，本文將建立壁面灰渣沉積的數(shù)學(xué)模型，并將顆粒壁面沉積模型嵌入氣化爐三維CFD計(jì)算主程序中．以國(guó)產(chǎn)某型500t/d頂噴粉煤加壓氣化爐為研究對(duì)象，研究三維條件下?tīng)t體壁面灰渣沉積的規(guī)律，針對(duì)灰渣碰撞壁面的狀態(tài)做詳細(xì)的分析研究．

1?研究對(duì)象與計(jì)算工況

1.1?物理模型與計(jì)算域網(wǎng)格劃分

本文的研究對(duì)象為國(guó)內(nèi)某型500t/d單噴嘴粉煤氣流床氣化爐．該氣化爐頂部配有一個(gè)多通道旋流噴嘴，反應(yīng)室高約4.8m，直徑1.7m，具體尺寸及網(wǎng)格劃分如圖1所示．氣化爐采用全三維網(wǎng)格，較復(fù)雜的多通道旋流噴嘴采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，反應(yīng)室部分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為338萬(wàn)．

1.2?計(jì)算工況

氣化反應(yīng)室的操作壓力為4.5MPa．燒嘴處氧氣和煤粉的質(zhì)量流量分別為4.06kg/s、3.03kg/s，氧煤比為1.34．假定氣化爐壁面有液態(tài)渣層覆蓋，壁面溫度邊界條件設(shè)置為高于流動(dòng)溫度100℃．選用煤種的工業(yè)分析和元素分析見(jiàn)表1，煤灰熔融性分析見(jiàn)表2.

表1?選用煤種工業(yè)分析和元素分析

Tab.1?Proximate and ultimate analyses of selected coal

表2?選用煤的灰熔融性分析

Tab.2?Ash fusion analysis of selected coal

2?數(shù)學(xué)模型

為得到穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)氣化爐壁面灰渣沉積規(guī)律．本文利用ANSYS FLUENT 15.0計(jì)算流體力學(xué)軟件對(duì)氣化爐內(nèi)部流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、氣化和燃燒反應(yīng)過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，并將顆粒壁面沉積子模型通過(guò)用戶(hù)自定義函數(shù)(user-defined function)嵌入至CFD計(jì)算程序中，耦合計(jì)算后得到最終結(jié)果．

2.1?爐內(nèi)氣固兩相流及燃燒、氣化反應(yīng)模型

采用Euler-Lagrange方法描述氣化爐內(nèi)氣相和煤粉之間復(fù)雜的質(zhì)量、動(dòng)量及能量交換過(guò)程．該方法將氣相視為連續(xù)相，在歐拉坐標(biāo)系中求解N-S方程．煤粉顆粒視為離散相，追蹤其在拉格朗日坐標(biāo)系中的運(yùn)動(dòng)軌跡．本文中煤粉通道入口一共釋放14880個(gè)粒子．顆粒粒徑在60～200μm區(qū)間內(nèi)，服從Rosin-Rammler分布．

爐內(nèi)存在強(qiáng)烈的湍流作用，湍流模型選用Realizable模型．氣化爐內(nèi)煤粉熱解脫揮發(fā)分過(guò)程較快，采用雙競(jìng)爭(zhēng)模型計(jì)算釋放速率[12]．高溫下釋放的揮發(fā)分快速分解為輕質(zhì)氣體．1mol揮發(fā)分產(chǎn)生輕質(zhì)氣體的組成和比例通過(guò)FactSage軟件基于熱力學(xué)平衡和元素守恒原理計(jì)算，結(jié)果如下：

煤粉燃燒氣化的反應(yīng)速率采用擴(kuò)散動(dòng)力模型[13]計(jì)算．氣相反應(yīng)速率的計(jì)算公式如下：

式中：為指前因子；為活化能，J/kmol；為當(dāng)前溫度，K；為溫度指數(shù)系數(shù)；為通用氣體常數(shù)(8314J/(kmol·K))；為組分的摩爾濃度，kmol/m3；～為相應(yīng)組分的反應(yīng)級(jí)數(shù)．湍流對(duì)氣相反應(yīng)影響采用有限速率/渦耗散模型計(jì)算．

氣相和焦炭反應(yīng)及動(dòng)力學(xué)參數(shù)分別列于表3和表4．

表3?氣相反應(yīng)及動(dòng)力學(xué)參數(shù)

Tab.3?Gasphase reactions and corresponding kinetic parameters

注：[H2O]表示H2O的反應(yīng)級(jí)數(shù).

表4?異相反應(yīng)及動(dòng)力學(xué)參數(shù)

Tab.4 Heterogeneous reactions and corresponding ki-netic parameters

注：為總包反應(yīng)級(jí)數(shù)．

2.2?灰渣顆粒沉積模型

灰顆粒撞擊爐體壁面液態(tài)渣層沉積或者反彈，與顆粒表面和渣層表面的性質(zhì)，如表面狀態(tài)、粒徑、黏度、顆粒撞擊壁面的角度、撞擊時(shí)的動(dòng)能等參數(shù)相關(guān)．本文采用Yong等[20]提出的模型．該模型綜合考慮了顆粒和碰撞表面的性質(zhì)(液態(tài)或固態(tài))、碳轉(zhuǎn)化率、顆粒動(dòng)能和撞擊角度、表面張力等多種因素．

模型主要依據(jù)表面是否為“黏性”表面給出顆粒沉積判斷結(jié)果．“黏性”表面指的是有熔融的液態(tài)灰分覆蓋的表面．大多數(shù)文獻(xiàn)以臨界黏度溫度cv作為灰渣由固態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槿廴谝簯B(tài)的臨界溫度．采用水冷壁設(shè)計(jì)的氣流床氣化爐的壁面一般覆蓋著熔融的液態(tài)渣膜，因此壁面可以看作黏性表面．對(duì)于顆粒表面，除了需要根據(jù)顆粒溫度判斷其中灰分是否熔融，還需要考慮顆粒的碳轉(zhuǎn)化率．碳轉(zhuǎn)化率低說(shuō)明顆粒中含有較多碳，熔融灰分多存在于碳結(jié)構(gòu)的孔隙中，而無(wú)法覆蓋碳顆粒的表面[6-7]．因此碳轉(zhuǎn)化率低于臨界值cr的顆粒，其表面應(yīng)視為“非黏性”表面．

當(dāng)壁面和顆粒表面都呈“黏性”時(shí)，顆粒將沉積在壁面上．當(dāng)二者表面都為非“黏性”時(shí)，顆粒碰撞后將反彈．當(dāng)“非黏性”顆粒碰撞壁面液態(tài)渣膜時(shí)，還需要作進(jìn)一步判斷．

Montagnaro等[21]對(duì)固態(tài)顆粒碰撞壁面時(shí)各種作用力的數(shù)量級(jí)大小進(jìn)行了分析．結(jié)果表明，在典型的粉煤燃燒和氣化條件下，由于壁面上的液態(tài)渣膜具有較大的表面張力，撞擊液面的煤灰或者焦炭顆粒不會(huì)完全浸沒(méi)液面以下．圖2展示了顆粒撞擊壁面后反彈的過(guò)程．Shannon等[5]的研究表明，固態(tài)顆粒撞擊壁面渣膜后，顆粒速度減緩，液面變形，顆粒動(dòng)能轉(zhuǎn)換為界面能．顆粒在到達(dá)最深位置后，速度減為0．隨后，液面漸漸恢復(fù)，顆粒加速向外，界面能轉(zhuǎn)化為顆粒動(dòng)能．當(dāng)顆粒加速到足夠掙脫渣膜的表面張力時(shí)，顆粒將反彈回氣相空間．

圖2 固態(tài)顆粒撞擊壁面液態(tài)渣膜速度方向和表面張力作用力方向示意

本文模型采用無(wú)量綱參數(shù)韋伯?dāng)?shù)(Weber number)表示上述過(guò)程中顆粒動(dòng)能和界面能的相對(duì)大小，其表達(dá)式如下：

式中：p為顆粒密度；為碰撞時(shí)法向速度；p為顆粒直徑；sp為顆粒和渣層的表面張力系數(shù)．

當(dāng)韋伯?dāng)?shù)大于一個(gè)臨界值cr時(shí)，表明顆粒的動(dòng)能可以克服表面張力的作用返回氣相．韋伯?dāng)?shù)小于臨界值時(shí)，顆粒將沉積在渣層表面．臨界值cr通常取1[20]．

表5總結(jié)了詳細(xì)的判斷依據(jù)．其中，cv為灰渣的臨界黏度溫度，可以視為灰渣固態(tài)向液態(tài)轉(zhuǎn)變的臨界溫度，本文選取煤灰流動(dòng)溫度作為cv．p和w分別為顆粒和渣層表面的溫度．為碰撞時(shí)顆粒的碳轉(zhuǎn)化率．cr為顆粒表面被灰分覆蓋的碳轉(zhuǎn)化率臨界值，依據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果取0.88[6-7]．

在計(jì)算時(shí)，顆粒沉積模型將判斷撞壁顆粒是否沉積．如果沉積，將該顆粒從DPM模型中刪除，不再追蹤該粒子的軌跡．否則顆粒將反彈至氣相中，DPM模型繼續(xù)追蹤該粒子在流場(chǎng)中運(yùn)動(dòng)．

表5?顆粒沉積判斷準(zhǔn)則

Tab.5?Particledepositioncriteria

3?計(jì)算結(jié)果與分析

3.1?爐內(nèi)流場(chǎng)模擬結(jié)果分析

爐內(nèi)氣流的運(yùn)動(dòng)跡線(xiàn)和速度場(chǎng)的二維分布分別如圖3(a)和(b)所示．噴嘴頂置是高壓氣流床氣化爐常見(jiàn)的內(nèi)部流場(chǎng)形式．其特點(diǎn)是由頂置旋流燒嘴向爐內(nèi)噴出煤粉、氧氣、水蒸氣等反應(yīng)物，氣流沿著中軸線(xiàn)旋轉(zhuǎn)下行至底部收口離開(kāi)反應(yīng)室．在此過(guò)程中，煤粉在旋流的作用下與反應(yīng)物迅速混合，發(fā)生燃燒和氣化反應(yīng)．本文中，由噴口進(jìn)入反應(yīng)室的射流初速度最高為88.25m/s．之后，主射流逐漸擴(kuò)散，射流半徑增大，速度逐漸衰減．在底部排渣口，通流面積減小，速度又有所回升．統(tǒng)計(jì)出口處氣流平均速度為6.51m/s．

圖4和圖5分別展示了氣化爐煤粉顆粒在爐膛中的運(yùn)動(dòng)軌跡和空間分布密度．從圖4可以看出，煤粉顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡和氣流方向基本一致．煤粉顆粒噴出噴嘴后在強(qiáng)烈旋流的曳力下沿中軸線(xiàn)旋轉(zhuǎn)不斷向下運(yùn)動(dòng)，之后在爐膛內(nèi)逐漸彌散開(kāi)來(lái)．爐內(nèi)主旋流延長(zhǎng)了顆粒的停留時(shí)間，為煤粉的燃燒和氣化反應(yīng)提供了充足的時(shí)間．在爐膛出口處統(tǒng)計(jì)所有顆粒的停留時(shí)間，平均值為3.56s．從圖5顆粒的空間密度分布可以看出，隨著主射流擴(kuò)散，射流半徑變大，煤粉顆粒的濃度分布逐漸變得均勻．在距離噴口1.5～2m處，氣流和顆粒流貼近壁面，有助于灰渣沉積和壁面渣層的形成．

3.2?爐內(nèi)溫度場(chǎng)、燃燒與氣化反應(yīng)過(guò)程模擬結(jié)果分析

氣化爐中固定碳質(zhì)量濃度的二維分布以及截面平均值沿軸線(xiàn)變化分別如圖6(a)和(b)所示．煤粉在進(jìn)入爐膛后迅速完成脫揮發(fā)分過(guò)程．隨后，煤粉中的碳元素與氧化劑和氣化劑發(fā)生氧化、還原反應(yīng)．可以看出，噴口截面平均焦炭質(zhì)量濃度約為10kg/m3．距離噴口3.5m，煤粉顆粒的碳元素反應(yīng)殆盡．出口處固定碳質(zhì)量濃度為0.0156kg/m3，爐膛整體碳轉(zhuǎn)化率為98.5%．

圖6 爐膛中焦炭質(zhì)量濃度二維分布和截面平均值沿軸線(xiàn)分布

圖7(a)～(f)分別展示了氣體溫度、O2、CO、H2、CO2、H2O等組分在軸向截面的分布．煤粉和氧氣進(jìn)入爐膛后快速混合，煤粉脫水和脫揮發(fā)分過(guò)程吸收大量熱．因此，緊鄰噴口附近的氣體溫度較低．伴隨著揮發(fā)分和焦炭燃燒反應(yīng)的進(jìn)行，氣體溫度逐漸升高形成高溫區(qū)，最高溫度在2500℃以上．之后由于氧氣消耗完，爐膛下半部分的溫度不再上升．焦炭的氣化反應(yīng)吸收大量熱生成CO，溫度逐漸降低．爐膛平均溫度為1380℃，出口合成氣平均溫度為1290℃，都在煤灰流動(dòng)溫度以上．此溫度下，熔融的煤灰顆粒和壁面接觸后易沉積形成穩(wěn)定的液態(tài)渣膜，從而隔絕水冷壁與爐內(nèi)高溫合成氣的直接接觸，減少爐內(nèi)熱量損失，達(dá)到“以渣抗渣”的目的．

3.3?壁面灰渣沉積量分布特性

圖8展示了不同視角下灰渣顆粒在氣化爐壁面上沉積率分布．從圖中可以看出灰渣沉積在壁面上分布并不均勻，這和氣化爐內(nèi)部流場(chǎng)分布有關(guān)．灰渣沉積在距離氣化爐噴口較近的上錐形區(qū)域較少，在爐體中段稍多且分布較為均勻．而在氣化爐底部錐形收口，下行的氣流攜帶灰渣顆粒沖刷斜面，灰渣沉積在此處較為密集．

圖9展示了碰撞壁面灰渣顆粒總量和沉積量(kg/s)在軸向位置處的分布．圖中豎直黑色虛線(xiàn)為不同區(qū)域的分割線(xiàn)，從左到右分別為爐膛主體區(qū)域(0～3.15m)、底部錐形收口區(qū)域(3.15～3.55m)、直管段(3.55～3.93m)以及擴(kuò)張的直管段(3.93m以后)．從圖中可以看出，氣化爐中部區(qū)域碰撞壁面灰渣顆粒總量和沉積量都呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)．顆粒隨主旋流出噴口后逐漸擴(kuò)散，在氣化爐中部與壁面碰撞，造成該部位碰撞壁面灰渣顆粒總量和沉積量較大．在氣化爐底部錐形區(qū)域，通流面積變窄，向下運(yùn)動(dòng)顆粒流與壁面碰撞變多，碰撞量和沉積量陡增，在距噴口軸向位置3.3m處達(dá)到峰值．當(dāng)顆粒流和氣流進(jìn)入下降管時(shí)，受流場(chǎng)影響，碰撞量和沉積量又迅速減小．除此之外，底部收口段灰渣的碰撞量大于沉積量，這說(shuō)明該區(qū)域存在顆粒反彈的行為．該區(qū)域反彈顆粒質(zhì)量流量為0.178kg/s，占該區(qū)域碰撞壁面顆?？偭康?2.08%．而在氣化爐其他區(qū)域，顆粒都沉積在壁面上．

為進(jìn)一步分析顆粒碰撞壁面行為，本文統(tǒng)計(jì)了所有粒子碰撞壁面時(shí)的韋伯?dāng)?shù)、碳轉(zhuǎn)化率和溫度，結(jié)果如圖10所示．

散點(diǎn)代表單個(gè)顆粒的數(shù)值，黑色實(shí)線(xiàn)為統(tǒng)計(jì)平均值．韋伯?dāng)?shù)的物理意義可以理解為顆粒動(dòng)能和液體表面張力能量的比值．可以看出，底部收口壁面處粒子狀態(tài)與其他區(qū)域明顯不同，其溫度偏低，部分處于臨界黏度溫度cv以下，表面為未熔融狀態(tài)．該區(qū)域粒子的韋伯?dāng)?shù)大于其他區(qū)域，意味著顆粒的動(dòng)能較大，有可能掙脫表面張力的作用而反彈回氣相流場(chǎng)中．這和爐內(nèi)流場(chǎng)的分布有關(guān)，氣流通過(guò)錐形收口時(shí)與傾斜壁面相遇導(dǎo)致顆粒相對(duì)壁面的法向速度有所提高．底部區(qū)域顆粒的碳轉(zhuǎn)化率也相對(duì)較低．少量顆粒到達(dá)壁面之前未完全反應(yīng)，含碳量較高．根據(jù)表5給出的判斷準(zhǔn)則，底部錐形收口區(qū)域顆粒碰撞壁面后更容易發(fā)生反彈．總之，整個(gè)氣化爐壁面都有灰渣覆蓋，且灰渣平均溫度在臨界黏度溫度cv以上，能夠在壁面形成穩(wěn)定流動(dòng)的渣層．

圖10 碰撞壁面顆粒的韋伯?dāng)?shù)We、碳轉(zhuǎn)化率X和溫度Tp分布

熔渣灰顆粒沉積到壁面而形成的液態(tài)渣膜在重力的作用下會(huì)沿著壁面向下流動(dòng)，最終從排渣口進(jìn)入激冷室或者輻射廢鍋．本文模擬的氣化爐出口處合成氣中飛灰質(zhì)量流量為0.1917kg/s，沉積壁面熔渣的質(zhì)量流量為0.697kg/s，渣灰比為3.6∶1．優(yōu)化爐內(nèi)流場(chǎng)從而提高氣化爐出口熔渣和飛灰的比例有利于下一階段在激冷室或輻射廢鍋中回收熔渣余熱，提高整體熱效率．

4?結(jié)?論

本文應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)CFD方法模擬了國(guó)產(chǎn)新型氣化爐，建立了灰渣壁面沉積模型，并通過(guò)用戶(hù)自定義函數(shù)將子模型嵌入氣化爐CFD計(jì)算程序中．研究了穩(wěn)態(tài)條件下?tīng)t內(nèi)兩相流、溫度場(chǎng)、流場(chǎng)以及壁面灰渣沉積特性，得到結(jié)果如下：

(1) 煤粉顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡和爐內(nèi)氣流流線(xiàn)基本一致．在距離噴口3.5m處，絕大多數(shù)煤粉顆粒中碳元素反應(yīng)殆盡，轉(zhuǎn)變?yōu)榛翌w粒．爐內(nèi)氣相平均溫度為爐膛平均溫度約為1380℃，出口平均溫度為1290℃，超過(guò)了選用煤灰的流動(dòng)溫度．

(2) 壁面灰渣沉積規(guī)律與爐內(nèi)氣相流場(chǎng)、顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡有緊密關(guān)系．從頂部噴出的射流在爐膛中部與壁面接觸，顆粒沉積率較高．底部錐形收口處氣流直接沖刷壁面，顆粒沉積最為密集．本文模擬的氣化爐中，由于煤粉顆粒碳轉(zhuǎn)化率高、速度較低且都處于熔融狀態(tài)，大部分顆粒碰壁后易沉積在壁面形成液態(tài)渣層．結(jié)果顯示氣化爐壁面熔渣和飛灰的質(zhì)量比為3.6∶1．

需要指出，本文僅采用一種顆粒沉積模型．進(jìn)一步的研究需要對(duì)比不同模型之間的差異，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)研究改進(jìn)現(xiàn)有灰渣沉積模型．

［1］ Seggiani M. Modelling and simulation of time varying slag flow in a Prenflo entrained-flow gasifier[J].，1998，77(14)：1611-1621.

［2］ 匡建平，井云環(huán)，郭?偉，等. 頂噴粉煤加壓氣化爐熱態(tài)壁面?zhèn)鳠岷驮鼘犹匦匝芯縖J]. 煤炭科學(xué)技術(shù)，2015，43(S1)：135-140.

Kuang Jianping，Jing Yunhuan，Guo Wei，et al. Research on heat transfer and slag building characteristics of top spraying pulverized coal pressurized gasification furnace[J].，2015，43(s1)：135-140(in Chinese).

［3］ Walsh Peter M，Sarofim Adel F，Beér János M. Fouling of convection heat exchangers by lignitic coal ash[J].，1992，6(6)：709-715.

［4］ Walsh Peter M，Sayre Alan N，Loehden David O，et al. Deposition of bituminous coal ash on an isolated heat exchanger tube：Effects of coal properties on deposit growth[J].，1990，16(4)：327-345.

［5］ Shannon G N，Rozelle P L，Pisupati Sarma V，et al. Conditions for entrainment into a FeOcontaining slag for a carbon-containing particle in an entrained coal gasifier[J].，2008，89(12)：1379-1385.

［6］ Li Suhui，Wu Yuxin，Whitty Kevin J. Ash deposition behavior during char-slag transition under simulated gasification conditions[J].，2010，24(3)：1868-1876.

［7］ Li Suhui，Whitty Kevin J. Physical phenomena of char-slag transition in pulverized coal gasification[J].，2012，95：127-136.

［8］ Wang X H，Zhao D Q，He L B，et al. Modeling of a coal-fired slagging combustor：Development of a slag submodel[J].，2007，149(3)：249-260.

［9］ Ni Jianjun，Yu Guangsuo，Guo Qinghua，et al. Submodel for predicting slag deposition formation in slagging gasification systems[J].，2011，25(3)：1004-1009.

［10］ Chen Lei，Ghoniem Ahmed F. Development of a three-dimensional computational slag flow model for coal combustion and gasification[J].，2013，113：357-366.

［11］ Chen Lei，Yong Sze Zheng，Ghoniem Ahmed F. Modeling the slag behavior in three dimensional CFD simulation of a vertically-oriented oxy-coal combustor[J].，2013，112：106-117.

［12］ Kobayashi H，Howard J B，Sarofim A F. Coal devolatilization at high temperatures[J].()，1977，16(1)：411-425.

［13］ Baum M M，Street P J. Predicting the combustion behaviour of coal particles[J].，1971，3(5)：231-243.

［14］ Westbrook Charles K，Dryer Frederic L. Simplified reaction mechanisms for the oxidation of hydrocarbon fuels in flames[J].，1981，27(1/2)：31-43.

［15］ Bustamante F，Enick R M，Killmeyer R P，et al. Uncatalyzed and wall-catalyzed forward water-gas shift reaction kinetics[J].，2005，51(5)：1440-1454.

［16］ Ma Jinliang，Zitney Stephen E. Computational fluid dynamic modeling of entrained-flow gasifiers with improved physical and chemical submodels[J].，2012，26(12)：7195-7219.

［17］ Jones W P，Lindstedt R P. Global reaction schemes for hydrocarbon combustion[J].，1988，73(3)：233-249.

［18］ Wang Lijun，Jia Yijun，Kumar Sunel，et al. Numerical analysis on the influential factors of coal gasification performance in two-stage entrained flow gasifier[J].，2017，112：1601-1611.

［19］ Roberts D G，Harris D J. Char gasification with O2，CO2，and H2O：Effects of pressure on intrinsic reaction kinetics[J].，2000，14(2)：483-489.

［20］ Yong Sze Zheng，Gazzino Marco，Ghoniem Ahmed. Modeling the slag layer in solid fuel gasification and combustion—Formulation and sensitivity analysis[J].，2012，92(1)：162-170.

［21］ Montagnaro Fabio，Salatino Piero. Analysis of char-slag interaction and near-wall particle segregation in entrained-flow gasification of coal[J].，2010，157(5)：874-883.

Numerical Simulation of Ash Deposition on the Wall of a Top-Spray Pulverized Coal Gasifier

Ge Jin1，Zhang Ye2，He Yong1，Xu Chaoqun1，Huang Zhenyu1，Zhou Zhijun1，Wang Zhihua1

(1. State Key Laboratory of Clean Energy Utilization，Zhejiang University，Hangzhou 310027，China；2. Jilin Zheda Energy Clean Utilization Technology Limited Corporation，Jilin 130213，China)

The deposition of fly ash is essential for the formation of liquid slag film on the wall in a pulverized coal gasifier. In this paper，a model for ash wall deposition is established，and a domestic type of gasifier is simulated by the computational fluid dynamics (CFD) method. The gas and particle two-phase flow，temperature field，flow field and wall ash deposition characteristics in the furnace are systematically studied. The results show that the trajectory of the pulverized coal particles and the gas flow line are basically the same，and the average temperature of the furnace chamber is about 1380℃，which exceeds the flow temperature(FT) of the ash. The distribution of particle deposition on the wall surface is closely related to the gas phase flow field and particle motion trajectory in the furnace. For the simulated gasifier，due to the high carbon conversion rate，low velocity and molten state of pulverized coal particles，most of the ash particles are deposited on the wall surface after their collision with the wall and form a liquid slag layer. The jet from the top is in contact with the wall in the middle of the furnace chamber，where the particle deposition rate is high，and the particle deposition is most intensive at the conical closing. The furnace chamber structure is designed to effectively collect fly ash particles in the gas stream. At the exit of the gasifier，the mass ratio of molten slag to fly ash is about 3.6∶1.

pulverized coal gasifier；ash deposition；computational fluid dynamics

TK11

A

1006-8740(2022)04-0371-08

10.11715/rskxjs.R202102007

2021-02-03.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51621005).

葛?琎（1994—??），男，博士，gejin@zju.edu.cn.

王智化，男，博士，教授，wangzh@zju.edu.cn.

(責(zé)任編輯：隋韶穎)