李曙陽，伍永福

（1.呼和浩特中燃城市燃?xì)獍l(fā)展有限公司，內(nèi)蒙古 呼和浩特 014000；2.內(nèi)蒙古科技大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 0 14010）

化學(xué)工程

氧氣噴射角度對煤制甲醇轉(zhuǎn)化爐內(nèi)壓力場的影響

李曙陽1，伍永福2

（1.呼和浩特中燃城市燃?xì)獍l(fā)展有限公司，內(nèi)蒙古 呼和浩特 014000；2.內(nèi)蒙古科技大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 0 14010）

為了研究氧氣噴射角度對煤制甲醇轉(zhuǎn)化爐中壓力場的影響，利用ANSYS和Fluent軟件構(gòu)建煤制甲醇轉(zhuǎn)化爐模型，研究了氧氣噴射角度在0°、8°、11°和15°時對轉(zhuǎn)化爐內(nèi)壓力場分布的影響，發(fā)現(xiàn)氧氣噴射角度在0°時，轉(zhuǎn)化爐內(nèi)壓力場分布最合理，焦?fàn)t煤氣燃燒持續(xù)性最好，火焰最穩(wěn)定。

煤制甲醇；壓力場；氧氣噴射角度；數(shù)值模擬

煤制甲醇在國內(nèi)的工業(yè)化應(yīng)用始于20世紀(jì)50年代，是煤化工的重要分支，目前普遍采用的煤制甲醇工藝是以焦?fàn)t煤氣為主要原料，通過在轉(zhuǎn)化爐中的轉(zhuǎn)化，生成甲醇。為了了解各組分在轉(zhuǎn)化爐中的轉(zhuǎn)化情況，本文通過數(shù)值模擬的方法，研究了全氧轉(zhuǎn)化爐在不同氧氣噴射角度時的流場分布。

1 轉(zhuǎn)化爐模型的建立

1.1 物理模型的建立及其網(wǎng)格化

本文數(shù)學(xué)模擬是針對全氧轉(zhuǎn)化爐，爐型上部為蓋帽、上端兩個進(jìn)口為進(jìn)甲烷氣體（斷面直徑為2.5mm），下面2個斷面進(jìn)口為進(jìn)氧氣（斷面直徑為1.5mm）。燒嘴將轉(zhuǎn)化爐隔開分為上下2個爐膛，分別為上部的氣體混合室和下半部的燃燒室。氣體進(jìn)口方向垂直于混合氣體流向[1]，使用ANSYS14.0構(gòu)建的轉(zhuǎn)化爐物理模型如圖1所示，計算區(qū)域網(wǎng)格化后如圖2所示。以爐內(nèi)傳熱模型為核心，由燃燒模型、爐內(nèi)爐氣流動與爐內(nèi)傳熱模型、鋼坯加熱模型耦合而成，這些模型與它們的定解條件構(gòu)成全部的數(shù)學(xué)模型及其求解問題。燃燒過程模型是爐內(nèi)傳熱模型的前提，爐內(nèi)爐氣流動與爐內(nèi)傳熱模型互為關(guān)聯(lián)，鋼坯加熱模型是爐內(nèi)傳熱模型的結(jié)果?？紤]到數(shù)學(xué)模型的計算機(jī)數(shù)值求解的可行性和數(shù)學(xué)模型的可靠性，在數(shù)學(xué)模型的建立過程中，進(jìn)行如下假設(shè):1）以轉(zhuǎn)化爐的中心截面為對稱面，忽略爐肋管與鋼坯之間的傳熱。2）爐頭、爐尾無逸氣和吸氣。

圖1 轉(zhuǎn)化爐燃燒器物理模型

圖2 轉(zhuǎn)化爐燃燒器模型網(wǎng)格劃分

由于在轉(zhuǎn)化爐中焦?fàn)t煤氣和氧氣混合時，焦?fàn)t煤氣與氧氣都是由各自的通道分別射入混合室，初始射流之間有一定的距離，兩者相遇后混合但不燃燒，可建立湍流模型。常見的湍流模型有Spakart-Allmaras模型、k-ε模型、大渦模擬模型。本研究使

用Fluent軟件建立的湍流模型為k-ε模型，選用的算法是經(jīng)典的SIMPLE算法，并用二階迎風(fēng)格式計算各組分精度。本模型的邊壁條件為:5個管口分別為2個焦?fàn)t煤氣入口、2個氧氣入口和1個混合氣體出口；其余為壁面。各入口選擇速度入口作為邊界條件（Velocity-inlet）；由于對轉(zhuǎn)化爐出口的煙氣沒有要求，常將其邊界條件選為自由流體出口邊界條件，本研究中出口采用自由出口邊界條件（outflow）。進(jìn)出口處的湍流參數(shù)主要有湍流強(qiáng)度參數(shù)I(Turbulent Intensity)和水力直徑φ(Hydraulic Diameter)[2]，具體見公式(1)和公式(2)。由于轉(zhuǎn)化爐為鋼坯制成，本研究中將轉(zhuǎn)化爐爐體假定為絕緣材料，壁面條件設(shè)定為Wall，各參數(shù)采用FLUENT中的默認(rèn)條件。

式中: Re為雷諾數(shù)；φ為水力直徑，m。

1.2 湍流流動數(shù)學(xué)模型的建立

煤制甲醇轉(zhuǎn)化爐熱過程中的爐膛內(nèi)氣體流動、對流傳熱、傳質(zhì)及燃燒過程均為湍流過程，因此，為了能夠定量描述爐膛內(nèi)的湍流均流場，必須建立均流場的控制微分方程組。目前以半經(jīng)驗(yàn)理論為基礎(chǔ)，廣泛研究和應(yīng)用的湍流輸運(yùn)模型基本上是圍繞輸運(yùn)通量進(jìn)行的，對轉(zhuǎn)化爐內(nèi)氣體流動的研究通常是引入湍流黏性系數(shù)的概念，以普朗特混合長度理論為依據(jù)而建立k-ε雙方程模型[3-4]。湍流流動k-ε雙方程模型在實(shí)際工程應(yīng)用中取得了巨大的成就，給出了大批與實(shí)驗(yàn)吻合的數(shù)值解，使越來越多的科技人員認(rèn)識到湍流k-ε雙方程模型的可靠性和實(shí)用性，是目前應(yīng)用最廣泛的工程模型。用k-ε雙方程湍流模型來描述煤制甲醇轉(zhuǎn)化爐爐膛內(nèi)爐氣流動過程是可行的[5]。模型的相關(guān)方程如公式(3)～(8)所示，

式中:μ1=Cμρk2/ε，μeff=μ0+μ1，Cu=0.09，CD=0.08～0.38，C1=1.44，C2=1.92。ρ為密度，kg·m-3）；t為時間，s；xj為直角坐標(biāo)j方向的坐標(biāo)；uj為直角坐標(biāo)系j方向上的速度，m·s-1；P為壓力，Pa；μ0為分子粘性系數(shù)，Pa·s；μ1為湍流動力粘性系數(shù)，Pa·s；μeff為湍流有效粘性系數(shù)，Pa·s；k為湍流脈動動能；Cu為無量綱系數(shù)；CD為無量綱系數(shù)；l為湍流的脈動普照朗特混合長度；ε為湍流脈動動能耗散系數(shù)；C1、C2為無量綱系數(shù)；H為熱焓，kJ·(kg·K)-1；Γh為熱擴(kuò)散系數(shù)，W·(m·K)-1；是熱焓源項(xiàng)，W·m-3； ms為組分，%；Γs為組分?jǐn)U散系數(shù)，m2·s-1；為反應(yīng)源項(xiàng)，s-1。

2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

為了考察模型的可靠性，對模型的收斂情況進(jìn)行考察，經(jīng)初始化運(yùn)算，經(jīng)過對模型欠松弛因子的設(shè)定，最終得到所建立模型的殘差曲線如圖3所示。由圖3可以看出，所建立模型的殘差曲線逐漸收攏逼近于X軸，可預(yù)見的是，隨著運(yùn)算的進(jìn)行，模型誤差逐漸趨于0，模型具有收斂性。

圖3 轉(zhuǎn)化爐燃燒器模型的殘差曲線

在煤制甲醇轉(zhuǎn)化爐中，焦?fàn)t煤氣與氧氣提前預(yù)混可以使焦?fàn)t煤氣得到充分的燃燒，可預(yù)見的是，在預(yù)混環(huán)節(jié)混合越均勻焦?fàn)t煤氣燃燒越徹底，煤制甲醇的轉(zhuǎn)化率越高。當(dāng)氧氣以不同角度射入混合倉時，氣體混合程度會發(fā)生變化，氧氣進(jìn)口的角度改變

會改變混合氣體的速度、濃度、壓力的分布。本研究主要討論氧氣進(jìn)口角度不同時轉(zhuǎn)化爐中壓力場的分布情況。為了考察氧氣進(jìn)口角度對轉(zhuǎn)化爐壓力場的影響，模擬了氧氣噴射角度在0°、8°、11°和15°時轉(zhuǎn)化爐內(nèi)壓力場分布情況。模擬結(jié)果如圖4～7所示，對應(yīng)的各入射角度在Y軸上壓力分布曲線如圖8～11所示。

圖4 氧氣0°入射時轉(zhuǎn)化爐燃燒器內(nèi)的壓力場分布

圖5 氧氣8°入射時轉(zhuǎn)化爐燃燒器內(nèi)的壓力場分布

圖6 氧氣11°入射時轉(zhuǎn)化爐燃燒器內(nèi)的壓力場分布

圖7 氧氣15°入射時轉(zhuǎn)化爐燃燒器內(nèi)的壓力場分布

圖8 氧氣0°入射時轉(zhuǎn)化爐燃燒器Y軸壓力變化

圖9 氧氣8°入射時轉(zhuǎn)化爐燃燒器Y軸壓力變化

圖10 氧氣11°入射時轉(zhuǎn)化爐燃燒器Y軸壓力變化

圖11 氧氣15°入射時轉(zhuǎn)化爐燃燒器Y軸壓力變化

由圖4～11可以看出，在氧氣噴射角度為8°、11°、15°時，轉(zhuǎn)化爐內(nèi)上下爐膛中的壓力分布均勻，上下爐膛壓差很小，爐膛內(nèi)主要以負(fù)壓存在，在Y軸軸線方向，壓力變化范圍在0～830Pa之間，由下爐膛向上爐膛呈緩慢增加趨勢，均在上下兩爐膛分界處發(fā)生壓力突變。相對于8°、11°、15°，氧氣噴射角為0°時，在上下爐膛分界處，在較大的一個空間內(nèi)存在正壓區(qū)，該正壓區(qū)的存在能夠保證燃燒室內(nèi)燃燒過程的持續(xù)，轉(zhuǎn)化爐內(nèi)上下爐膛中的壓力分布相對均勻，上下爐膛間存在明顯的壓差，在Y軸軸線方向，壓力變化范圍在0～700Pa之間，由下爐膛向上爐膛呈緩慢增加趨勢，在上下兩爐膛分界處發(fā)生壓力突變。可以看出，當(dāng)氧氣噴射角度為0°時，相同高度范圍內(nèi)壓力變化更小，有利于燃燒室內(nèi)火焰的穩(wěn)定，這對燃燒室內(nèi)當(dāng)燃燒的穩(wěn)定性是有益的。

3 結(jié)論

利用k-ε模型構(gòu)建的煤制甲醇轉(zhuǎn)化爐數(shù)學(xué)模型模擬結(jié)果顯示，當(dāng)焦?fàn)t煤氣進(jìn)氣口方向?yàn)?°時，不同的氧氣噴射角度會對轉(zhuǎn)化爐爐膛內(nèi)的壓力場分布產(chǎn)生較大的影響；當(dāng)氧氣噴射角度為0°、8°、11°、15°時，其軸向壓力突變點(diǎn)均位于上下爐膛分界處；氧氣噴射角度為0°時，在上下爐膛分界面附近會出現(xiàn)一個正壓區(qū)，軸向壓力改變量最低，對轉(zhuǎn)化爐內(nèi)火焰的穩(wěn)定及焦?fàn)t煤氣的持續(xù)燃燒是有利的。

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Effect of Oxygen Injection Angle on Pressure Field in Conversion Furnace of Coalmethanol

LI Shu-yang1，WU Yong-fu2
(1.Hohhot Zhongran City Gas Development Company Ltd., Hohhot 014000, China；2.School of Energy and En vironmental Engineering，I nner Mongolia University of Science and Technology, Baotou 014010, China）

In order to study the inf uence of oxygen injection angle on f ow f eld in conversion furnace of coal-methanol,the mathematical model of conversion furnace of coal-methanol was built with ANSYS and Fluent.The pressure f eld of conversion furnace of coal-methanol was simulated as the injection angle was 0°，8°，11° and 15°.We found that the distribution of pressure was most rational as the injection angle was 0°，the combustion of coke oven gas was most sustainability and stable.

coal-methanol; pressure f eld; injection angle of oxygen; numerical simulation

TQ 545

A

1671-9905(2015)02-00-

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51464041)

李曙陽（1979-），男，內(nèi)蒙古自治區(qū)呼和浩特市人，工程師，碩士，畢業(yè)于內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)城市燃?xì)夤こ虒I(yè)，研究方向:城市燃?xì)馔顿Y建設(shè)與運(yùn)營管理技術(shù)工作，E-mail:13948910707@163.com

伍永福（1974-），男，副教授，博士，研究方向:熱工設(shè)備工藝過程仿真模擬及優(yōu)化，E-mail:wyf07@imust.cn

2014-11-20