內置微翅片的氣化燒嘴水冷夾套換熱特性數值模擬研究

胡振中，畢大鵬，張建勝，2

(1.清華大學山西清潔能源研究院，山西 太原 030032；2.清華大學能源與動力工程系，北京 100084)

煤氣化是實現煤炭清潔高效轉化的核心技術，對緩解我國對外石油依存度、保障國家能源安全具有重大意義[1-3]。氣流床氣化爐具有操作壓力高、氣化規模大、煤種適應性好等優勢，是煤氣化技術的發展方向。氣化燒嘴是氣流床氣化爐的核心部件，所有進入氣化爐發生氣化反應的原料都需經過燒嘴輸送至氣化爐，并通過燒嘴和氣化爐的配合在氣化室內形成合理的流場形態，保證氣化反應快速高效完成[4]。無論采取何種燒嘴布置方式，氣化燒嘴本身的使用壽命都是影響系統經濟性的重要因素。

氣化燒嘴的工作環境惡劣，頭部直接暴露在1 500 ℃以上的高溫環境中，極易因高溫產生開裂和變形[5]，因此需要在燒嘴外側套設一層水冷夾套，對燒嘴進行冷卻保護。但是即便如此，由于冷卻效果不理想，燒嘴的平均使用壽命仍不足60天[6]，嚴重制約氣化爐的長周期連續運行。

在此背景下，本文以氣化燒嘴的水冷夾套為研究對象，從強化傳熱角度出發，提出一種基于增材制造技術的內置微翅片式水冷夾套，并采用數值模擬的方法對“V”形微翅片的關鍵結構參數進行了計算和分析，以期指導工程設計。

1 技術方案

目前，氣化燒嘴水冷夾套大多采用套管的形式(圖1)，由內外兩層鋼管套設的方式形成冷卻水的進出水通道，冷卻水自外層通道進入夾套，流動至頭部端面后折返，從內層通道流出。在氣化燒嘴頭部端面，冷卻水沿徑向自外向內運動，與內表面發生對流換熱、帶走高溫熱量。見圖2。

圖1 套設水冷夾套的煤氣化燒嘴

圖2 水冷夾套和端蓋表面水流方向

傳統的冷卻水夾套受限于加工方式，通道內為光滑的表面，未進行強化傳熱處理，水冷夾套的冷卻效果不理想，未能對氣化燒嘴起到有效的保護作用，氣化燒嘴在高熱負荷工作條件下易出現熱疲勞開裂。

增材制造技術是一種快速成形的先進制造技術。其本質原理是離散與堆積，即在計算機的輔助下，通過對實體模型進行切片處理，把三維實體的制造轉換成二維層面的堆積和沿成形方向不斷疊加，最終實現三維實體的制造。相比于傳統制造方法，增材制造具有制造周期短、成形不受零件復雜程度限制，以及節材、節能等優勢[7-9]。將增材制造技術引入水煤漿工藝燒嘴的生產制造，實現了燒嘴冷卻夾套的換熱精細化設計，有望大幅優化水煤漿燒嘴的冷卻效果，延長燒嘴的使用壽命。

基于強化換熱的設計理念，本文采用增材制造技術，在氣化燒嘴冷卻水夾套內設置“V形”微翅片換熱結構(圖3)，從而增加冷卻水的對流換熱面積，改善冷卻水流經微翅片的流動形態，提高對流換熱系數，達到提升水冷夾套冷卻效果的目的。

圖3 內置“V形”微翅片的水冷夾套結構示意

2 計算方法和對象

2.1 計算方法

假設冷卻水在夾套內無相變，則其流動為受限空間內的連續過程，可以通過質量、動量、能量守恒方程描述，其表達式如(1)-(3)所示。

質量守恒方程：

動量守恒方程：

能量守恒方程：

式中：ui表示i方向的速度分量，m/s；u′為湍流脈動速度，m/s；T為溫度，K；T′為湍流脈動溫度，K；ρ為流體密度，kg/m3；μ為流體動力黏度，kg/(m·s)；cp為流體定壓比熱容，J/(kg·K)；λ為流體導熱系數，W/(m·K)；φ為黏性耗散項。

計算時采用標準k-ε模型模擬湍流流動，湍流動能k和耗散率ε的傳輸控制方程如式(4)和式(5)：

Gκ-ρε

(4)

式中：ρ表示流體密度，kg/m3；ui表示i方向的速度分量，m/s；t為時間間隔，s；Gk表示由平均速度梯度引起的湍流動能；μ和μt分別表示流體黏度和湍流黏度，kg/(m·s)；σk=1、σε=1.3、C1ε=1.44、C2ε=1.92為方程常數[10]。

2.2 計算對象

本文以某投煤量為500 t/d、氣化壓力為4.0 MPa的水煤漿氣化燒嘴為計算對象，對水冷夾套內冷卻水的流動和換熱進行數值模擬(圖4)。水冷夾套冷卻水入口為質量流量邊界條件，流量恒定為10 t/h、冷卻水為4.0 MPa壓力下的飽和水，水溫為250 ℃，水冷夾套冷卻水出口為壓力出口邊界條件。氣化爐內高溫合成氣與氣化燒嘴之間的通過輻射進行換熱，燒嘴錐段設置為輻射熱邊界，輻射溫度為1 500 ℃。

圖4 計算對象邊界條件設置示意

翅片的張角θ和長度L是決定單個“V形”翅片換熱性能的重要幾何參數(圖5)。在換熱空間和冷卻水量一定的條件下，翅片的這些幾何參數會直接影響冷卻水的流動性能和對流換熱特性。為了研究微翅片各幾何參數對燒嘴水冷夾套流動換熱特性的影響，本文按照不同張角和長度設計了7組不同的微翅片水冷夾套和1組不帶翅片的基準水冷夾套進行對比，其幾何參數見表1。

圖5 “V形”微翅片結構

表1 “V形”微翅片幾何參數

3 計算結果與討論

根據冷卻水在燒嘴頭部夾套內的流動方向，大致可將夾套的流動區域分為直流段、收縮段、折返段和回流段四個區間(圖6)。

圖6 燒嘴頭部流動區域分區

直流段和回流段為連接冷卻水進出口和燒嘴頭部的區間，該區間段水流平緩、方向相反，壓力損失主要來自管道的沿程阻力，由于直流段和回流段外表面不直接暴露在氣化爐高溫環境下，因而承受的熱負荷也較小。

為滿足氣化工質流動的需要，燒嘴出口處一般設計成具有一定收縮角的錐形，與之相對應的冷卻水通道區間為收縮段和折返段。在收縮段，冷卻水流動方向發生偏斜，通過折返段后發生反向流動。由于燒嘴錐段直接暴露在高溫合成氣中，因而收縮段和折返段需承受較大的熱負荷，是燒嘴的關鍵冷卻部位。

圖7為燒嘴頭部沿水流方向的壓力和溫度變化曲線圖。可以看出，由于收縮段和折返段的長度相當，承受的輻射熱負荷大小也接近，且由于內表面均為光滑表面，對流換熱系數也近似相等，因而冷卻水溫升幅度大小接近；但在壓力損失方面，由于收縮段的水流方向變化較小，因而局部阻力損失遠小于折返段，導致收縮段的流動阻力大幅低于折返段。因此，熱負荷高、流動阻力適中是燒嘴收縮段主要的換熱和流動特征，是內置微翅片強化換熱的最佳部位，通過合理設計翅片結構，有望實現對流換熱和流動阻力之間的平衡。

圖7 燒嘴頭部冷卻水壓力和溫度變化

3.1 翅片張角對換熱和流動特性的影響

圖8為不同“V”形翅片張角的水冷夾套頭部溫度分布云。可以看出，當燒嘴夾套為光滑表面時，夾套錐段表面大量分布著溫度在600 ℃以上的高溫區，在錐面和端面交界的棱角處的表面溫度也較高，這些區域極易因熱應力而發生開裂，是影響氣化燒嘴安全運行的不穩定因素。

當在內表面增加“V”形翅片后，錐段表面的高溫區得到了明顯的改善，特別是翅片所在位置，由于對流換熱得到了增強，表面溫度顯著降低，并且這種對溫度場的影響沿著翅片尾部向燒嘴軸向擴散，使得翅片張角范圍內的扇形區域溫度都在一個較低的水平，起到了較好的降溫作用。這對于燒嘴的長周期運行無疑是有利的。對比不同張角的溫度云可以看出，隨著翅片張角的增大，翅片尾部的溫降區域越大，錐段表面的低溫區分布也更加均勻。

圖9為不同“V”形翅片張角的水冷夾套頭部端面沿徑向的溫度分布曲線。可以清楚地看出，端面兩側是高溫區，且外側面的溫度高于內側面。對于未加翅片的水冷夾套，端面平均溫度為達443 ℃，隨著翅片的加入，端面溫度顯著降低，而隨著翅片張角的增大，燒嘴端面的溫度進一步降低，當翅片張角達到90°時，端面平均溫度降低為401 ℃，降幅達42 ℃。這有利于延長端面材料的使用壽命。

圖9 水冷夾套頭部端面溫度分布曲線

圖10為不同“V”形翅片張角的水冷夾套頭部錐段速度矢量分布。可以看出，對于無翅片的光管夾套，水流方向平穩無擾動。隨著翅片的加入，在“V型”翅片尾部區域出現了渦流，而且渦流影響的范圍隨著擴張角的增大而增大。值得注意的是，這種影響范圍的擴張方向主要沿著錐段的軸向；而在錐段的周向非翅片區域，流體仍保持原有的直線型流動路徑。渦流的產生強化了冷卻水和夾套壁面之間的對流換熱，這是夾套表面溫度分布改善的根本原因。

圖10 水冷夾套頭部錐段速度矢量分布

圖11為不同“V”形翅片張角的水冷夾套頭部冷卻水沿流程的壓力曲線。可以看出，對于沒有翅片的光管夾套，壓力降主要出現在折返段。而對于內置微翅片的夾套，在兩處翅片設置的位置，均有一個明顯的小幅壓力降，但主要的壓力降仍出現在折返段。對比不同翅片張角的壓降曲線可以看出，隨著翅片張角的增大，冷卻水沿流動方向的壓降的水平呈提高的趨勢，即流動阻力隨翅片張角的增大而增大。

圖11 水冷夾套頭部沿流程壓力分布曲線

3.2 翅片長度對換熱和流動特性的影響

圖12為不同“V”形翅片長度的水冷夾套頭部溫度分布云。由于翅片的長度直接影響了翅片的換熱面積，因而翅片長度對夾套表面溫度分布的影響是顯而易見的。隨著翅片長度的增大，燒嘴側面和端面的高溫區都得到了明顯的改善，當翅片長度為20 mm時，基本消除了翅片分布區域的高溫區。

圖12 水冷夾套頭部溫度分布云

圖13為不同“V”形翅片長度的水冷夾套頭部端面沿徑向的溫度分布曲線。可以看出，隨著翅片長度的增大，燒嘴端面溫度降低，而且當長度由10 mm增大到15 mm時，溫度的降低幅度最為明顯，端面平均溫度由435 ℃降低至408 ℃，降幅達27 ℃。

圖13 水冷夾套頭部端面溫度分布曲線

圖14為不同“V”形翅片長度的水冷夾套頭部錐段速度矢量分布。可以看出，翅片長度對夾套內冷卻水流場的影響主要表現在周向。隨著翅片長度的增大，翅片在周向的影響范圍逐漸擴大，當翅片長度為20 mm時，相鄰翅片之間產生的渦流區域近乎相交。由于相鄰渦流之間的撞擊會增大流體的流動阻力，可以推斷的是，當渦流區相交重疊后，勢必會造成壓損的大幅提高。因此，在設計翅片長度時，應充分考慮渦流區的范圍，在增大渦流區的同時盡量減少其交叉重合的區域。

圖14 水冷夾套頭部錐段速度矢量分布

圖15為不同“V”形翅片長度的水冷夾套頭部冷卻水沿流程的壓力曲線。可以看出，隨著翅片長度的增大，冷卻水壓力損失也呈提升的趨勢，其壓降曲線形態與變張角壓力曲線形態一致。

圖15 水冷夾套頭部沿流程壓力分布曲線

4 結 論

針對煤氣化燒嘴運行過程中易出現端部開裂的實際問題，提出采用增材制造的手段在水冷夾套內表面設置微翅片的技術方案，并通過數值模擬的方法，計算分析了內置“V”形微翅片氣化燒嘴水冷夾套的換熱和流動特性，證明了技術方案的可行性，主要結論如下：

(1)根據冷卻水在水冷夾套內的流動方向，可將水冷夾套分為直流段、收縮段、折返段和回流段四個區域，其中收縮段具有受熱負荷大、壓力損失適中的特點，是優化改造的主要區間段。

(2)水冷夾套內置“V”形微翅片可以顯著改善燒嘴的換熱條件，相比于無翅片光管夾套，燒嘴端面溫度降幅可達42 ℃，有利于延長材料的使用壽命。

(3)“V”形翅片的張角和長度是影響冷卻水流動和換熱的主要幾何因素。隨著張角和翅片長度的增大，水冷夾套換熱的改善程度增大，燒嘴表面的溫度也更低，但同時壓力損失也增大。

(4)“V”形翅片擴張角對夾套內冷卻水流動的影響范圍主要沿燒嘴軸向，翅片長度對冷卻水流動的影響范圍主要沿燒嘴周向。渦流區的分布是評價冷卻水換熱和流動的主要指標，渦流區分布越均勻，換熱效果越好，渦流區交叉重合越多，流動壓降越大。