陳麗芳， 樸桂林， 張居兵， 謝 浩， 森滋勝

（1.南京師范大學(xué) 能源與機械工程學(xué)院，南京210042；2.名古屋大學(xué) 化學(xué)工學(xué)科，名古屋464－8603）

符號說明：

近幾年，我國煤氣化技術(shù)的開發(fā)和應(yīng)用向大容量方向發(fā)展，尤其在煤化工領(lǐng)域中300t／d以上規(guī)模的GE（Texaco）型和Shell型氣流床氣化爐已成為主流.然而，我國高灰熔點煤種（tF＞1 400℃）占煤儲量的57%以上［1－3］，其在 Shell、GE（Texaco）等采用液態(tài)排渣方式的氣流床氣化爐中應(yīng)用時，由于液態(tài)排渣困難、耗氧耗煤量大、合成氣質(zhì)量難以保障等諸多因素受到了限制［4－5］.在20世紀(jì)80年代至21世紀(jì)初期，國外對加壓流化床氣化技術(shù)進行了大量的開發(fā)研究，與燃燒爐組合（APFBC，Advanced Pressurized Fluidized Bed Combustion）后系統(tǒng)的碳轉(zhuǎn)化率接近100%，同時脫硫基本在爐內(nèi)完成.APFBC技術(shù)是解決三高煤（高灰熔點、高灰分、高硫分煤）氣化的有效途徑之一.

建立加壓流化床煤氣化數(shù)學(xué)模型是APFBC系統(tǒng)工藝設(shè)計及放大規(guī)模的一個重要環(huán)節(jié)，國內(nèi)外學(xué)者提出了許多流化床煤氣化數(shù)學(xué)模型.Watkinson等［6］采用煤氣化平衡模型對生成的氣體組分進行了簡單預(yù)測.Li等［7］用碳轉(zhuǎn)化率修正平衡模型改善模擬效果.Yan［8］和 Hamel［9］等均采用兩相模型建立了鼓泡流化床氣化動力學(xué)模型.Mori等［10－11］建立了加壓流化床氣化模型，在小型流化床氣化爐試驗研究基礎(chǔ)上進行了修正，并在40t／d半工業(yè)試驗裝置中得到驗證.Piao等［12］在兩級加壓流化床氣化模型的基礎(chǔ)上增加了爐內(nèi)氣化和脫硫的一爐兩段數(shù)學(xué)模型.近年來，CFD模型作為有效的分析手段也被應(yīng)用于流化床煤氣化技術(shù)研究領(lǐng)域，如Yu等［13］基于CFD建立了二維鼓泡流化床煤氣化動力學(xué)模型.

筆者針對加壓流化床煤氣化系統(tǒng)，建立與實際流化床氣化運行貼近的模型，其中包括顆粒模型、氣相模型、氣泡模型和焓平衡模型，針對大容量加壓流化床煤氣化進行數(shù)值模擬計算，充分掌握本系統(tǒng)的性能、最佳操作條件及設(shè)計參數(shù)，為今后開展高灰熔點煤大容量氣化爐的設(shè)計提供理論數(shù)據(jù)和依據(jù).

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 煤氣化反應(yīng)及氣化反應(yīng)速度式

本數(shù)學(xué)模型的建立主要考慮了以下煤氣化反應(yīng)過程.

煤熱分解反應(yīng)

假設(shè)在800℃氣化反應(yīng)溫度下，煤完全熱解，析出全部揮發(fā)分，揮發(fā)分主要由CO、H2、CO2、H2O和CH4組成.由于CH4與水蒸氣完全反應(yīng)溫度在1 000℃左右，本計算中不考慮甲烷與水蒸氣的重整反應(yīng)，認(rèn)為氣化反應(yīng)由式（2）～式（4）組成.

假設(shè)氣化爐內(nèi)的水煤氣重整反應(yīng)滿足式（4）的平衡關(guān)系.考慮到焦顆粒的細(xì)孔表面積在反應(yīng)過程中的變化，采用Hashimoto等［14］的反應(yīng)速度式.

式（5）～式（7）中：i＝1、2；j＝H2O 和 CO2；頻率因子 Ai，j、活化能Ei，j、與未反應(yīng)試樣的細(xì)孔結(jié)構(gòu)相關(guān)的無因次參數(shù)Φ的具體數(shù)值見表1.

表1 反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)Tab.1 Reaction kinetic parameters

1.2 數(shù)學(xué)模型的建立

采用流化床氣化爐，并進行以下假設(shè)：（1）煤在流化床氣化爐中部分氣化，顆粒在床內(nèi)完全混合；（2）從氣化爐排出的未反應(yīng)焦全部回到氣化爐.

氣化模型由顆粒模型、氣相模型、氣泡模型和焓平衡模型組成.

顆粒模型即完全混合模型，假設(shè)流化床由稀相（B相）區(qū)和濃相（E相）區(qū)構(gòu)成，并假定流化床氣化爐內(nèi)的氣相和顆粒完全混合.根據(jù)圖1所示的流化床煤氣化爐物質(zhì)平衡圖，列出物質(zhì)平衡式，結(jié)合氣化反應(yīng)速度式進行解析，從而計算出碳轉(zhuǎn)化率.碳平衡計算采用式（8），其余組分的物質(zhì)平衡采用相同的方法計算，詳細(xì)計算式不在此贅述.水蒸氣與空氣的物質(zhì)的量比（簡稱水蒸氣比）和氧碳物質(zhì)的量比（簡稱氧碳比）的計算分別見式（9）和式（10）.

圖1 流化床煤氣化爐物質(zhì)平衡圖Fig.1 Material balance diagram of fluidized bed coal gasifier

氣相模型采用Modified Bubble Assemblage Model［15］計算氣相成分軸向體積分?jǐn)?shù)的變化.如圖2所示，將噴嘴噴射高度和氣泡直徑分割為多個網(wǎng)格，各網(wǎng)格由B相和E相構(gòu)成.氣體在各相中完全混合且相鄰兩相之間氣體相互交換；第一網(wǎng)格內(nèi)氣體和顆粒完全混合，不區(qū)分B相和E相；顆粒在B相內(nèi)不存在，僅存在于E相以及第一網(wǎng)格.氣化反應(yīng)只在存在顆粒的E相以及第一網(wǎng)格內(nèi)進行；熱分解反應(yīng)在各網(wǎng)格內(nèi)按碳元素滯留比ωn進行；水煤氣重整反應(yīng)在假定E相以及第一網(wǎng)格快速達到平衡狀態(tài)下進行.

圖2 氣體組分的物質(zhì)平衡圖Fig.2 Material balance diagram of gas component

由于第一網(wǎng)格內(nèi)氣相和顆粒完全混合，物質(zhì)平衡式與顆粒模型類似，由式（11）表示

其余網(wǎng)格的E相區(qū)物質(zhì)平衡由式（12）表示

B相區(qū)不發(fā)生氣化反應(yīng)，因此物質(zhì)平衡由式（13）表示

在氣泡模型中采用 Mori－Wen［16］的公式，計算床內(nèi)縱向分割的各網(wǎng)格氣泡直徑、氣泡分率和氣體交換系數(shù)等流態(tài)化參數(shù).同時確定出各網(wǎng)格高度、網(wǎng)格內(nèi)碳元素滯留比以及B相氣體摩爾流量的值.由于在氣化條件下測定流化速度較困難，因此對常溫常壓下所測定的空氣流化速度進行了修正.

在焓平衡模型中，通過計算各個焓值、床內(nèi)熱損失以及發(fā)熱量，求解給定條件下的流化床反應(yīng)溫度.氣化爐進、出口焓平衡由式（14）表示

1.3 模型計算

以流化床壓力、溫度、給煤量、氣體投入量及初始流化速度作為計算初始值，求解流化參數(shù).假定碳轉(zhuǎn)化率為y，根據(jù)完全混合模型求解y，用黃金分割法進行收斂計算直到與假定值一致為止.由計算得出的生成氣體組分進行氣體黏度計算，再次推算流化速度.改變流化床溫度進行迭代計算，直至焓平衡為止.

采用Modified Bubble Assemblage Model進行物質(zhì)平衡計算，所使用的流化參數(shù)值和碳轉(zhuǎn)化率是通過完全混合模型計算得到的收斂值，并假定第一網(wǎng)格的氣體流量比β1（第一網(wǎng)格的氣體摩爾流量與流入氣體的總摩爾流量之比），用于解析物質(zhì)平衡式，反復(fù)計算求得β1的收斂值.同樣，第二網(wǎng)格、第三網(wǎng)格……，第N網(wǎng)格依次進行計算.根據(jù)碳的物質(zhì)平衡式反推算碳轉(zhuǎn)化率，反復(fù)計算直到與假定值一致為止.βn和y的收斂計算采用Wegstein法.

2 操作變量和操作條件

流化床氣化爐的操作變量包括流化床溫度、床內(nèi)壓力、單位床面積給煤量、水蒸氣以及氧氣（或空氣）的供給量.為了滿足焓平衡，這些操作變量之間存在一個制約關(guān)系.在實際流化床中，為了保證流化狀態(tài)的穩(wěn)定，氣體流速的可變范圍非常窄，通常為0.5～1.5m／s.在本計算中，入口標(biāo)準(zhǔn)氣體空塔速度為0.8m／s，因此要保持水蒸氣和空氣供給量的總物質(zhì)的量一定.通常氣化爐按一定的負(fù)荷、在保證溫度和壓力一定的情況下運行，獨立操作變量的組合包括以下2組：（1）溫度、壓力和給煤量；（2）溫度、壓力和空氣供給量（或水蒸氣比）.

表2給出了本計算中的床徑、床高及氣化爐操作條件.為了研究床內(nèi)壓力對系統(tǒng)性能的影響，通過改變壓力進行計算，所采用煤種的工業(yè)分析和元素分析見表3，煤干燥和熱解后的氣體組成見表4.煤干燥和熱解后的氣體組成包括煤中的水分和逸出的揮發(fā)分氣體.除表4中所示的組分外，揮發(fā)分組分還包含H2S、CnHm等化合物，其含量較小，因此計算時忽略了這些組分.

表2 氣化爐的操作參數(shù)Tab.2 Operating parameters of the coal gasifier

表3 煤的工業(yè)分析和元素分析Tab.3 Proximate and ultimate analysis of coal%

表4 煤干燥和熱解后的氣體組成Tab.4 Gas composition of the coal after drying and pyrolysis mol／kg

3 計算結(jié)果及分析

圖3給出了不同給煤量及壓力下碳轉(zhuǎn)化率的變化.由圖3可以看出，在相同氣化壓力下，碳轉(zhuǎn)化率隨著給煤量的增加而降低，而在相同給煤量下，高反應(yīng)壓力下可獲得高碳轉(zhuǎn)化率，初期碳轉(zhuǎn)化率均保持在99%以上.當(dāng)給煤量為2.5kg／（m2·s）、反應(yīng)壓力由1.5MPa提高到2.1MPa時，碳轉(zhuǎn)化率由70.8%提高到89.4%，即氣化規(guī)模增大了26%.在保證高碳轉(zhuǎn)化率的前提下，對于相同床面積氣化爐，可通過提高反應(yīng)壓力來提高氣化爐處理量.

圖4給出了給煤量及壓力對單位煤產(chǎn)氣量和有效可燃?xì)怏w（CO＋H2＋CH4）生成量的影響.由圖4可知，無論是在2.1MPa還是在1.5MPa反應(yīng)壓力下，1kg煤的產(chǎn)氣量均隨著給煤量的增加而緩慢減少，當(dāng)反應(yīng)壓力由1.5MPa提高到2.1MPa（提高40%）時，產(chǎn)氣量可增加34%以上.給煤量的增加和反應(yīng)壓力的提高均有利于增加可燃?xì)怏w的生成量.結(jié)合圖3可知，碳轉(zhuǎn)化率和單位煤產(chǎn)氣量均隨著給煤量的增加而降低，但增加給煤量會促使煤氣化反應(yīng)連續(xù)不斷地進行，加壓使碳轉(zhuǎn)化率提高的同時反應(yīng)物濃度和反應(yīng)速率也提高，促進了煤氣化反應(yīng)的進行，從而使生成氣體中可燃?xì)怏w組分含量增加.因此，在不同反應(yīng)壓力下單位床面積給煤量存在一個最佳操作范圍.

圖3 碳轉(zhuǎn)化率與給煤量的關(guān)系Fig.3 Coal feed rate vs.carbon conversion

圖4 單位煤產(chǎn)氣量、生成可燃?xì)怏w摩爾流量與給煤量的關(guān)系Fig.4 Influence of coal feed rate on gas production rate and molar flow of combustible gases CO，H2and CH4

圖5給出了水蒸氣消耗率與給煤量的關(guān)系.圖6給出了冷煤氣效率與給煤量的關(guān)系，對圖5和圖6進行分析可得出給煤量的最佳操作范圍.由圖5可以看出，水蒸氣消耗率在低給煤量和高反應(yīng)壓力下顯示出較低值，而在高給煤量時出現(xiàn)最大值.在壓力為1.5MPa、給煤量約為2kg／（m2·s）時，水蒸氣消耗率達到最大，約為21%；在壓力為2.1MPa時，給煤量要增加到2.5kg／（m2·s）左右才會達到水蒸氣消耗率的最大值.由圖6可以看出，在壓力為1.5MPa時，冷煤氣效率最佳值出現(xiàn)在給煤量為1.05kg／（m2·s）時；當(dāng)壓力提高到2.1MPa時，需投入約1.4kg／（m2·s）的給煤量，冷煤氣效率才能達到77%.

由此可見，反應(yīng)壓力為2.1MPa時，給煤量的最佳操作范圍為2.0～2.5kg／（m2·s）；反應(yīng)壓力為1.5MPa時，給煤量的最佳操作范圍為1.0～1.5 kg／（m2·s）.

圖7給出了氧煤比（即氧氣與煤的質(zhì)量比）對冷煤氣效率的影響.由圖7可知，冷煤氣效率在氧煤比約為0.65時出現(xiàn)峰值77%，而且?guī)缀醪皇芊磻?yīng)壓力的影響.增大氧煤比可促進煤氣化反應(yīng)的進行，使生成的CO和H2的含量增加，從而使冷煤氣效率提高；如果氧煤比繼續(xù)增大，促進碳反應(yīng)生成CO2，從而降低了CO組分的含量，使得冷煤氣效率降低.

圖5 水蒸氣消耗率與給煤量的關(guān)系Fig.5 Coal feed rate vs.steam consumption

圖6 冷煤氣效率與給煤量的關(guān)系Fig.6 Coal feed rate vs.cold gas efficiency

圖7 冷煤氣效率與氧煤比的關(guān)系Fig.7 Ratio of O2to coal vs.cold gas efficiency

當(dāng)反應(yīng)壓力為1.5MPa時，水蒸氣比對生成氣體的摩爾流量及熱值的影響見圖8.當(dāng)水蒸氣比從0.4增大到1.2時，生成氣體的熱值從9 222kJ／m3增大到9 985kJ／m3，而生成氣體摩爾流量的變化幅度很小，基本維持在128mol／s.由此可知，增大水蒸氣比可以獲得較高的氣體熱值，但不會產(chǎn)生更多的氣體.在流化床氣化爐中，如果保持流化速度和溫度一定，水蒸氣量和空氣量之間存在平衡關(guān)系，當(dāng)水蒸氣量增加時，則需要減少空氣量，促使合成氣（CO＋H2）的摩爾流量增加和熱值提高.

圖8 生成氣體摩爾流量、生成氣體熱值與水蒸氣比的關(guān)系Fig.8 Steam－air ratio vs.molar low and heating value of produced gas

4 結(jié) 論

（1）初期碳轉(zhuǎn)化率均保持在99%以上.當(dāng)給煤量一定時，提高氣化爐反應(yīng)壓力可使碳轉(zhuǎn)化率提高，即氣化規(guī)模增大.在保證高碳轉(zhuǎn)化率的前提下，對于相同床面積的氣化爐，可通過提高反應(yīng)壓力來提高氣化爐處理量.

（2）當(dāng)反應(yīng)壓力由1.5MPa提高到2.1MPa時（提高40%），單位煤產(chǎn)氣量可增加34%以上，增加給煤量和提高反應(yīng)壓力有利于可燃?xì)怏w（CO＋H2＋CH4）的生成.

（3）給煤量在不同反應(yīng)壓力下存在一個最佳操作范圍.當(dāng)反應(yīng)壓力為1.5MPa時，給煤量的最佳操作范圍為1.0～1.5kg／（m2·s）；當(dāng)反應(yīng)壓力為2.1MPa時，給煤量的最佳操作范圍為2.0～2.5 kg／（m2·s）.

（4）當(dāng)氧煤比為0.6～0.7時，冷煤氣效率可達到77%.

（5）生成氣體的熱值與水蒸氣比成正比，而生成氣體的摩爾流量幾乎不受水蒸氣比的影響.

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