基于Aspen Plus的地下煤氣化平衡模型建模與優化分析

張駿馳，呂存彬，張 龍

（1.中國石化長城能源化工有限責任公司，北京 100020；2.中國石油大學（華東），山東 青島 266580）

煤炭是世界上最重要的化石燃料之一，是人類賴以生存及發展的重要能源，在人類的生活、生產中都發揮著至關重要的作用。地下煤氣化（UCG）是一種污染少、效率高的新型煤炭開采方法，是煤炭資源“流化開采”技術體系的重要組成部分[1]，也是煤炭工業未來發展中關鍵的技術方向之一[2]。地下煤氣化試驗周期長、成本高昂，且無法保證在相同工藝條件下進行試驗，因此通過模擬來實現對地下煤氣化過程中合成氣組成及熱值的合理預測，可以節約大量的經濟成本和時間成本。用于預測地下煤氣化合成氣組成的Aspen Pl us模型通?？煞譃槠胶饽Ｐ蚚3]和動力學模型[4]。從Q.Z.NI等[5]在1993年提出的用熱力學平衡常數模型模擬氣流床煤氣化過程到目前常用的Gibbs自由能最小化平衡模型，模擬計算的復雜性顯著降低。M.AL-ZAREER等[6]建立了Gibbs自由能最小化平衡模型來模擬煤氣化工藝，并預測了各種氣化參數對石油焦-煤共氣化產生的合成氣組成的影響。C.NCHEZ 等[7]建立了鼓泡流化床的Aspen Pl us模型，模擬結果與實驗結果吻合良好，并分析預測了溫度、壓力以及氧化劑對煤氣組成和煤氣熱值的影響。

本文基于Aspen Pl us模擬軟件建立了地下煤氣化熱力學平衡模型，通過對比工業試驗，驗證了模型的可靠性，并探究了操作壓力和氧化劑組成對合成氣組成及熱值的影響，以期為地下煤氣化提供理論和技術參考。

1 建模過程

1.1模型假設

地下煤氣化過程具有區域性[8]，地下煤氣化過程內部結構示意圖見圖1。從圖1可以看出，根據氣化通道內化學反應強弱程度的不同，整個氣化通道被人為劃分為三個區域，分別是氧化區、還原區和干餾干燥區，即“三區”模型[9]，且三個區域之間沒有明顯的邊界[10]，與國內使用較多的固定床氣化技術分區比較類似。

在建立地下煤氣化過程的熱力學平衡模型時，要結合模擬軟件的特點考慮一些重要假設，以便對復雜的過程進行簡化處理。根據地下煤氣化過程特點作出以下假設：（1）地下氣化爐中的氣體組成是均勻分布的，且表現為理想氣體；（2）地下氣化爐中氣體和固體之間的熱傳遞是瞬時的；（3）地下氣化爐內的溫度、壓力均是恒定的；（4）涉及的反應在時間和空間上沒有變化；（5）地下氣化爐中反應達到平衡狀態；（6）煤炭的熱解產物組成通過煤炭熱解產物預測模型計算得到；（7）焦油使用C6H6近似表示。

圖1 地下煤氣化過程內部結構示意圖

1.2煤炭熱解模型的建立

地下煤氣化的加熱過程是一個緩慢的過程，其煤層升溫速率為1℃/min～10℃/min，屬于慢速加熱熱解[11]。本文以升溫速率為10℃/min的熱解實驗數據[12]為模型開發基礎，根據不同等級的煤炭的熱解過程中各個元素從煤炭中遷移至氣態揮發性物質和半焦的遷移規律，預測熱解產品的產率分布，并建立煤炭熱解預測模型。

在500℃～900℃條件下，焦油產率的計算公式見式（1）：

式中：YC6H6為焦油的產率，%；MH、MC為H、C元素的摩爾質量，g/mol；βC,tar為煤炭中C元素遷移至焦油的質量分數，%；Xcoal,C為煤炭中C元素的質量分數，%。

以H.F.DAVID的實驗研究為基礎，通過總結15組實驗數據[13]，回歸了煤炭熱解過程中揮發性N元素的比例與熱解溫度之間的關系。在本模擬中，熱解溫度定義為600℃，通過煤炭揮發性N元素比例與熱解溫度之間的關系，得到該溫度下揮發性N元素質量分數約為18%，則N2產率的計算公式見式（2）：

式中：YN2為N2的產率，%；Xcoal,N為煤炭中N元素的質量分數，%。

計算時，半焦為非常規組分，需要對其進行工業分析和元素分析。根據元素原子平衡法，半焦中的元素分析組成可通過煤炭中各個元素原子的數量減去氣態揮發性物質中各個元素原子的數量得到，據此建立了含有半焦元素組成分析的矩陣方程，見式（3）：

對于半焦的工業分析，首先認為半焦中不含全水，因此半焦的全水（Mt,char）為0。

對于灰分，本模型認為灰分為固體，并且全部轉移至半焦中，因此半焦中灰分的工業分析見式（4）：

式中：Achar為半焦中的灰分，%；Acoal為煤炭中的灰分，%；Xchar為熱解產物中半焦的質量分數，%。

對于揮發分，本模型認為煤炭中的揮發分一部分在干餾過程中生成氣態揮發性物質，另一部分轉移至半焦中，因此半焦中揮發分的計算公式見式（5）：

式中：Vchar為半焦中的揮發分，%；Vcoal為煤炭中的揮發分，%。

對于固定碳，煤炭固定碳的質量分數是總量減去全水的質量分數、揮發分的質量分數以及灰分的質量分數，因此半焦中固定碳的質量分數可由式（6）計算：

式中：FCchar為半焦中的固定碳，%。

1.3地下煤氣化平衡模型的建立

本文以“三區”理論為基礎，建立了地下煤氣化平衡模型，其示意圖見圖2，選用的操作單元的模型及用途見表1。平衡模型是基于氣化過程的熱力學分析的模型，該模型在數學上基于Gibbs函數最小化的算法，可以將熱力學平衡問題分為化學計量模型和非化學計量模型。對于地下煤氣化系統，由于反應數目及反應類型多、體系復雜，結合“三區”理論各個區域的溫度分布及Aspen Pl us軟件本身數據庫含有的各個組分的化學勢數據，本文選用適用范圍更大、操作更簡便的非化學計量模型。

圖2 地下煤氣化平衡模型示意圖

表1 地下煤氣化平衡模型中操作單元的模型及用途

經工業分析、元素分析以及硫分析定義后的煤炭物流(WETCOAL)進入DRYING反應器進行干燥，干燥產物進入DECOMP反應器，在該反應器中根據煤炭主要元素(C、H、O、N、S)的產率分布，通過計算模塊COMBUST將非常規組分煤炭轉化為單質（包括灰分、O2、C、S、H2以及N2）。氧化區使用RGibbs反應器，通過嚴格的化學平衡-定義平衡溫差或反應來定義氧化區的模擬煤炭的燃燒反應，氧化劑(AGENTS)與干燥的煤炭進入COMBUSTION反應器中燃燒，燃燒產生的灰分(ASH1)通過氣固分離器（SSP1）進行分離，而氣體產物進入模擬還原區的氣化反應器(GASIFICATION)，同時干燥過程產生的水分也進入氣化反應器參與氣化反應。煤炭物流WETCOAL1、WETCOAL2以及WETCOAL3分別代表氧化區、還原區以及干餾干燥區的煤炭消耗量，需根據“三區”用煤比以及煤炭總消耗量輸入各區的煤炭消耗量。

2 地下煤氣化平衡模型驗證及分析

2.1試驗用煤及工藝條件

為了驗證地下煤氣化平衡模型的準確性，選擇4組工業試驗案例的用煤[14-17]作為樣本進行驗證，工業試驗用煤的工業分析及元素分析見表2，地下煤氣化工業試驗的工藝條件見表3。

表2 工業試驗用煤的工業分析及元素分析%

2.2地下煤氣化平衡模型驗證

根據4組工業試驗案例和表3的工藝條件及計算得到的熱解產物收率，使用地下煤氣化平衡模型對4組工業試驗的合成氣組成進行模擬，模擬結果與工業試驗結果的對比見圖3。由圖3可知：（1）地下煤氣化平衡模型模擬得到的合成氣組成數據與工業試驗結果吻合良好，表明該模型的擬合性較好，能夠較為準確地計算地下煤氣化工藝生產的合成氣組成；（2）在工業試驗煤炭類型多樣、氣化劑流量及組成不同、工藝條件不同的情況下，該模型能夠準確預測合成氣的組成，表明該模型的適用范圍寬。

表3 地下煤氣化工業試驗的工藝條件

圖3 不同試驗用煤模擬結果與工業試驗結果的對比

圖4 CO2含量隨操作壓力的變化

圖5 H 2含量隨操作壓力的變化

3 工藝條件分析

3.1操作壓力的影響

對于地下煤氣化試驗，一般將氣化通道的操作壓力設置為氣化通道所在煤層靜水壓力的90%，變化幅度控制在10%以內。以4組工業試驗為案例，對操作壓力進行靈敏度分析，其目的在于分析操作壓力對地下煤氣化的影響，并尋找最優操作壓力。根據4組工業試驗的工藝條件，分別對其操作壓力進行分析，探究合成氣中CO2、H2、CH4、CO的含量和合成氣的低位熱值（LHV）隨操作壓力的變化情況，模擬結果見圖4～圖8。

由圖4～圖8可知，隨著操作壓力的增加，合成氣中CO2、H2的含量降低，而CH4、CO的含量以及合成氣的低位熱值升高，主要原因是操作壓力的提高有利于生成CH4，而CH4的熱值較高，不僅抵消了H2含量降低造成的熱值下降，而且提高了碳轉化為有效氣體的效率。因此在地下煤氣化過程中，應盡量提高地下氣化通道的操作壓力，從而提高合成氣的低位熱值以及煤炭的轉化效率。

圖6 CH 4含量隨操作壓力的變化

圖7 CO含量隨操作壓力的變化

圖8 LHV隨操作壓力的變化

3.2氧化劑類型的影響

在地下煤氣化工藝中，氧化劑的組成是影響地下煤氣化合成氣組成最重要的因素。因此，在工業試驗以及工業化應用的案例中，改變氧化劑的組成是控制地下煤氣化進程以及合成氣質量的一個重要手段。以地下煤氣化平衡模型為研究工具，波蘭硬煤為氣化煤炭，溫度、壓力、氧化劑流量等工藝條件不變，分別對以富氧空氣、富氧水蒸氣以及富氧CO2為氧化劑的氣化工藝進行了模擬，得到合成氣組分和低位熱值隨氧化劑中O2濃度的變化曲線見圖9。

圖9 合成氣組分和低位熱值隨氧化劑中O濃度的變化曲線

從圖9（a）可以看出，對于地下煤氣化的富氧空氣氣化工藝，隨著O2濃度的增加，合成氣中CO、H2、CO2、CH4的含量和合成氣的低位熱值明顯升高，但組分含量的升高速率不斷降低。分析其原因如下：（1）對于富氧空氣氣化工藝，隨著O2濃度的提高，氧化劑中參與反應的O2濃度不斷增加，而惰性氣體N2含量不斷降低，因此合成氣中N2含量也在不斷降低，這就使得合成氣中有效氣體占比不斷增加。（2）CO2還原反應（C+CO2→2CO）是強吸熱反應，當反應溫度升高時，該反應的反應常數會迅速增加，溫度越高越有利于CO的生成，因此隨著O2濃度的提高，還原區的溫度隨之提高，也促進了CO的生成。

從圖9（b）可以看出，對于地下煤氣化的富氧水蒸氣氣化工藝，隨著O2濃度的增加，合成氣中CO、CH4的含量明顯升高，而H2、CO2的含量則不斷下降，合成氣的低位熱值有所升高，但增長幅度較小，富氧水蒸氣氣化O2最佳體積分數為60%～80%。分析其原因如下：（1）富氧水蒸氣氣化主要用于生產高H2含量的合成氣。隨著O2濃度的升高，合成氣中H2的含量不斷下降，這主要是由于氧化劑中水蒸氣含量下降，生成H2的水煤氣反應的反應物減少。（2）與富氧空氣氣化工藝不同，富氧水蒸氣氣化工藝中CO2的含量隨O2濃度的升高而降低，這是由于富氧水蒸氣氣化工藝的氧化劑均為非惰性組分，均參與煤氣化反應，因此合成氣中的惰性氣體很少；并且隨著O2濃度的升高，還原區溫度逐漸升高，CO2還原反應的反應速率不斷增加，導致CO2的含量降低。（3）由于H2含量隨O2濃度的升高而下降，從而導致合成氣的低位熱值增加緩慢。

從圖9（c）可以看出，對于地下煤氣化的富氧CO2氣化工藝，隨著O2濃度的增加，合成氣中H2、CH4的含量平穩升高，CO含量呈現先升高后降低的趨勢，CO2則與CO相反，其含量先快速降低后又緩慢升高。分析其原因如下：富氧CO2作為氧化劑時，O2主要用于氧化區的燃燒反應并為還原區及干餾干燥區提供熱量，而氧化劑中的CO2則直接參與還原區的氣化反應，隨著O2濃度的升高，還原區溫度升高，未被還原的CO2含量不斷降低，因此合成氣中CO2的含量迅速下降。但是隨著O2濃度的繼續增加，部分O2進入還原區與CO發生反應生成CO2，導致CO含量下降，CO2含量增加，因此在使用富氧CO2作為氧化劑進行地下煤氣化時，應將O2體積分數控制在60%～80%。

綜上，在O2含量相同的條件下，當富氧水蒸氣作為氧化劑時，合成氣的低位熱值最高，O2最佳體積分數為60%～80%。

4 結 論

4.1根據地下煤氣化過程慢速熱解、熱解階段元素的轉移規律以及元素原子平衡的半焦組成計算方法，開發出了適用于地下煤氣化工藝的煤炭熱解產物預測模型，通過對比模型計算結果與試驗數據，驗證了模型的可靠性。

4.2基于地下煤氣化平衡模型對操作壓力進行壓力變化幅度在10%以內的靈敏度分析，模擬結果表明，操作壓力越大，合成氣中CO2、H2含量越低，CH4、CO含量越高，合成氣的低位熱值越高。

4.3基于地下煤氣化平衡模型研究了不同氧化劑中的O2濃度對合成氣組分的影響。模擬結果表明，在O2含量相同的條件下，當富氧水蒸氣作為氧化劑時，合成氣的低位熱值最高，O2最佳體積分數為60%～80%。