BGL煤氣化動力學(xué)模型構(gòu)建與驗證

張利合，張凡，李昌倫，許德平，徐振剛，王永剛

（1 中國礦業(yè)大學(xué)（北京） 化學(xué)與環(huán)境工程學(xué)院，北京 100083； 2 中國中煤能源集團(tuán)有限公司煤化工研究院，北京 100120）

引 言

現(xiàn)代煤氣化是煤炭清潔高效利用的核心技術(shù)。Lurgi 固定床加壓煤氣化是我國最早引進(jìn)的現(xiàn)代煤氣化技術(shù)之一。BGL 爐取締了爐箅，爐底增設(shè)熔渣池，使固定床煤氣化突破了原料煤灰熔點限制，水蒸氣分解率可提高至90%以上，氣化強度可提高3～4 倍，擴(kuò)寬了煤種適應(yīng)性，改善了環(huán)境友好性。由于中煤鄂能化項目引領(lǐng)示范作用，其裝備研發(fā)與性能優(yōu)化正越來越受重視。固定床煤氣化過程異常復(fù)雜，涉及復(fù)雜的多相流動和物理化學(xué)反應(yīng)，且相互耦合，受實驗條件和儀器設(shè)備等限制，獲得爐內(nèi)溫度及組分濃度等實測數(shù)據(jù)較困難，僅憑借經(jīng)驗和爐外測試技術(shù)，無法全面認(rèn)識其內(nèi)部現(xiàn)象，從而大大增加研發(fā)難度，也不利于裝置高效操作。因此，人們一直在努力構(gòu)建各種移動床氣化數(shù)學(xué)模型，用于分析和預(yù)測氣化性能，滿足研發(fā)、設(shè)計和操作需要[1]。如劉亮等[2]以安徽淮北煙煤為例，采用Gibbs自由能最小化原理構(gòu)建的熱平衡模型，研究BGL 爐操作參數(shù)優(yōu)化問題；田碩等[3]采用Gibbs 自由能最小化原理構(gòu)建的熱平衡模型，研究CO2、CH4部分替代蒸汽，改進(jìn)氣化劑配比問題。Yang 等[4]采用整體反應(yīng)動力學(xué)模型，模擬分析了BGL 煤氣化過程及其技術(shù)經(jīng)濟(jì)性。Qin 等[5]采用整體反應(yīng)動力學(xué)模型，對比研究了Lurgi 與BGL 煤制天然氣工藝。郭小雪等[6]采用整體反應(yīng)動力學(xué)模型，研究了BGL 爐性能優(yōu)化問題。

多相流數(shù)值模擬綜合利用多相流理論、傳遞過程原理、計算流體力學(xué)和反應(yīng)動力學(xué)等，可揭示豐富的場信息，便于直觀理解和尋優(yōu)。近年來，已有學(xué)者開展BGL 多相流模擬研究，但囿于動力學(xué)模型構(gòu)建困難，主要開展的是氣固兩相流模擬研究。如Xu 等[7]借鑒高爐研究成果，利用Fluent 平臺，模擬分析了BGL爐高度湍流區(qū)。杜時等[8]利用Fluent平臺，模擬分析了BGL 爐噴嘴射流速度和傾角對爐內(nèi)流場的影響。Ismail 等[9]利用Fluent 平臺，采用整體反應(yīng)模型模擬了BGL 煤氣化反應(yīng)區(qū)溫度場、組分濃度場等。

進(jìn)一步開展BGL 多相流模擬研究，尚需擴(kuò)展煤氣化動力學(xué)模型，以便剖析各種場的影響因素與調(diào)控機制。本文改進(jìn)經(jīng)典縮核反應(yīng)模型，改善其數(shù)值求解適用性。在熱解方面，熱解氣最終產(chǎn)率和組成采用煤熱解試驗和生產(chǎn)數(shù)據(jù)相結(jié)合確定，分析采用通用熱解動力學(xué)模型計算熱解層高度的合理性。最后，數(shù)值求解BGL 煤氣化一維模型，驗證模型可靠性。

1 BGL煤氣化過程與分區(qū)

BGL 煤氣化為異常復(fù)雜的多相反應(yīng)體系，其結(jié)構(gòu)參見文獻(xiàn)[10]。原料煤進(jìn)入爐膛后，迅速完成預(yù)熱干燥，進(jìn)入煤熱解過程。煤經(jīng)脫吸、軟化、熔融、膨脹、縮合成焦，并釋放出揮發(fā)分。碳化成焦的顆粒相不斷下行，與上行氣體相互作用，完成復(fù)雜的氣化反應(yīng)。氣化劑由爐膛底部均布對置的噴嘴高速射入，與顆粒殘留碳劇烈燃燒放出大量熱量，噴嘴周邊區(qū)域溫度可達(dá)2000℃以上[11]。高溫氣流不僅將熱量載入氣化區(qū)，還使灰渣熔融匯聚于熔渣池，由渣口間歇排出。整個氣化過程不僅涉及氣、固、液三態(tài)，多相流模擬還需將不同粒徑的顆粒相處理成多相描述。每一相均有單個或若干組元，化學(xué)反應(yīng)有均相反應(yīng)、異相反應(yīng)、灰渣相變反應(yīng)、液渣元素遷移反應(yīng)；物理過程有流動、傳熱、傳質(zhì)等，還有各種復(fù)雜的相間物理化學(xué)耦合作用。

若全面考慮煤氣化過程各種因素，構(gòu)建可實現(xiàn)的動力學(xué)模型較為困難。為便于建模與計算，防止嚴(yán)重失真，本文假定煤氣化過程為穩(wěn)態(tài)活塞流絕熱反應(yīng)體系，忽略軸向擴(kuò)散效應(yīng)和氣相軸向壓降[1,12-19]，構(gòu)建物質(zhì)和能量微分控制方程組。爐膛整個氣化區(qū)域劃分為干燥層、熱解層、氣化層和燃燒層。假定干燥層只有水蒸發(fā)過程，待水蒸發(fā)完畢，進(jìn)入熱解層。熱解層只有熱解反應(yīng)，熱解產(chǎn)物為半焦、焦油和熱解煤氣，半焦可燃物僅C，煤中S 全部轉(zhuǎn)化為H2S，煤中N 全部轉(zhuǎn)化為N2。熱解完成，煤焦顆粒進(jìn)入氣化層，煤焦C參與氣化反應(yīng)，不斷被消耗。當(dāng)煤焦殘?zhí)剂繙p少至設(shè)定值，氣化過程轉(zhuǎn)為殘?zhí)既紵^程。

氣固兩相傳熱過程是模型驗證中重要因子。爐膛體積100 m3，標(biāo)定原料煤入料速度34.06 t∕h，堆密度取750 kg∕m3（孔隙率0.47），假定下行速度為常數(shù)，顆粒相停留時間估算值為2.20 h。同理，粗煤氣激冷前濕基標(biāo)定產(chǎn)量16.37 kg∕s，出口密度11.01 kg∕m3，氣相停留時間估算值為31.61 s。氣固停留時間比1∶250.6，氣相衡算微元體熱量積累速率很小，熱量增量大部分由氣流帶走。固相衡算微元體與其相反。若以全混流反應(yīng)器類比，忽略輻射傳熱，氣固傳熱的給熱系數(shù)可由式（1）計算[12-14]。

2 氣化反應(yīng)區(qū)建模

煤焦氣化時間占BGL 煤氣化全過程的90%以上，涉及的組分繁多，煤焦粒度、空隙結(jié)構(gòu)、碳晶格形態(tài)等都是影響其表觀動力學(xué)行為的重要因素。準(zhǔn)確描述煤焦動力學(xué)行為仍需大量研究，需將異相反應(yīng)數(shù)量進(jìn)行簡化。假定異相反應(yīng)組分為C、O2、H2O、CO2、H2、CO 和CH4，各反應(yīng)每個位置和時間點為擬平衡態(tài)。7個組分原子矩陣秩為3，異相反應(yīng)數(shù)與其獨立反應(yīng)數(shù)4 相等，故可將異相反應(yīng)簡化成4個反應(yīng)R1～R4[1,12,14-19]。

整體反應(yīng)模型和縮核反應(yīng)模型是煤氣化過程模擬的主要動力學(xué)模型。整體反應(yīng)模型假定在煤焦顆粒內(nèi)反應(yīng)速率分布均勻，采用Arrhenius 方程模化本征反應(yīng)和傳質(zhì)過程等綜合效應(yīng)。縮核反應(yīng)模型綜合界面反應(yīng)、氣相和固相傳質(zhì)等因素，能較細(xì)致描述異相反應(yīng)表觀過程，被廣泛用于數(shù)值模擬。該模型假定半焦為球形，粒徑不變，將顆粒內(nèi)部及周邊區(qū)劃分為氣膜層、灰層和碳核（圖1）。碳核為反應(yīng)區(qū)，氣膜層和灰層為無反應(yīng)的傳質(zhì)區(qū)[12,14-16]。顆粒異相反應(yīng)過程視為擬穩(wěn)態(tài)，將各區(qū)域反應(yīng)速率聯(lián)立成式（2），再轉(zhuǎn)化成式（3），推得以爐膛體積為基準(zhǔn)的典型縮核反應(yīng)模型式（4）[12,14,16,20]。碳核界面氣相反應(yīng)物濃度Cfi無法測定，可采用反應(yīng)平衡濃度近似代替Cfi[1,15-16]。煤焦燃燒反應(yīng)視為不可逆反應(yīng)，平衡濃度取值0。碳核內(nèi)擴(kuò)散有效因子η采用式（5）計算。

圖1 縮核模型結(jié)構(gòu)Fig.1 Shrinking model structure

由于本征反應(yīng)速率系數(shù)測定多以煤轉(zhuǎn)化率為基準(zhǔn)，而內(nèi)擴(kuò)散有效因子η推導(dǎo)以氣相反應(yīng)組分為基準(zhǔn)，因此采用文獻(xiàn)數(shù)據(jù)計算內(nèi)擴(kuò)散有效因子η時，應(yīng)注意量綱變換問題[1,21-24]。若文獻(xiàn)速率系數(shù)kmi單位為MPa∕s，應(yīng)采用式（6）計算Thiele 模數(shù)Φ。因氣膜邊界層厚度很難計算，采用傳質(zhì)jD因子關(guān)聯(lián)式εgjD= 2.06Re-0.575計 算 氣 膜 傳 質(zhì) 系 數(shù)[11,13,18,23]，即式(7)。

氣相混合黏度μ由純組分黏度加權(quán)計算[式（8）]，組分氣相擴(kuò)散系數(shù)由二元擴(kuò)散系數(shù)加權(quán)計算[式（9）]，二 元 擴(kuò) 散 系 數(shù) 和 純 組 分 黏 度 均 由Chapmen-Enskog 分子輸運理論相關(guān)公式估算，具體形式及參數(shù)參見文獻(xiàn)[1,25-26]。不考慮煤顆粒熱解膨脹，假定顆粒半徑和孔隙結(jié)構(gòu)在氣化過程中不變，由煤質(zhì)數(shù)據(jù)計算（表2），可估算顆粒孔隙率。原料煤真密度取1400 kg∕m3，純碳真密度取2.2 g∕cm3，灰真密度取2.6 g∕cm3[27]，煤中水和揮發(fā)分密度均取1.0 g∕cm3，求 得 原 煤 顆 粒 孔 隙 率0.0591，半 焦 孔 隙 率0.6280，灰層孔隙率0.9682。無疑，以孔隙率估算值計算孔擴(kuò)散系數(shù)偏大。Yoon等[15]、Hobbs等[16]研究認(rèn)為，固定床煤氣化模擬中，計算灰層擴(kuò)散系數(shù)時，灰層孔隙率較合理的取值范圍為0.35～0.80。本工作灰層擴(kuò)散系數(shù)采用式（10）計算，灰層孔隙率取0.7。

圖2 為各異相反應(yīng)內(nèi)擴(kuò)散有效因子η與溫度的關(guān)系。若本征反應(yīng)速率足夠快，內(nèi)擴(kuò)散有效因子η→0，表觀反應(yīng)速率將趨于0。例如1068 K 時，煤焦燃燒的η為0.0107，1182 K 時η為0.005738，1300 K 時為0。氣膜層、灰層和碳核為串聯(lián)關(guān)系，碳核反應(yīng)速率為0，則煤焦顆粒燃燒的綜合反應(yīng)速率為0。即超過1300 K，煤焦顆粒燃燒反應(yīng)終止。這顯然與現(xiàn)實不符。為解決該問題，諸多學(xué)者提出了各種分段、分化學(xué)反應(yīng)的簡化方案。Yoon等[15]、Hobbs等[16]、項友謙[13]將煤焦燃燒反應(yīng)簡化為擴(kuò)散控制，H2氣化簡化為本征反應(yīng)，H2O 氣化和CO2氣化采用擴(kuò)散和動 力 學(xué) 聯(lián) 合 控 制。Macak 等[20]、劉 旭 光[1]采 用Arrhenius 方程模化傳質(zhì)過程，分段設(shè)定活化能和指前因子均為經(jīng)驗值，且需要不斷調(diào)優(yōu)初值。更多文獻(xiàn)[12-26]將煤焦燃燒反應(yīng)簡化為擴(kuò)散控制，CO2、H2O和H2氣化反應(yīng)采用整體反應(yīng)模型描述。

圖2 內(nèi)部效率因子η與溫度的關(guān)系Fig.2 Relationship between internal efficiency factor η and temperature

不采用分段、分化學(xué)反應(yīng)的簡化方案，碳核細(xì)分為界面反應(yīng)區(qū)和內(nèi)部反應(yīng)區(qū)，也可解決該問題。式（2）中內(nèi)核反應(yīng)項細(xì)分為界面反應(yīng)項和內(nèi)部反應(yīng)項，聯(lián)立各區(qū)反應(yīng)速率成式（11），可得以床層體積為基準(zhǔn)的改進(jìn)縮核反應(yīng)模型式（12）。界面反應(yīng)速率系數(shù)kfi計算式為式（14），由式（13）推導(dǎo)出。煤焦比表面積Schar計算采用固定碳與煤灰比表面積加權(quán)平均求得。假定煤灰比表面積為8 m2∕g，固定碳比表面積采用隨機孔模型式（15）計算，結(jié)構(gòu)參數(shù)ψ取1.3，煤焦初始比表面積S0計算采用經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式（16）[28-31]。

改進(jìn)的縮核反應(yīng)模型采用式（12）計算界面反應(yīng)和各傳質(zhì)過程等各阻力分項，再求和綜合阻力項，即表觀反應(yīng)速率系數(shù)。這樣，相比忽略界面反應(yīng)或傳質(zhì)過程的簡化方案，分項求和平抑了表觀反應(yīng)速率系數(shù)中分項的波動性，表觀速率系數(shù)曲線更平滑。假定氣相組分體積分?jǐn)?shù)0.3，操作壓力取4.09 MPa，可采用圖3 說明該特點。由圖3 可見，整體反應(yīng)模型采用Arrhenius 方程模化本征反應(yīng)和傳質(zhì)過程等綜合效應(yīng)，溫度和表觀速率系數(shù)為指數(shù)關(guān)系，計算的表觀反應(yīng)速率系數(shù)曲線比較陡峭，最大值超過5.0×104s-1。改進(jìn)的縮核反應(yīng)模型的曲線更平滑，計算溫度范圍內(nèi)均不超過35 s-1。由于BGL煤氣化溫度較高，各參量軸向變化差異較大，尤其噴嘴周邊煤焦顆粒燃燒區(qū)，提高了數(shù)值全域求解難度。改進(jìn)的縮核反應(yīng)模型的表觀反應(yīng)速率系數(shù)變化范圍小，有利于降低微分方程組剛性，提高數(shù)值求解穩(wěn)定性。

圖3 兩種模型表觀反應(yīng)速率對比Fig.3 Comparison of apparent reaction rates between two models

改進(jìn)的縮核模型可用于分析異相反應(yīng)的界面反應(yīng)和傳質(zhì)過程的此消彼長，判定其控制步驟。在多相流模擬中，煤焦氣化的傳質(zhì)過程和界面反應(yīng)速率場分布等均可用該模型揭示，而整體反應(yīng)模型很難揭示這些。圖4是采用該模型計算的煤焦顆粒氣化各反應(yīng)區(qū)的速率系數(shù)變化。在煤焦燃燒反應(yīng)中，溫度低于738 K 時，碳核界面反應(yīng)速率系數(shù)和內(nèi)部速率系數(shù)均很小。一旦溫度超過738 K，碳核界面反應(yīng)速率系數(shù)和內(nèi)部速率系數(shù)急劇增長，遠(yuǎn)大于氣膜和灰層傳質(zhì)速率系數(shù)，也即煤焦燃燒受傳質(zhì)擴(kuò)散控制。CO2和H2O 的氣化反應(yīng)，碳核界面反應(yīng)速率系數(shù)和內(nèi)部速率系數(shù)變化平緩得多。反應(yīng)速率系數(shù)大于傳質(zhì)速率系數(shù)，也即傳質(zhì)擴(kuò)散上升為控制步驟的溫度點，CO2氣化溫度控制點為1591 K，H2O 氣化溫度控制點為1625 K。因此，氣化過程中，CO2氣化和H2O氣化反應(yīng)以擴(kuò)散傳質(zhì)和動力學(xué)聯(lián)合控制為主。在計算溫度范圍內(nèi)，H2氣化反應(yīng)的反應(yīng)速率系數(shù)均沒有超過傳質(zhì)擴(kuò)散速率系數(shù)。

圖4 不同反應(yīng)的縮核模型各區(qū)域速率系數(shù)與溫度的關(guān)系Fig.4 Relationship between rate coefficient and temperature in shrinking models of different reaction

均相反應(yīng)選用水煤氣變換反應(yīng)R5 和甲烷化重整反應(yīng)R6。由于燃燒區(qū)和氣化區(qū)以O(shè)2殘留率劃分，還原區(qū)剩余O2用H2燃燒反應(yīng)R7 消耗掉。參考諸多文獻(xiàn)[11-27,32-33]，各異相反應(yīng)的氣相反應(yīng)物級數(shù)近似假定為1。各反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)和平衡常數(shù)選取見表1。

表1 BGL煤氣化反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)與平衡常數(shù)模型Table 1 Reaction kinetic parameters and equilibrium constant model of BGL coal gasification

3 熱解與干燥區(qū)建模

煤熱解過程非常復(fù)雜，要準(zhǔn)確預(yù)測最終熱解產(chǎn)物產(chǎn)率和組成仍頗為困難。目前，多采用元素經(jīng)驗分配值求解近20 個物質(zhì)守恒代數(shù)方程組成的方程組。由于數(shù)據(jù)選取經(jīng)驗性較強，需要反復(fù)迭代尋優(yōu)，方能求得較合理的熱解產(chǎn)物最終產(chǎn)率和組成[1,27,33-36]。本工作中采用熱解實驗數(shù)據(jù)和生產(chǎn)數(shù)據(jù)相結(jié)合的方法，由物料衡算預(yù)測熱解產(chǎn)物最終產(chǎn)率和組成，以簡化迭代尋優(yōu)過程。為考察加熱終溫、粒度等對煤顆粒熱解產(chǎn)率及組成的影響，通過鋁甑熱解試驗、加壓低溫干餾試驗和3 kg 固定床熱解試驗等對原料煤熱解特性進(jìn)行綜合評價，煤質(zhì)數(shù)據(jù)見表2，熱解試驗數(shù)據(jù)見附表。試驗結(jié)果表明：原料煤焦油產(chǎn)量較高，鋁甑焦油產(chǎn)率10.70%，壓力升高不利于焦油增產(chǎn)；煤熱解CH4產(chǎn)率較高，壓力升高有利CH4增產(chǎn)，3.0 MPa 熱解氣中CH4含量58.44%；煤顆粒粒徑增加，不利于CH4和焦油增產(chǎn)。假定熱解產(chǎn)物為半焦、熱解氣和焦油，半焦可燃物僅C，煤中S全部轉(zhuǎn)為H2S，煤中N 全部轉(zhuǎn)為N2，焦油采用模化分子式CH1.2612O0.0499[26]。由物料平衡最終求得標(biāo)定煤熱解產(chǎn)物組成（表3）和揮發(fā)分熱解反應(yīng)式（17）。

表2 原料煤工業(yè)分析和元素分析Table 2 Proximate analysis and ultimate analysis of raw coal

表3 原料煤熱解氣組成Table 3 Composition of pyrolysis gas of raw coal

由于煤結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性和對復(fù)雜分子熱解機理認(rèn)知不足，從微觀角度分析熱解過程仍較困難。目前研究者多從試驗中獲得各種參數(shù)與熱解組分的關(guān)系，建立熱解數(shù)學(xué)模型，提出了各種經(jīng)驗、半經(jīng)驗或理論模型，包括單方程模型、雙方程、組分模型、官能團(tuán)熱解模型和通用模型等[27,33,36]。這些模型均有各自不同的局限性。例如，組分模型采用集總法將熱解產(chǎn)物歸并成幾個組分或幾類化合物，擬合各組分的頻率因子與活化能，聯(lián)合求解各組分方程，得到揮發(fā)分析出特性。由于動力學(xué)參數(shù)與煤種密切相關(guān)，影響了其適用性。官能團(tuán)熱解模型將熱解組分與煤中官能團(tuán)聯(lián)系起來，用22個相耦合的反應(yīng)方程描述熱解過程，其適應(yīng)性并不優(yōu)于組分模型[27,33,36]。

雙方程模型為單方程模型改進(jìn)版，將煤熱解視為兩平行競爭反應(yīng)，它們分別在較低溫度和較高溫度起主要作用。由于該模型數(shù)值實現(xiàn)比較簡單，也有一定準(zhǔn)確性，在數(shù)模模擬計算中應(yīng)用廣泛。采用雙競爭模型，利用文獻(xiàn)中參數(shù)[33]，由上而下推進(jìn)求解標(biāo)定煤樣熱解過程，求得熱解層高度0.0558 m，也即可將煤熱解理解為瞬間完成。這與爐內(nèi)設(shè)置攪拌器等情況不相符。其原因應(yīng)該是雙競爭模型參數(shù)由粉煤測定，未計及傳熱傳質(zhì)因素。

傅維鑣[33]在總結(jié)大量熱解模型和數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，提出熱解通用模型，假定動力學(xué)參數(shù)僅與熱解終溫有關(guān)，粉煤和大顆粒煤熱解均適用。顆粒粒度取值10、20 和40 mm，由熱解通用模型構(gòu)建一維模型，求解的氣固相溫度變化曲線如圖5 所示[33,37-38]，相應(yīng)的揮發(fā)分析出曲線如圖6 所示，相應(yīng)的熱解層高度計算值為0.49、0.98 和1.75 m。根據(jù)企業(yè)原料煤篩分報 告，50～25 mm 占 比52.01%，25～13 mm 占 比20.39%，13～6 mm 占 比9.48%，＜6 mm 的 占 比18.12%。BGL 爐設(shè)置攪拌器用于布煤、破粘和改善煤顆粒熱解環(huán)境，插入床層深度約1.5 m，葉片轉(zhuǎn)速約4 r∕h，攪拌器堆頭環(huán)境溫度900～1200℃。由質(zhì)量加權(quán)法，求得熱解層高度1.22 m，與攪拌器運行情況相符。表4為求解過程中所需物性參數(shù)模型。假定固定碳生成焓為零，由表4 的經(jīng)驗關(guān)系式計算煤發(fā)熱量，求解煤熱解反應(yīng)焓。原料煤收到基低位發(fā)熱量計算值24.49 MJ∕kg，與實測值24.42 MJ∕kg 基本一致。氣相組分比熱容采用二次多項式擬合公式計算，所用參數(shù)和其標(biāo)準(zhǔn)生產(chǎn)焓參見文獻(xiàn)。

表4 熱解層模擬物性參數(shù)模型Table 4 Physical property parameter model of pyrolysis section simulation

圖5 熱解層氣固相溫度變化Fig.5 Temperature change of gas-solid phase in pyrolysis section

煤干燥過程對BGL 煤氣化過程分析影響不大，煤氣化模擬中多瞬時化處理[1,12-26]。根據(jù)文獻(xiàn)理論分析[1,10]，在Lurgi 爐中，水分10%的煤預(yù)熱干燥時間數(shù)量級為60～90 s。假定煤預(yù)熱干燥時間100 s，標(biāo)定原料煤入料速度34.06 t∕h，堆密度取750 kg∕m3，爐膛內(nèi)徑1.8m。由此估算，干燥層高度0.1263 m。干燥動力學(xué)采用等溫蒸發(fā)模型描述，干燥層高度計算值為0.1416 m。這與上述文獻(xiàn)分析值接近，說明蒸發(fā)模型可用于分析BGL煤氣化干燥過程。

4 模型驗證與討論

為驗證構(gòu)建的煤氣化動力學(xué)模型可靠性，構(gòu)建了BGL 煤氣化一維模型[式（18）～式（21）]。數(shù)值計算采用隱式Runge-Kutta 方法，依據(jù)圖7 邏輯框架[1,12,16]，推進(jìn)求解微分方程組，所需各種模型和物性參數(shù)均已在前文中論述。表5 為輸入條件，熔渣溫度取值為1727℃，氣化劑初始溫度取值266℃。標(biāo)定干基粗煤氣產(chǎn)量0.7144 kmol∕s(57606 m3∕h)，計算值0.7023 kmol∕s。熔渣殘?zhí)悸试O(shè)定對最高溫度計算值有較大影響。企業(yè)72 h 裝置標(biāo)定期，進(jìn)行了三次熔渣殘?zhí)悸蕶z測，兩次未檢出，一次2.26%。模擬輸入殘?zhí)悸蕬?yīng)以較低值為準(zhǔn)，取0.10%。由圖8 知，溫度峰值距床層底部約0.21 m，溫度峰值應(yīng)為燃燒區(qū)溫度。氣相溫度計算峰值2012℃，固相溫度計算峰值1978℃，與燃燒區(qū)中心溫度經(jīng)驗估測一致。噴嘴高速射出氣體擾動其周邊區(qū)域，形成高溫燃燒區(qū)。原料煤灰渣軟化溫度1120℃，流動溫度1130～1329℃。煤焦燃燒產(chǎn)生的高溫能夠保證熔渣保持良好流動。粗煤氣出口溫度計算值549℃，實測粗煤氣出口溫度約538℃，兩者基本一致。

圖7 BGL煤氣化一維模型程序框架Fig.7 One-dimensional model program framework of BGL coal gasification

表5 BGL煤氣化整體模擬輸入條件Table 5 Overall simulation input conditions of BGL coal gasification

圖8 氣固相溫度軸向分布曲線Fig.8 Axial distribution curve of gas-solid two-phase flow

圖9 為煤氣組成摩爾流率軸向變化，表6 為粗煤氣出口組成計算值與標(biāo)定值對比。由圖9 知，CO體積分?jǐn)?shù)最高，CH4基本來自熱解過程。若以標(biāo)定粗煤氣組成實測數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)，用標(biāo)定粗煤氣產(chǎn)量、原料煤用量、煤樣分析均值和氣化劑耗量等經(jīng)物料衡算，元素不平衡。究其原因，原料煤質(zhì)量波動、不同類型的數(shù)據(jù)采集很難實現(xiàn)同步等造成物料和元素不平衡。因此，本文以粗煤氣產(chǎn)量和原料煤數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)進(jìn)行物料和元素衡算，校核了粗煤氣組成。由表6可見，計算值與標(biāo)定校核值很接近，說明構(gòu)建的動力學(xué)模型模擬效果比較接近實際，可進(jìn)一步應(yīng)用于BGL煤氣化過程數(shù)值模擬研究。

圖9 煤氣組成摩爾流率軸向變化Fig.9 Axial change of composition molar flow rate of gas

表6 粗煤氣組成計算值與標(biāo)定值對比Table 6 Comparison between calculated value and calibration value of crude gas composition

5 結(jié) 論

針對目前BGL 煤氣化過程分析和預(yù)測模型復(fù)雜的問題，為更好地深入開展BGL 煤氣化數(shù)值模擬研究，以及滿足多相流數(shù)值模擬需要，本文采用改進(jìn)后的縮核反應(yīng)模型用于煤氣化區(qū)的分析，采用煤熱解通用模型和干燥蒸發(fā)模型分析了煤熱解與干燥區(qū)，并采用BGL 煤氣化一維模型驗證了構(gòu)建的模型可靠性。得到結(jié)論如下。

（1）對于煤氣化過程，將碳核細(xì)分為界面反應(yīng)區(qū)和內(nèi)部反應(yīng)區(qū)，有利于提高縮核模型適應(yīng)性，便于確定本征動力學(xué)參數(shù)最高溫度。改進(jìn)后的縮核模型可直觀揭示：煤焦燃燒受擴(kuò)散效應(yīng)控制，H2氣化受本征反應(yīng)控制，H2O 和CO2氣化受擴(kuò)散和反應(yīng)共同控制。與整體反應(yīng)模型相比，改進(jìn)的縮核反應(yīng)模型表觀反應(yīng)速率系數(shù)曲線更加平滑，計算值均低于35 s-1，有利于降低模型剛性。

（2）對于熱解與干燥過程，采用裝置標(biāo)定數(shù)據(jù)和熱解數(shù)據(jù)相結(jié)合的元素平衡法對煤熱解氣最終產(chǎn)率和組成進(jìn)行預(yù)測，預(yù)測結(jié)果合理，同時減少了迭代尋優(yōu)過程。采用蒸發(fā)模型，干燥層高度計算值0.14 m，與理論分析一致。采用通用熱解動力學(xué)模型，熱解層高度計算值1.22 m，較符合實際情況。

（3）構(gòu)建的BGL 煤氣化一維模型數(shù)值求解結(jié)果顯示：粗煤氣組分體積分?jǐn)?shù)計算值與標(biāo)定校核值較為相似；預(yù)測的燒嘴鄰近區(qū)氣相溫度2012℃，顆粒相溫度1978℃，與經(jīng)驗估測值基本一致；預(yù)測粗煤氣出口溫度549℃，實測粗煤氣出口溫度約538℃。表明本工作構(gòu)建的動力學(xué)模型對BGL 煤氣化過程的模擬分析具有較好的可靠性。

符 號 說 明

Cai——反應(yīng)組分i在顆粒界面的濃度，mol∕m3

Cchar——焦炭濃度，mol∕m3

Cfc——干燥基原料煤固定碳，%

Cfi——反應(yīng)組分i在未反應(yīng)核界面的濃度，mol∕m3

Cgi——反應(yīng)組分i在氣相的濃度，mol∕m3

Dai——反應(yīng)組分i灰層擴(kuò)散系數(shù)，m2∕s

Di——組分i的綜合擴(kuò)散系數(shù)，m2∕s

Dij——組分i和j的二元擴(kuò)散系數(shù)，m2∕s

dp——顆粒直徑，m

fc——校正因子，取1

g0——Einstein焓函數(shù)

g1——Einstein比熱容函數(shù)

kfi——組分i的界面反應(yīng)速率系數(shù)，m∕s

kgi——反應(yīng)組分i氣膜傳質(zhì)系數(shù)，m∕s

kri——反應(yīng)組分i速率系數(shù)，s-1

n——反應(yīng)級數(shù)

Pi——組分i的分壓，MPa

Q——熱源項，J∕(m3·s)

R——理想氣體常數(shù)，J∕(mol·K)

Rc——未反應(yīng)碳核半徑，m

Rs——顆粒半徑，m

Rx——組分x的生成速率，mol∕(m3·s)

rd——Rc∕Rs

S——質(zhì)量源項，mol∕(m3·s)

Schar——煤焦顆粒比表面積，m2∕g

Sv——比表面積，m2∕m3

S0——煤焦顆粒初始比表面積，m2∕g

T——熱力學(xué)溫度，K

Tg——氣相溫度，K

Ug——氣相上行速率，m∕s

V——流體相速度，m∕s

yi——純組分i的體積分?jǐn)?shù)

α——給熱系數(shù)

ε——輻射系數(shù)，取0.8

εg——床層孔隙率

η——氣相反應(yīng)組分內(nèi)部擴(kuò)散效率因子

θ——顆粒內(nèi)部孔隙率

λ——氣膜邊界層內(nèi)熱導(dǎo)率，J∕(m·K·s)

μ——氣相混合黏度，kg∕(m·s)

μi——純組分i的黏度，kg∕(m·s)

ρc——煤焦顆粒固定碳表觀密度，g∕cm3

ρc0——煤焦顆粒固定碳初始表觀密度，g∕cm3

ρg——氣相密度，kg∕m3

σ——Boltzmann常數(shù)，5.6697×10-8W∕(m2·K4)

Φ——Thiele模數(shù)

φij——碰撞積分

附表

原料煤熱解試驗結(jié)果主要數(shù)據(jù)Main data of coal pyrolysis test results