噴流床煤氣化爐的建模劉志賓',趙文杰',唐昕”,焦力興',康會峰31.華北電力大學(xué)控制科學(xué)與工程學(xué)院,河北保定0710032.河南省電力公司,河南鄭州4500523.蘭州交通大學(xué)機(jī)電技術(shù)研究所,甘肅蘭州730070[摘要]采用小室建模法建 立了噴流床(Texaco)煤氣化爐的穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型,即在化學(xué)反應(yīng)的動力學(xué)特性以及物質(zhì)的質(zhì)量平衡、能量平衡的基礎(chǔ)上對每個小室進(jìn)行建模。模型考慮了氣固流動過程及包括催化水煤氣反應(yīng)、煤焦與O2 .CO2、H2、H2O等化學(xué)反應(yīng)過程。該模型仿真結(jié)果與多個煤種的氣化試驗(yàn)數(shù)據(jù)相吻合。[關(guān)鍵詞]噴流床;煤氣化爐;高溫分解;燃燒;數(shù)學(xué)模型[中圖分類號] TK229. 8[文獻(xiàn)標(biāo)識碼] A[文章編號] 1002 - 3364(2009)02 - 0009 - 04Texaco煤氣化爐的數(shù)學(xué)模型主要有熱力學(xué)和動力學(xué)2種[1~5]。本文針對典型的煤氣化爐[0],在充分I 裂解和揮發(fā)燃燒區(qū)考慮爐內(nèi)氣化進(jìn)程及化學(xué)反應(yīng)的基礎(chǔ)上,對煤氣化爐煤焦燃燒區(qū)進(jìn)行了分區(qū)處理,建立了動力學(xué)模型,并對煤氣化爐出口煤氣成分與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較,結(jié)果表明該氣化區(qū)模型是有效的?！铣蓺? Texaco 煤氣化爐冷卻室Texaco煤氣化爐可分為氣化段和煤氣冷卻段兩查熱部分(圖1)。本文不考慮煤氣冷卻段,只對氣化段進(jìn)月圈1 Texaco 煤氣化爐內(nèi)分區(qū)行建模。煤的氣化過程可分為高溫裂解和揮發(fā)分燃礎(chǔ)燒、煤焦燃燒、氣化3個階段"。生反應(yīng),產(chǎn)生大量的熱。1970 年Bazioch 和Hawks-研l(wèi)ey.1976年Anthony等[7~幻] ,均研究過煤的高溫裂解究1.1高溫裂解和揮發(fā)分燃燒速率,1964年Loison和Chauvinl101通過試驗(yàn)對揮發(fā)分在Texaco煤氣化爐中,煤、水和氧氣同時從爐頂中各組分的最終產(chǎn)量進(jìn)行了研究并指出:H,的產(chǎn)量不力部進(jìn)入,由于氣化爐入口溫度高達(dá)2000 C左右,因此隨煤種的變化而變化,且CO/ CO2和H2O/ CO2的比備δ煤的揮發(fā)分迅速析出,揮發(fā)分中的可燃?xì)怏w與氧氣發(fā)值相對固定[2]。從而根據(jù)元素平衡即可獲得揮發(fā)分中中國煤化工收稿日期:作者簡介:劉志賓(1980-),男 ,河北保定人,華北電力大學(xué)控制科學(xué)與工程學(xué)院碩士w九生，wIb心越讓明m用讓心程控制2008 - 09 -08TYHCNMHG,中的應(yīng)用。九E- mail; siluhuayu315404@ 126. com各組分的含量。煤焦燃燒區(qū)以及氣化區(qū)分成若干小室,每個小室看作-一個獨(dú)立的參數(shù)單元。1.2 煤焦燃燒建模的假設(shè)條件:(1)氣相在第一個區(qū)視為全混在煤焦燃燒區(qū),剩余的(2與焦碳反應(yīng)的同時CO2流,以后視為平推流。氣相和固相完全混合，固體在整和H2O與焦碳反應(yīng),生成的CO和H2又迅速與()2反個氣化爐內(nèi)視為均勻平推流,不考慮徑向溫度、濃度等應(yīng)。在(r存在的環(huán)境下,可燃性氣體與Or完全反參數(shù)差異和物質(zhì)交換;(2)不考慮反應(yīng)過程中氣化爐內(nèi)應(yīng)，即氣相中已無可燃性氣體川。該區(qū)域發(fā)生的反應(yīng)的壓力變化,認(rèn)為氣化區(qū)域固體顆粒表面溫度和氣化為:溫度不同;(3)氣化爐內(nèi)氣體近似為理想氣體狀態(tài),可C.H,O,NsSA+(--+號-e)02→2(1-二)●遵循理想氣體狀態(tài)方程;(4)固體顆粒為粒徑相同的球形。水煤漿在水分蒸發(fā)和揮發(fā)分釋放后,煤顆粒不aC0+(2- 1)aCO, +(號-e)H20+結(jié)團(tuán),且相互獨(dú)立;(5)建立的模型為穩(wěn)態(tài)模型。eH2S+ δN; + Ash(1)2.1焦碳?xì)怏w反應(yīng)速率C.HpO,NsSA + (a- Y)H2O→aC0+由于Texaco煤氣化爐內(nèi)溫度很高,反應(yīng)速度很(a-r+號- e)H; +eH2S+ δN2 +Ash (2)快,所有異相反應(yīng)均可看作是氣相在焦碳顆粒表面發(fā)生的表面反應(yīng)。由于噴流床氣化爐中焦碳顆粒所占體C.HO,NSA + acCO2 + 2aC0+并H20+積很小(<1%).且停留時間一般在5~8 s,因此煤粉顆粒碰撞概率很小，可認(rèn)為顆粒表面因反應(yīng)形成的灰(-r+上-E)H2 +eH2S+ jN2 +Ash (3)層始終保留而不會脫落。所以,對氣-固之間的異相反H2 + 1/2O2→H2O(4)應(yīng)采用未反應(yīng)核收縮模型,焦碳顆粒總的反應(yīng)速度由CO+ 1/202→CO2(5)化學(xué)反應(yīng)速率、灰層擴(kuò)散速率和氣膜擴(kuò)散速率共同決定:1.3氣化燃燒氣體進(jìn)入氣化區(qū),此時氧氣已耗盡,發(fā)生水煤mo=[品+康+志($-1)]"(p,一p門)(9)氣反應(yīng),煤焦與H2生成CH,并伴有甲烷蒸汽重整反式中:Y=r./R=[(1-x)/(1-f)]"s (其中f是熱應(yīng)。因此,除了式(2)和式(3)的反應(yīng)外,氣化階段還發(fā)解剛結(jié)束時干煤中無灰成分的轉(zhuǎn)化率;x是熱解結(jié)柬生了以下3個反應(yīng):后任意時刻干煤中無灰成分的轉(zhuǎn)化率);k為氣體擴(kuò)C.H,O,NsS.A+ (2a+Y+e-號)H2→aCH,+散到焦炭表面的速率常數(shù),g/(cm2●s);k, 為碳核表面的化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù),g/(cm?●s);kamh= kau(e*°5)yH2O +eH2S+ jN: + Ash .(6)是氣體通過灰層擴(kuò)散到未反應(yīng)核表面的速率常數(shù),g/熱C0+ H2O≈CO2 + H2(7)(cm2●s);e為灰層的空隙率,該模型中取ε=0.75;p;基CH, + H:OC0+ 3H2(8)為氣體組分分壓力;p,-pi為考慮可逆反應(yīng)的有效分離開氣化爐的氣體以CO、H2、CO2為主(假設(shè)揮壓力。究發(fā)分中的可燃?xì)怏w在富Or區(qū)已經(jīng)完全耗盡,則最后的產(chǎn)品中無焦油),還包括原煤中的S和N所產(chǎn)生的2.2 同相反應(yīng)速率熱H2S和N,以及微量CH,構(gòu)成的混合氣體。高溫裂解和揮發(fā)分燃燒以及煤焦燃燒階段,只要有O2存在,可燃性氣體(O2 ,CO,CH.焦油)就可徹底2數(shù)學(xué)建模反應(yīng);氣化階段,考慮了反應(yīng)式(7)的煤灰中FexOs 的催化I中國煤化工反應(yīng)。本文建立的模型為連續(xù)小室未反應(yīng)核收縮模型，CHCNMHG九即將煤的高溫分解 和揮發(fā)分燃燒區(qū)視為一一個獨(dú)立“小。2.3 動力字參致室"(約為氣化爐高度的1/20),沿氣化爐高度方向?qū)⒔固紐 H2O的動力學(xué)參數(shù):0k, = 247exp(- 21 060/T,)(10)頂端的距離; Ho.rmn為氣態(tài)和壁的交換熱;A,為小kam=10x10-*(20/(p,d,)(11)室的橫截面積;a= (W,/A,v,)(6/p.d,)。裹1 j,k 在反應(yīng)方程式的定義pi一pi = Pr0叫一Pcp(12)j固體反應(yīng)式k氣體反應(yīng)式Kakm = exp[17. 644- 30 260/(1.8. T,)] (13)1 高溫裂解I H2 +1/202→H20其余動力學(xué)參數(shù)見文獻(xiàn)[1]。2碳和氧氣反應(yīng)式(1)2 C0+1/202- +COr3碳和水反應(yīng)式(2)3 CH.+20>-C2 +2H2O4碳和二氧化碳反應(yīng)式(3) 4 C%H6+15/202→3H20+ 6CO22.4能量和質(zhì)量守恒5碳和氫氣反應(yīng)式(6)5 C0+ H20=COr+H22.4.1能量守恒6水煤氣反應(yīng)式(7)6 CH4+H20≈C0+ 3H2假定任意小室能量平衡(圖2),W..為n-1小室甲烷蒸汽重整化反應(yīng)式(8)的固體流量,g/s;T..為n-1小室的固體溫度,K;Tg..為n-1小室的氣體溫度,K;W..s+s為n小室第i種裹2每個區(qū)的反應(yīng)方程式氣體的氣體流量,g/s;Tg.+an為n小室的氣體溫度，每一小室反應(yīng)方程式，K; W..+a為n小室的固體流量,g/s;T.+ax為n小室高濫裂解和揮發(fā)份燃燒區(qū)的固體溫度,K.煤焦燃燒區(qū)2,3.41,2,3氣化區(qū).3,4.5,6,75,6WT |12.4.2質(zhì)量守恒相內(nèi)相為計算出每一小室的出口物質(zhì)流量,需要(小室中固體顆粒在其內(nèi)的停留時間)滿足下式":v, = v.e+ (rg +u)(1-e-0u)(15)b=(16)用2任意小窒的質(zhì)量和能平衡P。d好任意小室固相和氣相的能量平衡為:v,=(P.- p)dg(17)18μ小室流出氣體和固體的總焓-小室流入氣體和固其中,u,7分別為固體進(jìn)人小室的初始速度和平均速體的總焓=小室反應(yīng)方程式釋放的熱量-小室對外傳度,cm/s;vg為小室內(nèi)氣體的速度,cm/s;u為小室內(nèi)熱量固體顆粒的終端速度,cm/s;p.,p%分別為小室內(nèi)固體由于焦碳顆粒所占體積很小(<1%),與壁接觸面和氣體的密度,g/cm';p為氣體的粘度,Pa. s;g為重也就小，固相與壁的交換熱遠(yuǎn)小于固相進(jìn)出小室的變力加速度,980 cm/s*.化焓,因此固相傳熱H....n可忽略。.固體停留時間Ot與小室高度Oz滿足如下關(guān)系:熱其任意小室能量平衡式為:Oz= v,Ot(18)(SW.cmwT.+W.cnT)+a-( SW.cwT.+根據(jù)固體顆粒在小室的停留時間,可進(jìn)一步計算出小室內(nèi)固體顆粒的反應(yīng)速率和表面積。W.cmT,).= 2a(- 0H,)r;(A,Oz)+任意小室內(nèi)氣態(tài)的質(zhì)量守恒式為:究Za(- AH,)rn(A,0z)- Hmern (14) .E(W+u -W..)= 2(A.sz. 2vor)式中,j,k是表1和表2所對應(yīng)的反應(yīng)方程式;W。為n(19)小室第i種氣體的氣體流量,g/s;W.是n小室的固體固態(tài)的質(zhì)量守恒式為:流量.g/s;CmnCpm分別是氣體和固體各自的比定壓熱中國煤化工容;QH,OH;分別是表1各自的第k,j個反應(yīng)方程式(20)?YHCNMHGi的反應(yīng)熱;r;r,分別為第j個氣態(tài)、第k個固態(tài)反應(yīng)式中 Ua是弟k個反應(yīng)萬程式i柙氣體成分的化學(xué)計量九方程式的反應(yīng)速率;Oz是小室高度;z為距離氣化爐參數(shù)。3模型的驗(yàn)證合,而且C的轉(zhuǎn)化率均在97%以上。表3干煤分析用于建模的氣化爐的氣化段尺寸為330 cm,水冷0 Ash C1段尺寸為279.6 cm,直徑為152. 4 cm,采用llinoisIlinois No.674.05 6.25 0.71 1.77 1.32 15.53 0.37No.6和SRC-1I2種煤(表3)。模型出口流率與實(shí).SRC-1I1 64.90 3.65 1.25 2.96 1.70 25.54際試驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較如表4所示。由表4可見,用動力學(xué)模型計算的氣化爐出口量與實(shí)際工業(yè)數(shù)據(jù)基本吻褻4模型出口流率與實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)煤流率O2/煤水/煤CO流率Hz流率 CO2流率 CH,流率 H2S流率 Nz流率 C 轉(zhuǎn)化率/g. s-I/Vol.% /Vol.% /Vol.% /Vol.% /Vol.% /Vol.% /%試驗(yàn)數(shù)據(jù)57.5739.132.950.120.0698. 6476.660. 88680.241模型結(jié)果56.3439.783.26.0.140.270.2097. 05試驗(yàn)數(shù)據(jù)53.51 .31.756. 700. 001.040. 5099.000.77模型結(jié)果_ 57.8934. 156.900. 0870.57，0.3998.774結(jié)論eling[J] . Industrial and Engineering Chemistry, 1979,18(4) :684 - 695.本文采用小室建模方法,在質(zhì)量、能量平衡的基礎(chǔ)[4] R Govind and J Shah, Modeling and simulation of an en-trained flow coal gasifier[J]. A. l.Ch. E. 1984,30(7): 79 .上建立了Texaco煤氣化爐的穩(wěn)態(tài)動力學(xué)模型。與已-91.有的模型相比,該模型具有以下優(yōu)勢。[5] P Ruprecht, W Schafer,P Wallace. A computer model of(1)模型出口流率與實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合,且entrained coal gasification[J]. Fuel, 1998,67; 673 - 678.C的轉(zhuǎn)化率在97%以上,具有很高的實(shí)際應(yīng)用價值.6] 李政,王天驕,韓志明,等. Texaco煤氣化爐數(shù)學(xué)模型的研(2)氣態(tài)固態(tài)溫度參數(shù)的修正,提高了溫度參數(shù)的可靠究--建模部分[J].動力工程，2001,21 (2): 1161 -性。另外,該動力學(xué)模型符合多個煤種的進(jìn)料,具有普1165,1168.遍性。(3) 整個建模過程沒有采用化學(xué)平衡假定,而[7]Badzioch S,P B W Hawksley. Kinetics of Thermal De-composition of Pulverized Coal Particles[J]. Ind. Eng.是較為詳細(xì)地描述了化學(xué)反應(yīng)的動力學(xué)特性,更符合Chem. Process Dev. ,1970,9:521.實(shí)際運(yùn)行情況。(4)將氣化區(qū)劃分為多個不大于1 cm[8]Anthony D B,J B Howard,H C Hottel,et al. Rapid的小室,進(jìn)行集中參數(shù)建模,使得整個建模過程更加精Devolatization of Pulverized Coa[J]. Fuel, 1976.55:121.確地描述了氣化區(qū)參數(shù)的分布特性。[9] Anthony D B,J B Howard, Coal Devolatization and Hydro-gasification[J]. A. I. Ch, E. J,1976,22 :625.[參考文獻(xiàn)][10] Loison R, R Chauvin. Pyrolyse Rapid Du Carbon[J].恐[1]徐強(qiáng),曹江,周-工,等.整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)(IGCC)特Chim. Ind. ,1964,91 :259.能基點(diǎn)綜述及產(chǎn)業(yè)化前景分析[J].鍋爐技術(shù)，2006,37(11):6.[11] Peter Ruprechr, Wolfgang Schafer, Paul Walle. A com-礎(chǔ).[2]倪維斗，鄭洪韜,李政,等.多聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng):綜合解決我國能puter model of entrained coal gasification[J]. Fuel, 1988,研源領(lǐng)域五大問題的重要途徑[J].動力工程，2003, 2367:739 -742.(2)2245 - 2251.[3] C Y Wen,T Z Chaung. Entrainment coal gasification mod-(下轉(zhuǎn)第16頁)中國煤化工MYHCNMHG12[5] 樊泉桂,閻維平.鍋爐原理[M].北京:中國電力出版社，[6] 趙翔,任有中.鍋爐課程設(shè)計[M].北京:水利電力出版2004.社,1991.ANALYSIS OF EXERGY TRANSFER IN UTILITY BOILERSWANG Bing ~ li' ,CHEN Hai - ping' , HUANG Zhi - yuan2 ,MA Qiang' ,ZHOU Yong - jie'1. Key Laboratory of Power Plant Equipments Condition Detecting and Controlling under EducationalMinistry , North China Electric Power University，Baoding 071003 , Hebei Province, PRC2. Construction Engineering Company NO. 1 under North - east China Electric Power Administration, Tieling112000,Liaoning Province, PRCAbstract; The exergy transfer analysis model for utility boilers has been estabished. In the light of《Exergy Evaluation Criterion InEngineering》,the evaluation principle for exergy transler. exergy f{lux density, and exergy resistance etc. has been put forward,andthe exergy transfer coefficient being defined, the exergy transfer analysis for boilers of 100 MW unit being completed. Through com-parision with the conventional heat transfer and excergy analysis , it is believed that the exergy transfer analysis can provide new infor-mation about technical evaluation, thereby,the energy transfer can have a more complete and comprehensive dynamic analysis.Key words; utility boiler;exergy transfer; exergy flux density;heat transfer(上接第12頁)ESTABLISHMENT OF MODEL FOR SPURTING BED COALGASIFICATION FURNACELIU Zhi - bin' ,ZHAO Wen - jie' ,TANG Xin2 ,JIAO Li- xing' ,KANG Hui - feng'1. College of Control Science and Engineering, North China Electric Power University, Baoding 07 1003，Hebei,Province,PRC2. Henan Eletric Power Corp. ,Zhengzhou 450052, Henan Province,PRC3. Electromechanical Research Institute, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070,Gansu Province, PRCAbstract; A stable mathematice model of spurting bed coal gasification furnace has been established by adopting method of establishingmodel for each cubiclei. e. the model for each cubicle is established on the basis of dynamics characters of chemical reactions,as wellas mass balance and energy balance in the substance. In the model,gas - solid flow process as well as chemical reactions, including cat-alytic water - coal gas reaction and reaction of coal coke with O2 ,CO2 ,H2 and H2O etc. ,have been considered. The result of emula-tion tllies with the gasification test data of many coal sorts.基Key words: spurting bedscoal gasification furnace;high - temperature pyrolysiscombustion; mathematic model研究勢第3中國煤化工籮MYHCNMHG九6