Shell气化炉的动态建模和仿真

2 气化炉整体模型结构
先构造气化炉模块的结构。 除了金属壁外, 它还 有三个蓄能环节: 液态渣层、 固态渣层和耐火炉衬。
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清 华 大 学 学 报 ( 自 然 科 学 版)
1999, 39 ( 3)
气化炉中的高温合成煤气在出口前还要经除灰后的 低温煤气的淬冷掺混, 以防止煤渣液滴粘结在下游 有关部件上。 这样, 气化炉模块由 , , 三部分构 成。 其具体结构见图 2。
qm aq 为掺混后煤气的总质量流量; x o 为掺混后煤气
液态渣层能量守恒:
dT s = 2 dt
q 1 - q 2 + C pf m in (T g - T f ) + 5 m (T m - T f ) A Θ f cpf ∆ f
耐火炉衬能量守恒: dT w 2 (q3 - q 4 ) = dt Θ rl ∆rlC p rl 固态渣层能量守恒:
ISSN 100020054 清华大学学报 ( 自然科学版) 1999 年 第 39 卷 第 3 期 CN 1122223 N . 39, N o. 3 J T singhua U n iv ( Sci & T ech ) , 1999, V o l
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Shell 气化炉的动态建模和仿真
C + H 2O Ζ H 2 + CO ( 1) C + O 2 Ζ CO 2 ( 2) CO + H 2O Ζ H 2 + CO 2 ( 3) C + CO 2 Ζ 2CO ( 4) C + 0. 5O 2 Ζ CO ( 5)
注: 甲烷化的反应很微弱。
收稿日期: 1998206227 第一作者: 男, 1970 年生, 博士研究生 3 基金项目: 国家攀登计划 B ( 85235)
m ex =
3 渣层模型
该模型是整个气化炉动态模型的核心, 渣层的 动态模型体现气化炉的动态特性。
3. 1 基本假设 1) 集渣率: 由文 [ 2 ] 知 70% 的煤中灰分在气化
Π DΘ fg∆ f 1 eΑ Α Γ( 0)
2 3
2 2 2 + 3 Α Α 23 180
Tm
2 3 Α
炉中以渣的形式析出, 灰分从气化区经气化炉顶部 进入液态渣层。 2) 质量和能量蓄积只发生在渣层内, 而且渣层
d ∆s = dt
q2 -
的各成分摩尔百分数; T aq 为掺混后煤气的温度; Q w 为气化炉传给膜式水冷壁的热量; m s 为气化炉排 渣质量流量。 渣层模型不仅包括液固态渣层, 还包括耐火炉 衬。 在热流率模型中考虑了煤气物性随温度的变化。 通过掺混模型得到了冷却后煤气的各成分摩尔百分 数 x o、总摩尔数 qm aq 和温度 T aq , 为其与下游部件 ( 煤气辐射换热器) 的联接打下基础。 本文仅对最重要的渣层模型进行阐述。
(e ) 排渣量 (f ) 煤气热值
பைடு நூலகம்
4 计算结果的分析与讨论
4. 1 稳态计算结果与讨论
图 3 氧气量和煤粉量变化时气化炉各种 特性的稳态变化结果
以 哥伦比亚伊艾2塞拉迥 ( E I cerrejon ) 煤为研 究对象, 煤粉流量分别为 19125 kg s, 1915 kg s, 19175 kg s 和 2010 kg s 时的稳态结果见图 3。 由图 3 可以看出, 在一定范围内, 氧碳比越大, 固态渣层 厚度越小, 液态渣层厚度越小, 煤气温度越高, 气化 炉对膜式水冷壁的放热量越高, 气化炉出口煤气的 热值越小; 氧碳比越小, 情况则相反。 在一定范围 内, 气化炉出口排出煤渣的流量由煤粉流量确定。 限 于篇幅, 仅对其中部分结论进行解释。 固态渣层随着氧气量的增加而厚度变薄, 随着 煤粉量的增大而增大。 其原因在于: 氧气量的增加 使氧碳比增大, 导致 H 2 和 CO 更多地变成 H 2O 和 CO 2 , 因此反应的放热量增大, 导致煤气温度上升, 传给固态渣层更多的热量, 部分固态渣层转变成液 态, 固态渣层变薄。 在相同的氧气流量下, 煤粉量越 大, 氧碳比越小, 煤气中的 H 2 和 CO 含量越大, 煤气 的热值越大而煤气温度越低, 传给固态渣层的热量 也越少, 固态渣层变厚。
3. 2 基本公式
1 化学平衡模型
1 掺混模型
1 热流率模型
根据质量守恒、 动量守恒和能量守恒定律, 可得 渣层模型的方程图, 该方程组由 4 个微分方程和多 个代数方程构成。 液态渣层质量守恒:
d ∆f m in - m ex 1 = 5m + dt Θ Π DH f
11 化学平衡模型 21 混合模型 31 冷却模型 41 能量平衡模型 51 渣层模型
气化炉的安全运行对于整个整体煤气化燃气蒸 汽联合循环 ( IGCC ) 电站的安全高效运行具有决定 意义, 而这方面的研究相对较弱, 所以以 Shell 气化 炉为对象, 进行其动静态建模和动静态特性的研究 很有必要。
1 Shell 气化炉内过程简述
反应物 ( 煤粉, 氧气和水蒸汽等) 以很高的速度 通过多个同心管组成的燃烧器喷入气化炉, 在喷管 出口处彼此混合反应, 煤粉迅速挥发析出挥发份, 由 于炉内温度很高, 挥发份发生热裂解反应, 氧气被挥 发份和部分焦炭的氧化所消耗殆尽。 所产生的反应 热维持后来的焦炭与蒸汽及二氧化碳的气化反应和 使气化反应维持在某一特定的温度下进行。 炉内发 生的基本化学反应为:
Α=
23 180
T
s
-
Γ( 0) = 5. 12e - 6exp
23 180
Ts
韩志明, 等: Shell 气化炉的动态建模和仿真
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忽略金属壁的蓄能效应, 由膜式水冷壁外到汽 水的传热引入一个传热系数 K , K 为常数, Q = ΒK A ( T PO - T SW ) , 得到热流率公式: Qs T s- T m , q 2 = Κ , q1 = f Π DH ∆f Tm- Tw T w - T PO , , q3 = Κ s q4 = Κ rl ∆s ∆rl q 4 = ΒK ( T PO - T SW ). 式中: Θ f 为液态渣的密度; < m 为固液态质量变化 率; m in 为进入层的质量流率; m ex 为流出液态渣层 的质量流率; Π为圆周率; D 为炉膛内径; H 为炉 膛高度; T s 为液态渣表面温度; q 1 为煤气传给液态 渣层的热流率; q 2 为通过液态渣层的热流率; C pf 为 液态渣的定压比热容; A 为炉膛周面积; T m 为渣的 相变温度; T w 为耐火炉衬内墙温度; Θ rl 为耐火炉 衬; ∆rl为耐火炉衬厚度; C p rl 为耐火炉衬的定压比热 容; q 3 为通过固态渣层的热流率; q4 为通过耐火炉 衬的热流率; Θ s 为固态渣的密度; C p s 为固态渣的定 压比热容; g 为重力加速度; Γ 为液态渣动力粘度;
Q s 为煤气向渣层的放热量; Κ f 为液态渣的导热系
(c) 煤气出口温度 (d ) 放热量
(a ) 固态渣层厚度 (b ) 液态渣层厚度
数; Κ 3 为固态渣的导热系数; Κ rl 为耐火炉衬的导热 系数; Β 为面积系数; T sw 为饱和水的温度。 用梯形法进行微分方程组的求解。
反应产物—粗煤气被除灰后的煤气掺混淬冷, 进入煤气辐射换热器。 气化炉周围壁衬有耐火炉衬, 以保证气化炉工作在 1 600℃左右的温度下, 耐火炉 衬外面布有膜式水冷壁, 再外面是隔热材料和承压 钢桶, 以保证气化炉工作在 3 M Pa 左右的压力下。 当气化炉起动后, 由于温度很高, 灰分以液态颗 粒滴的形式混在煤气中, 碰到温度较低的气化炉壁 而沉积并固化, 不断增加的固态渣层增大了热阻, 导 致固态渣层表面温度上升, 最终超过渣的相变温度, 进而形成了液态渣层, 平衡后, 形成固液两层渣。 其 中固态渣与液态渣层的结合部呈塑性状态, 为建模 方便, 本文将塑性状态归为固态。 由上述分析可以看 出, 气 化 炉 是 煤 气 反 应 器和带有多 层 热 阻 ( 液 态渣、 固态渣、 耐火炉衬 和金属壁 ) 的 热 交 换 器 的综合体。因此, 其动态 模型也应该是二者的综 合体。 可根据现有对化 学反应器和换热器的动 图 1 Shell 气化炉内流动 态模 型 的 有 关 知 识, 建 模型示意图 立气 化 炉 的 动 态 模 型。 化学反应器因其反应物流速快, 煤颗粒在气化炉中 滞留时间短, 可看成是稳态 ( 准静态) 的, 再由于, 气 化炉中各个空间位置的温度明显不同 ( 因不同位置 发生不同反应和热效应) , 所以对气化炉进行分区处 理。 气化炉内流动模型, 根据大量实验结果, 可将炉 内分成三区, 见图 1 [ 2 ]。
韩志明, 李 政, 倪维斗
清华大学 热能工程系, 北京 100084
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文 摘 以荷兰博格能 (B uggenum ) 的 IGCC 项目中的 Shell 气化炉为研究对象, 通过逆推方法得到其炉膛有关几何尺 寸。根据射流理论确定炉内流动型式, 将 Shell 气化炉膛分 成三区, 即燃烧区、 气化区和回流区, 分别对各区进行质量、 能量和动量平衡, 并考虑炉膛壁由于煤粉燃烧气化而产生的 炉渣层的能量、 质量和动量平衡, 得到有关方程, 进行建模工 作。 在模型的基础上进行动态与静态仿真, 并进行参数化研 究。 分析稳态和动态仿真结果, 得到一些重要参数的变化趋 势和有意义的结论, 与有关文献给出的结果相比, 趋势完全 一致。 为以后研究 IGCC 系统的动静态特性打下基础。 关键词 气化炉; 建模; 仿真; 动态特性 分类号 T K 201
图 2 气化炉模块的模型结构
气化炉模块输入: T PO , q in , T in , qm q , T q , T EF ; 气化炉模块输出: qm aq , x o , T aq , Q w , m s。其中, T PO 为膜式水冷壁温度; q in 为输入的煤粉、 水蒸汽、 氧气 和氮气的流量; T in 为输入的煤粉、 水蒸汽、 氧气和氮 气的温度; qm q 为用于掺混热粗煤气的除灰后冷煤气 的质量流量; T q 为用于掺混热粗煤气的除灰后冷 煤气的温度; T EF 为煤气化反应的化学平衡温度;
液态渣层随着氧气量的增加而厚度变薄, 但相 对变化幅度较小。 随着渣的表面温度升高, 渣的粘度 减小, 渣的流速略为增大, 在灰分流入量也即析出量 不变时, 液态渣的厚度略为减小。 此外, 通过对相变温度不准造成的影响和煤种 的影响进行研究发现: 氧碳比是影响气化炉稳态结 果的主要因素, 而渣的相变温度和煤中灰分含量是 次要因素。 氧碳比过大, 导致煤气中 H 2 和 CO 含量 偏低, 煤气热值偏低, 虽然煤气温度很高, 对膜式水 冷壁的放热量大, 可以多产生部分蒸汽, 但热能毕竟 没有化学能的质量好, 导致气化炉的冷煤气效率降 低; 氧碳比过小, 会有部分碳未被气化而被煤气带 出并由除灰装置析出, 碳的转化率偏低, 也使冷煤气 效率偏低。 前面提及, 碳和挥发份的氧化反应过程产 生的热量一方面维持剩余碳的气化过程所需的化学 反应吸热量, 另一方面要维持气化过程在一定的温 度 ( 高温) 下进行所需的热量, 它是以煤气热焓的形 式表现出来的。 氧碳比过小只能维持部分碳的气化 过程所需热量。 最佳的氧碳比是指氧气量恰好使一
的动态行为主要由热效应的变化引起, 不考虑渣的 成分的变化所产生的影响。 3) 渣层模型是一维的, 沿炉膛高度渣层厚度不 变。 4 ) 渣的熔解温度范围被处理成一个显著的相 变温度, 低于相变温度的则为固态渣, 高于相变温度 的则为液态渣。 将塑性层归为固态渣层, 对哥伦比亚 伊艾2塞拉迥 ( E I cerrejon ) 煤而言, 据文 [ 3 ] 知, 相变 温度 T m = 1642 K, 相变焓 ∃ hm = 0。 5) 渣的密度、 热导率和比热均看作是常数。 6) 液态渣层中的流动为层流。
Θ s ∆sC p s (q3 - q 4 ) Θ rl ∆rlC p rl Θ Tm) ] s [C p s (T s q3 q3 -
固态渣层质量守恒: 5m = q2 -
Θ s ∆sC p s (q 3 - q4 ) Θ rl ∆rlC p rl . C p s (T s - T m )
固态和液态渣层温度取其边界温度的平均: 1 1 (T s + T m ) , T s = ( T m + T w ). Tf = 2 2 利用液态渣层动量守恒公式, 省略其中所有加 速度项, 设流动为牛顿流动行为并假设液态渣层中 温度为线性分布, 同时忽略气与渣之间的摩擦力 a = 0, 通过积分得: