田 豐，閆 龍，范曉勇，李 冬

(1.西北大學(xué) 化工學(xué)院，陜西 西安 710069；2.榆林學(xué)院 化學(xué)與化工學(xué)院，陜西 榆林 719000)

煤是中國主要的能源，其中低變質(zhì)煤資源蘊(yùn)藏量超過總量40%，其主要特點(diǎn)是三高三低：含碳量高、揮發(fā)性高、活性高，低硫、低磷、低灰，是較為環(huán)保的煤炭資源，符合可持續(xù)發(fā)展理念[1]，因此，合理利用好低變質(zhì)煤對于提高經(jīng)濟(jì)發(fā)展水平、保護(hù)生態(tài)環(huán)境至關(guān)重要。蘭炭作為低變質(zhì)煤進(jìn)行干餾反應(yīng)的產(chǎn)物之一[2]，逐漸成為一種可代替焦炭而廣泛應(yīng)用于化工、冶煉等多個(gè)行業(yè)的炭素材料[3]。蘭炭的生產(chǎn)多以低溫干餾為主，設(shè)備多為內(nèi)熱式干餾爐，以SJ內(nèi)熱式低溫干餾方爐為代表。該裝置具有工藝簡單易控、投資低、焦油回收率較高等特點(diǎn)[4]，廣泛應(yīng)用于蘭炭的低溫干餾工藝過程。

燃燒是干餾爐內(nèi)能量轉(zhuǎn)換的主要途徑，為了提高燃燒、干餾效率，對燃燒過程的診斷及控制逐漸成為低溫干餾爐的一個(gè)重要研究方向。

國內(nèi)外眾多學(xué)者對煤的低溫干餾過程進(jìn)行數(shù)值模擬并建立了熱解模型[5-10]，通過總結(jié)可以將這一過程分為如下3個(gè)階段[11-12]，常溫～300 ℃，從煤顆粒中解析出儲(chǔ)存的氣體與結(jié)合水，脫水主要發(fā)生在50～120 ℃，脫氣發(fā)生在約200 ℃；300～500 ℃，煤焦油主要的析出階段，同時(shí)大量的揮發(fā)分也在這一階段產(chǎn)出；500～750 ℃，半焦繼續(xù)分解，析出余下的揮發(fā)物，逐漸變成焦炭，以縮聚反應(yīng)為主。

基于以上研究可以看出，煤焦油與煤氣的析出受爐內(nèi)溫度的分布影響很大。針對這一點(diǎn)，作者采用Workbench ANSYS系統(tǒng)內(nèi)的Fluent軟件對SJ低溫干餾爐內(nèi)燃燒場進(jìn)行仿真模擬，得到不同的燃?xì)獗?回爐煤氣與空氣的體積比)與氣體流量下爐內(nèi)的溫度、壓力場分布。通過軟件模擬與實(shí)際情況相結(jié)合，得出了最佳工藝條件，使?fàn)t內(nèi)溫度分布有利于煤焦油和煤氣的析出，從而減少資源的浪費(fèi)，以期為提高煤焦油產(chǎn)率及煤氣利用價(jià)值提供一定的參考意義。

1 物理模型的建立

根據(jù)榆林某公司生產(chǎn)10萬t/a蘭炭的SJ內(nèi)熱式低溫干餾爐的結(jié)構(gòu)以及主要尺寸進(jìn)行研究，設(shè)備的主要尺寸見表1。

表1 干餾爐的主要尺寸 m

根據(jù)SJ低溫干餾爐的對稱性，取其寬度方向上一半的區(qū)域進(jìn)行模擬[13]，并在ANSYS FLUENT軟件中利用Geometry建立干餾爐二維模型。由于內(nèi)熱式干餾爐具有結(jié)構(gòu)比較規(guī)整的特點(diǎn)，采用Mesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，選擇四面體網(wǎng)格劃分網(wǎng)格，并在進(jìn)、出口處進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，并檢查網(wǎng)格質(zhì)量，網(wǎng)格質(zhì)量影響求解的精度、收斂性與速度[14]。SJ內(nèi)熱式低溫干餾爐劃分后的網(wǎng)格見圖1。

a 整體

b 局部圖1 網(wǎng)格劃分圖

2 數(shù)學(xué)模型的確立

在氣體流動(dòng)模型中選擇K-epsilon，包括Standard模型、RNGk-ε模型、Realizable模型等。其中RNGk-ε模型考慮到了湍流漩渦的影響，并且提供了解析公式，所以湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，更利于運(yùn)算，加快計(jì)算速度[15]。

干餾爐內(nèi)有化學(xué)燃燒反應(yīng)、組分混合、傳輸過程，所以在氣體燃燒模型中選用Species Transport模型。該模型常用的有4種計(jì)算方法，研究選用Finite-Rate/Eddy-Dissipation。

在高溫情況下，由于輻射換熱量與溫度成正比，氣固傳熱主要為輻射傳熱，因此選擇適用于規(guī)模大、復(fù)雜且計(jì)算量小的P1輻射模型作為熱交換模型[16-18]。

由于干餾爐腔內(nèi)的煤層狀態(tài)可看作多孔物質(zhì)，故選用多孔介質(zhì)模型，孔隙率為0.4。

3 邊界條件的選擇

回爐煤氣與空氣在文氏管里混合后，均勻噴入花墻內(nèi)，后經(jīng)過花墻孔噴進(jìn)低溫干餾爐內(nèi)燃燒。取花墻氣體噴口截面為混合后燃?xì)馊肟?，爐頂為氣體出口。對于入口邊界，設(shè)定為質(zhì)量流動(dòng)入口，混合氣體進(jìn)口溫度為50 ℃；對于出口邊界，由于模擬干餾爐的出口情況尚不清楚，為了不影響氣體流出，選擇壓力出口，設(shè)置其為0 Pa；設(shè)定壁面為絕熱壁面，不考慮過程中的熱損失，采用Wall(標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法)進(jìn)行處理；結(jié)合低溫干餾爐的結(jié)構(gòu)對稱特性，取爐子的中心面為對稱面，采用Symmetry(對稱面函數(shù)法)進(jìn)行計(jì)算處理。低溫干餾爐煤氣的組成見表2。

表2 低溫干餾爐煤氣的組成

4 結(jié)果與討論

4.1 燃?xì)獗葘θ紵龍龅挠绊懷芯?/h3>

干餾爐正常生產(chǎn)所需要的能源來自于回爐煤氣和空氣在爐膛內(nèi)燃燒產(chǎn)生的高溫，整個(gè)爐內(nèi)的溫度分布則受限于燃?xì)獗取Ｑ芯康蜏馗绅s爐內(nèi)的燃?xì)獗葘囟?、壓力分布的影響，根?jù)經(jīng)驗(yàn)值固定空氣總流量為13 000 m3/h不變，改變?nèi)細(xì)獗?r)的值，從0.1開始間隔0.1的值依次增加到2.5進(jìn)行研究。

4.1.1 燃?xì)獗葘t內(nèi)溫度、壓力分布的影響

對模擬計(jì)算的結(jié)果取8個(gè)特征點(diǎn)下的干餾爐內(nèi)溫度分布進(jìn)行對比研究，結(jié)果見圖2。

圖2 不同燃?xì)獗认赂绅s爐的內(nèi)部溫度分布云圖

由圖2可知，燃?xì)獗炔煌瑫r(shí)，爐腔溫度分布的趨勢大體一致，在回路煤氣與空氣的入口處溫度最低，隨著混合氣體進(jìn)入干餾爐內(nèi)，燃燒反應(yīng)開始逐漸進(jìn)行?；貭t煤氣主要發(fā)生的反應(yīng)都是放熱反應(yīng)，增加了干餾爐內(nèi)的溫度，并且煤炭自身還存在熱解反應(yīng)，因此干餾爐內(nèi)的溫度逐漸升高，在爐頂處達(dá)到最高。而干餾爐中間段的溫度分布在約700～850 K，該區(qū)域內(nèi)的回爐氣體大部分會(huì)燃燒產(chǎn)生熱能，小部分未能充分燃燒，另一小部分沒有燃燒的回爐煤氣隨著其他熱氣體上升到爐頂，再繼續(xù)燃燒放熱。此時(shí)煤炭進(jìn)行裂解反應(yīng)吸走一部分熱量，所以干餾爐中下方溫度會(huì)低于爐頂溫度[19]。

干餾爐內(nèi)燃燒時(shí)所能達(dá)到的最高溫度Tmax與燃?xì)獗萺之間的關(guān)系見圖3。

r圖3 干餾爐內(nèi)最高溫度Tmax與燃?xì)獗萺的關(guān)系

由圖3可知，隨著燃?xì)獗鹊脑黾?，爐內(nèi)的最高溫度呈現(xiàn)出先升高到峰值而后降低到穩(wěn)態(tài)的趨勢。r=0.1，可燃?xì)怏w的含量較少，所以溫度較低。隨著燃?xì)獗鹊脑黾樱扇細(xì)怏w含量也隨之增加，爐內(nèi)溫度在r=1.0時(shí)達(dá)到峰值1 210 K。但是當(dāng)r>1.0，隨著r的增加，O2含量減少，可燃?xì)怏w增多，導(dǎo)致許多可燃?xì)怏w并沒有達(dá)到完全燃燒，干餾爐內(nèi)的最高溫度也就逐漸降低。

用Origin軟件對實(shí)驗(yàn)所得到的的數(shù)據(jù)進(jìn)行多項(xiàng)式回歸擬合，所得到的關(guān)系方程為Tmax=417.10 + 822.29r+ 1 677.70r2- 3 653.79r3+2 543.68r4-775.18r5+ 88.06r6，R2=0.970 2。根據(jù)該方程計(jì)算出在該實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)(0.1～2.5)取不同燃?xì)獗葧r(shí)干餾爐燃燒的最高溫度。

干餾爐內(nèi)燃燒時(shí)所能達(dá)到的最高壓力pmax與燃?xì)獗萺之間的關(guān)系見圖4。

r圖4 干餾爐內(nèi)最高壓力pmax與燃?xì)獗萺的關(guān)系

由圖4可知，干餾爐內(nèi)最高壓力與最高溫度變化的趨勢類似，均呈現(xiàn)先增加到峰值后減少到穩(wěn)態(tài)的趨勢。r=0.9，干餾爐內(nèi)pmax=0.937 MPa。同樣，當(dāng)燃?xì)獗炔粩嘣黾?，O2含量減少，可燃?xì)怏w增加，從而使得未燃燒氣體增多，導(dǎo)致干餾爐內(nèi)的最高壓力逐漸降低。最后，r>1.2，干餾爐內(nèi)pmax≈0.855 MPa。

4.1.2 最優(yōu)燃?xì)獗鹊拇_定

研究爐內(nèi)溫度分布對后續(xù)產(chǎn)品煤焦油與煤氣的析出影響很大，進(jìn)而影響到產(chǎn)品的產(chǎn)率。r=0.3～2.4，干餾爐內(nèi)煤層不同溫度區(qū)域分布見圖5。

T/Ka r=0.3

T/Kb r=0.6

T/Kc r=0.9

T/Kd r=1.2

T/Ke r=1.5

T/Kf r=1.8

T/Kg r=2.1

T/Kh r=2.4圖5 不同燃?xì)獗葧r(shí)爐腔內(nèi)煤層溫度分布

由圖5可知，低溫區(qū)域和高溫區(qū)域所占比較小，整個(gè)爐膛內(nèi)溫度分布較為均勻。而低溫干餾最佳溫度為500～750 ℃[20]，并且最高溫度不宜過高，過高會(huì)導(dǎo)致煤焦油的二次熱解，使煤焦油的產(chǎn)量及質(zhì)量受到影響。因此最佳的燃?xì)獗裙r下的溫度分布應(yīng)該具有高占比的最佳溫度區(qū)間以及低占比的高溫區(qū)域，以便于提高蘭炭干餾效率。

按照低溫?zé)峤獾?個(gè)階段將溫度分布劃分為25～300 ℃、300～500 ℃、500～750 ℃和>750 ℃，各個(gè)區(qū)域占比見圖6。

圖6 不同燃?xì)獗认虏煌瑴囟确秶娣e百分比

由圖6可知，r=1.8，500～750 ℃所占的比例最多，為42.03%，高溫區(qū)域所占比率也比較小，隨著r增長，高溫區(qū)域所占比例增多。綜合上述可得，最優(yōu)燃?xì)獗葹?.8。

4.2 氣體流量對燃燒場的影響研究

在確定了最優(yōu)r=1.8的基礎(chǔ)上，考察氣體總流量對爐內(nèi)燃燒場的影響，改變氣體總流量(qV)從11 000～16 000 m3/h，間隔1 000 m3/h進(jìn)行研究。

4.2.1 氣體流量對爐內(nèi)溫度、壓力分布的影響

改變氣體流量時(shí)，軟件模擬計(jì)算得到的6個(gè)工況下的干餾爐內(nèi)溫度分布見圖7。

圖7 不同氣體流量下干餾爐的內(nèi)部溫度分布云圖

由圖7可知，不同的氣體流量下干餾爐內(nèi)部溫度分布幾乎沒有區(qū)別，只是最高溫度略有不同，為了更直觀、清楚地了解改變氣體總流量的大小對溫度的影響以及溫度變化趨勢，繪制了兩者之間的關(guān)系曲線圖，見圖8。

qV/(m3·h-1)圖8 干餾爐內(nèi)最高溫度Tmax與氣體流量qV的關(guān)系

由圖8可知，干餾爐內(nèi)的最高溫度隨著氣體總流量的增加呈下降趨勢。r=1.8，根據(jù)可燃?xì)怏w燃燒時(shí)的耗氧量可知，隨氣體總流量的增長，O2含量不能滿足可燃?xì)怏w的全部燃燒需要。即小部分的可燃?xì)怏w并沒有發(fā)生燃燒反應(yīng)，導(dǎo)致干餾爐內(nèi)的最高溫度沒有增加。而且小部分沒有燃燒的回爐煤氣隨蘭炭析出的氣體被收集，形成粗煤氣，這一過程也會(huì)帶走小部分熱量[19]，導(dǎo)致了干餾爐內(nèi)的最高溫度不升反降，氣體總流量的改變比例不高，每個(gè)相鄰考察點(diǎn)之間的爐內(nèi)最高溫度差只有約20 ℃。擬合得到的曲線關(guān)系式為Tmax=1 344.48-0.02qV，R2=0.988 1。

干餾爐內(nèi)燃燒時(shí)所能達(dá)到的最高壓力pmax與氣體流量qV之間的關(guān)系見圖9。

qV/(m3·h-1)圖9 干餾爐內(nèi)最高壓力pmax與氣體流量qV的關(guān)系

由圖9可知，隨著氣體流量的增加，干餾爐內(nèi)的壓力越來越大。這是因?yàn)楦绅s爐內(nèi)空間大小一定，氣體出口壓力大小也一定，回爐煤氣會(huì)有小部分積壓在干餾爐內(nèi)，因此，干餾爐內(nèi)的壓力隨氣體流量的增加而增大。壓力增大會(huì)影響煤炭析出氣體，從而影響干餾效率，當(dāng)壓力過大時(shí)，可能造成煤炭破損，影響蘭炭的質(zhì)量。反之，當(dāng)壓力較小時(shí)，熱解時(shí)受到的阻力會(huì)降低，熱解產(chǎn)物在干餾爐內(nèi)的停留時(shí)間較之高壓下會(huì)縮短，因而煤焦油的產(chǎn)率會(huì)提高。因此氣體流量不宜過高。

4.2.2 最優(yōu)氣體流量的確定

qV=11 000～16 000 m3/h，干餾爐爐內(nèi)煤層不同溫度區(qū)域分布見圖10。

由圖10可知，整個(gè)干餾爐內(nèi)的溫度分布較為均衡，隨著氣體流量的增加，可燃?xì)怏w和爐內(nèi)壓力隨之增加，導(dǎo)致O2的供給不充足從而使得干餾爐內(nèi)的燃燒受到抑制，所以干餾爐內(nèi)的溫度有所下降。與前文相同，依照最佳的氣體流量工況下的溫度分布應(yīng)該具有高占比的最佳溫度區(qū)間以及低占比的高溫區(qū)域，且氣體流量不宜過高確定最優(yōu)的氣體流量。

T/Ka qV=11 000 m3/h

T/Kb qV=12 000 m3/h

T/Kc qV=13 000 m3/h

T/Kd qV=14 000 m3/h

T/Ke qV=15 000 m3/h

T/Kf qV=16 000 m3/h圖10 不同氣體流量時(shí)爐腔內(nèi)煤層溫度分布

低溫?zé)峤鉁囟确植嫉母鱾€(gè)區(qū)域占比見圖11。

qV/(m3·h-1)圖11 不同燃?xì)獗认虏煌瑴囟确秶娣e百分比

由圖11可知，qV=14 000 m3/h，500～750 ℃區(qū)域所占比例最多，為43.98%，高溫區(qū)域所占比率較小。雖然隨著氣體流量的增長，高溫區(qū)域所占比例會(huì)降低，但是最佳干餾溫度區(qū)的占比并不如14 000 m3/h時(shí)的模擬結(jié)果，同時(shí)考慮到節(jié)約能源等多方面因素，結(jié)合溫度場和壓力場的模擬結(jié)果，最佳氣體總流量應(yīng)為14 000 m3/h。

5 結(jié) 論

(1)隨著燃?xì)獗鹊脑黾?，干餾爐內(nèi)的最高溫度和最高壓力均呈現(xiàn)出先增加至峰值而后減小至穩(wěn)態(tài)的趨勢。隨著氣體流量的增加，干餾爐內(nèi)的最高溫度逐漸減?。桓绅s爐內(nèi)的最高壓力逐漸增大；

(2)擬合得到的燃?xì)獗燃皻怏w流量與最高溫度的方程為Tmax=417.10+822.29r+1 677.70r2-3 653.79r3+ 2 543.68r4- 775.18r5+ 88.06r6，R2=0.970 2；Tmax=1 344.48 - 0.02qV，R2=0.988 1，可用于理論計(jì)算不同燃?xì)獗群蜌怏w流量下的最高溫度；

(3)最佳的溫度分布應(yīng)該具有高占比的最佳溫度區(qū)間以及低占比的高溫區(qū)域，r=1.8，500～750 ℃所占比例最多，為42.03%；qV=14 000 m3/h，500～750 ℃所占比例最多，為43.98%。根據(jù)不同工況下的溫度場和壓力場的模擬結(jié)果，同時(shí)考慮到節(jié)約能源等因素，最優(yōu)r=1.8，最佳qV=14 000 m3/h。