樊強，劉銀河，李廣宇，車得福

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載氣對兩段式干煤粉加壓氣化爐氣化特性的影響

樊強1，劉銀河1，李廣宇1，2，車得福1

（1動力工程多相流國家重點實驗室（西安交通大學(xué)），陜西西安 710049；2中國華能集團清潔能源技術(shù)研究院有限公司，北京 102209）

相比于N2，CO2作為氣化爐煤粉載氣會降低合成氣中N2的含量而有利于后續(xù)CO2捕集，但O2在CO2中較小的擴散系數(shù)會影響焦炭的反應(yīng)特性，進而影響氣化爐運行結(jié)果。為此，考慮到氣化爐中較高的CO含量及其對煤氣化反應(yīng)的抑制作用，將Langmuir-Hinshelwood動力學(xué)模型與縮核模型相結(jié)合，提出一個改進的焦炭反應(yīng)模型，并對兩段式干煤粉氣化爐內(nèi)的流場、溫度場和組分濃度場進行了模擬分析，結(jié)果與實爐實測數(shù)據(jù)一致。在此基礎(chǔ)上，模擬分析了氣化爐在不同煤粉載氣（N2、CO2）、兩種二段給煤量下的氣化特性。結(jié)果表明，煤粉載氣由N2改為CO2后，由于O2在CO2中較低的擴散速率，一段氣化室噴嘴區(qū)域氣體溫度和碳轉(zhuǎn)化率降低，該區(qū)域CO2增多對焦炭-CO2反應(yīng)的促進作用對提高碳轉(zhuǎn)化率的影響較小；在一段氣化室噴嘴區(qū)域之上，O2濃度較低導(dǎo)致O2擴散性影響減弱，同時CO2增多促進焦炭-CO2反應(yīng)進而提高碳轉(zhuǎn)化率。研究結(jié)果還證實，煤粉載氣由N2改為CO2會促進CO的生成，抑制H2的生成。

氣化；模擬；煤燃燒；載氣；兩段式氣化爐

作為一種清潔高效的煤炭利用技術(shù)，加壓氣流床氣化爐因處理能力大、效率高、污染少被廣泛應(yīng)用于化工原料生產(chǎn)及整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)（IGCC）中[1]。中國首座IGCC氣化爐采用兩段式干煤粉加壓氣化工藝[2]，煤粉由氮氣攜帶輸送，氣化劑為氧氣和水蒸氣。其中，大部分煤粉及所有氧氣被送入一段氣化室，剩余煤粉被送入二段氣化室。氣化爐結(jié)構(gòu)及工藝如圖1所示。

國內(nèi)外學(xué)者已對此IGCC兩段式氣化工藝進行了廣泛的研究[3-7]，然而，這些研究大多從氣化爐出口煤氣參數(shù)（組分、溫度）來分析氣化爐的運行特性，對氣化爐內(nèi)的速度、溫度及組分濃度分布卻鮮見報道。這些分布參數(shù)對氣化爐氣化特性的認識和性能評估具有重要作用，但在高溫高壓氣化爐中測量困難。CFD模擬研究提供了一種有效途徑，可以對氣化爐爐內(nèi)參數(shù)進行全面分析，并對氣化工藝的優(yōu)化和完善提供指導(dǎo)意見。

焦炭與CO2和H2O的反應(yīng)是氣化爐中最重要的異相反應(yīng)[8]，其反應(yīng)速率由氣體擴散和動力學(xué)反應(yīng)共同決定。在以往的煤氣化模擬研究中[9-12]，焦炭氣化反應(yīng)的動力學(xué)反應(yīng)速率均采用Arrhenius形式的動力學(xué)參數(shù)表達式。然而，在應(yīng)用于高壓環(huán)境時，Arrhenius表達式中的分壓次方修正缺乏理論支撐，且只能適用于有限的溫度和壓力范圍[13]。已有文獻[14]研究表明，Langmuir-Hinshelwood (L-H)表達式是一種更好的動力學(xué)參數(shù)表達式。L-H表達式基于焦炭表面活性位對氣化劑吸附-解吸附的原 理[15]提出，能更準(zhǔn)確地反映異相反應(yīng)原理。同時，L-H表達式考慮了CO對氣化反應(yīng)的抑制作用[16]，這特別適用于CO為主要氣體組分的氣化爐模擬研究。已有學(xué)者將L-H動力學(xué)反應(yīng)表達式應(yīng)用于氣化爐一維模擬研究中[17-18]，但在三維CFD煤氣化模擬中鮮見報道。

此外，該IGCC氣化爐采用N2作為煤粉入爐的載氣，導(dǎo)致合成氣中N2所占的比例較高，煤氣熱值低且不利于后續(xù)的二氧化碳捕集；同時，N2作為惰性氣體，既不參與反應(yīng)，還會吸收熱量，從而降低爐內(nèi)溫度。以CO2替換N2作為煤粉載氣是一種可行的解決方案[19]，但這樣會提高爐內(nèi)CO2含量，影響O2的擴散和焦炭反應(yīng)特性，進而影響爐內(nèi)流動換熱及氣化爐氣化特性。然而，在現(xiàn)有文獻中很少涉及這方面的研究。同時，CO2增多，焦炭-CO2反應(yīng)更加重要，因此，在研究中考慮CO對氣化反應(yīng)的抑制作用就十分必要。

鑒于此，本文將L-H動力學(xué)反應(yīng)速率表達式與縮核模型相結(jié)合，提出一個改進的焦炭反應(yīng)模型。

以中國首座IGCC氣化爐為研究對象，采用改進的煤氣化反應(yīng)模型對爐內(nèi)的流場、溫度場和組分濃度場進行了模擬分析。通過與實爐實測數(shù)據(jù)的對比，證明了模型的可靠性。之后對不同煤粉載氣（N2、CO2）在兩種二段給煤量（3817kg/h、11104kg/h）下的爐內(nèi)氣體溫度、組分摩爾流量及碳轉(zhuǎn)化率沿著爐體高度的變化進行了模擬分析，以獲得煤粉載氣由N2改為CO2對IGCC氣化爐氣化特性的影響，并為該項技術(shù)的設(shè)計和運行提供參考。

1 數(shù)值模型

本文在歐拉-拉格朗日框架下用SIMPLE算 法[20]求解三維穩(wěn)態(tài)雷諾時均N-S方程。煤粉顆粒作為離散相分布在連續(xù)相中，采用隨機軌道模型來預(yù)測其湍流耗散效果[21]。氣化爐內(nèi)的輻射傳熱過程采用P1輻射模型[22]和灰氣體加權(quán)平均模型（WSGGM）來考慮。采用可實現(xiàn)模型[23]進行湍流流動模擬計算。采用簡化PDF模型考慮湍流-化學(xué)反應(yīng)[24]，進而求解組分濃度分布。

離散相模型中對煤粉顆粒有如下假設(shè)：顆粒為球形；忽略顆粒間的相互作用；顆粒溫度均勻；顆粒反應(yīng)包括脫揮發(fā)分反應(yīng)和焦炭異相反應(yīng)。煤粉中所有的H、O、N及部分C元素作為揮發(fā)分析出，揮發(fā)分由CO、CO2、H2、H2O、CH4和N2組成，具體成分按平衡模型[25]計算。脫揮發(fā)分反應(yīng)速率由單步反應(yīng)模型考慮[26]，煤粉顆粒在脫揮發(fā)分過程中會產(chǎn)生膨脹，由BENFELL預(yù)測的膨脹系數(shù)公 式[27]確定。焦炭異相反應(yīng)考慮了焦炭-O2、焦 炭-CO2、焦炭-H2O和焦炭-H2等4個異相反應(yīng)，如表1所示。其中為焦炭-O2反應(yīng)的反應(yīng)機理參數(shù)，按方程(1)～(2)計算。異相反應(yīng)速率采用縮核反應(yīng)模型[28]考慮，擴散系數(shù)和動力學(xué)反應(yīng)參數(shù)如表2所示。其中的焦炭-CO2反應(yīng)的動力學(xué)反應(yīng)速率采用基于方程式(3)～(5)提出的L-H表達式[15，30]計算，如式(6)所示。

式中，p為顆粒粒徑，m；按式(2)計算。

(2)

式中，p和g分別為顆粒溫度和氣體溫度，K。

Cs+CO2—→C(O)s+CO (3)

C(O)s+CO—→Cs+CO2(4)

C(O)s+Cb—→CO+Cs(5)

式中，下角標(biāo)s表示顆粒表面；下角標(biāo)b表示顆粒周圍氣體。

式中，CO、CO2為CO和CO2的氣體分壓，Pa；1、CO、CO2是基于反應(yīng)(3)～(5)的焦炭-CO2反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)，用如式(7)所示的Arrhenius公式表示，對應(yīng)的A和E列于表3。

(7)

2 邊界條件與網(wǎng)格劃分

IGCC氣化爐爐內(nèi)壓力為3MPa，氧化劑由99.6%的O2和0.4%的N2（體積分數(shù)）組成。邊界條件與文獻[4]所述一致，如表4所示。噴嘴旋流入口速度由軸向、徑向和切向速度表示，如圖1(b)所示。氣化爐所用燃料為神華煙煤，其工業(yè)分析和元素分析如表5所示。煤粉顆粒密度約為1400kg/m3。煤粉粒徑服從Rosin-Rammler分布，如表6所示。

表1 異相反應(yīng)

表2 異相反應(yīng)擴散系數(shù)及動力學(xué)反應(yīng)參數(shù)[28]

表3 方程(6)中的動力學(xué)參數(shù)[29]

表4 邊界條件

表5 煤樣工業(yè)分析及元素分析

①氧元素由差值算出。

表6 煤粉顆粒粒徑分布

鑒于氣化爐內(nèi)件為水冷壁，其向火側(cè)覆蓋有耐火材料、固態(tài)渣層和液態(tài)渣層，為簡化壁面?zhèn)鳠徇^程，模型選用“對流”邊界條件，壁面?zhèn)鳠崮Ｐ腿鐖D2所示。壁面熱流密度按公式(8)～(11)計算。

=con+rad=ext(8)

con=g(g–w)(9)

rad=R–ww4(10)

ext=ext(w–ext)(11)

式中，con和rad分別是傳向氣化爐內(nèi)壁面的對流換熱熱流密度和輻射換熱熱流密度，W/m2；w和g分別是氣化爐內(nèi)壁表面溫度和煤氣溫度，K；g是煤氣側(cè)傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；ext是自定義參考溫度，K。如圖2所示，氣化爐內(nèi)壁面吸收的熱量依次經(jīng)過液態(tài)渣層、固態(tài)渣層、耐火材料、水冷壁管壁后被水冷壁管內(nèi)冷卻工質(zhì)吸收。因此，本文中ext定義為水冷壁管內(nèi)工質(zhì)的飽和溫度473K[3]；ext為對應(yīng)ext的傳熱系數(shù)，一段和二段分別為169 W/(m2·K)和121W/(m2·K)，由平均熱流密度確定。R為高溫煤氣和焦炭顆粒的輻射力，W/m2；液態(tài)渣層表面的發(fā)射率w假定為0.6[31]。

本文采用網(wǎng)格數(shù)為628144，938936和1263235的三套網(wǎng)格進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證。如圖3所示，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，沿爐膛高度氣體溫度差別減小，考慮到計算所需的時間，選用網(wǎng)格數(shù)為938936的網(wǎng)格進行數(shù)值計算。鑒于噴嘴附近流速較高且反應(yīng)劇烈，對該區(qū)域的網(wǎng)格進行了加密。

圖2 壁面?zhèn)鳠崮Ｐ?/p>

3 模型驗證及氣化特性分析

3.1 模型驗證

圖4為計算結(jié)果與氣化爐運行中實測結(jié)果的對比。從圖中看出，兩個模型的預(yù)測結(jié)果與氣化爐實測結(jié)果總體吻合較好，其中，改進的焦炭反應(yīng)模型的預(yù)測結(jié)果更加準(zhǔn)確。方程(6)中的COCO項表征焦炭顆粒周圍CO對焦炭-CO2反應(yīng)的抑制作用，隨著CO分壓增大，焦炭-CO2反應(yīng)動力學(xué)反應(yīng)速率逐漸減小。此外，模型預(yù)測結(jié)果與實測結(jié)果存在較小差別，這主要是因為實測氣體并不是二段氣化室的出口氣體，而是二段氣化室出口氣體經(jīng)過冷煤氣激冷和煤氣冷卻器冷卻，之后又經(jīng)過水洗除塵除酸后收集得到的。所有的冷卻與水洗過程，都會使水煤氣變換反應(yīng)(12)向正反向進行，因此，與二段氣化室出口氣體相比，實驗測量的氣體樣本中的CO2和H2較多，CO較少。這與圖4中顯示的對比結(jié)果一致。

CO(g)+H2O(g)CO2(g)+H2(g) (12)

3.2 N2作為煤粉載氣下兩段爐氣化特性分析

圖5為氣化爐中氣體溫度和主要氣體組分濃度分布。煤粉顆粒送入一段氣化室后，被迅速加熱，發(fā)生脫揮發(fā)分反應(yīng)。析出的揮發(fā)分氣體跟氧氣完全反應(yīng)，放出大量的熱量。所以，在氣化爐噴嘴區(qū)域附近的溫度比較高，如圖5(a)所示。相比較而言，二段氣化室的溫度要比一段氣化室的低，主要是因為煤粉送入二段氣化室后會發(fā)生吸熱反應(yīng)，包括脫揮發(fā)分反應(yīng)、氣化反應(yīng)。通過模擬計算，一段氣化室和二段氣化室的平均氣溫分別為1862K和1557K。已有文獻[32]中報道，一段氣化室運行平均溫度為1873± 50K。

圖5(b)、(c)和(d)分別是CO、H2和CO2的濃度分布。在一段氣化室有氧氣噴入，因此，一段氣化室的CO2濃度要比二段氣化室的高。其中，一段氣化室噴嘴區(qū)域的CO2濃度最高，一部分是脫揮發(fā)分產(chǎn)物中含碳物質(zhì)的氧化，還有一部分是焦炭部分氧化生成的CO的繼續(xù)氧化。然而，一段氣化室的氧氣并不足以將一段氣化室的煤粉完全燃燒，因此一段氣化室的CO濃度很高。二段氣化室噴口區(qū)域的CO2的濃度較高，主要是水煤氣變換反應(yīng)產(chǎn)生。在脫揮發(fā)分過程中，熱解產(chǎn)物的部分氧化產(chǎn)生的CO和H2隨后被氧氣迅速氧化，因此CO和H2的濃度在一段氣化室噴嘴區(qū)域附近比較低。二段氣化室噴嘴區(qū)域CO和H2濃度較高，是因為二段氣化室沒有O2噴入，沒有氧化反應(yīng)。

圖6為氣化爐內(nèi)煤粉顆粒軌道和流線圖。從圖6可以看出，一段氣化室噴嘴水平截面的4個切向射流在爐中形成了旋轉(zhuǎn)上升流動，增大了煤粉顆粒的爐內(nèi)停留時間，如圖6(a)所示，煤粉顆粒的平均停留時間為11～22s。圖7為垂直和水平截面的速度矢量圖。其中從一段氣化室速度矢量在垂直截面的局部圖可以看出，一段氣化室噴嘴水平截面存在強旋流，且爐內(nèi)中心是高速區(qū)。氣化劑離開噴嘴旋流向下和向上推進，分別形成旋轉(zhuǎn)上升和下降氣流。在0.93m和4.23m高度旋轉(zhuǎn)上升氣流和下降氣流分別與爐內(nèi)壁面接觸，兩個高度之間是爐內(nèi)高溫區(qū)。在這個高溫區(qū)內(nèi)，噴嘴水平截面上下共存在8個渦流，形成了8個回流區(qū)?；亓鲄^(qū)可以預(yù)熱給料，穩(wěn)定燃燒，增強氣固混合并延長顆粒的反應(yīng)時間，此外8個渦流處在氣化爐高溫區(qū)，將會進一步提高碳轉(zhuǎn)化率。

4 結(jié)果與討論

本節(jié)對氣化爐在不同煤粉載氣（N2、CO2）在兩種二段給煤量（3817kg/h，11104kg/h）下爐內(nèi)煤氣溫度、主要氣體組分摩爾流量和碳轉(zhuǎn)化率沿著爐體高度的變化進行了模擬分析，工況如表7所示。在氣化爐實際運行中，改變煤粉載氣或改變給煤量都會影響煤粉載氣與煤粉顆粒的入射速度，為忽略其影響，假設(shè)4個工況下各噴嘴出口的載氣速度和顆粒速度保持不變，即4個工況下各噴嘴的煤粉載氣摩爾流量保持不變。

表7 煤粉載氣影響數(shù)值計算工況

4.1 不同煤粉載氣（N2、CO2）對氣化爐內(nèi)溫度和組分分布的影響

圖8(a)～(d)分別為不同煤粉載氣對氣化爐內(nèi)煤氣溫度和主要氣體組分（CO、H2和CO2）流量沿著爐體高度變化的影響。從圖8(a)可以看出，在煤粉載氣由N2改為CO2后，一段氣化室煤氣溫度降低，在一段噴嘴截面降低最多。這主要有三方面原因：①相對于N2，CO2的摩爾比熱容較高，如表8所示；②與O2在N2中的擴散速率相比，O2在CO2中的擴散速率較小，導(dǎo)致煤粉顆粒與O2的接觸緩慢，進而燃燒反應(yīng)速率較小，這是火焰溫度較低的主要原因[33]；③CO2的增多（煤粉載氣由N2改為CO2）將會促進焦炭-CO2氣化反應(yīng)和逆水煤氣變換反應(yīng)（均為吸熱反應(yīng)）[34]。已有研究結(jié)果[35]指出，火焰中高濃度的CO2會通過促進同相或異相反應(yīng)來生成大量CO，這與圖8(b)中一段氣化室噴嘴高度CO摩爾流量隨煤粉載氣由N2改為CO2而增大相一致。SHADDIX和MOLINA指出揮發(fā)分在CO2中的擴散速率比在N2中的擴散速率小[36]，這也是煤粉載氣為CO2時火焰溫度較低的一個原因。

表8 CO2和N2在1個大氣壓1273K條件下的物理性質(zhì)

在較低的二段給煤量（3817kg/h）條件下，二段的煤粉載氣由N2改為CO2對二段氣化室煤氣溫度影響較小；在較高的二段給煤量（11104kg/h）條件下，二段的煤粉載氣由N2改為CO2對二段氣化室煤氣溫度影響較大，出口煤氣溫度從1409K下降到1307K。二段氣化室煤氣溫度的主要影響因素是吸熱氣化反應(yīng)：焦炭-H2O反應(yīng)和焦炭-CO2反應(yīng)。在較低的二段給煤量條件下，相對于煤氣中的CO2和H2O，二段氣化室總的焦炭表面活性位較少，是吸熱氣化反應(yīng)的限制因素，所以煤粉載氣由N2改為CO2對二段氣化室煤氣溫度的影響較小。在較高的二段給煤量條件下，可供發(fā)生氣化反應(yīng)的焦炭表面活性位增多，焦炭-H2O和焦炭-CO2氣化反應(yīng)增強。此時，煤氣中的CO2和H2O的濃度成了氣化反應(yīng)發(fā)生的限制因素，CO2的增多（煤粉載氣由N2改為CO2）將會進一步促進焦炭-CO2氣化反應(yīng)，因此，在較高二段給煤量條件下，煤粉載氣由N2改為CO2對二段氣化室煤氣溫度的影響較大。

然而，煤粉載氣由N2改為CO2會抑制氣化爐中H2的生成。這主要有兩方面原因：①CO2的增多會促進逆水煤氣變換反應(yīng)[37]；②CO2的增多會促進焦炭-CO2反應(yīng)，導(dǎo)致焦炭周圍CO增多，H2O分壓減少，進而焦炭-H2O反應(yīng)速率減小。在煤粉載氣一定的情況下，增大二段給煤量會促進H2的生成。這主要是因為給煤量增大，二段氣化室總體焦炭表面活性位增多，促進了焦炭-H2O氣化反應(yīng)。

4.2 不同煤粉載氣（N2、CO2）對氣化爐一段氣化室碳轉(zhuǎn)化率的影響

圖9為一段氣化室碳轉(zhuǎn)化率沿著爐體高度的變化。在氣化爐高度大于4200mm之后碳轉(zhuǎn)化率變化較小，故圖中省略。從中可以看出，煤粉載氣由N2改為CO2，會降低一段氣化室噴嘴區(qū)域（2300～2700mm）的碳轉(zhuǎn)化率，增大噴嘴區(qū)域之上的碳轉(zhuǎn)化率。這主要有兩方面的原因：①煤粉載氣由N2改為CO2后，噴嘴區(qū)域的煤氣溫度降低較多；②一段氣化室溫度高，處于擴散控制區(qū)域，反應(yīng)氣體向顆粒表面的擴散速率決定著焦炭反應(yīng)速率。而煤粉載氣由N2改為CO2后，因O2在CO2中的擴散速率較小，導(dǎo)致焦炭-O2反應(yīng)速率較小，碳轉(zhuǎn)化率低；噴嘴區(qū)域之上O2濃度很低，焦炭-O2反應(yīng)對碳轉(zhuǎn)化貢獻減小，O2的擴散性影響減弱，同時，CO2的增多（煤粉載氣由N2改為CO2）促進了焦炭-CO2反應(yīng)，進而提高碳轉(zhuǎn)化率。已有研究表明，在O2/CO2氣氛下的擴散控制區(qū)域，低氧濃度條件下，焦 炭-CO2反應(yīng)對焦炭轉(zhuǎn)化的貢獻為70%[38]。在一段氣化室噴嘴區(qū)域雖然CO2增多也會促進焦炭-CO2反應(yīng)，但焦炭-CO2反應(yīng)的動力學(xué)反應(yīng)速率相比焦 炭-O2反應(yīng)小4～5個數(shù)量級[39]，CO2的增多而導(dǎo)致的焦炭-CO2反應(yīng)增多對碳轉(zhuǎn)化率的提高可以忽略，但是，焦炭-CO2反應(yīng)會降低焦炭顆粒溫度[40]，進而降低焦炭燃燒反應(yīng)速率。因此，在煤粉燃燒過程中，焦炭-CO2氣化反應(yīng)在高O2濃度氣氛下降低焦炭消耗速率，在低O2濃度氣氛下提高焦炭消耗速率，這與HECHT等[41]的結(jié)果一致。

5 結(jié)論

本文以中國首座IGCC氣化爐為研究對象，采用改進的煤氣化反應(yīng)模型對爐內(nèi)的流場、溫度場和組分濃度場進行了模擬分析。模型采用縮核模型來考慮焦炭異相反應(yīng)，同時引入L-H表達式來考慮CO對焦炭-CO2氣化反應(yīng)的抑制作用。通過與實爐實測數(shù)據(jù)的對比，證明了模型的可靠性。在此基礎(chǔ)上，本文對不同煤粉載氣（N2、CO2）在兩種二段給煤量（3817kg/h、11104kg/h）下的氣化特性進行了模擬分析，得到如下結(jié)論。

（1）氣化爐內(nèi)會形成旋轉(zhuǎn)氣流和8個回流區(qū)，從而延長了顆粒的停留時間，提高了氣化爐中的碳轉(zhuǎn)化率。

（2）一、二段的煤粉載氣由N2改為CO2后，由于CO2較高的摩爾比熱容、O2在CO2中較低的擴散速率和增強的焦炭-CO2反應(yīng)，一段氣化室煤氣溫度略有降低，在噴嘴區(qū)域降低最多；二段氣化室溫度在低二段給煤量工況變化不大，在高二段給煤量工況下降較多。

（3）煤粉載氣由N2改為CO2將促進焦炭-CO2反應(yīng)和逆水煤氣變換反應(yīng)，進而提高CO的生成；CO增多將減小H2O分壓進而抑制焦炭-H2O反應(yīng)來降低H2的生成。保持煤粉載氣不變，提高二段給煤量將增大二段氣化室內(nèi)總的焦炭表面活性位，進而促進二段氣化室中CO和H2的生成。

（4）煤粉載氣由N2改為CO2后，由于較低的煤氣溫度和O2在CO2中較低的擴散速率，一段氣化室噴嘴區(qū)域碳轉(zhuǎn)化率降低；同時在該區(qū)域，CO2增多對焦炭-CO2反應(yīng)的促進作用對提高碳轉(zhuǎn)化率的影響較小；在一段氣化室噴嘴區(qū)域之上，O2濃度較低導(dǎo)致O2擴散性影響減弱，同時CO2增多促進焦炭-CO2反應(yīng)進而提高碳轉(zhuǎn)化率。

符號說明

Ai——焦炭-CO2反應(yīng)動力學(xué)參數(shù) C——異相反應(yīng)擴散系數(shù)，cm–1?s–1?K–0.75 dp——煤粉顆粒粒徑，m Ei——焦炭-CO2反應(yīng)動力學(xué)參數(shù) hext——對流壁面邊界條件中與Text相對的傳熱系數(shù)，W·m–2·K–1 hg——煤氣側(cè)傳熱系數(shù)，W·m–2·K–1 k1，，——焦炭-CO2反應(yīng)動力學(xué)參數(shù) kS——動力學(xué)反應(yīng)速率，g·m–2·Pa–1·s–1 pCO，pCO2——CO和CO2的氣體分壓，Pa QR——高溫煤氣和焦炭顆粒的輻射力，W·m–2 qcon——傳向氣化爐內(nèi)壁面的對流熱流密度，W·m–2 qrad——傳向氣化爐內(nèi)壁面的輻射熱流密度，W·m–2 R——摩爾氣體常數(shù)，8314 J·kmol–1·K–1 Text——對流壁面邊界條件中的自定義參考溫度，本文中為水冷壁管內(nèi)工質(zhì)的飽和溫度473 K Tg——煤氣溫度，K Tg，avg，1st——一段氣化室氣體平均溫度，K Tp——煤粉顆粒溫度，K Tw——氣化爐內(nèi)壁表面溫度，K εw——液態(tài)渣層表面的發(fā)射率 ——焦炭-O2反應(yīng)的反應(yīng)機理參數(shù)，反映了反應(yīng)產(chǎn)物中CO和CO2的摩爾比值。 σ——斯特藩-玻爾茲曼常數(shù)，5.67×10–8 W·m–2·K–4 下角標(biāo) b——顆粒周圍氣體 s——顆粒表面 縮寫 CFD——computational fluid dynamics IGCC——integrated gasification combined cycle L-H——Langmuir-Hinshelwood PDF——probability density function WSGGM——weighted-sum-of-gray-gases model

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Effect of carrier gas on gasification performance of two-stage entrained-flow coal gasifier

FAN Qiang1，LIU Yinhe1，LI Guangyu1，2，CHE Defu1

（1State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering (Xi’an Jiaotong University)，Xi’an 710049，Shaanxi，China；2Huaneng Clean Energy Research Institute，Beijing 102209，China）

Replacing the N2in carrier gas with CO2would lower N2level in the product gas which is good for CO2capture. However，the lower O2diffusivity in CO2would affect char reactivity，thus gasifier operation performance. To clarify the effect of carrier gas on gasification performance of a two-stage entrained-flow coal gasifier，a modified char reaction model is proposed by combining the shrinking core model with the Langmuir-Hinshelwood kinetic rate expression which considers the inhibitive effect of CO on char gasification reaction. The predictions of the flow，temperature，species distributions are provided and the results consiste with the operating data.In addition，at two coal feed rates of the 2nd stage（3817kg/h，11104kg/h），the effect of carrier gas（N2，CO2）on the gasifier operating performance is evaluated by comparing with the distributions of carbon conversion ef?ciency （CCE），gas temperature and species mole fractions in the gasi?er. The results indicate that in the injection region of the 1st stage，the substitution of CO2for N2results in decreases in the gas temperature and CCE due to the lower O2diffusivity in CO2. And the enhanced char-CO2reaction caused by the increased CO2has only a minor e?ect on CCE. Above the injection region of the 1st stage，the O2diffusion effect is weaken due to lower O2concentration，and the enhanced char-CO2reaction increases CCE. Meanwhile，the results also confirmed that replacing the N2in carrier gas with CO2results in an increase in CO formation and a decrease in H2formation.

gasification；simulation；coal combustion；carrier gas；two-stage entrained-flow gasifier

TQ54

A

1000–6613（2017）01–0136–10

10.16085/j.issn.1000-6613.2017.01.018

2016-07-25；修改稿日期：2016-10-06。

樊強（1986—），男，博士研究生，研究方向為煤粉燃燒與氣化、鍋爐水動力特性。E-mail：the-one@stu.xjtu.edu.cn。

聯(lián)系人：車得福，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向為燃燒及其污染控制、多相流動與傳熱、新型鍋爐及換熱器開發(fā)、低品位能源回收與利用。E-mail：dfche@mail.xjtu.edu.cn。