田 豐，閆 龍，范曉勇，李 冬

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

煤是中國主要的能源，其中低變質煤資源蘊藏量超過總量40%，其主要特點是三高三低：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，合理利用好低變質煤對于提高經(jīng)濟發(fā)展水平、保護生態(tài)環(huán)境至關重要。蘭炭作為低變質煤進行干餾反應的產(chǎn)物之一[2]，逐漸成為一種可代替焦炭而廣泛應用于化工、冶煉等多個行業(yè)的炭素材料[3]。蘭炭的生產(chǎn)多以低溫干餾為主，設備多為內(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[4]，廣泛應用于蘭炭的低溫干餾工藝過程。

燃燒是干餾爐內(nèi)能量轉換的主要途徑，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重要研究方向。

國內(nèi)外眾多學者對煤的低溫干餾過程進行數(shù)值模擬并建立了熱解模型[5-10]，通過總結可以將這一過程分為如下3個階段[11-12]，常溫～300 ℃，從煤顆粒中解析出儲存的氣體與結合水，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，作者采用Workbench ANSYS系統(tǒng)內(nèi)的Fluent軟件對SJ低溫干餾爐內(nèi)燃燒場進行仿真模擬，得到不同的燃氣比(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。通過軟件模擬與實際情況相結合，得出了最佳工藝條件，使爐內(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，以期為提高煤焦油產(chǎn)率及煤氣利用價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構以及主要尺寸進行研究，設備的主要尺寸見表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)熱式干餾爐具有結構比較規(guī)整的特點，采用Mesh進行網(wǎng)格劃分，選擇四面體網(wǎng)格劃分網(wǎng)格，并在進、出口處進行網(wǎng)格細化，并檢查網(wǎng)格質量，網(wǎng)格質量影響求解的精度、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)學模型的確立

在氣體流動模型中選擇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準k-ε模型，更利于運算，加快計算速度[15]。

干餾爐內(nèi)有化學燃燒反應、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、復雜且計算量小的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，故選用多孔介質模型，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)過花墻孔噴進低溫干餾爐內(nèi)燃燒。取花墻氣體噴口截面為混合后燃氣入口，爐頂為氣體出口。對于入口邊界，設定為質量流動入口，混合氣體進口溫度為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，設置其為0 Pa；設定壁面為絕熱壁面，不考慮過程中的熱損失，采用Wall(標準壁面函數(shù)法)進行處理；結合低溫干餾爐的結構對稱特性，取爐子的中心面為對稱面，采用Symmetry(對稱面函數(shù)法)進行計算處理。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 結果與討論

4.1 燃氣比對燃燒場的影響研究

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，整個爐內(nèi)的溫度分布則受限于燃氣比。研究低溫干餾爐內(nèi)的燃氣比對溫度、壓力分布的影響，根據(jù)經(jīng)驗值固定空氣總流量為13 000 m3/h不變，改變?nèi)細獗?r)的值，從0.1開始間隔0.1的值依次增加到2.5進行研究。

4.1.1 燃氣比對爐內(nèi)溫度、壓力分布的影響

對模擬計算的結果取8個特征點下的干餾爐內(nèi)溫度分布進行對比研究，結果見圖2。

圖2 不同燃氣比下干餾爐的內(nèi)部溫度分布云圖

由圖2可知，燃氣比不同時，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，隨著混合氣體進入干餾爐內(nèi)，燃燒反應開始逐漸進行。回爐煤氣主要發(fā)生的反應都是放熱反應，增加了干餾爐內(nèi)的溫度，并且煤炭自身還存在熱解反應，因此干餾爐內(nèi)的溫度逐漸升高，在爐頂處達到最高。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。此時煤炭進行裂解反應吸走一部分熱量，所以干餾爐中下方溫度會低于爐頂溫度[19]。

干餾爐內(nèi)燃燒時所能達到的最高溫度Tmax與燃氣比r之間的關系見圖3。

r圖3 干餾爐內(nèi)最高溫度Tmax與燃氣比r的關系

由圖3可知，隨著燃氣比的增加，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，可燃氣體的含量較少，所以溫度較低。隨著燃氣比的增加，可燃氣體含量也隨之增加，爐內(nèi)溫度在r=1.0時達到峰值1 210 K。但是當r>1.0，隨著r的增加，O2含量減少，可燃氣體增多，導致許多可燃氣體并沒有達到完全燃燒，干餾爐內(nèi)的最高溫度也就逐漸降低。

用Origin軟件對實驗所得到的的數(shù)據(jù)進行多項式回歸擬合，所得到的關系方程為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)該方程計算出在該實驗范圍內(nèi)(0.1～2.5)取不同燃氣比時干餾爐燃燒的最高溫度。

干餾爐內(nèi)燃燒時所能達到的最高壓力pmax與燃氣比r之間的關系見圖4。

r圖4 干餾爐內(nèi)最高壓力pmax與燃氣比r的關系

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，當燃氣比不斷增加，O2含量減少，可燃氣體增加，從而使得未燃燒氣體增多，導致干餾爐內(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)燃氣比的確定

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 不同燃氣比時爐腔內(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，過高會導致煤焦油的二次熱解，使煤焦油的產(chǎn)量及質量受到影響。因此最佳的燃氣比工況下的溫度分布應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。

按照低溫熱解的3個階段將溫度分布劃分為25～300 ℃、300～500 ℃、500～750 ℃和>750 ℃，各個區(qū)域占比見圖6。

圖6 不同燃氣比下不同溫度范圍面積百分比

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)燃氣比為1.8。

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，軟件模擬計算得到的6個工況下的干餾爐內(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)可燃氣體燃燒時的耗氧量可知，隨氣體總流量的增長，O2含量不能滿足可燃氣體的全部燃燒需要。即小部分的可燃氣體并沒有發(fā)生燃燒反應，導致干餾爐內(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，這一過程也會帶走小部分熱量[19]，導致了干餾爐內(nèi)的最高溫度不升反降，氣體總流量的改變比例不高，每個相鄰考察點之間的爐內(nèi)最高溫度差只有約20 ℃。擬合得到的曲線關系式為Tmax=1 344.48-0.02qV，R2=0.988 1。

干餾爐內(nèi)燃燒時所能達到的最高壓力pmax與氣體流量qV之間的關系見圖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。這是因為干餾爐內(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。壓力增大會影響煤炭析出氣體，從而影響干餾效率，當壓力過大時，可能造成煤炭破損，影響蘭炭的質量。反之，當壓力較小時，熱解時受到的阻力會降低，熱解產(chǎn)物在干餾爐內(nèi)的停留時間較之高壓下會縮短，因而煤焦油的產(chǎn)率會提高。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，可燃氣體和爐內(nèi)壓力隨之增加，導致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 不同氣體流量時爐腔內(nèi)煤層溫度分布

低溫熱解溫度分布的各個區(qū)域占比見圖11。

qV/(m3·h-1)圖11 不同燃氣比下不同溫度范圍面積百分比

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)域所占比例會降低，但是最佳干餾溫度區(qū)的占比并不如14 000 m3/h時的模擬結果，同時考慮到節(jié)約能源等多方面因素，結合溫度場和壓力場的模擬結果，最佳氣體總流量應為14 000 m3/h。

5 結 論

(1)隨著燃氣比的增加，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??；干餾爐內(nèi)的最高壓力逐漸增大；

(2)擬合得到的燃氣比及氣體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，可用于理論計算不同燃氣比和氣體流量下的最高溫度；

(3)最佳的溫度分布應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果，同時考慮到節(jié)約能源等因素，最優(yōu)r=1.8，最佳qV=14 000 m3/h。