李國智，王松江，孫志欽，王斯民

（1.中石化煉化工程（集團）股份有限公司洛陽技術(shù)研發(fā)中心，河南 洛陽 471003；2.西安交通大學(xué)，陜西 西安 710049）

根據(jù)煤炭進料狀態(tài)的不同，煤氣化可以分為濕進料即水煤漿氣化和干進料即粉煤氣化兩類。大量的文獻[1-3]表明，水煤漿氣化的冷煤氣效率、碳轉(zhuǎn)化率和熱效率低于粉煤氣化，而水煤漿預(yù)熱技術(shù)被認(rèn)為是解決該問題的一個有效手段。

1983 年，K.MIYATANI[4]提出了汽化水煤漿預(yù)熱技術(shù)，即水煤漿在進入氣化爐前被預(yù)熱設(shè)備加熱，使其中的水分汽化，從而使水煤漿變成煤粉和飽和或過熱蒸汽的混合物。之后H.USUI[5-6]等繼續(xù)進行了相關(guān)研究，發(fā)現(xiàn)經(jīng)過預(yù)熱，水煤漿氣化的冷煤氣效率明顯提高，氧氣消耗明顯減少。

然而在管道中預(yù)熱水煤漿至汽化存在管道易堵塞、壓降過大、對高溫?zé)嵩匆蟾叩膯栴}。因此S.M.WANG 等[7-8]提出非汽化水煤漿預(yù)熱技術(shù)，即在加熱過程中仍然保持水煤漿為液固懸浮液，在旋梯式螺旋折流板換熱器殼側(cè)預(yù)熱水煤漿，數(shù)值模擬和實驗研究結(jié)果驗證了其可行性，得到了預(yù)熱時殼側(cè)傳熱和阻力系數(shù)關(guān)聯(lián)式。

雖然研究者在應(yīng)用旋梯式螺旋折流板換熱器預(yù)熱水煤漿方面已經(jīng)做了一些工作[7-8]，但增設(shè)旋梯式螺旋折流板換熱器后對煤氣化系統(tǒng)經(jīng)濟性的影響還需要從定性到定量的分析，同時基于經(jīng)濟性分析，換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)還需要進一步優(yōu)化。本文將Aspen Plus 過程模擬與計算流體動力學(xué)（CFD）模擬相結(jié)合，對采用旋梯式螺旋折流板換熱器預(yù)熱的水煤漿氣化過程進行了模擬，研究了換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)（折彎角、折彎度、相對高度）對氣化系統(tǒng)經(jīng)濟性的影響，并優(yōu)化了其結(jié)構(gòu)參數(shù)，克服了在化工過程模擬中缺乏新型換熱器單元模塊的缺點，實現(xiàn)了更精確的計算，可為水煤漿預(yù)熱器的工業(yè)設(shè)計和結(jié)構(gòu)選型提供理論指導(dǎo)。

1 模型構(gòu)建

帶有水煤漿預(yù)熱單元的德士古氣化工藝主要分為制漿、預(yù)熱、氣化和氣體處理4 個單元。煤被粉碎并與水混合以生產(chǎn)水煤漿。采用旋梯式螺旋折流板換熱器對水煤漿進行預(yù)熱后，水煤漿與來自空分設(shè)備的氧氣一起進入氣化爐。在氣化爐底部，氣化產(chǎn)物進入輻射合成氣冷卻器中冷卻降溫，灰分作為爐渣去除。粗合成氣在對流式合成氣冷卻器中進一步冷卻，并進入洗滌器進行脫硫。值得注意的是，預(yù)熱水煤漿的熱源可采用系統(tǒng)中各冷卻器回收熱量而產(chǎn)生的蒸汽。

采用Aspen Plus 軟件對氣化單元進行計算。對于水煤漿預(yù)熱單元中的新型旋梯式螺旋折流板換熱器，采用CFD 進行計算更有優(yōu)勢，可以得到更準(zhǔn)確的結(jié)果、易于實現(xiàn)結(jié)構(gòu)優(yōu)化。因此，水煤漿預(yù)熱單元采用CFD 計算，之后將計算得到的溫升作為輸入變量，導(dǎo)入Aspen Plus 進行氣化模擬。

1.1 預(yù)熱單元

在水煤漿預(yù)熱單元中，采用旋梯式螺旋折流板換熱器預(yù)熱水煤漿。旋梯式折流板（截面示意圖見圖1）由A、B、C 3 個平面板組成，其中A 平面和C 平面垂直于管束方向，B 平面與A 平面成折彎角α。折彎度φ定義為折彎處到圓心處距離S 與折流板沿管束方向的投影半徑Ri之比(φ=S/Ri)，相對高度ω 為折流板高度H 與折流板沿管束方向的投影直徑Di之比(ω=H/Di)[9]。經(jīng)裝配后的管束和折流板示意圖如圖2 所示。殼側(cè)有定距桿和假管用于固定折流板和增加殼程流動湍動程度，最后采用參數(shù)化建模的方法得到幾何結(jié)構(gòu)。旋梯式螺旋折流板換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

圖1 旋梯式折流板截面示意圖

圖2 折流板安裝與管束示意圖

表1 換熱器的幾何參數(shù)

為了簡化數(shù)值模擬，有如下假設(shè)：（1）換熱器的各部分都是由無厚度的面構(gòu)成的；（2）忽略了折流板與殼體之間以及折流板與管之間的間隙；（3）殼側(cè)的流體流動是湍流的，處于穩(wěn)定狀態(tài)；（4）換熱管的壁面簡化為恒溫壁面，忽略了對環(huán)境的熱損失；（5）水煤漿的物性參數(shù)與溫度和壓力無關(guān)。

用流變儀對水煤漿進行了流變實驗，結(jié)果表明實驗所用質(zhì)量分?jǐn)?shù)為52.13%的水煤漿的流變性符合賓漢模型，流變模型可以用式（1）表示。

采用經(jīng)過重整化群處理的RNG k-ε 模型，可有效提升高應(yīng)變率及強流線彎曲時的計算精度，并提供了考慮低雷諾數(shù)效應(yīng)的有效黏度計算公式。當(dāng)流體為不可壓縮的流體時，其控制方程見式（2）～（6）。

連續(xù)性方程：

式中：ρ 為密度，kg/m3；v→為速度，m/s。

動量方程：

能量方程：

式中：E 為單位質(zhì)量總能量，J/kg；keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；T 為溫度，K；為有效偏應(yīng)力張量，Pa。

湍動能k 方程：

式中：αk為湍動能的逆效應(yīng)普朗特數(shù)；μeff為有效黏度，Pa·s；Gk為由速度梯度引起的湍動能，m2/s2；t 為時間，s；ui為速度，下標(biāo)i 代表x、y、z 方向，m/s。

湍流耗散率ε 方程：

式中：αε為湍動能耗散率的逆效應(yīng)普朗特數(shù)為模型經(jīng)驗常數(shù)。

考慮到殼側(cè)幾何的復(fù)雜程度，網(wǎng)格采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。水煤漿在殼程流動時，體積流量為10 m3/h，進口溫度298.15 K，管壁溫度固定為473.15 K，折流板為耦合壁面，其他壁面為無滑移、不可滲透的絕熱壁面。求解基于有限體積法，壓力速度耦合為SIMPLE 算法，采用二階迎風(fēng)格式計算對流項。收斂準(zhǔn)則是質(zhì)量方程和動量方程的歸一化殘差小于1×10-4，其他方程的歸一化殘差小于1×10-6。

響應(yīng)面是指響應(yīng)變量與一組輸入變量之間的函數(shù)關(guān)系，通過求解面心中心組合設(shè)計產(chǎn)生的采樣點，利用回歸分析確定響應(yīng)面。通?？紤]到高效率和全局優(yōu)化，首選二階多項式形式來擬合響應(yīng)面，見式（7）。

式中：m 是多項式的階數(shù)；b0，bi，bii，bij是回歸系數(shù)，可以用最小二乘法得到。

1.2 氣化單元

水煤漿氣化過程是煤復(fù)雜的熱化學(xué)轉(zhuǎn)化過程，包括熱解反應(yīng)、氧化反應(yīng)和還原反應(yīng)等一系列復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)[10]。RK-SOAVE 物性方法特別適用于高溫高壓的煤氣化反應(yīng)[11]。煤和灰分的焓模型和密度模型分別為HCOALGEN 和DCOALIGT。HCOALGEN 模型包含了許多燃燒熱、生成熱和熱容的關(guān)聯(lián)式。DCOALIGT 模型給出了干基煤的真實密度。

本模擬采用的煤為產(chǎn)自中國的煙煤，其工業(yè)分析結(jié)果為水分2.315%、灰分7.492%、揮發(fā)分32.241%、固定碳57.952%。煤的元素分析結(jié)果（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為C 71.580%、H 4.632%、N 1.040%、S 0.544%、O 16.461%。煤的高位熱值（HHV）根據(jù)S.A.CHANNIWALA 等[12]提出的公式計算，為29 000.12 kJ/kg。在模擬前需規(guī)定在整個反應(yīng)過程中出現(xiàn)的物質(zhì)，包括O2、H2、CO、CO2、N2、H2O、CH4、NH3、HCN、H2S 和COS，同時煤和灰分被定義為非常規(guī)組分。

德士古水煤漿氣化模擬流程圖見圖3。利用混合器即MIXER 模塊模擬煤與水的混合過程，通過泵即PUMP 模塊將得到的水煤漿加壓至4.2 MPa。由于煤是復(fù)雜的混合物，很難直接處理，因此將煤作為一種非常規(guī)固體組分，在分解反應(yīng)器即RYield 反應(yīng)器中分解為基本物質(zhì)（C、H2、N2、O2、S 等），然后在氣化爐即RGibbs 模塊中與氧氣一起反應(yīng)，完成煤氣化過程，在氣化爐中，氣化溫度保持在1 280 ℃。分解反應(yīng)器與氣化爐之間有一股熱流來進行熱交換，氣化爐和環(huán)境之間還有一股熱流用來模擬氣化爐與環(huán)境之間的熱損失。最后用MHeatX 模塊、Heater 模塊、SEP 模塊分別模擬輻射合成氣冷卻器、對流合成氣冷卻器以及排渣和清洗過程。

圖3 德士古水煤漿氣化模擬流程圖

2 經(jīng)濟性分析

在分析水煤漿預(yù)熱煤氣化系統(tǒng)的經(jīng)濟性時，重點考慮預(yù)熱單元加入后的影響：一方面，由于增加了水煤漿換熱器，提高了設(shè)備成本和克服換熱器壓降的運行成本；另一方面，水煤漿在換熱器中獲得的溫升提高了氣化過程的能源利用效率，同時水煤漿被預(yù)熱后還會降低氧氣的用量。

2.1 總收益

增設(shè)水煤漿預(yù)熱換熱器后，總收益Itot由合成氣收益Isyn和氧氣節(jié)約收益構(gòu)成。

在換熱器的整個生命周期，合成氣收益可以由式（8）計算。

式中：n 為設(shè)備壽命期，取10 a；H 為年運行時間，取7 500 h；Vsyn為因預(yù)熱而多生產(chǎn)的合成氣的體積流量，m3/h；Psyn為單位合成氣的價格，$/m3。

不考慮短期的價格波動性因素，Z.Y.YAO 等[13]認(rèn)為合成氣的價格與合成氣的高位熱值有關(guān)，關(guān)系式見式（9）。

式中：HHVsyn為合成氣的高位熱值，MJ/m3，可由軟件計算得到；fg為單位熱值價格，取0.006 78 $/MJ。

通過比較近幾年用于煤氣化的空分裝置運行費用，發(fā)現(xiàn)高純度氧氣的制取成本在225 kWh/t～270 kWh/t[14-15]，本文取中間值247.5 kWh/t 作為氧氣的生產(chǎn)成本。因此氧氣節(jié)約收益可以由式（10）計算。

2.2 總費用

若忽略增加的管道成本，增設(shè)水煤漿預(yù)熱換熱器的總費用Ctot主要包括換熱器的設(shè)備成本Ci和換熱器的總運行成本Cod。

當(dāng)換熱器材料為不銹鋼時，換熱器的設(shè)備成本可由換熱面積(A)估算[16]，見式（11）。

而運行成本可以由式（12）表示[17]。

其中CO=PkelH

式中：i 為年折舊率，取10%；η 為泵效率，取0.6；ΔP為水煤漿流過換熱器的壓降，Pa；V 為水煤漿的體積流量，m3/s；CO為年泵功產(chǎn)生的操作費用，$。

3 結(jié)果和討論

3.1 模型驗證

3.1.1 CFD 模型的驗證

在不同水煤漿（質(zhì)量濃度52.13%）體積流量時模擬的溫升和殼側(cè)壓降結(jié)果與文獻[8]實驗數(shù)據(jù)對比分別見表2 和表3。由表2 和表3 可知，溫升偏差率的絕對值為3.725%～11.038%，平均為6.910%；壓降偏差率的絕對值為0.858%～3.788%，平均為2.283%，表明了數(shù)值方法的可靠性。

表2 溫升模擬值與實驗值[8]的對比

表3 壓降模擬值與實驗值[8]的對比

3.1.2 Aspen Plus 過程模擬模型的驗證

根據(jù)文獻[18]的實驗條件和結(jié)果，建立了水煤漿氣化工藝驗證模型，模擬結(jié)果與文獻[18]中實驗結(jié)果對比如表4 所示。由表4 可知，合成氣組分模擬結(jié)果與實驗結(jié)果相差不大，不同合成氣組分摩爾分?jǐn)?shù)偏差率的絕對值為0.183%～0.524%。

表4 合成氣組分模擬值與實驗值[18]對比（摩爾分?jǐn)?shù)） %

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對經(jīng)濟性的影響

當(dāng)折彎度和相對高度分別為0.40 和0.80 時，總收益和總費用與折彎角的關(guān)系見圖4。由圖4 可知，隨著折彎角的增加，總收益和總費用都在降低。這是因為螺距（B=2φDitanα）隨折彎角的增大而增大，在換熱器長度相同的情況下，螺距增大，折流板數(shù)量減少，也就是說折流板的流動阻力減小，總費用降低。此外，較小的湍流強度對傳熱性能有負(fù)面影響，因此，預(yù)熱器中的水煤漿出口溫度降低，導(dǎo)致總收益降低。具體而言，在總費用曲線上有一個臨界點（圖4 中a 點），當(dāng)折彎角從45 °增大到50 °時，總費用會增加，但幅度較小，這一現(xiàn)象產(chǎn)生的可能原因是水煤漿的非牛頓流體性質(zhì)和在殼側(cè)復(fù)雜的流動。

圖4 折彎角對總收益和總費用的影響

當(dāng)折彎角和相對高度分別為30 °和0.80 時，總收益和總費用與折彎度的關(guān)系曲線如圖5 所示。由圖5 可知，隨著折彎度的增加，總收益降低，折彎度從0.40 增加到0.60 時，總收益降低了10.61%，這是由于螺距隨折彎度的增加而增大，折彎度越大，總收益越低；而總費用隨著折彎度的增加先增加后減少，當(dāng)折彎度為0.50 時達(dá)到臨界點（圖5 中b 點）。殼程壓降主要來源于進口、出口、穿過管束的橫向流和管束與管殼之間的旁路流，當(dāng)橫向流的比例增大時，旁路流的比例減小，反之亦然，因此存在一個臨界點。另外，隨著折彎度的增加，水煤漿的流通截面增大，剪切速率降低，由于水煤漿的假塑性流體特性，水煤漿黏度有所增加，所以在折彎度增加初期壓降也有一定程度的增加。當(dāng)折彎度進一步增大時，折流板數(shù)量減小的影響占主導(dǎo)地位，壓降減小，總費用也隨之降低。

圖5 折彎度對總收益和總費用的影響

當(dāng)折彎角和折彎度分別為30 °和0.40 時，總收益和總費用與相對高度的關(guān)系見圖6。圖6 表明，總收益隨相對高度的增加先增加后趨于平穩(wěn)，當(dāng)相對高度超過0.65（圖6 中c′點）后，總收益基本保持不變；相對高度從0.50 增加到0.65 時，總收益增加22.84%；當(dāng)相對高度從0.65 增加到0.80 時，總收益減少1.31%。此外，與c′點相對應(yīng)，在總費用曲線上也有一個臨界點（圖6 中c 點），相對高度在0.50～0.65 之間增加時，總費用增加，相對高度在0.65～0.80 之間增加時，總費用降低，這是因為隨著相對高度的增加，折流板間隙處的流動面積減小，流動阻力增大，但當(dāng)相對高度超過0.65 并繼續(xù)上升時，水煤漿的平均流速會急劇增加，黏度降低，從而使壓降和總費用降低。

圖6 相對高度對總收益和總費用的影響

從上述討論中還可以看到，增設(shè)水煤漿換熱器的總費用遠(yuǎn)小于因此獲得的總收益，因此對于水煤漿預(yù)熱換熱器，考慮傳熱強化要比考慮減小流阻重要的多。

3.3 換熱器的優(yōu)化

如上所述，旋梯式螺旋折流板換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對水煤漿預(yù)熱煤氣化系統(tǒng)的經(jīng)濟性有重要影響，因此有必要優(yōu)化換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)以獲得更高的經(jīng)濟效益。

增設(shè)水煤漿預(yù)熱換熱器產(chǎn)生的凈收益可以表示為式（13）。

使用基于梯度的二次拉格朗日非線性規(guī)劃（NPQL）方法，以最大化凈收益為目標(biāo)，可以看到，當(dāng)折彎角為30 °、折彎度為0.60、相對高度為0.562 時，凈收益達(dá)到最大，為230.99 萬美元，相比原始結(jié)構(gòu)(α=30°，φ=0.40，ω=0.80)時的220.11 萬美元增加了4.94%。

4 結(jié) 論

為提高水煤漿的氣化效率，采用旋梯式螺旋折流板換熱器在水煤漿進入氣化爐前對其進行預(yù)熱，可以有效降低氧氣消耗，提高氣化效率。應(yīng)用化工過程模擬和設(shè)備優(yōu)化相結(jié)合的方法研究了換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)（折彎角、折彎度、相對高度）對氣化系統(tǒng)經(jīng)濟性的影響，并優(yōu)化了換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)。主要結(jié)論如下：

（1）總收益隨折彎角和折彎度的增大而減小，隨相對高度的增大先增大后逐漸保持不變。

（2）總費用隨折彎角的增大而減小，隨折彎度和相對高度的增大先增大后減小，這樣的規(guī)律與水煤漿明顯的非牛頓流體特性有關(guān)。

（3）增設(shè)水煤漿換熱器的總費用遠(yuǎn)小于因此獲得的總收益，考慮傳熱強化要比考慮減小流阻重要的多。

（4）以最大化凈收益為目標(biāo)優(yōu)化換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)，當(dāng)折彎角為30 °、折彎度為0.60、相對高度為0.562時，凈收益達(dá)到最大，相比原始結(jié)構(gòu)增加了4.94%。