SJ型低溫干餾爐燃燒影響因素研究*

劉杰，范曉勇，閆龍，高勇，李冬，周秋成,3

(1. 榆林學(xué)院化學(xué)與化工學(xué)院，陜西榆林 719000；2. 西北大學(xué)化工學(xué)院，陜西西安 710069；3. 陜西金泰氯堿神木化工有限公司，陜西榆林 719300)

我國陜北地區(qū)煤炭資源豐富，煤種主要為弱黏和不黏性低階長焰煤，該煤種是煤炭低溫干餾的理想原料。但低階煤熱值小、易風(fēng)化自燃，不適合遠距離運輸，極大地限制了其開發(fā)利用價值。將低階煤進行低溫干餾生產(chǎn)蘭炭，使得原煤附加利用價值提高，蘭炭產(chǎn)品的熱值得到顯著提高[1]。在榆林地區(qū)低溫干餾技術(shù)的發(fā)展中，SJ 方型干餾爐已經(jīng)成為主要的干餾生產(chǎn)爐。SJ 型低溫干餾方爐是一種內(nèi)燃內(nèi)熱式的低溫干餾爐[2]，其爐內(nèi)為大空腔結(jié)構(gòu)，爐體主要由干燥段、干餾段、冷卻段等3部分組成[3]。

內(nèi)熱式低溫干餾爐的回爐煤氣燃燒后產(chǎn)生的氮氧化物、一氧化碳和二氧化碳等廢氣混入煤氣中，降低了煤氣的質(zhì)量，增大了后續(xù)處理成本。在低溫干餾過程中因缺乏適宜的測量裝置導(dǎo)致許多重要的工藝參數(shù)沒有準確的數(shù)值參考[4]，嚴重影響了生產(chǎn)過程中的工藝改進。因此，許多研究者對低溫干餾過程進行了研究[5-7]。胡小燕[8]利用Fluent 軟件，對干餾爐內(nèi)回爐氣體的燃燒、燃氣比和流量對爐內(nèi)溫度和壓力分布的影響以及干餾爐內(nèi)顆粒和煤焦油粒子粒徑對焦油收率的影響進行了研究，得出最優(yōu)燃氣比和流量，同時還指出通過富氧干餾可以提高煤氣熱值。王強[9]通過煤富氧內(nèi)熱低溫干餾的試驗研究，找出了煤氣不同富氧內(nèi)加熱條件對低變質(zhì)煤低溫干餾物(蘭炭、焦油、煤氣)的影響規(guī)律。陳海波[10]對干餾爐內(nèi)溫度、壓力進行了測量，考察了干餾爐內(nèi)溫度、壓力和爐內(nèi)氣體燃燒對低溫干餾的影響，測定了低溫干餾爐的熱效率，為低溫干餾生產(chǎn)工藝提供理論指導(dǎo)。

為了研究SJ 型低溫干餾方爐燃燒過程中燃氣比、入口流速及燃氣比對其燃燒特性的影響，利用計算流體動力學(xué)(CFD)方法，對低溫干餾爐內(nèi)溫度分布進行數(shù)值模擬，通過固定流速值，改變?nèi)細獗鹊姆椒ù_定了最優(yōu)燃氣比；通過固定燃氣比值，改變流速值的方法，確定最優(yōu)流速和流量；同時為了提高蘭炭質(zhì)量、煤氣熱值和焦油產(chǎn)量，考察了富氧干餾對蘭炭生產(chǎn)工況的影響。

1 幾何建模及網(wǎng)格劃分

根據(jù)SJ 干餾方爐結(jié)構(gòu)的對稱性，為了建模和計算簡便，對其結(jié)構(gòu)進行合理簡化，建立二維模型，取其右半部分進行建模和分析。干餾爐尺寸為寬12 m，高7.2 m，SJ 低溫干餾爐由6 個排焦口和2 個排氣口組成，排氣口直徑為1 m，進氣口直徑為0.2 m。SJ 低溫干餾方爐模型見圖1。SJ 低溫方爐內(nèi)部構(gòu)造規(guī)整，干餾爐模型采用六面體網(wǎng)格劃分的方法，對進氣口，排煙口，壁面進行網(wǎng)格細化。

圖1 SJ低溫干餾方爐模型

2 數(shù)學(xué)模型的建立

湍流模型選用標準k-ε模型[11]，燃燒模型選用有限速率/渦耗散(Finite rate/Eddy dissipation)模型[12]，熱交換模型選用P-1 輻射模型[13]，爐腔內(nèi)的煤層設(shè)置多孔介質(zhì)模型，孔隙率為0.4。

3 邊界條件

入口邊界設(shè)定為速度入口，混合氣體進口溫度為55 ℃，低溫干餾爐煤氣組分見表1。出口邊界設(shè)定為壓力出口，出口相對壓力設(shè)定為0；壁面設(shè)定為絕熱壁面，未涉及到熱損失；根據(jù)低溫干餾爐的結(jié)構(gòu)化對稱性，選擇中心面為對稱邊界。

表1 低溫干餾爐煤氣組成 w: %

4 數(shù)值模擬

4.1 燃氣比的影響

燃氣比r即回爐煤氣和助燃空氣的體積之比[14]。回爐煤氣和助燃空氣混合后發(fā)生燃燒反應(yīng)，產(chǎn)生高溫?zé)煔猓缓笈c原料煤層進行換熱。燃氣比不同，各氣體組分質(zhì)量分數(shù)不同，燃燒反應(yīng)放出的熱量不同。入口氣體總流量為11 000 m3/h，入口直徑為0.2 m，氣體入口流速為24 m/s，考察不同燃氣比對干餾爐燃特性的影響，試驗結(jié)果見圖2—圖4。

圖2 燃氣比對溫度分布的影響

由圖2 可見：當(dāng)入口流速不變時，隨著燃氣比逐漸增大，干餾爐內(nèi)溫度的變化趨勢大致相同。因為可燃氣體燃燒是放熱反應(yīng)，且放出熱量較大，隨著燃燒反應(yīng)進行，放出熱量逐漸增大，爐內(nèi)溫度逐漸升高，而煤的熱解反應(yīng)過程中，官能團從主鏈上脫離，以及化學(xué)鍵的斷裂都是吸熱反應(yīng)[15]，所以爐內(nèi)溫度分布存在較大差異，混合氣體進口溫度最低，爐頂出現(xiàn)高溫區(qū)域。

圖3 燃氣比和干餾爐內(nèi)最高溫度的關(guān)系

由圖3 可見：當(dāng)r=0.6 時，爐內(nèi)溫度達到最高，煤層表面最高溫度可達1 670 ℃，此時爐內(nèi)燃燒最充分，氧氣和回爐煤氣完全反應(yīng)；隨著燃氣比繼續(xù)增大，回爐煤氣體積增大，氧氣含量減少，此時回爐煤氣剩余，氧氣含量不足，多余的回爐煤氣混入高溫?zé)煔庵校瑴囟乳_始出現(xiàn)下降趨勢；當(dāng)r 大于等于1.5 時，干餾爐內(nèi)溫度趨于穩(wěn)定，并保持在1 100℃左右。

由圖4 可見：隨著燃氣比增大，干餾爐內(nèi)干餾區(qū)域面積先增大后減小，當(dāng)r=1.8 時，爐內(nèi)溫度處于350～650 ℃的區(qū)域面積最大，最適合煤低溫干餾，當(dāng)燃氣比繼續(xù)增大時，爐內(nèi)低溫干餾區(qū)域逐漸減小。

圖4 燃氣比和干餾面積的關(guān)系

由圖2—圖4 可知，當(dāng)r=1.8 時，溫度分布較為合理，而且當(dāng)r=1.8 時，爐內(nèi)適合低溫干餾的面積最大。因此，當(dāng)入口氣體流速保持不變時，最優(yōu)燃氣比選擇為1.8。

4.2 進口流速的影響

通過燃氣比對干餾爐內(nèi)溫度的影響研究可知，當(dāng)燃氣比r=1.8 時，爐內(nèi)溫度分布均勻，生產(chǎn)狀況最佳，因此選擇燃氣比為1.8。在入口氣體總流量為11 000 m3/h，入口直徑為0.2 m，燃氣比為1.8的條件下，改變氣體進口流速，考察流速對干餾爐燃燒特性的影響，試驗結(jié)果見圖5—圖7。

由圖5 可見：當(dāng)燃氣比保持不變時，隨著入口流速的增大，干餾爐內(nèi)溫度分布趨勢大致相同，高溫區(qū)域面積減小，但最高溫度變化不大。入口流速增大，回爐煤氣和助燃空氣總流量變大，氣體燃燒放出的熱量增大，但隨著氣體流速增大，干餾爐未完全燃燒的氣體體積增大，未燃燒的氣體混入高溫?zé)煔庵校瑫r高流速氣體帶走一部分熱量，干餾爐內(nèi)溫度降低，使干餾爐內(nèi)最高溫度變化不大。當(dāng)入口流速為24 m/s時，爐頂高溫區(qū)域較小，干餾爐內(nèi)溫度分布相對較合理。流速相對較大時，更容易帶走一部分揮發(fā)分和熱量，避免了煤焦油二次熱解，提高了煤焦油的產(chǎn)量[14]。

圖5 氣體進口流速對溫度分布的影響

圖6 流速和最高溫度的關(guān)系

圖7 流速和干餾面積的關(guān)系

入口流速增大，回爐煤氣和助燃空氣總流量變大，氣體燃燒發(fā)出的熱量增大，但隨著氣體流速增大，干餾爐未完全燃燒的氣體體積增大，未燃燒的氣體混入高溫?zé)煔庵校瑫r高流速氣體帶走一部分熱量，干餾爐內(nèi)溫度降低，使干餾爐內(nèi)最高溫度變化不大。由圖6 可見：當(dāng)入口流速為24 m/s 時，爐頂高溫區(qū)域較小，干餾爐內(nèi)溫度分布相對較合理。流速相對較大時，更容易帶走一部分揮發(fā)分和熱量，避免了煤焦油二次熱解，提高了煤焦油的產(chǎn)量。

由圖7 可見：隨著氣體進口流速增大，干餾區(qū)域面積逐漸增大；當(dāng)進口流速大于24 m/s 時，隨著入口流速的繼續(xù)增大，干餾區(qū)域面積開始出現(xiàn)下降趨勢。綜合考慮經(jīng)濟性及合理性，為避免高溫區(qū)域過大，導(dǎo)致原料煤粘結(jié)，影響半焦質(zhì)量，確定最優(yōu)流速為24 m/s。

4.3 富氧干餾對干餾爐的影響模擬

富氧干餾技術(shù)就是利用富氧空氣或者純氧氣代替空氣，然后和回爐煤氣混合燃燒，產(chǎn)生高溫?zé)煔鈱υ厦哼M行干餾[16]。煤的低溫干餾過程中，熱量主要來自于氣體燃燒反應(yīng)的放熱，氣體的燃燒工況直接影響干餾爐內(nèi)溫度的分布，而干餾爐內(nèi)溫度的分布對蘭炭質(zhì)量、焦油收率和煤氣熱值都有較大影響。

由回爐煤氣和燃燒的化學(xué)反應(yīng)方程式可知，若回爐煤氣與助燃空氣充分燃燒，7 mol 回爐煤氣需消耗10.5 mol 氧氣。助燃空氣含氧量與混合氣中氧氣質(zhì)量分數(shù)的對應(yīng)關(guān)系見表2。通過對不同燃氣比和不同流速下干餾爐內(nèi)溫度模擬結(jié)果可知，最優(yōu)燃氣比為1.8，最優(yōu)流速為24 m/s。若保持回爐煤氣和助燃空氣的總流量不變，最優(yōu)工況下，回爐煤氣的流量為7 071 m3/h，助燃空氣的流量為3 929 m3/h，空氣中氧氣體積分數(shù)約為20%，此時進口混合氣體中氧氣的質(zhì)量分數(shù)為0.104 52。

表2 助燃空氣含氧量與混合氣體中氧氣質(zhì)量分數(shù)的對應(yīng)關(guān)系

在保持入口氣體總流量為11 000 m3/h，入口直徑為0.2 m，燃氣比為1.8，入口流速為24 m/s 不變的條件下，考察了助燃空氣中含氧量(φ)對溫度分布、出口氣體質(zhì)量分數(shù)的影響，結(jié)果見圖8—圖9。

圖8 不同氧氣體積分數(shù)對溫度分布的影響

圖9 不同含氧量對出口各氣體質(zhì)量分數(shù)的影響

由圖8 可見：隨著含氧量的增加，干餾爐內(nèi)溫度先上升后下降再上升，最后趨于穩(wěn)定，但比用空氣做助燃空氣時略高。研究過程中，回爐煤氣流量保持不變，若回爐煤氣充分燃燒，需保持氧氣的流量大于等于1 294 m3/h，當(dāng)含氧量為30%時，氧氣的流量為1 178 m3/h，所以當(dāng)氧氣體積分數(shù)約為30%時，回爐煤氣和氧氣的燃燒最充分，溫度大約達到最高；隨著氧氣含量繼續(xù)增大，回爐煤氣完全耗盡，多余的氧氣混入高溫?zé)煔庵校垢绅s爐內(nèi)溫度降低；含氧量為50%時，爐內(nèi)最高溫度和常規(guī)干餾相差不大；當(dāng)含氧量大于50%時，由于含氧量過高，干餾爐內(nèi)高溫環(huán)境下發(fā)生氣體的二次燃燒反應(yīng)，會使?fàn)t內(nèi)溫度再次升高。

由圖9 可見：隨著含氧量的增加，氣體出口各氣體質(zhì)量分數(shù)均有上升的趨勢， 富氧或純氧干餾可提高煤氣的熱值，但為了保證蘭炭質(zhì)量和焦油回收率，干餾爐內(nèi)溫度不宜過高。當(dāng)助燃空氣中含氧量為50%時，干餾爐內(nèi)溫度和常規(guī)干餾相差不大，但能在一定程度上提高煤氣的熱值。

5 結(jié)論

采用Fluent 軟件對SJ 低溫干餾方爐進行建模，在流速不變的條件下，模擬不同燃氣比對干餾爐內(nèi)溫度分布的影響；在燃氣比不變的條件下，模擬不同流速對干餾爐內(nèi)溫度分布的影響；同時為了提高蘭炭質(zhì)量和煤焦油收率，還考察了富氧干餾對工藝的影響，得到以下結(jié)論。

1)燃氣比和流速對干餾爐內(nèi)溫度的分布有較大的影響，當(dāng)燃氣比為0.6時，干餾爐內(nèi)氣體充分燃燒，溫度達到最高；當(dāng)燃氣比為1.8 時，干餾爐內(nèi)溫度分布相對合理，干餾區(qū)域面積最大。當(dāng)氣體流速為24 m/s 時，爐頂高溫區(qū)域較小，干餾區(qū)域所占面積較大。

2)用富氧空氣代替空氣干餾，可在不改變原來干餾爐結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上進行生產(chǎn)，爐內(nèi)溫度與常規(guī)干餾差別不大，但能在一定程度上提高煤氣熱值。