不同體積分數氧氣氣化劑下煤炭地下氣化過分析

單佩金,梁 杰,2，王皓正，陳晨晨，楊彥群，王翠蘭，金永傳

(1.中國礦業大學(北京) 化學與環境工程學院，北京 100083;2.中國礦業大學(北京) 共伴生能源精準開采北京市重點實驗室,北京 100083; 3.山西焦煤集團有限責任公司,山西 太原 030024)

煤炭地下氣化過程工藝流程獨特，目前對于煤炭地下氣化過程的熱效率及效率的研究主要集中在UCG與其他技術多聯產系統中，EFTEKHARI等[1]通過對聯合CO2儲存技術的煤炭地下氣化過程分析，計算出深部煤地下氣化中煤化工效率可達52%～68%，此后又進行了不同注氣工藝的分析模擬計算，得出結論蒸汽氧氣混合注入比蒸汽氧氣交替注入時擁有更高的煤回收率[2]。但均為僅通過數學模型計算，且采用的氣化劑僅為空氣和純氧。YUSUF Bicer等[3]通過軟件模擬UCG與SOFC燃料電池耦合多聯產技術的分析，綜合計算了其系統的效率，但氣化劑僅選用空氣，且UCG系統在整個系統的值占比中僅為16%。國內有學者早期曾經建立過簡單的UCG分析模型，對比了地下氣化爐和其他類型氣化爐的效率，確定了煤炭地下氣化爐有著良好的能量轉換能力。并針對地下氣化爐結構特點進行了優化分析[4]。但僅使用空氣作為氣化劑，變量較為單一。由此可看出，對于煤炭地下氣化系統，在系統熱損失和損失方面還有部分的優化空間，且尚存在地下氣化過程效率信息挖掘空間。為此筆者依托河北大城地區煙煤地下氣化模型試驗，在煙煤地下氣化計算模型中引入的概念，建立煤炭地下氣化評價模型，采用不同氧氣濃度氣化劑進行對比研究。結合爐體結構、注氣比例、氧氣濃度等因素，研究不同氣化工藝對系統效率的影響。

1 研究方法

煤炭地下氣化過程是一種復雜的能量轉化過程，其過程中受到氣化劑氧氣體積分數、外來水、燃煤量等諸多因素影響[7]。所以首先需要得到氣化爐系統整體的入方及出方物質流和能量流。確定了物質和能量的變化，才能對反應過程中各物質和熱損失進行值計算;最后，根據系統進出的輸入、輸出和損失，對系統進行評價。

1.1 UCG模型試驗系統

1.1.1模擬系統

煤炭地下氣化過程中以氣化工作面圍巖作為氣化爐爐壁，氣化通道作為爐腔。氣化劑與煤接觸燃燒經過氧化區、還原區、干餾干燥區，最終產出灰渣、干餾煤氣、水汽、焦油、帶出物(灰塵)和氣化煤氣的混合產物。因此，整個煤炭地下氣化過程中原料及產品主要有3種形態的物質，即煤、混合氣體和焦油。

研究采用了中國礦業大學(北京)設計的“煤炭地下氣化模擬系統”。該系統包括氣化爐體及地壓模擬系統、后退注氣系統、測控系統和煤氣凈化燃燒系統。利用該系統可以模擬分析出實際煤層在地下燃燒的發生與發展過程及其影響因素。

模擬系統中，氣化爐爐體內部的長、寬、高分別約為4.45,1.17,1.70 m，氣化爐外層主要由鋼板組成，該鋼板具有一定的密封作用，內部則包括保溫層和耐高溫層，氣化劑可分別有4個注氣孔，并設置有19個可感應溫度變化的熱電偶和可感應壓力變化的壓力傳感器。氣化爐體外形實景如圖1所示，底板、煤層、頂板、含水層、表土模擬狀態橫剖圖如圖2所示。

圖1 綜合模型試驗臺爐體Fig.1 Integrated model test bench furnace

圖2 煤、巖層模擬狀態Fig.2 Coal,rock formation simulation

1.1.2煤種的相關參數

表1顯示了實驗選擇的河北大城勘探區36號肥煤相關參數，煤樣屬低干燥基水分含量，中～高揮發分，低～中灰分;受熱時膨脹熔融黏結，有較強的黏結性;含硫中等，硫形態主要是有機硫;灰組成中CaO,K2O,Na2O總含量較高，灰熔融性溫度較高;CO2反應活性較高。著火點為330 ℃，氧化后著火點為325 ℃。

表1 實驗選用煤的工業分析及元素分析Table 1 Proximate and ultimate analysis of coal

1.1.3氣化試驗結果

不同工藝條件下生產的煤氣組分不同。根據模型試驗，獲得了不同氣化工藝所得煤氣的組分和熱值(表2)。

表2 不同氣化工藝時煤氣的組分和熱值Table 2 Components and calorific values of gas in different gasification processes

1.2 物料平衡模型

輸入系統的總物料等于系統輸出的總物料。由此建立煤炭地下氣化爐物料平衡模型[9](圖3)。

圖3 煤炭地下氣化物料平衡模型Fig.3 Material balance model of underground coal gasification

1.2.1燃煤量

地下氣化爐碳元素的輸入項為原料煤，kg;輸出項包括煤氣(含漏失m3)、焦油(kg)、灰渣(kg)和帶出物(kg)。

故燃煤量為

M=0.535 7G[φ(CO)+φ(CO2)+2φ(C2H4)+

φ(CH4)]/MC+(GJJC+GAAC+GDDC)/MC

(1)

式中，M為燃煤量，kg;MC為原料煤中含碳量(質量分數)，%;G為煤氣產量，G=Gg(1+η)，m3;Gg為出口煤氣產量，m3;η為煤氣漏失率;GC,JC為焦油產量(kg)和焦油含碳質量分數(%);GA,AC為灰渣量(kg)和灰渣中含碳質量分數(%);GD,DC為帶出物量(kg)和帶出物中含碳質量分數(%);φ(CO),φ(CO2),φ(C2H4),φ(CH4)為出口煤氣中一氧化碳、二氧化碳、乙烯、甲烷的體積分數，%。

1.2.2外供水量

地下氣化過程中外來水(包括輸入水和含水層涌入)的定量由氫平衡計算得出。地下氣化爐氫元素的輸入項包括外供水(kg)和原料煤中的水(kg)。

輸出項包括水蒸氣(kg)、焦油(kg)、煤氣(H2,CH4,C2H2,H2S，m3)和帶出物(kg)。

故外供水量:

WW=0.008 036G(φ(H2)+2φ(C2H4)+

2φ(CH4)+φ(H2S)+0.09(GJJH+GDDH-

MH)+Wout-Win

(2)

式中，WW為外來水的質量，kg;φ(H2),φ(H2S)為出口煤氣中H2,H2S的體積分數，%;JH為焦油中含氫質量分數，%;DH為帶出物中含氫質量分數，%;MH為原料煤中含氫質量分數，%;Wout為出口水蒸氣的質量，kg;Win為進口注水量，kg。

1.3 熱平衡

參與反應過程的物質作為能量的載體，根據熱力學第1定律，構成了地下氣化過程的能量平衡模型(表3)。

表3 輸入和輸出系統的能量構成Table 3 Energy composition of input and output systems

在此過程中，輸入方的原料煤和輸出方的干煤氣、焦油、帶出物及灰渣，在計算其化學熱的基礎上還要參照系統入口出口溫度和相變潛熱計算其輸入和輸出系統的物理熱。反應過程中漏失的煤氣也要進行上述計算。

2 物質流及值計算模型

2.1 固態物質

(3)

式中，HV1為煤的低位熱值，J/g;GC,GH,GO,GN分別為煤中碳、氫、氧、氮的質量分數，%。

(4)

式中，Cp為煤的定壓熱容，J/(g·K);n為物質的量，mol;Vm為1 mol煤體積，m3/mol;Tm,T0分別為終態時、初態時煤的溫度，K；pm，p0分別為終態時、初態時煤的壓力，Pa。

2.2 氣態物質

出口煤氣可以認為是理想氣體，因此，各組元氣體以及混合物整體都遵循理想氣體狀態方程，則i組分的標準擴散為

(5)

(6)

式中，EXC(yi)為第i組分實際狀態下的化學，J/mol;RM為通用氣體常數，8.314 J/(mol·K)。

(7)

(8)

2.3 發生相變的物質

EXC=0.975Hgr(Rant公式)

EXP=ΔH-T0ΔS

(9)

其中，ΔH和ΔS是由圖4熱力學途徑計算[13]:

圖4 液態物質熱力學變化途徑Fig.4 Thermodynamic change path of liquid substance

(10)

(11)

實際煤炭地下氣化過程中氣化區向圍巖散熱不通過任何工質進行，是一個純粹熱問題，熱損失一般可按下式計算:

(12)

式中，EXQ為熱損失，kJ;Q為熱損失量，kJ;T為氣化區平均溫度，K。

圖5 系統評價模型Fig.5 Exergy evaluation model of the system

(13)

(14)

(15)

3 結果與討論

3.1 物料衡算

以氧氣體積分數分別為40%,60%,80%,100%的氣化劑進行煤炭地下氣化模型試驗。氣化時間分別為15,9,26和13 h，以氣化劑氧氣體積分數改變作為實驗階段開始與結束的依據。期間燃煤量以碳平衡計算得出，故雖然實驗時間不同，但其效率結果仍具有可比性。

表4顯示了不同氧氣體積分數下的物料平衡。為保證產出煤氣的質量，即干煤氣有效氣體組分和煤氣熱值保持在可用區間內，單位時間通入的水量和氣化劑量隨時間和氣體比例進行調整。可以看出在氧氣體積分數增高時，需要增加外供水提高H2產量，以維持產出煤氣的有效氣體比例。

表4 不同氧氣體積分數時物料平衡Table 4 Material balance at different oxygen concentrations

不同的體積分數氧氣生產煤氣由于氣體組分(CO,H2,CH4,CO2,N2)的比例不同，擁有各不相同的單位干煤氣值;氣化劑值也隨O,N比例而變化(表5)。

表5 不同氧氣體積分數時平衡Table 5 Exergic equilibrium under different oxygen concentrations

MJ

表5 不同氧氣體積分數時平衡Table 5 Exergic equilibrium under different oxygen concentrations

輸入項名稱40%氧60%氧80%氧純氧輸出項名稱40%氧60%氧80%氧純氧煤1 942.772 204.135 904.622 615.62干煤氣814.261 247.013 249.36 1 742.78氣化劑6.903.8212.403.70焦 油109.1897.44166.31 60.48外來水00.020.070.04灰 渣70.7165.97217.77 80.81帶出物61.4661.4661.46 61.64漏失氣108.4079.60220.00 121.05熱損失149.4460.35730.74 152.39不可逆火用損634.22596.151 271.25 400.24合計 1 949.672 207.975 917.092 619.36合計1 947.672 207.985 916.892 619.39

圖6 純氧-水氣化工藝各組分值比例Fig.6 Exergic ratio of each component in pure oxygen-water gasification process

在UCG實際生產中可用外供產物一般為焦油和干煤氣，故此處外供效率只包含干煤氣和焦油值。如圖7所示，隨著氧氣體積分數的增加，UCG過程模擬系統的綜合效率不斷升高，在使用純氧-水氣化時可高達84.72%，與此同時系統不可逆損隨之降低，純氧-水情況下僅為15.28%。外供效率也會隨氧氣體積分數變化而變化，但其影響因素包含了產物干煤氣的氣體組分。在60%氧-水氣化過程中，由于外供水的比例增高，造成了干煤氣中H2比例變高，從而使單位質量干煤氣值升高，提高了系統外供效率，達到61%。

圖7 不同氧氣體積分數效率及損Fig.7 Exergic efficiency and exergic loss at different oxygen concentrations

3.4 與其他系統綜合效率對比

與其他爐型進行比較[5,13,16-18]，煤炭地下氣化爐作為集氧化還原干餾干燥與一體的綜合爐體，在效率方面仍然有著一定優勢。

圖8 不同爐型綜合效率Fig.8 Comprehensive exergic efficiency of different furnace types

3.5 地下氣化爐效率與損的改進

3.5.1降低損的途徑

LW=EXM-EXF=T0ΔS

(16)

(17)

式中，Q為傳熱量，kJ;TC為反應區煤層溫度;TH為氣流平均溫度，K。

從式(17)可以看出，降低TH可使LKH值降低，但同時LW增加，且ΔLW<ΔLKH。因此，權衡考慮，氣流溫度必須提高，才可使總損降低，降低傳熱損的主要措施有:① 預熱煤層，即提高TC。就連續氣化過程來看，氣化前期煤層溫度較低，傳熱損較大，隨著氣化過程的進行，煤層被逐步加熱，TC提高，傳熱損將越來越小。② 提高傳熱系數，以減小傳熱熱阻，降低LKH。提高傳熱系數，主要是提高對流換算系數，如采用輔助通道供風，形成二次擾流，可提高對流換熱系數。

3.5.2提高外供的途徑

在實驗中發現，保持干煤氣有效氣體組分和熱值穩定的基礎上，水碳比是影響單位干煤氣值的重要因素，一定程度提升氫氣比例，可以使單位干煤氣值提高，進而提升系統外供效率。

4 結 論

(1)在氧氣體積分數為40%,60%,80%和純氧氣化劑條件下，煤炭地下氣化的綜合效率分別為67.47%,73.00%,78.52%和84.72%，證實煤炭地下氣化爐具有較高的有效能量轉換效率。氣化劑氧氣體積分數是影響系統的主要因素之一，提高氣化劑氧氣體積分數可以顯著的提高煤炭地下氣化系統的綜合效率。

(2)地下氣化有效能轉換率大于高爐和發生爐、低于焦爐煤氣的生產過程。因此，煤炭地下氣化過程是較好的能量轉換過程，是發生爐、焦爐煤氣生產過程的綜合過程;通過提高絕熱燃燒溫度、減少氣化爐的熱量損失、提高傳熱系數等方法可以降低不可逆損。

(3)地下氣化過程不可逆損為15.28%,主要來源于燃燒不可逆損和傳熱不可逆損,通過損的分析可以看出,采用輔助通道供風氣化、雙火源氣化可以減少氣化過程的不可逆損。