帶有流動(dòng)渣層的氣化爐動(dòng)態(tài)建模與仿真

第32卷第1期動(dòng)力工程學(xué)報Vol. 32 No. 12012年1月.Journal of Chinese Society of Power EngineeringJan.2012文章編號:1674-7607(2012)01-0078-06中圖分類(lèi)號:TK229.8文獻標識碼:A學(xué)科分類(lèi)號:470.30帶有流動(dòng)渣層的氣化爐動(dòng)態(tài)建模與仿真孫博，劉永文，蘇明(上海交通大學(xué) 動(dòng)力機械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗室， 上海200030)摘要: 為了解氣化爐變工況運行的動(dòng)態(tài)特性,基于氣化爐氣化過(guò)程的簡(jiǎn)化和假設,考慮了附在水冷壁面上固態(tài)渣層及熔融態(tài)渣層的影響，在Matlab/Simulink仿真平臺上建立了氣化爐的一維動(dòng)態(tài)仿真模型,對3種煤進(jìn)行了動(dòng)態(tài)仿真研究,得到了動(dòng)態(tài)過(guò)程氣化爐中氣化溫度、底部出口渣質(zhì)量流量、熔融/固態(tài)渣層厚度及煤氣組分等氣化參數的變化規律.結果表明:氧量對氣化參數的影響遠大于水蒸氣的影響;當氣化參數相同時(shí),3種煤呈現相似的變化規律;渣層對氣化爐的動(dòng)態(tài)過(guò)程具有較長(cháng)時(shí)間的慣性影響.關(guān)鍵詞:氣化爐;煤氣化;動(dòng)態(tài)仿真;渣層厚度; IGCCDynamic Modeling and Simulation of a Shell Gasifierwith Time Varying Slag FlowSUN Bo，LIU Yong wen，SU Ming(MOEs Key Lab of Power Machinery and Engineering，Shanghai Jiaotong University,Shanghai 200030, China)Abstract: To study the dynamic characteristics of a shell gasifier under varying working conditions, a onedimensional simulation model was established on the Matlab/ Simulink platform, with which dynamic sim-ulation was performed to 3 categories of coal, on the basis of simplifying the gasification process and con-sidering the influence of the solid and fluidized slag layer on water wall, so as to obtain the variation law offollowing gasification parameters, such as the gasification temperature, the mass flow rate of slag at bot-tom outlet, the thickness of solid and fluidized slag layer and the syngas component, etc. Results showthat oxygen content plays a far more important role than water vapor in influencing the gasification param-eters. With same gasification parameters, variation law of above 3 categories of coal exhibits similar trendsof dynamic behaviors. The inertial effect of slag flow on dynamic gasifier performance stands for a relative-ly long time.Key words: gasifier; coal gasification; dynamic simulation; thickness of slag layer; IGCC為解決燃煤電廠(chǎng)帶來(lái)的環(huán)境問(wèn)題,各國學(xué)者對Cycle, IGCC)是能源動(dòng)力界關(guān)注的熱點(diǎn),也是當今煤炭的潔凈高效發(fā)電技術(shù)進(jìn)行了研究,整體煤氣化世界各國研究開(kāi)發(fā)的重點(diǎn)中.蒸汽聯(lián)合循環(huán)(Integrated Gasification CombinedIGCC是復雜的多部件系統,其概念為:煤在氣中國煤化工收稿日期:2011-04-29修訂日期:2011-07-20YHCNMH G基金項目:國家自然科學(xué)基金資助項目(59976022)作者筒介:孫博(1982 ),女,回族河南商丘人,博士研究生,研究方向為:IGCC循環(huán)動(dòng)態(tài)仿真電話(huà)(TeL. )1371576900;0E-mail: bonniesuncn@ gmail. com.第1期孫博,等:帶有流動(dòng)渣層的氣化爐動(dòng)態(tài)建模與仿真79●化爐中氣化為中熱值煤氣或低熱值煤氣,通過(guò)凈化、脫硫,再提供給燃氣蒸汽聯(lián)合循環(huán)做功,從而達到以煤代油(或天然氣),即在高供電效率的燃氣-蒸汽G|聯(lián)合循環(huán)中燃用固體燃料的目的.由此可見(jiàn),氣化爐是IGCC區別于其他聯(lián)合循環(huán)的核心部件,其動(dòng)態(tài)性能決定著(zhù)系統的動(dòng)態(tài)特性.目前,國內外對氣化爐建模的研究工作還大多數集中在以評價(jià)氣化方案、氣化參數及爐內參數分布為目的的穩態(tài)特性分析[24],而以系統設計、運行和控制為目的的動(dòng)態(tài)模C-燃燒區;G-氣化區;R-回流區;q-爐內氣體到渣層的傳熱量.型研究工作還較少.圖1氣化爐內流動(dòng)模型筆者在簡(jiǎn)化氣化爐氣化過(guò)程的基礎上,考慮了Fig. 1 Conceptual model for flow in gasifier附在水冷壁面上固態(tài)及熔融態(tài)渣層動(dòng)態(tài)行為的影成穩定流動(dòng)的液態(tài)渣層,沿壁面向下流動(dòng),最后從爐響,在Matlab/Simulink仿真平臺，上建立了氣化爐底排渣口流出氣化爐.熔渣在爐內璧形成液態(tài)熔渣的一維動(dòng)態(tài)仿真模型,并針對仿真結果進(jìn)行了分析.層不僅是氣流床氣化爐特有的排渣方式,更能防止1氣化爐分區及建模簡(jiǎn)化爐壁遭受爐內高溫和氧化(或還原)氣氛的侵蝕,是保障氣化爐安全可靠運行的重要條件.渣層的流動(dòng)、以Demkolec IGCC煤氣化工藝中采用的Shell傳熱和相變過(guò)程受到爐膛內部高溫氣體的流動(dòng)及傳氣化爐為建模原型,粒度90%小于0.1 mm的煤粉熱、灰渣顆粒的沉積和壁面冷卻等諸多因素的影響.和來(lái)自空氣分離裝置的純度為95%的氧氣經(jīng)4個(gè)因此,氣化爐的動(dòng)態(tài)建模必須考慮渣層的動(dòng)態(tài)行為.對稱(chēng)布置的燃燒器噴嘴噴入氣化爐內,與來(lái)自廢熱在建立數學(xué)模型時(shí),采用了以下簡(jiǎn)化和假設:鍋爐的過(guò)熱蒸汽混合燃燒、氣化;煤粒在氣化爐中的(1)氣相平衡.噴人爐膛的煤粉中,水分在高溫逗留時(shí)間在5 s以?xún)?,氣化反應條件為約1 500.下瞬間蒸發(fā),煤粉迅速析出揮發(fā)分,氣相化學(xué)反應貫C、2.8MPa.在高溫缺氧的條件下,煤開(kāi)始析出揮穿整個(gè)氣化爐的3個(gè)區域.發(fā)分,生成碳氫化合物、煤焦油和酚類(lèi)物質(zhì).這些物(2)轉化率.在燃燒區,碳轉化率為70%[回,在質(zhì)在高溫條件下會(huì )發(fā)生熱解,同時(shí),揮發(fā)分還會(huì )與氧氣化區和回流區,碳轉化率達到99. 5%;其他元素氣反應生成CO、H2、CO2、水蒸氣及少量碳氫化合成分則在析出揮發(fā)分的過(guò)程中完全進(jìn)入氣相,所有物(如CH等).析出揮發(fā)分的固定碳將與氧氣、水的氮均轉化為惰性氣體N2,假設所有硫均不可逆地蒸氣和氫氣繼續反應生成CO、CO2和CH,而且這轉化為H2S和COs,轉化為二者的硫成分比為9:些氣體之間還會(huì )彼此發(fā)生反應,最終生成合成氣.1.忽略微量成分(例如CH、HCl、HF、NH3和在流動(dòng)特性方面,煤粉射流經(jīng)4個(gè)噴嘴在氣化HCN)在元素平衡上的影響.爐中心線(xiàn)處撞擊,并形成2股垂直的射流,分別向上(3)化學(xué)反應平衡常數.采用Chen等[7]提出的和向下擴展.在向上擴展的射流中,部分氣流很快到煤氣化化學(xué)反應平衡常數K。的經(jīng)驗公式,進(jìn)行以達氣流出口,并離開(kāi)氣化爐,剩余的氣流連同向下擴co.cO、H, 和H,0為主的氣化煤氣成分的分析展的射流則沿爐壁形成回流區域,這是氣流與水冷計算.壁發(fā)生換熱的主要區域.因此,考慮Shell氣化爐內K. = p(CO,)e(H2) _的流體流動(dòng)過(guò)程可將爐內分為射流區.撞擊區、撞擊p(CO)p(H,0)=擴展流區、回流區和管流區5個(gè)區域,撞擊后產(chǎn)生的? 234)(1)上升流和下降流回流方式相似,因此可將5個(gè)區域exp(- 3.6893+ 1.8T,)進(jìn)而簡(jiǎn)化為燃燒區、氣化區和回流區[5]，如圖1式中:Tg為氣化溫度,K.所示.(4)準穩態(tài)模型.化學(xué)反應模型的響應速度與渣氣化爐啟動(dòng)后,灰分開(kāi)始在水冷壁壁面上堆積層模型相比極竹。立中業(yè)化當斤帶型處理為準穩結渣,隨著(zhù)固態(tài)渣層不斷增厚,逐漸增加的熱阻使得態(tài)模型,即認中國煤化工步的計算中都.渣層表面溫度不斷升高，直至超過(guò)固態(tài)渣的熔融溫已經(jīng)達到了,CNMH化溫度影響.度,從而在固態(tài)渣層表面形成了熔融態(tài)的渣層.在運(5)考慮動(dòng)態(tài)模型的運算速度,將渣層模型簡(jiǎn)化行過(guò)程中，部分熔融態(tài)灰渣顆粒與渣層表面相碰形為-維模型,與高度無(wú)關(guān).熔融態(tài)灰渣顆粒僅從回流80●動(dòng)力工程學(xué)報第32卷區上部進(jìn)人渣層壁流,回流區為理想混合流區域,煤組分.氣溫度與高度無(wú)關(guān).2.2渣層模型控制方程(6)對于指定煤種,其熔融范圍采用煤灰渣的黏圖2給出了固態(tài)渣層、液態(tài)渣層、水冷壁和氣化度臨界溫度T。劃分.煤氣之間的傳熱傳質(zhì)過(guò)程.基于質(zhì)量守恒、能量守恒(7)固態(tài)渣和熔融態(tài)灰渣的密度、導熱系數及比和動(dòng)量守恒方程,分別以固態(tài)渣層和液態(tài)渣層為控熱容為常數. .制體進(jìn)行傳熱傳質(zhì)分析.(8)渣層厚度的變化只受傳熱影響,忽略渣的沉氣側液態(tài)固態(tài)壁側渣層積及成分變化的影響.↓m2控制方程及建模方法8 δ。.2.1化學(xué)反應控制方程中根據物料平衡,可由人爐煤的質(zhì)量流量計算生成物中N2、H2S.COS、CO.CO2.H2和H2O的摩爾巴|>流量.根據能量守恒,氣體焓和固體焓均采用生成焓計算,即輸入系統的焓與輸出系統的焓相等,具體表g-單位面積氣側至液態(tài)渣層的傳熱量;qn-單位面積液態(tài)渣層至達式由蓋斯定律和基爾霍夫定律可得:固態(tài)渣層的傳熱量;q。- -單位面積周態(tài)渣層至璧側的傳熱量;m單inmfE:m+2mSmCndT= :n,PE,5s+位面積渣的熔融量;T-渣層表面溫度;T。-渣的臨界溫度;T.- 壁-J 298溫;a-液態(tài)渣層厚度;8_-固態(tài) 渣層厚度;mia-進(jìn)入渣層的渣 流量; .mo-離開(kāi)渣層的渣流量:x一液態(tài)渣層各點(diǎn)距離氣渣接觸面距離.m"。.T+Q。(2)圖2固態(tài)渣層和液態(tài)渣層傳熱傳質(zhì)示意圖式中:m;、m,為反應物的質(zhì)量流量,kg/s;下標i、jFig.2 Heat and mass transfer between solid and fluidized slag layer表示第i和第j組分;n、n;分別為反應物和生成物2.2.1液態(tài)渣層控制 方程的摩爾流量, mol/s; OH°.298、OH9,298分別為反應物(1)質(zhì)量守恒和生成物的標準生成焓,kJ/mol;cp..cp.;分別為反渣層厚度的變化由進(jìn)入控制體的渣(包括從氣應物和生成物的比定壓熱容,kJ/(kg. K);Q。為單化煤氣進(jìn)人液態(tài)渣層的渣流率及液態(tài)渣層和固態(tài)渣位時(shí)間內系統的散熱損失,kJ/s;T.為人爐燃料的層之間的質(zhì)量交換)及流出控制體的渣(底部排出的溫度,K.渣流量)得到:假定煤完全燃燒的產(chǎn)物僅為CO2、H2O和d&;_min二 meydt一(中m+'TDH )SO2 ,由蓋斯定律,煤的生成熱可采用如下表達式:OHl298 =Q2- [327. 86w(Cx) +1418. 79w(H.) +式中:p為液態(tài)渣的密度;D為氣化爐內徑;H為氣92. 84w(Sx) + 158.67rw(M.)](3)化段高度.式中:Qe為煤收到基高位發(fā)熱量,kJ/kg;w(Ca)、w(2)動(dòng)量守恒(H2)、w(S2)和 w(M.)分別為收到基C.H和S元根據第1節的假設,液態(tài)渣層內的流動(dòng)可看作牛頓流體,忽略加速度項，則根據納維斯托克斯方素及水分的質(zhì)量分數.系統散熱損失按燃燒區和氣化區到回流區的輻程并結合黏性系數μ表達式可簡(jiǎn)化得到:射傳熱及回流區到渣層表面的對流傳熱計算:do__ eB(6)dQ。=Q.nd+ Q.,cov =A,ae,[T- TI+ A,a(Tg- T) (4)式中:v=v(x),為距離液態(tài)渣層表面x m處渣的流式中:Q.nd和Qcw分別為氣側至渣層的輻射傳熱速;μ=μ(x),為液態(tài)渣的黏性系數，可近似表量和對流傳熱量; T;為渣層表面溫度;A。為氣側與示為[8]渣層之間的傳熱面積;a為對流傳熱系數;σ為斯特中國煤化工o)(7)藩-玻爾茲曼常數;渣層表面黑度e?？扇〕?.83.MYHCNMHGa=- In(0)將式(3)、式(4)代人式(2),并聯(lián)合物料平衡方程,可迭代計算氣化溫度，并計算相應的氣化煤氣式中:μ(O) 為x∞0處液態(tài)渣的黏性系數,可由式第1期孫博,等:帶有流動(dòng)渣層的氣化爐動(dòng)態(tài)建模與仿真,81●(8)得到0;w(S)為灰渣主要成分中硅元素的質(zhì)量單位面積固態(tài)渣層的能量交換主要來(lái)自:固態(tài)分數.渣由于吸熱轉變?yōu)槿廴趹B(tài)渣(或熔融態(tài)渣由于放熱In μ(O) = 4. 468u(S)2 + 1.265<(10*/Ti)-7.44而轉變?yōu)楣虘B(tài)渣)所攜帶的熱量;液態(tài)渣層和固態(tài)渣(8)層之間交換的能量91;固態(tài)渣層與水冷壁之間交換邊界條件為:的能量q..,du(9)p.8.Cp.. :T..+ph, da.q1一q.一中hm (14)dt(v=0， x= δ式中:τ為氣側與渣層之間的摩擦力,相比液態(tài)渣層式中: Cp..為固態(tài)渣的比定壓熱容; h,為固態(tài)渣層和固體渣層之間的摩擦力,這里可忽略,認為t=0.的平均灰渣比焓;T,為固態(tài)渣層的平均溫度;左側結合邊界條件,并對式(6)積分可得:第2項為渣層厚度變化帶來(lái)的能量變化.將式(14)代人式(13)中,可得m. -。rDprv(x)dx=l8..x工-Tm-xs-Tr__p.8.c..dT.rDoigdi88?！?dtμ(0)[<(當一部)+字一封]co)dt、p0o0.(T.- Tm)(3)能量守恒單位面積液態(tài)渣層的能量交換主要來(lái)自:合成式中:λ為渣的導熱系數;T。為壁溫.(15)氣和液態(tài)渣層之間交換的熱量q。;到達液態(tài)渣層的熔融態(tài)渣攜帶的熱量;離開(kāi)液態(tài)渣層的渣攜帶的熱采用Matlab/Simulink平臺求解式(5).式量;液態(tài)渣層和固態(tài)渣層之間交換的熱量qn. 其中，(11)、式(12)、式(13)和式(15),并根據化學(xué)反應模單位面積上合成氣和液態(tài)渣層之間交換的熱量由兩型及能量守恒方程(2)對氣化溫度進(jìn)行迭代計算.渣部分組成，即由于溫差產(chǎn)生的對流傳熱qo和由于.層模型的輸入變量包括:人爐煤粉的質(zhì)量流量m.輻射產(chǎn)生的輻射傳熱Qns.人爐蒸汽的質(zhì)量流量m,人爐氧氣的質(zhì)量流量m。，膜式水冷壁壁溫T. ,人爐煤種的高位發(fā)熱量Q2 ;輸pi8rCp.中+ph。d8=qe一q+出變量包括:液態(tài)渣層表面溫度To,底部灰渣質(zhì)量minhin一moxhe"+pmhm (11)流量mo，液態(tài)渣層厚度8,固態(tài)渣層厚度8,出口πDH煤氣主要組分(CO、H2和CO2)的體積分數.連接化式中:Cp.1為液態(tài)渣的比定壓熱容;h為液態(tài)灰渣比學(xué)反應模型和渣層模型的關(guān)鍵變量為:進(jìn)入水冷壁，焓,hu、hea、hm和萬(wàn)分別表示從頂部進(jìn)入、底部離渣層的灰渣質(zhì)量流量ma、氣化溫度T,以及單位面開(kāi)、處于臨界熔融溫度的灰渣比焓以及液態(tài)渣層平積上合成氣和液態(tài)渣層之間交換的熱量q。.均灰渣比焓;T:為液態(tài)渣層的平均溫度;左側第2 3 氣化爐動(dòng)態(tài) 仿真研究項為渣層厚度變化帶來(lái)的能量變化.根據第1節假設，比熱容為常數,將式(11)代人對氣化爐的動(dòng)態(tài)仿真研究參考Demkolec式(5)可得:IGCC示范工程的Shell氣化爐相關(guān)參數: DemkolecIGCC電站出力為250 MW,氣化爐設計高度為16.8g.-q+c.[ (T,- T)+%(Tm- T7m、內徑4.63 m,氣化壓力2.7 MPa,垂直管膜式水.d=2pCp.0r冷壁產(chǎn)生4.0MPa的中壓蒸汽.以在Demkolec.IGCC示范工程中使用過(guò)的3種燃料(哥倫比亞煤2.2.2固 態(tài)渣層控制方程EI Cerrejon、德雷頓煤Drayton和石油焦petroleum(1)質(zhì)量守恒coke)為例，圍繞3種燃料的元素分析及其相應的運對于固態(tài)渣層,渣層厚度8。的變化基于單位面行初參數(011展開(kāi)動(dòng)態(tài)仿真試驗.積渣的熔融量中設計工況下在?種燃的λ中國煤化工氧/煤質(zhì)量比ρ.=-中l8。(13)(mo/m.)分:0HCN MHG95階躍上升+1%，人爐. Jm.(以EI Cerre-式中:p.為固態(tài)渣的密度.jon煤為例)從0.068 8階躍上升+ 20%的情況下，(2)能量守恒考察這些變化對氣化爐氣化參數的影響.圖3給出動(dòng)學(xué)報第32卷了氣化參數m.x、8r8T。和煤氣組分(CO、H2及度、渣層厚度和底部渣流量等參數呈現了與mo/m。CO2)對mo/me和m./m.階躍變化的響應.發(fā)生階躍突變時(shí)相反的變化趨勢，見(jiàn)圖3(a)~由圖3可知,當mo/m。發(fā)生十1%的階躍變化圖3(d).時(shí),各氣化參數的變化趨勢按照圖示規律分為兩個(gè)在煤氣成分方面,增大mo/m。促進(jìn)了燃燒反.階段:第1階段,氧氣質(zhì)量增加促進(jìn)燃燒反應,系統應,系統溫度升高,氣化進(jìn)程加快,一氧化碳和氫氣溫度升高,熱量傳遞到液態(tài)渣層使得更多固態(tài)渣轉燃燒生成更多二氧化碳和水蒸氣;而另一方面,化學(xué)化為熔融態(tài)渣;由于熔融態(tài)渣的黏性系數與溫度成反應平衡常數也受到氣化溫度的影響.根據式(2),反比,隨著(zhù)渣層溫度的升高，黏性系數臧小,意味著(zhù)在第2階段,化學(xué)反應平衡則會(huì )因氣化溫度降低而熔融態(tài)渣的流速升高,在黏性和流速二者的作用下，向二氧化碳和氫氣的生成量減少、-氧化碳生成量出口灰渣的質(zhì)量流量也隨之增加;越來(lái)越多的熱量增加的方向移動(dòng).因此,在第1階段,煤氣中CO2的從煤氣側進(jìn)人渣層側,氣化溫度經(jīng)過(guò)最初的升高階體積分數會(huì )由于燃燒反應的加強而快速增大,H2的段達到峰值后逐漸降低,進(jìn)人第2階段,最后在高于體積分數則由于燃燒反應的消耗而快速減小;在第初溫的新點(diǎn)處達到穩定;而底部出口灰渣的質(zhì)量流2階段,在化學(xué)反應平衡推移的影響下,CO2的體積量也會(huì )隨著(zhù)溫度的變化而逐漸降低,最后穩定在初分數繼續增大,而H2的體積分數則由減小轉為增始值,而固態(tài)和熔融態(tài)渣層也會(huì )發(fā)生相應變化,見(jiàn)圖大,CO的體積分數呈現了與CO2體積分數相反的3(a)~圖3(d).當m./m。發(fā)生+20%的階躍變化變化特征.時(shí),增加的水蒸氣會(huì )增強氣化反應,吸收熱量的同時(shí)當m,/m.增大時(shí),增加水蒸氣強化了氣化反.使得系統溫度降低.以EI Cerrejon 煤為例，氣化溫應,系統溫度降低，導致水煤氣反應平衡向CO2和+1%mo/mc一EI Cerrejon煤.... Drayton煤.... Petr. Coke煤1860+1% m/meEI Cerrejon煤這+20% ms/meDrayton煤- EI Crrejon煤Petr. Coke煤年1800 |. EI Cerrejon煤05 0001000015 000500010 000111/s(a)氣化溫度(b)底部出口灰渣質(zhì)量流量+1% mo/meEI Cerejon煤+20% m:/me- EI Crrcjon煤+1% m./me0.6Draylon煤+20% m./me一- EI Cerrejon煤宣0.3-t1(c)熔融態(tài)渣層厚度(d)固態(tài)渣層厚度+1% mo/me一EI Cerrejon煤i +20% mg/me 一- EI Cerrejon煤Drayton煤..i3 t+1% mo/me - - EI Cerrejon煤Petr Coke煤62-+20%m./me一- EI Cerrejon煤+1% mo/me- EI Cerrejon煤8 6135000 10 000015 000605+20%m/mc二= ELCemejon中國煤化工一10000I5 000000 10 000t/sI/sTYHCNMH."s.(e)煤氣中CO2的體積分數(f)煤氣中CO的體積分數計il2 的體積分數圖3氣化爐模型 的動(dòng)態(tài)響應特性Fig. 3 Simulated dynamic response of gasifier第1期孫博,等:帶有流動(dòng)渣層的 氣化爐動(dòng)態(tài)建模與仿真●83.Hz的體積分數增大.CO的體積分數減小的方向移的研究一建 模部分[J].動(dòng)力工程, 2001,21(2):動(dòng).因此,在第1階段,煤氣中CO的體積分數會(huì )快1161-1168.速減小,H2和CO:的體積分數則快速增大;在第2LI Zheng, WANG Tianjiao, HAN Zhiming, et al.Study on mathematical model of texaco gasifier -mod-階段,在氣化溫度開(kāi)始回升的影響下,CO2和H2體eling[J]. Journal of Power Engineering, 2001， 21積分數的變化趨勢由增大轉為減小,CO的體積分(2):1161-1168.數則呈現了與CO2體積分數相反的變化特性.[3] 王輔臣,龔欣,代正華,等. Shell粉煤氣化爐的分析與從m./m.階躍變化+ 20%和m./m。階躍變化模擬[J].華東理工大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版, 2003,29+1%分別對氣化參數的影響比較可知,氧量對系統(2) :202-205.溫度的影響較大,而m./m.對系統溫度及氣化參數WANG Fuchen, GONG Xin, DAI Zhenghua, et al.的影響遠弱于m。/m.;另一方面,水蒸氣在氣化爐的Process analysis and simulation of Shell pulverized輸人中僅占有很小的比例.因此,在進(jìn)行變工況調節coal gasifier[J]. Journal of East China University of時(shí),可以不考慮以人爐水蒸氣質(zhì)量作為測量基準,且Science and Technology: Natural Science, 2003，29實(shí)際工程中,人爐氧氣質(zhì)量比人爐煤的質(zhì)量易于測量,可以選用氧氣質(zhì)量作為測量基準,以控制mo/m。[4]吳學(xué)成,王勤輝，駱仲泱,等. 氣化參數影響氣流床煤為目的對煤量進(jìn)行調節以實(shí)現負荷控制,對水蒸氣氣化的模型研究(I)一模型預測及分析[J]. 浙江大學(xué)學(xué)報:工學(xué)版,2004,38(11):1483- 1489.的調節可實(shí)現對氣化溫度的微調.而從圖3中施加WU Xuecheng, WANG Qinhui, LUO Zhongyang, et了相同階躍變化的3種煤的參數對比來(lái)看，當氣化al. Modelling on effects of operation parameters on參數相同時(shí),3種煤呈現了相似的變化規律,但由于entrained flow coal gasification( II ): model prediction煤的成分、灰渣的黏性系數及熔融溫度不同,則表現nd analysis[J]. Journal of Zhejiang University: Engi-為不同的渣層厚度以及不同時(shí)間長(cháng)度的慣性環(huán)節.neering Science, 2004， 38(11):1483-1489.同時(shí),相似的動(dòng)態(tài)特性也說(shuō)明:對于燃用不同煤種的[5] SCHOEN P. Dynamic modeling and control of inte-IGCC系統,可以采用相似的控制策略,并針對不同grated coal gasification combined cycle units [D].煤種的成分、灰渣的物性特征確定相應參數.Delft: Faculty of Mechanical Engineering and MarineTechnology, Delft University of Technology, 1993.4結論[6] SMOOT L D，BROWN B w. Controlling mecha-nisms in gasification of pulverized coal [J]. Fuel,(1)氧量對氣化參數的影響遠大于水蒸氣對氣1987, 66(9):1249-1256.化參數的影響,因此氧量可作為變工況調節的測量[7] CHENC, KAMIYA H, HORIO M, etal. On the基準.scalingup of a two-stage air blown entrained flow(2)對應于相同的氣化參數,3種煤呈現了相似coal gasifier[J]. The Canadian Journal of Chemical的變化規律,因此可采用相同的控制策略,并根據具.Engineering,2009，77<4) :745-751.體煤的成分及灰渣物性確定相應參數.[8] BIRDR B, STEWART W E，LIGHTFOOT E N.(3)該- -維模型可以得到氣化參數在人爐參數Transport phenomena[M]. 2nd ed. New York: JohnWiley & Sons, 2001.發(fā)生變化時(shí)的動(dòng)態(tài)響應,且動(dòng)態(tài)變化需要較長(cháng)的時(shí)間才能達到穩定,因此在進(jìn)行IGCC系統控制研究[9] SEGGIANI M. Modelling and simulation of time var-ying slag flow in a Prenflo entrained-flow gasifier[J]. ,時(shí),必須考慮氣化爐的動(dòng)態(tài)特性.Fuel, 1998, 77(14) :1611-1621.參考文獻:[10] EURLINGSJ T G M, PLOEG J E G. Process per-formance of the SCGP at Buggenum IGCC[C]//Gasi-[1]段立強,林汝謀，金紅光,等.整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)fication Technologies Conference. San Francisco, Cali-(IGCC)[J].燃氣輪機技術(shù),2000,13(1):9-17.fornia:[s. n],1999.DUAN Liqiang，, LIN Rumou, JIN Hongguang, et[11] BORREGO A G, ALVAREZ D, MENENDEZ R.al. Development of the technology of integrated gasi-; ceal 2n char structurefication combined cycle( IGCC)[J]. 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