加壓噴動流化床煤快速熱解的三維數(shù)值模擬*

周冠文，鐘文琪?，YU Aibing

(1 東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室,南京 210096；2 蒙納士大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院 ARC計算顆粒技術(shù)研究中心,克萊頓,Vic 3800,澳大利亞)

加壓煤分級轉(zhuǎn)化技術(shù)改變了長期以來煤炭資源直接燃燒、氣化、液化等傳統(tǒng)利用方式[1]，有機(jī)結(jié)合煤熱解與燃燒發(fā)電、煤氣利用、煤焦油加工利用等多個過程，將煤炭中的不同成分，如煤氣、焦油和半焦分離出來分級利用，可以有效提高煤炭的利用效率和環(huán)境效益[2-4]。煤快速熱解是該技術(shù)的關(guān)鍵，也是加氫、燃燒和氣化過程的初始和伴隨反應(yīng)，可獲得煤氣、焦油等高附加值產(chǎn)品，且熱解后生成的半焦得到了有效凈化，可用于燃燒發(fā)電或作為熱解過程的熱載體[5]。

加壓噴動流化床兼具固定床、流化床和噴動床等反應(yīng)器的優(yōu)勢，并可有效提高煤熱解過程各產(chǎn)物的收率和質(zhì)量[6]。作為煤快速熱解過程的反應(yīng)器，其開發(fā)設(shè)計對加壓煤分級轉(zhuǎn)化技術(shù)的研究至關(guān)重要。由于實驗成本高及測量手段復(fù)雜等因素，采用實驗方法研究具有相當(dāng)大的局限性。數(shù)值模擬方法是研究復(fù)雜稠密氣固系統(tǒng)中氣固兩相流的重要手段，能夠有效彌補(bǔ)現(xiàn)有實驗條件與測試手段的不足，形象再現(xiàn)流動場景，反映流場細(xì)節(jié)。在氣固反應(yīng)系統(tǒng)中，采用合理的數(shù)理模型通過數(shù)值模擬，可以同時獲得系統(tǒng)內(nèi)溫度、速度、組分分布等反應(yīng)特性，不僅可用于反應(yīng)器的設(shè)計開發(fā)，同時可作為實驗手段的輔助，對反應(yīng)器內(nèi)部的流動和反應(yīng)特性進(jìn)行研究。

為設(shè)計開發(fā)中試規(guī)模的加壓噴動流化床煤熱解反應(yīng)器，本文進(jìn)行了處理量為50 kg/h的中試尺度噴動流化床反應(yīng)器內(nèi)加壓煤快速熱解過程的數(shù)值模擬。其中，氣相場采用歐拉方法，固相場采用基于拉格朗日坐標(biāo)體系的離散顆粒模擬方法，揮發(fā)分析出模型由實驗確定?；跀?shù)值實驗，開展了不同反應(yīng)器高度、煤進(jìn)料口位置等結(jié)構(gòu)參數(shù)以及不同壓力(0.1、0.3和0.5 MPa)、射流風(fēng)與流化風(fēng)比值(0.2、0.3和0.4)和粒徑(0～3和0～6 mm)等操作參數(shù)的影響規(guī)律研究，以期為加壓煤快速熱解過程的反應(yīng)器開發(fā)設(shè)計提供指導(dǎo)。

1 數(shù)理模型

1.1 數(shù)值方法

采用基于多相流質(zhì)點網(wǎng)格法(MP-PIC)建立加壓煤快速熱解氣固流動與化學(xué)反應(yīng)耦合的數(shù)理模型，氣相場采用基于歐拉坐標(biāo)體系的大渦模擬(LES)湍流模型，固相場采用基于拉格朗日坐標(biāo)體系的離散顆粒模擬方法，主要控制方程[7-8]如下：

1)氣相控制方程

氣相場連續(xù)性方程為

(1)

氣相場動量方程為

(2)

式中:p為平均壓力,τg為氣體應(yīng)力張量，g為重力加速度，F(xiàn)為氣固間的動量交換率。

氣相場能量方程為

(3)

組分輸運方程為

(4)

2)顆粒相控制方程

在MP-PIC方法中，顆粒相的運動通過求解顆粒分布函數(shù)f得到，f的輸運方程為

(5)

顆粒運動方程為

(6)

式中:τs為顆粒碰撞應(yīng)力，F(xiàn)s為顆粒間摩擦力。在MP-PIC方法中，采用顆粒相壓力梯度力表征顆粒碰撞，其值隨顆粒體積分?jǐn)?shù)單調(diào)遞增。本模型中，顆粒正應(yīng)力通過顆粒體積分?jǐn)?shù)計算，由離散顆粒體積插值到網(wǎng)格單元計算，再應(yīng)用到離散顆粒[8]。顆粒碰撞應(yīng)力τs的表達(dá)式為

(7)

式中：αcp為最大堆積密度；Ps為帶有壓力單位的常數(shù)，本文取100 Pa。

3)煤熱解模型

煤熱解動力學(xué)模型采用單方程模型，假定熱解過程在整個顆粒中均勻發(fā)生，且煤受熱而后分解為煤氣、水、焦油和半焦[9]，具體表達(dá)式如下

Coal → H2O,CO,CO2,H2,CH4,焦油,半焦(s).

揮發(fā)分的析出速率為

(8)

式中：Vi和V0分別為i時刻和初始燃燒中的揮發(fā)分含量；R為氣體常數(shù)，8.314×103J/(kmol·K)；T為煤顆粒反應(yīng)溫度;不同壓力下指前因子A與反應(yīng)活化能E的取值均由煤熱解動力學(xué)實驗獲得，詳見表1。

表1 不同壓力條件下指前因子A與反應(yīng)活化能E的值Table 1 Values of the pre-exponential factor A and reaction activation energy E under different pressures

4)氣固流動與化學(xué)反應(yīng)耦合

本文僅考慮煤受熱分解反應(yīng)，屬于非均相反應(yīng)，因此氣相與固相之間存在質(zhì)量、動量、能量和組分轉(zhuǎn)換，氣固流動與化學(xué)反應(yīng)耦合通過設(shè)置連續(xù)性方程、動量方程、能量方程和組分輸運方程的源項實現(xiàn)[10]：對均相反應(yīng)，并不改變混合物的質(zhì)量和焓，質(zhì)量只在氣相或者顆粒相相內(nèi)通過組分輸運方程中源項傳遞，總的氣相性質(zhì)基于混合物中各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)計算得到。對非均相反應(yīng)，由于反應(yīng)涉及氣體和顆粒兩相，反應(yīng)的發(fā)生伴隨著氣固兩相之間質(zhì)量、動量和能量的傳遞。這一過程通過設(shè)置氣相/顆粒相質(zhì)量、動量、能量控制方程中的源項實現(xiàn)。同時，反應(yīng)物和生成物質(zhì)量的變化必然導(dǎo)致氣相和固相中組分濃度的變化，所以組分輸運方程中也包括非均相反應(yīng)引起的質(zhì)量轉(zhuǎn)換。

1.2 模擬對象及條件

計算模型如圖1(a)所示。該模型為一臺初步設(shè)計的柱錐體噴動流化床反應(yīng)器用于煤加壓快速熱解。反應(yīng)器直徑為200 mm，底部錐角為90°，反應(yīng)器高度和煤顆粒入口位置由數(shù)值模擬進(jìn)一步確定。采用笛卡爾網(wǎng)格進(jìn)行劃分，分別劃分62 767、82 039和103 502共3種網(wǎng)格數(shù)量的模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。驗證結(jié)果表明網(wǎng)格數(shù)為82 039的模型兼具計算效率和精度，因此本文選用包含82 039個控制體的模型進(jìn)行計算，如圖1(b)所示。

圖1 計算模型及網(wǎng)格劃分Fig.1 Computational model and grid

本文中，煤顆粒為反應(yīng)物，半焦顆粒為熱載體，熱解氣氛為煤氣。為簡化模型，半焦不參與反應(yīng)，且忽略熱解過程中的二次裂解反應(yīng)。按照實驗條件，熱解過程中反應(yīng)器的溫度設(shè)置為600 ℃，初始狀態(tài)時充滿氮氣。模型中氣相場采用速度入口邊界條件，并定義煤氣組分；煤顆粒和半焦顆粒采用質(zhì)量流量作為入口邊界條件，具體速度值與溫度值根據(jù)模擬對象設(shè)定。計算中出口為壓力出口邊界，壁面上氣相場按無滑移邊界處理，壁面與顆粒的碰撞采用反彈(bounce-back)邊界條件處理。煤與半焦的兩種粒徑分布見圖2，模擬采用的煤的工業(yè)分析和元素分析見表2，煤氣氣氛組分見表3。其他具體計算參數(shù)見表4，煤與半焦顆粒密度等參數(shù)由實驗測得，其他參數(shù)的選取借鑒文獻(xiàn)[9]中的取值。

圖2 煤熱解前后粒徑分布圖Fig.2 Coal particle size distributions before and after pyrolysis

表2 煤的工業(yè)分析和元素分析Table 2 Proximate analysis and ultimate analysis of coal %

表3 模擬煤氣組分Table 3 Coal gas composition in the simulation %

表4 模型的計算條件和參數(shù)Table 4 Simulation conditions and parameters

1.3 模型求解

采用CPFD商業(yè)計算軟件平臺BARRACUDA對本文所建立的模型進(jìn)行仿真計算。氣相場的求解基于SIMPLE算法，采用交錯網(wǎng)格定義標(biāo)量和動量參數(shù)，控制方程的離散格式采用有限體積法。對于顆粒相，曳力、重力、壓力梯度等參數(shù)基于顆粒尺度計算，隨后將顆粒體積分?jǐn)?shù)插值到歐拉網(wǎng)格，計算顆粒之間的碰撞正應(yīng)力，計算結(jié)果再插值到離散顆粒。計算熱解反應(yīng)時，將非均相反應(yīng)插值到歐拉網(wǎng)格計算，再將質(zhì)量和熱量變化等插值回離散顆粒，同時更新氣體相和顆粒相的性質(zhì)[10]。初始時間步長為1×10-4，為提高計算效率，計算軟件對時間步長增加Courant-Friedrichs-Lewy(CFL)模塊控制。具體求解過程見文獻(xiàn)[11-13]。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 典型模擬結(jié)果

2.1.1 流型發(fā)展

圖3為噴動流化床內(nèi)流型的發(fā)展過程，其中壓力為0.3 MPa，流化風(fēng)量0.024 kg/s，射流風(fēng)量0.007 kg/s(Qs/Qf=0.3)。可以看出，流化風(fēng)和噴動風(fēng)進(jìn)入床層后，在底部入口的錐形布風(fēng)板上形成射流區(qū)和氣泡。隨后，噴動區(qū)域上升，并逐漸通過床層形成噴泉。與此同時，氣泡不斷上升，并與周圍的氣泡聚集、增大和破裂，在重力作用下，將顆粒從床層中帶出，并落回到床層中，形成穩(wěn)定的噴流狀態(tài)。在此過程中，少量顆粒從床面噴出，在密相區(qū)上方形成稀相區(qū)。極少數(shù)小尺寸的顆粒被揮發(fā)分從反應(yīng)器頂部的出口帶出。研究指出，噴動流化床中存在至少 6 種流型狀態(tài)，如固體床(fixed bed,FB)，內(nèi)部射流(internal jet,IJ)，曝氣噴動(spouting with aeration,SA)，鼓泡射流流化(jet in fluidized bed with bubbling,JFB)，騰涌射流流化(jet in fluidized bed with slugging,JFS)以及噴動流化(spouting-fluidizing,SF)等[14-15]。由圖可以看出，本文中噴動流化床熱解反應(yīng)器內(nèi)的流型為鼓泡射流流化，這種狀態(tài)兼具噴動床和鼓泡流化床的共同特征，是較為理想的流化形態(tài)。

圖3 顆粒體積分?jǐn)?shù)隨時間變化圖Fig.3 Variation in particle volume fraction with time

圖4 揮發(fā)分各組分體積分布Fig.4 Distributions of volatile components

2.1.2 組分分布

圖4為30 s時壓力為0.3 MPa，流化風(fēng)量0.024 kg/s，射流風(fēng)量0.007 kg/s(Qs/Qf=0.3)下的熱解反應(yīng)器內(nèi)揮發(fā)分各組分分布圖。由于本文的熱解模擬采用的流化介質(zhì)為煤氣，因此可以觀察到反應(yīng)器底部的煤氣組分，如 CO、H2和 CH4等濃度較高，均高于稀相區(qū)，且前5種組分的分布規(guī)律具有相似性。而對于焦油和熱解水，由于煤氣氣氛中不含有這兩種組分，因此其分布規(guī)律與前5種煤氣組分的分布規(guī)律不同。在環(huán)隙區(qū)，半焦與煤顆?；旌暇鶆?，煤熱解反應(yīng)劇烈，大多數(shù)揮發(fā)分也產(chǎn)生于此。在稀相區(qū)，揮發(fā)分的分布逐漸均勻，部分煤顆粒還沒有熱解完全，因此在自由空間區(qū)域仍然會有揮發(fā)分的析出。

2.1.3 溫度分布

圖5為30 s時反應(yīng)器內(nèi)的溫度分布。可以看出，煤顆粒入口附近的300 K到床層中央的900 K出現(xiàn)一個明顯的溫升，而噴動風(fēng)入口附近的673 K到床表面的1 100 K之間可以觀察到另一個溫升。在環(huán)流區(qū)，由于進(jìn)入反應(yīng)器原煤為293 K，半焦入口附近的平均溫度高于靠近煤的平均溫度，但由于半焦和煤顆粒的混合，環(huán)流區(qū)內(nèi)的顆粒溫度分布較為均勻，高濃度的煤顆粒導(dǎo)致劇烈的熱解吸熱反應(yīng)，使該區(qū)溫度低于半焦入口溫度。在反應(yīng)器下部，裂解反應(yīng)后的顆粒溫度約為873 K。在床層上部可以觀察到部分顆粒溫度較高，這是由進(jìn)入反應(yīng)器高溫半焦導(dǎo)致的。密相區(qū)的氣體溫度分布與顆粒溫度相似，而稀相區(qū)的氣體溫度分布較為均勻，主要原因是揮發(fā)分與流化風(fēng)或噴動風(fēng)的均勻混合。

圖5 反應(yīng)器內(nèi)氣相與固相溫度分布Fig.5 Temperature distributions of gas and solid phases in the reactor

2.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.2.1 反應(yīng)器高度

為選取合適的噴動流化床煤熱解反應(yīng)器的高度，以高度分別為1 500、1 650和1 800 mm的反應(yīng)器為模型進(jìn)行加壓煤快速熱解過程的數(shù)值計算。由于反應(yīng)器高度主要影響稀相區(qū)的顆粒分布及頂部出口的顆粒量，因此選取這兩個參數(shù)對反應(yīng)器高度進(jìn)行評估。圖6為同一時刻(30 s)不同高度下反應(yīng)器內(nèi)顆粒分布圖，其中壓力為0.3 MPa，流化風(fēng)量0.024 kg/s，射流風(fēng)量0.007 kg/s(Qs/Qf=0.3)。由圖可知，雖然受顆粒噴動流化隨機(jī)性的影響，噴泉高度存在差異，但總體可以看出，當(dāng)反應(yīng)器高度為1 500 mm時，稀相區(qū)的顆粒分布最為合適，且揚析區(qū)剛好未到達(dá)頂部揮發(fā)分出口。

圖6 同一時刻不同高度反應(yīng)器內(nèi)流型圖Fig.6 Flow patterns in the reactors having different heights at the same time

為評估反應(yīng)器高度對揮發(fā)分出口顆粒量的影響，監(jiān)測揮發(fā)分出口顆粒量。反應(yīng)器內(nèi)流型穩(wěn)定后，3個高度的反應(yīng)器出口均不再監(jiān)測到顆粒帶出，因此圖7給出至穩(wěn)定時3種模型下反應(yīng)器頂部出口總顆粒量?？梢钥闯?，隨著反應(yīng)器高度的增加，頂部出口顆?？偭柯杂袦p少，但減少的幅度很小，且主要為半焦顆粒。由于穩(wěn)定后3種反應(yīng)器出口均不再監(jiān)測到顆粒，因此無需再過多增加反應(yīng)器高度，從而增加成本及操作難度。綜上，該反應(yīng)器高度定為1 500 mm最合適。

圖7 不同高度反應(yīng)器揮發(fā)分出口顆粒量Fig.7 Particle outflow at the volatile outlets of the reactors having different heights

2.2.2 煤進(jìn)料口位置

煤進(jìn)料口是反應(yīng)器設(shè)計的重要因素，影響著煤顆粒與半焦顆粒的混合程度。而煤與半焦顆粒的混合程度影響反應(yīng)區(qū)的溫度分布，進(jìn)而影響煤熱解反應(yīng)。為選取合適的噴動流化床煤進(jìn)料口高度，設(shè)計并模擬4種不同煤進(jìn)料口位置的反應(yīng)器，其同一時刻下煤顆粒與半焦顆粒的分布情況見圖8(a)，其中壓力為0.3 MPa，流化風(fēng)量0.024 kg/s，射流風(fēng)量0.007 kg/s(Qs/Qf=0.3)?？梢钥闯?，煤顆粒進(jìn)料口越高越有利于煤與半焦的混合，這是因為：噴動流化床運行時，氣泡的破碎是導(dǎo)致床層表面顆粒劇烈運動的原因，而氣泡破碎過程通常發(fā)生于床層表面附近。因此，當(dāng)煤顆粒進(jìn)料口位于床層表面附近時，進(jìn)入反應(yīng)器的煤顆粒剛好可以在床層表面物料劇烈波動的作用下與半焦顆粒加速混合。圖8(b)為同一時刻(30 s)下4種模型的反應(yīng)器內(nèi)溫度分布。結(jié)合圖8(a)、8(b)可以看出，隨著煤顆粒進(jìn)料口位置提高，煤顆粒在反應(yīng)器某一處大量堆積的現(xiàn)象逐漸減弱，因此顆粒溫度也逐漸均勻，這不僅有利于煤顆粒均勻受熱充分熱解，同時還可防止反應(yīng)器壁出現(xiàn)受熱不均導(dǎo)致顆粒堵塞或反應(yīng)器外殼材料老化過快。因此，綜合上述模擬，煤顆粒進(jìn)料口位置定為如圖所示的距底部470 mm。

2.3 操作參數(shù)

2.3.1 操作壓力

操作壓力是加壓煤快速熱解的重要參數(shù)。圖9為流態(tài)化條件相同時同一時刻(30 s)不同壓力下反應(yīng)器內(nèi)流型及煤與半焦的混合狀態(tài)圖。由圖9(a)可知，相同的流態(tài)化條件下，壓力升高后，反應(yīng)器內(nèi)氣泡變小且在床層內(nèi)分布均勻，流型更加穩(wěn)定。結(jié)合圖9(b)可以發(fā)現(xiàn)，隨著壓力升高，反應(yīng)器內(nèi)底部出現(xiàn)顆粒堆積的現(xiàn)象。這表明噴動流化床內(nèi)出現(xiàn)穩(wěn)定的噴動結(jié)構(gòu)不利于床內(nèi)煤與半焦的均勻混合，因為穩(wěn)定的流動結(jié)構(gòu)會在兩個物料的落點及其下部區(qū)域形成穩(wěn)定的兩個區(qū)域，不利于兩種物料間的傳熱，也易造成反應(yīng)器溫度分布不均。該結(jié)果與劉雪嬌等[16-17]的研究結(jié)論一致。該問題可通過調(diào)整氣速及射流流化風(fēng)的比值，打亂反應(yīng)器內(nèi)流型來解決。

圖9 不同壓力下反應(yīng)器內(nèi)流型及顆粒組分分布Fig.9 Flow patterns and particle composition distributions in the reactor under different pressures

圖10為壓力對熱解焦油、煤氣產(chǎn)率及煤氣各組分的影響。煤氣氣氛下，隨熱解壓力升高，熱解焦油產(chǎn)率和煤氣產(chǎn)率均提高，其中煤氣組分CnHm、CH4、CO2隨壓力升高體積百分比增加，CO與H2組分體積百分比減少，此現(xiàn)象與竇元元等[18]的實驗結(jié)果一致。由于該模擬的組分結(jié)果已考慮了二次反應(yīng)的因素，即煤氣氣氛下，壓力升高會促進(jìn)部分自由基的加氫反應(yīng)，進(jìn)而提高焦油產(chǎn)率，同時壓力的升高會增加揮發(fā)分從煤顆粒析出過程中的阻力，增加其與煤焦的接觸時間，相對促進(jìn)揮發(fā)分的二次裂解，造成更多的碳?xì)浠衔镂龀?，提高熱解煤氣產(chǎn)率。此外，該部分的模擬也從流動的角度揭示了在噴動流化床反應(yīng)器中壓力的升高對熱解產(chǎn)生的影響，即提高壓力加劇氣固流動與顆粒接觸，因此為煤顆粒充分熱解創(chuàng)造了良好的條件。特別值得注意的是，在本模擬中，由于壓力升高降低了煤與半焦的混合程度，一定程度上延長了煤的熱解時間，因此壓力大于0.3 MPa后，煤氣產(chǎn)量上升幅度明顯增加。

圖10 壓力對熱解焦油、煤氣產(chǎn)率及煤氣各組分的影響Fig.10 Effects of pressure on pyrolysis tar,gas yield,and coal gas components

2.3.2 射流風(fēng)與流化風(fēng)的比值

圖11為30 s時流化風(fēng)量Qf相同，射流風(fēng)量Qs不同時反應(yīng)器內(nèi)流型及顆粒溫度分布。可以觀察到，當(dāng)流化風(fēng)不變，射流風(fēng)增大時，中心射流現(xiàn)象愈發(fā)明顯，料層內(nèi)中心射流區(qū)氣泡尺寸減小。在床層的中下部,射流的擾動使射流區(qū)和環(huán)形區(qū)之間顆粒的卷吸、循環(huán)和混合加強(qiáng)。反觀環(huán)形區(qū)，由于射流風(fēng)量增大，難以形成較穩(wěn)定的氣泡。減小射流風(fēng)的比重后，反應(yīng)器內(nèi)流動改變，射流區(qū)氣泡尺寸增大，但環(huán)形區(qū)氣泡尺寸減小，料面波動減弱。已有的實驗研究表明，在射流風(fēng)和流化風(fēng)的共同作用下，床層內(nèi)的物料幾乎無法實現(xiàn)完全均勻流化，而是出現(xiàn)如圖所示的顆粒與氣體在床層中的非均勻分布，而持續(xù)增大射流風(fēng)的最終結(jié)果將導(dǎo)致料層波動增強(qiáng)，密相區(qū)高度減小，懸浮過渡區(qū)高度增加，且稀相區(qū)氣速和顆粒濃度增加。隨著射流風(fēng)量的增加，反應(yīng)器內(nèi)溫度分布越來越均勻，這是因為增大射流風(fēng)量使得床層內(nèi)顆粒混合擾動增強(qiáng)，從而有助于溫度場的均勻分布。

圖11 不同Qs/Qf下反應(yīng)器內(nèi)流型及顆粒溫度分布Fig.11 Flow patterns and particle temperature distributions in the reactor at different Qs/Qf values

圖12為3種工況下反應(yīng)器揮發(fā)分出口總顆粒量，結(jié)合圖11和圖12可以發(fā)現(xiàn)，由于射流風(fēng)量增大，導(dǎo)致稀相區(qū)的顆粒量增加，使得部分顆粒隨著揮發(fā)分由反應(yīng)器頂部出口帶出，導(dǎo)致反應(yīng)器頂部出口顆粒量增大。這表明實際操作時，射流風(fēng)量不宜過大，從而給焦油和揮發(fā)分的后處理工序增加負(fù)擔(dān)。

圖12 不同Qs/Qf下反應(yīng)器揮發(fā)分出口顆粒量Fig.12 Particle outflow at volatile outlet of the reactor at different Qs/Qf values

2.3.3 粒徑范圍

圖13為同一時刻(30 s)下，粒徑分布分別為0～3、0～6和0～10 mm時反應(yīng)器內(nèi)流型及混合狀態(tài)。其中，0～6和0～10 mm的粒徑分布見圖14。由圖13可知，粒徑大小對流型略有影響。總體來說，粒徑增大后，反應(yīng)器內(nèi)流型更加穩(wěn)定，床層的形態(tài)變得整齊，除中心射流引起的氣泡以外，環(huán)隙區(qū)的氣泡更為明顯。由反應(yīng)器內(nèi)混合圖可以發(fā)現(xiàn)，粒徑分布0～3 mm時，反應(yīng)器內(nèi)煤顆粒與半焦顆粒的混合要更加均勻，而粒徑分布為0～6 mm時，半焦在反應(yīng)器底部右側(cè)出現(xiàn)明顯的堆積，且這種現(xiàn)象在粒徑為0～10 mm時更為嚴(yán)重。原因如2.3.1節(jié)所述，這是由于顆粒變細(xì)導(dǎo)致床內(nèi)流型不穩(wěn)定，從而一定程度上促進(jìn)了混合，而采用更大的粒徑分布時，由于反應(yīng)器內(nèi)流型更為穩(wěn)定，自反應(yīng)器右側(cè)進(jìn)入反應(yīng)器的煤顆粒較難通過顆粒運動進(jìn)入反應(yīng)器左邊，因此易在反應(yīng)器右側(cè)堆積。

圖13 不同粒徑范圍反應(yīng)器內(nèi)流型及顆粒組分分布Fig.13 Flow patterns and particle composition distributions in the reactor at different particle sizes

圖14 0～6 mm和0～10 mm粒徑分布圖Fig.14 Particle size distributions between 0 and 6 mm and between 0 and 10 mm

表5為3種工況下反應(yīng)器揮發(fā)分出口總顆粒量，可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)粒徑范圍變大時，由于細(xì)顆粒份額減少，導(dǎo)致料層上方的懸浮區(qū)以及稀相區(qū)的懸浮顆粒減少，因此反應(yīng)器頂部出口的顆粒量也顯著減少。

表5 不同粒徑范圍下反應(yīng)器揮發(fā)分出口顆粒量Table 5 Particle outflow at volatile outlet of the reactor at different particle sizes

3 結(jié)論

為設(shè)計開發(fā)中試規(guī)模的加壓噴動流化床煤熱解反應(yīng)器，本文進(jìn)行了處理量為50 kg/h的中試尺度噴動流化床反應(yīng)器內(nèi)加壓煤快速熱解過程的數(shù)值模擬。研究反應(yīng)器高度、煤進(jìn)料口位置等結(jié)構(gòu)參數(shù)以及不同壓力(0.1～0.5 MPa)、射流風(fēng)與流化風(fēng)比值(0.2～0.5)和粒徑(0～3、0～6和0～10 mm)等操作參數(shù)的影響規(guī)律。研究結(jié)論如下：

該熱解反應(yīng)器最合適的高度為1 500 mm，煤進(jìn)料口越低越不利于煤與半焦的混合傳熱，煤進(jìn)料最合適的高度為470 mm；升高壓力，煤與半焦混合程度降低，焦油產(chǎn)率提高，煤氣產(chǎn)率提高；流化風(fēng)量Qf不變，隨射流風(fēng)量Qs增加，氣固流動更劇烈，顆粒溫度分布更加均勻，頂部出口顆量增加；增大粒徑雖可降低揮發(fā)分出口的顆粒量，但不利于煤與半焦混合。