粉煤轉(zhuǎn)化裝置內(nèi)襯里管道的熱損失分析

王武生，楊會(huì)民，楊 帆，張曉欠，陳 林，張啟科

（陜西延長(zhǎng)石油（集團(tuán)）有限責(zé)任公司 碳?xì)涓咝Ю眉夹g(shù)研究中心，陜西 西安710075）

在循環(huán)流化床粉煤氣化爐（簡(jiǎn)稱一段爐）的基礎(chǔ)上，陜西延長(zhǎng)石油（集團(tuán)）有限責(zé)任公司將一段爐出口粗合成氣引入自主開發(fā)的裂解爐（簡(jiǎn)稱二段爐）進(jìn)行深度轉(zhuǎn)化[1]，形成煤種適應(yīng)性更廣的流化床粉煤深度熱轉(zhuǎn)化技術(shù)[2]，并建成中試裝置[3]。該裝置內(nèi)一段爐與二段爐通過帶耐火襯里的管道相連接，以此將一段爐的頂部合成氣及少量飛灰引入二段爐的底部入口[4]。歷次試驗(yàn)以來，一段爐的頂部出口處工藝介質(zhì)溫度接近設(shè)計(jì)值，然而下游二段爐底部入口介質(zhì)溫度不足700℃，遠(yuǎn)低于設(shè)計(jì)值，為了將二段爐內(nèi)床層溫度提升至設(shè)計(jì)值，該部分低溫氣體的提溫所需熱量須由二段爐承擔(dān)。這勢(shì)必需要向二段爐內(nèi)加入更多的氧氣來發(fā)熱，從而對(duì)二段爐出口合成氣的組成造成很大不利影響，尤其是CO2含量偏高嚴(yán)重[5]?？梢姡瑑啥喂I(yè)爐之間襯里管道的熱損失研究，對(duì)于二段爐出口合成氣成分的定量修正以及商業(yè)化裝置的放大設(shè)計(jì)至關(guān)重要。

下文以該中試裝置某次試驗(yàn)烘爐期間的部分運(yùn)行數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，著重對(duì)兩段爐間耐火襯里管道的散熱量進(jìn)行核算，從而推算出該襯里材料的關(guān)鍵物性參數(shù)，并與理論值進(jìn)行了關(guān)聯(lián)。此外，下文以所得物性參數(shù)為依據(jù)，對(duì)該技術(shù)商業(yè)化裝置內(nèi)兩段爐間襯里管道進(jìn)行了初步設(shè)計(jì)及散熱推算，并得出相應(yīng)設(shè)計(jì)條件下二段爐底部入口合成氣溫度。文中的相關(guān)工藝計(jì)算及分析，為中試裝置二段爐出口合成氣成分分析、全系統(tǒng)物料與熱量衡算，以及中試裝置的放大設(shè)計(jì)提供了扎實(shí)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

1 結(jié)果與討論

1.1 中試裝置兩段爐間襯里管道散熱分析

中試裝置第5次試驗(yàn)烘爐期間，一段爐在2018年8月6日19:50處于穩(wěn)態(tài)運(yùn)行區(qū)間，下文以該時(shí)刻相關(guān)工藝參數(shù)為依據(jù)進(jìn)行分析。

1.1.1 一段爐出口煙氣成分推算

為了推算一段爐出口的氣體成分及流量，須對(duì)入爐介質(zhì)進(jìn)行分析。表1中列出了8月6日19:50通入一段爐的各工藝介質(zhì)流量。

表1 一段爐入爐介質(zhì)及出爐煙氣的流量

查閱資料可知，催化柴油的氫含量為12wt%[6-7]，若忽略柴油中其它元素含量，可得柴油的平均分子組成為（CH1.636）X，由此可通過燃燒反應(yīng)方程推算柴油完全燃燒所需理論空氣量為11.0 m3air/kg diesel。同理，假定天然氣中甲烷含量為100%，則可推算出天然氣完全燃燒所需理論空氣量為9.5 m3air/m3NG。由表1中可知，一段爐柴油和天然氣所需理論空氣量為2 327 m3/h，而實(shí)際通入量為2 820 m3/h。

以一段爐為控制體，通過熱量平衡計(jì)算可得柴油流量計(jì)的計(jì)量值偏小，這是由于柴油流量計(jì)的最大量程為200 kg/h，顯示值已經(jīng)非常接近最大值。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，假定通入一段爐的空氣被完全消耗，則據(jù)燃燒反應(yīng)方程可得煙氣中各氣體流量分別為：

匯總后，列入表1之中。

1.1.2 襯里管道散熱核算

表2 列出了在8月6日19:50，一段爐出口煙氣溫度（T009）以及二段爐入口煙氣溫度（T903），為了簡(jiǎn)化計(jì)算，若忽略管道最外側(cè)金屬殼內(nèi)外表面溫降，則根據(jù)該時(shí)刻裝置現(xiàn)場(chǎng)管道外壁溫度測(cè)定情況，給出了以上兩處氣相測(cè)溫點(diǎn)對(duì)應(yīng)的耐火層外壁側(cè)溫度?？梢?，襯里煙氣側(cè)及外壁側(cè)的特征溫度分別是[8]：

表2 襯里管道兩端內(nèi)外側(cè)溫度

根據(jù)襯里內(nèi)側(cè)的煙氣特征溫度t1，忽略壓力條件對(duì)定壓比熱容的影響，查資料可得該工況下，煙氣中工藝介質(zhì)N2、CO2及H2O的定壓比熱容分別是1.438 kJ/（m3·K）、2.318 kJ/（m3·K）以及2.190 kJ/（kg·K）[9-10]。

綜上可得，該段120 m襯里管道在該工況下的穩(wěn)態(tài)散熱量為：

1.1.3 襯里管道內(nèi)耐火材料綜合導(dǎo)熱系數(shù)推算

對(duì)于單層圓筒壁的熱傳導(dǎo)有：

分離變量得：

積分可得：

圖1 示意了該段120 m管道的襯里材料由靠?jī)?nèi)側(cè)的耐磨層和靠外側(cè)的保溫層組合構(gòu)成，查閱設(shè)計(jì)尺寸，并代入上式可推算得該管道內(nèi)襯里材料綜合導(dǎo)熱系數(shù)為：

圖1 襯里管道剖面示意圖

1.1.4 襯里管道內(nèi)純耐火材料綜合導(dǎo)熱系數(shù)理論值核算

對(duì)于由不同材料構(gòu)成的多層圓筒壁的熱傳導(dǎo)，在穩(wěn)態(tài)傳熱過程中，各層材料溫度恒定，沒有熱量累積。因此單位時(shí)間內(nèi)流經(jīng)該段圓筒上每層材料的熱功率相等，而且與該段圓筒對(duì)外總熱功率耗散量相等。結(jié)合1.1.3之中對(duì)單層圓筒壁的熱傳導(dǎo)公式推導(dǎo)可知，對(duì)于由不同材料構(gòu)成的多層圓筒壁，其熱傳導(dǎo)有：

將各層材料所對(duì)應(yīng)的Qi之中分子和分母分別疊加后作為分?jǐn)?shù)新的分子和分母后，可得：

該段圓筒內(nèi)含有兩層耐火材料，取n=2，代入上式中，并與1.1.3之中積分所得公式對(duì)比可得：

查閱該段120 m襯里管道設(shè)計(jì)文件可得：

核算得該管道內(nèi)襯里材料綜合導(dǎo)熱系數(shù)理論值：λs=0.866 W/（m·K）

綜上，根據(jù)運(yùn)行實(shí)踐推算所得的襯里綜合導(dǎo)熱系數(shù)為理論值的3.41倍，可見，該耐火襯里保溫性能較差。由以上理論值推算過程可知，過程中僅僅考慮了兩層耐火材料導(dǎo)熱系數(shù)的設(shè)計(jì)值，然而，為了強(qiáng)化耐火襯里材料與管道金屬外殼之間的結(jié)合力，從而有效避免耐火襯里脫落，該段管道的兩層耐火材料內(nèi)設(shè)置有大量金屬錨固釘，并與管道金屬外殼焊接。

很顯然，金屬錨固釘與耐火材料的導(dǎo)熱系數(shù)相差數(shù)百倍，這部分金屬錨固釘無疑為熱流失提供了捷徑，從而使得耐火材料的隔熱性能大打折扣，并導(dǎo)致實(shí)際運(yùn)行過程中其綜合導(dǎo)熱系數(shù)大幅增加。

1.2 商業(yè)裝置內(nèi)兩段爐間襯里管道散熱分析

1.2.1 襯里管道的耐火層外徑設(shè)計(jì)

查閱該技術(shù)投煤量5 000 t/d的產(chǎn)業(yè)化工藝包設(shè)計(jì)資料可知，一段爐出口溫度為t01=982℃，兩段爐間的襯里管道內(nèi)徑d1=1 000 mm，在該段管道設(shè)計(jì)過程中，假定所選用的兩種耐火材料、錨固釘在耐火材料內(nèi)所占體積分?jǐn)?shù)，以及靠?jī)?nèi)側(cè)的耐磨層厚度均與中試裝置相同。則：

假定該段管道耐火層外徑為d3，則由1.1.4可知襯里綜合導(dǎo)熱系數(shù)為：

可見，λcs=f（d3）。考慮管道內(nèi)壁防露點(diǎn)腐蝕，壁溫取t03=200℃，大氣溫度取t0=30℃，則管道外壁散熱溫壓Δtm=170℃，根據(jù)熱量平衡有：

即：

借用Excel辦公軟件[11]，試差迭代后可得該段管道耐火層外徑d3為1 862 mm。

1.2.2 兩段爐間襯里管道內(nèi)工藝介質(zhì)溫降推算

查閱該技術(shù)投煤量5 000 t/d的產(chǎn)業(yè)化工藝包設(shè)計(jì)資料可知，一段爐出口工藝介質(zhì)的定壓比熱容為Cp=1 829 J/（kg·K），流量為qm=500 072 kg/h。若取兩段爐間的襯里管道總長(zhǎng)L=120 m，并假定一段爐出口至二段爐入口間工藝介質(zhì)溫降為Δt，則以該段襯里管道為控制體，根據(jù)熱量平衡可得：

若管道外壁溫取t03=230℃，則通過上述1.2.1及1.2.2試差迭代得，工藝介質(zhì)溫降Δt=9.75℃。

綜上，該技術(shù)商業(yè)化裝置中兩段爐間襯里管道內(nèi)工藝介質(zhì)溫降為8.92℃，而中試裝置該段管道內(nèi)介質(zhì)溫降高達(dá)330℃。不難得出，若以0℃為基準(zhǔn)，則在中試和商業(yè)化裝置內(nèi)，該段襯里管道散熱量在一段爐出口介質(zhì)所攜帶物理熱之中的比重分別為37%和0.91%?？梢姡性囇b置二段爐入口工藝介質(zhì)溫度大幅偏低的根本原因是工藝介質(zhì)總流量相對(duì)太小，該異?，F(xiàn)象必然會(huì)在商業(yè)化裝置內(nèi)被消除。

此外，該中試裝置內(nèi)在進(jìn)行二段爐出口合成氣成分分析時(shí)，務(wù)必高度重視兩段爐之間襯里管道的大幅散熱而引起合成氣中CO2含量偏高的因素，在全系統(tǒng)熱量衡算時(shí)務(wù)必充分考慮該因素。本文為兩段式粉煤深度轉(zhuǎn)化技術(shù)的中試及商業(yè)化裝置內(nèi)，所有帶襯里設(shè)備的熱量衡算提供了重要的核算方法。

2 結(jié)論

（1）所提及的兩段式粉煤深度轉(zhuǎn)化技術(shù)中試裝置內(nèi)，兩段工業(yè)爐之間管道的耐火襯里綜合導(dǎo)熱系數(shù)可通過純耐火襯里組合所得理論值來推算，且兩者間存在關(guān)聯(lián)系數(shù)，該系數(shù)為商業(yè)化裝置內(nèi)襯里設(shè)備的設(shè)計(jì)奠定了扎實(shí)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

（2）所提及的粉煤轉(zhuǎn)化技術(shù)中試裝置內(nèi)，二段爐底部入口的工藝介質(zhì)溫度大幅偏低屬于先天不足，體現(xiàn)在兩段爐間襯里管道的相對(duì)熱損量將由中試裝置的37%降至商業(yè)化裝置的0.91%，商業(yè)化裝置內(nèi)兩段爐間的工藝介質(zhì)溫降將在10℃之內(nèi)。

（3）本文對(duì)所提及粉煤轉(zhuǎn)化技術(shù)中試及商業(yè)化裝置內(nèi)帶襯里設(shè)備的散熱核算提供了重要方法，同時(shí)為中試裝置內(nèi)全系統(tǒng)的物熱衡算提供了部分重要基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，尤其是為中試裝置內(nèi)二段爐出口合成氣成分修正提供了可靠的定量數(shù)據(jù)。