低阶粉煤直接换热干燥工艺CFD仿真研究.pdf

8燃 料 与 化 工Fuel&Chemical ProcessesNov.2023Vol.54 No.6煤焦技术低阶粉煤直接换热干燥工艺 CFD 仿真研究李旭东1,2刘洪春1,2封一飞1,2王满1,2（1.中冶焦耐（大连）工程技术有限公司，大连116085）（2.辽宁省低碳焦化专业技术创新中心，大连116085）摘要：通过对低阶粉煤直接换热干燥工艺过程仿真计算结果（煤层温度分布图、水分分布图等）及统计数据的分析，结合工程设计，改进设备结构及优选设计方案，为干燥器设计提供技术支持。关键词：干燥器；直立炉；计算流体力学 中图分类号：TQ520.6文献标识码：A文章编号：1001-3709（2023）06-0008-05C F D s i mu l a t i o n r e s e a r c h o n d i r e c t h e a t e x c h a n g e d r y i n g p r o c e s s o f l o w-r a n k f i n e c o a lLi Xudong1,2Liu Hongchun1,2Feng Yifei1,2Wang Man1,2（1.ACRE Coking&Refractory Engineering Consulting Corporation（Dalian），MCC，Dalian 116085，China；2.Low Carbon Coking&Chemical Professional Technology Innovation Center，Liaoning Province，Dalian 116085，China）A b s t r a c t:Computational fluid dynamics(CFD)is applied to study working status of dryer.Based on the results of simulation(coal seam temperature distribution diagram，water distribution diagram，etc.），statistic analysis and project design，the structural improvements and scheme optimization are proposed to provide technical support for the design of dryer.Ke y w o r d s：Dryer；Vertical Furnace；CFD1前言外热式直立炉1是采用间接加热方式对连续移动的低阶煤进行干馏处理的装置。中冶焦耐自主开发了具有全新结构和工艺装备的外热式低阶粉煤连续干馏炉（JNWFG），实现了对低阶粉煤的分质利用。为了进一步提高产能，设计采用干燥装置对入炉的原料煤通过加热进行干燥预处理。低阶粉煤的干燥方式主要有间接干燥工艺（多管回转式干燥机等2）和直接干燥工艺（流化床干燥技术等3）两种。前者换热效率低、占地面积大、设备运行成本高；后者换热效率高、功率消耗大，并且低温尾气含尘量高，处理困难。综合间接干燥和直接干燥的优缺点，拟采用低阶粉煤直接换热干燥工艺，即将高温气体直接通入低阶粉煤料层内，在不对煤料造成扰动的条件下对含水低阶粉煤进行干燥处理。本文通过计算流体力学（CFD）的数值模拟方法，应用Fluent软件，采用欧拉（Eulerian）多相流模型，对此干燥工艺进行研究。2采用的数学模型模拟仿真计算采用的数学模型根据干燥工艺的特点来确定。低阶粉煤直接换热干燥工艺是将温度约300 的烟气通入干燥器内缓慢向下移动的含水原料煤层中。原料煤吸收烟气显热后不断升温，当达到100 左右时，其所含水分不断汽化析出，并随烟气一同流动。由于煤料干燥过程类似于缓慢移动的稠密颗粒床间气固传热、传质过程，故收稿日期：2022-06-11作者简介：李旭东（1979-）男，正高级工程师9燃 料 与 化 工Fuel&Chemical Processes2023 年 11 月第 54 卷第 6 期采用能够很好地描述干燥器内气、固相间的运动及传热过程4-5的双欧拉多相流模型（Euler-Euler Multiphase）作为计算模型。在此计算模型基础上，添加组分输运模型和Lee Model蒸发模型用以计算相间水分的迁移过程，计算采用的参数方程组如下。2.1连续性方程式中：S为固体项；l为流体项；为体积分数；为速度；为密度；p是所有时间的共有压力；ps为固体颗粒间压力；-为剪切力；n为固体项数量；K为动量交换系数；m.为相间质量交换；Fs为外部体积力；Flift,s为升力；Fvm,s为虚质量力；Ftd,s为湍流阻力。2.3能量方程式中：h为焓值；l为流体项；q为热通量；S为源项；Q为热交换强度。2.4Lee Model蒸发模型蒸发过程采用欧拉多相流中的Lee Model模型，公式如下：式中：V为蒸汽项，V为蒸汽体积分数，V为蒸汽密度，VV为蒸汽速度，m.lV为蒸发转化速率，m.Vl为冷凝转化速率。3 几何模型和网格划分为了准确描述干燥器结构设计对原料煤层立体空间升温及干燥效果的影响，本文建立了三维计算模型。三维计算模型以初始的干燥器设计方案为基础，即采用干燥器箱体长3.6 m，烟气导入管和烟气导出管水平方向上等间距设置，高向上下两排交错布置，每根导管底部为敞开式结构的方案。该方案中原料煤由干燥器顶部进入，经换热后由底部排出；热烟气经干燥器内烟气导入管底部开口逐渐流入煤层，穿过煤层后烟气由导出管底部开口进入导出管，汇聚后排出干燥器。烟气在从导入管底部运行到导出管底部的过程，完成对原料煤的预热升温和蒸发干燥。为了提高工作效率，在不影响计算结果准确性的前提下，对流场模型结构进行下列简化，见图1。（1）忽略干燥器内部支撑件对模型结构的影响。（2）忽略导气装置壁厚度对模型结构的影响。因干燥器三维流场为对称结构，考虑到计算的经济性，采用立体对称几何模型开展计算研究。考虑到仿真计算应用数学模型的复杂程度和计算收敛困难等因素，采用高精度全六面体网格划分方法对干燥器三维流场模型进行离散化处理，见图2。4计算条件采用干燥器的设计条件作为仿真计算的边界条件，干燥器内原料煤粒度组成见表1，平均粒径为12.2 mm，在缓慢向下运动过程中不发生破碎、偏析和热解反应，且空隙率均匀。干燥器设计条件见表2，烟气主要成分及含量见表3。（5）+Sl+(Qsl+m.sl h sl-m.lsh ls)s=1(llhl)+(llulhl)=-l +l ul-qltplt（6）(V V)+(V VVV)=m.lV-m.Vlt式中：Sl为固体项；l为流体项；为体积分数；为速度；为密度；rl为流体项参考密度。2.2动量方程（1）流体项:(ll)+(llvl)=(m.sl-m.ls)+Sls=1t（3）l+llg+(Rsl +m.slvslm.lsvls)+(Fl +Flift,l+Fvm,l +Ftd,l)s=1流体项:(llvl)+(llvlvl)=l+t（4）+ssg+(Kls (vlvs)+m.lsvlsm.slvs)+(Fs +Flift,s+Fvm,s+Ftd,s)l=1颗粒项:(ssvs)+(ssvsvs)=s p ps+st（2）颗粒项:(ll)+(llvl)=(m.sl-m.ls)s=11rlt图 1 干燥器几何模型示意图图 2 干燥器全六面体网格划分导管烟气出口烟气出口烟气入口烟气入口原料煤出口原料煤入口10燃 料 与 化 工Fuel&Chemical ProcessesNov.2023Vol.54 No.6原料煤处理量/（th-1）热烟气量/（Nm3h-1）原料煤入炉温度/原料煤含水率/%热烟气温度/6.249 3602013300热烟气O2CO2H2ON2体积分数6.27.714.172表 2干燥器设计条件%表 3烟气主要成分及含量注：原料煤总含水量为 13%，其中单质水为 9%，化合水为 4%（参考陕北低阶煤测定值）。5设计方案验证首先，通过仿真计算对干燥器的初始设计方案进行验证。根据初始设计，烟气入口与烟气出口分设在干燥器的两侧，即烟气采用异侧进出。经计算，得到了干燥器内烟气流线及流速分布图和煤层温度分布图，见图3与图4。如图3所示，干燥器内烟气流线多集中在烟气出口侧，表明干燥器煤层中烟气流量分布不均匀。出口侧烟气流量明显高于入口侧，导致了排料煤轴向温度分布不均，见图4。为了改善干燥器内烟气流动及排料温度均匀，在其他计算条件不变的情况下，将干燥器烟气导入、导出管布置由异侧进、出改为同侧进、出，再次进行仿真验证计算，见图5与图6。如图5及图6所示，烟气采用同侧进出后，烟气流线分布均匀性和排料温度分布均匀性明显提高。由此可见，干燥器烟气进、出同侧设计有利于提高煤层间气体流动的均匀性。尽管采用烟气同侧进出的方案可提高气体流动的均匀性，但从计算结果也可看出，经过干燥后的煤料温度接近300，表明煤料被过度加热，同时排出的烟气温度低至49。过低的烟气温度将促使烟气中的水分直接凝结析出并和烟气中的硫化物结合生成硫酸、亚硫酸等腐蚀性物质，长期运行必将对后续管道及设备造成露点腐蚀。6设计方案的优化6.1优化目的为了避免煤料的过度干燥及排出烟气的低温腐蚀，需要对已有的设计方案进行改进，在保证干燥后煤料水分、温度均匀并满足设计要求的条件下，合理利用等量烟气显热对原料煤进行干燥处理。6.2优化模型在原设计方案的基础上，将烟气导管由4排增加到5排，每排管水平间等距布置，高向上下两排交错布置，烟气同侧进出，计算参数条件不变，具体结构见图7。6.3改进方案为了寻求最佳的干燥器结构方案，设计条件采用不同烟气导入管和导出管搭配的方式。对干燥器工作状态进行研究，通过对仿真计算结果的分析，选择最佳的干燥器供/排气布置方式。改进的方案中，将5排导气管分为烟气导入管、烟气导出管及封闭管（不导气）3种使用状态，形成4种搭配方案，见图8。封闭管几何结构影响床层间气、固物料流动状态，但无导气功能。每组计算条件中，同图 3烟气流线及流速分布图煤层温度分布5.54.12.71.40.0Gas velocitym s-1300272244216188160132104764820Coal TempC图煤层温度分布300272244216188160132104764820Coal TempC图烟气流线及流速分布5.54.12.71.40.0Gas velocitym s-1图 7干燥器设计方案优选几何结构示意图原料煤入口原料煤出口烟气导入（出）管粒度组成/%平均粒径/mm 30 mm30 15mm15 5mm5 1mm1 0.5mm 0.5mm18.9315.2322.2724.5913.955.0212.2表原料煤粒度组成11燃 料 与 化 工Fuel&Chemical Processes2023 年 11 月第 54 卷第 6 期图干燥器内 4 种导气装置配置方案气流方向示意图图4 种设计方案煤层温度分布计算结果由图9可以看出，4组计算结果中，只有方案2的原料煤出口截面轴向温度出现左高右低分布状态。这是因为方案2采用3排导管进气方式，其他方案均为2排，在导入相同烟气量的条件下，导入管内烟气流速降低，导致烟气在干燥器内（导气管和料层间）流动过程中动压和静压间的转换过程形成的静压场分布不利于煤层间气体的均匀流动，进而造成了原料煤排出口轴向温度不均匀现象的发生。方案1、方案2和方案3的原料煤出口截面温度均不同程度出现过热现象；方案4的原料煤出口截面温度分布最均匀且未出现过热现象。（2）烟气及煤料排出温度由图10可以看出，方案1、方案2和方案3中干燥器烟气出口最低温度分别为47、59 和99，均低于烟气露点温度。长期运行必将对后续管道及设备造成酸性露点腐蚀。方案4采用热烟气与原料煤同向运动的换热方式，在换热过程中热烟气温度逐渐降低，原料煤的温度则逐渐升高，最终二者温度相近。烟气排出温度为138，高于烟气露点温度，可满足烟气后续除尘等处理要求。6.4.2煤层水分变化对于干燥器，煤层中液态水变化范围越小，干燥器运行效率越高，反之越低。通过对干燥器的工作效率进行评估得到以下结论：液态水变化范围由大到小依次为方案1、方案2、方案3和方案4；因此，方案4干燥器运行效率最高，方案1干燥器效率最低。由此可见，烟气量与煤料量之比一定时，不同的供/排气方式，对湿煤层中水分蒸发速率影响很大。方案4煤层水分脱除距离短，水分蒸发强度高，既可满足干燥要求，同时还可以降低干燥器的设计高度，节约操作空间；因此，气、固顺流换热方式比逆流换热方式更适合应用在热烟气干燥原料煤的技术中。方案1中，热烟气与煤料逆向流动换热；方案2和方案3中，热烟气与煤料同向、逆向混合流动换热；方案4中，热烟气与煤料同向流动换热。6.4仿真计算结果与分析6.4.1温度分布情况（1）煤料温度均匀性为了考察比较各方案煤料干燥过程中温度分布情况，根据计算结果给出了煤层温度分布云图，见图9。组单根烟气导入管热烟气导入量相同，且合计为总烟气量。L1L2L3L4L5L1L2L3L4L5L1L2L3L4L5L1L2L3L4L5方案 1方案 2方案 3方案 4300272244216188160132104764820Coal tempC方案 1方案 2方案 3方案 4图 10导出管烟气平均温度和煤料排出平均温度仿真计算结果 统计300250200150100500475913999105方案 1方案 2方案 3温度/方案 4272252222138126烟气出口 2 温度烟气出口 1 温度煤出口温度计算条件名称（注：方案1和方案2有2个烟气出口，方案3和方案4仅有1个烟气出口）7结论（1）干燥器烟气进、出同侧设计有利于提高煤层间气体流动的均匀性，干燥后煤料温度更均匀。（2）烟气量与煤料量之比一定时，布置较多数量的烟气导入管，将会导致原料煤的轴向排出温度分布不均。（3）干燥器内高温烟气与原料煤直接接触换热12燃 料 与 化 工Fuel&Chemical ProcessesNov.2023Vol.54 No.6过程中，顺流方式优于逆流方式和混合流动方式。顺流方式可有效避免烟气出口温度过低及煤料出口温度过高的现象，且干燥过程水分蒸发强度高，脱水距离短，可有效减小干燥器体积。参考文献1刘庆达，蔡承祐，李超，等.低阶粉煤分质利用新技术中冶焦耐JNWFG炉工艺J.燃料与化工，2020，51（2）：1-5.2高建军，郭玉华，徐洪军，等.多管回转式煤调湿工艺的工业化试验J.钢铁，2012，47（11）：85-88.3司崇殿，武建军.低阶煤流化床干燥技术研究J.中国粉体技术，2015，21（1）：91-95.4李旭东，龚炎华，康婷，等.多相流理论在固定床CFD计算中的应用J.燃料与化工，2016，47（3）：43-46.5李旭东，谭啸.多相流理论在干熄炉数值模拟中的应用J.燃料与化工，2017，48（6）：17-20.甘李军编辑（上接第7页）障设备旁备用；OPR调节装置降低到最低位，维护全程保持快速注水阀常开，打开上升管盖；使用炉顶压缩空气管，插入上升管口，向上升管方向持续吹气，防止热气从炭化室涌向桥管；拆开调节杆连接活结，拆除定位器、调节气缸、高压氨水喷头等设备，拆开OPR圆形大盖板；调整集气管压力，保证压力值在检修操作全过程中为微负压，建议-50-100 Pa；取出旧活塞并迅速放入新活塞，动作尽可能迅速，减小荒煤气逸出伤人的概率；重新安装拆除的各设备，重新初始化定位器，恢复OPR系统工作状态，撤出压缩空气管，恢复焦炉生产。3.2.5其他设备（1）阀门关限位丢失快速注水阀和高低压氨水切换阀的关限位由凸轮和碰触开关产生反馈信号，限位丢失通常是凸轮角度不合适或发生松动、偏移，此时应打开阀头上的限位保护盒，对凸轮进行调整。（2）快速注水阀与蒸汽吹扫阀动作失效OPR系统现场控制柜内，相邻4孔快速注水阀和蒸汽吹扫阀采用1条火线供电，有公用的熔断端子。当保险丝熔断时，会造成多个相邻的快速注水阀和蒸汽吹扫阀失灵。此时，应先排查阀门线路上是否有短路故障，确认无误后，更换保险丝恢复阀门动作。（3）蒸汽吹扫阀漏气或无法关闭蒸汽吹扫阀漏气时，压力传感器始终显示非常高的压力，甚至长时间维持满量程。该故障的诱因绝大多数情况下是蒸汽气源有杂质，堵塞了蒸汽吹扫阀，造成阀芯卡顿。此时，应关闭蒸汽手阀，拆开蒸汽吹扫电磁阀的阀头，取出阀体活塞进行清理。若堵塞故障频繁发生，则需要考虑在蒸汽吹扫阀前增加过滤器。本小节基本涵盖了OPR系统生产过程中可能遇到的绝大部分故障情况。若遇到了其他较为特殊的故障状态，可以采取分段检查的策略逐步定位故障设备，明确故障原因和处理方案，逐步积累维护经验。4 结语良好的维护工作是OPR系统长期稳定运行的必要保障之一，而OPR系统结构复杂、设备数量众多的特点以及焦炉连续生产的要求为维护工作带来了较大的难度，使得维护工作不易开展。针对这一问题，本文对OPR系统运行过程中可能出现的故障现象和故障处理方法进行了归纳和总结，详细讲解了多种故障情形，可为OPR系统的维护人员提供有效参考。参考文献1蔡承祐.二种焦炉单孔炭化室压力调节技术的分析与评价J.燃料与化工，2017，48（1）：1-4，7.2崔义平，张洪波，刘宏，等.单孔炭化室压力稳定系统（CPS系统）在新泰正大6.78 m捣固焦炉上的应用J.燃料与化工，2020，51（4）：10-13.3史瑛迪，洪志勇，赵希超.炭化室压力调节装置的开发J.燃料与化工，2012，43（2）：15-17.张晓林编辑