新型两段式气化炉的数值分析

第63卷第12期化工学报Vol. 63 No. 122012年12月CIESC JournalDecember 2012研究论文新型两段式气化炉的数值分析金渭龙，王亦飞，彭康，吴超琦，许建良(华东理工大学煤气化教育部重点实验室，上海200237)摘要:对一种新型两段式水煤浆气化炉的气化效率进行了数值计算和分析。模型中将水煤浆的气化过程分为水.分蒸发、煤热解、气相反应和气固异相反应等子模型。气相反应速率需同时考虑湍流混合和化学反应机理，气固反应的速率采用未反应缩芯模型。运用可实现ke模型描述气相湍流流动，随机轨道模型追踪水煤浆颗粒的运动。以中试多喷嘴水煤浆气化炉为建模基础，验证了该水煤浆气化模型的准确性。模拟计算得出新型两段炉的有效气组分含量为85. 91%，冷煤气效率为76. 42%。关键词:水煤浆;两段炉;数值模拟DOI: 10. 3969/j. issn. 0438-1157. 2012. 12. 002中團分类号: TQ 054文献标志码: A文章编号: 0438-1157 (2012) 12-3747-09 .Numerical simulation analysis of novel two-stage gasifierJIN Weilong, WANG Yifei, PENG Kang，WU Chaoqi, XU Jianliang( East China University of Science and Technology，Key Laboratory of Coal Gasification ofMinistry of Education, Shanghai 200237，China)Abstract: The gasification efficiency of a novel two-stage gasifier was studied and analyzed by numericalsimulation. In this model the coal-water slurry (CWS) gasification process was divided into several sub-models: water droplet evaporation， coal pyrolysis, gas homogeneous reaction and gas- solidheterogeneous reaction. Turbulent flow mixing and chemical reaction were considered in the rate of gasphase reaction. The unreacted-core shrinking model was used to describe the rate of gas-solidheterogeneous reaction. The realizable ke turbulence model was used for the gas phase flow, and coal-water slurry particles were trackedby the Random- Trajectory model. The CWS gasification model wasverified based on the model subject of a pilot-scale opposed multi-burner (OMB) gasifier. The simulationresult showed that effective gas composition of the novel two-stage gasifier was 85. 91%，and cold gasefficiency was 76. 42%.Key words: coal-water slurry; two-stage gasifier; numerical simulation炉、GE气化炉、Shell 气化炉、E-gas 气化炉和引言MHI气化炉等凹。其中按气化炉的结构可分为- -气流床煤气化技术是煤炭清洁高效利用的先进段炉和两段炉，E-gas 和MHI气化炉都属于典型技术，目前已经工业化的气化技术有OMB气化的两段式气化炉。两段式气化炉的炉膛一般由燃烧2012-04- 24收到初稿，2012 -06- 18收到修改稿。Received中国煤化工究生。联系人:王亦飞。第一作者:金渭龙(1986- -)，男，博士研edu. cnCorrespon:fYHCNMH G"wangyf @ ecust.基金项目:上海市优秀学科带头人资助计划项目(08XD1401306)。●3748●化工学报第63卷段和还原段两部分组成。以MHI气化炉为例，燃气化炉，为及时有效地预测该新型两段炉的气化效烧段中喷人粉煤和富氧空气，粉煤在燃烧段进行燃率，采用数值模拟的方法对该气化炉建立了适当的烧和部分气化反应，产生大量的热量和气化剂。还气化模型。其中较全面地考虑了水煤浆气化过程的原段中只喷人粉煤，与来自一段的高温合成气混各子模型，并且充分考虑了在气化炉内进行的主要合，随即进行脱挥发分和煤焦气化反应[2]。粉煤从反应方程，同时也寻求到了合适的反应动力学参二段喷人后进行一系列的吸热反应，通过化学反应数。本文建立了合适的气化炉模型，揭示了新型两的手段降低了合成气的出口温度，并且提高了冷煤段炉内的气化反应特征，进而为后续的研究工作打气效率。两段炉区别于一段炉最大的特点在于使燃下基础。烧区和还原区可控，各区域的职能明确。在基于粉1煤气化模拟假设煤进料的IGCC技术中，一段气化和两段气化的效率分别为50%和50.9%(8]。由此从气化效率的角气流床气化炉内的反应非常复杂，为了便于模度看，两段气化效率要高于-段气化。拟研究采取以下假设:采用模拟研究的方法能够更加直观地了解气化①气化炉稳定运行，水煤浆和氧气的浓度和炉内的气体流动和复杂的化学反应过程，并且可以流量不随时间变化;预测进料条件和炉膛结构变化对气化炉内气固流动②将水煤浆分为两种离散的颗粒，水滴和粉和气化效率的影响。Chen 等[+5] 自行编译了复杂的煤颗粒;三维模型，模拟日本MHI两段炉，考察了异相反③脱挥发分过程中，假设煤中的N元素只产应速率、煤种、颗粒直径和二段煤分布对气化效率生N2, S元素以H2S形式存在，粉煤快速热分解的影响。Watanabe 等[6]对实验室规模的两段炉进的挥发分产物为CO、H2、 CO2、CH、H2O、行数值模拟，将模拟计算的结果与实验数据比较,N2、H2S;验证了模型的准确性。Vicente 等[7]运用双欧拉模④本文暂不研究撞击流区中颗粒的运动和碰型模拟商业规模的两段炉，模拟得出的气体组分以撞，其他区域中煤焦颗粒受气相的曳力，并且受到及温度分布与工业数据一致。Shi 等[8]采用Fluent气相 的稀释作用，不考虑颗粒和颗粒间的相互计算流体力学软件模拟了E-gas气化炉，描述了水作用;煤浆气化的各子模型，模拟得出的合成气气体组分⑤不考虑壁面熔渣流动以及壁面反应。与Aspen物料平衡的计算结果接近。Slezak 等[9°2水煤浆气化子模型对商业规模的两段炉进行模拟研究，考察了不同脱挥发分模型条件下，煤颗粒的粒径和密度对气化效2.1 雾化率的影响以及颗粒对壁面的冲击作用。杜敏由于水煤浆中的水分和煤颗粒在气化炉内进行等10111对西安热工的两段炉进行建模，研究了不不同的化学和物理过程，所以可将喷嘴喷入的水煤同喉部直径、两段长度比、一段进料方式等因素对浆视为两种离散的物质:水滴和粉煤颗粒。假设水炉内颗粒运动和壁面沉积的影响，模拟得出了最优煤浆以水滴和粉煤颗粒的形式，在--段喷嘴出口处的几何结构参数。由此可见数值模拟是研究气化炉被充分雾化，雾化锥角12°，初速度8m●s~'.二内反应过程的有效手段，对气化过程的优化和新炉段水煤浆采用加压雾化的方式喷入气化炉内，假设型的开发有着积极的作用。为了进- -步提高气化效加压后形成的雾化锥角也为12*，初速度为100率，尝试将多喷嘴气化炉进行结构改造。在一段喷m●s7',并且假设水滴和粉煤的粒径相同，其粒嘴的下方增设二段喷嘴，- -段喷入水煤浆和氧气，径采用R-R分布描述二段只喷入水煤浆，并且提高一段的氧碳比，使一Y。= e-ua”(1)段喷嘴区域偏向燃烧气化区，二段喷嘴区及其下方其中，d为平均直径，n为传播系数，Y。为直径大.为还原区。二段水煤浆颗粒充分利用了一段高温合于d的质量中国煤化工1，拟合得出该成气的显热，在炉膛内经历了一系列的吸热过程。指数方程中YHCNM HG--段和二段反应后的灰渣并流向下，从气化炉的出2.2热解"口排出。本文提出了一种基于多喷嘴的新型两段式水煤浆进入气化炉后随即发生水分蒸发过程和.第12期金渭龙等:新型两段式气化炉的数值分析●3749 ●表1煤粉的粒径范围表3气相反应动力学参数Table 3 Kinetic parameters for gas reactionTable 1 Particle diameter range of coal powder_d/umYJReaction equationA。E./J.kmol-T β1.260. 99co+-0,- +COr2U42.2X 10121.67X10* 04.370.9515. 140.83H2+号Or- -H20M16.8X 10151.68X10* 052. 480. 5991.200.45CH,+字0- +C0+2H2(1513. 0X10*1.26X10*- 1181.97275. 420.12Co+H2O--CO2+ H216]2. 75X109B.37X 10'416. 870. 04CHl+H20--C0+3H251_ 4.4X101 1. 68X10* 0630. 960-个反应，同时考虑这两个反应速率，实际的反应快速热解反应，根据假设③来确定产生的挥发分气.控制速率采用两者的较小值体组分，并且通过元素守恒来确定热解过程中各气R, = min( |R.ewl,IR..l)体组分的含量[1]，得到北宿煤的挥发分气体组分2.4异相反应含量见表2。异相反应主要考虑煤焦-氧气的燃烧反应，煤Coal-- + Char(ash) + Vm焦水蒸气和煤焦-二氧化碳的气化反应。其中煤焦v_-→a,CH, +azCO+ asCO2 +氧气反应的产物组分为Co和CO2,实验结果表明aH2 +aHO+ asH2S+anNz .CO和CO2两种产物之间的比例满足以下关系式脱挥发分的速率采用两步竞争模型[(3[co]/[CO,]= 2500exp (- 6249/T)0n]。由此可dm; = (m, - m,)[Y.A1exp(- E:/RT,)+见在气化炉的操作温度下，CO2 的含量非常少，Y2Arexp(- En/RT,)](2可以忽略不计，煤焦的燃烧产物只考虑co.其中，效率因子Y:=0.3, Y:=1, 活化能E:=C(s)+→02→CO .104.6kJ●mol-', E:=167.4 kJ●mol-,指前因C(s) +CO2一-2C0子A,=2X10°s-', A:=1.3X10" s~'，m,为颗粒C(s)+ H2O-→C0+ H2质量，m,为所含灰分质量。在高温条件下，气固异相反应可视为表面反.3 同相反应应，采用未反应缩芯模型来表征气固反应速率，同.在气化炉内发生-系列的同相反应，包括可燃时考虑灰膜的扩散、气膜扩散和化学反应速率，其气体的燃烧、变换反应和甲烷化反应。由于气化炉反应速率式为[18]内的反应温度较高，对于这些气相反应，同时考虑(Pi- Pi") (3)湍流流动和化学反应机理，其反应速率由化学反应++六(0-1)速率和湍流混合速率两者中的较小值控制。采用其中，Y=r./R=[ (1-x)/(1- f)]/, f为热解EBU模型来计算湍流混合反应速率，其混合反应完成后碳转换率，x为气化反应过程中碳转化率;速率表达式为kes是气膜扩散常数; k, 是化学反应常数; k是灰R..emu - CxpCF)°*g/k膜扩散常数; keh=kuε2°s，ε是灰层的空隙率;式中Ck 为常数，f, 为反应气体浓度。化学反应(Pi-Pi')是考虑逆反应的反应气体分压。速率采用Arrhenius方程，其表达式为2.5热传递R..= A.Te-5./RT气流床气化炉内含有H2O和CO2，对辐射具其中，A。为指前因子，β为温度指数，E,为活化有较强的吸收作用。炉内的光学厚度aL>1,其中能。各气相的化学反应动力学参数见表3。对于每表2挥发分组分含量Table 2 Component content of vol中国煤化工aa3叫4as:YHC N M H Gnolecular weight0.26530. 06110. 02080. 48330. 09740, 05080. 021311. 915.●3750●化工学报第63卷a为吸收因子，L为计算域的长度尺度。由此可以最(内)十品,(u,)一最[(+出)路]+采用较为简单的P1模型计算炉内的辐射传热。人G, +G。-+ S,射辐射输运方程为-又●q, = aG- 4aoT'+ Sc(4晶(四)+,(u,)-三「(u+台)2]+辐射通量q,的计算式为pCiS.-pxE=+C. ξC2G。+S，(10)q:=- 3(a+a,)-c.VG .(5其中，σ,为散射因子，G为人射辐射，C为线性异.其中，C= max|0.43, - ?，η=s尽，s=相相函数系数，o为Boltzmann 常数，Sc为自定义V2SgSG，k为湍流动能，ε为湍流动能耗散率，μ辐射源项。.耐火砖之间的热传导采用多层壁面传导，圆柱为流体黏度，G,和G,分别是由于浮力和速度梯度.引起的湍流动能产生项，S,和S。为自定义湍流动体壁面传导公式为能和湍流动能耗散率源项，C.、C2、pk、pe为常Q.._ 2xL(T.-T.)(6-In Tti数;湍流黏性系数C,=-其中U°=Ao+A,其中，Tw为金属壳外壁温度; r为圆柱体半径; λ为热导率。√sSg+nn,,2,是以角速度为we的坐标系中得到的时均旋转速度张量。3数学方程3.2颗粒相方程气化炉内进行复杂的物理过程和化学反应，包采用随机轨道模型跟踪颗粒的运动，在拉格朗.括水分的蒸发、脱挥发分、煤焦燃烧气化。本文主日坐标系下，颗粒的受力方程为203要对气化炉内气化反应进行模拟，采用欧拉-拉格dHe = Fp(u-uo)+ Bs(eo二P2+F,(11)朗日方法描述气相和颗粒相，气相视为连续相采用其中，右边第二项为重力和浮力的合力，第三项欧拉坐标系。暂不研究气化炉内的颗粒运动和撞击区的颗粒碰撞，由假设④，颗粒视为离散相采用拉F,为附加力，第一项Fp(u-ul)为作用于单位质量颗粒的曳力，其中格朗日坐标系。18u CpRe3.1气相方程Fo=gqe12)Ppdp将气体视为不可压缩理想气体，质量和动量守式中u为连续相速度，up为颗粒速度，μ为流体恒方程[1]为黏度，ρ为流体密度，p,为颗粒密度，d, 为颗粒直.()=5,(7径，曳力系数Cp=告(1+0. 15Re68)，相对Re‘是(pun,)=B.-亚+王「巡+ w.拉十x;"Lx;t工Reynolds数Re=edoueμagpuT +写。(84模型应用其中，Sp和S为颗粒质量和动量的源项，B,为体4.1模型验证 .积力，β为压力，μ为黏度，方程中雷诺应力由Boussinesq假设表示为验证模型的准确性，首先对中试多喷嘴水煤浆气化炉进行模拟。气化炉的操作压力为2.0一山=- 号pk8u+u(i, +hn )MPa，日处理22 t煤，水煤浆浓度61%，氧煤比气化炉内气体的流动具有强烈撞击、回流和旋0.691 m3●kg~ (氧碳摩尔比1.0)。选用北宿精转的湍流流动，采用可实现k-e模型描述湍流流煤为气化原中国煤化工1元素分析见表动，能够准确计算圆形射流，并且该模型对旋转流4，中试气MHCNMHG文献[21]，经和分离流的计算效果更准，湍流动能和湍流扩散输过物料衡算得出湿基的气体组分。运方程为图1为多喷嘴气化炉内气体组分分布，由图可第12期金渭龙等:新型两段式气化炉的数值分析， 3751 ●1 0.33210253802873CO fraction:0.3247H2 fraction.0.2428CO2 fraction:0.1235 H2O fraction:0.30820.35420.26490.28510.59960.33210.29520.24830.22070.2704 0 12840.56840.36020. 30990.23180.28780.21520.2557 026550.53710.52670.26570.19870.20970.24100.13330.50590.22630.47470. 24350.18210.21160.44350.22140.16560.19690.12350.41220.29780.19920.14900.18220.38100.33950.17710.13240.1676 .0.34980.15500.11590.25380.15290.3186027690.13280.09930.13820.11850.28730.11070.36160.08280.27040.25610.08860.10880.22490.06640.06620.09410.19370.04970.04430.07940.16240.02210.03310.06470.13120.01660.05000.10000,1850.2495图1多喷嘴气化炉内气体摩尔分数分布Fig. 1 Distribution of gas mole fraction in OMB gasifier表4北宿煤的煤质分析表5模拟值与工业数据 的比较Table4 Composition of Beisu coalTable 5 Comparison between simulationProximate analysis(d)/%Ultimate analysis(daf)/%data and industrial dataFCVaAcH0NItemCO/% H2/% CO2/% H2O/% T/K52.25 38.50 9.25 81.56 5.54 7.61 1.42 3.87industry36.15 27.51 13.79 22.55 1563.1simulation36.1627. 04 :11.85 24.95 1553. 8见，在喷嘴平面产生大量的COr和H2O,并且H:O的含量远大于CO2含量，这是由于喷嘴平面和部分气化过程，为下方二段区域内的气化还原反处于富氧区，发生气体燃烧和煤焦颗粒燃烧等放热应提供了必要的热量和气化剂。二段喷嘴只喷人水反应生成CO2和H2O,同时由于喷人的水煤浆中煤浆，水煤浆在二段区进行蒸发、脱挥发分和气化水分的蒸发产生大量水蒸气。而CO和H2的含量吸热反应等过程。本文旨在对提出的两段气化技术在撞击区急剧增加，这是由于四喷嘴对置形成的撞的气化效率进行预测，暂不考虑工业困难性和经济击区是-一个高度湍动区，煤焦颗粒受惯性力的作用性。新型两段炉和多喷嘴气化炉的进料对比见表在撞击区内往复运动，强化了传递过程，加速了气6,在新型两段炉中一段氧碳摩尔比1.3,二段与固异相反应的进行。煤焦颗粒在撞击流股中进- - 步一段煤量之比为1 : 4,考察该工况下新型两段炉与CO2和H2O发生气化反应，CO和H2的含量的气化反应效果。新型两段炉的建模采用1/4炉体随轴向位置增加。当处于管流区时，各组分的浓度作为计算域，贴体六面体网格，通过网格独立性测变化趋于平缓。在多喷嘴气化炉中一次反应区(燃试后，所选用的计算域网格数量为147724.划分烧区)和二次反应区(还原区)难以有效控制，并网格时对喷嘴和撞击区进行局部加密，网格结构和且水煤浆热裂解产生的挥发分在-段喷嘴出口处完边界条件如图2所示。全燃烧。由表5可得，模拟得出的水煤浆气化炉出计算采用控制容积法离散微分方程，对流项采口气体组分与中试实验数据具有良好的一-致性，验表6两种气化炉的进料条件证了模型的适用性和准确性。Table 6 Comparison of feeding condition of two gasifiers4.2新型 两段炉模拟中国煤化工:nfor1st 0/Cfor新型两段式气化炉以中试多喷嘴气化炉为建模GasifierYHCNM H Gm°.h-' lststage基础，额外增设第二段。由于一段区域具有较高的OMB 229.2 01 :0157.41.氧碳比，碳转化率高，煤焦在一段区域内发生燃烧two-stage 183. 445. 84: 1157. 41.3●3752●化工学报第63卷4.90velocity -magnitude117.559.80pressure11050massCwsreflectoutlet102.861469inletinjectionwallsymmetry95.5114.6988.16图2新型两段炉的网格划分80.82Fig. 2 Meshing of new two -stage gasifier ;73.477.3566.1258.78用二阶迎风格式，压力离散方式为标准格式，压51.4344.08力速度耦合基于求解压力耦合方程的SIMPLE半36.7隐式算法。本计算为稳态求解过程，其中达到收敛29.392.4522.04的标准为能量方程的迭代残差控制在10-*以下，.697.3其余方程的迭代残差控制在10-*以下，出口监控面上的温度和气体组分的波动小于1%。煤焦的气固反应速率的表征是在Fluent中嵌入UDF，对4000个水煤浆颗粒进行跟踪，连续相每迭代50步更新一次离散相。计算约60000步达到收敛，计算图3新型两段炉内速 度分布时间约50h。.Fig. 3 Velocity distribution in new two-stage gasifier图3为热态条件下，新型两段炉的气相速度剖面图。由图可见，一段喷嘴区域存在明显的射流temperature/K:区、撞击区和撞击流股区。撞击区4股气流两两撞3159.018883击，在中心位置形成了速度较低的滞点。向上的撞3017.81982. 42876.6 2970.7 2970 7击流股由于受到拱顶的遮挡，撞击后产生的向上径27354 19824向射流长度比向下的径向射流略短。二段喷嘴由于2594.2 1229.4 1229.42453.01794.2采用加压雾化，喷人的水煤浆颗粒对原有气化炉内2170 7的流场影响较小。在气化炉下部管流区中，流场趋202951653.01888.3于平稳。气化炉出口处由于直径变小，气速增加。1747.11605.91464.7新型两段炉内的温度分布如图4所示，在一段1323.6喷嘴出口附近的温度较低，这是因为水煤浆颗粒刚1182. 4从喷嘴喷出时，随即发生升温、水分蒸发以及脱挥900.01558.9发分等吸热过程。达到撞击区后进行气相燃烧和煤1540.1焦颗粒的燃烧反应，产生大量的热。并且由于一段氧煤比的增加，导致一段喷嘴区域温度较高，为整15401个气化炉内的气化反应提供了充足的热量，同时也图4新型两段炉内的温度分布.产生了大量的气化剂。二段喷嘴采用压力雾化的形Fig.4 Temperature distribution in new two-stage gasifier式喷人水煤浆，随即水煤浆颗粒在高温炉膛内发生内的燃烧区域增加，为后续的还原反应提供了充足蒸发、脱挥发分和气化反应等过程，使得二段喷嘴的热量。此外，由于一段喷嘴区域温度的升高，喷出口处的温度较低。在二段喷嘴下方，由于气固吸人的水煤浆经历更加快速的蒸发、脱挥发分、挥发热反应的进行，温度随着轴向位置的增加，呈递减分的燃烧、煤焦颗粒燃烧和部分气化过程。并且一趋势。当处于管流区时，温度变化较小。段喷嘴区域大量CO2和H2O产生，提高了新型两段炉内气体组分的分布情况如图5所C(s) +co中国煤化TH2O-→CO+示。由图可见，由于一段氧碳比的提高，在一-段喷.H2反应中YHCNMHG高了气化反应嘴平面产生CO2和H2O的量大于多喷嘴的喷嘴平速率。面，-段喷嘴区域更加偏向于燃烧区，使得两段炉二段喷嘴区域是无氧区，喷人的水煤浆颗粒热第12期金渭龙等:新型两段式气化炉的数值分析●3753●0.38210.2382011390.2587CO fraction:0. 3659H2 fraction:0.2269CO2 fraction:0.1206 H2O fraction028840.39030.27220.21550.12730.36590349603219013400:5463031820.3415 0 32520:22120.19850.3018 0.3353 033530.5166。 503380070770.32520.2042 0 18720.28160.4868053640.30.2602483 02520025200.34150.1872 0.2722 02220.2615 81208 0.14080.4273 02984 0.298480.24880.1701 02 26902140.12060.39750.21950.15310.2011 .0.36780.28840.19510.13610.24390.18100.11390.338001707037400.11910. 16090.30830.14080.1220008510.24880.0976006810.26660.21900.23890.0488039640.0510008040.11090.18930.03400.06030.15950.02440.0170027790.04010.10000.21280.279图5新 型两段炉内气体摩尔分数分布Fig. 5 Distribution of gas mole fraction in new two-stage gasifier解所产生的挥发分气体，无须经历挥发分燃烧的过变化，在一段喷嘴平面附近的撞击区内，温度随轴程，挥发分中的CO和H2气体直接作为有效气体向位置急剧升高，这是由于四喷嘴火焰撞击后产生的组成部分。如图5所示，二段喷嘴出口的H2O向上和向下的两股径向火焰，温度在撞击火焰区内和CO2浓度较高，这是由于从二段喷人的水煤浆继续升高。随着轴向位置的进一步增加， 炉膛温度颗粒中水分的蒸发，以及脱挥发分产物中的H2O呈下降趋势，在二段喷嘴平面处温度的下降梯度增和CO2，使得二段喷嘴出口处的H2O和CO2含量加。CO2和H2O的浓度在撞击火焰区内略有增加，增加。H2的含量在二段喷嘴出口处急剧增加，这而在撞击流股区域内沿轴向位置的增加逐渐减小，是由于挥发分中H2的含量最高为48. 33%。而CO并且H2O的转换率远大于CO2的转换率，这是由.的含量在二段喷嘴出口处减小，这是由于H2O、于水蒸气的反应活性较二氧化碳高，并且在气化炉CO2和H2的大量产生稀释了CO的浓度。两段炉内含有大量的水蒸气，导致水蒸气具有较高的分中通过调节一段的氧碳比来控制燃烧区，二段还原压。在管流区时，各气体组分和温度随轴向位置几乎不发生变化。区的反应程度可由二段的给煤比控制。图6为中心气体浓度和温度随炉膛轴向位置的新型两段炉与多喷嘴气化炉中心轴线温度的比较如图7所示，由于新型两段炉加煤方式的不同，).5-2200一段较高的氧碳比，致使在气化炉的中上部，两段| 2000.4-2100Ist 2nCO1800T1950.3two-stageH| 1400one- stageH2O| 12001650CO21000.18001500-2 -1axial position/m中国煤化工345图6中心轴线上气体摩尔分数和温度随炉膛高度的变化THCNMHGFig.6 Gas mole fraction and temperature changing图7”中心轴线温度的比较with gasifier height at central axisFig. 7 Comparison of temperature at central axis●3754 ●化工学报第63卷表7新型两段炉与多喷嘴气化炉的模拟比较Table 7 Simulation comparison of two-stage gasifier and OMB gasifierGasifierC0/% H2/%CO2/%H2O/%T/K Eftecive gas content(dry)/%Cold gas ficiecncy/%two stage39.84 27. 7911.0921.28 1540. 185. 9176. 42OMB27. 0411. 8524. 951553. 884. 2171. 55炉内的气体温度高于一段炉，而在炉膛下部(一段Effects of operating conditions on gasifier performance [J].喷嘴下方1.8 m以下)至气化炉出口均保持温度Chemicul Engineering Science, 2000， 55: 3875 -3883相对较低的水平。新型两段炉与多喷嘴气化炉的出[6] Watanabe H，Otaka M. Numerial simulation of coalgasification in entrained flow coal gasifier [J]、 Fuel,口气体浓度和温度见表7,由表可知，采用新型两2006， 85: 1935- 1943段式煤气化技术，有效气组分的含量可以达到[7William Vicente， Salvador Ochoa， Javier Agullon,85. 91%，冷煤气效率为76.42%。新型两段炉的Esteban Barrios. An Eulerian model for the simulation of anentrained flow coal gasifier [ J ]. Applied Thermal出口合成气中干基有效组分比多喷嘴一段炉高Engineering，2003, 23: 1993-20081.7%，冷煤气效率提高4.87%。由此可见采用该[8ShiSP, ZineyS E, Shabnam M，Syamlal M，Rogers w新型两段式气化工艺能够达到提高气化效率的A. Modelling coal gasification with CFD and discrete phasemethod [J]. Journal of the Energy Institute, 2006， 79目的。(4): 217-2215结论[9] Slezak Andrew， John M Kuhlman, Lawrence 」Shadle, .James Spenik, Shaoping Shi. CFD simulation of entrained-本文提出了基于一段为多喷嘴的新型两段式煤fiow coal gasification: coal parice density/ size fractioneffects [J]. Powder Technology, 2010, 203: 98-108气化技术。以中试规模的多喷嘴对置式气化炉为建[10]Du Min (杜敏)，Hao Yingli (郝英立). The influencing模基础，建立了两段组合式气化炉的气化反应模factors of wall deposition in a two-stage gasifier ( I ):型。通过比较多喷嘴气化炉的中试数据与模拟结Modelling and verification/ /2008Multiphase FlowConference [C]. The institute of Chinese Engineering果，验证了模型的准确性。基于该气化模型，模拟Thermophysis, Qingdao, 2008得出新型两段炉出口合成气中的有效组分含量为[11]Du Min (杜敏)，Hao Yingli (郝英立)。The influencing85. 91%，冷煤气效率达到76. 42%，比一段炉出口合成气有效组分高出1.7%，冷煤气效率提Analysis of influencing factors//2008 Multiphase FlowConference [C]. The Institute of Chinese Engineering高4.87%。Thermophysics, Qingdao, 2008[12] David M. Models of thermal decomposition of coal [J]. .ReferencesFuel, 1983, 62: 534-5391] Yu Guangsuo (于广锁)，Niu Miaoren (牛苗任)，Wang[13] Kobayashi H,Yifei (王亦飞)，Liang Qinfeng (梁钦锋)，Yu Zunhongdevolatilization at high temperatures//16th Symp. (Int'L )(于遵宏)。Application status and development tendency ofon Combustion, 1976， 411-425coal entrained-bed gasification [J ]. 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Sanming, 2009: 45-48phase flows and particle deposition in impinging streams信息与交流93-2-933393337梅特勒-托利多获2012SAMPE金牌参展商奖2012年10月15~17日，2012 SAMPE中国国际先进材料与工艺技术展览会在北京隆重召开，共有500余名来自国内高校材料院、材料研究所、化学研究所、材料生产厂商等代表参会。本届展会由SAMPE北京分会、SAMPE上海分会、中国航空学会材料工程分会、北京航空材料研究院先进复合材料重点实验室主办，北京盛世联盟会展有限公司承办。航材院科技委主任、先进复合材料国家重点实验室主任、SAMPE学会北京分会主席益小苏介绍，本次活动的主题是推进先进复合材料结构在工业领域的应用。本届展会同期举办了“2012 SAMPE金牌参展商”现场评选活动。评选主题是2012年在先进材料与工艺技术方面有卓越贡献的厂商，梅特勒-托利多以优异的产品质量和先进的检测技术，荣获了“2012 SAMPE金牌参展商”称号。同时，梅特勒-托利多热分析部技术顾问李焱受邀在“复合材料性能表征及检测技术”专场，发表了主题为:“热分析技术在树脂固化过程中的应用”演讲，与在座的技术专家分享了梅特勒托利多的热分析技术在先进复合材料设计技术、应用技术、工艺等制备方法，对促进高性能复合材料在工业领域更大范围的应用，提高先进制造业水平进步和国际竞争力有重要意义。复合材料被广泛应用于航空航天工业，汽车工业以及建筑工业的结构部件中。复合材料的特殊性能，例如高强度，高刚度密度比，低热膨胀系数以及良好的震动阻尼特性等。表征基体树脂的固化反应以及玻璃化转变对于确保复合材料的质量与性能是至关重要的。梅特勒-托利多动态热机械分析仪DMA可以有效地对碳纤维增强环氧树脂复合材料进行研究。梅特勒-托利多动态热机械分析仪DMA的特征:●为准确测量模量和tanδ而设计的专门的力传感器和独一无二的LVDT位置;●频率高至1000 Hz;适应可作DMA分析的任何样品种类和材料的各种形变模式和测量系统;●采用外部安装固定装置，易于样品准备;●通过SDTA采用熔点标准物进行温度校准;●力和位移范围宽，-次测试可测量7个十进位数的刚度范围。中国煤化工YHCNM HG