Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 MPa
An effective and practical solution of the displacement problem of the expensive imported natural gas from the chemicals production (ammonia, methanol, acetic acid and so on) is its replacement by synthetic gas from steam-oxygen gasification of solid&nb...
Gespeichert in:
| Datum: | 2016 |
|---|---|
| Hauptverfasser: | , , , |
| Format: | Artikel |
| Sprache: | Russisch |
| Veröffentlicht: |
Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine
2016
|
| Schlagworte: | |
| Online Zugang: | https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/102 |
| Tags: |
Tag hinzufügen
Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
|
| Назва журналу: | Vidnovluvana energetika |
| Завантажити файл: |  |
Institution
Vidnovluvana energetika| _version_ | 1871102944144785408 |
|---|---|
| author | Rokhman, B. Vyfatniuk, V. Vyfatniuk, D. Kvasnevskyi, A. |
| author_facet | Rokhman, B. Vyfatniuk, V. Vyfatniuk, D. Kvasnevskyi, A. |
| author_institution_txt_mv | [
{
"author": "B. Rokhman",
"institution": "Coal Energy Technology Institute NAS of Ukraine"
},
{
"author": "V. Vyfatniuk",
"institution": "SPKTB \"Energomashproekt\""
},
{
"author": "D. Vyfatniuk",
"institution": "SPKTB \"Energomashproekt\""
},
{
"author": "A. Kvasnevskyi",
"institution": "The Gas Institute, NASU"
}
] |
| author_sort | Rokhman, B. |
| baseUrl_str | https://ve.org.ua/index.php/journal/oai |
| collection | OJS |
| datestamp_date | 2026-07-18T06:32:09Z |
| description | An effective and practical solution of the displacement problem of the expensive imported natural gas from the chemicals production (ammonia, methanol, acetic acid and so on) is its replacement by synthetic gas from steam-oxygen gasification of solid fuels (brown or black coal, bio-energy resources) in a high-temperature flow under pressure. To achieve this, a model of thedust particles gasification in high-temperature flow was constructed. With the help of this model detailed information about the Mokrokalygorsk deposit brown coal gasification parametersrequired for the construction of pilot and industrial units was received. It is shown that the slag temperature exceeds the liquidity of ash, so the molten slag is formed on the entire innersurface of the gasifier. To protect the screen of the gasifier from heat radiation is proposed to use a two-layer construction of shotcrete. Refractory materials are selected for each of the layers. The optimum operating parameters (flow ratio O2/coal and H2O/coal) were found providing the content of combustibles in the syngas − 88-92%, ballast − 3,7−6,7%, the degree of carbon conversion − 99.9% and the calorie gas − 11 MJ/Nm3. |
| first_indexed | 2025-07-17T11:36:34Z |
| format | Article |
| fulltext |
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 6
УДК 532.529: 517.4
Б.Б.Рохман1, докт.техн.наук (Институт угольных энерготехнологий НАН Украины, Киев), В.Г.Выфатнюк2,
Д.В.Выфатнюк3 (СПКТБ "Энергомашпроект", Киев), А.С.Квасневский4 (Институт газа НАН Украины, Киев)
Теоретическое исследование процесса газификации мелкодисперсной
пыли бурого угля Мокрокалыгорского месторождения в вертикальном
поточном газификаторе под давлением 4,2 МПа
Построена модель аэродинамики, тепловых и физико-химических процессов в высокотемпературном поточном газифика-
торе. С ее помощью получена детальная информация о параметрах парокислородной газификации бурого угля, необходи-
мая для конструирования пилотной и промышленной установок. Показано, что жидкий шлак формируется по всей высоте
реактора, а его максимальная температура в окислительной зоне достигает 2500С, что необходимо учитывать при раз-
работке конструкции обмуровки. Предложен двухслойный торкрет и выбраны огнеупорные материалы для первого (окись
циркония, карбиды бериллия и титана) и второго (карбидокремниевая масса) слоев. Подобраны оптимальные отношения
расходов O2/уголь и H2O/уголь, при которых в синтез-газе CO + H2 = 88-92%; CO2 + H2O = 3,7-6,7%, степень конверсии
углерода 99,9% и калорийность газа 11 МДж/нм3. Библ. 7, табл. 2, рис. 5.
Ключевые слова: парокислородная газификация, реактор, уголь, пиролиз, модель, синтетический газ, частица.
ORCID: 10000-0002-1270-6102; 20000-0003-0771-2652; 30000-0002-7823-2560; 40000-0002-2213-6481
Обозначения
A, N, O,
S, V, W
массовые доли золы, азота, кислорода, серы,
летучих веществ и влаги в твердом топливе
r
нQ низшая теплота сгорания (на рабочую массу), кДж/кг
B расход, кг/ч R объемная доля компонента газовой смеси
C
концентрации газовых компонентов
(кмоль/м3) или массовая доля углерода в
твердом топливе
Rg универсальная газовая постоянная, кДж/(кмоль·К)
c теплоемкость, кДж/(кг·К) t температура, С
Cd
коэффициент аэродинамического сопротив-
ления частицы T температура, К
E энергия активации, кДж/кмоль u скорость, м/с
F сила, Н/м3 z аксиальная координата, м
f сечение, м2 α коэффициент массообмена, м/с
H высота (м) или массовая доля водорода α1, α2 коэффициенты выхода летучих
h коэффициент конвективного теплообмена,
кДж/(с·м2·К) β истинная объемная концентрация частиц
g ускорение свободного падения, м/с2 δ диаметр частицы, м
k константа скорости реакции, м/с η постоянная спада экспоненты, 1/м
k01, k02 константы скоростей выхода летучих, с-1 μ молекулярная масса, кг/кмоль
Keq константа равновесия ρ плотность, кг/м3
P давление газа, Н/м2 φ степень конверсии углерода
Q тепловой эффект реакции (кДж/кмоль) или
тепловой поток (кДж/(с·м3)) M количество фракций
Индексы нижние: a – сила аэродинамического сопротивления частицы; ash – зола; С – углерод; Сф – фиксированный
углерод; СО, CO2, CH4, H2O, H2, N2, C6H6, SO2, C2H6 – окись и двуокись углерода, метан, водяной пар, водород, азот, бензол,
сернистый ангидрид, этан; C + O2, C + 0,5O2, C + СO2, C + H2, C + H2O – гетерогенные реакции; CO + O2, CH4 + O2, H2 + O2,
CH4 + H2O, C6H6 + H2O, C6H6 + O2, CO + H2O, C2H6 + O2 – гомогенные реакции; conv – конвективный теплообмен; D – диф-
фузия; eq – константа равновесия; fuel – исходный уголь; g – газ; gor – горючая масса; g→slag, j→slag, s→slag, j→g, s→g –
лучистый теплообмен между газом и шлаковой пленкой, частицами кокса фракции j и шлаковой пленкой, золы фракции s и
шлаковой пленкой, кокса фракции j и газом, золы фракции s и газом; i = j, s; j = 1 – MC; s = 1 – Mash; O2 – кислород; p – час-
тица; P – давление; rad – лучистый теплообмен; rerad – переизлучение; r – реактор; slag – шлак; БУ – бурый уголь; лет –
летучие; огн – огнеупорный; ф – фиксированный; I-III – номера вариантов; 0 – начальные условия.
Индексы верхние: w – поверхность; r – рабочая масса.
© Б.Б.Рохман, В.Г.Выфатнюк, Д.В.Выфатнюк, А.С.Квасневский, 2016
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 7
Введение. Экономия дорогостоящего импор-
тируемого природного газа в производстве ам-
миака (основного сырья для получения азотных
удобрений), метанола, уксусной кислоты и т.д. –
одна из важнейших задач химической промыш-
ленности. Эффективным практическим решением
поставленной задачи является замена природного
газа синтетическим путем парокислородной га-
зификации в высокотемпературном потоке под
давлением бурых или каменных углей, биоэнер-
гетических ресурсов или бинарных твердотоп-
ливных смесей (бурые и каменные угли, био-
энергетические ресурсы и бурые (или каменные)
угли). Для этого необходимо разработать конст-
рукцию реактора-газификатора на основе резуль-
татов расчета геометрических, аэродинамиче-
ских, тепловых и физико-химических параметров
процесса парокислородной газификации мелко-
дисперсной пыли твердого топлива, полученных
из математической модели.
В [1, 2] приведена модель тепломассообмена
и химического реагирования газодисперсного
восходящего высокотемпературного потока.
Предполагается, что летучие вещества в составе
CO, CH4, CO2, H2O, H2 и H2S выходят из уголь-
ных частиц мгновенно, а тяжелые углеводороды
в виде C6H6 остаются в частице и подвергаются
термохимической переработке вместе с фиксиро-
ванным углеродом. При этом объемные доли
упомянутых газовых компонентов летучих опре-
деляются из элементарного состава исходного
топлива. В [1, 2] используется ограниченная сте-
хиометрическая схема реакций: пять гетероген-
ных и четыре гомогенные. Здесь не учитывается
изменение расхода золы по высоте реактора за
счет миграции из ядра потока в пристеночную
зону зольных частиц, которые формируют на по-
верхности обмуровки пленку жидкого шлака. В
[3] летучие вещества представляются формулой
кислородосодержащего соединения CH2,404O0,522,
которое при высокоскоростном высокотемпера-
турном нагреве распадается на газовые компо-
ненты CO, C7H8 и H2, после чего C7H8 и H2 взаи-
модействуют между собой, образуя C6H6 и CH4.
По сравнению с [1, 2] стехиометрическая схема
реакций существенно расширена. Она включает в
себя пять гетерогенных и пятнадцать гомогенных
реакций. Согласно принятой в [3] гипотезе сера
не покидает частицу, поэтому в летучих вещест-
вах и синтетическом газе отсутствуют компонен-
ты H2S или SO2. В отличие от [1, 2] выход пиро-
лизных газов происходит не мгновенно, а во вре-
мени и существенно зависит от температуры пы-
левидных частиц, что следует из выражения [4]:
r
3
gor gor 0 01 g p
0
exp 104,6·10 ( 273)
H
j j j jB B k R t
3
02 g p
p,
exp 167·10 ( 273)j j
j
dzk R t
u
. (1)
Кроме того, в [3] учитывается изменение
расхода зольных частиц по высоте реактора:
p p 0 exp( )s sВ B z . (2)
В настоящей работе предлагается обобщен-
ная модель парокислородной газификации пыле-
видных угольных частиц в высокотемпературном
восходящем потоке с расширенной стехиометри-
ческой схемой реакций (пять гетерогенных и
двенадцать гомогенных). Здесь предусмотрен
выход летучих веществ из пылевидных частиц
согласно (1) в составе газовых компонентов H2,
H2O, CO, CO2, CH4, C6H6, SO2 и C2H6, объемные
доли которых находятся из элементарного соста-
ва исходного топлива. Для бурого угля Мокрока-
лыгорского месторождения ( r
фC = 32,64%, r
летC =
= 23,66%, rS = 3,26%, rH = 4,74%, rO = 16,48%,
rN = 0,82%, rW = 4%, rA = 14,4%) состав ком-
понентов пиролизных газов можно представить в
виде: H2 = 0,17%, H2O = 28%, CO = 2,14%, CO2 =
= 1,83%, CH4 = 13,3%, C6H6 = 40,4%, SO2 =
= 13,54% и C2H6 = 0,62%. В модели учитывается
лучистый и конвективный теплообмен между
газом и частицами, газодисперсным потоком и
шлаковой пленкой, межфракционное переизлу-
чение, тепловые эффекты гетерогенных и гомо-
генных реакций, силы тяжести и межфазного
взаимодействия, уменьшение расхода зольных
частиц по высоте реактора согласно (2).
В работе рассматривается одностадийный
процесс парокислородной газификации пылевид-
ного бурого угля, когда бинарная смесь (пыль 1,
пар и кислород 2) поступает в нижнюю окисли-
тельную область газогенератора, где происходит
прогрев газодисперсного потока, выход и горе-
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 8
ние пиролизных газов с последующей конверси-
ей углеродного остатка в бескислородной вос-
становительной зоне (рис. 1). Жидкий шлак 5 вы-
водится из реактора через нижний патрубок 4, а
синтетический газ – через верхнюю горловину 6.
Рис. 1. Одноступенчатая схема парокислородной гази-
фикации бурого угля:
1 – бурый уголь; 2 – смесь кислорода и водяного пара; 3 –
обмуровка; 4 – выход шлака; 5 – шлаковая пленка;
6 – выход синтетического газа.
Постановка задачи. 1) процесс стационар-
ный; 2) газовая смесь в реакторе состоит из ки-
слорода, азота, диоксида и оксида углерода, ме-
тана, водяного пара, водорода, бензола, этана и
сернистого ангидрида; 3) дисперсная фаза вклю-
чает в себя МC фракций коксовых и Мash фракций
золовых частиц сферической формы. Такое до-
пущение оправдано тем, что внешняя зола и час-
тично внутренняя отделяются при размоле от го-
рючей части натурального топлива. Дальнейший
распад коксозольного сростка происходит при
высокотемпературном скоростном нагреве за
счет перехода золы из твердой фазы в жидкую с
последующим отделением углерода от капли; 4)
протекание гетерогенных реакций горения и га-
зификации на поверхности коксовых частиц при-
водит к уменьшению их размера; 5) компоненты
газовой смеси N2 и SO2 не вступают в реакции; 6)
газ и твердая фаза движутся в режиме идеального
вытеснения; 7) стехиометрическая схема реакций
включает в себя пять гетерогенных реакций: C +
+ O2 = CO2, C + 0,5O2 = CO, C + СO2 = 2CO, C +
+ H2O = CO + H2 и C + 2H2 = CH4 и двенадцать
гомогенных: CO + 0,5O2 = CO2, CH4 + 0,5O2 =
= CO + 2H2, H2 + 0,5O2 = H2O, CO + H2O = CO2 +
+ H2, CO2 + H2 = CO + H2O, CH4 + H2О = CO +
+ 3H2, CO + 3H2 = CH4 + H2О, C6H6 + 5H2О =
= 5CО + 6H2 + CH4, C6H6 + 6H2О = 9H2 + 6CО,
C6H6 + 7,5O2 = 6CO2 + 3H2О, C6H6 + 3O2 = 6CO +
3H2 и C2H6 + 2,5O2 = 2CO + 3H2О; 8) расход золы
экспоненциально убывает по высоте реактора за
счет миграции зольных частиц из ядра потока в
пристеночную зону, где происходит формирование
пленки жидкого шлака на поверхности обмуровки.
Основные уравнения. Система уравнений,
описывающая тепловые и физико-химические
процессы в вертикальном газификаторе, имеет
следующий вид.
Уравнение неразрывности для кислорода:
C
2 2 2 2
2 2
wM
g O D,O O O 12 0,5 0,25
CO H O O
1 C
( ) α ( )β
6 0,5·2,239·10
δ
j j j
j j
d u С С C
С C C
dz
4 2
3 11 0 0,5 1,25 3
g g CH O g gexp 167,4·10 ( 273) 0,5·4,4·10 exp 126·10 ( 273)gR t T С C R t
2 2 6 6 2
15 -1 0,25 1,5 3 9 -0.1 1,85
H O g g C H O0,5·6,8·10 exp 167·10 ( 273) 7,5·1,35·10gT C C R t C C
6 6 2
3 15 3
g g C H O g gexp 125·10 ( 273) 3·1,58·10 exp 202,6·10 ( 273)R t C C R t
2 6 2
10 0,1 1,65 3
C H O g g2,5·7,3·10 exp 125,5·10 ( 273)С C R t . (3)
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 9
Уравнение неразрывности для сернистого ангидрида:
C
2
M
g SO 3 3
1 01 g p 2 02 g p
1
( )
α exp 104,6·10 ( 273) α exp 167·10 ( 273)j j j j
j
d u С
k R t k R t
dz
2
gor 2
SO p, r
·SO
μ 100
j
j
B
u f
, α1 = 0,36, α2 = 0,87. (4)
Уравнение неразрывности для этана:
2 6
2 6 2
g C H 10 0,1 1,65 3
C H O g g
( )
7,3·10 exp 125,5·10 ( 273)
d u С
С C R t
dz
CM
3 3
1 01 g p 2 02 g p
1
α exp 104,6·10 ( 273) α exp 167·10 ( 273)j j j j
j
k R t k R t
2 6
gor 2 6
C H p, r
·C H
μ 100
j
j
B
u f
. (5)
Уравнение неразрывности для диоксида углерода:
C
2
2 2 2 2 2
M
g CO w 12 0,5 0,25
D,CO CO CO CO H O O
1 C
( ) β
6 α ( ) 2,239·10
δ
j
j j
j j
d u С
C С С C C
dz
2
3 10 3 0,5
g g g g H O COexp 167,4·10 ( 273) 2,34·10 exp 288,3·10 ( 273)R t R t С C
2 2 6 6 2
7 3 0,5 9 -0.1 1,85
g g H CO C H O2,2·10 exp 190·10 ( 273) 6·1,35·10R t C С C C
3
g gexp 125·10 ( 273)R t
CM
3 3
1 01 g p 2 02 g p
1
α exp 104,6·10 ( 273) α exp 167·10 ( 273)j j j j
j
k R t k R t
2
gor 2
CO p, r
·CO
μ 100
j
j
B
u f
. (6)
Уравнение неразрывности для окиси углерода:
C
2 2
M
g CO w 12 0,5 0,25
D,CO CO CO CO H O O
1 C,
( ) β
6 α ( ) 2,239·10
δ
j
j j
j j
d u С
C С С C C
dz
2
3 10 3 0,5
g g g g H O COexp 167,4·10 ( 273) 2,34·10 exp 288,3·10 ( 273)R t R t С C
2 2 4 2
7 3 0,5 11 0 0,5 1,25
g g H CO CH O2,2·10 exp 190·10 ( 273) 4,4·10 gR t C С T С C
4 2
3 7 0,5 3
g g CH H O g gexp 126·10 ( 273) 8·10 exp 251·10 ( 273)R t С С R t
2 6 6 2
-14 3 15
CO H g g C H O5,12·10 exp 27,3·10 ( 273) 6·1,58·10С С R t C C
6 6 2
3 8 0,5 3
g g C H H O g gexp 202,6·10 ( 273) 6·8·10 exp 251·10 ( 273)R t С С R t
6 6 2
8 3
C H H O g g5·4,4·10 exp 220·10 ( 273)С С R t
2 6 2
10 0,1 1,65 3
C H O g g+2·7,3·10 exp 125,5·10 ( 273)С C R t
CM
3 3
1 01 g p 2 02 g p
1
α exp 104,6·10 ( 273) α exp 167·10 ( 273)j j j j
j
k R t k R t
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 10
gor
CO p, r
·CO
μ 100
j
j
B
u f
. (7)
Уравнение неразрывности для метана:
4
4 2
g CH 11 0 0,5 1,25 3
CH O g g
( )
4,4·10 exp 126·10 ( 273)g
d u С
T С C R t
dz
C
2
2 4 2
M
C H 5 5
H CH eq,C H C С
1 g C
7,2β exp 10 10 / /(δ μ )
( 273)
j
j j j
j j
E
P P K
R t
4 2 2
7 0,5 3 -14
CH H O g g CO H8·10 exp 251·10 ( 273) 5,12·10С С R t С С
6 6 2
3 8 3
g g C H H O g gexp 27,3·10 ( 273) 4,4·10 exp 220·10 ( 273)R t С С R t
CM
3 3
1 01 g p 2 02 g p
1
α exp 104,6·10 ( 273) α exp 167·10 ( 273)j j j j
j
k R t k R t
4
gor 4
CH p, r
·CH
μ 100
j
j
B
u f
. (8)
Уравнение неразрывности для пара:
C
2 2 2
2 2
wM
g H O C H O H O 15 -1 0,25 1,5 3
H O g g
1 C
( ) β
6 6,8·10 exp 167·10 ( 273)
δ
j j j
g
j j
d u С k C
T C C R t
dz
2
10 3 0,5
g g H O CO2,34·10 exp 288,3·10 ( 273)R t С C
2 2
7 3 0,5
g g H CO2,2·10 exp 190·10 ( 273)R t C С
4 2 2
7 0,5 3 -14
CH H O g g CO H8·10 exp 251·10 ( 273) 5,12·10С С R t С С
6 6 2
3 8 0,5 3
g g C H H O g gexp 27,3·10 ( 273) 6·8·10 exp 251·10 ( 273)R t С С R t
6 6 2 6 6 2
8 3 9 -0.1 1,85
C H H O g g C H O5·4,4·10 exp 220·10 ( 273) 3·1,35·10С С R t C C
3
g gexp 125·10 ( 273)R t
2 6 2
10 0,1 1,65 3
C H O g g+3·7,3·10 exp 125,5·10 ( 273)С C R t
CM
3 3
1 01 g p 2 02 g p
1
α exp 104,6·10 ( 273) α exp 167·10 ( 273)j j j j
j
k R t k R t
2
gor 2
H O p, r
·H O
μ 100
j
j
B
u f
. (9)
Уравнение неразрывности для водорода:
C
2 2 2
2 2
wM
g H C H O H O 15 -1 0,25 1,5 3
H O g g
1 C
( ) β
6 6,8·10 exp 167·10 ( 273)
δ
j j j
g
j j
d u С k C
T C C R t
dz
2
10 3 0,5
g g H O CO+2,34·10 exp 288,3·10 ( 273)R t С C
2 2 4 2
7 3 0,5 7 0,5
g g H CO CH H O2,2·10 exp 190·10 ( 273) 3·8·10R t C С С С
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 11
2
3 -14 3
g g CO H g gexp 251·10 ( 273) 3·5,12·10 exp 27,3·10 ( 273)R t С С R t
6 6 2
15 3
C H O g g3·1,58·10 exp 202,6·10 ( 273)C C R t
4 2
11 0 0,5 1,25 3
CH O g g2·4,4·10 exp 126·10 ( 273)gT С C R t
6 6 2
8 0,5 3
C H H O g g9·8·10 exp 251·10 ( 273)С С R t
6 6 2
8 3
C H H O g g6·4,4·10 exp 220·10 ( 273)С С R t
C
2
2 4 2
M
C H 5 5
H CH eq,C H C С
1 g C
2 7,2β exp 10 10 / /(δ μ )
( 273)
j
j j j
j j
E
P P K
R t
CM
3 3
1 01 g p 2 02 g p
1
α exp 104,6·10 ( 273) α exp 167·10 ( 273)j j j j
j
k R t k R t
2
gor 2
H p, r
·H
μ 100
j
j
B
u f
. (10)
Уравнения неразрывности для бензола и азота:
6 6
6 6 2
g C H 15 3
C H O g g
( )
1,58·10 exp 202,6·10 ( 273)
d u С
C C R t
dz
6 6 2 6 6 2
8 0,5 3 8
C H H O g g C H H O8·10 exp 251·10 ( 273) 4,4·10С С R t С С
6 6 2
3 9 -0.1 1,85 3
g g C H O g gexp 220·10 ( 273) 1,35·10 exp 125·10 ( 273)R t C C R t
CM
3 3
1 01 g p 2 02 g p
1
α exp 104,6·10 ( 273) α exp 167·10 ( 273)j j j j
j
k R t k R t
6 6
gor 6 6
C H p, r
·C H
μ 100
j
j
B
u f
, 2g N( )
0
d u С
dz
. (11)
Уравнения неразрывности частиц кокса фракции j:
2 2 2 2 2 2 2
p, Cw w w
C O C 0.5O O C СO CO C H O H O
C C
(β ) 6μ β
( 2 )
δ ρ
j j j
j j j j j j j
j j
d u
k k C k C k C
dz
2
2 4 2
C H 5 5
H CH eq,C H C C
g C
7,2β exp 10 10 / /(δ ρ )
( 273)
j
j j j j
j
E
P P K
R t
gor3 3
01 g p 02 g p
p, C r
exp 104,6·10 ( 273) exp 167·10 ( 273)
ρ
j
j j j j
j j
B
k R t k R t
u f
. (12)
Уравнение переноса импульса частиц фракции i:
2
p a
p
(β )
β
ρ
i i i
i
i
d u F g
dz
, a g g p g p
β3 ρ ( )
4 δ
i
i d i i
i
F C u u u u . (13)
Уравнение сохранения количества движения газовой фазы:
C ash
2 M M
g g g
g a
1
(ρ )
ρ i
i
d u dP
g F
dz dz
. (14)
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 12
Уравнение сохранения энергии газа:
C ash C ashM M M M
g g g g
conv p g rad,g slag rad, g
1 1
(ρ ) β
6 ( )
δ
i
i i i
i ii
d u с t
h t t Q Q
dz
2 2 2
12 0,5 0,25 3
CO H O O g g CO O+2,239·10 exp 167,4·10 ( 273)С C C R t Q
2 2 2 2
15 -1 0,25 1,5 3
H O g g H O+6,8·10 exp 167·10 ( 273)gT C C R t Q
4 2 4 2
11 0 0,5 1,25 3
CH O g g CH O+4,4·10 exp 126·10 ( 273)gT С C R t Q
6 6 2 6 6 2
15 3
C H O g g C H O+1,58·10 exp 202,6·10 ( 273)C C R t Q
2
10 3 0,5
g g H O CO2,34·10 exp 288,3·10 ( 273)R t С C
2 2 2
7 3 0,5
g g H CO CO H O2,2·10 exp 190·10 ( 273)R t C С Q
4 2 2
7 0,5 3 -14
CH H O g g CO H8·10 exp 251·10 ( 273) 5,12·10С С R t С С
4 2
3
g g CH H Oexp 27,3·10 ( 273)R t Q
6 6 2 6 6 2
8 0,5 3
C H H O g g C H H O8·10 exp 251·10 ( 273)С С R t Q
6 6 2 6 6 2
8 3 /
C H H O g g C H H O4,4·10 exp 220·10 ( 273)С С R t Q
6 6 2 6 6 2
9 -0.1 1,85 3 /
C H O g g C H O+1,35·10 exp 125·10 ( 273)C C R t Q
2 6 2 2 6 2
10 0,1 1,65 3
C H O g g C H O+7,3·10 exp 125,5·10 ( 273)С C R t Q
. (15)
Уравнение теплового баланса частиц кокса фракции j:
2 2 2 2 2 2 2 2
p p p w w
C O C O C 0,5O C 0,5O O C СO CO C CO
(β )
( )j j j j
j j j j j
d u c t
k Q k Q C k C Q
dz
2 2 2
rad slag rad g reradw
C H O H O C H O conv p g
C C C C C
6β
( )
δ ρ ρ ρ ρ
j j j j
j j j j
j j j j j
Q Q Q
k C Q h t t
2 2
2 4 2
C H C H5 5
H CH eq,C H
g C C
+7,2β exp 10 10 /
( 273) ρ
j
j j
j j
E Q
P P K
R t
gor3 3
p p 01 g p 02 g p
p, C r
exp 104,6·10 ( 273) exp 167·10 ( 273)
ρ
j
j j j j j j
j j
B
c t k R t k R t
u f
. (16)
Уравнение теплового баланса частиц золы фракции s:
p p p rad slag rad g prerad
conv p g p p
ash ash ash ash
(β ) 6β( )
δ ρ ρ ρ ρ
s s s s s s ss s
s s s s
s s s s s
d u c t Q Q dBQh t t с t
dz dz
. (17)
На основе систем уравнений (1)−(17) разработана
программа для расчета аэродинамики, тепломас-
сообмена и химического реагирования бурого
угля в вертикальном поточном газификаторе.
Некоторые численные результаты. Про-
анализируем результаты расчетов трех вариантов
одностадийного процесса парокислородной
газификации сухой пыли бурого угля Мокрока-
лыгорского месторождения с r
нQ = 22,6 МДж/кг
в вертикальном высокотемпературном поточном
газогенераторе, работающем под давлением
Pg = 4,2 МПа. Начальные условия представ-
лены в табл. 1.
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 13
Таблица 1. Исходные данные для расчетов
Номера ва-
риантов
2O ,B
кг/ч
2H O ,B
кг/ч
2N ,B
кг/ч
BБУ,
кг/ч
δC,
мм
δash,
мм
fr,
м2
Hr,
м
I 7600 600 800 7697,4 0,1 0,08 0,49 4
II 110000 8500 11565 110983 0,1 0,08 7,065 6
III 103000 7000 11565 111261 0,1 0,08 7,065 6
В варианте I рассматривается одностадий-
ный процесс термохимической переработки пы-
левидного твердого топлива в пилотной установ-
ке производительностью BБУ = 7697,4 кг/ч, а в II
и III − в промышленных газогенераторах
BБУ = 110983 кг/ч и BБУ = 111261 кг/ч. В вариан-
тах I и II выход летучих из частиц бурого угля
составляет 75%. Такой подход базируется на экс-
периментальных данных [5], которые показыва-
ют, что выход летучих значительно уменьшается
с увеличением рабочего давления газа. На этой
основе в [6, 7] получено выражение, устанавли-
вающее связь между выходом летучих веществ и
давлением газа:
, 1 (1 0,66ln )лет лет p atm gV V P . (18)
Из выражения (18) следует, что при давлении
4,2 МПа из частиц бурого угля выходит 75% ле-
тучих, а 25% остаются в частице и подвергаются
термохимической переработке вместе с фиксиро-
ванным углеродом. Ввиду отсутствия надежных
опытных данных о закономерности выхода лету-
чих веществ из бурого угля Мокрокалыгорского
месторождения в зависимости от давления газа,
будем считать, что на практике выделение пиро-
лизных газов происходит в диапазоне 75-100%.
По этой причине расчеты процесса газификации
были выполнены при условии, что из бурого угля
выделяется 100% летучих веществ (вариант III).
Характерной особенностью рассматриваемо-
го процесса является большая величина
2OB /Bfuel
и малая −
2H OB /Bfuel, поэтому на выходе из реак-
тора получается синтетический газ с высоким
содержанием СО. Основные трудности, возни-
кающие при организации данного процесса, свя-
заны с выбором соотношений
2OB /Bfuel и
2H OB /Bfuel, величины которых непосредственно
влияют на состав генераторного газа и степень
конверсии углерода и зависят от марки исходно-
го угля. На основе широких численных исследо-
ваний газификации бурого угля в рамках приве-
денной модели найдены оптимальные значения
указанных отношений для исследуемых вариан-
тов: вариант I –
2OB /BБУ = 0,987,
2H OB /BБУ =
= 0,078; II –
2OB /BБУ = 0,991,
2H OB /BБУ = 0,0766;
III –
2OB /BБУ = 0,926,
2H OB /BБУ = 0,063, которые
обеспечивают состав синтетического газа, харак-
терный для технологии "Shell" (рис. 2а и рис. 3а,
в, кривые 1 – 7; табл. 2).
Таблица 2. Результаты расчетов
Номера ва-
риантов
CO,
%
H2,
%
CO2,
%
CH4,
%
H2O,
%
SO2,
%
N2,
%
Теплота сгорания
газа,
МДж/м3
I 62,07 29,85 2 0,054 1,93 0,652 3,35 11,28
II 62,07 30,1 2,05 0,041 1,63 0,654 3,36 11,3
III 55,77 32,2 3,8 0,767 2,94 0,898 3,54 11,06
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 14
Рис. 2. Распределение объемных долей компонентов газа по высоте реактора при одноступенчатой схеме газифика-
ции для варианта I: 1 – CO; 2 – H2; 3 – H2O; 4 – N2; 5 – CO2; 6 – CH4; 7 – SO2; 8 – O2; 9 – C2H6; 10 – C6H6.
Рис. 3. Распределение объемных долей компонентов газа по высоте реактора при одноступенчатой схеме газифика-
ции для вариантов II (а, б) и III (в, г): 1 – CO; 2 – H2; 3 – H2O; 4 – N2; 5 – CO2; 6 – CH4; 7 – SO2; 8 – O2; 9 – C2H6; 10 – C6H6.
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 15
Быстрый прогрев сухой пыли бурого угля и
парокислородной смеси за счет лучистой энер-
гии шлаковой пленки в окислительной зоне,
расположенной в нижней части газогенератора,
влечет за собой интенсивный выход летучих
веществ и их выгорание, о чем свидетельствует
резкое уменьшение концентрации O2 в газовой
фазе (рис. 2б и рис. 3б, г, кривые 8; рис. 4а, в, д).
В результате содержание балласта (CO2, H2O) в
газе и температуры несущей среды, кокса и
шлака резко возрастают и достигают своих мак-
симальных значений (рис. 2б и рис. 3б, г, кри-
вые 3, 5; рис. 5а, в, д, кривые 1, 3, 4). В области
максимальных температур основными источни-
ками излучения двухфазного потока на цельно-
сварные экраны реактора являются несущая
среда с максимальным содержанием трехатом-
ных газов (Qrad,g,II = 1586 кДж/(с·м2)) и частицы
углерода (Qrad,C,II = 1265 кДж/(с·м2)), в отличие
от золы, которая поглощает радиационную
энергию шлаковой пленки (рис. 5а, в, д, ср.
кривые 2 и 4).
Рис. 4. Распределение расходов сухой беззольной массы (горючей) бурого угля по высоте реактора
при одноступенчатой схеме газификации для вариантов I (а, б) II (в, г) и III (д, е).
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 16
Рис. 5. Распределение температур газа (1), частиц золы (2), кокса (3) и шлаковой пленки (4) по высоте реактора при
одноступенчатой схеме газификации бурого угля для вариантов I (а, б) II (в, г) и III (д, е).
Следует отметить, что на выходе из окисли-
тельной зоны в газовой смеси присутствует зна-
чительное количество водорода, объемная доля
которого составляет 13-14% (рис. 2б и рис. 3б, г,
кривые 2). Это обусловлено тем, что скорость
генерации H2 (CH4 + 0,5O2 = CO + 2H2 и C6H6 +
+ 3O2 = 6CO + 3H2) превалирует над скоростью
превращения водорода по реакции H2 + 0,5O2 =
= H2O.
В восстановительной области наблюдается
быстрый рост концентрации водорода в газе, в то
время как содержание водяного пара резко
уменьшается (рис. 2б и рис. 3б, г, кривые 2, 3).
Такое поведение кривых 2 и 3 обусловлено тремя
факторами. Первый из них связан с паровой кон-
версией летучих веществ, выделившихся в бески-
слородной зоне согласно гомогенным реакциям
CH4 + H2О = CO + 3H2, C6H6 + 5H2О = 5CО +
+ 6H2 + CH4 и C6H6 + 6H2О = 9H2 + 6CО (рис. 2 и
рис. 3, кривые 6, 10). Второй – со скоростью и на-
правлением реакции водяного сдвига CO +
+ H2O → CO2 + H2. Третий – с интенсивным про-
теканием восстановительной гетерогенной реак-
ции C + H2O = CO + H2, о чем свидетельствует рез-
кое уменьшение температуры и расхода углерод-
ных частиц (рис. 4б, г, е; рис. 5а, в, д, кривые 3).
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 17
Следует подчеркнуть, что основное количест-
во фиксированного углерода (φI = φII = 76%, φIII =
= 77%) реагирует в области максимальных тепло-
выделений в очень узком диапазоне z < 0,1 м (рис.
4б, г, е), где гетерогенные реакции C + СO2 = 2CO
и C + H2O = CO + H2 протекают преимущественно
в диффузионной области реагирования.
На участке 0,1 м < z < 1 м, где степень кон-
версии фиксированного углерода во всех рас-
сматриваемых вариантах приближается к 100%
(рис. 4б, г, е), температуры фаз монотонно
уменьшаются из-за протекания эндотермических
гетерогенных реакций и лучистого теплообмена
между газовзвесью и шлаковой пленкой (рис. 5б,
г, е). В диапазоне z > 1 м температура газодис-
персного потока слабо изменяется из-за низкого
суммарного удельного теплового потока излуче-
ния на экраны газогенератора, величина которого
не превышает 26-33 кДж/(с·м2). На выходе из га-
зификатора температуры уходящего потока газа
и золы 1304-1325С и шлаковой пленки 1264-
1295С (варианты I-III) превышают температуру
жидкоплавкого состояния золы 1231С, что соз-
дает благоприятные условия для формирования
жидкого шлака по всей высоте газификатора. Так
как температура шлака в газогенераторе изменя-
ется от 2376-2653С до 1264-1295С, то конст-
рукция торкрета реактора должна состоять из
двух слоев. Первый − карбидокремниевая масса,
которая набивается на ошипованные цельносвар-
ные экраны газификатора. В качестве второго
слоя, непосредственно соприкасающегося с жид-
ким шлаком и работающего в области высоких
температур, можно использовать стабилизиро-
ванную окись циркония tогн = 2500С, карбиды
бериллия tогн > 2500С или титана tогн = 3100С в
зависимости от температуры внешней поверхно-
сти обмуровки.
На выходе из газогенератора получается син-
тетический газ, у которого отношение объемных
долей СО/H2 составляет: вариант I – 2,08; II –
2,06; III – 1,73 (табл. 2). Интересно сопоставить
результаты расчетов для вариантов II и III, отли-
чающихся между собой количеством летучих
веществ, вышедших из пылевидных частиц буро-
го угля (рис. 4в и рис. 4д). В варианте II отноше-
ние
2OB /BБУ на 6,6% выше, чем в III. В результа-
те максимальная температура несущей среды и
содержание CO в генераторном газе в II оказы-
ваются на 334С и на 10% больше, чем в варианте
III соответственно (рис. 3а, в, кривые 1; рис. 5в, д,
кривые 1). Кроме того, концентрация балласта
(CO2, H2O) в газе в III в 1,83 раза больше, чем в
варианте II (табл. 2; рис. 3а, в, кривые 3, 5). Ис-
ходя из этого, калорийность генераторного газа в
II несколько выше, чем в варианте III (табл. 2).
Выводы. 1. Построена модель, описываю-
щая восходящее движение, тепломассообмен и
химическое реагирование полидисперсного ан-
самбля мелкодисперсных угольных частиц с уче-
том выхода во времени летучих веществ (H2,
H2O, CO, CO2, CH4, C6H6, SO2 и C2H6) и их выго-
рания, лучистого и конвективного теплообмена
между газом и частицами, газодисперсным пото-
ком и шлаковой пленкой, межфракционного пе-
реизлучения, тепловых эффектов гетерогенных и
гомогенных реакций, сил тяжести и межфазного
взаимодействия, изменения расхода зольных час-
тиц по высоте реактора.
2. Подобраны оптимальные отношения рас-
ходов O2/уголь и H2O/уголь для исследуемых ва-
риантов: вариант I –
2OB /BБУ = 0,987, OH2
B /BБУ =
= 0,078; II –
2OB /BБУ = 0,991, OH2
B /BБУ = 0,0766;
III –
2OB /BБУ = 0,926, OH2
B /BБУ = 0,063, при кото-
рых содержание горючих в синтетическом газе
(CO + H2) составляет 88-92%, балласта (CO2 +
+ H2O) − 3,7-6,7%, степень конверсии углерода −
99,9% и калорийность газа − 11,06-11,3 МДж/нм3.
3. Показано, что температура шлака в газоге-
нераторе изменяется от 2376-2653С до 1264-
1295С и существенно превышает 1231С – тем-
пературу жидкоплавкого состояния золы, что
создает благоприятные условия для формирова-
ния жидкого шлака по всей внутренней поверх-
ности газификатора. В этих условиях торкрет
следует выполнять по всей высоте реактора.
4. Исходя из высокой температуры (2376-
2653С) жидкого шлака в окислительной зоне,
конструкция торкрета должна быть двухслойной.
Первый − карбидокремниевая масса, которая на-
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 18
бивается на ошипованные цельносварные газо-
плотные экраны газификатора. В качестве второ-
го слоя можно использовать в зависимости от
температуры обмуровки, непосредственно со-
прикасающейся с жидким шлаком, стабилизиро-
ванную окись циркония tогн = 2500С, карбиды
бериллия tогн > 2500С или титана tогн = 3100С.
5. Основное количество фиксированного уг-
лерода (φI = φII = 76% и φIII = 77%) реагирует в
области максимальных тепловыделений в очень
узком диапазоне z < 0,1 м, где гетерогенные ре-
акции C + СO2 = 2CO и C + H2O = CO + H2 проте-
кают преимущественно в диффузионной области
реагирования.
6. Дальнейшее развитие методов математи-
ческого моделирования двухфазных полидис-
персных химически реагирующих потоков ви-
дится в расширении стехиометрической схемы за
счет включения в нее дополнительных гомоген-
ных и гетерогенных реакций, таких, например,
как CH4 + 2O2 = CO2 + 2H2O, C + 2H2O = CO2 +
+ 2H2 и т.д., и изучения их влияния на рассмат-
риваемый процесс.
Авторы выражают глубокую признатель-
ность господину Чернявскому Н.В. за получен-
ную от него информацию о составе летучих ве-
ществ бурого угля Мокрокалыгорского месторо-
ждения.
1. Rohman B. Modeling and numerical investigation of the
process of vapor-oxygen gasification of solid fuels in a vertical
flow reactor under presser // Journal of Engineering Physics and
Thermophysics. – 2014. – Vol. 87, No. 5. – Pp. 1103-1115.
2. Рохман Б.Б. О технологии газификации твердых то-
плив в вертикальном поточном реакторе под давлением //
Відновлювана енергетика. – 2014. – № 2. – С. 5-15.
3. Рохман Б. Б. Моделирование тепломассообмена и
химического реагирования газодисперсного потока пыле-
видных частиц угля в высокотемпературном газификаторе //
Відновлювана енергетика. – 2016. – № 3. – С.
4. Annamalai K. and Ryan W. Interactive processes in
gasufucation and combustion. 2. Isolated carbon, coal and por-
ous char particles // Progress in energy and combustion science.
1993. Vol. 19(5). Pp. 383-446.
5. Anthony, D.B., Howard, J.B., Hottel, H.C., and Meiss-
ner, H.P. Devolatilization and Hydrogasification of Bituminous
Coal // Fuel. 1976. Vol. 55. Pp. 121-128.
6. Anthony D. B., and Howard J. B. Coal Devolatilization
and Hydrogasification // AIChE. 1976. Vol. 22. Pp. 625-656.
7. Wen C. Y., Chaung T. Z. Entrainment Coal Gasification
Modeling // Ind. Eng. Chem. Process Des. Dev. 1979. Vol. 18,
№ 4. Pp. 684-695.
REFERENCES
1. Rohman B. Modeling and numerical investigation of the
process of vapor-oxygen gasification of solid fuels in a vertical
flow reactor under presser // Journal of Engineering Physics and
Thermophysics. – 2014. – Vol. 87, No. 5. – Pp. 1103-1115.
2. Рохман Б.Б. О технологии газификации твердых то-
плив в вертикальном поточном реакторе под давлением //
Відновлювана енергетика. – 2014. – № 2. – С. 5-15.
3. Рохман Б. Б. Моделирование тепломассообмена и
химического реагирования газодисперсного потока пыле-
видных частиц угля в высокотемпературном газификаторе //
Відновлювана енергетика. – 2016. – № 3. – С.
4. Annamalai K. and Ryan W. Interactive processes in
gasufucation and combustion. 2. Isolated carbon, coal and por-
ous char particles // Progress in energy and combustion science.
1993. Vol. 19(5). Pp. 383-446.
5. Anthony, D.B., Howard, J.B., Hottel, H.C., and Meiss-
ner, H.P. Devolatilization and Hydrogasification of Bituminous
Coal // Fuel. 1976. Vol. 55. Pp. 121-128.
6. Anthony D. B., and Howard J. B. Coal Devolatilization
and Hydrogasification // AIChE. 1976. Vol. 22. Pp. 625-656.
7. Wen C. Y., Chaung T. Z. Entrainment Coal Gasification
Modeling // Ind. Eng. Chem. Process Des. Dev. 1979. Vol. 18,
№ 4. Pp. 684-695.
Б.Б.Рохман, докт.техн.наук (Інститут вугільних енерготех-
нологій НАН України, Київ), В.Г.Вифатнюк, Д.В.Вифат-
нюк (СПКТБ "Енергомашпроект", Київ), А.С.Кваснев-
ський (Інститут газу НАН України, Київ)
Теоретичне дослідження процесу газифікації дрібно-
дисперсного пилу бурого вугілля Мокрокалигірського
родовища у вертикальному потоковому газифікаторі під
тиском 4,2 МПа
Побудовано модель аеродинаміки, теплових і фізико-
хімічних процесів у високотемпературному потоковому
газифікаторі. За її допомогою отримано детальну інфор-
КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058
Відновлювана енергетика. 2016. № 4 19
мацію про параметри парокисневої газифікації бурого вугіл-
ля, необхідну для конструювання пілотної та промислової
установок. Показано, що рідкий шлак формується по всій
висоті реактора, а його максимальна температура в окис-
лювальній зоні досягає 2500°С, що необхідно враховувати
при розробці конструкції обмурівки. Запропоновано двоша-
ровий торкрет і обрані вогнетривкі матеріали для першого
(окис цирконію, карбіди берилію і титану) і другого (карбі-
докремнієва маса) шарів. Підібрані оптимальні відношення
витрат O2/вугілля і H2O/вугілля, при яких у синтез-газі
CO + H2 = 88-92%, CO2 + + H2O = 3,7-6,7%, ступінь конве-
рсії вуглецю 99,9% і калорійність газу 11 МДж/нм3. Бібл. 7,
табл. 2, рис. 5.
Ключові слова: парокиснева газифікація, реактор, вугілля,
піроліз, модель, синтетичний газ, частинка.
Rokhman B., Doctor of Technical Sciences (Coal Energy Technol-
ogy Institute NAS of Ukraine, Kyiv); Vyfatniuk V., Chief designer
(SPKTB "Energomashproekt", Kyiv); Vyfatniuk D., design project
leader (SPKTB "Energomashproekt" Ltd, Kyiv); Kvasnevskyi А.,
(Gas Institute NAS of Ukraine, Kyiv )
Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from
Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier
under pressure of 4.2 MPa
A model of aerodynamics, thermal, chemical and physical
processes in the high-temperature entrained flow gasifier was
constructed. With the help of this model detailed information
about the parameters of steam-oxygen gasification of brown
coal, necessary for the construction of pilot and industrial units
was received. It is shown that the molten slag is formed over the
entire height of the reactor, and a top temperature in the oxi-
dizing zone reaches 2500 С, that should be considered when
designing walling. A dual-layer shotcrete is proposed and re-
fractory materials are chosen for the first (oxide of zirconium,
beryllium, and titanium carbide) and second (SiC mass) layers.
The optimum flow ratio O2/coal and H2O/carbon were found
providing synthesis gas with CO + H2 − 88−92 %, CO2 + H2O
− 3,7−6,7%, the degree of carbon conversion − 99.9% and the
calorie gas − 11 MJ/Nm3. References 7, tables 2, figures 5.
Keywords: steam-oxygen gasification, reactor, coal pyrolysis,
model, syngas, particle.
SYNOPSES
Effective and practical solution of the displacement problem of
the expensive imported natural gas from the chemicals produc-
tion (ammonia, methanol, acetic acid and so on) is its replace-
ment by synthetic gas from steam-oxygen gasification of solid
fuels (brown or black coal, bio-energy resources) in a high-
temperature flow under pressure. To achieve this, a model of the
dust particles gasification in high-temperature flow was con-
structed. With the help of this model detailed information about
the Mokrokalygorsk deposit brown coal gasification parameters
required for the construction of pilot and industrial units was
received. It is shown that the slag temperature exceeds the li-
quidity of ash, so the molten slag is formed on the entire inner
surface of the gasifier. To protect the screen of the gasifier from
heat radiation is proposed to use a two-layer construction of
shotcrete. Refractory materials are selected for each of the lay-
ers. The optimum operating parameters (flow ratio O2/coal and
H2O/coal) were found providing the content of combustibles in
the syngas − 88-92%, ballast − 3,7−6,7%, the degree of carbon
conversion − 99.9% and the calorie gas − 11 MJ/Nm3.
Стаття надійшла до редакції 13.09.16
Остаточна версія 30.10.16
|
| id | veorgua-article-102 |
| institution | Vidnovluvana energetika |
| keywords_txt_mv | keywords |
| language | Russian |
| last_indexed | 2026-07-19T01:00:21Z |
| publishDate | 2016 |
| publisher | Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine |
| record_format | ojs |
| resource_txt_mv | veorgua/3a/b46ef45feb94d1b5e47b11818ac5cb3a.pdf |
| spelling | veorgua-article-1022026-07-18T06:32:09Z Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 MPa Теоретическое исследование процесса газификации мелкодисперсной пыли бурого угля Мокрокалыгорского месторождения в вертикальном поточном газификаторе под давлением 4,2 МПа Теоретичне дослідження процесу газифікації дрібнодисперсного пилу бурого вугілля Мокрокалигірського родовища у вертикальному потоковому газифікаторі під тиском 4,2 МПа Rokhman, B. Vyfatniuk, V. Vyfatniuk, D. Kvasnevskyi, A. steam-oxygen gasification reactor coal pyrolysis model syngas particle парокиснева газифікація реактор вугілля піроліз модель синтетичний газ частинка парокислородная газификация реактор уголь пиролиз модель синтетический газ частица An effective and practical solution of the displacement problem of&nbsp;the expensive imported natural gas from the chemicals production&nbsp;(ammonia, methanol, acetic acid and so on) is its replacement&nbsp;by synthetic gas from steam-oxygen gasification of solid&nbsp;fuels (brown or black coal, bio-energy resources) in a high-temperature&nbsp;flow under pressure. To achieve this, a model of thedust particles gasification in high-temperature flow was constructed.&nbsp;With the help of this model detailed information about&nbsp;the Mokrokalygorsk deposit brown coal gasification parametersrequired for the construction of pilot and industrial units was&nbsp;received. It is shown that the slag temperature exceeds the liquidity&nbsp;of ash, so the molten slag is formed on the entire innersurface of the gasifier. To protect the screen of the gasifier from&nbsp;heat radiation is proposed to use a two-layer construction of&nbsp;shotcrete. Refractory materials are selected for each of the layers.&nbsp;The optimum operating parameters (flow ratio O2/coal and&nbsp;H2O/coal) were found providing the content of combustibles in&nbsp;the syngas − 88-92%, ballast − 3,7−6,7%, the degree of carbon&nbsp;conversion − 99.9% and the calorie gas − 11 MJ/Nm3. Побудовано модель аеродинаміки, теплових і фізикохімічних процесів у високотемпературному потоковому газифікаторі. За її допомогою отримано детальну інформацію про параметри парокисневої газифікації бурого вугілля, необхідну для конструювання пілотної та промислової&nbsp;установок. Показано, що рідкий шлак формується по всій&nbsp;висоті реактора, а його максимальна температура в окислювальній зоні досягає 2500°С, що необхідно враховувати&nbsp;при розробці конструкції обмурівки. Запропоновано двошаровий торкрет і обрані вогнетривкі матеріали для першого&nbsp;(окис цирконію, карбіди берилію і титану) і другого (карбідокремнієва маса) шарів. Підібрані оптимальні відношення&nbsp;витрат O2/вугілля і H2O/вугілля, при яких у синтез-газі&nbsp;CO + H2 = 88-92%, CO2 + + H2O = 3,7-6,7%, ступінь конверсії вуглецю 99,9% і калорійність газу 11 МДж/нм3. Построена модель аэродинамики, тепловых и физико-химических процессов в высокотемпературном поточном газификаторе. С ее помощью получена детальная информация о параметрах парокислородной газификации бурого угля, необходимая для конструирования пилотной и промышленной установок. Показано, что жидкий шлак формируется по всей высоте&nbsp;реактора, а его максимальная температура в окислительной зоне достигает 2500С, что необходимо учитывать при разработке конструкции обмуровки. Предложен двухслойный торкрет и выбраны огнеупорные материалы для первого (окись&nbsp;циркония, карбиды бериллия и титана) и второго (карбидокремниевая масса) слоев. Подобраны оптимальные отношения&nbsp;расходов O2/уголь и H2O/уголь, при которых в синтез-газе CO + H2 = 88-92%; CO2 + H2O = 3,7-6,7%, степень конверсии углерода 99,9% и калорийность газа 11 МДж/нм3. Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine 2016-12-14 Article Article application/pdf https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/102 Vidnovluvana energetika ; No. 4 (47) (2016): Scientific and Applied Journal Vidnovluvana energetika; 6-19 Возобновляемая энергетика; ##issue.no## 4 (47) (2016): Научно-прикладной журнал Возобновляемая энергетика; 6-19 Відновлювана енергетика; № 4 (47) (2016): Науково-прикладний журнал Відновлювана енергетика; 6-19 2664-8172 1819-8058 ru https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/102/59 Copyright (c) 2016 B. Rokhman, V. Vyfatniuk, D. Vyfatniuk, A. Kvasnevskyi https://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0 |
| spellingShingle | steam-oxygen gasification reactor coal pyrolysis model syngas particle Rokhman, B. Vyfatniuk, V. Vyfatniuk, D. Kvasnevskyi, A. Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 MPa |
| title | Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 MPa |
| title_alt | Теоретическое исследование процесса газификации мелкодисперсной пыли бурого угля Мокрокалыгорского месторождения в вертикальном поточном газификаторе под давлением 4,2 МПа Теоретичне дослідження процесу газифікації дрібнодисперсного пилу бурого вугілля Мокрокалигірського родовища у вертикальному потоковому газифікаторі під тиском 4,2 МПа |
| title_full | Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 MPa |
| title_fullStr | Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 MPa |
| title_full_unstemmed | Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 MPa |
| title_short | Theoretical study of gasification of fine brown coal dust from Mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 MPa |
| title_sort | theoretical study of gasification of fine brown coal dust from mokrokalygorsk deposit in a vertical entrained flow gasifier under pressure of 4.2 mpa |
| topic | steam-oxygen gasification reactor coal pyrolysis model syngas particle |
| topic_facet | steam-oxygen gasification reactor coal pyrolysis model syngas particle парокиснева газифікація реактор вугілля піроліз модель синтетичний газ частинка парокислородная газификация реактор уголь пиролиз модель синтетический газ частица |
| url | https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/102 |
| work_keys_str_mv | AT rokhmanb theoreticalstudyofgasificationoffinebrowncoaldustfrommokrokalygorskdepositinaverticalentrainedflowgasifierunderpressureof42mpa AT vyfatniukv theoreticalstudyofgasificationoffinebrowncoaldustfrommokrokalygorskdepositinaverticalentrainedflowgasifierunderpressureof42mpa AT vyfatniukd theoreticalstudyofgasificationoffinebrowncoaldustfrommokrokalygorskdepositinaverticalentrainedflowgasifierunderpressureof42mpa AT kvasnevskyia theoreticalstudyofgasificationoffinebrowncoaldustfrommokrokalygorskdepositinaverticalentrainedflowgasifierunderpressureof42mpa AT rokhmanb teoretičeskoeissledovanieprocessagazifikaciimelkodispersnojpyliburogouglâmokrokalygorskogomestoroždeniâvvertikalʹnompotočnomgazifikatorepoddavleniem42mpa AT vyfatniukv teoretičeskoeissledovanieprocessagazifikaciimelkodispersnojpyliburogouglâmokrokalygorskogomestoroždeniâvvertikalʹnompotočnomgazifikatorepoddavleniem42mpa AT vyfatniukd teoretičeskoeissledovanieprocessagazifikaciimelkodispersnojpyliburogouglâmokrokalygorskogomestoroždeniâvvertikalʹnompotočnomgazifikatorepoddavleniem42mpa AT kvasnevskyia teoretičeskoeissledovanieprocessagazifikaciimelkodispersnojpyliburogouglâmokrokalygorskogomestoroždeniâvvertikalʹnompotočnomgazifikatorepoddavleniem42mpa AT rokhmanb teoretičnedoslídžennâprocesugazifíkacíídríbnodispersnogopiluburogovugíllâmokrokaligírsʹkogorodoviŝauvertikalʹnomupotokovomugazifíkatorípídtiskom42mpa AT vyfatniukv teoretičnedoslídžennâprocesugazifíkacíídríbnodispersnogopiluburogovugíllâmokrokaligírsʹkogorodoviŝauvertikalʹnomupotokovomugazifíkatorípídtiskom42mpa AT vyfatniukd teoretičnedoslídžennâprocesugazifíkacíídríbnodispersnogopiluburogovugíllâmokrokaligírsʹkogorodoviŝauvertikalʹnomupotokovomugazifíkatorípídtiskom42mpa AT kvasnevskyia teoretičnedoslídžennâprocesugazifíkacíídríbnodispersnogopiluburogovugíllâmokrokaligírsʹkogorodoviŝauvertikalʹnomupotokovomugazifíkatorípídtiskom42mpa |