基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统

维普资讯 http://www.cqvip.com 第３Ｏ卷第４期　煤　炭　转　化　Ｖｏ１．３０　Ｎｏ．４　２００７年１０月　Ｃ０ＡＬ　Ｃ０ＮＶＥＲＳ１０Ｎ　０ｃｔ．２００７　基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统　周树理＂　阳绍军　摘　要　构建了基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统，将回收焦炉煤气用于制氢．对　该系统进行模拟和分析，结果表明，基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统可以用于制氢，　在产物干气中氢气浓度可达９２．４％；通过调整进料量并合理分配系统热量，可使整个系统达到自热　平衡，无需外界供给额外热量，系统制氢的热效率可达８Ｏ．７％；该系统采用的非混合燃烧技术避免　了焦炉煤气与空气的直接接触，尾气中包含的ｃｏ　不会被空气中的Ｎ　所稀释，可以有效地对ｃｏ　进行捕集．　关键词　焦炉煤气，制氢，非混合燃烧，Ｃｏ　捕集　中图分类号ＴＫ１６　０　引　言　（ｕｎｍｉｘｅｄ　ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ，ＵＭＣ），构建了基于非混合　燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统（ＣＯＧ　ｓｔｅａｍ　氢是一种应用广泛的化工原料，同时也是一种　ｒｅｆｏｒｍｉｎｇ，ＣＳＲ），通过合理配置系统内热量的使　高效洁净的能源载体．与其他燃料相比，氢在进行能　用，使得系统利用自身产生的热量来制取氢气，无需　量转换后的产物是水，不会产生ｃｏ　和碳氢化合物　外界提供额外热量；同时，这个系统还具有的另外一　等对环境有害的污染物质，可真正实现污染物的零　个优点就是，在过程中实现了ＣＯ。的内分离，避免了　排放，越来越为人们所关注．１】　近十几年来，氢能已　在传统燃烧过程中由于燃料和空气直接接触而造成　经开始应用于交通、电力和供暖等领域，以氢为燃料　尾气中ＣＯ　被Ｎ　稀释的问题，从而得以方便地对　的燃气轮机也已处于试验、示范阶段．目前全世界氢　ＣＯ　进行捕集．１６］　气产量的大部分是采用甲烷水蒸气重整制氢工艺提　在焦炉煤气重整制氢过程中，由于水蒸气重整　供ｌ＿３．４¨，原料主要采用天然气．甲烷水蒸气重整制氢　反应是强吸热过程，在重整过程中添加吸收剂　工艺的缺陷是耗能大同时容易受到原料（如天然气）　（ＣａＯ）可以促使重整和水气变换反应向着Ｈ　增加　市场价格的影响．我国是焦炭生产大国，在炼焦过程　的方向移动，ＣＨ　转化率将会得到提高．１７］同时，由　中产生大量的副产品焦炉煤气（ｃｏｋｅ　ｏｖｅｎ　ｇａｓ，　于水气变换反应和ＣＯ　的吸收反应都是放热反应，　ｃＯＧ），它的主要成分是Ｈ　，ＣＨ　和ｃＯ等可燃性气　所放出的热量正好可以供给重整反应所需要的热　体．目前我国每年仅有不到１Ｏ％的焦炉煤气得到了　量，使得重整反应器不再需要额外的热量，可以很大　回收利用，其余多达３００多亿ｍ。的焦炉煤气被直接　程度地简化换热设备．１８　排放而白白烧掉，不仅造成了巨大的浪费，也严重污　但是，吸收了ＣＯ　的吸收剂需要再生以循环利　染到了环境．如果将焦炉煤气进行回收并用于制氢，　用，在本系统中，吸收剂再生过程所需的大量热量将　不仅能够产生巨大的经济效益，同时也能对环境保　由载氧体来提供．　护作出重要的贡献．　该系统由两个子系统构成，即焦炉煤气重整制　氢系统和非混合燃烧系统（见第４７页图１）．　１　基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重　整个系统主要由三个反应器构成：焦炉煤气重　整制氢系统　整反应器（ｃｏｋｅ　ｏｖｅｎ　ｇａｓ　ｒｅｆｏｒｍｉｎｇ　ｒｅａｃｔｏｒ，　ＣＯＧＲ），再生反应器（ｒｅｇｅｎｅｒａｔｏｒ）和空气反应器　本文结合重整制氢技术和非混合燃烧技术　（ＯＣＣ—ａｉｒ　ｒｅａｃｔｏｒ）．　＊国家重点基础研究发展规划项目（Ｇ２００３ＣＢ２１４５０２）和国家高技术发展研究规划项目（２００６ＡＡ０５Ａ１０３）　１）硕士生；２）博士生，中国科学院工程热物理研究所，１０００８０北京　收稿Ｈ期：２００７—０４—１７；修回Ｈ期：２００７—０６一Ｏ１　维普资讯 http://www.cqvip.com 第４期　周树理等　基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统　４７　图１　基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统　Ｆｉｇ．１　Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ　ｄｉａｇｒａｍ　ｏｆ　ＵＭＣ—ＣＳＲ　ｓｙｓｔｅｍ　１．１焦炉煤气重整反应器　在焦炉煤气重整反应器中主要进行重整制氢反　应和ＣＯ。的吸收反应，反应方程式如下：　甲烷重整反应　ＣＨ　＋Ｈ２Ｏ—ＣＯ＋３Ｈ２＋２０６．１６　ｋＪ／ｍｏｌ（１）　水煤气变换反应　ＣＯ＋Ｈ　Ｏ—ＣＯ　＋Ｈ２—４１．１６　ｋＪ／ｍｏｌ　（２）　Ｃａ０的碳酸化反应　Ｃａ０＋Ｃ０２—　ＣａＣＯ３～ｌ７８　ｋＪ／ｍｏｌ　（３）　首先，焦炉煤气进入反应器中与水蒸气发生重　整反应，生成ＣＯ和Ｈ　；然后ＣＯ再与水蒸气发生变　换反应生成ＣＯ。和Ｈ　，生成的ＣＯ　被送入反应器中　的ＣａＯ吸收生成ＣａＣＯ。．随着ＣＯ　被不断地吸收，促　使反应　（１）和反应（２）的平衡向右移动，从而在产物　中生成高浓度的氢气．　１．２再生反应器　再生反应器耦合了用于吸收剂再生的反应器和　非混合燃烧系统的燃料反应器（ｕＭＣ—ｆｕｅｌＲ），既用　于ＣａＣＯ。的再生，也用于载氧体的“再生”．由于　ＣａＳＯ　具有的载氧能力强，原料价格低廉，不会造成　二次污染等优点　“　，在本文中选取ＣａＳＯ　作为载　氧体．在再生反应器里主要发生以下几个反应：　ＣａＣ０３一ＣａＯ＋ＣＯ２＋ｌ７８　ｋＪ／ｍｏｌ　（４）　ＣａＳＯ　＋ＣＨ　一ＣａＳ＋ＣＯ２＋　２Ｈ２Ｏ＋ｌ５５．４８　ｋＪ／ｍｏｌ　（５）　ＣａＳＯ　＋２Ｈ２—一ＣａＳ＋４Ｈ２Ｏ一　９．５２　ｋＪ／ｍｏｌ　（６）　ＣａＳＯ　＋４ＣＯ—ＣａＳ＋４ＣＯ　＋　ｌ７４．１６　ｋＪ／ｍｏｌ　（７）　其中，反应（４）是ＣａＣＯ。分解反应，反应（５）～　反应（７）是ＣａＳＯ　与焦炉煤气中还原性气体之间发　生的氧化还原反应．可以看出，反应（４）、反应（５）和　反应（７）都是强烈的吸热反应，需要大量的热量供　给，这些热量可以由从空气反应器中循环过来的高　温载氧体来提供．　１．３空气反应器　ＣａＳ在空气反应器中被空气氧化，这是一个强　放热反应，放出的热量被过量的ＣａＳＯ　吸收，然后循　环至再生反应器时供给ＣａＣＯ。再生和ＣａＳＯ　被还原　所需的热量．　ＣａＳ＋２０２一ＣａＳＯ　一９５７．８　ｋＪ／ｍｏｌ　（８）　２　计算方法　本文采用在能源和化工领域广泛应用的大型通　用流程模拟系统Ａｓｐｅｎ　Ｐｌｕｓ，通过最小化Ｇｉｂｂｓ自　由能预测各反应器中的平衡组分，确定焦炉煤气重　整制氢系统各个反应器的反应条件，并对基于非混　合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统进行模拟分　析．在模拟过程中，采用ＰＲ方程预报物流的热力学　性质，物质的显热和潜热总和以冷凝到２５　ｌＣ为基准　进行计算．本文所采取的焦炉煤气组成见表１．　表１焦炉煤气组成　Ｔａｂｌｅ　１　Ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ　ｏｆ　ｃｏｋｅ　ｏｖｅｎ　ｇａＳ　Ｈ，　ＣＨ　Ｃｏ　Ｃ０２　Ｎ，　Ｔｏｔａｌ　３　结果与讨论　３．１　系统中各个反应器条件的确定　３．１．１　重整反应器中温度的影响　在对焦炉煤气自热重整制氢的文献资料分析基　础上，确定在５００　Ｃ～８００　Ｃ范围内计算重整反应　器温度变化对产物中氢气含量的影响，计算结果见　第４８页图２．　由图２可以看出，压力一定时，随着温度的升　高，在脱除了水蒸气的气体产物中，Ｈ。的含量经历　了一个先增高后降低的过程，ＣＨ　的含量一直在降　低，ＣＯ。和ＣＯ的含量一直在增加．６５０℃时Ｈ。％达　到了最大值，当温度高于６５０　Ｃ时，ＣＯ。和ＣＯ的含　量增加趋势更为明显，在重整反应器中选取６５０　Ｃ　作为焦炉煤气重整制氢的反应温度．　维普资讯 http://www.cqvip.com ４８　煤炭图２温度对气体产物的影响　Ｆｉｇ．２　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ｏｎ　ｇａｓ　ｐｒｏｄｕｃｔｓ　■——ＣＨ４；▲——ＣＯ２；◆——ｃ０；＊——Ｎ２；●——Ｈ２９６、日０ｑ１∞０ｄｇｏｕ　　３．１．２　重整反应器中压力的影响　随着压力的增加，产物气体中Ｈ　浓度逐渐下　降，ＣＨ　浓度不断增高，这是由于压力增加对ＣＨ　重　整反应不利，导致ＣＨ　转化率下降（见图３）．　９６、　童＿｝９０ｄ＿目ｒＪ　、　、　口　日　‘＝　‘鑫　‘＝　‘＝　厶　０　甚　厶　ｅ　茸　Ｕ　０　图３压力对气体产物的影响　Ｆｉｇ．３　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ　ｏｎ　ｇａｓ　ｐｒｏｄｕｃｔｓ　■——ｃＨ４；▲——ＣＯ２；◆——ＣＯ；＊——Ｎ２；●——Ｈ２　虽然低压对于气体产物中生成较多氢气有利，９６、ｌｌ０９　０ｄ喜　　但是制氢过程一般都选取在一定加压情况下进行．　这是因为加压不但有利于氢气的运输和储存，减少　设备投资，同时也便于与系统其他设备（如加氢站和　燃气轮机等）的集成；此外，加压还有利于余热的利　用，本文选取１．５　ＭＰａ作为系统模拟计算压力．　３．１．３　汽碳比（Ｈ　Ｏ／ｃ）对过程的影响　在分析汽化介质——水蒸气的加入量对过程的　影响时，选择汽碳比（Ｈ　ｏ／ｃ）在１～１０之间，汽化温　度为６５０　Ｃ，压力为１．５　ＭＰａ时的结果见图４．　由图４可以看到，随着汽碳比的增加，即汽化介　质水蒸气的增加，在产物气体的组成中，氢的含量增　加，甲烷的含量减少．这是因为水蒸气的含量增大有　利于甲烷重整反应（３）和水煤气变化反应（４）的进　行，提高了ＣＨ　和ＣＯ的转化率，使得产物气体中氢　气的含量得以提高．当Ｈ　ｏ／ｃ大于３后，曲线的变化　趋势趋于平缓．但是，随着汽碳比的增加，同时也会　转　化　图４汽碳比（Ｈ。ｏ／ｃ）对气体产物的影响　Ｆｉｇ．４　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　Ｈ２ｏ／ｃ　ｏｎ　ｇａｓ　ｐｒｏｄｕｃｔｓ　■——ＣＨ４；▲——ＣＯ２；◆——ｃ０；＊——Ｎ２；●——Ｈ２　造成较大的能量消耗．由于不同的水蒸气进料所需　预热热量不同，经过分析，在本实验中选取Ｈ　ｏ／ｃ　为３．６８．　３．１．４钙碳比（Ｃａ／Ｃ）对过程的影响　在分析吸收剂的加入量对过程的影响时，计算　温度为６５０　Ｃ，压力１．５　ＭＰａ，吸收剂与焦炉煤气中　含碳的比例范围为０．１～２．０，计算结果见图５．　图５钙碳比对气体产物的影响　Ｆｉｇ．５　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　Ｃａ／Ｃ　ｏｎ　ｇａｓ　ｐｒｏｄｕｃｔｓ　■——ＣＨ４；▲——ＣＯ２；◆——ＣＯ｝＊——Ｎ２；●——Ｈ２　由图５可以看出，在Ｃａ／Ｃ为０．１～０．９范围内，　产物气体中Ｈ　含量随着Ｃａ／Ｃ的增加而增加，ＣＨ　含量一直减少；当Ｃａ／Ｃ大于１．０时，Ｈ　和ＣＨ　的量　不再发生变化，这是由于当Ｃａ／Ｃ小于１时，大量的　ＣＯ　没有被吸收剂吸收，影响了ＣＯ和ＣＨ　的转化，　从而影响了产物中Ｈ　的含量．选择合适的Ｃａ／Ｃ非　常重要，本文选取Ｃａ／Ｃ的值为１．　３．１．５再生反应器中温度对污染气体排放的影响　再生反应器主要是对两种物质的再生过程，　ＣａＣＯ。的分解和ＣａＳＯ　与焦炉煤气反应生成ＣａＳ．　由于ＣａＳＯ　与焦炉煤气的反应可能会有副反应发　生，生成一些污染气体如Ｈ　Ｓ和ＳＯ　等，对再生反应　器温度的确定，主要从生成较少污染气体方面来考　虑，同时也需要考虑满足ＣａＣＯ。分解的温度．在这　里，定义产物气体中Ｈ　Ｓ和ＳＯ　的总含量占所有气　维普资讯 http://www.cqvip.com 第４期　周树理等　基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统　４９　体的体积分数为Ｓ　，用下式表示：　Ｈ　ｓ＋　ｓ（】　Ｓ　一—　—　×１ＯＯ　（９）　Ｖｔ０ｔａ１　再生反应器气体产物中Ｓ　随温度的变化见图　暮　号　６．由图６可以看出，伴随着温度的升高，产物气体中　＆　昌　污染气体的含量出现一个先降低然后又逐渐升高的　Ｕ　过程，在９４０　Ｃ产物气中所含污染气体最低，故选取　９４０℃作为再生反应器温度，同时满足了ＣａＣＯ。的　Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ／　再生所需的温度要求．　图６温度对气体产物中Ｓ　的影响　综合以上讨论分析，本文对基于非混合燃烧的　Ｆｉｇ．６　Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ｏｎ　Ｓ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　焦炉煤气自热重整制氢系统，选取焦炉煤气重整反　应器运行温度为６５０　ｌＣ，Ｈ　Ｏ／ｃ为３．６８，Ｃａ／Ｃ为１，　３．２基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系　再生反应器运行温度为９４０　Ｃ，整个系统的压力为　统的质量和能量平衡　１．５　ＭＰａ，以１　ｔｏｏｌ焦炉煤气处理量用于重整制氢为　基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统　基准，对整个系统进行模拟计算．　的质量一能量流程见图７，用于制氢的焦炉煤气处理量　ｍ　ｕ一　～　一ｋ　ｕ　Ｈ２：１．４４３　ｍｏｌ　ＣＯ２：０．２９２　ｍｏｌ　Ｃｔｈ：Ｏ・０６２　ｍｏｌ　Ｎ２：０．６Ｏ４　ｍｏｌ　ＣＨ４：０．０８４　ｍｏｌ　３９３　Ｋ，１．５　ＭＰａ▲Ｈ２０：０．１９１　ｍｏｌ　０２：０．　．０１４　ｍｏ］　Ｈ２０：０．９３９　ｏｔｏｌ　▲０．９８７　ｋＪ　Ｊｒ　ｌ　３９３　Ｋ，１．５　ＭＰａ　３９３　Ｋ，０．１　ＭＰａ　３９１９　３Ｋ，Ｉ．・５６ｋＪ＋５ＭＰ４８７　ａ　．．－２６　＿ＪＬ＿１　Ｈ　ｔ　。…ｒ。ｑｙ坤／　：　：！！Ｉ．　　Ｌ　川Ｌ７十＋２　ｕ　７Ｈ　２ｅ．ａ８ｔ．。　ｒｋｋＪｅＪ　ｑ／　Ｉ　ｌ丁ｌ　１　＼Ｈ１６　．２９　ｋＪ　ｑ　Ｈ１・ｉ＝Ｅ　　－ｒ４／　，　．７：６　０　　ｋ唧Ｊ　９２３Ｋ，　１　２１３　Ｋ．　Ｔ’Ｓｔｅａｍ　Ｈ２０　７９５．３　Ｋ．　０．２９２　ｍｏｌＣａＣＯ３　１．９９５　ｍｏｌＣ＆Ｓ０４　肌一　耋窘　Ｃ０ＧＲ　２９８Ｋ，　１．５ＭＰａ　０．０８８　ｍｏｌＣａＯ　０．０７３　ｍｏｌＣ＆Ｓ　０．１ＭＰａ　８８．５５　ｋＪ　９２３　Ｋ，１．５　ＭＰａ　ＰｕｍｐＨ　Ｈ．Ｅ．６　Ｈｅａｔ１ｏｓｓ　１　０６３ｋ　０－３８　ｍｏｌＣａＯ　１　３７３Ｋ。　０．３２２　ｋＪ　Ｈｅａｔ　丽　２．Ｏ６９　ｍｏｌＣａｓＯ４　ｃｏｎｓｕｍｐｔｘｏｎ　６８．４６　ｋＪ　Ｈｅａｔ　ｒｅｃｏｖｅｒｙ　３．０９　ｋＪ　ＣＯＧ１ｍｏｌ　Ｉ　，Ｌ＼ＣＯＧ０．１６８ｔｏｏｌ　１　１１Ｋ，．３３．　　ｋＪＫ１　Ｌ　Ｍ　Ｉｌ　　Ｈｅａｔ　ｃ。ＩｌｓｕｍｐｔｉｏｎＨ．Ｅ．７　１ｌ　２７３　—　１．５　ＭＰａ　４．５６　……／　一／６．４６　ｋＪ—／Ｈｅａｔ　ｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎ　ｌ　ｌ３．６４　ｋＪ　Ａｉｒ，２９８　Ｋ，　Ｈ．Ｅ．　Ｔｏｍａｋｅｐｏｗｅｒ　０．１　ＭＰａ　１，２，３’４，５　２５．３３　ｋＪ　图７基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系统的质量一能量流程　Ｆｉｇ．７　Ｍａｓｓ—ｅｎｅｒｇｙ　ｆｌｏｗ　ｏｆ　ＵＭＣ—ＣＳＲ　ｓｙｓｔｅｍ　为１　ｔｏｏ１．１　ｔｏｏｌ的ＣＯＧ被通入温度为６５０　Ｃ，压力　再生器出来的气体和固体分别回收热量１２．２１　ｋＪ和　为１．５　ＭＰａ的焦炉煤气重整制氢反应器（ＣＯＧＲ）　３　Ｏ９　ｋＪ，从非混合燃烧系统的燃料反应器和空气反　中，在反应器中与水蒸气发生重整制氢反应．当达到　应器出来的气体分别回收热量１６．２９　ｋＪ和７．６　ｋＪ，　热力学平衡时，出口气体中包含Ｈ　，ＣＨ　，Ｈ　Ｏ，ＣＯ　，　这些热量分别用于预热水蒸气６８．４６　ｋＪ，预热通入　ｃＯ和Ｎ　等多种气体，其中Ｈ　含量为１．４４３　ｔｏｏｌ，在　燃料反应器的焦炉煤气４．５６　ｋＪ和预热通入空气反　出口干气中含量可达９２．４　．为使整个系统达到热　应器的空气１３．６４　ｋＪ，尚有热量剩余２５．３３　ｋＪ，可以　量平衡，实现不需从外界吸取额外热量的效果，需要　用于热量损失和产生动力等．在焦炉煤气重整制氢　对释放出来的热量进行合理的回收和利用．如图７　反应器、再生反应器和空气反应器中分别有热量损　所示，从ＣＯＧＲ出来的气体回收热量为７２．８　ｋＪ，从　失为０．３２２　ｋＪ，０．０９　ｋＪ和０．２７１　ｋＪ，均小于进口物料　／：　ｕ　＿Ｉ眦　维普资讯 http://www.cqvip.com ５０　煤炭转　化　总能量的０．５％．经计算，每处理１　ｔｏｏｌ　ＣＯＧ，由再生　的热量损失．　反应器中排出的气体经脱水处理后，ＣＯ　的含量为　表２再生反应器的质量和热量平衡　０．３５４　ｔｏｏｌ，浓度可达９７．５　９／５．　Ｔａｂｌｅ　２　Ｍａｓｓ　ａｎｄ　ｈｅａｔ　ｂａｌａｎｃｅｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｒｅｇｅｎｅｒａｔｏｒ　对该系统制氢的热效率计算采用以下计算公式：　Ｈｅａｔ／ｋＪ　ｍｓ　ＭａｔｅｒｉａＩｓ（　Ｓｅｎ—ｓｉｂｌｅ　ｈｅａｔ—ａｎｄ　Ｈ。ＨＶＨ。　，．、　‘ｌ０）　ｌａｔｅｎｔ　ｈｅａｔ　由于该系统依靠焦炉煤气进料所包含的热量即　可以满足自身需要，无需从外界获取额外热量，故此　处Ｑｉ　可以忽略不计，经过计算，系统的热效率可达　Ｖｅｎｔ　ｇａｓ　０．５５５　ｍｏｌ　３１．５８　１．４１　到８Ｏ．７％．　Ｃａ０　２　１３０．９４１　１８．０９　６７．７４　ＣａＳＯ　４　３．３再生反应器的质量和热量平衡　ｕ　ｔＰ　ＣａＳ　２７　７Ｏ７．Ｏ７９　２６８．Ｏ４　６９．９２　ＣａＣＯ０　在基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢系　Ｔｏｔａｌ　ｈｅａｔ　４５６．７８　ｋＪ　统中，耦合了焦炉煤气重整制氢系统中吸收剂再生　过程和非混合燃烧系统中载氧体与燃料发生氧化还　４　结　论　原过程的再生反应器是个关键单元．在再生反应器　中，既有ＣａＣＯ。分解的吸热反应，又有ＣａＳＯ　与焦炉　１）基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢过　煤气之间发生的氧化还原反应，所需热量由空气反　程可行，可以制得高浓度的Ｈ　．系统压力１．５　ＭＰａ，重　应器中循环过来的载氧体提供．对再生反应器的质　整制氢反应器温度６５０　Ｃ时，１　ｔｏｏｌ焦炉煤气可制得　量和热量平衡的计算的结果见表２．　１．４４３　ｍｏｌ氢气，在产物干气中浓度可达９２．４％．　从表２可以看出，进入再生反应器的物质有　２）整个系统依靠焦炉煤气进料所包含的热量　ＣａＣＯ。，ＣａＯ，ＣａＳＯ　和焦炉煤气，它们所具有的显热、　即可满足自身需要，达到自热平衡，无需从外界获得　潜热和反应热的总和为４５７．３３　ｋＪ，从再生反应器输出　额外热量，系统制氢的冷气效率可达８Ｏ．７　．　的物质有ＣａＣＯ。，ＣａＯ，ＣａＳＯ　，ＣａＳ和尾气等，它们所　３）基于非混合燃烧的焦炉煤气自热重整制氢　具有的显热、潜热和反应热的总和为４５６．７８　ｋＪ．通过　系统，在系统中实现了ＣＯ　的内分离，节省了用于制　对整个系统的进料等参数进行调整，可以使得从再　氧和空分的能耗，在其尾气中排出的ＣＯ　不会被空　生反应器输入和输出的质量达到平衡，输入的热量　气中的Ｎ　稀释，浓度可达９７．５　，可以方便地实现　略高于输出的热量，这允许了再生反应器中有一定　ＣＯ　的捕集．　参　考　文　献　［１］肖云汉．煤制氢零排放系统ＥＪ］．工程热物理学报。２００１，２２（１）：１３－１５．　［２］倪维斗，张斌，李政等．氢能经济・ＣＯ２减排・ＩＧＣＣ［Ｊ］．煤炭转化。２００３。２６（３）：１－９．　［３］吴涛涛，张会生．重整制氢技术及其研究进展［Ｊ］．能源技术，２００６，２７（４）：１６２—１６７．　［４］蔡秀兰。董新法，林维明．甲烷自热重整制氢技术的研究进展［Ｊ］．现代化工。２００６，２６；２７．　［５］Ｌｙｏｎ　Ｒ　Ｋ。Ｃｏｌｅ　Ｊ　Ａ．Ｕｎｍｉｘｅｄ　Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ：ａｎ　Ａｌｔｅｒｎａｔｉｖｅ　ｔｏ　Ｆｉｒｅ［Ｊ］．Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｆｌａｍｅ。２０００，１２１（１，２）：２４９—２６１．　［６］Ｉｓｈｉｄａ　Ｍ，Ｚｈｅｎｇ　Ｄ，Ａｋｅｈａｔａ　Ｔ．Ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ　ｏｆ　ａ　Ｃｈｅｍｉｃａｌ—ｌｏｏｐｉｎｇ　Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ　Ｐｏｗｅｒ—ｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ　Ｓｙｓｔｅｍ　ｂｙ　Ｇｒａｐｈｉｃ　Ｅｎｅｒｇｙ　Ａｎａｌｙｓｉｓ［Ｊ］．Ｅｎｅｒｇｙ—Ｔｈｅ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ，１９８７，１２：１４７—１５４．　［７］Ｊｏｈｎｓｏｎ　Ｋ　Ｈ，Ｒｙｕ　Ｊ，Ｇｒａｃｅ　Ｊ　Ｒ　ｅｔ　ａ１．Ｓｏｒｐｔｉｏｎ—ｅｎｈａｎｃｅｄ　Ｓｔｅａｍ　Ｒｅｆｏｒｍｉｎｇ　ｏｆ　Ｍｅｔｈａｎｅ　ｉｎ　ａ　Ｆｌｕｉｄｉｚｅｄ　Ｂｅｄ　Ｒｅａｃｔｏｒ　ｗｉｔｈ　Ｄｏｌｏｍｉｔｅ　ａｓ　Ｃ０２一ａｃｃｅｐｔｏｒ［Ｊ］．Ｃｈｅｍｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｓｃｉｅｎｃｅ，２００６，６１（４）；１１９１—１１９８．　［８］Ｌｉｎ　Ｓ　Ｙ，Ｈａｔａｎｏ　Ｙ，Ｈａｒａｄａ　Ｍ．Ｈｙｄｒｏｇｅｎ　Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　ｆｒｏｍ　Ｈｙｄｒｏｃａｒｂｏｎ　ｂｙ　Ｉｎｔｅｇｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　Ｗａｔｅｒ—ｃａｒｂｏｎ　Ｒｅａｃｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｃａｒ—　ｂｏｎ　Ｄｉｏｘｉｄｅ　Ｒｅｍｏｖａｌ（ＨｙＰｒ—ＲＩＮＧ　Ｍｅｔｈｏｄ）［Ｊ］．Ｅｎｅｒｇｙ　Ｆｕｅｌｓ，２００１，１５（２）；３３９—３４３．　［９］郑瑛，王保文。宋侃等．载氧体燃烧技术中新型氧载体ＣａＳＯ　的特性研究［Ｊ］．工程热物理学报，２００６。２７（３）：５３１—５３３．　［１Ｏ］武建军。应　莹，杨晓东等．添加剂抑制ＣａＳＯ　高温分解的ＴＧ—ＦＴＩＲ研究（Ⅲ）：固硫效果定性和定量分析［Ｊ］．煤炭转化，　２００５，２８（３）：３０—３４．　（下转第５８页）　维普资讯 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５８　煤炭转化　２００７钷　ＲＨＥＯＧＩＣＡＬ　ＢＥＨＡＶＩＯＲ　ＯＦ　ＣｏＡＬ　ＴＡＲ　ＰＩＴＣＨ　ＭＯＤＩＦＩＥＤ　ＷＩＴＨ　ＤＩＶＩＮＹＬＢＥＮＺＥＮ　Ｑｉｎ　Ｔａｏ　ａｎｄ　Ｌｉｎ　Ｑｉｌａｎｇ　（Ｃｏｌｌｅｇｅ　ｏｆ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｆｕｚｈｏｕ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，３５０１０８　Ｆ“ｚｈ０“）　ＡＢＳＴＲＡＣＴ　Ｒｈｅｏｇｉｃａｌ　ｂｅｈａｖｉｏｒ　ｏｆ　ｃｏａｌ—ｔａｒ　ｐｉｔｃｈ　ｍｏｄｉｆｉｅｄ　ｗｉｔｈ　ｄｉｖｉｎｙｌｂｅｎｚｅｎ　ｔｈｅ　ｐｒｅｓｅｎｃｅ　ｏｆ　ｐ－ｔｏｌｕｅｎｅ　ｓｕｌｆｏｎｉｃ　ａｃｉｄ　ｗａｓ　ｓｔｕｄｉｅｄ　ｉｎ　ｔｈｉｓ　ｐａｐｅｒ．Ｔｈｅ　ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｉｅｓ　ａｎｄ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ　ｏｆ　ｃｏａ１　ｔａｒ　ｐｉｔｃｈ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｍｏｄｉｆｉｅｄ　ｐｉｔｃｈ　ｗｅｒｅ　ａｎａｌｙｚｅｄ　ｕｓｉｎｇ　ｓｃａｎｎｉｎｇ　ｅｌｅｃｔｒｏｎ　ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｙ（ＳＥＭ）ａｎｄ　ｅｎｅｒｇｙ　ｄｉｓｐｅｒｓｉｖｅ　Ｘ—ｒａｙ　ａｎａｌｙｓｉｓ（ＥＤＡＸ）ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ｍｏｒｅｏｖｅｒ，ｔｈｅ　ｒｈｅｏｇｉｃａｌ　ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ　ｏｆ　ｃｏａ１　ｔａｒ　ｐｉｔｃｈ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｍｏｄｉｆｉｅｄ　ｐｉｔｃｈ　ｗｅｒｅ　ｍｅａｓｕｒｅｄ　ｕｓｉｎｇ　ｒｏｔａｔｉｎｇ　ｃｏａｘｉａｌ—ｃｙｌｉｎｄｅｒ　ｖｉｓｃｏｍｅｔｅｒ．Ｔｈｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｓｈｏｗ　ｔｈａｔ　ｔｈｅｒｅ　ｅｘｉｓｔ　ｍａｎｙ　ｍｉｃｒｏ—ｆｉｂｅｒｓ　ｗｉｔｈ　ａ　ｕｎｉｆｏｒｍ　ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｍｏｄｉｆｉｅｄ　ｐｉｔｃｈ．Ｍｏｒｅｏｖｅｒ，ｔｈｅ　ｖｉｓｃｏｕｓ　ａｃｔｉｖａｔｉｏｎ　ｅｎｅｒｇｙ（Ｅ）ｏｆ　ｔｈｅ　ｍｏｄｉｆｉｅｄ　ｐｉｔｃｈ　ｂｅｃｏｍｅｓ　ｌａｒｇｅ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｄｅｃｒｅａｓｅ　ｏｆ　ｔｏｌｕｅｎｅ　ｓｏｌｕｂｌｅ（ＴＳ）ｃｏｎｔｅｎｔ。ａｎｄ　ｔｈｅ　ａｐｐａｒｅｎｔ　ｖｉｓｃｏｓｉｔｙ　ｂｅｃｏｍｅｓ　ｓｍａｌｌ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｉｎｃｒｅａｓｅ　ｏｆ　ｓｈｅａｒ　ｒａｔｅ．　ＫＥＹ　ＷＯＲＤＳ　ｄｉｖｉｎｙｌｂｅｎｚｅｎ，ｃｏａｌ—ｔａｒ　ｐｉｔｃｈ，ｍｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎ，ｒｈｅｏｇｉｃａｌ　ｂｅｈａｖｉｏｒ　（上接第５Ｏ页）　ＳＹＳＴＥＭ　ＯＦ　ＣＯＫＥ　ＯＶＥＮ　ＧＡＳ　ＡＵＴｏＴＨＥＲＭＡＬ　ＲＥＦＯＲＭＩＮＧ　ＦｏＲ　ＨＹＤＲｏＧＥＮ　ＰＲｏＤＵＣＴＩｏＮ　ＢＡＳＥＤ　ｏＮ　ＵＮＭＩＸＥＤ　ＣｏＭＢＵＳＴＩｏＮ　Ｚｈｏｕ　Ｓｈｕｌｉ　ａｎｄ　Ｙａｎｇ　Ｓｈａｏｊｕｎ　（Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｔｈｅｒｍｏｐｈｙｓｉｃｓ，Ｃｈｉｎｅｓｅ　Ａｃａｄｅｍｙ　ｏｆ　Ｓｃｉｅｎｃｅｓ，１　０００８０　Ｂｅｉｊｉｎｇ）　ＡＢＳＴＲＡＣＴ　Ｂａｓｅｄ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｂｅｎｅｆｉｔｓ　ｏｆ　ｕｎｍｉｘｅｄ　ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ（ＵＭＣ），ａ　ｓｙｓｔｅｍ　ｕｓｉｎｇ　ｃｏｋｅ　ｏｖｅｎ　ｇａｓ（ＣＯＧ）ｆｏｒ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　ｉｓ　ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．Ｕｓｉｎｇ　ｔｈｅ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｓｏｆｔｗａｒｅ　ｔｏ　ａｎａ１ｖｚｅ　ａｎｄ　ｏｐｔｉｍｉｚｅ　ｔｈｅ　ｒｕｎｎｉｎｇ　ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ，ｔｈｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｓｈｏｗ　ｔｈａｔ　ｔｈｉｓ　ｓｙｓｔｅｍ　ｉｓ　ｆｉｔ　ｆｏｒ　ｈｉｇｈｌｙ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅｄ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　ｆｒｏｍ　ｃｏｋｅ　ｏｖｅｎ　ｇａｓ，ａｎｄ　ａ　９２．４　Ｈ２　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　ｉｎ　ｔｈｅ　，　ｄｅｈｙｄｒａｔｅｄ　ｇａｓ　ｉｓ　ａｃｈｉｅｖｅｄ．Ｔｈｅ　ｓｙｓｔｅｍ　ｃａｎ　ｐｒｏｖｉｄｅ　ｈｅａｔ　ｆｏｒ　ｉｔｓｅｌｆ　ｗｉｔｈｏｕｔ　ｒｅｑｕｉｒｉｎｇ　ｅｘｔｒａ　ｈｅａｔａｎｄ　ｒｅａｃｈ　ａ　ｈｉｇｈ　ｔｈｅｒｍａｌ　ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ　ｏｆ　８０．７　９／５．Ｔｈｅ　ｃａｒｂｏｎ　ｄｉｏｘｉｄｅ　ｖｅｎｔｅｄ　ｂｖ　ｔｈｅ　ｓｖｓｔｅｍ　ｉｓ　ｕｎｌｉｋｅｌｙ　ｔｏ　ｂｅ　ｄｉｌｕｔｅｄ　ｂｙ　ｔｈｅ　ｎｉｔｒｏｇｅｎ　ｉｎ　ａｉｒ，ａｎｄ　ｔｈｅ　ｃａｒｂｏｎ　ｄｉｏｘｉｄｅ　ｃａｎ　ｂｅ　ｃａｐｔｕｒｅｄ　ｃｏｎｖｅｎｉｅｎｔｌｖ　ａｎｄ　ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ．　ＫＥＹ　ＷＯＲＤＳ　ｃｏｋｅ　ｏｖｅｎ　ｇａｓ（ＣＯＧ），ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ，ｕｎｍｉｘｅｄ　ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ，ｃａＤｔｕｒｅ　ｏｆ　ｃａｒｂｏｎ　ｄｉ０ｘｉｄｅ