李國(guó)智 王松江 肖 娟

(1.中石化煉化工程(集團(tuán))股份有限公司洛陽技術(shù)研發(fā)中心，471003 河南洛陽；2.西安交通大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院，710049 西安)

0 引 言

截至2020年，我國(guó)“十三五”期間煤炭消費(fèi)比重已降低至58%以下，但煤炭仍然是我國(guó)主體能源。水煤漿作為液態(tài)潔凈煤基代油燃料，其氣化工藝是潔凈煤技術(shù)發(fā)展的重要方向[1-2]。目前我國(guó)氣化用水煤漿量已超過2億t[3]。但研究[4-6]表明，水煤漿氣化的冷煤氣效率、碳轉(zhuǎn)化率及熱效率低于粉煤氣化的相應(yīng)指標(biāo)。水煤漿中的水分在氣化爐內(nèi)蒸發(fā)吸熱，需要更多的煤和氧氣燃燒釋放熱量抵消該部分潛熱，以維持較高溫度下的氣化過程。因此，提升水煤漿氣化效率有助于進(jìn)一步擴(kuò)大水煤漿氣化潔凈煤技術(shù)的應(yīng)用前景，推動(dòng)煤炭清潔高效利用，早日實(shí)現(xiàn)我國(guó)“碳達(dá)峰”和“碳中和”的目標(biāo)。

水煤漿預(yù)熱技術(shù)可有效提升氣化爐進(jìn)料溫度，是提高水煤漿氣化效率的有效解決措施之一。ROFFE et al[7]提出水煤漿預(yù)熱氣化技術(shù)。NOVACK et al[8]通過實(shí)驗(yàn)測(cè)試了水煤漿預(yù)熱氣化技術(shù)在燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)用中的可行性和作用?；谒簼{預(yù)熱氣化技術(shù)在燃燒過程的運(yùn)用，USUI et al[9-10]將該技術(shù)引用到水煤漿氣化過程，結(jié)果表明，當(dāng)水煤漿溫度由40 ℃提升到250 ℃時(shí)，冷煤氣效率提升了7.4%～13.4%，而氧耗降低了23.4%～34.8%。AIUCHI et al[11]給出了預(yù)熱器內(nèi)壓降和總傳熱系數(shù)的計(jì)算模型，并且建立了適合大尺度氣化爐的設(shè)計(jì)方法。ZHANG et al[12]將水煤漿預(yù)熱氣化技術(shù)運(yùn)用到整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)。水煤漿預(yù)熱氣化過程顆粒絮凝結(jié)塊是一個(gè)需要解決的問題，并且大多采用管式換熱器預(yù)熱，水煤漿在管內(nèi)流動(dòng)，因此需要防止管道堵塞，目前主要通過調(diào)整換熱管的直徑和長(zhǎng)度來控制水煤漿流速。另外，考慮到水分的完全氣化，對(duì)提供穩(wěn)定充足的熱源要求高。

WANG et al[13-14]提出采用旋梯式螺旋折流板換熱器預(yù)熱水煤漿技術(shù)以提升氣化爐的溫度，預(yù)熱器結(jié)構(gòu)如圖1所示。水煤漿在旋梯式螺旋折流板殼側(cè)呈螺旋流動(dòng)，不僅不易結(jié)垢，適合高黏流體，而且旋梯式螺旋折流板有效封堵了搭接螺旋折流板的三角漏流區(qū)。該水煤漿預(yù)熱技術(shù)工藝改造簡(jiǎn)單，投資費(fèi)用低，可充分利用系統(tǒng)低品位熱(如燃?xì)廨啓C(jī)煙氣、余熱鍋爐過熱蒸汽)提升整體能效，實(shí)現(xiàn)水煤漿氣化精細(xì)化發(fā)展。目前，旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器內(nèi)的流動(dòng)換熱性能研究已取得了階段性進(jìn)展[13-14]，得到了水煤漿在殼側(cè)內(nèi)的傳熱和阻力計(jì)算關(guān)聯(lián)式，為預(yù)熱器的設(shè)計(jì)提供了理論基礎(chǔ)。但針對(duì)采用水煤漿預(yù)熱技術(shù)的煤氣化系統(tǒng)熱經(jīng)濟(jì)性評(píng)價(jià)，還需進(jìn)一步開展相關(guān)工作。

圖1 旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structural of coal-water slurry preheater with ladder-type helical baffles

本研究將利用計(jì)算流體力學(xué)和化工過程系統(tǒng)模擬，耦合單元設(shè)備設(shè)計(jì)和過程系統(tǒng)優(yōu)化，定性定量地分析旋梯折流板水煤漿預(yù)熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)煤氣化過程熱經(jīng)濟(jì)性的影響，并構(gòu)建基于元模型和第二代非支配排序遺傳算法的折流板優(yōu)化設(shè)計(jì)模型，為水煤漿預(yù)熱器的工業(yè)設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)選型提供理論參考。

1 計(jì)算模型

德士古加壓水煤漿氣化是一種典型的濕法進(jìn)料、氧氣為氣化劑的加壓氣流床氣化，屬于氣流床濕法加料、液態(tài)排渣的加壓氣化技術(shù)。圖2所示為增加了水煤漿預(yù)熱技術(shù)的德士古煤氣化流程，該氣化過程主要包括四部分：水煤漿制備、預(yù)熱單元、氣化單元及合成氣處理。煤經(jīng)研磨后，與水混合制成高質(zhì)量分?jǐn)?shù)的水煤漿，然后煤漿進(jìn)入預(yù)熱器加熱，再通過給料泵加壓后與來自空氣分離單元的95%以上純度高壓氧氣按照一定比例進(jìn)入氣化爐，并發(fā)生一系列化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生合成氣。離開燃燒室之后，粗合成氣經(jīng)過冷卻、洗滌，進(jìn)入下一工段使用。同時(shí)可以注意到，水煤漿預(yù)熱單元需提供的熱源可采用冷卻過程的水蒸氣，充分利用系統(tǒng)低位熱，提升裝置整體能效。

圖2 采用水煤漿預(yù)熱技術(shù)的煤氣化流程Fig.2 Flowchart of gasification with coal-water slurry preheating technology

1.1 預(yù)熱單元

如圖1所示，水煤漿預(yù)熱器采用旋梯式螺旋折流板，以折彎角(α)、折彎率(φ=2S/Di)及相對(duì)高度(β=H/Di)[15]作為輸入?yún)?shù)，采用參數(shù)化驅(qū)動(dòng)建模，保持換熱管總長(zhǎng)不變，改變折流板幾何參數(shù)以得到預(yù)熱器不同的結(jié)構(gòu)，從而高效完成預(yù)熱單元幾何模型建立。幾何模型參數(shù)見表1。

表1 換熱器的幾何參數(shù)Table 1 Geometric parameters of heat exchangers

連續(xù)性方程：

(1)

動(dòng)量方程：

(2)

能量方程：

(3)

式中：E為質(zhì)量單位總能量，J/kg；keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；T為溫度，K。

本研究中水煤漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)為52.13%，根據(jù)文獻(xiàn)[16]通過旋轉(zhuǎn)可視化流變儀測(cè)試系統(tǒng)得到流變曲線。測(cè)試系統(tǒng)包括四個(gè)部分，分別為旋轉(zhuǎn)流變儀(MCR302，安東帕，奧地利)、空氣壓縮機(jī)(DA7001，大圣，中國(guó))、低溫恒溫槽(DC-3015，舜宇恒平，中國(guó))及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(RHEOPLUS)。為避免賓漢非牛頓流體本構(gòu)方程不連續(xù)導(dǎo)致數(shù)值求解困難，采用的兩方程賓漢非牛頓流變模型為：

(4)

式中：γ為剪切速率，s-1。

由于水煤漿預(yù)熱器殼程為螺旋流動(dòng)，主流存在強(qiáng)烈的旋轉(zhuǎn)，同時(shí)流動(dòng)過程還存在二次流和剪切應(yīng)力梯度劇烈變化的區(qū)域，即表現(xiàn)出對(duì)流線彎曲的敏感性及高度的各向異性。因此，目前螺旋折流板換熱器的數(shù)值計(jì)算中基本采用RNGk-ε湍流模型。

湍動(dòng)能k方程為：

(5)

式中：αk為湍動(dòng)能的逆效應(yīng)普朗特?cái)?shù)；Gk為由于速度梯度引起的湍動(dòng)能，m2/s2。

湍動(dòng)能耗散率ε方程為：

(6)

RNGk-ε湍流模型中推薦的經(jīng)驗(yàn)常數(shù)為：C1ε=1.42；C2ε=1.68；Cμ=0.084 5；η0=4.38；β=0.012；αk=αε=1.393。

考慮到殼側(cè)幾何模型復(fù)雜，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。管側(cè)為恒壁溫對(duì)殼側(cè)水煤漿進(jìn)行加熱，固定溫度為473.15 K，將殼側(cè)進(jìn)口體積流量固定為10 m3/h，溫度為298.15 K。管殼側(cè)均采用壓力出口，靜壓為0 Pa。管壁面、旋梯折流板為流動(dòng)傳熱的耦合壁面，除此之外，其他壁面均采用無滑移、不滲透絕熱條件，近壁面函數(shù)為標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。求解策略基于有限體積法，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，動(dòng)量方程和能量方程迭代采用二階迎風(fēng)格式，湍動(dòng)能及其耗散率方程采用一階迎風(fēng)格式。將各個(gè)方程的殘差曲線作為監(jiān)控計(jì)算收斂的指標(biāo)，該值為10-4。預(yù)熱單元通過Fluent模擬得到的旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器出口溫度，將作為Aspen Plus模擬煤氣化單元的輸入變量。

1.2 氣化單元

水煤漿氣化過程實(shí)際上是煤在高溫高壓下的相熱化學(xué)反應(yīng)過程，在氣化爐內(nèi)十分復(fù)雜，包括熱解反應(yīng)、氧化反應(yīng)及還原反應(yīng)[17]。

在煤氣化過程模擬中，一系列反應(yīng)涉及到的O2,H2,CO,CO2,N2,H2O,CH4,NH3,HCN,H2S,COS作為常規(guī)組分，而煤和灰分作為非常規(guī)組分。關(guān)于物性方法，本研究采用RK-SOAVE方程[18]，其常用于計(jì)算氣體加工、煉油等工藝過程的熱力學(xué)性質(zhì)，適用于非極性或弱極性的烴類及輕氣體，尤其適用于高溫高壓條件。因此，適用于高溫高壓的煤氣化過程，其適用性在已發(fā)表的水煤漿氣化過程模擬[19-20]中得到驗(yàn)證。

對(duì)于非常規(guī)組分，煤的工業(yè)分析和元素分析見表2，計(jì)算焓和密度分別采用HCOALGEN和DCOALIGT模型。HCOALGEN模型中包含了計(jì)算高位熱值、標(biāo)準(zhǔn)生成焓、比熱容的一系列關(guān)聯(lián)式，并可以選取計(jì)算的基準(zhǔn)狀態(tài)，用輸入不同的選項(xiàng)代碼來進(jìn)行控制，本研究采用的選項(xiàng)代碼及其代表的意義見表3，自定義的高位熱值通過BOIE[21]提出的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式得到，為29 000.12 kJ/kg。DCOALIGT模型給出了煤的真實(shí)密度。同樣地，灰分計(jì)算也采用HCOALGEN和DCOALIGT模型。

表2 煤的工業(yè)分析和元素分析Table 2 Proximate and ultimate analyses of coal

表3 煤的焓計(jì)算模型Table 3 Enthalpy model of coal

圖3所示為德士古水煤漿氣化模擬流程。采用MIXER模塊將煤粉和水按照一定的比例混合形成水煤漿，再經(jīng)過PUMP模塊將水煤漿輸送至氣化爐并增壓至氣化所需的壓力4.2 MPa。在實(shí)際過程中，煤的裂解和氣化反應(yīng)都發(fā)生在氣化室，但由于煤作為非常規(guī)固體組分，沒有確定的化學(xué)式且不參與化學(xué)平衡和相平衡，很難在模擬過程中用某一模塊同時(shí)實(shí)現(xiàn)裂解和氣化，因此，采用RYield和RGibbs兩個(gè)反應(yīng)器分別模擬氣化爐內(nèi)的熱解和氣化過程。RYield模塊將非常規(guī)組分煤粉分解為單元素物質(zhì)，然后再與氧氣進(jìn)入RGibbs模塊[22]，反應(yīng)得到氣化產(chǎn)物。氣化過程的溫度為1 280 ℃，RYield反應(yīng)器與RGibbs反應(yīng)器之間有熱量交換，以氣化產(chǎn)生的熱量來維持煤的熱解。同時(shí)，氣化爐與環(huán)境之間有熱損失，為煤高位熱值的0.3%[23]。生成的粗合成氣在輻射冷卻器(MHeatX模塊)被水冷卻至250 ℃，然后進(jìn)入SEP模塊分離固體爐渣，而水被加熱為高溫蒸汽。脫除了灰渣的合成氣再經(jīng)過對(duì)流冷卻器(HEATER模塊)冷卻至40 ℃，并在SEP模塊中進(jìn)行除硫和干燥以得到潔凈煤氣。

圖3 德士古水煤漿氣化模擬流程Fig.3 Flowchart of Texaco coal-water slurry gasification

2 熱經(jīng)濟(jì)性數(shù)據(jù)處理

對(duì)于采用水煤漿預(yù)熱技術(shù)的煤氣化過程熱經(jīng)濟(jì)性分析，本研究著眼于預(yù)熱單元，一方面旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器會(huì)導(dǎo)致一部分設(shè)備費(fèi)用和操作費(fèi)用的增加；另一方面預(yù)熱器使得水煤漿溫度提升，將有效地降低氣化過程氧耗，并提升冷煤氣效率。在水煤漿處理量一定的情況下，折流板結(jié)構(gòu)是影響預(yù)熱器流動(dòng)傳熱性能的主要參數(shù)，因此作為優(yōu)化設(shè)計(jì)變量。不考慮除增加的預(yù)熱器以外的其他煤氣化系統(tǒng)固定成本和日常維護(hù)費(fèi)用，將最小化預(yù)熱器總費(fèi)用和最大化氣化單元冷煤氣效率作為優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)。

增加旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器產(chǎn)生的總費(fèi)用包括換熱器設(shè)備成本和操作費(fèi)用，即

Ctot=Ci+Cod

(7)

式中：Ctot為總費(fèi)用，dollar；Ci為設(shè)備成本費(fèi)用，dollar；Cod為操作費(fèi)用，dollar。

關(guān)于換熱器成本費(fèi)用計(jì)算有多種方式，TAAL et al[24]對(duì)已有方法進(jìn)行了總結(jié)，可以看到，Hall公式簡(jiǎn)單準(zhǔn)確。該方法根據(jù)不同材料下的總換熱面積計(jì)算設(shè)備費(fèi)用，考慮到水煤漿容易引起換熱器的磨損，采用不銹鋼，設(shè)備費(fèi)計(jì)算表達(dá)式為：

Ci=8 500+409A0.85

(8)

式中：A為總換熱面積，m2。

換熱器操作費(fèi)用與泵功有關(guān)，是克服流體在換熱器中產(chǎn)生的壓降而投入的電力成本，包括管側(cè)和殼側(cè)兩方面。由于本研究管側(cè)為恒壁溫，因此只考慮由殼側(cè)壓降產(chǎn)生的換熱器運(yùn)行成本，計(jì)算公式[25]為：

(9)

C0=PKelH

(10)

(11)

式中：n為設(shè)備壽命，本研究以10年計(jì)算；i為設(shè)備年折損率，取10%；Kel為電費(fèi)，取0.15 dollar/(kW·h)；H為年操作時(shí)間，取7 500 h/a；η為泵效率，取0.6；P為泵功，kW；Δp為殼側(cè)壓降，kPa；V為殼側(cè)體積流量，m3/s。

冷煤氣效率(ηCGE)是衡量氣化爐效率的重要指標(biāo)，為生成煤氣的化學(xué)能與氣化用煤的化學(xué)能之比，化學(xué)能采用相應(yīng)的低位發(fā)熱量[12]。

3 結(jié)果與討論

3.1 模型驗(yàn)證

基于文獻(xiàn)[14]中52.13%的水煤漿在螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器內(nèi)的流動(dòng)換熱實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)比了數(shù)值計(jì)算結(jié)果并進(jìn)行了模型驗(yàn)證。圖4所示為殼側(cè)壓降模擬值和溫升模擬值分別與其實(shí)驗(yàn)值的比較。由圖4可知，水煤漿體積流量為8 m3/h～18 m3/h工況下的殼側(cè)壓降和溫升實(shí)驗(yàn)值與模擬值吻合良好。殼側(cè)壓降的相對(duì)誤差范圍為0.86%～3.79%，平均相對(duì)誤差為2.29%；水煤漿溫升的相對(duì)誤差為3.73%～11.04%，平均相對(duì)誤差為6.91%。誤差在可接受范圍內(nèi)，說明了該數(shù)值計(jì)算方法的可靠性和準(zhǔn)確性。

圖4 殼側(cè)壓降模擬值和溫升模擬值與實(shí)驗(yàn)值的比較Fig.4 Comparisons of shell-side pressure drop and temperature increase between simulation values and experimental valuesa—Shell-side pressure drop；b—Temperature increase

采用文獻(xiàn)[26]中表3-16的測(cè)試工況和實(shí)驗(yàn)結(jié)果建立相應(yīng)水煤漿氣化過程的驗(yàn)證模型。合成氣成分模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比見表4。由表4可知，模擬得到的主要合成氣組分(H2，CO和CO2)與文獻(xiàn)[26]中的數(shù)據(jù)符合較好，不同合成氣組分的相對(duì)偏差范圍為0.18%～0.52%，說明模擬結(jié)果合理，與實(shí)際工況符合。

表4 合成氣成分模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Table 4 Comparison of syngas component between simulation values and experimental values

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)熱經(jīng)濟(jì)性的影響

圖5所示為旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器的折彎率和相對(duì)高度分別為0.40和0.80時(shí)，冷煤氣效率和總費(fèi)用隨折彎角的變化關(guān)系。由圖5可知，整體上冷煤氣效率和總費(fèi)用均隨折彎角的增加而降低。根據(jù)螺距計(jì)算式(B=2φDitanα)，當(dāng)折彎角增加時(shí)，螺距增加，在換熱管長(zhǎng)度一樣的情況下，折流板的數(shù)量將減少。也就是說，水煤漿在殼側(cè)流過折流板的阻力降低，因此，壓降降低，總費(fèi)用降低。但是，殼側(cè)湍流強(qiáng)度降低也會(huì)導(dǎo)致傳熱性能減小，因此，預(yù)熱器出口水煤漿溫度降低，故冷煤氣效率減小。當(dāng)折彎角在45°～50°之間變化時(shí)，總費(fèi)用曲線出現(xiàn)一個(gè)臨界點(diǎn)(a)，使總費(fèi)用呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢(shì)，但增加的幅度很小。

圖5 折彎角對(duì)冷煤氣效率和總費(fèi)用的影響(φ=0.40，β=0.80)Fig.5 Effects of folding angle on cold gas efficiency and total cost(φ=0.40，β=0.80)

圖6所示為旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器的折彎角和相對(duì)高度分別為30°和0.80時(shí)，冷煤氣效率和總費(fèi)用隨折彎率的變化關(guān)系。由圖6可知，當(dāng)折彎率由0.40增加到0.60時(shí)，冷煤氣效率降低了0.28%。這是因?yàn)檎蹚澛试黾邮孤菥嘣黾樱哿靼鍞?shù)量降低使流體擾動(dòng)和傳熱性能減小，冷煤氣效率降低。但是，總費(fèi)用隨著折彎率的增加呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢(shì)，折彎率為0.50時(shí)，出現(xiàn)一個(gè)臨界值(b)。采用旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器的殼側(cè)流路分析法計(jì)算壓降，由于數(shù)值計(jì)算過程幾何模型的簡(jiǎn)化，忽略了折流板與殼體及折流板與換熱管之間的漏流，因此，殼側(cè)壓降主要在進(jìn)口、出口、管束間橫流及管束與殼側(cè)的旁流產(chǎn)生。當(dāng)橫流流率增加，旁流流率將減少，反之亦然，因此存在一個(gè)臨界點(diǎn)。而且當(dāng)折彎率增加時(shí)，橫截流通面積將增加，使流速和剪切速率降低。由于水煤漿流變曲線采用賓漢模型，具有假塑性特征，因此，水煤漿黏度增大，一定程度導(dǎo)致壓降增加。但隨著折彎率的進(jìn)一步增加，折流板數(shù)量降低產(chǎn)生的影響占主導(dǎo)，故壓降降低，總費(fèi)用減小。

圖6 折彎率對(duì)冷煤氣效率和總費(fèi)用的影響(α=30°，β=0.80)Fig.6 Effects of folding ratio on cold gas efficiency and total cost(α=30°，β=0.80)

圖7所示為旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器的折彎角和折彎率分別為30°和0.40時(shí)，冷煤氣效率和總費(fèi)用隨相對(duì)高度的變化關(guān)系。由圖7可知，冷煤氣效率隨相對(duì)高度的增加逐漸升高，當(dāng)相對(duì)高度超過0.65時(shí)，冷煤氣效率隨著相對(duì)高度的變化不大。當(dāng)相對(duì)高度由0.50增加到0.65時(shí)，冷煤氣效率增加了0.51%，達(dá)到臨界值(c′)，而當(dāng)相對(duì)高度由0.65增加到0.80時(shí)，冷煤氣效率僅提升了0.029%。在總費(fèi)用變化曲線上，當(dāng)相對(duì)高度為0.65時(shí)，也有一個(gè)相對(duì)應(yīng)的臨界點(diǎn)(c)，總費(fèi)用隨著相對(duì)高度的增加呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢(shì)。這是因?yàn)橄鄬?duì)高度的增加使旋梯式螺旋折流板在切割處的流通面積減小，故流動(dòng)阻力增加。但是當(dāng)相對(duì)高度超過0.65而繼續(xù)增加時(shí)，該處平均流速急劇增加，因此，水煤漿黏度降低，壓降減小，產(chǎn)生較小的總費(fèi)用。

圖7 相對(duì)高度對(duì)冷煤氣效率和總費(fèi)用的影響(α=30°，φ=0.40)Fig.7 Effects of relative height on cold gas efficiency and total cost(α=30°，φ=0.40)

3.3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)熱經(jīng)濟(jì)性的局部敏感性分析

圖8所示為旋梯式螺旋折流板水煤漿預(yù)熱器折彎角、折彎率和相對(duì)高度分別為30°，0.40和0.80時(shí)，結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)冷煤氣效率和總費(fèi)用的局部敏感性。由圖8可知，折彎角和折彎率均與冷煤氣效率呈負(fù)相關(guān)，局部敏感性分別是-28.95%和-13.84%。但相對(duì)高度與冷煤氣效率呈正相關(guān)，局部敏感性為25.17%。結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)總費(fèi)用的敏感性變化與對(duì)冷煤氣效率的敏感性變化類似。折彎角和折彎率與總費(fèi)用呈負(fù)相關(guān)，局部敏感性分別為-27.06%和-17.74%，而相對(duì)高度對(duì)應(yīng)的值為21.86%。由此可見，結(jié)果與3.2節(jié)中討論的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)熱經(jīng)濟(jì)性的影響一致。

圖8 結(jié)構(gòu)參數(shù)局部敏感性分析(α=30°，φ=0.40，β=0.80)Fig.8 Local sensitivity analysis of structural parameters(α=30°，φ=0.40，β=0.80)

3.4 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)熱經(jīng)濟(jì)性的多目標(biāo)優(yōu)化

本研究采用結(jié)合元模型和第二代非支配遺傳算法構(gòu)建的優(yōu)化模型對(duì)水煤漿預(yù)熱技術(shù)的煤氣化過程熱經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，得到冷煤氣效率和總費(fèi)用的一個(gè)折中。初始樣本點(diǎn)為100，每次迭代步最大樣本數(shù)為100。對(duì)于收斂條件，最大允許Pareto百分比為70%，收斂穩(wěn)定性百分比為2%。對(duì)于停止條件，最大迭代數(shù)為20。采用的交叉概率和變異概率分別為0.98和0.01。圖9所示為收斂條件隨迭代數(shù)的變化。由圖9可知，當(dāng)?shù)鷶?shù)達(dá)到5時(shí)，滿足收斂穩(wěn)定性百分比小于2%，計(jì)算停止。

圖9 收斂條件隨迭代數(shù)的變化Fig.9 Change of convergence criteria with iteration numbers

圖10所示為多目標(biāo)優(yōu)化結(jié)果得到的冷煤氣效率和總費(fèi)用的Pareto解集。優(yōu)化點(diǎn)采用不同顏色標(biāo)識(shí)出來，不同顏色代表了冷煤氣效率和總費(fèi)用不同的綜合加權(quán)下較好的解集到較差的解集排列。

圖10 冷煤氣效率和總費(fèi)用的Pareto解集Fig.10 Pareto between cold gas efficiency and total cost

4 結(jié) 論

1) 計(jì)算工況范圍內(nèi)，預(yù)熱單元的預(yù)熱器總費(fèi)用隨著折彎角的增加而減小，但隨著折彎率和相對(duì)高度的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)。

2) 計(jì)算工況范圍內(nèi)，氣化單元的冷煤氣效率隨著折彎角和折彎率的增加而減小，但隨著相對(duì)高度的增加先增加然后逐漸趨于穩(wěn)定。

3) 當(dāng)折彎角、折彎率和相對(duì)高度分別為30°，0.40和0.80時(shí)，折彎角和折彎率對(duì)冷煤氣效率的局部敏感性分別為-28.95%和-13.84%，而相對(duì)高度對(duì)冷煤氣效率的局部敏感性為25.17%，且結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)總費(fèi)用的敏感性變化規(guī)律與對(duì)冷煤氣效率的敏感性變化規(guī)律類似。

4) 通過多目標(biāo)優(yōu)化得到一組Pareto解集，決策者可以根據(jù)兩個(gè)子目標(biāo)的重要性不同，選擇相應(yīng)的優(yōu)化結(jié)果。