秦　宏，李偉偉，張立棟，劉云雨，劉洪鵬，王　擎，劉　斌

(1.東北電力大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，吉林 吉林 132012； 2.華能巢湖發(fā)電有限責(zé)任公司，安徽 巢湖 238015； 3.吉順油頁(yè)巖開(kāi)發(fā)有限公司，吉林 吉林 132000)

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0.12 t/d油頁(yè)巖干餾爐預(yù)熱過(guò)程中溫度分布特性

秦宏1，李偉偉2，張立棟1，劉云雨1，劉洪鵬1，王擎1，劉斌3

(1.東北電力大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，吉林 吉林 132012； 2.華能巢湖發(fā)電有限責(zé)任公司，安徽 巢湖 238015； 3.吉順油頁(yè)巖開(kāi)發(fā)有限公司，吉林 吉林 132000)

油頁(yè)巖干餾爐啟動(dòng)升溫過(guò)程中，其爐內(nèi)的溫度分布特性對(duì)油頁(yè)巖的預(yù)熱具有顯著影響。干餾爐內(nèi)氣體在固體物料間的空隙內(nèi)流動(dòng)十分復(fù)雜，難以實(shí)現(xiàn)模擬研究。試驗(yàn)結(jié)果表明，空爐與填料時(shí)水平截面的溫度分布變化基本相似，可通過(guò)空爐時(shí)的溫度分布特性來(lái)進(jìn)行近似分析。在進(jìn)氣量12 m3/s、進(jìn)氣比1的工況下，采用LES和RNS模型分別對(duì)空爐下干餾段和布?xì)庋b置的升溫過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析干餾段和布?xì)庋b置內(nèi)溫度及流速的變化。結(jié)果表明，布?xì)夥绞經(jīng)Q定爐內(nèi)不同區(qū)域油頁(yè)巖發(fā)生熱解的順序，率先發(fā)生熱解的油頁(yè)巖吸熱減少，該位置溫度加速上升，加劇爐內(nèi)溫度分布不均；加權(quán)平均數(shù)公式能更加準(zhǔn)確反映截面溫度不均性；爐內(nèi)溫度分布主要由不同區(qū)域的噴嘴加熱功率與該區(qū)域的流場(chǎng)特性共同作用形成。

油頁(yè)巖；分布；氣體熱載體；不均性；數(shù)值模擬；加熱功率

油頁(yè)巖干餾作為油頁(yè)巖的主要利用方式之一，各國(guó)技術(shù)水平差異較大。美國(guó)和巴西的油頁(yè)巖干餾設(shè)備單臺(tái)設(shè)備處理量較大，日處理油頁(yè)巖量普遍超過(guò)1000 t/d。中國(guó)普遍采用撫順式干餾爐，其處理量?jī)H為100～200 t/d，目前單臺(tái)處理量最大的為中國(guó)樺甸礦區(qū)全循環(huán)工藝設(shè)備，其處理量為300 t/d。提高撫順式干餾爐處理量方式主要有提高爐體高度和增大爐體直徑2種。提高爐體高度的方式不占用更多土地面積，爐內(nèi)截面干餾負(fù)荷不均勻度較小，但存在諸多問(wèn)題，如物料輸送困難、爐體高/徑比增大對(duì)建筑穩(wěn)定性的要求更加嚴(yán)格、爐內(nèi)氣體流速增加造成的阻力增大等。增大爐體直徑的方式不存在上述問(wèn)題，但爐體截面增加，如巴西Petrosix爐的截面直徑達(dá)到11 m。影響油頁(yè)巖干餾的因素很多，其中溫度是油頁(yè)巖干餾特性的決定性因素，諸多研究成果從不同角度證實(shí)了這一點(diǎn)。Wang等[1]在研究樺甸油頁(yè)巖干餾產(chǎn)物產(chǎn)量和特性時(shí)發(fā)現(xiàn)，溫度對(duì)油頁(yè)巖干餾產(chǎn)物成分影響最大。Han等[2]利用循環(huán)流化床干餾系統(tǒng)研究頁(yè)巖干餾特性時(shí)發(fā)現(xiàn)，溫度對(duì)油頁(yè)巖干餾過(guò)程中熱量的利用效率影響顯著。Wang等[3]針對(duì)樺甸油頁(yè)巖干餾工藝進(jìn)行研究時(shí)發(fā)現(xiàn)，溫度對(duì)干餾效率影響最大。Bai等[4]在利用FTIR技術(shù)對(duì)比樺甸、撫順、農(nóng)安3種油頁(yè)巖的燃燒特性時(shí)，發(fā)現(xiàn)不同溫度下油頁(yè)巖反應(yīng)過(guò)程差異較大，可以看出溫度對(duì)頁(yè)巖初期熱解反應(yīng)的影響。Na等[5]在研究圓筒反應(yīng)器內(nèi)油頁(yè)巖顆粒的干餾特性時(shí)，發(fā)現(xiàn)干餾溫度對(duì)所生成干餾產(chǎn)物的分布特性具有顯著影響。Bai等[6]則通過(guò)分析樺甸頁(yè)巖干餾過(guò)程中顆粒的孔隙特性時(shí)，確定了使干餾效率達(dá)到最佳時(shí)所對(duì)應(yīng)的溫升速率和干餾溫度。熊耀等[7]在對(duì)窯街油頁(yè)巖的熱解特性研究中發(fā)現(xiàn)，其最佳干餾溫度為510℃。Han等[8]提出，顆粒粒徑及氣體溫度對(duì)油收率影響較大。然而上述研究更側(cè)重于針對(duì)頁(yè)巖干餾反應(yīng)的基礎(chǔ)特性，雖涉及部分干餾裝置和工藝，但并未涉及到干餾裝置內(nèi)的溫度分布，而圍繞干餾溫度這一決定性因素的溫度分布恰恰是干餾裝置實(shí)現(xiàn)頁(yè)巖高效熱解的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。干餾爐內(nèi)截面溫度分布不均是阻礙國(guó)內(nèi)以氣體熱載體干餾為主的裝置進(jìn)行容量擴(kuò)大化的根本原因之一，解決該問(wèn)題可為國(guó)內(nèi)實(shí)現(xiàn)千噸級(jí)以上大型干餾爐的工業(yè)化提供技術(shù)支撐。

油頁(yè)巖在干餾爐內(nèi)部的溫度分布十分復(fù)雜，現(xiàn)階段研究中利用Aspen Plus對(duì)工藝流程進(jìn)行數(shù)值模擬分析的較多[9-11]，但鮮有采用數(shù)值方法研究爐內(nèi)溫度分布特性的。為研究大型油頁(yè)巖氣體熱載體干餾設(shè)備，筆者對(duì)干餾爐內(nèi)預(yù)熱過(guò)程溫度分布進(jìn)行數(shù)值研究，并利用自行搭建的小型干餾裝置對(duì)爐內(nèi)各階段的溫度分布進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。

1　研究油頁(yè)巖干餾爐預(yù)熱過(guò)程中溫度分布特性的物理模型和數(shù)值方法

自行搭建的實(shí)驗(yàn)裝置為一小型氣體熱載體干餾爐，氣體熱載體從兩處分別進(jìn)入爐內(nèi)對(duì)油頁(yè)巖進(jìn)行加熱。一處為中心管布?xì)庋b置(簡(jiǎn)稱為Centre)，該裝置由“L”型中心管(即主管)和4根90°分布的布?xì)夤?即支管)構(gòu)成，熱氣經(jīng)由主管進(jìn)入支管噴入爐內(nèi)；另一處為邊壁布?xì)庋b置(簡(jiǎn)稱為Wall)，即在干餾爐外壁裝設(shè)環(huán)形的氣體聯(lián)箱，熱氣進(jìn)入聯(lián)箱后，經(jīng)由邊壁處的噴嘴噴入爐內(nèi)。4根布?xì)庵Ч苤校扛Ч懿贾糜凶笥覍?duì)稱的兩列噴嘴，每列噴嘴數(shù)為5個(gè)；邊壁處的噴嘴按4個(gè)象限分別布置有4組噴嘴，每組5個(gè)。實(shí)驗(yàn)裝置的核心干餾段高度為550 mm，干餾爐內(nèi)徑400 mm，布?xì)庋b置中心截面位于225 mm，邊壁進(jìn)氣管徑24 mm，中心進(jìn)氣49 mm，噴嘴直徑為5 mm，邊壁布?xì)夤軓綖?2 mm，聯(lián)箱高度50 mm，厚度50 mm，噴嘴直徑為5 mm。表1 為該氣體熱載體干餾實(shí)驗(yàn)裝置的主要參數(shù)，而圖1為干餾段及布?xì)庋b置網(wǎng)格。該布?xì)饩W(wǎng)格亦可展現(xiàn)干餾爐的內(nèi)部結(jié)構(gòu)。采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格以更好反映爐內(nèi)氣體的流動(dòng)變化。其中，對(duì)不同區(qū)域進(jìn)行分區(qū)劃分，靠近布?xì)庋b置區(qū)域以及布?xì)庋b置部分進(jìn)行加密。進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，在考慮計(jì)算效率的情況下，設(shè)置中心布?xì)夤芫W(wǎng)格數(shù)約為4.7×104，邊壁布?xì)饩W(wǎng)格數(shù)約為80×104，干餾段網(wǎng)格約為1.6×105。此外為分析方便，分別對(duì)邊壁布?xì)夂椭行墓懿細(xì)庋b置的每個(gè)噴嘴進(jìn)行編號(hào)，邊壁布?xì)庋b置噴嘴為1～20，中心管布?xì)庋b置為1～40，編號(hào)的具體分布也示于圖1。

表1　氣體熱載體干餾實(shí)驗(yàn)裝置主要參數(shù)

圖1　小型氣體熱載體干餾爐干餾段及布?xì)庋b置網(wǎng)格

設(shè)置干餾爐邊壁進(jìn)氣聯(lián)箱中心高度所對(duì)應(yīng)的爐內(nèi)截面為Face 0，F(xiàn)ace 0截面向上80 mm為Face 2截面，向上280 mm處為Face 1截面。中心管上有4根布?xì)夤埽扛細(xì)夤苌辖诲e(cuò)布置5個(gè)圓孔噴嘴。在干餾爐相應(yīng)高度的邊壁處采用4組布?xì)鈬娮?，每組5個(gè)。截面Face 1和截面Face 2內(nèi)均布置3根三測(cè)點(diǎn)熱電偶，熱電偶由爐壁相應(yīng)位置插入，分別布置在與中心進(jìn)氣支管夾角0°、22.5°和45°方向。每根熱電偶按插入爐內(nèi)深度分別設(shè)有長(zhǎng)、中、短3個(gè)測(cè)點(diǎn)，記L、M、S，共設(shè)18個(gè)測(cè)點(diǎn)。L、M、S測(cè)點(diǎn)距離截面中心距離分別為0、0.5R和R(R為熱電偶長(zhǎng)度m)，如圖2所示。

干餾段模擬采用的湍流模型為L(zhǎng)ES湍流模型，通過(guò)尺度篩選，對(duì)于大尺度渦直接求解，而小尺度的渦通過(guò)模擬得出。在入口射流為湍流的情況下，LES模型較RANS模型具有有效性和精確性的優(yōu)勢(shì)[12-15]。布?xì)庋b置內(nèi)氣體流動(dòng)亦為湍流，因其內(nèi)部空間較小，使用k-εRNG型湍流模型更適合，采用SIMPLE算法計(jì)算，精度為二階。

圖2　小型氣體熱載體干餾爐布?xì)鈬娮旒皽囟葴y(cè)點(diǎn)示意圖

在預(yù)熱過(guò)程中，爐內(nèi)充滿13～40 mm的塊狀油頁(yè)巖，對(duì)氣體熱載體進(jìn)行電加熱，加熱功率恒定，入爐氣體流量為12.0 m3/h(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)，下同)，邊壁進(jìn)氣與中心進(jìn)氣流量比為1，實(shí)驗(yàn)持續(xù)時(shí)間5 h。為便于現(xiàn)象分析，選取爐內(nèi)溫度低于200℃時(shí)4 min的時(shí)間段來(lái)進(jìn)行數(shù)值分析，LES模擬采用的工況列于表2。

表2　LES模擬采用的入口速度和溫度

2　結(jié)果與討論

2.1小型氣體熱載體干餾爐干餾段的溫度分布

2.1.1Face 1和Face 2截面的溫度分布

圖3為小型氣體熱載體干餾爐干餾段在空爐狀態(tài)和填料狀態(tài)下Face 1和Face 2截面每根多測(cè)點(diǎn)熱電偶各測(cè)點(diǎn)間溫差。其中，TM-TS為M點(diǎn)溫度與S點(diǎn)溫度之差，TL-TM為L(zhǎng)點(diǎn)溫度與M點(diǎn)溫度之差。可以看到，兩種狀態(tài)下?tīng)t內(nèi)干餾段溫度分布存在明顯的變化。在相同運(yùn)行條件(進(jìn)氣量12 m3/s，進(jìn)氣溫度600℃)下，空爐狀態(tài)下干餾段截面平均溫度低于填料狀態(tài)下150～200℃，但兩種狀態(tài)下的相同溫度測(cè)點(diǎn)之間的溫差大小相近。Face 1和Face 2截面的溫度分布總體上相同。

圖3　穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)干餾段在空爐狀態(tài)和填料狀態(tài)下Face 1和Face 2截面各測(cè)點(diǎn)間溫差

布?xì)夥绞經(jīng)Q定爐內(nèi)不同區(qū)域油頁(yè)巖發(fā)生熱解的順序，率先進(jìn)行熱解的油頁(yè)巖，吸熱開(kāi)始減少，導(dǎo)致該位置溫度加速上升，加劇爐內(nèi)溫度不均，最終導(dǎo)致預(yù)熱過(guò)程爐內(nèi)溫度較高位置油頁(yè)巖熱解完全，但其他位置熱解不充分，將導(dǎo)致整體油收率偏低。在預(yù)熱階段，爐內(nèi)平均溫度低于干餾爐設(shè)計(jì)運(yùn)行溫度(250～280℃)，熱解程度較低，油頁(yè)巖物料溫升較快。雖然所填物料對(duì)氣體熱載體的局部流動(dòng)產(chǎn)生較大影響，但兩種狀態(tài)下的爐內(nèi)溫度分布卻具有相似性。因此，空爐狀態(tài)下預(yù)熱過(guò)程的溫度分布同樣可為研究干餾爐內(nèi)溫度分布提供重要參考。

對(duì)汪清油頁(yè)巖的熱解動(dòng)力學(xué)研究[16-18]發(fā)現(xiàn)，在357℃時(shí)其熱解出現(xiàn)峰值，且在不同階段的熱解反應(yīng)物質(zhì)不完全相同。在油頁(yè)巖干餾DTG曲線上，127～327℃之間處于反應(yīng)的低谷，預(yù)熱階段熱解反應(yīng)對(duì)溫度分布基本不產(chǎn)生影響。表3為汪清油頁(yè)巖樣品工業(yè)分析結(jié)果。

表3　汪清油頁(yè)巖樣品工業(yè)分析結(jié)果

采用時(shí)間比tS/tS0來(lái)表征頁(yè)巖的干餾預(yù)熱進(jìn)程。其中，tS為實(shí)驗(yàn)已開(kāi)始時(shí)間，tS0為整個(gè)干餾預(yù)熱時(shí)間，根據(jù)氣體熱載體干餾工藝特點(diǎn)，取tS0=5 h。分析不同干餾進(jìn)程下的溫度變化，其結(jié)果示于圖4?？梢钥吹?，在預(yù)熱過(guò)程中，各熱電偶的測(cè)溫點(diǎn)中L測(cè)點(diǎn)的溫度最高，M測(cè)點(diǎn)的溫度次之，S點(diǎn)的溫度最低，截面內(nèi)溫度由邊壁向中心處呈現(xiàn)上升的趨勢(shì)；在預(yù)熱過(guò)程完成之后，截面均溫超過(guò)280℃，溫度持續(xù)上升，并在某一時(shí)刻出現(xiàn)加速上升。原因是溫度上升到一定程度熱解反應(yīng)開(kāi)始加強(qiáng)，釋放出的熱解氣體在一定程度上阻礙了固體物料本身的吸熱，而使得溫度開(kāi)始加速上升。Face 2發(fā)生該現(xiàn)象的時(shí)刻早于Face 1約25 min左右，因?yàn)镕ace 2距布?xì)鈬娮斓木嚯x較近，當(dāng)該區(qū)域的物料發(fā)生熱解后釋放氣體并導(dǎo)致溫度迅速上升。Face 1的各方向S測(cè)點(diǎn)溫度變化和Face 2的S測(cè)點(diǎn)以及45°方向M測(cè)點(diǎn)溫度上升明顯低于其他測(cè)點(diǎn)，兩截面0°方向的S測(cè)點(diǎn)溫度上升幅度最低，低于其他測(cè)點(diǎn)約50℃。其主要原因是，截面不同位置的油頁(yè)巖發(fā)生熱解的先后順序不同，先熱解的物料所在位置所受熱瓦斯氣流沖刷較為充分，而S測(cè)點(diǎn)區(qū)域油頁(yè)巖熱解程度與其他位置差異增大。

圖4　預(yù)熱過(guò)程中干餾段Face 1與Face 2截面各測(cè)點(diǎn)的溫度變化

圖5為爐內(nèi)物料尚未發(fā)生熱解時(shí)Face 1和Face 2截面的溫度分布。選取實(shí)驗(yàn)運(yùn)行89 min時(shí)的數(shù)據(jù)，數(shù)據(jù)散點(diǎn)為填料狀態(tài)下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，而3條曲線為空爐狀態(tài)下的LES模擬數(shù)據(jù)。由圖5可知，爐內(nèi)的溫度中心區(qū)域最高，由中心向壁面逐漸衰減，F(xiàn)ace 1中心部分溫度與壁面區(qū)域溫差為25℃左右，F(xiàn)ace 2的為70℃左右；Face 1的45°方向上溫度最高，22.5°方向次之，0°方向溫度最低，但Face 2的0°方向溫度高于22.5°。從LES模擬結(jié)果與填料狀態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比可知，兩者溫度分布趨勢(shì)相同。

圖5　干餾段Face 1和Face 2截面溫度分布的實(shí)驗(yàn)值和模擬曲線

氣體進(jìn)入干餾爐內(nèi)沿豎直高度Z方向向上流動(dòng)，最終離開(kāi)干餾段出口。Face 0以上空間內(nèi)Z方向平均溫度和平均流速分布如圖6所示。由圖6可知，溫度在Face 0處于最高值，沿高度方向衰減，且在Face 0附近衰減幅度較大，Z方向平均流速變化則截然相反。主要原因是在流速降低時(shí)，傳質(zhì)弱化，溫度衰減幅度減小；流速較高時(shí)，傳質(zhì)增強(qiáng)，溫度衰減幅度增大。

圖6　干餾爐Face 0截面以上平均溫度及平均流速沿Z方向分布

中心與邊壁同時(shí)進(jìn)氣，爐內(nèi)不同時(shí)間的溫度變化如圖7所示。整個(gè)加熱過(guò)程分為4個(gè)階段，分別為模擬反應(yīng)過(guò)程的6.28%、28.4%、66.1%以及100%，標(biāo)記為Step 1、Step 2、Step 3和Step 4。從圖7可見(jiàn)，各階段的流速與溫度分布均與前一階段存在較大差異。中心區(qū)域的溫度都較高，F(xiàn)ace 1位置的0°方向S測(cè)點(diǎn)上方存在較明顯的低溫區(qū)域，且在Step 3和Step 4有增大趨勢(shì)；與此相反，在Face 0 的0°方向的上方，Step 1和Step 2存在的低溫區(qū)卻隨反應(yīng)時(shí)間持續(xù)而消失。Face 0上方垂直方向上溫度分布和流速分布的特性基本一致，但在0°方向支管的正上方與底部位置，流速與溫度分布差異明顯。其主要原因是，邊壁布?xì)獾倪h(yuǎn)離進(jìn)氣方向噴嘴射流速度較高，射流與主流匯聚之后仍產(chǎn)生渦流；且在Step 3和Step 4時(shí)，該區(qū)域溫度分布上產(chǎn)生明顯渦的形狀以及一條低溫區(qū)的分界。中心布?xì)獾膰娮煸谥Ч苌辖茷榫?，且射流方向與垂直方向存在45°夾角，布?xì)饩鶆?，且在射流之后，熱瓦斯氣流在底部折返，邊壁布?xì)獾膰娮焐淞髦髁鞑糠謪R聚到干餾段中心位置向上流動(dòng)，部分沖刷中心進(jìn)氣管，沿管壁下行至底部，再隨中心布?xì)鉁u流折返向上流動(dòng)，導(dǎo)致中心進(jìn)氣管附近位置速度較快，總體流動(dòng)時(shí)間較長(zhǎng)，換熱較充分，F(xiàn)ace 0以下部分溫度分布較均勻。

圖7　LES模擬過(guò)程不同階段干餾爐內(nèi)溫度與流速分布

2.1.2不同階段的溫度不均勻性

目前采用衡量溫度不均勻性的常用公式如式(1)、(2)所示。

(1)

(2)

圖8為不同階段干餾爐內(nèi)Face 1和Face 2的溫度不均勻性。t1為模擬階段總時(shí)長(zhǎng)，t/t1為不同階段時(shí)間與總時(shí)長(zhǎng)比值。從圖8可見(jiàn)，F(xiàn)ace 1和Face 2的溫度不均勻度總體趨勢(shì)逐漸上升，同一時(shí)刻Face 2的不均勻度大于Face 1，且隨預(yù)熱過(guò)程進(jìn)行不均勻度差異不斷增大。Face 1靠近布?xì)鈬娮欤撐恢弥行膮^(qū)域的油頁(yè)巖吸熱量大于壁面區(qū)域，導(dǎo)致中心區(qū)域溫升較快，不均勻度上升速率大于Face 2。

圖8　不同階段干餾爐Face 1和Face 2的溫度不均勻性(λ)

2.2干餾爐布?xì)庋b置的流速與溫度分布特性

2.2.1噴嘴出口流速分布

布?xì)庋b置噴嘴出口流速分布如圖9所示。從圖9 可見(jiàn)，邊壁布?xì)獾膰娮焐淞魉俣确植贾?，靠近進(jìn)氣管的噴嘴1～5和16～20的射流速度偏低。因?yàn)檫@2組噴嘴靠近進(jìn)氣部分，氣流進(jìn)入聯(lián)箱后撞擊壁面，導(dǎo)致流向偏轉(zhuǎn)靠近外側(cè)，主流脫離內(nèi)側(cè)壁面使得靠近進(jìn)氣管內(nèi)側(cè)的噴嘴射流速度較低。由于一側(cè)進(jìn)氣，噴嘴在靠近遠(yuǎn)端部分射流壓力高，速度快，該區(qū)域噴嘴與靠近進(jìn)氣管的噴嘴射流最大速度差為0.6 m/s。

圖9　干餾爐布?xì)庋b置出口氣體流速分布

由圖9還可見(jiàn)，中心布?xì)庋b置的各支管根部噴口流速較低，與平均流速差值最大為0.5 m/s，其中0°支管根部噴口(1、2)速度最低，180°支管根部噴口(31、32)速度相對(duì)最高，而90°和270°支管根部噴射速度相對(duì)居中，且兩支管所有噴口速度分布大體相同。整體來(lái)看，除所有根部噴嘴射流外，其他噴口氣流速度大體居于高位，速度較為平均。這種流速分布特性與各支管內(nèi)氣流方向與主管內(nèi)氣流方向的角度密切相關(guān)。

2.2.2布?xì)庋b置截面溫度分布特性

圖10為干餾爐布?xì)庋b置截面溫度分布特性。所取截面分別為中心進(jìn)氣管主管軸心截面和邊壁進(jìn)氣聯(lián)箱中心截面。由于布?xì)庋b置內(nèi)空間不到干餾段體積的1/10，溫升迅速，將整個(gè)布?xì)庋b置內(nèi)加熱過(guò)程分為5階段，即0.03 s、0.13 s、0.23 s、0.78 s、2.35 s，分別記為Step 1、Step 2、Step 3、Step 4和Step 5。從圖10 可見(jiàn)，與主進(jìn)氣管方向垂直的兩根結(jié)構(gòu)上互相對(duì)稱的支管(即分別為90°和270°)內(nèi)，氣體流動(dòng)及傳熱情況基本一致；與主進(jìn)氣管道同一方向上的2個(gè)支管(分別為0°和180°)內(nèi)的氣流方向截然相反，故需要重點(diǎn)分析。較高溫度的瓦斯氣(稱為熱氣)經(jīng)中心進(jìn)氣主管向支管流動(dòng)，同時(shí)加熱支管內(nèi)的溫度較低的瓦斯氣(稱為冷氣)。由于彎管導(dǎo)致的流動(dòng)不均，熱氣先流向0°支管，同時(shí)進(jìn)入兩側(cè)支管(90°和270°)，將0°支管基本充滿之后，進(jìn)入180°支管，其間在頂部形成明顯的回流和低溫度區(qū)域。隨著時(shí)間的增長(zhǎng)，布?xì)夤軆?nèi)溫度逐漸均勻，但0°支管氣溫高于180°支管2℃左右。因慣性力作用，熱氣流經(jīng)彎管后進(jìn)入上升段時(shí)，靠近進(jìn)氣方向的一側(cè)管壁出現(xiàn)低溫區(qū)，同時(shí)在支管的端部上方都存在低溫地區(qū)。

邊壁進(jìn)氣聯(lián)箱結(jié)構(gòu)對(duì)稱噴嘴中心截面的溫度變化的兩側(cè)差異性較小。邊壁進(jìn)氣的管徑較小，相同的進(jìn)氣流量下，其充滿度好，其在不同階段，因?yàn)闅饬魇紫冉佑|內(nèi)壁，內(nèi)壁溫度變化早于外壁；由于一側(cè)進(jìn)氣，另一側(cè)的存在流動(dòng)的滯流區(qū)，該區(qū)域溫度低于其他部分4～5℃。

圖10　干餾爐布?xì)庋b置截面溫度分布特性

2.3布?xì)庋b置噴嘴加熱功率對(duì)爐內(nèi)溫度分布的影響

加熱時(shí)噴嘴的氣體射流質(zhì)量流速和射流溫度共同影響噴嘴加熱功率[19-21]，三者的關(guān)系如式(3)所示。

Pi=qvi×cp(Ti-T0)

(3)

式(3)中，Pi為加熱功率，W；qvi為i噴嘴的流量，kg/s，其值可由式(4)計(jì)算；cp為熱瓦斯的比熱容，kJ/(kg·℃)；Ti為噴嘴i的射流溫度，℃；T0為爐內(nèi)平均溫度，℃。

qvi=ViAρ

(4)

式(4)中，Vi為噴嘴i射流速度，m/s；A為噴嘴截面積，m2；ρ為熱瓦斯氣密度，kg/m3；瓦斯氣密度近似相同。

圖11為不同階段下干餾爐內(nèi)各噴嘴射流的加熱功率分布。圖中曲線分別由功率值擬合而成。由圖11 可知，邊壁布?xì)獾膰娮?～15的加熱功率變化最大，起始階段盡管射流溫度低，但射流速度較高，噴嘴加熱功率達(dá)到該時(shí)刻下的最高值。隨加熱過(guò)程不斷進(jìn)行，靠近進(jìn)氣管的噴嘴射流溫度上升快，遠(yuǎn)離進(jìn)氣端的噴嘴由于溫升較慢，加熱功率上升幅度低于其他位置；到Step 4時(shí)，盡管該區(qū)域噴嘴加熱功率明顯提高，但仍低于靠近進(jìn)氣管位置的噴嘴。所有邊壁布?xì)鈬娮旒訜峁β孰S運(yùn)行過(guò)程不斷上升。

圖11　不同階段干餾爐噴嘴射流的加熱功率

中心布?xì)夤艿母鲊娮斓募訜峁β逝c速度分布相似度較高，除各布?xì)庵Ч芨康膰娮焐淞魉俣绕?，?dǎo)致加熱功率明顯低于其他位置外，在整個(gè)加熱過(guò)程功率變化平穩(wěn)，且Step 4之后的功率分布擬合曲線與Step 5完全重合，說(shuō)明在Step 4之后各噴嘴射流加熱功率變化基本處于穩(wěn)定狀態(tài)。

在溫升過(guò)程中，布?xì)夤芨鲊娮斓募訜峁β史植蓟咎幱赟tep 2和Step 3之間，而恒溫加熱時(shí)，噴嘴加熱功率分布上，基本類似于Step 1和Step 5。在預(yù)熱過(guò)程中，中心布?xì)夤艿?0～30號(hào)噴嘴功率偏高，主要原因是該位置噴嘴的射流溫度略高于其他位置，與流速關(guān)聯(lián)程度不大；而邊壁布?xì)馀c之類似，噴嘴5～15號(hào)的加熱功率偏低，主要原因是該區(qū)域溫度低于其他位置的噴嘴溫度，流速對(duì)其影響則有限，但其較高的射流速度卻導(dǎo)致渦流。綜合作用的結(jié)果使得干餾段的0°方向S測(cè)點(diǎn)溫度出現(xiàn)明顯較低的現(xiàn)象。

3　結(jié)　論

(1)油頁(yè)巖干餾爐內(nèi)空爐與填料狀態(tài)在穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，溫度分布相似，而在預(yù)熱過(guò)程中，填料狀態(tài)的與空爐狀態(tài)的溫度分布基本一致，具有較高的相似程度。

(2)布?xì)夥绞經(jīng)Q定干餾爐內(nèi)不同區(qū)域油頁(yè)巖發(fā)生熱解的順序。先發(fā)生熱解的油頁(yè)巖吸熱減少，導(dǎo)致該位置溫度加速上升，加劇爐內(nèi)溫度不均，最終導(dǎo)致預(yù)熱過(guò)程爐內(nèi)溫度較高位置油頁(yè)巖熱解完全，但其他位置熱解不充分。

(3)加權(quán)平均數(shù)公式能夠準(zhǔn)確反映截面溫度的不均勻性，在物料的預(yù)熱過(guò)程中，截面溫度不均性逐漸增大，且距布?xì)鈬娮炀嚯x較近位置截面不均勻性上升速率較快。

(4)干餾爐內(nèi)的溫度分布主要由不同區(qū)域的噴嘴加熱功率與該區(qū)域的流場(chǎng)特性共同作用形成，爐內(nèi)中心溫度偏高主要是邊壁射流匯聚形成主流的作用結(jié)果。

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Temperature Distribution During Pre-Heating Process in a0.12 t/d Oil Shale Retorting Reactor

QIN Hong1，LI Weiwei2，ZHANG Lidong1，LIU Yunyu1，LIU Hongpeng1，WANG Qing1，LIU Bin3

(1.College of Power and Energy，Northeast Dianli University,Jilin 132012,China； 2.Huaneng Chaohu Power Generation Co.Ltd.，Chaohu 238015,China； 3.Jishun Oil Shale Development Co.Ltd.,Jilin 132000,China)

Distributions of temperature affects oil shale pre-heating obviously during starting up and heating process inside retorting reactor.It is hard to conduct numerical simulation for the gas flow behavior,owing to the complexity of gas running through the intervals among the solid material.The experimental results have showed that the trend of interface temperature distribution variation in an empty furnace was similar to that in a packed one.And a numerical simulation of an empty furnace can be carried out to describe approximatively the temperature distribution in the full filled reactor.LES and RNS models were adopted to simulate the heating process in the furnace,under the gas input of 12 m3/s and the quantity ratio of centre and wall gas inlet of 1.The simulation results showed that the pyrolysis sequence of oil shale at different regions depended on the gas distribution.The temperature rising was accelerated at a place where thermal decomposition took place earlier,resulting in intensifing non-uniform distribution of temperature.The weighted mean formula was better than the traditional formula for studying the temperature distribution of sections.The combined action of both the heating power of hot gas from different nozzles and the flow distribution at the same area affected the temperature distribution in retorting reactor.

oil shale; distribution; gas heat carrier; nonuniformity; numerical simulation; heating power

2015-09-17

長(zhǎng)江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(IRT13052)、吉林省科技廳項(xiàng)目(20150204012SF和20150101033JC)和吉林省教育廳項(xiàng)目(吉教科合字[2015]第251號(hào))資助

秦宏，男，教授，博士，從事油頁(yè)巖干餾煉油技術(shù)研究及開(kāi)發(fā)；E-mail:qinhong01@163.com

王擎，男，教授，博士，從事油頁(yè)巖干餾煉油技術(shù)研究及開(kāi)發(fā)；E-mail:rlx888@163.com

1001-8719(2016)05-0921-09

TK662

Adoi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.05.008