柏靜儒 馮 妍 辛思諭 張 偉 王 擎 秦 宏

(東北電力大學(xué) 油頁(yè)巖綜合利用教育部工程中心)

油頁(yè)巖氣體熱載體干餾爐內(nèi)溫度分布的模擬及驗(yàn)證*

柏靜儒**馮 妍 辛思諭 張 偉 王 擎 秦 宏

(東北電力大學(xué) 油頁(yè)巖綜合利用教育部工程中心)

對(duì)直徑400mm、高1 089mm、包括中心送風(fēng)和邊壁送風(fēng)的氣體熱載體干餾爐采用CFD-Fluent方法進(jìn)行仿真，模擬油頁(yè)巖在爐內(nèi)干餾過(guò)程中的溫度場(chǎng)。由于物料堆積阻礙流動(dòng)和傳熱，因此將區(qū)域設(shè)置為多孔介質(zhì)模型，并通過(guò)對(duì)不同流動(dòng)模型(層流模型與湍流模型)和不同邊界條件(中心送風(fēng)裝置壁面恒熱流與恒壁溫)的對(duì)比，確定最佳設(shè)置。由最終模擬結(jié)果可以看出溫度在縱向與橫向具有遞減性，流動(dòng)模型不同，溫度滲透不同；邊界條件不同，反應(yīng)進(jìn)行與溫度均勻性表達(dá)不同，同時(shí)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，發(fā)現(xiàn)層流模型下中心管恒熱流邊界條件與實(shí)驗(yàn)更相似相符。

干餾爐 油頁(yè)巖 固定床 Fluent 多孔介質(zhì)

油頁(yè)巖作為石油的替代能源，就是將低能量密度的頁(yè)巖轉(zhuǎn)變成高品位能源。解決這一問(wèn)題的核心是油頁(yè)巖干餾，目前對(duì)油頁(yè)巖干餾的研究都通過(guò)實(shí)驗(yàn)與模擬的方法進(jìn)行。秦宏等對(duì)油頁(yè)巖氣體熱載體干餾爐內(nèi)溫度分布和布?xì)夥绞綄?duì)溫度的影響等進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得出干餾段溫度高并且中心與邊壁聯(lián)合進(jìn)氣使溫度分布較均勻等結(jié)論，卻不能直觀反映整體的溫度分布與影響程度[1～3]。范賢振等借助Fluent軟件模擬了200MW四角切向燃燒煤粉爐爐內(nèi)的燃燒過(guò)程[4]，鄧中乙等利用Fluent軟件對(duì)加壓噴動(dòng)流化床煤氣化進(jìn)行了模擬[5]。Fluent軟件作為目前功能全面、適用性廣的CFD軟件之一，不僅可以解決化學(xué)反應(yīng)和流動(dòng)方面的實(shí)際問(wèn)題，還能直觀、整體地反映爐內(nèi)流動(dòng)、溫度、壓力及生成物濃度等的分布。因此筆者基于Fluent軟件，建立油頁(yè)巖熱解的熱解動(dòng)力學(xué)模型，探討在不同流動(dòng)模型和邊界條件下與實(shí)驗(yàn)結(jié)果最相符的設(shè)置，為優(yōu)化油頁(yè)巖熱解提供模擬基礎(chǔ)。

1 幾何模型

筆者研究的是基于實(shí)際的實(shí)驗(yàn)爐體[1]，爐體結(jié)構(gòu)如圖1所示，爐體由上至下依次分為干燥段、干餾段、冷卻段和出焦段。爐內(nèi)進(jìn)氣分為邊壁進(jìn)氣和中心進(jìn)氣(圖2)，其中，中心管上有4根布?xì)夤埽适中?，每根布?xì)夤苌显趦蓚?cè)斜向下45°位置交錯(cuò)布置5個(gè)直徑5mm的圓孔；在中心管四臂橫截平面上爐體外圍設(shè)有一層邊壁進(jìn)氣，在爐體內(nèi)壁沿圓周分為4個(gè)象限，每部分在45°角上布置3個(gè)直徑5mm的圓孔，相鄰孔夾角為16°。

圖1 爐體結(jié)構(gòu)

a. 中心進(jìn)氣

b. 邊壁進(jìn)氣

根據(jù)干餾爐實(shí)際尺寸建立幾何模型，并采用Gambit劃分網(wǎng)格(圖3)。網(wǎng)格為結(jié)構(gòu)化與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合，進(jìn)氣孔處的網(wǎng)格都進(jìn)行局部加密，共計(jì)112 875個(gè)網(wǎng)格。根據(jù)爐體填料位置和物料在干餾爐的堆積特性，將模擬體域分為兩個(gè)部分，上部(圖1中爐頂至a-a線)為氣流區(qū)域，下部(圖1中a-a線至爐底)為多孔介質(zhì)區(qū)域。

圖3 網(wǎng)格劃分

為了測(cè)量工作時(shí)干餾爐內(nèi)堆積體各區(qū)域的溫度參數(shù)，在爐體內(nèi)部安裝了多個(gè)溫度傳感器，這些傳感器是經(jīng)濟(jì)實(shí)惠的K型熱電偶。由于干餾段溫度是影響實(shí)驗(yàn)結(jié)果最主要的因素，所以大部分熱電偶集中布置在干餾段。爐內(nèi)5個(gè)高度每個(gè)高度有3個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，共15個(gè)，分布在堆積區(qū)域內(nèi)，按與爐心的距離將測(cè)點(diǎn)分為A、B、C3組，測(cè)點(diǎn)位置和測(cè)點(diǎn)溫度值見(jiàn)表1。

表1 實(shí)驗(yàn)中各測(cè)點(diǎn)和測(cè)點(diǎn)溫度

2 數(shù)學(xué)模型

為合理地簡(jiǎn)化計(jì)算，更方便地應(yīng)用Fluent軟件模擬爐內(nèi)的溫度分布，給出以下假設(shè)：熱解進(jìn)行到一定程度時(shí)，干餾爐處于穩(wěn)定狀態(tài)，各參數(shù)不隨時(shí)間改變；堆積的頁(yè)巖為各向均勻的多孔介質(zhì)，邊壁處的空隙率無(wú)變化；內(nèi)部與爐邊壁間的換熱完全為對(duì)流換熱，各壁面換熱系數(shù)分別給予某定值。

由于油頁(yè)巖在干餾爐內(nèi)的堆積特性，因此將油頁(yè)巖區(qū)域設(shè)為多孔介質(zhì)區(qū)域，并對(duì)多孔介質(zhì)模型下物料反應(yīng)對(duì)溫度分布的影響進(jìn)行UDF編程，熱載氣流動(dòng)采用層流模型，整個(gè)爐體場(chǎng)內(nèi)為導(dǎo)熱模型。氣體熱載體在整個(gè)多孔介質(zhì)腔道內(nèi)為湍流的流動(dòng)方式，而從兩粒油頁(yè)巖穿過(guò)的角度看流動(dòng)偏向?qū)恿?，因此，筆者采用層流模型與湍流模型對(duì)比的方法確定最佳模型設(shè)置。

2.1基本方程

油頁(yè)巖熱解的CFD模型包含對(duì)流動(dòng)、傳熱傳質(zhì)和化學(xué)反應(yīng)過(guò)程的描述，基本方程包括質(zhì)量、動(dòng)量、能量的守恒方程，分別為：

(1)

(2)

(3)

式中Ef——流體的總能量；

Es——固體的總能量；

kf——流體熱導(dǎo)率；

ks——固體熱導(dǎo)率；

Si——方程在i方向上的阻力源項(xiàng)；

Sm——源項(xiàng)。

2.2多孔介質(zhì)模型

通常，考慮到固定床內(nèi)流道幾何形狀極端復(fù)雜性，應(yīng)用CFD研究的一種思路是把固定床視為一種等效的多孔介質(zhì)或者采用擬均相假設(shè)[6]，發(fā)生在床層中的化學(xué)反應(yīng)被處理成守恒方程的源項(xiàng)；將流體在多孔介質(zhì)區(qū)域內(nèi)的流動(dòng)視為有特定附加源項(xiàng)的流動(dòng)Si。通過(guò)在動(dòng)量控制方程源項(xiàng)中增加多孔介質(zhì)阻力項(xiàng)，模擬流體流經(jīng)多孔介質(zhì)區(qū)域時(shí)的動(dòng)量損失。多孔介質(zhì)模型主要的非線性微分方程在各向同性的簡(jiǎn)單均勻多孔介質(zhì)區(qū)域中，可簡(jiǎn)化為[7]：

(4)

式(4)中的1/η和C2即為粘性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)，根據(jù)厄根方程可知，此兩項(xiàng)的求解方程為：

(5)

(6)

其中，ε為多孔介質(zhì)的空隙率，dp為顆粒當(dāng)量直徑，A=150，B=1.75。

在Fluent軟件中進(jìn)行多孔介質(zhì)域模擬時(shí)需要確定并輸入這兩個(gè)系數(shù)，以計(jì)算動(dòng)量方程中的阻力源項(xiàng)。

2.3化學(xué)反應(yīng)模型

油頁(yè)巖熱解是非均相的二級(jí)反應(yīng)，包括3個(gè)方面[8]：油頁(yè)巖干燥和水分析出；干酪根熱解的氣固非相反應(yīng)；氣體均相的二級(jí)反應(yīng)。筆者將油頁(yè)巖塊粒設(shè)為多孔介質(zhì)模型下的物料，除對(duì)它進(jìn)行物性參數(shù)設(shè)置外，還要考慮油頁(yè)巖熱解反應(yīng)吸熱對(duì)溫度分布的影響，若設(shè)置固定熱源值代替，則要求反應(yīng)程度的絕對(duì)性，很難達(dá)到，因此很有必要將化學(xué)反應(yīng)吸熱對(duì)溫度分布的影響編程(即UDF方法)導(dǎo)入Fluent中計(jì)算，將結(jié)果進(jìn)行表達(dá)。

對(duì)油頁(yè)巖熱解的研究很多，但目前沒(méi)有統(tǒng)一油頁(yè)巖的化學(xué)方程式和熱解方程式，筆者基于對(duì)實(shí)驗(yàn)原料物性的研究，假設(shè)反應(yīng)是一級(jí)反應(yīng)，化學(xué)方程式如下[9]：

干酪根(油母質(zhì))→油+氣+焦+殘?zhí)?/p>

(7)

對(duì)于固體均相反應(yīng)，認(rèn)為反應(yīng)動(dòng)力學(xué)因素控制反應(yīng)進(jìn)行，反應(yīng)的反應(yīng)速率可參考文獻(xiàn)[10]開(kāi)發(fā)的阿倫尼烏斯方程形式的化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)方程：

Rp1=(1-ε)Ap1·exp(-Ep1/RTavg)ρv

(8)

式中Ap1——熱解的頻率因子，1/s；

Ep1——熱解活化能，J/mol；

Rp1——熱解反應(yīng)速率，kg/(m3·s)；

Tavg——固體平均溫度，K；

ρv——揮發(fā)分的密度，kg/m3。

模型中化學(xué)反應(yīng)的動(dòng)力學(xué)參數(shù)[11]為：活化能Ep1=186kJ/mol，頻率因子Ap1=1.88×1012s-1，反應(yīng)吸熱焓H=189.29 kJ/mol。

本研究模擬采用的原料是內(nèi)蒙油頁(yè)巖，對(duì)它進(jìn)行工業(yè)分析，其中水分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)是3.75%，揮發(fā)分是18.13%，灰分是69.98%，固定碳是8.14%。根據(jù)計(jì)算公式與油頁(yè)巖熱解所需的動(dòng)力學(xué)參數(shù)等進(jìn)行UDF[12]編程導(dǎo)入Fluent多孔介質(zhì)模型下的計(jì)算模擬中，將化學(xué)反應(yīng)對(duì)溫度分布的影響表達(dá)出來(lái)。

2.4邊界條件

速度入口根據(jù)總進(jìn)氣流量與進(jìn)氣孔面積、個(gè)數(shù)可確定流速為4.17m/s；爐內(nèi)微負(fù)壓出口為自然出口；各壁面均為無(wú)滑移，換熱系數(shù)從report獲得；因十字送風(fēng)管內(nèi)側(cè)為流動(dòng)熱氣，管道外側(cè)為堆積物料，中心管布置在爐體內(nèi)由于里面流動(dòng)的是高溫氣體，在對(duì)外邊壁的邊界條件設(shè)置時(shí)，筆者進(jìn)行了兩種邊界條件的假設(shè)對(duì)比：恒壁溫與恒熱流，其中根據(jù)熱量與橫截面積比確定熱流量為4.85W/m2。

3 結(jié)果對(duì)比

3.1恒熱流邊界條件下的對(duì)比

當(dāng)設(shè)置中心管的邊界條件為恒熱流時(shí)，圖4a～c分別表示不同流動(dòng)模型下z=0截面的溫度分布，由圖可知，3種流動(dòng)模型溫度分布大致為：由于接近入口，高溫區(qū)集中在中心管四臂下方，且溫度從高溫區(qū)向爐頂與爐底均勻遞減。圖4b的SA湍流模型與圖4c的RNG湍流模型溫度云圖相似，這是因?yàn)闇囟确植际苤行墓鼙谶吔鐥l件的影響較大，因此多孔介質(zhì)模型作用下流動(dòng)很相似，熱載氣體在整個(gè)多孔介質(zhì)爐腔內(nèi)湍流的假設(shè)論據(jù)不足。從縱向截面圖對(duì)比發(fā)現(xiàn)：湍流模型比層流模型的最高溫度高，在經(jīng)過(guò)多孔介質(zhì)模型時(shí)動(dòng)能損失少；兩者溫度云圖在干燥段和冷卻段區(qū)別不大，即物料對(duì)流動(dòng)的阻礙作用使熱載氣幾乎流動(dòng)不到這里，以導(dǎo)熱為主同時(shí)反應(yīng)進(jìn)行程度不大。

圖4 恒熱流邊界條件下不同流動(dòng)模型的溫度分布

圖5、6分別表示不同截面處層流模型與湍流模型的溫度云圖。圖5a與圖6a是y=0.05m處橫截面溫度云圖，對(duì)比發(fā)現(xiàn)：兩種模型的溫度分布都較均勻且由中心向邊壁遞減，這種結(jié)果與進(jìn)氣方式有關(guān)，筆者采用的是中心邊壁聯(lián)合進(jìn)氣的方式，而y=0.05m處于進(jìn)氣口下方，溫度主要受中心管壁條件的影響；同時(shí)，在中心管四壁正下方的y=0.05m處出現(xiàn)等溫圈缺口，這是由于中心管壁布?xì)饪滋幱谛毕路?5°(圖2a)；層流模型的溫度分布較湍流的高，這是層流湍流本質(zhì)區(qū)別的體現(xiàn)，層流沒(méi)有徑向脈動(dòng)，因此，熱載氣體在層流模型下的流動(dòng)有深度少跨度。

圖6 湍流模型在不同位置截面的溫度云圖

圖5b與圖6b是y=0.10m處橫截面溫度云圖，該位置極其接近中心管入口上方一點(diǎn)，速度在此方向上分量小，溫度較y=0.05m處低，由于中心管的阻擋流動(dòng)不穩(wěn)定，因此可能會(huì)出現(xiàn)溫度驟增或驟降。在選擇不同的湍流模型時(shí)，流動(dòng)帶動(dòng)溫度分布，因湍流擾動(dòng)性強(qiáng)，高溫氣體觸及面積大；邊壁進(jìn)氣使邊壁附近溫度升高，解決了熱載氣體到達(dá)不了、反應(yīng)不徹底和降低轉(zhuǎn)化率的弊端。圖5c與圖6c是y=0.15m處橫截面溫度云圖，湍流模型結(jié)果中高溫區(qū)域大，明顯印證在多孔介質(zhì)阻礙作用下湍流比層流動(dòng)能損失少。同時(shí)湍流模型計(jì)算的結(jié)果低估了換熱系數(shù)，溫度梯度較層流模型的小。

溫度分布在一定程度上反映了流動(dòng)特性，從實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)在中心管上方區(qū)域溫度分布情況更趨近于層流模型下的結(jié)果，略不均勻、溫度變化大。

3.2恒壁溫邊界條件下的對(duì)比

當(dāng)設(shè)置中心管的邊界條件為恒壁溫時(shí)，圖7表示不同湍流模型時(shí)z=0截面的溫度分布，由圖可知，恒壁溫邊界條件與恒熱流邊界條件模擬的溫度分布相似，只是要比恒熱流邊界條件下的溫度高，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果不符是因?yàn)楹惚跍厥沟脽崃烤哂卸逊e性，使中心管類似于固定熱源，弱化了與周圍的換熱。

圖7 恒壁溫邊界條件下不同流動(dòng)模型結(jié)果

圖8、9為不同截面處層流模型與湍流模型的溫度云圖，同樣因熱解的調(diào)節(jié)作用使得溫度分布均勻，因多孔介質(zhì)的阻礙作用溫度遞減，因流動(dòng)模型不同高溫區(qū)面積大小形狀不同，層流模型比湍流模型的溫度分布更均勻除卻流動(dòng)特性，最主要因?yàn)樵谟?jì)算結(jié)果上層流高估了換熱系數(shù)而湍流卻算低了換熱系數(shù)，所以出現(xiàn)湍流較層流在y=0.05m處溫度高的結(jié)果。

圖8 層流模型在不同位置截面的溫度云圖

圖9 湍流模型在不同位置截面的溫度云圖

恒壁溫邊界條件下的模擬仿真結(jié)果明顯高于實(shí)驗(yàn)測(cè)量值，與實(shí)際不符，只是邊界條件在一定程度上反映的是中心管內(nèi)側(cè)的換熱情況，拓寬了研究的思路，可以根據(jù)中心管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)了解它在爐內(nèi)的換熱情況，最終達(dá)到優(yōu)化中心管即優(yōu)化爐內(nèi)溫度分布的目的。

3.3與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖10為爐內(nèi)距中心A、B、C不同位置的縱向溫度曲線對(duì)比圖，每幅圖中線B、D表示層流模型下的邊壁恒溫與恒熱流，線F、H表示湍流模型下的邊壁恒熱流與恒溫。由圖發(fā)現(xiàn)湍流模型中在接近中心管上或下時(shí)都有溫度驟增和驟降，且在接近壁面的C組實(shí)驗(yàn)中對(duì)比發(fā)現(xiàn)湍流模型較層流模型溫度高，這些是判斷層流模型與湍流模型的關(guān)鍵；從接近中心管的A組中對(duì)比發(fā)現(xiàn)不論層流湍流，不論恒熱流恒壁溫4條曲線的溫度都很接近，說(shuō)明化學(xué)反應(yīng)程度相近，與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)也最相近，與B組結(jié)果相似隨著位置升高各個(gè)模型下溫度差別也越大，因此3組中編號(hào)4、5測(cè)點(diǎn)的溫度是確定中心管壁邊界條件的最佳數(shù)據(jù)。

a. A組數(shù)據(jù)對(duì)比 b. B組數(shù)據(jù)對(duì)比 c. C組數(shù)據(jù)對(duì)比

對(duì)比表1中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較模擬值在中心處溫度偏高邊壁處偏低，這與反應(yīng)進(jìn)行程度和爐體散熱有關(guān)，由C組數(shù)據(jù)對(duì)比確定層流模型，由A組數(shù)據(jù)對(duì)比并計(jì)算方差，其中在位置編號(hào)4、5測(cè)點(diǎn)處恒熱流邊界條件方差結(jié)果為：σ4=6.0K，σ5=12.6K。恒壁溫方差為：σ4=8.6K，σ5=17.7K。因此確定此實(shí)驗(yàn)干餾實(shí)驗(yàn)爐最佳的模型為層流模型，中心管邊界條件為恒熱流。

4 結(jié)論

4.1實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果對(duì)比，發(fā)現(xiàn)由于模擬將化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行理想化徹底化，使得模擬結(jié)果中溫度分布更均勻，且干餾段的溫度要低于實(shí)驗(yàn)測(cè)量值。

4.2由于假設(shè)爐內(nèi)油頁(yè)巖是各向均勻的多孔介質(zhì)，邊壁處的空隙率無(wú)變化，溫度由中心向邊壁均勻遞減，并且阻力系數(shù)設(shè)置影響流動(dòng)與熱量傳遞，在爐底處表達(dá)尤為明顯，爐底溫度涉及排渣問(wèn)題，所以優(yōu)化阻力系數(shù)或空隙率設(shè)置很有必要。

4.3基于邊壁與中心送氣的氣體熱載體干餾爐，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)均顯示，由于邊壁送風(fēng)孔布置稀疏，僅在送風(fēng)位置溫度整體均勻一致，使得熱解反應(yīng)的發(fā)生率與反應(yīng)程度更高，因此優(yōu)化進(jìn)氣比、空隙率等參數(shù)的設(shè)置勢(shì)在必行。

[1] 秦宏，張?chǎng)?，柏靜儒，等. 油頁(yè)巖氣體熱載體干餾爐內(nèi)溫度分布的試驗(yàn)研究[J].化工機(jī)械，2014，41(6)：727～732.

[2] 秦宏，張成，李建坡，等.氣體熱載體干餾爐內(nèi)壓力降的研究[J].東北電力大學(xué)學(xué)報(bào)，2015，35(1)：1～6.

[3] 秦宏，李建坡，王擎，等.油頁(yè)巖氣體熱載體干餾爐內(nèi)干餾特性研究[J].化學(xué)工程，2015，43(5)：11～15.

[4] 范賢振，郭烈錦，高暉，等.200MW四角切向煤粉爐爐內(nèi)過(guò)程的數(shù)值模擬[J].西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2002，36(3)：241～246.

[5] 鄧中乙，肖睿，金保升，等.加壓噴動(dòng)流化床煤氣化數(shù)值模擬[J].燃燒科學(xué)與技術(shù)，2009，15(4)：332～338.

[6] Nijemeisland M，Dixon A G.Comparison of CFD Simulations to Experiment for Convective Heat Transfer in a Gas-Solid Fixed Bed[J].Chemical Engineering Journal，2001，82(1)：231～246.

[7] 貝爾，競(jìng)生，崇希.多孔介質(zhì)流體動(dòng)力學(xué)[M].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，1983.

[8] 徐峰.油頁(yè)巖熱解及燃燒反應(yīng)的化學(xué)動(dòng)力學(xué)研究[D].吉林：東北電力大學(xué)，2007.

[9] Fausett D W.Proceedings of the 8th Oil Shale Symposium[J].Colorado School of Mines，1975，70(3)：273～313.

[10] Chan W C R，Kelbon M，Krieger B B.Modeling and Experimental Verifycation of Physical and Chemical Processes during Pyrolysis of a Large Biomass Particle[J].Fuel，1985，64(11)：1505～1513.

[11] 錢家麟，尹亮.油頁(yè)巖——石油的補(bǔ)充能源[M].北京：中國(guó)石化出版社，2008.

[12] 韓占忠，王敬，蘭小平.FLUENT流體工程仿真技術(shù)實(shí)例與應(yīng)用[M].北京：北京理工大學(xué)出版社，2004.

TemperatureFieldSimulationandValidationinFurnaceofOilShaleRetortwithGasHeatCarrier

BAI Jing-ru, FENG Yan, XIN Si-yu, ZHANG Wei, WANG Qing, QIN Hong

(EngineeringResearchCentreoftheMinistryofEducationforComprehensiveUtilizationofOilShale,NortheastDianliUniversity,Jilin132012,China)

The gas retort has heat carrier and it boasts 400 mm in the diameter and 1 089 mm in the height and it has air supply from both center and side wall. The CFD-Fluent was adopted to simulate temperature field when the shale were distillated in the retort. Considering the fact that oil shale stacked hinders both flow and heat transfer, the zone within the retort was designed as porous medium model; and through having different flow models and boundary conditions—laminar flow model and turbulent model adopted, and having center air supply device’s constant wall heat flux compared with constant wall temperature condition, the optimal setting can be determined, the simulation results show that, the temperature field in longitudinal and transverse direction decreases progressively and different flow models bring about different temperature permeability; and different boundary conditions incur various degree of reaction and the expression of temperature uniformity. Compared with the experimental data indicates that, in the laminar flow model, the heat flux boundary condition of the central tube becomes more similar with the test results.

gas retort, oil shale, fixed bed, Fluent, porous medium

**柏靜儒，女，1973年6月生，教授。吉林省吉林市，132012。

*吉林省重點(diǎn)科技攻關(guān)項(xiàng)目(20140204004SF)。

TQ054

A

0254-6094(2016)05-0665-07

2015-10-15，

2016-08-17)

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