陳美靜，漆博文，王長安，毛崎森，車得福

(西安交通大學 動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049)

0 引 言

傳統(tǒng)煤炭利用過程會對環(huán)境造成嚴重污染[1-2]。在我國力爭實現(xiàn)“2030年碳達峰、2060年碳中和”大背景下[3-4]，為應(yīng)對碳減排挑戰(zhàn)，亟需開發(fā)一種清潔、高效的煤炭利用方式。富油煤是焦油產(chǎn)率7%～12%的煤炭分類，我國富油煤資源預(yù)計總儲量超過5.5×1011t[5-6]。

富油煤原位熱解是一種將煤原位轉(zhuǎn)化為油和氣并進行分級利用的新途徑[7]。煤熱解析出碳氫化合物燃料后，大部分碳仍留在地下形成碳基質(zhì)，保留了原有骨架。傳統(tǒng)加熱方法主要包括電加熱、對流加熱和輻射加熱[8]，其中對流加熱具有工藝成熟、油氣易產(chǎn)出等優(yōu)點[9]。油頁巖是一種與煤物理性質(zhì)和儲藏環(huán)境相似的高灰分沉積巖[10-11]，以往原位對流加熱技術(shù)的研究應(yīng)用主要集中在油頁巖開發(fā)。SONG等[12]建立了適用于稀薄油頁巖地層的多邊形注熱原位開采方法，其中5個分支井、60°分支角和40 m分支井長的多邊井具有最佳生產(chǎn)性能。WANG等[13]提出了一種適用于油頁巖非水平分布的過熱蒸汽原位熱解新方法，發(fā)現(xiàn)有3條裂紋時，其與傳統(tǒng)井面布置具有相同的加熱效率。ZHU等[14]根據(jù)松遼盆地的試點項目建立了對應(yīng)模型，利用注高溫N2原位轉(zhuǎn)化工藝對油頁巖層生產(chǎn)性能和儲層物性演化展開了550 d調(diào)查。

上述關(guān)于地層注氣原位熱解數(shù)值研究均聚焦于加熱過程。此外，煤層低溫熱解(500～700 ℃)后得到的半焦固體殘留，其孔隙結(jié)構(gòu)、導熱系數(shù)等物性參數(shù)均與原煤不同[15-16]，因此冷卻與加熱過程的流體傳熱效果存在顯著差異。

從經(jīng)濟性角度分析，半焦層熱解后的余熱利用極其重要。然而目前鮮見富油煤原位熱解提油后余熱回收研究，半焦層在不同初始條件下的降溫冷卻特性尚不明晰。筆者構(gòu)建了一種富油煤半焦層余熱利用的二維大尺度模型。通過多維度展示半焦層溫度，研究了冷卻介質(zhì)種類、入口流速及溫度、半焦層初始溫度、布井方式、水平裂縫數(shù)目、加熱時長和加熱介質(zhì)入口流速對半焦層余熱利用過程的溫度場和冷卻效率的影響。

1 模型和方法

1.1 幾何模型

根據(jù)富油煤原位熱解實際地層結(jié)構(gòu)及數(shù)值模擬要求，對地層結(jié)構(gòu)進行簡化。分別采用5種模型評價各因素的影響，如圖1所示。模型1：挖設(shè)1口注氣井于最左側(cè)、1口生產(chǎn)井于最右側(cè)，并輔以1條水平裂縫；模型2：挖設(shè)2口注氣井于左右兩側(cè)、1口生產(chǎn)井居中，并輔以1條水平裂縫；模型3：挖設(shè)2口注氣井分別位于左側(cè)和居中位置、1口生產(chǎn)井于右側(cè)，并輔以1條水平裂縫；模型4：在模型1布井基礎(chǔ)上輔以2條水平裂縫；模型5：在模型1布井基礎(chǔ)上輔以3條水平裂縫。本文模型主要尺寸為煤層/半焦層10 m×10 m，注氣井/生產(chǎn)井直徑0.2 m，水平裂縫寬度0.03 m。水平裂縫不止1條時，總縫寬應(yīng)保持0.03 m，且每條縫寬以及裂縫位置采取等分的原則。

圖1 不同布井方式及不同水平裂縫下的二維幾何模型Fig.1 Two dimensional geometric models of different well layouts and different horizontal cracks

1.2 網(wǎng)格劃分和無關(guān)性驗證

在ANSYS ICEM中對幾何模型進行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。對水平裂縫和注氣井/生產(chǎn)井所在局部區(qū)域的網(wǎng)格進行適當加密，在一定程度上保證了網(wǎng)格質(zhì)量和計算結(jié)果的準確性。此外，剩余區(qū)域的網(wǎng)格略疏松，以便控制總網(wǎng)格數(shù)量，提高計算效率。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證及212 545個網(wǎng)格示意Fig.2 Grid independence verification and griddiagram of 212 545 meshes

優(yōu)化網(wǎng)格數(shù)量是模擬的前提條件。采用8種網(wǎng)格數(shù)量，對比了生產(chǎn)井的平均出口溫度。結(jié)果發(fā)現(xiàn)不同網(wǎng)格數(shù)量下計算結(jié)果差異微小?？紤]到計算結(jié)果的可靠性和資源的有限性，最終選取網(wǎng)格數(shù)為212 545。

1.3 模型選取和邊界條件

流動模型選取Standardk-εmodel；流體及固體溫度較低，可忽略輻射過程；對模型進行簡化，不考慮多相流動；注氣井入口采用速度入口邊界條件；生產(chǎn)井出口采用自由出流邊界條件；流體固體交界面采用無滑移邊界條件，壁面兩側(cè)溫度保持一致。此外，煤層/半焦層的孔隙率、滲透率、導熱系數(shù)、比熱容等參數(shù)在加熱及冷卻過程中不斷變化[17-18]，這些參數(shù)簡化為恒定值。

1.4 研究參數(shù)設(shè)置

綜合評價了不同因素對余熱利用過程溫度場及冷卻效率的影響。數(shù)值模擬工況見表1。半焦層溫度<180 ℃時稱為充分冷卻(有效冷卻)。充分冷卻比即充分冷卻面積(有效冷卻面積)與幾何模型總面積的比值?；鶞使r為：介質(zhì)N2，冷卻介質(zhì)入口流速0.1 m/s，冷卻介質(zhì)入口溫度25 ℃，冷卻前半焦層初始溫度600 ℃，幾何模型1(1口注氣井，1條水平裂縫)，加熱時長3 a，加熱介質(zhì)入口流速0.1 m/s。注氣井數(shù)目不同時，保證各工況下介質(zhì)注入流量相同。

表1 數(shù)值模擬工況

2 結(jié)果與討論

2.1 半焦層余熱利用過程數(shù)值模擬

2.1.1 冷卻介質(zhì)入口流速對半焦層溫度場和冷卻效率的影響

通過注入冷卻介質(zhì)的熱對流提高傳熱效率，流動并攜帶地塊熱解余熱。入口流速顯著影響半焦層與流體的對流換熱系數(shù)，使半焦層形成不同溫度場，進而產(chǎn)生不同冷卻效率。不同N2入口流速在基準工況下冷卻1.5 a后的半焦層溫度分布如圖3所示。由圖3可以看出，半焦層間熱傳導的存在使不同區(qū)域溫度各異，從而形成特定溫度場。介質(zhì)流速對半焦層溫度場的影響隨流速增大逐漸減弱。流速小于0.5 m/s時，溫度場隨介質(zhì)流速變化顯著，高溫區(qū)段面積逐漸減少且低溫區(qū)段面積相應(yīng)增大。其中，介質(zhì)流速為0.01 m/s時，生產(chǎn)井附近和距離豎直井/水平裂縫較遠處半焦層未有效冷卻，大部分區(qū)域仍處于高溫狀態(tài)。流速處于0.5～10.0 m/s時，溫度場呈明顯對稱分布。此時，流速對溫度場的影響效果難以通過肉眼分辨，各溫度區(qū)段面積近似保持不變，半焦層溫度不再由于流速增大進一步變化。由此可以看出，介質(zhì)流速對半焦層換熱的影響有限。

圖3 不同冷卻介質(zhì)入口流速下的半焦層溫度分布Fig.3 Semi-coking area temperature distribution under different inlet velocities of cooling medium

有效冷卻面積是衡量富油煤余熱利用程度的重要指標。不同介質(zhì)流速下，有效冷卻面積隨冷卻時長的變化如圖4所示。平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長呈單調(diào)變化。隨冷卻介質(zhì)流速增大，半焦層平均溫度降低且有效冷卻面積擴大。流速在0.5～10.0 m/s時對半焦層冷卻效率的影響較弱，不同流速下變化曲線幾乎重疊。冷卻介質(zhì)流速為0.5 m/s 時，半焦層冷卻3 a后的平均溫度和充分冷卻比分別為205.5 ℃和52.3%，較0.01 m/s流速下半焦層平均溫度降低217.1 ℃、充分冷卻比增大48.5%，此時流速對冷卻效率的影響顯著。然而介質(zhì)流速從0.5 m/s提高至10.0 m/s時，平均溫度降低7.8 K且充分冷卻比僅增大2.8%。因此在較大冷卻介質(zhì)入口流速下(>0.5 m/s)，不建議通過增大流速提高富油煤余熱利用效率，會造成較大能量損耗。

圖4 不同冷卻介質(zhì)入口流速下，半焦層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化Fig.4 Curves of average temperature and effective cooling area of semi-coking area with cooling duration under different inlet velocities of cooling medium

2.1.2 冷卻介質(zhì)入口溫度對半焦層溫度場和冷卻效率的影響

不同初始溫度的冷卻介質(zhì)與半焦層形成不同溫差，進而影響傳熱效果。不同入口溫度下(25、50、100和150 ℃)冷卻1.5 a后半焦層溫度分布如圖5所示。由圖5可知，隨著冷卻介質(zhì)溫度降低，水平裂縫附近及幾何模型上部區(qū)域不同溫度區(qū)段面積變化顯著，存在總體向低溫段移動的趨勢。幾何模型下部區(qū)域溫度場受介質(zhì)溫度影響微弱，僅能從肉眼辨別出最高溫度區(qū)段面積隨介質(zhì)溫度升高而略增大。此外，冷卻介質(zhì)溫度越高，水平裂縫以上區(qū)域的半焦層溫度越均勻，由介質(zhì)與半焦層間的溫度差導致。二者溫差越大，傳熱效率越高，整個地塊溫度下降越快。

圖5 不同冷卻介質(zhì)入口溫度下的半焦層溫度分布Fig.5 Semi-coking area temperature distribution under different inlet temperatures of cooling medium

不同介質(zhì)入口溫度下，煤層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化如圖6所示。冷卻介質(zhì)入口溫度25 ℃時，冷卻3 a后半焦層平均溫度降至232.1 ℃，充分冷卻比達43.4%。入口溫度為50、100和150 ℃時，充分冷卻比分別為38.1%、25.0%和6.1%。表明本研究范圍內(nèi)介質(zhì)溫度與半焦層充分冷卻比呈近似線性關(guān)系。盡可能降低介質(zhì)溫度有助于加速冷卻過程，從而提高地塊熱解后的余熱利用效率。

圖6 不同冷卻介質(zhì)入口溫度下，半焦層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化Fig.6 Curves of average temperature and effective cooling area of semi-coking area with cooling duration under different inlet temperatures of cooling medium

2.1.3 冷卻介質(zhì)種類對半焦層溫度場和冷卻效率的影響

N2、CO2和水蒸氣常用作煤的熱轉(zhuǎn)化氣氛，在地層注氣過程得到廣泛運用[8]。地塊余熱利用過程中，由于3種氣體的比熱容各異，相同溫度介質(zhì)所攜帶熱量不同，評價介質(zhì)種類對冷卻效果的影響至關(guān)重要。CO2和水蒸氣在高溫高壓條件下可能與熱解氣和殘留焦炭反應(yīng)，但是冷卻過程溫度總體較低，因此本研究僅考慮其作為換熱載體的影響。不同冷卻介質(zhì)下煤層溫度分布如圖7所示，設(shè)置介質(zhì)入口溫度150 ℃，分別在N2、CO2和水蒸氣氣氛中冷卻1.5 a。由半焦層溫度分布可以看出，3種氣體冷卻效果排序為：CO2>N2>水蒸氣。CO2比熱容最大，相同溫度下能吸收更多熱量，半焦層換熱更多，因此溫度最低。N2和水蒸氣條件下冷卻的半焦層溫度分布較為相似，同一位置均降溫至相近溫度區(qū)段，而CO2冷卻時幾何模型最上部區(qū)域高溫段消失。此外，幾何模型下部區(qū)域溫度場受介質(zhì)種類影響微弱，僅能肉眼辨別出CO2冷卻時的高溫區(qū)段面積最小。

圖7 不同冷卻介質(zhì)下半焦層溫度分布Fig.7 Semi-coking area temperature distribution under different types of cooling medium

不同介質(zhì)種類下，煤層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化如圖8所示。由于此時入口溫度較高(150 ℃)，介質(zhì)冷卻能力有限，因此將充分冷卻溫度界限提升至200 ℃。根據(jù)圖8(a)可知，隨冷卻介質(zhì)流入，3 a后半焦層平均溫度降至約300 ℃，且不同介質(zhì)間半焦層溫度差異較小。N2、CO2和水蒸氣流入3 a后的半焦層充分冷卻比分別為15.7%、18.9%和14.5%。因此，在實際允許情況下，選擇CO2作為換熱介質(zhì)有助于半焦層充分冷卻。

圖8 不同冷卻介質(zhì)下，半焦層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化Fig.8 Curves of average temperature and effective cooling area of semi-coking area with cooling duration under different types of cooling medium

2.1.4 半焦層初始溫度對溫度場和冷卻效率的影響

促進焦油生成的最佳溫度為450～650 ℃[19]。半焦層溫度對加熱產(chǎn)油過程具有決定性作用，因此有必要討論半焦層初始溫度對余熱利用的影響。各初始溫度半焦層冷卻1.5 a后溫度分布如圖9所示。隨初始溫度降低，半焦層溫度逐漸向低溫段移動。500 ℃時冷卻效果最佳。然而，由于各煤層初始溫度分布不同，冷卻相同時長后的半焦層溫度分布無法作為判斷冷卻效果的依據(jù)。此外，不同半焦層初始溫度下，煤層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化如圖10所示。半焦層平均溫度隨半焦層初始溫度下降和冷卻時長的延長而降低。初始溫度每降低50 ℃，冷卻3 a后的半焦層平均溫度下降約18 ℃。充分冷卻比隨半焦層初始溫度的下降和冷卻時長的延長而增大，且增幅隨初始溫度下降略有上升。其中，初始溫度500 ℃半焦層最終溫度為196.1 ℃，充分冷卻比為52.2%。因此，在不考慮冷卻介質(zhì)對流換熱前所消耗時間的前提下，半焦層冷卻至較低溫度后再流入冷卻介質(zhì)進行余熱回收，明顯改善了冷卻效率。

圖9 不同半焦層初始溫度下的溫度分布Fig.9 Temperature distribution under different initial temperatures of semi-coking area

圖10 不同半焦層初始溫度下，半焦層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化Fig.10 Curves of average temperature and effective cooling area of semi-coking area with cooling duration under different initial temperatures of semi-coking area

2.1.5 布井方式對半焦層溫度場和冷卻效率的影響

單口井注氣常見問題是冷卻介質(zhì)流動不均、半焦層降溫慢。為了縮短冷卻時長、提高半焦層冷卻效率，進一步評價了不同注氣井數(shù)目及其位置排布對半焦層溫度分布的影響，具體如圖11所示，分別選擇模型1、2和3進行冷卻換熱1.5 a。研究表明增加注熱井數(shù)量可以提升流體加熱均勻性，為可行方法[20-21]。從流體冷卻過程可知，與單口注氣井相比，2口注氣井呈相似溫度分布，幾何模型上部區(qū)域逐漸向低溫段移動且溫度分布更加均勻?！鞍夹汀眳^(qū)域由1個變?yōu)?個，每個“凹型”區(qū)域呈獨立軸對稱狀態(tài)。水平裂縫以下區(qū)域均未有效冷卻，不同工況下同一位置顯示出相同溫度區(qū)段，但仍能辨別出單口注氣時幾何模型下部區(qū)域高溫段面積最大。

圖11 不同布井方式下的半焦層溫度分布Fig.11 Temperature distribution of semi-coking area under different well layouts

不同布井方式下，煤層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化如圖12所示?？芍獌蓚?cè)2口注氣井及左側(cè)2口注氣井的平均溫度曲線和有效冷卻面積曲線幾乎重合。冷卻介質(zhì)流入21個月時，曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，有效冷卻面積由快速擴大突變?yōu)榫徛鲩L。此時，兩側(cè)2口注氣井和左側(cè)2口注氣井的充分冷卻比分別是57.4%和57.1%。冷卻3 a后，1

圖12 不同布井方式下，半焦層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化Fig.12 Curves of average temperature and effective cooling area of semi-coking area with cooling duration under different well layouts

口注氣井、兩側(cè)2口注氣井和左側(cè)2口注氣井的半焦層平均溫度分別為232.1、186.2和187.1 ℃，充分冷卻比分別為43.4%、62.5%和62.3%。因此在半焦層冷卻過程中，增加注氣井數(shù)量有助于改善半焦層溫度均勻性，提高冷卻效率，但半焦層冷卻效果幾乎不受注氣井位置的影響。

2.1.6 水平裂縫數(shù)目對半焦層溫度場和冷卻效率的影響

適當增加水平裂縫數(shù)能顯著增強注熱效率，提高原位熱解油氣產(chǎn)率[9,17]。對于熱解后的余熱回收，水平裂縫通過擴展對流傳熱面實現(xiàn)半焦層有效降溫。分別模擬了1、2和3條水平裂縫下的半焦層溫度分布如圖13所示。不同裂縫數(shù)目半焦層的溫度分布差異明顯，形狀各異。隨裂縫數(shù)目增多，地塊各區(qū)域溫度均顯著向低溫段移動，且有利于提高半焦層溫度分布均勻性。設(shè)置3條水平裂縫時，裂縫間充分冷卻，裂縫以外區(qū)域溫度稍高。

不同水平裂縫數(shù)目下，煤層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化如圖14所示。隨水平橫縫數(shù)目增加，半焦層平均溫度下降、有效冷卻面積增大。冷卻時長15個月時，3條水平裂縫半焦層的有效冷卻面積出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，增長速率減緩。此時，1、2和3條裂縫工況下的充分冷卻比分別為19.7%、35.2%和65.1%。2條和3條裂縫工況下半焦層充分冷卻比在冷卻至33個月后達到100%，此時1條裂縫半焦層的充分冷卻比為39.9%，冷卻3 a后僅43.4%。可見此設(shè)置工況下，雙水平裂縫布置足以滿足半焦層的有效冷卻要求。

圖13 不同水平裂縫數(shù)目下的半焦層溫度分布Fig.13 Temperature distribution of semi-coking area under different numbers of horizontal cracks

圖14 不同水平裂縫數(shù)目下，半焦層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化Fig.14 Curves of average temperature and effective cooling area of semi-coking area with cooling duration under different numbers of horizontal cracks

2.2 煤層原位熱解及半焦層余熱利用過程耦合數(shù)值模擬

上述討論基于確定降溫前半焦層初始溫度的前提下展開，然而原位熱解實際情況是加熱后直接注入冷卻介質(zhì)吸收帶走地塊余熱。因此，完成冷卻過程各參數(shù)評價后，進一步考慮加熱過程，討論煤原位加熱-冷卻全過程溫度分布及最終冷卻效率。原位熱解過程設(shè)置參數(shù)：加熱介質(zhì)入口溫度600 ℃，煤層初始溫度27 ℃。

2.2.1 原位熱解加熱時長對余熱利用過程的影響

原位熱解的獨特特征為煤尺寸大、地下空間限制導致覆蓋層對煤施加應(yīng)力等[11]。這些因素使煤層內(nèi)傳熱性能較差，需將目標地塊的目標煤層一次性完全熱解，因此加熱和降溫過程所需時間跨度很大。為評價不同加熱時長對冷卻效果的影響，設(shè)置1、2和3 a三個工況進行討論，如圖15所示。由圖15可以看出，加熱時長越長，冷卻相同時長后半焦層溫度越集中于低溫段。加熱1 a時，半焦層溫度最低，但加熱時長小于冷卻時長，因此無法說明半焦層得到充分冷卻。加熱時長延長至2或3 a時，水平裂縫以上半圓形區(qū)域和半焦層最下方矩形區(qū)域溫度明顯高于其他位置，說明與其他低溫段相比，其加熱過程所吸收的熱量顯著超過冷卻過程散失的熱量。

圖15 不同加熱時長熱解后的余熱利用過程溫度分布Fig.15 Temperature distribution of waste heat utilization process after pyrolysis with different heating durations

不同加熱時長下，煤層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化如圖16所示?？芍煌訜釙r長下煤層平均溫度曲線形狀相似，冷卻前平均溫度分別達238.7、332.0和396 ℃。然而，不同加熱時長下半焦層有效冷卻面積曲線差異較大。加熱1 a的煤層冷卻15個月后，充分冷卻比達100%。加熱2 a的煤層冷卻9個月后的充分冷卻比為27.5%，迅速增大至30個月后的94.1%，之后增長放緩，3 a后達到100%。加熱3 a的煤層在冷卻3 a后，充分冷卻比為73%。此工況下，半焦層充分冷卻的必要條件是冷卻時長大于加熱時長，最小差值需根據(jù)實際條件確認。

圖16 不同加熱時長下，半焦層平均溫度和有效冷卻面積隨流通/冷卻時長的變化Fig.16 Curves of average temperature and effective cooling area of semi-coking area with flow/cooling duration under different heating durations

2.2.2 原位熱解加熱介質(zhì)入口流速對余熱利用過程的影響

流體與煤層表面的對流換熱系數(shù)受加熱介質(zhì)流速影響，此外流速變化間接影響流入目標地塊的熱流體流量。不同加熱介質(zhì)入口流速下冷卻1.5 a后半焦層溫度分布如圖17所示。可知不同流速的溫度分布形狀相似，顏色差異說明加熱介質(zhì)流速越大、半焦層溫度越高。這是由于大流速下表面對流換熱系數(shù)更大，因此換熱更充分，煤層加熱效率更佳。此時冷卻時間小于加熱時長，根據(jù)第2.2.1節(jié)結(jié)論可知半焦層未達到充分冷卻所需條件。圖17(a)顯示各區(qū)域分布均集中于低溫段，進一步說明冷卻效果還受介質(zhì)流速影響，加熱介質(zhì)遠小于冷卻介質(zhì)流速時，不需遵循冷卻時長大于加熱時長的硬性要求。半焦層冷卻效率同時受加熱/冷卻時長、介質(zhì)流速等因素影響，本質(zhì)由加熱和冷卻所吸收和散失的熱量差決定。

不同加熱介質(zhì)流速下，煤層平均溫度和有效冷卻面積隨冷卻時長的變化如圖18所示?？芍訜? a后，由低到高介質(zhì)流速對應(yīng)的半焦層平均溫度分別達到206.6、367.5、396.0、420.8和424.1 ℃，在此基礎(chǔ)上冷卻3 a后平均溫度分別為77.2、127.4、136.8、144.0和144.4 ℃。加熱介質(zhì)流速0.01 m/s的半焦層冷卻21個月后充分冷卻比達100%。0.05和0.10 m/s流速下煤層/半焦層平均溫度和充分冷卻面積隨介質(zhì)流入時間變化曲線幾乎重疊。加熱介質(zhì)流速對煤層平均溫度上升的貢獻有限，超過一定范圍后繼續(xù)提升介質(zhì)流速會造成不必要的能耗浪費。

圖17 不同加熱介質(zhì)入口流速熱解后的余熱利用過程溫度分布Fig.17 Temperature distribution of waste heat utilization process after pyrolysis under different inlet velocities of heating media

圖18 不同加熱介質(zhì)入口流速下，半焦層平均溫度和有效冷卻面積隨流通/冷卻時長的變化Fig.18 Curves of average temperature and effective cooling area of semi-coking area with flow/cooling duration under different inlet velocities of heating medias

3 結(jié) 論

1)冷卻介質(zhì)流速對半焦層冷卻效果有限。隨介質(zhì)流速增大，半焦層平均溫度降低且有效冷卻面積擴大；然而較大冷卻介質(zhì)入口流速下(>0.5 m/s)的影響較微弱，不建議通過進一步增大流速以提高富油煤余熱利用效率，將造成較大能量損耗。此外，盡可能降低冷卻介質(zhì)溫度有助于加速半焦層冷卻過程。在實際允許的情況下，相較N2和水蒸氣，選擇CO2作為冷卻介質(zhì)有助于半焦層充分冷卻。

2)在不考慮冷卻介質(zhì)對流換熱前消耗時間的前提下，半焦層自然冷卻至較低溫度后再流入冷卻介質(zhì)進行余熱回收，能顯著改善冷卻效果。

3)增加注氣井數(shù)量有助于改善冷卻過程中半焦層溫度均勻性，提高冷卻效率，但半焦層冷卻效果幾乎不受注氣井位置影響。

4)本研究工況下，雙水平裂縫布置足以滿足半焦層有效冷卻要求。冷卻33個月后，2條裂縫半焦層和3條裂縫半焦層的充分冷卻比同時達100%，因此，無需進一步增加水平裂縫數(shù)量擴展對流傳熱面積。

5)半焦層冷卻效率同時受加熱/冷卻時長、加熱/冷卻介質(zhì)流速的影響。在其他條件一致的情況下，半焦層充分冷卻的必要條件為冷卻時長大于加熱時長。加熱介質(zhì)流速對煤層平均溫度上升的貢獻有限，超過一定范圍后繼續(xù)提升介質(zhì)流速會造成不必要的能耗浪費。本研究中對應(yīng)的最大加熱介質(zhì)流速為0.05 m/s。

致謝：本文研究立題得到了邱愛慈院士和王雙明院士的指點和啟發(fā)，在此由衷地表示感謝。