油頁巖氣體熱載體干餾爐爐內(nèi)流動特性

華澤嘉， 王 擎， 蔣佳奇， 王智超

(1.華北電力大學(xué)能源動力與機(jī)械工程學(xué)院,北京 102206；2.東北電力大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,吉林 132012)

油頁巖又稱油母頁巖,是一種以無機(jī)礦物質(zhì)為骨架,內(nèi)含固體有機(jī)質(zhì)的沉積巖,作為固體化石燃料,與煤、石油、天然氣一樣均為不可再生化石能源。油頁巖儲存量豐富,具備作為傳統(tǒng)化石燃料替代能源的巨大潛力和條件[1-3]。目前階段中外油頁巖提取燃料的處理方式主要有兩種:分別應(yīng)用固體熱載體和氣體熱載體為熱源的干餾爐干餾工藝。在油頁巖氣體熱載體干餾工藝中,使用最為廣泛的是固定床干餾工藝,如撫順式干餾爐、佩特洛瑟克斯?fàn)t、魯奇加壓氣化爐、蘇聯(lián)基維特爐等[4-5]。中國油頁巖氣體熱載體干餾工藝以撫順式干餾爐為主,該爐為筒形結(jié)構(gòu),半內(nèi)燃、半循環(huán)式并使用蓄熱式加熱爐進(jìn)行配合,熱量交換主要以對流換熱方式進(jìn)行[6-8]。對氣體熱載體干餾爐而言,氣體熱載體在被送入干餾爐時的布?xì)夥绞綄τ晚搸r干餾影響較大,總結(jié)現(xiàn)有的氣體熱載體干餾爐的布?xì)夥绞?主要存在以下問題:氣體熱載體布?xì)夥绞竭^于簡單,使得氣體熱載體在爐內(nèi)布?xì)獠痪鶆?；氣體熱載體在干餾爐上的布?xì)夥秶?使得油頁巖在通過高溫干餾段時受熱時間短,油頁巖沒有完全干餾就離開干餾段,浪費資源。近幾年,隨著生產(chǎn)能力擴(kuò)大,大直徑固定床反應(yīng)器的應(yīng)用更加廣泛,掌握固定床內(nèi)流體的流場特性日趨重要。中外許多研究人員對固定床的流場進(jìn)行了研究,并提出了相關(guān)的數(shù)學(xué)模型。Anthony等[9]利用CFD技術(shù)對固定床反應(yīng)器床層低管徑比結(jié)構(gòu)進(jìn)行了模擬,獲得床層內(nèi)包括速度、壓力等更精確的信息；寧平等[10]通過實驗及理論研究對固定床的邊流效應(yīng)做了相關(guān)研究,得出通過增大塔徑與吸附劑的粒徑比、增大固定床的長度、以及在固定床內(nèi)部結(jié)構(gòu)上設(shè)計等結(jié)論,可以減少壁面效應(yīng)；秦宏等[11]基于Ergun方程對油頁巖干餾爐的壓力降進(jìn)行計算,并與實際壓降進(jìn)行比較,所得理論值與實際值比較接近,且變化趨勢與實際值基本一致；陳金娥等[12]采用多孔介質(zhì)模型和統(tǒng)一流場等方法對大型軸向流固定床反應(yīng)器內(nèi)流場進(jìn)行了數(shù)值模擬,得出模擬和計算結(jié)果均能合理地反映出固定床內(nèi)部氣體流動情況；Atmakidis等[13]對床層內(nèi)壁面對流動性能的影響進(jìn)行了分析,獲得模擬過程中壁面處詳細(xì)的速度及孔隙率的分布,得到壁面對流動影響的特點,從而對固定床結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。

現(xiàn)借助中外相關(guān)經(jīng)驗,采用計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)方法對一臺1 t/d油頁巖氣體熱載體干餾爐內(nèi)流場特性進(jìn)行三維穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬。首先對數(shù)學(xué)模型進(jìn)行研究,運用所建立的模型進(jìn)行三維數(shù)值模擬,并對不同布?xì)夥绞较赂绅s爐內(nèi)流場特性進(jìn)行詳細(xì)研究,得到最優(yōu)布?xì)夥绞健＿@將對改進(jìn)以往優(yōu)化設(shè)計時憑借經(jīng)驗且?guī)в忻つ啃缘那闆r,具有一定工程實際意義。

1 物理模型

1.1 幾何模型

基于實際的實驗爐體進(jìn)行研究,其結(jié)構(gòu)如圖1所示。爐體從上至下依次為進(jìn)料段、干餾段和冷卻段,在爐體進(jìn)料段所在的爐體頂部設(shè)置料斗,爐體上部設(shè)有油氣出口。在干餾段所在的爐體上設(shè)有密封的第一布?xì)怙L(fēng)箱及第二布?xì)怙L(fēng)箱,并設(shè)有與布?xì)怙L(fēng)箱連通的布?xì)庋b置,在冷卻段所在的爐體上設(shè)有密封的第三布?xì)怙L(fēng)箱及布?xì)庋b置。布?xì)庋b置為長520 mm、寬100 mm、高100 mm的方管形式,對稱布置在爐墻兩側(cè)。干餾段布?xì)庋b置上下均勻布置兩個50 mm×50 mm的噴嘴,冷卻段布?xì)庋b置上下布有一個40 mm×40 mm的噴嘴。

圖1 模擬對象幾何模型Fig.1 Geometry model of the simulation object

1.2 參數(shù)設(shè)置

入口采用速度入口邊界條件,出口采用壓力出口邊界條件,固定床壁面處采用無滑移邊界條件。氣體的黏度和密度按常溫下對應(yīng)的值進(jìn)行設(shè)定。具體參數(shù)及初始條件如表1所示。

表1 模擬對象主要參數(shù)Table 1 Main parameters of the simulation object

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 控制方程

連續(xù)性方程:

(1)

動量方程:

(2)

式中:ρ為密度；Sm為源項；Si為阻力源項；τij為應(yīng)力張量。

2.2 多孔介質(zhì)模型

固定床層中的固體顆粒分布比較均勻,顆粒尺寸相比于固定床直徑而言是非常小的,因此可以將固定床層內(nèi)堆積的顆粒視為均勻各向同性的多孔介質(zhì)?？紤]到氣體在多孔介質(zhì)空隙中的流動情況非常復(fù)雜,且頁巖顆粒的堆積狀況并不規(guī)則,氣體在多孔介質(zhì)的各個空隙中的流動情況并不規(guī)律。因此,在工程實際中一般不討論氣體在多孔介質(zhì)的每個微小空隙中的流動情況,對既包含大量固體顆粒和微小空隙但又比固定床直徑小得多的微元體積中流體質(zhì)點的流動狀態(tài)進(jìn)行平均,從而得到氣體在多孔介質(zhì)區(qū)域中的宏觀流動規(guī)律。多孔介質(zhì)模型非線性微分方程在均勻各向同性的多孔介質(zhì)區(qū)域中,阻力源項表達(dá)式為[14]

(3)

式(3)中,1/η和C2分別為黏性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù),根據(jù)Ergun方程獲得求解兩系數(shù)的表達(dá)式為

(4)

(5)

式中:ε為多孔介質(zhì)空隙率;dp為顆粒的當(dāng)量直徑;a=150；b=3.5。

2.3 湍流模型

在固定床內(nèi)的流體由于受到固體顆粒阻力的影響,流動狀態(tài)為層流。在固定床層上方的自由流動區(qū)域,流動狀態(tài)為湍流,尤其在此區(qū)域內(nèi),氣流中具有較大的回流和漩渦。因湍流控制方程的不封閉性,在研究湍流的發(fā)展過程中,形成了湍流模式理論,現(xiàn)采用該理論的渦黏模型中的雙方程模型使方程封閉。目前,雙方程模型在工程中使用最為廣泛,最基本的雙方程模型是由Launder和Spaldinig提出的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[15],但該模型用于彎曲流線流動時,仍會產(chǎn)生一定的失真,為了彌補(bǔ)缺陷,許多研究者提出了對標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的改進(jìn)方案,應(yīng)用最廣泛的是RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型[16]。由于k-ε模型沒有考慮各向異性湍流結(jié)構(gòu)的影響,所以現(xiàn)采用的是Yakhot和Orszag提出的基于重整化群方法推導(dǎo)的RNGk-ε模型,該模型對湍流的動能耗散項進(jìn)行了修正,增加了一個附加項,具體形式為[17]

(6)

(7)

(8)

3 模型求解

采用Gambit建模軟件對計算主體進(jìn)行構(gòu)建,網(wǎng)格劃分采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。如表2所示,分別采用網(wǎng)格尺寸為10、12、18 mm的網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。

表2 不同網(wǎng)格尺寸下模擬情況Table 2 Simulation in different grid sizes

由表2可知,當(dāng)采用粗網(wǎng)格計算時,模擬結(jié)果存在一定誤差,而采用中等及以上網(wǎng)格進(jìn)行計算時,網(wǎng)格尺寸將不會對模擬得到的床層壓降產(chǎn)生明顯影響。因此,考慮計算精度和計算速度,現(xiàn)采用中等網(wǎng)格尺寸進(jìn)行模擬計算,并采用有限體積法對偏微分方程進(jìn)行離散,流場求解采用壓力速度耦合的SIMPLE算法[18],動量、湍動能和湍動耗散率采用二階迎風(fēng)離散格式,體積分?jǐn)?shù)采用Quick離散格式。

4 模擬結(jié)果及分析

4.1 模型驗證

為驗證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性,首先對5種不同入口流速下干餾爐內(nèi)總壓降進(jìn)行模擬,并將模擬結(jié)果和經(jīng)驗公式計算所得的理論值進(jìn)行比對,采用由Stankiewicz[19]總結(jié)的計算固定床床層壓降經(jīng)驗公式進(jìn)行計算,式(9)～式(12)如下:

(9)

(10)

(11)

(12)

式中:umax為氣體熱載體流經(jīng)固定床層時的最大速度；Re為基于固定床層直徑和最大流速umax的Reynolds數(shù),1≤Re≤3×105。

圖2將模擬結(jié)果與經(jīng)驗計算結(jié)果進(jìn)行對比?？梢钥闯?隨著入口流速的增加,理論計算值與模擬值均呈增大趨勢。氣體在床內(nèi)流動時,受到固體顆粒阻力的影響,速度越大,阻力越大,因此床內(nèi)壓降越大。由于實驗時顆粒的孔隙率是不等的,而模擬時采用各向同性情況計算,因此理論計算值偏高是合理的,且從實驗的角度來看,該模擬值與理論計算值的吻合程度較好,雖存在一定誤差,但總體誤差在合理范圍之內(nèi)。

圖2 模擬壓降與經(jīng)驗壓降對比Fig.2 Comparison between simulated pressure drop and empirical pressure drop

圖3 對數(shù)坐標(biāo)系下模擬壓降與入口速度的關(guān)系Fig.3 Relationship between simulated pressure drop and inlet velocity in logarithmic coordinate system

將通過模擬得出的入口流速與壓降繪制于雙對數(shù)坐標(biāo)系下，如圖3所示，由圖3可知,入口流速與壓降呈直線關(guān)系。經(jīng)擬合得到模擬入口流速與壓降之間的關(guān)系式為

(13)

式(13)給出固定床內(nèi)沿程壓降與入口速度的0.783次方呈正比,這一結(jié)果與He等[20]的研究結(jié)果一致。根據(jù)以上分析可以得出:通過增添阻力源項的方法,能夠?qū)潭ù矁?nèi)的流動阻力進(jìn)行準(zhǔn)確模擬；建立在Ergun方程基礎(chǔ)上的多孔介質(zhì)數(shù)學(xué)模型對固定床進(jìn)行模擬是有效的。

4.2 壓力分布

圖4所示為三種結(jié)構(gòu)在不同截面處的壓力分布特性。圖4(a)、圖4(d)為布?xì)饨Y(jié)構(gòu)優(yōu)化前干餾段兩截面處的壓力分布,可知,在干餾段下部(Z=2 300 mm),近壁處低壓區(qū)及流道中部高壓區(qū)面積較大,而在干餾段上部(Z=2 800 mm),氣體流經(jīng)流道處加速,中心流速增加使該位置處壓力減小,且氣體在顆粒層中流動時受到的阻力較大,整體靜壓變化范圍約為100 Pa。圖4(b)、圖4(e)和圖4(c)、圖4(f)分別為結(jié)構(gòu)優(yōu)化后干餾段兩截面處的壓力分布，可知,當(dāng)改變布?xì)夥绞胶?干餾段下部低壓區(qū)面積減小,在干餾段上部壓力變化區(qū)域增大,但兩截面處壓力梯度范圍降至10 Pa左右,速度均勻性得到顯著提高。

圖4 壓力分布云圖Fig.4 Cloud map of pressure distribution

圖5所示為同軸撞擊流布?xì)夥绞较?干餾段噴嘴截面處的壓力分布。由圖5可知,在每個進(jìn)氣噴嘴處,由于氣體流速的作用導(dǎo)致噴嘴局部的壓力發(fā)生變化,干餾段兩層噴嘴間壓差為369 Pa,靜壓沿著噴嘴的中心線直至相向的兩股對沖射流碰撞的共同作用面處達(dá)到最高,即在碰撞面的駐點處達(dá)到最大值。第一層噴嘴處由于受到下方氣體的沖擊,導(dǎo)致對沖的氣流未能在壓力最高處完全發(fā)生碰撞,而從駐點開始,靜壓沿著平面向兩側(cè)下降,給氣體以徑向加速度,這一結(jié)果與王擎[21]等的研究結(jié)果是一致的。圖6所示為偏心軸撞擊流布?xì)夥绞较?干餾段噴嘴截面處的壓力分布。如圖6所示,在每個進(jìn)氣噴嘴處,由于氣體流速的作用,在噴嘴局部地方仍然會產(chǎn)生壓力的變化,干餾段兩層噴嘴間壓差為492 Pa,這一點與同軸撞擊流布置下的結(jié)果是相似的。通過對比觀察可知,結(jié)構(gòu)優(yōu)化后兩種布?xì)夥绞较?噴嘴附近形成的壓差給予氣體徑向加速度,氣體橫向流動的加強(qiáng)拓寬了布?xì)夥秶?促使氣體混合均勻,且偏心軸撞擊流方式下噴嘴截面處壓力變化范圍略大,噴嘴兩側(cè)氣體的橫向擾動相比于同軸撞擊流方式得到增強(qiáng),在氣流撞擊的交合面處,靜壓達(dá)到最高且具有較好的對稱性。

圖5 同軸撞擊流干餾段噴嘴截面壓力分布Fig.5 Dry distillation section nozzle section pressure distribution of the coaxial impinging flow

圖6 偏心軸撞擊流干餾段噴嘴截面壓力分布Fig.6 Dry distillation section nozzle section pressure distribution of the eccentric shaft impinging flow

圖7 軸向截面速度分布矢量圖Fig.7 Axial section velocity distribution vector

4.3 速度分布

圖7、圖8所示分別為干餾段軸向截面及噴嘴截面處速度分布矢量圖。由圖7(a)可知,結(jié)構(gòu)優(yōu)化前,速度分布均勻性差,氣體混合強(qiáng)度較低且橫向擾動較弱,導(dǎo)致干餾段速度分布存在一定死區(qū)。圖7(b)、圖7(c)給出結(jié)構(gòu)優(yōu)化后干餾段軸向截面的速度分布，可知,噴嘴附近氣體以較大的徑向速度流向中心,在下方氣流和噴嘴射流的共同作用下,中心處的軸向速度最大且從中心向壁面逐漸減小。在同軸撞擊流方式下,由于撞擊區(qū)域的靜壓高及流速差對周圍氣體的卷吸作用和底部大量氣流的作用下,相互撞擊之后軸向的速度會產(chǎn)生一定的變形,且撞擊后速度向上下方向擴(kuò)展,上一層的氣流經(jīng)撞擊后向下的分量與下一層撞擊后向上的分量形成局部漩渦。而在偏心軸撞擊流方式下,由于噴嘴錯位布置,氣流并未產(chǎn)生明顯的交合面,軸向擾動弱但整體速度分布均勻性較同軸撞擊流得到提高,保持在1.4～1.75 m/s。

圖8為兩種布?xì)夥绞较聡娮旖孛嫠俣确植?。如圖8所示,氣體經(jīng)噴嘴射出,相遇前各自方向沒有改變,且由于每組對應(yīng)的噴嘴直徑和速度相等,使兩股初始動量相等的射流準(zhǔn)確地在干餾段中間相撞,產(chǎn)生不同程度的變形,相互作用形成了穩(wěn)定、對稱的渦流,使氣流橫向擾動增強(qiáng),從而達(dá)到了強(qiáng)化混合的目的。從另一方面來看,渦流的形成使氣流橫掃大部分干餾段空間,布?xì)夥秶玫酵貙?提高干餾段熱載體充滿度,強(qiáng)化干餾效果。綜合壓力及速度的分布,可以得出,無論采用同軸還是偏心軸撞擊流布置,均能形成良好的速度場及壓力場,在干餾段形成的渦流均能夠使氣流充分混合、氣體與固體顆粒之間充分接觸、干餾段速度分布均勻且無死角,從而達(dá)到強(qiáng)化干餾效果的目的。本文提出的布?xì)夥绞?在一定程度上解決了氣體熱載體干餾爐因布?xì)夥绞降木窒扌运鶎?dǎo)致的問題,這也將對今后開發(fā)大容量氣體熱載體干餾爐提供理論支撐。

5 結(jié)論

建立了固定床內(nèi)統(tǒng)一流場模型,選用加入阻力源項的多孔介質(zhì)模型和RNGk-ε湍流模型模擬流體在固定床內(nèi)的流場特性,同時對不同布?xì)夥绞较聽t內(nèi)的流場特性進(jìn)行研究,取得了良好的效果并得出了以結(jié)論。

(1)采用基于Ergun方程基礎(chǔ)上的多孔介質(zhì)模型和RNGk-ε湍流模型能夠較好地應(yīng)用于固定床內(nèi)流體流動模擬研究,通過模擬得到的床層壓降與理論公式計算結(jié)果基本一致,對今后開發(fā)大容量氣體熱載體干餾爐提供理論依據(jù)。

(2)對多孔介質(zhì)區(qū)域選用平均孔隙率方法進(jìn)行計算,得到的模擬值與理論計算值吻合程度較好,從實驗角度看,顆?？紫堵什煌?空隙率分布亦有差別,因此模擬值偏低是合理的,并且對空隙率及阻力系數(shù)進(jìn)行優(yōu)化是十分必要的。

(3)在本文提出的布?xì)夥绞较?無論采用同軸或是偏心軸撞擊流布置,均能形成良好的速度場及壓力場,使氣體熱載體在干餾爐內(nèi)分布均勻且范圍增大,在干餾段氣體擾動加強(qiáng),強(qiáng)化氣體與固體顆粒之間的接觸面積和時間,強(qiáng)化換熱進(jìn)而確保干餾效果。

(4)基于對冷態(tài)工況下的模擬研究,對于實際運行過程中,不同布?xì)夥绞较赂绅s爐內(nèi)的溫度分布差異較大,主要由進(jìn)氣流量及流場特性共同作用影響。本文提出的布?xì)饨Y(jié)構(gòu)對進(jìn)一步研究和改進(jìn)干餾工藝具有一定的參考價值和工程實際意義。