全循環干餾爐內油頁巖顆粒流動規律

周思凱， 陸浩， 潘盧偉*, 戴方欽， 郭悅

(1.鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室， 武漢 430081； 2.高溫材料與爐襯技術國家地方聯合工程研究中心，武漢 430081)

油頁巖又稱油母頁巖，是一種高灰分的固體可燃有機礦產，經過低溫干餾后可獲得碳氫比類似石油的頁巖油和高熱值的熱解氣，被認為是重要的石油補充能源[1-2]。中國油頁巖資源豐富，目前探明儲量最多的是吉林、廣東、遼寧、新疆等地，總量約為9 780億t，可轉化為約610億t頁巖油，儲量僅次于美國、巴西和愛沙尼亞，開發前景廣闊[3-7]。目前，世界上對油頁巖資源的利用方式主要有干餾煉油與燃燒發電兩種。工業化運行的油頁巖干餾技術主要包括氣體熱載體干餾技術和固定熱載體干餾技術：氣體熱載體干餾爐通常使用高溫燃燒氣或再加熱的頁巖干餾氣對油頁巖進行加熱干餾；固體熱載體干餾爐通常使用頁巖半焦燃燒后產生的高溫頁巖灰對油頁巖進行加熱干餾。

全循環干餾爐屬于氣體熱載體干餾工藝：油頁巖物料自爐頂加入，在重力作用下不斷下降，從爐體中部和底部通入的氣體熱載體在上行過程中與油頁巖進行換熱；油頁巖被加熱到一定溫度后發生熱解反應生成油氣混合物和半焦；油氣混合物同循環熱載體一起從爐頂排出，進入后處理工序得到頁巖油和干餾氣；半焦被冷卻后自干餾爐底排出。全循環干餾爐中的顆粒流動規律是影響氣-料換熱的重要因素之一，對提高干餾爐熱效率和收油率有重要意義。油頁巖干餾爐中物料運動行為的研究方法大致有兩種：物理實驗與數值模擬。韋慶文等[8]采用離散單元法(discrete element method,DEM)模擬了二組元顆粒體系在有擾流件情況下，回轉干餾爐的流動與混合，研究表明較大的終末卸料角有利于拋灑更多的顆粒，有利于顆粒的增混，但干餾爐耗能最快；華澤嘉[9-10]等利用數值模擬的方法，研究了固定床和氣體熱載體干餾爐的油頁巖干餾過程，其中對固定床干餾過程的研究驗證了上部顆粒干餾進程慢的原因，對干餾爐的研究提出一種新的布氣方式，結果為開發大容量氣體熱載體干餾爐提供了理論依據；Wang等[11]提出了一個綜合傳熱模型，深入分析了顆粒物理參數和操作條件對加熱時間、熱速率和熱交換特性等的影響，研究表明顆粒-流體-顆粒之間熱傳導產生的熱流占據66%～71%，顆粒-顆粒的輻射熱流次之，顆粒-顆粒之間的熱傳導最小，僅占6%～7%。

前人對采用固體熱載體工藝的回轉爐內顆粒流動進行了詳細描述，但關于油頁巖顆粒在氣體熱載體干餾豎爐中流動特性與規律的研究則相對較少，全循環干餾爐作為國內3種大規模工業化運用的油頁巖干餾爐之一，日處理量可達300 t以上，探明全循環干餾爐內的顆粒流動規律有助于了解大容量氣體熱載體干餾爐的干餾過程，也可為后續大容量油頁巖干餾爐的開發和應用打下了基礎。因此，現采用離散單元法建立中國自主研發并大規模工業化應用的300 t/d全循環油頁巖干餾爐三維數學模型，同時基于相似原理搭建比例為1∶6的全循環干餾爐半周冷態模型，對干餾過程中的顆粒流動行為進行系統研究，旨在更好地了解油頁巖干餾過程，對油頁巖氣體熱載體干餾爐的開發和工業應用提出合理有效的操作方法和優化方案。

1 研究方法

1.1 顆粒運動DEM模擬

離散單元法是研究粒子運動的有效工具，從單個顆粒的受力入手，動態跟蹤每個顆粒的運動軌跡，能實時計算任意形狀顆粒的接觸力并根據牛頓第二定律計算所受合外力，實時更新顆粒群的位置與速度[12-15]。油頁巖在干餾爐中的運動屬于密集型的顆粒運動[16]，本文研究采用更符合情況的軟球模型進行運動分析[17]。

顆粒在模型內運動過程中，主要受到顆粒與顆粒、模型內外壁面以及流體之間的接觸力，根據對顆粒運動的影響，可分為法向接觸力(F1,ij)，切向接觸力(F2,ij)，法向、切向方向的阻尼力(F3,ij、F4,ij)，此外還受切向力產生的力矩(Tij)與滾動摩擦力矩(Mij)的作用。根據對豎爐氣固兩相流特征的研究[16]，填充床中氣體的存在對固體顆粒的流動影響很小，所以模型中忽略了顆粒與氣體熱載體之間的力[18-20]。

根據牛頓第二定律得到顆粒i的運動方程：

(1)

(2)

式中：mi、Ii、vi、ωi和ki分別為質點i的質量、旋轉慣性、平移速度、質點的旋轉速度以及質點i接觸的質點總數，質點所受力和力矩如文獻[18-20]所示。

模擬的干餾爐是中國自主研發的300 t/d的全循環油頁巖干餾爐[21]，目前已在新疆吉木薩爾石長溝油頁巖干餾基地大規模工業化運行，結構如圖1所示；模型與干餾爐實際尺寸比為1∶1。

為了簡化數學模型：①忽略了干餾過程中油頁巖及半焦的熱解破碎；②使用簡易卸料裝置來代替原型中的排料機；③顆粒由離散元法軟件中顆粒工廠生成；④用球體代替油頁巖顆粒，球體的尺寸在油頁巖顆粒的基礎上適當放大。表1是顆粒和氣體全循環干餾爐的材料特性和模擬條件[22]，表2中的粒子數是模擬正式開始后添加的粒子總數。表2中列出了油頁巖顆粒之間、油頁巖顆粒與爐壁之間的恢復系數、靜摩擦系數和滾動摩擦系數。

1為給料系統；2為陣傘；3為爐體；4為預熱段；5為干餾氣體引出 管；6為人字形擋板；7為熱瓦斯進口；8為鼎形裝置(阿西結構)； 9為冷瓦斯進口；10為花墻；11為冷卻水套；12為排焦通道； 13為排焦裝置；14為水池；15為刮板運輸機圖1 全循環干餾爐示意圖Fig.1 Schematic diagram of full cycle retort

表1 材料的特性和模擬參數

1.2 物理模擬試驗

基于相似原理搭建的半周冷態物理實驗裝置如圖2所示，實驗模型與實際模型比例為1∶6。本文以黃豆作為模擬物料，研究各種爐型結構對顆粒流動的影響。參考奧鋼聯熔融還原煉鐵(coal reduction extreme，COREX)預還原豎爐以及高爐冷態實驗的相關文獻[23-26]實驗過程中，從頂部填入相應高度的填充床后，開始在底部勻速排料，并不斷在頂部填入物料顆粒，維持料柱的高度穩定，當觀察到干餾爐內顆粒流動狀態不發生變化時，在頂部加入一層厚度均的示蹤顆粒，并開始計時，每隔一段時間(1 min)拍照，記錄示蹤顆粒的位置，在示蹤顆粒運動至排料出口時，實驗結束。實驗用黃豆物料的物理性質如表2所示。

圖2 干餾爐物理模型圖Fig.2 Physical model of retort

表2 填充顆粒性質

2 結果與分析

2.1 中心柱與阿西結構對物料運動的影響

油頁巖物料在全循環爐內的流動情況如圖3所示，紅色示蹤物料流動軌跡表明，顆粒從爐頂降落到中心柱頂部的過程中，運動流型從“一”形逐漸變成中心凹陷的“V”形。這是因為邊壁效應的影響，顆粒與爐壁之間的摩擦力使靠近爐壁區域的顆粒下降速度小于爐膛中心區域的物料流動速度，使同一水平面上的物料在下降過程中沿爐膛半徑方向向中間微微凹陷。應偉峰[27]用大米和塑料顆粒模擬了COREX豎爐(模型直徑40 cm)內的物料流動狀況，結果表明，豎爐內中心區域(徑向10～30 cm)的下料速度約為20 cm/h，而邊壁區域(徑向0～10 cm和30～40 cm)的下料速度呈2～20 cm/h的線性分布，且越靠近壁面下料速度越慢。Zhou等[28]和Zhang等[18]還發現，由于下行過程中顆粒與爐壁的摩擦，豎爐內顆粒流型呈現出明顯的“扁平”到“U”形的型面演化。當物料靠近中心柱上部區域后，受到中心柱錐形區域的阻滯，中心柱上部速度減小，兩側下降速度快，運動流型變為“W”形。

圖3 全循環干餾爐中的顆粒流型Fig.3 Particle flow pattern in the gas full circulation retort

隨著顆粒繼續流動，在接近阿西結構時，紅色示蹤顆粒與藍色填充顆粒發生混合，流線型出現散亂，示蹤顆粒被3個阿西結構分為三部分，在干餾段中部區域以不規則的“V”形移動到冷卻段。圖4為油頁巖物料在干餾段不同高度的橫截面分布圖。圖4(a)為示蹤料“V”形底部，圖(b)為示蹤料“V”形頂部，可以清楚看出物料在爐內不同高度的分布情況。為了驗證所建立數學模型的準確性，基于相似原理，在搭建的300 t/d全循環油頁巖干餾爐物理模型上進行了顆粒流動物理模擬實驗。黃豆顆粒在物理模型內的隨時間流動的軌跡如圖5所示。通過對比可以發現，物理模擬流動結果與數值模擬流動結果基本一致。不同的是，由于物理模型預熱階段的高度相對DEM模型(原始模型)較短，黃豆顆粒在預熱段流動過程中，兩側壁面的摩擦作用體現不明顯，大豆流型在物理模型上部沒有明顯的凹陷。觀察圖5(d)與圖5(e)，由于干餾段阿西結構的阻滯作用，在結構上方，觀察到兩個反著的“√”形。圖5(f)表明顆粒流經中心柱與阿西結構區域時，顆粒發生明顯的摻混，與模擬結果符合。

圖4 物料顆粒在不同高度截面上的分布圖Fig.4 Distribution diagram of material particles on different height sections

圖5 全循環干餾爐1∶6冷態模型中大豆的流動規律Fig.5 Soybean flow pattern in the 1∶6 cold model of gas full circulation retort

圖6 爐內速度分布Fig.6 Velocity distribution in retort

2.2 爐內速度分布

圖6(a)為干餾爐速度云圖。顆粒在預熱段速度均勻，流動保持平穩。流動至干餾段上方時，中心柱與阿西結構頂端顆粒流動變慢，在緊貼頂端表面，形成一個速度接近于0的“停滯區”。圖6(b)為干餾段半徑方向上平均速度，越接近中心柱速度越小。這是由于錐型頂端的阻滯作用，導致環繞其周圍的區域阻力變大，流動變慢。流動至干餾段的中部時，流動速度增大，到達中心柱底端時，流動速度進一步增大。中心柱與阿西結構的支撐作用造成了干餾段疏松多孔的結構，顆粒在此階段流動加快，中心柱底端的空隙是一個適合顆粒快速滑移的空腔，顆粒的流動速度進一步增大。在實際干餾過程中，氣體熱載體自環形通道流入與油頁巖顆粒進行換熱，干餾段疏松多孔的結構適應了氣體了高速流動，顆粒與氣體發生劇烈的摻混，極大地增加了顆粒的換熱面積，提高了干餾爐的工作效率。顆粒流經冷卻段出口時，在兩側冷卻段的上方，出現了顆粒停止流動的死料區，模擬所用排料裝備是右側單向出料，左上方的死料區面積較大，一些極端情況下物料發生黏結，會使死料區進一步擴大，影響顆粒的正常順行，造成冷卻段出口堵塞。

2.3 爐內相互作用力分布

顆粒間的相互作用力會影響豎爐的正常工作。圖7(a)展示了爐內相互作用力的大小及分布，預熱段內相互作用力隨深度不斷增加，中下部干餾段內作用力相反降低。干餾段中心柱與阿西結構體現了良好的支撐與分流作用，一方面減小預熱段顆粒流動速度，保證顆粒有足夠的預熱時間，另一方面，3個阿西結構使顆粒流動分散，再加上干餾段顆粒流動速度加快，摻混進一步加劇。爐內顆粒在預熱段的減速與干餾段的加速和摻混流程之間有序進行，圖7(b)為相互作用力概率密度分布，爐內相互作用力大小主要在0～200 N，1 000 N以下約占90%，在干餾爐結構面可承受載荷范圍內。

2.4 爐內磨損分布

實際工作中，顆粒與壁面的摩擦會導致干餾結構的磨損，3個阿西結構與耐火磚制成的中心柱是干餾爐內重要的承重結構，因此分析爐內磨損情況很有必要。DEM中的相對磨損模型基于顆粒與壁面的相對速度和作用力，可以計算分析模擬過程中受到的沖擊與磨料的磨損區域。累積接觸能在中心柱和阿西腿結構上的分布如圖8所示。法向累計接觸能較小，切向累計接觸能較大且集中在阿西結構下部。由前文可知，干餾段結構疏松，顆粒流動速度較快，實際干餾中，氣體熱載體會與油頁巖顆粒發生摻混換熱，磨損情況會更嚴重，生產中應對該區域的爐壁和干餾結構的磨損情況保持關注。表3為法向累積接觸能與切向累積接觸能的大小，切向累計接觸能遠大于法向累計接觸能，證實磨損主要受顆粒流動摩擦的影響，與顆粒流動速度密切相關。

3 結論

(1)全循環干餾爐內流型呈現“一”字形→波浪形→“W”形→不規則“V”形的演變過程。顆粒與爐墻壁面的摩擦使流型沿半徑方向呈現波浪形，中心柱的阻滯使流型進一步變為“W”形，阿西結構使顆粒之間加速混合，流型變為不規則“V”形；爐內結構影響了顆粒的均勻下降，有利于干餾過程的進行。

(2)中心柱與阿西結構對顆粒的承載作用，使其上部一部分顆粒速度降低接近于0；干餾段顆粒流動速度增大，促進了顆粒上下層的混合。在兩側的冷卻段上方，對應干餾爐冷卻段的4個頂角，出現了顆粒不流動的死料區，可能會使物料發生黏結，影響干餾爐的正常運行。

(3)物理模擬實驗結果與DEM模擬結果吻合較好，有所不同的是，物理模型預熱階段高度比較短，顆粒沒有下降足夠的距離，黃豆流型沒有明顯的凹陷。

(4)干餾爐內相互作用力較大的區域集中在中心柱與阿西結構的上方，而在干餾段的中下部形成一個結構疏松，有利于氣體熱載體流動換熱的區域，爐內結構對干餾過程有明顯促進作用。

(5)顆粒與壁面的摩擦會造成爐內承重結構的磨損。磨損主要發生在中心柱上部和阿西結構的中下部，切向累積接觸能遠大于法向累積接觸能，流動摩擦是磨損的主要原因。

圖7 爐內相互作用力分布Fig.7 Distribution of interaction force in retort

圖8 爐內磨損分布Fig.8 Wear distribution in retort

表3 法向累積接觸能與切向累積接觸能的大小