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中心进气式油页岩干馏炉的冷态模拟优化

更新时间:2009-03-28

油页岩是一种含可燃有机质高灰分的沉积岩,其资源丰富,开发利用可行性高,是非常规油气资源中重要的替代能源[1-2]。油页岩的利用有悠久的历史,干馏是油页岩最重要的利用方式之一,各国对油页岩干馏利用能力之间存在较大差异。中国的油页岩含油率较低[3],利用方式多以气体热载体干馏为主,气体热载体具有油页岩品种和颗粒大小适应性广等特点。

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国外代表性的气体热载体干馏技术有 Kiviter技术和Petrosix技术等。爱沙尼亚1956年正式研制成功Kiviter炉,1990年设计了日加工1500t油页岩的干馏装置并成功投入运转[4]。其干馏方式采用的是横向薄层干馏,处理油页岩适应性更广,有一定继续大型化的潜力。巴西于 1991年建成Petrosix炉,日处理量为6000t/d,产生的干馏气热值高,且油收率高达实验室铝甄含油率的90%[5-7]。其进气结构采用横管开孔进气的方式,巴西经过长年的试验改造已经形成了一套成熟的干馏体系,理论上仍存在继续放大的可能。中国的气体热载体干馏炉以抚顺炉为主,其油页岩处理量仅为 100~200t/d,抚顺炉的结构分为上部干馏段和下部气化段两部分,采用炉膛周围向中心进气的方式。这种结构限制了其大型化发展[8]。目前单台处理量最大的为中国桦甸矿区全循环工艺设备,气处理量为300t/d[9]。干馏炉是油页岩干馏工业的核心装置,气体热载体在炉膛分布均匀与否是关键技术问题,解决该难题则可对我国研制千吨级以上干馏炉提供技术支持。

采用预应力钢丝绳加固后,PC梁的裂缝宽度、跨中挠度、钢筋应变分别降低了50%、 23%和21%。相对于抑制挠度和钢筋应变而言,预应力钢丝绳加固对裂缝宽度的控制最为明显。预应力钢丝绳加固可以显著地提高PC梁的承载力。

气体热载体干馏炉内气相流场分布和温度场分布情况对干馏炉放大有着至关重要的影响,当前,对气体热载体干馏炉内气相流场和温度场等研究大部分停留在试验阶段[10-14]。试验方式主要通过开孔布测点进而拟合曲线推断炉内工况。由于测点数有限及测点位置的人为选择,很可能出现片面判断,例如速度死区等可能不被发现,而运用数值模拟可以直观发现试验推断所忽略的问题。数值模拟方面计算流体力学(CFD)方法研究炉内工况这方面研究较少。对于干馏炉的模拟方法可以借鉴循环流化床炉的CFD模拟[15]。目前已有关于CFD方法研究小型干馏炉的预热过程等干馏炉内温度模拟的相关报道[16-17]。CFD作为一款高精的仿真模拟软件,正在广泛应用于航空、汽车工程、生物科学与工程、化学和采矿业等工程研究、产品开发和设计方面[18]。本文作者通过CFD软件对自行设计一种新型气体热载体干馏装置进行冷态模拟,发现并改进相应问题,力求得到一种更完善的可大型化的气体热载体干馏炉。

1 气体热载体干馏试验台情况

图9前4张截面图分别为原模型Z–370、Z870、Z2120、Z3370位置,由图看出 Z–370、Z870沿径向方向同一层相邻气体分布管夹角之间靠近炉膛壁面位置热载体流速流量略显不足。Z2120、Z3370位置气体热载体的充满度尚可,但局部喷气孔附近热载体超速较为明显,由于布气孔较多更放大了局部超速这一问题,同时相邻气体分布管夹角之间位置有一定气体热载体欠缺。结合实际情况分析,喷气孔出口位置热载体超速面积过大,很可能造成炉膛内超温区过多,不利于干馏过程的进行,且有可能造成结焦等消极影响。相邻气体分布管夹角之间区域正是油页岩堆积量最大的位置,而油页岩干馏过程存在一部分的吸热过程,流速流量不足会造成热量供应不够而导致油页岩干馏时间延长,炉膛内干馏结束时间以最后一颗油页岩干馏完毕为节点,此位置油页岩干馏时间加长会拖累整个炉膛的干馏进程,因此相邻气体分布管夹角之间区域也需要增加额外的热载体补给。

每层气体分布管在同一高度,沿圆周均匀分布8根,其截面为菱形,下侧表面开有喷气孔。油页岩干馏所用气体热载体经由入口流入中心主进气管和气体分布管,最终由分布在四层气体分布管上的喷气孔喷入炉膛,气体分布管的布气孔位置见图 1所示,每根气体分布管下侧两个面的轴心位置开设10个圆孔,直径为12mm,模型共设置喷气孔640个。考虑到炉体和中心主进气管是同心圆柱关系,沿半径方向相邻两根气体分布管之间的距离逐渐增大,气体分布管之间需要干馏的油页岩增加,需要的载体气体量相应的也应增加,因此,为了满足气体需求量,本设计采用的开设喷气孔方法为沿半径方向开孔间距逐渐缩小的方式。

2 气体热载体干馏试验台的冷态模拟

2.1 网格划分

根据炉体模型的结构特点,将模型分为两部分,采用分别单独划分网格的方式,将干馏段分为中心进气部分和干馏段炉膛区域。在网格划分过程中,模型采用非结构化网格方式,对喷气孔区域网格适当加密,以提高计算精度;为了防止对接面网格质量和网格形状差异而引起的误差,每个喷气孔与炉膛的连接面设置为 interface。整个模型的网格总数为720万左右。

罗四强突然伸出手机,说:“阿里,你听这个。”他说着,按了一个键。哀乐立即响了起来。虽然夹着杂音,却也低沉婉转地回荡在房间里。

由于中心进气管及其周围炉膛部分的结构较为复杂,对主进气管、气体分布管、喷气孔及其联接炉膛处单独划分非结构网格。中心进气管向上部分的炉膛区域气相流场主要受布气管结构影响,只需体现大概的气相流场分布即可。因此,该区域划分的网格较为疏松。喷气孔是炉膛进气的核心区域,其与炉膛联接部分网格密度及形状差异不宜太大,因此采取联接面向周边区域逐渐加密的方式。试验台炉膛和中心进气的简图及网格划分见图 2,其中y轴负方向为载体气体的流入方向,z轴正方向为炉膛高度的方向,靠近进气口第一层布气管中心位置为 0点水平位置,本文所有模型都是在此试验模型基础上进行微调的。

  

图1 试验台炉体结构示意图(单位:mm)

  

图2 试验台炉体网格

2.2 初始数学模型

数值模拟采用三维稳态计算、Simple算法、标准壁面函数法。湍流模型采用“标准 k-ε模型”,K方程、ε方程、动量方程、能量方程均采用二阶精度格式。以标准化残差判断收敛,当监视曲线低于设置标准且上下波动基本消失时认为已经达到收敛。对于初始边界条件,入口为速度入口,出口采用压力出口,中心进气管入口速度由冷态试验时的入口体积流量换算而来,具体试验方法参见文献[14]。

3 模拟结果及分析

3.1 试验台冷态模拟结果与试验结果对比

冷态试验结果表明炉内有无物料总体速度分布趋势均由中心向四周先增大后减小再增大[14]。因此,为简化模拟条件,本文均采用空炉条件下进行冷态模拟。图3给出了截面Z1750处沿某气体分布管径向方向试验测点数据与数值模拟流速结果的对比。由图3看出,冷态数值模拟的流速分布结果与试验结果趋势相似度较高,总体趋势吻合程度较好,说明利用此类数值模拟方法研究干馏炉干馏段内大概的气相流场分布趋势情况是可行的。

  

图3 Z1750mm标高处试验与模拟结果对比

3.2 中心进气结构形式下干馏段内部气相流场分布情况及改进方案

确定了入口样式为带十字导叶的入口形式后,将带十字导叶入口形式干馏炉视为初始炉型,采用相同设置条件对 1000t/d干馏炉的干馏段进行冷态模拟,经过处理分析炉膛的气体热载体分布情况发现,这种四层中心布气结构可以较好地提供油页岩干馏区,同时也有一定的缺陷,下面通过截取一些炉膛内代表性的截面进行具体分析,其轴向位置见图 8。分别取 Z3370、Z2120、Z870、Z–370(贴近中心水平布气层下端位置);Z3800、Z2590、Z1340、Z90(中心水平布气层菱形管上半部分位置);Z2900、Z1700、Z470、Z–780(中心水平布气层轴向之间代表位置)流场情况的截面图,具体如图9、图10、图11。

3.2.1 干馏炉中心布气模拟结果及优化设计

提取了中心布气的第2层和第4层各4排的喷气孔速度,每排之间的夹角为 90°,具体各喷气孔的速度分布情况见图6。

2.2.1 不同海拔对病虫害发生的影响。高海拔(通道)和低海拔(衡阳)地区病虫害的种类并无差异,低海拔地区的病虫害发生程度相对较重,高海拔地区的病虫害发生程度相对较轻,但龙纹病相反,在低海拔地区发生程度相对较轻,在高海拔地区相对较重(表3、4);斜纹夜蛾和朱砂叶螨在2个地区的危害程度无显著差异(表1、2 )。

  

图4 干馏炉X0坐标位置截图

对改造后的模型进行冷态模拟,图4为X0位置速度分布情况。通过分析干馏炉X0位置的速度云图发现,由于中心进气入口是单侧单入口,中心管内气流速度分布有明显的偏斜,中心进气以上炉膛部分流场分布较为混乱复杂,这对油页岩的干燥预热及干馏过程均有不同程度的负面影响。为尽可能地提高中心进气的均匀性,进行了3种假设入口方式下干馏炉内气相流场的模拟对比。具体入口结构如图5,图5中(a)、(b)、(c)分别为是原设计单侧单入口样式(样式一),双侧双入口对冲进气样式(样式二)以及单侧单入口、弯头处带十字导叶的样式(样式三),3种入口样式单位时间通过干馏炉中心进气的气流量相同。

  

图5 3种不同的入口形式

图10看出Z90、Z1340、Z2590、Z3800截面位置附近均出现不同程度的气体热载体充满度及流速均匀性缺陷。分析原因是由于水平布气管为菱形,布气管的两个下侧面对上升气流有一定的阻碍和引导作用,同时,上升的热载体存在一定的速度,由于布气管的阻碍会产生一定的绕流脱体,通过上面两层布气管的气流量较下面两层更大,通过的气流速度更快,因此绕流脱体更为明显,使得布气管上侧面附近出现热载体气流相对真空区。为改进以上问题,在每根气体分布管周边增加了边壁进气,其轴向位置距每层气体分布管上端0.5H位置(其中H为气体分布管菱形截面长轴高度),径向位置与最近一根气体分布管中心位置夹角 5°,开孔直径为12mm。由图10改进后的速度云图看出增加了此位置的边壁进气后,炉膛内之前的绕流脱体问题得到较好解决,截面处的流场相较之前更加均匀,充满度更好。通过速度云图结果对比显示,此种位置结构配合方式较为必要。

  

图6 3种入口样式下喷气孔速度分布

为进一步验证上述分析结果,提取了干馏炉干馏段的X0坐标的轴向截图,如图7,从左向右分别是样式一、样式二、样式三入口形式下炉膛内气相流场的分布情况。由图可以看出,样式一入口形式下中心布气管内部气体热载体流速分布发生较大偏斜,而样式二和样式三入口形式下中心布气管内部气体热载体流速分布偏斜情况相对的有了明显改善。通过轴向截图观察炉膛内部气体热载体的流速分布情况发现,3种入口形式下布气层轴向每层之间的热载体流速分布情况均较好,热载体的充满程度也较高,说明此类中心进气的布气结构在布气层轴向每层之间位置是较为理想的油页岩快速干馏区域。样式一和样式二入口形式下布气管上端位置的炉膛上半部分热载体流速分布较为混乱,相对的样式三炉膛上半部流速分布较为均匀,复杂程度较小,与布气管距离较远的干馏段气体流速较均匀。由此进一步验证,样式三入口形式可以较理想地改善中心管进气及炉膛内的均匀程度。

3.2.2 干馏段炉膛内模拟结果及优化设计

  

图7 3种入口形式下干馏段速度分布

由于原模型布气管是斜向下的,对于分析每层布气管之间气体热载体气相流场情况存在一定影响,为更直观地观察每层布气管之间的流速分布,所以将布气管的斜向下方向改为水平方向;另为便于观察气体热载体在炉膛内的充分发展情况,将炉膛高度改为4400mm。其他结构不变。

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图8 Z轴方向向截面位置(单位:mm)

以东北电力大学和中石油工程建设公司华东设计分公司联合设计的 1000t/d油页岩气体热载体干馏炉的干馏段,缩小至0.32倍搭建冷态试验设备为研究对象,具体试验设备主体结构如图1所示。该试验设备采用圆柱炉体,炉膛中心进气,总体高度为 3.692m,炉体直径约 1.6m,有效气体分布区域总高约2.792m,炉体上部敞口。中心主进气管直径约0.416m,主进气管上固定连通有四层枝状进气管(以下称为气体分布管)。

为改进上述问题,在轴向 Z–370、Z870、Z2120、Z3370位置相邻布气管夹角之间位置增加边壁进气,经过多次模拟在保证相同进气量的前提下,边壁开孔直径为95mm,入口流速20m/s时炉膛内截面处热载体充满程度及均匀程度较为理想。此种边壁和中心进气相配合的进气方式降低了中心布气的入口流速,减小了喷气孔附近热载体的超速面积。增加边壁进气填补了气体分布管夹角之间的气体缺口,整体的进气量并没有发生变化。通过简单的增加边壁进气,即可有效解决气体分布管下部区域的超速和缺气问题,提高干馏效率。图9改进之后的截面图发现贴近四层气体分布管下部位置在采用了中心进气和边壁配合方式之后,流速的均匀性确有较明显改善,即此位置增加边壁进气配合中心进气的方式对改善炉膛内气相流场有积极作用。

由图6看出,同一布气层上沿半径方向各喷孔流速相差不大,因此,无需调整喷孔大小,设置成同一孔径即可。对比3种入口样式下第四层喷气孔的流速分布情况,样式一、样式二、样式三入口形式下中心进气各喷气孔喷气速度波动均较小,其中相对波动最小的是样式一的入口形式,该种入口形式第4层各喷气孔速度几乎相同。对比第2层喷气孔的流速分布可以发现,样式二和样式三入口形式下喷气孔的流速波动程度相差不大,而样式一入口形式第二层喷气孔的流速波动较明显,靠近炉膛壁面出的喷气孔流速有较显著升高。综合第4层和第2层喷气孔流速分布情况发现,样式二和样式三入口形式下喷气孔出口流速较样式一入口形式下喷气孔出口流速整体均匀性更好。对比第4层和第2层喷气孔流速数值大小发现,样式二入口形式下个第四层喷气孔的出口流速较第 2层喷气孔出口流速大很多,这样在设计生产中需要单独调整各层布气之间距离及开孔大小等,增加很多不必要的不可控因素,而样式二入口形式下第4层和第2层喷气孔出口流速数值相差不大,可以把各层布气管设置为同一形式,有助于统一设计、生产调整。综合以上各喷气孔速度分布的分析,样式三入口形式,即入口弯头处带十字导叶的入口形式更能均匀中心管内部的气体分布,为调整炉膛内气相流场的均匀性打下基础。

而针对翻译而来的商标,樊国民说:“中文翻译没有统一的标准,一般为音译,不存在标准答案,不存在唯一对应性。我国采用的是注册在先原则对商标进行保护,一旦商标注册成功,其他商标的注册就需要绕行。”

除上述问题外,其他中心布气层附近炉膛区域气体热载体充满度及流速分布情况对油页岩干馏呈积极影响,图11是中心水平布气层轴向之间的代表位置Z2900、Z1700、Z470、Z–780的速度云图,由图看出此种中心进气结构类型干馏段,四层布气层轴向之间位置气流的充满度及流速均匀性较好,油页岩落入布气层之间可以受到较均匀的气体热载体包围,有利于油页岩的快速完全干馏。在增加了边壁进气与中心进气相配合后,Z2900、Z1700、Z470、Z–780位置的气体热载体充满度及流速分布均匀性未受明显影响。

  

图9 贴近中心水平布气层下端位置速度分布

  

图10 中心水平布气层菱形管上半部分位置速度分布

  

图11 中心水平布气层轴向之间代表位置速度分布

4 结论

(1)中心进气各气体分布管上喷气孔出口速度相差不大,无需通过调整各开孔的大小改善炉膛内气流分布,设置成同一孔径即可。

(2)弯头处带十字导页入口形式可以较理想地引导气体在中心进气管内的流动,改善中心进气管内及炉膛内气体热载体的均匀分布程度,对油页岩快速干馏产生积极影响。

(3)四层中心进气结构形式的干馏炉干馏段,各布气层轴向方向之间位置热载体充满度良好,且流场分布较为均匀,为油页岩料层提供了良好的快速干馏区域。

(4)干馏炉干馏段水平布气层附近相应位置采用边壁进气和中心进气相配合的方式更有利于均匀炉膛内的气相流场。改进布气方式后的干馏炉具有一定的放大潜力。

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柏静儒,高飞,刘卓卓,孙灿辉,王擎
《化工进展》 2018年第05期
《化工进展》2018年第05期文献
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