布?xì)夥绞綄τ晚搸r干餾爐內(nèi)溫度分布的影響

秦宏，張智強(qiáng)，劉洪鵬，王擎，柏靜儒，張鑫，遲銘書（東北電力大學(xué)油頁巖綜合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012）

布?xì)夥绞綄τ晚搸r干餾爐內(nèi)溫度分布的影響

秦宏，張智強(qiáng)，劉洪鵬，王擎，柏靜儒，張鑫，遲銘書
（東北電力大學(xué)油頁巖綜合利用教育部工程研究中心，吉林吉林132012）

第一作者：秦宏（1970—），男，博士，教授，目前從事污染物排放控制及油頁巖干餾煉油技術(shù)研究與開發(fā)。E-mail qinhong01@163.com。

聯(lián)系人：王擎，教授，研究方向?yàn)橛晚搸r綜合利用項(xiàng)目及循環(huán)流化床燃燒及污染物控制等。E-mail rlx888@126.com。

摘要：為研發(fā)新型氣體熱載體干餾技術(shù)，自主搭建了氣體熱載體干餾爐試驗(yàn)臺。對不同進(jìn)氣方式下的爐內(nèi)溫度分布進(jìn)行了試驗(yàn)研究。通過采集干餾爐內(nèi)溫度數(shù)據(jù)，得到爐內(nèi)沿半徑方向和高度方向上溫度分布。分析了中心管和邊壁同時進(jìn)氣的特點(diǎn)，并與中心管單獨(dú)進(jìn)氣時進(jìn)行了對比，研究了聯(lián)合進(jìn)氣時的溫升特性。試驗(yàn)結(jié)果表明：中心管單獨(dú)進(jìn)氣時靠近邊壁處存在滯留層，溫度較低，與爐內(nèi)中心處溫差較大。采用中心管聯(lián)合邊壁進(jìn)氣可以較大程度改善滯留層溫度較低的問題。聯(lián)合進(jìn)氣時，爐內(nèi)沿高度方向上升溫速率有所不同。試驗(yàn)結(jié)果將為進(jìn)一步研發(fā)和改進(jìn)油頁巖氣體熱載體干餾爐布?xì)夥绞教峁﹨⒖己鸵罁?jù)。

關(guān)鍵詞：油頁巖；干餾爐；氣體熱載體；溫度分布；進(jìn)氣方式

世界油頁巖資源蘊(yùn)藏量十分巨大，其儲量高達(dá)(10～15)×1018kJ[1]。頁巖油經(jīng)加工后可接替部分常規(guī)油氣，大大緩解能源供應(yīng)壓力。因此，進(jìn)行油頁巖開發(fā)利用方面的研究具有十分重要的價值[2-3]。對油頁巖的開發(fā)利用對提高我國石油供給能力和保障國家能源安全具有戰(zhàn)略意義[4]。

地面干餾技術(shù)是從油頁巖中提取頁巖油的最主要途徑[5]。小顆粒油頁巖干餾技術(shù)主要有Galoter技術(shù)、ATP技術(shù)和大工新法等[6-10]；塊狀油頁巖（粒徑25～125mm）的加工主要運(yùn)用氣體熱載體法。國外主要有Kiviter技術(shù)和Petrosix技術(shù)等。愛沙尼亞1956年正式研制成功Kiviter爐，1990年設(shè)計(jì)了日加工1500t油頁巖的干餾裝置并成功投入運(yùn)轉(zhuǎn)[11]。巴西于1991年建成Petrosix爐，日處理量為6000t/d，產(chǎn)生的干餾氣熱值高，且油收率高達(dá)實(shí)驗(yàn)室鋁甄含油率的90%[12-14]。國內(nèi)目前主要采用撫順式干餾爐，少量為氣燃式方爐，也有干餾氣循環(huán)加熱爐[15]。撫順式干餾爐主要特點(diǎn)為：油頁巖熱解所需熱量來自于熱循環(huán)干餾氣和氣化段產(chǎn)生的氣化氣，其中氣化段存在局部燃燒反應(yīng)，很容易造成部分頁巖油氣的損失，使油收率降低（一般為60%～65%，改進(jìn)型撫順式爐70%）；因?yàn)橐肓祟~外的空氣，燃燒過后氮?dú)庀♂屃藷峤鈿?，?dǎo)致產(chǎn)生的熱解氣的熱值較低，不能用作家用煤氣，不利于生產(chǎn)化工產(chǎn)品。熱循環(huán)氣由中部進(jìn)入爐內(nèi)，在混合室內(nèi)與氣化段氣混合，通過周圍噴口進(jìn)入干餾段。這種結(jié)構(gòu)限制了其大型化發(fā)展[10，16]。因此，國內(nèi)氣體熱載體技術(shù)存在單爐處理量小、油收率不高、產(chǎn)生的氣體熱值不高、冷凝回收系統(tǒng)和設(shè)備龐大等缺點(diǎn)。由于國外的技術(shù)壁壘，國內(nèi)目前尚未引進(jìn)先進(jìn)氣體熱載體干餾工藝，開發(fā)具有自主知識產(chǎn)權(quán)的新型干餾裝置迫在眉睫。

國內(nèi)氣體熱載體干餾爐容量一直停留在300t/d的規(guī)模[17]，其主要原因在于原有的布?xì)夥绞綗o法用于大容量干餾爐中，開發(fā)大容量干餾爐的關(guān)鍵問題之一在于保持爐內(nèi)溫度分布均勻。本文借鑒國內(nèi)外干餾技術(shù)的經(jīng)驗(yàn)，并試圖克服現(xiàn)有干餾工藝存在的不足，設(shè)計(jì)了一種新型的爐內(nèi)布?xì)夤に?；通過自行搭建試驗(yàn)臺，研究了油頁巖在干餾爐內(nèi)的加熱過程，以及對油頁巖干餾爐內(nèi)溫度分布特性進(jìn)行研究。

圖1　干餾爐裝置及測點(diǎn)示意圖

1　試驗(yàn)部分

1.1試驗(yàn)裝置及溫度測點(diǎn)

如圖1(a)為干餾爐主體示意圖。干餾爐為立式圓柱體，總高H=3.62m，干餾爐半徑R=0.2m。干餾爐上部為進(jìn)料段，經(jīng)雙閥門由螺旋輸送機(jī)進(jìn)料；爐體由上至下依次分干燥段、干餾段、冷卻段和出焦段，其中干餾段高度h=0.4m。在干餾段中部沿水平截面設(shè)置沿圓周方向分布均勻的中心布?xì)夤?，并在同一平面爐體外圍設(shè)置邊壁進(jìn)氣。氣體熱載體經(jīng)中心進(jìn)氣管和邊壁進(jìn)氣進(jìn)入爐內(nèi)。試驗(yàn)過程中爐體外部作保溫處理。

熱電偶布置：以中心進(jìn)氣管上的4根布?xì)夤転樽鴺?biāo)軸，并設(shè)定此平面為0點(diǎn)平面，以干餾高度為標(biāo)準(zhǔn)h，距離0點(diǎn)平面0.2h、?0.16h、?0.4h截面處溫度測點(diǎn)分布如圖1(b)所示，在0°、22.5°、45°夾角上分別安插熱電偶，每根熱電偶含有3個溫度測點(diǎn)。由于熱電偶前端測點(diǎn)靠近中心，最外測點(diǎn)靠近邊壁，這里假定最前端測點(diǎn)距中心距離為0，中間測點(diǎn)距中心為0.5R，最外側(cè)測點(diǎn)距中心距離為R。0.7h截面0°夾角上安插一根相同的含有3個測點(diǎn)的熱電偶。

1.2干餾爐布?xì)庋b置

試驗(yàn)裝置有兩種進(jìn)氣方式：中心管進(jìn)氣和邊壁進(jìn)氣。如圖2所示為中心布?xì)夤?，中心管上?根布?xì)夤?，成十字形，每根布?xì)夤苌显趦蓚?cè)斜向下45°位置交錯布置5個直徑5mm的圓孔。考慮爐中心處相鄰布?xì)夤車娍诰嚯x較近，在爐內(nèi)氣體充滿度較強(qiáng)，布?xì)饪组g距大；隨著半徑的增大，布?xì)饪椎拈g距減小。如圖1(b)所示為邊壁進(jìn)氣裝置，在0點(diǎn)平面爐體外圍設(shè)有邊壁進(jìn)氣，在爐體內(nèi)壁沿圓周分為4個象限，每部分在45°角度上布置有3個直徑5mm的圓孔，相鄰孔夾角為16°。

圖2　布?xì)夤芙Y(jié)構(gòu)及截面圖（單位：mm）

1.3試驗(yàn)流程及試驗(yàn)方法

試驗(yàn)物料為13～40mm鵝卵石。

試驗(yàn)操作流程：將物料由上部螺旋給料機(jī)送入干餾爐，啟動風(fēng)機(jī)，分別調(diào)節(jié)中心進(jìn)氣管和邊壁進(jìn)氣加熱管入口球閥至目標(biāo)流量?？諝庠诹鹘?jīng)加熱管時，被加熱成高溫空氣，加熱管功率由加熱控制箱來調(diào)節(jié)。熱載體經(jīng)由中心進(jìn)氣管和邊壁進(jìn)氣進(jìn)入干餾爐內(nèi)對物料進(jìn)行均勻加熱。由數(shù)據(jù)采集儀記錄各測點(diǎn)溫度存入計(jì)算機(jī)，供試驗(yàn)結(jié)束后整理。試驗(yàn)結(jié)束后，物料由螺旋出焦機(jī)排出爐外。

本試驗(yàn)分別對鵝卵石物料進(jìn)行單獨(dú)中心進(jìn)氣加熱和中心進(jìn)氣聯(lián)合邊壁進(jìn)氣加熱兩種加熱試驗(yàn)。進(jìn)氣溫度均控制在620～650℃。中心進(jìn)氣加熱氣體熱載體流量為風(fēng)機(jī)最大流量（此時噴口氣體流速為4.67m/s）。聯(lián)合進(jìn)氣氣體總流量不變，中心進(jìn)氣與邊壁進(jìn)氣比為1∶1（中心進(jìn)氣噴口氣體流速為2.33 m/s）。研究不同進(jìn)氣方式下的溫度分布特性。并在進(jìn)氣比4∶3時進(jìn)行了聯(lián)合進(jìn)氣試驗(yàn)，在對加熱管進(jìn)行電加熱和熱載體升溫時采用中心管進(jìn)氣4m3/h邊壁進(jìn)氣3m3/h，180min后熱載體溫度達(dá)到進(jìn)氣溫度，氣量提升至中心管12m3/h邊壁進(jìn)氣9m3/h，研究了聯(lián)合進(jìn)氣全過程的升溫特性。

2　試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1徑向溫度分布

圖3～圖5為距進(jìn)氣口高度0.2h、?0.16h和?0.4h截面的兩種工況下溫度分布曲線對比圖。(a)為中心管進(jìn)氣工況，(b)為中心管和邊壁聯(lián)合進(jìn)氣（簡稱聯(lián)合進(jìn)氣）工況。

圖3　0.2h截面處溫度分布曲線

由圖3可知，中心管進(jìn)氣時在0°和45°方向具有相似的溫度變化曲線，在0～R上先升高再急劇降低，在R處達(dá)到最大值，并且0°方向上溫度比45°方向上略高，兩者溫差為0.5～11.4℃。22.5°方向上在0～R上逐漸降低。中心管進(jìn)氣0.2h截面在R處最低溫度為257.2℃。采用聯(lián)合進(jìn)氣時，0°和45°溫度變化曲線與中心管進(jìn)氣時基本相同，都表現(xiàn)為在0～R上先升高再降低，但45°方向上在0～0.5R區(qū)間逐漸超過0°方向溫度。聯(lián)合進(jìn)氣時22.5°方向上溫度趨勢與中心進(jìn)氣時不同，在0～R上呈現(xiàn)先降低后升高的溫度曲線。在0.2h截面處聯(lián)合進(jìn)氣比較中心管進(jìn)氣呈現(xiàn)出整體溫度升高，特別是解決了中心管進(jìn)氣時0.5R～R上的溫度偏低的問題。在0.2h截面上熱載體在下部熱載體推動下向上流動，靠近邊壁處的氣體流速最低[18]，換熱量低，導(dǎo)致了靠近邊壁處溫度較中心處低。熱載體流速較高處為0.5R處附近。邊壁進(jìn)氣進(jìn)氣增加了靠近邊壁出的氣體流量，并加強(qiáng)了氣流擾動，使得溫度得到提升。

圖4為?0.16h截面處徑向溫度分布曲線。?0.16h截面是距離進(jìn)氣管最近的測量截面，在進(jìn)氣管下方。由圖4(a)可知，中心管進(jìn)氣時溫度沿0～R總體呈現(xiàn)下降趨勢，22.5°方向上溫度下降主要出現(xiàn)在0.5R～R區(qū)間上。中心管進(jìn)氣沿半徑方向溫差較大，同角度上最大溫差為210.3℃，靠近邊壁處溫度較低，最低溫度為270℃。聯(lián)合進(jìn)氣時3個角度上的溫度變化趨勢各不相同。45°方向上溫度逐步降低，但溫度整體較高，比較中心管進(jìn)氣時溫度的下降速率明顯降低。22.5°方向上沿0～R溫度先升高再降低。0°方向上沿0～R溫度先降低再升高。聯(lián)合進(jìn)氣與中心管進(jìn)氣比較，聯(lián)合進(jìn)氣使得沿半徑方向溫差明顯縮小，并且對0°和22.5°方向溫度變化產(chǎn)生較大影響，改變了中心管進(jìn)氣時的變化規(guī)律。由于在?0.16h截面處距離噴口近，熱載體還為分散的直流射流，流速較大，與物料碰撞次數(shù)少，傳熱傳質(zhì)效果差，在靠近邊壁處尤為明顯。聯(lián)合進(jìn)氣時，邊壁進(jìn)氣對中心管進(jìn)氣在此截面?zhèn)鳠醾髻|(zhì)較弱的邊壁45°區(qū)域進(jìn)行了有效補(bǔ)充，使此截面?zhèn)鳠嵝Чw提高。

圖5為?0.4h截面處各角度上沿半徑方向溫度變化曲線。中心管進(jìn)氣時各角度方向上溫度變化趨勢一致，沿0～R溫度逐漸降低0.5R～R上溫度降低較快。聯(lián)合進(jìn)氣時各角度方向上溫度變化一致，溫度沿0～R先升高再降低。與?0.16h截面相同45°方向溫度最高，22.5°方向溫度次之，0°方向上最低。這是由于0°方向是中心進(jìn)氣管正下方，氣流從中心管斜向下45°方向噴射，氣流經(jīng)過22.5°方向在45°方向匯合，較少經(jīng)過0°方向。聯(lián)合進(jìn)氣與單獨(dú)中心管進(jìn)氣相比較，在?0.4h截面聯(lián)合進(jìn)氣時各點(diǎn)溫度都比單獨(dú)中心進(jìn)氣時溫度高，解決了中心管進(jìn)氣時0.5R～R上溫度較低的情況。由于?0.4h截面距離出氣孔距離較遠(yuǎn)，熱載體在斜向下噴出一段距離，與物料碰撞并進(jìn)行傳熱傳質(zhì)，射流速度急劇下降后在壓差作用下大部分氣體向爐體上部流動。此截面上氣體溫度主要由氣體擴(kuò)散產(chǎn)生，所以溫差較小，溫度值較低，溫度分布較均勻。

中心管進(jìn)氣時，徑向溫度表現(xiàn)出不同程度的溫度不均，聯(lián)合進(jìn)氣通過增加邊壁進(jìn)氣方式對中心管進(jìn)氣進(jìn)行補(bǔ)充，使得整體溫度分布情況得到較大程度改善。

圖4　?0.16h截面處溫度分布曲線

圖5　?0.4h截面處溫度分布曲線

2.2沿高度方向上溫度分布

圖6為0°夾角上沿高度的溫度分布曲線。中心進(jìn)氣時，半徑0和0.5R高度方向上的溫度變化曲線趨勢近似一致：從?0.4h～0.2h隨高度升高溫度逐漸升高，在0.2h～0.7h隨高度升高溫度逐漸降低。半徑R高度方向上在?0.4h～?0.16h隨高度升高溫度逐漸升高，?0.16h～0.7h隨高度升高溫度逐漸降低。并且半徑R高度方向上溫度與半徑0.5R和半徑0高度方向有較大溫差，在0.2h高度處達(dá)到最大溫差接近290℃。聯(lián)合進(jìn)氣時，溫度變化趨勢與中心管進(jìn)氣相似。與中心管進(jìn)氣時相比：在?0.4h和0.7h截面半徑0處較中心進(jìn)氣時的相應(yīng)位置溫度明顯提高，而?0.16h和0.2h截面半徑0處較中心進(jìn)氣時溫度變化不大；半徑0.5R也大體如此，而半徑R高度方向則較中心進(jìn)氣溫度整體提升。0.2h～0.7h段，氣體熱載體在此段之前熱量已經(jīng)大量放出，熱載體溫度較低，主要作用為干燥物料和預(yù)熱物料。中心管進(jìn)氣時靠近邊壁的R處曲線溫度明顯低于半徑0和半徑0.5R處溫度的原因主要是爐內(nèi)氣流主體集中在半徑0.5R以內(nèi)，靠近邊壁處形成氣體滯留層，對流薄弱，傳熱傳質(zhì)效果差。在爐體中心處由于氣體熱載體流動較強(qiáng)烈，爐體越靠近下部熱載體的停留時間越短，所以溫度也較低。

邊壁進(jìn)氣對改善半徑R上溫度過低有較好的作用，靠近邊壁處各點(diǎn)溫度平均升高100℃，并且對豎直方向上半徑0處和半徑0.5R處減小溫差有明顯作用。

圖6　0°夾角沿高度溫度分布曲線

圖7　0.2h截面上45°夾角處升溫曲線

圖8　?0.16h截面上45°夾角處升溫曲線

圖9　?0.4h截面上45°夾角處升溫曲線

2.3爐內(nèi)升溫特性

圖7～圖9為聯(lián)合進(jìn)氣時各截面不同半徑測點(diǎn)的升溫曲線，進(jìn)氣時采用固定中心管與邊壁進(jìn)氣比為4∶3，在進(jìn)氣溫度達(dá)到目標(biāo)溫度640℃之前，內(nèi)保持中心管進(jìn)氣4m3/h邊壁進(jìn)氣3m3/h，180min后達(dá)到目標(biāo)進(jìn)氣溫度640℃，保持中心管進(jìn)氣12m3/h邊壁進(jìn)氣9m3/h。由圖7～圖9所示，在前一階段各截面上不同半徑處溫差較小。在保持進(jìn)氣比加大進(jìn)氣量時，各截面表現(xiàn)出不同程度的溫差增大。各截面半徑R處的升溫速率均小于半徑0處和半徑0.5R處。0.2h截面上在加熱250min后半徑0處和半徑0.5R處開始產(chǎn)生較大溫差，隨后半徑0處升溫速率下降。?0.16h截面上在加熱250min后不同半徑處產(chǎn)生溫差，溫差保持在50～150℃。?0.4h截面上半徑0處與半徑0.5處升溫曲線類似。分析升溫曲線圖7～圖9可知0.2h截面對流量增加最為敏感，徑向出現(xiàn)最大350℃溫差。主要由于整體流量增大后，氣流在0.2h截面處匯聚，在0.5R處流量最大，保持長時間的高升溫速率。?0.16h截面處于射流直射區(qū)域，氣流較分散不同半徑處升溫速率相差不大。?0.4h截面熱載體流動主要依靠氣體擴(kuò)散，傳熱傳質(zhì)慢，升溫速率較慢，爐內(nèi)中心區(qū)域溫差小。

從升溫時間看，在增大流量后有75min的高升溫速率區(qū)，隨后升溫速率降低，經(jīng)過400min后溫度達(dá)到穩(wěn)定。從干餾段上部到下部，升溫速率降低，但溫度均勻度增高。對其他角度上的數(shù)據(jù)分析也得到類似情況。

3　結(jié)論

本試驗(yàn)研究了爐內(nèi)不同布?xì)夥绞较碌臏囟确植迹煌細(xì)夥绞较聽t內(nèi)溫度分布有較大差距。對進(jìn)一步研發(fā)和改進(jìn)干餾爐布?xì)夥绞骄哂幸欢ǖ膮⒖純r值和指導(dǎo)意義。通過試驗(yàn)研究得出以下結(jié)論。

（1）中心管進(jìn)氣時，半徑R上存在熱載體滯留區(qū)，導(dǎo)致邊壁處溫度低，徑向溫差大；采用中心管和邊壁進(jìn)氣聯(lián)合進(jìn)氣可以大大改善靠近邊壁處溫度過低的情況，使徑向溫度不均勻程度減輕。

（2）中心管進(jìn)氣時，相同半徑沿高度方向上，溫差大，溫度低；中心管和邊壁聯(lián)合進(jìn)氣時，改善了高度方向上溫度不均和溫度過低現(xiàn)象。

（3）在氣體流速較低時，溫差較小。從干餾段上部到下部，升溫速率降低，但溫度均勻度增高。干餾段上部對流量增加較敏感，溫差增大明顯。

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綜述與專論

Effect of gas intake arrangement on temperature distribution in oil shale retort

QIN Hong，ZHANG Zhiqiang，LIU Hongpeng，WANG Qing，BAI Jingru，ZHANG Xin，CHI Mingshu
（Engineering Research Centre of Oil Shale Comprehensive Utilization，Ministry of Education，Northeast Dianli University，Jilin 132012，Jilin，China）

Abstract：For the investigation of new technology of oil shale retort with gas heat carrier，a lab-scale retort was built.The temperature distribution inside the retort was investigated with different gas-intake arrangements.Temperature distributions along the radial direction and vertical direction were obtained by collecting retort temperature data.The characteristics of gas-intake through side-arranged headers combined with central tube were investigated.Comparison between gas-intake through central tube alone and that through side-arranged headers combined with central tube was made，and investigation of the heating characteristics of combined two gas-intake arrangements was performed.With gas intake through central tube alone，there existed a lag zone around the retort inside wall，and its temperature was much lower than retort central temperature.Combined two gas-intake arrangements could significantly resolve the problem related to central tube intake alone as illustrated above.Heat-up rate varied along the height of retort when combined two gas-intake arrangements was used.The experimental results would provide reference and basis for further research and improvement of gas-intake arrangements in oil shale retort with gas heat carrier.

Key words：oil shale; retort; gas heat carrier; temperature distribution; gas-intake arrangements

基金項(xiàng)目：長江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃（IRT13052）、國家自然科學(xué)基金（51276034）及吉林省科技發(fā)展計(jì)劃（20140204004SF）項(xiàng)目。

收稿日期：2014-05-28；

DOI：10.16085/j.issn.1000-6613.2015.02.008

文章編號：1000–6613（2015）02–0343–06

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

中圖分類號：TE 65

修改稿日期：2014-07-03。