全循環(huán)干餾爐內(nèi)油頁巖顆粒流動規(guī)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(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 武漢 430081； 2.高溫材料與爐襯技術(shù)國家地方聯(lián)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(jī)礦產(chǎn)，經(jīng)過低溫干餾后可獲得碳?xì)浔阮愃剖偷捻搸r油和高熱值的熱解氣，被認(rèn)為是重要的石油補(bǔ)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(zhuǎn)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(fā)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(fā)電兩種。工業(yè)化運(yùn)行的油頁巖干餾技術(shù)主要包括氣體熱載體干餾技術(shù)和固定熱載體干餾技術(shù)：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(jìn)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(chǎn)生的高溫頁巖灰對油頁巖進(jìn)行加熱干餾。

全循環(huán)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(jìn)行換熱；油頁巖被加熱到一定溫度后發(fā)生熱解反應(yīng)生成油氣混合物和半焦；油氣混合物同循環(huán)熱載體一起從爐頂排出，進(jìn)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(huán)干餾爐中的顆粒流動規(guī)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(yùn)動行為的研究方法大致有兩種：物理實(shí)驗(yàn)與數(shù)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(zhuǎn)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(shù)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(yàn)證了上部顆粒干餾進(jìn)程慢的原因，對干餾爐的研究提出一種新的布?xì)夥绞?，結(jié)果為開發(fā)大容量氣體熱載體干餾爐提供了理論依據(jù)；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(shù)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(dǎo)產(chǎn)生的熱流占據(jù)66%～71%，顆粒-顆粒的輻射熱流次之，顆粒-顆粒之間的熱傳導(dǎo)最小，僅占6%～7%。

前人對采用固體熱載體工藝的回轉(zhuǎn)爐內(nèi)顆粒流動進(jìn)行了詳細(xì)描述，但關(guān)于油頁巖顆粒在氣體熱載體干餾豎爐中流動特性與規(guī)律的研究則相對較少，全循環(huán)干餾爐作為國內(nèi)3種大規(guī)模工業(yè)化運(yùn)用的油頁巖干餾爐之一，日處理量可達(dá)300 t以上，探明全循環(huán)干餾爐內(nèi)的顆粒流動規(guī)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(xù)大容量油頁巖干餾爐的開發(fā)和應(yīng)用打下了基礎(chǔ)。因此，現(xiàn)采用離散單元法建立中國自主研發(fā)并大規(guī)模工業(yè)化應(yīng)用的300 t/d全循環(huán)油頁巖干餾爐三維數(shù)學(xué)模型，同時基于相似原理搭建比例為1∶6的全循環(huán)干餾爐半周冷態(tài)模型，對干餾過程中的顆粒流動行為進(jìn)行系統(tǒng)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(fā)和工業(yè)應(yīng)用提出合理有效的操作方法和優(yōu)化方案。

1 研究方法

1.1 顆粒運(yùn)動DEM模擬

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

顆粒在模型內(nèi)運(yùn)動過程中，主要受到顆粒與顆粒、模型內(nèi)外壁面以及流體之間的接觸力，根據(jù)對顆粒運(yùn)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(chǎn)生的力矩(Tij)與滾動摩擦力矩(Mij)的作用。根據(jù)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(jù)牛頓第二定律得到顆粒i的運(yùn)動方程：

(1)

(2)

式中：mi、Ii、vi、ωi和ki分別為質(zhì)點(diǎn)i的質(zhì)量、旋轉(zhuǎn)慣性、平移速度、質(zhì)點(diǎn)的旋轉(zhuǎn)速度以及質(zhì)點(diǎn)i接觸的質(zhì)點(diǎn)總數(shù)，質(zhì)點(diǎn)所受力和力矩如文獻(xiàn)[18-20]所示。

模擬的干餾爐是中國自主研發(fā)的300 t/d的全循環(huán)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(guī)模工業(yè)化運(yùn)行，結(jié)構(gòu)如圖1所示；模型與干餾爐實(shí)際尺寸比為1∶1。

為了簡化數(shù)學(xué)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(jī)；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(chǔ)上適當(dāng)放大。表1是顆粒和氣體全循環(huán)干餾爐的材料特性和模擬條件[22]，表2中的粒子數(shù)是模擬正式開始后添加的粒子總數(shù)。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(fù)系數(shù)、靜摩擦系數(shù)和滾動摩擦系數(shù)。

1為給料系統(tǒng)；2為陣傘；3為爐體；4為預(yù)熱段；5為干餾氣體引出 管；6為人字形擋板；7為熱瓦斯進(jìn)口；8為鼎形裝置(阿西結(jié)構(gòu))； 9為冷瓦斯進(jìn)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(yùn)輸機(jī)圖1 全循環(huán)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(shù)

1.2 物理模擬試驗(yàn)

基于相似原理搭建的半周冷態(tài)物理實(shí)驗(yàn)裝置如圖2所示，實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ团c實(shí)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(jié)構(gòu)對顆粒流動的影響。參考奧鋼聯(lián)熔融還原煉鐵(coal reduction extreme，COREX)預(yù)還原豎爐以及高爐冷態(tài)實(shí)驗(yàn)的相關(guān)文獻(xiàn)[23-26]實(shí)驗(yàn)過程中，從頂部填入相應(yīng)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(wěn)定，當(dāng)觀察到干餾爐內(nèi)顆粒流動狀態(tài)不發(fā)生變化時，在頂部加入一層厚度均的示蹤顆粒，并開始計(jì)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(yùn)動至排料出口時，實(shí)驗(yàn)結(jié)束。實(shí)驗(yàn)用黃豆物料的物理性質(zhì)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(zhì)

2 結(jié)果與分析

2.1 中心柱與阿西結(jié)構(gòu)對物料運(yùn)動的影響

油頁巖物料在全循環(huán)爐內(nèi)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(yùn)動流型從“一”形逐漸變成中心凹陷的“V”形。這是因?yàn)檫叡谛?yīng)的影響，顆粒與爐壁之間的摩擦力使靠近爐壁區(qū)域的顆粒下降速度小于爐膛中心區(qū)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(yīng)偉峰[27]用大米和塑料顆粒模擬了COREX豎爐(模型直徑40 cm)內(nèi)的物料流動狀況，結(jié)果表明，豎爐內(nèi)中心區(qū)域(徑向10～30 cm)的下料速度約為20 cm/h，而邊壁區(qū)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(fā)現(xiàn)，由于下行過程中顆粒與爐壁的摩擦，豎爐內(nèi)顆粒流型呈現(xiàn)出明顯的“扁平”到“U”形的型面演化。當(dāng)物料靠近中心柱上部區(qū)域后，受到中心柱錐形區(qū)域的阻滯，中心柱上部速度減小，兩側(cè)下降速度快，運(yùn)動流型變?yōu)椤癢”形。

圖3 全循環(huán)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(xù)流動，在接近阿西結(jié)構(gòu)時，紅色示蹤顆粒與藍(lán)色填充顆粒發(fā)生混合，流線型出現(xiàn)散亂，示蹤顆粒被3個阿西結(jié)構(gòu)分為三部分，在干餾段中部區(qū)域以不規(guī)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(nèi)不同高度的分布情況。為了驗(yàn)證所建立數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，基于相似原理，在搭建的300 t/d全循環(huán)油頁巖干餾爐物理模型上進(jìn)行了顆粒流動物理模擬實(shí)驗(yàn)。黃豆顆粒在物理模型內(nèi)的隨時間流動的軌跡如圖5所示。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，物理模擬流動結(jié)果與數(shù)值模擬流動結(jié)果基本一致。不同的是，由于物理模型預(yù)熱階段的高度相對DEM模型(原始模型)較短，黃豆顆粒在預(yù)熱段流動過程中，兩側(cè)壁面的摩擦作用體現(xiàn)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(jié)構(gòu)的阻滯作用，在結(jié)構(gòu)上方，觀察到兩個反著的“√”形。圖5(f)表明顆粒流經(jīng)中心柱與阿西結(jié)構(gòu)區(qū)域時，顆粒發(fā)生明顯的摻混，與模擬結(jié)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(huán)干餾爐1∶6冷態(tài)模型中大豆的流動規(guī)律Fig.5 Soybean flow pattern in the 1∶6 cold model of gas full circulation retort

圖6 爐內(nèi)速度分布Fig.6 Velocity distribution in retort

2.2 爐內(nèi)速度分布

圖6(a)為干餾爐速度云圖。顆粒在預(yù)熱段速度均勻，流動保持平穩(wěn)。流動至干餾段上方時，中心柱與阿西結(jié)構(gòu)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(qū)”。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(dǎo)致環(huán)繞其周圍的區(qū)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(dá)中心柱底端時，流動速度進(jìn)一步增大。中心柱與阿西結(jié)構(gòu)的支撐作用造成了干餾段疏松多孔的結(jié)構(gòu)，顆粒在此階段流動加快，中心柱底端的空隙是一個適合顆?？焖倩频目涨唬w粒的流動速度進(jìn)一步增大。在實(shí)際干餾過程中，氣體熱載體自環(huán)形通道流入與油頁巖顆粒進(jìn)行換熱，干餾段疏松多孔的結(jié)構(gòu)適應(yīng)了氣體了高速流動，顆粒與氣體發(fā)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(jīng)冷卻段出口時，在兩側(cè)冷卻段的上方，出現(xiàn)了顆粒停止流動的死料區(qū)，模擬所用排料裝備是右側(cè)單向出料，左上方的死料區(qū)面積較大，一些極端情況下物料發(fā)生黏結(jié)，會使死料區(qū)進(jìn)一步擴(kuò)大，影響顆粒的正常順行，造成冷卻段出口堵塞。

2.3 爐內(nèi)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(nèi)相互作用力的大小及分布，預(yù)熱段內(nèi)相互作用力隨深度不斷增加，中下部干餾段內(nèi)作用力相反降低。干餾段中心柱與阿西結(jié)構(gòu)體現(xiàn)了良好的支撐與分流作用，一方面減小預(yù)熱段顆粒流動速度，保證顆粒有足夠的預(yù)熱時間，另一方面，3個阿西結(jié)構(gòu)使顆粒流動分散，再加上干餾段顆粒流動速度加快，摻混進(jìn)一步加劇。爐內(nèi)顆粒在預(yù)熱段的減速與干餾段的加速和摻混流程之間有序進(jìn)行，圖7(b)為相互作用力概率密度分布，爐內(nèi)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(jié)構(gòu)面可承受載荷范圍內(nèi)。

2.4 爐內(nèi)磨損分布

實(shí)際工作中，顆粒與壁面的摩擦?xí)?dǎo)致干餾結(jié)構(gòu)的磨損，3個阿西結(jié)構(gòu)與耐火磚制成的中心柱是干餾爐內(nèi)重要的承重結(jié)構(gòu)，因此分析爐內(nèi)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(jì)算分析模擬過程中受到的沖擊與磨料的磨損區(qū)域。累積接觸能在中心柱和阿西腿結(jié)構(gòu)上的分布如圖8所示。法向累計(jì)接觸能較小，切向累計(jì)接觸能較大且集中在阿西結(jié)構(gòu)下部。由前文可知，干餾段結(jié)構(gòu)疏松，顆粒流動速度較快，實(shí)際干餾中，氣體熱載體會與油頁巖顆粒發(fā)生摻混換熱，磨損情況會更嚴(yán)重，生產(chǎn)中應(yīng)對該區(qū)域的爐壁和干餾結(jié)構(gòu)的磨損情況保持關(guān)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(jì)接觸能遠(yuǎn)大于法向累計(jì)接觸能，證實(shí)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(guān)。

3 結(jié)論

(1)全循環(huán)干餾爐內(nèi)流型呈現(xiàn)“一”字形→波浪形→“W”形→不規(guī)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(xiàn)波浪形，中心柱的阻滯使流型進(jìn)一步變?yōu)椤癢”形，阿西結(jié)構(gòu)使顆粒之間加速混合，流型變?yōu)椴灰?guī)則“V”形；爐內(nèi)結(jié)構(gòu)影響了顆粒的均勻下降，有利于干餾過程的進(jìn)行。

(2)中心柱與阿西結(jié)構(gòu)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(jìn)了顆粒上下層的混合。在兩側(cè)的冷卻段上方，對應(yīng)干餾爐冷卻段的4個頂角，出現(xiàn)了顆粒不流動的死料區(qū)，可能會使物料發(fā)生黏結(jié)，影響干餾爐的正常運(yùn)行。

(3)物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果與DEM模擬結(jié)果吻合較好，有所不同的是，物理模型預(yù)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(nèi)相互作用力較大的區(qū)域集中在中心柱與阿西結(jié)構(gòu)的上方，而在干餾段的中下部形成一個結(jié)構(gòu)疏松，有利于氣體熱載體流動換熱的區(qū)域，爐內(nèi)結(jié)構(gòu)對干餾過程有明顯促進(jìn)作用。

(5)顆粒與壁面的摩擦?xí)斐蔂t內(nèi)承重結(jié)構(gòu)的磨損。磨損主要發(fā)生在中心柱上部和阿西結(jié)構(gòu)的中下部，切向累積接觸能遠(yuǎn)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(nèi)相互作用力分布Fig.7 Distribution of interaction force in retort

圖8 爐內(nèi)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