鄭煒博,孫 東,李云飛,李 煒,王曉東,馬立輝,董偉佳,王新偉

(1.勝利油田技術(shù)檢測(cè)中心, 山東 東營(yíng) 257000;2.中國(guó)石油大學(xué)(華東) 新能源學(xué)院, 山東 青島 266580)

0 引言

隨著我國(guó)對(duì)石油需求的日益增加,更加有效的開采、儲(chǔ)運(yùn)原油成為石油領(lǐng)域的關(guān)注焦點(diǎn),其中包括原油降黏的加熱方式?，F(xiàn)階段加熱方式主要分為2種,一是燃?xì)饣蛉加湾仩t加熱,二是電加熱[1]。但是,燃?xì)饣蛉加图訜釥t不僅加熱造價(jià)高、效率低,而且尾氣排放量高,對(duì)資源和環(huán)境造成極大浪費(fèi)和不可逆的污染,因此電加熱成為主流的加熱方式[2]。另外,為緩解城市供電不足等問題,我國(guó)出臺(tái)了“谷峰電價(jià)”,即用電高峰的白天電價(jià)較高,而在用電低峰的夜間電價(jià)較低[3]。因而,夜間儲(chǔ)能、白天用能的功能方式逐漸進(jìn)入工業(yè)領(lǐng)域。

相變材料是一種在溫度不變的情況下而改變物質(zhì)狀態(tài)并能提供潛熱的物質(zhì),因其具有在一定溫度范圍內(nèi)改變其物理狀態(tài)從而吸收或釋放大量潛熱的能力而被廣泛應(yīng)用于儲(chǔ)能技術(shù)中[4-5]。Wang等[6]用三水合醋酸鈉基復(fù)合材料測(cè)試了潛熱儲(chǔ)層,用于可變加熱系統(tǒng)。顯熱用于短期蓄熱,潛熱用于長(zhǎng)期蓄熱。結(jié)果表明,相變材料在66%的測(cè)試循環(huán)中保持穩(wěn)定過冷。與傳統(tǒng)供暖系統(tǒng)相比,蓄熱效果明顯提高。然而,大多數(shù)相變蓄熱材料的導(dǎo)熱系數(shù)都非常低,因此需要強(qiáng)化傳熱以滿足工業(yè)生產(chǎn)要求。目前強(qiáng)化相變材料傳熱的方法有增加肋片、在相變材料中添加金屬、將相變蓄熱材料灌注在金屬多孔層中等。Agyenim等[7]發(fā)現(xiàn)縱向翅片的系統(tǒng)傳熱效果最好。Zhang等[8]發(fā)現(xiàn)泡沫金屬?gòu)?fù)合相變材料在強(qiáng)化傳熱方面比單一相變材料更有效。Huang等[9]發(fā)現(xiàn),與單一相變材料相比,泡沫鎳復(fù)合相變材料和泡沫銅復(fù)合相變材料的導(dǎo)熱系數(shù)分別提高了1.8倍和7.51倍。

以上研究針對(duì)相變材料性能,未涉及相變儲(chǔ)能與其他能源互補(bǔ)的效果。然而,相關(guān)研究表明多能互補(bǔ)可有效降低能源消耗,提高能源利用率。因此,結(jié)合原油加熱降黏法、谷電和復(fù)合相變材料技術(shù),將熱儲(chǔ)能和電能高效結(jié)合,設(shè)計(jì)并研制了一種新型相變蓄熱式電加熱裝置,并對(duì)該裝置的蓄熱性能進(jìn)行了模擬和優(yōu)化,為原油降黏工藝的設(shè)計(jì)和運(yùn)行提供了新思路。

1 裝置介紹與模型建立

1.1 裝置介紹

所設(shè)計(jì)的相變蓄熱式電加熱裝置如圖1所示。該裝置主要由蓄熱爐體外殼、換熱盤管、電加熱棒以及復(fù)合相變材料組成。其中,罐體長(zhǎng)約4 m,截面為圓形,內(nèi)徑為1.55 m。爐體被一塊分割板從中間分成上、下兩部分,每部分內(nèi)設(shè)有2根8里程的盤管和多根電加熱棒,盤管總長(zhǎng)約29 m。相變復(fù)合材料分布在殼內(nèi)的加熱盤管與加熱棒之間。

圖1 相變蓄熱式電加熱裝置示意圖

該裝置殼體與內(nèi)部盤管所用材料為碳鋼,相變材料選用十二水硫酸鋁銨(NH4Al(SO4)2·12H2O)并添加不同孔隙率的泡沫金屬鎳,此復(fù)合相變材料既可以防止原油在降黏時(shí)結(jié)焦,又具有較好的穩(wěn)定性、高導(dǎo)熱性和循環(huán)使用性。所用的材料物性參數(shù)見表1。

表1 材料物性參數(shù)

在23∶00—7∶00時(shí)間段內(nèi),該裝置上、下部分均進(jìn)行蓄熱過程,但上半部分在蓄熱的同時(shí)進(jìn)行放熱,因此,在此時(shí)間段內(nèi),上半部分管內(nèi)存在工質(zhì)流動(dòng)現(xiàn)象;在7∶00—15∶00時(shí)間段內(nèi),該裝置上、下部分均停止蓄熱過程,上半部分相變材料進(jìn)行熱量釋放來加熱管內(nèi)工質(zhì),下半部分進(jìn)行熱量?jī)?chǔ)存;在15∶00—23∶00時(shí)間段內(nèi),該裝置上半部分所蓄熱量已經(jīng)不能滿足管內(nèi)工質(zhì)出口溫度要求,因此,將工質(zhì)轉(zhuǎn)入下半部分盤管內(nèi)加熱,上半部分不在進(jìn)行使用,如此循環(huán)往復(fù)對(duì)原油進(jìn)行加熱降黏。重點(diǎn)對(duì)該裝置在23∶00—7∶00時(shí)間段內(nèi)裝置的蓄熱性能進(jìn)行討論。

1.2 物理模型

根據(jù)該裝置在23∶00—7∶00時(shí)間段內(nèi)的運(yùn)行情況,利用CFD方法,針對(duì)裝置上、下2部分蓄熱性能分別進(jìn)行數(shù)值模擬分析,并根據(jù)結(jié)果進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

上、下部分物理模型如圖1(b)和圖1(c)所示,其中盤管內(nèi)為傳熱流體區(qū)域,殼內(nèi)盤管與加熱棒之間的間隙為相變材料區(qū)域。

為了準(zhǔn)確而簡(jiǎn)便地研究該裝置的蓄熱性能,根據(jù)文獻(xiàn)[10-13],作出如下假設(shè)：① 管內(nèi)工質(zhì)油水混合物為不可壓縮流體;② 蓄熱材料為各向同性,化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定,忽略相變過程中過冷和析出現(xiàn)象;③ 盤管入口工質(zhì)流動(dòng)充分發(fā)展;④ 忽略裝置外殼的熱量散失;⑤ 泡沫金屬鎳呈立體骨架式分布。

1.3 數(shù)學(xué)模型

1.3.1傳熱流體區(qū)域數(shù)學(xué)模型

傳熱流體區(qū)域采用流動(dòng)換熱的三大控制方程,即質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程和能量守恒方程。

質(zhì)量守恒方程如下：

(1)

動(dòng)量守恒方程如下：

(2)

(3)

(4)

能量守恒方程如下：

(5)

式(1)—(5)中,τ為時(shí)間;ρf為傳熱流體的密度;cf為傳熱流體的比熱;Tf為傳熱流體的溫度;P為壓強(qiáng);νx、νy、νz為傳熱流體在x、y、z方向的速度;kf為傳熱流體的導(dǎo)熱系數(shù);μf為傳熱流體的動(dòng)力黏度。

1.3.2相變材料區(qū)域數(shù)學(xué)模型

根據(jù)ANSYS Fluent所提供的融化凝固模型,相變材料區(qū)域采用以孔隙率-焓法為基礎(chǔ)的三大控制方程。

連續(xù)性方程如下：

(6)

式中：τ為時(shí)間;ρpcm為相變材料密度;Vx、Vy、Vz為x、y、z方向流體的流速。

動(dòng)量方程如下：

(9)

(10)

式(7)—(10)中,gx、gy、gz為x、y、z方向上的重力加速度分量;P為壓強(qiáng);μpcm為相變材料的動(dòng)力黏度;Si為動(dòng)量修正項(xiàng);Amush為固液模糊區(qū)常數(shù);ε為極小數(shù);νp為牽連速度。

能量方程如下：

(11)

Hpcm=h+ΔH

(12)

(13)

ΔH=βL

(14)

(15)

式(11)—(15)中,T為相變材料的溫度;Hpcm為相變材料的焓值;Se為能量方程源項(xiàng);kpcm為相變材料的熱傳導(dǎo)系數(shù);href為參考焓值;Tref為參考溫度;cpcm為相變材料的比熱容;L由潛熱性能表查得;β為液相率;TS為相變材料的完全凝固溫度;TL為相變材料的完全熔化溫度。

1.4 參數(shù)設(shè)置

在進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)計(jì)算中,選擇求解模型為能量方程、k-ε湍流模型和融化凝固模型,選擇求解器為基于壓力求解器,算法采用PISO算法。邊界條件中,蓄熱外殼為絕熱壁面,盤管與換熱流體、盤管與相變材料均為耦合界面,傳熱流體區(qū)域入口為速度入口,出口為自由流出。

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 蓄熱性能分析

蓄熱過程中,加入孔隙率為0.8的泡沫金屬鎳制成相變復(fù)合材料,并將蓄熱過程分為上半部分和下半部分,蓄熱時(shí)間為23∶00—7∶00。

2.1.1上半部分蓄熱性能分析

上半部分爐內(nèi)設(shè)有12根加熱棒,其功率均為500 kW/m3,其中4根均勻布置在爐壁與盤管之間,4根布置在盤管之間,4根布置在盤管與分割板之間,上半部分爐內(nèi)加熱棒布置方式見圖2(a)。

圖2 爐內(nèi)加熱棒布置方式示意圖

蓄放熱8 h后,上半部分盤管內(nèi)工質(zhì)出口溫度曲線如圖3,盤管內(nèi)及相變復(fù)合材料液相分布和爐內(nèi)溫度分布如圖4所示。

圖3 上半部分盤管內(nèi)工質(zhì)出口溫度曲線

圖4 不同時(shí)間上半部分盤管內(nèi)及相變復(fù)合材料液相分布[(a)—(c)]與爐內(nèi)溫度分布云圖[(d)—(f)]

由圖3可知,上半部分盤管內(nèi)工質(zhì)出口溫度滿足溫升條件。由圖4可知,隨著蓄熱時(shí)間推移,8 h后上半部分爐內(nèi)相變復(fù)合材料基本融化為液體,且相變復(fù)合材料的整體溫度達(dá)到403 K,即放熱過程中相變材料的初始溫度,所以該裝置滿足生產(chǎn)要求。但是,仍有靠近爐壁的少部分材料未完全融化。另外,雖然相變復(fù)合材料的溫度已滿足生產(chǎn)要求,但是溫度分布不均勻,內(nèi)部與外圍溫度相差較大。因此,該裝置上半部分雖可行,但有待改進(jìn)。

2.1.2下半部分蓄熱性能分析

下半部分爐內(nèi)加熱棒布置方式與上半部分相似,設(shè)有12根加熱棒,其功率均為1 000 kW/m3,下半部分爐內(nèi)加熱棒布置方式見圖2(b)。

蓄熱8 h后,下半部分爐內(nèi)相變復(fù)合材料液相分布和爐內(nèi)溫度分布如圖5所示。由圖5可知, 8 h后下半部分爐內(nèi)近壁面相變復(fù)合材料基本融化成液體,且此時(shí)爐內(nèi)相變復(fù)合材料整體溫度已達(dá)403 K,但少部分近壁面處相變復(fù)合材料出現(xiàn)未完全融化現(xiàn)象。因此,該裝置下半部分有待改進(jìn)。

根據(jù)2.1.1小節(jié)和2.1.2小節(jié)數(shù)值模擬結(jié)果,出現(xiàn)相變復(fù)合材料未完全融化和蓄熱后爐內(nèi)溫度分布不均勻的現(xiàn)象,原因可能是,首先,爐內(nèi)加熱棒分布不均勻可能導(dǎo)致靠近外壁側(cè)的相變復(fù)合材料未完全融化且溫度較低。其次,在23∶00—7∶00時(shí)間段內(nèi),上半部分在進(jìn)行相變復(fù)合材料蓄熱的同時(shí)進(jìn)行放熱,而下半部分在該時(shí)間段內(nèi)只進(jìn)行蓄熱,因而上半部分需要更大功率的加熱棒以達(dá)到蓄放熱溫度要求。

因此,可根據(jù)加熱棒位置方式和加熱棒功率進(jìn)行相應(yīng)的爐內(nèi)結(jié)構(gòu)調(diào)整以優(yōu)化裝置蓄熱性能在,使該裝置滿足市場(chǎng)需求。

2.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析

該裝置在蓄熱過程中,首先,加熱棒附近的相變復(fù)合材料溫度受到加熱棒的加熱而溫度升高,并開始融化,隨著時(shí)間的推移,在具有高導(dǎo)熱性的泡沫金屬催化下,熱量加速向外擴(kuò)散,直至爐內(nèi)相變復(fù)合材料全部變?yōu)橐簯B(tài),此時(shí)蓄熱過程結(jié)束。對(duì)于蓄熱過程來說,電加熱棒的功率和布置方式關(guān)系到加熱是否均勻,相變材料溫度是否可以均勻上升,因此,在2.1小節(jié)模擬結(jié)果的基礎(chǔ)上,對(duì)爐內(nèi)加熱棒位置和加熱棒功率進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整,并對(duì)優(yōu)化后的模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

2.2.1上半部分優(yōu)化分析

為保證上半部分在進(jìn)行蓄放熱的過程中相變復(fù)合材料和盤管內(nèi)工質(zhì)出口溫度滿足設(shè)計(jì)條件,改用功率為2 800 kW/m3的加熱棒加熱,并將加熱棒數(shù)量增至18根。對(duì)于加熱棒位置,也做出相應(yīng)調(diào)整,其中6根均勻布置在爐壁與盤管之間,6根布置在盤管之間,6根布置在盤管與分割板之間,優(yōu)化后上半部分爐內(nèi)加熱棒布置方式如圖6(a)所示。

圖6 優(yōu)化后爐內(nèi)加熱棒布置

蓄放熱8 h后,上半部分盤管內(nèi)工質(zhì)出口溫度曲線如圖7,盤管內(nèi)及相變復(fù)合材料液相分布和爐內(nèi)溫度分布如圖8所示。

圖7 優(yōu)化后上半部分盤管內(nèi)工質(zhì)出口溫度曲線

由圖7可知,優(yōu)化后上半部?jī)?nèi)工質(zhì)出口溫度與優(yōu)化前略有差別,但滿足溫升條件。同時(shí),由圖8可知,蓄放熱8 h后,優(yōu)化后上半部分爐內(nèi)相變復(fù)合材料完全融化,且整體溫度達(dá)到403 K。因此,該優(yōu)化方案合理。

2.2.2下半部分優(yōu)化分析

為避免下半部分相變復(fù)合材料融化不完全現(xiàn)象,將下半部分加熱棒數(shù)量增至18根,布置方式與上半部分相似。同時(shí),將加熱棒13和加熱棒18的功率調(diào)整為500 kW/m3,其余加熱棒功率調(diào)整為900 kW/m3。優(yōu)化后下半部分爐內(nèi)加熱棒布置如圖6(b)所示。

蓄熱8 h后,下半部分爐內(nèi)相變復(fù)合材料液相分布和爐內(nèi)溫度分布如圖8所示。

由圖8可知,蓄熱過程進(jìn)行6.5 h后,下半部分爐內(nèi)相變復(fù)合材料完全融化,溫度分布較為均勻,且此時(shí)相變復(fù)合材料整體溫度已達(dá)403 K。與優(yōu)化前相比,利用此加熱功率和加熱布置方式,不僅可以保證蓄熱過程結(jié)束后爐內(nèi)相變復(fù)合材料完全融化且溫度滿足生產(chǎn)要求,而且可以減少下半部分蓄熱時(shí)間,即可以在運(yùn)行6.5 h后完成蓄熱。

綜上所述,在對(duì)該裝置進(jìn)行優(yōu)化后,由于裝置內(nèi)加熱棒布置更加均勻合理,所以相變復(fù)合材料不僅在蓄熱過程中的固液轉(zhuǎn)變比較均勻,而且各個(gè)區(qū)域的溫度上升比較均勻。同時(shí),由于電加熱棒數(shù)量的增加和單根電加熱棒功率的減小,避免了蓄熱過程結(jié)束后相變復(fù)合材料出現(xiàn)局部極高溫的情況,從而高效利用能量。

2.3 放熱性能分析

2.3.1入口流量對(duì)放熱性能的影響

為了研究工質(zhì)進(jìn)口流量對(duì)放熱過程的影響,選取相變材料初始溫度為403 K,孔隙率為0.8,入口流速分別為0.2、0.3、0.4、0.5 m/s,換算成流量分別為1.413、2.120、2.826、3.533 m3/h,得到不同流量下出口溫度變化如圖9所示。

如圖9所示,在8 h的放熱過程中,不同流量有不同的出口溫度,隨著流量的不斷增加,8 h后出口溫度不斷減小,這是因?yàn)槊看卧黾恿髁?所消耗的熱量不斷增加,損耗更多的熱量來加熱更多的工質(zhì)。由于初始相變材料的溫度較高,為403 K,而管內(nèi)工質(zhì)入口溫度僅為313 K,此時(shí)管內(nèi)工質(zhì)與管外相變材料的溫差很大,換熱量因此很大,所以出口溫度此時(shí)很高,隨著放熱過程的持續(xù),管外的相變材料溫度不斷降低,這時(shí)管內(nèi)工質(zhì)和管外相變材料的溫差變小,導(dǎo)致兩者的換熱量減少,因此管出口的工質(zhì)溫度降低。

隨著放熱過程的不斷進(jìn)行,液態(tài)相變材料逐漸減少,固態(tài)相變材料不斷增加,到最后基本都變?yōu)楣虘B(tài)。由于管附近的相變材料離管內(nèi)流動(dòng)工質(zhì)更近,因此首先進(jìn)行放熱,導(dǎo)致這部分相變材料首先進(jìn)行相變過程。在整個(gè)放熱過程中,相變材料溫度不斷減小,在到達(dá)相變溫度前,通過顯熱蓄能來放熱供給管內(nèi)工質(zhì)升溫,在到達(dá)相變溫度后,溫度保持不變,通過相變材料潛熱蓄熱來進(jìn)行放熱供給管內(nèi)工質(zhì)升溫。在初始的放熱過程中,液態(tài)相變材料比例基本不變,此時(shí)利用的熱量基本為相變材料通過降低溫度得到的顯熱能量。約2.5 h后,絕大部分的相變材料進(jìn)行固液相態(tài)轉(zhuǎn)變,所消耗的能量絕大部分是相變材料進(jìn)行相變時(shí)所釋放的潛熱,通過這些潛熱來加熱管內(nèi)工質(zhì),使工質(zhì)在8 h后出口溫度仍然能保持一個(gè)較高的溫度。

2.3.2孔隙率對(duì)放熱性能的影響

由于大部分相變材料的導(dǎo)熱系數(shù)較低,導(dǎo)致在放熱過程中熱量傳遞不均勻,工質(zhì)流動(dòng)至出口溫度較低。而大量金屬材料的導(dǎo)熱系數(shù)很高,因此,在相變材料中加入高孔隙率的泡沫金屬來形成復(fù)合相變材料,在相變潛熱和密度都變化不大的情況下,可以使其等效導(dǎo)熱系數(shù)迅速提高。為了研究復(fù)合相變材料中泡沫金屬孔隙率對(duì)放熱過程的影響,選取相變材料初始溫度為403 K,進(jìn)口流速為2.120 m3/h,孔隙率分別為1.0、0.9、0.8、0.7,觀察不同孔隙率對(duì)放熱過程的影響,得到不同孔隙率下出口溫度變化如圖10所示。

當(dāng)孔隙率為1.0時(shí),管內(nèi)工質(zhì)出口溫度為318 K;當(dāng)孔隙率為0.9時(shí),管內(nèi)工質(zhì)出口溫度為324 K;當(dāng)孔隙率為0.8時(shí),管內(nèi)工質(zhì)出口溫度為325 K;當(dāng)孔隙率為0.7時(shí),管內(nèi)工質(zhì)出口溫度為325 K.?？紫堵蕿?.0時(shí),為不添加泡沫金屬的情況,可以看出,在同樣的工質(zhì)入口流量下,不添加泡沫金屬的相變材料進(jìn)行放熱,放熱不均勻,很大一部分熱量并沒有取出,導(dǎo)致管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)到出口時(shí)溫度較低,僅為318 K,相較于入口僅僅增加了5 K,這是不滿足設(shè)計(jì)要求的。而加入泡沫金屬后,形成復(fù)合相變材料,其內(nèi)的熱量可以更加均勻的傳遞,在一部分相變材料的熱量消耗后,附近的相變材料會(huì)通過復(fù)合相變材料的高導(dǎo)熱性進(jìn)行熱量傳遞,從而使溫度相對(duì)均勻的降低。由圖可以看到,分別添加孔隙率為0.9、0.8、0.7的泡沫金屬,工質(zhì)出口的溫度能夠達(dá)到324 K,也就是提高了11 K,滿足設(shè)計(jì)要求。

3 結(jié)論

1)蓄熱過程中,靠近電加熱棒的相變材料先熔化,熱量借助導(dǎo)熱系數(shù)高的泡沫金屬向周圍相變材料擴(kuò)散。熔融趨勢(shì)呈放射狀。

2)雖然相變材料存儲(chǔ)大量熱量,但是存在釋放熱量分布不均勻的現(xiàn)象。隨著泡沫鎳的加入,泡沫金屬的孔隙率降低,相變材料內(nèi)部溫度更加均勻,而且相變材料內(nèi)部溫度隨泡沫金屬孔隙率的降低而降低。

3)放熱過程中,隨著工質(zhì)進(jìn)口流量的增加,出口溫度不斷降低。

4)電加熱棒分布越均勻,相變材料溫升越均勻。增加電加熱棒的數(shù)量,并降低單個(gè)電加熱棒的功率,可以避免相變材料的局部高溫,從而降低能耗。