晁 陽(yáng)， 薦蓓蓓， 韓東太

(中國(guó)礦業(yè)大學(xué) 電力工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116)

0 引 言

蓄熱式燃燒技術(shù)是在原有高效節(jié)能技術(shù)的基礎(chǔ)上，通過(guò)實(shí)現(xiàn)低NOx排放，即將節(jié)能和環(huán)保結(jié)合而發(fā)展起來(lái)的。該技術(shù)的核心是快速切換型蓄熱式燃燒技術(shù)[1]。在蓄熱式燃燒技術(shù)領(lǐng)域，日本研制了以壓力損失小、比表面積大的蜂窩體為蓄熱材料，并提出降低空氣含氧量后進(jìn)行燃料燃燒的新概念，即與傳統(tǒng)燃燒方式機(jī)理完全不同的高溫低氧燃燒技術(shù)，同時(shí)開(kāi)發(fā)出實(shí)現(xiàn)極限余熱回收和低NOx排放燃燒的蓄熱式燒嘴[2]。

Klein[3]提出只在平行氣流方向發(fā)生變化，忽略垂直氣流方向的溫度變化的薄壁模型并求得解析解，簡(jiǎn)化了蓄熱式熱交換器的溫度特性的計(jì)算，提供了蓄熱體熱效率的近似解。Anindya等[4]通過(guò)軸向擴(kuò)散模型討論了流體的非均勻分布性及回流對(duì)蓄熱換熱的影響。Klein等[5]提出了只考慮軸向?qū)岷雎詮较驅(qū)岬谋”谀Ｐ?，得出蓄熱體的熱效率的近似解。李朝祥[6]利用Hermite多項(xiàng)式進(jìn)行系列變換，導(dǎo)出填充床內(nèi)溫度分布隨時(shí)間分布的變化關(guān)系，分析陶瓷球蓄熱器的換熱規(guī)律及換向時(shí)間的確定。饒榮水[7]從熱力學(xué)的角度研究了蓄熱式熱交換器的熱工特性，提出了可用能效率的概念。Calchetti等[8]采用大渦模擬方法，建立了二維模型對(duì)高溫空氣燃燒進(jìn)行數(shù)值研究。李偉等[9]對(duì)蜂窩蓄熱體內(nèi)的傳熱過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，探討了氣體流速、材料比熱對(duì)蓄熱體性能的影響。羅海兵[10]通過(guò)有限差分法對(duì)熱風(fēng)爐的蓄熱式換熱器進(jìn)行數(shù)值模擬，得到了氣體溫度與蓄熱體溫度隨時(shí)間和沿蓄熱體高度的的變化規(guī)律。歐儉平等[11]建立了蓄熱體非穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)學(xué)模型，研究蜂窩蓄熱體的傳熱特性和格孔壁面上的應(yīng)力變化規(guī)律，并求解蓄熱體內(nèi)流體的流動(dòng)和換熱過(guò)程。牟寶杰[12]搭建蜂窩陶瓷蓄熱體綜合性能試驗(yàn)臺(tái)，測(cè)得了常用蓄熱體的化學(xué)組成及微觀結(jié)構(gòu)參數(shù)和蜂窩陶瓷蓄熱體綜合參數(shù)數(shù)據(jù)庫(kù)。張小成[13]建立了蜂窩體蓄熱室流動(dòng)與換熱過(guò)程的三維非穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型，研究了溫度特性、熱回收率和壓力損失的變化規(guī)律，找到了確定最佳換向時(shí)間的方法。

蓄熱體換熱的研究方法主要包括實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值研究，目前的數(shù)值研究主要集中于研究一次換熱效率的提高問(wèn)題上，而對(duì)于二次回?zé)釂?wèn)題研究國(guó)內(nèi)外尚未有深入研究，且大部分是基于早期的Nusselt模型，簡(jiǎn)化了蓄熱體的換熱過(guò)程，忽略或部分考慮蓄熱體內(nèi)部的導(dǎo)熱作用，設(shè)定流體的熱物性參數(shù)為常數(shù)等，不能完整反映蓄熱換熱的真實(shí)情況[14-15]。本文提出蜂窩陶瓷蓄熱體的傳熱數(shù)學(xué)模型，將研究重點(diǎn)放在二次回?zé)釂?wèn)題上，應(yīng)用流體力學(xué)軟件CFD對(duì)蜂窩陶瓷蓄熱體的傳熱特性及流動(dòng)特性進(jìn)行了研究，探討了熱工操作參數(shù)以及溫度對(duì)氣體和蓄熱體的結(jié)構(gòu)參數(shù)、物性參數(shù)等對(duì)蓄熱體熱效率的影響，蓄熱體內(nèi)部徑向?qū)崤c軸向?qū)岬墓餐饔谩?/p>

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)原理與設(shè)備

系統(tǒng)的工作原理圖如圖1所示，每個(gè)蓄熱室的工作周期由蓄熱期和放熱期組成。

圖1 系統(tǒng)工作原理圖

1—送風(fēng)機(jī)，2—流量控制閥，3—換向閥，4—引風(fēng)機(jī)，5—U型管測(cè)壓計(jì)，6—流量計(jì)，7—燃燒室，K1～K4—測(cè)溫?zé)犭娕?，A、B—蓄熱室

工作原理[16]：當(dāng)助燃空氣通過(guò)蓄熱室A內(nèi)的蓄熱體進(jìn)行蓄熱時(shí)，蓄熱室B充當(dāng)排煙的角色，排出的煙氣同時(shí)加熱該蓄熱室內(nèi)的蓄熱體。當(dāng)常溫空氣由換向閥進(jìn)入蓄熱室后，在經(jīng)過(guò)蜂窩陶瓷蓄熱體時(shí)被加熱，在極短時(shí)間內(nèi)常溫空氣被加熱到接近爐膛溫度(一般比爐膛溫度低50～100 ℃)，這還取決于蓄熱體的蓄熱容量和蓄熱速率，然后此高溫空氣以相當(dāng)高的速度噴入爐膛，進(jìn)而抽引周?chē)鸂t內(nèi)的氣體形成一股含氧量大大低于21%的稀薄貧氧高溫氣流，同時(shí)往稀薄高溫空氣附近注入燃料(燃油或燃?xì)?。這樣燃料即可在貧氧(2%～21%)狀態(tài)實(shí)現(xiàn)燃燒，經(jīng)過(guò)一定時(shí)間后爐膛內(nèi)燃燒產(chǎn)生的煙氣經(jīng)過(guò)另一個(gè)蓄熱室排入大氣，爐膛內(nèi)高溫?zé)煔馔ㄟ^(guò)蓄熱體時(shí)將高溫?zé)煔獾臒崃看嬖谛顭狍w內(nèi)，然后以高于露點(diǎn)溫度10～20 ℃的低溫排出煙氣。

蜂窩陶瓷蓄熱體的傳熱及流動(dòng)數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)，采用方形孔格蓄熱體，長(zhǎng)度為200 mm，蜂窩體截面尺寸為3 mm×3 mm，壁厚為1 mm。

1.2 實(shí)驗(yàn)條件

在蜂窩體內(nèi)部，氣體為三維非穩(wěn)態(tài)層流流動(dòng)，同時(shí)存在著3種不同形式的換熱過(guò)程，即煙氣或空氣內(nèi)部導(dǎo)熱；蜂窩體與煙氣或空氣的對(duì)流換熱；蜂窩體內(nèi)部的導(dǎo)熱、蓄熱和放熱。關(guān)于蜂窩體蓄熱室中的傳熱數(shù)學(xué)模型實(shí)際上就是在蓄熱室內(nèi)氣體和蜂窩體微元體之間建立能量平衡方程。為了建立模型，簡(jiǎn)化計(jì)算，作如下假設(shè)：①由于空氣和煙氣物性差異對(duì)蓄熱體特性的影響不大，忽略了煙氣與空氣的差異，在整個(gè)計(jì)算過(guò)程中，用空氣的物性參數(shù)代替煙氣的物性參數(shù)；②忽略煙氣、空氣在通道內(nèi)的輻射換熱而只有對(duì)流換熱；③孔格內(nèi)的傳熱相同，取一個(gè)單元孔格作為研究對(duì)象，固體取半壁厚，外壁絕熱；④蜂窩體的表面積及質(zhì)量分布是均勻的, 蜂窩體表面為光滑表面；⑤考慮了溫度對(duì)氣體物性參數(shù)的影響，固體的比熱、密度與熱導(dǎo)率為常量；⑥相鄰兩個(gè)冷周期結(jié)束時(shí)空氣出口溫度相差小于0.5 K時(shí)，則認(rèn)為蓄熱體已達(dá)到穩(wěn)定換熱狀態(tài)。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 啟動(dòng)過(guò)程

蜂窩陶瓷從300 K開(kāi)始工作，到穩(wěn)定工作狀態(tài)要經(jīng)歷一個(gè)啟動(dòng)過(guò)程。啟動(dòng)過(guò)程中，蜂窩陶瓷熱端與冷端氣體的瞬時(shí)溫度如圖2、3所示(圖中t=6.600×102s表示加熱開(kāi)始后該時(shí)刻時(shí)靜態(tài)溫度收斂曲線，下同)。蜂窩陶瓷煙氣入口端為熱端，助燃空氣入口端為冷端。

圖2 啟動(dòng)過(guò)程熱端氣體平均溫度

圖3 啟動(dòng)過(guò)程冷端氣體平均溫度

在圖2中預(yù)熱空氣溫度隨切換次數(shù)的增加逐漸升高，然后增幅趨于平緩直至穩(wěn)定。在圖3中排煙溫度在開(kāi)始的幾次切換過(guò)程中接近于362.5 K，隨后急劇上升，然后增幅逐漸放緩，最后趨于水平。這是因?yàn)樵趩?dòng)過(guò)程中，蜂窩陶瓷的溫度不斷升高，使其與空氣的溫差變大，換熱能力增強(qiáng)，在冷卻期所能釋放的熱量也就越來(lái)越多，故預(yù)熱后的空氣出口溫度不斷升高；而每個(gè)加熱期蜂窩體吸收的熱量大于冷卻期被空氣帶走的熱量，每個(gè)換向周期完成后，都有剩余的熱量積累在蜂窩陶瓷內(nèi)，導(dǎo)致蜂窩陶瓷的溫度不斷升高，使得它與煙氣的溫差逐漸減小，換熱能力不斷減弱，在加熱期所能吸收的熱量也就越來(lái)越少，因此煙氣出口溫度逐漸上升?？梢钥吹?，當(dāng)時(shí)間達(dá)到500 s左右，蓄熱體達(dá)到飽和狀態(tài)。同時(shí)從圖2和圖3中還可以發(fā)現(xiàn)在每個(gè)周期內(nèi)，預(yù)熱空氣溫度和排煙溫度是不斷變化的，在一個(gè)周期內(nèi)，預(yù)熱空氣溫度不斷降低，排煙溫度不斷升高。

2.2 蜂窩體及氣體的溫度分布

圖3為加熱期末煙氣、冷卻期末空氣的溫度分布3D圖。z軸為長(zhǎng)度方向，長(zhǎng)度為200 mm，z軸中點(diǎn)坐標(biāo)為400，頂部為熱端，煙氣入口(預(yù)熱后助燃空氣的出口)，坐標(biāo)為300；底部為冷端，煙氣出口(助燃空氣入口)，坐標(biāo)為500。x,y長(zhǎng)度均為4，中點(diǎn)坐標(biāo)為0。取圖3(a)、(b)在y=0處的剖而圖進(jìn)行分析，見(jiàn)圖4。

(a) 加熱期末煙氣

(b) 冷卻期末空氣

在圖4(a)、(b)中兩側(cè)部分為蜂窩陶瓷，中間部分為氣體通道。兩側(cè)的等溫線為水平線分布，中間氣體等溫線為拋物線分布。這說(shuō)明蜂窩陶瓷壁厚合適，在同一高度上換熱均勻，其溫度是相等的。在氣體區(qū)越靠近壁面對(duì)流換熱的強(qiáng)度越大，氣體溫度與蜂窩陶瓷溫度相近，越遠(yuǎn)離壁面對(duì)流換熱的強(qiáng)度越小，氣體與蜂窩陶瓷有一定溫差；所以形成了拋物線分布，由于越接近冷端換熱能力越弱，所以越是接近冷端弧度越大。

圖4(a)等溫線為向下凸的，這是因?yàn)樵诩訜崞跓煔庀蚍涓C陶瓷放熱，在同一高度上煙氣的溫度高于蜂窩陶瓷的溫度。425 K的煙氣從熱端進(jìn)入，經(jīng)過(guò)一個(gè)加熱期，蜂窩陶瓷熱端與煙氣幾乎沒(méi)有溫度差(見(jiàn)圖5(a))，不再有蓄熱能力；隨著煙氣向下部冷端的移動(dòng)，煙氣溫度逐漸降低，直至達(dá)到380 K左右從冷端出去。圖4(b)則恰好相反，冷卻期蜂窩陶瓷向助燃空氣放熱，在同一高度上蜂窩陶瓷的溫度高一于助燃空氣的溫度，等溫線向上凸。300 K的助燃空氣從冷端進(jìn)入被預(yù)熱，經(jīng)過(guò)一個(gè)冷卻期后出口溫度只有360 K左右(見(jiàn)圖5(b))蜂窩陶瓷又恢復(fù)了蓄熱能力。

從圖5(a)、(b)可知，熱端加熱期末與冷卻期末蜂窩陶瓷的溫差在50 K左右，相對(duì)于冷端加熱期末與冷卻期末蜂窩陶瓷的溫差30左右(見(jiàn)圖5(c)，(d))大很多，故底部蜂窩陶瓷比頂部蜂窩陶瓷更容易損壞。

(a) 加熱期末

(b) 冷卻期末

(a) 熱端加熱期末

(b) 熱端冷卻期末

(c) 冷端加熱期末

(d) 冷端冷卻期末

2.3 氣體的速度分布

圖6(a)為加熱期末尾時(shí)刻橫截面上的二維氣體速度分布，圖6(b)為冷卻期末尾時(shí)刻橫截面上的氣體速度分布。這兩個(gè)截面其實(shí)在一個(gè)平面上，都位于蜂窩體高度方向的中點(diǎn)處，選取這兩個(gè)截面是因?yàn)樗鼈兊乃俣确植记€是所有蜂窩體橫截面的分布曲線的典型代表。圖6(a)、(b)兩側(cè)速度為零的部分是蜂窩陶瓷，由于蜂窩陶瓷不運(yùn)動(dòng)，其速度當(dāng)然為零。中間為氣體通道，其內(nèi)氣體等速線分布為拋物線分布。

圖6(a)中的煙氣從熱端向冷端流動(dòng)；圖6(b)中空氣從冷端向熱端流動(dòng)。在蜂窩陶瓷內(nèi)氣體由于通道尺寸太小且要逐漸呈層流分布，所以接近蜂窩陶瓷內(nèi)壁的氣體速度要明顯低于中心區(qū)的氣體速度。這兩圖的速度曲線均為典型的層流速度分布，因此通道內(nèi)氣體流動(dòng)為層流流動(dòng)，說(shuō)明前面層流模型的選取是正確的。值得注意的是，較小的通道尺寸會(huì)使得壁面粗糙度對(duì)流動(dòng)和換熱的影響相對(duì)變得較大，也就是在近壁區(qū)可能產(chǎn)生局部的湍流脈動(dòng)，進(jìn)而強(qiáng)化壁面和流體之間的換熱，由于模擬過(guò)程未考慮此影響因素，所以蜂窩體壁面溫度的計(jì)算值可能會(huì)與實(shí)際值稍微有些誤差。

圖7(a)中煙氣以3 m/s均勻分布的速度進(jìn)入通道，在接近蜂窩體內(nèi)壁處的煙氣速度明顯低于3 m/s，同時(shí)要保證煙氣的質(zhì)量流量保持不變，所以煙氣逐漸呈層流分布，在入口處遠(yuǎn)離蜂窩陶瓷壁的煙氣速度必然明顯高于3 m/s；圖7(b)中助燃空氣以2.75 m/s均勻分布的速度進(jìn)入通道也有明顯的速度分層現(xiàn)象。

2.4 氣體的壓力分布

一個(gè)性能優(yōu)良的蜂窩體，不僅要有良好的換熱效果，還應(yīng)該避免較大的流動(dòng)壓力損失。這部分壓力損失主要由進(jìn)出口局部阻力損失和沿程阻力損失組成，其中沿程阻力損失占總損失的絕大部分。

(a) 加熱期末

(b) 冷卻期末

(a) 加熱期末煙氣

(b) 冷卻期末空氣

圖8是加熱期末煙氣與冷卻期末空氣壓力分布圖，圖8與前面分析的剖面圖最大的不同就是等壓線的分布是呈水平線分布，也就是說(shuō)在同一高度上氣體的壓力是相等的。這是因?yàn)榉涓C陶瓷內(nèi)氣體流動(dòng)為層流狀態(tài)，流動(dòng)的沿程壓力損失只與雷諾數(shù)Re有關(guān)，并與其成正比。雖然氣體壓力在同一水平高度上沒(méi)有變化，但是沿高度方向上的變化卻很大。因?yàn)槔字Z數(shù)Re=Vm,fde/vm,f，與氣體的平均流速成正比，而氣體的流速與溫度成正比，因此蜂窩陶瓷熱端的單位高度壓力損失要大于冷端。加熱期的煙氣壓力損失要大于冷卻期空氣的壓力損失，因?yàn)榧訜崞诘臒煔馄骄俣缺壤鋮s期空氣的平均速度大，并且由于溫度的原因，加熱期氣體的粘度比冷卻期的粘度高，所以加熱期的壓力損失會(huì)較冷卻期大，符合層流壓力損失的原理。

(a) 加熱期末煙氣

(b) 冷卻期末空氣

3 結(jié) 論

(1) 啟動(dòng)過(guò)程。蜂窩陶瓷從300 K開(kāi)始工作，到穩(wěn)定工作狀態(tài)要經(jīng)歷一個(gè)啟動(dòng)過(guò)程，啟動(dòng)時(shí)，預(yù)熱空氣溫度和排煙溫度不斷升高直至達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

(2) 溫度分布。蜂窩陶瓷的等溫線為水平線分布，中間氣體等溫線為拋物線分布。加熱期，等溫線為向下凸，在同一高度上煙氣的溫度高于蜂窩陶瓷的溫度；冷卻期，等溫線向上凸，在同一高度上蜂窩陶瓷的溫度高于助燃空氣的溫度。

(3) 速度分布。蜂窩陶瓷速度為零，氣體等速線為拋物線分布；蜂窩陶瓷內(nèi)氣體由于通道尺寸太小且要逐漸呈層流分布，所以接近蜂窩陶瓷內(nèi)壁的氣體速度要明顯低于中心區(qū)的氣體速度。

(4) 壓力分布。等壓線呈水平線分布，在同一高度上氣體的壓力是相等的。

(5) 熱效率及溫度效率。隨換向時(shí)間的增加均呈

現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì)，存在一個(gè)最佳換向時(shí)間。

(6) 氣體流速。對(duì)蓄熱體換熱性能有很大影響，存在一個(gè)最佳氣體流速使蓄熱體效率與經(jīng)濟(jì)效益達(dá)到最佳值。

(7) 蓄熱體的溫度隨時(shí)間和空間的變化而變化。蓄熱體的平均溫度與氣體出口溫度均隨著換向周期數(shù)的增加而升高，同時(shí)通過(guò)模擬也得到了蓄熱體和氣體的軸向溫度分布及截面溫度分布圖。

(8) 熱飽和時(shí)間反映了蓄熱體的蓄熱能力，其蓄熱能力越大，則熱飽和時(shí)間越長(zhǎng)。

[1] 李忠友. 高溫低氧燃燒技術(shù)的關(guān)鍵設(shè)備——蜂窩狀蓄熱式熱交換器的優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].工業(yè)加熱，2005(3):58-60.

LI Zhong-you. The key equipment of air combustion technology with high temperature and low O2—Optimization design in ceramic honeycomb regenerative heat exchanger[J].Industrial Heating,2005(3):58-60.

[2] 吳道洪，謝善清，楊 澤，等. 蓄熱式高溫空氣燃燒技術(shù)的應(yīng)用[J].工業(yè)加熱，2000(3)：1-3.

WU Dao-hong, XIE Shan-qing, YANG Zhe,etal. The application of high temperature air combustion technology with the accumulation of heat [J]. Industrial Heating, 2000(3):1-3.

[3] Klein H, Eigenberger G. Approximate solutions for metallic regenerative heat exchangers[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2001(44):3553-3563.

[4] Anindya Roy, Sarit K Das. An analytical solution for a cyclic regenerator in the warm-up period in presence of an axially dispesiye wave[J]. Int J Therrn Sci,2001(40):21-29.

[5] Klein H, Eigenberger G. Approximate solutions for metallic regenerative heat exchangers[J]. Int J Heat and Mass Transfer, 2001(44):3553-3563.

[6] 李朝祥，陸鐘武，蔡九菊，等. 蓄熱式熱交換器熱工行為的研究[J]. 鋼鐵，2000, 35(1):55-59.

LI Chao-yang,LU Zhong-wu,CAI Jiu-ju,etal. Research regenerative heat exchanger thermal behavior[J]. Steel, 2000, 35(1):55-59.

[7] 饒榮水. 蓄熱式熱交換器熱工特性的熱力學(xué)分析[J]. 冶金能源, 2000,19(5):25-27.

RAO Rong-shui. Regenerative heat exchanger thermal properties of thermodynamic analysis[J]. Metallurgical Energy, 2000, 19(5):25-27.

[8] Calchetti G, Giacomazzi E, Rufoloni M. A work in progress about a LES simulation of combustion burner[C]//ENEA of Italy, eds. 4th International Symposium on High Temperature Air Combustion and Gasification. Rome, 2001: 48-52.

[9] 李 偉，祁海鷹，由長(zhǎng)福，等. 蜂巢蓄熱體傳熱性能的數(shù)值研究. 工程熱物理學(xué)報(bào),2001, 22(6):657-660.

LI Wei, QI Hai-ying, YOU Chang-fu,etal.Numerical study of cellular regenerator heat transfer performance[J]. Journal of Engineering Thermo Physics, 2001, 22(6):657-660.

[10] 羅海兵，陳維漢. 蓄熱式換熱器傳熱過(guò)程的數(shù)值模擬，化工裝備技術(shù)，2004，25(4):14-19.

LUO Hai-bing, CHEN Wei-han. Numerical simulation of heat exchanger Regenerative heat transfer process[J]. Chemical Equipment Technology, 2004,25(4):14-19.

[11] 歐儉平，蔣紹堅(jiān)，蕭澤強(qiáng). 蜂窩型蓄熱體傳熱過(guò)程熱工特性的數(shù)值研究[J]. 耐火材料, 2003,37(6):348-351.

OU Jian-ping, JIAN Jiang-shao, XIAO Ze-qiang. Numerical study of heat transfer process honeycomb regenerator thermal characteristics[J]. Refractory, 2003, 37(6):348-351.

[12] 牟寶杰. 蜂窩陶瓷蓄熱體阻力特性和傳熱特性實(shí)驗(yàn)研究[D].山東理工大學(xué)，2011.

[13] 張小成. 陶瓷蜂窩體傳熱及氣體流動(dòng)特性數(shù)值模擬研究[D]. 沈陽(yáng)：遼寧科技大學(xué)，2007.

[14] 趙靜野，李建樹(shù). 蓄熱式熱交換器數(shù)學(xué)模型的比較[J]. 北京建筑工程學(xué)院學(xué)報(bào). 2003，19(2)：2-4.

ZHAO Jing-ye, LI Jian-shu. Comparison of regenerative heat exchanger mathematical model [J].Beijing Institute of Architectural Engineering, 2003, 19(2): 2-4.

[15] 楊永軍，武立云, 薛海濤,等. 新型蓄熱燃燒系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)研究[J].工業(yè)加熱，2000(4)：16-19.

YANG Yong-jun, WU Li-yun, XUE Hai-tao,etal. A study on new type regenerative combustion system [J]. Industrial Heating,2000(4):16-19.