鄧浩鑫,蕭 琦,肖云漢

(1.中國科學(xué)院大學(xué),北京 100049;2.中國科學(xué)院先進(jìn)能源動(dòng)力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(工程熱物理研究所),北京 100190;3.中國科學(xué)院能源動(dòng)力研究中心,江蘇連云港 222069)

基于蓄熱式換熱模型的乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置設(shè)計(jì)方法

鄧浩鑫1,2,蕭 琦2,3,肖云漢2,3

(1.中國科學(xué)院大學(xué),北京 100049;2.中國科學(xué)院先進(jìn)能源動(dòng)力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(工程熱物理研究所),北京 100190;3.中國科學(xué)院能源動(dòng)力研究中心,江蘇連云港 222069)

為現(xiàn)實(shí)乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置的快速參數(shù)設(shè)計(jì),提出逆流熱氧化裝置的穩(wěn)定運(yùn)行判別條件?；谛顭崾綋Q熱模型的解,結(jié)合裝置整體的能量平衡,首先對氧化裝置的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行了計(jì)算。結(jié)算結(jié)果表明:在低流速時(shí),裝置的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)主要由裝置的散熱決定,此時(shí)流速提高,裝置的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)會(huì)降低;流速較高時(shí),裝置的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)主要由裝置的蓄熱性能決定,此時(shí)流速提高,裝置的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)會(huì)升高。使用實(shí)驗(yàn)獲得的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)數(shù)據(jù)對模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證,實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模型的計(jì)算結(jié)果基本一致。進(jìn)一步根據(jù)模型計(jì)算了乏風(fēng)瓦斯逆流氧化裝置穩(wěn)定運(yùn)行的通風(fēng)量范圍以及蓄熱體需求量。

蓄熱式換熱;乏風(fēng)瓦斯;逆流熱氧化裝置

甲烷是一種重要的溫室氣體來源[1],以100 a計(jì),單位質(zhì)量甲烷的溫室效應(yīng)是二氧化碳的21倍。煤礦乏風(fēng)瓦斯是煤礦通風(fēng)系統(tǒng)排出的主要成分,為空氣和甲烷的混合氣體,我國乏風(fēng)瓦斯中甲烷的體積分?jǐn)?shù)通常小于0.75%。有效地處理乏風(fēng)瓦斯可以起到溫室氣體減排和節(jié)約能源的作用。逆流式熱氧化是目前應(yīng)用最廣的乏風(fēng)瓦斯處理技術(shù)[2]。瑞典MEGTEC公司和勝利油田勝利動(dòng)力機(jī)械集團(tuán)有限公司都先后將這一技術(shù)應(yīng)用到工業(yè)現(xiàn)場。波蘭科學(xué)院Gosiewski等[3-4]研究了乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化過程的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)以及循環(huán)穩(wěn)定態(tài)等內(nèi)容,劉永啟等[5-7]基于小規(guī)模的實(shí)驗(yàn)裝置和數(shù)值模擬進(jìn)行了逆流氧化裝置的阻力壓降和流動(dòng)導(dǎo)流等內(nèi)容的研究,本課題組也先后進(jìn)行了逆流氧化過程的實(shí)驗(yàn)[8-9]和數(shù)值模擬[10-11]研究。目前逆流熱氧化裝置設(shè)計(jì)參數(shù)的選擇主要依賴于前期實(shí)驗(yàn)室規(guī)模的小型裝置實(shí)驗(yàn),小型裝置中除了有散熱因素的影響之外,部分參數(shù)的實(shí)驗(yàn)還受到實(shí)驗(yàn)規(guī)模的限制,依賴小型裝置的參數(shù)設(shè)計(jì)具有一定的局限性,有必要研究一種不完全依賴實(shí)驗(yàn)的逆流熱氧化裝置的參數(shù)設(shè)計(jì)方法。筆者基于蓄熱式換熱模型,提出一種計(jì)算逆流氧化裝置內(nèi)最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)的方法,并與部分實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較驗(yàn)證。同時(shí)對裝置內(nèi)氣流速度范圍、蓄熱體長度的需求進(jìn)行了計(jì)算,從而得到裝置的運(yùn)行通風(fēng)量范圍和蓄熱體需求量等重要設(shè)計(jì)參數(shù)。

1 氧化裝置穩(wěn)定運(yùn)行的判別條件

逆流熱氧化裝置穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),裝置內(nèi)溫度等參數(shù)實(shí)現(xiàn)周期性往復(fù)循環(huán)的準(zhǔn)平衡狀態(tài)。逆流熱氧化裝置處于準(zhǔn)平衡狀態(tài)時(shí),裝置中部應(yīng)存在一個(gè)相對穩(wěn)定的高溫區(qū),可以在逆流熱氧化裝置高溫區(qū)兩端抽象出不涉及甲烷氧化的蓄熱式換熱過程。當(dāng)乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置達(dá)到準(zhǔn)平衡狀態(tài)時(shí),其內(nèi)部的蓄熱式換熱過程也處于動(dòng)態(tài)的平衡狀態(tài)。典型的乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置的基本結(jié)構(gòu)如圖1所示,主要包括用作支撐和保溫的本體及用于蓄熱的蜂窩蓄熱體、啟動(dòng)裝置(這里以燃?xì)鈫?dòng)作為示意)和用于流動(dòng)方向控制的切換閥(這里以2個(gè)三通閥作為示意)。裝置穩(wěn)定運(yùn)行后低濃度甲烷的反應(yīng)主要集中于中部高溫區(qū)域。抽象的蓄熱式換熱模型如圖2所示,其中Tc,in和Tc,out分別為進(jìn)入裝置氣流的溫度和氣流在蓄熱體中被預(yù)熱到的平均溫度,Th,in為反應(yīng)后進(jìn)入蓄熱體裝置的高溫氣流溫度,Th,out為裝置的平均排煙溫度。

圖1 乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置示意Fig.1 Schematic diagram of ventilation airmethane thermal flow-reversal reactor

圖2 蓄熱式換熱模型示意Fig.2 Schematic diagram of regenerative heatexchangemodel

乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定運(yùn)行即達(dá)到準(zhǔn)平衡態(tài)需要滿足2個(gè)條件:①氣流在蓄熱體內(nèi)能被預(yù)熱到低濃度甲烷的著火溫度Tig(K);②甲烷的反應(yīng)放熱大于通過排煙流出蓄熱體的熱量。下文證明條件②滿足時(shí),條件①也嚴(yán)格滿足。

將條件①和條件②表示成裝置中各個(gè)溫度參數(shù)的關(guān)系式,條件①為

氣流在抽象的蓄熱式換熱模型或裝置中某一個(gè)確定位置被預(yù)熱到的溫度在一個(gè)周期中是不斷變化的,這里近似認(rèn)為氣流被預(yù)熱到的平均溫度高于甲烷的著火溫度,即可滿足甲烷的反應(yīng)條件。乏風(fēng)瓦斯逆流氧化裝置穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),在一個(gè)完整的循環(huán)周期中,由于散熱的存在,甲烷的反應(yīng)放熱須大于排煙的損失。由于裝置兩側(cè)對稱且切換時(shí)間相同,條件②在一個(gè)半周期內(nèi)也是滿足的,可以表示為

定義平均排煙溫度為

式(2)可以進(jìn)一步寫成

約去式中相同的系數(shù),有

引入由Eigenberger等[12]提出的流向變換反應(yīng)器中高溫區(qū)溫度滿足的一個(gè)關(guān)系,即

式中,Th為反應(yīng)器中高溫區(qū)溫度。

根據(jù)蓄熱式換熱過程的能量平衡,一個(gè)周期內(nèi)的進(jìn)出口平均溫度近似滿足

反應(yīng)器內(nèi)高溫區(qū)溫度等同于蓄熱式換熱模型中高溫入口溫度,即

由式(5)結(jié)合式(6)可得

由式(8),(9)得

結(jié)合蓄熱式換熱過程能量平衡關(guān)系,則有

消去一項(xiàng),即得式(1)。由以上推導(dǎo)可知,條件②滿足時(shí),條件①是嚴(yán)格滿足的。進(jìn)一步也能證明在裝置兩側(cè)具有相同散熱條件時(shí),條件②也能推導(dǎo)出條件①。因此可以將條件②(式(5))作為裝置能否實(shí)現(xiàn)準(zhǔn)平衡狀態(tài)的判斷條件。

當(dāng)逆流熱氧化裝置存在散熱以及甲烷不完全轉(zhuǎn)化時(shí),準(zhǔn)平衡態(tài)狀態(tài)的這一判斷條件可以完整的寫成

2 蓄熱式換熱模型的建立和求解

2.1 控制方程的建立

目前乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置中主要采用蜂窩蓄熱體作為蓄熱介質(zhì),本文將以蜂窩體為蓄熱介質(zhì)的蓄熱式換熱過程為例進(jìn)行建模和分析。圖3為一個(gè)蜂窩體通道內(nèi)的氣流微元控制體,忽略輻射和氣體的導(dǎo)熱,對微元控制體進(jìn)行能量平衡分析。圖3中Lh和Af分別為蜂窩體內(nèi)六邊形通道的截面周長(m)和面積(m2);x為軸向坐標(biāo),m;t為時(shí)間,s;δx為微元體的長,m;ρg為氣體密度,kg/m3;um為通道內(nèi)的氣流平均速度,m/s;Tg為氣流截面平均溫度,K;Tr為蓄熱體溫度,K;h為氣流和蓄熱體之間的對流換熱系數(shù),kJ/(m2·K)。

圖3 氣流換熱過程微元控制體Fig.3 Micro control volume of gas heat transfer

根據(jù)能量守恒,可建立一個(gè)蜂窩體通道內(nèi)的氣流微元體控制方程為

逆流熱氧化裝置中低溫氣流預(yù)熱以及高溫氣流蓄熱過程中,這一方程中的非穩(wěn)態(tài)項(xiàng)與對流項(xiàng)相差數(shù)個(gè)數(shù)量級,忽略控制方程中的非穩(wěn)態(tài)項(xiàng),氣流溫度的控制方程可以進(jìn)一步簡化為

按照類似的方式,可以推導(dǎo)蓄熱體溫度的控制方程。由于蓄熱體的導(dǎo)熱率很低,蓄熱體控制方程中的導(dǎo)熱擴(kuò)散項(xiàng)與對流換熱項(xiàng)相比可以忽略,同時(shí)蓄熱體為固體,不需要考慮對流項(xiàng),蓄熱體的控制方程可簡化為

式中,ε為蓄熱體孔隙率;ρr為蓄熱體的密度,kg/m3; cr為蓄熱體的熱容,kJ/(kg·K);Ah為蓄熱體和氣流的換熱面積,m2;Vr為蓄熱體堆積體積,m3;Ah/Vr為單位蓄熱體體積的換熱面積,m-1。

蓄熱式換熱過程的邊界條件有已知的低溫氣流入口溫度和高溫氣流入口溫度。在蓄熱裝置實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定時(shí),蓄熱體中各處的溫度將實(shí)現(xiàn)周期性的重復(fù)。這2個(gè)條件可以表示為

2.2 模型的求解

Willmott等[13]將直接求解穩(wěn)定狀態(tài)的溫度分布的方法稱為閉合方法。本文基于閉合方法,將一維的發(fā)展問題轉(zhuǎn)化為二維穩(wěn)態(tài)問題,使用交錯(cuò)網(wǎng)格和有限差分法直接求解穩(wěn)定狀態(tài)的溫度結(jié)果,空間和時(shí)間上的節(jié)點(diǎn)數(shù)分別記為M和N,二維交錯(cuò)網(wǎng)格如圖4所示。求解獲得一個(gè)周期內(nèi)氣流溫度分布后,由式(19)計(jì)算得到裝置的平均排煙溫度Th,out。

圖4 模型差分計(jì)算交錯(cuò)網(wǎng)格Fig.4 Staggered difference grid of calculation model

模型的邊界條件是按照時(shí)間分段的,在一個(gè)完整循環(huán)周期中,0～P內(nèi)計(jì)算模型的邊界條件是一側(cè)的低溫氣流入口溫度,P～2P內(nèi)模型的邊界條件是另一側(cè)的高溫氣流入口溫度。兩個(gè)溫度參數(shù)設(shè)置的準(zhǔn)確性會(huì)影響模型對裝置的性能預(yù)測。低溫氣流入口溫度主要由環(huán)境溫度決定,計(jì)算結(jié)果表明,環(huán)境溫度的變化對平均排煙溫度的計(jì)算結(jié)果影響很小。高溫氣流入口溫度是裝置中高溫區(qū)的氣體溫度,受甲烷體積分?jǐn)?shù)、氣流速度等參數(shù)影響,尚無準(zhǔn)確計(jì)算的方法。相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究[5,8]表明低濃度甲烷的著火溫度約為830℃,結(jié)算結(jié)果表明,在這一溫度附近,100 K高溫?zé)煔夤浪阏`差引起的排煙溫升誤差遠(yuǎn)低于0.1%甲烷體積分?jǐn)?shù)、27 K左右的絕熱溫升(低位發(fā)熱量,溫度在300～400 K),所以高溫?zé)煔鉁囟裙浪阋鸬呐艧煖囟扔?jì)算誤差也相對較小。

根據(jù)以上的計(jì)算結(jié)論,近似取低溫氣流入口溫度固定為300 K,而反應(yīng)后進(jìn)入蓄熱體的高溫氣流溫度取1 200 K。部分變化較小的物性參數(shù)近似取為定值,蓄熱體密度為2 200 kg/m3,蓄熱體熱容為1 200 kJ/(kg·K),裝置入口氣流的密度取1.293 kg/m3,氣體熱容取300～1 100 K的均值1.075 kJ/(kg·K)。對模型進(jìn)行求解計(jì)算,按照式(19)計(jì)算獲得平均排煙溫度的結(jié)果。對于求解出的平均排煙溫度結(jié)果,為便于應(yīng)用和比較,這里在排煙溫度低于650 K的范圍內(nèi)做了一個(gè)數(shù)據(jù)的分析和擬合。排煙溫度的分析擬合結(jié)果可表示為

式中,f為擬合獲得的系數(shù),其值為2.22×106J/m3;Lr為蓄熱體的長度,m。

3 模型的驗(yàn)證與討論

3.1 最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)的模型驗(yàn)證

根據(jù)式(22),近似認(rèn)為裝置的散熱主要存在于中部高溫區(qū),散熱對蓄熱式換熱過程沒有影響,結(jié)合式(20),即可計(jì)算獲得裝置穩(wěn)定運(yùn)行的最低甲烷濃度。下文在乏風(fēng)瓦斯逆流氧化實(shí)驗(yàn)裝置[8,14]上對本文建立的這一模型進(jìn)行有效性的驗(yàn)證。進(jìn)行模型驗(yàn)證的實(shí)驗(yàn)裝置的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)和特征為:裝置中氣流流通部分是一個(gè)長方形通道,其截面尺寸為500mm× 600 mm,通道長為3 000 mm,裝置的最高通風(fēng)量為1 000 m3/h;氣流流通通道外為耐火層和輕質(zhì)澆注料,厚300 mm,外壁用纖維氈和保溫棉進(jìn)行保溫;裝置中部留有300～500 mm的空腔用于燃燒器的進(jìn)氣啟動(dòng),兩端布置蜂窩蓄熱體,蓄熱體長度可以根據(jù)實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行調(diào)節(jié);使用2個(gè)三通換向閥實(shí)現(xiàn)裝置中流動(dòng)的周期性換向。實(shí)驗(yàn)使用正六邊形通道的蜂窩蓄熱體,水力直徑為3 mm,孔隙率為0.56。可以計(jì)算獲得Ah和Vr的比值為1.7×103m-1。蓄熱體和氣流的對流換熱系數(shù),根據(jù)Kays等[15]的六邊形芯體換熱數(shù)據(jù)擬合獲得,近似取氣流溫度在300～1 100 K線性變化時(shí)的均值,取62.06 W/(m2·K)。則排煙溫度的擬合公式(20)可以進(jìn)一步簡化為

式中,f1=27.6 K·s;截面流速um可由通風(fēng)量計(jì)算獲得。

裝置的散熱通過多個(gè)實(shí)驗(yàn)工況下反應(yīng)熱和排煙損失的差進(jìn)行計(jì)算,同時(shí)通過測量裝置壁面溫度計(jì)算自然對流和輻射的散熱進(jìn)行校核。由于甲烷體積分?jǐn)?shù)較小,混合氣流的參數(shù)均按照空氣的參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。當(dāng)甲烷轉(zhuǎn)化率不為1時(shí),即α未知,式(22)不能用于計(jì)算裝置的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)。在實(shí)驗(yàn)中,甲烷的轉(zhuǎn)化率可以檢測獲得,因此甲烷不完全轉(zhuǎn)化的實(shí)驗(yàn)仍可以用于模型有效性的驗(yàn)證。

實(shí)驗(yàn)中先進(jìn)行較高甲烷體積分?jǐn)?shù)(如1%)的穩(wěn)定運(yùn)行實(shí)驗(yàn),然后逐步降低甲烷體積分?jǐn)?shù),考慮到天然氣和空氣摻混的精度以及測量的誤差,每次降低0.05%,穩(wěn)定后再次降低甲烷體積分?jǐn)?shù),直到裝置不能穩(wěn)定運(yùn)行,最終獲得裝置能夠穩(wěn)定運(yùn)行的最低甲烷體積分?jǐn)?shù)。實(shí)驗(yàn)中甲烷體積分?jǐn)?shù)采用氣相色譜分析儀進(jìn)行測量,其測量精度可以達(dá)到10-6,遠(yuǎn)低于甲烷體積分?jǐn)?shù)的調(diào)節(jié)值0.05%;實(shí)驗(yàn)裝置是否穩(wěn)定運(yùn)行的判斷主要是基于裝置中軸向每隔100 mm布置的多個(gè)K型熱電偶的溫度讀數(shù),所用熱電偶的測量精度為±1℃。逆流熱氧化裝置穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),裝置內(nèi)部需要存在一定距離的、溫度變化較小的高溫區(qū),高溫區(qū)的散熱是裝置散熱的主要部分,所以不考慮工況變化引起的裝置散熱的變化。工況1和2中部設(shè)置用于甲烷氧化的空腔較短,裝置散熱量根據(jù)實(shí)驗(yàn)測量約為13.1 kW,工況3～5中部設(shè)置較長的用于甲烷氧化的空腔,裝置散熱量約為17.8 kW。多個(gè)工況下模型計(jì)算的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)和實(shí)驗(yàn)測得的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)的對比見表1,模型和實(shí)驗(yàn)的計(jì)算誤差約為10%。

表1 最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比Table 1 Results com parison of lowestmethane concentration betweenmodel calculation and experimental test

3.2 逆流熱氧化裝置通風(fēng)量范圍

根據(jù)前文蓄熱式換熱模型的計(jì)算結(jié)果的分析擬合式,乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置穩(wěn)定運(yùn)行的判別式(21)可進(jìn)一步寫成

式中,As為裝置的流通截面面積,m2。

據(jù)此可計(jì)算乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化工業(yè)裝置的通風(fēng)量上限。設(shè)計(jì)的工業(yè)裝置采用雙床結(jié)構(gòu),中部布置足夠長的空腔區(qū)域以延長高溫氣流在裝置中的停留距離,利于甲烷的完全反應(yīng)。流通截面面積為15 m2、單側(cè)蓄熱體長度為1 m、蓄熱體為孔隙率為0.64的六邊形通道蜂窩體。設(shè)計(jì)最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)為0.3%。裝置的散熱量根據(jù)保溫設(shè)計(jì)約為270 kW。

根據(jù)實(shí)驗(yàn)研究的結(jié)果,通過在裝置中部設(shè)置一定

式(25)僅僅具有數(shù)值的意義,此可以獲得各個(gè)風(fēng)量下的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù),最低甲烷體積分?jǐn)?shù)和通風(fēng)量的關(guān)系如圖5所示。

由圖5可知,若設(shè)定最低甲烷體積分?jǐn)?shù)為0.3%,則裝置的通風(fēng)量有一個(gè)限制范圍,裝置的通風(fēng)量范圍為2～22 m3/s,即7 600～78 200 m3/h(標(biāo)準(zhǔn)狀況)。通風(fēng)量的下限是由于通風(fēng)量過低時(shí)甲烷氧化的放熱低于裝置的散熱而裝置無法穩(wěn)定運(yùn)行;通風(fēng)量的上限是因?yàn)橥L(fēng)量過高時(shí)裝置的排煙過高,裝置無法維持運(yùn)行。由圖5可知,若增加單側(cè)蓄熱體的長度,通風(fēng)量的下限基本不變,而通風(fēng)量的上限則有所長度的利于甲烷氧化的空腔,可以使甲烷轉(zhuǎn)化率α接近于1。因此穩(wěn)定運(yùn)行的條件式(24)中轉(zhuǎn)化率α取1,同時(shí)將蜂窩體物性和結(jié)構(gòu)參數(shù),以及氣流的物性參數(shù)代入其中。裝置穩(wěn)定運(yùn)行的判別條件可以進(jìn)一步簡化為提升,某一設(shè)定最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)下,可以通過提高兩側(cè)布置蓄熱體的長度提高裝置穩(wěn)定運(yùn)行的通風(fēng)量上限。

圖5 裝置穩(wěn)定運(yùn)行通風(fēng)量范圍Fig.5 Range of reactor gas volume under stable operation

3.3 逆流熱氧化裝置的蓄熱體需求量

流通截面確定的逆流熱氧化裝置而言,蓄熱體的量取決于流動(dòng)方向兩側(cè)蓄熱體布置的長度。前文已經(jīng)說明,滿足穩(wěn)定運(yùn)行判別條件時(shí),氣流在蓄熱體內(nèi)一定能被預(yù)熱到低濃度甲烷的著火溫度。根據(jù)逆流熱氧化裝置的實(shí)驗(yàn)結(jié)果[5,8,14]可知,氣流在被預(yù)熱到著火溫度后,很快氧化完全。因此在某一濃度和通風(fēng)量下,計(jì)算獲得的裝置穩(wěn)定運(yùn)行蓄熱體長度將是一個(gè)臨界點(diǎn),低于這一長度,裝置將無法穩(wěn)定運(yùn)行,而高于這一長度的蓄熱體在裝置中并沒有起到蓄熱和預(yù)熱的作用。以溫度分布考慮,可以認(rèn)為穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)裝置的軸向溫度分布主要與氣流速度、甲烷體積分?jǐn)?shù)等參數(shù)有關(guān),而與蓄熱體的長度無關(guān)。當(dāng)蓄熱體的長度不滿足裝置穩(wěn)定運(yùn)行的需求時(shí),裝置無法穩(wěn)定運(yùn)行,當(dāng)蓄熱體的長度達(dá)到裝置運(yùn)行需求后,增加蓄熱體長度,裝置內(nèi)的軸向溫度分布不發(fā)生變化。

以前文提出的設(shè)計(jì)工業(yè)裝置為例進(jìn)行說明。蓄熱體長度和甲烷體積分?jǐn)?shù)及通風(fēng)量的關(guān)系依然可計(jì)算獲得,其結(jié)果如圖6所示。由圖6可知,甲烷體積分?jǐn)?shù)不變時(shí),隨著通風(fēng)量的提高,蓄熱體的長度可以大致分為3個(gè)區(qū)域。圖中以甲烷體積分?jǐn)?shù)為0.3%為例進(jìn)行區(qū)域劃分。A區(qū)域,由于通風(fēng)量過低,任何長度的蓄熱體都無法實(shí)現(xiàn)裝置的穩(wěn)定運(yùn)行;B區(qū)域,隨著裝置的通風(fēng)量提高,蓄熱體的長度逐步降低;C區(qū)域,隨著裝置通風(fēng)量的提高,蓄熱體的長度也在提高。A區(qū)域的存在是由于通風(fēng)量過小時(shí),甲烷氧化反應(yīng)的熱量小于裝置穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的散熱,因此裝置無法穩(wěn)定運(yùn)行;B區(qū)域,裝置的穩(wěn)定性由散熱和裝置排煙綜合決定,此時(shí)散熱仍然占主導(dǎo)地位;C區(qū)域,裝置的穩(wěn)定性則由裝置的排煙決定。另外由圖6可知,隨著氣流中甲烷體積分?jǐn)?shù)的提高,裝置穩(wěn)定運(yùn)行的蓄熱體長度逐步降低。

圖6 裝置穩(wěn)定運(yùn)行所需的蓄熱體長度Fig.6 Demands of honeycomb ceramic in reactorunder stable operation

4 結(jié) 論

(1)基于蓄熱式換熱模型,提出了乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置內(nèi)最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)的計(jì)算方法。采用這一模型對實(shí)驗(yàn)條件下多個(gè)工況的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行了計(jì)算,計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合,表明本文計(jì)算模型及其預(yù)測結(jié)果的可靠性。

(2)通過計(jì)算模型,研究發(fā)現(xiàn)了乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置中流速的分段影響機(jī)制。在低流速時(shí),氧化裝置的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)主要由裝置的散熱決定。而在高流速時(shí),氧化裝置的最低穩(wěn)定運(yùn)行甲烷體積分?jǐn)?shù)主要由流速?zèng)Q定。

(3)基于計(jì)算模型,提出了乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置設(shè)計(jì)中通風(fēng)量的范圍及蓄熱體長度的計(jì)算方法。所需蓄熱體的長度存在一個(gè)臨界值,超過臨界值的蓄熱體在裝置穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)不再起到蓄熱和預(yù)熱的作用。

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Design method of thermal flow-reversal reactor for ventilation air methane based on regenerative heat exchangem odel

DENG Hao-xin1,2,XIAO Qi2,3,XIAO Yun-han2,3

(1.University ofChinese Academy ofSciences,Beijing 100049,China;2.Key Laboratory ofAdvanced Energy and PowerofChinese Academy ofSciences(Institute ofEngineering Thermophysics),Beijing 100190,China;3.Research Center for Clean Energy and Power,Chinese Academy of Sciences,Lianyungang
222069,China)

In order to realize fast design parametersof thermal flow-reversal reactor for ventilation airmethane,a quick design approach of calculating the stable operating parameters of thermal flow-reversal reactor was proposed.The regenerative heat exchange model and the criterion of the stability were established in thermal flow-reversal reactor.Based on the solution of the established model and the energy balance,the lowest self-sustainingmethane concentration of the reactor was calculated.The results show that at low flow rates,the reactor’s lowest self-maintenance concentration ofmethane is determined primarily by heat loss of reactor wall;at high flow rates,the regenerative heat exchange performancemainly impacts on the lowest concentration.The calculated results are basically consistentwith the experimental results,which shows the validity of the proposedmodel.The ventilation rate ranges of the reactor’s stable operation and the self-sustaining honeycomb ceramic demands were also calculated using thismodel.

regenerative heat exchange;ventilation airmethane;thermal flow-reversal reactor

煤礦科技規(guī)范名詞與廢棄名詞比對(13)

TD712

A

0253-9993(2014)07-1302-07

鄧浩鑫,蕭 琦,肖云漢.基于蓄熱式換熱模型的乏風(fēng)瓦斯逆流熱氧化裝置設(shè)計(jì)方法[J].煤炭學(xué)報(bào),2014,39(7):1302-1308.

10.13225/j.cnki.jccs.2013.1319

Deng Haoxin,Xiao Qi,Xiao Yunhan.Designmethod of thermal flow-reversal reactor for ventilation airmethane based on regenerative heat exchangemodel[J].Journal of China Coal Society,2014,39(7):1302-1308.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2013.1319

2013-09-12 責(zé)任編輯:張曉寧

中國科學(xué)院知識(shí)創(chuàng)新工程重要方向資助項(xiàng)目(KGGX2-YW-323)

鄧浩鑫(1986—),男,安徽合肥人,博士研究生。Tel:010-82543106,E-mail:denghaoxin@iet.cn