燕建軍 張保生

多孔介質(zhì)燃燒器驅(qū)動(dòng)斯特林機(jī)傳熱機(jī)理研究

燕建軍 張保生

本文在基于低濃度瓦斯多孔介質(zhì)燃燒器，研究了多孔介質(zhì)燃燒器對斯特林機(jī)傳熱機(jī)理，利用FLUENT軟件對環(huán)狀燃燒器一定流量范圍內(nèi)下進(jìn)行分析，得出換熱器內(nèi)部溫度場，搭建了低濃度瓦斯斯特林機(jī)發(fā)電系統(tǒng)試驗(yàn)臺(tái)，取得了和數(shù)值模擬基本一致的結(jié)果，驗(yàn)證了模型的正確性。試驗(yàn)結(jié)果表明：隨著流速的增大，煙氣的出口溫度升高，總傳熱系數(shù)升高，傳熱量增大，提高環(huán)狀燃燒器煙氣溫度，換熱器總的傳熱功率提高，總的煙氣換熱系數(shù)變化不大。

多孔介質(zhì)燃燒器是近幾十年來發(fā)展起來的一種以多孔介質(zhì)為載體的基于過焓燃燒理論的預(yù)混燃燒技術(shù)。儲(chǔ)熱介質(zhì)為可蓄熱球、無機(jī)鹽、金屬合金或陶瓷蜂窩體。其主要工作原理是利用多孔介質(zhì)被高溫燃?xì)饧訜岷螅軌蛐纬杀葰庀嘟橘|(zhì)強(qiáng)得多的熱輻射，增強(qiáng)對預(yù)混氣流上游，還未發(fā)生化學(xué)反應(yīng)的各組分的預(yù)熱作用，大幅度提高燃燒速率，增強(qiáng)火焰的穩(wěn)定性，提高火焰溫度，從而擴(kuò)展貧燃極限，并降低有害污染物排放量。國內(nèi)外對該技術(shù)已展開廣泛研究。然而，在國內(nèi)外已有的研究中，有的只側(cè)重某一單一傳熱方式的研究，而不考慮多種傳熱方式耦合傳熱的影響；有的雖然考慮了耦合傳熱，但是采用間接法近似法研究耦合傳熱中的熱輻射傳熱，誤差較大。

本文在基于多孔介質(zhì)燃燒技術(shù)的基礎(chǔ)上，結(jié)合斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)勢作用，搭建多孔介質(zhì)燃燒的斯特林機(jī)發(fā)電系統(tǒng)試驗(yàn)臺(tái)。將斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)的外燃特性和多孔介質(zhì)燃燒器對氣源波動(dòng)的良好適應(yīng)性有機(jī)結(jié)合，構(gòu)建多孔介質(zhì)燃燒器驅(qū)動(dòng)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)煤層氣發(fā)電系統(tǒng)，進(jìn)行多孔介質(zhì)燃燒器對斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)固氣相復(fù)合傳熱機(jī)理、多孔介質(zhì)燃燒器對斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)非穩(wěn)態(tài)傳熱機(jī)理的研究。

理論模型

斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)熱缸是立式的，多孔介質(zhì)燃燒器置于發(fā)動(dòng)機(jī)熱端上部，為避免斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)對多孔介質(zhì)燃燒器的破壞，多孔介質(zhì)一般不直接和斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)接觸。斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)熱端本質(zhì)上是光管式換熱器，外部是圓柱形管道，通高溫?zé)煔猓瑑?nèi)部加熱管內(nèi)是空氣。

煙氣從換熱器內(nèi)壁四周進(jìn)入，從換熱器上部流出。加熱管內(nèi)氣體從內(nèi)環(huán)管口進(jìn)入，從外環(huán)管口流出。其物理模型如下圖1所示。

多孔介質(zhì)燃燒器對斯特林機(jī)傳熱方式包括：高溫固體壁面對斯特林機(jī)熱端輻射傳熱、高溫?zé)煔鈱岫溯椛鋫鳠?、煙氣對流傳熱、煙氣?dǎo)熱，多孔介質(zhì)燃燒器出口固體表面溫度和煙氣溫度一般都在1000 ℃以上，煙氣主要成分是H2O和CO2，因此須同時(shí)考慮固體表面輻射傳熱和高溫氣體介質(zhì)輻射。又由于高溫?zé)煔饬鬟^斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)熱端，因此還須考慮高溫?zé)煔獾膶α鲹Q熱。

數(shù)值模擬

高溫?zé)煔饨?jīng)過斯特林機(jī)熱端，在通過的過程中，高溫?zé)煔獾娜肟跍囟纫约叭肟谒俣鹊姆植际蔷鶆虻摹８邷責(zé)煔夂涂諝膺M(jìn)口的溫度保持恒定。為了方便計(jì)算通道中的溫度場和流場，我們將采取以下假設(shè)：（1）多孔介質(zhì)為連續(xù)的灰色介質(zhì)。（2）滿足局部熱平衡假設(shè)。（3）流動(dòng)是穩(wěn)定的湍流流動(dòng)。（4）考慮高溫?zé)煔?、多孔介質(zhì)燃燒器端面熱輻射。（5）圓柱形的加熱器內(nèi)，氣體流動(dòng)和熱傳遞過程都是軸對稱的分布的，在圓周方向上，氣體的參數(shù)是相同的。（6）除了換熱面，加熱器的其余面都是絕熱的，無外界損失。（7）高溫?zé)煔夂蜌怏w都為理想不可壓縮氣體。

斯特林機(jī)的熱端盤管為24根相同的倒U型盤管，本文在物理模型中假設(shè)為1根倒U型盤管面。根據(jù)加熱器的幾何結(jié)構(gòu)抽象出數(shù)學(xué)模型，畫出加熱器三維模型，進(jìn)行網(wǎng)格劃分，因?yàn)槲锢砟Ｐ褪禽S對稱的，模擬的時(shí)候本文只取了模型的四分之一部分，得到如圖2所示的有限元網(wǎng)格，然后將文件導(dǎo)入FLUENT中，建立控制方程，定義邊界條件，采用有限容積法對方程進(jìn)行離散求解，設(shè)定方程迭代的松弛因子和殘差大小，初始化，然后進(jìn)行迭代計(jì)算，收斂后，觀察所要求解的參數(shù)，如溫度場。

在計(jì)算過程中，采用三維單精度的對稱模型，求解器為基于壓力的隱式穩(wěn)態(tài)求解器，對湍流對流傳熱模擬選擇采用RNG k-ε湍流模型，其運(yùn)輸方程為：

數(shù)值模擬結(jié)果及分析

環(huán)狀燃燒器不同流速對換熱的影響

圖1　換熱器的熱端實(shí)體模型

表1　環(huán)狀燃燒器模擬溫度和計(jì)算數(shù)據(jù)表

表2　不同溫度時(shí)環(huán)狀燃燒器模擬溫度和計(jì)算數(shù)據(jù)表

圖2　換熱器的網(wǎng)格劃分

圖3　不同流量下環(huán)狀燃燒器時(shí)換熱器截面溫度分布圖

為了分析環(huán)狀燃燒器對換熱的影響，模擬過程中，固定煙氣進(jìn)口平均溫度為950k，高溫固體壁面溫度為845K，壁面發(fā)射率為0.96。模擬進(jìn)口平均流速分別為0.10m/s、0.12m/ s、0.14m/s、0.16m/s時(shí)，加熱器的傳熱效果。通過模擬結(jié)果和計(jì)算，本文得到環(huán)狀燃燒器在不同煙氣流量下的煙氣換熱功率與煙氣對斯特林機(jī)熱端盤管的傳熱系數(shù)見表1。

圖3中顯示的是不同流量下環(huán)狀燃燒器時(shí)換熱器截面溫度分布圖。

從以上圖表中，可以看出：

（1）隨著流速的增大，煙氣出口溫度從672K到 725K一直升高。

（2）隨著流速的增大，加熱管出口截面平均溫度從461K到523K一直升高，加熱管內(nèi)平均溫度升高，即隨著流速增加，傳熱量增大。

（3）隨著流速增大，換熱器總的傳熱系數(shù)從24.3 W/（m2?K）到29.99 W/（m2?K）一直升高。

由于煙氣流速的增大，在換熱器內(nèi)，單位流量的煙氣與加熱管發(fā)生熱交換的時(shí)間縮短，煙氣由于沒有充裕的時(shí)間與斯特林機(jī)熱端盤管換熱，故煙氣的出口溫度升高；其次，當(dāng)增大煙氣的流速時(shí)，煙氣側(cè)的雷諾數(shù)升高，努塞爾系數(shù)增加，煙氣側(cè)的表面對流換熱系數(shù)升高，對流換熱量增大；再次，隨著流速（流量）的增大，煙氣在換熱器內(nèi)的平均溫度升高，輻射傳熱加強(qiáng)，故總的傳熱量變大，換熱器內(nèi)煙氣對斯特林機(jī)熱端盤管總的傳熱系數(shù)升高。

環(huán)狀燃燒器煙氣不同溫度對換熱的影響

為了分析環(huán)狀燃燒器煙氣不同溫度對換熱的影響，模擬過程中，固定煙氣進(jìn)口平均溫度為950K、1050K，高溫固體壁面溫度為845k，壁面發(fā)射率為0.96。模擬進(jìn)口平均流速為0.14m/s時(shí)，加熱器的傳熱效果。

表2顯示了煙氣和加熱管進(jìn)出口截面平均溫度，并顯示了傳熱量和傳熱系數(shù)。

不同溫度下環(huán)狀燃燒器時(shí)換熱器截面溫度分布圖，如圖4所示。

從以上圖表中，可以看出：

（1）隨著煙氣初始溫度的增大，加熱管出口截面平均溫度從508K到530K升高，加熱管內(nèi)平均溫度升高，即隨著流速增加，傳熱量增大，換熱器總的傳熱系數(shù)從28.37.3 W/（m2?K）到28.89W/（m2?K）稍微變化。

對于煙氣來說，隨著煙氣溫度的增大，煙氣與盤管對流熱交換作用增強(qiáng)，對流傳熱量增大，隨著煙氣溫度的增大，氣體的輻射力增大，輻射傳熱量增大，因此總的傳熱量是增大的，傳熱系數(shù)與煙氣的初始溫度影響不大，稍微提高的原因可能有由于煙氣溫度越高，煙氣的光譜輻射力增強(qiáng)輻射換熱系數(shù)升高，因此燃燒器對斯特林機(jī)熱端盤管總的傳熱系數(shù)升高。

實(shí)驗(yàn)研究

實(shí)驗(yàn)裝置及原理

表3　燃燒器為環(huán)狀時(shí)計(jì)算結(jié)果

圖4　不同溫度下環(huán)狀燃燒器時(shí)換熱器截面溫度分布圖

圖5　多孔介質(zhì)燃燒發(fā)電系統(tǒng)示意圖

多孔介質(zhì)燃燒的斯特林機(jī)發(fā)電系統(tǒng)如下圖5所示。它主要包括以下幾個(gè)部分：斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)（III），多孔介質(zhì)燃燒器（IV），配氣裝置（I）參數(shù)采集系統(tǒng)以及相關(guān)的安全部件。

空氣經(jīng)壓縮機(jī)（1）空氣流量計(jì)（2）預(yù)熱器（3）進(jìn)入混氣罐（4），瓦斯氣體從瓦斯罐（5）內(nèi)流出通過調(diào)節(jié)閥、瓦斯流量計(jì)（6）進(jìn)入混氣罐（4），通過調(diào)節(jié)流量來調(diào)節(jié)混氣罐內(nèi)瓦斯?jié)舛?，混氣罐?nèi)預(yù)混氣體通過阻火器（7）進(jìn)入多孔介質(zhì)燃燒器（8）內(nèi)燃燒，然后產(chǎn)生的高溫?zé)煔膺M(jìn)入斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)（9）加熱器（10）內(nèi)驅(qū)動(dòng)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)，斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)帶動(dòng)發(fā)電機(jī)（11）發(fā)電。

實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與分析

實(shí)驗(yàn)配比出濃度為4％的甲烷，在燃燒器內(nèi)燃燒后通入斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)換熱器內(nèi)進(jìn)行換熱，帶動(dòng)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)，通過計(jì)算，得出計(jì)算結(jié)果，如表3所示。

從表3中，可以看出：

（1）隨著流速（流量）的增大，環(huán)狀燃燒器煙氣傳熱功率從1561W一直升高到1947W。

（2）隨著流速（流量）的增大，環(huán)狀燃燒器煙氣傳熱系數(shù)從52.37 W/（m2.K）一直升高到66.1 W/（m2.K）。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果比較

燃燒器為環(huán)狀燃燒器時(shí)，氣體流量為18m3/h，煙氣進(jìn)口溫度為973K，設(shè)定加熱管內(nèi)氣體流速為5m/s時(shí)的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測量數(shù)據(jù)對比。數(shù)據(jù)如表4所示。

表4　環(huán)狀燃燒器對比數(shù)據(jù)

上述兩表中的數(shù)據(jù)表明，在實(shí)驗(yàn)平均參數(shù)下的模擬值與實(shí)驗(yàn)值結(jié)果比較相近，驗(yàn)證了模擬模型的正確性，但是又有一定偏差。產(chǎn)生偏差的原因主要有以下幾點(diǎn)。

（1）數(shù)值模擬邊界條件設(shè)定是在理想條件下進(jìn)行的換熱，無熱量損失，在實(shí)驗(yàn)過程中雖然外部有保溫層，仍會(huì)有一定的熱量損失；另外斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作時(shí)，其加熱管內(nèi)氣體流速不固定，模擬取流速為固定值；由于上述兩方面原因使得實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果有一定的偏差。

（2）實(shí)驗(yàn)過程中，測量溫度較高處的管壁溫度時(shí)，將熱電偶用耐火水泥覆蓋固定在測量點(diǎn)的管壁處，由于測量點(diǎn)被耐火水泥覆蓋，所以測量的溫度較實(shí)驗(yàn)值偏低；測量溫度較低處的管壁溫度時(shí)，熱電偶直接接觸管壁測溫，熱電偶由于與煙氣接觸，故測量的溫度值較實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏高。

結(jié)語

本文通過數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)的方法對斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)加熱器內(nèi)的換熱效果進(jìn)行研究，通過對斯特林機(jī)加熱器內(nèi)結(jié)構(gòu)參數(shù)研究，分別對環(huán)狀燃燒器不同流量工況下對比分析、環(huán)狀燃燒器不同煙氣溫度工況下對比分析得到相應(yīng)情況下的溫度場。結(jié)果表明：隨著流速的增大，煙氣的出口溫度升高，總傳熱系數(shù)升高，傳熱量增大，提高環(huán)狀燃燒器煙氣溫度，換熱器總的傳熱功率提高，總的煙氣換熱系數(shù)變化不大。

10.3969/j.issn.1001-8972.2015.24.006