楊萬(wàn)青 謝環(huán)宇 李金鳳

(1.湖南巴陵?duì)t窯節(jié)能股份有限公司，2.中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院)

蓄熱式燃燒技術(shù)是一種高效回收煙氣余熱的節(jié)能技術(shù)，不僅可以節(jié)省燃料，降低污染物排放，提高燃料的燃燒效率，而且開辟了低熱值燃料的合理利用途徑，滿足我國(guó)工業(yè)可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略要求。蓄熱器是蓄熱式燃燒技術(shù)的關(guān)鍵部件，其結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)顯著影響換熱效率和溫度效率[1]。

工程設(shè)計(jì)中對(duì)于蓄熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)大部分依靠經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行估計(jì)，缺乏特性關(guān)系的指導(dǎo)，因此氣體管路設(shè)計(jì)和風(fēng)機(jī)的選型上存在著較大的誤差，同時(shí)爐壓控制方面也需要阻力特性進(jìn)行指導(dǎo)，所以對(duì)蓄熱器的阻力特性研究很有必要[2]。在這一方面，許多學(xué)者做了比較深入的研究。林建偉[3]等人對(duì)流速、蜂窩陶瓷長(zhǎng)度和蓄熱室溫度的阻力實(shí)驗(yàn)，得出了蜂窩陶瓷蓄熱室的阻力主要為黏性阻力, 氣流進(jìn)出口的慣性阻力較小的結(jié)論。浙江大學(xué)袁煒東[4]研究了空氣的流量和溫度以及蜂窩蓄熱體的孔徑、孔型和孔隙率對(duì)阻力的影響，且通過(guò)量綱分析得到了適用于六邊形孔型的蓄熱體的冷態(tài)和熱態(tài)阻力特性的實(shí)驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)式。由于氣體流經(jīng)蓄熱體時(shí)流動(dòng)狀態(tài)十分復(fù)雜，所以眾多學(xué)者在大量的實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上進(jìn)行擬合公式，王政偉[5]等人通過(guò)對(duì)不同形狀和尺寸的蓄熱體，研究了空氣流量和溫度對(duì)蓄熱器阻力特性的影響，且分析和擬合了不規(guī)則蓄熱體填充床阻力損失的計(jì)算公式。而在阻力特性研究中使用最廣泛的是英國(guó)的Ergun[6]創(chuàng)立的Ergun方程，Ergun之后的許多研究都證明了Ergun公式具有良好的通用性，此后它被廣泛運(yùn)用于填充球床阻力特性的計(jì)算中。但這一公式仍然與實(shí)際情況存在一定程度的偏差。后來(lái)，蔡九菊[7]、郭鴻志[8]、Yuan Yu[9]、朱光俊[10]、葛京鵬[11]、祁霞[12]等人在Ergun方程的基礎(chǔ)上，通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了蓄熱球直徑、填充床高度及氣體流速等對(duì)蓄熱室阻力損失的影響，修正了Ergun公式。為研究蓄熱式換熱器的阻力特性，采用實(shí)驗(yàn)修正理論的方法，分析了陶瓷球直徑、流體速度和填充床高度對(duì)阻力損失的影響，并對(duì)Ergun公式進(jìn)行了修正。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)原理及裝置

為了研究陶瓷球蓄熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)、操作參數(shù)對(duì)蓄熱器阻力特性的影響，通過(guò)改變陶瓷球直徑、填充床高度及氣體流速等，分別測(cè)得相應(yīng)條件下填充床前后的壓差，便可得到填充床內(nèi)的流動(dòng)阻力與各影響因素之間的制約關(guān)系。

實(shí)驗(yàn)裝置其主要部件有蓄熱室、送風(fēng)系統(tǒng)和檢測(cè)系統(tǒng)，如圖1所示。蓄熱室為金屬圓柱體，內(nèi)部裝有陶瓷球蓄熱體；送風(fēng)系統(tǒng)由送風(fēng)機(jī)、手動(dòng)閥門及其相連接的管路系統(tǒng)組成，通過(guò)手動(dòng)閥門調(diào)整送風(fēng)風(fēng)量；檢測(cè)系統(tǒng)包括檢測(cè)系統(tǒng)送風(fēng)風(fēng)量的轉(zhuǎn)子流量計(jì)，檢測(cè)氣流流經(jīng)陶瓷球蓄熱體前后的壓差的U形管壓力計(jì)和皮托管。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置

1.2 實(shí)驗(yàn)參數(shù)

陶瓷球直徑分別為15、20和25 mm；填充床高度分別為300、375、450、525和600 mm；

蓄熱室內(nèi)部直徑為200 mm；當(dāng)通過(guò)填充床的空氣流量分別為40、50、60 和70 m3/h時(shí)，對(duì)應(yīng)的蓄熱室內(nèi)空氣特征流速Um分別為0.354、0.442、0.531 和0.619 m/s。蓄熱室空氣進(jìn)出口處U型管壓力計(jì)液柱差，按ρ水=1 000 kg/m3、g=9.807 m/s2計(jì)算對(duì)應(yīng)的阻力損失。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 填充床高度對(duì)阻力損失的影響

陶瓷球直徑分別為15、20和25 mm時(shí)，四種流速0.354、0.442、0.531和0.619 m/s的條件下，填充床高度依次為300、375、450、525和600 mm對(duì)應(yīng)的阻力損失如表1所示。當(dāng)陶瓷球直徑、氣體流速一定時(shí)，填充床阻力損失隨填充床高度的增加而近似線性增大。

表1 阻力損失隨填充床高度的變化 Pa

2.2 陶瓷球直徑對(duì)阻力損失的影響

氣體流速分別為0.354、0.442 、0.531 和0.619 m/s時(shí)，不同陶瓷球直徑對(duì)應(yīng)的阻力損失，見表2。說(shuō)明當(dāng)氣體流速與填充床高度一定時(shí)，隨著陶瓷球直徑增大，阻力損失減小。

表2 阻力損失隨陶瓷球直徑的變化 Pa

當(dāng)陶瓷球直徑為15、20和25 mm時(shí)，不同填充床高度和氣體流速條件下，對(duì)應(yīng)阻力損失增幅范圍分別為41～88、32～64和24～46 Pa。說(shuō)明隨著陶瓷球直徑的增大，阻力損失增加幅度越小。

2.3 流速對(duì)阻力損失的影響

蓄熱室高度和陶瓷球直徑一定時(shí)，蓄熱室的阻力損失隨氣體流速的增大而增大。一般認(rèn)為在低流速區(qū)域陶瓷球蓄熱體的阻力損失與流體的流速成正比；而在高流速區(qū)域，阻力損失與流速的平方成正比。因此把阻力損失表示成兩個(gè)多項(xiàng)式之和，其關(guān)系為：

(1)

經(jīng)進(jìn)一步整理，有：

dp/(LρfUm)=a/ρf+bUm=a′+bUm

(2)

式中：dp為流體流過(guò)陶瓷球蓄熱器的阻力損失，Pa；L為填充床高度，m；Um為特征流速，m/s；ρf為流體的密度，kg/m3；a,b,a′為與氣體性質(zhì)和陶瓷球蓄熱體的透氣性有關(guān)的系數(shù)。

由圖2可見，陶瓷球直徑為15mm時(shí)在流速分別為0.354、0.442、0.531、0.619 m/s條件下，相同的流速對(duì)應(yīng)的dp/(LρfUm)差別很小，且分布大致在一條直線上，說(shuō)明dp/(LρfUm)和Um之間呈線性關(guān)系。即在蓄熱室結(jié)構(gòu)一定時(shí)，在該實(shí)驗(yàn)條件下氣體通過(guò)陶瓷球蓄熱體時(shí)的阻力損失與流速的平方成正比，與Ergun等人的研究結(jié)果一致。

圖2 dp/(LρfUm)隨流速Um的變化(D=15 mm)

2.4 Ergun方程的修正

對(duì)Ergun方程的修正，首先對(duì)Ergun方程變形得到：

(3)

定義

(4)

則

(5)

式中：Re為雷諾數(shù)，利用線性回歸求得K1、K2。

將實(shí)驗(yàn)結(jié)果代入公式(5)中，擬合成y=kx+b的形式，見圖3。所得到的數(shù)據(jù)點(diǎn)大致分布在一條直線的附近，近似呈線性關(guān)系，對(duì)這些數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行擬合后，得到K1=261，K2=0.52。

圖3 Fv與Re/(1-ε)的關(guān)系

3 結(jié)論

文章通過(guò)對(duì)工業(yè)上常用直徑的陶瓷球蓄熱器進(jìn)行冷態(tài)實(shí)驗(yàn)測(cè)試，分析了填充床高度、陶瓷球直徑和氣體流速對(duì)陶瓷球蓄熱器阻力特性的影響，得到如下結(jié)論：

(1)陶瓷球直徑、氣體流速一定時(shí)，填充床阻力損失隨填充床高度的增加而近似線性增大，單位球?qū)痈叨鹊膲航礵p/L基本不變；

(2)當(dāng)氣體流速與填充床高度一定時(shí)，阻力損失隨陶瓷球直徑的增大而減小。隨著氣體流速的增大，球徑越小阻力損失增加幅度越大；

(3)在蓄熱室結(jié)構(gòu)一定時(shí)，dp/(LρfUm)和Um之間呈線性關(guān)系，即氣體通過(guò)蓄熱體時(shí)的阻力損失與流速的平方成正比。

(4)修正厄根公式得到K1=261，K2=0.52。