新型往復式熱循環(huán)多孔介質(zhì)流動阻力特性試驗研究

新型往復式熱循環(huán)多孔介質(zhì)流動阻力特性試驗研究

0系統(tǒng)裝置結(jié)構的優(yōu)化設計隨著氣體消耗的廣泛應用，環(huán)境空氣材料的燃燒特性和污染物的排放特性得到了研究。往復式多孔介質(zhì)燃燒技術是將周期性換向技術和多孔介質(zhì)燃燒技術相結(jié)合而產(chǎn)生的新型氣體燃燒技術。國內(nèi)外學者分別進行了相應的研究,結(jié)果表明該技術在提高燃燒效率、燃燒速率、拓寬貧燃極限、節(jié)約燃料、降低污染物排放、實現(xiàn)超低熱值稀薄燃氣(如化工廠、噴漆車間排放尾氣)的高效潔凈燃燒等方面具有明顯的優(yōu)越性。在原有研究的基礎上,將往復式多孔介質(zhì)燃燒技術和蓄熱技術相結(jié)合,建立了新型往復式熱循環(huán)多孔介質(zhì)燃燒裝置。系統(tǒng)的多孔泡沫陶瓷和蓄熱體在強化燃燒、傳熱的同時,必然增大系統(tǒng)內(nèi)部的流動阻力損失。為掌握系統(tǒng)流動和阻力損失特性的分布規(guī)律,實現(xiàn)系統(tǒng)裝置結(jié)構的優(yōu)化設計和高效運行,研究者都對各自的研究對象進行了流動和阻力特性研究。本文在冷態(tài)試驗的基礎上,對不同換向半周期內(nèi)系統(tǒng)各段阻力損失的動態(tài)分布進行分析,研究空截面流速,二次風比,不同結(jié)構組合對系統(tǒng)各段阻力損失和系統(tǒng)最大阻力的影響,并根據(jù)Ergun方程對實驗數(shù)據(jù)進行回歸,給出不同結(jié)構參數(shù)組合下的關聯(lián)式系數(shù),為系統(tǒng)裝置結(jié)構的優(yōu)化設計和高效運行提供參考。1次風/地面雙通插裝式組合往復式熱循環(huán)多孔介質(zhì)燃燒系統(tǒng)具有結(jié)構對稱性(圖1)。在前半周期(t1)內(nèi),控制系統(tǒng)瞬間啟動電磁閥A和四通換向閥,常溫空氣分兩路進入系統(tǒng),一次風是沿底部一級預混室,經(jīng)電磁閥A進入A側(cè)多孔介質(zhì)燃燒器,同時,二次風由四通換向閥進入B側(cè)蓄熱器和燃燒器后,沿中間橫管進入A側(cè)多孔介質(zhì)燃器與一次風匯合,通過A側(cè)蓄熱器向上流動,由四通換向閥排出;同理,后半周期(t2)時,控制系統(tǒng)瞬間啟動電磁閥B,關閉電磁閥A,切換四通換向閥,一次風沿電磁閥B進入B側(cè)多孔介質(zhì)燃燒器,同時,二次風經(jīng)切換后的四通換向閥進入A側(cè)蓄熱器和燃燒器,通過中間橫管進入B側(cè)多孔介質(zhì)燃燒器與一次風匯合后,沿B側(cè)蓄熱器向上流動,經(jīng)四通換向閥排出,直到結(jié)束,完成一個周期。不斷重復上述過程,實現(xiàn)系統(tǒng)連續(xù)運行。圖中實線箭頭A表示t1半周期內(nèi)氣體流動方向,虛線箭頭B表示t2半周期內(nèi)氣體流動方向。試驗中,二次風比a是二次風量和一二次風量之和之比;各截面的空截面流速是該截面的氣體流量和該橫截面積之比。通過質(zhì)量流量計控制氣體流量,利用壓力傳感器(精度0.1%)和微差壓變送器(量程為±500Pa,精度為1%),以及與計算機相連的Agilent數(shù)據(jù)采集儀對系統(tǒng)各測點壓力信號實時測量和記錄,測點分布如圖2所示;通過時間繼電器調(diào)節(jié)換向半周期的大小,并與換向閥共同控制氣體流動方向。多孔介質(zhì)燃燒器內(nèi)填有氧化鋁泡沫陶瓷,長度為150mm,蓄熱器內(nèi)填有堇青石蜂窩蓄熱體和氧化鋁花瓣狀蓄熱小球,長度為440mm,具體結(jié)構參數(shù)組合如表1所示,結(jié)構參數(shù)組合1為漸變型多孔介質(zhì)結(jié)構,由下向上孔的公稱孔徑dm(單位長度除以單位長度上的孔總數(shù))依次為0.85、1.02、1.27、1.70、2.54mm各2塊組成。2試驗結(jié)果及分析2.1燃燒段阻力損失的變化幅值圖3是結(jié)構組合4下,換向半周期t=20s,燃燒器內(nèi)空截面流速V1=3.16m/s(一、二次風匯合后的總風速),蓄熱器內(nèi)空截面流速V2=0.35m/s(一、二次風匯合后的總風速),二次風比a=0.4時,系統(tǒng)各段阻力損失在周期性運行下的動態(tài)分布。圖中12表示圖2中1、2點之間的阻力損失,即B側(cè)燃燒器段阻力損失,同理,24表示2、4點之間的阻力損失,即B側(cè)蓄熱器段阻力損失,依次類推。如圖所示,在0~20s時,即t1內(nèi),12和24阻力損失為負值(流動方向向下,以下皆同),67、79、27、49為正值。因為這時A側(cè)燃燒器工作,氣體流動方向是:一次風直接由底部預混室進入A側(cè)燃燒器,同時,二次風由四通換向閥,沿B側(cè)蓄熱器和燃燒器向下流動,經(jīng)中間橫管達到A側(cè)燃燒器與一次風匯合后,一起經(jīng)A側(cè)蓄熱器向上流動,由四通換向閥排出。在20~40s時,即t2內(nèi),B側(cè)燃燒器工作,氣體流動方向突變,阻力損失同樣發(fā)生突變,12和24變?yōu)檎?67、79、27、49變?yōu)樨撝?。且半周期?nèi),各段阻力損失為定值,隨著切換半周期交替更替,各段阻力損失呈現(xiàn)出周期性交替變化,相位角相差180°,成為擬矩形波。其次,從各段阻力損失變化幅值分析,A/B側(cè)燃燒器和蓄熱器的阻力損失不對稱于零點,波峰幅值總大于波谷幅值;燃燒區(qū)段27的阻力損失和系統(tǒng)最大阻力損失49基本上關于零點對稱,幅值基本相等。這因為A/B側(cè)燃燒器和蓄熱器的阻力損失處于正值時,正好是一、二次風量匯合后的阻力損失,負值只是二次風量的阻力損失;然而,27之間阻力損失包括A、B兩側(cè)燃燒器和中間橫管,不論是t1還是t2內(nèi),總是一側(cè)為匯合后總風量的阻力損失,另一側(cè)為二次風的阻力損失,及二次風流經(jīng)中間橫管段的阻力損失。同理,對49也是如此。此外,同12,67各段阻力損失相比,27間阻力損失較大,說明中間橫管阻力損失較大,這因為中間橫管內(nèi)徑較小;與49相比,27阻力損失相差不大,說明蓄熱器阻力損失較小,這是為讓高溫煙氣和冷空氣與蓄熱器內(nèi)的蓄熱體充分換熱,使蓄熱器管徑大于燃燒器管徑造成的。2.2不同側(cè)燃燒材料的阻力損失圖4是相同工況下,系統(tǒng)各段阻力損失(總風量流經(jīng)各段的阻力損失)同換向半周期之間的變化關系。在不同半周期下,各段阻力損失基本為一定值。這說明周期性換向流動條件下,換向半周期的大小對流動阻力損失影響很小。其次,A側(cè)燃燒器與B側(cè)燃燒器,A側(cè)蓄熱器和B側(cè)蓄熱器的阻力損失基本相同。這由于系統(tǒng)A側(cè)和B側(cè)結(jié)構對稱性,相應各段多孔介質(zhì)材料相同,對應段的阻力損失基本相同。因此,在下面分析中,只對一側(cè)阻力損失進行分析。2.3次風比的影響圖5~9是結(jié)構組合1在t2半周期內(nèi),不同二次風比a下,系統(tǒng)各段阻力損失與空截面流速的關系。不同半周期t1/t2內(nèi),流經(jīng)相同部位的氣體流量不相同,以及相同半周期內(nèi),流經(jīng)各段的氣體流量并不相同,阻力損失差別明顯。圖5~6是t2半周期內(nèi),不同空截面流速V下,二次風比對B側(cè)燃燒器和蓄熱器阻力損失的影響。二次風比增大,但燃燒器和蓄熱器的阻力損失基本在一定值附近。這因為t2半周期內(nèi),B側(cè)燃燒器工作,一、二次風匯合于B側(cè)燃燒器入口,沿B側(cè)蓄熱器向上流動,由四通換向閥排出,雖然二次風比增大,但匯合總風量不變,所以,B側(cè)燃燒器和蓄熱器阻力損失變化很小。同理,由于系統(tǒng)結(jié)構對稱性和流動周期性,t1半周期內(nèi),二次風比變化對A側(cè)燃燒器和蓄熱器阻力損失影響同樣很小。圖7~8是t2半周期內(nèi),不同空截面流速V下,二次風比變化對A側(cè)燃燒器和蓄熱器的影響。二次風比a逐漸增大,A側(cè)燃燒器和蓄熱器阻力損失增大。這因為t2半周期內(nèi),B側(cè)燃燒器工作,二次風沿A側(cè)蓄熱器和燃燒器向下流動,經(jīng)中間橫管,進入B側(cè)燃燒器與一次風匯合,二次風比增大(雖然總風量不變),流經(jīng)A側(cè)燃燒器和蓄熱器的流量增大,阻力損失增加。同理,由于系統(tǒng)結(jié)構對稱性和流動周期性知,t1半周期內(nèi),B側(cè)燃燒器和蓄熱器阻力損失隨二次風比增大而增大。其次,對比圖7和圖8可見,燃燒器內(nèi)阻力損失大于蓄熱器內(nèi)阻力損失,這為了在蓄熱器內(nèi)進行充分熱交換,使燃燒器流通截面(0.0012m2)小于蓄熱器流動截面(0.0073m2),導致燃燒器段阻力損失較大,蓄熱器阻力損失較小。圖9是總風量不變、二次風比不同,系統(tǒng)最大阻力損失(圖2中49間阻力損失)與空截面流速V1的關系。各空截面流速下,隨二次風比增大,系統(tǒng)阻力損失明顯增大。上面分析知,t2半周期內(nèi),二次風比增大,B側(cè)燃燒器和蓄熱器阻力損失不變,A側(cè)燃燒器和蓄熱器內(nèi)阻力損失明顯增加;二次風流經(jīng)中間橫管的阻力損失迅速增大;導致系統(tǒng)阻力損失增加;當二次風比a>0.5后,二次風量成為主要風量,一次風量相對較小,阻力損失增大顯著,極限工況是二次風比為1時,阻力損失最大。2.4流速對多孔介質(zhì)阻力損失的影響圖5~9同時反映出空截面流速和阻力損失的關系。隨著空截面流速增加,阻力損失增加,空截面流速與阻力損失大體呈拋物線關系。由達西定律知,低流速下,多孔介質(zhì)阻力損失和速度成線性關系,隨著流速增大,成為過渡流時,達西定律不再適應,多孔介質(zhì)阻力損失和流速呈現(xiàn)出介于線性和拋物線之間的非線性關系;流速進一步增大成為充分發(fā)展的湍流時,流動阻力損失基本上與速度的平方成正比,呈拋物線分布。本試驗范圍(20<Re<700)處于過渡流到完全充分發(fā)展的湍流范圍之間,因此,空截面流速和阻力損失的拋物線關系并不十分明顯。2.5系統(tǒng)阻力損失了解多孔介質(zhì)結(jié)構參數(shù)組合的影響,對燃燒器和蓄熱器優(yōu)化至關重要。圖10是二次風比a=0.5,相同空隙率,不同孔徑的泡沫陶瓷對燃燒器阻力損失的影響。如圖所示,相同空隙率和空截面流速下,泡沫陶瓷孔徑減小,流動阻力損失增大。這包括兩方面原因,第一,空隙率相同,泡沫陶瓷徑越小,表面積越大,阻力損失增大;第二,氣體流過多孔介質(zhì)內(nèi)實際流速越大,阻力損失增大。對孔徑漸變結(jié)構組合1,其公稱孔徑dm≈1.48mm相對較大,因此,阻力損失小于組合2和組合4,只大于組合3。說明組合1孔徑漸變結(jié)構布置利于降低阻力損失。圖11是相同工況下,不同蓄熱體對B側(cè)蓄熱器內(nèi)阻力損失的影響。較低流速下,蓄熱小球阻力損失和蜂窩陶瓷阻力損失相差并不大,甚至還小于孔徑d2=3mm蜂窩陶瓷體的阻力損失;當空截面流速大于0.15m/s時,蓄熱小球阻力損失迅速增加,蜂窩體阻力損失增加相對較慢。這因為蓄熱小球雖然具有較低空隙率和隨機堆積產(chǎn)生流體流動的無向性,但比表面積較小。較低流速下,后者作用較明顯,阻力損失較小,與蜂窩體阻力損失差別不大;隨流速增加,前者作用占主導,空截面流速和湍流程度迅速加劇,阻力損失迅速增加。其次,蜂窩體d2=5mm阻力損失明顯小于d2=3mm阻力損失。這因為空隙率相同情況下,蜂窩蓄熱體孔徑越少,比表面積越大(d2=3mm的試驗蜂窩體比表面為825m2/m3,d2=5mm的試驗蜂窩體比表面積540m2/m3),流體與多孔介質(zhì)接觸面積大大增加,粘性剪切力就越大,阻力損失變大。圖12是相同工況下,4種結(jié)構參數(shù)組合對系統(tǒng)最大阻力損失的影響。如圖所示,組合2和4系統(tǒng)阻力損失較大,組合1和3系統(tǒng)阻力損失較小。對組合4,較低流速下阻力損失和其它組合相差不大,且小于組合2,隨流速增加,組合4系統(tǒng)阻力損失迅速增大,且在空截面流速大于1.5m/s后,組合4系統(tǒng)阻力損失最大。這因為較低流速下,蓄熱器內(nèi)徑較大,空截面流速小,阻力損失小,系統(tǒng)阻力損失主要取決于燃燒器泡沫陶瓷,組合4阻力小于組合2,但隨流速增大,組合4蓄熱器內(nèi)花瓣狀蓄熱小球的阻力損失迅速增大導致的(圖11)。組合3阻力損失最小是因為燃燒器和蓄熱器內(nèi)多孔介質(zhì)孔徑都最大,空隙率相同情況下,阻力損失最小。但從燃燒器的燃燒和傳熱特性分析,組合3泡沫陶瓷孔徑較大,向上游輻射和傳遞熱量較大,熱量容易散失,燃燒火焰容易向上游移動,甚至造成回火現(xiàn)象;組合1是泡沫陶瓷孔徑由上游向下游依次增大,燃燒熱通過輻射向下游傳遞熱量為主,向上游傳遞熱量較小,不易發(fā)生回火,火焰容易穩(wěn)定。因此,綜合流動阻力和火焰穩(wěn)定性考慮,組合1是一種比較合理的組合結(jié)構。3結(jié)構參數(shù)對經(jīng)驗系數(shù)影響本系統(tǒng)燃燒器和蓄熱器結(jié)構類似于堆積床,利用Ergun方程對試驗數(shù)據(jù)進行回歸,得到不同結(jié)構參數(shù)的經(jīng)驗系數(shù)C1、C2,如表2所示。多孔介質(zhì)孔徑對經(jīng)驗系數(shù)C1、C2影響較大。Ergun方程如下:將C1、C2代入方程(1)中,求得計算值,并與試驗值(圖10、11)比較,如圖13~14所示,回歸得到的計算結(jié)果和實驗結(jié)果符合較好。4次風比對系統(tǒng)阻力損失的影響(1)總體看,隨系統(tǒng)周期性運行,阻力損失動態(tài)分布呈周期性擬矩形波變化;燃燒器和蓄熱器內(nèi)阻力損失為非等幅變化,系統(tǒng)最大阻力損失和燃燒區(qū)段阻力損失基本為等幅變化。(2