摘要  熱逆流氧化是實現(xiàn)煤礦乏風低濃度瓦斯減排和有效利用的主要技術(shù)之一。為了掌握熱逆流氧化床的阻力特性，更好地為其設(shè)計提供理論參考依據(jù)，借助Fluent計算流體力學軟件，對熱逆流氧化床阻力特性開展了相關(guān)的數(shù)值研究，得出以下主要結(jié)論：①伴隨氣體溫度和流速在氧化床內(nèi)變化，氧化床的壓強梯度也發(fā)生劇烈變化。在預(yù)熱段，壓強梯度的絕對值沿氣體流動方向增加；而在反應(yīng)段內(nèi)，壓強梯度基本保持不變；反應(yīng)產(chǎn)生的氣體進入蓄熱段后，溫度不斷下降，壓強梯度的絕對值也隨之下降。②氧化床阻力在前半周期內(nèi)隨時間增加而不斷降低；進入后半周期，氧化床阻力開始回升，到后半周期結(jié)束時恢復(fù)到該周期開始時的阻力值；隨著氣流方向的周期改變，氧化床阻力以V型波的形式呈現(xiàn)周期性變化。③氧化床的壓強損失隨著乏風量的增加幾乎呈線性增加、隨著乏風瓦斯中甲烷濃度的升高而增加、隨著蜂窩陶瓷孔隙率的增大而降低，而換向半周期對氧化床的壓強損失幾乎沒影響。

關(guān)鍵詞  煤礦  乏風瓦斯  熱逆流  氧化床  數(shù)值模擬  阻力  壓強梯度  影響因素

煤礦乏風瓦斯很難利用傳統(tǒng)燃燒器在沒有輔助燃料的情況下直接進行燃燒。目前，熱逆流氧化技術(shù)是實現(xiàn)煤礦乏風有效回收利用的主要技術(shù)之一，其工作原理采用蓄熱氧化床實現(xiàn)氣固之間的能量傳輸和轉(zhuǎn)移^[1-3]，為此，筆者通過數(shù)值模擬，分析了氧化床阻力與各因素之間的關(guān)系，為系統(tǒng)裝置結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計和高效運行提供參考。

1煤礦乏風瓦斯熱逆流氧化原理

熱逆流氧化裝置原理如圖l所示，裝置啟動時，由電加熱元件將氧化床預(yù)熱，使中央溫度達到點火溫度（800℃)，煤礦乏風瓦斯以一個方向流入并通過氧化床，氣體被熱交換介質(zhì)(蜂窩陶瓷蓄熱體)加熱，溫度不斷提高，直至甲烷氧化。氧化的熱氣體繼續(xù)向氧化床另一端移動，把熱量傳遞給熱交換介質(zhì)而逐漸降溫。隨著氣體的不斷進入，氧化床入口一側(cè)溫度逐漸降低，出口一側(cè)溫度逐漸升高，在入口側(cè)沒有足夠的熱量將氣體加熱到氧化溫度以前，氣體流動發(fā)生反轉(zhuǎn)。該氧化裝置的關(guān)鍵是將送入氧化床中的氣體不斷變換流動方向，使氣體在蓄熱體中吸熱升溫，以保證氧化過程的自維持^[4-7]。同時，在裝置中部安裝換熱器將反應(yīng)的部分熱量進行回收，用于生產(chǎn)熱水或發(fā)電。

2相關(guān)數(shù)學模型的建立

2．1  計算模型

模擬計算對象為自行設(shè)計的煤礦乏風瓦斯熱逆流氧化裝置，裝置設(shè)計乏風瓦斯處理能力為500 m³/h，其蓄熱氧化床為臥式結(jié)構(gòu)，氣流在氧化床內(nèi)左右流動。氧化床尺寸為2.0 m(長)×0.8 m(寬)×0.8 m(高)，由若干塊規(guī)格相同的方形蜂窩陶瓷填充而成。由于氧化床內(nèi)的氣流通道分布均勻，氣流通道當量直徑遠小于氧化床尺度，所以可以把蓄熱氧化床看做均勻多孔介質(zhì)，采用當量連續(xù)法進行模擬計算^[8]。

2．2控制方程組

乏風瓦斯熱逆流氧化反應(yīng)的模擬涉及熱傳導(dǎo)、對流、輻射和化學反應(yīng)等諸多方面，如果對其過程進行詳盡模擬，則運算量較大，為簡化起見特做如下假設(shè)^[9]：

1)蜂窩陶瓷有著良好的導(dǎo)熱性和輻射能力，而且整個氧化床絕熱性能良好，氧化床內(nèi)溫度分布均勻，故可將此問題簡化為一個一維問題。

2)蜂窩陶瓷擁有較大的比表面積，氣體和固體間的對流換熱系數(shù)足夠大，氣體和固體間存在著局部熱平衡，即在任一處它們的溫度相等(單溫度模型)。

3)多孔介質(zhì)為光學厚介質(zhì)。

4)將化學反應(yīng)簡化為單步總體反應(yīng)。

基于上述假設(shè)，控制方程組可簡化為下列方程。

多孔介質(zhì)輻射傳輸熱可由Rosseland模型來近似描述：

上式中下標s代表固體標量；下標g代表氣體標量；動量方程(3)中C_X為多孔介質(zhì)內(nèi)部阻力系數(shù)；能量方程(4)中導(dǎo)熱系數(shù)(k_eff)采用有效導(dǎo)熱系數(shù)，即k_eff= k_e + k_r，其中a是衰減系數(shù)(m^-1)，σ是斯蒂芬波爾茲曼常數(shù)5.672×10^-8W/(m ? K)，k_e是氣體和固體的等效導(dǎo)熱系數(shù)，其計算方法見本文參考文獻[10]；ω_i為第i種物質(zhì)的質(zhì)量生成速率；h_i為第i種物質(zhì)的比焓；H為反應(yīng)熱；Y_i為第i種物質(zhì)的質(zhì)量分數(shù)；組分守恒式(5)中J_i為組分i的擴散通量，J_i=ρ_gD_i▽Y_i。

2．3  內(nèi)部阻力系數(shù)(C_x)的推導(dǎo)

多孔介質(zhì)模型的動量方程是在標準動量方程的基礎(chǔ)上添加動量源項而成，源項包括滲透損失和內(nèi)部損失2個部分，即

式中S_i是i(x，y，z)動量方程的源項；|v|是速度大??；D和C是矩陣。動量源項對多孔介質(zhì)區(qū)域的壓力梯度有影響，生成一個與速度成正比的壓降。

在各向同性多孔介質(zhì)簡單情況下，則

式中v_x為黏性系數(shù)；a為滲透性；C_X為內(nèi)部阻力系數(shù)。

如果模擬為穿孔板或者管道堆，則其動量方程可以消除滲透項而只用內(nèi)部損失項，即乏風瓦斯在蜂窩陶瓷通道中的流動可以看成為管道堆中多孔介質(zhì)的流動，從而可以得出蜂窩陶瓷沿長度方向上的動量源項為：

式中v_x中為氣體通過氧化床蜂窩陶瓷的表觀流速；p_x為當?shù)貧怏w密度。    。

本文參考文獻[11]中對蜂窩陶瓷阻力損失進行了理論研究，得出了方形通道蜂窩體熱態(tài)下的阻力損失為：

式中u。是進口乏風瓦斯的速度；α以是蜂窩陶瓷方形通道邊長；T₀和μ₀分別代表進口乏風瓦斯的溫度和黏性系數(shù)。

根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程有：

聯(lián)合式(9)～(12)，可以推導(dǎo)出方形通道蜂窩體內(nèi)部阻力系數(shù)為：

式中ρ₀為氧化床進口乏風瓦斯的密度。已知乏風瓦斯的溫度T₀=300K，則μ₀=l.86×10^-5，p₀=1.07kg／m³，代入(13)可得出：

采用同樣的方法可以推導(dǎo)出其他通道形狀的蜂窩陶瓷的內(nèi)部阻力系數(shù)，在Fluent中通過UDF程序定義內(nèi)部阻力系數(shù)，僅選取方形通道蜂窩陶瓷填充的氧化床進行研究。

2．4邊界條件

計算區(qū)域取為長度為2 m的多孔介質(zhì)區(qū)域，氧化床中間換熱器段暫不考慮，邊界條件簡化為：

2．5初始條件和求解

借助Fluent軟件對煤礦乏風瓦斯熱逆流氧化過程進行求解。求解時，把氧化床初始溫度設(shè)置為試驗熱啟動結(jié)束時氧化床溫度分布函數(shù)，在Fluent中通過導(dǎo)入UDF程序來實現(xiàn)氧化床溫度場的初始化。將氧化床一端設(shè)置為速度入口邊界，另一端為壓力出口邊界，持續(xù)半個周期進行換向，將原壓力出口變?yōu)樗俣热肟?，入口速度大小、方向以及氣體組分與上半個周期一樣；原速度入口變?yōu)閴毫Τ隹?，出口參?shù)設(shè)置與前半個周期相同。這樣混合氣體在氧化床內(nèi)的一正一逆持續(xù)流動的時間組成一個換向周期，如此循環(huán)進行，直至進入穩(wěn)定狀態(tài)^[12]。

3結(jié)果與分析

3．1氧化床阻力的基本特性

圖2為氧化床進入穩(wěn)定運行后，任意一個周期結(jié)束時氧化床溫度和混合氣體速度分布圖，模擬時不考慮熱損失的影響。從圖2可以看出，該工況參數(shù)下(換向半周期為4 min，乏風量為480 m³／h，乏風甲烷濃度為0．5％)，氧化床溫度基本成梯形分布，沿氧化床長度方向可以將其分為3個區(qū)段，即預(yù)熱段、反應(yīng)段及蓄熱段^[3]。圖3為對應(yīng)時刻的氧化床壓強梯度及壓強損失分布圖。從圖3可以發(fā)現(xiàn)，伴隨氧化床溫度和氣體流速沿氧化床高度方向變化，氣體所受到的阻力也發(fā)生劇烈變化?？拷趸策M口段的氧化床溫度和氣體流速沿氣體流動方向逐漸升高，壓強梯度的絕對值也隨之升高，且增加幅度不斷加大；在氧化床中間段的溫度和氣體流速沿氣流運動方向基本保持不變，壓強梯度也保持不變；隨著氣體往氧化床端頭移動，氣體溫度和速度不斷下降，壓強梯度的絕對值也隨之下降。圖4為氧化床進入穩(wěn)定運行后，任意周期內(nèi)氧化床阻力的動態(tài)變化圖。由圖4可以看出，在前半周期內(nèi)，氧化床阻力不斷下降；進入后半周期后，氧化床阻力隨時間開始回升，到后半周期結(jié)束時恢復(fù)到該周期開始時的阻力值。圖5為氧化床阻力動態(tài)變化圖，從圖5可看出，隨著氣流方向的周期改變，氧化床的阻力以V型波的形式呈現(xiàn)周期性變化。

3．2氧化床阻力的影響因素

3．2．1  處理乏風量對氧化床阻力損失的影響

氧化床處理乏風量的大小直接關(guān)系到氧化床蜂窩陶瓷格孔內(nèi)氣流速度的大小，也會影響到氧化床蜂窩陶瓷內(nèi)氣體和壁面的熱交換過程，同時也影響到整個氧化床內(nèi)的壓強損失。圖6為乏風甲烷濃度為0．5％、換向半周期為2 min工況下，某一個周期內(nèi)的平均壓強損失和平均出口溫度隨乏風量的變化圖(以下壓強損失和出口溫度均為周期內(nèi)的平均值)。從圖6可以看出，隨著處理乏風量的增加，氧化床壓強損失幾乎呈線性增加，而出口溫度變化并不明顯，乏風量由360m³／h增加到840 m³／h時，出口溫度僅提高了l4℃。對于結(jié)構(gòu)尺寸一定的氧化床，提高乏風量，雖然增加了其處理乏風的能力，但氧化床壓強損失和出口溫度都有所提高，既增加了風機能耗，又降低了熱量回收率，同時，流速增加也會導(dǎo)致乏風中部分瓦斯來不及參與反應(yīng)而直接排走，降低了乏風中瓦斯的氧化率。因此，應(yīng)合理選擇氧化床的處理乏風量。 

3．2．2  甲烷濃度對氧化床壓強損失的影響

圖7給出了氧化床壓強損失和出口溫度隨進口乏風甲烷濃度的變化圖，模擬時保持上述模擬換向半周期(2 min)不變，將乏風量設(shè)置為480 m³／h。從圖7壓強損失變化曲線可以看出，氧化床壓強損失隨乏風中甲烷濃度的增大而增加。在乏風量一定的情況下，乏風中甲烷濃度越大輸入氧化床的熱值也就越高，氧化床溫度峰值及整體溫度也隨之提高，而氧化床壓強損失和其溫度密切相關(guān)，氧化床溫度越高氣體通過時的黏性系數(shù)越大，其壓強損失也隨之增加。乏風中甲烷濃度越高，反應(yīng)放出的熱量越多，而蜂窩陶瓷的蓄熱能力是有限的，當增大乏風甲烷濃度時，反應(yīng)產(chǎn)生的熱量來不及被蜂窩陶瓷吸收即被排出，導(dǎo)致氧化床出口溫度升高。

3．2．3換向半周期對氧化床壓強損失的影響

圖8描述的是換向半周期與氧化床壓強損失及出口溫度之間的關(guān)系(乏風量為480 m³／h，甲烷濃度為0．5％)。由圖8可知，隨著換向時間的延長，壓強損失和出口溫度均有所提高，但壓強損失增加不明顯。換向半周期從1 min延長至6 min，壓強損失僅僅提高了4 Pa，而出口溫度提高了將近60℃。可見，換向半周期對氧化床壓強損失幾乎沒影響，而對出口溫度有顯著影響。隨著換向半周期的延長，氧化床進口段溫度下降劇烈，反應(yīng)區(qū)和高溫區(qū)向下游移動，出口溫度升高，從尾氣帶走的熱量增加?？梢?，在一定范圍內(nèi)，半周期越短，氧化床出口溫度越低，越有利于提高能量的利用效率。而實際中，如果換向半周期過小，會導(dǎo)致大量乏風在換向時沒來得及氧化而直接被吹走，同時，考慮到設(shè)備的使用壽命，氧化床換向半周期不宜太小^[14]。

3．2．4孔隙率對氧化床壓強損失的影響

在煤礦乏風甲烷濃度為0．5％、風量為480 m³／h的工況下，不同孔隙率蜂窩陶瓷組成的氧化床壓強損失及出口溫度變化曲線如圖9所示。從圖9可以看出，氧化床壓強損失隨著孔隙率的增大而顯著降低，孔隙率由0．50增大到0．70時，壓強損失由220 Pa降低

到143．6 Pa，降低了35％。多孔介質(zhì)孔隙率是多孔介質(zhì)空隙所占的份額，孔隙率增大，單位體積的空隙增大，氧化床的流通能力加強，其壓強損失將降低。

從圖9的氧化床出口溫度變化曲線可以發(fā)現(xiàn)，孔隙率的變化對出口溫度影響不大，孔隙率由0．50增大到0．70時，出口溫度僅僅升高了5℃。這個模擬結(jié)果的可信度與單溫度模型的缺點有關(guān)。在單溫度模型中，總是假設(shè)多孔介質(zhì)中固體與氣體之間換熱充分，因而，固體與氣體溫度處處相等。而實際上，多孔介質(zhì)的固體與氣體之間的換熱取決于換熱面積及氣固之間的對流換熱系數(shù)。改變孔隙率時，多孔介質(zhì)的換熱面積也必然會改變，這時，出口溫度不僅決定于多孔介質(zhì)的孔隙率改變了多少，還與多孔介質(zhì)的換熱面積改變了多少有關(guān)。但是，由于單溫度模型最根本的假設(shè)是多孔介質(zhì)中固體與氣體之間的換熱效果極好，所以換熱面積和對流換熱系數(shù)在模型中完全體現(xiàn)不出來，因而，應(yīng)用單溫度模型也就不能準確預(yù)測孔隙率變化時的出口溫度變化。在確定蜂窩陶瓷孔隙率時，應(yīng)綜合考慮壓強損失和蓄熱能力等因素。

4  結(jié)論

1)熱逆流氧化床運行時，伴隨氣體溫度和流速在氧化床內(nèi)部的變化，氣體所受到的阻力也發(fā)生劇烈變化。在預(yù)熱段，壓強梯度的絕對值沿氣體流動方向增加；反應(yīng)段內(nèi)，壓強梯度基本保持不變；反應(yīng)產(chǎn)生的氣體進入蓄熱段后，溫度不斷下降，壓強梯度的絕對值也隨之下降。

2）在任意周期內(nèi)，氧化床阻力在前半周期內(nèi)隨時間增加而不斷降低，進入后半周期后，氧化床阻力開始回升，到后半周期結(jié)束時恢復(fù)到該周期開始時的阻力值；氧化床阻力隨著氣流方向的周期改變以v型波的形式呈現(xiàn)周期性變化。

3)在其他條件不變的情況下，氧化床壓強損失隨著乏風量的增加幾乎呈線性增加，隨著乏風中甲烷濃度的升高而增加，隨著蜂窩陶瓷孔隙率的增大而降低，而換向半周期對氧化床壓強損失幾乎沒影響。

參  考  文  獻

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本文作者：王鵬飛馮濤  李石林  馬平原

作者單位：湖南科技大學能源與安全工程學院   “煤炭資源清潔利用與礦山環(huán)境保護”湖南省重點實驗室·湖南科技大學