高溫空氣產生系統(tǒng)冷態(tài)試驗研究

高溫空氣產生系統(tǒng)冷態(tài)試驗研究

高溫空氣氧化技術（hmg）是近年來生物化學領域最新興起的一個重要研究方向。通過使用超過燃料消耗溫度的高溫空氣，將固體燃料（如垃圾和生物燃料）氧化，不僅實現(xiàn)低焦油體積分數(shù)低和中熱值高的焦油體積，而且實現(xiàn)了向工業(yè)中的低碳排放。此外，結構簡單、操作靈活、效率低下、經濟良好。具有較強的發(fā)展前景和應用前景，引起了國內外的廣泛關注，并在工業(yè)生產中得到了應用。例如，美國和日本之間的先進meet-igc（met-gentrationsecuritycoinmining）液體層析成像系統(tǒng)。高溫空氣發(fā)生系統(tǒng)不僅能夠為垃圾、石煤和生物質等燃料提供高溫空氣氣化劑,而且在冶金、機械、鋼鐵等行業(yè)中具有很大應用前景,因此,曹小玲等人分別建立高溫空氣發(fā)生器,通過大量試驗和數(shù)值模擬對燃燒溫度、污染物排放、高溫空氣連續(xù)產生及產生溫度,煙氣排放溫度等特性進行研究.總體來看,研究仍相對較少,特別是國內,為提供一種運行更加穩(wěn)定、燃料利用率高、NOx污染物排放更低、結構更加小型化、負荷變化范圍更寬的高溫空氣產生系統(tǒng),在原有多孔介質燃燒技術的基礎上,本文將多孔介質燃燒技術和多孔介質蓄熱技術相結合,建立一種新型往復式熱循環(huán)多孔介質燃燒高溫空氣產生系統(tǒng).定性掌握系統(tǒng)在周期性換向中產生的壓力波動特性,確定高溫空氣產生的可行性,分析高溫空氣產生量的影響因素,對系統(tǒng)的穩(wěn)定運行至關重要.因此,本文依據(jù)理想氣體方程,將熱態(tài)工況下的氣體流量轉化到冷態(tài)下相應工況的氣體流量,對高溫空氣流產生的可行性、產生量以及系統(tǒng)內部波動特性進行冷態(tài)模擬,并從一次風量、二次風比和結構參數(shù)等方面進行了試驗研究,給出了相應變化規(guī)律,為系統(tǒng)設計和運行提供基礎.1設備和流程的系統(tǒng)1.1氣體流動方向t往復式熱循環(huán)多孔介質高溫空氣產生系統(tǒng),如圖1所示,主要由多孔介質燃燒器(一對)、多孔介質蓄熱器(一對)、高溫空氣分流器、周期性換向控制系統(tǒng)、流量控制系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)6大部分組成.圖中實線箭頭L表示T1半周期內系統(tǒng)內部氣體流動方向,虛線箭頭R表示T2半周期內系統(tǒng)內部氣體流動方向,主要工作原理基本同文獻中所述.但本文系統(tǒng)是以產生高溫空氣為目的,與文獻有所不同,主要表現(xiàn)在系統(tǒng)中間接管由高溫空氣分流器來代替;二次風通過四通換向閥進入蓄熱器和燃燒器A/B吸收熱量成為高溫空氣,由高溫空氣分流器進行分流,一部分進入多孔介質燃燒器A/B助燃,一部分成為終端產品,這樣周期性交替進行,從而連續(xù)不斷實現(xiàn)高溫空氣的產生.由于試驗在冷態(tài)條件下對高溫空氣分流器出口產生氣流的可行性以及產生量進行模擬,分流器出口氣流并不是真正的高溫空氣,本文稱該氣流為高溫空氣模擬氣流,該氣流量的大小稱為高溫空氣模擬氣流量.1.2高溫空氣模擬氣流試驗系統(tǒng)實驗時,關閉燃氣供給管路,前半周期T1開始時,周期性換向控制系統(tǒng)同時啟動電磁閥a和四通換向控制閥(05),空壓機產生的空氣經過儲氣穩(wěn)壓罐后分兩路進入系統(tǒng),一次風沿底部一級預混室(01),經電磁閥a到達二級預混室,進入多孔介質燃燒器A,同時,二次風由四通換向閥(05)進入多孔介質蓄熱器和燃燒器B后,通過高溫空氣分流器進行分流,一部分進入燃燒器A與一次風匯合,另一部分通過高溫空氣分流器出口排出,成為高溫空氣模擬氣流;后半周期T2內,周期性換向控制系統(tǒng)瞬時關閉電磁閥a,同時開啟電磁閥b和切換四通閥(05),二次風經四通換向閥切換后,進入多孔介質蓄熱器和燃燒器A后,進入高溫空氣分流器,一部分進入多孔介質燃燒器B與一次風匯合,一部分通過高溫空氣分流器出口排出,成為終端產品,直至后半周期結束,形成一個完整的周期.系統(tǒng)周期性交替運行,連續(xù)不斷產生高溫空氣模擬氣流.系統(tǒng)測點布置如圖2所示,利用微差壓變送器和壓力傳感器,以及與計算機相連的數(shù)據(jù)采集儀對測點壓力信號進行實時檢測與記錄.在高溫分流器出口安裝質量流量計用來測控高溫空氣模擬氣流量.一次風是指圖1中從底部一級預混室(01)進入多孔介質介質燃燒器A/B(03)的氣體流量;二次風是指沿四通換向閥(05)進入多孔介質燃燒器A/B(03)的氣體流量;二次風比是二次風量和一次風量之比;分流比是指高溫空氣模擬氣流量qVa和二次風量之比.在燃燒器內,試驗用多孔介質泡沫陶瓷,直徑為dm,空隙率為ε1,長度L1=150mm;蓄熱器內為蜂窩陶瓷或花瓣狀蓄熱小球,L1直徑為d2,空隙率為ε2,長度L2=440mm,詳見表1.其中燃燒段管徑為D1,蓄熱段管徑為D2.2系統(tǒng)壓力波動特性分析在高溫空氣分流器出口閥打開后,系統(tǒng)不僅結構具有明顯的對稱性,而且內部氣體周期性交替流動,為表述方便,以系統(tǒng)B側為對象,對系統(tǒng)的壓力波動特性進行分析;并從一次風量、二次風比和結構參數(shù)組合因素對高溫空氣模擬氣流產生的可行性以及高溫空氣模擬的氣流量進行討論和分析.2.1系統(tǒng)波動特征分析2.1.1壓力波動幅值隨時間的變化規(guī)律圖3是在B側、半周期T=20s、組合3下,高溫空氣分流器出口閥打開和關閉時,周期內B側各點壓力波動Δp與一次風量qV1的關系,圖中二次風比α=1,分流比β=βmax(即當分流器出口閥完全打開時的高溫空氣模擬氣流量與二次風量之比).可見,隨著一次風量的增加,各點壓力波動幅值明顯增加,呈現(xiàn)出明顯的拋物線關系,波動幅值大小依次是點4>點2>點1.由系統(tǒng)內部氣體流動方向知,前半周期T1內,點4為二次風進口,點9和高溫空氣分流器出口為氣體出口,二次風沿蓄熱器和燃燒器B向下流動,進入高溫空氣分流器,B側各點靜壓大小為點4>點2>點1.同理,后半周期T2內,4點和高溫空氣分離器出口為系統(tǒng)氣體出口,9點為二次風進口,B側各點壓力大小依次為點1>點2>點4,周期內B側各點壓力波動幅值分別為點4>點2>點1.其次,在相同工況下,高溫空氣分流器出口閥關閉時的壓力波動幅值(詳見文獻)明顯大于打開后,且隨一次風量增加,壓力波動幅值變化明顯沒有開口時圓滑.這是由于當空氣分流器出口閥關閉時,二次風全部進入另一側燃燒器與一次風匯合后,向上流動,由四通閥排出,沿程阻力急劇增加,波動幅值增大,穩(wěn)定性降低;在高溫空氣分流器出口閥打開后,二次風進入高溫分流器分流,一部分由分流器出口直接排出,緩解了系統(tǒng)內部的靜壓,壓力波動更加圓滑.2.1.2次風比二次風比的變化圖4是在組合2下,T=20s,qV1=30L/min,相應工況下β=βmax時,系統(tǒng)B側各點壓力波動幅值與α的變化關系.二次風比增加,B側各點壓力波動幅值與二次風比成拋物線變化關系;隨著二次風的變化,各點壓力波動幅值的大小還是點4>點2>點1;點1、2波動幅值之間的間距明顯寬于點2、4波動幅值間距,這由于系統(tǒng)中燃燒器的管徑明顯小于蓄熱器管徑,導致燃燒器內空截面流速顯著增大,阻力損失大,各點靜壓差距變大,間距變寬.2.1.3結構參數(shù)組合的影響圖5是在qV1=88L/min、T=20s、β=βmax、不同結構參數(shù)組合下,系統(tǒng)最大波動幅值Δpmax(點4)隨α變化關系.如圖所示,組合4波動幅值最大,組合2最小,組合1和3相差不大.這是因為當高溫空氣分流器出口閥打開后,系統(tǒng)靜壓緩解,燃燒器內各點壓力波動幅值降低.空隙率相同的泡沫陶瓷,孔徑變化對系統(tǒng)波動幅值影響相對變小.組合4在蓄熱器內采用了空隙率較低的花瓣狀蓄熱小球,在相同條件下,系統(tǒng)內沿程阻力損失大,波動幅值大于其他組合.組合1和3在蓄熱器內采用相同的蜂窩體,兩者波動幅值基本相同.組合2波動較小,可能是由于在燃燒段空隙率相同的情況下,蓄熱段采用了孔徑較大的蜂窩蓄熱體,波動幅值相對較小.在試驗條件下,不同結構參數(shù)組合的壓力波動幅值相差不大,孔徑變化的影響小于二次風比和一次風量的影響.2.2分流器內部流體流動方向和模擬氣流的測量為判斷高溫空氣分流器出口的模擬氣流是否完全來自二次風,沒有一次風,在高溫空氣分流器內布置測點5和10(如圖2所示),通過測量兩點之間阻力損失(壓差)的正負來判斷前后半周期內流體的流動方向,確定高溫空氣分流器出口的模擬氣流是否來自二次風量,從而確定高溫空氣模擬氣流產生的可行性.2.2.1結構組合組合對模擬氣流影響圖6給出了qV1=50L/min、T=20s、β=βmax、不同結構參數(shù)組合下,高溫空氣分流器內流動阻力損失Δpf與二次風比變化的關系.如圖所示,在不同的結構參數(shù)組合下,前后半周內的流動阻力損失基本相等,且對稱于零值.這是因為雖然結構參數(shù)組合發(fā)生變化,但每種結構組合參數(shù)關于高溫空氣分流器出口對稱,且分流器內結構沒有變化,因此T1和T2半周期內流經分流器內的流量不變,流動阻力損失相等,對稱分布.可見,對稱組合的結構參數(shù)變化對高溫空氣模擬氣流產生的可行性影響較小.其次,二次風比增大,阻力損失增大,成拋物線關系,這是因為一次風量不變,二次風比增大,流經高溫空氣分流器的模擬氣流增加,阻力損失增加,模擬氣流產生的可行性越好.2.2.2比色計算的阻力損失圖7給出了組合1、T=20s、β=βmax、不同二次風比下,前后半周期內,5、10兩點之間流動阻力損失隨一次風量之間的變化關系(以T1半周期內,分流器內流動方向為正,即阻力損失為正,如圖1所示).總體來看,在T1內,阻力損失為正,在T2內,阻力損失為負,前后半周期內,阻力損失明顯對稱于零值分布.這說明在T1內,分流器內阻力損失為正,說明此時氣體流動方向從點5流向點10,一次風沒有流進高溫空氣分流器,分流器出口的高溫空氣模擬氣流完全為二次風量的一部分(分流比所占部分);同理,在T2內,分流器內阻力損失為負值,說明此半周期內氣體流動方向是從點10流向點5,一次風沒有進入高溫空氣分流器,分流器出口流量為二次風量一部分;正負流動阻力損失基本零值對稱,說明是等流量流體流經的阻力損失,即二次風量和高溫空氣模擬氣流量之差,排除了一、二次風同時流進高溫空氣分流器的可能性.其次,隨著一次風增加,阻力損失明顯增大,呈現(xiàn)拋物線關系;且一次風量越大,對稱相對越好.說明在相同二次風比下,一次風量增大,高溫空氣模擬氣流產生的可行性就越好,這因為在二次風比相同的情況下,一次風量增大,二次風量也增大,高溫空氣模擬氣流量越大,可行性越好.2.2.3t1半周期內阻力損失的變化從圖7中還看出,二次風比的變化對高溫空氣模擬氣流產生有重要影響.圖7(a)中是在前后半周期內,小二次風比下,5、10兩點之間阻力損失分布.在α=0.5工況,一次風量小于45L/min時,T1半周期內,阻力損失出現(xiàn)了負值,這說明高溫空氣分流器內的氣體流動方向已經不能確定,一次風可能流入高溫空氣分流器,高溫空氣模擬氣流產生不可行.其次,一次風量增大,T1半周期內的阻力損失逐漸成為正值,但與T2半周期內的阻力損失對稱性較差.圖7(b)是在二次風比大于1.0時的分布.二次風比越大,阻力損失對稱性就相對越好,同樣說明二次風比越大,高溫空氣模擬氣流產生的可行性越好.需要指出的是,熱態(tài)試驗時,在系統(tǒng)結構參數(shù)一定下,高溫空氣產生溫度隨二次風比的增大而降低,因此,還需根據(jù)燃燒熱負荷、蓄熱體蓄熱能力、熱交換效率等因素才能確定燃燒狀態(tài)下最佳二次風比.2.3在高溫下模擬空氣流量的分析2.3.1分流比與二次風比圖8是當T=20s時,組合1在不同一次風量下,qVa與α的關系.如圖所示,在相同的一次風流量下,二次風比增大,高溫空氣模擬氣流量增大,呈拋物線關系;且二次風比增大,高溫空氣模擬氣流量的增大比例逐漸減小.同理,在相同二次風比下,隨著一次風量增大,高溫空氣模擬氣流量增大.但這只是高溫空氣模擬氣流量絕對值的增加,為進一步了解一次風量和二次風比對高溫空氣模擬氣流量的影響,給出了一個分流比,即高溫空氣模擬氣流量同二次風量之比,如圖9所示.隨二次風比增加,分流比逐漸減小.這說明二次風比增大,高溫空氣分流器產生的模擬氣流占二次風的比例越來越小,相對流量越少,反映出二次風比的增大并不有利于分流器出口模擬氣流量的增加.此外,不同一次風量下的分流比基本上相互重合,反映出高溫空氣分流器出口的模擬氣流量相對受一次風量的影響較小.2.3.2結構參數(shù)對分流比的影響圖10(a)給出了在qV1=50L/min、T=20s、不同結構參數(shù)組合下,qVa同α的變化關系;圖10(b)是分流比同二次風比的變化關系.可見在相同工況下,組合1的高溫空氣模擬氣流量最大,組合2和3次之,組合4最差.這說明在空隙率相同的情況下,采用孔徑漸變的多孔介質燃燒器,更加有利于高溫空氣模擬氣流量的產生.組合4采用了相對低