預(yù)熱催化氧化反應(yīng)器的變參數(shù)模擬計(jì)算

杜德娟， 劉永啟， 毛明明， 陳 帥， 鄭 斌， 孟 建

(山東理工大學(xué) 交通與車輛工程學(xué)院， 山東 淄博 255091)

中國(guó)煤礦每年排出的乏風(fēng)瓦斯既造成了能源浪費(fèi)又加劇了溫室效應(yīng)的影響[1-6]，目前有效處理乏風(fēng)瓦斯的技術(shù)有熱逆流氧化、催化逆流氧化和整體式催化氧化[7-10].山東理工大學(xué)自主研發(fā)的預(yù)熱催化氧化裝置是一種處理低濃度乏風(fēng)瓦斯的催化氧化裝置，它不僅具有結(jié)構(gòu)緊湊、占地面積小、機(jī)械強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，而且還能利用反應(yīng)后的廢氣預(yù)熱新鮮進(jìn)氣進(jìn)行能量回收，減少了能耗，提高了熱利用率和催化氧化床進(jìn)氣溫度，省去了加熱裝置，具有節(jié)能和環(huán)保的雙重意義.本文分析運(yùn)行參數(shù)及陶瓷參數(shù)的變化對(duì)流場(chǎng)溫度分布特性的影響，以期為預(yù)熱催化氧化裝置在今后的工業(yè)應(yīng)用中提供一定的技術(shù)參考和理論依據(jù).

圖1預(yù)熱催化氧化反應(yīng)器簡(jiǎn)圖

預(yù)熱催化氧化裝置的結(jié)構(gòu)如圖1所示，其工作原理如下：常溫的新鮮乏風(fēng)流經(jīng)預(yù)熱器、擴(kuò)張段由電加熱器加熱后進(jìn)入反應(yīng)室，在催化氧化床內(nèi)被氧化，氧化反應(yīng)放出的熱量一部分進(jìn)入陶瓷氧化床蓄熱，一部分由廢氣帶入預(yù)熱器內(nèi)傳遞給新鮮乏風(fēng)，降溫后的廢氣最終排入到大氣中.

1 模型的建立及實(shí)驗(yàn)對(duì)比

1.1 數(shù)值計(jì)算模型

利用gambit建立不加導(dǎo)流板的反應(yīng)室物理模型如圖2所示，簡(jiǎn)化后的模型由反應(yīng)室入口管道、擴(kuò)張段和反應(yīng)室構(gòu)成，反應(yīng)室的后半段為多孔介質(zhì)區(qū)域，其第一排為均溫均流床層，第二排至反應(yīng)室出口全部為催化氧化床層，是乏風(fēng)進(jìn)行氧化反應(yīng)的主要場(chǎng)所.流出預(yù)熱器的乏風(fēng)進(jìn)入反應(yīng)室入口管道，經(jīng)過擴(kuò)張段的導(dǎo)流作用進(jìn)入反應(yīng)室，通過多孔介質(zhì)區(qū)域流出反應(yīng)室.

(a)計(jì)算模型

(b)實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置圖2 模型及實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置

模型的結(jié)構(gòu)尺寸：管道橫截面及擴(kuò)張段縮口是邊長(zhǎng)為300 mm的四邊形，擴(kuò)張段擴(kuò)口橫截面是邊長(zhǎng)為600 mm的四邊形，反應(yīng)室為700 mm×600 mm×600 mm的長(zhǎng)方體.

邊界條件的設(shè)置：入口設(shè)置為速度入口，出口設(shè)為outflow出流邊界，壁面設(shè)置為絕熱或給定熱流密度，其中多孔介質(zhì)的粘性阻力系數(shù)在速度方向上設(shè)置為7.6×106，慣性阻力系數(shù)設(shè)置為86.65，其它方向的阻力系數(shù)各擴(kuò)大1 000倍，孔隙率設(shè)置為0.63，模型的網(wǎng)格數(shù)為155 200.

1.2 計(jì)算模型的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在催化床層中心軸線上均勻布置8個(gè)實(shí)驗(yàn)溫度測(cè)點(diǎn)，如圖2所示，測(cè)量?jī)x器為鎧裝熱電偶，允差等級(jí)為二級(jí).由于實(shí)驗(yàn)過程中存在散熱損失，模擬計(jì)算中的壁面設(shè)置為6kW/m2的熱流密度，圖3(a)、3(b)分別為入口溫度808K、甲烷濃度0.9%(條件1)和入口溫度797K、甲烷濃度0.65%(條件2)時(shí)對(duì)應(yīng)的催化床中心軸線上溫度分布趨勢(shì)的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對(duì)照.

(a)條件1

(b)條件2圖3 模擬與實(shí)驗(yàn)對(duì)照?qǐng)D

圖3(a)、3(b)中出口處的溫度測(cè)值分別為868K、834K，模擬數(shù)據(jù)為897K和842K，比實(shí)驗(yàn)值略高，但是就中心線上的溫度分布規(guī)律而言，模擬結(jié)果與試驗(yàn)基本一致，隨著氣體的流動(dòng)甲烷不斷發(fā)生氧化放熱反應(yīng)，氣體溫度升高.溫度變化曲線還顯示甲烷的氧化反應(yīng)在催化床入口端比較劇烈，隨著氣流后移反應(yīng)逐漸變緩，這源于氣流在進(jìn)入催化床初期，大部分甲烷達(dá)到燃燒溫度開始反應(yīng)，放出的熱量加熱氣流更加快了催化反應(yīng)的進(jìn)行，隨著氣流后移甲烷分子變少，氧化放熱量減少，故氣流溫度升溫減緩.在試驗(yàn)過程中由于散熱損失不均勻，散熱量較大以及局部存在漏氣現(xiàn)象等導(dǎo)致甲烷反應(yīng)放出的熱量有較大一部分通過床體散失，加熱氣流本身的熱量比較少，因此整體氣流的升溫過程較之模擬要慢.

2 模擬結(jié)果分析

保持氧化床結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，外壁面設(shè)置為絕熱，比表面積設(shè)置為1 800(m-1)，對(duì)反應(yīng)室模型進(jìn)行變運(yùn)行參數(shù)的模擬計(jì)算，分析運(yùn)行參數(shù)包括氣流速度、入口氣體溫度和入口甲烷濃度的變化對(duì)催化床溫度和甲烷濃度的影響規(guī)律[11-12].

2.1 入口氣流速度的影響

圖4(a)、4(b)為氣流入口溫度800K、甲烷濃度0.8%時(shí)，入口氣流速度分別為0.5m/s、1m/s、1.5m/s時(shí)對(duì)應(yīng)的反應(yīng)室中心軸線上的溫度分布趨勢(shì)和甲烷濃度變化趨勢(shì).

(a)溫度曲線

(b)甲烷濃度曲線圖4 速度對(duì)溫度場(chǎng)及甲烷濃度場(chǎng)的影響

由圖4中溫度變化趨勢(shì)可以看出，相同距離內(nèi)速度較小的氣流溫升較大，且隨著氣流的后移溫度變化趨于緩和，說明甲烷分子在初期的反應(yīng)放熱過程比較劇烈，在床體后半部分反應(yīng)逐漸變緩；從甲烷濃度變化曲線看，0.5m/s時(shí)甲烷濃度下降迅速，在到達(dá)出口前50mm處基本反應(yīng)完全，而1.5m/s的氣流其溫度自始至終保持穩(wěn)步上升的趨勢(shì)，甲烷濃度呈緩慢下降，直到出口甲烷濃度仍有0.18%.

出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因是當(dāng)速度較低時(shí)，甲烷分子在催化表面的駐留時(shí)間比較長(zhǎng)，有足夠的時(shí)間進(jìn)行吸附反應(yīng)并在催化劑表面進(jìn)行氧化放熱，氣流吸熱溫度升高后更加快了氧化反應(yīng)的速率；而氣流速度增大降低了甲烷分子在催化壁面的停留時(shí)間，當(dāng)停留時(shí)間小于某些關(guān)鍵的基元反應(yīng)所需要的時(shí)間時(shí)，表面反應(yīng)將不能進(jìn)行，直接導(dǎo)致部分甲烷分子還未來得及參加反應(yīng)就被高速氣流帶出氧化床，降低了甲烷氧化率及放熱效率.

2.2 入口溫度的影響

保持氣流的入口速度1m/s、甲烷濃度0.8%不變，分析氣流的入口溫度變化對(duì)溫度場(chǎng)及甲烷濃度場(chǎng)的影響規(guī)律，圖5是入口氣流溫度分別為700K、750K、800K所對(duì)應(yīng)的溫度及甲烷濃度變化趨勢(shì)圖.

(a)溫度曲線

(b)甲烷濃度曲線圖5 入口溫度對(duì)溫度場(chǎng)及甲烷濃度場(chǎng)的影響

入口溫度提高對(duì)氣流溫度場(chǎng)的影響是顯而易見的，如圖5中溫度變化曲線所示，800K的入口溫度必然要高于700K和750K的氣流入口溫度；溫度對(duì)甲烷氧化過程有重要影響的原因在于，入口溫度的提高可以增加甲烷分子的活性，增大氣流進(jìn)入催化床后達(dá)到起燃溫度的甲烷分子比例、加快反應(yīng)的進(jìn)行，初期反應(yīng)放熱量增加、氣流迅速吸熱升溫，將會(huì)促使其它甲烷分子提前進(jìn)入燃燒狀態(tài)，有利于后續(xù)表面催化反應(yīng)的進(jìn)行.

2.3 入口甲烷濃度的影響

煤礦乏風(fēng)瓦斯的一個(gè)很大特點(diǎn)就是濃度波動(dòng)范圍比較大，濃度的波動(dòng)往往會(huì)導(dǎo)致氧化床的溫度變化，因此有必要研究入口氣流中甲烷濃度的變化對(duì)溫度場(chǎng)分布的影響.氣流的入口溫度800K、速度1m/s保持不變，分析甲烷濃度分別為0.4%、0.6%和0.8%時(shí)的燃燒反應(yīng)過程，結(jié)果如圖6所示.

(a)溫度曲線

(b)甲烷濃度曲線圖6 甲烷濃度對(duì)溫度場(chǎng)和甲烷濃度場(chǎng)的影響

圖6中溫度變化曲線顯示，甲烷濃度0.8%的氣流在100mm距離內(nèi)的溫升比甲烷濃度0.4%的要高100多K，隨著氣流的逐漸后移兩種工況的溫差逐漸加大，出口煙溫相差150K以上；0.8%的甲烷濃度變化曲線較之0.4%的下降更為迅速，且轉(zhuǎn)化率也略高.出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因是在其它條件相同的情況下，甲烷濃度高的氣流低活化能的甲烷分子多，與催化壁面的活性微粒接觸的頻率增加，在氣體進(jìn)入反應(yīng)室時(shí)，達(dá)到燃燒溫度的甲烷分子比較多，相同的時(shí)間、距離內(nèi)放熱量大，氣流吸收燃燒放熱升溫較快，更加速了催化燃燒反應(yīng)的進(jìn)行，氣流整體反應(yīng)速率就大.反之，入口甲烷濃度小的氣流氧化放熱少，氣流升溫遲緩，整體反應(yīng)速率小.

2.4 比表面積的影響

陶瓷氧化床是反應(yīng)室的主要工作部分，合適的陶瓷床參數(shù)對(duì)反應(yīng)器的整體工作性能具有關(guān)鍵意義，分析陶瓷參數(shù)變化對(duì)氧化床溫度場(chǎng)的影響可以為氧化床的結(jié)構(gòu)參數(shù)選取及反應(yīng)室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供一定的理論依據(jù).在氣流入口速度1m/s、溫度800K、甲烷濃度0.8%不變的條件下，分析氧化床比表面積的變化對(duì)溫度場(chǎng)的影響.圖7所示為催化床的比表面積分別為1 300(m-1)、1 800(m-1)和2 300(m-1)時(shí)的溫度場(chǎng)和甲烷濃度場(chǎng)的變化趨勢(shì).

(a)溫度曲線

(b)甲烷濃度曲線圖7 比表面積對(duì)溫度場(chǎng)和甲烷濃度場(chǎng)的影響

圖7中溫度變化曲線顯示，比表面積較大時(shí)對(duì)應(yīng)的流場(chǎng)初溫較高，且在整個(gè)流通通道內(nèi)，2 300(m-1)對(duì)應(yīng)的溫度始終高于其它兩種比表面積.再看甲烷濃度變化圖線，在氣流進(jìn)入反應(yīng)室的100mm距離內(nèi)是催化反應(yīng)激烈進(jìn)行的階段，3種比表面積對(duì)應(yīng)的甲烷濃度下降都比較快，但是3種反應(yīng)速率的差別還是顯而易見的，比表面積較大更有利于反應(yīng)的快速進(jìn)行.

上述現(xiàn)象主要?dú)w因于比表面積的大小造成活性位數(shù)量的變化，影響到甲烷分子在流經(jīng)催化壁面時(shí)與活性微粒的吸附頻率.當(dāng)比表面積增大時(shí)，吸附反應(yīng)的速率增大可以加快表面催化反應(yīng)進(jìn)行的速率，單位時(shí)間內(nèi)氣流吸收的氧化放熱量較多，促進(jìn)了氣流整體反應(yīng)速度的提升.但是氣流的溫升及甲烷的反應(yīng)速率并不與比表面積的增加成正比關(guān)系，當(dāng)比表面積增加到一定數(shù)值時(shí)，活性位數(shù)量不會(huì)持續(xù)增加，故選擇合適的比表面積可以節(jié)省催化劑的涂覆成本.

3 結(jié)束語(yǔ)

對(duì)預(yù)熱催化氧化反應(yīng)器進(jìn)行了變運(yùn)行參數(shù)和陶瓷床比表面積的模擬計(jì)算，分析各參數(shù)的變化對(duì)流場(chǎng)溫度分布的影響，結(jié)果表明：

(1)入口氣流速度增加時(shí)，將會(huì)縮短甲烷分子在催化壁面的駐留時(shí)間、降低吸附反應(yīng)發(fā)生的頻率，進(jìn)而影響壁面催化反應(yīng)的進(jìn)行，導(dǎo)致部分甲烷分子未參加反應(yīng)就流出反應(yīng)室；入口溫度升高會(huì)增加甲烷分子的活性，進(jìn)入氧化床初期達(dá)到起燃溫度的甲烷分子比例增多，反應(yīng)放熱又促使氣體升溫加速催化反應(yīng)的進(jìn)行；適當(dāng)提高甲烷濃度可以增加甲烷分子與催化壁面的活性微粒觸碰的頻率，對(duì)氣體的初期反應(yīng)放熱過程有積極的促進(jìn)作用.

(2)陶瓷床比表面積的變化對(duì)甲烷的催化燃燒過程也有重要的影響，其它條件不變的情況下，提高催化床的內(nèi)比表面積可以增加單位體積內(nèi)的活性位數(shù)目，增加甲烷分子與活性微粒的接觸頻率，提高吸附基元反應(yīng)的速度.

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