蓄熱體余熱回收換熱器強化傳熱數(shù)值模擬

晁 陽， 薦蓓蓓， 韓東太

(中國礦業(yè)大學 電力工程學院，江蘇 徐州 221116)

0 引 言

蓄熱式燃燒技術是在原有高效節(jié)能技術的基礎上，通過實現(xiàn)低NOx排放，即將節(jié)能和環(huán)保結合而發(fā)展起來的。該技術的核心是快速切換型蓄熱式燃燒技術[1]。在蓄熱式燃燒技術領域，日本研制了以壓力損失小、比表面積大的蜂窩體為蓄熱材料，并提出降低空氣含氧量后進行燃料燃燒的新概念，即與傳統(tǒng)燃燒方式機理完全不同的高溫低氧燃燒技術，同時開發(fā)出實現(xiàn)極限余熱回收和低NOx排放燃燒的蓄熱式燒嘴[2]。

Klein[3]提出只在平行氣流方向發(fā)生變化，忽略垂直氣流方向的溫度變化的薄壁模型并求得解析解，簡化了蓄熱式熱交換器的溫度特性的計算，提供了蓄熱體熱效率的近似解。Anindya等[4]通過軸向擴散模型討論了流體的非均勻分布性及回流對蓄熱換熱的影響。Klein等[5]提出了只考慮軸向導熱忽略徑向導熱的薄壁模型，得出蓄熱體的熱效率的近似解。李朝祥[6]利用Hermite多項式進行系列變換，導出填充床內溫度分布隨時間分布的變化關系，分析陶瓷球蓄熱器的換熱規(guī)律及換向時間的確定。饒榮水[7]從熱力學的角度研究了蓄熱式熱交換器的熱工特性，提出了可用能效率的概念。Calchetti等[8]采用大渦模擬方法，建立了二維模型對高溫空氣燃燒進行數(shù)值研究。李偉等[9]對蜂窩蓄熱體內的傳熱過程進行了數(shù)值模擬，探討了氣體流速、材料比熱對蓄熱體性能的影響。羅海兵[10]通過有限差分法對熱風爐的蓄熱式換熱器進行數(shù)值模擬，得到了氣體溫度與蓄熱體溫度隨時間和沿蓄熱體高度的的變化規(guī)律。歐儉平等[11]建立了蓄熱體非穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)學模型，研究蜂窩蓄熱體的傳熱特性和格孔壁面上的應力變化規(guī)律，并求解蓄熱體內流體的流動和換熱過程。牟寶杰[12]搭建蜂窩陶瓷蓄熱體綜合性能試驗臺，測得了常用蓄熱體的化學組成及微觀結構參數(shù)和蜂窩陶瓷蓄熱體綜合參數(shù)數(shù)據(jù)庫。張小成[13]建立了蜂窩體蓄熱室流動與換熱過程的三維非穩(wěn)態(tài)數(shù)學模型，研究了溫度特性、熱回收率和壓力損失的變化規(guī)律，找到了確定最佳換向時間的方法。

蓄熱體換熱的研究方法主要包括實驗研究和數(shù)值研究，目前的數(shù)值研究主要集中于研究一次換熱效率的提高問題上，而對于二次回熱問題研究國內外尚未有深入研究，且大部分是基于早期的Nusselt模型，簡化了蓄熱體的換熱過程，忽略或部分考慮蓄熱體內部的導熱作用，設定流體的熱物性參數(shù)為常數(shù)等，不能完整反映蓄熱換熱的真實情況[14-15]。本文提出蜂窩陶瓷蓄熱體的傳熱數(shù)學模型，將研究重點放在二次回熱問題上，應用流體力學軟件CFD對蜂窩陶瓷蓄熱體的傳熱特性及流動特性進行了研究，探討了熱工操作參數(shù)以及溫度對氣體和蓄熱體的結構參數(shù)、物性參數(shù)等對蓄熱體熱效率的影響，蓄熱體內部徑向導熱與軸向導熱的共同作用。

1 試 驗

1.1 試驗原理與設備

系統(tǒng)的工作原理圖如圖1所示，每個蓄熱室的工作周期由蓄熱期和放熱期組成。

圖1 系統(tǒng)工作原理圖

1—送風機，2—流量控制閥，3—換向閥，4—引風機，5—U型管測壓計，6—流量計，7—燃燒室，K1～K4—測溫熱電偶，A、B—蓄熱室

工作原理[16]：當助燃空氣通過蓄熱室A內的蓄熱體進行蓄熱時，蓄熱室B充當排煙的角色，排出的煙氣同時加熱該蓄熱室內的蓄熱體。當常溫空氣由換向閥進入蓄熱室后，在經(jīng)過蜂窩陶瓷蓄熱體時被加熱，在極短時間內常溫空氣被加熱到接近爐膛溫度(一般比爐膛溫度低50～100 ℃)，這還取決于蓄熱體的蓄熱容量和蓄熱速率，然后此高溫空氣以相當高的速度噴入爐膛，進而抽引周圍爐內的氣體形成一股含氧量大大低于21%的稀薄貧氧高溫氣流，同時往稀薄高溫空氣附近注入燃料(燃油或燃氣)。這樣燃料即可在貧氧(2%～21%)狀態(tài)實現(xiàn)燃燒，經(jīng)過一定時間后爐膛內燃燒產(chǎn)生的煙氣經(jīng)過另一個蓄熱室排入大氣，爐膛內高溫煙氣通過蓄熱體時將高溫煙氣的熱量存在蓄熱體內，然后以高于露點溫度10～20 ℃的低溫排出煙氣。

蜂窩陶瓷蓄熱體的傳熱及流動數(shù)值模擬實驗，采用方形孔格蓄熱體，長度為200 mm，蜂窩體截面尺寸為3 mm×3 mm，壁厚為1 mm。

1.2 實驗條件

在蜂窩體內部，氣體為三維非穩(wěn)態(tài)層流流動，同時存在著3種不同形式的換熱過程，即煙氣或空氣內部導熱；蜂窩體與煙氣或空氣的對流換熱；蜂窩體內部的導熱、蓄熱和放熱。關于蜂窩體蓄熱室中的傳熱數(shù)學模型實際上就是在蓄熱室內氣體和蜂窩體微元體之間建立能量平衡方程。為了建立模型，簡化計算，作如下假設：①由于空氣和煙氣物性差異對蓄熱體特性的影響不大，忽略了煙氣與空氣的差異，在整個計算過程中，用空氣的物性參數(shù)代替煙氣的物性參數(shù)；②忽略煙氣、空氣在通道內的輻射換熱而只有對流換熱；③孔格內的傳熱相同，取一個單元孔格作為研究對象，固體取半壁厚，外壁絕熱；④蜂窩體的表面積及質量分布是均勻的, 蜂窩體表面為光滑表面；⑤考慮了溫度對氣體物性參數(shù)的影響，固體的比熱、密度與熱導率為常量；⑥相鄰兩個冷周期結束時空氣出口溫度相差小于0.5 K時，則認為蓄熱體已達到穩(wěn)定換熱狀態(tài)。

2 實驗結果與分析

2.1 啟動過程

蜂窩陶瓷從300 K開始工作，到穩(wěn)定工作狀態(tài)要經(jīng)歷一個啟動過程。啟動過程中，蜂窩陶瓷熱端與冷端氣體的瞬時溫度如圖2、3所示(圖中t=6.600×102s表示加熱開始后該時刻時靜態(tài)溫度收斂曲線，下同)。蜂窩陶瓷煙氣入口端為熱端，助燃空氣入口端為冷端。

圖2 啟動過程熱端氣體平均溫度

圖3 啟動過程冷端氣體平均溫度

在圖2中預熱空氣溫度隨切換次數(shù)的增加逐漸升高，然后增幅趨于平緩直至穩(wěn)定。在圖3中排煙溫度在開始的幾次切換過程中接近于362.5 K，隨后急劇上升，然后增幅逐漸放緩，最后趨于水平。這是因為在啟動過程中，蜂窩陶瓷的溫度不斷升高，使其與空氣的溫差變大，換熱能力增強，在冷卻期所能釋放的熱量也就越來越多，故預熱后的空氣出口溫度不斷升高；而每個加熱期蜂窩體吸收的熱量大于冷卻期被空氣帶走的熱量，每個換向周期完成后，都有剩余的熱量積累在蜂窩陶瓷內，導致蜂窩陶瓷的溫度不斷升高，使得它與煙氣的溫差逐漸減小，換熱能力不斷減弱，在加熱期所能吸收的熱量也就越來越少，因此煙氣出口溫度逐漸上升?？梢钥吹?，當時間達到500 s左右，蓄熱體達到飽和狀態(tài)。同時從圖2和圖3中還可以發(fā)現(xiàn)在每個周期內，預熱空氣溫度和排煙溫度是不斷變化的，在一個周期內，預熱空氣溫度不斷降低，排煙溫度不斷升高。

2.2 蜂窩體及氣體的溫度分布

圖3為加熱期末煙氣、冷卻期末空氣的溫度分布3D圖。z軸為長度方向，長度為200 mm，z軸中點坐標為400，頂部為熱端，煙氣入口(預熱后助燃空氣的出口)，坐標為300；底部為冷端，煙氣出口(助燃空氣入口)，坐標為500。x,y長度均為4，中點坐標為0。取圖3(a)、(b)在y=0處的剖而圖進行分析，見圖4。

(a) 加熱期末煙氣

(b) 冷卻期末空氣

在圖4(a)、(b)中兩側部分為蜂窩陶瓷，中間部分為氣體通道。兩側的等溫線為水平線分布，中間氣體等溫線為拋物線分布。這說明蜂窩陶瓷壁厚合適，在同一高度上換熱均勻，其溫度是相等的。在氣體區(qū)越靠近壁面對流換熱的強度越大，氣體溫度與蜂窩陶瓷溫度相近，越遠離壁面對流換熱的強度越小，氣體與蜂窩陶瓷有一定溫差；所以形成了拋物線分布，由于越接近冷端換熱能力越弱，所以越是接近冷端弧度越大。

圖4(a)等溫線為向下凸的，這是因為在加熱期煙氣向蜂窩陶瓷放熱，在同一高度上煙氣的溫度高于蜂窩陶瓷的溫度。425 K的煙氣從熱端進入，經(jīng)過一個加熱期，蜂窩陶瓷熱端與煙氣幾乎沒有溫度差(見圖5(a))，不再有蓄熱能力；隨著煙氣向下部冷端的移動，煙氣溫度逐漸降低，直至達到380 K左右從冷端出去。圖4(b)則恰好相反，冷卻期蜂窩陶瓷向助燃空氣放熱，在同一高度上蜂窩陶瓷的溫度高一于助燃空氣的溫度，等溫線向上凸。300 K的助燃空氣從冷端進入被預熱，經(jīng)過一個冷卻期后出口溫度只有360 K左右(見圖5(b))蜂窩陶瓷又恢復了蓄熱能力。

從圖5(a)、(b)可知，熱端加熱期末與冷卻期末蜂窩陶瓷的溫差在50 K左右，相對于冷端加熱期末與冷卻期末蜂窩陶瓷的溫差30左右(見圖5(c)，(d))大很多，故底部蜂窩陶瓷比頂部蜂窩陶瓷更容易損壞。

(a) 加熱期末

(b) 冷卻期末

(a) 熱端加熱期末

(b) 熱端冷卻期末

(c) 冷端加熱期末

(d) 冷端冷卻期末

2.3 氣體的速度分布

圖6(a)為加熱期末尾時刻橫截面上的二維氣體速度分布，圖6(b)為冷卻期末尾時刻橫截面上的氣體速度分布。這兩個截面其實在一個平面上，都位于蜂窩體高度方向的中點處，選取這兩個截面是因為它們的速度分布曲線是所有蜂窩體橫截面的分布曲線的典型代表。圖6(a)、(b)兩側速度為零的部分是蜂窩陶瓷，由于蜂窩陶瓷不運動，其速度當然為零。中間為氣體通道，其內氣體等速線分布為拋物線分布。

圖6(a)中的煙氣從熱端向冷端流動；圖6(b)中空氣從冷端向熱端流動。在蜂窩陶瓷內氣體由于通道尺寸太小且要逐漸呈層流分布，所以接近蜂窩陶瓷內壁的氣體速度要明顯低于中心區(qū)的氣體速度。這兩圖的速度曲線均為典型的層流速度分布，因此通道內氣體流動為層流流動，說明前面層流模型的選取是正確的。值得注意的是，較小的通道尺寸會使得壁面粗糙度對流動和換熱的影響相對變得較大，也就是在近壁區(qū)可能產(chǎn)生局部的湍流脈動，進而強化壁面和流體之間的換熱，由于模擬過程未考慮此影響因素，所以蜂窩體壁面溫度的計算值可能會與實際值稍微有些誤差。

圖7(a)中煙氣以3 m/s均勻分布的速度進入通道，在接近蜂窩體內壁處的煙氣速度明顯低于3 m/s，同時要保證煙氣的質量流量保持不變，所以煙氣逐漸呈層流分布，在入口處遠離蜂窩陶瓷壁的煙氣速度必然明顯高于3 m/s；圖7(b)中助燃空氣以2.75 m/s均勻分布的速度進入通道也有明顯的速度分層現(xiàn)象。

2.4 氣體的壓力分布

一個性能優(yōu)良的蜂窩體，不僅要有良好的換熱效果，還應該避免較大的流動壓力損失。這部分壓力損失主要由進出口局部阻力損失和沿程阻力損失組成，其中沿程阻力損失占總損失的絕大部分。

(a) 加熱期末

(b) 冷卻期末

(a) 加熱期末煙氣

(b) 冷卻期末空氣

圖8是加熱期末煙氣與冷卻期末空氣壓力分布圖，圖8與前面分析的剖面圖最大的不同就是等壓線的分布是呈水平線分布，也就是說在同一高度上氣體的壓力是相等的。這是因為蜂窩陶瓷內氣體流動為層流狀態(tài)，流動的沿程壓力損失只與雷諾數(shù)Re有關，并與其成正比。雖然氣體壓力在同一水平高度上沒有變化，但是沿高度方向上的變化卻很大。因為雷諾數(shù)Re=Vm,fde/vm,f，與氣體的平均流速成正比，而氣體的流速與溫度成正比，因此蜂窩陶瓷熱端的單位高度壓力損失要大于冷端。加熱期的煙氣壓力損失要大于冷卻期空氣的壓力損失，因為加熱期的煙氣平均速度比冷卻期空氣的平均速度大，并且由于溫度的原因，加熱期氣體的粘度比冷卻期的粘度高，所以加熱期的壓力損失會較冷卻期大，符合層流壓力損失的原理。

(a) 加熱期末煙氣

(b) 冷卻期末空氣

3 結 論

(1) 啟動過程。蜂窩陶瓷從300 K開始工作，到穩(wěn)定工作狀態(tài)要經(jīng)歷一個啟動過程，啟動時，預熱空氣溫度和排煙溫度不斷升高直至達到穩(wěn)定狀態(tài)。

(2) 溫度分布。蜂窩陶瓷的等溫線為水平線分布，中間氣體等溫線為拋物線分布。加熱期，等溫線為向下凸，在同一高度上煙氣的溫度高于蜂窩陶瓷的溫度；冷卻期，等溫線向上凸，在同一高度上蜂窩陶瓷的溫度高于助燃空氣的溫度。

(3) 速度分布。蜂窩陶瓷速度為零，氣體等速線為拋物線分布；蜂窩陶瓷內氣體由于通道尺寸太小且要逐漸呈層流分布，所以接近蜂窩陶瓷內壁的氣體速度要明顯低于中心區(qū)的氣體速度。

(4) 壓力分布。等壓線呈水平線分布，在同一高度上氣體的壓力是相等的。

(5) 熱效率及溫度效率。隨換向時間的增加均呈

現(xiàn)先上升后下降的趨勢，存在一個最佳換向時間。

(6) 氣體流速。對蓄熱體換熱性能有很大影響，存在一個最佳氣體流速使蓄熱體效率與經(jīng)濟效益達到最佳值。

(7) 蓄熱體的溫度隨時間和空間的變化而變化。蓄熱體的平均溫度與氣體出口溫度均隨著換向周期數(shù)的增加而升高，同時通過模擬也得到了蓄熱體和氣體的軸向溫度分布及截面溫度分布圖。

(8) 熱飽和時間反映了蓄熱體的蓄熱能力，其蓄熱能力越大，則熱飽和時間越長。

[1] 李忠友. 高溫低氧燃燒技術的關鍵設備——蜂窩狀蓄熱式熱交換器的優(yōu)化設計[J].工業(yè)加熱，2005(3):58-60.

LI Zhong-you. The key equipment of air combustion technology with high temperature and low O2—Optimization design in ceramic honeycomb regenerative heat exchanger[J].Industrial Heating,2005(3):58-60.

[2] 吳道洪，謝善清，楊 澤，等. 蓄熱式高溫空氣燃燒技術的應用[J].工業(yè)加熱，2000(3)：1-3.

WU Dao-hong, XIE Shan-qing, YANG Zhe,etal. The application of high temperature air combustion technology with the accumulation of heat [J]. Industrial Heating, 2000(3):1-3.

[3] Klein H, Eigenberger G. Approximate solutions for metallic regenerative heat exchangers[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2001(44):3553-3563.

[4] Anindya Roy, Sarit K Das. An analytical solution for a cyclic regenerator in the warm-up period in presence of an axially dispesiye wave[J]. Int J Therrn Sci,2001(40):21-29.

[5] Klein H, Eigenberger G. Approximate solutions for metallic regenerative heat exchangers[J]. Int J Heat and Mass Transfer, 2001(44):3553-3563.

[6] 李朝祥，陸鐘武，蔡九菊，等. 蓄熱式熱交換器熱工行為的研究[J]. 鋼鐵，2000, 35(1):55-59.

LI Chao-yang,LU Zhong-wu,CAI Jiu-ju,etal. Research regenerative heat exchanger thermal behavior[J]. Steel, 2000, 35(1):55-59.

[7] 饒榮水. 蓄熱式熱交換器熱工特性的熱力學分析[J]. 冶金能源, 2000,19(5):25-27.

RAO Rong-shui. Regenerative heat exchanger thermal properties of thermodynamic analysis[J]. Metallurgical Energy, 2000, 19(5):25-27.

[8] Calchetti G, Giacomazzi E, Rufoloni M. A work in progress about a LES simulation of combustion burner[C]//ENEA of Italy, eds. 4th International Symposium on High Temperature Air Combustion and Gasification. Rome, 2001: 48-52.

[9] 李 偉，祁海鷹，由長福，等. 蜂巢蓄熱體傳熱性能的數(shù)值研究. 工程熱物理學報,2001, 22(6):657-660.

LI Wei, QI Hai-ying, YOU Chang-fu,etal.Numerical study of cellular regenerator heat transfer performance[J]. Journal of Engineering Thermo Physics, 2001, 22(6):657-660.

[10] 羅海兵，陳維漢. 蓄熱式換熱器傳熱過程的數(shù)值模擬，化工裝備技術，2004，25(4):14-19.

LUO Hai-bing, CHEN Wei-han. Numerical simulation of heat exchanger Regenerative heat transfer process[J]. Chemical Equipment Technology, 2004,25(4):14-19.

[11] 歐儉平，蔣紹堅，蕭澤強. 蜂窩型蓄熱體傳熱過程熱工特性的數(shù)值研究[J]. 耐火材料, 2003,37(6):348-351.

OU Jian-ping, JIAN Jiang-shao, XIAO Ze-qiang. Numerical study of heat transfer process honeycomb regenerator thermal characteristics[J]. Refractory, 2003, 37(6):348-351.

[12] 牟寶杰. 蜂窩陶瓷蓄熱體阻力特性和傳熱特性實驗研究[D].山東理工大學，2011.

[13] 張小成. 陶瓷蜂窩體傳熱及氣體流動特性數(shù)值模擬研究[D]. 沈陽：遼寧科技大學，2007.

[14] 趙靜野，李建樹. 蓄熱式熱交換器數(shù)學模型的比較[J]. 北京建筑工程學院學報. 2003，19(2)：2-4.

ZHAO Jing-ye, LI Jian-shu. Comparison of regenerative heat exchanger mathematical model [J].Beijing Institute of Architectural Engineering, 2003, 19(2): 2-4.

[15] 楊永軍，武立云, 薛海濤,等. 新型蓄熱燃燒系統(tǒng)的實驗研究[J].工業(yè)加熱，2000(4)：16-19.

YANG Yong-jun, WU Li-yun, XUE Hai-tao,etal. A study on new type regenerative combustion system [J]. Industrial Heating,2000(4):16-19.