煤礦乏風瓦斯熱逆流氧化床的阻力特性研究

王鵬飛馮 濤，2李石林，2馬平原

1.湖南科技大學能源與安全工程學院 2.“煤炭資源清潔利用與礦山環境保護”湖南省重點實驗室·湖南科技大學

煤礦乏風瓦斯熱逆流氧化床的阻力特性研究

王鵬飛1馮 濤1，2李石林1，2馬平原1

1.湖南科技大學能源與安全工程學院 2.“煤炭資源清潔利用與礦山環境保護”湖南省重點實驗室·湖南科技大學

王鵬飛等.煤礦乏風瓦斯熱逆流氧化床的阻力特性研究.天然氣工業，2012，32（6）：73-77.

熱逆流氧化是實現煤礦乏風低濃度瓦斯減排和有效利用的主要技術之一。為了掌握熱逆流氧化床的阻力特性，更好地為其設計提供理論參考依據，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的數值研究，得出以下主要結論：①伴隨氣體溫度和流速在氧化床內變化，氧化床的壓強梯度也發生劇烈變化。在預熱段，壓強梯度的絕對值沿氣體流動方向增加；而在反應段內，壓強梯度基本保持不變；反應產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，到后半周期結束時恢復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。

煤礦 乏風瓦斯 熱逆流 氧化床 數值模擬 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，熱逆流氧化技術是實現煤礦乏風有效回收利用的主要技術之一，其工作原理是采用蓄熱氧化床實現氣固之間的能量傳輸和轉移［1－3］。為此，筆者通過數值模擬，分析了氧化床阻力與各因素之間的關系，為系統裝置結構的優化設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1所示，裝置啟動時，由電加熱元件將氧化床預熱，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（蜂窩陶瓷蓄熱體）加熱，溫度不斷提高，直至甲烷氧化。氧化的熱氣體繼續向氧化床的另一端移動，把熱量傳遞給熱交換介質而逐漸降溫。隨著氣體的不斷進入，氧化床入口一側溫度逐漸降低，出口一側溫度逐漸升高，在入口側沒有足夠的熱量將氣體加熱到氧化溫度以前，氣體流動發生反轉。該氧化裝置的關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的部分熱量進行回收，用于生產熱水或發電。

圖1 熱逆流氧化裝置原理示意圖

2 相關數學模型的建立

2.1 計算模型

模擬計算對象為自行設計的煤礦乏風瓦斯熱逆流

氧化裝置，裝置設計乏風瓦斯處理能力為500 m3／h，其蓄熱氧化床為臥式結構，氣流在氧化床內左右流動。氧化床尺寸為2.0 m（長）×0.8 m（寬）×0.8 m（高），由若干塊規格相同的方形蜂窩陶瓷填充而成。由于氧化床內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，采用當量連續法進行模擬計算［8］。

2.2 控制方程組

乏風瓦斯熱逆流氧化反應的模擬涉及熱傳導、對流、輻射和化學反應等諸多方面，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［9］：

1）蜂窩陶瓷有著良好的導熱性和輻射能力，而且整個氧化床絕熱性能良好，氧化床內溫度分布均勻，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）多孔介質為光學厚介質。

4）將化學反應簡化為單步總體反應。

2.3 內部阻力系數（Cx）的推導

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

式中Si是i（x，y，z）動量方程的源項；｜v｜是速度大小；D和C是矩陣。動量源項對多孔介質區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簡單情況下，則

式中μ為黏性系數；α為滲透性；Cx為內部阻力系數。

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vx中為氣體通過氧化床蜂窩陶瓷的表觀流速；ρx為當地氣體密度。

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下的阻力損失為：

式中υ0是進口乏風瓦斯的速度；a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。

根據理想氣體狀態方程有：

聯合式（9）～（12），可以推導出方形通道蜂窩體內部阻力系數為：

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＝300 K，則μ0＝1.86×10－5，ρ0＝1.07 kg／m3，代入式（13）可得出：

采用同樣的方法可以推導出其他通道形狀的蜂窩陶瓷的內部阻力系數，在Fluent中通過UDF程序定義內部阻力系數，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

計算區域取為長度為2 m的多孔介質區域，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置為試驗熱啟動結束時氧化床溫度分布函數，在Fluent中通過導入UDF程序來實現氧化床溫度場的初始化。將氧化床一端設置為速度入口邊界，另一端為壓力出口邊界，持續半個周期進行換向，將原壓力出口變為速度入口，入口速度大小、方向以及氣體組分與上半個周期一樣；原速度入口變為壓力出口，出口參數設置與前半個周期相同。這樣混合氣體在氧化床內的一正一逆持續流動的時間組成一個換向周期，如此循環進行，直至進入穩定狀態［12］。

3 結果與分析

3.1 氧化床阻力的基本特性

圖2 氧化床溫度和混合氣體速度分布圖

圖2為氧化床進入穩定運行后，任意一個周期結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個區段，即預熱段、反應段及蓄熱段［13］。圖3為對應時刻的氧化床壓強梯度及壓強損失分布圖。從圖3可以發現，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生劇烈變化。靠近氧化床進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為氧化床進入穩定運行后，任意周期內氧化床阻力的動態變化圖。由圖4可以看出，在前半周期內，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，到后半周期結束時恢復到該周期開始時的阻力值。圖5為氧化床阻力動態變化圖，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型波的形式呈現周期性變化。

圖3 氧化床壓強損失和壓強梯度分布圖

圖4 氧化床阻力在周期內的變化圖

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

圖5 氧化床阻力動態變化圖

圖6 處理乏風量對出口溫度及壓強損失的影響圖

氧化床處理乏風量的大小直接關系到氧化床蜂窩陶瓷格孔內氣流速度的大小，也會影響到氧化床蜂窩陶瓷內氣體和壁面的熱交換過程，同時也影響到整個氧化床內的壓強損失。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360 m3／h增加到840 m3／h時，出口溫度僅提高了14℃。對于結構尺寸一定的氧化床，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，流速增加也會導致乏風中部分瓦斯來不及參與反應而直接排走，降低了乏風中瓦斯的氧化率。因此，應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 乏風甲烷濃度對出口溫度及壓強損失的影響圖

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，氧化床溫度越高氣體通過時的黏性系數越大，其壓強損失也隨之增加。乏風中甲烷濃度越高，反應放出的熱量越多，而蜂窩陶瓷的蓄熱能力是有限的，當增大乏風甲烷濃度時，反應產生的熱量來不及被蜂窩陶瓷吸收即被排出，導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，反應區和高溫區向下游移動，出口溫度升高，從尾氣帶走的熱量增加。可見，在一定范圍內，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，考慮到設備的使用壽命，氧化床換向半周期不宜太小［14］。

圖8 換向半周期對出口溫度及壓強損失的影響圖

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%。多孔介質孔隙率是多孔介質空隙所占的份額，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。

圖9 氧化床孔隙率對出口溫度及壓強損失的影響圖

從圖9的氧化床出口溫度變化曲線可以發現，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℃。這個模擬結果的可信度與單溫度模型的缺點有關。在單溫度模型中，總是假設多孔介質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。改變孔隙率時，多孔介質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的孔隙率改變了多少，還與多孔介質的換熱面積改變了多少有關。但是，由于單溫度模型最根本的假設是多孔介質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在模型中完全體現不出來，因而，應用單溫度模型也就不能準確預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，應綜合考慮壓強損失和蓄熱能力等因素。

4 結論

1）熱逆流氧化床運行時，伴隨氣體溫度和流速在氧化床內部的變化，氣體所受到的阻力也發生劇烈變化。在預熱段，壓強梯度的絕對值沿氣體流動方向增加；反應段內，壓強梯度基本保持不變；反應產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，氧化床阻力在前半周期內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，到后半周期結束時恢復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。

［1］牛國慶.礦井回風流中低濃度瓦斯利用現狀及前景［J］.工業安全與環保，2002，28（3）：3-5.

［2］王鑫陽，杜金.濃度低于1%的礦井瓦斯氧化技術現狀及前景［J］.煤炭技術，2008，27（9）：1-3.

［3］張福凱，徐龍君.甲烷對全球氣候變暖的影響及減排措施［J］.礦業安全與環保，2004，31（5）：6-9.

［4］SU S，AGNEW J.Catalytic combustion of coal mine ventilation air methane［J］.Fuel，2006，85（9）：1201-1210.

［5］鄭斌，劉永啟，劉瑞祥.煤礦乏風的蓄熱逆流氧化［J］.煤炭學報，2009，34（11）：1475-1478.

［6］SU S，BEATH A，GUO H，et al.An assessment of mine methane mitigation and utilisation technologies［J］.Progress in Energy and Combustion Science，2005，31（2）：123-170.

［7］WARMUZINSKI K.Harnessing methane emissions from coal mining［J］.Process Safety and Environmental Protection，2008，86（5）：315-320.

［8］劉永啟，張振興，高振強，等.乏風瓦斯蓄熱氧化床阻力特性的數值模擬［J］.煤炭學報，2010，35（6）：946-950.

［9］馬世虎，解茂昭，鄧洋波.多孔介質往復流動燃燒的一維數值模擬［J］.熱能動力工程，2004，19（4）：384-388.

［10］呂兆華.泡沫型多孔介質等效導熱系數的計算［J］.南京理工大學學報：自然科學版，2001，25（3）：257-261.

［11］王鵬飛，馮濤，李石林，等.煤礦乏風瓦斯蜂窩蓄熱氧化床阻力特性研究［J］.安全與環境學報，2011，11（5）：180-183.

［12］張振興.基于均勻多孔介質模型的氧化床阻力特性數值研究［D］.淄博：山東理工大學，2010.

［13］杜禮明，解茂昭.預混氣體在多孔介質中往復式超絕熱燃燒的數值研究［J］.燃燒科學與技術，2005，11（3）：230-335.

［14］杜禮明.稀薄預混氣體在多孔介質超絕熱燃燒的研究［D］.大連：大連理工大學，2003.

（修改回稿日期 2012-04-08 編輯 何 明）

10.3787／j.issn.1000-0976.2012.06.018

國家自然科學基金項目“煤礦乏風低濃度瓦斯的熱逆流催化氧化”（編號：51076042）。

王鵬飛，1984年生，講師，博士；主要從事低濃度天然氣利用方面的研究工作。地址：（411201）湖南省湘潭市湖南科技大學能源與安全工程學院。E-mail：pfwang＠sina.cn