蒸汽-蘭炭傳熱及余熱回收特性

高海波， 劉永啟， 鄭 斌， 孫 鵬， 宋曉軼， 陸 敏， 馬煜翔， 高召強(qiáng)

(山東理工大學(xué)交通與車輛工程學(xué)院， 淄博 255049)

近年來，隨著能源危機(jī)和環(huán)境污染的加劇，中國制定了各種限制能源消耗的政策法規(guī)，同時(shí)鼓勵(lì)節(jié)能減排和可再生能源的開發(fā)利用，以促進(jìn)集約型經(jīng)濟(jì)的發(fā)展[1-2]。蘭炭是侏羅紀(jì)煤經(jīng)過低溫干餾后獲得的清潔燃料，蘭炭已經(jīng)逐步取代冶金焦在燒結(jié)礦、高爐噴吹、煉焦等工業(yè)生產(chǎn)中得到應(yīng)用[3]。目前中國蘭炭生產(chǎn)規(guī)模已超過1億噸，但生產(chǎn)過程中普遍采用水熄方法對蘭炭進(jìn)行冷卻，蘭炭含水率高、均勻冷卻效果差，影響了蘭炭的質(zhì)量，同時(shí)蘭炭的顯熱沒有得到回收利用，大量的余熱資源被浪費(fèi)。針對蘭炭生產(chǎn)過程中大量余熱資源被浪費(fèi)的問題，提出了在料流換熱器內(nèi)通過蒸汽實(shí)現(xiàn)蘭炭余熱回收的新方法，相比水熄方法節(jié)省了水資源和蘭炭干燥過程中的煤氣，對蘭炭余熱的回收再利用實(shí)現(xiàn)了再生能源替代傳統(tǒng)能源的發(fā)電方式。該技術(shù)在蘭炭余熱資源化的同時(shí)，也減少了排放的熱污染，極大地推進(jìn)了節(jié)能減排工作。

在燒結(jié)礦余熱利用方面,許多學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)和模擬的方法研究了燒結(jié)礦內(nèi)氣固對流換熱特性[4-7]。Yang等[8]采用圓形和橢圓形的軸承鋼作為固體介質(zhì)通過實(shí)驗(yàn)研究了新型顆粒結(jié)構(gòu)填料床內(nèi)的強(qiáng)制對流換熱系數(shù)。常慶明等[9]建立了冷卻氣體與干熄焦的氣固換熱模型，研究了冷氣流量對氣固對流傳熱的影響規(guī)律。Bu等[10]采用短圓柱代替顆粒間的接觸熱阻，研究了顆粒與氣體之間的強(qiáng)迫對流換熱。Hou等[11]利用CFD-DEM耦合的方法研究了流化床內(nèi)顆粒材料特性對氣固傳熱機(jī)制的影響規(guī)律。Zheng等[12]建立了單層石油焦顆粒的非穩(wěn)態(tài)三維傳熱模型，研究了顆粒傳熱過程中氣固貢獻(xiàn)率。

綜上所述，國內(nèi)外學(xué)者對蒸汽-蘭炭傳熱過程中的余熱回收特性研究較少，氣固傳熱機(jī)理尚不清楚。本文建立了蒸汽-蘭炭三維非穩(wěn)態(tài)傳熱模型，對單顆粒傳熱機(jī)理進(jìn)行了分析，并研究了蘭炭粒徑、料層厚度和蒸汽流量對蒸汽-蘭炭傳熱及余熱回收特性的影響機(jī)理，從而為蘭炭余熱的高效回收和利用提供理論依據(jù)和最佳操作參數(shù)。

1 模型的簡化和數(shù)學(xué)描述

1.1 模型的簡化

蒸汽與蘭炭的對流換熱在料流換熱器內(nèi)進(jìn)行，料流換熱器結(jié)構(gòu)如圖1所示，蘭炭顆粒如圖2所示。當(dāng)高溫蘭炭在料流換熱器內(nèi)依靠重力向下不斷移動時(shí)，蒸汽從下向上對高溫蘭炭進(jìn)行對流冷卻。蘭炭流速非常緩慢且蘭炭顆粒間的相對位置幾乎不變，與蒸汽流速相比可以忽略，因此假定蘭炭顆粒是靜止的。雖然蘭炭形狀并非標(biāo)準(zhǔn)的球體，但是蘭炭顆粒具有較高的球形度，因而將料流換熱器內(nèi)蒸汽-蘭炭換熱簡化為蒸汽在蘭炭顆粒組成的球體間的流動和換熱。在顆粒的簡單立方堆積中存在最小的對稱單元，將最小對稱單元中顆粒間接觸熱阻用短圓柱來代替，如圖3(a)所示，利用Gambit建立的顆粒簡單立方堆積物理模型整體圖如圖3(b)所示。

圖1 換熱器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of heat exchanger

圖2 蘭炭顆粒Fig.2 Semi-coke particle

圖3 物理模型Fig.3 Physical model

1.2 模型的數(shù)學(xué)描述

在Fluent 中將換熱模型的上、下、左、右面設(shè)置為絕熱壁面，進(jìn)口介質(zhì)為飽和蒸汽，初始溫度為378 K，進(jìn)口速度為0.12～0.32 m/s，蘭炭顆粒和短圓柱的初始溫度為873 K，蒸汽與固體的接觸面設(shè)為氣固耦合壁面。利用Dracy-Brinkman-Forchheimer方程和非局部熱平衡方法獲得了蒸汽和蘭炭的流動與傳熱方程。

蒸汽的連續(xù)性方程：

(1)

式(1)中：ρf為蒸汽密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；Vf為蒸汽速度，m/s。

蒸汽的標(biāo)準(zhǔn)動量方程：

(2)

式(2)中：Pf為蒸汽微元體上的壓力，Pa；μ為動力黏度，(N·s)/m2；f為蒸汽微元體的體積力，N/m3。

蒸汽的能量方程：

ε·(λfTf)+hv(Ts-Tf)

(3)

式(3)中：ε為孔隙率；Cf為蒸汽比熱容，J/(kg·K)；Tf為蒸汽溫度，K；λf蒸汽導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·k)；hv為蒸汽與蘭炭間的體積換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Ts為蘭炭溫度，K。

蘭炭的能量方程：

(1-ε)·(λsTs)+hv(Tf-Ts)

(4)

式(4)中：ρs為蘭炭密度，kg/m3；Cs為蘭炭比熱容，J/(kg·K)；Vs為蒸汽相對于蘭炭的速度，m/s；λs為蘭炭導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與模型驗(yàn)證

圖4為蒸汽-蘭炭換熱實(shí)驗(yàn)臺，蒸汽-蘭炭對流換熱實(shí)驗(yàn)由該實(shí)驗(yàn)臺進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)具體結(jié)構(gòu)示意圖如圖5所示。利用實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)對所建立的模型進(jìn)行驗(yàn)證，當(dāng)蘭炭粒徑為9 mm時(shí)，蘭炭料床溫度的實(shí)驗(yàn)與模擬的比較如圖6所示。由圖6可知，料床溫度的實(shí)驗(yàn)與模擬的誤差小于8%，因此模型是合理的，可以用于進(jìn)一步的模擬計(jì)算。

圖4 蒸汽-蘭炭換熱實(shí)驗(yàn)臺Fig.4 Heat transfer experimental platform of steam and semi-coke

圖5 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic diagram of experimental system structure

圖6 蘭炭料床溫度的比較Fig.6 Comparison of semi-coke bed temperature

圖7 單顆粒溫度變化Fig.7 Temperature variation of single particle

3 結(jié)果與討論

3.1 單顆粒傳熱機(jī)理研究

在平均粒徑為19.0 mm，料層厚度為400 mm，蒸汽流量為7.5 kg/h時(shí)，對底層顆粒、中層顆粒和頂層顆粒的傳熱機(jī)理進(jìn)行了研究分析。圖7為單顆粒溫度分布云圖。由圖7可知，顆粒溫度隨時(shí)間逐漸降低，同一時(shí)刻顆粒溫度由高到低依次為頂層顆粒、中層顆粒和底層顆粒。底層顆粒和中層顆粒分別在10、30 min左右完成換熱，而頂層顆粒在50 min時(shí)還未完成換熱，這是因?yàn)檎羝上孪蛏狭鲃訒r(shí)溫度逐漸升高，氣固溫差變小，因此頂層顆粒對流換熱差、冷卻速率慢。

圖8 單顆粒熱流量曲線Fig.8 Heat transfer rate curve of single particle

圖8為單顆粒熱流量變化曲線。由圖8可知，底層顆粒熱流量隨時(shí)間先急劇減小后趨于0。因?yàn)樵趽Q熱初期，蘭炭與蒸汽溫差較大，隨后底層顆粒溫度逐漸下降，氣固溫差減小，導(dǎo)致熱流量逐漸下降，最后趨于0。當(dāng)蒸汽經(jīng)底層顆粒加熱后流經(jīng)中層顆粒時(shí)，氣固溫差較小，對流換熱強(qiáng)度小于底層顆粒，因此底層顆粒熱流量大于中層顆粒熱流量。隨后底層顆粒溫度減小，蒸汽流經(jīng)底層顆粒時(shí)氣固溫差小于中層氣固溫差，導(dǎo)致底層顆粒熱流量在7.5 min后小于中層顆粒熱流量。隨著中層顆粒溫度逐漸減小，蒸汽流經(jīng)中層顆粒時(shí)氣固溫差小于頂層氣固溫差，導(dǎo)致中層顆粒熱流量在17.5 min后小于頂層顆粒熱流量。中層顆粒和頂層顆粒熱流量均是隨著換熱時(shí)間先增加后減小，具有相似的變化規(guī)律，而底層顆粒熱流量的變化規(guī)律不同于中層顆粒和頂層顆粒熱流量的變化規(guī)律，底層顆粒熱流量是隨著換熱時(shí)間逐漸減小最后趨于0。

圖9 不同蘭炭粒徑下料床的溫度分布Fig.9 Temperature distribution of semi-coke bed with different diameter

3.2 蘭炭粒徑對余熱回收特性的影響

在料層厚度為500 mm，蒸汽流量為7.5 kg/h時(shí)，研究了蘭炭粒徑對余熱回收特性的影響規(guī)律。圖9為不同蘭炭粒徑下料床的溫度分布。由圖9可以看出，顆粒越大溫度越低，料床溫度隨料床高度的增大逐漸上升。因?yàn)檎羝麖南峦狭鲃舆^程中不斷吸熱，氣固溫差變小，料床上部的對流換熱較弱，因此料床溫度自下而上逐漸上升。圖10為蘭炭粒徑對熱回收量的影響。由圖10可知，粒徑越大熱量回收越慢且熱回收量越少，這是由于大粒徑料床的初始蓄熱量和氣固換熱面積小，單位時(shí)間換熱量較小，因此粒徑越大熱量回收越慢且熱回收量越少。

3.3 料層厚度對余熱回收特性的影響

當(dāng)蘭炭粒徑(19.0 mm)和蒸汽流量(7.5 kg/h)保持不變時(shí)，研究了料層厚度對余熱回收特性的影響規(guī)律。圖11為不同厚度蘭炭料床的溫度分布。由圖可知，不同厚度蘭炭料床的溫度分布具有相似的規(guī)律，顆粒溫度均是自下而上逐漸升高。熱回收量隨料層厚度的變化如圖12所示。由圖12可知，熱回收量隨著料層厚度的增加幾乎呈線性增加，因?yàn)殡S著料層厚度的增大料層的初始蓄熱量增加，蒸汽在料層中的流動時(shí)間變長，因此料層越厚熱回收量越大且?guī)缀醭示€性增加。

圖10 蘭炭粒徑對熱回收量的影響Fig.10 Effect of semi-coke particle size on amount of heat recovery

圖11 不同厚度蘭炭料床的溫度分布Fig.11 Temperature distribution of semi-coke bed with different thickness

圖12 蘭炭料床厚度對熱回收量的影響Fig.12 Effect of semi-coke bed thickness on amount of heat recovery

3.4 蒸汽流量對余熱回收特性的影響

圖13 不同蒸汽流量下蘭炭料床的溫度分布Fig.13 Temperature distribution of semi-coke bed with different steam flow

在蘭炭粒徑為19.0 mm，料層厚度為500 mm時(shí)，研究了蒸汽流量對余熱回收特性的影響規(guī)律。圖13為不同蒸汽流量下蘭炭料床的溫度分布。由圖13可知，不同蒸汽流量下蘭炭料床溫度分布同樣具有相似的規(guī)律，顆粒溫度均是自下而上逐漸升高，當(dāng)蒸汽流量變大時(shí)，蘭炭料床冷卻速率變快。由于對流換熱系數(shù)隨蒸汽流量的增大而增大，因此氣固換熱加劇，蘭炭料床冷卻更快。熱回收量隨蒸汽流量的變化如圖14所示。由圖14可知，熱回收量隨蒸汽流量的增大先逐漸增大后趨于穩(wěn)定，最大熱回收量為3.35×103kJ。蒸汽流量大于9.0 kg/h時(shí)，熱收量幾乎不變，因此在保證余熱回收量最大的情況下蒸汽的最佳流量為9.0 kg/h。

圖14 蒸汽流量對熱回收量的影響Fig.14 Effect of steam flow on the amount of heat recovery

4 結(jié)論

(1)對于單顆粒傳熱，在蒸汽-蘭炭換熱初始階段，熱流量由大到小依次為底層顆粒、中層顆粒和頂層顆粒，在7.5 min后，中層顆粒熱流量開始高于底層顆粒熱流量，在17.5 min后，頂層顆粒熱流量開始高于中層顆粒熱流量。

(2)中層顆粒和頂層顆粒熱流量均是隨著換熱時(shí)間先增加后減小，具有相似的變化規(guī)律，而底層顆粒熱流量的變化規(guī)律不同于中層顆粒和頂層顆粒熱流量的變化規(guī)律，底層顆粒熱流量是隨著換熱時(shí)間逐漸減小最后趨于0。

(3)蒸汽和蘭炭換熱初期，熱量交換比較劇烈，料層整體平均溫度下降較快，熱回收量顯著增加。熱回收量隨著蘭炭粒徑的增大逐漸減小，隨著料層厚度的增加幾乎呈線性增加，隨著蒸汽流量的增大先逐漸增大后趨于穩(wěn)定，在保證余熱回收量最大的情況下蒸汽的最佳流量為9.0 kg/h。