燃用超低熱值燃氣的旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器數(shù)值分析

桑振坤， 薄澤民， 張倩倩， 翁一武

(上海交通大學(xué) 動力機械與工程教育部重點實驗室，上海 200240)

?

燃用超低熱值燃氣的旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器數(shù)值分析

桑振坤， 薄澤民， 張倩倩， 翁一武

(上海交通大學(xué) 動力機械與工程教育部重點實驗室，上海 200240)

針對超低熱值燃氣難以點火燃燒而直接排入大氣，導(dǎo)致環(huán)境污染和能源浪費的問題，提出了一種以超低熱值燃氣為燃料的反應(yīng)器, 即旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器.根據(jù)其周期性旋轉(zhuǎn)、蓄熱、放熱和催化燃燒等特點，采用計算流體力學(xué)(CFD)軟件進行模擬分析.結(jié)果表明：該反應(yīng)器能有效氧化超低熱值燃氣(甲烷體積分數(shù)2%、入口速度20 m/s)，持續(xù)生成1 035～1 200 K的高溫燃氣，從理論上證明了該反應(yīng)器的可行性；在旋轉(zhuǎn)周期的狀態(tài)I(或II)內(nèi)，燃氣和煙氣出口溫度均近似線性升高，該規(guī)律可用于評估反應(yīng)器的熱力性能；反應(yīng)器周期性旋轉(zhuǎn)，使壁面溫度峰值在1 200～1 600 K變化，有利于催化燃燒發(fā)生，同時也避免了反應(yīng)器中熱量聚集和催化劑高溫失活.

超低熱值燃氣； 催化燃燒； 旋轉(zhuǎn)； 燃燒側(cè)； 換熱側(cè)； 數(shù)值模擬

符號說明：

ρ——密度，kg/m3

T——溫度，K

u——速度，m/s

Rs——組分s的生成或消耗速率

λ——固體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)

Ds——組分s的擴散系數(shù)

p——壓力，Pa

Ms——組分s的摩爾質(zhì)量，kg/mol

un——壁面附近垂直于表面的Stefan速度分量

h——焓，kJ/kmol

μ——動力黏性系數(shù)，N·s/m2

λf——流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)

Sh——化學(xué)反應(yīng)放熱量，W/m3

ws——組分s的質(zhì)量分數(shù)

ws,w——壁面處組分s的質(zhì)量分數(shù)

ρw——壁面的密度，kg/m3

礦井通風瓦斯氣、生物質(zhì)氣等超低熱值燃氣在自然界中廣泛存在，這類氣體中很大一部分含有0.1%～5%體積分數(shù)的甲烷.甲烷是僅次于CO2的第二大溫室氣體，其對溫室效應(yīng)的影響約是CO2的20倍.據(jù)估計由于煤礦開采和農(nóng)業(yè)活動，到2020年甲烷的增長率為12%～16%[1].由于超低熱值燃氣中甲烷含量低，難以實現(xiàn)常規(guī)燃燒，通常直接排向大氣環(huán)境, 這不僅加劇了溫室效應(yīng)，也造成了能源浪費.

消除和利用超低熱值燃氣的研究始于20年前. Su等[2]討論和對比了幾種礦井通風瓦斯氣的利用方法，如催化型流向變換反應(yīng)器 (CFRR)、熱力型流向變換器(TFRR)、催化型整體反應(yīng)器(CMR)和催化型貧燃燃氣輪機，研究認為催化燃燒是主要的發(fā)展方向.從全球范圍看，催化燃燒是目前應(yīng)用較多的處理揮發(fā)性有機物的技術(shù)，市場占用率為26%[3].與傳統(tǒng)有焰燃燒相比，催化燃燒反應(yīng)易于控制，能適應(yīng)較大的燃料體積分數(shù)范圍(0.4%～5%)和低溫操作，可以實現(xiàn)CO 和NOx等污染物的低排放甚至零排放[4-6]，是一種理想的污染氣體去除方法[7].已有實驗表明，甲烷體積分數(shù)在0.4%以上的超低熱值燃氣在整體式反應(yīng)器中能被氧化[8]，但燃燒前需要加熱超低熱值燃氣.已有研究采用整體式催化反應(yīng)器和回熱器[9]，實驗驗證了以甲烷體積分數(shù)約0.8%的通風瓦斯氣為主燃料，能產(chǎn)生19～20 kWe的電量[10].這種方法可以利用超過90%的通風瓦斯氣，即使在沒有碳信用額度補償?shù)臈l件下也可能實現(xiàn)盈利[11].但系統(tǒng)中催化燃燒室和金屬回熱器的體積非常龐大.

催化劑降低了燃燒所需的活化能，但必須預(yù)熱氣體至催化起燃溫度，才能發(fā)生催化燃燒.常用預(yù)熱方式有傳統(tǒng)回熱器或填料介質(zhì)，但傳統(tǒng)回熱器體積尺寸大，且催化劑易高溫失活；填料介質(zhì)的壓力損失大.相比傳統(tǒng)回熱器，旋轉(zhuǎn)回熱器的結(jié)構(gòu)更加緊湊、尺寸更小、換熱效率更高. Wilson等[12]對超高效換熱器進行了研究，該換熱器每停留約14 s后快速旋轉(zhuǎn)(約0.75 s)90°，實測效率超過98%，熱流和冷流的壓力損失低于2%，目前該換熱器已發(fā)展為商業(yè)產(chǎn)品.

由于計算機硬件的快速發(fā)展，通過計算流體力學(xué)(CFD)分析催化燃燒性能和其影響因素已經(jīng)得到了廣泛應(yīng)用[13-14].如通道截面形狀影響點火溫度、轉(zhuǎn)化率以及反應(yīng)器強度等[15]；相對于圓形截面，四邊形截面通道內(nèi)拐角處更易于熱量聚集，有利于催化燃燒反應(yīng)發(fā)生和穩(wěn)定[16].

為了回收和利用超低熱值燃氣中的甲烷，克服傳統(tǒng)回熱器尺寸大、催化劑易高溫失活等缺點，對旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器進行研究.與傳統(tǒng)回收方式相比，該反應(yīng)器具有獨特優(yōu)勢：催化技術(shù)實現(xiàn)了超低熱值燃氣的燃燒；回熱為催化燃燒提供了必要的起燃溫度；旋轉(zhuǎn)維持了催化燃燒的持續(xù)進行.筆者基于非穩(wěn)態(tài)、耦合換熱邊界和多步化學(xué)反應(yīng)模型，使用CFD軟件對該反應(yīng)器進行了前期研究，驗證了該反應(yīng)器的可行性，為該類反應(yīng)器的設(shè)計提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù).

1 旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器簡介

為了消除和利用通風瓦斯、生物質(zhì)氣、工業(yè)廢氣和高爐煤氣等超低熱值燃氣中的甲烷，把燃燒室和回熱器的功能融合于一個部件中，提出了旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器.其主體是蜂窩陶瓷反應(yīng)器，催化劑被涂覆在基體結(jié)構(gòu)內(nèi)表面，催化燃燒發(fā)生在基體涂層內(nèi)，換熱發(fā)生在反應(yīng)器壁面與氣體之間，所以該裝置既是催化燃燒器，又是高溫換熱器.旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器可分為燃燒側(cè)和換熱側(cè)2個部分.燃燒側(cè)內(nèi)存在換熱和燃燒現(xiàn)象；換熱側(cè)僅發(fā)生熱交換，沒有燃燒.

如圖1所示，經(jīng)壓氣機壓縮后的超低熱值燃氣由1進入反應(yīng)器，吸收反應(yīng)器壁面蓄熱，溫度升高到起燃溫度后發(fā)生催化燃燒，生成的高溫燃氣經(jīng)2進入鍋爐或透平等耗熱設(shè)備，經(jīng)耗熱設(shè)備后的煙氣以與燃氣流動相反方向由3進入換熱側(cè)，煙氣余熱被儲存在反應(yīng)器壁面內(nèi)，煙氣溫度降低后經(jīng)4排入大氣環(huán)境.經(jīng)過一段時間(5～20 s)，燃燒側(cè)的壁面蓄熱難以預(yù)熱燃氣至催化起燃溫度，若不旋轉(zhuǎn)反應(yīng)器，則會因燃氣溫度過低而達不到催化起燃溫度，即反應(yīng)器“熄火”.通過快速旋轉(zhuǎn)反應(yīng)器一定角度(30°～180°)，使低溫燃氣通過剛被煙氣加熱的反應(yīng)器壁面，被其加熱至催化起燃溫度，保證催化燃燒進行.

圖1 旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器示意圖

回熱為催化燃燒提供了必要的起燃溫度，不需要額外的預(yù)熱裝置；旋轉(zhuǎn)保證了催化燃燒能持續(xù)進行，也避免了催化劑高溫失活，實現(xiàn)反應(yīng)器穩(wěn)定工作.適用于通風瓦斯、生物質(zhì)氣、工業(yè)廢氣和高爐煤氣等超低熱值燃氣的消除和利用，生成的高溫燃氣可用于鍋爐或透平等設(shè)備的熱源，不僅減輕了甲烷對溫室效應(yīng)的影響，而且實現(xiàn)了能量回收.

2 計算模型及方法

2.1 計算模型和網(wǎng)格

整體式反應(yīng)器單個通道水力直徑為1～2 mm，長度為5～10 cm，通常模擬一個或幾個通道內(nèi)的催化燃燒情況[17].考慮反應(yīng)器旋轉(zhuǎn)特點，在圖1反應(yīng)器縱剖面中取中心軸兩側(cè)2個平行的直通道為計算模型(圖2)，燃燒發(fā)生在相鄰的2個通道，回熱發(fā)生在另外2個相鄰的通道中.反應(yīng)器單個通道高度為1.2 mm，壁厚為0.6 mm，長(L)為508 mm.催化劑Pt均勻涂覆在74.2%L以后的壁面上，負載密度為2.706 3×10-9kg·mol/m2.

狀態(tài)I時氣體流動(實線)，1為燃氣入口，2為燃氣出口，3為煙氣入口，4為煙氣出口；

狀態(tài)II時氣體流動(虛線)，1為煙氣出口，2為煙氣入口，3為燃氣出口，4為燃氣入口.

圖2 計算模型示意圖

Fig.2 Schematic diagram of the computational model

固體域和流體域都劃分為四邊形網(wǎng)格.流體域為各向異性，網(wǎng)格密集，垂直流動方向的網(wǎng)格間距為0.05 mm；固體域為各向同性，網(wǎng)格稀疏.進行網(wǎng)格獨立性驗證，最終選取計算網(wǎng)格數(shù)為6萬.

2.2 數(shù)學(xué)模型及反應(yīng)機理

反應(yīng)器通道的長寬比約為417，根據(jù)已有研究結(jié)果忽略氣相反應(yīng)和輻射換熱[18].Deutschmann等[19]研究的甲烷在Pt上有23步反應(yīng)機理，共有7個吸附反應(yīng)、11個表面反應(yīng)和5個解吸附反應(yīng)，涉及CH4、CO2、CO、H2O、H、O、OH和N2組分.筆者采用Ansys Fluent 12.0軟件結(jié)合該反應(yīng)機理來進行計算分析.由于入口雷諾數(shù)較低，通道內(nèi)燃氣為層流狀態(tài)，考慮氣體黏性擴散，采用有限反應(yīng)速率模型，反應(yīng)速率遵循阿倫尼烏斯定律.

連續(xù)方程

(1)

動量方程

(2)

能量方程

(3)

組分方程

(4)

在催化表面Rs滿足以下方程

(5)

固體壁面導(dǎo)熱方程

(6)

理想氣體狀態(tài)方程

(7)

2.3 計算方法及邊界條件

根據(jù)入口濃度和入口速度，計算確定旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器的旋轉(zhuǎn)周期為20 s，一個周期內(nèi)有2個停留狀態(tài)，即狀態(tài)I和狀態(tài)II，每個狀態(tài)的停留時間為10 s，10 s后旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器旋轉(zhuǎn)180°.研究中忽略反應(yīng)器旋轉(zhuǎn)所需時間，每10 s根據(jù)表1中燃氣和煙氣出口與入口的交換來實現(xiàn)旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器的旋轉(zhuǎn)計算.

旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)燃氣出口溫度連續(xù)變化，每一個計算步長后使用用戶自定義(UDF)函數(shù)將燃氣出口溫度降低了220 K作為煙氣入口溫度條件，超低熱值燃氣入口質(zhì)量流量與煙氣入口質(zhì)量流量相等.

表1 燃氣和煙氣出入口交換次序

采用理想可壓縮氣體，黏性變化遵循薩瑟蘭定律；壁面采用耦合換熱邊界，在固體表面發(fā)生催化燃燒.菁青石蜂窩陶瓷體的比熱容為970 J/(kg·K)，密度為1 700 kg/m3，導(dǎo)熱系數(shù)為2 W/(m·K).計算初始通過自定義函數(shù)給壁面420～950 K的線性變化溫度.考慮起始溫度是人為指定，因此燃氣出口溫度和甲烷轉(zhuǎn)化率穩(wěn)定后，再計算分析.出入口邊界根據(jù)表2確定.

表2 邊界條件設(shè)定

甲烷轉(zhuǎn)化率的計算公式為

(8)

式中：cin為甲烷入口體積分數(shù)；cout為甲烷出口體積分數(shù).

3 計算結(jié)果與分析

3.1 旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器出口參數(shù)分析

超低熱值燃氣(甲烷體積分數(shù)為2%)以20 m/s進入旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器，由于其周期性旋轉(zhuǎn)，燃氣和煙氣出口參數(shù)具有周期性，所以只分析一個周期內(nèi)的出口溫度變化和甲烷轉(zhuǎn)化率變化.

圖3給出了燃氣和煙氣出口溫度在一個周期內(nèi)的變化. 從圖3可以看出，燃氣出口溫度和煙氣出口溫度在狀態(tài)I(或II)內(nèi)均逐漸增加.0 s時燃氣出口溫度約1 035 K，0～4 s內(nèi)燃氣出口溫度近似線性升高，4～10 s內(nèi)燃氣出口溫度斜率變小，10 s時燃氣出口溫度增加到約1 200 K.燃氣出口溫度與參考直線R的最大偏離位置在燃氣入口處，該處的溫度最大變化在2%以內(nèi)，可以認為燃氣出口溫度近似線性增加.10 s內(nèi)燃氣出口溫度變化了約16%.在狀態(tài)I(或II)內(nèi)煙氣出口溫度變化與參考直線R的變化幾乎重合，可以認為煙氣出口溫度近似線性升高，10 s內(nèi)由約540 K增加到約740 K，其斜率約為20 K/s.

圖3 出口溫度參數(shù)在一個周期內(nèi)的變化

圖4給出了甲烷轉(zhuǎn)化率在一個周期內(nèi)的變化.從圖4可以看出，以超低熱值燃氣(甲烷體積分數(shù)為2%)為主燃料時，在狀態(tài)I(或II)內(nèi)甲烷轉(zhuǎn)化率變化了4%，但均在91%以上.通過周期性旋轉(zhuǎn)，可以保證催化燃燒持續(xù)發(fā)生，實現(xiàn)反應(yīng)器穩(wěn)定運行.

圖4 甲烷轉(zhuǎn)化率在一個周期內(nèi)的變化

3.2 耦合邊界下通道內(nèi)換熱特性分析

為了更好地了解通道內(nèi)的換熱情況，需要分析努塞爾數(shù)Nu的變化.當不可壓縮牛頓流體在管道中流動時，固定壁面溫度邊界條件充分發(fā)展段的Nu為3.66，固定熱流密度邊界條件充分發(fā)展段的Nu為4.36.由于實際邊界條件的不同，Nu的數(shù)值常介于兩者之間.對催化燃燒通道內(nèi)Nu的計算是通過對固體壁面溫度和固定熱流密度2種情況下Nu插值來實現(xiàn)的[20]，但這種方法不適用于壁面溫度為非穩(wěn)態(tài)的情況.

考慮反應(yīng)器壁面處于非穩(wěn)態(tài)情況，應(yīng)用了耦合換熱邊界條件.Nu的計算方法為：

(9)

式中：Tg,x為主流氣體沿流動方向的溫度分布，由對通道內(nèi)的主流氣體溫度沿x方向積分得到；Tw,x為壁面溫度在x方向的分布；d為反應(yīng)器通道的水力直徑；(λf?T/?y)|y=0由通道內(nèi)第一層網(wǎng)格點的溫度值與壁面溫度的有限差分計算.

圖5是10 s時燃燒側(cè)通道內(nèi)壁面溫度與燃氣溫度和Nu沿程分布.旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器內(nèi)(0%～74%)L處，燃燒側(cè)壁面向超低熱值燃氣放熱，壁面溫度始終高于燃氣溫度.受入口效應(yīng)影響，入口段Nu急劇降低，在充分發(fā)展段Nu維持穩(wěn)定；受74%L附近催化燃燒影響，壁面溫度和燃氣溫度均快速升高；由于壁面導(dǎo)熱系數(shù)較低，沿流動方向壁面溫度又快速降低，Nu則急劇升高而后急劇降低，出現(xiàn)了大幅振動.在90%L附近壁面溫度與燃氣溫度相等，兩者溫差接近于0，導(dǎo)致Nu發(fā)生突變，而后燃氣溫度高于壁面溫度.催化燃燒的發(fā)生和燃燒側(cè)反應(yīng)器壁面放熱和吸熱的轉(zhuǎn)變，使Nu的沿程變化出現(xiàn)了不連續(xù)性，具有強烈的非單調(diào)性，這與已有研究一致[21].旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器通道內(nèi)非突變位置的Nu約為4，說明非穩(wěn)態(tài)情況下催化燃燒通道內(nèi)的Nu與固定壁面溫度或固定熱流邊界時的Nu仍然具有相同的量級.

圖5 10 s時燃燒側(cè)溫度和Nu沿程分布

換熱側(cè)只有熱交換而沒有燃燒，煙氣流動方向與燃燒側(cè)燃氣流動方向相反.由圖6可知，在入口附近煙氣向壁面放熱，在(74%～90%)L處煙氣吸收壁面蓄熱，而在(0%～74%)L處煙氣又向壁面放熱，所以沿煙氣流動方向煙氣溫度與壁面溫度有兩次相交.由于通道內(nèi)壁面和煙氣之間換熱轉(zhuǎn)變，因此轉(zhuǎn)變處壁面溫度和煙氣溫度相等，導(dǎo)致了Nu兩次突變，使Nu在通道內(nèi)的變化具有非單調(diào)性.受壁面導(dǎo)熱系數(shù)及周期性旋轉(zhuǎn)的影響，換熱側(cè)與燃燒側(cè)Nu突變幾乎發(fā)生在相同位置.

3.3 耦合換熱邊界下反應(yīng)器壁面溫度分布

為了防止催化劑燒結(jié)失活和反應(yīng)器熱力狀態(tài)變化，掌握反應(yīng)器的性能，需要分析反應(yīng)器內(nèi)的溫度分布.由于反應(yīng)器處于非穩(wěn)態(tài)情況，此處主要分析其在典型時刻壁面溫度的沿程分布.

圖6 10 s時換熱側(cè)溫度和Nu沿程分布

圖7給出了不同時刻燃燒側(cè)壁面溫度的沿程分布.從圖7可以看出，催化燃燒前壁面溫度逐漸降低；催化燃燒后壁面溫度逐漸升高；在催化燃燒處壁面溫度急劇升高而后快速下降.10 s時壁面溫度最高值約1 600 K，但此時需要旋轉(zhuǎn)反應(yīng)器，避免壁面溫度的繼續(xù)升高.受壁面導(dǎo)熱系數(shù)較小和催化燃燒的影響，壁面溫度由427 K增加到約1 600 K，使反應(yīng)器壁面在380 mm內(nèi)承受約1 173 K溫差，壁面溫度分布不均勻，因此反應(yīng)器需要具有較高的抗熱應(yīng)力能力.

圖7 燃燒側(cè)壁面溫度沿程分布

圖8給出了不同時刻換熱側(cè)壁面溫度的沿程分布.由圖8可知，沿煙氣流動方向換熱側(cè)壁面溫度先逐漸降低，在(0%～74%)L處壁面溫度逐漸升高，同時壁面溫度最大值由約1 600 K逐漸降低到約1 200 K.由于壁面導(dǎo)熱系數(shù)較低，通道內(nèi)易于形成高溫區(qū)域，旋轉(zhuǎn)反應(yīng)器后，10 s時換熱側(cè)壁面溫度分布與0 s時燃燒側(cè)溫度分布相同，所以0 s時燃燒側(cè)最大值(約1 200 K)遠高于催化起燃溫度，有利于甲烷燃燒.燃燒側(cè)通道內(nèi)催化燃燒的發(fā)生，不僅因為燃氣吸收壁面蓄熱而溫度升高，還因為通道內(nèi)壁面高溫區(qū)域的溫度遠高于催化起燃溫度.

圖8 換熱側(cè)壁面溫度沿程分布

4 結(jié) 論

(1) 超低熱值燃氣(甲烷體積分數(shù)2%、速度20 m/s)為旋轉(zhuǎn)回熱型催化燃燒器的主燃料，每10 s該反應(yīng)器旋轉(zhuǎn)180°，可以實現(xiàn)出口甲烷轉(zhuǎn)化率91%以上，持續(xù)生成1 035～1 200 K的高溫燃氣，可以作為鍋爐或透平等耗熱設(shè)備的熱源.通過周期性旋轉(zhuǎn)，可以保證超低熱值燃氣持續(xù)發(fā)生催化燃燒，不需要額外預(yù)熱裝置，從理論上證明了該反應(yīng)器的可行性.

(2) 在旋轉(zhuǎn)周期的狀態(tài)I(或II)內(nèi)，燃氣出口溫度和煙氣出口溫度均逐漸升高，可以認為燃氣出口溫度和煙氣出口溫度均近似線性升高.反應(yīng)器通道內(nèi)氣體與壁面之間傳熱的轉(zhuǎn)換和催化燃燒的存在，導(dǎo)致?lián)Q熱側(cè)和燃燒側(cè)Nu分布具有強烈的非單調(diào)性.而在非突變位置的Nu仍然與第一類或第二類邊界條件的Nu具有相同的量級.

(3) 狀態(tài)I(或II)內(nèi)，燃燒側(cè)壁面溫度由低溫(427 K)升高到很高溫度(約1 600 K)然后降低到相對高溫(約1 100 K)，反應(yīng)器承受較大的熱應(yīng)力；周期性旋轉(zhuǎn)不僅使超低熱值燃氣不斷吸收壁面蓄熱而溫度升高，而且使壁面溫度最大值遠高于催化起燃溫度，維持了催化燃燒的持續(xù)進行；周期性旋轉(zhuǎn)也避免了反應(yīng)器內(nèi)熱量聚集，有利于提高反應(yīng)器壽命.

[1] KARAKURT I, AYDIN G, AYDINER K. Mine ventilation air methane as a sustainable energy source[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2011, 15(2):1042-1049.

[2] 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.

[3] 席勁瑛, 武俊良, 胡洪營,等. 工業(yè)VOCs氣體處理技術(shù)應(yīng)用狀況調(diào)查分析[J].中國環(huán)境科學(xué), 2012, 32(11): 1955-1960.

XI Jinying, WU Junliang, HU Hongying, et al. Application status of industrial VOCs gas treatment techniques [J]. China Environmental Science, 2012, 32(11): 1955-1960.

[4] BETTA R A D. Catalytic combustion gas turbine systems: the preferred technology for low emissions electric power production and co-generation[J]. Catalysis Today, 1997, 35(1): 129-135.

[5] VATCHA S R. Low-emission gas turbines using catalytic combustion[J]. Energy Conversion and Management, 1997, 38(10): 1327-1334.

[6] 陸超豪, 呂小靜, 翁一武. 氫氣對超低體積分數(shù)甲烷催化燃燒的影響[J]. 動力工程學(xué)報, 2016, 36(4): 1-6.

LU Chaohao, Lü Xiaojing，WENG Yiwu. Effect of hydrogen on catalytic combustion of methane with ultra-low concentrations [J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2016, 36(4): 1-6.

[7] 梁文俊, 李玉澤, 李堅，等. 流向變換催化燃燒技術(shù)及其應(yīng)用的研究進展[J]. 石油化工, 2016,45(2): 125-132.

LIANG Wenjun，LI Yuze，LI Jian，et al. Progresses in technology and application of reverse-flow catalytic combustion [J]. Petrochemical Technology, 2016,45(2): 125-132.

[9] 尹娟, 翁一武. 貧燃催化燃燒燃氣輪機的燃燒與系統(tǒng)性能分析[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2010, 30(11): 1-7.

YIN Juan, WENG Yiwu. Investigation of combustion and systematic performance of a gas turbine system with lean burn catalytic combustion chamber [J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 30(11): 1-7.

[10] SU S, YU X. A 25 kWe low concentration methane catalytic combustion gas turbine prototype unit[J]. Energy, 2015, 79:428-438.

[11] 李志凱, 秦張峰, 吳志偉,等. 煤層氣治理與利用技術(shù)研究開發(fā)進展[J].燃料化學(xué)學(xué)報, 2013, 41(7): 787-797.

LI Zhikai, QIN Zhangfeng, WU Zhiwei，et al. Research and development progresses in the mitigation and utilization of coal bed methane [J]. Journal of Fuel Chemistry and Technology, 2013, 41(7): 787-797.

[12] WILSON D G, BALLOU J M. Design and performance of a high-temperature regenerator having very high effectiveness, low leakage and negligible seal wear[C]//ASME Turbo Expo 2006: Power for Land, Sea, and Air. Barcelona, Spain: 2006.

[13] RAN J, LI L, DU X，et al. Numerical investigations on characteristics of methane catalytic combustion in micro-channels with a concave or convex wall cavity [J]. Energy Conversion and Management, 2015, 97: 188-195.

[14] 張棟, 陸強, 朱錫鋒. 生物油燃燒與污染物排放特性的數(shù)值模擬[J]. 科學(xué)通報, 2010, 55(35): 3416-3421.

ZHANG Dong, LU Qiang, ZHU Xifeng. Numerical simulation of bio-oil combustion and pollutant emissions [J].Chinese Science Bulletin, 2010, 55(35): 3416-3421.

[15] DEPCIK C, HAUSMANN A. Review and a methodology to investigate the effects of monolithic channel geometry[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines & Power, 2013, 135(3):032301.

[16] BENEDETTO A D, SARLI V D, RUSSO G. Effect of geometry on the thermal behavior of catalytic micro-combustors[J]. Catalysis Today, 2010, 155(1):116-122.

[17] MAZUMDER S. Modeling full-scale monolithic catalytic converters: challenges and possible solutions [J]. Journal of Heat Transfer, 2007, 129(4):526-535.

[18] KAISARE N S, LEE J H, FEDOROV A G. Hydrogen generation in a reverse-flow microreactor: 1. Model formulation and scaling[J]. Aiche Journal, 2005, 51(8):2254-2264.

[19] DEUTSCHMANN O, SCHMIDT R, BEHRENDT F, et al. Numerical modeling of catalytic ignition [J]. Symposium on Combustion, 1970, 26(1):1747-1754.

[20] HAYES R E, KOLACZKOWSKI S T. A study of Nusselt and Sherwood numbers in a monolith reactor [J]. Catalysis Today, 1999, 47(1/2/3/4): 295-303.

[21] NORTON D G, VLACHOS D G. A CFD study of propane/air microflame stability [J]. Combustion & Flame, 2004, 138(1/2):97-107.

Numerical Analysis of a Rotary Recuperative Type Catalytic Combustion Reactor Burning Ultra-low Calorific Value Gas

SANG Zhenkun, BO Zemin, ZHANG Qianqian, WENG Yiwu

(Key Laboratory for Power Machinery and Engineering of Ministry of Education, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)

Aiming at the problem that the ultra-low calorific value gas is hard to be ignited and burned, which is almost entirely discharged into the atmosphere, resulting in issues of environmental pollution and energy waste, a novel reactor was developed to burn the ultra-low calorific value gas, namely rotary recuperative type catalytic combustion reactor. According to the characteristics of this reactor, such as periodic rotation, thermal storage, heat release and catalytic combustion, with the help of computational fluid dynamics software, the performance of the reactor was simulated and analyzed. Results show that the reactor can efficiently oxidize the ultra-low calorific value gas (with CH4volumetric fraction of 2% and inlet velocity of 20 m/s), and can continuously generate high-temperature gas in the range of 1 035 K to 1 200 K, proving the reactor to be feasible in burning ultra-low calorific value gas. In the state I (or II) of rotary period, the temperature of outlet fuel gas and flue gas increases in approximately linear law, which can be used to evaluate the thermal performance of the reactor. During periodic rotation of the reactor, the top wall temperature varies in 1 200-1 600 K, that is beneficial to the generation of catalytic combustion, preventing heat accumulation in the reactor and avoiding high-temperature deactivation of the catalysts.

ultra-low calorific value gas; catalytic combustion; rotator; combustion side; heat transfer side; numerical simulation

2016-07-01

2016-09-04

國家自然科學(xué)基金資助項目(51376123)；國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃(863計劃)資助項目(2014AA052803)

桑振坤(1983-)，男，河南開封人，博士研究生，研究方向為新能源發(fā)電技術(shù).電話(Tel.):14782280461； E-mail： goosang@sjtu.edu.cn.

1674-7607(2017)06-0461-06

TK47

A

470.10