气体分布（共5篇）
气体分布 篇1
0引言
地下管沟是在城市地下建造一个隧道空间, 将市政、电力、通讯、燃气、给排水等各种管线集中布置在同一个地下隧道中。地下管沟是城市市政基础设施建设现代化的重要标志之一, 是21世纪城市发展的方向[1]。对于我国来说, 经济、社会以及政治各方面都处在发展和变化之中, 发展地下管沟尤其显得重要, 现在针对这类问题正在形成研究热潮[2,3,4]。
本文通过模型试验, 对可燃气体在地下管沟内泄漏后摩尔组分浓度分布规律进行试验研究。
1模型试验
模型试验中用安全气体二氧化碳进行浓度测试, 用模型长10 m, 横截面为15 cm×15 cm的方形, 试验时模型沿长度方向水平放置。沿着模型一个壁面的中间每隔200 mm开有一个测量小孔, 共计49个孔, 从一端向另一端依次编号为No.1～No.49。气体释放口在模型一端, 气体由底部垂直向上释放, 释放口尺寸为1 mm×20 mm。靠近释放口处的模型横截面密封, 另一端的横截面上开有一个10 mm×10 mm方形出气孔。
试验中, 二氧化碳的浓度是由4台GXH-3010E型便携式红外线分析器测量, 释放量通过流量计控制。释放量分成4组, 分别为2 L/min, 3 L/min, 4 L/min和5 L/min。
试验中考虑的参数包括:二氧化碳释放量 (用Q表示) 、气体释放时间 (用T表示) 、测量的气体摩尔组分浓度 (用C表示) 、气体流动空间的横截面面积 (用A表示) 和测量距离即气体摩尔组分浓度测量点到气体释放点的距离 (用S表示) 。
2试验结果分析
2.1 摩尔组分浓度与释放时间的关系
当释放量分别为2 L/min, 在距离释放点2 m处测量的摩尔组分浓度C与气体释放时间T的关系如图1所示。
从图1中可以看出, 当释放量固定、测量距离固定时, 浓度随释放时间的变化关系为:初始浓度增加速度较快, 变化剧烈, 随着时间的增加, 浓度变化幅度慢慢降低。
从试验结果可知, 不论释放量多大、测量距离远近, 这种变化规律基本是一样的, 即:浓度随时间变化表现出初始快后来慢的特点。因此我们可以得出这样的结论:浓度与释放时间的关系可以用幂指数关系描述, 即:
C～Tα (α<1) (1)
2.2 “零点距离”分析
为了分析的需要, 我们先定义两个名词:“零点距离”和“名义扩散速度”。
定义1:将摩尔组分浓度为零的测量点到气体释放点之间的距离称为“零点距离” (zero-point distance) , 并用S0表示。
定义2:将泄漏气体的释放量Q除以气体流动空间的横截面面积A称为“名义扩散速度” (quasi-spreading speed) , 并用V表示。
影响零点距离的因素有横截面面积、释放量和释放时间。很显然, 释放量越大, 零点距离应该越大;释放时间越长, 零点距离应该越大;而横截面面积越大, 零点距离应该越小。
图2是零点距离S0与名义扩散速度V之间的关系。
从图2可以看出, 零点距离与名义扩散速度之间是线性关系。图3是零点距离随释放时间之间的变化关系。
同名义扩散速度一样, 零点距离随释放时间的变化关系也是线性的。因此, 可以用多元线性回归分析的方法, 找出零点距离的计算公式如下:
S0=-1.2+2.763T+18.662V (2)
其中, T为释放时间, min;V为名义扩散速度, m/min;S0为计算的零点距离, m。
2.3 摩尔组分浓度与测量距离的关系
图4是释放量为5 L/min, 几种释放时间下试验实测的反映浓度与测量距离之间关系的数据图形。
尽管从图4中可以看出, 实验数据比较离散, 但它们之间的规律依然是明显的, 即变化方式为:随着测量距离的增加, 浓度依次递减, 如果管道的长度足够大, 总有一处的浓度是零。
通过数据变化以后, 将会发现不同的变化关系。变化数据的方式是这样的:对于每一种释放量Q的各种释放时间T, 计算零点距离S0, 用S0除以各测量距离S, 即用S/S0来标准化测量点位置, 并且用第一个测量点的浓度除以各测量点的浓度来标准化浓度。通过这样变化以后, 近似满足余弦关系。进一步分析试验数据还可以看出, 当零点距离不超过模型长度时, 这种余弦关系与试验数据吻合的非常好;当计算的零点距离超出模型长度时, 距离释放点越近, 吻合程度越高。分析原因, 我们认为这是由于模型试验中的边界条件引起的。因为模型试验中两端的边界几乎都是封闭的, 当零点距离不超过模型长度时, 可以说端部封闭的边界对浓度变化影响较小, 而当零点距离超过模型长度时, 端部的封闭边界对浓度变化影响较大。然而, 实际工程的共同沟是两端不封闭的, 而且长度几乎可以看成是无限长的, 这样就不会有边界的影响, 因此实际情况将更加符合上面的余弦规律。
通过上述分析, 我们可以得出结论:浓度与测量距离之间的关系符合余弦规律, 即:
C～cos (90S/S0) (3)
2.4 摩尔组分浓度与名义扩散速度的关系
测量距离等于2 m, 4 m和6 m处, 对应于各种释放时间T, 从名义扩散速度的变化对摩尔组分浓度的影响关系可以看出, 不论测量距离远近, 基本上摩尔组分浓度与名义扩散速度之间为线性关系, 即:
C～V (4)
2.5 摩尔组分浓度分布规律分析
通过上述试验数据相互关系的分析可知, 摩尔组分浓度与释放时间、测量距离和名义扩散速度之间的规律满足如下关系:
C～fV (V) ·fT (T) ·fS (S) (5)
其中, fV (V) 为线性函数;fT (T) 为幂指数函数, 并且幂指数小于1;fS (S) 为余弦函数。因此, 我们可以将上述关系表示成如下形式:
C=β·V·Tα·cos (90S/S0) (6)
其中, α和β为待定系数, 通过试验数据回归分析求得。
根据回归结果, 最后我们确定摩尔组分浓度的计算公式为:
(7)
其中, S0为由式 (2) 计算的零点距离, m。公式中各物理量的单位是:名义扩散速度:m/min, 释放时间:min, 测量距离:m, 计算出的摩尔组分浓度为百分比数值。
3数据比较
表1是计算浓度与部分实测试验数据的对比。
从表1中可以看出, 计算公式的计算精度能够满足工程要求。
4结语
通过对模型试验数据的摩尔组分浓度与释放量、释放时间和测量距离等因素的分析, 建立了浓度分布的计算公式, 根据计算结果与试验实测数据的比较可知, 计算公式的精度能够符合工程的需要。
摘要：通过二氧化碳气体模拟可燃气体在共同沟内泄漏的模型试验, 分析了气体释放量、释放时间和测量距离对气体摩尔组分浓度分布规律的影响, 建立了气体摩尔组分浓度在共同沟内分布规律的计算公式, 计算结果表明公式的精度能够满足工程要求, 为带有燃气的共同沟安全设计提供了试验依据。
关键词：地下管沟,燃气泄漏,摩尔组分浓度,试验研究,安全设计
参考文献
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甲醇预合成塔气体分布器改造 篇2
内蒙古荣信化工有限公司甲醇合成装置采用的是英国戴维的甲醇合成工艺技术, 主要由预合成塔-绝热反应器串联合成塔-水冷反应器组成合成反应装置, 单套产能90WT/N。来自低温甲醇洗工段的净化气经合成气分离器D311进入合成压缩机新鲜段C111五级压缩到7.11MPa, 进入合成气预热器E111, 被合成塔的出口气体加热到225 (9) 后, 与锅炉给水增压泵P442送来的高压锅炉给水混合, 发生有机硫的水解, 水解后的合成气进入脱硫槽D112精脱硫, 进一步将硫含量降低到30ppb。联合压缩机循环段C121出口循环气经进出塔换热器E121加热到252 (9) 。两段被压缩的气体混合后共同进入预合成塔R122, 发生部分反应后再进入合成塔R121的壳程进一步反应。气体从预合成塔出来由上下两端进入合成塔催化剂床层后发生反应。合成甲醇的两个反应:
都是强放热反应, 反应释放出的热量大部分由合成塔R121管程的沸腾水带走。通过调节汽包D121压力和进汽包的锅炉水温度来控制催化剂床层温度及合成塔出口温度。从R121壳侧径向出来的气体分别进入三组换热器:一是进入进出塔换热器E121A/B的管程与入塔循环气逆流换热;二是进入合成气预热器E111的管程与合成压缩机压缩段C111出口气体逆流换热;三是进入回路锅炉给水加热器E123管程与中压锅炉给水进行逆流换热。合成塔出口气体经过以上三个换热器被冷却到90 (9) 左右, 进入粗甲醇冷凝器E221冷却至至60 (9) , 再经粗甲醇冷却器E122A/B (水冷器) 冷却到≤40 (9) , 此时气体中的大部分甲醇已被冷凝下来, 再进入粗甲醇分离器D321进行气液分离。分离出粗甲醇后的气体进入合成压缩机循环段C121, 经加压后循环使用。为了防止循环段中惰性气体的积累, 要连续从循环段排放少量的循环气体, 送到氢回收系统回收其中氢气。由粗甲醇分离器D321分离出的粗甲醇, 进入粗甲醇闪蒸槽D322进行闪蒸, 闪蒸气经含醇水洗涤回收甲醇后, 不凝气送到加热炉作为燃料。粗甲醇直接送往中间罐区或精馏工序。
2 改造前预合成塔运行问题
自2014年7月9日至2014年10月1日甲醇合成系统运行期间, 随着合成负荷逐步增加, 预合成塔压降由0.119逐步上升至0.313MPa, 是设计值0.03MPa的近10倍。
3 存在问题的危害性
(1) 预合成塔压降过大, 直接导致合成压缩机负荷增加, 造成合成压缩机蒸汽消耗偏大, 设计合成100%负荷时汽轮机设计61.56t/h, 而目前合成负荷在80~90%负荷之间时, 汽轮机消耗最大达到61t/h, 机组已达到最大负荷状态, 而合成气量未达到100%负荷, 这对下一步合成继续提高生产负荷以达到100%满负荷的影响很大。
(2) 预合成塔压降过大, 影响合成压缩机组循环量的提高, 降低了合成回路合成气循环效率, 导致合成反应效率下降, 甲醇合成反应恶化, 甲醇单耗增加, 甲醇产品生产成本增加。
(3) 预合成塔压降过大, 会导致预合成塔、合成塔床层温度分布不均, 局部温度出现超温现象, 给预合成塔、合成塔的设备长期稳定运行带来安全隐患。
4原因分析
利用2014年10月初系统停车检修时机打开预合成塔人孔, 在氮气保护下, 人员配备放好防护器材进塔检查瓷球、催化剂状态, 清理堵塞物体。在检查过程中, 发现预合成塔上部瓷球与催化剂出现翻混, 预合成塔两侧催化剂与瓷球混合严重, 预合成塔催化剂上部瓷球大约有5处堆积的“山峰”, 可以判断是预合成塔入口气流分布不均造成的。合成塔分布器按结构分一般有环管开孔式和板式开孔式, 由于预合成塔是卧式筒体结构, 所以, 此设备采用的是板式开孔分布器。原板式分布器离中心线1500mm处各开分布孔Φ250一个;分布孔到预合成塔壁的横向距离为1250mm, 纵向距离为5000mm。横纵方向分布极不均匀。气体进入预合成塔后对于横向分布来说气流偏强, 纵向分布偏弱, 催化剂在两股强弱不同的气流作用下, 催化剂将向弱气流方向产生移动, 随时间的推移, 催化剂床层会形成高低不平的小山并产生粉化, 粉化的催化剂附在出口分布器上会形成一定的阻力, 粉化越多阻力越大, 催化剂床层压降就越大。
5 改造方案
根据预合成塔结构尺寸重新计算分布器的通流面积并重新开孔。由于分布器是直接焊接在筒体上的, 为不损坏压力容器的力学性能, 在原分布器上增加两个开孔, 再把新分布器固定在原分布器下进行二次分布。催化剂床层固定。在催化剂上面先铺一层不锈钢丝网, 钢丝网上面铺一层钢格栅与塔壁固定, 使催化剂床层能承受一定的气流冲击。
6 运行效果
改造后预合成塔压降恢复到正常设计值, 降低了压缩机的蒸汽负荷, 增大了循环气量。分布器通流面积增大, 预合成塔床层温度分布均匀, 合成系统负荷由80%增加到105%, 达到稳产高产的目的。催化剂运行稳定, 运行一年后进行检查没再发现翻滚粉化现象, 延长了催化剂的使用寿命。
参考文献
[1]宋全祝.大型甲醇合成塔在煤化工项目中的应用[J].现代化工.2016 (05) .
气体分布 篇3
卧式甲醇合成反应器结构复杂, 反应器内气体沿轴向及径向分布均匀是保证其性能的关键因素, 合理的气体流道设计和适宜地控制压降是保证气体分布均匀的重要手段[5,6]。本项目依据杭州林达公司已有的180kt/a甲醇合成卧式反应器技术参数来设计冷模试验, 对卧式反应器内气体分布的均匀性进行深入研究, 试验由杭州林达公司和浙江大学联合化学反应工程研究所共同完成。通过研究卧式反应器内流场分布和气体流动规律, 进一步探索提高气体分布均匀性的方法, 期望为卧式甲醇合成反应器的大型化提供理论支撑及设计依据。
1 冷模试验装置及方法
1.1 冷模试验装置简介
冷模试验装置如图1所示, 由风机、缓冲罐、阀门、流量计、卧式反应器、水槽、水泵、传感器、信号转换器和计算机等组成。卧式反应器由直径1m、长4m的圆柱形筒体, 两个直径1m的半球形封头, 换热管、隔板、气体分布板、支撑板等组成。试验遵循可视化的原则, 反应器主体用透明的有机玻璃制成, 筒体、封头、换热管、隔板材质均为有机玻璃, 气体分布板和支撑板为不锈钢孔板。气体分布板和支撑板的孔径均为3mm, 正方形排列, 孔间距分别为30mm和25mm。
1—风机;2—缓冲罐;3—阀门;4—流量计;5—卧式反应器;6—水槽/汽包;7—水泵;8—传感器;9—信号转换器;10—计算机
反应器上36个取样口分布在上、中和下三个平面上, 如图2所示。上平面、中平面和下平面在同一侧分别轴向均布12个取样口;从远离进气口端到靠近进气口端依次编号为1~12;两端两个取样口距筒体边缘的距离为240mm, 相邻两个取样口的间距320mm。
三个平面中, 每个取样口沿径向各有五个测点, 其分布如图3所示。在上平面和下平面上, 第一个测点伸入深度为180mm;在中平面上, 第一个测点伸入深度为100mm;各平面上后四个测点的伸入深度以100mm依次递增。
1.2 试验条件及方法
试验在室温下进行, 以空气模拟反应气体, 使用外形尺寸与工业甲醇催化剂相近的填料模拟催化剂。该填料由湖州双林四星光整机械材料厂制造, 形状为直切面圆柱体, 规格为5×5mm, 堆积密度约为1.32g/ml。风机选用罗茨鼓风机, 风量≤45m3/min, 升压≤90kPa;带水冷系统。流量计选用玻璃转子流量计, 量程分别为600m3/h和1000m3/h。
试验过程中, 空气经风机压缩升压后进入缓冲罐, 由阀门调节流量和流量计计量后进入卧式反应器, 再经气体分布板、催化剂床层、多孔支撑板后, 从卧式反应器右下侧的气体出口排出。试验风量为1700m3/h, 试验装置中填料床层的最大截面积为4m2, 最小表观气速约为0.118m/s。试验采用两种进气方式, 分别为上方进气和侧面进气。上方进气, 从筒体顶部四个进气口进气, 四个进气口的风量相同;侧面进气, 从右侧封头处的一个进气口进气。试验中, 使用U形管压差计分别测量上平面、中平面、下平面的压力分布;使用热线风速仪 (TSI9515) 测量气速, 其量程为0~20m/s, 精度为±0.025m/s, 分辨率为0.01m/s。用热线风速仪测量中平面的气速分布, 与压力分布测量所使用的位置相同。
2 试验结果与分析
试验考察了上方进气和侧面进气这两种进气方式对气体分布均匀性的影响, 通过测定上平面、中平面和下平面上的压力分布和气速分布来判断反应器内气体分布的均匀性。
2.1 压力分布
图4为上方进气时上平面、中平面和下平面的压力分布。图中, 取筒体远离出气口一侧的端面作为x轴的零点, 筒体外壁面作为y轴的零点, 压力作为Z轴 (下同) 。
由图4可以看出, 在三个平面上, 轴向压力分布 (x轴) 均呈现从左到右 (排气口在右侧) 逐渐降低的趋势;同一取样点的径向压力分布 (y轴) 较为均匀;同一水平位置的压力 (z轴) 随着高度的降低逐渐变小。由于卧式反应器的气体出口设置在右侧封头的下部, 使得卧式反应器内的气体流动方向为从上往下和从左往右 (整体上) , 这必然导致左侧和上方的压力较高。
由图5可以看出, 侧面进气时三个平面上的压力变化规律与上方进气时变化规律一致。
对36个取样点测出的所有压力数据, 用极差来表征压力的变化范围。极差定义为压力数据中最大值和最小值之间的差值。两种进气方式下三个平面上压力的最大值、最小值和极差如表1所示。
Pa
由表1可知, 在两种进气方式下, 中平面上压力的极差均小于上平面和下平面上压力的极差, 表明中平面上的压力分布更为均匀。上平面和下平面分别受到右侧进气口和排气口的影响, 导致压力波动更大;而经过催化剂床层对气体的再分布, 中平面受到的影响相对较小, 因此中平面上的压力分布相对均匀。对比两种进气方式压力的极差, 侧面进气时三个平面上压力的极差显著增大。这可能是由于侧面进气时, 右侧进气和右侧出气两种效应的叠加, 使得反应器内左侧的压力更高, 整个反应器内压力分布均匀性变差。
取三个平面上同一取样口5个径向位置压力, 以其平均相对偏差对径向压力分布进行评价。两种进气方式下, 径向压力的平均相对偏差沿轴向的分布如图6所示。上方进气时, 上平面、中平面和下平面上径向压力平均相对偏差的最大值分别为0.63%、0.68%和0.35%;侧面进气时, 上平面、中平面和下平面上径向压力平均相对偏差的最大值分别为1.19%、0.81%和0.33%。总体而言, 两种进气方式下三个平面上径向压力的平均相对偏差都小于1.20%, 表明气体分布较为均匀。与侧面进气相比, 上方进气时上平面和中平面的径向压力分布更为均匀。
2.2 气速分布
试验测定了两种进气方式下中平面的气速, 气速分布如图7所示。中平面上的气速在平均值上下小幅波动, 整个平面上的气速分布都较为均匀;与上方进气相比, 侧面进气时的波动略大。
由表2可以看出, 上方进气时中平面上气速的波动范围为0.35~1.15m/s, 侧面进气时中平面上气速的波动范围为0.39~1.14m/s, 上方进气时波动范围略大;上方进气时平均气速为0.78m/s, 侧面进气时平均气速0.72m/s, 上方进气时平均气速略大;上方进气时气速的平均相对偏差和方差分别为0.153和0.021, 侧面进气时气速的平均相对偏差和方差分别为0.188和0.031, 气速的平均相对偏差和方差均反映了中平面上气速分布的均匀性。实验结果表明, 与侧面进气相比, 上方进气时中平面上的气速分布更加均匀。
3 结论
通过测定反应器上、中、下三个平面上的压力分布和气速分布, 验证了卧式甲醇合成反应器内良好的气体分布。采用上方进气的方式, 反应器内气体分布更均匀。
在填料床层上方放置有均布开孔的气体分布板, 这对气体流向及控制床层压降有很大的调节作用。后续的研究中可以考虑采用非均布开孔的分布板, 孔径和孔间距根据气速来调整, 即高气速区域减小孔径, 增大孔间距, 从而增加流动阻力, 限制气体通过;而在低气速区域增大孔径, 减小孔间距, 使流动阻力减小, 利于气体通过。通过优化气体分布板的结构, 以期反应器内气体更加均布。
摘要：建立一套卧式甲醇合成反应器气体分布冷模试验装置, 通过测定反应器内压力分布和气速分布来研究气体分布的均匀性, 试验采用上方进气和侧面进气方式。研究结果表明, 卧式甲醇合成反应器内气体均布性良好, 而上方进气方式能使反应器内部气体分布更均匀。
关键词：卧式甲醇合成反应器,冷模试验,气体分布,均匀性
参考文献
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气体分布 篇4
威布尔分布是根据最薄弱环节模型或串联模型得到的,能充分反映材料缺陷和应力集中源对材料疲劳寿命的影响,而且具有递增的失效率,笔者以LNG气体传感器为研究对象,假设在电压应力下,传感器的寿命服从两参数威布尔分布。
对于威布尔分布的参数估计,常用方法有图估计法、最小二乘法、极大似然估计(MLE)、最好线性无偏估计(BLUE)、最好线性不变估计(BLIE)和Bayes估计(BL)等。图估法简单易行、比较直观,但是没有数值方法的精度高;最小二乘法比较适合处理完全样本试验数据;极大似然估计方法是一种应用最广泛的方法,特别是在非完全样本数据的分析方面[3];最好线性无偏估计和最好线性不变估计是计算方便、精度较高的方法,比较适合用于大样本数据的分析[4];Bayes方法主要用于小样本数据处理,对多参数问题处理起来比较复杂[5]。为了使分析比较直观,笔者采用概率纸法和最小二乘法对试验数据进行初步处理,之后利用极大似然估计法对分布参数进行估计。
1 参数估计的初步检验
1.1 概率图纸分析法
各应力水平下产品失效时间见表1,查中位秩表[6]可得各应力水平下产品的失效概率估计值undefined列于表2。将表中各应力水平下的数据点undefined画到威布尔概率纸上,如图1所示。
由图1可以看出,各个应力水平下数据点的走势均为直线,可以认为在各应力水平下传感器寿命均服从威布尔分布,而且在3个应力水平下,数据点的走势大致平行,即失效机理大致保持不变。
1.2 不同应力的最小二乘估计
对于威布尔分布函数:
undefined (1)
两端取两次对数有:
undefined (2)
令undefined,有:
Y=mX+b (3)
将数据点undefined转化为对应的undefined,根据最小二乘法可得到各应力水平下undefined和undefined的估计值,在Origin程序里调用Fit liner线性拟合工具,计算结果列于表3。
2 威布尔分布拟合检验
在概率图纸分析法中,可大致确定散点图的走向为直线,虽然直观,但精度不高,下面给出Van-Montfort数值检验法[7],进一步检验传感器在各应力下的寿命分布是否服从Weibull分布。设产品寿命分布为F(t),即要检验假设H0:
F(t)=F0(t;m,η) (4)
式中undefined;
m、n——未知参数。
为了验证LNG气体传感器在各个应力水平下假设H0都成立,设某个应力水平下的失效时间为:
t1≤t2≤t3≤…tn (5)
作变换Xi=ln(ti),则:
X1≤X2≤X3≤…Xn (6)
令Zi=(X-u)/σ,则:
Z1≤Z2≤Z3≤…Zn (7)
式中 Z1,Z2,…,Zn——标准极值分布的次序统计量;
u=ln η,σ=1/m都为未知参数。
为了检验H0,Van-Montfort福特提出统计量:
undefined (8)
式中 E(zi)(i=1,2,…,n-1)——标准极值分布次序统计量的数学期望,其值可查《可靠性试验用表》。
构造统计量:
undefined (9)
式中 n′=[n/2]。
当H0成立时,W渐近服从自由度为2(n-n′-1),2n′的F分布。
对于给定的显著性水平α=0.05,由F分布的分位表查得Fα/2[2(n-n′-1),2n′]和F1-α/2[2(n-n′-1),2n′],当F1-α/2[2(n-n′-1),2n′]≤W≤Fα/2[2(n-n′-1),2n′]时,接受H0,否则拒绝H0。
以第1组数据为例,计算结果见表4。
undefined (10)
取显著性水平α=0.05,在matlab中利用finv函数可查得F0.025(6,6)=5.819 8,F0.975(6,6)=1/F0.025(6,6)=0.171 8。同理,其它应力水平下的计算结果列于5。
3 气体传感器参数的极大似然估计法
威布尔分布极大似然估计方法既适用于定时截尾数据,亦适用于定数截尾数据。假设产品寿命服从参数为m、η的威布尔分布,其概率密度函数为:
f(t;undefined (11)
现从这样一批产品中随机地抽取n个进行试验,直到有r(事先指定r
undefined (12)
则样本的似然函数为:
undefined
极大似然估计的思想就是求参数m、η的估计值m*和η*使L取最大值,也可将其转换为求ln L的最大值问题,用matlab程序调用fminsearch函数,以表3中最小二乘中位秩法求的参数估计值作为优化变量的初值,求得各应力水平下的极大似然估计值列于表6。
4 结束语
首先假设LNG气体传感器的寿命服从威布尔分布,而后采用概率纸法和最小二乘法对试验数据进行初步处理,之后利用极大似然估计法对分布参数进行估计。运用此极大似然进行参数估计,可以为今后在综合考虑总体拟合效果最佳、与疲劳物理的一致性以及尾部区域安全性的情况下,对产品寿命分布进行分布拟合检验提供参考。
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气体分布 篇5
关键词：低浓度瓦斯发电,瓦斯爆炸,细水雾,正态分布,除雾器,分离效率,数值计算
为了减少煤矿瓦斯排放对大气的污染,合理利用低浓度瓦斯资源,采用煤矿低浓度瓦斯发电机组和输送安全保障技术,实现低浓度瓦斯发电,目前是可行的［1］。由于低浓度瓦斯在管道输送过程中存在“爆炸”这一安全隐患,在抑制管道瓦斯爆炸传播技术方面,细水雾对爆炸传播有明显的抑制作用［2］,同时细水雾还有降温、窒息和阻断热辐射等作用,故在低浓度瓦斯输送时添加细水雾,从而形成了瓦斯细水雾两相流。当用于发电的低浓度瓦斯气体中含有大量的雾滴时,对发电机组的效率有极大的负面影响,因此细水雾应该在进入发电机组前被除去。
目前,常用的惯性式除雾器有波形板式和弧形板带钩式,相比之下,弧形板带钩除雾器效率高,但是其压降比前者大。综合两者的优点,笔者优化设计出正态分布式弧形板除雾器,其工作原理是通过弯曲通道分离出气流中夹带的雾滴,由于两者的密度不同,雾滴在惯性力的作用下,不能及时随气流改变流向而与壁面碰撞被捕获。除雾效率受雾滴自身惯性的影响,利用牛顿第一定律计算得到除雾效率的理论公式［3］:
式中: ρp、dp分别为雾滴的密度和直径; μg为气体动力黏度; ug为气流速度; α 为转折角; n为除雾器级数; l为板间距; K为除雾器特性参数。
依据气液两相流体力学的基本理论,采用计算流体力学的方法,对除雾器在不同的结构参数和工况参数下进行气雾两相流动的数值模拟,并分析各参数对除雾效率的影响,将有助于除雾器的优化设计。
1 数学模型
在除雾器的实际工作中,含有雾滴的气流在弯曲通道中的流动是一种可压缩黏性流体的三维、非定常流动过程［4］。除雾器的进气方向有水平和垂直两种。气流垂直进入时,气流速度不宜过大,否则会出现二次回流; 气流水平进入时,由于惯性碰撞而除去雾滴时,雾滴在自身重力的作用下将向下流动,二次回流出现的几率较小。笔者采用气流水平进入除雾器的方式。由于除雾器的任意两叶片之间结构相同,故选取其中一个工作区作为研究对象。在误差允许的范围内根据实际情况对模型作以下简化:
1) 因为弯曲通道间的高度和长度比极大,故简化为二维平面流动;
2) 由于进入除雾器通道的气流速度较小,故视为不可压缩气体来处理［5］;
3) 在理想状况下,气体的流动参数与时间无关,将流体视为定常流动;
4) 颗粒为形状规则的球体,在运动过程中不发生破裂和变形［6］;
5) 雾滴碰到壁面即认为被捕获,到达出口即认为逃逸［7］。
综合考虑以上简化,对气相采用改进的 κ—ε 湍流模型,对雾滴相采用DPM( 离散模型) 的方法进行计算。
1)气相控制方程
连续性方程:
二维N—S方程:
RNG κ—ε 流动方程:
该组方程中: Gk是由层流速度梯度而产生的湍流动能; Gb是由浮力而产生的湍流动能; C1ε、C2ε、C3ε为常量; αk和 αε是k方程和 ε 方程的湍流Prandtl数。
2)雾滴相控制方程
雾滴运动方程:
式中: FD( u-up) 为雾滴的单位质量曳力; gx( ρp-ρ) / ρp为雾滴受到的重力和浮力作用; Fx为其他作用力［8］。
2 求解计算
2. 1 计算条件
计算时采用Gambit软件画图并生成网格,网格为三角形,数值模拟时应用Fluent6. 3 软件,连续相流场采用SIMPLE算法计算,雾滴运动采用拉格朗日法计算,模型见图1。连续相为瓦斯和空气的混合相,假设进入的气体速度均匀分布,出口表压为0; 离散相的介质为水,雾滴相的初始速度与连续相进口速度相同。
2. 2 计算工况
根据瓦斯细水雾输送的实际情况,设定各种结构参数和工况参数的变量值,见表1,计算出各种结构参数和工况参数下除雾器的分离效率。
3 计算结果及分析
除雾器的除雾效率是指被除去的雾滴数目占入口雾滴数目的比例,计算中假设入口处的雾滴直径相同,故雾滴质量被平均分配到每个雾滴上,假设入口处喷射入n个雾滴,其中有m个碰撞到壁面而被捕获,则除雾效率 η=m/n。
3. 1 结构参数对除雾效率的影响
3. 1. 1 除雾器叶片长度的影响
转折角 α=90°,板间距L =30 mm,雾滴直径d =20 μm时,计算得到的叶片长度与除雾效率之间的关系曲线见图2。
由图2 可知: 气流速度小于2 m/s时,叶片长度对除雾效率没有明显的影响,这是因为气流速度较低时雾滴随气体流动,惯性力较小。当气流速度大于2 m/s而小于6 m/s时,除雾效率随着叶片长度的增加先升高后降低。叶片长度在150 mm左右时,除雾效率较好。当气流速度大于6 m/s时,虽然各种叶片长度下除雾器效率都是100% ,但是相应的阻力会增大,在瓦斯细水雾输送时需要消耗更多的能量。
3. 1. 2 除雾器转折角的影响
如图3 所示,在叶片长度H = 150 mm,板间距L = 30 mm,气流速度u = 4 m / s时,其除雾效率随转折角的增大而减小。雾滴直径小于15 μm时除雾效率随转折角的增大而缓慢减小,雾滴直径大于15 μm时除雾效率随转折角的增大而迅速减小,这是因为雾滴运动时受到离心力的作用,当转折角相同时,雾滴的直径增大,惯性力随之增大,更容易碰到壁面而被捕获; 当雾滴直径相同时,转折角增大,弯道趋于平缓,碰到壁面的几率就越小,除雾效率随之降低。
3. 1. 3 除雾器板间距的影响
转折角 α=90°,叶片长度H=150 mm,气流速度u = 4 m / s时,计算得到的板间距与除雾效率之间的关系曲线见图4。
由图4 可知: 除雾效率随着板间距的增大而降低。对于小粒径的雾滴,除雾效率随着板间距的增大而缓慢降低; 对于大粒径的雾滴,分离效率随着板间距的增大而迅速降低。可理解为板间距的增大使得弯道的通流面积增大,气流的运动方向变化缓慢,小颗粒的雾滴对气流的跟随性更好,不宜碰到壁面被捕获,从而导致除雾效率缓慢降低。
3. 2 工况参数对除雾效率的影响
3. 2. 1 除雾器进气速度的影响
如图5 所示,在叶片长度H = 150 mm,转折角 α=60°,板间距L = 20 mm时,其除雾效率随气流速度的增大而迅速增大。可理解为随进气速度的增大,雾滴的动量随之增大,气流的曳力大小不变时,雾滴运动方向的改变需要更长的迟豫时间,因此当雾滴和气流的速度发生较大滑移时,有利于雾滴的捕获。从颗粒动力学角度分析,离心力与速度的三次方呈正比,因而产生更大的惯性力［9］,导致雾滴迅速撞上壁面而被捕捉。
3. 2. 2 雾滴直径的影响
如图6 所示,在叶片长度H = 150 mm,转折角 α=90°,板间距L = 30 mm条件下,其除雾效率随雾滴直径的增大而迅速增高。这是因为雾滴速度松弛时间( 即动力响应时间tv) 随着雾滴直径的增大而增大( 见公式8) ,所以较大直径雾滴的跟随性随之变差,由于惯性作用而易于保持原有的运动速度,从而脱离气流流线分离出来,此时较大直径的雾滴更容易碰到除雾器壁面而被分离［10］。
当气流速度为3 m/s和4 m/s时,除雾效率在雾滴直径为25 μm时达到100% ,即极限直径均为25 μm; 气流速度为5 m / s时,极限直径为20 μm。
4 结论
运用两相流模型对正态分布式弧形板除雾器的除雾效率进行了模拟研究,计算了除雾器叶片长度、转折角、板间距、气流速度和雾滴直径对除雾效率的影响。数值模拟计算结果表明:
1) 工况参数对除雾器效率的影响较大,其中雾滴直径的改变对除雾效率产生的影响非常明显,雾滴直径越大,除雾效率就越高; 除雾效率随着气流速度的增大也明显增大,但在模拟计算时没有考虑除雾器壁面液膜对除雾效率的影响,在实际运行时,气流速度过大会与壁面上的液膜相互作用发生二次携带。因此,气流速度不能过大。
2) 结构参数对除雾器的影响也不容忽视。除雾效率随着板间距的减小而升高,随着转折角的增大而降低,由于受到压降因素的制约,板间距和转折角都不能太小。叶片长度变化对除雾效率也有影响,除雾效率随叶片长度的增加先增高后降低,但影响较小。