煤矿乏风瓦斯富集中试试验研究

针对煤矿乏风瓦斯浓度低,无法有效利用,并大量排放这一现状,对乏风瓦斯的富集开展了研究,建立了首套乏风瓦斯富集中试试验装置。试验装置瓦斯处理量为500 m3/h,采用三塔两级分离工艺,并引入了抽排和排放气充压的流程。研究结果表明,利用自主改性的椰壳活性炭可将甲烷浓度为0.2%的乏风瓦斯气体富集到1.2%以上;抽排流程用于乏风瓦斯富集中试系统可有效提高产品气浓度,如抽排比由0增大到0.224时,产品气中的甲烷浓度增大到了原来的1.89倍;吸附剂热效应对乏风瓦斯富集的影响较小,试验过程中吸附塔内温度波动不超过3℃。     

真空变压吸附分离含氧煤层气的工艺参数实验研究

针对真空变压吸附富集低浓度含氧煤层气,对工艺参数和吸附塔结构进行了优化试验研究。实验结果标明,在一定的时间范围内,随着吸附时间的延长,解吸气和排放气中甲烷体积分数逐渐增大,而排放气中的氧气体积分数则小幅度降低;反吹步骤可以降低排放气中甲烷和氧气的体积分数,但反吹步骤也会降低解吸气中甲烷的体积分数;保持吸附剂不变,吸附塔高径比由3.7增大到13.3,解吸气中甲烷体积分数增大了2.1%,排放气中甲烷体积分数降低了1%。可以为低浓度含氧煤层气富集的实际应用提供参考。     

π型向心径向流吸附器气?固两相模型传热传质特性

为了明确径向流吸附器变压吸附制氧的传热传质规律并提高制氧效率,建立π型向心径向流吸附器（CP-π RFA）的气固耦合两相吸附模型,通过计算流体力学方法对能量模型、吸附热以及颗粒尺寸等因素进行了数值模拟。结果表明:单相模型在加压过程和吸附过程中床层内最高温度分别为309.19 K和311.63 K,氧气摩尔分数最高值分别为55.66%和62.65%;同等条件下两相模型在加压过程和吸附过程中床层内最高温度分别为302.27 K和305.29 K,氧气摩尔分数最高值分别为57.51%和66.02%。未考虑吸附热的加压过程和吸附过程床层内最高温度分别为293.5 K和293.9 K,氧气摩尔分数最高值分别为59.25%和72.18%;同等条件下考虑吸附热时在加压过程和吸附过程中床层内最高温度分别为302.3 K和305.3 K,氧气摩尔分数最高值分别为57.51%和66.02%。随着颗粒直径的增加,出口产品气的氧气摩尔分数逐渐下降,同时产品气流量与回收率逐渐增加,颗粒直径1.6 mm为最佳吸附剂颗粒直径。本实验获得了吸附器内部传热传质规律,为CP-π RFA用于变压吸附制氧提供重要的技术参考。      

真空变压吸附提浓煤矿乏风瓦斯的排放气充压过程

针对传统的变压吸附循环不能很好地适应乏风瓦斯提浓的问题,建立了以活性炭为吸附剂的三塔真空变压吸附实验装置,提出了一种适合煤矿乏风瓦斯提浓的三塔排放气充压流程,以此提高煤矿乏风瓦斯的提浓效果,并对该流程进行了实验研究。结果表明：在变压吸附回收重组分甲烷的过程中,采用排放气从吸附塔上端充压可以有效降低排放气中甲烷的体积分数。在排放气甲烷体积分数相同的情况下,采用排放气充压可以延长穿透时间,提高产品气中甲烷的体积分数。随着排放气充压比的增大,产品气中甲烷的体积分数先上升,后趋于平稳;排放气中甲烷的体积分数则先下降,后趋于平稳。     

基于活性炭的真空变压吸附提浓煤层气甲烷的实验研究

测试了活性炭的平衡吸附特性,在此基础上研究筛选出了适合煤层气提浓的活性炭,其比表面积为1 706 m2/g,并建立了两塔真空变压吸附提浓煤层气甲烷的实验装置,对甲烷体积分数为20%的低浓度煤层气提浓进行了实验。结果表明：利用真空变压吸附的方法,吸附压力在209 kPa以内,解吸压力为21 kPa时,可以将体积分数为20%的煤层气提浓到30%以上且产率超过80%;适当的延长吸附时间有助于提高甲烷的体积分数;降低解吸压力有助于提高甲烷的体积分数和产率;均压有助于提高甲烷的体积分数,既有上均压又有下均压的均压过程对甲烷体积分数的增大效果最好,实验中下均压02 s、上均压04 s时甲烷体积分数最大;维持吸附时间不变,存在一个最佳的产品气与原料气之比（Qc/Qin）,使得甲烷体积分数达到最大值。     

铜锰基催化剂浆液特性对其在堇青石载体上的负载量及粘附性的影响

随着大流量工业烟气净化对低气阻技术的迫切需求,负载型催化剂备受关注,然而涂敷浆液特性复杂、对负载的影响因素繁多,使催化剂制备带来挑战。针对铜锰基催化剂在堇青石载体上的真空涂敷制备,探究了固含量,粘结剂种类,pH值和粒径等浆液特性对催化剂负载量和粘附性的影响规律。结果表明：固含量的升高使得催化剂颗粒可以与增稠剂和硅溶胶形成的网状结构更紧密结合,提高了催化剂负载量和粘附性;硅溶胶可有效增加浆液电负性,使浆液内催化剂颗粒分散均匀;pH值的增大使浆液Zeta电位减小,减小浆液黏度并改善稳定性;而球磨会破坏浆液均匀稳定的网状结构,不利于催化剂粘附性。优选硅溶胶质量分数为30%、pH值为7.3、固含量为30%(质量分数)的未球磨浆液,得到负载量为216 kg?m^–3、脱落率为0.6%,CO催化效率大于98%(7 200 h^–1、120℃、8%H₂O)的负载型催化剂。     

π型向心径向流吸附器气-固两相模型传热传质特性

为了明确径向流吸附器变压吸附制氧的传热传质规律并提高制氧效率,建立π型向心径向流吸附器(CP-πRFA)的气固耦合两相吸附模型,通过计算流体力学方法对能量模型、吸附热以及颗粒尺寸等因素进行了数值模拟.结果表明:单相模型在加压过程和吸附过程中床层内最高温度分别为309.19 K和311.63 K,氧气摩尔分数最高值分别为55.66%和62.65%;同等条件下两相模型在加压过程和吸附过程中床层内最高温度分别为302.27 K和305.29 K,氧气摩尔分数最高值分别为57.51%和66.02%.未考虑吸附热的加压过程和吸附过程床层内最高温度分别为293.5 K和293.9 K,氧气摩尔分数最高值分别为59.25%和72.18%;同等条件下考虑吸附热时在加压过程和吸附过程中床层内最高温度分别为302.3 K和305.3 K,氧气摩尔分数最高值分别为57.51%和66.02%.随着颗粒直径的增加,出口产品气的氧气摩尔分数逐渐下降,同时产品气流量与回收率逐渐增加,颗粒直径1.6 mm为最佳吸附剂颗粒直径.本实验获得了吸附器内部传热传质规律,为CP-πRFA用于变压吸附制氧提供重要的技术参考.     

缺氧空调房间富氧特性及富氧效果的模拟研究

利用实验及CFD模拟软件分别研究非空调工况下以及空调工况的送氧口个数、送氧口管径、送氧流量及送氧方式、不同的气流组织形式(同侧上送下回、异侧上送下回)等发生变化对密闭建筑缺氧房间的富氧特性及富氧效果的影响. 结果表明: 非空调工况下, 送氧口个数、送氧口管径、送氧流量及送氧方式不同, 所形成的富氧区域差别较大, 宜采用管径为6 mm的相背45°的双送氧口进行送氧, 所形成的富氧面积为最大; 空调工况下, 送氧口个数、送氧口管径、送氧流量及气流组织形式不同, 所形成的富氧区域形状大体相似, 均为"椭圆"形状, 宜采用送氧口管径为6 mm的单送氧口且异侧上送下回的气流组织形式; 空调工况下, 送氧流量相同时, 送风风速为0.85 m·s-1所形成的富氧面积比送风风速为1 m·s-1所形成的富氧面积大约20%;当送风风速均为0.85 m·s-1, 送氧流量为1.5 m3·h-1所形成的富氧面积约为0.96 m2, 该富氧面积与单人次活动范围面积相当, 适宜作为空调工况下缺氧房间单人次的富氧基础供氧量. 模拟结果可为缺氧空调房间供氧装置的选择、布置、降低新风量、降低空调能耗等方面提供参考.      

真空变压吸附提浓煤层气甲烷的均压过程

采用以活性炭为吸附剂的两床真空变压吸附实验装置,研究了均压过程对煤层气甲烷提浓的影响.结果表明:均压过程可以快速提高吸附塔内压力,提高吸附压力,增大甲烷气体含量;最好的均压方式为既有上均压又有下均压,上均压0.4s、下均压0.2s后,解吸气中甲烷气体的含量达到最大值,此时两吸附塔之间仍有一定压差.分析了从不同均压压力升压到一定吸附压力的能耗情况.均压压力为93.8kPa时比120.4kPa时的能耗降低了31%.     

π型向心径向流吸附器变质量流动特性研究

对径向流吸附器内变压吸附(PSA)制氧的变质量流动规律进行研究,有助于准确掌握吸附过程及床层内的变量因素对制氧性能的影响。对π型向心径向流吸附器建立气固耦合的两相吸附模型,并对其PSA制氧过程进行了数值模拟研究,得到了床层内氧气浓度分布、温度分布以及产品气浓度的变化规律。结果表明：首次循环结束时床层内氧气最高摩尔分数可达66.02%,回收率29.2%。非稳定循环期间,氧气摩尔分数从66.02%升高至 97.5%,回收率从29.2%提高至38.5%。循环达到稳定后,床层内氧气摩尔分数最高可达98.6%,回收率38.9%左右,且达到稳定状态后床层内气固两相温差减小,逐渐达到热平衡。获得了吸附器内部气体与吸附剂两相间的传质、传热过程,为π型向心径向流吸附器用于PSA制氧提供技术支持。