化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟

工程科学学报，第37卷，第9期：1198-1205,2015年9月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.9:1198-1205,September 2015 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2015.09.013:http://journals.ustb.edu.cn 化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 焦璐璐四，刘应书，祝显强，余新昌 北京科技大学机械工程学院，北京100083 ☒通信作者，Email:ustbjiaodl@sina.com 摘要以实验室化学氧呼吸器生氧装置为研究对象，建立了二维轴对称数学模型，对生氧装置防护性能进行了数值模拟 首先通过模型验证实验验证了模型的合理性，其次对比研究了劳动强度、入口C02体积分数、生氧药剂颗粒当量直径以及入 口管径对生氧装置防护时间和出口温度的影响.结果表明：劳动强度和入口C0,体积分数对生氧装置防护性能影响显著，高 劳动强度和高CO,体积分数均会引起防护时间缩短以及出口峰值温度升高：颗粒当量直径与防护时间近似呈负相关线性关 系，12mm颗粒的防护时间比6mm颗粒少32.15min,但是大粒径颗粒会使得出口峰值温度显著降低；入口管径对生氧装置防 护时间和出口温度的影响均非常有限. 关键词呼吸器：生氧装置：防护时间：出口温度：数值模拟 分类号TD774 Numerical simulation on protective performance for the O2 generator of a chemical oxygen respirator JIAO Lu-u,LIU Ying-shu,ZHU Xian-qiang,YU Xin-chang School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:ustbjiaodl@sina.com ABSTRACT A 2D axisymmetric mathematical model was developed for an 0,generator and the protective performance of the 02 generator was simulated.The model's rationality was verified by experiments under typical operational conditions.Then,the influ- ences of labor intensity,inlet CO,volume faction,equivalent diameter of oxygen-generating particles,and pipe diameter at the entrance on the protective performance of the 0,generator were studied by the model.The simulated results show that both labor inten- sity and inlet CO,volume faction have significant effect on the protective performance of the 0,generator.A higher labor intensity and a higher inlet CO,volume faction share the same trend,which means a much shorter protective time and a much higher outlet peak temperature.The protective time decreases with increasing equivalent diameter of oxygen-generating particles,exhibiting an approxi- mately negative liner relationship.The protective time for 12 mm particles is 32.15 min shorter than that for 6 mm particles.However, larger particles will lead to a lower outlet peak temperature.Different from the front three factors,pipe diameter at the entrance has limited effect on both the protective time and outlet temperature. KEY WORDS respirators:oxygen generators:protective time:outlet temperature;numerical simulation 超氧化钾(K02)化学氧呼吸器是一种保护人体呼 路结构回、生氧剂配方国、生氧装置结构田等进行了细 吸器官的小型设备，可在矿难、火灾等事故发生时给予 致而深入的研究，以提升化学氧呼吸器的防护性能，最 被困人员一定的逃生时间，有效减少因缺氧室息而导 大限度地保障工作人员在紧急逃生状态下生命安全， 致的人员死亡四.因此，众多研究学者针对呼吸器气 然而，前人多以化学氧呼吸器整体系统作为研究对象， 收稿日期：201503-12 基金项目：隔绝式自循环化学氧常温冷却应急救生呼吸装备关键技术及产业化资助项目(Z141100000714007)

工程科学学报，第 37 卷，第 9 期: 1198--1205，2015 年 9 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 37，No． 9: 1198--1205，September 2015 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2015． 09． 013; http: / /journals． ustb． edu． cn 化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 焦璐璐，刘应书，祝显强，余新昌 北京科技大学机械工程学院，北京 100083  通信作者，E-mail: ustbjiaodl@ sina． com 摘 要 以实验室化学氧呼吸器生氧装置为研究对象，建立了二维轴对称数学模型，对生氧装置防护性能进行了数值模拟． 首先通过模型验证实验验证了模型的合理性，其次对比研究了劳动强度、入口 CO2体积分数、生氧药剂颗粒当量直径以及入 口管径对生氧装置防护时间和出口温度的影响． 结果表明: 劳动强度和入口 CO2体积分数对生氧装置防护性能影响显著，高 劳动强度和高 CO2体积分数均会引起防护时间缩短以及出口峰值温度升高; 颗粒当量直径与防护时间近似呈负相关线性关 系，12 mm 颗粒的防护时间比 6 mm 颗粒少 32. 15 min，但是大粒径颗粒会使得出口峰值温度显著降低; 入口管径对生氧装置防 护时间和出口温度的影响均非常有限． 关键词 呼吸器; 生氧装置; 防护时间; 出口温度; 数值模拟 分类号 TD77 + 4 Numerical simulation on protective performance for the O2 generator of a chemical oxygen respirator JIAO Lu-lu ，LIU Ying-shu，ZHU Xian-qiang，YU Xin-chang School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: ustbjiaodl@ sina． com ABSTＲACT A 2D axisymmetric mathematical model was developed for an O2 generator and the protective performance of the O2 generator was simulated． The model’s rationality was verified by experiments under typical operational conditions． Then，the influ￾ences of labor intensity，inlet CO2 volume faction，equivalent diameter of oxygen-generating particles，and pipe diameter at the entrance on the protective performance of the O2 generator were studied by the model． The simulated results show that both labor inten￾sity and inlet CO2 volume faction have significant effect on the protective performance of the O2 generator． A higher labor intensity and a higher inlet CO2 volume faction share the same trend，which means a much shorter protective time and a much higher outlet peak temperature． The protective time decreases with increasing equivalent diameter of oxygen-generating particles，exhibiting an approxi￾mately negative liner relationship． The protective time for 12 mm particles is 32. 15 min shorter than that for 6 mm particles． However， larger particles will lead to a lower outlet peak temperature． Different from the front three factors，pipe diameter at the entrance has limited effect on both the protective time and outlet temperature． KEY WOＲDS respirators; oxygen generators; protective time; outlet temperature; numerical simulation 收稿日期: 2015--03--12 基金项目: 隔绝式自循环化学氧常温冷却应急救生呼吸装备关键技术及产业化资助项目( Z141100000714007) 超氧化钾( KO2 ) 化学氧呼吸器是一种保护人体呼 吸器官的小型设备，可在矿难、火灾等事故发生时给予 被困人员一定的逃生时间，有效减少因缺氧窒息而导 致的人员死亡［1］． 因此，众多研究学者针对呼吸器气 路结构［2］、生氧剂配方［3］、生氧装置结构［4］等进行了细 致而深入的研究，以提升化学氧呼吸器的防护性能，最 大限度地保障工作人员在紧急逃生状态下生命安全． 然而，前人多以化学氧呼吸器整体系统作为研究对象

焦璐璐等：化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 *1199· 单独针对化学氧呼吸器生氧装置防护性能的研究相对 呼气阀 吸气阀 较少. 面罩 计算流体力学(CFD)作为研究填充床内流体流 动、传热传质和化学反应的一种十分有效的手段，越来 越多地应用于化学反应工程领域5.郭雪岩切综述 研 生 和分析了计算流体力学在固定床反应器流动和传热研 氧 单 究领域的最新进展，国内外相关研究结果表明计算流 对 器 象 体力学模拟结果能够提供比实验测量详细得多的局部 流场和温度场信息.肖瑶圆用计算流体力学研究了甲 醇制丙烯(MTP)固定床反应器的多尺度传输问题，实 气囊 现了床层与颗粒在质量传递、热量传递、化学反应等多 物理场中的耦合计算.刘斌以钢铁企业烧结机和环 图1化学氧呼吸器工作原理图 冷机为研究对象，综合考虑多孔介质床层的水分蒸发、 Fig.1 Schematic diagram of a chemical oxygen respirator 熔融盐凝固和床层结构变化等复杂耦合现象，利用 经气流分布器进入多孔介质区，K0,颗粒位置固定不 Fluent和C语言相结合的方法模拟得到了床层温度分 动，气流在颗粒间隙流动，与其发生化学反应，这是典 布、烟气速度分布、温度分布等数据.Wehinger等o构 型的固定床化学反应器.该化学反应伴随着反应物 建了包含113个球形颗粒的数学模型，模拟得到甲烷 C02的消失和产物02的生成，同时也有热量的释放. 干重整催化固定床反应器中颗粒间隙的流体速度、温 度和浓度分布.Go等研究了一氧化碳制草酸二乙 多孔介质区(KO,) 酯(DE0)固定床反应器中流体流动和催化耦合反应. 郑新港等网用计算流体力学研究变质量流动吸附床 气流入口 气流出口 中速度分布.目前，利用计算流体力学来研究化学氧 呼吸器生氧装置内化学反应的文献鲜有报道 本文采用计算流体力学软件Fluent,建立了化学 对称轴 氧呼吸器生氧装置二维轴对称非稳态数学模型，对比 研究了劳动强度、入口C0,体积分数、生氧药剂颗粒当 图2化学氧呼吸器生氧装置物理模型 Fig.2 Physical model of an 02 generator for chemical oxygen respira- 量直径和入口管径对生氧装置防护时间和出口温度的 tors 影响，研究结果可以为化学氧呼吸器生氧装置的优化 设计提供技术依据 1.2 数学模型及计算方法 由物理模型建立数学模型，必须对实际的反应过 1数学模型及模型验证实验 程进行必要的假设.为此，本文作如下假设： 1.1研究对象及物理模型 (1)由于气体流速较低，认为气体为不可压缩 图1为循环式化学氧呼吸器工作原理图.其工作 流体： 流程为：经面罩呼出的气体，经呼气阀进入装有K0,药 (2)床层对流动的影响仅体现在Egun动量源项： 片的生氧装置，呼气中H,0(g)和C02与生氧剂K02发 (3)H,0在超氧化钾制氧的反应过程中起催化作 生反应生成0，余下的呼出气体与反应生成的0，混合 用，暂不考虑H20对化学反应的影响，将呼吸器生氧 进入气囊，经冷却器冷却后供人呼吸，由此完成一次呼 装置内的化学反应视为KO,颗粒与C0,的单一反应， 吸循环.本文的研究对象为图1中虚框突出的生氧装 并将人体呼出的气体视为C02、0,和N2的三元混合 置，其内部发生如下化学反应四： 气体； H0+2K02-→2K0H+1.502,39.4kJ,(1) (4)反应过程中K02药片吸水膨胀结块，致使床 C02+2K0H-→K2C03+H20,141.1kJ,(2) 层空隙率ε减小，流动阻力增大，建模过程中不考虑结 C02+2K02→KC03+1.502,180.5kJ.(3) 块影响，认为床层空隙率不发生变化： 建立化学氧呼吸器生氧装置物理模型如图2所 (5)将化学反应简化为三项，即反应热Q的生成、 示.因装置为圆柱形结构，为简化计算，将其作二维轴 反应物C02的消失和产物0，的生成. 对称模型处理.装置内部装填K0,药片，形成药片床 根据以上假设建立如下控制方程和定解条件 层，床层两端采用分流板固定，在宏观上将其视为如图 1.2.1控制方程 2所示多孔介质区.人体呼出的气体从装置入口流入， (1)连续性方程：

焦璐璐等: 化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 单独针对化学氧呼吸器生氧装置防护性能的研究相对 较少． 计算流体力学( CFD) 作为研究填充床内流体流 动、传热传质和化学反应的一种十分有效的手段，越来 越多地应用于化学反应工程领域［5 － 6］． 郭雪岩［7］综述 和分析了计算流体力学在固定床反应器流动和传热研 究领域的最新进展，国内外相关研究结果表明计算流 体力学模拟结果能够提供比实验测量详细得多的局部 流场和温度场信息． 肖瑶［8］用计算流体力学研究了甲 醇制丙烯( MTP) 固定床反应器的多尺度传输问题，实 现了床层与颗粒在质量传递、热量传递、化学反应等多 物理场中的耦合计算． 刘斌［9］以钢铁企业烧结机和环 冷机为研究对象，综合考虑多孔介质床层的水分蒸发、 熔融盐凝固和床层结构变化等复杂耦合现象，利用 Fluent 和 C 语言相结合的方法模拟得到了床层温度分 布、烟气速度分布、温度分布等数据． Wehinger 等［10］构 建了包含 113 个球形颗粒的数学模型，模拟得到甲烷 干重整催化固定床反应器中颗粒间隙的流体速度、温 度和浓度分布． Gao 等［11］研究了一氧化碳制草酸二乙 酯( DEO) 固定床反应器中流体流动和催化耦合反应． 郑新港等［12］用计算流体力学研究变质量流动吸附床 中速度分布． 目前，利用计算流体力学来研究化学氧 呼吸器生氧装置内化学反应的文献鲜有报道． 本文采用计算流体力学软件 Fluent，建立了化学 氧呼吸器生氧装置二维轴对称非稳态数学模型，对比 研究了劳动强度、入口 CO2体积分数、生氧药剂颗粒当 量直径和入口管径对生氧装置防护时间和出口温度的 影响，研究结果可以为化学氧呼吸器生氧装置的优化 设计提供技术依据． 1 数学模型及模型验证实验 1. 1 研究对象及物理模型 图 1 为循环式化学氧呼吸器工作原理图． 其工作 流程为: 经面罩呼出的气体，经呼气阀进入装有 KO2药 片的生氧装置，呼气中 H2O( g) 和 CO2与生氧剂 KO2发 生反应生成 O2，余下的呼出气体与反应生成的 O2混合 进入气囊，经冷却器冷却后供人呼吸，由此完成一次呼 吸循环． 本文的研究对象为图 1 中虚框突出的生氧装 置，其内部发生如下化学反应［13］: H2O + 2KO2 →2KOH + 1. 5O2，39. 4 kJ， ( 1) CO2 + 2KOH →K2CO3 + H2O，141. 1 kJ， ( 2) CO2 + 2KO2 →K2CO3 + 1. 5O2，180. 5 kJ． ( 3) 建立化学氧呼吸器生氧装置物理模型如图 2 所 示． 因装置为圆柱形结构，为简化计算，将其作二维轴 对称模型处理． 装置内部装填 KO2药片，形成药片床 层，床层两端采用分流板固定，在宏观上将其视为如图 2 所示多孔介质区． 人体呼出的气体从装置入口流入， 图 1 化学氧呼吸器工作原理图 Fig． 1 Schematic diagram of a chemical oxygen respirator 经气流分布器进入多孔介质区，KO2颗粒位置固定不 动，气流在颗粒间隙流动，与其发生化学反应，这是典 型的固定床化学反应器． 该化学反应伴随着反应物 CO2的消失和产物 O2的生成，同时也有热量的释放． 图 2 化学氧呼吸器生氧装置物理模型 Fig． 2 Physical model of an O2 generator for chemical oxygen respira￾tors 1. 2 数学模型及计算方法 由物理模型建立数学模型，必须对实际的反应过 程进行必要的假设． 为此，本文作如下假设: ( 1) 由于 气 体 流 速 较 低，认 为 气 体 为 不 可 压 缩 流体; ( 2) 床层对流动的影响仅体现在 Ergun 动量源项; ( 3) H2O 在超氧化钾制氧的反应过程中起催化作 用，暂不考虑 H2 O 对化学反应的影响，将呼吸器生氧 装置内的化学反应视为 KO2 颗粒与 CO2 的单一反应， 并将人体呼出的气体视为 CO2、O2 和 N2 的三元混合 气体; ( 4) 反应过程中 KO2 药片吸水膨胀结块，致使床 层空隙率 ε 减小，流动阻力增大，建模过程中不考虑结 块影响，认为床层空隙率不发生变化; ( 5) 将化学反应简化为三项，即反应热 Q 的生成、 反应物 CO2的消失和产物 O2的生成． 根据以上假设建立如下控制方程和定解条件． 1. 2. 1 控制方程 ( 1) 连续性方程: ·1199·

·1200· 工程科学学报，第37卷，第9期 a(sp, 2+7·(pm)=S, 速率.以颗粒为单元计算生氧装置内部不同时刻和不 (4) 同位置处的化学反应速率.已知呼吸器生氧装置内 S=1-e)他M (5) K02发生的化学反应如式(1)~式(3)所示.对反应 at 过程进行宏观分析如下. 式中：e为床层空隙率P为流体密度，kg"m3:v为流 黄色K0,开始反应时，一部分与呼气中C0,直接 体速度向量，msl;S为质源项，kg·m3sl:m为总 反应生成KC0,并放出02，另一部分吸附呼气中 的气体组分数普为气体生成或消耗速率，mm。 H,0(g)到其表面形成橙色的KO2·H,0,而后KO2H,0 继续与H,0进行反应，生成白色的KOH和02，O2被释 s;M为气体i摩尔质量，kg°mol. 放出来，而KOH继续与CO,反应生成K,CO,和H,O. (2)组分方程： 从整个反应过程看，H,0在超氧化钾制氧的反应过程 alep2+V·(p）-V·D,7(pW]=sr 中起催化作用.本文暂不考虑H,0对化学反应的影 a 响，将呼吸器生氧装置内的化学反应视为K0,颗粒与 (6) C0,的单一反应. 式中：y:为气体组分i的质量分数：D:为气体组分i的 就单个K0,颗粒而言，C02与KO,颗粒的化学反应 扩散系数，m2s. 速率受三部分阻力的制约：(1)外扩散传质阻力，即 (3)能量方程： C02由气流主体传递至K02颗粒外表面的阻力；(2)内 (a)气相能量方程 扩散传质阻力，即C02由K0,颗粒外表面通过生成物 是m,)+7·ba,B+]- K,CO,中空隙网络进入固体内部的阻力：(3)化学反应 阻力，即C0,与KO,发生本征化学反应过程所形成的 V·(kVT)=hA（T.-T) (7) 阻力.由于超氧化物反应活性很高，故可假设C02与 (b)固相能量方程 K0,刚一接触就迅速发生化学反应，反应界面处C0,浓 是1-enE]-:【1-e点7小= 度趋近于零，反应的限制环节在传质扩散而不在反应 S.+hAg (T:-T.), 本身，因此在分析颗粒化学反应速率时选用仅考虑外 (8) S=(1-e）r…(-△H0 (9) 扩散和内扩散的界面反应模型 根据上述假设模型得到单个等效KO,球形颗粒的 式中：E,和E。分别为流体和固体含有的总能量， C0,消耗速率可表示为 Jkgp为气体的总压力，Pa:k,和k,分别为流体和 固体的热导率，W·ml·K;he为气固对流换热系数， dnco. 4T*cco,0 (14) d Wm2,K;4e为床层比表面积，m2·m3:T:和T,分 别为流体和固体温度，Kp.为固体密度，kgm3:S为 式中：r。为颗粒半径，m:D.为内扩散系数，m2s;x为 热源项，J小m3s:r为化学反应速率，molm3s; 转化率；h。为外传质系数，m·s;co,o为气相C0,浓 △H为化学反应生成焓，Jmol 度，molm3.由式(14)可计算求得控制方程(4)、(6) (4)动量方程： 和(8)中质源项S:和热源项S a(pv) +T.(Pw)=-7p+7·(r)+F,(10) 1.2.3相关参数确定 (1)内扩散系数D.气体分子在固体颗粒内的扩 1 F=-(v+CPvlv), (11) 散系数D按下式进行确定： 1-150,(1-e)2 (15) a(d,)& (12) 3.5.1-￡ 式中：D.是分子扩散系数，m2·s;Dk是Knudsen扩散 Ca-dod (13) 系数，m2s:8是曲折因子，其值多在2~7之间：0是 式中：r为应力张量，Pa;F为Ergun动量源项u为气 颗粒的孔隙率。 体的动力黏度，Pa·s:1/a为黏性阻力系数：C,为惯性 (2)外传质系数h,固定床中，流体中组分与颗粒 阻力系数；中为颗粒形状因子；d。为颗粒当量直径，m. 外表面间的传质j因子J。与雷诺数R可关联如下： 1.2.2源项处理 21上)_0.76+0.365 (16) 为了对连续性方程、组分方程和能量方程进行求 Re+ Rea 386 解，需计算质源项S和热源项S的大小，二者均与化 Re=Prud。 (17) 学反应速率直接相关，因此源项其实是计算化学反应

工程科学学报，第 37 卷，第 9 期 ( ερf ) t + Δ ·( ρfv) = ∑ m i = 1 Si， ( 4) Si = ( 1 － ε) ni t Mi ． ( 5) 式中: ε 为床层空隙率; ρf 为流体密度，kg·m － 3 ; v 为流 体速度向量，m·s － 1 ; Si 为质源项，kg·m － 3 ·s － 1 ; m 为总 的气体组分数; ni t 为气体 i 生成或消耗速率，mol·m － 3 · s － 1 ; Mi 为气体 i 摩尔质量，kg·mol － 1 ． ( 2) 组分方程: ( ερfyi ) t + Δ ·( ρfyiv) － Δ ·［Di Δ ( ρfyi ) ］= Si ． ( 6) 式中: yi 为气体组分 i 的质量分数; Di 为气体组分 i 的 扩散系数，m2 ·s － 1 ． ( 3) 能量方程: ( a) 气相能量方程  t ( ερfEf ) + Δ ·［v( ρfEf + p) ］－ Δ ·( kf Δ Tf ) = hfsAfs( Ts － Tf ) ． ( 7) ( b) 固相能量方程  t ［( 1 － ε) ρsEs ］－ Δ ·［( 1 － ε) ks Δ Ts ］= Sh s + hfsAfs( Tf － Ts) ， ( 8) Sh s = ( 1 － ε)·r·( － ΔH) ． ( 9) 式中: Ef 和 Es 分别为流体和固体 含有的总能量， J·kg － 1 ; p 为气体的总压力，Pa; kf 和 ks 分别为流体和 固体的热导率，W·m － 1 ·K － 1 ; hfs为气固对流换热系数， W·m － 2 ·K － 1 ; Afs为床层比表面积，m2 ·m － 3 ; Tf 和 Ts 分 别为流体和固体温度，K; ρs 为固体密度，kg·m － 3 ; Sh s 为 热源项，J·m － 3 ·s － 1 ; r 为化学反应速率，mol·m － 3 ·s － 1 ; ΔH 为化学反应生成焓，J·mol － 1 ． ( 4) 动量方程: ( ρfv) t + Δ ·( ρfvv) = － Δ p + Δ ·( τ) + F，( 10) F ( = － μ α v + C2 1 2 ρf | v | ) v ， ( 11) 1 α = 150 ( dp ) 2·( 1 － ε) 2 ε3 ， ( 12) C2 = 3. 5 dp ·1 － ε ε3 ． ( 13) 式中: τ 为应力张量，Pa; F 为 Ergun 动量源项; μ 为气 体的动力黏度，Pa·s; 1 /α 为黏性阻力系数; C2 为惯性 阻力系数;  为颗粒形状因子; dp 为颗粒当量直径，m． 1. 2. 2 源项处理 为了对连续性方程、组分方程和能量方程进行求 解，需计算质源项 Si和热源项 Sh s 的大小，二者均与化 学反应速率直接相关，因此源项其实是计算化学反应 速率． 以颗粒为单元计算生氧装置内部不同时刻和不 同位置处的化学反应速率． 已知呼吸器生氧装置内 KO2 发生的化学反应如式( 1) ～ 式( 3) 所示． 对反应 过程进行宏观分析如下． 黄色 KO2开始反应时，一部分与呼气中 CO2 直接 反应 生 成 K2 CO3 并 放 出 O2，另 一 部 分 吸 附 呼 气 中 H2O( g) 到其表面形成橙色的 KO2 ·H2O，而后 KO2 ·H2O 继续与 H2O 进行反应，生成白色的 KOH 和 O2，O2被释 放出来，而 KOH 继续与 CO2反应生成 K2 CO3 和 H2 O． 从整个反应过程看，H2O 在超氧化钾制氧的反应过程 中起催化作用． 本文暂不考虑 H2 O 对化学反应的影 响，将呼吸器生氧装置内的化学反应视为 KO2颗粒与 CO2的单一反应． 就单个 KO2颗粒而言，CO2与 KO2颗粒的化学反应 速率受三部分阻力的制约: ( 1) 外扩散传质阻力，即 CO2由气流主体传递至 KO2颗粒外表面的阻力; ( 2) 内 扩散传质阻力，即 CO2 由 KO2 颗粒外表面通过生成物 K2CO3中空隙网络进入固体内部的阻力; ( 3) 化学反应 阻力，即 CO2与 KO2 发生本征化学反应过程所形成的 阻力． 由于超氧化物反应活性很高，故可假设 CO2 与 KO2刚一接触就迅速发生化学反应，反应界面处 CO2浓 度趋近于零，反应的限制环节在传质扩散而不在反应 本身，因此在分析颗粒化学反应速率时选用仅考虑外 扩散和内扩散的界面反应模型． 根据上述假设模型得到单个等效 KO2球形颗粒的 CO2消耗速率可表示为 － dnCO2 dt = 4πr 2 p ·cCO2，0 rp D [ e ( 1 － x) － 1 3 ] － 1 + 1 hD ． ( 14) 式中: rp 为颗粒半径，m; De 为内扩散系数，m2 ·s － 1 ; x 为 转化率; hD 为外传质系数，m·s － 1 ; cCO2，0 为气相 CO2 浓 度，mol·m － 3 ． 由式( 14) 可计算求得控制方程( 4) 、( 6) 和( 8) 中质源项 Si 和热源项 Sh s ． 1. 2. 3 相关参数确定 ( 1) 内扩散系数 De ． 气体分子在固体颗粒内的扩 散系数 De按下式进行确定［14］: 1 De = δ θ ·( 1 Dm + 1 D ) K ． ( 15) 式中: Dm是分子扩散系数，m2 ·s － 1 ; DK是 Knudsen 扩散 系数，m2 ·s － 1 ; δ 是曲折因子，其值多在 2 ～ 7 之间; θ 是 颗粒的孔隙率． ( 2) 外传质系数 hD． 固定床中，流体中组分与颗粒 外表面间的传质 j 因子 JD与雷诺数 Ｒe 可关联如下［15］: εJD = ε hD ( u μ ρfD ) m 2 3 = 0. 765 Ｒe 0. 82 + 0. 365 Ｒe 0. 386， ( 16) Ｒe = ρfudp μ ． ( 17) ·1200·

焦璐璐等：化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 ·1201· 式中，u为床层中流体的表观流速，ms1 入口边界条件，装置出口设定为压力出口边界条件，装 1.2.4定解条件 置中心轴线设定为轴对称边界条件，装置壁面设定为 边界条件如表1所示.其中装置入口设定为速度 壁面边界条件.初始条件如表2所示 表1边界条件 Table 1 Boundary conditions 参数 速度入口 轴对称 壁面 压力出口 温度 T1:.0=To aT =0 女 ar =h(T.-T) r-R 浓度 cl:-0=C0 =0 =0 一 速度 l:-0=t0L,l:0=0 dc =0 D1,-R=0,D,1,-R=0 压力 pl:-=Po 表2初始条件 Table 2 Initial conditions 床内压力Pa 轴向速度/(ms)径向速度/(ms) 温度/K 二氧化碳质量分数 氧气质量分数 101325 0 0 298 0 23.3% 1.2.5网格划分与计算方法 1.3模型验证实验 对生氧装置进行了结构网格划分，网格正交性良 为了对数学模型进行验证，搭建检验化学氧呼吸 好，最小正交质量为0.99548，网格数量为25534.利用 器防护性能的实验平台，其流程示意图如图3所示. 计算流体力学软件Fluent对前述控制方程进行求解. 实验过程中使用质量流量控制器(MFC)精确控制 由于是低速不可压缩流动，因此选择基于压力的分离 C02、0,和N2流量以模拟人体呼出的气体，气体经加湿 求解器，压力和速度的耦合算法采用SIMPLE算法.采 器加湿后进入生氧装置，之后排出的气体经干燥器除 用用户自定义函数(UDF)编写CO,组分源项、O,组分 湿后进入C0,浓度分析仪.实验装置配备完备的数据 源项和能量源项，采用用户自定义内存(DM)实现床 采集系统，可以实现对生氧装置入口、出口温度以及出 层不同位置和不同时刻化学反应速率的计算.计算结 口C0,体积分数的实时监测. 果通过了网格无关性检验 C0, 分析仪 ,排空 >02 MFC→ T②2 K03 干燥器 >N2 MFC 加湿器 图3模型验证实验装置示意图 Fig.3 Schematic diagram of equipment in verified experiments 2结果与讨论 别进行实验和数值模拟研究，将实验过程中可监测量 (即生氧装置出口C0,体积分数和温度)的实验值与模 2.1实验结果与模拟结果对比 拟值对比如图4所示. 为了验证前述模型的合理性，首先选取中等劳动 图4(a)给出了呼吸器生氧装置出口C0,体积分 强度（呼吸量30L·min)、入口C0,体积分数4%、颗 数实验值和模拟值对比曲线.从图中可以看到，CO,体 粒当量直径8mm以及入口管径40mm的典型工况分 积分数曲线模拟值和实验值吻合良好.在前120min

焦璐璐等: 化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 式中，u 为床层中流体的表观流速，m·s － 1 ． 1. 2. 4 定解条件 边界条件如表 1 所示． 其中装置入口设定为速度 入口边界条件，装置出口设定为压力出口边界条件，装 置中心轴线设定为轴对称边界条件，装置壁面设定为 壁面边界条件． 初始条件如表 2 所示． 表 1 边界条件 Table 1 Boundary conditions 参数 速度入口 轴对称 壁面 压力出口 温度 T | z = 0 = T0 T r r = 0 = 0 － kw T r r = Ｒ = h( Tw － Tg ) — 浓度 ci | z = 0 = ci 0 ci r r = 0 = 0 ci r r = Ｒ = 0 — 速度 vz | z = 0 = v0，vr | z = 0 = 0 v r r = 0 = 0 vz | r = Ｒ = 0，vr | r = Ｒ = 0 — 压力 — — — p | z = H = p0 表 2 初始条件 Table 2 Initial conditions 床内压力/Pa 轴向速度/( m·s － 1 ) 径向速度/( m·s － 1 ) 温度/K 二氧化碳质量分数 氧气质量分数 101325 0 0 298 0 23. 3% 1. 2. 5 网格划分与计算方法 对生氧装置进行了结构网格划分，网格正交性良 好，最小正交质量为 0. 99548，网格数量为 25534． 利用 计算流体力学软件 Fluent 对前述控制方程进行求解． 由于是低速不可压缩流动，因此选择基于压力的分离 求解器，压力和速度的耦合算法采用 SIMPLE 算法． 采 用用户自定义函数( UDF) 编写 CO2组分源项、O2组分 源项和能量源项，采用用户自定义内存( UDM) 实现床 层不同位置和不同时刻化学反应速率的计算． 计算结 果通过了网格无关性检验． 1. 3 模型验证实验 为了对数学模型进行验证，搭建检验化学氧呼吸 器防护性能的实验平台，其流程示意图如图 3 所示． 实验过程中使用质量流量控制器 ( MFC) 精 确 控 制 CO2、O2和 N2流量以模拟人体呼出的气体，气体经加湿 器加湿后进入生氧装置，之后排出的气体经干燥器除 湿后进入 CO2浓度分析仪． 实验装置配备完备的数据 采集系统，可以实现对生氧装置入口、出口温度以及出 口 CO2体积分数的实时监测． 图 3 模型验证实验装置示意图 Fig． 3 Schematic diagram of equipment in verified experiments 2 结果与讨论 2. 1 实验结果与模拟结果对比 为了验证前述模型的合理性，首先选取中等劳动 强度( 呼吸量 30 L·min － 1 ) 、入口 CO2体积分数 4% 、颗 粒当量直径 8 mm 以及入口管径 40 mm 的典型工况分 别进行实验和数值模拟研究，将实验过程中可监测量 ( 即生氧装置出口 CO2体积分数和温度) 的实验值与模 拟值对比如图 4 所示． 图 4( a) 给出了呼吸器生氧装置出口 CO2 体积分 数实验值和模拟值对比曲线． 从图中可以看到，CO2体 积分数曲线模拟值和实验值吻合良好． 在前 120 min， ·1201·

·1202· 工程科学学报，第37卷，第9期 2.0 480(b 1.6 450 1.2 口实验值 420 一模拟值 390 0.8 360 ■模拟值 口实验值 0.4 330 300L 020406080100120140160180 020406080100120140160180 时间/min 时间/min 图4生氧装置模拟值和实验值对比.(a)出口CO2体积分数：(b)出口温度 Fig.4 Comparison of simulated and experimental values at the outlet of the O generator:(a)outlet CO volume fraction:(b)temperature 生氧装置出口C0,体积分数几乎为0，说明进入生氧装 运动下呼吸量则为58.62~83.74L·min.由此可见， 置内部的C02已被K02完全消耗：120min之后，出口 人体呼吸量在不同的做功状态下最大可差10倍以上. CO,体积分数开始增长，说明从此刻开始C0,穿透 因此，有必要探究人体劳动强度对呼吸器生氧装置防 床层 护性能的影响. 图4(b)是生氧装置出口温度模拟值和实验值对 以呼吸量为单一变量，选取入口CO,体积分数 比.图中可以看到，生氧装置出口温度模拟值和实验 4%、颗粒当量直径8mm和入口管径40mm为固定条 值吻合良好，均是从常温开始上升，而后在140min时 件，得到呼吸量对生氧装置防护时间的影响规律，如 达到峰值，随后出口温度缓慢下降，二者随时间变化趋 图5所示，其中防护时间为呼吸器从使用开始至出口 势一致，仅仅在数值上存在略微差异，最大相对误差为 C0,体积分数达到1.5%的时间间隔.从图中可以看 11.12%. 到，随着呼吸量的增加，生氧装置防护时间逐步降低， 对于模拟值与实验值之间存在的误差，笔者认为 二者呈负相关，接近反比例函数关系。当呼吸量为 由多方面的因素所引起。其一，H0作为该反应系统 6L~min时防护时间为1138.5min,而当呼吸量为 中关键一环，不仅会对C02与K0,颗粒之间的化学反 80L·min时防护时间仅为63min. 应速率造成影响，还会使得KO,颗粒发生膨胀并结块， 1200 导致床层阻力增加，影响流体在床层内部流动并进而 1000 影响传热：其二，实验所用K0,颗粒实为药片状，模型 800 在处理时为了简化计算选用了等体积当量直径；其三， 实验所用KO2颗粒并非纯的K0,颗粒，而是KO2与添 600 加剂的混合物，且在反应过程中除主反应之外还存在 400 许多副反应，导致颗粒成分发生十分复杂的变化，其物 性参数（如热导率和比热容）变得难以确定.除前述三 200 个影响因素之外，实验随机误差、仪器测量误差等也是 102030405060708090 导致模拟值和实验值存在差异的原因. 呼吸量L·min 综合生氧装置出口温度以及CO,体积分数的模拟 图5呼吸量对生氧装置防护时间的影响 值和实验值对比可以发现，尽管模拟温度和实验温度 Fig.5 Effect of breathing capacity on the protective time of the 02 之间存在略微差异，但二者趋势吻合良好，因此本文提 generator 出的模型可以相对较好地对化学氧呼吸器内部反应进 图6是呼吸量对生氧装置出口温度的影响.随着 程做出预测 呼吸量的增加，生氧装置出口峰值温度出现的时间逐 2.2劳动强度的影响 步提前，但是峰值温度的大小却在6~30L·min和 人体在从事不同劳动强度的活动时，其呼吸量存 30~80L~min两个区间段内表现出不同的趋势.当 在显著差异，查阅相关呼吸生理学资料a发现：中国 呼吸量由6Lmin升至30L·min时，生氧装置出口 成年男子在躺卧状态下呼吸量为6~7L·min,跑步 峰值温度不断升高，而在30~80L·min范围内峰值 (6kmh)状态下呼吸量约为26L·min,而在剧烈 温度基本不变.出现上述现象的原因可解释如下：当

工程科学学报，第 37 卷，第 9 期 图 4 生氧装置模拟值和实验值对比． ( a) 出口 CO2体积分数; ( b) 出口温度 Fig． 4 Comparison of simulated and experimental values at the outlet of the O2 generator: ( a) outlet CO2 volume fraction; ( b) temperature 生氧装置出口 CO2体积分数几乎为 0，说明进入生氧装 置内部的 CO2 已被 KO2 完全消耗; 120 min 之后，出口 CO2体 积 分 数 开 始 增 长，说 明 从 此 刻 开 始 CO2 穿 透 床层． 图 4( b) 是生氧装置出口温度模拟值和实验值对 比． 图中可以看到，生氧装置出口温度模拟值和实验 值吻合良好，均是从常温开始上升，而后在 140 min 时 达到峰值，随后出口温度缓慢下降，二者随时间变化趋 势一致，仅仅在数值上存在略微差异，最大相对误差为 11. 12% ． 对于模拟值与实验值之间存在的误差，笔者认为 由多方面的因素所引起． 其一，H2 O 作为该反应系统 中关键一环，不仅会对 CO2 与 KO2 颗粒之间的化学反 应速率造成影响，还会使得 KO2颗粒发生膨胀并结块， 导致床层阻力增加，影响流体在床层内部流动并进而 影响传热; 其二，实验所用 KO2颗粒实为药片状，模型 在处理时为了简化计算选用了等体积当量直径; 其三， 实验所用 KO2颗粒并非纯的 KO2颗粒，而是 KO2 与添 加剂的混合物，且在反应过程中除主反应之外还存在 许多副反应，导致颗粒成分发生十分复杂的变化，其物 性参数( 如热导率和比热容) 变得难以确定． 除前述三 个影响因素之外，实验随机误差、仪器测量误差等也是 导致模拟值和实验值存在差异的原因． 综合生氧装置出口温度以及 CO2体积分数的模拟 值和实验值对比可以发现，尽管模拟温度和实验温度 之间存在略微差异，但二者趋势吻合良好，因此本文提 出的模型可以相对较好地对化学氧呼吸器内部反应进 程做出预测． 2. 2 劳动强度的影响 人体在从事不同劳动强度的活动时，其呼吸量存 在显著差异，查阅相关呼吸生理学资料［16］发现: 中国 成年男子在躺卧状态下呼吸量为 6 ～ 7 L·min － 1 ，跑步 ( 6 km·h － 1 ) 状态下呼吸量约为 26 L·min － 1 ，而在剧烈 运动下呼吸量则为 58. 62 ～ 83. 74 L·min － 1 ． 由此可见， 人体呼吸量在不同的做功状态下最大可差 10 倍以上． 因此，有必要探究人体劳动强度对呼吸器生氧装置防 护性能的影响． 以呼吸量 为 单 一 变 量，选 取 入 口 CO2 体 积 分 数 4% 、颗粒当量直径 8 mm 和入口管径 40 mm 为固定条 件，得到呼吸量对生氧装置防护时间的影响规律，如 图 5所示，其中防护时间为呼吸器从使用开始至出口 CO2体积分数达到 1. 5% 的时间间隔． 从图中可以看 到，随着呼吸量的增加，生氧装置防护时间逐步降低， 二者呈负相关，接近反比例函数关系． 当呼吸 量 为 6 L·min － 1 时防护 时 间 为 1138. 5 min，而 当 呼 吸 量 为 80 L·min － 1 时防护时间仅为 63 min． 图 5 呼吸量对生氧装置防护时间的影响 Fig． 5 Effect of breathing capacity on the protective time of the O2 generator 图 6 是呼吸量对生氧装置出口温度的影响． 随着 呼吸量的增加，生氧装置出口峰值温度出现的时间逐 步提前，但是峰值温度的大小却在 6 ～ 30 L·min － 1 和 30 ～ 80 L·min － 1 两个区间段内表现出不同的趋势． 当 呼吸量由 6 L·min － 1 升至 30 L·min － 1 时，生氧装置出口 峰值温度不断升高，而在 30 ～ 80 L·min － 1 范围内峰值 温度基本不变． 出现上述现象的原因可解释如下: 当 ·1202·

焦璐璐等：化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 ·1203· 呼吸量逐步增加时，进入生氧装置内部的C0,绝对含 “反应区域”放出的热量较多，导致出口峰值温度随呼 量逐渐增加“反应区域”向下游移动的速度逐步加 吸量增大而逐步升高，但当呼吸量升至30L·min以 快，因此峰值温度出现的时刻会随呼吸量的增加而提 上时，出口峰值温度不会继续上升.这是由于在此呼 前.在呼吸量较小的情况下，“反应区域”所占据的体 吸量下，“反应区域”几乎在全部有效防护时间内占据 积较小，即单位时间内“反应区域”放出的热量较少， 整个床层区域，反应热的放出量受到床层大小的限制， 因此生氧装置出口峰值温度也较低：在呼吸量较大的 因此不会随呼吸量的增大而增大，出口峰值温度因而 情况下，“反应区域”所占据的体积较大，单位时间内 也不会继续上升. 480 (a) 一。一呼吸量6L·min 480 (b) ◆一呼吸量9L·min1 450 一呼吸量16L·min 450 一呼吸量30L·minl 420 420 390 口 390 -呼吸量45L·minl 360 360 。-呼吸量50L·miml 4一呼吸量65L·min 330 330 一一呼吸量80L·min 300 300 0 200 4006008001000 1200 0 20 0 6080100120140 时间min 时间/min 图6呼吸量对生氧装置出口温度的影响.(a)6~30L~minl:(b)45~80L·min1 Fig.6 Effect of breathing capacity on the outlet temperature of the 2 generator:(a)6-30Lmin;(b)45-80 Lmin- 由模拟结果可以看出：人体在静卧状态下，生氧装 C0,体积分数为4.5%时，生氧装置的防护时间仅有 置的运行会更加稳定，不仅有效防护时间会延长，而且 180min.图7(b)是入口C02体积分数对生氧装置出口 后端冷却装置的冷负荷也会大大降低：相反，从事重体 温度的影响.从图中可以看到：随着入口C0,体积分 力劳动的人员在佩戴此呼吸器进行工作时，生氧装置 数的增加，出口峰值温度出现的时间逐步提前，其数 出口温度短时间内急剧上升，为了满足人体吸气要求， 值也逐渐增加.分析认为出现上述现象的原因如下： 必须对冷却装置的设计提出更高的要求 当入口C0,体积分数升高时，生氧装置内部“反应区 2.3入口C0,体积分数的影响 域”所占据的体积随之增大，因而导致其穿透床层所 人体在从事不同劳动强度活动时，其呼气中CO, 需要的时间相应缩短以及出口温度达到峰值的时间 体积分数存在显著差异a.以生氧装置入口C0,体积 提前：与此同时，“反应区域”体积的增大意味着床层 分数为单一变量，选取呼吸量30L·min、颗粒当量直 内部单位时间的放热量增多，因此峰值温度也随之 径8mm以及入口管径40mm为固定条件，得到入口 升高 C0,体积分数对生氧装置防护时间的影响，如图7(a) 2.4生氧药剂颗粒当量直径的影响 所示.图中可以看到：当入口C02体积分数为2.6% 以颗粒当量直径为单一变量，选取呼吸量30L· 时，生氧装置的防护时间可达到369min;而当入口 min、入口C0,体积分数4%以及入口管径40mm为 400 (a) (b) 490 350 455 差300 420 250 385 ·一入口C0,体积分数3.0% 350 ·一人口C0,体积分数3.5% 200 -一人口C0,体积分数4.0% 315 一入口C0,体积分数4.5% 150L 2.5 3.0 35 4.0 4. 50 100150200250300 人口C0,体积分数/% 时间/min 图7入口CO2体积分数对生氧装置防护时间()及出口温度(b)的影响 Fig.7 Effect of inlet CO2 volume fraction on the protective time (a)and the outlet temperature (b)of the 02 generator

焦璐璐等: 化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 呼吸量逐步增加时，进入生氧装置内部的 CO2绝对含 量逐渐增加，“反应区域”向下游移动的速度逐步加 快，因此峰值温度出现的时刻会随呼吸量的增加而提 前． 在呼吸量较小的情况下，“反应区域”所占据的体 积较小，即单位时间内“反应区域”放出的热量较少， 因此生氧装置出口峰值温度也较低; 在呼吸量较大的 情况下，“反应区域”所占据的体积较大，单位时间内 “反应区域”放出的热量较多，导致出口峰值温度随呼 吸量增大而逐步升高，但当呼吸量升至 30 L·min － 1 以 上时，出口峰值温度不会继续上升． 这是由于在此呼 吸量下，“反应区域”几乎在全部有效防护时间内占据 整个床层区域，反应热的放出量受到床层大小的限制， 因此不会随呼吸量的增大而增大，出口峰值温度因而 也不会继续上升． 图 6 呼吸量对生氧装置出口温度的影响． ( a) 6 ～ 30 L·min － 1 ; ( b) 45 ～ 80 L·min － 1 Fig． 6 Effect of breathing capacity on the outlet temperature of the O2 generator: ( a) 6--30 L·min － 1 ; ( b) 45--80 L·min － 1 由模拟结果可以看出: 人体在静卧状态下，生氧装 置的运行会更加稳定，不仅有效防护时间会延长，而且 后端冷却装置的冷负荷也会大大降低; 相反，从事重体 力劳动的人员在佩戴此呼吸器进行工作时，生氧装置 出口温度短时间内急剧上升，为了满足人体吸气要求， 必须对冷却装置的设计提出更高的要求． 图 7 入口 CO2体积分数对生氧装置防护时间( a) 及出口温度( b) 的影响 Fig． 7 Effect of inlet CO2 volume fraction on the protective time ( a) and the outlet temperature ( b) of the O2 generator 2. 3 入口 CO2体积分数的影响 人体在从事不同劳动强度活动时，其呼气中 CO2 体积分数存在显著差异［16］． 以生氧装置入口 CO2体积 分数为单一变量，选取呼吸量 30 L·min － 1 、颗粒当量直 径 8 mm 以及入口管径 40 mm 为固定条件，得到入口 CO2体积分数对生氧装置防护时间的影响，如图 7( a) 所示． 图中可以看到: 当入口 CO2 体积分数为 2. 6% 时，生氧装 置 的 防 护 时 间 可 达 到 369 min; 而 当 入 口 CO2体积分数为 4. 5% 时，生氧装置的防护时间仅有 180 min． 图7( b) 是入口 CO2体积分数对生氧装置出口 温度的影响． 从图中可以看到: 随着入口 CO2 体积分 数的增加，出口峰值温度出现的时间逐步提前，其 数 值也逐渐增加． 分析认为出现上述现象的原因如下: 当入口 CO2体积分数升高时，生氧装置内部“反应区 域”所占据的体积随之增大，因而导致其穿透床层所 需要的时间相应缩短以及出口温度达到峰值的时间 提前; 与此同时，“反应区域”体积的增大意味着床层 内部单位时间的放热量增多，因此峰值温度也随之 升高． 2. 4 生氧药剂颗粒当量直径的影响 以颗粒当量直径为单一变量，选取呼吸量 30 L· min － 1 、入口 CO2体积分数 4% 以及入口管径 40 mm 为 ·1203·

·1204· 工程科学学报，第37卷，第9期 固定条件，得到防护时间与颗粒当量直径的关系如 应必须经过厚厚的产物层，颗粒直径越大，产物层也 图8(a)所示.从图中可以看到，随着颗粒当量直径 越厚，导致C0,与颗粒内部K0,的接触变得更加困 的增大，防护时间逐渐缩短，当颗粒直径由6mm增 难，从而使得综合反应速率降低，在入口气体体积流 加至12mm时，防护时间缩减32.15min,二者近似呈 量以及C0,恒定不变的情况下，“反应区域”总放热 负相关线性关系，经拟合得到防护时间：与颗粒当量 量恒定，但所占据的床层体积会随颗粒直径的增大 直径d,的关系.图8(b)显示了颗粒当量直径对生氧 而拉长，因此大直径颗粒的“反应区域”会更早地穿 装置出口温度的影响.从图中可以看到：在90min之 透床层，导致其防护时间缩短：在出口温度方面，大 前大直径颗粒所对应的出口温度较高：之后，大直径 直径颗粒“反应区域”更早地穿透床层导致其在防护 颗粒所对应的出口温度较小直径颗粒要低.分析认 前期较小直径颗粒出口温度要高，但是大直径颗粒 为出现上述现象的原因如下：从反应过程分析，KO2 的热量分布更加均匀，小直径颗粒的热量分布更加 颗粒与CO2的反应产物K,C0,会覆盖在未反应的 集聚，因此在防护后期小直径颗粒所对应的出口温 K0,表面，气相主体中C0,欲与颗粒内部KO2发生反 度较大颗粒要高 520 224 a (b) 480 217 440 210 --5.335d+254.11 ■ 400 203 360 。颗粒当量直径6mm 196 一颗粒当量直径8mm 320 颗粒当量直径10mm 189 -颗粒当量直径12mm 280L 6 8 910 11 12 30 6090120150180210 颗粒当量直径mm 时间min 图8颗粒当量直径对生氧装置防护时间()及出口温度(b)的影响 Fig.8 Effect of particle size on the protective time (a)and the outlet temperature (b)of the 02 generator 虽然大直径颗粒的防护时间较小直径颗粒会缩 从图中可以看到：当入口管径为10mm时，生氧装置的 短，但是出口温度在防护时间内较为均匀，在防护时间 防护时间为213min;当入口管径增加至40mm时，生 能满足要求的前提下，大直径颗粒较小直径颗粒更有 氧装置的防护时间为2l5.6min.由此可见，入口管径 优势. 对生氧装置防护时间的影响非常有限.图9(b)显示 2.5入口管径的影响 了入口管径对生氧装置出口温度的影响.从图中可以 以入口管径为单一变量，选取呼吸量30L·min、 看到，不同入口管径下出口温度随时间的变化呈相同 入口C0,体积分数4%以及颗粒直径8mm为固定条 趋势，但是数值上存在略微差异，小管径出口温度较大 件，得到防护时间与入口管径的关系如图9(a)所示. 管径要大.分析认为出现上述现象的原因可解释如 225 (a) 490 (b) 220 455 215 20 385 210 口 一一入口管径10mm 。一入口管径20mm 。一人口管径30mm 205 一人口管径40mm 315 10 15202530 3540 45 0 306090120 150180210 人口管径mm 时间/min 图9入口管径对生氧装置防护时间(a)及出口温度(b)的影响 Fig.9 Effect of pipe diameter at the entrance on the protective time (a)and the outlet temperature (b)of the 0,generator

工程科学学报，第 37 卷，第 9 期 固定条件，得到防护时间与颗粒当量直径的关系如 图 8( a) 所示． 从图中可以看到，随着颗粒当量直径 的增大，防护时间逐渐缩短，当颗粒直径由 6 mm 增 加至 12 mm 时，防护时间缩减 32. 15 min，二者近似呈 负相关线性关系，经拟合得到防护时间 t 与颗粒当量 直径 dp的关系． 图 8( b) 显示了颗粒当量直径对生氧 装置出口温度的影响． 从图中可以看到: 在 90 min 之 前大直径颗粒所对应的出口温度较高; 之后，大直径 颗粒所对应的出口温度较小直径颗粒要低． 分析认 为出现上述现象的原因如下: 从反应过程分析，KO2 颗粒与 CO2 的 反 应 产 物 K2 CO3 会 覆 盖 在 未 反 应 的 KO2表面，气相主体中 CO2欲与颗粒内部 KO2发生反 应必须经过厚厚的产物层，颗粒直径越大，产物层也 越厚，导致 CO2 与 颗 粒 内 部 KO2 的 接 触 变 得 更 加 困 难，从而使得综合反应速率降低，在入口气体体积流 量以及 CO2恒定不变的情况下，“反应区域”总放热 量恒定，但所占据的床层体积会随颗粒直径的增大 而拉长，因此大直径颗粒的“反应区域”会更早地穿 透床层，导致其防护时间缩短; 在出口温度方面，大 直径颗粒“反应区域”更早地穿透床层导致其在防护 前期较小直径颗粒出口温度要高，但是大直径颗粒 的热量分布更加均匀，小直径颗粒的热量分布更加 集聚，因此在防护后期小直径颗粒所对应的出口温 度较大颗粒要高． 图 8 颗粒当量直径对生氧装置防护时间( a) 及出口温度( b) 的影响 Fig． 8 Effect of particle size on the protective time ( a) and the outlet temperature ( b) of the O2 generator 虽然大直径颗粒的防护时间较小直径颗粒会缩 短，但是出口温度在防护时间内较为均匀，在防护时间 能满足要求的前提下，大直径颗粒较小直径颗粒更有 优势． 图 9 入口管径对生氧装置防护时间( a) 及出口温度( b) 的影响 Fig． 9 Effect of pipe diameter at the entrance on the protective time ( a) and the outlet temperature ( b) of the O2 generator 2. 5 入口管径的影响 以入口管径为单一变量，选取呼吸量 30 L·min － 1 、 入口 CO2体积分数 4% 以及颗粒直径 8 mm 为固定条 件，得到防护时间与入口管径的关系如图 9( a) 所示． 从图中可以看到: 当入口管径为 10 mm 时，生氧装置的 防护时间为 213 min; 当入口管径增加至 40 mm 时，生 氧装置的防护时间为 215. 6 min． 由此可见，入口管径 对生氧装置防护时间的影响非常有限． 图 9( b) 显示 了入口管径对生氧装置出口温度的影响． 从图中可以 看到，不同入口管径下出口温度随时间的变化呈相同 趋势，但是数值上存在略微差异，小管径出口温度较大 管径要大． 分析认为出现上述现象的原因可解释如 ·1204·

焦璐璐等：化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 ·1205· 下：当入口管径减小时，相同呼吸量情形下入口流速会 炭学会煤矿安全专业委员会2009年学术研讨论文集.张家 增大，导致床层内部气流沿径向分布的均匀度下降，具 界，2009：3) 体体现为床层中部气体流速大，而床层边缘气体流速 [5]Harris C K,Roekaerts D,Rosendal F JJ,et al.Computational fluid dynamics for chemical reactor engineering.Chem Eng Sci, 小，由此导致“反应区域”在床层中部集中，而在床层 1996,51(10):1569 边缘反应较慢，因此壁面对床层内部热量的传导效果 6]Ranade V V.Computational fluid dynamies for reactor engineer- 也就随之降低，因此小管径所对应的出口温度会较大 ing.Rev Chem Eng,1995,11(3):229 管径有所升高.总的来说，大入口管径从防护时间和 Guo X Y.CFD modeling of heat transfer in fixed bed reactors. 出口温度两个角度来讲都具有略微优势 Chem Ind Eng China,2008,59(8):1914 (郭雪岩.CD方法在固定床反应器传热研究中的应用.化工 3结论 学报，2008,59(8)：1914) [8]Xiao Y.Multi-scale Simulation of Fixed Bed Reactor for Methanol (1)劳动强度对化学氧呼吸器生氧装置防护性能 to Propylene [Dissertation].Hangzhou:Zhejiang University, 影响显著.随着劳动强度的增加，生氧装置防护时间 2014 逐渐减少，出口峰值温度在6~30L·min'区间内稳步 (肖瑶.甲醇制丙烯(MTP)固定床反应器的多尺度模拟[学位 升高，却在30~80L·min内趋于稳定. 论文].杭州：浙江大学，2014) (2)入口C0,体积分数对化学氧呼吸器生氧装置 Liu B.Numerical Analysis for Thermal Process of Sintering Ma- 防护性能影响显著.低CO,浓度较高CO,浓度而言生 chine and Annular Cooler [Dissertation].Beijing:University of Science and Technology Beijing,2010 氧装置防护时间有所延长，而且出口温度有所降低. (刘斌.烧结机、环冷机内热过程的数值分析[学位论文].北 (3)颗粒当量直径对化学氧呼吸器生氧装置防护 京：北京科技大学，2010) 性能影响显著。在本文研究工况内，两者近似呈负相 [0]Wehinger GD,Eppinger T,Kraume M.Detailed numerical sim- 关线性关系t=-5.335d。+254.11,且在100min之前 ulations of catalytic fixed-bed reactors:Heterogeneous dry refor- 大粒径颗粒较小粒径颗粒出口温度要高，而在120min ming of methane.Chem Eng Sci,2015,122:197 之后大粒径颗粒所对应的出口温度较小粒径颗粒 [11]Gao X,Zhu Y P,Luo Z H.CFD modeling of gas flow in porous medium and catalytic coupling reaction from carbon monoxide to 要低. diethyl oxalate in fixed-bed reactors.Chem Eng Sci,2011,66 (4)入口管径对化学氧呼吸器生氧装置防护时间 (23):6028 以及出口温度影响均有限. 02] Zheng X G,Liu Y S,Li Y L,et al.Velocity distribution in axial adsorber with consideration of mass variation.I Univ Sci Technol 参考文献 Beng,2011,33(11):1412 (郑新港，刘应书，李永玲，等。变质量流动吸附床内的速度 [Chen W,Liu Y S.Current situation and development tendency of 分布.北京科技大学学报，2011,33(11)：1412) chemical oxygen respirator.JSaf Sci Technol,2013,9(4):60 [13]Xu K.A new type of chemical oxygen respirator.China Pers Prot (陈伟，刘应书.化学氧呼吸器的现状与发展趋势.中国安全 Equip,2013(1）:15 生产科学技术，2013,9(4)：60) (许凯.一种新型化学氧呼吸器.防护装备技术研究，2013 2]Yang J,Yuan H J.Research on new-type chemical oxygen respi- (1):15) rator for self-rescue.Saf Coal Mines,2008(8):23 [14]Zhu B C.Chemical Reaction Engineering.5th ed.Beijing: (杨进，袁洪军.新型化学氧自救呼吸器的研究.煤矿安全， Chemical Industry Press,2012 2008(8):23) (朱炳辰.化学反应工程.5版.北京：化学工业出版社， B]Zhang Z H.Mixed Oxygen-producing Reagent of Chemical Oxygen 2012) Respirator for Self-rescue:China Patent,200410054746.2005- 15] Dwisedi D N,Upadhyay S N.Particle fluid wall transfer in fixed 07-06 and fluidized beds.Ind Eng Chem Process Des Dev,1977, (张振华.化学氧自救器的混合型生氧药剂：中国专利， 16(2):157 200410054746.2005-07-06) 061 Zhao L,Nie YL,Ma SQ.Humans'Respiratory Protection E- 4]HeT M.Chemical oxygen respirator:a new kind of oxygen respi- quipment.Xuzhou:China University of Mining and Technology rator /IProceedings of Academic Symposium of Coal Mine Safety Pres5,2009 Committee of China Coal Society in 2009.Zhangjiajie,2009:3 (赵立，聂雅玲，马善清.人类用呼吸保护装备.徐州：中国 (何廷梅.化学氧呼吸器：一种新型的生氧式呼吸器/中国煤 矿业大学出版社，2009)

焦璐璐等: 化学氧呼吸器生氧装置防护性能数值模拟 下: 当入口管径减小时，相同呼吸量情形下入口流速会 增大，导致床层内部气流沿径向分布的均匀度下降，具 体体现为床层中部气体流速大，而床层边缘气体流速 小，由此导致“反应区域”在床层中部集中，而在床层 边缘反应较慢，因此壁面对床层内部热量的传导效果 也就随之降低，因此小管径所对应的出口温度会较大 管径有所升高． 总的来说，大入口管径从防护时间和 出口温度两个角度来讲都具有略微优势． 3 结论 ( 1) 劳动强度对化学氧呼吸器生氧装置防护性能 影响显著． 随着劳动强度的增加，生氧装置防护时间 逐渐减少，出口峰值温度在 6 ～ 30 L·min － 1 区间内稳步 升高，却在 30 ～ 80 L·min － 1 内趋于稳定． ( 2) 入口 CO2体积分数对化学氧呼吸器生氧装置 防护性能影响显著． 低 CO2浓度较高 CO2浓度而言生 氧装置防护时间有所延长，而且出口温度有所降低． ( 3) 颗粒当量直径对化学氧呼吸器生氧装置防护 性能影响显著． 在本文研究工况内，两者近似呈负相 关线性关系 t = － 5. 335dp + 254. 11，且在 100 min 之前 大粒径颗粒较小粒径颗粒出口温度要高，而在 120 min 之后大粒径颗粒所对应的出口温度较小粒径颗粒 要低． ( 4) 入口管径对化学氧呼吸器生氧装置防护时间 以及出口温度影响均有限． 参 考 文 献 ［1］ Chen W，Liu Y S． Current situation and development tendency of chemical oxygen respirator． J Saf Sci Technol，2013，9( 4) : 60 ( 陈伟，刘应书． 化学氧呼吸器的现状与发展趋势． 中国安全 生产科学技术，2013，9( 4) : 60) ［2］ Yang J，Yuan H J． Ｒesearch on new-type chemical oxygen respi￾rator for self-rescue． Saf Coal Mines，2008( 8) : 23 ( 杨进，袁洪军． 新型化学氧自救呼吸器的研究． 煤矿安全， 2008( 8) : 23) ［3］ Zhang Z H． Mixed Oxygen-producing Ｒeagent of Chemical Oxygen Ｒespirator for Self-rescue: China Patent，200410054746． 2005-- 07--06 ( 张振华． 化学氧自救器的混合型生氧药剂: 中 国 专 利， 200410054746． 2005--07--06) ［4］ He T M． Chemical oxygen respirator: a new kind of oxygen respi￾rator / /Proceedings of Academic Symposium of Coal Mine Safety Committee of China Coal Society in 2009． Zhangjiajie，2009: 3 ( 何廷梅． 化学氧呼吸器: 一种新型的生氧式呼吸器/ /中国煤 炭学会煤矿安全专业委员会 2009 年学术研讨论文集． 张家 界，2009: 3) ［5］ Harris C K，Ｒoekaerts D，Ｒosendal F J J，et al． Computational fluid dynamics for chemical reactor engineering． Chem Eng Sci， 1996，51( 10) : 1569 ［6］ Ｒanade V V． Computational fluid dynamics for reactor engineer￾ing． Ｒev Chem Eng，1995，11( 3) : 229 ［7］ Guo X Y． CFD modeling of heat transfer in fixed bed reactors． J Chem Ind Eng China，2008，59( 8) : 1914 ( 郭雪岩． CFD 方法在固定床反应器传热研究中的应用． 化工 学报，2008，59( 8) : 1914) ［8］ Xiao Y． Multi-scale Simulation of Fixed Bed Ｒeactor for Methanol to Propylene ［Dissertation］． Hangzhou: Zhejiang University， 2014 ( 肖瑶． 甲醇制丙烯( MTP) 固定床反应器的多尺度模拟［学位 论文］． 杭州: 浙江大学，2014) ［9］ Liu B． Numerical Analysis for Thermal Process of Sintering Ma￾chine and Annular Cooler ［Dissertation］． Beijing: University of Science and Technology Beijing，2010 ( 刘斌． 烧结机、环冷机内热过程的数值分析［学位论文］． 北 京: 北京科技大学，2010) ［10］ Wehinger G D，Eppinger T，Kraume M． Detailed numerical sim￾ulations of catalytic fixed-bed reactors: Heterogeneous dry refor￾ming of methane． Chem Eng Sci，2015，122: 197 ［11］ Gao X，Zhu Y P，Luo Z H． CFD modeling of gas flow in porous medium and catalytic coupling reaction from carbon monoxide to diethyl oxalate in fixed-bed reactors． Chem Eng Sci，2011，66 ( 23) : 6028 ［12］ Zheng X G，Liu Y S，Li Y L，et al． Velocity distribution in axial adsorber with consideration of mass variation． J Univ Sci Technol Beijing，2011，33( 11) : 1412 ( 郑新港，刘应书，李永玲，等． 变质量流动吸附床内的速度 分布． 北京科技大学学报，2011，33( 11) : 1412) ［13］ Xu K． A new type of chemical oxygen respirator． China Pers Prot Equip，2013( 1) : 15 ( 许凯． 一种新型化学氧呼吸器． 防护装备技术研究，2013 ( 1) : 15) ［14］ Zhu B C． Chemical Ｒeaction Engineering． 5th ed． Beijing: Chemical Industry Press，2012 ( 朱炳辰． 化 学 反 应 工 程． 5 版． 北 京: 化学工业出版社， 2012) ［15］ Dwisedi D N，Upadhyay S N． Particle fluid wall transfer in fixed and fluidized beds． Ind Eng Chem Process Des Dev，1977， 16( 2) : 157 ［16］ Zhao L，Nie Y L，Ma S Q． Humans' Ｒespiratory Protection E￾quipment． Xuzhou: China University of Mining and Technology Press，2009 ( 赵立，聂雅玲，马善清． 人类用呼吸保护装备． 徐州: 中国 矿业大学出版社，2009) ·1205·