張雪峰, 宮小龍, 樊 斌, 馮 青, 項 往

(景德鎮(zhèn)陶瓷大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 江西 景德鎮(zhèn) 333000)

1 概述

浸沒燃燒加熱技術(shù)除具有高熱效率、氣液直接換熱的特性外,還具有設(shè)備結(jié)構(gòu)簡單緊湊等優(yōu)點,因此在供熱系統(tǒng)、氣化系統(tǒng)中得到廣泛應(yīng)用[1]。

殷開泰等人[2]指出燃燒室壓力波動是燃燒不穩(wěn)定的原因,并指出維持浸沒燃燒蒸發(fā)器正常工作時,燃燒室相對壓力波動幅度存在限值。岳東北等人[3-4]對浸沒燃燒技術(shù)應(yīng)用于滲濾液處理、污水濃縮處理進(jìn)行了研究。宮小龍[5]對增壓浸沒燃燒氣化器的壓力波動進(jìn)行了研究,建立了燃燒室壓力波動方程和氣化器內(nèi)液體壓力波動方程。研究得出,與側(cè)吹式浸沒燃燒設(shè)備相比,直通式浸沒燃燒設(shè)備具有煙氣沖擊力度大、煙氣沿程損失小等優(yōu)點,但直通式浸沒燃燒設(shè)備的浸沒管入口壓力波動更為劇烈,易導(dǎo)致燃燒室壓力不穩(wěn)定。

本文以浸沒燃燒加熱裝置(采用直通式浸沒管)為研究對象,分析在浸沒管噴口增設(shè)多孔板對罐體內(nèi)氣相率分布以及浸沒管入口壓力、換熱效果指標(biāo)(氣液兩相交界面積、優(yōu)質(zhì)換熱面積、滯留空氣體積)的影響。

2 幾何模型

浸沒燃燒加熱裝置結(jié)構(gòu)見圖1。浸沒燃燒加熱裝置的燃燒室位于煙氣入口前端,圖1中未給出燃燒室結(jié)構(gòu)。簡化幾何模型也不考慮燃燒室。

1—煙氣入口; 2—煙氣出口; 3—浸沒管主體; 4—檢測孔;5—觀測口; 6—浸沒管噴口; 7—支架; 8—排水管;9—水浴罐體。圖1 浸沒燃燒加熱裝置結(jié)構(gòu)

1—法蘭; 2—浸沒管入口; 3—浸沒管主體; 4—浸沒管噴口;5—多孔板。圖2 改進(jìn)前后浸沒管結(jié)構(gòu)

對于浸沒燃燒加熱裝置,高溫?zé)煔馀c水浴溶液的對流換熱是至關(guān)重要的一環(huán)[6]。改進(jìn)前后浸沒管結(jié)構(gòu)見圖2。圖2左側(cè)為改造前浸沒管,右側(cè)為改進(jìn)后在浸沒管噴口增設(shè)多孔板的浸沒管。多孔板未改變浸沒管噴口直徑,僅在多孔板上開設(shè)8個小孔,各小孔中心與多孔板中心間距120 mm。

簡化幾何模型(不考慮罐體及浸沒管厚度,并忽略圖1中超出水浴罐體的煙氣入口部分管段)罐體與浸沒管主要尺寸見表1。

表1 簡化幾何模型罐體與浸沒管主要尺寸

3 數(shù)學(xué)模型和邊界條件

在進(jìn)行數(shù)值模擬前,需對邊界條件與物理模型進(jìn)行簡化:以常溫空氣代替高溫?zé)煔?進(jìn)行冷態(tài)模擬?？諝馊魏谓M分均不與水發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。運行過程中浸沒管空氣流量保持恒定。浸沒管入口空氣溫度為300 K,煙氣出口設(shè)為壓力出口,水浴溫度為300 K。選取空氣流量、浸沒深度、有無多孔板作為影響因素,影響因素水平見表2。

表2 影響因素水平

4 網(wǎng)格劃分及模擬方法

采用軟件icem對簡化后的幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分(見圖3)。網(wǎng)格質(zhì)量均高于0.5,滿足計算要求[7]。

圖3 模型網(wǎng)格劃分

在浸沒深度為300 mm、空氣流量為69.27 m3/h工況下,進(jìn)行網(wǎng)格獨立性驗證。時間步長取10-4s,計算至第3 s時,網(wǎng)格獨立性驗證見表3。由表3可知,對于無多孔板模型,網(wǎng)格數(shù)為762 384時的浸沒管入口壓力與網(wǎng)格數(shù)為971 652時的浸沒管入口壓力十分接近,因此網(wǎng)格數(shù)選取762 384。對于有多孔板模型,網(wǎng)格數(shù)為785 577時的浸沒管入口壓力與網(wǎng)格數(shù)為1 445 616的浸沒管入口壓力十分接近,因此網(wǎng)格數(shù)選取785 577。以氣液兩相交界面積最大為目標(biāo),對數(shù)值模擬的時間步長進(jìn)行獨立性驗證。當(dāng)時間步長為10-4s時,無多孔板模型、有多孔板模型氣液兩相交界面積均可實現(xiàn)最大化,因此數(shù)值模擬的時間步長選取10-4s。

表3 網(wǎng)格獨立性驗證

數(shù)值模擬使用FLUENT 19.0進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)求解并迭代至4 s。壓力與速度的耦合采用PISO算法,時間離散格式采用隱式格式,算法均采用二階迎風(fēng)格式。除能量方程殘差收斂至10-6外,其余方程殘差均收斂至10-4。數(shù)值模擬過程中考慮了液體的表面張力對氣液兩相流動的影響[8]。

5 模擬結(jié)果與分析

浸沒深度取300 mm、空氣流量取69.27 m3/h,不同時間無多孔板模型與有多孔板模型水浴罐體內(nèi)氣相率分布云圖分別見圖4、5。

圖4 不同時間無多孔板模型水浴罐體內(nèi)氣相率分布云圖

圖5 不同時間有多孔板模型水浴罐體內(nèi)氣相率分布云圖

由圖4、5可知,無多孔板模型水浴溶液表面液體飛濺明顯。這是由于無多孔板模型中空氣由浸沒管噴口向水浴溶液中噴出并形成大氣泡,多個大氣泡在上升的過程中進(jìn)一步相互融合形成更大的氣泡,氣泡在沖出液面時破裂并形成液體飛濺,對液面穩(wěn)定性的破壞非常明顯。在浸沒管噴口增設(shè)多孔板后,浸沒燃燒加熱裝置運行過程中水浴溶液液面穩(wěn)定性有明顯提升,水浴溶液表面液體飛濺情況較少發(fā)生。在實際運行中,浸沒管入口壓力(即燃燒室背壓)波動是影響燃燒室穩(wěn)定燃燒的主要因素[9],而水浴溶液液面的穩(wěn)定與否在很大程度上影響浸沒管入口壓力的穩(wěn)定性。因此,在浸沒管噴口增設(shè)多孔板有利于浸沒管入口壓力的穩(wěn)定,促進(jìn)燃燒室穩(wěn)定燃燒。

由圖4、5可知,無多孔板模型空氣由浸沒管噴口沖出時,空氣很容易沿著浸沒管外壁直接上浮,無法對水浴溶液形成充足攪動,空氣與水浴溶液接觸面積小。而在浸沒管噴口增設(shè)多孔板能夠避免空氣沖出浸沒管噴口后沿浸沒管外壁直接上浮,明顯擴(kuò)大了氣泡在液面下的分布范圍,增強了對水浴溶液攪動,有利于氣液兩相換熱。

浸沒深度取300 mm、空氣流量取69.27 m3/h,無多孔板模型與有多孔板模型浸沒管入口壓力、氣液兩相交界面積、優(yōu)質(zhì)換熱面積(將高于浸沒管噴口250 mm以上氣液兩相交界面積作為優(yōu)質(zhì)換熱面積)、滯留空氣體積隨時間(0.1～4.0 s)的變化分別見圖6～9。氣液兩相交界面積、優(yōu)質(zhì)換熱面積、滯留空氣體積這3項換熱效果指標(biāo)越大,說明浸沒燃燒加熱裝置的換熱效果越好。

圖6 無多孔板模型與有多孔板模型浸沒管入口壓力隨時間的變化

由圖6可知,浸沒燃燒加熱裝置在啟動瞬間浸沒管入口壓力較高,隨后迅速降低,易造成點火失敗。與無多孔板模型相比,有多孔板模型在啟動階段的浸沒管入口壓力下降幅度比較緩慢,因此點火失敗的情況有所緩解。在運行階段,與無多孔板模型相比,有多孔板模型的浸沒管入口壓力波動幅度更小。

由圖7～9可知,在運行階段,有多孔板模型的氣液兩相交界面積、優(yōu)質(zhì)換熱面積、滯留空氣體積等換熱效果指標(biāo)均優(yōu)于無多孔板模型。這說明浸沒管噴口增設(shè)多孔板可有效起到強化換熱的作用。

圖7 無多孔板模型與有多孔板模型氣液兩相交界面積隨時間的變化

圖8 無多孔板模型與有多孔板模型優(yōu)質(zhì)換熱面積隨時間的變化

圖9 無多孔板模型與有多孔板模型滯留空氣體積隨時間的變化

不同浸沒深度下無多孔板模型與有多孔板模型浸沒管入口壓力波動幅度(為1.5～4.0 s內(nèi)浸沒管入口壓力最大值與最小值之差與浸沒管入口壓力平均值之比)隨空氣流量的變化分別見圖10、11。由圖10、11可知,空氣流量一定時,浸沒深度越大,無多孔板模型、有多孔板模型浸沒管入口壓力波動幅度均越小。與無多孔板模型相比,有多孔板模型浸沒管入口壓力波動幅度更小,變化范圍也更小。

圖10 不同浸沒深度下無多孔板模型浸沒管入口壓力波動幅度隨空氣流量的變化

圖11 不同浸沒深度下有多孔板模型浸沒管入口壓力波動幅度隨空氣流量的變化

4 s時不同浸沒深度下無多孔板模型與有多孔板模型氣液兩相交界面積、優(yōu)質(zhì)換熱面積、滯留空氣體積隨空氣流量的變化分別見圖12～14。由圖12～14可知,有多孔板模型的換熱效果指標(biāo)均隨空氣流量增大而增大,且浸沒深度越大變化越明顯。

圖12 4 s時不同浸沒深度下無多孔板模型與有多孔板模型氣液兩相交界面積隨空氣流量的變化

圖13 4 s時不同浸沒深度下無多孔板模型與有多孔板模型優(yōu)質(zhì)換熱面積隨空氣流量的變化

圖14 4 s時不同浸沒深度下無多孔板模型與有多孔板模型滯留空氣體積隨空氣流量的變化

無多孔板模型的換熱效果指標(biāo)雖然也隨空氣流量增大而增大,但與有多孔板模型相比,變化趨勢并不顯著。這說明在浸沒管噴口增設(shè)多孔板可有效起到強化換熱的作用。

6 結(jié)論

在浸沒管噴口增設(shè)多孔板,有利于浸沒管入口壓力的穩(wěn)定,促進(jìn)燃燒室穩(wěn)定燃燒,可有效強化煙氣與水浴溶液的換熱。