浸沒燃燒加熱裝置冷態數值模擬與結構優化

張雪峰, 宮小龍, 樊 斌, 馮 青, 項 往

(景德鎮陶瓷大學 材料科學與工程學院, 江西 景德鎮 333000)

1 概述

浸沒燃燒加熱技術除具有高熱效率、氣液直接換熱的特性外,還具有設備結構簡單緊湊等優點,因此在供熱系統、氣化系統中得到廣泛應用[1]。

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

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多孔板對罐體內氣相率分布以及浸沒管入口壓力、換熱效果指標(氣液兩相交界面積、優質換熱面積、滯留空氣體積)的影響。

2 幾何模型

浸沒燃燒加熱裝置結構見圖1。浸沒燃燒加熱裝置的燃燒室位于煙氣入口前端,圖1中未給出燃燒室結構。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構

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 改進前后浸沒管結構

對于浸沒燃燒加熱裝置,高溫煙氣與水浴溶液的對流換熱是至關重要的一環[6]。改進前后浸沒管結構見圖2。圖2左側為改造前浸沒管,右側為改進后在浸沒管噴口增設多孔板的浸沒管。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 數學模型和邊界條件

在進行數值模擬前,需對邊界條件與物理模型進行簡化:以常溫空氣代替高溫煙氣,進行冷態模擬?？諝馊魏谓M分均不與水發生化學反應。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 網格劃分及模擬方法

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

圖3 模型網格劃分

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

表3 網格獨立性驗證

數值模擬使用FLUENT 19.0進行非穩態求解并迭代至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氣相率分布云圖

圖5 不同時間有多孔板模型水浴罐體內氣相率分布云圖

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,對液面穩定性的破壞非常明顯。在浸沒管噴口增設多孔板后,浸沒燃燒加熱裝置運行過程中水浴溶液液面穩定性有明顯提升,水浴溶液表面液體飛濺情況較少發生。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定燃燒的主要因素[9],而水浴溶液液面的穩定與否在很大程度上影響浸沒管入口壓力的穩定性。因此,在浸沒管噴口增設多孔板有利于浸沒管入口壓力的穩定,促進燃燒室穩定燃燒。

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、優質換熱面積(將高于浸沒管噴口250 mm以上氣液兩相交界面積作為優質換熱面積)、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、優質換熱面積、滯留空氣體積這3項換熱效果指標越大,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、優質換熱面積、滯留空氣體積等換熱效果指標均優于無多孔板模型。這說明浸沒管噴口增設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質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、優質換熱面積、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質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多孔板可有效起到強化換熱的作用。

6 結論

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