增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器壓力波動特性的研究 宮小龍

1、中國工程熱物理學會 傳熱傳質(zhì)學學術(shù)會議論文 編號： 113545增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器壓力波動特性的研究 宮小龍1,2 劉中良1 江瀚1（1. 北京工業(yè)大學傳熱強化與過程節(jié)能教育部重點實驗室及北京市傳熱與能源利用重點實驗室, 北京 100124；2.景德鎮(zhèn)陶瓷學院 材料工程學院 , 景德鎮(zhèn) 333403）摘要:對增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器壓力波動進行了基礎(chǔ)冷態(tài)試驗研究,在此基礎(chǔ)上采用歐拉模型對增壓浸沒燃燒器內(nèi)氣流噴射入罐體內(nèi)液體的非定常流動過程進行了數(shù)值模擬,數(shù)學模型通過冷態(tài)試驗得到驗證。在分析氣液兩相流動特性的基礎(chǔ)上, 獲得壓力波動信號, 分析了氣流速度、鼓泡管直徑及靜態(tài)液位對室內(nèi)壓力波動特性的影響.研

2、究表明, 蒸發(fā)器內(nèi)壓力波動呈周期性變化；隨著氣流速度及靜態(tài)液位高度的增加, 壓力波動幅度增大,氣流速度對壓力波動的影響較靜態(tài)液位顯著;鼓泡管開孔對于穩(wěn)定蒸發(fā)器壓力波動是有利的；鼓泡管直徑存在一個與罐體直徑以及整個系統(tǒng)匹配的最優(yōu)鼓泡直徑。關(guān)鍵詞:增壓浸沒燃燒;蒸發(fā)器;壓力波動;數(shù)值模擬;試驗研究0 引言浸沒燃燒蒸發(fā)(Submerged Combustion Evaporation, SCE)技術(shù)是一種無固定傳熱面的蒸發(fā)方式，因此浸沒燃燒蒸發(fā)器是一種高效的蒸發(fā)設(shè)備1,2，被廣泛應用于高粘性、高沸點或強腐蝕性溶液的蒸發(fā)，尤其適合于易結(jié)垢液體的蒸發(fā)濃縮、分離，在冶煉、化工、核工業(yè)和環(huán)保等領(lǐng)域有著廣泛的

3、應用3。Harry Brandt4等將SCE與反滲透結(jié)合對油(氣)田產(chǎn)生的含鹽廢水進行濃縮.實際效益巨大。增壓浸沒燃燒（the Pressurized Submerged Combustion Evaporation, PSCE）是基于常規(guī)浸沒燃燒的二次開發(fā)與利用。隨著可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略的實施，對環(huán)境保護、節(jié)約能源和原材料的要求日益迫切，工藝和控制技術(shù)不斷進步，浸沒燃燒技術(shù)應用領(lǐng)域不斷拓展，為能獲得高溫高壓的飽和水蒸氣（包含煙氣），開發(fā)增壓浸沒燃燒：通過增大蒸發(fā)器液面上的總壓力，提高液體的沸點值，增大輸出混合氣體的溫度和壓力。增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器氣體通過浸沒管鼓泡時，形成復雜的回流區(qū)和鼓泡區(qū)，被蒸發(fā)

4、液體液面波動劇烈，其誘發(fā)的壓力波動成為增壓浸沒燃燒有效以及安全運行的重要問題。實驗5研究表明，蒸發(fā)器內(nèi)部的壓力波動是影響整個系統(tǒng)穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素之一，在實驗和工業(yè)運行中出現(xiàn)的燃燒器振動以及燃燒室內(nèi)部件振動脫落等都與之有關(guān)，而氣流速度、靜態(tài)液位以及鼓泡管橫截面積等是影響燃燒室內(nèi)壓力波動的主要因素。因為增壓浸沒燃燒蒸發(fā)工作條件要求高，使得相關(guān)的實驗研究較難開展，對增壓浸沒燃燒室內(nèi)壓力波動現(xiàn)象相關(guān)規(guī)律的了解甚微。而數(shù)值模擬往往能有效地發(fā)揮出探討其內(nèi)在機理的作用，并做出定性或定量的描述。目前國內(nèi)針對浸沒燃燒蒸發(fā)器內(nèi)氣液兩相流動的試驗和數(shù)值模擬研究工作開展較少。本文對增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器壓力波動進行了基礎(chǔ)

5、冷態(tài)試驗研究，在冷態(tài)試驗基礎(chǔ)上，對增壓浸沒燃燒鼓泡管內(nèi)氣體通過蒸發(fā)器內(nèi)液體的非定常流動過程進行數(shù)值模擬， 并分析其內(nèi)部的壓力波動特性，為增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器的穩(wěn)定運行提供依據(jù)。1 試驗研究圖1為增壓浸沒燃燒試驗系統(tǒng)流程圖，此處涵蓋熱態(tài)實驗組件，這里僅注釋出本文冷態(tài)試驗相關(guān)組件。本試驗是在內(nèi)徑為600 mm、壁厚為5 mm、高度約為1300 mm,鼓泡管內(nèi)徑為81 mm。冷態(tài)試驗氣源為熱態(tài)試驗所使用燃燒器的一次助燃空氣，氣體由空壓機送入，通過渦街流量計測量流量，電動調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)流量，在罐體上部出口處通過壓力傳感器監(jiān)測液位上部壓力波動，壓力波動數(shù)據(jù)通過安捷倫采集儀50采集，輸送到上位機46。本次冷態(tài)實

6、驗針對下面數(shù)值模擬研究進行不同靜態(tài)液位深度和不同流量的冷態(tài)試驗結(jié)果見圖2。圖2(a)為靜態(tài)液位深度為常數(shù)（h=50mm），進入罐體前氣體壓力為5 kgf/cm2，以及出口限壓為3 kgf/cm2時流量分別為4.85 m3/h、5.25 m3/h和5.42 m3/h時監(jiān)測點的壓力相對波動圖。從圖中可以看出隨流量的增加，壓力波動幅度增加。圖2(b)為流量為常數(shù)（qv=4.85m3/h），進入罐體前氣體壓力為5 kgf/cm2，以及出口限壓為3 kgf/cm2時靜態(tài)浸沒深度分別為100 mm、160 mm以及200 mm時監(jiān)測點的壓力相對波動圖。從圖中可以看出隨浸沒的增加，壓力波動幅度增加，且浸沒深

7、度越深，壓力波動的基準值有所增加，14.空壓機；15.減壓閥；16.壓力表；17.過濾器；18.電動調(diào)節(jié)閥；19.流量計；20.電磁閥；21.針閥；22.單向閥；28.流量計；32.水源；33.球閥；34.增壓泵；35.水表；36.溫度計；37.電磁閥；38.單向閥；39.燃燒器；40.蒸發(fā)罐；41.球閥；42.球閥；43.電磁閥；44.溫度計；45.水表；46.計算機（數(shù)據(jù)采集儀）；47.壓力采集儀器；48.溫度采集儀；49.視鏡;50.壓力采集儀圖1 增壓浸沒燃燒試驗流程簡圖Fig.1 Schematic diagram of experiment process about PSCE亦即

8、增壓浸沒燃燒室需要相對較高的壓力值。從圖2中可以看出，蒸發(fā)器內(nèi)壓力波動呈周期性變化，且從波形圖和壓力波動相對變化值可以得到氣體流量（速）對壓力波動的影響較靜態(tài)液位顯著。在此實驗的基礎(chǔ)上，按增壓浸沒燃燒器實際幾何尺寸建立模型，進行相關(guān)的數(shù)值模擬研究。(a)不同流量試驗(b) 不同浸沒深度試驗圖2 增壓浸沒燃燒基礎(chǔ)冷態(tài)試驗Fig.2 Basic cold tests about PSCE2 數(shù)值模擬2.1 物理模型考慮到蒸發(fā)器內(nèi)圓周方向上流體速度變化相對不明顯，為了提高計算效率，僅考慮沿高度和半徑方向上的速度變化，即將三維的物理模型簡化為二維物理模型。簡化得到的物理模型如圖3(a)所示。2.2 數(shù)

9、學模型(a)物理模型(b)幾何模型圖3 物理與幾何模型Fig.3 Physical and Geometric model of simulation在實際操作中，增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器內(nèi)存在著復雜的多相流動過程，其影響因素很多。為了便于分析和把握主要因素，作了適當簡化和假設(shè): 氣相為空氣，液相為水； 氣液兩相間無傳熱與傳質(zhì)現(xiàn)象。在適當假設(shè)的基礎(chǔ)上，建立柱坐標下二維數(shù)學模型。其中連續(xù)性方程為： (1)動量方程的通用形式為6： (2)采用基于重整化群( Renormalization group) 理論，從非穩(wěn)態(tài)Navier-Stokes方程推導出RNG湍流模型，其中湍動能k輸運方程: (3)湍動能

10、耗散輸運方程: (4); =0.0845;=1.42;=1.68;=4.38;=0.012式中表示由于平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生項。RNG模型的最大特點在于方程中的系數(shù)不再象標準模型中為常數(shù)，而是引入了主流的時均應變率。這樣間接改進了對耗散率方程的模擬，在一定程度上考慮了紊流的各向異性效應,從而能夠改善對有分離、回流和沖擊等較復雜紊流的模擬。對增壓罐體中流動過程的模擬比較理想。氣體鼓泡過程是兩種不能混合流體的流動過程。采用VOF 模型對氣液兩相間運動界面進行跟蹤，其流體輸運控制方程: (5)式中為控制單元中第q相的體積分量,有，m表示流場為m相流，本次模擬m=2。采用CSF模型7 計算相界面

11、上的表面張力，即:，計算為0.0723(n/m)。2.3 求解方法運用有限容積法進行計算，對壓力與速度的耦合采用PISO算法，在SIMPLE算法的基礎(chǔ)上做了兩個附加修正：臨近修正7和偏斜修正8。在計算中考慮了重力和液體表面張力的影響。對控制方程的離散采用具有二階精度的迎風格式。2.4 網(wǎng)格獨立性研究表1 網(wǎng)格獨立性研究Table1 Grid independence studyMesh elements and typeQuad/Tri ，pavescheme123Interval size358Number of Grids 820283052612071Mass-Weighted Aver

12、age Velocity(m/s)1.79681.79361.6567在進行數(shù)值模擬試驗之前，對于上述二維模型進行了網(wǎng)格獨立性研究。在工況為d=81 mm, vin=1.8567 m/s，浸沒深度h=50 mm條件下，網(wǎng)格細化和粗化的影響通過監(jiān)測出口斷面質(zhì)量加權(quán)平均流速來評估，見表1。通過表1可以看出，方案3時出口質(zhì)量加權(quán)平均流速與方案2的差值較其與方案1的出口質(zhì)量加權(quán)平均流速差值大，方案1與方案2在迭代到4.5s時，出口質(zhì)量加權(quán)平均流速相差甚微，所以為有效節(jié)省計算資源，又不失數(shù)值解的有效性，后續(xù)均采用方案2劃分網(wǎng)格，見圖3（b），進行相關(guān)數(shù)值模擬試驗。3 模擬結(jié)果分析3.1 數(shù)值模型的評估首

13、先，我們對數(shù)值模型可靠性通過冷態(tài)試驗數(shù)據(jù)進行檢驗與評估。圖4(a)在入口壓力為5 kgf/cm2，罐體為承壓3 kgf/cm2的壓力工況下，出口附近A點試驗監(jiān)測得到的壓力波動數(shù)據(jù)的三層小波降噪分解圖，因為試驗過程中考慮的噪聲等因素對采集數(shù)據(jù)的影響，所以進行該處理9。圖4(b)為在試驗工況條件下，數(shù)值模擬研究中同一監(jiān)測點A監(jiān)測得到壓力相對變化圖。從圖中可以看出，試驗監(jiān)測數(shù)據(jù)小波降噪分解中d1層壓力波動數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬試驗中同一監(jiān)測點監(jiān)測得到的壓力波動數(shù)據(jù)吻合較好。說明采用歐拉模型對增壓浸沒燃燒器內(nèi)氣流噴射入罐體內(nèi)液體的非定常流動的數(shù)值模擬是行之有效的。3.2 流動特性圖5為進口流速約為1.7346

14、 m/s ，靜態(tài)液位為200 mm條件下，不同時刻的氣相體積函數(shù)分布。從圖5中可知，氣體從浸沒管出口流出后，憑借其初始動量形成一定的沖擊流沖擊并擠壓罐體中的水體，使得罐體底部壓力升高見圖5(b)，水位上升見圖5(a)。在水的作用下，氣體噴射入水中一定深度后，開始反折向上流動。氣體在噴射入水中時，向 (a) 試驗監(jiān)測點數(shù)據(jù)三層小波降噪分解(b)數(shù)值模擬同一監(jiān)測點壓力相對變化圖4 同一監(jiān)測點試驗與數(shù)值模擬壓力波動對比Fig.4 Pressure fluctuation comparison of test and numerical simulation abut the same monitor

15、ing point四周排擠水，沿浸沒管外邊緣流出水面。當氣體從液面排出后，被排擠的液體從四周返回，產(chǎn)生碰撞力撞擊浸沒。在負浮力和逆向壓力梯度的作用下，氣體進入水中后將會沿初始速度方向動量逐漸衰減，并最終反折向上流動。反折后的氣流在兩相流層內(nèi)的含氣率和流速分布極不均勻，主要集中在浸沒管內(nèi)側(cè)及其壁面附近。因此在浸沒管外壁面含氣率及氣速較大。(a)相體積函數(shù)分布，0.00e+00表示氣體所占體積份額為0； 1.00e+00表示氣體所占體積份額為1(b)壓力分布圖5 相體積函數(shù)與壓力分布Fig.5 Distribution of gas void function and pressure圖6為進口流

16、速約為1.5567 m/s，靜態(tài)液位為200 mm條件下，不同時刻的湍動能分布。初始階段由于慣性力的作用，在射流的沖擊區(qū)域存在較高的湍流脈動和湍動能。氣流急劇偏轉(zhuǎn)，浸沒管出口偏外區(qū)域形成較高的湍動能。隨后氣體沿著浸沒管外壁反折向上流動，湍動能較高區(qū)域向管外側(cè)壁處移動。同時氣體與水在邊界處的強烈剪切，摻混和動量交換使得湍動能最大值有所提高。圖6 不同時刻的湍動能分布Fig.6 Distribution of turbulence Kinetic energy3.3 壓力波動特性影響因素分析表2 數(shù)值模擬正交試驗表Table2 Orthogonal experimental table of Nu

17、merical Simulation test水平因素 A因素 B因素 C入口流速/ m/s浸沒深度/mm鼓泡管直徑/ mm11.5567504121.73461006131.8567150814 200101增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器壓力波動特性主要由幾下幾個因素影響：氣流速度、浸沒深度、故炮管直徑、鼓泡管開孔與否等。為了有效地進行壓力波動特性影響因素分析，在數(shù)值模擬試驗前建立數(shù)值模擬正交試驗表2。其中入口流速是按冷態(tài)實驗的入口流量折算而來的。按表2進行增壓浸沒蒸發(fā)器壓力波動特性的相關(guān)數(shù)值模擬試驗。3.3.1 靜態(tài)浸沒深度的影響圖7 不同靜態(tài)液位下壓力隨時間的波動（Time Step Size =0

18、.001s）Fig.7 Pressure fluctuation at different static liquid levels（Time Step Size =0.001s）圖7給出了氣流速度為1.5567 m/s時，鼓泡管內(nèi)監(jiān)測點B，不同靜態(tài)液位下的壓力變化曲線。結(jié)果表明，隨著靜態(tài)液位的升高，鼓泡管在液池中的浸沒深度增加，氣流穿越罐體內(nèi)液體的有效行程加長，壓力波動加大，波動增強。3.3.2 氣流速度的影響圖8給出了浸沒深度h=200 mm，鼓泡管內(nèi)壓力波動監(jiān)測點B，不同氣體流速的壓力變化曲線。從圖中可見，增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器鼓泡管內(nèi)壓力存在周期性的變化，壓力波動曲線的形狀基本相同。隨氣體

19、速度增加，氣含率增大，形成更大的氣泡，氣泡破裂產(chǎn)生更大的液滴，從而使得氣液兩相流層的壓力波動幅度變大，即波動能量增大。這一模擬分析結(jié)果與文獻10中的實驗結(jié)果一致。圖8 不同氣體流速下壓力隨時間的波動（Time Step Size =0.001s）Fig.8 Pressure fluctuation at different gas velocities（Time Step Size =0.001s）對比圖7和圖8可知，氣流速度越大，湍流程度越劇烈，氣流速度對壓力的波動影響較靜態(tài)液位顯著。這說明入口氣體流速是影響壓力波動的一個重要的因素。3.3.3 鼓泡管直徑及是否開鼓泡孔的影響圖9給出了氣流速

20、度為1.8567 m/s，鼓泡管內(nèi)壓力波動監(jiān)測點B，浸沒深度h=200mm時，鼓泡管不開孔與頂部開7個5 mm小孔壓力隨時間變化的對比情況。從圖中可以看出開孔后，壓力波動減弱，且波動周期性較好，所以鼓泡管中將氣體分成小股鼓出是有利于穩(wěn)定壓力波動的，這是因為氣流分成小股鼓出增加參與流動的液體阻尼，縮短流線長度，故而是很有利于穩(wěn)定壓力波動。圖9 鼓泡管開孔情況下壓力隨時間的波動（Time Step Size =0.001s）Fig.9 Pressure fluctuation with bubbling holes （Time Step Size =0.001s）圖10給出了氣流速度為1.8567

21、m/s，鼓泡管內(nèi)壓力波動監(jiān)測點B，浸沒深度h=200mm時，不同鼓泡管直徑增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器鼓泡管內(nèi)壓力隨時間變化的情況。從圖中可以看出，隨著鼓泡管直徑的增加，增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器壓力變化呈上升趨勢，但是在鼓泡管直徑較小時，壓力變化增幅較小，當鼓泡管直徑較大時，壓力變化增幅有所提高，圖中當d=101 mm 時局部時間壓力振幅達到3.5×105 Pa以上。因此，故炮管直徑應該存在一個與罐體直徑以及整個系統(tǒng)匹配的最優(yōu)鼓泡直徑。 圖10 不同故炮管直徑下壓力隨時間的波動（Time Step Size=0.001s）Fig.10 Pressure fluctuation at differen

22、t bubbling tubes diameter（Time Step Size =0.001s）4 結(jié)論a) 數(shù)值模型得到冷態(tài)試驗驗證，吻合較好，結(jié)合數(shù)值模擬研究的優(yōu)勢，證明本文冷態(tài)試驗基礎(chǔ)上的數(shù)值模擬研究是行之有效的。b) 冷態(tài)試驗和數(shù)值模擬試驗，均發(fā)現(xiàn)增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器內(nèi)的壓力存在波動，且呈周期性變化。隨著氣流速度的增加，氣液間湍流強度增強，蒸發(fā)器內(nèi)液體的壓力波動幅度變大。隨著靜態(tài)液位高度的增加，壓力波動幅度也隨之增大，且氣流速度對壓力波動的影響較靜態(tài)液位更為顯著。c) 從數(shù)值模擬對比研究中可看出，鼓泡管結(jié)構(gòu)開孔，壓力波動減弱，波動周期性較好。鼓泡管中將氣體分成小股鼓出是有利于穩(wěn)定壓力波

23、動的，因為氣流分成小股鼓出增加參與流動的液體阻尼，縮短流線長度，故而是很有利于穩(wěn)定壓力波動。d) 隨鼓泡管直徑的增加，增壓浸沒燃燒蒸發(fā)器壓力變化呈上升趨勢，但在鼓泡管直徑較小時，壓力變化增幅較小，鼓泡管直徑較大時，壓力變化增幅有所提高。綜合分析，鼓泡管直徑應該存在一個與罐體直徑以及整個系統(tǒng)匹配的最優(yōu)鼓泡直徑。參考文獻：1 丁惠華, 楊友麒. 浸沒燃燒蒸發(fā)器M. 北京: 中國工業(yè)出版社, 19632 William s R, Walker R. Efficient heat transfer by submerged combustion. Gas Engineering & Management, 1997,37 (7) : 32-333 姜宏,王懷彬,姜忠. 浸沒燃燒及其應用J.