增压浸没燃烧蒸发器压力波动特性的研究 宫小龙

1、中国工程热物理学会 传热传质学学术会议论文 编号： 113545增压浸没燃烧蒸发器压力波动特性的研究 宫小龙1,2 刘中良1 江瀚1（1. 北京工业大学传热强化与过程节能教育部重点实验室及北京市传热与能源利用重点实验室, 北京 100124；2.景德镇陶瓷学院 材料工程学院 , 景德镇 333403）摘要:对增压浸没燃烧蒸发器压力波动进行了基础冷态试验研究,在此基础上采用欧拉模型对增压浸没燃烧器内气流喷射入罐体内液体的非定常流动过程进行了数值模拟,数学模型通过冷态试验得到验证。在分析气液两相流动特性的基础上, 获得压力波动信号, 分析了气流速度、鼓泡管直径及静态液位对室内压力波动特性的影响.研

2、究表明, 蒸发器内压力波动呈周期性变化；随着气流速度及静态液位高度的增加, 压力波动幅度增大,气流速度对压力波动的影响较静态液位显著;鼓泡管开孔对于稳定蒸发器压力波动是有利的；鼓泡管直径存在一个与罐体直径以及整个系统匹配的最优鼓泡直径。关键词:增压浸没燃烧;蒸发器;压力波动;数值模拟;试验研究0 引言浸没燃烧蒸发(Submerged Combustion Evaporation, SCE)技术是一种无固定传热面的蒸发方式，因此浸没燃烧蒸发器是一种高效的蒸发设备1,2，被广泛应用于高粘性、高沸点或强腐蚀性溶液的蒸发，尤其适合于易结垢液体的蒸发浓缩、分离，在冶炼、化工、核工业和环保等领域有着广泛的

3、应用3。Harry Brandt4等将SCE与反渗透结合对油(气)田产生的含盐废水进行浓缩.实际效益巨大。增压浸没燃烧（the Pressurized Submerged Combustion Evaporation, PSCE）是基于常规浸没燃烧的二次开发与利用。随着可持续发展战略的实施，对环境保护、节约能源和原材料的要求日益迫切，工艺和控制技术不断进步，浸没燃烧技术应用领域不断拓展，为能获得高温高压的饱和水蒸气（包含烟气），开发增压浸没燃烧：通过增大蒸发器液面上的总压力，提高液体的沸点值，增大输出混合气体的温度和压力。增压浸没燃烧蒸发器气体通过浸没管鼓泡时，形成复杂的回流区和鼓泡区，被蒸发

4、液体液面波动剧烈，其诱发的压力波动成为增压浸没燃烧有效以及安全运行的重要问题。实验5研究表明，蒸发器内部的压力波动是影响整个系统稳定性的关键因素之一，在实验和工业运行中出现的燃烧器振动以及燃烧室内部件振动脱落等都与之有关，而气流速度、静态液位以及鼓泡管横截面积等是影响燃烧室内压力波动的主要因素。因为增压浸没燃烧蒸发工作条件要求高，使得相关的实验研究较难开展，对增压浸没燃烧室内压力波动现象相关规律的了解甚微。而数值模拟往往能有效地发挥出探讨其内在机理的作用，并做出定性或定量的描述。目前国内针对浸没燃烧蒸发器内气液两相流动的试验和数值模拟研究工作开展较少。本文对增压浸没燃烧蒸发器压力波动进行了基础

5、冷态试验研究，在冷态试验基础上，对增压浸没燃烧鼓泡管内气体通过蒸发器内液体的非定常流动过程进行数值模拟， 并分析其内部的压力波动特性，为增压浸没燃烧蒸发器的稳定运行提供依据。1 试验研究图1为增压浸没燃烧试验系统流程图，此处涵盖热态实验组件，这里仅注释出本文冷态试验相关组件。本试验是在内径为600 mm、壁厚为5 mm、高度约为1300 mm,鼓泡管内径为81 mm。冷态试验气源为热态试验所使用燃烧器的一次助燃空气，气体由空压机送入，通过涡街流量计测量流量，电动调节阀调节流量，在罐体上部出口处通过压力传感器监测液位上部压力波动，压力波动数据通过安捷伦采集仪50采集，输送到上位机46。本次冷态实

6、验针对下面数值模拟研究进行不同静态液位深度和不同流量的冷态试验结果见图2。图2(a)为静态液位深度为常数（h=50mm），进入罐体前气体压力为5 kgf/cm2，以及出口限压为3 kgf/cm2时流量分别为4.85 m3/h、5.25 m3/h和5.42 m3/h时监测点的压力相对波动图。从图中可以看出随流量的增加，压力波动幅度增加。图2(b)为流量为常数（qv=4.85m3/h），进入罐体前气体压力为5 kgf/cm2，以及出口限压为3 kgf/cm2时静态浸没深度分别为100 mm、160 mm以及200 mm时监测点的压力相对波动图。从图中可以看出随浸没的增加，压力波动幅度增加，且浸没深

7、度越深，压力波动的基准值有所增加，14.空压机；15.减压阀；16.压力表；17.过滤器；18.电动调节阀；19.流量计；20.电磁阀；21.针阀；22.单向阀；28.流量计；32.水源；33.球阀；34.增压泵；35.水表；36.温度计；37.电磁阀；38.单向阀；39.燃烧器；40.蒸发罐；41.球阀；42.球阀；43.电磁阀；44.温度计；45.水表；46.计算机（数据采集仪）；47.压力采集仪器；48.温度采集仪；49.视镜;50.压力采集仪图1 增压浸没燃烧试验流程简图Fig.1 Schematic diagram of experiment process about PSCE亦即

8、增压浸没燃烧室需要相对较高的压力值。从图2中可以看出，蒸发器内压力波动呈周期性变化，且从波形图和压力波动相对变化值可以得到气体流量（速）对压力波动的影响较静态液位显著。在此实验的基础上，按增压浸没燃烧器实际几何尺寸建立模型，进行相关的数值模拟研究。(a)不同流量试验(b) 不同浸没深度试验图2 增压浸没燃烧基础冷态试验Fig.2 Basic cold tests about PSCE2 数值模拟2.1 物理模型考虑到蒸发器内圆周方向上流体速度变化相对不明显，为了提高计算效率，仅考虑沿高度和半径方向上的速度变化，即将三维的物理模型简化为二维物理模型。简化得到的物理模型如图3(a)所示。2.2 数

9、学模型(a)物理模型(b)几何模型图3 物理与几何模型Fig.3 Physical and Geometric model of simulation在实际操作中，增压浸没燃烧蒸发器内存在着复杂的多相流动过程，其影响因素很多。为了便于分析和把握主要因素，作了适当简化和假设: 气相为空气，液相为水； 气液两相间无传热与传质现象。在适当假设的基础上，建立柱坐标下二维数学模型。其中连续性方程为： (1)动量方程的通用形式为6： (2)采用基于重整化群( Renormalization group) 理论，从非稳态Navier-Stokes方程推导出RNG湍流模型，其中湍动能k输运方程: (3)湍动能

10、耗散输运方程: (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动能产生项。RNG模型的最大特点在于方程中的系数不再象标准模型中为常数，而是引入了主流的时均应变率。这样间接改进了对耗散率方程的模拟，在一定程度上考虑了紊流的各向异性效应,从而能够改善对有分离、回流和冲击等较复杂紊流的模拟。对增压罐体中流动过程的模拟比较理想。气体鼓泡过程是两种不能混合流体的流动过程。采用VOF 模型对气液两相间运动界面进行跟踪，其流体输运控制方程: (5)式中为控制单元中第q相的体积分量,有，m表示流场为m相流，本次模拟m=2。采用CSF模型7 计算相界面

11、上的表面张力，即:，计算为0.0723(n/m)。2.3 求解方法运用有限容积法进行计算，对压力与速度的耦合采用PISO算法，在SIMPLE算法的基础上做了两个附加修正：临近修正7和偏斜修正8。在计算中考虑了重力和液体表面张力的影响。对控制方程的离散采用具有二阶精度的迎风格式。2.4 网格独立性研究表1 网格独立性研究Table1 Grid independence studyMesh elements and typeQuad/Tri ，pavescheme123Interval size358Number of Grids 820283052612071Mass-Weighted Aver

12、age Velocity(m/s)1.79681.79361.6567在进行数值模拟试验之前，对于上述二维模型进行了网格独立性研究。在工况为d=81 mm, vin=1.8567 m/s，浸没深度h=50 mm条件下，网格细化和粗化的影响通过监测出口断面质量加权平均流速来评估，见表1。通过表1可以看出，方案3时出口质量加权平均流速与方案2的差值较其与方案1的出口质量加权平均流速差值大，方案1与方案2在迭代到4.5s时，出口质量加权平均流速相差甚微，所以为有效节省计算资源，又不失数值解的有效性，后续均采用方案2划分网格，见图3（b），进行相关数值模拟试验。3 模拟结果分析3.1 数值模型的评估首

13、先，我们对数值模型可靠性通过冷态试验数据进行检验与评估。图4(a)在入口压力为5 kgf/cm2，罐体为承压3 kgf/cm2的压力工况下，出口附近A点试验监测得到的压力波动数据的三层小波降噪分解图，因为试验过程中考虑的噪声等因素对采集数据的影响，所以进行该处理9。图4(b)为在试验工况条件下，数值模拟研究中同一监测点A监测得到压力相对变化图。从图中可以看出，试验监测数据小波降噪分解中d1层压力波动数据与数值模拟试验中同一监测点监测得到的压力波动数据吻合较好。说明采用欧拉模型对增压浸没燃烧器内气流喷射入罐体内液体的非定常流动的数值模拟是行之有效的。3.2 流动特性图5为进口流速约为1.7346

14、 m/s ，静态液位为200 mm条件下，不同时刻的气相体积函数分布。从图5中可知，气体从浸没管出口流出后，凭借其初始动量形成一定的冲击流冲击并挤压罐体中的水体，使得罐体底部压力升高见图5(b)，水位上升见图5(a)。在水的作用下，气体喷射入水中一定深度后，开始反折向上流动。气体在喷射入水中时，向 (a) 试验监测点数据三层小波降噪分解(b)数值模拟同一监测点压力相对变化图4 同一监测点试验与数值模拟压力波动对比Fig.4 Pressure fluctuation comparison of test and numerical simulation abut the same monitor

15、ing point四周排挤水，沿浸没管外边缘流出水面。当气体从液面排出后，被排挤的液体从四周返回，产生碰撞力撞击浸没。在负浮力和逆向压力梯度的作用下，气体进入水中后将会沿初始速度方向动量逐渐衰减，并最终反折向上流动。反折后的气流在两相流层内的含气率和流速分布极不均匀，主要集中在浸没管内侧及其壁面附近。因此在浸没管外壁面含气率及气速较大。(a)相体积函数分布，0.00e+00表示气体所占体积份额为0； 1.00e+00表示气体所占体积份额为1(b)压力分布图5 相体积函数与压力分布Fig.5 Distribution of gas void function and pressure图6为进口流

16、速约为1.5567 m/s，静态液位为200 mm条件下，不同时刻的湍动能分布。初始阶段由于惯性力的作用，在射流的冲击区域存在较高的湍流脉动和湍动能。气流急剧偏转，浸没管出口偏外区域形成较高的湍动能。随后气体沿着浸没管外壁反折向上流动，湍动能较高区域向管外侧壁处移动。同时气体与水在边界处的强烈剪切，掺混和动量交换使得湍动能最大值有所提高。图6 不同时刻的湍动能分布Fig.6 Distribution of turbulence Kinetic energy3.3 压力波动特性影响因素分析表2 数值模拟正交试验表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浸没深度/mm鼓泡管直径/ mm11.5567504121.73461006131.8567150814 200101增压浸没燃烧蒸发器压力波动特性主要由几下几个因素影响：气流速度、浸没深度、故炮管直径、鼓泡管开孔与否等。为了有效地进行压力波动特性影响因素分析，在数值模拟试验前建立数值模拟正交试验表2。其中入口流速是按冷态实验的入口流量折算而来的。按表2进行增压浸没蒸发器压力波动特性的相关数值模拟试验。3.3.1 静态浸没深度的影响图7 不同静态液位下压力随时间的波动（Time Step Size =0

18、.001s）Fig.7 Pressure fluctuation at different static liquid levels（Time Step Size =0.001s）图7给出了气流速度为1.5567 m/s时，鼓泡管内监测点B，不同静态液位下的压力变化曲线。结果表明，随着静态液位的升高，鼓泡管在液池中的浸没深度增加，气流穿越罐体内液体的有效行程加长，压力波动加大，波动增强。3.3.2 气流速度的影响图8给出了浸没深度h=200 mm，鼓泡管内压力波动监测点B，不同气体流速的压力变化曲线。从图中可见，增压浸没燃烧蒸发器鼓泡管内压力存在周期性的变化，压力波动曲线的形状基本相同。随气体

19、速度增加，气含率增大，形成更大的气泡，气泡破裂产生更大的液滴，从而使得气液两相流层的压力波动幅度变大，即波动能量增大。这一模拟分析结果与文献10中的实验结果一致。图8 不同气体流速下压力随时间的波动（Time Step Size =0.001s）Fig.8 Pressure fluctuation at different gas velocities（Time Step Size =0.001s）对比图7和图8可知，气流速度越大，湍流程度越剧烈，气流速度对压力的波动影响较静态液位显著。这说明入口气体流速是影响压力波动的一个重要的因素。3.3.3 鼓泡管直径及是否开鼓泡孔的影响图9给出了气流速

20、度为1.8567 m/s，鼓泡管内压力波动监测点B，浸没深度h=200mm时，鼓泡管不开孔与顶部开7个5 mm小孔压力随时间变化的对比情况。从图中可以看出开孔后，压力波动减弱，且波动周期性较好，所以鼓泡管中将气体分成小股鼓出是有利于稳定压力波动的，这是因为气流分成小股鼓出增加参与流动的液体阻尼，缩短流线长度，故而是很有利于稳定压力波动。图9 鼓泡管开孔情况下压力随时间的波动（Time Step Size =0.001s）Fig.9 Pressure fluctuation with bubbling holes （Time Step Size =0.001s）图10给出了气流速度为1.8567

21、m/s，鼓泡管内压力波动监测点B，浸没深度h=200mm时，不同鼓泡管直径增压浸没燃烧蒸发器鼓泡管内压力随时间变化的情况。从图中可以看出，随着鼓泡管直径的增加，增压浸没燃烧蒸发器压力变化呈上升趋势，但是在鼓泡管直径较小时，压力变化增幅较小，当鼓泡管直径较大时，压力变化增幅有所提高，图中当d=101 mm 时局部时间压力振幅达到3.5×105 Pa以上。因此，故炮管直径应该存在一个与罐体直径以及整个系统匹配的最优鼓泡直径。 图10 不同故炮管直径下压力随时间的波动（Time Step Size=0.001s）Fig.10 Pressure fluctuation at differen

22、t bubbling tubes diameter（Time Step Size =0.001s）4 结论a) 数值模型得到冷态试验验证，吻合较好，结合数值模拟研究的优势，证明本文冷态试验基础上的数值模拟研究是行之有效的。b) 冷态试验和数值模拟试验，均发现增压浸没燃烧蒸发器内的压力存在波动，且呈周期性变化。随着气流速度的增加，气液间湍流强度增强，蒸发器内液体的压力波动幅度变大。随着静态液位高度的增加，压力波动幅度也随之增大，且气流速度对压力波动的影响较静态液位更为显著。c) 从数值模拟对比研究中可看出，鼓泡管结构开孔，压力波动减弱，波动周期性较好。鼓泡管中将气体分成小股鼓出是有利于稳定压力波

23、动的，因为气流分成小股鼓出增加参与流动的液体阻尼，缩短流线长度，故而是很有利于稳定压力波动。d) 随鼓泡管直径的增加，增压浸没燃烧蒸发器压力变化呈上升趋势，但在鼓泡管直径较小时，压力变化增幅较小，鼓泡管直径较大时，压力变化增幅有所提高。综合分析，鼓泡管直径应该存在一个与罐体直径以及整个系统匹配的最优鼓泡直径。参考文献：1 丁惠华, 杨友麒. 浸没燃烧蒸发器M. 北京: 中国工业出版社, 19632 William s R, Walker R. Efficient heat transfer by submerged combustion. Gas Engineering & Management, 1997,37 (7) : 32-333 姜宏,王怀彬,姜忠. 浸没燃烧及其应用J.