管道內(nèi)高溫合成氣噴霧激冷過程數(shù)值模擬研究

湯 淵， 潘偉童， 梁欽鋒， 許建良， 代正華， 于廣鎖， 王輔臣

（華東理工大學(xué)資源與環(huán)境工程學(xué)院，上海市煤氣化工程技術(shù)研究中心，上海 200237）

火管式廢鍋被廣泛應(yīng)用于氣態(tài)烴/液態(tài)烴非催化部分氧化制合成氣工藝中，其特點(diǎn)是傳熱效率高、設(shè)備緊湊[1-3]。該工藝中非催化轉(zhuǎn)化爐內(nèi)操作溫度為1 200～1400℃，合成氣出非催化轉(zhuǎn)化爐直接進(jìn)入火管式廢熱鍋爐內(nèi)回收高溫顯熱，而進(jìn)入火管式廢熱鍋爐內(nèi)的高溫合成氣和管外冷卻水溫差在1000℃以上。換熱管和管板接口處焊接形式復(fù)雜，管板既要承受高溫、高壓及溫差載荷，又要承受換熱管束作用于管板的重力載荷，因此換熱管和管板焊接部位產(chǎn)生裂紋引發(fā)泄露是火管式廢熱鍋爐最常見的失效形式[4-5]。

已有研究者針對火管式廢熱鍋爐的失效形式進(jìn)行了分析，并提出了多種解決思路，方浩等[6]發(fā)現(xiàn)管板溫度分布不均是造成熱應(yīng)力開裂的主要原因，通過優(yōu)化冷卻水進(jìn)口方式和工藝參數(shù)可有效改善管板熱應(yīng)力，降低失效風(fēng)險(xiǎn)。鐘小萍等[7]研究了硫磺回收裝置余熱鍋爐泄露原因，發(fā)現(xiàn)換熱管與管板焊接接頭處焊縫開裂、管頭套管破損以及管板襯里脫落等多方面因素造成高溫酸性氣體直接侵害管頭，使換熱管和管板的連接焊縫腐蝕開裂，提出可通過改進(jìn)管板連接方式和添加陶瓷保護(hù)套管等措施延長余熱鍋爐使用壽命。

基于設(shè)備改造來降低廢鍋管板失效風(fēng)險(xiǎn)是延長廢鍋使用壽命的有效途徑，但并未從根本上消除高溫應(yīng)力產(chǎn)生的源頭。本文根據(jù)氣態(tài)烴非催化部分氧化工藝特點(diǎn)，提出在轉(zhuǎn)化爐和火管式廢熱鍋爐之間的連接管道內(nèi)對高溫合成氣進(jìn)行噴霧激冷的爐前降溫方案，從而降低進(jìn)入廢鍋的合成氣溫度，消除應(yīng)力源頭，保證火管廢鍋長周期安全穩(wěn)定運(yùn)行。Wang 等[8]在實(shí)驗(yàn)室規(guī)模的冷凝塔中進(jìn)行了蒸汽與水直接接觸冷凝的瞬態(tài)實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)增加冷卻水流量可使總體積傳熱系數(shù)增大，而改變冷卻水溫度對蒸汽的冷凝無太大影響。薛絨等[9]通過數(shù)值模擬方法研究液氮噴霧在風(fēng)洞內(nèi)的降溫特性，發(fā)現(xiàn)增大來流氣流與液氮顆粒之間的相對速度能得到更好的降溫效果。相比于其他保護(hù)措施，噴霧蒸發(fā)冷卻技術(shù)優(yōu)勢明顯，在管內(nèi)高溫高速氣流作用下，從噴射器噴出的冷卻介質(zhì)在毫秒量級的時(shí)間內(nèi)發(fā)生霧化、摻混、蒸發(fā)等一系列過程，傳熱傳質(zhì)效果好、降溫速度快、冷卻水消耗量小、設(shè)備結(jié)構(gòu)簡單，是一種十分簡潔高效且節(jié)能環(huán)保的降溫途徑[10]。

本文采用離散相模型（Discrete Phase Model, DPM），將合成氣作為連續(xù)相，其輸運(yùn)方程在歐拉坐標(biāo)系下求解；液滴作為離散相，其運(yùn)動方程在拉格朗日坐標(biāo)系下求解。文獻(xiàn)[11]采用歐拉-拉格朗日方法模擬換熱器來流空氣噴霧降溫過程，并通過具體實(shí)驗(yàn)測量噴嘴下游截面溫度分布，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)測量的噴嘴下游50 mm 處的截面溫度分布趨勢吻合，證明基于DPM 模型的計(jì)算流體力學(xué)方法可以用來模擬噴霧降溫過程[12]。

1 噴霧計(jì)算模型

1.1 物理模型及操作參數(shù)

以某廠非催化轉(zhuǎn)化爐和火管式廢熱鍋爐中的數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)，非催化轉(zhuǎn)化爐和廢鍋之間的連接管道有效直徑為500 mm，管長約為1000mm，管內(nèi)噴霧激冷模型如圖1 所示，主要由合成氣管道和噴嘴組成，噴嘴預(yù)定安裝位置距離轉(zhuǎn)化爐合成氣出口50 mm處。如圖1 中箭頭所示，合成氣進(jìn)入轉(zhuǎn)化爐與廢鍋連接管，冷卻水從噴嘴噴出，在管道內(nèi)相互摻混、蒸發(fā)，并從下端口排出，進(jìn)入后續(xù)的廢鍋中。轉(zhuǎn)化爐出口合成氣和冷卻水物性參數(shù)見表1。

圖1管道噴霧模型Fig.1Pipeline spray model

表1合成氣和冷卻水物性參數(shù)Table1Physical properties of syngas and cooling water

1.2 模擬工況

噴嘴流量與噴射壓差的關(guān)系如下，理想狀態(tài)(無任何阻力)下，噴嘴流量公式為：

式中： q 為冷卻水流量，m3/s； d0為噴嘴直徑，m；?p為噴射壓差，Pa； ρl為冷卻水密度，kg/m3。

考慮到阻力作用，引入流量修正系數(shù) kv， kv表示實(shí)際流量與理想流量之比。實(shí)際流量公式表示為：

當(dāng)其他參數(shù)不變，僅改變噴嘴直徑，對應(yīng)的噴射壓差也會改變。噴霧出口速度（U）與噴射壓差的關(guān)系式如下：

考慮到噴嘴參數(shù)和冷卻水流量對管內(nèi)噴霧流場的影響，選取的研究對象包括噴嘴直徑 d0、噴嘴霧化半角θ 和冷卻水流量。

噴嘴直徑 d0分別選取5、6、7、8、9 mm，噴嘴霧化半角θ 分別選取50°、55°、60°、65°、70°。

對于冷卻水流量，根據(jù)某廠實(shí)際生產(chǎn)條件，轉(zhuǎn)化爐出口合成氣溫度為1 523.31 K，流量為7 472.99 m3/h，通過能量守恒定律計(jì)算出不同降溫需求下的冷卻水消耗量見表2。

1.3 數(shù)學(xué)模型和邊界條件

采用FLUENT 軟件，并基于流動與傳熱耦合的方法對管內(nèi)合成氣噴霧激冷降溫過程進(jìn)行數(shù)值模擬。管內(nèi)合成氣為多元組分，各氣體組分摩爾分?jǐn)?shù)見表3。噴霧模型基于壓力旋流噴嘴，由于液滴的Weber 數(shù)很小，液滴的二次破碎選用TAB（Taylor Analogy Breakup）破碎。液滴采用非穩(wěn)態(tài)追蹤進(jìn)行離散相與連續(xù)相的耦合求解。

1.3.1 氣相控制方程 基于Euler 法，以氣相為連續(xù)介質(zhì)，建立流動方程，求解時(shí)由均N-S 方程得到連續(xù)相的速度等參數(shù)。合成氣組分較多，考慮各組分的物理化學(xué)特性隨溫度和壓力變化的影響，采用組分輸運(yùn)模型計(jì)算各組分間的能量傳遞。由于Realizable k-ε 湍流模型考慮了旋轉(zhuǎn)與曲率，相比其他湍流模型更適合計(jì)算射流，故選取Realizable k-ε 湍流模型計(jì)算氣相流場[13]。Realizable k-ε 湍流模型的湍動能和耗散率方程如下[14]：

表2不同降溫要求下冷卻水消耗量Table2Cooling water consumption of different cooling requirements

表3合成氣各組分摩爾分?jǐn)?shù)Table3Mole fraction of different syngas components

式中： ρ 為合成氣密度（按理想氣體計(jì)算）； μ 為流體黏度； Gk是由層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動能； Gb是由浮力產(chǎn)生的湍流動能； YM為在可壓縮湍流中脈動擴(kuò)張產(chǎn)生的波動對總耗散率的影響； σk和 σε是 k 方程和ε 方程的湍流Prandtl 數(shù)； Sk和 Sε為源項(xiàng)；C1=[0.43,η/(η+5)]max，η=(2EijEij1/2)×(k/ε), Eij=(?ui/?xj+?uj/?xi)/2； C2和 C1ε為常數(shù)。

1.3.2 離散相控制方程 管內(nèi)噴霧液滴的運(yùn)動，通過積分拉氏坐標(biāo)系下的液滴作用力微分方程來求解液滴的軌道。離散相的控制方程（x 方向）為：FD(u?up)

其中 為液滴的單位質(zhì)量曳力。

式中： u 為氣相速度； up為離散相速度； μg為氣相流體黏度， ρp為離散相密度， dp為離散相直徑， CD為曳力系數(shù)，Re 為相對雷諾數(shù)（液滴雷諾數(shù)），其定義為：

Fx為附加作用力，由于 Fx極小，故本文忽略其影響。

1.3.3 邊界條件 根據(jù)某廠非催化轉(zhuǎn)化爐的運(yùn)行參數(shù)，設(shè)定計(jì)算模型的邊界條件。入口合成氣的質(zhì)量流量為7 472.99 m3/h，溫度為1 523.31 K，管道內(nèi)部操作壓力為3.50 MPa，冷卻水溫度為448.60 K。本文主要研究管道內(nèi)宏觀傳熱過程，對液滴蒸發(fā)過程進(jìn)行適當(dāng)簡化，具體假設(shè)如下：

（1）液滴為球形；

（2）液滴內(nèi)部沒有溫度梯度；

（3）不考慮輻射換熱[15]；

（4）管道壁面為絕熱壁面。

1.4 模型驗(yàn)證

建立網(wǎng)格數(shù)分別為10 萬、30 萬、60 萬和100 萬的管道模型，計(jì)算不同網(wǎng)格數(shù)下噴霧液滴的索特平均直徑。模擬結(jié)果表明，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量增加到60 萬后，索特平均直徑不再出現(xiàn)變化，此時(shí)可以認(rèn)為計(jì)算結(jié)果已與網(wǎng)格數(shù)近似無關(guān)。因此，本文模擬計(jì)算采用的網(wǎng)格單元數(shù)在60 萬左右，其網(wǎng)格劃分如圖2 所示。

圖2管道網(wǎng)格模型Fig.2Pipeline mesh model

目前為止，基于各種實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)所建立起來的各種霧化理論都僅能對試驗(yàn)中所觀察到的某一現(xiàn)象做出解釋，而不能全面闡述噴嘴霧化機(jī)理，其中液體表面波不穩(wěn)定碎裂機(jī)理是液體碎裂機(jī)理研究中最成功的理論[16]。本文采用的壓力旋流噴嘴霧化模型稱為線性不穩(wěn)定液膜霧化模型(Linearized Instability Sheet Atomization，LISA)，模型中假定Kelvin-Helmholtz 波在液膜上形成，并且最終導(dǎo)致液膜破碎，形成線狀碎片；然后假定線狀碎片由于表面張力不穩(wěn)定機(jī)制而破碎形成液滴。一旦液滴形成之后，噴霧狀態(tài)就由曳力、顆粒碰撞、合并及二次破碎決定。

采用文獻(xiàn)[17]中的數(shù)據(jù)對壓力旋流霧化噴嘴模型進(jìn)行驗(yàn)證，液滴直徑隨壓差變化的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和模擬結(jié)果對比示于圖3。液滴索特平均直徑分布隨壓差增加而減小，模擬值和實(shí)驗(yàn)值的誤差也隨之減小。在壓差為0.24 MPa 時(shí)模擬值與實(shí)驗(yàn)值相對誤差為10.62%，壓差為0.32 MPa時(shí)，模擬值與實(shí)驗(yàn)值相對誤差為0.13%，壓差越高，液滴越不容易發(fā)生聚并，且工程應(yīng)用中壓力旋流噴嘴通常操作壓差在0.70 MPa以上，而在此基礎(chǔ)上發(fā)展起來的各種理論模型(經(jīng)驗(yàn)公式或半經(jīng)驗(yàn)公式)都有較好的預(yù)測效果[18]。隨著壓差繼續(xù)升高至0.36 MPa 和0.40 MPa，模擬值和實(shí)驗(yàn)值相對誤差均在5%以下，模型驗(yàn)證較為吻合，此壓力旋流霧化噴嘴模型可用于后續(xù)研究。

圖3液滴索特平均直徑隨噴射壓差的變化Fig.3Sauter mean diameter variation of droplet with injection pressure difference

2 結(jié)果分析與討論

2.1 管內(nèi)流場冷態(tài)模擬

傳熱計(jì)算以管道內(nèi)流體和噴霧流動為基礎(chǔ)，冷卻水對合成氣的降溫是通過噴射出的液滴和連續(xù)相氣流相間傳熱來實(shí)現(xiàn)的。而相間換熱能力與管道內(nèi)噴霧場的分布與流動情況直接相關(guān)，合成氣管道內(nèi)噴霧場分布不均勻，可能會導(dǎo)致部分區(qū)域溫度分布不均勻。因此需要對管道內(nèi)的噴霧場進(jìn)行模擬，獲取管內(nèi)流場影響因素的初步變化趨勢，為管內(nèi)冷卻過程的研究提供參考。

取各參數(shù)中間值，噴嘴直徑為7 mm，噴嘴霧化半角為60°，冷卻水流量為1.41 kg/s，進(jìn)行初次模擬，關(guān)閉能量方程，用相同性質(zhì)的空氣替代合成氣，結(jié)果如圖4、圖5 所示。觀察圖4 中的速度分布云圖，發(fā)現(xiàn)噴霧速度在出口處最大，明顯大于管內(nèi)氣相速度，且沿著噴嘴霧化角方向運(yùn)動。噴霧離開噴嘴后的運(yùn)動受到外部黏性氣流的曳力和上游氣流的共同作用，速度的大小不斷減小，速度的方向逐漸改變，最終跟隨氣流方向一起向出口處運(yùn)動。由于噴嘴出口處噴霧速度非常大，速度的巨大差異在噴嘴下游中心區(qū)域生成低速渦旋，渦旋會在下游形成卷吸作用，使周圍的氣流向中心處靠攏。從出口處觀察得知，中間速度大，四周速度小，其原因之一歸結(jié)于管壁摩擦阻力，另外還歸結(jié)于噴嘴出口下部的中心渦旋的卷吸作用。圖5 中液滴質(zhì)量濃度分布與圖4 中的速度分布類似，中心區(qū)域液滴質(zhì)量濃度高，四周區(qū)域液滴質(zhì)量濃度低，并且液滴與管壁相遇后會吸附在管壁上，這也是導(dǎo)致管內(nèi)液滴質(zhì)量濃度降低的一個原因。面上徑向速度由于中心渦旋的卷吸作用發(fā)生反向，與圖4 中顯示的趨勢相同。為了使降溫效果更好，要求管內(nèi)噴霧分布范圍更廣，本文選擇X=850 mm 平面上的最大徑向速度Vz_max及其對應(yīng)的半徑Rz為評價(jià)指標(biāo)，研究參數(shù)變化對管內(nèi)噴霧場的影響，為之后研究噴霧冷卻提供思路。

圖4管道內(nèi)速度場Fig.4Velocity field in the pipeline

圖5管道內(nèi)液滴質(zhì)量濃度場Fig.5Droplet mass concentration field in the pipeline

圖6不同截面上徑向速度變化Fig.6Variation of radial velocity on different sections

2.1.1 噴嘴直徑對管內(nèi)流場的影響 僅以噴嘴直徑為變化量，隨意給定噴嘴霧化半角和冷卻水流量的值，考察噴嘴直徑變化對管內(nèi)流場的影響。計(jì)算條件為冷卻水流量1.41 kg/s，噴嘴霧化半角60°，噴嘴直徑分別為5、6、7、8、9 mm，此時(shí)管內(nèi)流場參數(shù)Vz_max和Rz的分布見圖7。

根據(jù)流量公式得出結(jié)論，對于相同冷卻水流量，減小噴嘴直徑將導(dǎo)致噴射壓差增加，噴霧動能增加，徑向速度增大，噴霧離開噴嘴后運(yùn)動趨勢持續(xù)更久。圖7 中呈現(xiàn)出來的變化表明，X=850 mm 截面上的徑向最大速度Vz_max及其對應(yīng)半徑Rz的變化隨噴嘴直徑減小呈先增大后減小的變化趨勢。

圖8中對比了不同噴嘴直徑下X=850 mm 平面上速度場分布情況，隨著噴嘴直徑不斷減小，噴霧擴(kuò)散區(qū)域在持續(xù)增加，但噴嘴直徑減小后由于噴霧動能增加，導(dǎo)致噴霧液滴細(xì)化和噴射范圍更加分散，小液滴的比表面積更大，受到的流動阻力也更大，從而解釋了圖7 中隨噴嘴直徑減小Vz_max和Rz均下降的現(xiàn)象。

圖7流場參數(shù)Vz_max 和Rz 隨噴嘴直徑d0 的變化Fig.7Variation of flow field parameters Vz_max and Rz with nozzle diameter d0

2.1.2 噴嘴霧化半角對管內(nèi)流場的影響 噴嘴霧化半角對噴霧霧化范圍影響很大。假設(shè)噴霧出口速度為U，相應(yīng)的徑向速度為 Usin θ ，增大噴嘴霧化半角θ，噴霧徑向速度也會增大，噴霧的分布范圍也會更廣。但是增大噴嘴霧化半角會造成更多動能損失，對噴霧分布帶來負(fù)面效應(yīng)。本文選擇噴嘴直徑為7 mm，冷卻水流量為1.41 kg/s，噴嘴霧化半角分別為50°、55°、60°、65°、70°，此時(shí)管內(nèi)流場參數(shù)Vz_max和Rz的分布見圖9。

圖9 中X=850 mm 截面上的徑向速度Vz_max隨著噴嘴霧化半角θ 的增大而增大，但是噴嘴霧化半角的增大會帶來更多動能的損失，在θ>60°時(shí)徑向速度Vz_max不再發(fā)生較大變化，而噴霧分布范圍Rz繼續(xù)增大，所以噴嘴霧化半角應(yīng)大于60°。噴霧范圍繼續(xù)增大最終會導(dǎo)致液滴大量吸附在管道壁面上，不利于管內(nèi)合成氣的降溫。為了得到更好的噴霧效果，并不能一直增大噴嘴霧化半角，需要綜合各方面考慮，給出最優(yōu)解決方案。

圖8不同噴嘴直徑d0 下X=850 mm 平面速度場Fig.8Velocity field on X=850 mm plane of different nozzle diameter d0

圖9流場參數(shù)Vz_max 和Rz 隨噴霧半角θ 的變化Fig.9Variation of flow field parameters Vz_max and Rz with spray half angle θ

2.2 管內(nèi)噴霧激冷過程熱態(tài)模擬

進(jìn)一步考察噴霧激冷過程管內(nèi)溫度分布。選擇噴嘴直徑為6 mm，噴嘴霧化半角為60°，冷卻水流量為1.41 kg/s，此時(shí)噴霧降溫后的管內(nèi)溫度分布如圖10所示。圖10(a)是管內(nèi)軸向溫度云圖，在噴霧覆蓋區(qū)域，低溫液滴與高溫合成氣進(jìn)行換熱，液滴蒸發(fā)時(shí)大量吸熱以對合成氣進(jìn)行降溫。圖10(b)是距離噴嘴下游100 mm 處X=850 mm 截面上的溫度分布云圖，圖10(c)示出了X=850 mm 截面上的溫度分布曲線。噴霧在管內(nèi)流動的同時(shí)伴隨著液滴的蒸發(fā)，液滴濃度在中心處高而在四周低，所以溫度分布也呈現(xiàn)中間溫度最低，沿著半徑方向溫度逐漸升高的情況。

入口合成氣溫度和速度的不均勻分布不利于后續(xù)廢熱鍋爐內(nèi)的換熱過程。根據(jù)高玉國[19]的研究，氣體進(jìn)口分布器中速度分布不均會對換熱管內(nèi)的速度分布產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響到廢鍋的換熱效率。從圖10(a)中可以看出在X=850 mm 截面上液滴已經(jīng)蒸發(fā)完全，氣流的徑向速度降低，低溫區(qū)向徑向方向擴(kuò)展的速度變慢，主要是入口氣流隨著來流一起向下游運(yùn)動。以圖10(c)中X=850 mm 截面上溫度徑向分布曲線為例，在冷卻水流量為1.41 kg/s 時(shí)，目標(biāo)溫度為1 273.15 K，溫度分布曲線中1 273.15 K 以下的徑向長度為263 mm，所以選擇X=850 mm 截面上溫度分布在目標(biāo)溫度1 273.15 K 以下的徑向長度Lr為目標(biāo)參數(shù)，通過比較不同條件下溫度分布范圍的Lr大小來評價(jià)降溫效果的好壞，用以找尋一組最佳條件，不僅能夠達(dá)到預(yù)定降溫效果，還使能耗和投資達(dá)到最小。選取對霧化效果影響最大的噴嘴直徑和噴嘴霧化半角兩個參數(shù)來考察噴嘴參數(shù)變化對管道內(nèi)的降溫效果。

2.2.1 噴嘴直徑對管內(nèi)溫度分布的影響 參照冷態(tài)模擬條件，給定噴嘴霧化半角60°，冷卻水流量1.41 kg/s，僅改變噴嘴直徑時(shí)，相應(yīng)的噴射壓差也會改變。圖11 示出了不同噴嘴直徑下管道內(nèi)溫度分布云圖，在X=850 mm 截面上目標(biāo)參數(shù)Lr的分布如圖12 所示。對比冷態(tài)模擬結(jié)果可以看出，小直徑噴嘴產(chǎn)生的噴霧出口動能更大，液滴粒徑更小，降溫范圍更廣。從圖11 中可以很直觀地看到減小噴嘴直徑不僅溫度分布范圍變廣，且降溫區(qū)域內(nèi)溫度分布更加均勻。

圖10管道內(nèi)溫度場和X=850 mm 截面上的溫度分布曲線Fig.10Temperature field in the pipeline and temperature distribution curve on X=850 mm plane

圖11不同噴嘴直徑d0 下管道內(nèi)溫度場Fig.11Temperature field in the pipeline of different nozzle diameter d0

圖12參數(shù)Lr 隨噴嘴直徑d0 的變化Fig.12Variation of parameter Lr with nozzle diameter d0

圖12 中對比了不同噴嘴直徑下X=850 mm 截面上目標(biāo)參數(shù)Lr的范圍，Lr與噴嘴直徑 d0之間具有很強(qiáng)的相關(guān)性，持續(xù)減小噴嘴直徑確實(shí)會使降溫范圍更廣，與冷態(tài)模擬液滴分布范圍隨噴嘴直徑的變化趨勢相吻合。冷態(tài)模擬中 d0=5 mm 時(shí)，流場分析時(shí)Vz_max和Rz偏小，噴霧和合成氣流相互作用增強(qiáng)，管內(nèi)流動傳熱的動態(tài)性會更加明顯。此外，當(dāng)噴嘴直徑 d0=5 mm時(shí)，噴射壓差將增大到6 MPa，對噴嘴的制造要求提高，從而增加設(shè)備成本，所以綜合考慮，噴嘴直徑以6 mm 為宜。

2.2.2 噴嘴霧化半角對管內(nèi)溫度分布的影響 選擇噴嘴直徑為6 mm，冷卻水流量為1.41 kg/s，對噴嘴霧化半角選取55°、60°、65°、70°和75°進(jìn)行模擬。不同霧化半角下管道內(nèi)溫度場分布如圖13 所示，增大噴霧半角后噴霧覆蓋范圍明顯變大，溫度分布也更加均勻，由圖13(c)觀察到管道下部溫度分布均勻，已達(dá)到管內(nèi)最佳降溫效果。

圖13不同噴霧半角θ 下管道內(nèi)溫度場Fig.13Temperature field in the pipeline with different spray half angle θ

圖14 所示為X=850 mm 截面上目標(biāo)參數(shù)Lr的分布，截面上噴霧范圍隨著霧化半角的增大而增大，當(dāng)霧化半角達(dá)到70°后，繼續(xù)增大霧化半角對增大降溫范圍作用不大。這是因?yàn)橐环矫嬖龃髧娮祆F化半角會造成動能的損失，對冷卻水輸送泵的性能提出更高要求；另一方面，當(dāng)噴霧半角過大時(shí)，液滴在蒸發(fā)前就到達(dá)管壁并產(chǎn)生附著，之后的降溫區(qū)域主要集中在管壁附近，反而不利于管內(nèi)合成氣的降溫。因此，該條件下噴嘴霧化半角選擇70°能很好地滿足降溫需求。

圖14參數(shù)Lr 隨噴霧半角θ 的變化Fig.14Variation of parameter Lr with spray half angle θ

2.2.3 冷卻水流量對冷卻過程的影響 方浩等[6]指出，廢熱鍋爐入口合成氣溫度從1 373.15 K 增加到1 623.15 K 時(shí)，熱應(yīng)力增幅45.4%，將廢鍋入口合成氣溫度控制在1 372.15 K 以下，能有效延長設(shè)備使用壽命。前文研究中得出結(jié)論，在冷卻水流量為1.41 kg/s時(shí)，選擇噴嘴直徑為6 mm、噴嘴霧化半角為70°的壓力旋流噴嘴能得到令人滿意的溫度場分布和降溫效果。

本節(jié)僅改變冷卻水流量，選擇0.80、1.10、1.41、1.74、2.10 kg/s 這5 個變量，X=850 mm 截面上目標(biāo)參數(shù)Lr的分布見圖15。當(dāng)冷卻水流量從0.80 kg/s 增大至1.41 kg/s 時(shí)，冷卻水流量對管內(nèi)溫度場分布的影響十分明顯。這是因?yàn)樵黾永鋮s水流量需要更大的噴射壓差，導(dǎo)致出口噴霧動能加大，因此不僅降溫范圍擴(kuò)大，而且合成氣降溫幅度更大。但隨著冷卻水流量繼續(xù)增加，噴霧出口速度增大，會有未完全蒸發(fā)的液滴吸附在管壁，截面溫度分布不再是中間低四周高，溫度分布不理想(在圖15 中用虛線表示)。

圖15參數(shù)Lr 隨冷卻水流量的變化Fig.15Variation of parameter Lr with cooling water flow rate

對于給定的降溫目標(biāo)，即冷卻水流量一定時(shí)，噴嘴幾何參數(shù)變化范圍很小，反之一樣，兩者之間是一一對應(yīng)的關(guān)系。雖然增加冷卻水流量有利于合成氣降溫，但根據(jù)文獻(xiàn)[20]中所述，當(dāng)達(dá)到噴嘴的臨界空化點(diǎn)后，流量將不再隨壓差的增大而增加，而是處于一個恒定值，此時(shí)的流動狀態(tài)稱為空化流。并且合成氣降溫的目的是為了延長廢熱鍋爐的使用壽命，產(chǎn)生更多的高溫高壓蒸汽，因此在保證安全的前提下應(yīng)盡量減少冷卻水消耗量。

3 結(jié) 論

從換熱的角度探討了管道內(nèi)合成氣噴霧激冷的可行性，并通過計(jì)算流體力學(xué)的分析方法，模擬出不同噴射參數(shù)對合成氣降溫效果的影響，結(jié)論如下：

(1) 基于線性不穩(wěn)定性理論發(fā)展而來的線性不穩(wěn)定液膜霧化模型對壓力旋流噴嘴在高壓條件下的霧化效果預(yù)測良好，可應(yīng)用于本文合成氣噴霧激冷過程的模擬計(jì)算。

(2) 保持其他噴霧條件不變，僅減小噴嘴直徑能有效增加噴霧的初始動能，使霧化效果更好，有利于管道內(nèi)合成氣的降溫。增大噴嘴霧化半角對噴霧的影響主要體現(xiàn)在增大噴霧出口徑向速度，使降溫范圍增大。為實(shí)現(xiàn)非催化轉(zhuǎn)化爐出口合成氣溫度從1 523.31 K降溫到1 273.15 K，采用冷卻水流量為1.41 kg/s，噴嘴直徑為6 mm，噴嘴霧化半角為70°的壓力旋流噴嘴能很好地完成降溫目標(biāo)。

(3) 增大冷卻水流量有利于管道內(nèi)合成氣降溫，但會減少廢熱鍋爐中高溫高壓蒸汽的產(chǎn)率。整個合成氣噴霧激冷系統(tǒng)降溫需要綜合各方面因素確定最佳方案。