蒸汽消煙型火炬引射結構的數(shù)值模擬

焦云南 韓宗捷 李泓達 龐宗占

（北京航化節(jié)能環(huán)保技術有限公司）

工業(yè)火炬作為裝置安全生產(chǎn)最后一道安全保障， 廣泛應用于國內外石油化工、 煤化工、煉化、焦化及精細化工等行業(yè)，是減少環(huán)境污染必不可少的一項環(huán)保措施［1～3］。隨著全球對環(huán)境保護的要求越來越高，為了保證火炬頭燃燒區(qū)域氧氣充足，使火炬氣燃燒盡可能完全，不產(chǎn)生炭黑，火炬燃燒區(qū)域亟需一種空氣供給裝置。

引射器具有結構簡單、沒有運動部件、基本不需要維護的特點，廣泛應用在燃燒器、制冷器、航空及船舶等領域［4～6］。大量的試驗和數(shù)值模擬表明：引射器的結構參數(shù)和操作參數(shù)對其性能均有重要影響。 VARGA S等［7］、SRIVEERAKUL T等［8］分別采用實驗和數(shù)值模擬的方法分析引射截面比對引射性能的影響，得出同一工況下改變引射器截面比可以得到最佳引射結構，且不同介質和操作參數(shù)下最佳截面比不同的結論；RUSLY E等得到了當噴嘴與等截面混合管入口距離等于混合管直徑的1.5倍時引射比最大［9］，而ZHU Y H等［10］、YAPICI R等［11］分別得到噴嘴與等截面混合管入口距離為混合管直徑的－3.4～－1.7和0.55時，引 射 效 果 最 佳；PIANTHONG K 等［12］、VARGA S等［7］研究了圓柱形混合管長度與直徑比值對引射比的影響，前者認為lm/D為4～22時，對引射比影響很小，最佳混合管長度取決于其他參數(shù)，后者認為lm/D為2.3～5.1時對引射比沒有影響， 且最佳混合管長度與Pianthong的不同；除了對結構參數(shù)的研究外， 還有操作參數(shù)變化對引射器的影響規(guī)律，丁學俊等利用數(shù)值模擬方法分析了工作蒸汽壓力、引射蒸汽壓力和混合蒸汽壓力的變化對噴射器內部流場的影響，得出了一種最佳選取范圍［13］。

近年來， 對多噴嘴引射器的研究也越來越多。 王鎖芳和李立國研究得出在相同工況條件下（lm/D＜7）， 多噴管引射系數(shù)比當量收縮單噴管的引射系數(shù)大，且lm/D越小，兩者相差越大，理論計算和測試結果符合越好，當lm/D＞2.4時，其引射系數(shù)呈現(xiàn)下降趨勢［14］；蘭健等利用數(shù)值模擬研究了結構參數(shù)對多噴孔引射器性能的影響，得到了一種結構尺寸匹配最佳的多噴孔引射器結構［15］。

綜上所述，無論在單噴嘴還是多噴嘴引射器的研究均已成熟。 筆者研究了一種工業(yè)火炬蒸汽消煙用的引射結構，通過改變其結構參數(shù)和操作參數(shù)，模擬對引射性能影響的規(guī)律。

1 計算模型及邊界條件

1.1 計算模型

蒸汽消煙型火炬引射結構如圖1所示， 主要尺寸參數(shù)列于表1。 工作過程為：高壓蒸汽由噴嘴噴出，在混合管中形成負壓，將常壓空氣卷吸進入混合管中，混合后形成富含一定氧氣濃度的混 合氣，送至燃燒區(qū)域。

圖1 火炬引射結構示意圖

表1 引射結構主要尺寸表

這里用引射比來表征引射結構的性能，定義引射比n為次流引射空氣的質量流量Q空與主流工作蒸汽質量流量Q蒸的比值，即：

1.2 計算內容及邊界條件

筆者研究了結構參數(shù)（噴嘴形式、多噴嘴入射角度、噴嘴縮口直徑）和操作參數(shù)（噴嘴入口壓力）對引射結構性能的影響規(guī)律。

采用Gambit軟件進行結構化網(wǎng)格劃分， 根據(jù)網(wǎng)格無關性驗證， 網(wǎng)格數(shù)在280萬左右即可獲得網(wǎng)格獨立性。 采用Fluent進行數(shù)值模擬，湍流模型采用k-epsilon模型；流動采用組分輸運模型；連續(xù)性方程、能量方程、湍流動能和湍流耗散率方程均采用二階迎風差分格式離散； 壓力耦合采用PRESTO!；速度耦合采用SIMPLEC算法。進出口邊界條件設置見表2。

表2 數(shù)值模擬進出口邊界條件設置

2 計算結果分析

2.1 噴嘴形式對引射結構性能的影響

不同噴嘴形式引射結構引射性能的對比情況列于表3。 由表可以看出，在相同操作條件下多噴嘴結構的引射比略低于單噴嘴結構，且多噴嘴結構工作蒸汽量也略低于單噴嘴結構，使得多噴嘴結構引射的空氣量要低于單噴嘴結構；拉法爾噴嘴結構的引射比明顯高于漸縮噴嘴結構，拉法爾噴嘴引射結構工作蒸汽量和引射空氣量均高于漸縮噴嘴結構。

表3 不同噴嘴形式引射性能的對比

圖2所示為不同噴嘴形式引射結構的速度云圖，圖2a～d分別為漸縮-單噴嘴、拉法爾-單噴嘴、漸縮-多噴嘴和拉法爾-多噴嘴引射結構。

圖2 不同噴嘴形式引射結構的速度云圖

由圖2可以發(fā)現(xiàn)，與漸縮噴嘴結構相比，拉法爾噴嘴的存在， 延長了引射結構中心速度區(qū)，增加了混合管內的湍流強度和出口流場的對稱性，提高了蒸汽與空氣的混合程度，因此提高了引射空氣的量，增強了引射結構的性能；相同喉口面積下，由于多噴嘴結構各噴嘴之間的影響，使多噴嘴引射結構中心速度區(qū)長度減短，出口流場對稱性減弱，流場強度減小，因此多噴嘴的性能較單噴嘴沒有增強。

2.2 拉法爾-多噴嘴入射角度對引射結構性能的影響

圖3所示為拉法爾-多噴嘴引射結構入射角度對其性能的影響規(guī)律。 由圖可以看出，在相同操作條件下，隨著入射角度的增加，不同角度噴嘴結構工作蒸汽量基本是一致的，而引射空氣量是逐漸降低的，且降低幅度會越來越大，使得引射比是逐漸降低的。 不同噴嘴結構對比已經(jīng)得出多噴嘴的引射性能略低于單噴嘴結構，主要是因為多噴嘴結構各噴嘴之間的影響，增加噴射角度后，各噴嘴之間的影響越來越大，因此引射性能越來越差。

圖3 拉法爾-多噴嘴結構噴嘴-入射角度對其性能的影響

圖4所示為拉法爾-多噴嘴引射結構不同入射角度的速度云圖，圖4a～d分別為入射角度0、5、10、15°。 由圖可以看出，隨著噴嘴入射角度的逐漸增加， 混合管中心速度區(qū)的抑制效果越加明顯，導致中心速度區(qū)越來越短，混合管出口流場的對稱性越來越差，空氣與蒸汽的混合程度越來越低，尤其在噴射角度為15°時，減弱效果更加明顯，因此引射空氣量會越來越低，引射結構的性能也是逐漸降低的。

圖4 拉法爾-多噴嘴引射結構不同入射角度速度云圖

2.3 噴嘴喉口直徑和蒸汽壓力對引射結構性能的影響

綜上所述， 相同條件下拉法爾-單噴嘴結構的引射性能最佳。 圖5a、b分別為噴嘴喉口直徑10～16 mm和蒸汽表壓0.4～1.2 MPa拉法爾-單噴嘴引射結構性能曲線圖。 由圖5a可以看出，相同蒸汽壓力下，隨著喉口直徑的增加，工作蒸汽量是逐漸增加的，引射空氣量隨之增加，引射比是逐漸降低的但降低幅度越來越小；由圖5b可以看出，相同喉口直徑下，隨著蒸汽壓力的增加，工作蒸汽量是逐漸增加的， 引射空氣量隨之增加，而引射比是逐漸降低的且降低幅度越來越小。

圖5 拉法爾-單噴嘴引射結構性能曲線

圖6所示為入口蒸汽壓力1.2 MPa下，不同喉口直徑拉法爾-單噴嘴引射結構的速度云圖，圖6a～g分別為噴嘴喉口直徑10、11、12、13、14、15、16 mm結構的速度云圖。 由圖6可以發(fā)現(xiàn)，隨著喉口直徑的增加，入口流量是逐漸增加的，因此工作蒸汽量是等比增加的；喉口直徑較小時，隨著直徑的增加， 引射結構中心速度區(qū)逐漸增長，增加了混合管內的湍流強度，出口流場對稱性逐漸增加，因此引射空氣量會逐漸增加；喉口直徑較大時，引射結構中心速度區(qū)雖有所降低，但出口流場速度強度明顯增強， 隨著喉口直徑的增加，混合管中出口流場也是越來越均勻的，可以看出混合氣得到了進一步混合發(fā)展，因此引射空氣量會繼續(xù)增加。

圖6 1.2 MPa下不同喉口直徑拉法爾-單噴嘴引射結構的速度云圖

圖7所示為喉口直徑Dh=13.75 mm下，不同入口壓力拉法爾-單噴嘴引射結構的速度云圖，圖7a～e分別為入口壓力0.4、0.6、0.8、1.0、1.2 MPa結構的速度云圖。 由圖可以發(fā)現(xiàn)，隨著入口壓力的逐漸增加，喉口直徑不變的情況下工作蒸汽量是等比增加的，混合管中心速度區(qū)逐漸增長，同時出口流場速度強度和對稱性是逐漸增強的，增大了混合管中的湍流強度，空氣與蒸汽的混合程度逐漸提高，使混合氣發(fā)展的更加充分，因此引射空氣量會逐漸增加。

圖7 Dh=13.75 mm下不同入口壓力拉法爾-單噴嘴引射結構的速度云圖

3 結論

3.1 對比漸縮-單噴嘴、拉法爾-單噴嘴、漸縮-多噴嘴和拉法爾-多噴嘴引射結構的性能，發(fā)現(xiàn)拉法爾-單噴嘴引射結構引射比更高，內部流場更加均勻， 引射空氣量更大同時工作蒸汽量也最大。

3.2 進一步對拉法爾-多噴嘴的噴射角度進行研究發(fā)現(xiàn)：多噴嘴引射結構各噴嘴之間存在相互抑制的作用，隨著噴射角度的逐漸增大，引射比逐漸降低，引射空氣量也逐漸降低。

3.3 對最優(yōu)的拉法爾-單噴嘴結構喉口直徑和入口壓力的研究發(fā)現(xiàn)：相同入口壓力下，隨著噴嘴喉口直徑的逐漸增加，引射空氣量是逐漸升高的，但引射比是逐漸降低的；相同喉口直徑下，隨著入口壓力的逐漸增加，引射空氣量是逐漸升高的，但引射比也是逐漸降低的。