分布盤型浸沒燃燒蒸發(fā)器數(shù)值模擬研究

摘要：浸沒燃燒蒸發(fā)技術是以高溫煙氣為熱源與液體直接接觸蒸發(fā)的換熱技術，但現(xiàn)有研究中缺少浸沒燃燒蒸發(fā)過程的熱態(tài)模擬研究和蒸發(fā)器內分布盤傾角對蒸發(fā)效果的影響?；跉W拉法對分布盤型浸沒燃燒蒸發(fā)器的結構參數(shù)進行熱態(tài)數(shù)值模擬研究。通過氣液兩相流研究獲得了蒸發(fā)器內部煙氣分布，并探究了不同分布盤傾角對蒸發(fā)量和壓力波動的影響。數(shù)值模擬結果顯示，分布盤傾角影響煙氣在液體中的分布效果，增加分布盤角度可以減小浸沒管入口壓力波動，從而提高燃燒器內背壓穩(wěn)定性，減小分布盤角度，增強氣液間換熱效果，從而提高蒸發(fā)效率。

關鍵詞：浸沒燃燒；分布盤；煙氣；蒸發(fā)；濃縮；兩相流；數(shù)值模擬

中圖分類號：TB131"" 文獻標志碼：A"" 文章編號：1002-4026（2024）04-0075-09

開放科學（資源服務）標志碼（OSID）：

Numerical simulation study of sistributed disc-type submerged

combustion evaporator

FENG Hao， WANG Jie， SUI Chunjie， CHEN Wei， ZHANG Bin*

（College of Electromechanical Engineering， Qingdao University of Science and Technology， Qingdao 266061， China）

Abstract∶Submerged combustion evaporation technology is a heat exchange technology that uses high-temperature flue gas as the heat source to evaporate the liquid in direct contact with it. However， existing research lacks thermal state simulations of the immersed combustion evaporation process and investigations on the impact of the inclination angle of the distribution disc inside the evaporator on the evaporation. In this study， we conducted a thermal state numerical simulation on the structural parameters of the distributed disc-type submerged combustion evaporator using the Euler method. Herein， the flue gas distribution inside the evaporator was obtained by studying the gas-liquid two-phase flow. Additionally， the impact of different distribution disc inclination angles on the evaporation amount and pressure fluctuation was explored. The numerical simulation results indicate that the angle of the distribution disc affects the distribution of flue gas in the liquid. Moreover， the pressure fluctuation at the inlet of the submerged tube can be reduced by increasing the distribution disc’s angle， thereby increasing backpressure stability in the burner. Conversely， the heat exchange effect between gas and liquid can be enhanced by decreasing the distribution disc’s angle， thereby enhancing evaporation efficiency.

Key words∶submerged combustion; distribution disk; flue gas; evaporation；concentration; two-phase flow; numerical simulation

浸沒燃燒蒸發(fā)技術是一種無固定傳熱面的蒸發(fā)技術，高溫煙氣與待蒸發(fā)液體直接接觸進而發(fā)生傳熱傳質，與間壁式換熱器相比，其傳熱速率快，熱利用率高達95%以上［1］，適用于易結垢液體的蒸發(fā)濃縮。浸沒燃燒蒸發(fā)器在不同行業(yè)，其選擇的蒸發(fā)器結構也不同。根據(jù)鼓泡位置不同，浸沒燃燒蒸發(fā)器可分為浸沒管噴口朝下的頂部浸沒［2］、浸沒管噴口朝上的底部浸沒和浸沒管噴口位于側面的側面浸沒3種方式。其中頂部浸沒主要應用于易結垢［3］、易腐蝕性［4］和有機廢液［5-7］的濃縮結晶過程，底部浸沒主要應用于天然氣汽化裝置［8］，側面浸沒主要應用于冶金等行業(yè)［9］。目前浸沒燃燒蒸發(fā)技術存在強化氣液間傳熱、降低浸沒管入口壓力波動等問題，已有研究指出通過改變蒸發(fā)器內部結構可改善氣液間換熱和蒸發(fā)器運行穩(wěn)定性。

在浸沒燃燒蒸發(fā)器的結構研究中，顧其詳［10］對浸沒管噴口開孔方式進行熱態(tài)實驗研究，發(fā)現(xiàn)底部和側部開有分布孔的浸沒管使氣體在運行中呈輻射狀散開，液面波動幅度穩(wěn)定，水擊現(xiàn)象較小，操作平穩(wěn)，通過改變浸沒管出口結構可有效增加蒸發(fā)器運行的穩(wěn)定性，但存在浸沒管口阻力較大，氣體對水的擾動深度較小等問題。吳晅等［11］對頂部、側部和底部3種浸沒方式下氣泡運動特性進行了冷態(tài)實驗研究，結果表明頂部浸沒下產(chǎn)生氣泡的高寬比變化比較穩(wěn)定，隨著進氣量的增大，氣泡間碰撞幾率增大，氣泡上升呈現(xiàn)出直線形、折線形和螺旋形運動軌跡，但沒有考慮溫度對氣泡運動的影響。朱德鳳［12］對直管型、分布盤型和循環(huán)擋板型3種蒸發(fā)器進行了冷態(tài)和熱態(tài)的實驗研究，結果表明擋板型蒸發(fā)器加熱效率和蒸發(fā)效率最高，分布盤型居中，直管型最低。束小鑫［13］對不同結構的浸沒燃燒蒸發(fā)器進行冷態(tài)數(shù)值模擬研究，模擬結果表明，隨著浸沒管入口流速的增加，燃燒室背壓波動幅度增大；與直管型蒸發(fā)器相比，多孔板的增設可有效降低燃燒室背壓波動幅度并增大換熱面積以強化換熱。 項往［14］對浸沒燃燒蒸發(fā)器內氣液兩相流動進行冷態(tài)數(shù)值模擬與實驗研究，并對浸沒管結構進行優(yōu)化，結果表明，增設多孔板可提升氣液交界面積，提升滯留空氣體積，降低浸沒管入口壓力波動幅度。Volov等［15］對浸沒燃燒蒸發(fā)器結構進行了冷態(tài)實驗研究，發(fā)現(xiàn)使用帶有槽形開口的圓盤作為起泡器，可以大大增加氣液接觸面積，但在整個圓盤區(qū)域內，很難保證氣體均勻分布。Arghode等［16］研究不同截面形狀的噴嘴對燃燒室聲壓級和壓力波動的影響，發(fā)現(xiàn)橢圓型噴嘴的聲壓級低于圓形、正方形和三角形噴嘴；射流不穩(wěn)定的頻率隨氣體射流動量的增加而增加，與噴嘴出口截面無關。

目前分布盤型浸沒燃燒蒸發(fā)器在工業(yè)中被廣泛應用，在蒸發(fā)器結構的研究中，盡管已有成果采用實驗和冷態(tài)模擬的方法研究了浸沒深度、浸沒管形狀和分布盤孔數(shù)對蒸發(fā)效率和被壓波動的影響，但缺少浸沒燃燒蒸發(fā)過程的熱態(tài)模擬研究和分布盤傾角對蒸發(fā)效果的影響。本文主要基于數(shù)值模擬的方法，對不同傾角的分布盤進行熱態(tài)模擬研究，為分布盤型浸沒燃燒蒸發(fā)器的優(yōu)化設計和安全高效應用提供一定的理論依據(jù)。

1 傳熱傳質與氣液兩相流模型

浸沒燃燒蒸發(fā)是一個復雜的傳熱傳質過程，液體由常溫加熱至蒸發(fā)有三個階段［1］，包括前期升溫階段、升溫蒸發(fā)階段和恒溫蒸發(fā)階段，因此建立浸沒燃燒蒸發(fā)過程的傳熱傳質模型有重要意義，本文主要探究恒溫蒸發(fā)階段氣泡傳熱傳質過程。

1.1 傳質模型

在浸沒燃燒蒸發(fā)過程中，傳質過程是通過氣泡外界面飽和蒸氣濃度與氣泡內部蒸氣濃度差作為推動力進行，該傳質過程可分為兩個部分進行，第一部分為氣泡外界面飽和蒸氣濃度與氣泡內界面處蒸氣濃度的傳質過程，通過氣體分子運動論分析氣泡界面水蒸發(fā)速率如式（1）［17］：

dnwdt=17.48Rπfa2（csTsMw－cgTgMw），（1）

其中，nw為氣泡內水蒸氣的量，kmol；t為時間；R為氣體常數(shù)，J/（kmol·K）；f為蒸發(fā)系數(shù)約為1；a為氣泡半徑，mm；cs為界面溫度對應的飽和蒸氣濃度，kmol/m3；cg為氣泡內界面處的蒸氣濃度，kmol/m3；Mw為水的摩爾質量，kg/kmol；Ts為液體溫度，K；Tg為氣泡內部溫度，K。

第二部分為氣泡內界面處蒸氣濃度向氣泡中擴散過程，蒸氣擴散速率如式（2）［18］：

ωw=8πaD（cg－c0）∑∞n=1e－Dnπa2t，（2）

其中，D為水蒸氣在空氣中的擴散系數(shù)；c0為氣泡內初始水蒸氣濃度，kmol/m3。

因氣泡界面處的蒸發(fā)速率與擴散的傳質速率相等，由式（1）與（2）聯(lián)立得式（3）［18］：

dnwdt=（csTs－c0Tg）·Tg8πaD∑∞n=1e（－Dnπa2t）－1+Mw（17.48Rπfa2）－1－1 。 （3）

1.2 傳熱模型

在傳熱模型中，煙氣鼓泡進入液體，通過輻射和對流兩種傳熱方式傳熱，煙氣放熱量如式（4）［18］：

Qe=－（cpanaMa+cpwnwMw）dTg，（4）

其中cpa為煙氣的等壓比熱容，kJ/（kg·K）；cpw為水蒸氣的等壓比熱容，kJ/（kg·K）；na為氣泡內的煙氣的量，kmol；Ma為煙氣的摩爾質量，kg/kmol。

煙氣降溫釋放的熱量中一部分用于水體升溫，一部分為水蒸發(fā)提供汽化潛熱，另一部分為水蒸氣升溫，總吸熱量如式（5）：

Qa=（m－Mwdnw）·cpl（Tg－Ts）+Mwdnwr+Mwdnwcpw（Tg－Ts） ，（5）

其中，m為初始鹽水的質量，kg；cpl為鹽水的等壓比熱容，kJ/（kg·K）；r為鹽水的汽化潛熱，kJ/kg。

在浸沒燃燒蒸發(fā)過程中，各相間熱平衡關系根據(jù)能量守恒可得如式（6）：

－（cpanaMa+cpwnwMw）dTg=Mwdnwr+cpw（Tg－Ts）－cpl（Tg－Ts）+mcpl（Tg－Ts）。（6）

1.3 氣液兩相流模型

本文采用Mixture多相流模型對浸沒燃燒蒸發(fā)器內氣液兩相湍流流動情況進行熱態(tài)數(shù)值模擬研究。Mixture多相流模型模擬氣液兩相流流動是通過求解混合相的連續(xù)性方程、動量方程、次相相體積分數(shù)及相對速度表達式來實現(xiàn)的［19］。氣液兩相流動表達式為式（7）～（14），式中以k表示煙氣、鹽水、水蒸氣各個單相，以m表示混合相，混合相連續(xù)性方程為式（7）：

t（ρm）+·（ρmvm）=0 ，（7）

其中，vm為混合相的平均流速；ρm為混合相密度，kg/m3，計算公式如式（8）和（9）：

vm=∑nk=1αkρkvkρm ，（8）

ρm=∑nk=1αkρk ，（9）

其中，vk為單相的平均流速；αk為單相的相體積率；ρk為單相的密度，kg/m3；

混合相的動量方程可以通過對所有相的單個動量方程求和得到，表達式為式（10）：

t（ρmvm）+·（ρmvmvm）=－p+·［μm（vm+vTm）］+ρmg+F－·（∑nk=1αkρkvdr，kvdr，k） ，（10）

其中，n為混合相的相數(shù)；F為體積力；μm為混合相黏度，Pa·s； vdr，k為單相的漂移速度，計算公式為式（11）～（12）：

μm=∑nk=1αkμk ，（11）

vdr，k=vk－vm ，（12）

其中，μk為單相的黏度，Pa·s。

混合相能量方程為式（13）：

t∑k（αkρkEk）+·∑k［αkvk（ρkEk+P）］=·［keffT－∑k∑jhj，kJj，k+（τ=eff·v）］+Sh，（13）

其中，hj，k為相k中物質j的焓，kJ/kg；Jjk為相k中物質j的擴散通量；Sh為體積熱源和化學反應熱；P為壓力；Ek為單相的比內能；τ=eff為有效應力張量；v為平均速度；keff為有效熱導率，計算公式為式（14）：

keff=∑αk（kk+kt），（14）

其中，kt為根據(jù)所使用湍流模型定義的湍流熱導率；kk為相k的熱導率。

2 數(shù)值計算方法

2.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

參照現(xiàn)有浸沒燃燒蒸發(fā)器，建立單筒結構的浸沒燃燒蒸發(fā)器模型，如圖1所示為分布盤傾角為0°時蒸發(fā)器模型，蒸發(fā)器長寬均為0.8 m，總高度1.1 m，浸沒管長0.7 m位于中心軸線處，浸沒深度0.3 m，總液位深度0.7 m，分布盤直徑0.5 m，厚度5 mm，孔隙直徑7 mm，為使每層孔隙熱量均勻分布，孔隙分三層環(huán)狀布置，數(shù)量分別為10、20和40個。蒸發(fā)器煙氣入口內徑和出口內徑均為0.1 m。計算域網(wǎng)格劃分采用非結構化網(wǎng)格，在孔板附近區(qū)域采用加密網(wǎng)格。以0°孔板模型為例，計算域最小網(wǎng)格尺寸為1 mm，最大網(wǎng)格尺寸為10 mm，網(wǎng)格總數(shù)約為97萬，且滿足網(wǎng)格無關性驗證。

2.2 數(shù)值模擬設置

本文選用ANSYS FLUENT 2020R2進行求解計算，在多相流模型的選擇中，選用在處理高溫高壓多相流動問題上具備較好能力的歐拉多相流Mixture模型［20］。因為浸沒燃燒蒸發(fā)技術適用于易結垢液體的蒸發(fā)濃縮，在工業(yè)上常用于處理腐蝕性強、易結晶的高鹽廢水，因此本文選擇鹽水為模擬對象，設定液相為鹽水，氣相為煙氣和水蒸氣，其中鹽水為連續(xù)相，煙氣和水蒸氣為分散相。考慮重力、大氣壓力、浸沒管出口液體壓力和氣液界面表面張力，其中重力加速度大小為9.8 m/s2，沿Z軸負方向，大氣壓力為蒸發(fā)器出口環(huán)境壓力101 325 Pa，浸沒管出口液體壓力為3 149 Pa，氣液界面表面張力為0.072 8 N/m。鹽水、煙氣、水蒸氣間傳熱傳質過程通過UDF（user define function）命令控制。鹽水、煙氣、水蒸氣物性參數(shù)如表1所示。在湍流模型的選擇中，因為RNG k-ε湍流模型在瞬變流和流線彎曲的影響反應更迅速，模擬結果有更高的可信度和精度［13］，因此本文采用RNG k-ε湍流模型，壁面函數(shù)選擇標準壁面函數(shù)。

煙氣入口采用速度入口邊界條件，通入煙氣流速4 m/s，溫度為1 073 K，蒸發(fā)器出口采用壓力出口邊界條件，蒸發(fā)器壁面采用絕熱無滑移邊界條件，蒸發(fā)器內部初始水溫設置372.9 K，因為采用非穩(wěn)態(tài)模擬計算，而將常溫水加熱至373 K需要時間較長，因此為節(jié)省計算資源設定水溫為373 K時發(fā)生相變蒸發(fā)?；趬毫η蠼馄鞑捎梅欠€(wěn)態(tài)計算，壓力與速度耦合采用PISO（pressure-implicit splitting operator）算法，動量方程、湍流方程和能量方程采用二階迎風格式，體積分數(shù)方程采用QUICK離散格式，時間步長0.001 s。

本文主要研究分布盤傾角對浸沒燃燒蒸發(fā)過程的影響，分布盤傾角指分布盤平面與水平面的夾角，根據(jù)現(xiàn)有分布盤型蒸發(fā)器結構，分布盤傾角主要分為正角度、負角度和0度角。當分布盤傾角為正時，有利于煙氣的擴散，當分布盤傾角為負時，有利于煙氣熱量的集中，因此設立分布盤傾角-30°、-15°、0°、15°、30°等5組工況，探究不同工況下蒸發(fā)器中煙氣分布、液體蒸發(fā)量和入口壓力波動的變化。

3 結果和討論

3.1 分布盤傾角對煙氣分布的影響

圖2為氣泡上升到液面時XOZ截面不同分布盤傾角下煙氣體積分數(shù)云圖，在歐拉方法中，相與相之間被視作相互貫穿的連續(xù)介質，以體積分數(shù)作為各相所占比例的標準，各相體積分數(shù)和為1。因此藍色表示液態(tài)鹽水，紅色表示煙氣，綠色表示混合相氣泡，鹽水、煙氣、水蒸氣在每個網(wǎng)格內的體積分數(shù)和為1。

如圖2所示，因為在不同傾角下煙氣在溶液中的滯留時間不同，因此各個云圖所示時間也不同，其中圖2（a）為1 s，圖2（b）為1 s，圖2（c）為2 s，圖2（d）為2.6 s，圖2（e）為1.8 s。當分布盤傾角為-15°和-30°時，煙氣主要分布在浸沒管周圍，因為此時分布盤阻礙煙氣的流動，從而煙氣被聚集在分布盤底部，大量煙氣從孔隙流出，僅少量煙氣從分布盤周圍流出。隨著分布盤傾角增加，當分布盤傾角為0°和15°時，此時煙氣在鹽水中分布比較均勻，因為分布盤傾角的變化，減小了煙氣流動的阻力，通過孔隙的煙氣流量逐漸降低，大量煙氣從分布盤周圍擴散流出。但當分布盤傾角為30°時，此時分布盤對煙氣的阻力更小并且改變了煙氣流動的方向，使大量煙氣從分布盤周圍散開，此時煙氣主要分布在蒸發(fā)器壁面附近。

3.2 分布盤傾角對液體蒸發(fā)的影響

圖3為蒸發(fā)器內部水蒸氣產(chǎn)生量，在2 s內水蒸氣主要位于蒸發(fā)器內部，因此對2 s內不同蒸發(fā)器產(chǎn)生的水蒸氣量作比較，如圖所示不同蒸發(fā)器內水蒸氣質量分別為0.097、0.067、0.053、0.046和0.046 g。圖4所示2 s時不同分布盤傾角下水蒸氣體積分數(shù)分布云圖，水蒸氣分布與煙氣分布相近，當分布盤傾角為-15°和-30°時，水蒸氣主要分布在浸沒管周圍，當分布盤傾角為0°和15°時，此時水蒸氣在鹽水中分布比較均勻，當分布盤傾角為30°時，此時水蒸氣主要分布在蒸發(fā)器壁面附近。并且從云圖4中可得知，分布盤傾角越小時水蒸氣體積分數(shù)越高。

圖5所示在分布盤傾角為-30°情況下，0.4、0.8、1.2和1.6 s水蒸氣體積分數(shù)云圖，從圖可知水蒸氣主要位于分布盤下側，說明水蒸氣產(chǎn)生位置主要在分布盤底部。當分布盤傾角為-30°時，產(chǎn)生的水蒸氣質量最高，造成這一結果原因是，當分布盤傾角呈-30°布置時，大量高溫煙氣聚集在管口處，此時煙氣熱量集中，從而蒸發(fā)量高。因此，當分布盤傾角越小時，氣液間換熱效果越強，水蒸氣質量越高。當傾角增加到15°時，結合圖3可知，產(chǎn)生的水蒸氣質量為0.046 g，此后繼續(xù)增加角度，產(chǎn)生的水蒸氣質量不變，說明此時分布盤傾角對水蒸氣質量影響減小。

3.3 分布盤傾角對浸沒管入口壓力波動的影響

浸沒燃燒蒸發(fā)器在實際運行工作中，浸沒管入口上端連接燃燒器，因此浸沒燃燒蒸發(fā)器工作壓力為燃燒器背壓，浸沒管入口處壓力波動視為燃燒器背壓波動。在設計浸沒燃燒蒸發(fā)器時，燃燒器內的背壓波動關系到燃燒器內燃氣與空氣的混合狀態(tài)以及火焰燃燒的穩(wěn)定性，當背壓波動較大會造成燃燒器點火困難、熄火等問題。因此通過分析分布盤傾角對燃燒器背壓波動的影響，對不同分布盤傾角浸沒燃燒蒸發(fā)器在實際運行中的可行性有重要意義。根據(jù)燃燒室壓力波動幅度對燃燒穩(wěn)定性的研究可知［21］，壓力的變化范圍需控制在±15%以內方可使燃燒器穩(wěn)定工作，采用相對壓力波動幅度表示壓力的波動情況，如式（15）所示：

ΔP=P－PP×100%，（15）

其中，ΔP為浸沒管入口相對壓力波動幅度，%；P為不同時間下入口的壓力值，Pa；P為入口壓力平均值，Pa。

圖6（a）所示不同分布盤傾角下浸沒管入口壓力比較，該壓力為表壓力表示不同時刻下燃燒器背壓，也表示為不同時刻下蒸發(fā)器工作壓力。在2 s時，不同蒸發(fā)器內浸沒管入口壓力分別為4 993.1、4 208.4、3 891.5、3 679.7、3 577.3 Pa。 隨著分布盤傾角的增加，浸沒管入口壓力下降，該原因是分布盤傾角越小時大量氣體被滯留在浸沒管出口端，從而入口壓力升高。結合圖6（b）可知，不同蒸發(fā)器浸沒管入口最大壓力波動幅度分別為-9.1%、5.1%、3.1%、5.9%、6.0%，當分布盤傾角越大，相對壓力波動幅度越趨于0，分布盤傾角在-30°到30°范圍內壓力波動幅度均小于15%，可以滿足燃燒器穩(wěn)定工作，但分布盤傾角為-30°時相對壓力波動幅度較大，在實際應用中可能會造成設備能耗、振動幅度等因素的增加。

4 結論

浸沒燃燒蒸發(fā)技術是一種無固定傳熱面的蒸發(fā)技術，適用于易結垢液體的蒸發(fā)濃縮。本文基于歐拉法和Fluent軟件開展了浸沒燃燒蒸發(fā)器內部的數(shù)值模擬研究，研究了不同分布盤傾角下蒸發(fā)器中煙氣分布、液體蒸發(fā)量和入口壓力波動的變化，獲得主要結論如下：

（1）分布盤傾角直接影響煙氣的分布狀態(tài)，當分布盤傾角為-15°和-30°時，此時煙氣主要分布在浸沒管附近，當分布盤傾角為0°和15°時，此時煙氣分布均勻，當分布盤傾角為30°時，此時煙氣主要分布在蒸發(fā)器壁面附近。

（2）當分布盤傾角為-30°時，此時煙氣熱量集中，大量煙氣聚集在分布盤底部，產(chǎn)生的蒸氣量為0.012 g，隨著分布盤傾角的增加，煙氣不斷分散從而氣液間換熱效果減弱。

（3）浸沒管入口處壓力波動會隨著分布盤傾角的變化而變化，增加分布盤傾角可以減小浸沒管入口壓力波動，從而提高燃燒器內背壓穩(wěn)定性。當分布盤傾角為-30°時，此時浸沒管入口壓力波動為-9.1%，雖然滿足壓力波動幅度范圍，但可能造成設備能耗以及振動幅度的增加，因此在實際應用中需將設備運行的穩(wěn)定性和蒸發(fā)效果綜合考慮。

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