胡浩威，時文博

(安徽建筑大學 a.安徽省綠色建筑先進技術研究院；b.建筑室內熱濕環(huán)境實驗室， 合肥 230601)

當前，我國的能源供應仍以火力發(fā)電為主。調查顯示，火力發(fā)電約占發(fā)電總量的75%[1-2]， 煤炭仍作為主要消費能源。燃煤發(fā)電機組的水分主要由煙氣中的水分和廢水中的水分組成，廢水高效低能回收對解決電廠汽水循環(huán)和水資源匱乏地區(qū)的電廠水資源緊張等問題有重要意義。高回收率，這樣不僅能充分利用燃煤電廠的低品位熱源，而且使能源體積梯度利用，從而達到高效回收，在經濟上擴容蒸發(fā)減量30%以上，并且可以實現節(jié)能20%以上。因此，研究噴嘴的噴射規(guī)律和霧化特性對研發(fā)燃煤發(fā)電機組水分高效低成本回收、處理的關鍵技術具有實際意義。

針對噴嘴噴射規(guī)律及霧化特性，馮書勤等[3]采用數值模擬方法研究了煙氣中廢水噴射霧化的特性，發(fā)現液滴群直徑、初始速度、溫度對蒸發(fā)質量和時間的影響。劉嚴雪等[4]采用數值模擬方法建立液滴在風洞中蒸發(fā)的模型，發(fā)現液滴與空氣順流時對蒸發(fā)冷卻性能的影響。陳曦等[5]采用自定義函數方法研究多噴嘴與單噴嘴情況并進行數值模擬，探究了噴嘴數目對液滴粒徑和速度的影響規(guī)律。Zhuang等[6]采用流固耦合的方法建立傳熱模型，分析流體域與溫度場的相互作用，提高了噴油管的精度。馮留海等[7]采用自定義函數方法建立噴射閃蒸模型，研究超臨界流體的體積分數對顆粒成形的影響，分析噴嘴內溫度、速度、壓力和各相濃度分布。王鵬里等[8]采用數值模擬和實驗研究的方法分析噴油嘴的結構參數對甲醇燃料噴射性能的影響。林鴻亮等[9]建立噴嘴霧化模型，通過實驗和數值模擬方法研究單相、兩相噴嘴霧化特性，以及液體壓力、氣液比等參數對噴霧特性影響的變化規(guī)律。周正等[10]通過相位多普勒粒度分析實驗研究雙流體噴嘴的出口速度與粒徑分布，并采用數值模擬方法研究氣液占比和液滴粒徑對液滴蒸發(fā)過程的影響。趙豐等[11]通過實驗獲得噴嘴霧化過程中液體流量、壓力、溫度與霧化錐角之間的關系，并采用數值模擬方法分析了霧化錐角對霧化質量的影響。石振晶等[12]搭建了霧化試驗系統(tǒng)，研究了煙氣脫硫系統(tǒng)中噴嘴流量、噴霧角和索特爾平均直徑與壓力之間的變化規(guī)律。柯炳正等[13]采用泰勒類比破碎模型對閃蒸噴霧液滴尺寸特性進行研究，分析得到不同條件下液滴尺寸的變化規(guī)律。楊立平等[14]針對燃氣射流問題，采用數值模擬方法研究噴氣射流方向和噴嘴位置對燃氣與空氣混合技燃燒過程的影響。

基于上述分析，針對燃煤發(fā)電機組運行時產生的廢水，主要通過改變進口壓力與噴嘴結構，分析流場域中的流場分布、速度變化、含水率變化、噴射角和壓力變化等方法。為優(yōu)化噴嘴結構、提高燃煤發(fā)電機組的廢水回收效率等提供理論依據。

1 物理模型

在燃煤發(fā)電廠中，擴容蒸汽作為多效蒸餾加熱熱源，擴容后的濃縮廢水會再次進入膜蒸餾裝置，廢水蒸餾后產生蒸汽冷凝回收，末級的濃廢水再進入噴射閃蒸裝置。噴射閃蒸是使過熱含鹽廢水噴入低壓環(huán)境，液相迅速失去穩(wěn)定性，然后霧化、蒸發(fā)、析晶的過程。它的優(yōu)勢是不需要加熱面、加熱面積較大、驅動溫差小且晶體易于分離。這樣可以高質量回收廢水，減少風機電耗及脫硫水耗，降低設計排煙溫度。

噴嘴結構對噴射閃蒸過程的影響作用明顯。本文研究對象為直流式噴嘴，其結構簡單，常見安置于噴注器面板上，開圓柱形直流孔，液體由擠壓進入噴孔后經噴孔射流進入流場，可應用于燃煤發(fā)電機組的廢水回收。噴嘴和流場區(qū)域的結構示意圖見圖1。

圖1 直流式噴嘴結構示意圖

如圖1(a)所示，建立噴嘴結構的三維模型。液體從噴嘴最左側進入噴嘴內部，經過擋板繞流后，再從噴孔噴出，進入流場域；圖1(b)所示為噴嘴結構的主要尺寸；圖1(c)所示為噴嘴整體結構。為研究流體從噴嘴射流后的流動特性，需要建立流場區(qū)域，外流場區(qū)域采用了長寬高為600 mm×800 mm×1 000 mm的長方體。噴嘴結構零件與外流場區(qū)域共同組合成為計算區(qū)域，如圖2所示。

圖2 噴嘴和流場區(qū)域的結構示意圖

2 數值方法

2.1 數學模型

2.1.1計算方法

整個噴射過程涉及氣液兩相，在噴嘴內部只有液體存在。外流場區(qū)域的出口為大氣壓力出口，允許回流產生，即空氣可以進入。當液體從噴嘴噴出后，液滴之間產生碰撞破碎，讓整個流動過程變得更復雜。采用歐拉-拉格朗日法作為計算基礎進行分析，采用組分輸運模型、湍流模型為標準k-ε模型[15-16]。選擇Simple耦合算法進行求解，整個過程忽略重力和浮力的影響。

2.1.2動量守恒方程

任何流動系統(tǒng)都必須滿足動量守恒定律，動量守恒方程為：

(1)

式中：p為靜壓，τij為應力張量；gi和Fi分別為i方向的重力體積力和外部體積力。

2.1.3連續(xù)相控制方程

流體流動是不可壓縮的湍流流動，用歐拉方程描述為：

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：Sm、Smo、Se是考慮液滴運動作用而引入的質量、動量和能量源項。

2.1.4標準k-ε方程

標準k-ε模型是最常用的湍流模型之一，需求解湍動能及其耗散率方程，適合湍流過程的模擬。湍動能k和耗散率ε的方程為：

(6)

(7)

2.1.5湍流輸運方程

湍流輸運方程可表示為湍流能量輸運方程和能量耗散輸運方程，分別為：

(8)

(9)

2.2 網格劃分

考慮到噴嘴與外流場連接處發(fā)生的物理量變化梯度較大，為了捕獲流場中液滴的運動情況，需要對噴嘴與流場域連處網格進行特殊加密，以便更精確地模擬液態(tài)水進入噴嘴后的流動情況。利用ICEM CFD對物理模型進行網格劃分，如圖3、4所示，均采用結構網格，網格質量均在0.4以上。分析網格數量對計算的影響，定位在噴孔附近處進行加密處理，計算得到每套網格對應的平均速度如圖5所示。當網格總數達到100萬以上時，計算結果基本趨于穩(wěn)定。本文中計算的整體網格總數在150萬左右。

圖3 噴嘴結構網格劃分示意圖

圖4 整體網格劃分示意圖

圖5 網格數量與平均速度的關系曲線

2.3 邊界條件

采用Fluent軟件計算物理數學模型，研究過程不考慮溫度的變化，溫度設置為300 K不變。液體從噴嘴左側進入，入口為壓力入口，分別設定入口壓力為0.8、1.0、1.2、1.4、1.6 MPa，入口的液體占比為100%。除了與噴嘴直接接觸的外流場壁面外，外流場其余區(qū)域邊界面均為大氣壓力出口邊界。出口邊界有外部空氣可以進入流場中，即允許產生回流。噴嘴結構壁面為無滑移壁面，不考慮壁面的親疏水性，無壁面回彈、無吸收。

3 結果分析

3.1 預測不同進口壓力對噴射霧化的影響

相同噴孔孔徑條件下(R=0.8 mm)，設定不同的進口壓力，通過模擬計算對比液態(tài)水在不同進口壓力下的噴射過程，結果如圖6、7所示。

圖6 不同進口壓力噴射區(qū)速度分布云圖

圖7 不同進口壓力下的噴射區(qū)速度曲線

綜合分析圖6、7可知，進口壓力不同，其速度分布不同；噴射區(qū)內液滴的高速區(qū)域隨進口壓力增大而增大。由速度變化曲線可知，當液滴擴散在0.01～0.03 m范圍內，速度隨進口壓力增大而逐漸增大，在噴射區(qū)0.03 m處測得面平均速度。結果表明：當進口壓力從0.8 MPa增大20%，速度隨之提高了11%左右；當進口壓力從0.8 MPa提高至1.6 MPa時，速度提高了34.3%。液滴擴散至約0.10 m處時，其速度近似相等。從圖7所示的速度曲線可以看出，隨著進口壓力的增大，速度衰減趨勢逐漸變緩。

圖8、9分別表示了不同進口壓力下的含水量分布和含水率變化曲線。綜合分析可知，含水量較高的區(qū)域是接近噴嘴噴孔的位置，且含水率均隨著液滴擴散逐漸降低；在噴射區(qū)域內，當進口壓力從0.8 MPa增大20%，含水率有提高的趨勢，但增幅變化不明顯，說明進口壓力增大對含水率變化產生的影響較弱。

3.2 預測不同孔徑的噴嘴噴射規(guī)律

在設定相同進口壓力(P=1.4 MPa)的條件下，對比液態(tài)水進入不同孔徑噴嘴后的過程。不同孔徑的噴射區(qū)速度分布見圖10所示。

圖8 不同進口壓力下含水量分布云圖

圖9 不同進口壓力時含水率變化曲線

圖10 不同孔徑的噴射區(qū)速度分布云圖

圖10、11分別顯示了不同孔徑的噴射區(qū)速度分布和速度變化曲線。綜合分析可知，不同孔徑噴嘴的速度分布不同，孔徑越大，噴射區(qū)液滴的高速區(qū)域就越大；速度隨孔徑增大而逐漸增大，在噴射區(qū)0.03 m處測得面平均速度，與0.8 mm的孔徑相比，孔徑增大20%時，速度分別提高12.4%、14.7%、15.9%和17.8%，且當孔徑從0.8 mm增大至1.6 mm時，速度提高65%，提升幅度較為明顯，說明增大噴嘴孔徑對提高噴射區(qū)液滴速度的效果較好。從曲線的下降趨勢可知，隨著孔徑的增大，速度衰減趨勢逐漸變緩，完全衰減時間逐漸延長，液滴擴散范圍也在逐漸增大。

圖11 不同孔徑速度變化曲線

圖12、13分別表示了不同孔徑的噴嘴含水量分布和含水率變化曲線。綜合分析可知，不同孔徑的噴嘴含水量分布不同，雖然含水率都隨液滴擴散范圍的增大在逐漸降低，但高含水量區(qū)域大小不同；孔徑越大，噴射區(qū)高含水量區(qū)域越大，含水率隨孔徑增大而逐漸提高。液滴擴散至0.03～0.06 m時，含水率增幅較為明顯。當孔徑從0.8～1.6 mm時，含水率提高61.5%，有較大的增幅，變化規(guī)律與速度變化規(guī)律較相似。由含水率曲線下降趨勢可知，隨著孔徑的增大，含水率下降曲線有逐漸變緩的趨勢。這是因為在相同進口壓力條件下，速度與孔徑成正比，液滴的擴散范圍隨速度增大而逐漸擴大，故其含水量區(qū)域隨孔徑增大而逐漸增大，即含水率下降速度與孔徑成反比。

圖12 不同孔徑噴嘴的含水量分布云圖

圖13 不同孔徑含水率變化曲線

不同孔徑的噴嘴內部速度不同。由于此時的壓力損失全部轉化為動能，故可用壓力降變化分析速度變化，如圖14所示，液態(tài)水進入噴嘴后的壓力逐漸降低。

計算噴射進口前端與孔后的平均壓力差值(圖15)發(fā)現，不同孔徑的壓力降是不同的，隨著孔徑的增大，壓力降在逐漸降低。根據擬合公式ΔP=-0.053 3R+1.337 3，壓力的損失全部轉化為動能，所以通過壓力降的變化也可分析出液態(tài)水在噴嘴內部的速度變化，即噴嘴內部速度與孔徑大小成反比，噴嘴孔徑越小，噴嘴內部速度越大，反之速度越小。

圖14 噴嘴內部壓力分布云圖

圖15 不同孔徑壓力降變化情況

液態(tài)水從噴孔噴出后，形成了一定的噴射區(qū)域，即含水量區(qū)域。由高含水量區(qū)域和低含水量區(qū)域組成了一塊三角形區(qū)域，由于液滴的擴散，在含水量區(qū)域形成了一定的角度，即噴射角。如圖16所示，可以近似計算出含水量區(qū)域的面積與噴射角，變化規(guī)律如圖17所示。當孔徑從0.8 mm增大至1.6 mm時，近似含水量區(qū)域面積擴大112%，噴射角增大21.5%。

3.3 預測不同結構的噴嘴噴射規(guī)律

為進一步研究噴嘴結構對液態(tài)水噴射規(guī)律的影響，建立不同孔長與孔徑的噴嘴結構模型，其余結構參數均與上節(jié)表述一致。為了得到更加通用的結果，將變量參數β做量綱為一處理，定義β=L/R表征噴嘴結構。

圖16 噴射角與近似含水量區(qū)域面積云圖

圖17 不同孔徑的噴射角與近似含水量面積變化關系

設定相同進口壓力條件下(P=1.4 MPa)對比液態(tài)水進入不同結構噴嘴的過程。圖18、19分別表示了不同孔徑的噴嘴噴射區(qū)速度分布和速度變化曲線，綜合分析可知，不同β值的噴嘴速度分布不同，噴射區(qū)內液滴的高速區(qū)域隨著β值增大而擴大，且隨著β值的增大，速度呈現逐漸增大的趨勢。在噴射區(qū)0.03 m處測得面平均速度，結果顯示，當β值提高1倍時，速度提高81.4%，提升幅度較大，說明β值的增大在一定程度上對液滴速度的提升有較為明顯的促進效果。由速度曲線下降趨勢可知，隨著β值的增大，液滴速度衰減的趨勢逐漸變緩，故速度完全衰減的時間逐漸延長，液滴的擴散范圍逐漸增大。

圖18 不同結構噴嘴的噴射區(qū)速度分布云圖

圖19 不同結構噴嘴的速度變化曲線

圖20、21分別顯示了不同結構的噴嘴含水量分布云圖和含水率變化曲線。綜合分析可知，β值不同的噴嘴的含水量分布不同，β值越大，流場中高含水量區(qū)域就越大；在整個噴射區(qū)內，含水率隨噴嘴β值的增大逐漸提高，在噴射區(qū)0.03 m處測得的含水率結果表明，當β值提高1倍時，含水率提高45.5%。由含水率曲線下降趨勢可知，隨著β值的增大，含水率衰減的趨勢逐漸變緩，完全下降的時間逐漸延長，衰減距離也在逐漸增加。這是因為在相同進口壓力條件下，速度與噴嘴的β值成正比，高速時將液滴射流到更遠的區(qū)域，即液滴的擴散范圍隨速度增大而逐漸擴大，所以其含水量區(qū)域隨噴嘴β值增大而逐漸增大。即含水率下降速度與表征噴嘴的量綱為一的數值大小成反比。

圖20 不同結構噴嘴的含水量分布云圖

圖21 不同結構的噴嘴含水率變化曲線

不同結構噴嘴的噴射區(qū)速度分布云圖(圖22)顯示，當表征噴嘴結構的量綱為一的β值提高1倍時，噴射角增大22.1%，近似含水量區(qū)域面積增大119%，且兩者在一定范圍內均隨β值的增大而逐漸增大，原因與以上分析相吻合。

圖22 不同噴嘴結構噴射角與近似含水量面積變化關系

4 結論

1) 增大進口壓力、噴嘴孔徑和β值均促使液滴速度有一定幅度的提升，但隨著液滴擴散至一定范圍，進口壓力對速度的影響不再明顯。

2) 噴射區(qū)內液滴速度衰減趨勢隨進口壓力、噴嘴孔徑和β值增大而逐漸變緩，含水率變化規(guī)律與之相似。

3) 相較于改變噴嘴結構，改變進口壓力對噴射區(qū)內含水率提升幅度的影響較小。

4) 噴射角與近似含水量面積隨噴嘴孔徑和β值的增大而逐漸增大。

5) 改變噴嘴結構相較于改變進口壓力對噴嘴噴射特性影響更大，優(yōu)化噴嘴結構能夠提升霧化性能。