摘要：浸沒燃燒蒸發(fā)技術(shù)是以高溫?zé)煔鉃闊嵩磁c液體直接接觸蒸發(fā)的換熱技術(shù)，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(nèi)分布盤傾角對(duì)蒸發(fā)效果的影響?；跉W拉法對(duì)分布盤型浸沒燃燒蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)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(nèi)部煙氣分布，并探究了不同分布盤傾角對(duì)蒸發(fā)量和壓力波動(dòng)的影響。數(shù)值模擬結(jié)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(dòng)，從而提高燃燒器內(nèi)背壓穩(wěn)定性，減小分布盤角度，增強(qiáng)氣液間換熱效果，從而提高蒸發(fā)效率。

關(guān)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(hào)：TB131"" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A"" 文章編號(hào)：1002-4026（2024）04-0075-09

開放科學(xué)（資源服務(wù)）標(biāo)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(shù)是一種無固定傳熱面的蒸發(fā)技術(shù)，高溫?zé)煔馀c待蒸發(fā)液體直接接觸進(jìn)而發(fā)生傳熱傳質(zhì)，與間壁式換熱器相比，其傳熱速率快，熱利用率高達(dá)95%以上［1］，適用于易結(jié)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(jié)構(gòu)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(cè)面的側(cè)面浸沒3種方式。其中頂部浸沒主要應(yīng)用于易結(jié)垢［3］、易腐蝕性［4］和有機(jī)廢液［5-7］的濃縮結(jié)晶過程，底部浸沒主要應(yīng)用于天然氣汽化裝置［8］，側(cè)面浸沒主要應(yīng)用于冶金等行業(yè)［9］。目前浸沒燃燒蒸發(fā)技術(shù)存在強(qiáng)化氣液間傳熱、降低浸沒管入口壓力波動(dòng)等問題，已有研究指出通過改變蒸發(fā)器內(nèi)部結(jié)構(gòu)可改善氣液間換熱和蒸發(fā)器運(yùn)行穩(wěn)定性。

在浸沒燃燒蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)研究中，顧其詳［10］對(duì)浸沒管噴口開孔方式進(jìn)行熱態(tài)實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)底部和側(cè)部開有分布孔的浸沒管使氣體在運(yùn)行中呈輻射狀散開，液面波動(dòng)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(jié)構(gòu)可有效增加蒸發(fā)器運(yùn)行的穩(wěn)定性，但存在浸沒管口阻力較大，氣體對(duì)水的擾動(dòng)深度較小等問題。吳晅等［11］對(duì)頂部、側(cè)部和底部3種浸沒方式下氣泡運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行了冷態(tài)實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)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(jìn)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(yùn)動(dòng)軌跡，但沒有考慮溫度對(duì)氣泡運(yùn)動(dòng)的影響。朱德鳳［12］對(duì)直管型、分布盤型和循環(huán)擋板型3種蒸發(fā)器進(jìn)行了冷態(tài)和熱態(tài)的實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)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(duì)不同結(jié)構(gòu)的浸沒燃燒蒸發(fā)器進(jìn)行冷態(tài)數(shù)值模擬研究，模擬結(jié)果表明，隨著浸沒管入口流速的增加，燃燒室背壓波動(dòng)幅度增大；與直管型蒸發(fā)器相比，多孔板的增設(shè)可有效降低燃燒室背壓波動(dòng)幅度并增大換熱面積以強(qiáng)化換熱。 項(xiàng)往［14］對(duì)浸沒燃燒蒸發(fā)器內(nèi)氣液兩相流動(dòng)進(jìn)行冷態(tài)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究，并對(duì)浸沒管結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，結(jié)果表明，增設(shè)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(dòng)幅度。Volov等［15］對(duì)浸沒燃燒蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了冷態(tài)實(shí)驗(yàn)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(gè)圓盤區(qū)域內(nèi)，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(duì)燃燒室聲壓級(jí)和壓力波動(dòng)的影響，發(fā)現(xiàn)橢圓型噴嘴的聲壓級(jí)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(dòng)量的增加而增加，與噴嘴出口截面無關(guān)。

目前分布盤型浸沒燃燒蒸發(fā)器在工業(yè)中被廣泛應(yīng)用，在蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)的研究中，盡管已有成果采用實(shí)驗(yàn)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(duì)蒸發(fā)效率和被壓波動(dòng)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(duì)蒸發(fā)效果的影響。本文主要基于數(shù)值模擬的方法，對(duì)不同傾角的分布盤進(jìn)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(shè)計(jì)和安全高效應(yīng)用提供一定的理論依據(jù)。

1 傳熱傳質(zhì)與氣液兩相流模型

浸沒燃燒蒸發(fā)是一個(gè)復(fù)雜的傳熱傳質(zhì)過程，液體由常溫加熱至蒸發(fā)有三個(gè)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(zhì)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(zhì)過程。

1.1 傳質(zhì)模型

在浸沒燃燒蒸發(fā)過程中，傳質(zhì)過程是通過氣泡外界面飽和蒸氣濃度與氣泡內(nèi)部蒸氣濃度差作為推動(dòng)力進(jìn)行，該傳質(zhì)過程可分為兩個(gè)部分進(jìn)行，第一部分為氣泡外界面飽和蒸氣濃度與氣泡內(nèi)界面處蒸氣濃度的傳質(zhì)過程，通過氣體分子運(yùn)動(dòng)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(nèi)水蒸氣的量，kmol；t為時(shí)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(duì)應(yīng)的飽和蒸氣濃度，kmol/m3；cg為氣泡內(nèi)界面處的蒸氣濃度，kmol/m3；Mw為水的摩爾質(zhì)量，kg/kmol；Ts為液體溫度，K；Tg為氣泡內(nèi)部溫度，K。

第二部分為氣泡內(nèi)界面處蒸氣濃度向氣泡中擴(kuò)散過程，蒸氣擴(kuò)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(kuò)散系數(shù)；c0為氣泡內(nèi)初始水蒸氣濃度，kmol/m3。

因氣泡界面處的蒸發(fā)速率與擴(kuò)散的傳質(zhì)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(jìn)入液體，通過輻射和對(duì)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(nèi)的煙氣的量，kmol；Ma為煙氣的摩爾質(zhì)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(zhì)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(guān)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(duì)浸沒燃燒蒸發(fā)器內(nèi)氣液兩相湍流流動(dòng)情況進(jìn)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(dòng)是通過求解混合相的連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、次相相體積分?jǐn)?shù)及相對(duì)速度表達(dá)式來實(shí)現(xiàn)的［19］。氣液兩相流動(dòng)表達(dá)式為式（7）～（14），式中以k表示煙氣、鹽水、水蒸氣各個(gè)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(jì)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(dòng)量方程可以通過對(duì)所有相的單個(gè)動(dòng)量方程求和得到，表達(dá)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(jì)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(zhì)j的焓，kJ/kg；Jjk為相k中物質(zhì)j的擴(kuò)散通量；Sh為體積熱源和化學(xué)反應(yīng)熱；P為壓力；Ek為單相的比內(nèi)能；τ=eff為有效應(yīng)力張量；v為平均速度；keff為有效熱導(dǎo)率，計(jì)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(dǎo)率；kk為相k的熱導(dǎo)率。

2 數(shù)值計(jì)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(jié)構(gòu)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(shí)蒸發(fā)器模型，蒸發(fā)器長(zhǎng)寬均為0.8 m，總高度1.1 m，浸沒管長(zhǎng)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(gè)。蒸發(fā)器煙氣入口內(nèi)徑和出口內(nèi)徑均為0.1 m。計(jì)算域網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)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(jì)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(guān)性驗(yàn)證。

2.2 數(shù)值模擬設(shè)置

本文選用ANSYS FLUENT 2020R2進(jìn)行求解計(jì)算，在多相流模型的選擇中，選用在處理高溫高壓多相流動(dòng)問題上具備較好能力的歐拉多相流Mixture模型［20］。因?yàn)榻]燃燒蒸發(fā)技術(shù)適用于易結(jié)垢液體的蒸發(fā)濃縮，在工業(yè)上常用于處理腐蝕性強(qiáng)、易結(jié)晶的高鹽廢水，因此本文選擇鹽水為模擬對(duì)象，設(shè)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?？紤]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(fù)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(zhì)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?yàn)镽NG k-ε湍流模型在瞬變流和流線彎曲的影響反應(yīng)更迅速，模擬結(jié)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(biāo)準(zhǔn)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(nèi)部初始水溫設(shè)置372.9 K，因?yàn)椴捎梅欠€(wěn)態(tài)模擬計(jì)算，而將常溫水加熱至373 K需要時(shí)間較長(zhǎng)，因此為節(jié)省計(jì)算資源設(shè)定水溫為373 K時(shí)發(fā)生相變蒸發(fā)?；趬毫η蠼馄鞑捎梅欠€(wěn)態(tài)計(jì)算，壓力與速度耦合采用PISO（pressure-implicit splitting operator）算法，動(dòng)量方程、湍流方程和能量方程采用二階迎風(fēng)格式，體積分?jǐn)?shù)方程采用QUICK離散格式，時(shí)間步長(zhǎng)0.001 s。

本文主要研究分布盤傾角對(duì)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(jié)構(gòu)，分布盤傾角主要分為正角度、負(fù)角度和0度角。當(dāng)分布盤傾角為正時(shí)，有利于煙氣的擴(kuò)散，當(dāng)分布盤傾角為負(fù)時(shí)，有利于煙氣熱量的集中，因此設(shè)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(dòng)的變化。

3 結(jié)果和討論

3.1 分布盤傾角對(duì)煙氣分布的影響

圖2為氣泡上升到液面時(shí)XOZ截面不同分布盤傾角下煙氣體積分?jǐn)?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(zhì)，以體積分?jǐn)?shù)作為各相所占比例的標(biāo)準(zhǔn)，各相體積分?jǐn)?shù)和為1。因此藍(lán)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(gè)網(wǎng)格內(nèi)的體積分?jǐn)?shù)和為1。

如圖2所示，因?yàn)樵诓煌瑑A角下煙氣在溶液中的滯留時(shí)間不同，因此各個(gè)云圖所示時(shí)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(dāng)分布盤傾角為-15°和-30°時(shí)，煙氣主要分布在浸沒管周圍，因?yàn)榇藭r(shí)分布盤阻礙煙氣的流動(dòng)，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(dāng)分布盤傾角為0°和15°時(shí)，此時(shí)煙氣在鹽水中分布比較均勻，因?yàn)榉植急P傾角的變化，減小了煙氣流動(dòng)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(kuò)散流出。但當(dāng)分布盤傾角為30°時(shí)，此時(shí)分布盤對(duì)煙氣的阻力更小并且改變了煙氣流動(dòng)的方向，使大量煙氣從分布盤周圍散開，此時(shí)煙氣主要分布在蒸發(fā)器壁面附近。

3.2 分布盤傾角對(duì)液體蒸發(fā)的影響

圖3為蒸發(fā)器內(nèi)部水蒸氣產(chǎn)生量，在2 s內(nèi)水蒸氣主要位于蒸發(fā)器內(nèi)部，因此對(duì)2 s內(nèi)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(nèi)水蒸氣質(zhì)量分別為0.097、0.067、0.053、0.046和0.046 g。圖4所示2 s時(shí)不同分布盤傾角下水蒸氣體積分?jǐn)?shù)分布云圖，水蒸氣分布與煙氣分布相近，當(dāng)分布盤傾角為-15°和-30°時(shí)，水蒸氣主要分布在浸沒管周圍，當(dāng)分布盤傾角為0°和15°時(shí)，此時(shí)水蒸氣在鹽水中分布比較均勻，當(dāng)分布盤傾角為30°時(shí)，此時(shí)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(shí)水蒸氣體積分?jǐn)?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?jǐn)?shù)云圖，從圖可知水蒸氣主要位于分布盤下側(cè)，說明水蒸氣產(chǎn)生位置主要在分布盤底部。當(dāng)分布盤傾角為-30°時(shí)，產(chǎn)生的水蒸氣質(zhì)量最高，造成這一結(jié)果原因是，當(dāng)分布盤傾角呈-30°布置時(shí)，大量高溫?zé)煔饩奂诠芸谔?，此時(shí)煙氣熱量集中，從而蒸發(fā)量高。因此，當(dāng)分布盤傾角越小時(shí)，氣液間換熱效果越強(qiáng)，水蒸氣質(zhì)量越高。當(dāng)傾角增加到15°時(shí)，結(jié)合圖3可知，產(chǎn)生的水蒸氣質(zhì)量為0.046 g，此后繼續(xù)增加角度，產(chǎn)生的水蒸氣質(zhì)量不變，說明此時(shí)分布盤傾角對(duì)水蒸氣質(zhì)量影響減小。

3.3 分布盤傾角對(duì)浸沒管入口壓力波動(dòng)的影響

浸沒燃燒蒸發(fā)器在實(shí)際運(yùn)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(dòng)視為燃燒器背壓波動(dòng)。在設(shè)計(jì)浸沒燃燒蒸發(fā)器時(shí)，燃燒器內(nèi)的背壓波動(dòng)關(guān)系到燃燒器內(nèi)燃?xì)馀c空氣的混合狀態(tài)以及火焰燃燒的穩(wěn)定性，當(dāng)背壓波動(dòng)較大會(huì)造成燃燒器點(diǎn)火困難、熄火等問題。因此通過分析分布盤傾角對(duì)燃燒器背壓波動(dòng)的影響，對(duì)不同分布盤傾角浸沒燃燒蒸發(fā)器在實(shí)際運(yùn)行中的可行性有重要意義。根據(jù)燃燒室壓力波動(dòng)幅度對(duì)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(nèi)方可使燃燒器穩(wěn)定工作，采用相對(duì)壓力波動(dòng)幅度表示壓力的波動(dòng)情況，如式（15）所示：

ΔP=P－PP×100%，（15）

其中，ΔP為浸沒管入口相對(duì)壓力波動(dòng)幅度，%；P為不同時(shí)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(shí)刻下燃燒器背壓，也表示為不同時(shí)刻下蒸發(fā)器工作壓力。在2 s時(shí)，不同蒸發(fā)器內(nèi)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(shí)大量氣體被滯留在浸沒管出口端，從而入口壓力升高。結(jié)合圖6（b）可知，不同蒸發(fā)器浸沒管入口最大壓力波動(dòng)幅度分別為-9.1%、5.1%、3.1%、5.9%、6.0%，當(dāng)分布盤傾角越大，相對(duì)壓力波動(dòng)幅度越趨于0，分布盤傾角在-30°到30°范圍內(nèi)壓力波動(dòng)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(shí)相對(duì)壓力波動(dòng)幅度較大，在實(shí)際應(yīng)用中可能會(huì)造成設(shè)備能耗、振動(dòng)幅度等因素的增加。

4 結(jié)論

浸沒燃燒蒸發(fā)技術(shù)是一種無固定傳熱面的蒸發(fā)技術(shù)，適用于易結(jié)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(nèi)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(dòng)的變化，獲得主要結(jié)論如下：

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

（2）當(dāng)分布盤傾角為-30°時(shí)，此時(shí)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(dòng)會(huì)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(dòng)，從而提高燃燒器內(nèi)背壓穩(wěn)定性。當(dāng)分布盤傾角為-30°時(shí)，此時(shí)浸沒管入口壓力波動(dòng)為-9.1%，雖然滿足壓力波動(dòng)幅度范圍，但可能造成設(shè)備能耗以及振動(dòng)幅度的增加，因此在實(shí)際應(yīng)用中需將設(shè)備運(yùn)行的穩(wěn)定性和蒸發(fā)效果綜合考慮。

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