某直流喷嘴喷射雾化过程的数值模拟

胡浩威，时文博

(安徽建筑大学 a.安徽省绿色建筑先进技术研究院；b.建筑室内热湿环境实验室， 合肥 230601)

当前，我国的能源供应仍以火力发电为主。调查显示，火力发电约占发电总量的75%[1-2]， 煤炭仍作为主要消费能源。燃煤发电机组的水分主要由烟气中的水分和废水中的水分组成，废水高效低能回收对解决电厂汽水循环和水资源匮乏地区的电厂水资源紧张等问题有重要意义。高回收率，这样不仅能充分利用燃煤电厂的低品位热源，而且使能源体积梯度利用，从而达到高效回收，在经济上扩容蒸发减量30%以上，并且可以实现节能20%以上。因此，研究喷嘴的喷射规律和雾化特性对研发燃煤发电机组水分高效低成本回收、处理的关键技术具有实际意义。

针对喷嘴喷射规律及雾化特性，冯书勤等[3]采用数值模拟方法研究了烟气中废水喷射雾化的特性，发现液滴群直径、初始速度、温度对蒸发质量和时间的影响。刘严雪等[4]采用数值模拟方法建立液滴在风洞中蒸发的模型，发现液滴与空气顺流时对蒸发冷却性能的影响。陈曦等[5]采用自定义函数方法研究多喷嘴与单喷嘴情况并进行数值模拟，探究了喷嘴数目对液滴粒径和速度的影响规律。Zhuang等[6]采用流固耦合的方法建立传热模型，分析流体域与温度场的相互作用，提高了喷油管的精度。冯留海等[7]采用自定义函数方法建立喷射闪蒸模型，研究超临界流体的体积分数对颗粒成形的影响，分析喷嘴内温度、速度、压力和各相浓度分布。王鹏里等[8]采用数值模拟和实验研究的方法分析喷油嘴的结构参数对甲醇燃料喷射性能的影响。林鸿亮等[9]建立喷嘴雾化模型，通过实验和数值模拟方法研究单相、两相喷嘴雾化特性，以及液体压力、气液比等参数对喷雾特性影响的变化规律。周正等[10]通过相位多普勒粒度分析实验研究双流体喷嘴的出口速度与粒径分布，并采用数值模拟方法研究气液占比和液滴粒径对液滴蒸发过程的影响。赵丰等[11]通过实验获得喷嘴雾化过程中液体流量、压力、温度与雾化锥角之间的关系，并采用数值模拟方法分析了雾化锥角对雾化质量的影响。石振晶等[12]搭建了雾化试验系统，研究了烟气脱硫系统中喷嘴流量、喷雾角和索特尔平均直径与压力之间的变化规律。柯炳正等[13]采用泰勒类比破碎模型对闪蒸喷雾液滴尺寸特性进行研究，分析得到不同条件下液滴尺寸的变化规律。杨立平等[14]针对燃气射流问题，采用数值模拟方法研究喷气射流方向和喷嘴位置对燃气与空气混合技燃烧过程的影响。

基于上述分析，针对燃煤发电机组运行时产生的废水，主要通过改变进口压力与喷嘴结构，分析流场域中的流场分布、速度变化、含水率变化、喷射角和压力变化等方法。为优化喷嘴结构、提高燃煤发电机组的废水回收效率等提供理论依据。

1 物理模型

在燃煤发电厂中，扩容蒸汽作为多效蒸馏加热热源，扩容后的浓缩废水会再次进入膜蒸馏装置，废水蒸馏后产生蒸汽冷凝回收，末级的浓废水再进入喷射闪蒸装置。喷射闪蒸是使过热含盐废水喷入低压环境，液相迅速失去稳定性，然后雾化、蒸发、析晶的过程。它的优势是不需要加热面、加热面积较大、驱动温差小且晶体易于分离。这样可以高质量回收废水，减少风机电耗及脱硫水耗，降低设计排烟温度。

喷嘴结构对喷射闪蒸过程的影响作用明显。本文研究对象为直流式喷嘴，其结构简单，常见安置于喷注器面板上，开圆柱形直流孔，液体由挤压进入喷孔后经喷孔射流进入流场，可应用于燃煤发电机组的废水回收。喷嘴和流场区域的结构示意图见图1。

图1 直流式喷嘴结构示意图

如图1(a)所示，建立喷嘴结构的三维模型。液体从喷嘴最左侧进入喷嘴内部，经过挡板绕流后，再从喷孔喷出，进入流场域；图1(b)所示为喷嘴结构的主要尺寸；图1(c)所示为喷嘴整体结构。为研究流体从喷嘴射流后的流动特性，需要建立流场区域，外流场区域采用了长宽高为600 mm×800 mm×1 000 mm的长方体。喷嘴结构零件与外流场区域共同组合成为计算区域，如图2所示。

图2 喷嘴和流场区域的结构示意图

2 数值方法

2.1 数学模型

2.1.1计算方法

整个喷射过程涉及气液两相，在喷嘴内部只有液体存在。外流场区域的出口为大气压力出口，允许回流产生，即空气可以进入。当液体从喷嘴喷出后，液滴之间产生碰撞破碎，让整个流动过程变得更复杂。采用欧拉-拉格朗日法作为计算基础进行分析，采用组分输运模型、湍流模型为标准k-ε模型[15-16]。选择Simple耦合算法进行求解，整个过程忽略重力和浮力的影响。

2.1.2动量守恒方程

任何流动系统都必须满足动量守恒定律，动量守恒方程为：

(1)

式中：p为静压，τij为应力张量；gi和Fi分别为i方向的重力体积力和外部体积力。

2.1.3连续相控制方程

流体流动是不可压缩的湍流流动，用欧拉方程描述为：

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：Sm、Smo、Se是考虑液滴运动作用而引入的质量、动量和能量源项。

2.1.4标准k-ε方程

标准k-ε模型是最常用的湍流模型之一，需求解湍动能及其耗散率方程，适合湍流过程的模拟。湍动能k和耗散率ε的方程为：

(6)

(7)

2.1.5湍流输运方程

湍流输运方程可表示为湍流能量输运方程和能量耗散输运方程，分别为：

(8)

(9)

2.2 网格划分

考虑到喷嘴与外流场连接处发生的物理量变化梯度较大，为了捕获流场中液滴的运动情况，需要对喷嘴与流场域连处网格进行特殊加密，以便更精确地模拟液态水进入喷嘴后的流动情况。利用ICEM CFD对物理模型进行网格划分，如图3、4所示，均采用结构网格，网格质量均在0.4以上。分析网格数量对计算的影响，定位在喷孔附近处进行加密处理，计算得到每套网格对应的平均速度如图5所示。当网格总数达到100万以上时，计算结果基本趋于稳定。本文中计算的整体网格总数在150万左右。

图3 喷嘴结构网格划分示意图

图4 整体网格划分示意图

图5 网格数量与平均速度的关系曲线

2.3 边界条件

采用Fluent软件计算物理数学模型，研究过程不考虑温度的变化，温度设置为300 K不变。液体从喷嘴左侧进入，入口为压力入口，分别设定入口压力为0.8、1.0、1.2、1.4、1.6 MPa，入口的液体占比为100%。除了与喷嘴直接接触的外流场壁面外，外流场其余区域边界面均为大气压力出口边界。出口边界有外部空气可以进入流场中，即允许产生回流。喷嘴结构壁面为无滑移壁面，不考虑壁面的亲疏水性，无壁面回弹、无吸收。

3 结果分析

3.1 预测不同进口压力对喷射雾化的影响

相同喷孔孔径条件下(R=0.8 mm)，设定不同的进口压力，通过模拟计算对比液态水在不同进口压力下的喷射过程，结果如图6、7所示。

图6 不同进口压力喷射区速度分布云图

图7 不同进口压力下的喷射区速度曲线

综合分析图6、7可知，进口压力不同，其速度分布不同；喷射区内液滴的高速区域随进口压力增大而增大。由速度变化曲线可知，当液滴扩散在0.01～0.03 m范围内，速度随进口压力增大而逐渐增大，在喷射区0.03 m处测得面平均速度。结果表明：当进口压力从0.8 MPa增大20%，速度随之提高了11%左右；当进口压力从0.8 MPa提高至1.6 MPa时，速度提高了34.3%。液滴扩散至约0.10 m处时，其速度近似相等。从图7所示的速度曲线可以看出，随着进口压力的增大，速度衰减趋势逐渐变缓。

图8、9分别表示了不同进口压力下的含水量分布和含水率变化曲线。综合分析可知，含水量较高的区域是接近喷嘴喷孔的位置，且含水率均随着液滴扩散逐渐降低；在喷射区域内，当进口压力从0.8 MPa增大20%，含水率有提高的趋势，但增幅变化不明显，说明进口压力增大对含水率变化产生的影响较弱。

3.2 预测不同孔径的喷嘴喷射规律

在设定相同进口压力(P=1.4 MPa)的条件下，对比液态水进入不同孔径喷嘴后的过程。不同孔径的喷射区速度分布见图10所示。

图8 不同进口压力下含水量分布云图

图9 不同进口压力时含水率变化曲线

图10 不同孔径的喷射区速度分布云图

图10、11分别显示了不同孔径的喷射区速度分布和速度变化曲线。综合分析可知，不同孔径喷嘴的速度分布不同，孔径越大，喷射区液滴的高速区域就越大；速度随孔径增大而逐渐增大，在喷射区0.03 m处测得面平均速度，与0.8 mm的孔径相比，孔径增大20%时，速度分别提高12.4%、14.7%、15.9%和17.8%，且当孔径从0.8 mm增大至1.6 mm时，速度提高65%，提升幅度较为明显，说明增大喷嘴孔径对提高喷射区液滴速度的效果较好。从曲线的下降趋势可知，随着孔径的增大，速度衰减趋势逐渐变缓，完全衰减时间逐渐延长，液滴扩散范围也在逐渐增大。

图11 不同孔径速度变化曲线

图12、13分别表示了不同孔径的喷嘴含水量分布和含水率变化曲线。综合分析可知，不同孔径的喷嘴含水量分布不同，虽然含水率都随液滴扩散范围的增大在逐渐降低，但高含水量区域大小不同；孔径越大，喷射区高含水量区域越大，含水率随孔径增大而逐渐提高。液滴扩散至0.03～0.06 m时，含水率增幅较为明显。当孔径从0.8～1.6 mm时，含水率提高61.5%，有较大的增幅，变化规律与速度变化规律较相似。由含水率曲线下降趋势可知，随着孔径的增大，含水率下降曲线有逐渐变缓的趋势。这是因为在相同进口压力条件下，速度与孔径成正比，液滴的扩散范围随速度增大而逐渐扩大，故其含水量区域随孔径增大而逐渐增大，即含水率下降速度与孔径成反比。

图12 不同孔径喷嘴的含水量分布云图

图13 不同孔径含水率变化曲线

不同孔径的喷嘴内部速度不同。由于此时的压力损失全部转化为动能，故可用压力降变化分析速度变化，如图14所示，液态水进入喷嘴后的压力逐渐降低。

计算喷射进口前端与孔后的平均压力差值(图15)发现，不同孔径的压力降是不同的，随着孔径的增大，压力降在逐渐降低。根据拟合公式ΔP=-0.053 3R+1.337 3，压力的损失全部转化为动能，所以通过压力降的变化也可分析出液态水在喷嘴内部的速度变化，即喷嘴内部速度与孔径大小成反比，喷嘴孔径越小，喷嘴内部速度越大，反之速度越小。

图14 喷嘴内部压力分布云图

图15 不同孔径压力降变化情况

液态水从喷孔喷出后，形成了一定的喷射区域，即含水量区域。由高含水量区域和低含水量区域组成了一块三角形区域，由于液滴的扩散，在含水量区域形成了一定的角度，即喷射角。如图16所示，可以近似计算出含水量区域的面积与喷射角，变化规律如图17所示。当孔径从0.8 mm增大至1.6 mm时，近似含水量区域面积扩大112%，喷射角增大21.5%。

3.3 预测不同结构的喷嘴喷射规律

为进一步研究喷嘴结构对液态水喷射规律的影响，建立不同孔长与孔径的喷嘴结构模型，其余结构参数均与上节表述一致。为了得到更加通用的结果，将变量参数β做量纲为一处理，定义β=L/R表征喷嘴结构。

图16 喷射角与近似含水量区域面积云图

图17 不同孔径的喷射角与近似含水量面积变化关系

设定相同进口压力条件下(P=1.4 MPa)对比液态水进入不同结构喷嘴的过程。图18、19分别表示了不同孔径的喷嘴喷射区速度分布和速度变化曲线，综合分析可知，不同β值的喷嘴速度分布不同，喷射区内液滴的高速区域随着β值增大而扩大，且随着β值的增大，速度呈现逐渐增大的趋势。在喷射区0.03 m处测得面平均速度，结果显示，当β值提高1倍时，速度提高81.4%，提升幅度较大，说明β值的增大在一定程度上对液滴速度的提升有较为明显的促进效果。由速度曲线下降趋势可知，随着β值的增大，液滴速度衰减的趋势逐渐变缓，故速度完全衰减的时间逐渐延长，液滴的扩散范围逐渐增大。

图18 不同结构喷嘴的喷射区速度分布云图

图19 不同结构喷嘴的速度变化曲线

图20、21分别显示了不同结构的喷嘴含水量分布云图和含水率变化曲线。综合分析可知，β值不同的喷嘴的含水量分布不同，β值越大，流场中高含水量区域就越大；在整个喷射区内，含水率随喷嘴β值的增大逐渐提高，在喷射区0.03 m处测得的含水率结果表明，当β值提高1倍时，含水率提高45.5%。由含水率曲线下降趋势可知，随着β值的增大，含水率衰减的趋势逐渐变缓，完全下降的时间逐渐延长，衰减距离也在逐渐增加。这是因为在相同进口压力条件下，速度与喷嘴的β值成正比，高速时将液滴射流到更远的区域，即液滴的扩散范围随速度增大而逐渐扩大，所以其含水量区域随喷嘴β值增大而逐渐增大。即含水率下降速度与表征喷嘴的量纲为一的数值大小成反比。

图20 不同结构喷嘴的含水量分布云图

图21 不同结构的喷嘴含水率变化曲线

不同结构喷嘴的喷射区速度分布云图(图22)显示，当表征喷嘴结构的量纲为一的β值提高1倍时，喷射角增大22.1%，近似含水量区域面积增大119%，且两者在一定范围内均随β值的增大而逐渐增大，原因与以上分析相吻合。

图22 不同喷嘴结构喷射角与近似含水量面积变化关系

4 结论

1) 增大进口压力、喷嘴孔径和β值均促使液滴速度有一定幅度的提升，但随着液滴扩散至一定范围，进口压力对速度的影响不再明显。

2) 喷射区内液滴速度衰减趋势随进口压力、喷嘴孔径和β值增大而逐渐变缓，含水率变化规律与之相似。

3) 相较于改变喷嘴结构，改变进口压力对喷射区内含水率提升幅度的影响较小。

4) 喷射角与近似含水量面积随喷嘴孔径和β值的增大而逐渐增大。

5) 改变喷嘴结构相较于改变进口压力对喷嘴喷射特性影响更大，优化喷嘴结构能够提升雾化性能。