邊界條件對粉體混合器影響的數(shù)值模擬研究

劉 振 宇

(1.煤科院節(jié)能技術(shù)有限公司，北京 100013；2.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013；3.國家能源煤炭高效利用與節(jié)能減排技術(shù)裝備重點實驗室，北京 100013)

0 引 言

文丘里結(jié)構(gòu)在工業(yè)中有著廣泛的應(yīng)用，典型的應(yīng)用主要包括循環(huán)流化床煙氣脫硫塔[1]、文丘里除塵器[2]等用于液—固混合的設(shè)備以及文氏管煤粉混合器等用于氣—固混合的設(shè)備。文丘里煤粉混合器的主要作用包括以下2個方面:① 通過高速氣流的擴散強化氣-固兩相的混合；② 產(chǎn)生負(fù)壓區(qū)，保證卸料閥等粉體定量輸送設(shè)備的出口壓力保持在一定范圍內(nèi)。

目前學(xué)者關(guān)于文丘里內(nèi)部結(jié)構(gòu)參數(shù)對性能的影響已有較多研究[3-12]，通過優(yōu)化縮錐、擴錐角度等結(jié)構(gòu)參數(shù)，可以盡可能減小文丘里煤粉混合器的阻力；理論上通過減小噴口口徑，可在噴口處產(chǎn)生更大的負(fù)壓。

但在工業(yè)應(yīng)用中發(fā)現(xiàn):當(dāng)下游阻力較大時，往往混合器產(chǎn)生的負(fù)壓不足，若繼續(xù)減小噴口截面積，則會導(dǎo)致風(fēng)機出口壓力急劇上升，但產(chǎn)生的負(fù)壓卻很難進(jìn)一步增加，與理論值存在差異。顯然，該問題是由于文丘里煤粉混合器邊界條件的非理想性所導(dǎo)致。以往的數(shù)值模擬和實驗研究表明[8]，F(xiàn)luent在文丘里煤粉混合器的單相流模擬中，模擬結(jié)果誤差在接受范圍內(nèi)，具有參考價值。因此，下面將通過Fluent對該問題進(jìn)行計算及數(shù)值模擬研究，分析邊界條件對文丘里煤粉混合器性能參數(shù)的影響。

1 模型與計算方法

1.1 物理模型

數(shù)值模擬的物理模型結(jié)構(gòu)參數(shù)參考20 t/h煤粉工業(yè)鍋爐煤粉混合器。物理模型結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。

圖1 物理模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of physical model

作為載氣的空氣由入口1進(jìn)入文丘里混合器，經(jīng)過縮錐5加速后，在噴口2處達(dá)到最高速。粉體由入口6進(jìn)入混合器，在重力作用下落并在2處與高速空氣射流接觸。空氣、粉體在經(jīng)過擴錐7的過程中混合形成均勻的氣—固兩相流，由出口3流出。噴口2至6之間的區(qū)域稱為落料室，設(shè)備運行時落料室中壓力梯度很小[13]，可以認(rèn)為相同落料室壓力(負(fù)壓)等于噴口壓力(負(fù)壓)。噴口截面積由插板4控制，當(dāng)插板4插入深度增加時，噴口2口徑減小。

在上述過程中，氣流符合流體的連續(xù)性方程見式(1):

ρ1v1A1=ρ2v2A2

(1)

式中,ρ1為入口空氣密度，kg/m3；ρ2為落料室空氣密度，kg/m3；v1為入口氣速，m/s；v2為噴口氣速，m/s；A1為入口截面積，m2；A2為噴口截面積，m2。

同時由于混合器內(nèi)無外力做功，且入口、噴口、出口位于同一個水平面上，符合機械能衡算方程(伯努利方程)，詳見式(2)[14]:

(2)

式中,ρ1為入口空氣密度，kg/m3；ρ2為落料室空氣密度，kg/m3；v1為入口氣速，m/s；v2為噴口氣速，m/s；P1為入口空氣壓力，Pa；P2為落料室空氣壓力，Pa；ΔPf為阻力損失，Pa。

由于伯努利方程的前提條件為流體不可壓縮，對于水等不可壓縮流體符合較好，由于空氣具有可壓縮性，在壓力變化較大時，直接使用式(2)定量計算存在較大誤差[15]，但并不影響其用于定性分析。

在噴口2處，由于截面積A減小，流速v2>v1，由式(2)可知，通常p2

1.2 計算方法

使用ICEM進(jìn)行建模并創(chuàng)建網(wǎng)格，進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，采用全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格質(zhì)量滿足Eriksson Skewness≥0.5且Determinant 3×3×3≥0.7，可以滿足計算要求。網(wǎng)格數(shù)量經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性測試:分別使用49 592、80 520、261 380、434 267四種網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行試算，后兩種網(wǎng)格數(shù)計算結(jié)果相差較小，因此選擇25萬～30萬網(wǎng)格數(shù)。

模擬計算部分使用Fluent模型:選擇3D Double Precision求解器，由于存在大范圍渦流現(xiàn)象，黏度模型使用k-ε模型[16]中的K-epsilon Realizable雙方程模型。近壁面位置不單獨劃分邊界層，使用Enhanced Wall Treatment模型，將邊界層效應(yīng)在單層網(wǎng)格內(nèi)進(jìn)行計算。Materials使用內(nèi)置空氣參數(shù)，由于壓力變化超過大氣壓的10%，Density使用Ideal-gas，其他參數(shù)使用默認(rèn)值，開啟能量方程。

邊界條件:空氣入口設(shè)為Mass-Flow Inlet。入口/出口的Turbulent Intensity為3.2%，Hydraulic Diameter按實際計算為0.12m。溫度為60 ℃(333K)。出口使用Pressure outlet出口。

風(fēng)機曲線使用UDF導(dǎo)入，UDF使用DEFINE_PROFILE宏，每次迭代開始時，讀取入口表面的壓力平均值，使用風(fēng)機曲線計算對應(yīng)的質(zhì)量流量，通過F_PROFILE將該值輸出到入口邊界條件的質(zhì)量流量項，從而保證計算出的工作點落在風(fēng)機曲線上。

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 風(fēng)機曲線

風(fēng)機在阻力較大時，流量會隨之衰減，流量—阻力曲線稱為風(fēng)機曲線。風(fēng)機流量的衰減是非理想性的主要原因之一。此處的風(fēng)機曲線通過實測得到，對象為兩臺風(fēng)機，參數(shù)為:① XGB50-1050型旋渦氣泵，額定排氣壓力50 kPa，最大流量1 050 m3/h；② FRA-100型羅茨風(fēng)機，額定排氣壓力60 kPa，最大流量為732 m2/h。

通常風(fēng)機的出廠風(fēng)機曲線，是在20 ℃、風(fēng)機入口處測量得到的，由于溫度、風(fēng)機老化等因素，工作點通常與混合器入口存在差異，因此此處風(fēng)機曲線采用實測值[17]。測量時，風(fēng)機入口連通大氣，風(fēng)機出口設(shè)置蝶閥控制阻力，在閥門不同開度下，待出風(fēng)溫度、壓力穩(wěn)定后，使用壓力變送器(型號:CYYZ11，精度0.25%，量程0 kPa～50 kPa)測量風(fēng)機出口壓力，使用溫度計測量風(fēng)機出口空氣溫度，使用testo405i熱線式風(fēng)速計測量風(fēng)機出口氣速。

實測穩(wěn)定狀態(tài)下風(fēng)機出口平均溫度為60 ℃，按照空氣密度1.06 kg/m3，計算將氣速轉(zhuǎn)換為質(zhì)量流量，得到的實測風(fēng)機曲線如圖2所示。

圖2 3種工況的風(fēng)機曲線Fig.2 Fan curves under three working conditions

同時設(shè)置質(zhì)量流量恒定的工況A作為對照組，具體如下:

(1)工況A:混合器入口質(zhì)量流量恒定為0.172 kg/s,詳見式(3)，即:

MA=0.172

(3)

式中,MA為工況A質(zhì)量流量，kg/s。

(2)工況B:FRA-100型羅茨風(fēng)機在工頻、約60 ℃下的實測風(fēng)機曲線。將該曲線進(jìn)行二項式擬合[18-20]，擬合方程見式(4)，決定系數(shù)R2>0.99。

(4)

式中,P1為入口空氣壓力，Pa；MB為工況B質(zhì)量流量，kg/s。

(3)工況C:XGB50-1050型漩渦氣泵在工頻、約60 ℃下的實測風(fēng)機曲線。將該曲線進(jìn)行二項式擬合，擬合方程見式(5)，擬合的決定系數(shù)R2>0.99。

(5)

式中,P為入口空氣壓力，Pa；MC為工況C質(zhì)量流量，kg/s。

由圖2可知，B、C兩種工況下，隨著阻力增加，通過混合器的風(fēng)量出現(xiàn)顯著的衰減。其中羅茨風(fēng)機風(fēng)量隨阻力衰減相對較小[21]。阻力為0時，XGB50-1050型漩渦氣泵初始風(fēng)量高于FRA-100型羅茨風(fēng)機，但由于漩渦氣泵風(fēng)量衰減更為明顯，當(dāng)阻力高于約28 kPa時，漩渦氣泵風(fēng)量開始低于羅茨風(fēng)機。

2.2 風(fēng)機特性對混合器阻力的影響

在進(jìn)氣溫度333 K，出口壓力0的邊界條件下，改變噴口截面積，考察在A、B、C 3種工況下，混合器的阻力(壓損)變化，式(2)中，ρv2/2為動壓，P為靜壓，(ρv2/2+P)為全壓，全壓的降低，意味著產(chǎn)生了相應(yīng)的壓力損失。計算結(jié)果如圖3所示。

圖3 噴口截面積對混合器阻力的影響Fig.3 Influence of nozzle cross-sectional area on mixer resistance

當(dāng)混合器結(jié)構(gòu)固定(噴口截面積不變)時，其局部阻力系數(shù)ζ，見式(6)，為定值。

(6)

式中,ΔPf為混合器阻力，Pa；ρ3為混合器出口空氣密度，kg/m3；A3為混合器出口面積，m2；v3為混合器出口氣速，m/s；ζ為局部阻力系數(shù)；M為質(zhì)量流量，kg/s。

對于圖3中工況A曲線，由于密度ρ3、A3、M均為定值，因此該曲線可以用來表征混合器的局部阻力系數(shù)ζ—噴口截面積的關(guān)系。可以看出，隨著噴口截面積的減小，文丘里混合器的阻力系數(shù)ΔPf呈二次曲線加速增加。而工況B、工況C由于存在風(fēng)量衰減，隨著噴口截面積的減小，流量M下降，導(dǎo)致混合器阻力ΔPf的增加速度趨緩，且對比工況B、C可知，風(fēng)機風(fēng)量衰減越明顯，混合器局部阻力系數(shù)ζ增長速度越慢。

2.3 風(fēng)機特性對混合器負(fù)壓的影響

噴口截面積為1 963 mm2時，工況A混合器中軸線上的全壓分布如圖4所示。

圖4 混合器中軸沿程全壓分布Fig.4 Total pressure distribution along the shaft of the mixer

(7)

式中,ρ2為落料室空氣密度，kg/m3；v2為噴口氣速，m/s；P1為入口空氣壓力，Pa；P2為落料室空氣壓力，Pa。

3種噴口截面積和落料室負(fù)壓之間的關(guān)系如圖5所示。

圖5 混合器噴口截面積對落料室負(fù)壓的影響Fig.5 Influence of nozzle cross-sectional area on negative pressure in blanking chamber

由圖5可看出，在阻力較小的區(qū)域①,減小噴口截面積可有效增大落料室負(fù)壓。而在阻力較大的區(qū)域②,風(fēng)機曲線的影響使3種工況的負(fù)壓變化出現(xiàn)差異。

對于工況B，由于羅茨風(fēng)機風(fēng)量衰減相對較小，其負(fù)壓曲線介于工況A、工況C兩者之間。

工況A下混合器負(fù)壓/壓力損失—噴口截面積的關(guān)系如圖6所示。文丘里結(jié)構(gòu)可以視為將壓力損失轉(zhuǎn)化為噴口負(fù)壓的裝置。負(fù)壓、壓力損失比值越大，說明混合器的負(fù)壓轉(zhuǎn)化效率越高。可以看出，隨著噴口截面積的減小，壓損—負(fù)壓的轉(zhuǎn)換效率不斷降低。說明從負(fù)壓轉(zhuǎn)換的角度，文丘里混合器在噴口口徑越大，其經(jīng)濟(jì)性越好。

圖6 負(fù)壓/壓損與噴口截面積的關(guān)系Fig.6 Relationship between negative pressure/pressure loss and nozzle cross-sectional area

2.4 出口邊界壓力的影響

為了探討混合器出口壓力對關(guān)鍵參數(shù)的影響，選擇噴口截面積1 963 mm2、707 mm2兩種結(jié)構(gòu)，在模擬計算時依次改變混合器出口壓力為3 kPa、6 kPa、9 kPa、12 kPa。混合器出口壓力對混合器入口壓力的影響如圖7所示。

圖7 出口壓力對入口壓力的影響Fig.7 Influence of outlet pressure on inlet pressure

由圖7可看出，混合器入口壓力隨出口壓力呈線性變化，當(dāng)流量恒定時(工況A)，入口壓力增加值與出口壓力增量相同；當(dāng)風(fēng)機存在流量衰減，且入口壓力較高時(工況C)，由于流量下降導(dǎo)致混合器入口壓力增量小于出口壓力增量。

文丘里混合器出口壓力對噴口(落料室)壓力的影響如圖8所示。

圖8 出口壓力對落料室負(fù)壓的影響Fig.8 Influence of outlet pressure on negative pressure in blanking chamber

與圖7類似，落料室壓力同樣隨混合器出口壓力線性變化，風(fēng)機曲線對落料室壓力—出口壓力之間的關(guān)系影響很小。當(dāng)混合器出口壓力超過高速射流產(chǎn)生的負(fù)壓后，落料室即進(jìn)入正壓區(qū)。結(jié)合2.3節(jié)的數(shù)據(jù)可以看出，混合器后接管路阻力越小，對于噴口產(chǎn)生負(fù)壓的需求越低，則混合器的壓損—負(fù)壓轉(zhuǎn)化效率就越高。

2.5 輸送風(fēng)溫度對混合器的影響

進(jìn)入文丘里混合器的載氣溫度是影響混合器性能參數(shù)的重要因素之一，實際工程中，在沒有獨立加熱裝置的情況下，混合器進(jìn)氣溫度通常受環(huán)境溫度以及風(fēng)機效率等因素的影響。對于同一臺風(fēng)機，其工作點偏離最佳工作區(qū)域越多，則效率越低，風(fēng)機轉(zhuǎn)化為熱量的無效功隨之增加，會使混合器入口風(fēng)溫提高。

在工況A下，改變?nèi)肟诳諝鉁囟龋謩e考察進(jìn)氣溫度為273 K、303 K、333 K、363 K、393 K時，混合器的入口壓力、落料室壓力的影響。其中進(jìn)氣溫度對落料室壓力的影響如圖9所示。

圖9 進(jìn)氣溫度對落料室壓力的影響Fig.9 Influence of inlet temperature on blanking chamber pressure

隨著入口煙溫的上升，落料室壓力呈線性下降，且不同噴口口徑下下降趨勢近似。進(jìn)氣溫度對混合器入口壓力的影響如圖10所示。

圖10 進(jìn)氣溫度對入口壓力的影響Fig.10 Influence of inlet temperature on inlet pressure

3 結(jié) 論

文丘里粉體混合器的關(guān)鍵參數(shù)壓力損失和落料室負(fù)壓，受邊界條件的影響都較大。在工況A(流量恒定)、工況B(根據(jù)羅茨風(fēng)機擬合，流量隨阻力衰減相對較小)、工況B(根據(jù)漩渦氣泵擬合，流量隨阻力衰減相對較大) 3種入口邊界條件下，混合器的阻力和負(fù)壓存在如下特點:

(1)工況A下，隨著混合器噴口的減小，其阻力系數(shù)呈二次曲線加速上升；若考慮風(fēng)機曲線的流量衰減(工況B、C)，則混合器阻力隨噴口減小而增加的速度小于工況A，且風(fēng)機風(fēng)量衰減越明顯，混合器阻力增加的速度就越慢。

(3)隨著噴口截面積的減小，單位壓損能夠產(chǎn)生的負(fù)壓逐漸減小，壓損—負(fù)壓的轉(zhuǎn)換效率下降。

(4)混合器入口壓力隨出口壓力線性變化，當(dāng)流量恒定時，入口壓力增加值與出口壓力增加值相同；當(dāng)風(fēng)機存在流量衰減，且入口壓力較高時(工況C)，由于流量衰減，混合器入口壓力增加小于出口壓力增加。

(5)落料室壓力隨混合器出口壓力線性變化，風(fēng)機曲線對該項影響較小。當(dāng)混合器出口壓力超過噴口射流產(chǎn)生的負(fù)壓后，落料室即進(jìn)入正壓區(qū)。因此，為了提高煤粉混合器負(fù)壓轉(zhuǎn)換效率，應(yīng)盡量減小后續(xù)阻力。

(6)隨著入口氣流溫度的上升，落料室壓力呈線性下降，且不同噴口口徑下下降趨勢近似；混合器阻力呈線性上升趨勢，且噴口截面積較小時，落料室壓力隨溫度變化更加明顯。