旋转雾化器液滴破碎过程及颗粒分布的数值研究_刘洋.pdf

第第 39 卷卷 第第 4 期期 电电 力力 科科 学学 与与 工工 程程 Vol.39,No.4 2023 年年 4 月月 Electric Power Science and Engineering Apr.2023 基金项目：河北省自然科学基金（A2015502058）。doi:10.3969/j.ISSN.1672-0792.2023.04.008 旋转雾化器液滴破碎过程及颗粒分布的 数值研究 刘 洋，叶学民，杨天康，李春曦（河北省低碳高效发电技术重点实验室（华北电力大学），河北 保定 071003）摘 要：以脱酸塔内旋转雾化器为研究对象，基于 VOF（Volume of fluid）和 DPM（Discrete particle model）方法，采用 Fluent 软件模拟了石灰浆液的一次破碎过程和雾化后的粒径分布特征，分析了雾化盘转速、单喷孔、平行双/3 喷孔及孔间距对喷孔射流一次破碎效果和粒径分布的影响。结果表明，高速射流条件下的液滴破碎主要由周向表面波和轴向波叠加导致，并呈现出关于主流对称的形态；多喷孔射流的聚合射程与孔间距成正比关系，增加喷孔数将导致射流提前聚合；提高雾化盘转速、喷孔间距和喷孔数目均有利于减小雾化后液滴平均直径；多喷孔结构下的液滴平均直径与孔间距呈简单的线性关系。关键词：垃圾焚烧发电；脱酸塔；旋转雾化器；射流；液滴破碎；粒径分布；数值模拟 中图分类号：TK09；TM619 文献标识码：A 文章编号：1672-0792(2023)04-0069-10 Numerical Study on Droplet Breakage and Particle Distribution in Rotating Nebulizers LIU Yang,YE Xuemin,YANG Tiankang,LI Chunxi(Key Laboratory of Low Carbon and High Efficiency Power Generation Technology of Hebei Province,North China Electric Power University,Baoding 071003,China)Abstract:Taking a rotary atomizer in a deacidification tower as an object,based on VOF model and DPM models,the primary crushing process of lime slurry and the particle size distribution characteristics after atomization were simulated by Fluent,and the influences of the rotating speed of atomizing disk,single nozzle,parallel double/triple nozzles and nozzle spacing on the primary crushing and particle size distribution of nozzle jet were analyzed.The results show that the droplet breakup under the condition of high-speed jet is mainly caused by the superposition of circumferential surface waves and axial waves,and presents a symmetrical shape with respect to the main flow.The polymerization range of multi-hole jet is proportional to the nozzle spacing,and increasing the number of nozzles leads to the early polymerization of jet.Increasing the rotating speed of atomizing disk,nozzle spacing and nozzles is benefit for reducing the average diameter of atomized droplets.A simple linear correlation of average 70 电电 力力 科科 学学 与与 工工 程程 2023 年 diameter of droplets and nozzle spacing is obtained for the multi-nozzles.Key words:waste incineration for power generation;deacidification tower;rotating atomizer;jet;droplet breakage;particle size distribution;numerical simulation 0 引言 垃圾焚烧发电过程会产生酸性气体。旋转雾化器是脱酸系统中的重要设备之一。旋转雾化器通过高速旋转将石灰浆液雾化为极小的液滴，以促进其在塔内与烟气中的酸性气体发生中和反应。研究旋转雾化器液滴破碎过程和颗粒分布，对于提升雾化器雾化效果、提高脱酸塔内烟气脱酸率有重要意义1。石灰浆液在塔体的一次破碎形态及二次破碎后的液滴粒径均会影响酸性气体脱除率。文献2通过实验发现，表面张力是影响液体雾化破碎及液滴粒径分布的重要因素。在理论研究方面，关于液滴破碎和液滴平均直径的研究主要采用 VOF 和 DPM 方法。文献3采用数值模拟方法建立了压力旋流喷孔模型，分析了压力对液滴直径和 DPM 质量浓度等雾化特性的影响，指出提高压力将导致液滴平均直径（Sauter mean diameter，SMD）减小。文献4利用大涡模拟（Large eddy simulation，LES）结合VOF 方法研究了直流射流液膜脱落过程，发现Rayleigh-Taylor（简 写，R-T）不 稳 定 性 和Kelvin-Helmholtz（简写，K-H）表面波均对直流射流首次破碎的形变过程产生影响。在该研究中，R-T 不稳定性是指在重力作用下，2 种密度不同流体（互不相容）的不稳定性；K-H 不稳定性是指自由剪切流的无粘不稳定性。文献5利用 VOF和 LPT（Lagrangian particle tracking）耦合方法模拟了液体的雾化过程，发现射流前锋最先受到扰动，同时将扰动向上游传递，进而促进射流的破碎进程。目前，关于液滴雾化破碎过程的研究对象仅限于单喷孔模型。但是，在进口烟气量大量增加时，单喷孔模式在确保烟气排放达标方面会略显不足。鉴于此，本文提出在原雾化器喷孔附近增加喷孔数目进而形成多组交叉射流的运行模式，通过改变喷孔间距来探讨多喷孔结构对液滴破碎过程和液滴平均直径的影响。1 物理模型和网格划分 1.1 雾化盘模型及参数 旋转雾化盘模型如图 1 所示。雾化盘直径为210 mm，喷孔直径为 90 mm。在设计参数下，雾化盘转速为 1.35104 r/min，浆液体积流量为4.26 m3/h。P1：石灰浆进口；P2：石灰浆出口（a）原模型 （b）双喷孔模型 （c）3 喷孔模型 图 1 雾化盘模型 Fig.1 Atomizing disk model 图 1（a）中，石灰浆液从顶部入口进入高速旋转的雾化盘。受离心力作用，浆液不断向盘的边缘运动，最终以射流形式从喷孔喷出。第 4 期 刘 洋，等：旋转雾化器液滴破碎过程及颗粒分布的数值研究 71 为全面研究液滴一次破碎和雾化液滴直径的分布特征：首先模拟在单喷孔情形下，低转速 1.0104 r/min、1.2104 r/min，设计转速1.35104 r/min 和高转速1.5104 r/min、1.7104 r/min这 5 种情形下的液膜破碎特征；然后，为探究孔间距 s 和喷孔数对一次破碎形态和粒径的影响，针对双喷孔模型和 3 喷孔模型分别建立 2 个模型组，模拟 s/d 值分别为 2、3、4、5、6 这 5 种情形下液膜破碎的动力学特征。这 2 个模型组仅在喷孔间距方面存在不同，故每组各展示 1 个模型，如图 1（b）和（c）所示。1.2 研究方法和边界条件 为准确捕捉气液相界面和液膜破碎形态，选用 VOF 模型作为两相流模型6,7。控制方程包括连续性方程、雷诺时均方程和 SST（Shear stress transfer）k-湍流模型。在 VOF 模型中，将空气设置为主相、石灰浆设置为次相，并将空气相和石灰浆相的表面张力设置为常数。石灰浆入口和空气入口均设置速度入口边界条件；出口为压力出口；壁面处选用无滑移壁面。采用自适应网格对气液界面附近的网格进行细化8，以提高两相界面的捕捉精度。在破碎后，石灰浆以离散的颗粒状雾滴状态在脱酸塔内运动。考虑到石灰浆液在连续相空气中所占的比例，采用 DPM 模型模拟石灰浆液滴的破碎、碰撞及扩散过程9。在喷孔处，设置由旋转产生的周向速度和沿喷射孔中心线方向上的径向速度。采用 KHRT（Kelvin-Helmholtz-Rayleigh-Taylor）破碎模型和随机轨道模型模拟追踪颗粒运动轨迹。进出口粒子的边界条件设为逃逸，其余壁面的边界条件均设为反弹。因雾化破碎产生的液滴尺寸分布范围较大，故采用 SMD 评价雾化质量。1.3 网格划分及无关性验证 旋转雾化盘结构为轴对称几何结构。为节省计算资源，将 VOF 模型简化为 2 维模型。在 ICEM软件中，对流体域进行网格划分，并对石灰浆入口射流核心区域进行网格局部加密处理10，如图2（a）所示。在图 2（b）所示的 DPM 模型中：内圆柱为雾化盘，其中间位置设置了喷孔；对雾化盘附近区域的网格进行了局部加密11；外圆筒为流体域。（a）VOF 计算域网格 （b）DPM 计算域网格 图 2 雾化模拟网格划分 Fig.2 Atomization simulation grid division 为验证网格无关性，以样本值为基准，对浆液出口流量偏差进行分析，结果如表 1 所示。由表 1 可知，随网格数增加，偏差值逐渐减小，但所需计算资源更多。综合考虑，确定 VOF 和 DPM模型下的计算域网格数分别为 30 万和 600 万。表 1 网格无关性验证 Tab.1 Verification of grid independence VOF 模型 DPM 模型 网格数/万偏差/%网格数/万 偏差/%15 5.72 300 4.73 20 5.02 400 4.05 25 4.25 500 3.44 30 3.65 600 2.73 35 3.45 700 2.44 2 一次破碎过程数值模拟 2.1 单喷孔情形 图 3 示出了单喷孔情形下，不同转速时的浆 72 电电 力力 科科 学学 与与 工工 程程 2023 年 液喷射破碎成液膜的一次破碎过程特征。（a）1.00104 r/min （b）1.20104 r/min （c）1.35104 r/min （d）1.50104r/min （e）1.70104 r/min 图 3 一次破碎过程各时刻破碎情形分布 Fig.3 Distribution of crushing situation at each moment in a crushing process 图 3 中，t1=1103 s；t2=4103 s；t3=7103 s；t4=1102 s；t5=1.3102 s；t6=1.6102 s。由图 3 可知：各转速下的液膜破碎形态总体相似。因空气入口流速较小（0.47 m/s），对浆液射流产生的干扰很弱。因此，在整个破碎过程中，液膜破碎云图呈对称分布。当浆液以较高初速度从雾化盘喷口射出后，在 t=0 初始时刻，因液膜还未受到扰动，此时液膜主要沿主流速度（下文称为，轴向速度）的方向发展。当 tt2，因射流与周围气体间存在速度差，气体对石灰浆液的轴向射流产生一定影响。在气液相互作用产生的剪切作用及液体的湍流脉动等共同作用下，射流表面产生波动，边缘液膜的速度方向发生改变，并与主流运动方向产生一定程度的差异。液膜形成类“W”状的枝状液膜。当 tt3，液膜形态继续发展。在空气阻力作用下，枝状液膜顶端内侧成为低压区，外侧成为高压区。受此影响，液膜向内翻卷，如图 3（c）中区域 I 所示；而主流边缘的液膜仍不断向两侧展开。随空气阻力的滞后作用不断加强及表面波动能量的不断积累，当波幅增长到与液膜厚度相当时12，液膜开始断裂并脱离主流，独立向前运动（t=t5），形成更多的枝状结构。对比各转速下 t2时刻的液膜破碎特征可知，当转速提高后，液膜破碎的时刻有所提前。这是因为，转速的提高导致周向速度增大；在切向速度不变的前提下，浆液喷射的合速度增加，进而导致射流表面更早地产生波动13。图 4 示出了不同转速下液膜一次破碎过程中的石灰浆体积分数分布情况。（a）1.00104 r/min （b）1.20104 r/min （c）1.35104 r/min 第 4 期 刘 洋，等：旋转雾化器液滴破碎过程及颗粒分布的数值研究 73 （d）1.50104 r/min （e）1.70104 r/min （f）10 000 r/min、13 500 r/min、17 000 r/min 工况 t6时刻局部放大图 图 4 破碎过程中石灰浆体积分数分布 Fig.4 Volume fraction distribution of mortar during crushing 图 4 中，t1=1103 s；t2=4103 s；t3=7103 s；t4=1102 s；t5=1.3102 s；t6=1.6102 s。由图 4 可观察到，石灰浆液以射流柱（图中红色区域）形态从喷孔进入静止的空气相。当 t=t1时，由于射流柱和流体域内空气密度相差较大，流体具有 R-T 不稳定性14，因此射流柱头部向两边弯曲延伸形成液带。当 t=t2时，液带和空气间的相互作用导致液带不断变薄，进而出现液滴脱落现象。当 t=t3时，随破碎过程持续，液滴以明显的“人”字形向周围扩散，且液滴间距随时间推移逐渐增大。当 tt4后，断落的液滴由“人”字形转为“八”字形；破碎过程得到了更加充分的发展。当 t=t6时，如图 4（f）所示，射流柱逐渐失去对称性15。通过比较图 4（a）、图 4（c）和图 4（e）在t1时的液滴体积分数分布可知，随转速提高，射流头部液带加速提前破碎为液滴，由此亦验证了图 3 中的结果。2.2 多喷孔情形 图 5 示出了不同孔间距下，双喷孔模型和 3喷孔模型射流的一次破碎形态发展过程。（a）双孔，s/d=2 （b）双孔，s/d=3 （c）双孔，s/d=4 （d）双孔，s/d=5 （e）双孔，s/d=6 （f）3 孔，s/d=2 （g）3 孔，s/d=3 74 电电 力力 科科 学学 与与 工工 程程 2023 年 （h）3 孔，s/d=4 （i）3 孔，s/d=5 （j）3 孔，s/d=6 图 5 双喷孔和 3 喷孔对一次破碎过程的影响 Fig.5 Influence of double-orifice and triple orifice on primary crushing process 图 5 中，t1=1103 s；t2=4103 s；t3=7103 s；t4=1102 s；t5=1.3102 s。考察图 5 可知：在 t=t1时，多股射流初始喷射。由于孔径较小，且喷孔之间存在一定孔间距，各股射流均独立发展。受中间低压区的“吸力”作用，各股射流有聚合趋势。单股射流并未呈现自由射流的对称特征。当 t=t2时，随多股射流不断发展，多股射流在中间低速区相交并发生碰撞，阻止了其他射流的正常扩散，导致径向方向上的射流尺寸有压扁现象（t=t3）。当 t=t4时，因碰撞而发生混合的总射流以一定的扩展角向前运动；沿射流轴向方向上射流变宽；且射流间距越大，射流断面宽度越突出，最终形成类“花朵”状的形态（t=t5）。另外，对 3 喷孔射流来说，外围喷孔会对中心喷孔的喷射起到一定限制作用外围 2 股射流都向中间聚合，挤压并卷吸中间射流。这使得中间射流无法向周围扩散，只能向前运动。所以，中心喷孔射流束直径较小，射程较长。值得注意的是，在 s/d=2 和 s/d=3 情形下，射流外形中有明显的“须”状结构。通过对比双喷孔和 3 喷孔射流在 t3时刻的演化可看出，增大喷孔间距，会使射流中间形成的低速区愈加明显，射流形变愈突出。尤其是在低速区附近，主射流卷吸低速区液滴向前运动，低速区几乎没有液滴存在。各射流撞击离开后，各自向周围气相区域扩展。图 6 示出了双喷孔和 3 喷孔模型下的 2 次破碎过程中石灰浆体积分数分布。（a）双孔，s/d=2 （b）双孔，s/d=3 （c）双孔，s/d=4 （d）双孔，s/d=5 （e）双孔，s/d=6 第 4 期 刘 洋，等：旋转雾化器液滴破碎过程及颗粒分布的数值研究 75 （f）3 孔，s/d=2 （g）3 孔，s/d=3 （h）3 孔，s/d=4 （i）3 孔，s/d=5 （j）3 孔，s/d=6 图 6 破碎过程中石灰浆体积分数分布 Fig.6 Volume fraction distribution of mortar during crushing 图 6 中，t1=1103 s；t2=4103 s；t3=7103 s；t4=1102 s；t5=1.3102 s。由图 6 可以看出：在 t=t1时，射流从喷孔喷出。在刚开始时，各射流柱直径比较小，受孔间距影响呈现分离状态。随后，射流在气体介质中进行连续扩散流动，呈现向外扩散的趋势。在 t=t2时，射流与周围气流发生动量交换。射流进入周围气流一定深度后，在气流压迫下发生转向，多股射流之间出现相互吸引的现象。在 t=t3时，射流半径逐渐扩展，流体间的摩擦和碰撞作用使射流表面产生波动。同时，射流和周围气流发生的动量交换加剧，受周围气流影响加大，射流逐渐向中间低速区运动。在 tt4时，多股射流柱之间相互干扰，甚至发生碰撞；各射流逐渐汇合并交叉缠绕，总射流柱向前蜿蜒流动。将多股射流从喷孔到发生聚合的射程定义为聚合射程。与单喷孔射流相比，多喷孔每股射流头部同样出现了延伸的液带，但只出现在单侧；多股射流相交后形成的总射流同样出现了“八”字形液带，如“触角”般向两侧延伸。对比双喷孔和 3 喷孔射流发生聚合的时刻可知，孔间距的增大使得射流聚合时间延长，并使聚合射程增加。如图 6 中各分图 t3时刻计算结果所示。当 s/d=4 时，出现液带先聚合、射流柱后聚合的现象。这是因为，孔间距增大使得射流间的相互影响逐渐减弱，于是：单股射流呈现出自由射流的特征；在射流柱两侧形成 2 条液带并随破碎过程的发展逐渐聚合在一起。图 7 示出了聚合射程与孔间距的关系。图 7 聚合射程与孔间距的关系 Fig.7 Relation between aggregate range and nozzle spaces 由图 7 可知，聚合射程随孔间距增大而延长。分析其原因为：首先，孔间距越大，射流柱相距越远，射流柱之间相互影响越弱，发生融合时所需的射流半径越大；其次，浆液在进入气相时，会受卷吸作用影响。在射流出口速度保持不变的前提下，卷吸作用随孔间距增大而不断减弱，致 76 电电 力力 科科 学学 与与 工工 程程 2023 年 使射流束更难聚合，因此聚合射程越长。文献16同样认为孔间距较小时，两股射流很容易混合在一起。图 7 表明：双喷孔和 3 喷孔模型的聚合射程和孔间距都呈简单的线性关系，且 3 孔模型斜率稍大；在孔间距相同时，3 孔聚合射程总低于双孔聚合射程。这说明，3 孔射流受卷吸作用影响更大，射流柱间相互干扰更加剧烈。3 液滴粒径特征数值模拟 3.1 单喷孔情形 图 8 示出了在设计转速 1.35104 r/min 下，雾化液滴粒径分布情况。图 8 设计转速下雾化浆滴的颗粒分布 Fig.8 Particle distribution of atomized slurry droplets at design speed 石灰浆在旋转雾化作用下破碎雾化。由图 8可知，在高速条件下，由于周向表面波与轴向表面波的不断叠加，进一步破碎后的液滴呈现出锥形状扩散形态。在扩散过程中，雾化液滴速度由内向外逐渐降低。如表 2 所示，喷孔附近的雾化液滴直径随射流逐渐发展有上升的趋势。在 103 s 到 4.2103 s时段内，液滴平均直径从17.25 m增加到20.89 m。分析其原因为：在重力及液滴间相互碰撞作用下，细小的雾化液滴重新聚合，致使雾化液滴直径有所增大；随液滴逐渐远离喷孔，液滴平均直径将趋于稳定。本文结果与文献17研究结果类似。表 3 给出了不同转速下，射流破碎后的液滴最大直径、最小直径和平均直径的具体数值。表 2 液滴粒径随时间变化情况 Tab.2 Variation of droplet size with time t/s 0.21031.21022.2102 3.21024.2102SMD/m17.25 18.48 19.35 19.98 20.89 表 3 不同转速下的液滴平均直径 Tab.3 Droplet average diameter at different speeds m 转速/（104 rmin2）液滴直径 最大直径 最小直径 平均直径 1.00 102.43 19.16 37.18 1.20 87.78 14.92 28.67 1.35 73.07 11.25 22.46 1.50 66.38 9.60 18.22 1.70 50.81 7.88 13.96 由表 3 可知，随转速提高，雾化液滴直径明显减小。设计转速下最小和最大粒径分别为 11.25 m和 73.07 m，平均粒径为 22.46 m；整体雾化效果可以满足平均粒径为 22.45m 的设计要求。在低转速下，其平均直径较大，雾化效果差，尤其是在 10 000 r/min 转速下。分析其原因为，在低转速时，由于周向表面波会相应变小，与轴向表面波的叠加效果减弱，导致液滴二次破碎不充分。相反，在高转速下，液滴二次破碎更加充分，雾化液滴平均粒径显著减小。文献18中亦有类似结论。但是，高转速会导致雾化器功耗显著增大。3.2 多喷孔情形 在孔径和喷液量恒定的前提下，孔间距对双喷孔和 3 喷孔模型液滴平均直径的影响如图 9 所示。图 9 多喷孔液滴的平均直径与 s/d 间的关系 Fig.9 Relation between the mean diameter of multi-nozzle droplets and s/d 第 4 期 刘 洋，等：旋转雾化器液滴破碎过程及颗粒分布的数值研究 77 由图 9 可知，雾化液滴平均直径均随孔间距增大呈线性减小的关系。这是因为：射流柱扩散的直径远大于喷孔直径。在孔间距较小时，多喷孔喷射的液滴在气相中破碎时出现相互干扰和聚合的现象，阻碍了液滴的进一步破碎。同时，浆液粘性较大，液滴间相互黏附，也导致平均颗粒直径逐渐增大。但是，随孔间距增大，这种干扰逐渐减弱。此结果与文献19研究结果一致。另外，3 喷孔下的液滴平均直径低于双喷孔情形，即 3 喷孔模型优于双喷孔情形。当孔间距为 6时，双喷孔和 3 喷孔下的液滴平均直径分别为24.92 m 和 24.44 m。该结果虽然低于单喷孔下的 22.46 m，但总体差距较小，尤其是对于 3 喷孔结构。因此在实践中，当需要喷射大量石灰浆液的情况发生时，可以考虑采用孔间距较大的 3 喷孔结构。4 结论（1）单喷孔射流浆液破碎会形成类似“W”状的枝状液膜；并行多喷孔射流发生破碎时会受卷吸作用的影响，最终破碎形成“花朵”状液膜。多孔射流呈现先分离后聚合的情形；增大孔间距，聚合射程相应增大；多喷孔每股射流头部只有单侧出现了延伸的液带，相交后形成的总射流同样会出现“八”字形液带；增加喷孔的数目会加剧射流束间的扰动，射流束提前聚合。（2）单喷孔情形下：石灰浆液滴破碎过程整体呈现锥状；随转速提高，雾化液滴直径明显减小；设计转速下平均粒径为 22.46 m；当转速较低时，其平均直径较大，雾化效果较差；转速较高时，浆液雾化破碎更充分，但功耗较大。（3）对于多喷孔情形：随孔间距增大，SMD逐渐减小；2 种模型组下的雾化液滴平均直径均随孔间距增大呈线性减小的关系；在相同孔间距下，增加喷孔数目，将有利于减小液滴平均直径，因此 3 喷孔模型优于双喷孔情形。实践中在需要喷射大量石灰浆液时，可考虑采用孔间距较大的 3 喷孔结构。本文中所得液滴平均直径与孔间距间的线性关系式对于多喷孔结构设计具有参考价值。参考文献：1 王祖林,张翼,苏国萍,等.燃煤电站脱硫废水零排放烟道喷雾蒸发特性的试验研究J.动力工程学报,2018,38(4):291-297.WANG ZULIN,ZHANG YI,SU GUOPING,et al.Spray evaporation characteristics of desulfurization waste water with zero discharge in coal-fired power 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洋（1996），男，硕士研究生，研究方向为流体机械、流体动力学理论应用；叶学民（1973），男，教授，研究方向为流体力学理论及应用、大型旋转机械动力学特征及运行经济性、新能源技术应用；杨天康（1998），男，硕士研究生，研究方向为流体机械、流体动力学理论；李春曦（1973），女，教授，研究方向为流体机械、流体动力学理论及应用。通信作者：叶学民