автореферат диссертации по энергетике, 05.14.05, диссертация на тему:Математическое моделирование турбулентных дисперсных течений в топках котлов

?ГБ оЛ г е «ев ®а6

' На правах рукописи

КОЗЕЛ Ев Михаил Валерьевич

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТУРБУЛЕНТНЫХ ДИСПЕРСНЫХ ТЕЧЕНИЙ В ТОПКАХ КОТЛОВ

' • ' I ■ •

(05.14.05 - Теоретические основы теплотехники)

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 1995 г.

Работа выполнена в акционерном обществе открытого" типа "Энергетический институт им. Г.М. Кржижановского" (ЭНИН)

Научный руководитель доктор технических наук

Зайчик Л. И.

Официальные оппоненты доктор технических наук .

Плешанов А.С.

кандидат физико-математических наук Лебедев А.Б.

Ведущая организация Институт теплофизики . Российской

Академии Наук

Защита диссертации состоится _" Д-^^ЧЦ*^ г. в

часов на заседании диссертационного совета Д 144.05.05 при акционерном обществе открытого типа "Энергетический институт им. Г.М. Кржижановского" (ЭНИН).

127927, Москва, ГСП, Ленинский проспект, 19 С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке акционерного общества открытого типа "Энергетический институт им. Г.М. Кржижановского" 1ЭНИИ).

Автореферат разослан

■л

Ученый секретарь диссертишоддо? кандидат технических наук

.Ф. Васильева

Общая характеристика работы

Актуальность проблемы. Определение физико-технических характеристик проектируемых котлоагрегатов является чрезвычайно важной задачей. До недавнего времени практически единственным способом решения этой задачи являлось физическое моделирование (на масштабных моделях и на реальных объектах). Однако с развитием вычислительной техники все большее значение приобретает математическое моделирование топочных процессов. Относительная дешевизна, простота внесения изменений в описание объекта моделирования непосредственно в процессе проектирования и возможность необходимой детализации описания делают математическую модель и ее численную реализацию мощным инструментом для проектирования новых котлоагрегатов.

В связи с тем, что полидисперсные течения в тангенциальных топочных камерах современных. котлоагрегатов носят существенно трехмерный характер, возникает потребность в трехмерном численном моделировании, которое по сравнению с одно- и двумерным моделированием существенно усложняет процесс отладки используемых вычислительных комплексов. Принципиальным требованием к математической модели является и учет инерционности горящих частиц и изменения их радиусов в процессе выгорания. Поэтому проблема построения математических моделей для расчета динамики турбулентных дисперсных сред является актуальной.

Целью работы является разработка методов расчета локальных и интегральных характеристик топочных процессов в топках котлов в трехмерной постановке и построение математической модели и вычислительного комплекса для реализации такого расчета. Для достижения этой цели было выполнено:

численное моделирование однофазного течения в плоском канале с зонами рециркуляции в двумерной постановке для подтверждения адекватности гидродинамической модели;

Численное моделирование двухфазного (газ-частицы) течения в плоском канале с зонами рециркуляции в двумерной постановке на основе двухскоростной модели для получения достаточно точной картины течения дисперсной фазы;

численное моделирование двухфазного течения в плоском канале с зонами рециркуляции в двумерной постановке с помощью одно-скоростной диффузионно-инерционной модели для подтверждения достаточно!! пдесттюеТн применения этой модели для описания дисперсных потоков; ; - численное. трехмерное моделирование ' изотермического »однофазного течении и топочной камере для подтверждения

адекватности описания гидродинамики несущей фазы с помощью предлагаемой модели для трехмерных течений;

численное трехмерное моделирование топочных процессов, включая аэродинамику турбулентного полидисперсного потока, горение полифракционной системы угольных частиц, конвективный и радиационный теплообмен.

Научная новизна результатов диссертации состоит в нижеследующем:

1. Построены замкнутые математические модели различной степени сложности дли описания динамики и теплопереноса в двухфазных турбулентных потоках. Построенные математические модели позволяют рассчитывать осредненные и пульсационные характеристики дисперсной фазы на основе дифференциальных уравнений в частных производных эллиптического типа, что делает возможным использовать одинаковые численные алгоритмы как для несущей, так и для дисперсной фазы.

2. Получены новые результаты по определению закономерностей динамики дисперной фазы при турбулентном течении в плоском канале с уступом в двумерной постановке и в реальном технологическом аппарате (топке котла Пг67) в трехмерной постановке.

3. Создан программный комплекс, позволяющий проводить расчеты всей совокупности физико-химических процессов, протекающих в реагирующих дисперсных турбулентных потоках в топочной камере.

4. Выполнены численные исследования процессов горения прилюдного твердого топлива в топочных камерах в трехмерной постановке.

Практическая ценность работы заключается в создании математических моделей различной степени сложности и информативности и разработке на их основе программных комплексов для расчета всей совокупности физико-химических процессов в химически реагирующих турбулентных дисперсных потоках. Разработанные модели и . ограммные средства могут быть использованы инженерами и кон-члрукторами при проектировании новых и модифицировании действующих энергоустановок с многофазными рабочими телами, позволяют проводить экспертные оценки эффективности различных зарубежных и отечественных технологий, выбирать оптимальные схемы термической переработки твердых тоилив, получать научно-обоснованные рекомендации по увеличению эффективности функционирования технологического оборудования.

Апробация работы. Основные результаты диссертации докладывались на: научно-техническом семинаре "Проблемы преобразования анергии и рационального использования органического топлива в энергетике" (Киев, 1992 г.), IX школе-семинаре молодых ученых и специалистов "Современные проблемы газодинамики к тепломассооб-

меня и пут» поиышения эффективности энергетических установок" (Москнн. 1993 г.), XVI конференции стран СНГ по вопросам испарения, горения и газовой динамики дисперсных систем (Одесса, 1993 г.). Первой Российской Национальной конференции по теплообмену (Моския, 1094 г.), Четвертой Международной конференции по САО/СЛМ и мультимедиа (Будапешт, 1994 г.).

Публш:адин. Основные результаты диссертационной работы отражены в семи публикациях.

Структура к объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав и заключения и содержит 141 страницу, в том числе 47 рисунков. Список литературы содержит 110 наименований.

1?. черной главе ни основе обзора литературы, посвященной вопросам моделирования гидродинамики полидисперсных течений и топочных процессов, дана оценка современного состояния вопроса и сформу.тнрипаны основные- задачи, требующие теоретического' исследоншшя. Кроме того, первая глава содержит краткое описание использовавшегося для моделирования численного метода.

Во »торой главе проведены модельные двумерные расчеты турбулентного течения смеси газ-частицы в плоском канале с обратным уступом. Проведено сопоставление результатов расчетов с использованием полной дву/скоростной модели для описания динамики частиц с результатами, полученными на основе диффузионно-инерционной модели. Показано, что в сложном рециркуляционном • течении . диффузионно-инерционная модель достаточно адекватно описывает динамику дисперсной фазы. Таким образом, подтверждается возможность использования этой модели при расчетах сложных вихревых течений в топочных камерах.

Описание'турбулентной гидродинамики несущего газового потока, как в случае двухскоростного, так и в случае односкоростного моделирования, производилось на основе традиционной к-е модели турбулентности с учетои обратного влияния частиц на турбулентность. Результаты расчетов однофазного течения в канале с уступом достаточно хорошо согласуются с экспериментальными данными.

В случае двухскоростного описания уравнение для концентрации частиц записывается в виде:

Уравнение движения имеет вид:

е<ФЧ V, < V,'V,' > . Цу-У,

+ Ф

дх, ¿4, . х, . '

V

Турбулентные напряжения в дисперсной фазе «поделились -с помощью соотношений:

< V

(sv, ¿V] 2 J ßVy : )

4 - - + - & 1 V. +'к.

<Х <4 У '1 f (к, '

О)

Для опислния пулм.пцнонной энергии в дисперсной фа:ш предпринималась попытки испольцоваиия локально-однородного приближения кр = Г^к, которое хорошо работает для течений в неограниченных областях, однако это привело. К неограниченному возрастанию концентрации частиц полит стенок к а нал л (в особенности, для случая течения с относительно крупными частицами). Для разрешения этой проблемы было использовано дополнительное, дифференциальное уравнение в частных проилВодных для турбулентной энергии дисперсной фа.чи. Это уравнение :шшсыш>егся а виде:

+ ЧГф"- = " *у.ч» * V "М- (4)

дкi мк 2 дх, т,

где <у, V, ук >—

В случае моделирования с использованием диффузионно-инерционной модели уравнение для объемной концентрации частиц при изотропном представлении тензора диффузии [)4» принимает вид:

д

u т«.» sou

(5)

д

о,_зф)

р,Ф/р0Х1 J

Результаты расчетов с использованием обеих моделей сопоставлялись как с экспериментальными данными (Ruck В., Makiola В. Int. J. Multiphase Flow. 1088 Vol. 14, N 6,j, гак и между собой. Качественная картина течения в обоих вариантах расчета получилась одинаковая . На рнс. 1 представлены профили продольной скорости для частиц разного размера. Хорошо видно, что профили скорости мелких частиц (с диаметром 1 рхп) практически не отличаются от профилей скорости газа. По мере увеличения размеров частиц дисперсная фаза все меньше вовлекается в рециркуляционное движение несущей

фазы в отрывной зоне и для частиц с диаметром 70 цш такое циркуляционное движение не нпблюдяется. Кроме того, рис. 1 наглядно показывает отставание дисперсной фазы от газового потока (за пределами рециркуляционной зоны) за счет инерционности частиц. Этот эффект также проявляется тем ярче, чем больше диаметр частиц. Качественная клртпна течения, как следует из рисунка, полностью соответствует картине, наблюдавшейся в эксперименте.

Ни рис. 2 покапаны графики изменения максимальной (по абсолютной неличнне) скор«хпй обратного движения твердой фазы по длине зоны отрыва для твердых частиц с Диаметрами 1, 15 и 30 цш для расчетов с испольлонлннем двускоростной и односкоростнои диффузионно-инерционной моделей; соответственно: Видно, что величина максимума этой зависимости- с |их-том инерционности частиц падает, а координата максимум« смещается к уступу! Качественная картина распределения скоростей дисперсной фазы для расчетов по односкоростной модели остается такой же, как и в случае расчетов по полной двухско]мстной модели.-Линия нулевой скорости частиц примыкает к нижней стенке канала на том же расстоянии для мелких и крупных частиц (дли мелких частиц - в точке присоединения отрывной зоны - 111-зв полного их ловлечеинл в рециркуляционное движение газа, дл» крупных - из-за близости точки примыкания линии нулевых скоростей к задней стенке уступа и малого числа узлов сетки в области отрицательных осевых скоростей частиц - в области задней стенки канала). Для с]>едних частиц примыкание линии нулевых скоростей к нижней стенке канала чуть более смещено от задней стенки, что. по-видимому, можно объяснить "меньшей инерционностью" частиц при диффузионно-инерционном описании. Таким образом, качественная картина течения, полущенная по упрощенной схеме, полностью и нелогична картине, полученной с использованием двухско-ростной модели.

Графики подставленных на рис. 3 распределений максимумов скорости поступательного движения по длине канала для частиц разных размеров также удовлетворительно согласуются с данными экс-пернмпмальных исслелошший. Эти зависимости демонстрируют больше» отставание от жч-уодей фазы более инерционных (крупных) частиц. Индии реакция частиц на внезапное расширение и последующа выримшшмше потока. Данные расчета с использованием диффу-зяоико-н перцнон ной и»л<*.-ш в данном случае также хорошо согласуются с лзкымцн рас*п>т»п с использованием двухскоростной модели. По-пр»*ж.1еиу. результаты' нолшхтыо совпадают для мелких частиц и иесупуч:т!юим<» (мэлнчиоп н для средних и крупных.

Таким оораюм. л 1И}н|1узпонно-икгрционшш модель дает хорошее сог.тчт. нне с (юсчс'том. выполнены» ш> одном двухскоростной

модели, и может быть использована для расчетов динамики частиц в полидисперсных турбулентных теченях в тоиочной камере.

В третьей главе проведено численное моделирование однофазной гидродинамики топки в изотермических условиях.. Результаты расчета сопоставлялись с экспериментальными данными для трех различных вариантой поди ч и газа через горелки н сопла рециркуляции. Достаточно точное совпадение результатов расчетов с экспериментальными данными подтверждает правильность моделирования динамик» несущей фазы.

Подобные исследования предпринимались и ранее. Однако авторы предшествующих работ ограничились постановкой задачи в предположении постоянной турбулентной вязкости или рассматривали геометрию далекую от реальной тангенциальной топки.

Объектом численного моделирования был выбран котел П-67, предназначенный для сжигания углей Березовского месторождения. Расчетные данные сопоставлялись с данными экспериментов (Алексе-енко C.B., Борисов В,И. и др. Теплофизика и аэромеханика. 1994. T. J. N 4.). При численном моделировании учитывались следующие важнейшие геометрические и конструктивные особенности реальной топки: наличие четырех ярусов по восемь горелок (по две на каждой стенке), создающих закрутку потока; наличие восьми сопел рециркуляции, раскручивающих ноток в противоположном направлении, наклон передней и задней стенок холодной воронки, сужение и последующее расширение в верхней части топкн (аэродинамические пережимы).

Математическое описание аэродинамики топочной камеры представляло собой систему эллиптических уравнений в частных производных. Для определения пульсационных характеристик потока использовалась двухпараметрическая k-е модель турбулентности.

Для расчетов аэродинамики топочной камеры в изотермических условиях были выбраны следующие варианты:

- вариант с диаметром условной окружности (по касательной к

которой вытекает газ из сопел горелок) d, = 0,1 ¡ сопла рециркуляции отключены (вариант 1);

- вариант с диаметром 'условной окружности dx =0,25; сопла рециркуляции отключены (вариант 2);

- вариант с диаметром условной окружности dy =0,1; сопла рециркуляции включены (вариант 3).

На рис. 4, 5 представлены данные по профилям скоростей в различных горизонтальных сечениях для расчетов по первому варианту В сопоставлении с экспериментальными данными. Для таигенциаль-вой компоненты скорости как в расчетах, так и в экспериментах для

гечений, проходящих через горелки, характерен резко выраженный Максимум, радиальная координатп которого уже в первом ярусе болте чем в четыре раза превышает радиус условной окружности. Вблизи стенки тангенциальная скорость резко уменьшается. Выше блоков Горелок профили тангенциальной скорости становятся более пологими, а максимумы менее выраженными, однако радиальная координата максимумов имеет примерно то же значение, что и в области горелок. Профили осевой скорости (рис. 5) в области горелок имеют сложную структуру, что характерно для зоны смешения струй. Максимумы скоростей возвратного течения, совпадающие по положению с максимумами тангенциальных скоростей, выявляют траекторию струй, истекающих из сопел с наклоном вниз. В центральной части На уровне всех ярусов горелок в расчетах наблюдается подъемное, а в эксперименте - на уровне четвертого яруса - слабое опускное движение. Вдоль стенок поток газов направлен вверх. Выше блоков горелок вплоть до пережимов расчеты предсказывают подъемное течение, "Что не соответствует эксперименту, где наблюдается центральная область опускного течения.

Как и в первом варианте, в варианте 2 вдоль стенок наблюдается заметное движение. Но в отличие от предыдущего варианта в пристеночной области выше блоков горелок появляется тангенциальная составляющая скорости. Вследствие увеличения параметра крутки в 2,5 раза по сравнению с исходным вариантом увеличивается диаметр закрученного ядра в области сопел и размер зоны распада вихря выше сопел. Соответственно, радиальная координата максимумов обеих компонент скорости смещается к стенкам топочной камеры (рис. 6 и 7). Выше блоков горелок в данном варианте как в расчетах, так и в Эксперименте наблюдается обширная зона приосевого опускного течения, которая, несмотря на свои большие размеры, тем не менее замывается у пережимов, благодаря поджатию потока. Зона существования струйного течения сокращается из-за увеличения размеров закрученного ядра, причем характерный размер закрученного ядра растет по высоте от блока к блоку горелок. Картина течения, получен-Йая в этом варианте, полностью - и качественно, и количественно -Соответствует экспериментальным данным. Улучшение соответствия {результатов численных расчетов и эксперимента по сравнению с первым вариантом можно объяснить относительным "умельчением" сетки в расчетной области, за счет роста размеров вихревого ядра.

На варианте 3 при проведении численного эксперимента исследовалось влияние сопел рециркуляции, расположенных чуть ниже аэродинамических пережимов и раскручивающих поток в Обратном направлении, на структуру течения в топочной камере.

В целом численное моделирование аэродинамики топочной камеры в трехмерной постановке в изотермических условиях дает вполне удовлетворительные результаты.' Это позволяет сделать вывод об адекватности математической модели и возможности использовать ее в качестве базовой для моделирования толочиых процессов , в полном объеме.

В четвертой главе предложена полная математическая модели для описания физико-химических процессов, протекающих в топочной камере. Проведены расчеты с использованием как обычного уравнения диффузии, так и диффузионно-инерционной модели. Показано, что неучет инерционных свойств частиц (в особенности, крупных) приводит к существенным погрешностям в определении количественных характеристик процессов. При этом отмечено, что для получения чисто качественного результата (например, при решении задач оптимизации), простая диффузионная схема для моделирования динамики твердой фазы является вполне достаточной.

Наиболее существенные положения и допущения, принимаемые при построении математической модели состоят в следующем:

1. Газодисперсная среда является разреженной (объемная концентрация частиц мала), и вследствие этого взаимодействием частиц между собой пренебрегается. Описание переноса дисперсной фазы производится на базе инерционно-диффузионная модели, учитывающей как турбулентную диффузию, так и миграционные эффекты, являющиеся следствием инерционности частиц. Турбулентные Характеристики несущей фазы описываются при помощи модифицированной к - е модели с учетом обратного влияния частиц на турбулентность.

2. Предполагается, что выделение н сгорание летучих происходит мгновенно на входе в топочную камеру, а в объеме топочной камеры имеет место только горение коксового остатка.

3. Предполагается, что при размоле топлива происходит практически полное разделение органической и минеральной частей, т.е. зола отделяется и становится внешней по отношению к углероду (модель внешней золы). В соответствии с этим предположением в рассмотрение вводятся две системы частиц: углеродные й эоловые, и, кроме того, влиянием золы на горение углерода пренебрегается.

4. Полидисперсность части« топлива моделируется введением определенного числа фракций (фракционный метод), между которыми происходит обмен частицами за счет их выгорания и уменьшения размера. Содержание каждой фракции в единице объема определяется соответствующими уравнениями переноса. Для золы принимается, что ее дисперсионный состав определяется исходной функцией распределения частиц на входе в топку я не изменяется в ходе всего топочного процесса.

5. Горение коксовой частицы описывается реакцией углерода с кислородом, происходящей на поверхности частицы. Предполагается, что продукт реакции • окись углерода - диффундирует в объем, где мгновенно догорает ■ до СО;. Изменение диаметра частицы определяется согласно модели нереагирующего ядра.

6. Распределение газовых компонент в объеме определяется уравнением турбулентной диффузии с нулевым источниковым членом для консервативной функции - так называемой функции смеси.

7. Теплоперенос описывается в рамках однотемпературного приближения, т.е. отличием температуры частиц от температуры газовой среды пренебрегаете*. Уравнение для энтальпии смеси учитывает тепловую инерционность частиц в поле турбулентных пульсаций температуры газа. Тепловыделение в единице объема определяется дивергенцией радиационного потока.

8. Перенос излучения определяется в рамках серого приближения при помощи модифицированного шестипотокового метода. Его характерной особенностью является разбиение . пространства направлений на шесть равных непересекающихся телесных углов, в пределах которых интенсивность излучения считается постоянной. Учитывается анизотропия рассеяния. Радиационные характеристики коксовых и эоловых частиц определяются не основе теории Ми.

Ниже приведена система уравнений, используемая для расчетов на основе диффузионно-инерционной модели.

Уравнение неразрывности записывается в. виде:

' ' Движение газодисперсного потока описывается уравнениями:

¿X, , дх, ЙЧI д йск <к, } дх1

а<р+р>Фс-1-р,Фд)и,и1 _ ар

(7)

-(р + р,Фс < > +Р.Ф, < Г„, >)<№,'ик•> +(р + рсф„ + р,Ф„ .

Уравнения: для объемных концентраций угольных и золовых частиц при изотропном представлении тензора диффузии 04 = 0,5^ и с учетом горения углерода имеют вид:

д

ик +

1 +

(

ик -

¿•хк ' дх,

Ф.

¿>хк

О,

дФ.

] + ррФ1,/ргх11)

Р = с......с„,а.

Для определения пульсационных характеристик потока используется к-с модель турбулентности с учетом влияния частиц на турбулентность только в результате межфазного пульсацнонного скольжения:

Эрикк д „ ц,, дк . , . ЗЦ,

<Эхк

-2

»-Г., л »-г.. л

(9)

к.

дрике 5 ,. р.. де.. „ е , , 51)

дх.к дхк о, к ' йхк

-СУ~ 2

1 - Г

<_^>р1фс+<__»>р4ф>

(10)

6.

В качестве граничных условий для уравнений (6), (7) на ограничивающих камеру стенках задаются условия прилипания и, = 0. Для определения пульсационных характеристик вблизи стенки и поверхностного трения используется метод пристеночных функций. Граничные условия для уравнения переноса частиц (8) (как для углерода, так и для золы) выражают собой отсутствие потока на стенку:

<ЭФр / £)п = 0. Входные условия для всех уравнений задаются на срезе горелочных устройств, профили всех параметров во входных сечениях принимаются однородными. На выходе из топочной камеры для всех переменных задавались "мягкие" граничные условия, обеспечивающие гладкость решения.

Уравнение энергии для газодислерсяого потока для смеси в целом в рамках предположения, что осреднекные скорости и температуры несущей и дисперсной фаз совпадают, во может иметь место динамическое » тепловое скольжение, записывается в виде:

*г ! (11)

. (с„р с„ р Ф, < V, > +Сгр+ С„ р.Ф. < ч». >)•-£•

Граничное условие для уравнения энергии задается в области вязкого подслоя с использованием метода пристеночных функций.

Расчет концентрации всех газовых компонентов сводится к решению одного уравнения диффузии для так называемой функции смеси:

др\кг= ь {и. (12)

В качестве граничного условия для уравнения (12) на твердых границах используется условие непроницаемости стенок для газовых компонентов, в соответствии с чем 5X1 дп = 0.

В случае описания динамики полиднсперсного потока с привлечением обычного уравнения диффузии уравнение (8) принимает вид:

зикФ, е Гс-чр,) к

т^'отг?»-......()

Были произведены расчеты как с использованием диффузионной, так и диффузионно-инерционной модели. При достаточной простоте чисто диффузионного подхода, он ни в какой степени не учитывает инерционности частиц, что приводит к существенному ухудшению количественного соответствия результатов расчетов - экспериментальным данным и данным расчетов с использованием зонального метода - по сравнению с результатами, получаемыми при моделировании с использованием диффузионно-инерционной модели. В вертикальном направлении для диффузионного варианта расчета область максимальных температур смещена несколько вверх по сравнению с экспериментальными данными, что, по-видимому, объясняется неучетом в чисто диффузионном приближении инерционных свойств частиц, что, в свою очередь, приводит к сокращению времени пребывания частиц в пространстве топки, а, следовательно, как к занижению данных по общему уровню температур, так и к смещению факела в верх топочного пространства. Полученная в данном варианте более низкая, чем расчетная для котла П-67 (1303 К), средняя по сечению температура (равная для данного варианта 1243 К) и более высокая

средняя объемная концентрация угольной пыли (ее значение равняется 8,1%, при расчетном эначениие около 1%) на выходе из топки также подтверждают это предположение, В целом качествен-ная картина топочного процесса, получаемая с использованием диффузионно п модели достаточно адекватна. Однако, для получения более точных количественных результатов необходимо использовать модель, учитывающую инерционные свойства частиц - диффузионно-инерционную модель.

Основными целями использования диффузионно-инерционной модели были: учет влияния силы тяжести н более точный учет взаимодействия между частицами и струями в вихревом ядре в центре топочной камеры. Очевидно, что именно два этих фактора должны играть определяющую роль в получении адекватных времен пребывания частиц (в особенности * крупных) в пространстве топки и, следовательно, в получении более правдоподобных полей температур и концентраций как внутри камеры, так и на выходе из нее. .

В расчетах рассматривался тот же вариант геометрии топочной , камеры и те же условия подачи топливо-воздушной смеси, что и в расчетах с применением диффузионной модели. На рис. 8 -10 представлены результаты, полученные с использованием диффузионно-Инерционной модели. Гидродинамическая картина газового течения практически не изменилась по сравнению с результатами диффузионного моделирования. Отметим лишь некоторое снижение уровня крутки в вихревом ядре, связанное, по всей видимости, с повышением среднего уровня температур в пространстве топочной камеры в целом. Векторы скоростей газа представлены на рис. 8. ■

На рис. 9 показаны поля температур в пространстве топочной камеры. Следует отметить возрастание среднего уровня температур, которое, безусловно, определяется именно учетом инерционности частиц и, таким образом, увеличением их времени пребывания в топке. Отмечается достаточно существенное повышение температуры (составляющей по расчетным данным для этого варианта 1306 К, т.е. практически совпадающей с проектными данными) и, как будет видно из приведенного ниже рисунка, заметное снижение суммарной концентрации углерода (до 4,6%) на выходе, из топочной камеры. Следует также отметить наличие более наполненой холодной-области под аэродинамическим пережимом. Это , явление может быть объяснено тем, что частицы, попав в застойную в отношений динамики газа область под пережимом, не остаются в Ней, а "вываливаются" под действием силы тяжести. Таким образом, из-за меньшего количества : топлива в этой зоне, температуры в ней оказываются существенно ниже. '•• ' ' 4 ■ -

В горизонтальном сечении топки налицо более концентрированные холодные области по ходу истечения струй из горелок, что объясняется более индивидуальным (менее связанным с поведением газа) поведением крупных частиц топлива. Эти частицы после выхода из горелок достигают центральной области топки, в то время, как на поле скорости выходящих из горелок газов существенное влияние оказывают' вихревые структуры в углах топки и собственно соседние (как по вертикали, так и по горизонтали) струи.

. На рис. 10 представлены распределения суммарных относительных (отнесенных к концентрациям на срезе сопел горелок) объемных концентраций углерода в различных сечениях топочной камеры кот-ла П-67. Общий средний уровень концентраций в данном варианте оказывается ниже, чем в случае моделирования с использованием уравнения диффузии. Однако, концентрации в центре топки в районе поясов горелок - выше, чем в расчете по чисто диффузионной схеме. По-видимому, это объясняется наличием опускного движения крупных частиц (являющихся определяющими для объемной концентрации в целом) в данной области.

Еще более наглядно повышение концентраций в центральной части камеры напротив поясов горелок видно в горизонтальном сечении. Кроме того, на этом сечении видно наличие кольцевой области с относительно высокими концентрациями углерода, охватывающей центральную разреженную зону, на уровне всех ярусов горелок.

В целом, расчетная схема с использованием диффузиопно-инерционной модели дает более удовлетворительные как в качественном, так и в количественном отношении, результаты.

Основные результаты и выводы

1. На основе полной двухскоростяой модели с привлечением уравнения для кинетической энергии пульсаций твердой (дисперсной) фазы выполнено численное моделирование рециркуляционного течения в плоском канале с обратным уступом в широком спектре размеров твердых частиц. Установлено, что:

а) Модель адекватно описывает динамику двухфазного течения и дает результаты, коррелирующие с экспериментальными данными.

б) С ростом инерционности частиц их поведение все меньше завк сит от характера течения. Крупные частицы практически не вовлекаются в рециркуляционное движение несущей фазы и сохраняют индивидуальность траекторий вплоть до выхода из канала.

2. На основе односкоростной диффузионно-инерционной модели выполнено численное моделирование рециркуляционного течения в

плоском канале с обратным уступом в широком спектре размеров твердых чпстиц. Получено, что:

а) Диффузионно-инерционная модель достаточно адекватно описывает динамику сложного рециркуляционного двухфазного течения и дает результаты, коррелирующие с экспериментальными данными и хорошо согласующиеся с данными расчетов выполненых по двускоростион модели;

б) диффузионно-инерционная модель в достаточной степени учитывает эффекты, связанные с инерционностью частиц в широком днапозоне изменения их размеров и может быть рекомендована для расчета гидродинамики полидисперсных турбулентных течений в топочных камерах котлоагрегатов.

3. Выполнены расчеты с использованием двухпараметрической к - е модели для трехмерного описания однофазного турбулентного течения в топке котла П-67. В результате проведенного анализа можно сделать следующие выводы:

а) к-с модель достаточно адекватно описывает динамику газовой фазы в топочной камере и может быть рекомендована "в качестве базовой для полного трехмерного моделирования физико-химических процессов, протекающих в пространстве топки;

б) к - е модель несколько занижает уровень крутки потока, что сказывается на отсутствии опускного движения в центре топочной камеры в изотермических условиях в варианте с небольшим диаметром условной окружности. Однако, в огневых , условиях общей уровень крутки оказывается ниже, чем это наблюдается в изотермическом режиме, и, следовательно, погрешность модели становится менее существенной.

4. Предложена методика расчета всего комплекса топочных процессов в топке котла парогенератора и реализующий эту методику программный комплекс. Проведены расчеты топочных процессов в котле П-67 с использованием чисто диффузионной и диффузионно-инерционной моделей описания динамики частиц. Методика основана на фракционном методе для описания полидисперсной системы частиц, уравнении энергии для расчета температурных полей и шести-потоковом методе определения радиационных характеристик. Сопоставление данных этих расчетов с экспериментами и расчетными данными других авторов позволяет сделать следующие выводы:

я) Диффузионная модель приводит к существенному занижению уровня расчетных температур и завышению уровня концентрации угольных частиц как внутри камеры,.так и. на выходе из нее, что об-ьясненяется неучетом инерционности частиц при чисто диффузионном подходе и. как .следствие, занижением времени пребывания частиц (в особенности - крупных) в пространстве камеры;

в) Сопоставление результатов расчета на основе диффузионно-инерционной модели с результатами экспериментов и расчетами других авторов показывает адекватность описания и приемлемость предложенной методики для моделирования топочных процессов в топках современных котлоагрегатов.

Принятые обозначения

г /

U,, V, - проекции осредненных скоростей газа и частиц; u, , v. -проекции пульсационных составляющих скоростей газа и частиц; Ф -объемная концентрация частиц; к,кр - турбу-лентпая пулсациоиная энергия несущей и дисперсной фазы; г. - скорость диссипации турбулентной пульсационной энергии несущей фазы; 6в - символ Кронек-кера; т,, т, - времена динамической и тепловой релаксации частиц; df ■ диаметр частиц; p,pf - плотность газа и частиц; Тц - интегральный

масштаб турбулентности газа; f„ = 1 - ехр(-Т„ / т,}, g„ -- (Tu / т„) - fu - коэффициенты вовлечения частиц в пульсациоиное движение газовой фазы; vp - турбулентная вязкость дисперсной фазы; Н,Н„,Н, - энтальпии газа, углерода и золы; Т • температура газодисперсного потока;

, ехр(-Т. / т„) ♦ т,,ехр(-Т, 11 ) у j. J------ степень вовлечения угольных частиц в пульсациоиное движение и теплообмен несущего газового потока.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих

работах:

1. Зайчик ЛЛ., Козелев М.В., Першуков В А. Расчет турбулентных газодисперсных течений в каналах с зонами рециркуляции // Изв. АН СССР. МЖГ. 1994. N 4. С. 65 -75.

2. Зайчик ЛЛ., Першуков ВА., Винберг АЛ., Козелев М.В., Горячев ВД. Моделирование горения твердого топлива в турбулентных потоках // Труды Первой Российской национальной конференции по теплообмену. Том III. Тепломассообмен при химических превращениях. Москва. 1994. С. 124-129

3. 'Goryachev V.D., Kozelev Af.K, Pershukov VA., Saenko V.N., Vinberg AA., Zaichik LJ. ESTTAC-Eulerian Simulation of the Two-phaae

Turbulent Aerodynamics and Combustion //- Proc. 4th Int. Conf. and Trade Show CAD/CAM and Multimedia - CAMP'94. Budapest; Hungary. 1994. PP. 26-32

4. Борисов В.И., Винберг АЛ., Горячев В Д., Зайчик Л.И., Копелев М.В., Кудрявцев Н.Ю.. Першу ков ВА. Численное моделирование процессов сжигания пылеугольного топлива ь турбулентных потоках // Твердотопливные энергетические технологии: Тез. докл. научно-технического семинара "Проблемы преобразования энергии и рационального использования органического топлива в энергетике". Киев. 1992. С. 5-6.

5. Козелев М.В. Трехмерное численное моделирование турбулентного горения пылеугольного топлива в топочных камерах современных котлоагрегатов // Тез. докл. . IX школы-семинара молодых ученых и специалистов "Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена и пути повышения эффективности энергетических установок". Москва. 1993. С. 94-95.

6. Борисов В.И., Козелев MB. Расчет топочных процессов в современных котлоагрегатах в трехмерной постановке // Тез. докл. XVI конференции стран СНГ по вопросам испарения, горения и газовой динамики дисперсных систем. Одесса. 1993. С.

7. Алексеенко C.B., Борисов В Jf., Горячев В Д., Козелев М.В. Трехмерное численное и экспериментальное моделирование аэродинамики топочных камер современно котлоагреатов в изотермических условиях // Теплофизика и аэромеханика. 1994. T. I. N 4. С. 347 - 364.

1 1 р >

га \ ш У

ш П* 1 ! » л 1 !

Рис. 1. Профили продольной скорости частиц I - <1, »I цт, 2 - <1, » 30 рп», 3 - <1, « 70 цт

по длине отрывной зоны I • <1Р»1 рт, 2 -Л, »15 рт, 3 - «»30 рт

—- - подипд дяускоростиал модель,--— инерцлонно-

диффуажовам модель

Рис.З Распределение максимального положительного значения скорости частиц по длине канала 1 - с!р =1 цт, 2 - 4р=30цт, 3 - <^=70 рт

__- полная двускоростная модель,------ - инерционно-

диффузионная модель

Рис.4 Сопоставление результатов расчетов и экспериментальных данных по профилям тангенциальной скорости для варианта 1. Сечения: а - на уровне первого яруса; Ъ - на уровне второго яруса; с - на уровне четвертого яруса горелок. 1 - расчет; 2 -эксперимент.

и.

оо

*

•н [Ь • / 1 * -2 • Г

\ * / \ •/

• • т

•10 ОЛ «/Н, -10 00 чн,

Рис.5 Сопоставление результатов расчетов и экспериментальных данных по профилям осевой скорости для варианта 1. Сечения: а - на уровне первого яруса; Ь - на уровне второго яруса. 1 - расчет;

2 - эксперимент.

Рис.6 Сопоставление результатов расчетов и экспериментальных данных по профилям тангенциальной скорости для варианта 2 в сечении у основания аэродинамического пережима. 1 - расчет; 2 - эксперимент.

Рис.7 Сопоставление результатов расчетов и экспериментальных данных по профилям осевой скорости для варианта 2 а сечении у основания аэродинамического пережима. 1 - расчет; 2 - эксперимент.

ь ;

'И:!:-:^ I

С"-*** 1

Рис. 8 Векторы скорости газа в центральных вертикальных и горизонтальном сечении через третий пояс горелок топки котла Г1-Й7

Н / И1.'

I//

Чу ^

Рис. 9 Поля температуры в центральных вертикальных и горизональном сечении через третий пояс горелок топки котла П-67

в.23

1~* е.«

Рис. 10 Па1)« суммарных относительных концентраций углерода я центральных вертимлышх и горихжтапшом сечении череп третий цоке горелок тонки коим П-6?