鐘星立++張波++張斌

摘要： 針對(duì)蒸發(fā)冷卻技術(shù)相關(guān)理論模型并未完全成熟的問(wèn)題，通過(guò)計(jì)算流體力學(xué)方法模擬轉(zhuǎn)爐煤氣干法除塵系統(tǒng)中蒸發(fā)冷卻器的工作過(guò)程.仿真采用離散相模型（Discrete Phase Model，DPM），并在分散相液滴上應(yīng)用蒸發(fā)換熱模型.通過(guò)該數(shù)值方法優(yōu)化該干法除塵系統(tǒng)中蒸發(fā)冷卻器的噴淋布置方案，減少壁面的高溫區(qū)域，提高溫度的均勻性，使出口最高溫度偏差由18.6%降低至3.4%.

關(guān)鍵詞： 轉(zhuǎn)爐； 蒸發(fā)冷卻器； 離散相模型； 蒸發(fā)換熱模型； 噴淋布置方案； 優(yōu)化

中圖分類(lèi)號(hào)： TF341.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： B

0 引 言

蒸發(fā)冷卻器是一種將水冷與空冷、傳熱與傳質(zhì)過(guò)程融為一體且兼有兩者之長(zhǎng)的高效節(jié)能冷卻設(shè)備，具有結(jié)構(gòu)緊湊、傳熱效率高、投資省、操作費(fèi)用低，以及安裝和維護(hù)方便等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于化工、冶金、建筑等領(lǐng)域.該設(shè)備的工作原理是向不飽和氣體噴灑液態(tài)水，通過(guò)水與氣體的接觸換熱以及水的蒸發(fā)吸熱迅速降低氣體溫度.

蒸發(fā)冷卻理論的形成可上溯到18世紀(jì)道爾頓提出的蒸發(fā)理論.1952年，CHUKLIN提出一種關(guān)于蒸發(fā)式冷卻器管內(nèi)制冷劑冷凝設(shè)計(jì)的普遍化方法，并將蒸發(fā)冷卻技術(shù)應(yīng)用于工業(yè)制冷，蒸發(fā)冷卻器從此正式走向工藝化應(yīng)用階段.此后，眾多專(zhuān)家學(xué)者通過(guò)多種組合實(shí)驗(yàn)總結(jié)出一系列傳熱膜系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式，初步完善蒸發(fā)冷卻器的工程應(yīng)用參考.[1-2]20世紀(jì)80年代以來(lái)，對(duì)蒸發(fā)冷卻器的強(qiáng)烈需求和計(jì)算機(jī)應(yīng)用技術(shù)的飛速發(fā)展，使得蒸發(fā)冷卻理論和模擬研究達(dá)到新的高度.WEBB[3]較早推出統(tǒng)一的蒸發(fā)冷卻理論模型，采用不同的相關(guān)系數(shù)區(qū)分水膜的傳熱系數(shù)和通過(guò)水膜傳遞給空氣流的傳質(zhì)系數(shù).隨后，包括PASCAL等[4]很多人都提出自己理論模型，但到目前為止，尚沒(méi)有一種獲得公認(rèn)的蒸發(fā)冷卻換熱機(jī)理的準(zhǔn)確模型.除運(yùn)用傳熱傳質(zhì)理論來(lái)分析蒸發(fā)冷卻過(guò)程外，BORIS[5]和QURESHI等[6]從熱力學(xué)角度研究蒸發(fā)換熱模型，在系統(tǒng)性能評(píng)價(jià)上獲得良好的效果，但并沒(méi)有從根本上改變目前理論模型難以準(zhǔn)確表述傳熱傳質(zhì)過(guò)程的窘境.

盡管蒸發(fā)換熱的精確模型還有待更進(jìn)一步研究，但采用現(xiàn)有模型的相關(guān)模擬已被大量應(yīng)用，如FOUDA等[7]、QURESHI等[8]和WU等[9]都對(duì)蒸發(fā)冷卻器進(jìn)行數(shù)值仿真研究.然而，目前的研究大部分都集中在空調(diào)制冷方向，對(duì)于大型的工業(yè)高溫氣體冷卻研究較少.本文針對(duì)目前鋼鐵冶金領(lǐng)域廣泛應(yīng)用的轉(zhuǎn)爐煤氣干法除塵系統(tǒng)中的蒸發(fā)冷卻器進(jìn)行仿真分析，并對(duì)該系統(tǒng)特有的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)下的噴淋布置方案進(jìn)行優(yōu)化.

1 數(shù)值方法

轉(zhuǎn)爐煤氣干法除塵系統(tǒng)是指在轉(zhuǎn)爐鋼水吹煉過(guò)程中，煙氣由活動(dòng)煙罩捕集并經(jīng)余熱鍋爐冷卻至1 273 K左右的轉(zhuǎn)爐煤氣，首先進(jìn)入蒸發(fā)冷卻器降溫、調(diào)質(zhì)和粗除塵，溫度降至473 K左右后，進(jìn)入靜電除塵器進(jìn)行精除塵；經(jīng)過(guò)精除塵后的煤氣，根據(jù)其品質(zhì)及生產(chǎn)狀況回收或放散.[10]在該系統(tǒng)的蒸發(fā)冷卻器中，高壓液態(tài)水經(jīng)設(shè)備入口附近的噴槍噴灑到高溫氣體中，高壓作用下的液態(tài)水在噴口形成霧化液滴.此過(guò)程中液態(tài)水滴所占體積很小，故可僅考慮氣相對(duì)液滴的作用，忽略由于液滴體積和運(yùn)動(dòng)對(duì)氣相造成的能量和動(dòng)量影響.因此，本文采用離散相模型（Discrete Phase Model，DPM）模擬氣-液兩相流動(dòng)，并在分散相液滴上應(yīng)用蒸發(fā)換熱模型，在DPM中選擇霧化器模型.

1.1 連續(xù)相控制方程

1.2 離散相控制方程

1.2.1 離散相運(yùn)動(dòng)方程

1.2.2 離散相的傳熱和傳質(zhì)模型

當(dāng)液滴溫度低于蒸發(fā)溫度時(shí)，采用熱平衡方程關(guān)聯(lián)液滴溫度Tp與其表面的對(duì)流傳熱[11]，即

1.2.3 兩相間的耦合

在計(jì)算液滴運(yùn)動(dòng)軌跡的同時(shí)，跟蹤計(jì)算液滴沿軌道運(yùn)動(dòng)的熱量、質(zhì)量和動(dòng)量的得失，并將這些量作用于隨后的連續(xù)相計(jì)算中.交替求解離散相與連續(xù)相的控制方程，直到二者均收斂為止，實(shí)現(xiàn)雙向耦合計(jì)算.

2 應(yīng)用算例

2.1 計(jì)算模型

以某鋼廠(chǎng)200 t級(jí)轉(zhuǎn)爐蒸發(fā)冷卻器為研究對(duì)象，其入口直徑為3.825 m；U型段在水平方向上投影長(zhǎng)度為7 m，直徑與入口直徑相同；噴槍位于U型段末端，本體直筒高為21 m，直徑為5.224 m.蒸發(fā)冷卻器三維模型及網(wǎng)格劃分示意見(jiàn)圖1.

按照傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法，18個(gè)噴槍在圓周方向上均勻布置，噴槍之間的角度間隔θ=20°，見(jiàn)圖2，其中：1，2，17和18號(hào)噴槍的插入深度為945 mm， 其他噴槍插入深度為600 mm.

噴槍噴管直徑為315 mm，噴嘴直徑為420 mm.噴管工作壓力為0.3 MPa.假設(shè)噴嘴在0.3 MPa壓力條件下冷卻水完全霧化且液滴呈30°實(shí)心圓錐體狀噴出，以此作為DPM模型的入口邊界條件.

計(jì)算網(wǎng)格采用完全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，對(duì)噴嘴附近區(qū)域局部加密，網(wǎng)格數(shù)約為120萬(wàn)個(gè)，最小網(wǎng)格尺寸約10 mm，遠(yuǎn)小于噴嘴直徑.

由于系統(tǒng)龐大，蒸發(fā)冷卻器被布置在一個(gè)180°的管道彎頭后，進(jìn)入蒸發(fā)冷卻器的氣流受此彎頭影響會(huì)明顯向彎管外側(cè)偏斜，傳統(tǒng)噴槍均勻布置方案必然無(wú)法達(dá)到理想的冷卻效果，因此必須優(yōu)化設(shè)計(jì)蒸發(fā)冷卻器上18個(gè)噴槍的霧化噴口方案，保證蒸發(fā)冷卻器出口溫度均衡為473±20 K，否則會(huì)影響下一步靜電除塵器工作；另外，還要盡量減少蒸發(fā)冷卻器上端壁面的高溫（>573 K）區(qū)域，以減少該區(qū)域耐高溫材料的使用量，降低成本.

2.2 計(jì)算工況及邊界條件

入口條件：煤氣流量為105 N·m3/h，溫度為1 273 K，密度為1.362 kg/m3，定壓比熱容為1.518 kJ/（m3·K），導(dǎo)熱系數(shù)為0.022 2 W/（m·K），動(dòng)力黏度為1.61×10-5 Pa·s.出口為壓力出口邊界條件，表壓為-150 Pa.壁面為無(wú)滑移邊界條件.

DPM噴射條件為：（1）水流質(zhì)量入口12.795 18 kg/s，18個(gè)噴槍均分該水量；（2）根據(jù)設(shè)備廠(chǎng)家提供的參數(shù)，蒸發(fā)冷卻器中的噴槍噴灑出的平均噴射粒徑為60 μm；（3）液滴溫度為306 K.

2.3 計(jì)算結(jié)果及分析

對(duì)不噴灑液滴情況下的蒸發(fā)冷卻器流場(chǎng)進(jìn)行仿真，結(jié)果見(jiàn)圖3.由此可知：蒸發(fā)冷卻器入口前的U型彎管對(duì)煤氣的速度分布產(chǎn)生很大影響，導(dǎo)致煤氣流量在蒸發(fā)冷卻器入口截面上分布不均勻，流動(dòng)在彎管外側(cè)明顯較強(qiáng)而在內(nèi)側(cè)很弱，這就要求在流動(dòng)較強(qiáng)一側(cè)設(shè)置更大的噴淋量.

通過(guò)反復(fù)調(diào)整噴槍布置并對(duì)比仿真結(jié)果，得到一種優(yōu)化方案，見(jiàn)圖4.圖中編號(hào)對(duì)應(yīng)的線(xiàn)條代表噴槍的位置和插入深度（具體數(shù)值見(jiàn)表1）.該優(yōu)化方案的模擬結(jié)果見(jiàn)圖5，噴槍在蒸發(fā)冷卻器右側(cè)密集，使得右側(cè)高溫得到一定緩解，入口下方7 m處壁面最高溫度為562 K，入口下方6 m處壁面最高溫度為595 K，高溫區(qū)域集中在蒸發(fā)冷卻器入口下方7 m的范圍內(nèi).

優(yōu)化前后截面y=-9 m和出口的溫度場(chǎng)比較見(jiàn)圖6和7.優(yōu)化前后截面的溫度及偏差范圍（定義為（（最高溫-最低溫）/最低溫）×100%）見(jiàn)表2.

由圖6和7及表2可以看出：通過(guò)仿真優(yōu)化，截面溫度不均勻性得到明顯改善，出口處溫度由優(yōu)化前的473±40 K，縮小至473±9 K范圍以?xún)?nèi)，滿(mǎn)足473±20 K的設(shè)計(jì)要求；出口截面左側(cè)溫度高于右側(cè)，說(shuō)明如果進(jìn)一步增強(qiáng)右側(cè)的噴淋強(qiáng)度，雖然可以減少蒸發(fā)冷卻器壁面高溫區(qū)域，但出口右側(cè)的溫度可能會(huì)過(guò)低，甚至有可能導(dǎo)致機(jī)械水的產(chǎn)生，不滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求.優(yōu)化后其他截面的溫度分布見(jiàn)圖8和9，各截面的最低溫度均超過(guò)373 K，因此可以判斷流場(chǎng)不存在機(jī)械水.

蒸發(fā)冷卻器中按照溫度渲染的噴淋液滴的流動(dòng)跡線(xiàn)見(jiàn)圖10.由此可知，噴淋液滴全部蒸發(fā)，沒(méi)有碰到內(nèi)壁，不易引起濕壁和積灰結(jié)垢.

3 結(jié) 論

采用DPM對(duì)轉(zhuǎn)爐干法除塵系統(tǒng)中蒸發(fā)冷卻器的工作過(guò)程進(jìn)行模擬，成功將蒸發(fā)換熱模型施加在離散液滴上.通過(guò)該數(shù)值方法對(duì)某干法除塵系統(tǒng)中蒸發(fā)冷卻器的噴淋布置方案進(jìn)行優(yōu)化，蒸發(fā)冷卻器出口溫度偏差范圍由原設(shè)計(jì)方案的18.6%降低至3.4%，滿(mǎn)足473±20 K設(shè)計(jì)要求；同時(shí)，蒸發(fā)冷卻器壁面的高溫區(qū)域減小，從而降低制造成本，提高系統(tǒng)的運(yùn)行性能.

需要指出的是，由于工程尚未投產(chǎn)，缺乏實(shí)際生產(chǎn)運(yùn)行數(shù)據(jù)，本文采用的數(shù)值計(jì)算方法有待進(jìn)一步確認(rèn).待條件成熟，可結(jié)合測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)該方法進(jìn)行驗(yàn)證與優(yōu)化，為未來(lái)蒸發(fā)冷卻器的持續(xù)改進(jìn)與方案創(chuàng)新提供支撐.

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