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        蒸發(fā)冷卻器的流場仿真與優(yōu)化設(shè)計

        2016-11-25 21:45:47鐘星立張波張斌
        計算機輔助工程 2016年5期
        關(guān)鍵詞:優(yōu)化

        鐘星立++張波++張斌

        摘要: 針對蒸發(fā)冷卻技術(shù)相關(guān)理論模型并未完全成熟的問題,通過計算流體力學方法模擬轉(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

        中圖分類號: TF341.1 文獻標志碼: 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)過程融為一體且兼有兩者之長的高效節(jié)能冷卻設(shè)備,具有結(jié)構(gòu)緊湊、傳熱效率高、投資省、操作費用低,以及安裝和維護方便等優(yōu)點,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,眾多專家學者通過多種組合實驗總結(jié)出一系列傳熱膜系數(shù)的經(jīng)驗公式,初步完善蒸發(fā)冷卻器的工程應(yīng)用參考.[1-2]20世紀80年代以來,對蒸發(fā)冷卻器的強烈需求和計算機應(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,尚沒有一種獲得公認的蒸發(fā)冷卻換熱機理的準確模型.除運用傳熱傳質(zhì)理論來分析蒸發(fā)冷卻過程外,BORIS[5]和QURESHI等[6]從熱力學角度研究蒸發(fā)換熱模型,在系統(tǒng)性能評價上獲得良好的效果,但并沒有從根本上改變目前理論模型難以準確表述傳熱傳質(zhì)過程的窘境.

        盡管蒸發(fā)換熱的精確模型還有待更進一步研究,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]都對蒸發(fā)冷卻器進行數(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,對于大型的工業(yè)高溫氣體冷卻研究較少.本文針對目前鋼鐵冶金領(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)冷卻器進行仿真分析,并對該系統(tǒng)特有的流場結(jié)構(gòu)下的噴淋布置方案進行優(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)爐鋼水吹煉過程中,煙氣由活動煙罩捕集并經(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,進入靜電除塵器進行精除塵;經(jīng)過精除塵后的煤氣,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.此過程中液態(tài)水滴所占體積很小,故可僅考慮氣相對液滴的作用,忽略由于液滴體積和運動對氣相造成的能量和動量影響.因此,本文采用離散相模型(Discrete Phase Model,DPM)模擬氣-液兩相流動,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 離散相運動方程

        1.2.2 離散相的傳熱和傳質(zhì)模型

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

        1.2.3 兩相間的耦合

        在計算液滴運動軌跡的同時,跟蹤計算液滴沿軌道運動的熱量、質(zhì)量和動量的得失,并將這些量作用于隨后的連續(xù)相計算中.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,實現(xiàn)雙向耦合計算.

        2 應(yīng)用算例

        2.1 計算模型

        以某鋼廠200 t級轉(zhuǎn)爐蒸發(fā)冷卻器為研究對象,其入口直徑為3.825 m;U型段在水平方向上投影長度為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)格劃分示意見圖1.

        按照傳統(tǒng)設(shè)計方法,18個噴槍在圓周方向上均勻布置,噴槍之間的角度間隔θ=20°,見圖2,其中:1,2,17和18號噴槍的插入深度為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°實心圓錐體狀噴出,以此作為DPM模型的入口邊界條件.

        計算網(wǎng)格采用完全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,對噴嘴附近區(qū)域局部加密,網(wǎng)格數(shù)約為120萬個,最小網(wǎng)格尺寸約10 mm,遠小于噴嘴直徑.

        由于系統(tǒng)龐大,蒸發(fā)冷卻器被布置在一個180°的管道彎頭后,進入蒸發(fā)冷卻器的氣流受此彎頭影響會明顯向彎管外側(cè)偏斜,傳統(tǒng)噴槍均勻布置方案必然無法達到理想的冷卻效果,因此必須優(yōu)化設(shè)計蒸發(fā)冷卻器上18個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個噴槍均分該水量;(2)根據(jù)設(shè)備廠家提供的參數(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 計算結(jié)果及分析

        對不噴灑液滴情況下的蒸發(fā)冷卻器流場進行仿真,結(jié)果見圖3.由此可知:蒸發(fā)冷卻器入口前的U型彎管對煤氣的速度分布產(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,流動在彎管外側(cè)明顯較強而在內(nèi)側(cè)很弱,這就要求在流動較強一側(cè)設(shè)置更大的噴淋量.

        通過反復(fù)調(diào)整噴槍布置并對比仿真結(jié)果,得到一種優(yōu)化方案,見圖4.圖中編號對應(yīng)的線條代表噴槍的位置和插入深度(具體數(shù)值見表1).該優(yōu)化方案的模擬結(jié)果見圖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和出口的溫度場比較見圖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%)見表2.

        由圖6和7及表2可以看出:通過仿真優(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范圍以內(nèi),滿足473±20 K的設(shè)計要求;出口截面左側(cè)溫度高于右側(cè),說明如果進一步增強右側(cè)的噴淋強度,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)的溫度可能會過低,甚至有可能導(dǎo)致機械水的產(chǎn)生,不滿足設(shè)計要求.優(yōu)化后其他截面的溫度分布見圖8和9,各截面的最低溫度均超過373 K,因此可以判斷流場不存在機械水.

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

        3 結(jié) 論

        采用DPM對轉(zhuǎn)爐干法除塵系統(tǒng)中蒸發(fā)冷卻器的工作過程進行模擬,成功將蒸發(fā)換熱模型施加在離散液滴上.通過該數(shù)值方法對某干法除塵系統(tǒng)中蒸發(fā)冷卻器的噴淋布置方案進行優(yōu)化,蒸發(fā)冷卻器出口溫度偏差范圍由原設(shè)計方案的18.6%降低至3.4%,滿足473±20 K設(shè)計要求;同時,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)的運行性能.

        需要指出的是,由于工程尚未投產(chǎn),缺乏實際生產(chǎn)運行數(shù)據(jù),本文采用的數(shù)值計算方法有待進一步確認.待條件成熟,可結(jié)合測試數(shù)據(jù)對該方法進行驗證與優(yōu)化,為未來蒸發(fā)冷卻器的持續(xù)改進與方案創(chuàng)新提供支撐.

        參考文獻:

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