王風錄， 虞 斌， 呂 林， 田一皓

（南京工業(yè)大學機械與動力工程學院， 江蘇南京 211816）

余熱鍋爐能夠大幅提高工業(yè)等領域的能量利用效率，對于節(jié)能環(huán)保具有重要意義［1］。 余熱鍋爐工作時，工業(yè)高溫合成氣一般走管程，其管程換熱管因而也稱為火管式廢熱鍋爐?；鸸軆?nèi)外溫差大，會引起很大的熱應力。 熱應力會直接導致火管疲勞和裂縫， 工藝運行廢熱鍋爐高溫氣體進口處的管板冷卻時常因裂縫發(fā)生泄漏［2-4］。 李超等［5］在研究中發(fā)現(xiàn)， 使用不同的冷卻水進口方式能很大程度改變冷卻室的流場和溫度場的分布情況， 從溫度分布的均勻性角度得出了適宜的進水分布型式。 方浩等［6］模擬了不同工藝參數(shù)對管板冷卻室合成氣管道的影響， 發(fā)現(xiàn)近壁區(qū)存在更多湍流旋渦，合成氣管道壁面附近冷卻水流動速度快，強化傳熱效果顯著，冷卻效果更佳。 GUO Z Y 等［7］指出，若冷卻室受熱面附近流動存在局部死區(qū)， 在這些區(qū)域就容易發(fā)生局部沸騰導致超溫燒管， 因此從強化傳熱和流動方面對廢熱鍋爐管板冷卻室進行研究很有意義。 鐘崴等［8］針對某大型閃速煉銅余熱鍋爐輻射冷卻室的水動力性能設計問題， 采用一種基于熱負荷分布的節(jié)流圈設計，節(jié)流圈不僅能夠有效調(diào)配工質(zhì)流量， 還有助于消除由熱負荷波動引起的熱量脈動， 能夠有效改善水冷壁的水動力特性。

虞斌等［9］研究的新型急冷余熱鍋爐是一種高溫高含塵爐氣急冷器系統(tǒng)， 可將1 500 ℃的高溫爐氣在極短時間（0.01 s）內(nèi)冷卻到750～900 ℃，能從換熱過程中獲取大量熱能。 文中在此研究基礎上， 對新型急冷余熱鍋爐冷卻水的流動和傳熱特性進行模擬， 并通過在高溫煙氣入口側(cè)的熱端集箱內(nèi)設置不同的導流結(jié)構來改善冷卻水溫度場的分布情況，達到強化傳熱的效果。

1 新型急冷器熱端集箱導流結(jié)構模型與計算假設

1.1 幾何模型

急冷器熱端集箱局部結(jié)構平面示意圖見圖1。 急冷器前半部分的總長度約為7.2 m。 高溫煙氣入口直徑1 m， 入口壁面耐火隔層厚度75 mm，入口保護套管伸入管內(nèi)100 mm。 熱端集箱內(nèi)徑1.2 m。 換熱套管呈轉(zhuǎn)角正三角形排布，管間距為120 mm，套管的外管尺寸為φ89 mm×6 mm，內(nèi)管尺寸為φ62 mm×5 mm。

圖1 急冷器熱端集箱局部結(jié)構平面示圖

設計3 種方案優(yōu)化圖1 中急冷器熱端集箱導流結(jié)構,見圖2。 導流結(jié)構安裝在熱端集箱中間部位的筒體短節(jié)上， 導流擋板與左端部的距離分別為0 mm、300 mm、600 mm。

圖2 3 種急冷器熱端集箱導流結(jié)構示圖

1.2 物理假設

對模型的數(shù)值計算做如下假設， ①物理模型為三維對稱結(jié)構， 最外層壁面不與環(huán)境發(fā)生熱交換。 ②流體（流速較低）視為不可壓縮流體，而且流域內(nèi)流體狀態(tài)為穩(wěn)態(tài)的、充分發(fā)展的湍流。③冷卻水側(cè)有相變。

1.3 控制方程

1.3.1 通用方程

流體的控制方程為黏性流N-S 方程， 通用形式為［10］：

式中：ρ 為流體密度，u、v、w 分別為流體沿x、y、z方向的流速，φ為通用變量，Γφ,t為廣義擴散系數(shù)，Sφ為廣義源項。

1.3.2 湍流方程

湍流Realizable k-ε 模型的湍動能和耗散率方程分別為：

式中：ui為速度，μ 為流體黏度，μt為流體動力黏度，σk、σε分別為k、ε 方程的湍流普朗特數(shù)，k 為湍動能，ε 為湍動耗散率，Gk為由層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動能，Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動能，YM為可壓縮湍流中脈動擴張產(chǎn)生的波動，Sk、Sε為源項，C1、C2、C1ε、C3ε為常數(shù)。

1.3.3 傳熱方程

離散坐標輻射模型 （discrete ordinates model, DOM）［11］的傳熱方程：

式中：r 為位置向量，s 為方向向量，a 為吸收系數(shù)，σs為散射系數(shù)，σ 為斯蒂芬·玻爾茲曼常數(shù)，取值5.672×10-8W/（m2·K4），I 為輻射強度，n 為折射系數(shù)，s 為延長長度，ψ 為相位函數(shù)，Ω′為空間立體角。

DOM 模型針對三維模型進行計算時， 對空間八分體4π 空間角進行離散化。

2 新型急冷器熱端集箱模型網(wǎng)格劃分與求解

2.1 邊界條件與數(shù)值處理方法

煙氣進口速度為14.5 m/s，溫度1 500 ℃；冷卻水進口速度為0.6 m/s，溫度120 ℃。 出口均采用壓力出口，煙氣側(cè)0.3 MPa，冷卻水側(cè)為4 MPa。所有壁面均采用無滑移邊界條件， 固- 液交界壁面設置為耦合壁面，最外側(cè)壁面采用絕熱壁面，不與外界發(fā)生熱量交換。殼體材料為15CrMoR，套管材料為15CrMo，耐火隔層材料為鉻剛玉。 高溫煙氣密度0.474 kg/m3［12］，冷卻水密度951 kg/m3，4 MPa壓力時水的飽和蒸汽溫度為250.3 ℃。

數(shù)值處理方法包括， ①采用雙精度求解器，選取Realizable k-ε 方程模型， 并對壁面采用增強壁面函數(shù)處理。 ②由于高溫側(cè)的介質(zhì)是高溫煙氣，套管的換熱除了對流傳熱外， 還必須考慮煙氣的輻射換熱， 激活DOM 模型。 ③壓力和速度耦合采用coupled 算法；動量、能量、湍動能和湍流耗散率離散均采用二階迎風格式，以提高精度。

2.2 網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格無關性驗證

選取1/2 模型劃分網(wǎng)格。 在全局尺寸和局部尺寸相同的條件下，各方案的網(wǎng)格數(shù)量相當。以無導流結(jié)構模型的網(wǎng)格（圖3）為例，該網(wǎng)格數(shù)量為497.46 萬，固體區(qū)域采用全六面體網(wǎng)格，兼具較好的計算效率和精度。 流體區(qū)域采用多面體網(wǎng)格［13］，接觸面和節(jié)點數(shù)量更多，計算效率雖有降低，但具有更多的插值信息，能夠獲得更好的計算梯度和局部流動分布。

圖3 急冷器熱端集箱網(wǎng)格劃分

取冷卻水沿軸向的流速分布作為觀測變量，對模型進行網(wǎng)格無關性分析， 得到計算網(wǎng)格獨立性驗證分析曲線，見圖4。 分析圖4 可知，網(wǎng)格數(shù)量達到426 萬之后的軸向流速變化已趨于穩(wěn)定，選取450 萬網(wǎng)格作為后續(xù)計算的網(wǎng)格數(shù)量。

圖4 計算網(wǎng)格獨立性驗證

3 新型急冷器熱端傳熱性能評價方法

傳熱過程中存在沸騰傳熱溫差很低的工況時，通常需要考慮自然對流傳熱系數(shù)?？紤]到目標工況沸騰傳熱溫差較大， 自然傳熱系數(shù)在總傳熱系數(shù)中的占比非常?。s為總傳熱系數(shù)的3%），忽略自然對流傳熱系數(shù)。

將換熱管按由低到高的順序標記為管排1～管排13,將換熱管的沸騰傳熱系數(shù)按如下形式進行擬合［14］：

式中：h 為管排的沸騰傳熱系數(shù)，q 為熱通量，c 為擬合系數(shù)，d 為指數(shù)。 c、d 均隨管排位置而變。

當5.81 kW/m2≤q≤217.08 kW/m2時，c、d 按如下形式進行擬合：

式中:Y 為任意管排與管排1 的距離和管排13 與管排1 的距離之比。

4 基于不同導流結(jié)構的模擬結(jié)果及影響分析

4.1 溫度場

套管的內(nèi)管在熱端集箱內(nèi)完全浸沒于冷卻水中，液體在流動過程中受熱直至沸騰，產(chǎn)生的汽液混合物密度減小，在浮力的作用下向上運動，因此除了管束中處于下部第一排的管子外， 管束中各管排都不同程度受到來自其下部換熱管產(chǎn)生的上升氣泡的沖刷。 模擬得到了急冷器熱端集箱內(nèi)無導流結(jié)構和設置3 種導流結(jié)構情況下以溫度著色的冷卻水流線圖，見圖5。

圖5 急冷器熱端集箱內(nèi)不同導流結(jié)構情況下溫度著色冷卻水流線圖

圖5a 中， 處于上排換熱管的小部分區(qū)域和靠近左側(cè)橢圓管板（高溫煙氣入口側(cè)）過渡圓處的冷卻水溫度偏高。冷卻水從套管的環(huán)隙流入后，一部分在流動阻力的作用下流向出口分配管。 另一部分在管束中間形成中心主流， 到達左側(cè)橢圓形管板后沿壁面向周邊流動形成回流， 并在流場的下側(cè)區(qū)域產(chǎn)生一個較大的渦旋。 溫度場整體分布不均勻，邊緣區(qū)域存在流動死區(qū)。

圖5b～圖5d 所示3 種安裝導流結(jié)構的流場，在導流板與左側(cè)管板之間的區(qū)域會產(chǎn)生較大的渦旋。隨著導流板和左側(cè)管板之間距離的增大，渦旋逐漸發(fā)展、加強。 同時，高溫區(qū)域逐漸離開左側(cè)橢圓管板向熱端集箱中部移動， 并由最上排換熱管周邊區(qū)域逐漸擴展至中間甚至下排換熱管區(qū)域，強化傳熱效果顯著。

圖5d 中，流場中流體的高溫區(qū)域集中在流場的中間位置， 靠近左側(cè)管板和殼體的壁面等邊緣處的溫度顯著降低。 管板近壁區(qū)域流體溫度的降低，有利于降低管板的溫度，減少熱應力。

4.2 傳熱系數(shù)

模擬得到了熱端集箱內(nèi)的平均傳熱系數(shù)與換熱管排序號和軸向位置的關系，見圖6。

圖6 不同導流結(jié)構條件下急冷器熱端集箱內(nèi)平均傳熱系數(shù)與換熱管排序號及軸向位置關系圖

圖6a 中無導流結(jié)構的情況下， 處于中上排且靠近左側(cè)橢圓管板位置的換熱管的平均傳熱系數(shù)較高。 隨著換熱管管排數(shù)的降低以及與左側(cè)橢圓管板距離的增加，平均傳熱系數(shù)逐漸降低，且整體分布的梯度相差較大。

圖6b 和圖6c 中， 隨著流體的高溫域離開急冷器左側(cè)橢圓形管板， 靠近管板區(qū)域的平均傳熱系數(shù)呈現(xiàn)一定幅度的下降。 同時在導流結(jié)構的作用下， 位于下排的換熱管壁面的傳熱系數(shù)被顯著提升。

圖6d 中，在下排換熱管壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)被提升的同時，遠離入口側(cè)的區(qū)域（x 軸2.2～3.2 m）管束的平均傳熱系數(shù)有顯著的提升， 整體傳熱系數(shù)分布更均勻。

提取不同導流結(jié)構條件下急冷器熱端集箱內(nèi)的局部最大傳熱系數(shù)、平均傳熱系數(shù)，計算其標準差［15］、出口截面含氣率以及改變率并進行對比，見表1。

表1 不同導流結(jié)構條件下急冷器熱端集箱內(nèi)傳熱系數(shù)和出口截面含氣率對比

表1 中，相較于無導流結(jié)構，設置導流結(jié)構C的管束中的局部最大傳熱系數(shù)降低了6.06%，平均傳熱系數(shù)提高了1.98%， 傳熱系數(shù)標準差由0.94 降至0.54， 出口截面含氣率由12.87%升至19.18%。 此結(jié)果說明，導流結(jié)構C 能夠使流場內(nèi)部的局部最大傳熱系數(shù)降低， 同時能夠使平均傳熱系數(shù)提高， 流場內(nèi)的熱流密度分布因此更加均勻、穩(wěn)定。

5 結(jié)論

采用模擬軟件ANSYS-FLUENT 數(shù)值研究的方法， 對新型余熱鍋爐冷卻水的流動和傳熱特性進行模擬，并通過增設導流結(jié)構對其進行優(yōu)化，得到如下結(jié)論：

（1）通過設置不同的導流結(jié)構改變熱端集箱冷卻水的流動和傳熱特性， 導流結(jié)構能將冷卻水的高溫區(qū)域從靠近高溫煙氣進口側(cè)的橢圓管板近壁處移動至流場的中部并隨著中間導流板位置的改變擴大高溫區(qū)域。 管板近壁區(qū)域流體溫度的降低，有利于降低管板的溫度，減少熱應力。

（2）對不同高度管排的傳熱系數(shù)進行分析，相對于無導流結(jié)構的流場， 適當?shù)膶Я鹘Y(jié)構能使流場內(nèi)總傳熱系數(shù)提高，并使熱流分布更加均勻。