新型余熱鍋爐冷卻水流動及傳熱特性模擬和優(yōu)化

王風(fēng)錄， 虞 斌， 呂 林， 田一皓

（南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院， 江蘇南京 211816）

余熱鍋爐能夠大幅提高工業(yè)等領(lǐng)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(yīng)力。 熱應(yīng)力會直接導(dǎo)致火管疲勞和裂縫， 工藝運(yùn)行廢熱鍋爐高溫氣體進(jìn)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(jìn)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(jìn)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(qiáng)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(dǎo)致超溫?zé)埽?因此從強(qiáng)化傳熱和流動方面對廢熱鍋爐管板冷卻室進(jìn)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(shè)計問題， 采用一種基于熱負(fù)荷分布的節(jié)流圈設(shè)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(fù)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(chǔ)上， 對新型急冷余熱鍋爐冷卻水的流動和傳熱特性進(jìn)行模擬， 并通過在高溫?zé)煔馊肟趥?cè)的熱端集箱內(nèi)設(shè)置不同的導(dǎo)流結(jié)構(gòu)來改善冷卻水溫度場的分布情況，達(dá)到強(qiáng)化傳熱的效果。

1 新型急冷器熱端集箱導(dǎo)流結(jié)構(gòu)模型與計算假設(shè)

1.1 幾何模型

急冷器熱端集箱局部結(jié)構(gòu)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?zé)煔馊肟谥睆? m， 入口壁面耐火隔層厚度75 mm，入口保護(hù)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(gòu)平面示圖

設(shè)計3 種方案優(yōu)化圖1 中急冷器熱端集箱導(dǎo)流結(jié)構(gòu),見圖2。 導(dǎo)流結(jié)構(gòu)安裝在熱端集箱中間部位的筒體短節(jié)上， 導(dǎo)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)示圖

1.2 物理假設(shè)

對模型的數(shù)值計算做如下假設(shè)， ①物理模型為三維對稱結(jié)構(gòu)， 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(kuò)散系數(shù)，Sφ為廣義源項(xiàng)。

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(kuò)張產(chǎn)生的波動，Sk、Sε為源項(xiàng)，C1、C2、C1ε、C3ε為常數(shù)。

1.3.3 傳熱方程

離散坐標(biāo)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(qiáng)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(jìn)行計算時， 對空間八分體4π 空間角進(jìn)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(jìn)口速度為14.5 m/s，溫度1 500 ℃；冷卻水進(jìn)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(shè)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?zé)煔饷芏?.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(qiáng)壁面函數(shù)處理。 ②由于高溫側(cè)的介質(zhì)是高溫?zé)煔?，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(fēng)格式，以提高精度。

2.2 網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)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(dāng)。以無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(diǎn)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(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析， 得到計算網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證分析曲線，見圖4。 分析圖4 可知，網(wǎng)格數(shù)量達(dá)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(dú)立性驗(yàn)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(biāo)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(biāo)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(jìn)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(dāng)5.81 kW/m2≤q≤217.08 kW/m2時，c、d 按如下形式進(jìn)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(yùn)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)和設(shè)置3 種導(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)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?zé)煔馊肟趥?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(dá)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)的流場，在導(dǎo)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(dǎo)流板和左側(cè)管板之間距離的增大，渦旋逐漸發(fā)展、加強(qiáng)。 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(kuò)展至中間甚至下排換熱管區(qū)域，強(qiáng)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(yīng)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(guān)系，見圖6。

圖6 不同導(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(guān)系圖

圖6a 中無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(yuǎn)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(biāo)準(zhǔn)差［15］、出口截面含氣率以及改變率并進(jìn)行對比，見表1。

表1 不同導(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)，設(shè)置導(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(biāo)準(zhǔn)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(dǎo)流結(jié)構(gòu)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(jìn)行模擬，并通過增設(shè)導(dǎo)流結(jié)構(gòu)對其進(jìn)行優(yōu)化，得到如下結(jié)論：

（1）通過設(shè)置不同的導(dǎo)流結(jié)構(gòu)改變熱端集箱冷卻水的流動和傳熱特性， 導(dǎo)流結(jié)構(gòu)能將冷卻水的高溫區(qū)域從靠近高溫?zé)煔膺M(jìn)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(dǎo)流板位置的改變擴(kuò)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(yīng)力。

（2）對不同高度管排的傳熱系數(shù)進(jìn)行分析，相對于無導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的流場， 適當(dāng)?shù)膶?dǎo)流結(jié)構(gòu)能使流場內(nèi)總傳熱系數(shù)提高，并使熱流分布更加均勻。