蒸發冷卻器的流場仿真與優化設計

鐘星立++張波++張斌

摘要： 針對蒸發冷卻技術相關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爐煤氣干法除塵系統中蒸發冷卻器的工作過程.仿真采用離散相模型（Discrete Phase Model，DPM），并在分散相液滴上應用蒸發換熱模型.通過該數值方法優化該干法除塵系統中蒸發冷卻器的噴淋布置方案，減少壁面的高溫區域，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%.

關鍵詞： 轉爐； 蒸發冷卻器； 離散相模型； 蒸發換熱模型； 噴淋布置方案； 優化

中圖分類號： TF341.1 文獻標志碼： B

0 引 言

蒸發冷卻器是一種將水冷與空冷、傳熱與傳質過程融為一體且兼有兩者之長的高效節能冷卻設備，具有結構緊湊、傳熱效率高、投資省、操作費用低，以及安裝和維護方便等優點，被廣泛應用于化工、冶金、建筑等領域.該設備的工作原理是向不飽和氣體噴灑液態水，通過水與氣體的接觸換熱以及水的蒸發吸熱迅速降低氣體溫度.

蒸發冷卻理論的形成可上溯到18世紀道爾頓提出的蒸發理論.1952年，CHUKLIN提出一種關于蒸發式冷卻器管內制冷劑冷凝設計的普遍化方法，并將蒸發冷卻技術應用于工業制冷，蒸發冷卻器從此正式走向工藝化應用階段.此后，眾多專家學者通過多種組合實驗總結出一系列傳熱膜系數的經驗公式，初步完善蒸發冷卻器的工程應用參考.[1-2]20世紀80年代以來，對蒸發冷卻器的強烈需求和計算機應用技術的飛速發展，使得蒸發冷卻理論和模擬研究達到新的高度.WEBB[3]較早推出統一的蒸發冷卻理論模型，采用不同的相關系數區分水膜的傳熱系數和通過水膜傳遞給空氣流的傳質系數.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冷卻換熱機理的準確模型.除運用傳熱傳質理論來分析蒸發冷卻過程外，BORIS[5]和QURESHI等[6]從熱力學角度研究蒸發換熱模型，在系統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過程的窘境.

盡管蒸發換熱的精確模型還有待更進一步研究，但采用現有模型的相關模擬已被大量應用，如FOUDA等[7]、QURESHI等[8]和WU等[9]都對蒸發冷卻器進行數值仿真研究.然而，目前的研究大部分都集中在空調制冷方向，對于大型的工業高溫氣體冷卻研究較少.本文針對目前鋼鐵冶金領域廣泛應用的轉爐煤氣干法除塵系統中的蒸發冷卻器進行仿真分析，并對該系統特有的流場結構下的噴淋布置方案進行優化.

1 數值方法

轉爐煤氣干法除塵系統是指在轉爐鋼水吹煉過程中，煙氣由活動煙罩捕集并經余熱鍋爐冷卻至1 273 K左右的轉爐煤氣，首先進入蒸發冷卻器降溫、調質和粗除塵，溫度降至473 K左右后，進入靜電除塵器進行精除塵；經過精除塵后的煤氣，根據其品質及生產狀況回收或放散.[10]在該系統的蒸發冷卻器中，高壓液態水經設備入口附近的噴槍噴灑到高溫氣體中，高壓作用下的液態水在噴口形成霧化液滴.此過程中液態水滴所占體積很小，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用蒸發換熱模型，在DPM中選擇霧化器模型.

1.1 連續相控制方程

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模型

當液滴溫度低于蒸發溫度時，采用熱平衡方程關聯液滴溫度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、質量和動量的得失，并將這些量作用于隨后的連續相計算中.交替求解離散相與連續相的控制方程，直到二者均收斂為止，實現雙向耦合計算.

2 應用算例

2.1 計算模型

以某鋼廠200 t級轉爐蒸發冷卻器為研究對象，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.蒸發冷卻器三維模型及網格劃分示意見圖1.

按照傳統設計方法，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.

計算網格采用完全結構化網格，對噴嘴附近區域局部加密，網格數約為120萬個，最小網格尺寸約10 mm，遠小于噴嘴直徑.

由于系統龐大，蒸發冷卻器被布置在一個180°的管道彎頭后，進入蒸發冷卻器的氣流受此彎頭影響會明顯向彎管外側偏斜，傳統噴槍均勻布置方案必然無法達到理想的冷卻效果，因此必須優化設計蒸發冷卻器上18個噴槍的霧化噴口方案，保證蒸發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，還要盡量減少蒸發冷卻器上端壁面的高溫（>573 K）區域，以減少該區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），導熱系數為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）水流質量入口12.795 18 kg/s，18個噴槍均分該水量；（2）根據設備廠家提供的參數，蒸發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 計算結果及分析

對不噴灑液滴情況下的蒸發冷卻器流場進行仿真，結果見圖3.由此可知：蒸發冷卻器入口前的U型彎管對煤氣的速度分布產生很大影響，導致煤氣流量在蒸發冷卻器入口截面上分布不均勻，流動在彎管外側明顯較強而在內側很弱，這就要求在流動較強一側設置更大的噴淋量.

通過反復調整噴槍布置并對比仿真結果，得到一種優化方案，見圖4.圖中編號對應的線條代表噴槍的位置和插入深度（具體數值見表1）.該優化方案的模擬結果見圖5，噴槍在蒸發冷卻器右側密集，使得右側高溫得到一定緩解，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，高溫區域集中在蒸發冷卻器入口下方7 m的范圍內.

優化前后截面y=-9 m和出口的溫度場比較見圖6和7.優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：通過仿真優化，截面溫度不均勻性得到明顯改善，出口處溫度由優化前的473±40 K，縮小至473±9 K范圍以內，滿足473±20 K的設計要求；出口截面左側溫度高于右側，說明如果進一步增強右側的噴淋強度，雖然可以減少蒸發冷卻器壁面高溫區域，但出口右側的溫度可能會過低，甚至有可能導致機械水的產生，不滿足設計要求.優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，沒有碰到內壁，不易引起濕壁和積灰結垢.

3 結 論

采用DPM對轉爐干法除塵系統中蒸發冷卻器的工作過程進行模擬，成功將蒸發換熱模型施加在離散液滴上.通過該數值方法對某干法除塵系統中蒸發冷卻器的噴淋布置方案進行優化，蒸發冷卻器出口溫度偏差范圍由原設計方案的18.6%降低至3.4%，滿足473±20 K設計要求；同時，蒸發冷卻器壁面的高溫區域減小，從而降低制造成本，提高系統的運行性能.

需要指出的是，由于工程尚未投產，缺乏實際生產運行數據，本文采用的數值計算方法有待進一步確認.待條件成熟，可結合測試數據對該方法進行驗證與優化，為未來蒸發冷卻器的持續改進與方案創新提供支撐.

參考文獻：

[1] 朱冬生， 涂愛民， 蔣翔， 等. 蒸發式冷凝冷卻設備的研究狀況及其應用前景分析[J]. 化工進展， 2007， 26（10）： 1404-1409. DOI： 10.3321/j.issn：1000-6613.2007.10.008.

ZHU D S， TU A M， JIANG X， et al. Research progress and application prospect analysis of evaporative condensing/cooling equipment[J]. Chemical Industry and Engineering Progress， 2007， 26（10）： 1404-1409. DOI： 10.3321/j.issn：1000-6613.2007.10.008.[2] 尾花英郎. 熱交換器設計手冊[M]. 3 版. 徐中全，譯.北京： 化學工業出版社， 1973： 300-355.

[3] WEBB R L. A unified theoretical treatment of thermal analysis of cooling towers， evaporative condensers， and fluid coolers[J]. ASHRAE Transactions， 1984（90）： 398-415.

[4] PASCAL S， DOMINIQUE M. Simplified model for indirect contact evaporative cooling-tower behavior[J]. Applied Energy， 2004， 78（4）： 433-451. DOI： 10.1016/j.apenergy.2003.09.004.

[5] BORIS H. A general mathematical model of evaporative cooling devices[J]. Revue Generale de Thermique， 1998， 37（4）： 245-255. DOI： 10.1016/S0035-3159（98）80092-5.

[6] QURESHI B A， ZUBAIR S M. Second-law-based performance evaluation of cooling towers and evaporative heat exchangers[J]. International Journal of Thermal Sciences， 2007， 46（2）： 188-198. DOI： 10.1016/j.ijthermalsci.2006.04.014.

[7] FOUDA A， MELIKYAN Z. A simplified model for analysis of heat and mass transfer in a direct evaporative cooler[J]. Applied Thermal Engineering， 2011， 30（5）： 932-936. DOI： 10.1016/j.applthermaleng.2010.11.016.

[8] QURESHI B A， ZUBAIR S M. Prediction of evaporation loss in evaporative fluid coolers[J]. Applied Thermal Engineering， 2007， 27（2）： 520-527. DOI： 10.1016/j.applthermaleng.2006.06.008.

[9] WU J M， HUANG X， ZHANG H. Numerical investigation on the heat and mass transfer in a direct evaporative cooler[J]. Applied Thermal Engineering， 2009， 29（1）： 195-201. DOI： 10.1016/j.applthermaleng.2008.02.018.

[10] 張斌， 王北南. 轉爐煤氣干法除塵在國內的應用[J]. 中國科技信息， 2011（22）： 114-114. DOI： 10.3969/j.issn.1001-8972.2011.22.067.

ZHANG B， WANG B N. Application of converter gas dry dedusting system in china[J]. China Science and Technology Information， 2011（22）： 114-115. DOI： 10. 3969/j.issn.1001-8972.2011.22.067.

[11] 楊世銘， 陶文銓. 傳熱學[M]. 4版. 北京： 高等教育出版社， 2006： 13-237.

[12] 車得福， 李會雄. 多相流及其應用[M]. 西安： 西安通大學出版社， 2007： 64-80.