基于FLUENT水夾套上升管換熱的數(shù)值模擬研究

-PAGE7-附件：焦?fàn)t上升管換熱器熱工過程的數(shù)值模擬研究引言能源是人類社會(huì)生存和發(fā)展的重要基礎(chǔ)，我國能源利用效率低，節(jié)能潛力巨大。隨著化石燃料的日益枯竭和環(huán)境問題的日漸嚴(yán)峻，余熱回收利用技術(shù)將成為節(jié)能領(lǐng)域研究的重要課題。目前，鋼鐵行業(yè)節(jié)能已取得了重大進(jìn)展，主要節(jié)能技術(shù)包括：高爐爐頂余壓發(fā)電技術(shù)、高爐煤氣綜合利用技術(shù)、轉(zhuǎn)爐煤氣回收利用技術(shù)、工業(yè)爐窯綜合節(jié)能技術(shù)、干熄焦技術(shù)等ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>關(guān)山</Author><Year>2004</Year><RecNum>88</RecNum><DisplayText>[1]</DisplayText><record><rec-number>88</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="05ftrrez3fdtanef2f259wakx22p0pzrrde9">88</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>關(guān)山</author></authors></contributors><titles><title>積極發(fā)展鋼鐵行業(yè)重點(diǎn)節(jié)能技術(shù)</title><secondary-title>中國科技投資</secondary-title></titles><periodical><full-title>中國科技投資</full-title></periodical><pages>31-32</pages><volume>08期</volume><dates><year>2004</year></dates><urls></urls></record></Cite></EndNote>[\o"關(guān)山,2004#88"1]。但是，該行業(yè)能源浪費(fèi)依然巨大，余熱利用率為40%—50%，余熱浪費(fèi)主要集中在高爐渣、轉(zhuǎn)爐渣、荒煤氣，其中高爐渣、轉(zhuǎn)爐渣的余熱回收技術(shù)已相對成熟，荒煤氣余熱回收利用依然處于探索發(fā)展階段。如果我們可以在這方面先行一步，開發(fā)出創(chuàng)新高效的荒煤氣余熱回收技術(shù)方案，一定能夠?yàn)槠髽I(yè)帶來顯著的經(jīng)濟(jì)和環(huán)保效益。安徽工業(yè)大學(xué)承接了寶鋼的“荒煤氣換熱器內(nèi)壁納米不粘涂層工藝開發(fā)與應(yīng)用研究”項(xiàng)目，該項(xiàng)目的目標(biāo)是：開發(fā)出防結(jié)焦納米涂層的大工件噴涂工藝；在1根上升管取熱裝置上噴涂防結(jié)焦納米涂層，進(jìn)行工藝試驗(yàn)。在本課題中，換熱器技術(shù)已經(jīng)非常成熟，而帶有納米涂層的換熱器技術(shù)仍在開發(fā)中。與傳統(tǒng)的換熱器相比，帶有納米涂層的換熱器對壁溫的控制要求更高，為控制壁溫則需要對換熱器上升管內(nèi)的換熱規(guī)律進(jìn)行深入的研究，為此，本文針對焦?fàn)t上升管、換熱器上升管內(nèi)部的換熱規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，為解決課題中的若干問題提供了技術(shù)參考。基于FLUENT的上升管建模2.1焦?fàn)t上升管系統(tǒng)的組成及原理圖2-1焦?fàn)t上升管、集氣管示意圖從炭化室出來的荒煤氣經(jīng)上升管、橋管進(jìn)入集氣管，降溫后再進(jìn)入初冷器等設(shè)備依次凈化制備化學(xué)產(chǎn)品。上升管是在焦?fàn)t爐頂用以導(dǎo)出炭化室內(nèi)荒煤氣的設(shè)備，由筒體、橋管和翻板座(水封閥閥體)構(gòu)成，結(jié)構(gòu)如圖2-1所示。上升管筒體是用鑄鐵或鋼板焊成的圓筒，內(nèi)襯粘土磚。如果制成帶有夾套的上升管，則需要在夾套內(nèi)通水或有機(jī)熱載體，以回收荒煤氣顯熱。橋管上部設(shè)有水封蓋和高壓氨水噴嘴，用以噴入熱氨水，借助于氨水蒸發(fā)冷卻荒煤氣。當(dāng)往炭化室內(nèi)裝煤時(shí)，利用氨水噴射時(shí)產(chǎn)生的負(fù)壓引導(dǎo)荒煤氣進(jìn)入集氣管，以減少由裝煤孔逸散的煙氣。2.2焦?fàn)t上升管結(jié)構(gòu)模型的建立和網(wǎng)格劃分2.2.1幾何模型的建立本文的焦?fàn)t上升管、集氣管系統(tǒng)的原理圖如圖2-1所示，本節(jié)選取該圖中的上升管管段作為研究對象，該結(jié)構(gòu)模型中的管壁內(nèi)部襯有耐火磚，這與現(xiàn)場的實(shí)際情況相符，但由于現(xiàn)場焦?fàn)t上升管的內(nèi)徑為400mm，而換熱器上升管內(nèi)徑為500mm且管內(nèi)無耐火磚，于是我們針對焦?fàn)t上升管分別建立內(nèi)徑為400mm和500mm兩種無換熱器上升管結(jié)構(gòu)模型，如下圖2-2所示。圖2-2焦?fàn)t上升管模型圖2-3焦?fàn)t上升管余熱回收系統(tǒng)現(xiàn)場照片圖2-3是我們在現(xiàn)場拍攝的即將在寶鋼安裝使用的上升管余熱回收系統(tǒng)的照片，本文選取該系統(tǒng)作為換熱器上升管的原始模型，采用現(xiàn)場測量的設(shè)計(jì)尺寸作為該模型的結(jié)構(gòu)尺寸，建立了如下圖2-4所示的結(jié)構(gòu)模型。圖2-4換熱器上升管的結(jié)構(gòu)模型圖2-5紅外攝像圖2-5是在鋼廠現(xiàn)場拍攝的焦?fàn)t上升管紅外攝像照片，本文將采用內(nèi)徑為400mm的無換熱器上升管結(jié)構(gòu)模型的數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場紅外攝像進(jìn)行對比，以驗(yàn)證模型的可靠性；而采用內(nèi)徑為500mm的無換熱器上升管結(jié)構(gòu)模型的數(shù)值模擬結(jié)果與換熱器上升管的換熱情況進(jìn)行對比分析，以研究焦?fàn)t上升管、換熱器上升管內(nèi)部的換熱規(guī)律。2.2.2網(wǎng)格劃分本節(jié)在上一節(jié)建立的結(jié)構(gòu)模型基礎(chǔ)上，采用ICEM軟件畫出網(wǎng)格，并采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格對模型進(jìn)行了網(wǎng)格劃分。圖2-6是本文數(shù)值模擬的網(wǎng)格劃分示意圖，該圖是內(nèi)徑為500mm的焦?fàn)t上升管網(wǎng)格劃分結(jié)果，而內(nèi)徑為400mm的焦?fàn)t上升管和換熱器上升管也是按照這種方法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，此處不再作一一列舉。為了提高計(jì)算的精度，本文還對管內(nèi)壁面處的網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密處理，從而提高了計(jì)算的效率。圖2-6荒煤氣余熱回收系統(tǒng)網(wǎng)格劃分示意圖將畫好的網(wǎng)格在導(dǎo)入Fluent中計(jì)算前還需要對網(wǎng)格質(zhì)量進(jìn)行檢測，若檢測結(jié)果符合計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，則可以使用，圖2-7表示網(wǎng)格質(zhì)量檢測圖，從圖中可以看出網(wǎng)格檢測質(zhì)量大于0.7，說明網(wǎng)格質(zhì)量良好，滿足計(jì)算精度的要求，故可以用來進(jìn)行計(jì)算。圖2-7網(wǎng)格質(zhì)量檢測圖圖2-8表示網(wǎng)格導(dǎo)入FLUENT后的整體效果，在導(dǎo)入網(wǎng)格后便可以進(jìn)行FLUENT邊界條件、物性參數(shù)等的相關(guān)設(shè)置。圖2-8網(wǎng)格劃分的整體示意圖2.3工況分析在進(jìn)行模擬工作前，還需要確定數(shù)值模擬的工況條件，以下是某鋼廠連續(xù)18h監(jiān)測的焦?fàn)t上升管溫度、流量隨結(jié)焦時(shí)間的變化趨勢圖，本文中我們將參考該監(jiān)測曲線來確定數(shù)值模擬的工況條件。圖2-9荒煤氣進(jìn)口溫度、流量隨結(jié)焦時(shí)間的變化ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>楊仕杰</Author><Year>2013</Year><RecNum>68</RecNum><DisplayText>[2]</DisplayText><record><rec-number>68</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="05ftrrez3fdtanef2f259wakx22p0pzrrde9">68</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>楊仕杰</author><author>郁鴻凌</author><author>林友斌</author><author>沈丹丹</author><author>王美清</author><author>陳夢潔</author></authors></contributors><titles><title>一種焦?fàn)t上升管荒煤氣余熱回收方法及試驗(yàn)</title><secondary-title>能源研究與信息</secondary-title></titles><periodical><full-title>能源研究與信息</full-title></periodical><pages>214-217</pages><volume>29</volume><number>4</number><dates><year>2013</year></dates><urls></urls></record></Cite></EndNote>[\o"楊仕杰,2013#68"2]從圖2-9可以看出隨著結(jié)焦時(shí)間的變化，荒煤氣出口溫度呈現(xiàn)先緩慢上升再下降的過程，在0-18h內(nèi)荒煤氣進(jìn)口溫度在650-800℃之間變化；流量在整個(gè)結(jié)焦過程中則呈現(xiàn)不斷下降的過程，但在8-12h出現(xiàn)一個(gè)臺(tái)階，可由圖觀測流量大致在0-800Nm3/h之間變化。本文中荒煤氣的入口邊界條件設(shè)置為速度進(jìn)口，因此需要將標(biāo)況流量換算成工況速度，折算公式如下所示：理想氣體狀態(tài)方程：，而工況與標(biāo)況換算公式：，由此得出：工況流量（2-1）式中：-標(biāo)況壓力，單位KPa，以標(biāo)準(zhǔn)大氣壓取值=101.325KPa；-標(biāo)況流量，單位m3/h；-標(biāo)況溫度，單位K，取值273.15K（即0℃）；-工況壓力，單位KPa，近似按標(biāo)準(zhǔn)大氣壓取值=101.325KPa；-工況流量，單位m3/h；-工況溫度，單位K。采用上述折算公式，經(jīng)過折算得到一個(gè)煉焦周期內(nèi)荒煤氣進(jìn)口流量、速度、溫度的數(shù)據(jù)如下表2-1所示：表2-1數(shù)值模擬的工況條件結(jié)焦時(shí)間（h）標(biāo)流量（Nm3/h)流量（m3/h)速度（m/s）進(jìn)口溫度（℃）進(jìn)口溫度（K）179029606.55690963277228936.4706979375028106.22718991472527176.01726999570026235.87381011666024735.477491022758021734.817571030850518924.197681041958521924.8578910621050018744.1480010731154520424.5282110941258021734.8184511181349018364.0686311361436013492.988801153152107871.748321105161003750.837761049表2-1表示上升管中荒煤氣進(jìn)口流量和溫度隨著結(jié)焦時(shí)間的變化情況，在數(shù)值模擬的過程中，為了研究荒煤氣進(jìn)口速度對上升管內(nèi)部換熱的影響，我們選取結(jié)焦時(shí)間為1、7、14、16h時(shí)的工況作為荒煤氣入口邊界條件，如下表2-2所示；此外，在參考其他荒煤氣相關(guān)文獻(xiàn)時(shí)，荒煤氣的進(jìn)口溫度一般為750℃左右，所以在模擬中將荒煤氣進(jìn)口溫度統(tǒng)一設(shè)置為750℃；而在研究焦?fàn)t一個(gè)煉焦周期內(nèi)的規(guī)律時(shí)則采取表2-1的速度、溫度入口邊界條件，且由于在煉焦周期第17、18h時(shí)進(jìn)口流量約為0，因此我們主要研究1-16h的換熱規(guī)律。表2-2數(shù)值模擬的工況條件結(jié)焦時(shí)間（h）標(biāo)流量（Nm3/h)流量（m3/h)速度（m/s）179029606.55758021734.811436013492.98161003750.83通過查找資料，分別得到水蒸汽、高壓水、導(dǎo)熱油的邊界條件如下：水蒸汽的進(jìn)口速度為10m/s，進(jìn)口溫度為100℃，出口壓力為101.33kPa；高壓水的進(jìn)口速度為0.01m/s，但由于我們開發(fā)的高溫涂層的適用范圍為120-300℃，當(dāng)工質(zhì)水的溫度過低時(shí)會(huì)導(dǎo)致涂層不適用，因而將工質(zhì)水的進(jìn)口溫度設(shè)為104℃，且將工質(zhì)水的出口壓力設(shè)置為0.4MPa，以防止工質(zhì)水蒸發(fā)；導(dǎo)熱油的進(jìn)口速度為0.01m/s，進(jìn)口溫度為80℃，出口壓力為100kPa。2.4求解設(shè)置2.4.1物理模型的選擇在焦?fàn)t荒煤氣顯熱回收過程中，有荒煤氣對換熱管道的對流換熱，還有荒煤氣中一些氣體成分對換熱管道的輻射換熱，所以在進(jìn)行模擬計(jì)算時(shí)需要同時(shí)考慮輻射和對流兩種形式。計(jì)算中的模型光學(xué)厚度小于1，且考慮到Do模型在所有場合都能使用，精度相對較高，因此輻射計(jì)算模型選用Do模型。對流模型選取時(shí)，荒煤氣的馬赫數(shù)0.004<Ma<0.01，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于0.3，故可以把荒煤氣在受熱面中的流動(dòng)看作不可壓縮流體的流動(dòng)。又經(jīng)計(jì)算荒煤氣的Re=26724，大于2300的臨界值，故荒煤氣的流動(dòng)可以看作為湍流流動(dòng)，則流動(dòng)模型選為標(biāo)準(zhǔn)湍流模型。2.4.2物性參數(shù)的設(shè)置本文的計(jì)算模型中涉及到荒煤氣、換熱介質(zhì)、耐火材料、管壁材料的物性參數(shù)設(shè)置。一般情況下荒煤氣進(jìn)口溫度為750℃，因此，我們參照文獻(xiàn)《焦?fàn)t荒煤氣物性參數(shù)的研究》中的表4選取荒煤氣的物性參數(shù)，而上升管換熱器的殼體和夾套的材料為Q345R，此外，我們還通過查找相關(guān)資料設(shè)置水蒸汽、液態(tài)水、導(dǎo)熱油和耐火材料的物性參數(shù)，各個(gè)材料的物性參數(shù)如表2-3所示。表2-3材料的物性參數(shù)荒煤氣管壁水蒸氣液態(tài)水導(dǎo)熱油耐火材料密度ρ/(kg/m3)0.4780300.55998.28301300等壓比熱cp/(j/(kg.k)1702502.4841822050750導(dǎo)熱系數(shù)λ/(w/(m.k)0.216.270.0260.60.1350.407動(dòng)力粘度η/(kg/(m.s)2.61E-051.34E-051.00E-033.32E-03注：荒煤氣的吸收系數(shù)和散射系數(shù)分別為0.9、0.81/m。在表2-3中，焦?fàn)t上升管中荒煤氣的物性參數(shù)采用的是定物性參數(shù)的方式處理的，而在《FLUENT14.0超級(jí)學(xué)習(xí)手冊》中的“煙道內(nèi)煙氣對流輻射換熱的數(shù)值模擬”實(shí)例中，高溫?zé)煔獾奈镄詤?shù)則是采用變物性參數(shù)的方式處理的；因此，本節(jié)中我們將參照該實(shí)例中煙氣物性參數(shù)的處理方法，針對荒煤氣的物性參數(shù)分別采取定參數(shù)和變參數(shù)的處理方式進(jìn)行對比研究，以選取最佳的處理方式。表2-4表示文獻(xiàn)《焦?fàn)t荒煤氣物性參數(shù)的研究》中荒煤氣的物性參數(shù)隨溫度變化的數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，在FLUENT中，荒煤氣各個(gè)物性參數(shù)隨溫度變化的公式為：（2-2）式中：-荒煤氣的密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、動(dòng)力黏度、吸收系數(shù)；-常系數(shù)；-溫度，單位K。表2-4荒煤氣物性參數(shù)文獻(xiàn)計(jì)算值A(chǔ)DDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>岳益鋒</Author><Year>2012</Year><RecNum>23</RecNum><DisplayText>[3]</DisplayText><record><rec-number>23</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="05ftrrez3fdtanef2f259wakx22p0pzrrde9">23</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>岳益鋒</author><author>張忠孝</author><author>胡廣濤</author></authors></contributors><titles><title>焦?fàn)t荒煤氣物性參數(shù)的研究</title><secondary-title>潔凈煤技術(shù)</secondary-title></titles><periodical><full-title>潔凈煤技術(shù)</full-title></periodical><pages>61-64</pages><volume>18</volume><number>4</number><dates><year>2012</year></dates><urls></urls></record></Cite></EndNote>[\o"岳益鋒,2012#23"3]溫度（℃）10013.69.01.35620015.910.71.42030017.912.31.49940019.813.91.57550021.615.21.64860023.516.81.71870025.418.51.75580027.220.01.801我們依據(jù)表2-4中動(dòng)力黏度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容的數(shù)據(jù)，采用Matlab軟件分別回歸出上述三個(gè)荒煤氣物性參數(shù)的多項(xiàng)式；而荒煤氣的吸收系數(shù)則參考“煙道內(nèi)煙氣對流輻射換熱的數(shù)值模擬”實(shí)例中煙氣吸收系數(shù)的處理方式進(jìn)行設(shè)定；通過查找文獻(xiàn)，荒煤氣密度在680℃時(shí)為0.194kg/m3ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>趙國強(qiáng)</Author><Year>2014</Year><RecNum>89</RecNum><DisplayText>[4]</DisplayText><record><rec-number>89</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="05ftrrez3fdtanef2f259wakx22p0pzrrde9">89</key></foreign-keys><ref-typename="Thesis">32</ref-type><contributors><authors><author>趙國強(qiáng)</author></authors></contributors><titles><title>荒煤氣性質(zhì)研究與余熱綜合利用</title></titles><dates><year>2014</year></dates><publisher>大連理工大學(xué)</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[\o"趙國強(qiáng),2014#89"4]，根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，得出荒煤氣的密度與溫度的關(guān)系式為，采用Matlab軟件依據(jù)該關(guān)系式擬合出密度的多項(xiàng)式；綜上，荒煤氣各物性參數(shù)多項(xiàng)式中的常數(shù)項(xiàng)結(jié)果如下表2-5所示。表2-5荒煤氣物性參數(shù)多項(xiàng)式中的常數(shù)項(xiàng)動(dòng)力粘度項(xiàng)導(dǎo)熱系數(shù)項(xiàng)比熱容項(xiàng)吸收系數(shù)項(xiàng)密度項(xiàng)a06.12E-060.0471272.32-0.0510.6314a11.98E-081.37E-040.423.84E-04-0.0005a2-1.69E-07通過對荒煤氣的物性參數(shù)分別采用定參數(shù)與變參數(shù)的形式進(jìn)行數(shù)值模擬，得到結(jié)果如下圖2-10所示，對比發(fā)現(xiàn)變物性參數(shù)的結(jié)果相較于定物性參數(shù)，其出口直徑方向上速度分布的總體趨勢略小于定物性參數(shù)的結(jié)果，變物性參數(shù)的結(jié)果更符合管道內(nèi)流體速度場分布的規(guī)律，因此，我們將采取荒煤氣變物性參數(shù)的處理方式進(jìn)行模擬。圖2-10荒煤氣變與定物性參數(shù)條件下管出口直徑方向上速度分布趨勢圖2.4.3邊界條件的設(shè)置數(shù)值模擬求解時(shí)入口邊界條件采用速度進(jìn)口邊界條件，出口采用壓力出口邊界條件，與大氣接觸的壁面邊界條件采用對流換熱壁面邊界條件，管內(nèi)部壁面采用耦合壁面邊界條件。針對三種情況下的上升管與焦?fàn)t一個(gè)煉焦周期內(nèi)換熱規(guī)律研究時(shí)具體的邊界條件設(shè)定如下：無換熱器上升管：荒煤氣進(jìn)口溫度為750℃，進(jìn)口速度采取工況分析中的結(jié)果，出口壓力為120Pa；與空氣接觸的管外壁面對流換熱系數(shù)設(shè)置為10W/（m2·k），大氣溫度為300K；荒煤氣與耐火材料、耐火材料與管壁接觸的壁面條件設(shè)置考慮熱固耦合，并考慮輻射換熱；水蒸汽換熱器上升管：荒煤氣進(jìn)口溫度為750℃，進(jìn)口速度采取工況分析中的結(jié)果，出口壓力為120Pa；夾套內(nèi)的水蒸汽進(jìn)口速度為10m/s，進(jìn)口溫度為100℃，出口壓力為101.33kPa；與空氣接觸的管外壁面對流換熱系數(shù)設(shè)置為10W/(m2·k），大氣溫度為300K；荒煤氣、換熱介質(zhì)與管壁接觸的壁面條件設(shè)置考慮熱固耦合，并考慮輻射換熱；水換熱器上升管：荒煤氣進(jìn)口溫度為750℃，進(jìn)口速度采取工況分析中的結(jié)果，出口壓力為120Pa；夾套內(nèi)的工質(zhì)水進(jìn)口速度為0.01m/s，進(jìn)口溫度為104℃，出口壓力為0.4MPa；與空氣接觸的管外壁面對流換熱系數(shù)設(shè)置為10W/(m2·k），大氣溫度為300K；荒煤氣、換熱介質(zhì)與管壁接觸的壁面條件設(shè)置考慮熱固耦合，并考慮輻射換熱；在焦?fàn)t一個(gè)煉焦周期內(nèi)上升管換熱規(guī)律的研究中，荒煤氣的進(jìn)口溫度與進(jìn)口速度采用3.3節(jié)中表3-1的工況分析結(jié)果設(shè)定，水蒸汽和高壓水的邊界條件采取本節(jié)第2、3條的方式設(shè)定，導(dǎo)熱油的進(jìn)口溫度為80℃，進(jìn)口速度為0.01m/s，出口壓力為100kPa。2.4.4控制方程的離散與求解本文中的數(shù)值模擬計(jì)算采用的是SIMPLE算法，即求解壓力—速度耦合ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>Patankar</Author><Year>1984</Year><RecNum>86</RecNum><DisplayText>[5]</DisplayText><record><rec-number>86</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="05ftrrez3fdtanef2f259wakx22p0pzrrde9">86</key></foreign-keys><ref-typename="Generic">13</ref-type><contributors><authors><author>Patankar,SV</author></authors></contributors><titles><title>傳熱與流體流動(dòng)的數(shù)值計(jì)算</title></titles><dates><year>1984</year></dates><publisher>北京:科學(xué)出版社</publisher><urls></urls></record></Cite></EndNote>[\o"Patankar,1984#86"5]。其中動(dòng)量方程、能量方程、湍動(dòng)能和湍流耗散率的離散化均是采用二階迎風(fēng)格式。一般情況下，F(xiàn)LUENT軟件默認(rèn)的欠松弛因子為最優(yōu)值，但對于某些具體的問題，為了加速收斂，可以適當(dāng)減小欠收斂因子。本文在計(jì)算過程中對欠松弛因子的設(shè)置做了若干次的調(diào)整，結(jié)果表明，適當(dāng)?shù)臏p小動(dòng)量、湍動(dòng)能和湍流耗散率項(xiàng)的欠松弛因子對于加快收斂和減少壓力出口的回流具有較為明顯的改善。2.4.5收斂準(zhǔn)則FLUENT中采用的收斂準(zhǔn)則是以殘差為基準(zhǔn)的，本文自定義的收斂準(zhǔn)則是：對于連續(xù)性方程和能量方程的殘差均達(dá)到10-5，其余各項(xiàng)殘差要求小于10-4。計(jì)算過程中除監(jiān)測各項(xiàng)殘差變化外，同時(shí)還監(jiān)測了荒煤氣與工質(zhì)出口截面上的平均溫度變化情況，另外也對管內(nèi)壁面的平均溫度進(jìn)行了監(jiān)測，最終的計(jì)算結(jié)果顯示各項(xiàng)殘差滿足自定義的收斂性要求，各監(jiān)視量的值均達(dá)到穩(wěn)定。數(shù)值模擬與結(jié)果分析3.1焦?fàn)t上升管模擬的驗(yàn)證為了驗(yàn)證前一章中所建立計(jì)算模型的可靠性，在本節(jié)中我們將結(jié)合CFD軟件Fluent，選用標(biāo)準(zhǔn)湍流模型和Do輻射模型進(jìn)行數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果與現(xiàn)場紅外攝像的結(jié)果進(jìn)行對比，以驗(yàn)證模型的可靠性。在FLUENT計(jì)算時(shí)主要考慮耐火材料、荒煤氣、換熱介質(zhì)等物性參數(shù)的設(shè)置，以及邊界條件的設(shè)置，其中耐火材料、管壁的物性參數(shù)的設(shè)置包括密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)；荒煤氣、換熱介質(zhì)的物性參數(shù)設(shè)置包括密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)和動(dòng)力黏度；邊界條件包括速度入口和壓力出口的設(shè)置。通過FLUENT模擬計(jì)算，得到了如圖3-1所示的荒煤氣出口平均溫度的計(jì)算收斂曲線。圖3-1荒煤氣出口平均溫度收斂曲線圖3-1是通過數(shù)值模擬計(jì)算得到的迭代收斂曲線，隨著計(jì)算步驟的增加，荒煤氣出口平均溫度最終趨于穩(wěn)定值，滿足計(jì)算的收斂條件，同時(shí)我們也得到上升管外壁面平均溫度的計(jì)算收斂曲線如圖3-2所示。圖3-2管外壁面平均溫度收斂曲線為驗(yàn)證本次數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，我們采用現(xiàn)場采集的焦?fàn)t上升管紅外攝像溫度分布圖與數(shù)值模擬溫度場分布云圖對比的方法進(jìn)行驗(yàn)證。下圖3-3、圖3-4、圖3-5分別是在馬鋼拍攝的焦?fàn)t上升管現(xiàn)場照片、紅外攝像照片、數(shù)值模擬的上升管縱截面溫度場分布云圖。圖3-3焦?fàn)t上升管現(xiàn)場圖圖3-4紅外攝像圖3-5數(shù)值模擬結(jié)果從圖3-4中取第二根焦?fàn)t上升管作為比對對象，可以看出該焦?fàn)t上升管基座處一點(diǎn)的外壁溫度為296℃，對比該圖右側(cè)的溫度條顯示上升管外壁面平均溫度約230℃左右；而圖3-5是對該管段進(jìn)行數(shù)值模擬后截取的管壁和耐火材料的溫度場分布云圖，從該圖中可以看出管外壁平均溫度約為226℃左右，經(jīng)過比對，發(fā)現(xiàn)二者外管壁溫度較為接近，可以得出本次數(shù)值模擬的結(jié)果能夠較好的反應(yīng)現(xiàn)場的情況，這也反應(yīng)了模擬的結(jié)果具有較高可靠性，從而為采用數(shù)值模擬的方法研究上升管換熱規(guī)律奠定了基礎(chǔ)。3.2三種上升管的場分析為了對比分析焦?fàn)t上升管、蒸汽換熱器上升管、水換熱器上升管的換熱效果，我們控制其他影響因素一定，選取荒煤氣入口速度均為0.83m/s時(shí)的溫度場進(jìn)行對比分析，其中X=0縱截面溫度場分布如下圖3-6~圖3-8所示。圖3-6無換熱器上升管X=0縱截面處溫度場分布圖3-7水蒸汽換熱器上升管X=0縱截面處溫度場分布圖3-8水換熱器上升管X=0縱截面處溫度場分布圖3-6~圖3-8分別表示三種工況下，上升管縱向截面的溫度分布云圖，從圖中可以看出，三種情況下X=0處的縱截面溫度場大致可分為藍(lán)色低溫區(qū)、綠色中溫區(qū)和紅色高溫區(qū)三塊；從溫度分布云圖中間的紅色荒煤氣域來看，水換熱器上升管該域溫度分層最為明顯，其次是水蒸汽換熱器上升管、無換熱器上升管，這說明高壓水換熱效果最為明顯，其次是水蒸汽。圖3-9無換熱器Z=2300橫截面處溫度場分布圖3-10水蒸汽換熱器Z=2300橫截面處溫度場分布圖3-11水換熱器上升管Z=2300橫截面處溫度場分布圖3-9~圖3-11分別表示三種工況下，上升管出口橫截面處的溫度分布云圖，從圖中可以看出，三種情況下出口高溫區(qū)的面積越來越小，這是由于高壓水的換熱效果好于水蒸汽的效果，有換熱器的換熱效果好于無換熱器的效果。通過FLUENT分別導(dǎo)出在上升管出口直徑方向、管內(nèi)壁高度方向所建立直線上的溫度分布值，并在同一坐標(biāo)系下畫出不同荒煤氣入口速度條件下在上述兩條直線上的溫度分布曲線如下圖3-12與3-13所示。圖3-12三種情況下上升管出口直徑方向上的溫度分布趨勢圖從圖3-12可以看出，上升管出口直徑方向上的溫度分布呈現(xiàn)中間高兩邊低的趨勢，最低溫度位于管壁處附近，最高溫度位于直徑中間區(qū)域，且三種情況，出口溫度整體下降，且溫度分布曲線梯度越來越明顯；三種情況，直徑方向最低溫度分別為576、242、130℃，最高溫度分別為703、658、649℃。圖3-13三種情況下上升管內(nèi)壁高度方向上的溫度分布趨勢圖從圖3-13可以看出，上升管內(nèi)壁高度方向上的溫度分布呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢，大體上可以分為三段，溫度最高的部分分布在管道流程的前1m，中溫部分分布在管道流程的1-2m之間，溫度最低部分分布在管道流程的最后0.3m。三種情況下，上升管的管內(nèi)壁溫度波動(dòng)區(qū)間分別為576-684℃、242-436℃、130-237℃，而我們采用的防止荒煤氣結(jié)焦的高溫涂層最佳適用溫度區(qū)間為120-300℃，從而得出采用高壓水作為實(shí)際生產(chǎn)中的余熱回收介質(zhì)為最佳方案。3.3三種上升管換熱性能分析為了研究無換熱器上升管、蒸汽換熱器上升管、水換熱器上升管中不同的荒煤氣入口速度對換熱性能的影響，我們對上升管的換熱性能數(shù)據(jù)進(jìn)行了總結(jié)，并將具體的數(shù)據(jù)整理如下表3-1、表3-2、表3-3所示。表3-1無換熱器上升管的換熱性能數(shù)據(jù)荒煤氣進(jìn)口速度V(m/s)出口平均溫度（℃）進(jìn)出口溫度差（℃)管外壁面平均溫度（℃）管內(nèi)壁面平均溫度（℃）荒煤氣進(jìn)口帶入熱量（W)荒煤氣出口帶出熱量（W）管內(nèi)壁換熱量（W）熱量散失率（%）0.836757525860881315675091380516.982.9872327280656282475267393150835.344.8173218287671454054438569154873.416.5573614291680617285601547157402.55表3-2水蒸汽換熱器上升管的換熱性能數(shù)據(jù)荒煤氣進(jìn)口速度V(m/s)荒煤氣出口平均溫度（℃）荒煤氣進(jìn)出口溫差（℃)水蒸汽出口平均溫度（℃）水蒸汽進(jìn)出口溫差（℃)荒煤氣進(jìn)口帶入熱量（W)荒煤氣出口帶出熱量（W）管內(nèi)壁換熱量（W）熱量回收率（%）0.8355020012929875955256035039402.9865595142422891362397944934217.074.8167971147474609234057625516111.976.556925815050624284564924593579.51表3-3水蒸汽換熱器上升管的換熱性能數(shù)據(jù)荒煤氣進(jìn)口速度V(m/s)荒煤氣出口平均溫度（℃）荒煤氣進(jìn)出口溫差（℃)高壓水出口平均溫度（℃）高壓水進(jìn)出口溫差（℃)荒煤氣進(jìn)口帶入熱量（W)荒煤氣出口帶出熱量（W）管內(nèi)壁換熱量（W）熱量回收率（%）0.83517233113989111477964131447.982.98627123119152910362275206351622.714.8165496121174629843887497423116.786.5566783123196266585389888766813.99為了綜合對比焦?fàn)t上升管、蒸汽換熱器上升管、水換熱器上升管的傳熱性能，本節(jié)將三種工況下的模擬結(jié)果進(jìn)行綜合分類討論，討論的參數(shù)包括：荒煤氣出口平均溫度、荒煤氣進(jìn)出口溫差、管內(nèi)壁平均溫度、熱量回收率等，各個(gè)參數(shù)隨荒煤氣進(jìn)口速度變化曲線如下圖3-14~圖3-17所示：圖3-14荒煤氣出口平均溫度隨其進(jìn)口速度變化曲線從圖3-14可以看出三種工況下，隨著荒煤氣速度從0.83m/s升高到6.55m/s，焦?fàn)t上升管的出口溫度從675℃升高到736℃，水蒸汽換熱器上升管的出口溫度從550℃升高到692℃，水換熱器上升管的出口溫度從517℃升高到667℃。由此可知，水換熱器上升管的出口溫度變化最為明顯，水蒸汽換熱器次之，無換熱器上升管由于無余熱回收效果，整個(gè)過程中溫度變化較為平緩，這也反應(yīng)了荒煤氣余熱回收系統(tǒng)具有顯著的余熱回收效果，而高壓水的余熱回收效果又要優(yōu)于水蒸汽。圖3-15荒煤氣進(jìn)出口溫差隨其進(jìn)口速度變化曲線從圖3-15可以看出三種工況下，隨著荒煤氣速度從0.83m/s升高到6.55m/s，焦?fàn)t上升管的進(jìn)出口溫差從75℃降低到14℃，水蒸汽換熱器上升管的進(jìn)出口溫差從200℃降低到58℃，水換熱器上升管的進(jìn)出口溫差從233℃降低到83℃。由此可知，荒煤氣進(jìn)出口溫差隨速度變化最大的是水換熱器上升管，其次是水蒸汽換熱器上升管，最后是無換熱器上升管，從而得出荒煤氣余熱回收系統(tǒng)具有顯著的余熱回收效果，而高壓水的余熱回收效果又要優(yōu)于水蒸汽的效果。圖3-16管內(nèi)壁平均溫度隨荒煤氣進(jìn)口速度變化曲線從圖3-16可以看出三種工況下，隨著荒煤氣速度從0.83m/s升高到6.55m/s，焦?fàn)t上升管的管內(nèi)壁平均溫度從608℃升高到680℃，水蒸汽換熱器上升管的管內(nèi)壁平均溫度從286℃升高到384℃，水換熱器上升管的管內(nèi)壁平均溫度從147℃升高到190℃；考慮到我們采用的防止荒煤氣結(jié)焦的涂層最佳適用溫度區(qū)間為120-300℃，故采用高壓水作為實(shí)際生產(chǎn)中的余熱回收的介質(zhì)為最佳方案。圖3-17熱量回收率隨荒煤氣進(jìn)口速度變化曲線從圖3-17可以看出三種工況下，隨著荒煤氣速度從0.83m/s升高到6.55m/s，焦?fàn)t上升管的熱量散失率從16.98%下降到2.55%，水蒸汽換熱器上升管的熱量回收率從40%下降到9.51%，水換熱器上升管的熱量回收率從47.98%下降到13.99%；由此可見，換熱器上升管具有顯著的余熱回收效果，而高壓水的余熱回收效果又要優(yōu)于水蒸汽。3.4一個(gè)煉焦周期內(nèi)換熱器上升管換熱規(guī)律的分析上述各節(jié)主要針對4種不同荒煤氣入口速度條件下上升管的換熱規(guī)律進(jìn)行了初步探索，本節(jié)將針對焦?fàn)t一個(gè)煉焦周期內(nèi)的余熱回收規(guī)律進(jìn)行模擬研究，并繼續(xù)采用第三章中工況分析得出的焦?fàn)t一個(gè)煉焦周期內(nèi)進(jìn)口速度、進(jìn)口溫度隨結(jié)焦時(shí)間變化的數(shù)據(jù)作為邊界條件，具體的工況條件如下表3-1所示。表3-1數(shù)值模擬的工況條件結(jié)焦時(shí)間（h）標(biāo)流量（Nm3/h)流量（m3/h)速度（m/s）進(jìn)口溫度（℃）進(jìn)口溫度（K）179029606.55690963277228936.4706979375028106.22718991472527176.01726999570026235.87381011666024735.477491022758021734.817571030850518924.197681041958521924.8578910621050018744.1480010731154520424.5282110941258021734.8184511181349018364.0686311361436013492.988801153152107871.748321105161003750.837761049通過對水蒸汽換熱器上升管、導(dǎo)熱油換熱器上升管、水換熱器上升管一個(gè)煉焦周期內(nèi)換熱情況的數(shù)值模擬，分別得到不同換熱工質(zhì)條件下荒煤氣出口平均溫度、管內(nèi)壁平均溫度、荒煤氣進(jìn)出口溫差、熱量回收率隨結(jié)焦時(shí)間的變化情況，如圖3-18~圖3-21所示。圖3-18不同換熱工質(zhì)條件下荒煤氣出口平均溫度隨結(jié)焦時(shí)間的變化趨勢圖圖3-18表示三種換熱工質(zhì)條件下，一個(gè)煉焦周期內(nèi)上升管出口平均溫度隨結(jié)焦時(shí)間呈現(xiàn)先緩慢上升后飛速下降的趨勢。水蒸汽工況下，荒煤氣出口平均溫度先從642℃升高到769℃，然后下降到574℃；高壓水工況下，荒煤氣出口平均溫度先從618℃升高到727℃，然后下降到514℃；導(dǎo)熱油工況下，荒煤氣出口平均溫度先從632℃升高到752℃，然后下降到551℃；其中，在14~16h時(shí)間段內(nèi)荒煤氣出口平均溫度飛速下降的主要原因是該時(shí)段內(nèi)荒煤氣進(jìn)口流量大幅下降，換熱介質(zhì)帶走的熱量也大幅增加，從而導(dǎo)致荒煤氣出口平均溫度飛速下降；此外，這三種換熱介質(zhì)條件下的荒煤氣出口平均溫度曲線的總體趨勢是水蒸汽高于導(dǎo)熱油，導(dǎo)熱油高于高壓水，由此得出，不同介質(zhì)的換熱效果好壞依次為高壓水、導(dǎo)熱油、水蒸汽。圖3-19不同換熱工質(zhì)條件下管內(nèi)壁平均溫度隨結(jié)焦時(shí)間的變化趨勢圖圖3-19表示三種換熱工質(zhì)條件下，上升管一個(gè)煉焦周期內(nèi)管內(nèi)壁平均溫度隨結(jié)焦時(shí)間呈現(xiàn)先緩慢上升后逐漸下降的趨勢。水蒸汽工況下，管內(nèi)壁平均溫度先從357℃升高到428℃，然后下降到298℃；高壓水工況下，管內(nèi)壁平均溫度先從180℃升高到199℃，然后下降到150℃；導(dǎo)熱油工況下，管內(nèi)壁平均溫度先從276℃升高到325℃，然后下降到216℃；由于我們研制的防結(jié)焦涂層的最佳適用溫度區(qū)間為120-300℃，所以建議采用高壓水或者導(dǎo)熱油作為換熱介質(zhì)。圖3-20不同換熱工質(zhì)條件下荒煤氣進(jìn)出口溫差隨結(jié)焦時(shí)間的變化趨勢圖圖3-20表示三種