第36卷第8期 北京科技大学学报 Vol.36 No.8 2014年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug.2014 W型辐射管低NO,排放的数值研究 冯俊小12)，姜敏四，曹亚平”，陈艳梅”，吴启明》，向顺华 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)北京科技大学北京高校节能与环保工程研究中心，北京100083 3)京诚风凰工业炉工程技术有限公司，北京1001764)宝钢研究院，上海201900 ☒通信作者，E-mail:jiangminl9901224@163.com 摘要为解决W型辐射管NO,排放过高的状况，运用数值计算的方法，研究了具有两级空气分级的W型辐射管NO,排放 情况，经验证，模型可靠.探讨了不同稀释剂、分级稀释以及高温稀释情况下对NO,排放的影响规律.分析以N,和CO2作为稀 释剂的区别，发现以CO,作为稀释剂更能抑制NO,生成，在保证火焰稳定的情况下适当增加稀释体积分数可以使出口NO.降 低到4×105以下.通过采用分级稀释，发现二级风与一级风相比，更能减少N0,排放.通过高温预热空气添加稀释剂的模 拟，发现即使空气预热温度达到1000℃以上，也可以通过增加稀释体积分数将出口N0,控制排放在1×10~4以下. 关键词气体燃烧：辐射管：氮氧化物控制：数值分析 分类号T℉055 Numerical investigation on the low NO,emission of W-shaped radiant tubes FENG Jun-xiao),JIANG Min),CAO Ya-ping,CHEN Yan-mei,WU Qi-ming,XIANG Shun-hua 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing Engineering Research Center for Energy Saving and Environmental Protection,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083, China 3)CERI Phoenix Industrial Fumace Corporation,Beijing 100176,China 4)Baosteel Research Institute,Shanghai 201900,China Corresponding author,E-mail:jiangmin19901224@163.com ABSTRACT To cope with the high NO,emission problem of W-shaped radiant tubes,the influence of diluents in two-stage air combustion on the NO,emission of W-shaped radiant tubes was investigated numerically.Calculation results coincide well with data obtained from experiments.The analysis was carried out for 3 cases:different diluents,stepwise dilution,and diluents together with high temperature air.Compared to diluting with N,diluting with CO,produces less NO,.It can reduce the NO,emission blow 4x 10by increasing the diluted volume fraction under the condition of ensuring flame stabilization.By stepwise dilution,the secondary air contributes more to NO,reduction than the primary air.The NO,emission can be controlled under 1x10by increasing the diluted volume fraction,even if the temperature of preheated air reaches above 1000C. KEY WORDS gas combustion:radiant tubes:nitrogen oxide control:numerical analysis 随着节能减排工作的深入进行，工业炉燃烧给 性和热效率上更有优势，但燃气燃烧必然会产生大 环境带来的影响也备受重视。据不完全统计，目前 量的氮氧化物，污染大气环境，危害人类健康，所以 应用于我国钢铁行业的辐射管有60000多根，且需 对于燃气辐射管来说，一项重要的环境指标就是氮 求量逐年增加，具有相当广阔的市场前景.燃气辐 氧化物排放量.近年来的研究表明，高温空气结合 射管以一次能源为燃料，相比电加热辐射管在经济 低氧燃烧是实现降低氮氧化物排放的有效手 收稿日期：2013-09-23 基金项目：“十二五”国家支撑计划资助项目(2011BAE13B09) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.08.016:http://journals.ustb.edu.cn
第 36 卷 第 8 期 2014 年 8 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 8 Aug． 2014 W 型辐射管低 NOx 排放的数值研究 冯俊小1，2) ，姜 敏1) ，曹亚平1) ，陈艳梅1) ，吴启明3) ，向顺华4) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学北京高校节能与环保工程研究中心，北京 100083 3) 京诚凤凰工业炉工程技术有限公司，北京 100176 4) 宝钢研究院，上海 201900 通信作者，E-mail: jiangmin19901224@ 163． com 摘 要 为解决 W 型辐射管 NOx 排放过高的状况，运用数值计算的方法，研究了具有两级空气分级的 W 型辐射管 NOx 排放 情况，经验证，模型可靠． 探讨了不同稀释剂、分级稀释以及高温稀释情况下对 NOx 排放的影响规律． 分析以 N2和 CO2作为稀 释剂的区别，发现以 CO2作为稀释剂更能抑制 NOx 生成，在保证火焰稳定的情况下适当增加稀释体积分数可以使出口 NOx 降 低到 4 × 10 － 5以下． 通过采用分级稀释，发现二级风与一级风相比，更能减少 NOx 排放． 通过高温预热空气添加稀释剂的模 拟，发现即使空气预热温度达到 1000 ℃以上，也可以通过增加稀释体积分数将出口 NOx 控制排放在 1 × 10 － 4以下． 关键词 气体燃烧; 辐射管; 氮氧化物控制; 数值分析 分类号 TF 055 Numerical investigation on the low NOx emission of W-shaped radiant tubes FENG Jun-xiao1，2) ，JIANG Min1) ，CAO Ya-ping1) ，CHEN Yan-mei1) ，WU Qi-ming3) ，XIANG Shun-hua4) 1) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Beijing Engineering Ｒesearch Center for Energy Saving and Environmental Protection，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083， China 3) CEＲI Phoenix Industrial Furnace Corporation，Beijing 100176，China 4) Baosteel Ｒesearch Institute，Shanghai 201900，China Corresponding author，E-mail: jiangmin19901224@ 163． com ABSTＲACT To cope with the high NOx emission problem of W-shaped radiant tubes，the influence of diluents in two-stage air combustion on the NOx emission of W-shaped radiant tubes was investigated numerically． Calculation results coincide well with data obtained from experiments． The analysis was carried out for 3 cases: different diluents，stepwise dilution，and diluents together with high temperature air． Compared to diluting with N2，diluting with CO2 produces less NOx ． It can reduce the NOx emission blow 4 × 10 － 5 by increasing the diluted volume fraction under the condition of ensuring flame stabilization． By stepwise dilution，the secondary air contributes more to NOx reduction than the primary air． The NOx emission can be controlled under 1 × 10 － 4 by increasing the diluted volume fraction，even if the temperature of preheated air reaches above 1000 ℃ ． KEY WOＲDS gas combustion; radiant tubes; nitrogen oxide control; numerical analysis 收稿日期: 2013--09--23 基金项目: “十二五”国家支撑计划资助项目( 2011BAE13B09) DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 08． 016; http: / /journals． ustb． edu． cn 随着节能减排工作的深入进行，工业炉燃烧给 环境带来的影响也备受重视． 据不完全统计，目前 应用于我国钢铁行业的辐射管有 60000 多根，且需 求量逐年增加，具有相当广阔的市场前景． 燃气辐 射管以一次能源为燃料，相比电加热辐射管在经济 性和热效率上更有优势，但燃气燃烧必然会产生大 量的氮氧化物，污染大气环境，危害人类健康，所以 对于燃气辐射管来说，一项重要的环境指标就是氮 氧化物排放量． 近年来的研究表明，高温空气结合 低氧燃烧是实现降低氮氧化物排放的有效手
第8期 冯俊小等：W型辐射管低NO,排放的数值研究 ·1095· 段-).实现低氧燃烧的途径有分级燃烧、添加稀释 给被加热元件. 剂等.分级燃烧是将助燃气体分批次供入，使当地 王 过量空气系数小于1，造成富燃料燃烧，在降低燃烧 温度的同时也抑制了NO.生成，再将下一级助燃气 体供入，使燃料充分燃烧，由于此时火焰温度己降 低，不会产生更多NO,因而分级燃烧能够大大减少 NO,生成；添加稀释剂包括烟气再循环以及外 加其他气体稀释剂，即在助燃空气中掺入一定量的 1980mm 烟气或其他气体，达到降低氧气浓度，进而降低燃烧 图1W型辐射管基本结构示意图 温度，减少NO,排放的目的6-.由于N2和C02是 Fig.1 Basic structure of a W-shaped radiant tube 辐射管烟气中的主要成分，所以本文重点研究了分 级燃烧下N2和CO2稀释助燃空气对NO,排放的 辐射管壁 一次空气 影响. 燃烧简 1模型建立 二次空气 辐射管壁 1.1模拟对象 图2W型辐射管烧嘴结构示意图 所研究的W型辐射管基本结构及烧嘴处示意 Fig.2 Burner stucture of a W-shaped radiant tube 图如图1和图2所示.其中，辐射管管径为184mm, 助燃空气分为两级：燃气与一次空气首先在燃烧筒 1.2网格划分 内进行一次燃烧，此时，为“富燃料”燃烧状态；接 运用Gambit对所研究的辐射管进行三维建模 着，未燃尽的烟气与二次空气在辐射管内再进行二 和网格划分.由于模型为对称结构，故采用1/2模 次燃烧，产生稳定火焰，高温烟气以对流形式向辐射 型建模，并采用均匀的结构化网格，并对烧嘴处位置 管壁传热，辐射管壁主要以热辐射形式将热量传递 进行网格加密处理，如图3所示 (a) b 图3W型辐射管网格划分示意图.()辐射管烧嘴截面网格划分示意图：(b)辐射管及整体网格划分示意图 Fig.3 Mesh generations of a W-shaped radiant tube:(a)mesh generations of the burner section:(b)mesh generations of the whole W-shaped ra- diant tube 2.2数学模型选取 2 求解及验证 2.2.1流场和温度场求解 2.1基本假设 研究中选取的数学模型有连续性方程、N一S方 在辐射管内的燃烧过程是一个含有激烈化学燃 程、标准k一ε湍流模型、能量守恒方程、组分传输模 烧反应的复杂的流动、传热传质的过程.为了简化 型、涡耗散燃烧模型以及D0(离散坐标)辐射模型. 计算，在求解前，首先要对模型进行假设，本文中假 具体形式如下. 设流体为不可压缩流体，各组分比热容基于质量分 连续性方程： 数加权平均的混合比热容，且与温度相关：辐射气体 div(U)=0. (1) 为CO2和H,0,气体的辐射系数不受组分特性的 N-S方程： 影响. x方向
第 8 期 冯俊小等: W 型辐射管低 NOx 排放的数值研究 段［1--3］． 实现低氧燃烧的途径有分级燃烧、添加稀释 剂等． 分级燃烧是将助燃气体分批次供入，使当地 过量空气系数小于 1，造成富燃料燃烧，在降低燃烧 温度的同时也抑制了 NOx 生成，再将下一级助燃气 体供入，使燃料充分燃烧，由于此时火焰温度已降 低，不会产生更多 NOx，因而分级燃烧能够大大减少 NOx 生成［4--5］; 添加稀释剂包括烟气再循环以及外 加其他气体稀释剂，即在助燃空气中掺入一定量的 烟气或其他气体，达到降低氧气浓度，进而降低燃烧 温度，减少 NOx 排放的目的［6--13］． 由于 N2和 CO2是 辐射管烟气中的主要成分，所以本文重点研究了分 级燃烧下 N2 和 CO2 稀释助燃空气对 NOx 排放 的 影响． 1 模型建立 1. 1 模拟对象 所研究的 W 型辐射管基本结构及烧嘴处示意 图如图 1 和图 2 所示． 其中，辐射管管径为 184 mm， 助燃空气分为两级: 燃气与一次空气首先在燃烧筒 内进行一次燃烧，此时，为“富燃料”燃烧状态; 接 着，未燃尽的烟气与二次空气在辐射管内再进行二 次燃烧，产生稳定火焰，高温烟气以对流形式向辐射 管壁传热，辐射管壁主要以热辐射形式将热量传递 给被加热元件． 图 1 W 型辐射管基本结构示意图 Fig． 1 Basic structure of a W-shaped radiant tube 图 2 W 型辐射管烧嘴结构示意图 Fig． 2 Burner stucture of a W-shaped radiant tube 1. 2 网格划分 运用 Gambit 对所研究的辐射管进行三维建模 和网格划分． 由于模型为对称结构，故采用 1 /2 模 型建模，并采用均匀的结构化网格，并对烧嘴处位置 进行网格加密处理，如图 3 所示． 图 3 W 型辐射管网格划分示意图． ( a) 辐射管烧嘴截面网格划分示意图; ( b) 辐射管及整体网格划分示意图 Fig． 3 Mesh generations of a W-shaped radiant tube: ( a) mesh generations of the burner section; ( b) mesh generations of the whole W-shaped radiant tube 2 求解及验证 2. 1 基本假设 在辐射管内的燃烧过程是一个含有激烈化学燃 烧反应的复杂的流动、传热传质的过程． 为了简化 计算，在求解前，首先要对模型进行假设，本文中假 设流体为不可压缩流体，各组分比热容基于质量分 数加权平均的混合比热容，且与温度相关; 辐射气体 为 CO2 和 H2 O，气体的辐射系数不受组分特性的 影响． 2. 2 数学模型选取 2. 2. 1 流场和温度场求解 研究中选取的数学模型有连续性方程、N--S 方 程、标准 k--ε 湍流模型、能量守恒方程、组分传输模 型、涡耗散燃烧模型以及 DO( 离散坐标) 辐射模型． 具体形式如下． 连续性方程: div( U) = 0． ( 1) N--S 方程: x 方向， · 5901 ·
·1096 北京科技大学学报 第36卷 div(uU)=div(v…gradu)-1乎 (2) 动力黏度系数，n,为湍流运动黏度系数，Pa·s;σ，为 pix 湍流运动的普朗特数：h为流体焓值，J·kg:q。为 y方向， 源项，包括化学反应热以及其他体积内热源，J:m:为 div(U0=div(wgradv）-L史 (3) 气体组分质量分数；D:为气体传质系数，m2·s1;R p dy 表示组分i的产生速率，kg·(s"m3)-1;v:为化学计 z方向， 量数：M是相对分子质量：A和B表示经验常数；下 din(oU）=din(p'gradw）-⊥e. (4) p dz 标R和P分别表示反应物和生成物：I为辐射强度； ke方程： s为经度角：s为纬度角；Φ为相位函数；n为折射系 k方程， 数：为辐射位置；σ为斯蒂芬一玻尔兹曼常数， 5.67×108W·(m2K)-1:g,为散射系数：a为吸 收比：T为温度，K;2为空间角 (5) 2.2.2污染物排放的求解 E方程， 在燃烧过程的流场、温度场和组分场都求解完 毕后，对其进行NO,排放量的计算.NO,的生成机 div (pUe)-div [()] 理有三种：热力型NO、瞬时型NO.和燃料型NO 对于以天然气为燃料的辐射管来说，在高温燃烧条 cn.G-cpk (6) 件下，NO,主要以NO的形式存在，最初排放的NO 中NO约占95%，主要包括热力型NO,和瞬时型 G表示剪切产生项，表达式为G:= ax,ax; NO,两种。其综合生成速率为 )山，和山分别表示在和三方向上的速度分量， k-1k-2N0]2 1 m's-. d [NO]=2k,[O][N.]- kk02]N2] dt ,kNO] +6.4× 能量守恒方程： 1+k202] ·Uw=[(+2）h-g (7) 1om-6434)）g）D,.(. 组分传输方程： (11) div (pm,U)div (D.gradm )+R.. (8) 其中：k!和k2为正逆反应速率常数：f为瞬时型 涡耗散模型： NO,生成速率的修正因子：R为理想气体常数， 式(8)中组分i的产生速率R,由下式中的最 8.314J·mol-·K1;a为氧气反应指数.[0]、 小值决定： N2]、[O2]、NO]和Fuel]分别表示氧基体积分 R= 数、N2体积分数、O2体积分数、NO体积分数和燃气 体积分数 热力型NO,是燃烧时空气中的氮在高温下氧 ∑，M 化产生的.随着反应温度T的升高，热力型NO,反 (9) 应速率按指数规律增加.当T1500℃时，T每增加100℃， 一个场 反应速率增加6~7倍0.以天然气为燃料的辐射 7·(I(r,s)s)+(a+o.)I(r,s)= 管其燃烧峰值温度超过1800℃，热力型NO占总 m买*异广osan:o） NO,生成量的90%以上.因此，控制NO.排放的关 键就是降低燃烧火焰温度 上述式中：U为流体的速度矢量；u、和0表示U在 2.3边界条件 x、y和z三个方向上的分速度，m·s1;v为运动黏 入口条件：燃气和助燃气体采用质量流量入口 度，m2s-1p为流体密度，kgm-3:p为流体压强， 条件，燃气流量为16.4m3h,空气流量171.7m3· Pa;k为湍流脉动动能，J;ε为湍动能耗散率；c1、92为 h-,空气消耗系数1.1，燃气入口温度为300K,空 常量；σ4和σ，是k方程和ε方程的普朗特数；η为 气入口温度900~1300K
北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 div( uU) = div( v·gradu) － 1 ρ p x ． ( 2) y 方向， div( vU) = div( ν·gradv) － 1 ρ p y ． ( 3) z 方向， div( wU) = div( ν·gradw) － 1 ρ p z ． ( 4) k-ε 方程: k 方程， div( ρUk) = div [ ( η + ηt σ ) k ] gradk + ηtGk － ρε． ( 5) ε 方程， div( ρUε) = div [ ( η + ηt σ ) ε gradε ] + c1ηtGk ε k － c2 ρ ε2 k ． ( 6) Gk 表示剪切产生项，表达式为 Gk = ui x ( j ui xj + uj x ) i ，ui和 uj分别表示在 xi和 xj方向上的速度分量， m·s － 1 ． 能量守恒方程: Δ ·( ρUh) = Δ ·[ ( η + ηt σ ) t Δ h ] － qr． ( 7) 组分传输方程: div( ρmiU) = div( Digradmi ) + Ｒi ． ( 8) 涡耗散模型: 式( 8) 中组分 i 的产生速率 Ｒi，由下式中的最 小值决定: Ｒi = min [ νiMiABρ ε k ∑p mp ∑νiMi ，viMiAρ ε k min ( Ｒ mＲ viM ) ] Ｒ ． ( 9) DO 辐射模型: 将沿 s 方向传播的辐射方程视为 一个场 Δ ·( I( r，s) s) + ( α + σs) I( r，s) = an2 σT4 π + σs 4π ∫ 4π 0 I( r，s) Φ( s，s') dΩ'． ( 10) 上述式中: U 为流体的速度矢量; u、v 和 w 表示 U 在 x、y 和 z 三个方向上的分速度，m·s － 1 ; ν 为运动黏 度，m2 ·s － 1 ; ρ 为流体密度，kg·m － 3 ; p 为流体压强， Pa; k 为湍流脉动动能，J; ε 为湍动能耗散率; c1、c2为 常量; σk 和 σε 是 k 方程和 ε 方程的普朗特数; η 为 动力黏度系数，ηt 为湍流运动黏度系数，Pa·s; σt 为 湍流运动的普朗特数; h 为流体焓值，J·kg － 1 ; qr 为 源项，包括化学反应热以及其他体积内热源，J; mi为 气体组分质量分数; Di为气体传质系数，m2 ·s － 1 ; Ｒi 表示组分 i 的产生速率，kg·( s·m3 ) － 1 ; νi 为化学计 量数; M 是相对分子质量; A 和 B 表示经验常数; 下 标 Ｒ 和 P 分别表示反应物和生成物; I 为辐射强度; s 为经度角; s'为纬度角; Φ 为相位函数; n 为折射系 数; r 为 辐 射 位 置; σ 为 斯 蒂 芬--玻 尔 兹 曼 常 数， 5. 67 × 10 － 8 W·( m2 ·K4 ) － 1 ; σs 为散射系数; α 为吸 收比; T 为温度，K; Ω 为空间角． 2. 2. 2 污染物排放的求解 在燃烧过程的流场、温度场和组分场都求解完 毕后，对其进行 NOx 排放量的计算． NOx 的生成机 理有三种: 热力型 NOx、瞬时型 NOx 和燃料型 NOx ． 对于以天然气为燃料的辐射管来说，在高温燃烧条 件下，NOx 主要以 NO 的形式存在，最初排放的 NOx 中 NO 约占 95% ，主要包括热力型 NOx 和瞬时型 NOx 两种． 其综合生成速率［14--16］为 d［NO］ dt = 2k1［O］［N2］ 1 － k － 1 k － 2［NO］2 k1 k2［O2］［N2］ 1 + k － 1［NO］ k2［O2］ + 6. 4 × 106 f ( exp － 36483. 4 ) ( T ＲT ) p a + 1 ［O2］a ［N2］［Fuel］． ( 11) 其中: k ± 1 和 k ± 2 为正逆反应速率常数; f 为瞬时型 NOx 生成速率的修正因子; Ｒ 为理想气体常数， 8. 314 J·mol － 1·K － 1 ; a 为氧气反应指数． ［O］、 ［N2］、［O2］、［NO］和［Fuel］分别表示氧基体积分 数、N2体积分数、O2 体积分数、NO 体积分数和燃气 体积分数． 热力型 NOx 是燃烧时空气中的氮在高温下氧 化产生的． 随着反应温度 T 的升高，热力型 NOx 反 应速率按指数规律增加． 当 T ＜ 1500 ℃ 时，热力型 NOx 生成量很少; 当 T ＞ 1500 ℃时，T 每增加 100 ℃， 反应速率增加 6 ～ 7 倍［4］． 以天然气为燃料的辐射 管其燃烧峰值温度超过 1800 ℃，热力型 NOx 占总 NOx 生成量的 90% 以上． 因此，控制 NOx 排放的关 键就是降低燃烧火焰温度． 2. 3 边界条件 入口条件: 燃气和助燃气体采用质量流量入口 条件，燃气流量为 16. 4 m3 ·h － 1，空气流量 171. 7 m3 · h － 1，空气消耗系数 1. 1，燃气入口温度为 300 K，空 气入口温度 900 ～ 1300 K． · 6901 ·
第8期 冯俊小等：W型辐射管低NO,排放的数值研究 ·1097· 出口条件：压力出口条件，0Pa. 2.4模型验证 壁面条件：无滑移壁面，辐射管外壁与炉膛环境 利用开发的模型对某公司W型辐射管进行了 之间热交换包括对流和辐射，炉膛温度为1223K,管 数值模拟，并与相同工况下的实验数据进行了对比， 壁发射率取ε=0.85，对流换热系数的表达式如下： 具体结果见图4和表1.辐射管表面温度的数值计 a=0.53A(GPm)025 (12) 算与实验结果最大误差在5%以内，说明模型符合 D G=8(T-T)D2 实际 (13) 11002 1400 其中：空气导热系数A=8.5×10-2W·(mK)-1:D 1380 炉温1272k 一模拟值 为辐射管外径，mm:重力加速度常数g=9.8ms-2; 1360 ·实验值 普朗特常数Pr取0.76；炉膛环境温度T。取1223K; 1340 空气的运动黏度v取1.993×10-4m·s2:T辐射管 1320 外表面温度，K 另外，本文在使用稀释法研究辐射管NO,排放 特性时，定义稀释体积分数为加入的CO2或N2气体 1280 体积与空气和稀释剂混合物总体积之和的比值，即 1260 2000 4000 6000 800 V(N2或CO2) 辐射管气体流动距离/mm K=7N,或c0,)+7(aim×100%. (14) 图4辐射管轴向表面温度分布 其中，V(N2或C02)为加入的N2或C02的体积， Fig.4 Surface temperature distribution of the radiant tube as a func- V(air)为助燃空气的体积 tion of axial position 表1数值模拟与实验结果对比 Table 1 Comparison between simulation and experimental results 辐射管平均温度K 出口N0,体积分数10-6 数值模拟结果 实验结果 相对误差/% 数值模拟结果 实验结果 相对误差/% 1313 1299 1.08 123 118 4.24 成量，只是抑制强度都逐渐降低.特别地，当K大于 3实验结果与分析 25%时，出口N0,体积分数甚至可以降低到4× 工业测量NO,排放时一般以出口处烟气NO, 105以下. 含量为准，根据GB28665一2012《轧钢工业大气污 900 ·一N稀释下出口N0的体积分数240 染物排放标准》，本文将出口处NO,体积分数折算 800 。C0,稀释下出口N0的体积分数2350 一。一N稀释下燃烧最高温度 三700 为8%含氧量下的体积分数 。一(C0,稀释下燃烧最高温度 2300 600 3.1N2和C02稀释差异对比 2250 起500 2200室 燃烧过程中所产生的氮氧化物主要是通过02 三400 21509 氧化N,因此降低氧含量是减少NO,生成的有效途 300 2100 径，可采用N,和C0,来稀释助燃空气.本节对比了 200 100 2050 这两种稀释方法对NO,排放体积分数影响的差异. 0 200) 图5给出了分别以C02和N,稀释时，随稀释体 51015202530 (),或、，稀释体积分数/候 积分数K=0~30%变化下，出口处NO,体积分数以 及燃烧区最高温度的变化曲线.由图中可以看出：K 图5出口N0,体积分数和燃烧最高温度随稀释体积分数的 从0增加到15%过程中，C02稀释时出口处NO,生 变化 Fig.5 Change in nitric oxide emissions and peak flame temperature 成体积分数降低了90.7%，而N,稀释时出口N0 with diluted volume fraction 体积分数降低了80.2%，说明相对于N2稀释，C02 在一定程度上更能抑制NO,产生；当K从15%到 随K增加，燃烧区最高温度急剧降低，而CO2稀 30%继续增加，两种稀释情况都能继续降低N0,生 释时，燃烧区最高温度降低更明显.由于W型辐射
第 8 期 冯俊小等: W 型辐射管低 NOx 排放的数值研究 出口条件: 压力出口条件，0 Pa． 壁面条件: 无滑移壁面，辐射管外壁与炉膛环境 之间热交换包括对流和辐射，炉膛温度为 1223 K，管 壁发射率取 ε = 0. 85，对流换热系数的表达式如下: α = 0. 53 λ D ( GrPr) 0. 25， ( 12) Gr = g( Tw － T0 ) D2 1100ν 2 ． ( 13) 其中: 空气导热系数 λ = 8. 5 × 10 － 2 W·( m·K) － 1 ; D 为辐射管外径，mm; 重力加速度常数 g = 9. 8 m·s － 2 ; 普朗特常数 Pr 取 0. 76; 炉膛环境温度 T0取 1223 K; 空气的运动黏度 ν 取 1. 993 × 10 － 4 m·s － 2 ; Tw辐射管 外表面温度，K． 另外，本文在使用稀释法研究辐射管 NOx 排放 特性时，定义稀释体积分数为加入的 CO2或 N2气体 体积与空气和稀释剂混合物总体积之和的比值，即 K = V( N2 或 CO2 ) V( N2 或 CO2 ) + V( air) × 100% ． ( 14) 其中，V ( N2 或 CO2 ) 为加入的 N2 或 CO2 的体积， V( air) 为助燃空气的体积． 2. 4 模型验证 利用开发的模型对某公司 W 型辐射管进行了 数值模拟，并与相同工况下的实验数据进行了对比， 具体结果见图 4 和表 1． 辐射管表面温度的数值计 算与实验结果最大误差在 5% 以内，说明模型符合 实际． 图 4 辐射管轴向表面温度分布 Fig． 4 Surface temperature distribution of the radiant tube as a function of axial position 表 1 数值模拟与实验结果对比 Table 1 Comparison between simulation and experimental results 辐射管平均温度/K 出口 NOx 体积分数/10 － 6 数值模拟结果 实验结果 相对误差/% 数值模拟结果 实验结果 相对误差/% 1 313 1 299 1. 08 123 118 4. 24 3 实验结果与分析 工业测量 NOx 排放时一般以出口处烟气 NOx 含量为准，根据 GB 28665—2012《轧钢工业大气污 染物排放标准》，本文将出口处 NOx 体积分数折算 为 8% 含氧量下的体积分数． 3. 1 N2和 CO2稀释差异对比 燃烧过程中所产生的氮氧化物主要是通过 O2 氧化 N2，因此降低氧含量是减少 NOx 生成的有效途 径，可采用 N2和 CO2来稀释助燃空气． 本节对比了 这两种稀释方法对 NOx 排放体积分数影响的差异． 图 5 给出了分别以 CO2和 N2稀释时，随稀释体 积分数 K = 0 ～ 30% 变化下，出口处 NOx 体积分数以 及燃烧区最高温度的变化曲线． 由图中可以看出: K 从 0 增加到 15% 过程中，CO2稀释时出口处 NOx 生 成体积分数降低了 90. 7% ，而 N2 稀释时出口 NOx 体积分数降低了 80. 2% ，说明相对于 N2 稀释，CO2 在一定程度上更能抑制 NOx 产生; 当 K 从 15% 到 30% 继续增加，两种稀释情况都能继续降低 NOx 生 成量，只是抑制强度都逐渐降低． 特别地，当 K 大于 25% 时，出口 NOx 体积分数甚至可以降低到 4 × 10 － 5以下． 图 5 出口 NOx 体积分数和燃烧最高温度随稀释体积分数的 变化 Fig． 5 Change in nitric oxide emissions and peak flame temperature with diluted volume fraction 随 K 增加，燃烧区最高温度急剧降低，而 CO2稀 释时，燃烧区最高温度降低更明显． 由于 W 型辐射 · 7901 ·
·1098 北京科技大学学报 第36卷 管内燃烧的最高温度远高于1500℃，由热力型N0, 释剂不同对NO,排放量的影响差异，而本节将对一 生成机理可知，燃烧区的最高温度每降低100℃，热 次风和二次风考虑分别稀释，探索一二次风对稀释 力型NO,的生成速率降低6~7倍.在相同稀释体 剂的敏感度. 积分数下，CO2稀释时燃烧最高温度明显比N2稀释 图7是一次风和二次风分别加入不同稀释剂的 时燃烧最高温度低，所以CO2稀释下NO的生成量 出口NO,排放情况.从图中可以看出，在二次风中 明显低于N2稀释下NO.的生成量. 添加稀释剂对NO.的抑制情况要明显优于一次风 图6给出了C02和N2稀释时，在相同K值情况 中加稀释剂的情况，相同K值时，在二次风中加入 下，随辐射管轴向位置不同，烟气温度以及出口NO 稀释剂要比一次风中加稀释剂的出口NO,排放的 体积分数分布的曲线.从图中可以看出：一次燃烧 体积分数少5×10-5~9×105.K从8%增加到 阶段（距离燃气喷口位置0~100mm区域）烟气温 24%过程中，一次风中添加C02或N2,分别使N0 度很低，基本处于500K以下，相应的NO,产生量很 排放的体积分数降低了65.4%和47.3%，而相应地 少；在二次燃烧初阶段（距离燃气喷口位置100~ 在二次风中添加CO2或N2,分别使NO.排放体积分 500mm区域)，烟气温度逐渐升高，处于500~ 数降低了78.9%和69.3%，平均K值每增加1%， 10O0K范围内，此时由于温度较低，NO,生成量依然 可以使N0.排放体积分数降低8×10-6~1×10-5. 很少；在二次燃烧后阶段（距离燃气喷口位置500~ 300 A量一次风以、，为稀释剂 700mm区域)，烟气温度急剧升高，此时高温下NO, B●- 一次风以C0,为稀释剂 250 CD-二次风以、为稀释剂 生成量也大幅度增加，具体表现为当烟气温度超过 D-- 次风以G0,为稀释剂 1500K时，烟气温度每增加100K,两种稀释情况的 200 N0,生成量都增加了约50%；距离燃气喷口位置 700mm后区域，由于此时燃气己经基本耗尽，故烟 150 气温度逐渐变低，并且不同稀释引起的烟气温度差 异越来越明显，这也导致了相应的NO,生成体积分 数差异越来越大，具体表现为在距离燃气喷口位置 50 0 ● 700mm位置C02稀释时NO.生成体积分数比N2稀 101214161820222426 稀释体积分数/% 释时少3.9×10-，而在距离燃气喷口位置1800mm 位置则相差8.3×10-5 图7不同稀释剂和风次下出口NO,体积分数随稀释体积分数 综合以上分析，在辐射管内的氯氧化物以受温 的变化 Fig.7 Nitric oxides emissions as a function of different diluents in 度影响明显的热力型NO,为主. the primary or secondary air 180,一以C0,为稀释剂N0的体积分数 12500 16s 以N,为稀释剂NO的体积分数 图8给出了相同K值下，距离燃气喷口不同轴 150 2000 135 向距离的燃尽率情况.从图中可以看出参与一次燃 120 烧的燃气量很少，只占5%左右.当进入二次燃烧 105 90 f250 后，燃气消耗逐渐增加，在距离燃气喷口约300mm 75 二次燃烧 1000要 处，燃料消耗达到50%，之后燃料消耗量急剧增加， 60 45 并在之后的100mm范围内再次迅速消耗掉40%燃 30 --以C0,为稀释剂烟气温度500 气，说明此段范围内燃烧反应最剧烈.对比相同稀 15 0二达燃烧 一一以N,为稀释剂烟气温度 释剂下不同风次情况，在二次风中掺入稀释剂要比 20040060080010001200140016001800 距离燃气喷口位置mm 在一次风掺入稀释剂的情况燃烧速率更快，更剧烈 图6不同稀释剂下烟气温度和NO,生成的体积分数沿轴向距 而对比相同风次下不同稀释剂情况，可以发现燃气 离的变化 的消耗量分布只与掺入稀释剂的风次有关，与掺入 Fig.6 Nitric oxides generation and gas temperature as a function of 稀释剂的种类几乎没有关系 axial position and different diluts 3.3高温空气燃烧与低氧稀释共同作用 工程实际中为了提高余热余能利用，通常会将 3.2一次风和二次风对N,和C0,稀释敏感度对比 空气预热到很高温度，甚至1000℃以上，但这样就 3.1节研究了在一二次风K值相同情况下，稀 会造成辐射管NO,排放量过高，而高温低氧燃烧则
北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 管内燃烧的最高温度远高于 1500 ℃，由热力型 NOx 生成机理可知，燃烧区的最高温度每降低 100 ℃，热 力型 NOx 的生成速率降低 6 ～ 7 倍． 在相同稀释体 积分数下，CO2稀释时燃烧最高温度明显比 N2稀释 时燃烧最高温度低，所以 CO2稀释下 NOx 的生成量 明显低于 N2稀释下 NOx 的生成量． 图 6 给出了 CO2和 N2稀释时，在相同 K 值情况 下，随辐射管轴向位置不同，烟气温度以及出口 NOx 体积分数分布的曲线． 从图中可以看出: 一次燃烧 阶段( 距离燃气喷口位置 0 ～ 100 mm 区域) 烟气温 度很低，基本处于 500 K 以下，相应的 NOx 产生量很 少; 在二次燃烧初阶段( 距离燃气喷口位置 100 ～ 500 mm 区 域) ，烟气温度逐渐升高，处 于 500 ～ 1000 K范围内，此时由于温度较低，NOx 生成量依然 很少; 在二次燃烧后阶段( 距离燃气喷口位置 500 ～ 700 mm 区域) ，烟气温度急剧升高，此时高温下 NOx 生成量也大幅度增加，具体表现为当烟气温度超过 1500 K 时，烟气温度每增加 100 K，两种稀释情况的 NOx 生成量都增加了约 50% ; 距离燃气喷口位置 700 mm 后区域，由于此时燃气已经基本耗尽，故烟 气温度逐渐变低，并且不同稀释引起的烟气温度差 异越来越明显，这也导致了相应的 NOx 生成体积分 数差异越来越大，具体表现为在距离燃气喷口位置 700 mm 位置 CO2稀释时 NOx 生成体积分数比 N2稀 释时少 3. 9 × 10 － 5，而在距离燃气喷口位置 1800 mm 位置则相差 8. 3 × 10 － 5 ． 综合以上分析，在辐射管内的氮氧化物以受温 度影响明显的热力型 NOx 为主． 图 6 不同稀释剂下烟气温度和 NOx 生成的体积分数沿轴向距 离的变化 Fig． 6 Nitric oxides generation and gas temperature as a function of axial position and different diluts 3. 2 一次风和二次风对 N2和 CO2稀释敏感度对比 3. 1 节研究了在一二次风 K 值相同情况下，稀 释剂不同对 NOx 排放量的影响差异，而本节将对一 次风和二次风考虑分别稀释，探索一二次风对稀释 剂的敏感度． 图 7 是一次风和二次风分别加入不同稀释剂的 出口 NOx 排放情况． 从图中可以看出，在二次风中 添加稀释剂对 NOx 的抑制情况要明显优于一次风 中加稀释剂的情况，相同 K 值时，在二次风中加入 稀释剂要比一次风中加稀释剂的出口 NOx 排放的 体积分数少 5 × 10 － 5 ～ 9 × 10 － 5 ． K 从 8% 增加到 24% 过程中，一次风中添加 CO2 或 N2，分别使 NOx 排放的体积分数降低了 65. 4% 和 47. 3% ，而相应地 在二次风中添加 CO2或 N2，分别使 NOx 排放体积分 数降低了 78. 9% 和 69. 3% ，平均 K 值每增加 1% ， 可以使 NOx 排放体积分数降低 8 × 10 － 6 ～ 1 × 10 － 5 ． 图 7 不同稀释剂和风次下出口 NOx 体积分数随稀释体积分数 的变化 Fig． 7 Nitric oxides emissions as a function of different diluents in the primary or secondary air 图 8 给出了相同 K 值下，距离燃气喷口不同轴 向距离的燃尽率情况． 从图中可以看出参与一次燃 烧的燃气量很少，只占 5% 左右． 当进入二次燃烧 后，燃气消耗逐渐增加，在距离燃气喷口约 300 mm 处，燃料消耗达到 50% ，之后燃料消耗量急剧增加， 并在之后的 100 mm 范围内再次迅速消耗掉 40% 燃 气，说明此段范围内燃烧反应最剧烈． 对比相同稀 释剂下不同风次情况，在二次风中掺入稀释剂要比 在一次风掺入稀释剂的情况燃烧速率更快，更剧烈． 而对比相同风次下不同稀释剂情况，可以发现燃气 的消耗量分布只与掺入稀释剂的风次有关，与掺入 稀释剂的种类几乎没有关系． 3. 3 高温空气燃烧与低氧稀释共同作用 工程实际中为了提高余热余能利用，通常会将 空气预热到很高温度，甚至 1000 ℃ 以上，但这样就 会造成辐射管 NOx 排放量过高，而高温低氧燃烧则 · 8901 ·
第8期 冯俊小等：W型辐射管低NO排放的数值研究 ·1099· -次风以N,为稀释剂 在1×10-4以下. 100 -一次风以C0,为稀释剂 00 次风以、，为稀释剂 800 ·一次风以C0为稀释剂 一稀释体积分数为15 80 80 700 ·一释体积分数为20保 1 60) ▲稀释体积分数为25% ★一稀释体积分数为% 60 60 》 500 一次 次 40 40 燃烧 燃烧 300 20 20 200 100 100200300400500600 距离燃气喷口沿轴向位置/mm H 1(0N00 1100 1200) 1300 图8不同稀释剂和风次下燃尽率随轴向距离的变化 空气预热温度小 Fig.8 Bum-out rate along axial position of different diluents in the primary or secondary air 图10不同稀释体积分数下出口NO,的体积分数随空气预热温 度变化 能解决这一难题.本节就辐射管高温低氧燃烧进行 Fig.10 Nitric oxides emissions as a function of air preheating tem- 了分析 perature and diluted volume fraction 图9和图10分别给出了不同空气预热温度情 况下，辐射管燃烧区最高温度以及出口NO的曲 4 结论 线图 (1)稀释助燃空气可以降低燃烧中心温度，从 从图9中可以看出，随空气预热温度的提高，辐 而抑制NO,生成，而CO,稀释对NO,的抑制作用要 射管燃烧区最高温度几乎呈线性增长，空气预热温 强于N2,燃烧中心温度和NO,排放的体积分数都会 度每升高100℃，燃烧区最高温度升高约60℃.空 随着稀释体积分数的增加而降低，但是降低幅度会 气预热温度相同时，随K增加，燃烧区最高温度大 逐渐趋于缓和，且当稀释的体积分数达到25%以上 致呈线性降低，K每增长5%，燃烧区最高温度降低 时，辐射管NO,排放的体积分数可以降低到4× 约50℃. 105以下. 2400 。-稀释体积分数为15年 一。-稀释体积分数为209： (2)燃烧区温度处于1000K温度以下时，NO, 2350 -稀释体积分数为25% 生成量仍然很低，而超过1500K时，NO,生成体积 2300 女稀释体积分数为30% 分数攀升越来越明显，烟气温度每增加100K,NO, 2250 生成量增加约50%. 2200 (3)对于与燃气平行进入的烧嘴结构，在二次 2150 风中添加稀释剂时要比在一次风中添加稀释剂的情 2100 况更具有改善NO,排放的优越性. 2050 △ (4)燃烧区最高温度随空气预热温度提高约呈 2000 900 11 1100 1200 1300 线性增长，随稀释体积分数的增加大致呈线性递减： 空气顶热温度K 某一稀释的体积分数下，出口NO.的体积分数随空 图9不同稀释体积分数下燃烧区最高温度随空气预热温度 气预热温度的提升而增加，并且温度越高，出口NO 变化 的体积分数增加越明显.工程实际中，在提高空气 Fig.9 Peak flame temperature as a function of air preheating temper- 预热温度的同时适当增加稀释体积分数，仍可以控 ature and diluted volume fraction 制N0,体积分数在1×10-4以下. 从图10中可以看出，某一稀释体积分数下，出 参考文献 口NO,排放体积分数随空气预热温度的提升而增 加，并且增长幅值逐渐变大.由图10还可以看出提 [1]Normann F,Andersson K,Leckner B,et al.High-emperature 高空气预热温度的同时增加K,可以解决NO,排放 reduction of nitrogen oxides in oxy-fuel combustion.Fuel,2008, 87:17 过高的问题，即使空气预热温度达到1000℃以上， Coppens F H V,De Ruyck J.Konnov AA.The effects of compo- 也可以通过采用较高的K值将出口NO,排放控制 sition on burning velocity and nitric oxide formation in laminar
第 8 期 冯俊小等: W 型辐射管低 NOx 排放的数值研究 图 8 不同稀释剂和风次下燃尽率随轴向距离的变化 Fig． 8 Burn-out rate along axial position of different diluents in the primary or secondary air 能解决这一难题． 本节就辐射管高温低氧燃烧进行 了分析． 图 9 和图 10 分别给出了不同空气预热温度情 况下，辐射管燃烧区最高温度以及出口 NOx 的曲 线图． 从图 9 中可以看出，随空气预热温度的提高，辐 射管燃烧区最高温度几乎呈线性增长，空气预热温 度每升高 100 ℃，燃烧区最高温度升高约 60 ℃ ． 空 气预热温度相同时，随 K 增加，燃烧区最高温度大 致呈线性降低，K 每增长 5% ，燃烧区最高温度降低 约 50 ℃ ． 图 9 不同稀释体积分数下燃烧区最高温度随空气预热温度 变化 Fig． 9 Peak flame temperature as a function of air preheating temperature and diluted volume fraction 从图 10 中可以看出，某一稀释体积分数下，出 口 NOx 排放体积分数随空气预热温度的提升而增 加，并且增长幅值逐渐变大． 由图 10 还可以看出提 高空气预热温度的同时增加 K，可以解决 NOx 排放 过高的问题，即使空气预热温度达到 1000 ℃ 以上， 也可以通过采用较高的 K 值将出口 NOx 排放控制 在 1 × 10 － 4以下． 图 10 不同稀释体积分数下出口 NOx 的体积分数随空气预热温 度变化 Fig． 10 Nitric oxides emissions as a function of air preheating temperature and diluted volume fraction 4 结论 ( 1) 稀释助燃空气可以降低燃烧中心温度，从 而抑制 NOx 生成，而 CO2稀释对 NOx 的抑制作用要 强于 N2，燃烧中心温度和 NOx 排放的体积分数都会 随着稀释体积分数的增加而降低，但是降低幅度会 逐渐趋于缓和，且当稀释的体积分数达到 25% 以上 时，辐射管 NOx 排放的体积分数可以降低到 4 × 10 － 5以下． ( 2) 燃烧区温度处于 1000 K 温度以下时，NOx 生成量仍然很低，而超过 1500 K 时，NOx 生成体积 分数攀升越来越明显，烟气温度每增加 100 K，NOx 生成量增加约 50% ． ( 3) 对于与燃气平行进入的烧嘴结构，在二次 风中添加稀释剂时要比在一次风中添加稀释剂的情 况更具有改善 NOx 排放的优越性． ( 4) 燃烧区最高温度随空气预热温度提高约呈 线性增长，随稀释体积分数的增加大致呈线性递减; 某一稀释的体积分数下，出口 NOx 的体积分数随空 气预热温度的提升而增加，并且温度越高，出口 NOx 的体积分数增加越明显． 工程实际中，在提高空气 预热温度的同时适当增加稀释体积分数，仍可以控 制 NOx 体积分数在 1 × 10 － 4以下． 参 考 文 献 ［1］ Normann F，Andersson K，Leckner B，et al． High-temperature reduction of nitrogen oxides in oxy-fuel combustion． Fuel，2008， 87: 17 ［2］ Coppens F H V，De Ｒuyck J，Konnov A A． The effects of composition on burning velocity and nitric oxide formation in laminar · 9901 ·
·1100 北京科技大学学报 第36卷 premixed flames of CHa +H2 +02+N2.Combust Flame,2007, 9]Ahanj M D,Rahimi M,Alsairafi AA.CFD modeling of a radiant 149:409 tube heater.Int Commun Heat Mass Transfer,2012,39 (3):432 B3]Konnov AA,Dyakov I V,De Ruyck J.The effects of composition [10]Jager F K,Mevissen J,Munko A,et al.CFD modelling of a ra- on the buming velocity and NO formation in premixed flames of diant tube bumer for liquid and gaseous fuels.Prog Comput Flu- C2 H +02+N2.Exp Therm Fluid Sci,2008,32(7)1412 idDn,2005,5(7):406 4]Xu X C,Zhou L X.Combustion Technology Manual.Beijing: [11]Gupta A K.High temperature air combustion:flame characteris- Chemical Industry Press,2008:1368 tics challenges and opportunities12th International Symposium (徐旭常，周力行.燃烧技术手册.北京：化学工业出版社， on Transport Phenomena.Istanbul,2000:575 2008:1368) [12]Suzukawa Y,Sugiyama S,Hino Y,et al.Heat transfer improve- Shen J,Liu J,Zhang H,et al.NO,emission characteristics of su- ment and NO,reduction by highly preheated air combustion.En- perfine pulverized anthracite coal in air-staged combustion.Energy ergy Conrers Manage,1997,38(10-13):1061 Convers Manage,2013,74:454 [13]Abd-Alla G H.Using exhaust gas recirculation in interal com- [6]Saleh H E.Effect of exhaust gas recirculation on diesel engine ni- bustion engines:a review.Energy Conrers Manage,2002,43 trogen oxide reduction operating with jojoba methyl ester.Rene (8):1027 Energy,2009,34(10):2178 [14]Wu X,Huang G Q,Liang H Y.Release control model of NO,in ]Maiboom A,Tauzia X,Hetet J F.Experimental study of various natural gas combustion.Chem Ind Eng Prog,2007(1):109 effects of exhaust gas recirculation (EGR)on combustion and (吴筱，黄国强，梁红英.天然气燃烧中NO,减排的数学模 emissions of an automotive direct injection diesel engine.Energy, 型.化工进展，2007(1)：109) 2008,33(1):22 [15]Fenimore C P.Formation of nitric oxide in premixed hydrocarbon [8]Mobasheri R,Peng Z,Mirsalim S M.Analysis the effect of ad- flames /Proceeding 13th Symposium (International)on Com- vanced injection strategies on engine performance and pollutant bustion.Salt Lake City,1971:373 emissions in a heavy duty Dl-diesel engine by CFD modeling.Int J [16]Shudo T,Mizuide T.NO,emission characteristics in rich-ean Heat Fluid Flow,2012,33(1):59 combustion of hydrogen.JSAE Rer,2002,23 (1):9
北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 premixed flames of CH4 + H2 + O2 + N2 ． Combust Flame，2007， 149: 409 ［3］ Konnov A A，Dyakov I V，De Ｒuyck J． The effects of composition on the burning velocity and NO formation in premixed flames of C2H4 + O2 + N2 ． Exp Therm Fluid Sci，2008，32( 7) : 1412 ［4］ Xu X C，Zhou L X． Combustion Technology Manual． Beijing: Chemical Industry Press，2008: 1368 ( 徐旭常，周力行． 燃烧技术手册． 北京: 化学工业出版社， 2008: 1368) ［5］ Shen J，Liu J，Zhang H，et al． NOx emission characteristics of superfine pulverized anthracite coal in air-staged combustion． Energy Convers Manage，2013，74: 454 ［6］ Saleh H E． Effect of exhaust gas recirculation on diesel engine nitrogen oxide reduction operating with jojoba methyl ester． Ｒenew Energy，2009，34( 10) : 2178 ［7］ Maiboom A，Tauzia X，Hétet J F． Experimental study of various effects of exhaust gas recirculation ( EGＲ) on combustion and emissions of an automotive direct injection diesel engine． Energy， 2008，33( 1) : 22 ［8］ Mobasheri Ｒ，Peng Z，Mirsalim S M． Analysis the effect of advanced injection strategies on engine performance and pollutant emissions in a heavy duty DI-diesel engine by CFD modeling． Int J Heat Fluid Flow，2012，33( 1) : 59 ［9］ Ahanj M D，Ｒahimi M，Alsairafi A A． CFD modeling of a radiant tube heater． Int Commun Heat Mass Transfer，2012，39( 3) : 432 ［10］ Jager F K，Mevissen J，Munko A，et al． CFD modelling of a radiant tube burner for liquid and gaseous fuels． Prog Comput Fluid Dyn，2005，5( 7) : 406 ［11］ Gupta A K． High temperature air combustion: flame characteristics challenges and opportunities / / 12th International Symposium on Transport Phenomena． Istanbul，2000: 575 ［12］ Suzukawa Y，Sugiyama S，Hino Y，et al． Heat transfer improvement and NOx reduction by highly preheated air combustion． Energy Convers Manage，1997，38( 10--13) : 1061 ［13］ Abd-Alla G H． Using exhaust gas recirculation in internal combustion engines: a review． Energy Convers Manage，2002，43 ( 8) : 1027 ［14］ Wu X，Huang G Q，Liang H Y． Ｒelease control model of NOx in natural gas combustion． Chem Ind Eng Prog，2007( 1) : 109 ( 吴筱，黄国强，梁红英． 天然气燃烧中 NOx 减排的数学模 型． 化工进展，2007( 1) : 109) ［15］ Fenimore C P． Formation of nitric oxide in premixed hydrocarbon flames / / Proceeding 13th Symposium ( International) on Combustion． Salt Lake City，1971: 373 ［16］ Shudo T，Mizuide T． NOx emission characteristics in rich-lean combustion of hydrogen． JSAE Ｒev，2002，23( 1) : 9 · 0011 ·
