工程科学学报，第39卷，第5期：756-761,2017年5月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.5:756-761,May 2017 D0L:10.13374/j.issn2095-9389.2017.05.014;htp:/journals..usth.edu.cn 分区分级双P型辐射管喷口结构位置特性 徐钱，冯俊小区，周闻华，陈艳梅 北京科技大学能源与环境学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:450554190@qq.com 摘要为了对分区分级双P型燃气辐射管喷口结构、位置进行优化，提高燃烧效率.首先对分区分级双P型燃气辐射管进 行了实验和数值研究，结果发现，除N0,体积分数的误差为11.6%外，其他参数的偏差都在1%以内，证明该模型具有可靠性. 在此基础上，通过研究主管和支管的喷口位置及喷口结构等参数，进行了气体温度和壁面温度的研究分析.结果显示：随着 主管喷口位置向外移动，分区分级燃气辐射管表面温度的最高值逐渐减小，壁面温度的最低值逐渐增大.支管喷口位于三通 管与支管交线处时，可以减少高温气体对辐射管管壁的冲击作用，提高支管径向的温度均匀性，延长辐射管使用寿命：主管喷 口的形式为完全预混式喷口时，壁面温差最小：支管喷口的形式为不对称式时，分区分级燃气辐射管壁面温差最小，燃烧热效 率最高 关键词辐射管；喷嘴：空燃比；结构：氨氧化物控制 分类号TF062 Location characteristics of the nozzle structure in the double P-type radiant tube XU Qian,FENG Jun-xiao,ZHOU Wen-hua,CHEN Yan-mei School of Energy and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:450554190@qq.com ABSTRACT To optimize combustion efficiency,the structural characteristics of the zoned and staged double P-type gas-fired radiant tube were improved.The corresponding experimental and numerical studies were performed on the new radiant tube and the results show that deviations in the monitoring parameters are less than 1%,except for a NO,concentration of 11.6%,which proves the relia- bility of the model.On this basis,the gas and wall temperatures were compared by changing the nozzle position and structure parame- ters of main and branch pipes.The results show that as the nozzle position moves outward,the highest value of the surface temperature of the radiant tube gradually decreases and the minimum value of the wall temperature gradually increases.When the nozzle of the branch pipe locates at the intersection of the tee and branch pipes,it helps to reduce the impact of the high temperature gas on the pipe wall,improve the uniformity of the branch radial temperature,and prolong the service life of the radiation tube.When the nozzle is fully premixed,the temperature difference is minimized.When the pipe nozzle is asymmetric,the difference in the wall temperatures is minimized and the thermal combustion efficiency is the highest. KEY WORDS radiant tube;nozzle;air-fuel ratio;structure;nitrogen oxide control 燃气辐射管是一种主要由烧嘴、辐射管体和余热应用表明，燃气辐射管的使用可以在保证加热性能的 回收设备组成的间接加热部件，其由于高生产率、高热 基础上大幅度降低一次能源消耗，进而从根本上减少 效率和低生产成本的突出优点被广泛应用于钢铁、治 C0,和N0,的排放[3-)，因此探求更高效的辐射管设备 金和制造业领域-].近些年在国内外热处理炉上的 对节能减排具有重要意义. 收稿日期：2016-07-04 基金项目：“十三五”国家重点科技支撑计划资助项目(2016YB0601300)
工程科学学报,第 39 卷,第 5 期:756鄄鄄761,2017 年 5 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 5: 756鄄鄄761, May 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 05. 014; http: / / journals. ustb. edu. cn 分区分级双 P 型辐射管喷口结构位置特性 徐 钱, 冯俊小苣 , 周闻华, 陈艳梅 北京科技大学能源与环境学院, 北京 100083 苣 通信作者, E鄄mail: 450554190@ qq. com 摘 要 为了对分区分级双 P 型燃气辐射管喷口结构、位置进行优化,提高燃烧效率. 首先对分区分级双 P 型燃气辐射管进 行了实验和数值研究,结果发现,除 NOx体积分数的误差为11郾 6% 外,其他参数的偏差都在1% 以内,证明该模型具有可靠性. 在此基础上,通过研究主管和支管的喷口位置及喷口结构等参数,进行了气体温度和壁面温度的研究分析. 结果显示:随着 主管喷口位置向外移动,分区分级燃气辐射管表面温度的最高值逐渐减小,壁面温度的最低值逐渐增大. 支管喷口位于三通 管与支管交线处时,可以减少高温气体对辐射管管壁的冲击作用,提高支管径向的温度均匀性,延长辐射管使用寿命;主管喷 口的形式为完全预混式喷口时,壁面温差最小;支管喷口的形式为不对称式时,分区分级燃气辐射管壁面温差最小,燃烧热效 率最高. 关键词 辐射管; 喷嘴; 空燃比; 结构; 氮氧化物控制 分类号 TF062 Location characteristics of the nozzle structure in the double P鄄type radiant tube XU Qian, FENG Jun鄄xiao 苣 , ZHOU Wen鄄hua, CHEN Yan鄄mei School of Energy and Environmental Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: 450554190@ qq. com ABSTRACT To optimize combustion efficiency, the structural characteristics of the zoned and staged double P鄄type gas鄄fired radiant tube were improved. The corresponding experimental and numerical studies were performed on the new radiant tube and the results show that deviations in the monitoring parameters are less than 1% , except for a NOx concentration of 11郾 6% , which proves the relia鄄 bility of the model. On this basis, the gas and wall temperatures were compared by changing the nozzle position and structure parame鄄 ters of main and branch pipes. The results show that as the nozzle position moves outward, the highest value of the surface temperature of the radiant tube gradually decreases and the minimum value of the wall temperature gradually increases. When the nozzle of the branch pipe locates at the intersection of the tee and branch pipes, it helps to reduce the impact of the high temperature gas on the pipe wall, improve the uniformity of the branch radial temperature, and prolong the service life of the radiation tube. When the nozzle is fully premixed, the temperature difference is minimized. When the pipe nozzle is asymmetric, the difference in the wall temperatures is minimized and the thermal combustion efficiency is the highest. KEY WORDS radiant tube; nozzle; air鄄fuel ratio; structure; nitrogen oxide control 收稿日期: 2016鄄鄄07鄄鄄04 基金项目: “十三五冶 国家重点科技支撑计划资助项目(2016YFB0601300) 燃气辐射管是一种主要由烧嘴、辐射管体和余热 回收设备组成的间接加热部件,其由于高生产率、高热 效率和低生产成本的突出优点被广泛应用于钢铁、冶 金和制造业领域[1鄄鄄2] . 近些年在国内外热处理炉上的 应用表明,燃气辐射管的使用可以在保证加热性能的 基础上大幅度降低一次能源消耗,进而从根本上减少 CO2和 NOx的排放[3鄄鄄4] ,因此探求更高效的辐射管设备 对节能减排具有重要意义
徐钱等：分区分级双P型辐射管喷口结构位置特性 ·757· 目前使用最多的辐射管有U型、W型燃气辐射 支管喷口 管5刃，主要发现的问题有：排烟温度较高：燃烧产物 中CO2、NO,的含量较大；此外，管体沿长度方向温度分 空气管道 >回流管 布不均导致的热应力，以及较高的局部温度亦会导致 燃气管道 管壁内表面的灼烧、氧化，从而严重影响管体结构特 主管 半径289. 性，导致燃烧器的损坏，缩短辐射管寿命[8-].为解决 1400 支管喷口 辐射管温度均匀性及NO,排放量较高的问题，科研人 员进一步研发了带烟气循环的P型、双a型辐射 图1分区分级燃气辐射管结构简图（单位：mm) 管0-]，同时为了提高辐射管热效率开发了相应的高 Fig.I Zoning classification of gas radiation tube structure (unit: mm) 效换热器以及蓄热式辐射管.近年来，一些学者还研 发了辐射管的分级燃烧器、辐射管的新型材料以及不 网格划分.由于模型为对称结构，故采用1/2模型建 同结构的辐射管内插件用以提高辐射管的综合性 模，并将分区分级燃气辐射管分区，对于结构较为复杂 能2-].在之前的研究中，已经对双P型辐射管及分 的烧嘴喷口处，进行局部网格细化，采用结构化网格， 区分级燃气辐射管的流场、气体温度场、壁面温度场和 为了保证三维模型的网格具有独立性，将网格数量从 传热特性进行深入研究[4-]，经计算分析发现分区 1000000逐渐增加至3500000，计算显示燃烧气体温度 分级双P型燃气辐射管在温度均匀性方面具有显著地 变化处于5%以下，本文计算选取网格单元长度为 优势.本文在前人的基础上，重点对分区分级燃气辐 6mm,网格总数为3507816个，并且97%的网格扭曲 射管的结构特性进行研究与分析，探究主管和支管喷 度(equisize skew)在0.5以下，辐射管整体及烧嘴处网 口结构特性对气体温度和壁面温度的影响，对分区分 格如图2所示[20]. 级双P型燃气辐射管进行结构优化 2求解及验证 1分区分级双P型燃气辐射管的模型建立 2.1假设条件 1.1物理模型建立 辐射管内的热过程是一个复杂的热过程，其中包 本文针对双P型辐射管的流动和传热特性[-町， 括气体流动、燃料燃烧的化学反应以及传热过程，为了 在双P型辐射管的三通管尾部增加次级分级装置，通 能够比较准确地模拟辐射管管内的热过程，本文对使 过采用分区燃烧原理将辐射管的空气或燃气进行双端 用的模型进行了以下假设： 分级，使燃气分区燃烧，但总体空气与燃气保持完全燃 (1)假设流体为不可压缩流体，流动和燃烧状态 烧的正常化学当量比.先使全部的空气与一次燃气在 稳定； 辐射管烧嘴端进行一区燃烧，由于燃料不足造成贫燃 (2)燃气为天然气，辐射气体为C0,和H,0,且气 料燃烧，此时燃料量少，释放出来的热量相对要少，可 体的辐射系数不受组分特性的影响： 降低烧嘴端的温度，减少烧嘴壁面局部高温区的产生 (3)辐射管管内各组分气体的比热容为基于全部 没有参与燃烧反应的空气遇到在辐射管三通管尾部通 组分质量分数加权平均的混合比热容，而且是温度的 入的二次燃气再次燃烧，直至燃气燃烧完全，形成二区 单值函数 燃烧，此时二区燃烧可以提高下游气体温度，从而提升 2.2数学模型选取 双P型辐射管的整体的温度分布均匀性，减少壁面温 研究中选取的数学模型有连续性方程、N-S方程、 差.分区分级燃气辐射管结构如图1所示 标准k-ε湍流模型、能量守恒方程、组分传输模型以及 1.2网格划分 离散坐标辐射模型(D0模型)[2]，此外还用到非预混 运用Gambit对所研究的辐射管进行三维建模和 燃烧模型(PDF模型).PDF模型可用于模拟快速反应 局部放大 图2分区分级燃气镉射管整体网格划分示意图及局部放大图[0] Fig.2 Schematie diagram of the entire grid division of the partition,the grade gas radiant tube,and an enlarged portion of the drawing]
徐 钱等: 分区分级双 P 型辐射管喷口结构位置特性 目前使用最多的辐射管有 U 型、W 型燃气辐射 管[5鄄鄄7] ,主要发现的问题有:排烟温度较高;燃烧产物 中 CO2 、NOx的含量较大;此外,管体沿长度方向温度分 布不均导致的热应力,以及较高的局部温度亦会导致 管壁内表面的灼烧、氧化,从而严重影响管体结构特 性,导致燃烧器的损坏,缩短辐射管寿命[8鄄鄄9] . 为解决 辐射管温度均匀性及 NOx排放量较高的问题,科研人 员进一 步 研 发 了 带 烟 气 循 环 的 P 型、双 a 型 辐 射 管[10鄄鄄11] ,同时为了提高辐射管热效率开发了相应的高 效换热器以及蓄热式辐射管. 近年来,一些学者还研 发了辐射管的分级燃烧器、辐射管的新型材料以及不 同结构的辐射管内插件用以提高辐射管的综合性 能[12鄄鄄13] . 在之前的研究中,已经对双 P 型辐射管及分 区分级燃气辐射管的流场、气体温度场、壁面温度场和 传热特性进行深入研究[14鄄鄄18] ,经计算分析发现,分区 分级双 P 型燃气辐射管在温度均匀性方面具有显著地 优势. 本文在前人的基础上,重点对分区分级燃气辐 射管的结构特性进行研究与分析,探究主管和支管喷 口结构特性对气体温度和壁面温度的影响,对分区分 级双 P 型燃气辐射管进行结构优化. 1 分区分级双 P 型燃气辐射管的模型建立 图 2 分区分级燃气辐射管整体网格划分示意图及局部放大图[20] Fig. 2 Schematic diagram of the entire grid division of the partition, the grade gas radiant tube, and an enlarged portion of the drawing [20] 1郾 1 物理模型建立 本文针对双 P 型辐射管的流动和传热特性[18鄄鄄19] , 在双 P 型辐射管的三通管尾部增加次级分级装置,通 过采用分区燃烧原理将辐射管的空气或燃气进行双端 分级,使燃气分区燃烧,但总体空气与燃气保持完全燃 烧的正常化学当量比. 先使全部的空气与一次燃气在 辐射管烧嘴端进行一区燃烧,由于燃料不足造成贫燃 料燃烧,此时燃料量少,释放出来的热量相对要少,可 降低烧嘴端的温度,减少烧嘴壁面局部高温区的产生. 没有参与燃烧反应的空气遇到在辐射管三通管尾部通 入的二次燃气再次燃烧,直至燃气燃烧完全,形成二区 燃烧,此时二区燃烧可以提高下游气体温度,从而提升 双 P 型辐射管的整体的温度分布均匀性,减少壁面温 差. 分区分级燃气辐射管结构如图 1 所示. 1郾 2 网格划分 运用 Gambit 对所研究的辐射管进行三维建模和 图 1 分区分级燃气辐射管结构简图(单位:mm) Fig. 1 Zoning classification of gas radiation tube structure ( unit: mm) 网格划分. 由于模型为对称结构,故采用 1 / 2 模型建 模,并将分区分级燃气辐射管分区,对于结构较为复杂 的烧嘴喷口处,进行局部网格细化,采用结构化网格, 为了保证三维模型的网格具有独立性,将网格数量从 1000000 逐渐增加至 3500000,计算显示燃烧气体温度 变化处于 5% 以下,本文计算选取网格单元长度为 6 mm,网格总数为 3507816 个,并且 97% 的网格扭曲 度(equisize skew)在 0郾 5 以下,辐射管整体及烧嘴处网 格如图 2 所示[20] . 2 求解及验证 2郾 1 假设条件 辐射管内的热过程是一个复杂的热过程,其中包 括气体流动、燃料燃烧的化学反应以及传热过程,为了 能够比较准确地模拟辐射管管内的热过程,本文对使 用的模型进行了以下假设: (1)假设流体为不可压缩流体,流动和燃烧状态 稳定; (2)燃气为天然气,辐射气体为 CO2和 H2O,且气 体的辐射系数不受组分特性的影响; (3)辐射管管内各组分气体的比热容为基于全部 组分质量分数加权平均的混合比热容,而且是温度的 单值函数. 2郾 2 数学模型选取 研究中选取的数学模型有连续性方程、N鄄鄄S 方程、 标准 k鄄鄄着 湍流模型、能量守恒方程、组分传输模型以及 离散坐标辐射模型(DO 模型) [20] ,此外还用到非预混 燃烧模型(PDF 模型). PDF 模型可用于模拟快速反应 ·757·
·758· 工程科学学报，第39卷，第5期 的紊流扩散火焰形状和结构.采用该模型需要同时求 的具体参数如表2所示.其中，主管烧嘴喷入90% 解平均（时间平均）混合分数∫和平均混合分数均方值 的燃料，支管的两个烧嘴分别喷入5%的燃料，一区 P2的守恒方程[2] 烧嘴喷入全部的空气.根据模型特点，在模拟计算中 2.3边界条件 选用k-ε湍流模型、组分传输模型，燃烧模型采用湍 本文中分区分级燃气辐射管选用功率为160kW, 流预混(PDF)燃烧模型以及离散坐标辐射模型(DO 燃料为天然气，组分含量及热值见表1[2)，边界条件 模型) 表1气体组分含量及热值[20 Table 1 Gas composition content and calorific value 成分 质量分数/% 热值（标准状态）/(kJ·m3) 总热值（标准状态）/(kJ·m3) 甲烷 0.927 35715.11 乙烷 0.055 63768.01 丙烷 0.010 91276.60 38002.6 丁烷 0.004 118680.50 氨气 0.004 0 表2边界条件参数设置[20] Table 2 Parameter setting of boundary condition 边界条件类型 边界条件项目选取 类型 数值 燃料 质量流量/(kg·s1) 2.93×10-3 人口 空气 质量流量（过剩空气系数1.1）/(kgs1) 5.47×10-2 出口 烟气 压力/Pa 0 壁面 无滑移，壁面函数法 对流和镉射换热，/(W·m2.K) 环境 实验测定的炉温平均值/℃ 1223 2.4模型验证 温区的含氧量，降低火焰燃烧最高温度，从而抑制N0, 本课题组已在之前发表的论文中对该模型做过验 生成，主管喷口位置的不同会在喷口形成不同位置的 证研究[2]，利用开发的模型对某公司分区分级燃气辐 低压区，进而会影响到对回流烟气的卷吸作用.本节 射管进行了数值模拟，并在相同工况下进行相应的实 对不同主管喷口位置的分区分级燃气辐射管进一步研 验.参照GB28665一2012《轧钢工业大气污染物排放 究分析. 标准》，通过实验结果与数值模拟结果进行分析对比 选取烟气回流管与主管的中心线相交处为x=0 发现，NO,体积分数的数值计算与实验结果误差最大 位置，分别选取喷口位于x=100mm,x=0mm,x= 为11.6%，其他参数的偏差都在1%以内，说明模型符 -100mm处时对分区分级燃气辐射管进行数值模拟， 合实际，其余部分在此不再赘述 位置如图3所示 分区分级燃气辐射管气体截面平均温度沿气体流 3实验结果与分析 动方向变化曲线如图4所示.从图中可以看出，当喷 3.1喷口位置对分区分级燃气辐射管性能影响 口位置分别位于x=-l00mm、x=0mm、x=100mm 3.1.1主管喷口位置 时，最高温度点分别在轴向位置1550、1500和1100mm 分区分级燃气辐射管的回流烟气能够减小燃烧高 附近.喷口位于x=100mm位置时，在轴向位置0~ =100mm =-100mm 注：红色线条为主管中心线 图3喷口位置选取示意图 Fig.3 Schematic diagram of nozzle position selections
工程科学学报,第 39 卷,第 5 期 的紊流扩散火焰形状和结构. 采用该模型需要同时求 解平均(时间平均)混合分数 f 和平均混合分数均方值 f忆 2 的守恒方程[21] . 2郾 3 边界条件 本文中分区分级燃气辐射管选用功率为 160 kW, 燃料为天然气,组分含量及热值见表 1 [20] ,边界条件 的具体参数如表 2 所示. 其中,主管烧嘴喷入 90% 的燃料,支管的两个烧嘴分别喷入 5% 的燃料,一区 烧嘴喷入全部的空气. 根据模型特点,在模拟计算中 选用 k鄄鄄着 湍流模型、组分传输模型,燃烧模型采用湍 流预混( PDF)燃烧模型以及离散坐标辐射模型( DO 模型) . 表 1 气体组分含量及热值[20] Table 1 Gas composition content and calorific value 成分 质量分数/ % 热值(标准状态) / (kJ·m - 3 ) 总热值(标准状态) / (kJ·m - 3 ) 甲烷 0郾 927 35715郾 11 乙烷 0郾 055 63768郾 01 丙烷 0郾 010 91276郾 60 38002郾 6 丁烷 0郾 004 118680郾 50 氮气 0郾 004 0 表 2 边界条件参数设置[20] Table 2 Parameter setting of boundary condition 边界条件类型 边界条件项目选取 类型 数值 入口 燃料 质量流量/ (kg·s - 1 ) 2郾 93 ´10 - 3 空气 质量流量(过剩空气系数 1郾 1) / (kg·s - 1 ) 5郾 47 ´10 - 2 出口 烟气 压力/ Pa 0 壁面 无滑移,壁面函数法 对流和辐射换热, 渍/ (W·m - 2·K - 1 ) 1 环境 实验测定的炉温平均值/ 益 1223 2郾 4 模型验证 本课题组已在之前发表的论文中对该模型做过验 证研究[20] ,利用开发的模型对某公司分区分级燃气辐 射管进行了数值模拟,并在相同工况下进行相应的实 验. 参照 GB 28665—2012《轧钢工业大气污染物排放 标准》,通过实验结果与数值模拟结果进行分析对比 发现,NOx体积分数的数值计算与实验结果误差最大 为 11郾 6% ,其他参数的偏差都在 1% 以内,说明模型符 合实际,其余部分在此不再赘述. 3 实验结果与分析 图 3 喷口位置选取示意图 Fig. 3 Schematic diagram of nozzle position selections 3郾 1 喷口位置对分区分级燃气辐射管性能影响 3郾 1郾 1 主管喷口位置 分区分级燃气辐射管的回流烟气能够减小燃烧高 温区的含氧量,降低火焰燃烧最高温度,从而抑制 NOx 生成,主管喷口位置的不同会在喷口形成不同位置的 低压区,进而会影响到对回流烟气的卷吸作用. 本节 对不同主管喷口位置的分区分级燃气辐射管进一步研 究分析. 选取烟气回流管与主管的中心线相交处为 x = 0 位置,分别选取喷口位于 x = 100 mm, x = 0 mm, x = - 100 mm处时对分区分级燃气辐射管进行数值模拟, 位置如图 3 所示. 分区分级燃气辐射管气体截面平均温度沿气体流 动方向变化曲线如图 4 所示. 从图中可以看出,当喷 口位置分别位于 x = - 100 mm、x = 0 mm、x = 100 mm 时,最高温度点分别在轴向位置 1550、1500 和 1100 mm 附近. 喷口位于 x = 100 mm 位置时,在轴向位置 0 ~ ·758·
徐钱等：分区分级双P型辐射管喷口结构位置特性 ·759· 1100mm范围内，随着燃烧的进行气体温度逐渐升高， ·-x=-100mm ·一x=0mm 最高温度达到1510K左右：喷口位于x=0和x= x=100 mm -100mm位置时，在轴向位置0~1500mm范围内，随 1450 着燃烧的进行气体温度逐渐升高，燃烧后移，两者的最 高温度均在1490K左右，相差不大：在2000mm以后 1400 的范围内，喷口位于x=0和x=-100mm位置时两者 1350 的气体温度分布相差很小，喷口位于x=l00mm位置 时气体温度明显低于其余两个位置的分区分级燃气辐 1300 射管的气体温度 0 1000 2000 3000 4000 3.1.2支管喷口位置 轴向位置mm 支管喷口位置的选择对分区分级燃气辐射管内气 图4分区分级燃气辐射管气体截面平均温度沿气体流动方向 体流动有着重要影响.本节设计了喷口位于三通管管 变化曲线 壁处（位置1）和三通管与支管交线处（位置2）两个位 Fig.4 Gas flow direction change curves of gas cross section of gas 置，具体结构如图5所示.通过数值模拟，对分区分级 radiant tube with partition 燃气辐射管内气体温度和壁面温度特性进行了分析 位置1 位置2 图5支管喷口位置结构图 Fig.5 Pipe nozzle position diagram 图6给出了支管喷口在不同位置时分区分级燃气3.2喷口结构对分区分级燃气辐射管性能影响 辐射管内气体温度云图.从图中可以看出，喷口位于 3.2.1主管喷口结构 位置1时，受三通管流动烟气的惯性冲击作用，气体向 喷口结构直接影响着气体混合以及燃烧特性.本 外壁面偏移，支管处气体温度场呈由内向外逐渐递增 节采用了非预混式、部分预混式和完全预混式三种喷 的趋势：喷口位于位置2时，由于喷口位于气体流动的 口结构，结构如图7所示.通过数值计算对喷口为不 中心线处，在支管内分布较为均匀，避免了燃烧高温气 同结构时的分区分级燃气辐射管的气体温度和壁面温 体对外侧壁面的冲击，有利于提高分区分级燃气辐射 度特性进行研究 管壁面温度均匀性，增加辐射管的使用寿命 温度K 1723 1581 438 位置1 1296 1153 1011 非预混式 部分预混式 完全预混式 868 图7主管喷口结构示意图 726 Fig.7 Schematic diagram of nozzle structure 位置2 583 图8给出了主管喷口采用不同结构时分区分级燃 442 气辐射管的气体温度变化曲线.从图中可以看出，喷 298 口为非预混式喷口时，燃烧主要发生在0~1400mm范 图6支管喷口在不同位置时辐射管内气体温度云图 围内，气体最高温度达到1497K:喷口为完全预混式喷 Fig.6 Gas cloud temperature of pipe nozzle in different positions in 口时燃烧主要发生在0~600mm范围内，气体最高温 radiation tube 度仅为1455K:喷口为部分预混式喷口时，燃烧主要发
徐 钱等: 分区分级双 P 型辐射管喷口结构位置特性 图 4 分区分级燃气辐射管气体截面平均温度沿气体流动方向 变化曲线 Fig. 4 Gas flow direction change curves of gas cross section of gas radiant tube with partition 1100 mm 范围内,随着燃烧的进行气体温度逐渐升高, 最高温度达到 1510 K 左右;喷口位于 x = 0 和 x = - 100 mm 位置时,在轴向位置 0 ~ 1500 mm 范围内,随 着燃烧的进行气体温度逐渐升高,燃烧后移,两者的最 高温度均在 1490 K 左右,相差不大;在 2000 mm 以后 的范围内,喷口位于 x = 0 和 x = - 100 mm 位置时两者 的气体温度分布相差很小,喷口位于 x = 100 mm 位置 时气体温度明显低于其余两个位置的分区分级燃气辐 射管的气体温度. 3郾 1郾 2 支管喷口位置 支管喷口位置的选择对分区分级燃气辐射管内气 体流动有着重要影响. 本节设计了喷口位于三通管管 壁处(位置 1)和三通管与支管交线处(位置 2)两个位 置,具体结构如图 5 所示. 通过数值模拟,对分区分级 燃气辐射管内气体温度和壁面温度特性进行了分析. 图 5 支管喷口位置结构图 Fig. 5 Pipe nozzle position diagram 图 6 支管喷口在不同位置时辐射管内气体温度云图 Fig. 6 Gas cloud temperature of pipe nozzle in different positions in radiation tube 图 6 给出了支管喷口在不同位置时分区分级燃气 辐射管内气体温度云图. 从图中可以看出,喷口位于 位置 1 时,受三通管流动烟气的惯性冲击作用,气体向 外壁面偏移,支管处气体温度场呈由内向外逐渐递增 的趋势;喷口位于位置 2 时,由于喷口位于气体流动的 中心线处,在支管内分布较为均匀,避免了燃烧高温气 体对外侧壁面的冲击,有利于提高分区分级燃气辐射 管壁面温度均匀性,增加辐射管的使用寿命. 3郾 2 喷口结构对分区分级燃气辐射管性能影响 3郾 2郾 1 主管喷口结构 喷口结构直接影响着气体混合以及燃烧特性. 本 节采用了非预混式、部分预混式和完全预混式三种喷 口结构,结构如图 7 所示. 通过数值计算对喷口为不 同结构时的分区分级燃气辐射管的气体温度和壁面温 度特性进行研究. 图 7 主管喷口结构示意图 Fig. 7 Schematic diagram of nozzle structure 图 8 给出了主管喷口采用不同结构时分区分级燃 气辐射管的气体温度变化曲线. 从图中可以看出,喷 口为非预混式喷口时,燃烧主要发生在 0 ~ 1400 mm 范 围内,气体最高温度达到 1497 K;喷口为完全预混式喷 口时燃烧主要发生在 0 ~ 600 mm 范围内,气体最高温 度仅为 1455 K;喷口为部分预混式喷口时,燃烧主要发 ·759·
·760· 工程科学学报，第39卷，第5期 1520 生在0~700mm范围内，气体最高温度为1500K.这 1500 ·一非预混式 是由于完全混合式主管喷口的气体混合程度好，燃烧 1480 ·一部分预混式 一完全预混式 迅速，而且喷出速度最大，可以卷吸大量的烟气进入中 1460 心管参与再循环，降低燃烧的最高温度，抑制NO, 1440 生成. 1420 3.2.2支管喷口结构 1400 1380 支管同时通入空气和燃气时，支管喷口的结构对 1360 于气体在分区分级燃气辐射管内的流动有着很大的影 1340 响.本节针对支管喷口通入空燃气的情况分别设计了 1320 分管式、套筒式、分离式和不对称式四种支管喷口结 0 500100015002000250030003500 轴向位置mm 构，结构如图9所示.通过数值模拟对分区分级燃气 辐射管内气体温度和壁面温度特性进行了分析研究 图8。不同结构主管喷口气体温度变化曲线 Fig.8 Gas temperature change curves of nozzle with different struc- 分区分级燃气辐射管气体截面平均温度沿气体流 tures 动方向变化曲线如图10所示.从图中可以看出，支管 空气喷口 空气喷口 空气喷口 空气喷口 燃气喷口 燃气喷口 燃气喷口 燃气喷口 分管式 套筒式 分离式 不对称式 图9支管喷口结构图 Fig.9 Pipe nozzle structure diagram 喷口为分管式时，由于空气和燃气距离较大，燃烧前需 4结论 要混合，在支管喷口附近形成了低温区，但是也由于空 气和燃气分为5条支流喷出，空燃气混合良好，燃烧温 (1)随着主管喷口位置向外移动，分区分级燃气 度相应最低：支管喷口为套简式和分离式时，由于空气 辐射管表面温度的最高值逐渐减小，壁面温度的最低 为一次喷出，燃烧温度相对较高，分离式的喷口造成支 值逐渐增大.随着喷口位置后移，循环烟气量增大，辐 管处压力分布不均，向内卷吸火苗：支管喷口为不对称 射管的壁面温度均匀性提高，支管和回流管管段的壁 式时，由于空气喷口位于内侧，燃烧火焰向内侧偏移 面温度升高，对外辐射增强 1500 (2)主管喷口为非预混式喷口时，燃烧主要发生 一分管式 ·一套筒式 在0~1400mm范围内，气体最高温度达到1497K:喷 1470 一分高式 口为完全混合式喷口时燃烧主要发生在0~600mm范 不对称式 1440 围内，气体最高温度仅为1455K:喷口为部分预混式喷 口时，燃烧主要发生在0~700mm范围内，气体最高温 40 度为1500K. (3)主管喷口为完全预混式喷口时，壁面温差最 1380 小；随着空燃气混合程度的增加，辐射管壁面温度最高 1350 值降低，最低值升高，温差减小 (4)支管喷口为分管式时，燃烧前需要混合，在支 1320 0 500100015002000250030003500 管喷口附近形成了低温区，燃烧温度最低；支管喷口为 轴向位置/mm 套筒式和分离式时燃烧温度相对较高：分离式的喷口 图10不同结构支管喷口气体温度变化曲线 造成支管处压力分布不均，向内卷吸火苗；支管喷口为 Fig.10 Gas temperature change curves of branch nozzle with differ- 不对称式时，燃烧火焰向内侧偏移 ent structures
工程科学学报,第 39 卷,第 5 期 图 8 不同结构主管喷口气体温度变化曲线 Fig. 8 Gas temperature change curves of nozzle with different struc鄄 tures 生在 0 ~ 700 mm 范围内,气体最高温度为 1500 K. 这 是由于完全混合式主管喷口的气体混合程度好,燃烧 迅速,而且喷出速度最大,可以卷吸大量的烟气进入中 心管参与再循环,降低燃烧的最高温度,抑制 NOx 生成. 3郾 2郾 2 支管喷口结构 支管同时通入空气和燃气时,支管喷口的结构对 于气体在分区分级燃气辐射管内的流动有着很大的影 响. 本节针对支管喷口通入空燃气的情况分别设计了 分管式、套筒式、分离式和不对称式四种支管喷口结 构,结构如图 9 所示. 通过数值模拟对分区分级燃气 辐射管内气体温度和壁面温度特性进行了分析研究. 分区分级燃气辐射管气体截面平均温度沿气体流 动方向变化曲线如图 10 所示. 从图中可以看出,支管 图 9 支管喷口结构图 Fig. 9 Pipe nozzle structure diagram 喷口为分管式时,由于空气和燃气距离较大,燃烧前需 要混合,在支管喷口附近形成了低温区,但是也由于空 气和燃气分为 5 条支流喷出,空燃气混合良好,燃烧温 度相应最低;支管喷口为套筒式和分离式时,由于空气 为一次喷出,燃烧温度相对较高,分离式的喷口造成支 管处压力分布不均,向内卷吸火苗;支管喷口为不对称 式时,由于空气喷口位于内侧,燃烧火焰向内侧偏移. 图 10 不同结构支管喷口气体温度变化曲线 Fig. 10 Gas temperature change curves of branch nozzle with differ鄄 ent structures 4 结论 (1)随着主管喷口位置向外移动,分区分级燃气 辐射管表面温度的最高值逐渐减小,壁面温度的最低 值逐渐增大. 随着喷口位置后移,循环烟气量增大,辐 射管的壁面温度均匀性提高,支管和回流管管段的壁 面温度升高,对外辐射增强. (2)主管喷口为非预混式喷口时,燃烧主要发生 在 0 ~ 1400 mm 范围内,气体最高温度达到 1497 K;喷 口为完全混合式喷口时燃烧主要发生在 0 ~ 600 mm 范 围内,气体最高温度仅为 1455 K;喷口为部分预混式喷 口时,燃烧主要发生在 0 ~ 700 mm 范围内,气体最高温 度为 1500 K. (3)主管喷口为完全预混式喷口时,壁面温差最 小;随着空燃气混合程度的增加,辐射管壁面温度最高 值降低,最低值升高,温差减小. (4)支管喷口为分管式时,燃烧前需要混合,在支 管喷口附近形成了低温区,燃烧温度最低;支管喷口为 套筒式和分离式时燃烧温度相对较高;分离式的喷口 造成支管处压力分布不均,向内卷吸火苗;支管喷口为 不对称式时,燃烧火焰向内侧偏移. ·760·
徐钱等：分区分级双P型辐射管喷口结构位置特性 ·761· 参考文献 (冯俊小，王宏宇，吴启明，等.燃气辐射管换热器的结构优 化与数值模拟.北京科技大学学报.2013,35(7)：935) [1]Ahanj M D,Rahimi M,Alsairafi AA.CFD modeling of a radiant tube heater.Int Commun Heat Mass Transfer,2012,39(3):432 [12]Cheng S M,Yong HQ,Wu C B.Decreasing of NO,emission in [2]Zhong G Q,Wang D F,Wu D H.Application of double-regenera- fired-natural gas radiant-tube with regenerative combustor. tive radiant tube technology on roller hearth normalizing furnace. Chongqing Univ,2008,31(3):271 (程淑明，雍海泉，伍成波。降低天然气蓄热式辐射管烟气 Energ Procedia,2015,66:201 [3]Tsioumanis N,Brammer J G,Hubert J.Flow processes in a ra- 中N0,的实验.重庆大学学报，2008,31(3)：271) diant tube bumer:combusting flow.Energ Convers Manage, [13]Saravanan P,Sahoo G,Srikanth S,et al.Failure analysis of ra- 2011,52(7):2667 diant tube bumers in continuous annealing line (CAL)of an in- [4]Irfan M,Chapman W.Thermal stresses in radiant tubes:a com- tegrated steel plant.Failure Anal Prevention,2011,11(3): 286 parison between recuperative and regenerative systems.Appl Therm [14]Hajek J,Jegla Z,Vondal J.Numerical analysis of radiant sec Eng,2010,30(2):196 [5]Feng J X,Jiang M,Zhou W H,et al.Flow heat transfer and NO, tion of fired heater focused on the effect of wall-tube distance. Comput Aided Chem Eng,2014,33:331 emission characteristic of W-shaped radiant tubes with flue gas cir- culation.J Unir Sci Technol Beijing,2014,36(11):1552 [15]Jegla Z,Hajek J,Vondal J.Numerical analysis of heat transfer (冯俊小，姜敏，周闻华，等.带烟气循环的W型辐射管流动 in radiant section of fired heater with realistic imperfect geometry 传热及N0,排放特性.北京科技大学学报，2014,36(11)： of tube coil.Chem Eng Trans,2014,39:889 1552) [16]Normann F.Andersson K.Leckner B,et al.High-temperature [6]Feng J X,Jiang M,Cao Y P,et al.Numerical investigation on reduction of nitrogen oxides in oxy-fuel combustion.Fuel,2008, 87(17):3579 the low NO,emission of W-shaped radiant tuhes.J Univ Sci Tech- [17]Liu CC,Wu Q M,Jiang H.A Radiant Tube Heating Device: nol Beijing,2014,36(8):1094 (冯俊小，姜敏，曹亚平，等.W型辐射管低NO,排放的数值 China Patent,CN201110163899.5.2011-06-17 研究.北京科技大学学报，2014,36(8)：1094) (刘长春，吴启明，江华.一种辐射管加热装置：中国， [7]Liu J X,Gao S,Jiang X M,et al.NO emission characteristics of CN201110163899.5.2011-06-17) superfine pulverized coal combustion in the O2/CO2,atmosphere. [18]Reihani A,Razavi S A,Abbasi E,et al.Failure analysis of wel- Energ Convers Manage,2014,77:349 ded radiant tubes made of cast heat-resisting steel.Failure Anal [8]Wu H,Kim Y J,Vandadi V,et al.Experiment on superadiabatic Prevention,2013,13(6):658 radiant burner with augmented preheating.Appl Energ,2015, [19]Gao H L,Li H Y,Shi Y Z,et al.Discussion on the structure of 156:390 low-temperature radiant heater of gate station.Appl Mech Mat [9]Feng J X,Cao Y P.Man Y,et al.Heat transfer characteristic of 2015,700:660 double-a type gas fried radiant tube by CFD simulation.Energ [20]Xu Q,Feng J X,Zhou W H,et al.Model validation and simu- Metall Ind,2014,33(1):14 lation studies on zoned and staged gas fired radiant tubes.Chin (冯俊小，曹亚平，满毅，等.基于CFD双a型燃气辐射管燃 Eng,2016,38(11):1620 烧的传热特性.冶金能源.2014,33(1)：14) (徐钱，冯俊小，周闻华，等.分区分级燃气辐射管模型验证 [10]Saleh H E.Effect of exhaust gas recirculation on diesel engine 及仿真研究.工程科学学报，2016,38(11)：1620) nitrogen oxide reduction operating with jojoba methyl ester.Re- [21]Li X,Zhang J,Yang H,et al.Combustion characteristics of neuable Energ,2009.34(10):2178 non-premixed methane micro-jet flame in coflow air and thermal [11]Feng J X,Wang H Y,Wu Q M,et al.Structural optimization interaction between flame and micro tube.Appl Therm Eng, and numerical simulation of gas-fired radiant tube heat exchang- 2016,112:296 ers.J Univ Sci Technol Beijing,2013,35(7):935
徐 钱等: 分区分级双 P 型辐射管喷口结构位置特性 参 考 文 献 [1] Ahanj M D, Rahimi M, Alsairafi A A. CFD modeling of a radiant tube heater. Int Commun Heat Mass Transfer, 2012, 39(3): 432 [2] Zhong G Q, Wang D F, Wu D H. Application of double鄄regenera鄄 tive radiant tube technology on roller hearth normalizing furnace. Energ Procedia, 2015, 66: 201 [3] Tsioumanis N, Brammer J G, Hubert J. Flow processes in a ra鄄 diant tube burner: combusting flow. Energ Convers Manage, 2011, 52(7): 2667 [4] Irfan M, Chapman W. Thermal stresses in radiant tubes: a com鄄 parison between recuperative and regenerative systems. Appl Therm Eng, 2010, 30(2): 196 [5] Feng J X, Jiang M, Zhou W H, et al. Flow heat transfer and NOx emission characteristic of W鄄shaped radiant tubes with flue gas cir鄄 culation. J Univ Sci Technol Beijing, 2014, 36(11): 1552 (冯俊小, 姜敏, 周闻华, 等. 带烟气循环的 W 型辐射管流动 传热及 NOx 排放特性. 北京科技大学学报, 2014, 36 (11): 1552) [6] Feng J X, Jiang M, Cao Y P, et al. Numerical investigation on the low NOx emission of W鄄shaped radiant tubes. J Univ Sci Tech鄄 nol Beijing, 2014, 36(8): 1094 (冯俊小, 姜敏, 曹亚平, 等. W 型辐射管低 NOx 排放的数值 研究. 北京科技大学学报, 2014, 36(8): 1094) [7] Liu J X, Gao S, Jiang X M, et al. NO emission characteristics of superfine pulverized coal combustion in the O2 / CO2 , atmosphere. Energ Convers Manage, 2014, 77: 349 [8] Wu H, Kim Y J, Vandadi V, et al. Experiment on superadiabatic radiant burner with augmented preheating. Appl Energ, 2015, 156: 390 [9] Feng J X, Cao Y P, Man Y, et al. Heat transfer characteristic of double鄄a type gas fried radiant tube by CFD simulation. Energ Metall Ind, 2014, 33(1): 14 (冯俊小, 曹亚平, 满毅,等. 基于 CFD 双 a 型燃气辐射管燃 烧的传热特性. 冶金能源, 2014, 33(1): 14) [10] Saleh H E. Effect of exhaust gas recirculation on diesel engine nitrogen oxide reduction operating with jojoba methyl ester. Re鄄 newable Energ, 2009, 34(10): 2178 [11] Feng J X, Wang H Y, Wu Q M, et al. Structural optimization and numerical simulation of gas鄄fired radiant tube heat exchang鄄 ers. J Univ Sci Technol Beijing, 2013, 35(7): 935 (冯俊小, 王宏宇, 吴启明, 等. 燃气辐射管换热器的结构优 化与数值模拟. 北京科技大学学报, 2013, 35(7): 935) [12] Cheng S M, Yong H Q, Wu C B. Decreasing of NOx emission in fired鄄natural gas radiant鄄tube with regenerative combustor. J Chongqing Univ, 2008, 31(3): 271 (程淑明, 雍海泉, 伍成波. 降低天然气蓄热式辐射管烟气 中 NOx 的实验. 重庆大学学报, 2008, 31(3): 271) [13] Saravanan P, Sahoo G, Srikanth S, et al. Failure analysis of ra鄄 diant tube burners in continuous annealing line (CAL) of an in鄄 tegrated steel plant. J Failure Anal Prevention, 2011, 11 (3): 286 [14] H佗jek J, Jegla Z, Vond佗l J. Numerical analysis of radiant sec鄄 tion of fired heater focused on the effect of wall鄄tube distance. Comput Aided Chem Eng, 2014, 33: 331 [15] Jegla Z, H佗jek J, Vond佗l J. Numerical analysis of heat transfer in radiant section of fired heater with realistic imperfect geometry of tube coil. Chem Eng Trans, 2014, 39: 889 [16] Normann F, Andersson K, Leckner B, et al. High鄄temperature reduction of nitrogen oxides in oxy鄄fuel combustion. Fuel, 2008, 87(17): 3579 [17] Liu C C, Wu Q M, Jiang H. A Radiant Tube Heating Device: China Patent, CN201110163899. 5. 2011鄄鄄06鄄鄄17 (刘长春, 吴启明, 江华. 一种辐射管加热装置: 中国, CN201110163899. 5. 2011鄄鄄06鄄鄄17) [18] Reihani A, Razavi S A, Abbasi E, et al. Failure analysis of wel鄄 ded radiant tubes made of cast heat鄄resisting steel. J Failure Anal Prevention, 2013, 13(6): 658 [19] Gao H L, Li H Y, Shi Y Z, et al. Discussion on the structure of low鄄temperature radiant heater of gate station. Appl Mech Mat, 2015, 700: 660 [20] Xu Q, Feng J X, Zhou W H, et al. Model validation and simu鄄 lation studies on zoned and staged gas fired radiant tubes. Chin J Eng, 2016, 38(11):1620 (徐钱, 冯俊小, 周闻华, 等. 分区分级燃气辐射管模型验证 及仿真研究. 工程科学学报, 2016, 38(11):1620) [21] Li X, Zhang J, Yang H, et al. Combustion characteristics of non鄄premixed methane micro鄄jet flame in coflow air and thermal interaction between flame and micro tube. Appl Therm Eng, 2016, 112: 296 ·761·