工程科学学报，第38卷，第11期：1620-1628,2016年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.11:1620-1628,November 2016 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2016.11.016:http://journals.ustb.edu.cn 分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 徐钱”，冯俊小)区，周闻华”，董杰2》，侯煜 1)北京科技大学能源与环境工程学院，北京1000832)中治京诚（扬州）治金科技产业有限公司，扬州225006 ☒通信作者，E-mail:450554190@q4.com 摘要本文首先对双P型辐射管进行实验和数值研究，发现除N0,含量的误差偏大外，其他参数的偏差都在1%以内，证明 该模型具有一定的可靠性.在此基础上，将空气分级的理念应用于双P型辐射管，提出一种带支管喷口的分区分级燃气辐射 管，并建立相应的数学和物理模型.对比双P型辐射管和分区分级辐射管的模拟结果显示：分区分级燃气辐射管和双P型辐 射管内气体的平均流速分别为25.8m·s1和21.0ms1,热效率分别为65.9%和64.2%：分区分级燃气辐射管壁面最高温度 为1047℃，壁面最大温差为73℃，比双P型辐射管降低15℃，分区分级后气体平均流速增大，提高了直管和回流管管段的烟 气温度和壁面温度，具有更好的温度均匀性. 关键词燃烧管：辐射加热：温度：均匀性：模型验证：仿真研究：氮氧化物控制 分类号TF062 Model validation and simulation studies on zoned and staged gas fired radiant tubes XU Qian,FENG Jun-xiao,ZHOU Wen-hua,DONG Jie,HOU Yu 1)School of Energy and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)CERI Yangzhou Machinery Co.,Ltd.Yangzhou 225006,China Corresponding author,E-mail:450554190@qq.com ABSTRACT Experimental and numerical studies on double P-type radiant tubes were performed in this article firstly.According to the results,it is found that the deviations of parameters are within 1%except the NO,concentration with big error,indicating that the model has certain reliability.Based on this,the concept of air classification was applied to double P-type radiant tubes,a gas-fired radiant tube with branch pipe nozzles was introduced,and the corresponding mathematical and physical models were verified in this paper.Simulation results show that average flow velocities of the zoned and staged gas-fired radiant tube and the double P-type gas radiant tube are 25.8 msand 21.0 ms,and the thermal efficiencies are 65.9%and 64.2%,respectively.The highest wall surface temperature of the zoned and staged gas fired radiant tube is 1047 C,and the maximum wall temperature difference is 73C, 15 C less than that of the double P-type radiant tube.The gas average flow velocity increases after being zoned and staged,and the flue gas temperature and wall temperature of the straight pipe and backflow connection rises with a better uniformity of temperature. KEY WORDS combustion tubes;radiant heating:temperature:uniformity:model validation:simulation studies:nitrogen oxide control 燃气辐射管是一种间接加热元件，主要由烧嘴、元件直接接触，便于控制炉内气氛和加热温度，可以 辐射管体和余热回收装置组成，燃料在管内燃烧发 防止加热过程中金属的过热、过烧、脱碳和氧化，辐 热，由管壁间接把热量主要以辐射的方式传给炉衬 射管热处理炉已日益成为生产高附加值产品不可或 和被处理工件.辐射管的燃烧产物不与被加热 缺的热处理设备B 收稿日期：201601-21 基金项目：重点研发计划（产业前瞻与共性关键技术）资助项目(BF2015206)
工程科学学报，第 38 卷，第 11 期: 1620--1628，2016 年 11 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 11: 1620--1628，November 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 11． 016; http: / /journals． ustb． edu． cn 分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 徐 钱1) ，冯俊小1) ，周闻华1) ，董 杰2) ，侯 煜2) 1) 北京科技大学能源与环境工程学院，北京 100083 2) 中冶京诚( 扬州) 冶金科技产业有限公司，扬州 225006 通信作者，E-mail: 450554190@ qq． com 摘 要 本文首先对双 P 型辐射管进行实验和数值研究，发现除 NOx含量的误差偏大外，其他参数的偏差都在 1% 以内，证明 该模型具有一定的可靠性． 在此基础上，将空气分级的理念应用于双 P 型辐射管，提出一种带支管喷口的分区分级燃气辐射 管，并建立相应的数学和物理模型． 对比双 P 型辐射管和分区分级辐射管的模拟结果显示: 分区分级燃气辐射管和双 P 型辐 射管内气体的平均流速分别为 25. 8 m·s － 1 和 21. 0 m·s － 1 ，热效率分别为 65. 9% 和 64. 2% ; 分区分级燃气辐射管壁面最高温度 为 1047 ℃，壁面最大温差为 73 ℃，比双 P 型辐射管降低 15 ℃，分区分级后气体平均流速增大，提高了直管和回流管管段的烟 气温度和壁面温度，具有更好的温度均匀性． 关键词 燃烧管; 辐射加热; 温度; 均匀性; 模型验证; 仿真研究; 氮氧化物控制 分类号 TF062 Model validation and simulation studies on zoned and staged gas fired radiant tubes XU Qian1) ，FENG Jun-xiao 1) ，ZHOU Wen-hua1) ，DONG Jie 2) ，HOU Yu2) 1) School of Energy and Environmental Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) CEＲI Yangzhou Machinery Co． ，Ltd． ，Yangzhou 225006，China Corresponding author，E-mail: 450554190@ qq． com ABSTＲACT Experimental and numerical studies on double P-type radiant tubes were performed in this article firstly． According to the results，it is found that the deviations of parameters are within 1% except the NOx concentration with big error，indicating that the model has certain reliability． Based on this，the concept of air classification was applied to double P-type radiant tubes，a gas-fired radiant tube with branch pipe nozzles was introduced，and the corresponding mathematical and physical models were verified in this paper． Simulation results show that average flow velocities of the zoned and staged gas-fired radiant tube and the double P-type gas radiant tube are 25. 8 m·s － 1 and 21. 0 m·s － 1 ，and the thermal efficiencies are 65. 9% and 64. 2% ，respectively． The highest wall surface temperature of the zoned and staged gas fired radiant tube is 1047 ℃，and the maximum wall temperature difference is 73 ℃， 15 ℃ less than that of the double P-type radiant tube． The gas average flow velocity increases after being zoned and staged，and the flue gas temperature and wall temperature of the straight pipe and backflow connection rises with a better uniformity of temperature． KEY WOＲDS combustion tubes; radiant heating; temperature; uniformity; model validation; simulation studies; nitrogen oxide control 收稿日期: 2016--01--21 基金项目: 重点研发计划( 产业前瞻与共性关键技术) 资助项目 ( BE2015206) 燃气辐射管是一种间接加热元件，主要由烧嘴、 辐射管体和余热回收装置组成，燃料在管内燃烧发 热，由管壁间接把热量主要以辐射的方式传给炉衬 和被处理工件［1--2］． 辐射管的燃烧产物不与被加热 元件直接接触，便于控制炉内气氛和加热温度，可以 防止加热过程中金属的过热、过烧、脱碳和氧化，辐 射管热处理炉已日益成为生产高附加值产品不可或 缺的热处理设备［3--5］．
徐钱等：分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 1621· 燃气辐射管加热与电加热相比具有单位表面积热 功率大、热效率高、运行费用低等优点，近些年来被广 二次空气 三通管 泛应用于钢铁、锌等的真空热处理炉、密封箱式多用炉 一次空气 C回流管支管 燃气A 和可控气氛热处理炉，此外在石化、纺织等行业也有应 烧嘴喷口 用6.辐射管在国内外热处理炉上的应用表明，使用 燃烧简 中心管 燃气辐射管在保证加热性能的基础上可以大幅度降低 一次能源消耗，从根本上减少CO和NO,的排放P-, 1400 研发性能优良的辐射管对节能减排具有重要意义 图1双P型辐射管基本结构图（单位：mm) 辐射管性能主要包括热效率、表面温度均匀性、污 Fig.1 Structure diagram of the double P-type radiant tube (unit: 染物排放量和使用寿命☒.应用于工业的辐射管存 mm） 在的主要问题有排烟温度相对较高，局部温度较高导 致管体内表面灼烧、氧化及燃烧器的损坏，沿管体长度 使用的模型作以下假设：(1)假设流体为不可压缩流 方向的温差形成较大热应力，以及燃烧产物中C02和 体，流动和燃烧状态稳定：(2)燃气为天然气，辐射气 NO,的排放量较大.目前使用的U型和W型辐射管的 体为C0,和H,O,且气体的辐射系数不受组分特性的 温度均匀性较差，NO,含量高，辐射管管体温度均匀性 影响. 差会导致辐射管应力增大，管体变形严重，直接影响辐 1.2.2数学模型 射管寿命.鉴于这些问题，亟需从以下几个方面提 研究中选取的数学模型有连续性方程、NS方程、 高辐射管性能：降低排烟温度及提高空气预热温度，提 标准k一￡湍流模型、能量守恒方程、组分传输模型、涡 高管体表面温度的均匀性，降低管体的氧化及应变，研 耗散燃烧模型以及DO(离散坐标)辐射模型.具体形 发高性能管体材质，以及减少烟气中CO2和N0,含 式如下 量.本文以此为出发点，提出一种新型分区分级燃 连续性方程： 气辐射管，并对其流动、传热和燃烧过程进行仿真研 div(U)=0. (1) 究，设计分区分级燃气辐射管的结构，通过模拟研究其 NS方程： 与双P型辐射管在流动、燃烧和传热方面的差别，重点 x方向， 分析分区分级燃气辐射管在壁面温度均匀性的优 势as刀 div(uv)=div(v"gradu)1 ap (2 p d y方向， 1模型建立 div (bU)div(v"gradb)-1 ip (3 p dy 1.1物理模型 z方向， 本章研究对象为双P型燃气辐射管模型.研究目 的是建立物理模型、数学模型以及求解条件，通过数值 div(nU)div(vgradn)-I op (4) p dz 计算，与现场实验结果进行对比，验证模型的可靠性 k-e方程： 所研究的120kW双P型辐射管的基本结构图和 k方程， 烧嘴结构如图1所示.烧嘴设置在中间，烟气出口设 置在烧嘴外围，加热二次风后再进入空气预热器.助 div(pU)iv)(5) 燃空气分为两级，燃气与一次空气首先在燃烧筒内进 e方程， 行一次燃烧，然后与二次空气在辐射管内进行二次燃 div(pUe）= 烧，产生稳定火焰.高温烟气经过中心管、三通管、支 r[(+)me]+G,-ep 2 管和回流管后，一部分由烟气出口进入空气换热器，另 (6) 一部分进入与正在燃烧的气体混合参与循环流动.整 式中：G表示剪切产生项，表达式为 个辐射管管长6750mm,中心管径为244mm,支管管径 G=(业+）： 为196mm,中心管与支管间距为406mm. ox;\dx:dx; 1.2数学模型 山：和分别表示在x和x方向上的速度分量，ms 1.2.1假设条件 能量守恒方程： 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 w=·[(+2)]-9r() 了能够比较准确地模拟辐射管管内的热过程，本文对 组分传输方程：
徐 钱等: 分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 燃气辐射管加热与电加热相比具有单位表面积热 功率大、热效率高、运行费用低等优点，近些年来被广 泛应用于钢铁、锌等的真空热处理炉、密封箱式多用炉 和可控气氛热处理炉，此外在石化、纺织等行业也有应 用［6--8］． 辐射管在国内外热处理炉上的应用表明，使用 燃气辐射管在保证加热性能的基础上可以大幅度降低 一次能源消耗，从根本上减少 CO2和 NOx的排放［9--11］， 研发性能优良的辐射管对节能减排具有重要意义． 辐射管性能主要包括热效率、表面温度均匀性、污 染物排放量和使用寿命［12］． 应用于工业的辐射管存 在的主要问题有排烟温度相对较高，局部温度较高导 致管体内表面灼烧、氧化及燃烧器的损坏，沿管体长度 方向的温差形成较大热应力，以及燃烧产物中 CO2和 NOx的排放量较大． 目前使用的 U 型和 W 型辐射管的 温度均匀性较差，NOx含量高，辐射管管体温度均匀性 差会导致辐射管应力增大，管体变形严重，直接影响辐 射管寿命［13］． 鉴于这些问题，亟需从以下几个方面提 高辐射管性能: 降低排烟温度及提高空气预热温度，提 高管体表面温度的均匀性，降低管体的氧化及应变，研 发高性能 管 体 材 质，以 及 减 少 烟 气 中 CO2 和 NOx 含 量［14］． 本文以此为出发点，提出一种新型分区分级燃 气辐射管，并对其流动、传热和燃烧过程进行仿真研 究，设计分区分级燃气辐射管的结构，通过模拟研究其 与双 P 型辐射管在流动、燃烧和传热方面的差别，重点 分析分区分级燃气辐射管在壁面温度均匀性的优 势［15--17］． 1 模型建立 1. 1 物理模型 本章研究对象为双 P 型燃气辐射管模型． 研究目 的是建立物理模型、数学模型以及求解条件，通过数值 计算，与现场实验结果进行对比，验证模型的可靠性． 所研究的 120 kW 双 P 型辐射管的基本结构图和 烧嘴结构如图 1 所示． 烧嘴设置在中间，烟气出口设 置在烧嘴外围，加热二次风后再进入空气预热器． 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，然后与二次空气在辐射管内进行二次燃 烧，产生稳定火焰． 高温烟气经过中心管、三通管、支 管和回流管后，一部分由烟气出口进入空气换热器，另 一部分进入与正在燃烧的气体混合参与循环流动． 整 个辐射管管长 6750 mm，中心管径为 244 mm，支管管径 为 196 mm，中心管与支管间距为 406 mm． 1. 2 数学模型 1. 2. 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 图 1 双 P 型辐射管基本结构图( 单位: mm) Fig． 1 Structure diagram of the double P-type radiant tube ( unit: mm) 使用的模型作以下假设: ( 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． 1. 2. 2 数学模型 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， div( uU) = div( ν·gradu) － 1 ρ p x ． ( 2) y 方向， div( bU) = div( ν·gradb) － 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 grad ] k + ηtGk － ρε． ( 5) ε 方程， div( ρUε) = [ ( div η + ηt σ ) ε gradε ] + c1ηtGk ε k － c2 ρ ε2 k ． ( 6) 式中: 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: ·1621·
·1622· 工程科学学报，第38卷，第11期 div(pm,U）=div(D:gradm:）+Rr (8) 1.3模型求解及实验验证 涡耗散模型：式(8)中组分i的产生速率R,由下 本文采用流体计算软件FLUENT来计算辐射管管 式决定 内流体流动、气体燃烧和传热过程. ∑mp 某公司对双P型辐射管进行现场实验研究，并利 R.min B.M ABp B.M 用选取的模型对该双P型辐射管进行数值模拟研究. 图2和图3分别为辐射管现场实验设备照片和实验结 B会m(g:)小 (9) 构图.为了研究双P型辐射管的表面温度分布，该公 司搭建一个小型的实验台，实验台包括一个小型实验 DO辐射模型：将沿s方向传播的辐射方程视为一 炉、控制监测系统和排烟管道。其中，双P型辐射管安 个场 装在小型实验炉内，炉膛一侧安装有4根S型热电偶， V·(I(r,s）s）+(a+o,)I(r,s)= 用于检测炉膛内气体温度，双P型辐射管的壁面焊接 ug异小ossn (10) 有16根热电偶，用于检测辐射管壁面温度，热电偶的 型号为WREK-21铠装热电偶.炉子内壁材料为陶瓷 上述式中，U为流体的速度矢量；u、b和w表示U 纤维，炉子上方设有排烟孔.辐射管出口接有换热器， 在x、y和z三个方向上的分速度，m·s;v为运动黏 利用高温烟气对空气进行预热. 度，m2·slp为流体密度，kg"m3;p为流体压强，Pa;k 为湍流脉动动能，J:￡为湍动能耗散率；c,和c,为常量： σ，和σ。是k方程和e方程普朗特数；o,是能量方程 普朗特数：)为动力黏度系数，η，为湍流运动黏度系 数，Pas:h为流体焓值，J·kg:q.为源项，包括化学反 应热以及其他体积内热源，J;m,为气体组分i的质量 分数；D为气体i的传质系数，m2s;R表示组分i的 产生速率，kg·(s·m);B.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 图2现场实验设备图 反应物和生成物：s为经度角：s表示纬度角：n为折射 Fig.2 Diagram of the field experiment equipment 率；中为相位函数；α为吸收比；σ为斯蒂芬一玻尔兹曼 常数：σ，表示散射系数：I为辐射强度：r为辐射位置， 实验中双P型辐射管的额定功率为120kW,采用 2为空间角. 天然气作为燃料进行燃烧，通入的天然气流量为 1.2.3边界条件 11m3h1(标准状态)，通入的空气流量在110~ 入口条件：燃气和助燃空气采用质量流量入口条 114m3h(标准状态)之间. 件，燃气流量为11.0m3h(标准状态)，空气流量为 排烟孔 111.1m3h(标准状态)，空气消耗系数1.05：燃气入 口温度为0℃（环境温度造成，实际测量得出），空气 入口温度850℃. 热电偶 出口条件：压力出口条件，-20Pa 接换热器 15 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900℃，管壁发 射率取y=0.85,对流换热系数的表达式如下. p=0.53(Gr-Pm)a5 陶瓷纤维 (11) d G=8(T.-T)d (12) 1100w2 图3实验结构图 式中：d表示辐射管外径，mm;Gr表示格拉晓夫常数； Fig.3 Experimental structure diagram Pr表示普朗特常数，取0.76：T。表示炉膛环境温度，取 利用开发的模型对该双P型辐射管进行数值模 900℃：g表示重力加速度，m·s2;入表示流体热传导 拟，并与相同工况下的实验数据进行对比，具体结果见 率，W·(m·K);v表示空气运动黏度，取199.3× 表1及图4.参照GB28665一2012《轧钢工业大气污 106m2s1;T.表示辐射管外表面温度，℃. 染物排放标准》，本文将出口处NO,体积分数折算为含
工程科学学报，第 38 卷，第 11 期 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 式决定． Ｒi [ = min βiMiABρ ε k ∑mP ∑βiMi ， βiMiAρ ε k m ( in mＲ βiM ) ] 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) = αn2 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、b 和 w 表示 U 在 x、y 和 z 三个方向上的分速度，m·s － 1 ; v 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和 c2为常量; σk 和 σε 是 k 方程和 ε 方程普朗特数; σt 是能量方程 普朗特数; η 为动力黏度系数，ηt 为湍流运动黏度系 数，Pa·s; 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 i 的质量 分数; Di为气体 i 的传质系数，m2 ·s － 1 ; Ｒi 表示组分 i 的 产生速率，kg·( s·m3 ) － 1 ; βi 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; s 为经度角; s'表示纬度角; n 为折射 率; Φ 为相位函数; α 为吸收比; σ 为斯蒂芬--玻尔兹曼 常数; σs 表示散射系数; I 为辐射强度; r 为辐射位置， Ω 为空间角． 1. 2. 3 边界条件 入口条件: 燃气和助燃空气采用质量流量入口条 件，燃气流量为 11. 0 m3 ·h － 1 ( 标准状态) ，空气流量为 111. 1 m3 ·h － 1 ( 标准状态) ，空气消耗系数 1. 05; 燃气入 口温度为 0 ℃ ( 环境温度造成，实际测量得出) ，空气 入口温度 850 ℃ ． 出口条件: 压力出口条件，－ 20 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 900 ℃，管壁发 射率取 γ = 0. 85，对流换热系数的表达式如下． φ = 0. 53 λ d ( Gr·Pr) 0. 25 ． ( 11) Gr = g( Tw － To ) d2 1100ν 2 ． ( 12) 式中: d 表示辐射管外径，mm; Gr 表示格拉晓夫常数; Pr 表示普朗特常数，取 0. 76; To 表示炉膛环境温度，取 900 ℃ ; g 表示重力加速度，m·s － 2 ; λ 表示流体热传导 率，W·( m·K) － 1 ; ν 表 示 空 气 运 动 黏 度，取 199. 3 × 10 － 6 m2 ·s － 1 ; Tw 表示辐射管外表面温度，℃ ． 1. 3 模型求解及实验验证 本文采用流体计算软件 FLUENT 来计算辐射管管 内流体流动、气体燃烧和传热过程． 某公司对双 P 型辐射管进行现场实验研究，并利 用选取的模型对该双 P 型辐射管进行数值模拟研究． 图 2 和图 3 分别为辐射管现场实验设备照片和实验结 构图． 为了研究双 P 型辐射管的表面温度分布，该公 司搭建一个小型的实验台，实验台包括一个小型实验 炉、控制监测系统和排烟管道． 其中，双 P 型辐射管安 装在小型实验炉内，炉膛一侧安装有 4 根 S 型热电偶， 用于检测炉膛内气体温度，双 P 型辐射管的壁面焊接 有 16 根热电偶，用于检测辐射管壁面温度，热电偶的 型号为 WＲEK-121 铠装热电偶． 炉子内壁材料为陶瓷 纤维，炉子上方设有排烟孔． 辐射管出口接有换热器， 利用高温烟气对空气进行预热． 图 2 现场实验设备图 Fig． 2 Diagram of the field experiment equipment 实验中双 P 型辐射管的额定功率为 120 kW，采用 天然气 作 为 燃 料 进 行 燃 烧，通 入 的 天 然 气 流 量 为 11 m3 ·h － 1 ( 标 准 状 态) ，通入的空气流量在 110 ～ 114 m3 ·h － 1 ( 标准状态) 之间． 图 3 实验结构图 Fig． 3 Experimental structure diagram 利用开发的模型对该双 P 型辐射管进行数值模 拟，并与相同工况下的实验数据进行对比，具体结果见 表 1 及图 4． 参照 GB 28665—2012《轧钢工业大气污 染物排放标准》，本文将出口处 NOx体积分数折算为含 ·1622·
徐钱等：分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 1623· 氧8%（体积分数）下的体积分数.经分析可知，N0 双P型辐射管的三通管尾部增加次级分级装置，通 体积分数的数值计算与实验结果误差最大为11.6%， 过采用分区燃烧原理将辐射管的空气或燃气进行双 其他参数的偏差都在1%以内，说明模型符合实际 端分级，使燃气分区燃烧，但总体空气与燃气保持完 表1数值模拟与实验结果对比 全燃烧的正常化学当量比.先使全部的空气与一次 Table 1 Comparison of numerical simulation and experimental results 燃气在辐射管烧嘴端进行一区燃烧，由于燃料不足 参数 实验结果 数值模拟结果 造成贫燃料燃烧，此时燃料量少，释放出来的热量相 壁面平均温度/℃ 981.3 976.1 对要少，可降低烧嘴端的温度壁面局部高温区的产 出口02体积分数/% 1.6 1.8 生.没有参与燃烧反应的空气遇到辐射管三通管尾 出口C,H,体积分数/% 部通入的二次燃气再次燃烧直至燃气燃烧完全，形 0 0 成二区燃烧，此时二区燃烧可以提高下游气体温度， 出口C0体积分数/10-6 10 9.1 从而提升双P型辐射管的整体的温度分布均匀性， 出口N0,体积分数/10-6 226 250.9 减少壁面温差.分区分级燃气辐射管结构简图如 含氧8%下N0,体积分数10-6 151.4 170.6 图5所示 支管啖口 1280 一模拟值 。一实验值 1270 空气管道 燃气管道主 1260 平径289 1250 1240 1400 支管喷口 1230 图5分区分级燃气辐射管的结构简图（单位：mm) Fig.5 Structure diagram of the zoned and staged gas fired radiant 1220 tube (unit:mm) 10002000 3000 4000 辐射管内气体流动距离mm 2.1.2网格划分 图4表面温度沿气体流动距离的变化曲线 在划分网格时，将分区分级燃气辐射管分区，对于 Fig.4 Surface temperature variation curve along the gas flow dis- 结构较为复杂的烧嘴喷口处进行局部网格细化，采用 tance 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 2分区分级燃气辐射管的数值研究 烧气体温度变化处于5%以下，本文计算选取网格单 2.1建模及网格划分 元长度为6mm,网格总数为3507816个，并且97%的 2.1.1物理模型建立 网格扭曲度(equisize skew)在O.5以下，辐射管整体及 本文针对双P型辐射管的流动和传热特性，在 烧嘴处网格如图6所示. 局部放大 图6分区分级燃气辐射管整体网格划分示意图及局部放大图 Fig.6 Schematic diagram of the whole grid division of the gas fired radiant tube and partial enlarged drawing 2.1.3边界条件 喷入全部的空气 本文中分区分级燃气辐射管选用功率为160kW, 根据模型特点，在模拟计算中选用ke湍流模型， 燃料为天然气，组分含量及热值见表2，边界条件的具 组分传输模型，燃烧模型采用涡耗散模型(ED),以及 体参数如表3所示.其中，一区烧嘴喷入90%的燃料， 离散坐标(DO)辐射模型. 二区燃烧的两个烧嘴分别喷入5%的燃料，一区烧嘴
徐 钱等: 分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 氧 8% ( 体积分数) 下的体积分数． 经分析可知，NOx 体积分数的数值计算与实验结果误差最大为 11. 6% ， 其他参数的偏差都在 1% 以内，说明模型符合实际． 表 1 数值模拟与实验结果对比 Table 1 Comparison of numerical simulation and experimental results 参数 实验结果 数值模拟结果 壁面平均温度/℃ 981. 3 976. 1 出口 O2体积分数/% 1. 6 1. 8 出口 CxHy体积分数/% 0 0 出口 CO 体积分数/10 － 6 10 9. 1 出口 NOx体积分数/10 － 6 226 250. 9 含氧 8% 下 NOx体积分数/10 － 6 151. 4 170. 6 图 4 表面温度沿气体流动距离的变化曲线 Fig． 4 Surface temperature variation curve along the gas flow distance 2 分区分级燃气辐射管的数值研究 2. 1 建模及网格划分 2. 1. 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，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壁面局部高温区的产 生． 没有参与燃烧反应的空气遇到辐射管三通管尾 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简图如 图 5 所示． 图 5 分区分级燃气辐射管的结构简图( 单位: mm) Fig． 5 Structure diagram of the zoned and staged gas fired radiant tube ( unit: mm) 2. 1. 2 网格划分 在划分网格时，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. 5 以下，辐射管整体及 烧嘴处网格如图 6 所示． 图 6 分区分级燃气辐射管整体网格划分示意图及局部放大图 Fig． 6 Schematic diagram of the whole grid division of the gas fired radiant tube and partial enlarged drawing 2. 1. 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 2，边界条件的具 体参数如表 3 所示． 其中，一区烧嘴喷入 90% 的燃料， 二区燃烧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 !ε 湍流模型， 组分传输模型，燃烧模型采用涡耗散模型( ED) ，以及 离散坐标( DO) 辐射模型． ·1623·
·1624. 工程科学学报，第38卷，第11期 表2气体组分含量及热值 Table 2 Gas composition content and calorific values 成分 组分的质量分数/% 热值（标准状态）/(k小m3) 总热值（标准状态）/(kJm3) 甲烷 0.927 35715.11 乙烷 0.055 63768.01 38002.6 丙烷 0.010 91276.60 丁烷 0.004 118680.50 氮气 0.004 0 表3边界条件设置参数 Table 3 Setting parameters of the boundary condition 边界条件类型 边界条件项目选取 类型 大小 燃料 质量流量 2.93×10-3kg51 入口 空气 质量流量，过剩空气系数1.1 5.47×10-2kg*s1 出口 烟气 压力 0Pa 壁面 无滑移，壁面函数法 对流和辐射换热 =1W.m-2.K-1 环境 实验测定的炉温平均值 950℃ 2.2计算结果及分析 表4分区分级燃气辐射管模拟结果 2.2.1数值计算结果 Table 4 Simulation results of the gas fired radiant tube 通过数值计算模拟分区分级燃气辐射管内的流场 项目 分区分级 双P型 和温度场及传热过程，得到的模拟结果见表4.通过对 火焰最高温度/℃ 1677 1651 比发现，分区分级燃气辐射管的壁面温差比双P型辐 壁面最高温度/℃ 1056 1067 射管降低15℃，壁面最高温度降低，壁面最低温度增 壁面最低温度/℃ 983 979 加，说明分区分级燃气辐射管的温度均匀性更好，有利 温差/℃ 73 88 于被加热工件均匀受热，同时提高辐射管的使用寿命. 2.2.2流场分析 管下游气体流速增加，因此分区分级燃气辐射管气体 分区分级燃气辐射管相较于双P型辐射管在辐射 的平均流速相应增大.根据计算，分区分级燃气辐射 管的三通管处增加两个喷口，通入部分空气或燃气，使 管内气体平均流速为25.8ms. 气体在支管处再次燃烧，选用相同结构尺寸的燃烧器 分区分级燃气辐射管结构的不完全对称性导致 和边界条件，通入辐射管内空气和燃气量相同.通过 辐射管内压力及速度分布不均匀.图8显示的是中 采用FLUENT模拟计算，分区分级燃气辐射管和双P 心管上在距离喷口位置X=100,350,600,850, 型辐射管内气体流动速度分布如图7所示.从图7中 1100,1500mm处截面上气体速度分布云图.从图8 可以看出，双P型辐射管内气体的平均流速为21m· 中可以看出：X=100mm截面上左、右两侧有明显的 $,由于支管喷口的设置增大支管处气体流动，辐射 低速区，主要是由支管管壁遮挡气体流动引起的：随 速度m·g 1.06×10 29×10 3×10 21) 6×10 5.2 图7分区分级燃气辐射管(a)和双P型辐射管(b)中心截面气体速度分布云图 Fig.7 Gas velocity profile of the center section of the gas fired radiant tube(a)and the double P type radiant tube (b)in the zone
工程科学学报，第 38 卷，第 11 期 表 2 气体组分含量及热值 Table 2 Gas composition content and calorific values 成分 组分的质量分数/% 热值( 标准状态) /( kJ·m － 3 ) 总热值( 标准状态) /( kJ·m － 3 ) 甲烷 0. 927 35715. 11 乙烷 0. 055 63768. 01 38002. 6 丙烷 0. 010 91276. 60 丁烷 0. 004 118680. 50 氮气 0. 004 0 表 3 边界条件设置参数 Table 3 Setting parameters of the boundary condition 边界条件类型 边界条件项目选取 类型 大小 入口 燃料 质量流量 2. 93 × 10 － 3 kg·s － 1 空气 质量流量，过剩空气系数 1. 1 5. 47 × 10 － 2 kg·s － 1 出口 烟气 压力 0 Pa 壁面 无滑移，壁面函数法 对流和辐射换热 φ = 1 W·m － 2 ·K － 1 环境 实验测定的炉温平均值 950 ℃ 2. 2 计算结果及分析 2. 2. 1 数值计算结果 通过数值计算模拟分区分级燃气辐射管内的流场 和温度场及传热过程，得到的模拟结果见表 4． 通过对 比发现，分区分级燃气辐射管的壁面温差比双 P 型辐 射管降低 15 ℃，壁面最高温度降低，壁面最低温度增 加，说明分区分级燃气辐射管的温度均匀性更好，有利 于被加热工件均匀受热，同时提高辐射管的使用寿命． 2. 2. 2 流场分析 图 7 分区分级燃气辐射管( a) 和双 P 型辐射管( b) 中心截面气体速度分布云图 Fig． 7 Gas velocity profile of the center section of the gas fired radiant tube ( a) and the double P type radiant tube ( b) in the zone 分区分级燃气辐射管相较于双 P 型辐射管在辐射 管的三通管处增加两个喷口，通入部分空气或燃气，使 气体在支管处再次燃烧，选用相同结构尺寸的燃烧器 和边界条件，通入辐射管内空气和燃气量相同． 通过 采用 FLUENT 模拟计算，分区分级燃气辐射管和双 P 型辐射管内气体流动速度分布如图 7 所示． 从图 7 中 可以看出，双 P 型辐射管内气体的平均流速为 21 m· s － 1 ，由于支管喷口的设置增大支管处气体流动，辐射 表 4 分区分级燃气辐射管模拟结果 Table 4 Simulation results of the gas fired radiant tube 项目 分区分级 双 P 型 火焰最高温度/℃ 1677 1651 壁面最高温度/℃ 1056 1067 壁面最低温度/℃ 983 979 温差/℃ 73 88 管下游气体流速增加，因此分区分级燃气辐射管气体 的平均流速相应增大． 根据计算，分区分级燃气辐射 管内气体平均流速为 25. 8 m·s － 1 ． 分区分级燃气辐射管结构的不完全对称性导致 辐射管内压力及速度分布不均匀． 图 8 显示的是中 心管 上 在 距 离 喷 口 位 置 X = 100，350，600，850， 1100，1500 mm 处截面上气体速度分布云图． 从图 8 中可以看出: X = 100 mm 截面上左、右两侧有明显的 低速区，主要是由支管管壁遮挡气体流动引起的; 随 ·1624·
徐钱等：分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 ·1625· 着气体流动，中心管截面上的速度逐渐分布均匀，从 主要是由左右侧的低速回流烟气挤压喷口喷出的高 整体来看中心管气体流速呈左右低、上下高的趋势， 速气体引起的 速度(m·s) X=1500 mm X=1100 mm X=850 mmX=600 mm X=350 mm X=100 mm 1.06×10 1.00×102 9.52×10 8.99x10 8.46x10 7.93×10 X=100 mm X=350 mm X=600 mm 6.87×10 6.35×10 5.82×10 5.29×10 4.23×10 3.17×10 264×10 X=850 mm X=1100mm X=1500mm 2.12×10 1.06x10 5.29 图8主管不同截面上气体速度分布云图 Fig.8 Gas velocity distribution on different cross sections 图9显示的是支管不同截面上的气体速度分布云 冲击支管喷口喷出的气体，使得支管截面上各点速度 图.从图9中可以看出，随着气体在分区分级燃气辐 值差异较大.分区分级燃气辐射管的支管各截面上速 射管内流动距离的增加，气体平均流速逐渐减小，三通 度分布有如下规律：支管截面上，气体流速由外向内逐 管处气体流速较大.由于三通管处气体的惯性作用， 渐降低 速度/m·s (2X=1500mm(3)X=1100mm(3)X=600mm(5)X=100mm 1.06×102 1.00×102 9.52×10 (1)y'=203mm 6)y=203mm 8.99×10 8.46×10 7.93x10 6.87×10 (1)y-203mm (2)X=1500mm (3)X-1100mm 6.35×10 5.82×10 5.29×10 4.23×10 3.17×10 2.64×10 (4X=600mm (5)X=100mm (6Y=203mm 2.12×10 1.06×10 5.29 图9支管不同界面上气体速度分布云图 Fig.9 Gas velocity distribution on the different interfaces of the branch pipe 2.2.3气体温度场分析 1950mm时，支管处通入相对温度较低的空气，截面上 图10为分区分级燃气辐射管与双P型辐射管内 气体平均温度降低，随着未完全燃烧的燃气再次燃烧， 气体温度分布云图.从图10中可以看出，分区分级燃 支管及回流管处的气体温度先升高后降低，但是降低 气辐射管在支管处由于通入空气，遇未完全燃烧的燃 趋势相对平缓.相较于双P型辐射管，支管和回流管 气发生再次燃烧，使得支管及回流管处气体温度有所 处气体平均温度有了提高. 提高，整个辐射管的温度均匀性更好. 分区分级燃气辐射管结构的不完全对称性导致辐 图11给出的是不同轴向位置的分区分级燃气辐 射管内压力及速度分布不均匀，同样由于气体分布不 射管和双P型辐射管的气体平均温度分布曲线.从图 均匀引起分区分级燃气辐射管内气体温度分布不均 11中可以看出：分区分级燃气辐射管的气体温度先升 匀.图12显示的是中心管上在X=100,350,600, 高，在距离喷口1550m位置时气体温度最高达到 850,1100和1500mm处截面上气体温度分布云图 1230℃左右，随后气体温度逐渐减低：在距离喷口 从图中可以看出，整体来说截面中心温度很高，周围温
徐 钱等: 分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 着气体流动，中心管截面上的速度逐渐分布均匀，从 整体来看中心管气体流速呈左右低、上下高的趋势， 主要是由左右侧的低速回流烟气挤压喷口喷出的高 速气体引起的． 图 8 主管不同截面上气体速度分布云图 Fig． 8 Gas velocity distribution on different cross sections 图 9 显示的是支管不同截面上的气体速度分布云 图． 从图 9 中可以看出，随着气体在分区分级燃气辐 射管内流动距离的增加，气体平均流速逐渐减小，三通 管处气体流速较大． 由于三通管处气体的惯性作用， 冲击支管喷口喷出的气体，使得支管截面上各点速度 值差异较大． 分区分级燃气辐射管的支管各截面上速 度分布有如下规律: 支管截面上，气体流速由外向内逐 渐降低． 图 9 支管不同界面上气体速度分布云图 Fig． 9 Gas velocity distribution on the different interfaces of the branch pipe 2. 2. 3 气体温度场分析 图 10 为分区分级燃气辐射管与双 P 型辐射管内 气体温度分布云图． 从图 10 中可以看出，分区分级燃 气辐射管在支管处由于通入空气，遇未完全燃烧的燃 气发生再次燃烧，使得支管及回流管处气体温度有所 提高，整个辐射管的温度均匀性更好． 图 11 给出的是不同轴向位置的分区分级燃气辐 射管和双 P 型辐射管的气体平均温度分布曲线． 从图 11 中可以看出: 分区分级燃气辐射管的气体温度先升 高，在距离喷口 1550 mm 位置时气体温度最高达到 1230 ℃ 左 右，随 后 气 体 温 度 逐 渐 减 低; 在 距 离 喷 口 1950 mm 时，支管处通入相对温度较低的空气，截面上 气体平均温度降低，随着未完全燃烧的燃气再次燃烧， 支管及回流管处的气体温度先升高后降低，但是降低 趋势相对平缓． 相较于双 P 型辐射管，支管和回流管 处气体平均温度有了提高． 分区分级燃气辐射管结构的不完全对称性导致辐 射管内压力及速度分布不均匀，同样由于气体分布不 均匀引起分区分级燃气辐射管内气体温度分布不均 匀． 图 12 显示的是中心管上在 X = 100，350，600， 850，1100 和 1500 mm 处截面上气体温度分布云图． 从图中可以看出，整体来说截面中心温度很高，周围温 ·1625·
·1626· 工程科学学报，第38卷，第11期 温度℃ 11.65×103 1.58×10 (a b 1.52×109 1.45×10 1.38×10 1.31×103 1.25×103 1.11×10 1.04×10 9.74×1 9.07× 839x0 7.04x102 636×102 5.51×10 4.33×102 3.66×102 2.98×102 图10双P型辐射管(a)与分区分级燃气辐射管(b)内气体温度分布云图 Fig.10 Gas temperature distribution in the double P-ype radiant tube (a)and in the gas fired radiant tube (b) 1520 ·一分区分级燃气辐射管 温的回流烟气阻挡了高温气体对辐射管管体的冲击： 1500 双P型辐射管 X=100mm截面上周围温度高于X=350mm和X= 1480 600mm截面上周围温度，这是由于周围气体主要为再 1460 次燃烧的回流烟气 1440 1420 图13为支管不同截面上的气体温度分布云图. 1400 从图中可以看出，随着气体在分区分级燃气辐射管内 1380 流动距离的增加，气体平均温度逐渐降低.X= 1360 1500mm截面中间存在低温区，这是由于支管喷口通 1340 1320 入相对较低温度的空气：未完全燃烧的燃气遇空气发 50005001000150020002500300035004000 轴向位置/mm 生再次燃烧释放出来热量，因此支管截面的外侧温度 相对较高：随着气体向前流动，燃烧逐渐向外扩散，支 图11不同轴向位置分区分级燃气辐射管的气体平均温度分布 曲线 管截面上的高温区扩大，管内气体温度趋于均匀.分 Fig.11 Gas mean temperature distribution curves of gas radiation 区分级燃气辐射管的支管各截面温度分布有如下规 tubes at different axial positions 律：沿着气体流动方向，支管截面上气体温度分布趋于 均匀，外侧气体温度高于内侧气体温度 度较低，这是由燃烧由内向外扩散和回流烟气引起的 2.2.4传热过程分析 X=1500mm时截面上气体温度分布相对均匀，相对低 辐射管是通过壁面以辐射和对流的方式向被加热 温度℃ 1.68×10 X=1400mm X=1000mmX=600mmX-=400m X-2000mm 1.61×10 1.54×10 1.47x10 1.40×10 1.33×103 X=100 mm X=200 mm X=400 mm 1.26×109 1.11×103 9.88×10 0 0 0 9.19×102 8.50x10 7.56x102 X=600 mm X=1000mm X=1400mm 7.12×102 6.43×10 5.74×102 4.36×102 3.67×10 2.98×10 图12中心管不同截面气体温度分布云图 Fig.12 Gas temperature distribution at different sections of the central tube
工程科学学报，第 38 卷，第 11 期 图 10 双 P 型辐射管( a) 与分区分级燃气辐射管( b) 内气体温度分布云图 Fig． 10 Gas temperature distribution in the double P-type radiant tube ( a) and in the gas fired radiant tube ( b) 图 11 不同轴向位置分区分级燃气辐射管的气体平均温度分布 曲线 Fig． 11 Gas mean temperature distribution curves of gas radiation tubes at different axial positions 图 12 中心管不同截面气体温度分布云图 Fig． 12 Gas temperature distribution at different sections of the central tube 度较低，这是由燃烧由内向外扩散和回流烟气引起的． X = 1500 mm 时截面上气体温度分布相对均匀，相对低 温的回流烟气阻挡了高温气体对辐射管管体的冲击; X = 100 mm 截面上周围温度高于 X = 350 mm 和 X = 600 mm 截面上周围温度，这是由于周围气体主要为再 次燃烧的回流烟气． 图 13 为支管不同截面上的气体温度分布云图． 从图中可以看出，随着气体在分区分级燃气辐射管内 流动 距 离 的 增 加，气体平均温度逐渐 降 低． X = 1500 mm截面中间存在低温区，这是由于支管喷口通 入相对较低温度的空气; 未完全燃烧的燃气遇空气发 生再次燃烧释放出来热量，因此支管截面的外侧温度 相对较高; 随着气体向前流动，燃烧逐渐向外扩散，支 管截面上的高温区扩大，管内气体温度趋于均匀． 分 区分级燃气辐射管的支管各截面温度分布有如下规 律: 沿着气体流动方向，支管截面上气体温度分布趋于 均匀，外侧气体温度高于内侧气体温度． 2. 2. 4 传热过程分析 辐射管是通过壁面以辐射和对流的方式向被加热 ·1626·
徐钱等：分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 ·1627· 温度/℃ 400150mm X=900 mm X=1500mm -500mm X=100 mm 1.68×10 1.61×103 1.54x10 1.47×10 1.40x103 1.33x10 1.26x103 X=1500mm X=1400mm X=1150mm 1.11×10 9.88x102 9.19x10 8.50x102 7.56x10 X=900 mm X=500 mm X=100 mm 7.12×102 6.43×10 5.74x102 4.36×10 3.67x102 2.98×102 图13中心管不同截面气体温度分布云图 Fig.13 Gas temperature distribution at different sections of the central tube 工件传热，这个过程中辐射管传热为主要的传热方式， 管的中心管传递的热量所占比例相对降低2.5%，三 评判所有形状的辐射管性能的指标中，热效率和温度 通管、支管和回流管传递热量的比例相对增加，各个壁 均匀性是主要指标，直接决定辐射管的使用寿命和被 面的传热量相对比较均匀，壁面的热流密度均匀性也 加热工件的加热质量. 有提高，说明分区分级燃气辐射管的壁面传热均匀性 通过数值计算得到分区分级燃气辐射管和双P型 较好，可提高被加热工件的加热质量. 辐射管的壁面总传热功率分别为105.59kW和102.71 由表5可知，分区分级燃气辐射管的壁面最大温 kW,输入的燃气总功率为160kW,则分区分级燃气辐 差为73℃，比双P型辐射管的壁面温差小15℃.图 射管和双P型辐射管的热效率分别为65.9%和 14表示分区分级燃气辐射管的壁面温度分布曲线.从 64.2%,分区分级燃气辐射管的热效率相对较高. 图中可知，分区分级燃气辐射管壁面最高温度为 分区分级燃气辐射管和双P型辐射管各个壁面的 1047℃，温度最高点在距离喷口1550mm处，受支管 传热量如表5所示.从表5中可以看出，各个管段壁 喷口处再次燃烧的影响，壁面温度先提高后降低，在支 面面积相同，与双P型辐射管相比，分区分级燃气辐射 管和回流管处温度降低趋势变得平缓 表5分区分级燃气辐射管和双P型辐射管壁面传热量 Table 5 Heat transfer of the wall surface of the gas fired radiant tube and the double P-ype radiant tube 分区分级燃气辐射管 双P型辐射管 参数 中心管 三通管 支管 回流管 中心管 三通管 支管 回流管 壁面面积/m2 1.440 0.770 1.724 0.544 1.440 0.770 1.724 0.544 壁面传热量kW 30.07 25.5 39.94 10.08 31.82 23.61 38.10 9.18 热量比例/% 28.5 25.2 37.8 9.6 31.0 23.0 37.1 8.9 热流密度/(kW·m2) 20.88 33.12 23.17 18.53 22.10 30.66 22.10 16.88 热效率/% 65.9 64.2 体流速呈左右低、上下高的趋势，支管截面上气体流速 3结论 由外向内逐渐降低 (1)在流场方面，双P型辐射管内气体的平均流 (2)在气体温度场方面，分区分级燃气辐射管的 速为21ms,由于支管喷口的设置增大了支管处气 气体温度先升高，在距离喷口1550mm位置时气体温 体流动，辐射管下游气体流速增加，因此分区分级燃气 度最高达到1230℃左右，随后气体温度逐渐减低；在 辐射管气体的平均流速相应增大，根据计算，分区分级 距离喷口1950mm时，支管处通入相对温度较低的空 燃气辐射管内气体平均流速为25.8m·s.中心管气 气，截面上气体平均温度降低，随着未完全燃烧的燃气
徐 钱等: 分区分级燃气辐射管模型验证及仿真研究 图 13 中心管不同截面气体温度分布云图 Fig． 13 Gas temperature distribution at different sections of the central tube 工件传热，这个过程中辐射管传热为主要的传热方式， 评判所有形状的辐射管性能的指标中，热效率和温度 均匀性是主要指标，直接决定辐射管的使用寿命和被 加热工件的加热质量． 通过数值计算得到分区分级燃气辐射管和双 P 型 辐射管的壁面总传热功率分别为 105. 59 kW 和 102. 71 kW，输入的燃气总功率为 160 kW，则分区分级燃气辐 射管和 双 P 型 辐 射 管 的 热 效 率 分 别 为 65. 9% 和 64. 2% ，分区分级燃气辐射管的热效率相对较高． 分区分级燃气辐射管和双 P 型辐射管各个壁面的 传热量如表 5 所示． 从表 5 中可以看出，各个管段壁 面面积相同，与双 P 型辐射管相比，分区分级燃气辐射 管的中心管传递的热量所占比例相对降低 2. 5% ，三 通管、支管和回流管传递热量的比例相对增加，各个壁 面的传热量相对比较均匀，壁面的热流密度均匀性也 有提高，说明分区分级燃气辐射管的壁面传热均匀性 较好，可提高被加热工件的加热质量． 由表 5 可知，分区分级燃气辐射管的壁面最大温 差为 73 ℃，比双 P 型辐射管的壁面温差小 15 ℃ ． 图 14 表示分区分级燃气辐射管的壁面温度分布曲线． 从 图中可 知，分 区 分 级 燃 气 辐 射 管 壁 面 最 高 温 度 为 1047 ℃，温度最高点在距离喷口 1550 mm 处，受支管 喷口处再次燃烧的影响，壁面温度先提高后降低，在支 管和回流管处温度降低趋势变得平缓． 表 5 分区分级燃气辐射管和双 P 型辐射管壁面传热量 Table 5 Heat transfer of the wall surface of the gas fired radiant tube and the double P-type radiant tube 参数 分区分级燃气辐射管 双 P 型辐射管 中心管 三通管 支管 回流管 中心管 三通管 支管 回流管 壁面面积/m2 1. 440 0. 770 1. 724 0. 544 1. 440 0. 770 1. 724 0. 544 壁面传热量/kW 30. 07 25. 5 39. 94 10. 08 31. 82 23. 61 38. 10 9. 18 热量比例/% 28. 5 25. 2 37. 8 9. 6 31. 0 23. 0 37. 1 8. 9 热流密度/( kW·m － 2 ) 20. 88 33. 12 23. 17 18. 53 22. 10 30. 66 22. 10 16. 88 热效率/% 65. 9 64. 2 3 结论 ( 1) 在流场方面，双 P 型辐射管内气体的平均流 速为 21 m·s － 1 ，由于支管喷口的设置增大了支管处气 体流动，辐射管下游气体流速增加，因此分区分级燃气 辐射管气体的平均流速相应增大，根据计算，分区分级 燃气辐射管内气体平均流速为 25. 8 m·s － 1 ． 中心管气 体流速呈左右低、上下高的趋势，支管截面上气体流速 由外向内逐渐降低． ( 2) 在气体温度场方面，分区分级燃气辐射管的 气体温度先升高，在距离喷口 1550 mm 位置时气体温 度最高达到 1230 ℃ 左右，随后气体温度逐渐减低; 在 距离喷口 1950 mm 时，支管处通入相对温度较低的空 气，截面上气体平均温度降低，随着未完全燃烧的燃气 ·1627·
·1628· 工程科学学报，第38卷，第11期 一箭头为设置路径方向 1320 1310 兰 1300 1290 1280 1270 -50005001000150020002500300035004000 轴向位置/mm 图14分区分级燃气辐射管壁面设定路径()及沿路径温度分布曲线(b) Fig.14 Wall setting path (a)and wall temperature distribution curve along the setting path (b)of the zoned and staged gas fired radiant tube 再次燃烧，支管及回流管处的气体温度先升高后降低， Energy Conrers Manage,2013,74:454 但是降低趋势相对平缓.沿着气体流动方向，支管截 Saleh H E.Effect of exhaust gas reeirculation on diesel engine ni- 面上气体温度分布趋于均匀，外侧气体温度高于内侧 trogen oxide reduction operating with jojoba methyl ester.Renec Energy,2009,34(10):2178 气体温度 8]Feng J X,Wang H Y,Wu Q M,et al.Structural optimization (3)在壁面传热方面，分区分级燃气辐射管和双 and numerical simulation of gas-fired radiant tube heat exchang- P型辐射管的热效率分别为65.9%和64.2%，分区分 ers.J Unie Sci Technol Beijing,2013,35(7):935 级燃气辐射管的三通管、支管和回流管传递热量的比 (冯俊小，王宏宇，吴启明，等.燃气辐射管换热器的结构优 例相对双P型辐射管有了增加，各个壁面的热流密度 化与数值模拟.北京科技大学学报，2013,35(7)：935) 趋于均衡.分区分级燃气辐射管壁面最高温度为1047 9] Cheng S M,Yong H Q,Wu C B.Decreasing of NO,emission in ℃，壁面最大温差为73℃，比双P型辐射管降低15 fired-natural gas radiant-tube with regenerative combustor. Chongqing Univ Nat Sci Ed,2008,31(3):271 ℃.分区分级燃气辐射管热效率和温度均匀性均有增 (程淑明，雍海泉，伍成波.降低天然气蓄热式辐射管烟气中 加，可提高被加热工件的加热质量，而且可以延长辐射 N0,的实验.重庆大学学报（自然科学版），2008,31(3)： 管的使用寿命 271) [10]Saravanan P,Sahoo G,Srikanth S,et al.Failure analysis of ra- 参考文献 diant tube bumers in continuous annealing line (CAL)of an in- tegrated steel plant.J Failure Anal Prer,2011,11(3):286 1]Ahanj M D,Rahimi M.Alsairafi A A.CFD modeling of a radiant [11]Irfan M,Chapman W.Thermal stress in radiant tubes:a com- tube heater.Int Commun Heat Mass Transfer,2012,39(3):432 parison between recuperative and regenerative systems.Appl 2]Tsioumanis N.Brammer JG,Hubert J.Flow processes in a ra- Therm Eng,2010,30(2):196 diant tube burner:isothermal flow.Fuel,2008,87(1):103 [12]Irfan M A,Chapman W.Thermal stresses in radiant tubes due to 3]Tsioumanis N,Brammer JG.Hubert J.Flow processes in a ra- axial,circumferential and radiant temperature distributions.Appl diant tube burner:combusting flow.Energy Conrers Manage, Therm Eng,2009,29(10):1913 2011,52(7):2667 [13]Chae Y T,Strand R K.Thermal performance evaluation of hy- 4]Feng JX,Jiang M,Zhou W H.Flow heat transfer and NO,emis- brid heat source radiant system using a concentrate tube heat ex- sion characteristic of W-shaped radiant tubes with flue gas circula- changer.Energy Build,2014.70(1):246 tion.J Univ Sci Technol Beijing,2014,36(11)1552 [14]Normann F,Andersson K,Leckner B,et al.High-temperature (冯俊小，姜敏，周闻华，等.带烟气循环的W型辐射管流动 reduction of nitrogen oxides in oxy-fuel combustion.Fuel,2008, 传热及N0,排放特性。北京科技大学学报，2014,36(11)： 87(17):3579 1552) [15]Ghosh D,Ray S,Mandal A,et al.Failure investigation of ra- 5]Feng J X,Jiang M,Cao Y P,et al.Numerical investigation on diant platen superheater tube of thermal power plant boiler.High the low NO,emission of W-shaped radiant tubes.J Unir Sci Temp Mater Processes,2014.34(2):171 Technol Beijing,2014,36(8):1094 [16]Mikeska T,Svendsen S.Dynamic behavior of radiant cooling (冯俊小，姜敏，曹亚平，等.W型辐射管低NO,排放的数值 system based on capillary tubes in walls made of high perform- 研究.北京科技大学学报，2014,36(8)：1094) ance concrete.Energy Build,2015,108:92 6]Shen J,Liu JX,Zhang H,et al.NO,emission characteristics of [17]Quinn D E.Radiant Tube with Recirculation:USA Patent superfine pulverized anthracite coal in air-staged combustion US7959431B2.201106-14
工程科学学报，第 38 卷，第 11 期 图 14 分区分级燃气辐射管壁面设定路径( a) 及沿路径温度分布曲线( b) Fig． 14 Wall setting path ( a) and wall temperature distribution curve along the setting path ( b) of the zoned and staged gas fired radiant tube 再次燃烧，支管及回流管处的气体温度先升高后降低， 但是降低趋势相对平缓． 沿着气体流动方向，支管截 面上气体温度分布趋于均匀，外侧气体温度高于内侧 气体温度． ( 3) 在壁面传热方面，分区分级燃气辐射管和双 P 型辐射管的热效率分别为 65. 9% 和 64. 2% ，分区分 级燃气辐射管的三通管、支管和回流管传递热量的比 例相对双 P 型辐射管有了增加，各个壁面的热流密度 趋于均衡． 分区分级燃气辐射管壁面最高温度为 1047 ℃，壁面最大温差为 73 ℃，比双 P 型辐射管降低 15 ℃ ． 分区分级燃气辐射管热效率和温度均匀性均有增 加，可提高被加热工件的加热质量，而且可以延长辐射 管的使用寿命． 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］ Tsioumanis N，Brammer J G，Hubert J． Flow processes in a radiant tube burner: isothermal flow． Fuel，2008，87( 1) : 103 ［3］ Tsioumanis N，Brammer J G，Hubert J． Flow processes in a radiant tube burner: combusting flow． Energy Convers Manage， 2011，52( 7) : 2667 ［4］ Feng J X，Jiang M，Zhou W H． Flow heat transfer and NOx emission characteristic of W-shaped radiant tubes with flue gas circulation． 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) ［5］ Feng J X，Jiang M，Cao Y P，et al． Numerical investigation on the low NOx emission of W-shaped radiant tubes． J Univ Sci Technol 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) ［6］ Shen J，Liu J X，Zhang H，et al． NOx emission characteristics of superfine pulverized anthracite coal in air-staged combustion． Energy Convers Manage，2013，74: 454 ［7］ 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 ［8］ Feng J X，Wang H Y ，Wu Q M ，et al． Structural optimization and numerical simulation of gas-fired radiant tube heat exchangers． 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) ［9］ Cheng S M，Yong H Q，Wu C B． Decreasing of NOx emission in fired-natural gas radiant-tube with regenerative combustor． J Chongqing Univ Nat Sci Ed，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( 自然科学版) ，2008，31 ( 3) : 271) ［10］ Saravanan P，Sahoo G，Srikanth S，et al． Failure analysis of radiant tube burners in continuous annealing line ( CAL) of an integrated steel plant． J Failure Anal Prev，2011，11( 3) : 286 ［11］ Irfan M，Chapman W． Thermal stress in radiant tubes: a comparison between recuperative and regenerative systems． Appl Therm Eng，2010，30( 2) : 196 ［12］ Irfan M A，Chapman W． Thermal stresses in radiant tubes due to axial，circumferential and radiant temperature distributions． Appl Therm Eng，2009，29( 10) : 1913 ［13］ Chae Y T，Strand Ｒ K． Thermal performance evaluation of hybrid heat source radiant system using a concentrate tube heat exchanger． Energy Build，2014，70( 1) : 246 ［14］ Normann F，Andersson K，Leckner B，et al． High-temperature reduction of nitrogen oxides in oxy-fuel combustion． Fuel，2008， 87( 17) : 3579 ［15］ Ghosh D，Ｒay S，Mandal A，et al． Failure investigation of radiant platen superheater tube of thermal power plant boiler． High Temp Mater Processes，2014，34( 2) : 171 ［16］ Mikeska T，Svendsen S． Dynamic behavior of radiant cooling system based on capillary tubes in walls made of high performance concrete． Energy Build，2015，108: 92 ［17］ Quinn D E． Ｒadiant Tube with Ｒecirculation: USA Patent， US7959431B2． 2011--06--14 ·1628·
