工程科学学报，第39卷.第1期：96-106.2017年1月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.1:96-106,January 2017 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2017.01.013;http://journals.ustb.edu.cn 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟 及研究 徐钱，冯俊小四，周闻华 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 摘要采用现有的双P型辐射管进行燃烧实验，并进行相应的CD仿真对比，结果显示NO,体积分数的数值计算与试验 结果误差最大为36%，其他参数的偏差均在1%以内.将空气分级的理念应用于双P型辐射管，设计一种带支管的分区分级 燃气辐射管，并对其流动和传热特性进行仿真研究.结果表明：支管通入空气量占总空气量的25%时，辐射管壁面温差最大 热效率最高：支管通入燃气量为20%时，辐射管壁面温差最小，壁面温度均匀性最好；支管以相同空燃比同时通入空气和燃 气，且支管通入空燃气量为总燃气量的25%时，整个辐射管内气体温度分布最均匀：支管通入空燃气量占总气体量从5%增 加到35%的过程中，壁面温差先降低后缓慢增加，支管通入燃气量为20%时辐射管壁面温差最小. 关键词燃烧：辐射管：空燃比；模型验证：氨氧化物控制 分类号TP062 Numerical simulation and research on the effect of the classification of gas composition on the heat process of gas radiation tubes XU Qian,FENG Jun-xiao ZHOU Wen-hua School of Energy and Environmental Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:450554190@qq.com ABSTRACT The combustion experiment of an existing double P type radiant tube and the corresponding CFD simulation were per- formed in this paper.By contrast,the maximum error of NO,concentration between numerical calculation and experimental data is 3.6%,and the deviation of the other parameters is less than 1%.Then the concept of air classification was applied to the double P type radiation tube to design a belt pipe nozzle hierarchical gas-fired radiant tube.The flow and heat transfer characteristics were stud- ied.The results show that when air into the branch pipe accounts for 25%of the total amount of air,the radiant tube wall temperature and thermal efficiency are the highest.When the content of gas into the branch is 20%,the radiation tube wall temperature realizes the minimization and the uniformity of wall temperature is the best.When both air and gas at the same air-fuel ratio are introduced in- to the branch pipe,and the volume of air and fuel gas is 25%of the total amount of gas,the gas temperature distribution in the radiant tube is the most uniform.When the volume of air and fuel gas into the branch pipe increases from 5%to 35%,the wall surface tem- perature decreases first and then increases slowly;when it is 20%,the radiation tube wall temperature reaches a minimum. KEY WORDS combustion;gas fired radiant tubes;air-fuel ratio;model validation;nitrogen oxide control 燃气辐射管是一种间接加热元件，主要由烧嘴、热，由管壁间接把热量主要以辐射的方式传给炉衬 辐射管体和余热回收装置组成，燃料在管内燃烧发 和被处理工件，广泛应用于热处理行业的各种加热 收稿日期：2016-04-07 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)
工程科学学报,第 39 卷,第 1 期:96鄄鄄106,2017 年 1 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 1: 96鄄鄄106, January 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 01. 013; http: / / journals. ustb. edu. cn 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟 及研究 徐 钱, 冯俊小苣 , 周闻华 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 采用现有的双 P 型辐射管进行燃烧实验,并进行相应的 CFD 仿真对比,结果显示 NOx 体积分数的数值计算与试验 结果误差最大为 3郾 6% ,其他参数的偏差均在 1% 以内. 将空气分级的理念应用于双 P 型辐射管,设计一种带支管的分区分级 燃气辐射管,并对其流动和传热特性进行仿真研究. 结果表明:支管通入空气量占总空气量的 25% 时,辐射管壁面温差最大, 热效率最高;支管通入燃气量为 20% 时,辐射管壁面温差最小,壁面温度均匀性最好;支管以相同空燃比同时通入空气和燃 气,且支管通入空燃气量为总燃气量的 25% 时,整个辐射管内气体温度分布最均匀;支管通入空燃气量占总气体量从 5% 增 加到 35% 的过程中,壁面温差先降低后缓慢增加,支管通入燃气量为 20% 时辐射管壁面温差最小. 关键词 燃烧; 辐射管; 空燃比; 模型验证; 氮氧化物控制 分类号 TF062 Numerical simulation and research on the effect of the classification of gas composition on the heat process of gas radiation tubes XU Qian, FENG Jun鄄xiao 苣 , ZHOU Wen鄄hua 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 The combustion experiment of an existing double P type radiant tube and the corresponding CFD simulation were per鄄 formed in this paper. By contrast, the maximum error of NOx concentration between numerical calculation and experimental data is 3郾 6% , and the deviation of the other parameters is less than 1% . Then the concept of air classification was applied to the double P type radiation tube to design a belt pipe nozzle hierarchical gas鄄fired radiant tube. The flow and heat transfer characteristics were stud鄄 ied. The results show that when air into the branch pipe accounts for 25% of the total amount of air, the radiant tube wall temperature and thermal efficiency are the highest. When the content of gas into the branch is 20% , the radiation tube wall temperature realizes the minimization and the uniformity of wall temperature is the best. When both air and gas at the same air鄄鄄fuel ratio are introduced in鄄 to the branch pipe, and the volume of air and fuel gas is 25% of the total amount of gas, the gas temperature distribution in the radiant tube is the most uniform. When the volume of air and fuel gas into the branch pipe increases from 5% to 35% , the wall surface tem鄄 perature decreases first and then increases slowly; when it is 20% , the radiation tube wall temperature reaches a minimum. KEY WORDS combustion; gas fired radiant tubes; air鄄鄄fuel ratio; model validation; nitrogen oxide control 收稿日期: 2016鄄鄄04鄄鄄07 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,广泛应用于热处理行业的各种加热
徐钱等：分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 ·97· 炉中-].辐射管的燃烧产物不与被加热元件直接 烧，产生稳定火焰.高温烟气经过中心管、三通管、支 接触，便于控制炉内气氛和加热温度，可以防止加热 管与回流管后，一部分由烟气出口进人空气换热器，另 过程中金属的过热、过烧、脱碳和氧化，辐射管热处 一部分进入与正在燃烧的气体混合参与循环流动.整 理炉已日益成为生产高附加值产品不可或缺的热处 个辐射管管长6750mm,中心管径为244mm,支管管径 理设备[3) 为196mm,中心管与支管间距为406mm. 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 次 空 泛应用于钢铁、锌等的真空热处理炉、密封箱式多用炉 C回流管支管 三通管 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6-8].近些年辐射管在国内外热处理炉上的应用表 燃烧筒 中心管 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CO,和NO,的 1400 排放[9-)，研发性能优良的辐射管对节能减排具有重 图1双P型辐射管基本结构图（单位：mm) 要意义 Fig.1 Structure of a double P type radiant tube (unit:mm) 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[]，应用于工业的辐射管存在 1.2数学模型 的主要问题有：排烟温度相对较高，局部温度较高导致 1.2.1假设条件 管体内表面灼烧，氧化及燃烧器的损坏，沿管体长度方 辐射管内的热过程是一个复杂的热过程，其中包 向的温差形成较大热应力，燃烧产物中CO,和N0.的 括气体流动、燃料燃烧的化学反应以及传热过程.为 排放量较大.目前使用的U型和W型辐射管的温度 了能够比较准确地模拟辐射管管内的热过程，本文对 均匀性较差，N0,含量高，辐射管管体温度均匀性差会 使用的模型进行了以下假设： 导致辐射管应力增大，管体变形严重，直接影响辐射管 (1)假设流体为不可压缩流体，流动和燃烧状态 寿命].鉴于这些问题，急需从以下几个方面提高辐 稳定； 射管性能：降低排烟温度及提高空气预热温度，提高管 (2)燃气为天然气，辐射气体为C0,和H,0,且气 体表面温度的均匀性，降低管体的氧化及应变，研发高 体的辐射系数不受组分特性的影响 性能管体材质，减少烟气中C0,和N0,含量[).之前 1.2.2数学模型 的研究得出双P型辐射管及分区分级燃气辐射管的流 采用FLUENT软件进行求解，控制方程如下. 场、气体温度场、壁面温度场和传热特性的对比研究， 连续性方程： div(U)=0. 经计算可以发现，分区分级燃气辐射管在温度均匀性 (1) 方面更具有优势，而分区燃烧的气体可以采用空气也 N-S方程：x方向， 可以将燃气进行分区燃烧.本文将针对分区分级燃气 div(uU)=div(vgradu）)-⊥e (2) p dx 辐射管中分级的气体成分及分级比的影响状况进行研 究与分析，探究分区气体成分对辐射管性能的影响，通 y方向， 过改变支管通入气体成分，并改变主管和支管气体分 div(b)=div(vgradb)1ap (3) p av 级比例，得到分区气体成分和分级比对辐射管性能的 z方向， 影响规律5-6] div()=div(vgradw)-1 ip (4) 1模型建立 p dz k-E方程：k方程， 1.1物理模型 本节针对双P型燃气辐射管模型，建立对应的物 理模型、数学模型以及求解条件，通过数值计算，与现 (5) 场试验结果进行对比，验证模型的可靠性 8方程， 所研究的120kW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 div(pUs)=div [(+2)gm]+n.-cpg 置在烧嘴外围，加热二次风后再进入空气预热器.助 (6) 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 G表示切产生项表达式为6能（偿）
徐 钱等: 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 炉中[1鄄鄄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鄄鄄5] . 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鄄鄄8] . 近些年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鄄鄄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,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,急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,减少烟气中 CO2和 NOx 含量[14] . 之前 的研究得出双 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的对比研究, 经计算可以发现,分区分级燃气辐射管在温度均匀性 方面更具有优势,而分区燃烧的气体可以采用空气也 可以将燃气进行分区燃烧. 本文将针对分区分级燃气 辐射管中分级的气体成分及分级比的影响状况进行研 究与分析,探究分区气体成分对辐射管性能的影响,通 过改变支管通入气体成分,并改变主管和支管气体分 级比例,得到分区气体成分和分级比对辐射管性能的 影响规律[15鄄鄄16] . 1 模型建立 1郾 1 物理模型 本节针对双 P 型燃气辐射管模型,建立对应的物 理模型、数学模型以及求解条件,通过数值计算,与现 场试验结果进行对比,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 管与回流管后,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. 图 1 双 P 型辐射管基本结构图(单位:mm) Fig. 1 Structure of a double P type radiant tube (unit: mm) 1郾 2 数学模型 1郾 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. 1郾 2郾 2 数学模型 采用 FLUENT 软件进行求解,控制方程如下. 连续性方程: div(U) = 0. (1) N鄄鄄 S 方程:x 方向, div(uU) = div(淄gradu) - 1 籽 鄣p 鄣x . (2) y 方向, div(bU) = div(淄gradb) - 1 籽 鄣p 鄣y . (3) z 方向, div(wU) = div(淄gradw) - 1 籽 鄣p 鄣z . (4) k鄄鄄着 方程:k 方程, div(籽Uk) = div [ ( 浊 + 浊t 滓 ) k gradk ] + 浊tGk - 籽着. (5) 着 方程, div(籽U着) = div [ ( 浊 + 浊t 滓 ) 着 grad着 ] + c1浊tGk 着 k - c2 籽 着 2 k . (6) Gk 表示剪切产生项,表达式为 Gk = 鄣ui 鄣x ( j 鄣ui 鄣xj + 鄣uj 鄣x ) i ,ui ·97·
·98· 工程科学学报，第39卷，第1期 和u,分别表示在x和x方向上的速度分量，m·s G=8(7-I)d (12) 能量守恒方程： 1100m2 T(pU)=v[(+2)7h]-g 式中：d表示辐射管外径，mm;Gr表示格拉晓夫常数； (7) P表示普朗特常数，取0.76：T。表示炉膛环境温度，取 组分传输方程： 900℃；g表示重力加速度，m·s2;入表示流体热传导 div(pm,U)=div(D.gradm,)+R (8) 率，W·(mK)1;v表示空气运动黏度，取199.3× 式(8)中组分i的产生速率R,由下式中的最小值 106m2s1:T,表示辐射管外表面温度，℃. 决定： 1.3模型求解及试验验证 ∑m, 本文采用流体计算软件LUENT来计算辐射管管 R=mnM,Ap下，M 内流体流动、气体燃烧和传热过程。 vM. 某公司对双P型辐射管进行了现场试验研究，并 (9) 利用选取的模型对该双P型辐射管进行了数值模拟研 D0辐射模型：将沿S方向传播的辐射方程视为 究.图2为辐射管现场试验结构图.为了研究双P型 一个场， 辐射管的表面温度分布，该公司搭建了一个小型的试 7(I(r,s)s)+(a+0,)I(r,s)= 验台，试验台包括一个小型试验炉、控制监测系统和排 mF+会ran 烟管道.其中，双P型辐射管安装在小型试验炉内，炉 (10) 膛一侧安装有四支S型热电偶，用于检测炉膛内气体 式中：U为流体的速度矢量：u、b和w表示U在x、y和 温度，双P型辐射管的壁面焊接有16根热电偶，用于 z三个方向上的分速度，ms1:v为运动黏度，m2·s: 检测辐射管壁面温度，热电偶的型号为K型铠装热电 p为流体密度，kg·m3;p为流体压强，Pa:k为湍流脉 偶.炉子内壁材料为陶瓷纤维，炉子上方设有排烟孔. 动动能，J;e为湍动能耗散率；c,和c2为常量；0，和σ。 辐射管出口接有换热器，利用高温烟气对空气进行 是k方程和ε方程的普朗特数；σ，是能量方程普朗特 预热. 数；n为动力黏度系数，n,为湍流运动黏度系数，Pas; 试验中双P型辐射管的额定功率为120kW,采用 h为流体焓值，Jkg;9为源项，包括化学反应热以 天然气作为燃料进行燃烧，通入的天然气流量为11m3 及其他体积内热源，J;m,为气体组分质量分数；D,为 h(标准状态)，通入的空气流量在110~114m3.h1 气体传质系数，m2·s1;R表示组分i的产生速率， 之间 kg·sm3;y:为化学计量数；M是相对分子质量，A 排烟孔 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：中为 相位函数；α为吸收比：σ为斯蒂芬-玻尔兹曼常数； σ，表示散射系数；1为辐射强度；r为辐射位置，2为 接换热器 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11.0m3.h(标准状态)，空气流量为 陶瓷纤维 111.1m3·h(标准状态)，空气消耗系数为1.05：燃气 入口温度为0℃（实验于冬天进行，室内环境温度为 图2试验结构图 0℃)，空气入口温度850℃. Fig.2 Experimental structure 出口条件：压力出口条件，-20Pa 壁面条件：无滑移壁面，管壁为601合金钢，壁厚 利用开发的模型对该双P型辐射管进行了数值模 3mm,辐射管外壁与炉膛环境之间热交换包括对流和 拟，并与相同工况下的试验数据进行对比，具体结果见 辐射，炉膛温度为900℃，管壁发射率取￡=0.85，自然 表1及图3.参照GB28665-一2012《轧钢工业大气污 对流换热系数为1W·m2.K,对流换热系数的表达 染物排放标准》，本文将出口处NO,体积分数折算为 式如下： 含氧8%（体积分数）下的体积分数.经分析可知，N0, 体积分数的数值计算与试验结果误差最大为3.6%， e=0-53宁(Gm (11) 其他参数的偏差都在1%以内，说明模型符合实际
工程科学学报,第 39 卷,第 1 期 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: 驻 (籽Uh) = [ ( 驻 浊 + 浊t 滓 ) t 驻 h ] - q. (7) 组分传输方程: div(籽miU) = div(Di gradmi) + Ri (8) 式(8)中组分 i 的产生速率 Ri,由下式中的最小值 决定: Ri é ë ê ê = min 淄iMiAB籽 着 k 移p mp 移淄iMi ,viMiA籽 着 k min ( R mR viM ) ù û ú ú R . (9) DO 辐射模型:将沿 S 方向传播的辐射方程视为 一个场, 驻 (I(r,s)s) + (琢 + 滓s)I(r,s) = 琢n 2 滓T 4 仔 + 滓s 4仔 乙 4仔 0 I(r,s)椎(s,s忆)d赘. (10) 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 ;淄 为运动黏度,m 2·s - 1 ; 籽 为流体密度,kg·m - 3 ;p 为流体压强,Pa;k 为湍流脉 动动能,J;着 为湍动能耗散率;c1和 c2为常量;滓k 和 滓着 是 k 方程和 着 方程的普朗特数;滓t 是能量方程普朗特 数;浊 为动力黏度系数,浊t 为湍流运动黏度系数,Pa·s; h 为流体焓值,J·kg - 1 ;q 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,m 2·s - 1 ;Ri 表示组分 i 的产生速率, kg·s - 1·m - 3 ;淄i 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忆表示纬度角;n 为折射率;椎 为 相位函数;琢 为吸收比;滓 为斯蒂芬鄄鄄 玻尔兹曼常数; 滓s 表示散射系数;I 为辐射强度;r 为辐射位置,赘 为 空间角. 1郾 2郾 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郾 0 m 3·h - 1 (标准状态),空气流量为 111郾 1 m 3·h - 1 (标准状态),空气消耗系数为 1郾 05;燃气 入口温度为 0 益 (实验于冬天进行,室内环境温度为 0 益 ),空气入口温度 850 益 . 出口条件:压力出口条件, - 20 Pa. 壁面条件:无滑移壁面,管壁为 601 合金钢,壁厚 3 mm,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 益 ,管壁发射率取 着 = 0郾 85,自然 对流换热系数为 1 W·m - 2·K - 1 ,对流换热系数的表达 式如下: 渍 = 0郾 53 姿 d (Gr·Pr) 0郾 25 . (11) Gr = g(Tw - To)d 2 1100淄 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郾 76;To 表示炉膛环境温度,取 900 益 ;g 表示重力加速度,m·s - 2 ;姿 表示流体热传导 率,W·( m·K) - 1 ;淄 表示空气运动黏度,取 199郾 3 伊 10 - 6 m 2·s - 1 ;Tw 表示辐射管外表面温度,益 . 1郾 3 模型求解及试验验证 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 型辐射管进行了现场试验研究,并 利用选取的模型对该双 P 型辐射管进行了数值模拟研 究. 图 2 为辐射管现场试验结构图. 为了研究双 P 型 辐射管的表面温度分布,该公司搭建了一个小型的试 验台,试验台包括一个小型试验炉、控制监测系统和排 烟管道. 其中,双 P 型辐射管安装在小型试验炉内,炉 膛一侧安装有四支 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 K 型铠装热电 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. 试验中双 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 m 3 ·h - 1 (标准状态),通入的空气流量在 110 ~ 114 m 3·h - 1 之间. 图 2 试验结构图 Fig. 2 Experimental structure 利用开发的模型对该双 P 型辐射管进行了数值模 拟,并与相同工况下的试验数据进行对比,具体结果见 表 1 及图 3. 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试验结果误差最大为 3郾 6% , 其他参数的偏差都在 1% 以内,说明模型符合实际. ·98·
徐钱等：分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 ·99· 表1数值模拟与试验结果对比 支管喷口 Table I Numerical simulation and experimental results 参数 试验结果数值模拟结果 空气管道 壁面平均温度/℃ 981.3 976.1 燃气管道士 壁面最高温度/℃ 1013.4 1008.3 R289 壁面最低温度/℃ 956.8 959.6 出口02体积分数/% 1400 1.6 1.8 支管喷口 出口C,H,体积分数/% 0 0 图4分区分级燃气辐射管结构图（单位：mm】 出口C0体积分数/10-6 10 9.1 Fig.4 Structure of the hierarchical gas-fired radiant tube (unit:mm) 出口N0,体积分数/10-6 226 250.9 单元长度为6mm,网格总数为3507816个，并且97% 8%含氧量下N0,体积分数/10-6 164.5 170.6 的网格扭曲度(equisize skew)在0.5以下，辐射管整体 网格划分如图5所示. 1280 一模拟值 ·一实验值 1270 1260 1250 1240 1230 图5分区分级燃气辐射管整体网格划分示意图 1220 Fig.5 Meshing of the hierarchical gas-fired radiant tube 1000 2000 3000 4000 辐射管内气体流动距离mm 2.3边界条件 图3表面温度沿气体流动距离的变化 本文中分区分级燃气辐射管燃料选用功率为160 Fig.3 Change of surface temperature with gas flow distance kW的天然气，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，一区烧嘴喷人90%的燃料， 2分区分级燃气辐射管的数值研究 二区燃烧的两个烧嘴分别喷入5%的燃料，一区烧嘴 2.1物理模型建立 喷入全部的空气 本文针对双P型辐射管的流动和传热特性，在双 表2气体组分含量及热值 P型辐射管的三通管尾部增加次级分级装置，通过采 Table 2 Gas composition and calorific values 用分区燃烧原理将辐射管的空气或燃气进行双端分 组分质量 热值（标准状态）/总热值（标准状态）/ 成分 级，使燃气分区燃烧，但总体空气与燃气保持完全燃烧 分数/% (m3) (kJ-m-3) 的正常化学当量比.先使全部的空气与一次燃气在辐 甲烷 0.927 35715.11 射管烧嘴端进行一区燃烧，由于燃料不足造成贫燃料 乙烷 0.055 63768.01 燃烧，此时燃料量少释放出来的热量相对要少，可降低 丙烷 0.010 91276.6 38002.6 烧嘴端的温度壁面局部高温区的产生.没有参与燃烧 丁烷 0.004 118680.5 反应的空气遇到辐射管三通管尾部通人的二次燃气再 氮气 0.004 0 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型辐射管整 根据模型特点，在模拟计算中选用k-ε湍流模型 体的温度分布均匀性，减少壁面温差.分区分级燃气 和组分传输模型，燃烧模型采用涡耗散模型(ED),以 辐射管结构如图4所示 及离散坐标(D0)辐射模型， 2.2网格划分 3分级气体成分对燃气辐射管热过程影响 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 的数值模拟及研究 结构化网格.为了保证三维模型的网格具有独立性， 分区分级燃气辐射管在温度均匀性方面更具有优 将网格数量从1000000逐渐增加至3500000，计算显示 势，而分区燃烧的气体可以将空气和燃气进行分区燃 燃烧气体温度变化处于5%以下.本文计算选取网格 烧.本部分将针对分区分级燃气辐射管中分级的气体
徐 钱等: 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 表 1 数值模拟与试验结果对比 Table 1 Numerical simulation and experimental results 参数 试验结果 数值模拟结果 壁面平均温度/ 益 981郾 3 976郾 1 壁面最高温度/ 益 1013郾 4 1008郾 3 壁面最低温度/ 益 956郾 8 959郾 6 出口 O2体积分数/ % 1郾 6 1郾 8 出口 CxHy体积分数/ % 0 0 出口 CO 体积分数/ 10 - 6 10 9郾 1 出口 NOx 体积分数/ 10 - 6 226 250郾 9 8% 含氧量下 NOx 体积分数/ 10 - 6 164郾 5 170郾 6 图 3 表面温度沿气体流动距离的变化 Fig. 3 Change of surface temperature with gas flow distance 2 分区分级燃气辐射管的数值研究 2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,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 4 所示. 2郾 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 图 4 分区分级燃气辐射管结构图(单位:mm) Fig. 4 Structure of the hierarchical gas鄄fired radiant tube (unit: mm) 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 网格划分如图 5 所示. 图 5 分区分级燃气辐射管整体网格划分示意图 Fig. 5 Meshing of the hierarchical gas鄄fired radiant tube 2郾 3 边界条件 本文中分区分级燃气辐射管燃料选用功率为 160 kW 的天然气,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. 表 2 气体组分含量及热值 Table 2 Gas composition and calorific values 成分 组分质量 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 6 38002郾 6 丁烷 0郾 004 118680郾 5 氮气 0郾 004 0 根据模型特点,在模拟计算中选用 k鄄鄄 着 湍流模型 和组分传输模型,燃烧模型采用涡耗散模型(ED),以 及离散坐标(DO)辐射模型. 3 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响 的数值模拟及研究 分区分级燃气辐射管在温度均匀性方面更具有优 势,而分区燃烧的气体可以将空气和燃气进行分区燃 烧. 本部分将针对分区分级燃气辐射管中分级的气体 ·99·
·100· 工程科学学报，第39卷，第1期 表3边界条件 Table 3 Boundary conditions 位置 种类 参数 数值 燃料 质量流量 2.93×10-3kg°s1 入口 空气 质量流量，过剩空气系数1.1 5.47×10-2kgs1 出口 烟气 压力 0Pa 壁面 无滑移，壁面函数法 对流和辐射换热 a=1Wm2.K-1:s=0.85 环境 试验测定的炉温平均值 1223K 成分及分级比的影响状况进行研究与分析 量进行了具体分析 3.1空气和燃气分级的研究 3.1.1流场分析 在燃烧过程中，空气作为助燃气体对火焰的燃烧 图6给出的是主管与两支管处空气和燃气分配比 特性有着极其重要的影响.空气量少不足以支持燃气 变化时，辐射管对称面上气体速度分布图.从图中可 完全燃烧时会形成富燃料燃烧，可以降低燃烧温度和 以看出，当支管通入空气量增加时，管内气体整体速度 放热量，在二区通入剩余的空气，使其参与燃烧，保证 变小，尤其是中心管处气体平均速度迅速降低，这种速 燃气燃尽，同时提高支管下游烟气的温度，从而提高温 度分布有利于减轻高速气体对辐射管管壁的大力冲 度均匀性 击，延长辐射管的使用寿命.主管和支管通入燃气量 本节分别研究了空气和燃气分级情况下，主管与 的多少对管内气体流动速度影响较小.这是因为燃烧 两个支管处燃气分配比分别为9：0.5：0.5、8：1：1、7： 过程中需要的燃气量本身很少，而且速度相对较小，燃 1.5:1.5、6:2:2、5:2.5:2.54:3:3和3：3.5：3.5时的分 气量的改变对管内气体分布产生的影响很小，可以 布状况，下面对辐射管内气体流动、温度场和壁面传热 忽略 速度m·s) 速度/(m·s ■108 108 97 91 86 76 6 65 90.5:0.5 7:15:1.5 90.50.5 7:151.5 54 43 43 32 22 22 52.525 3353.5 11 52.5:2.5 3:3.5:3.5 0 (a) 图6气体速度分布云图.(a)空气分级：(b)燃气分级 Fig.6 Gas velocity distribution diagram:(a)air classification;(b)gas classification 图7是主管和支管通入空气和燃气量变化时，主 0.090 管截面通过气体的质量流量变化图.从图中可以看 ·一空气 0.085 。燃气 出，当支管通入空气量增加时，辐射管的气体循环量减 、0.080 小，支管通入空气占总空气量从5%增加到35%时，中 心管截面的气体质量流量从0.0785kg·s1减少到 0.075 0.070 0.0556kgs1,说明在主管和支管气体速度不变的前 0.065 提下，主管处通入空气量增加，能提高辐射管的烟气循 环量.当支管通入燃气量增加时，辐射管的气体循环 0.060 量先迅速减小，支管通入燃气量为总燃气量的5%时， 0.055 主管截面通过气体的质量流量为0.0834kg·s·,支管 90.50.58117:1.5:1.562252.52.54:333:3.5:3.5 分配比 通入燃气量为总燃气量的20%时，主管截面通过气体 图7主管截面质量流量变化曲线 的质量流量为0.0818kgs,降低了2%；支管通入燃 Fig.7 Change curve of mass flow 气量大于总燃气量的20%时，随着支管燃气量的增 加，主管截面的气体质量流量逐渐增加，说明在主管和 支管气体速度不变的前提下，支管通入燃气量为20%
工程科学学报,第 39 卷,第 1 期 表 3 边界条件 Table 3 Boundary conditions 位置 种类 参数 数值 入口 燃料 质量流量 2郾 93 伊 10 - 3 kg·s - 1 空气 质量流量,过剩空气系数 1郾 1 5郾 47 伊 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 琢 = 1 W·m - 2·K - 1 ; 着 = 0郾 85 环境 — 试验测定的炉温平均值 1223 K 成分及分级比的影响状况进行研究与分析. 3郾 1 空气和燃气分级的研究 在燃烧过程中,空气作为助燃气体对火焰的燃烧 特性有着极其重要的影响. 空气量少不足以支持燃气 完全燃烧时会形成富燃料燃烧,可以降低燃烧温度和 放热量,在二区通入剩余的空气,使其参与燃烧,保证 燃气燃尽,同时提高支管下游烟气的温度,从而提高温 度均匀性. 本节分别研究了空气和燃气分级情况下,主管与 两个支管处燃气分配比分别为 9颐 0郾 5颐 0郾 5、8颐 1颐 1、7颐 1郾 5颐 1郾 5、6颐 2颐 2、5颐 2郾 5颐 2郾 5、4颐 3颐 3和 3颐 3郾 5颐 3郾 5 时的分 布状况,下面对辐射管内气体流动、温度场和壁面传热 量进行了具体分析. 3郾 1郾 1 流场分析 图 6 给出的是主管与两支管处空气和燃气分配比 变化时,辐射管对称面上气体速度分布图. 从图中可 以看出,当支管通入空气量增加时,管内气体整体速度 变小,尤其是中心管处气体平均速度迅速降低,这种速 度分布有利于减轻高速气体对辐射管管壁的大力冲 击,延长辐射管的使用寿命. 主管和支管通入燃气量 的多少对管内气体流动速度影响较小. 这是因为燃烧 过程中需要的燃气量本身很少,而且速度相对较小,燃 气量的改变对管内气体分布产生的影响很小,可以 忽略. 图 6 气体速度分布云图. (a)空气分级;(b)燃气分级 Fig. 6 Gas velocity distribution diagram: (a) air classification;(b) gas classification 图 7 是主管和支管通入空气和燃气量变化时,主 管截面通过气体的质量流量变化图. 从图中可以看 出,当支管通入空气量增加时,辐射管的气体循环量减 小,支管通入空气占总空气量从 5% 增加到 35% 时,中 心管截面的气体质量流量从 0郾 0785 kg·s - 1 减少到 0郾 0556 kg·s - 1 ,说明在主管和支管气体速度不变的前 提下,主管处通入空气量增加,能提高辐射管的烟气循 环量. 当支管通入燃气量增加时,辐射管的气体循环 量先迅速减小,支管通入燃气量为总燃气量的 5% 时, 主管截面通过气体的质量流量为 0郾 0834 kg·s - 1 ,支管 通入燃气量为总燃气量的 20% 时,主管截面通过气体 的质量流量为 0郾 0818 kg·s - 1 ,降低了 2% ;支管通入燃 气量大于总燃气量的 20% 时,随着支管燃气量的增 加,主管截面的气体质量流量逐渐增加,说明在主管和 图 7 主管截面质量流量变化曲线 Fig. 7 Change curve of mass flow 支管气体速度不变的前提下,支管通入燃气量为 20% ·100·
徐钱等：分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 ·101· 时辐射管的烟气循环量最小. 最高温度先升高后降低，燃烧最高温度出现在支管喷 3.1.2温度场分析 口处，这是由于支管处未燃尽的高温燃气与空气释放 图8是主管和两支管通入空气和燃气量变化时， 出更多的热量，随着支管通入空气量的增加，未燃尽的 分区分级燃气辐射管对称面气体温度分布云图. 燃气量增加，释放的热量增加，燃烧温度升高，但是燃 当主管通入空气量减小时，主管处燃烧高温区逐 烧高温点持续时间很短，在支管和回流管管段没有出 渐减小，主管后半部分和三通管处的气体温度范围减 现明显的高温区，说明在主管和支管通入气体速度不 小，支管和回流管处气体温度提高，管内气体温度分布 变的前提下，分区分级燃气辐射管没有降低管内气体 愈加均匀，说明分区分级燃气辐射管具有较好的温度 燃烧最高温度，但是提高了整个辐射管的气体温度均 均匀性.随着支管通入空气量的增加，辐射管内气体 匀性 温度K 温度K 1685 168s 1546 546 1408 1269 1269 1130 90.50.5 7:1.5:1.5 1130 90.50.5 71.51.5 992 992 853 714 714 575 575 52.52.5 33.53.5 437 52.52.5 33.53.5 437 298 298 (b) 图8气体温度分布云图.(a)空气分级：(b)燃气分级 Fig.8 Gas temperature distribution diagram:(a)air classification:(b)gas classification 当主管通入燃气量减小时，主管处燃烧高温区逐 变化时，分区分级燃气辐射管壁面温度分布云图.图 渐减小，主管后半部分和三通管处的气体温度范围减 10和图11为通入空气和燃气量变化时，沿气体流动 小，支管和回流管处气体温度提高，整个辐射管内气体 方向的壁面温度分布曲线.从图中可以看出，分区分 温度分布越来越均匀.支管通入燃气量为总燃气量的 级燃气辐射管在气体流动距离为1900mm区域时辐射 15%时，整个辐射管内气体温度分布最均匀.支管燃 管壁面温度有一个小的升高趋势.随着支管通入空气 气量大于总燃气量的15%时，随着支管通入燃气量的 量的增加，在气体流动距离为0~1750mm区域，分区 增加，支管后半部分和回流管管段的气体温度高于中 分级燃气辐射管壁面温度逐渐升高；在流动距离为 心管和三通管管段，整个分区分级燃气辐射管的气体 1750~2500mm区域，空气分配比为5：2.5：2.5时分区 温度均匀性变差 分级燃气辐射管壁面温度最高：在流动距离为2500~ 3.1.3壁面温度场分析 3700mm区域，辐射管壁面温度降低幅度减小，不同分 图9给出的是主管和两个支管通入空气和燃气量 配比下辐射管壁面温度相差不大 温度K 温度K 1349 1349 1339 1339 1329 1329 1319 1319 1309 90.505 71.51.5 1309 9050.5 1299 1299 1289 1289 1279 1279 1269 1269 52.5:25 3:3.5:3.5 52.52.5 1259 1259 1249 () 1249 (b) 图9镉射管壁面温度分布云图.()空气分级：(b)燃气分级 Fig.9 Distribution diagram of radiant tube wall temperature:(a)air classification;(b)gas classification 主管后半部分和三通管管段壁面温度逐渐降低， 壁温度逐渐升高，这是由于支管处燃气发生再次燃烧 支管和回流管管段壁面温度逐渐升高，壁面温度均匀 造成的：在气体流动距离为700~2000mm区域内，随 性先提高后降低.分区分级燃气辐射管在气体流动距 着燃烧放热和向外传热的进行，辐射管壁面温度先升 离为0~250mm区域，随着支管通入燃气量的增加，管 高后降低，支管通入燃气量越大，该区域内辐射管管壁
徐 钱等: 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 时辐射管的烟气循环量最小. 3郾 1郾 2 温度场分析 图 8 是主管和两支管通入空气和燃气量变化时, 分区分级燃气辐射管对称面气体温度分布云图. 当主管通入空气量减小时,主管处燃烧高温区逐 渐减小,主管后半部分和三通管处的气体温度范围减 小,支管和回流管处气体温度提高,管内气体温度分布 愈加均匀,说明分区分级燃气辐射管具有较好的温度 均匀性. 随着支管通入空气量的增加,辐射管内气体 最高温度先升高后降低,燃烧最高温度出现在支管喷 口处,这是由于支管处未燃尽的高温燃气与空气释放 出更多的热量,随着支管通入空气量的增加,未燃尽的 燃气量增加,释放的热量增加,燃烧温度升高,但是燃 烧高温点持续时间很短,在支管和回流管管段没有出 现明显的高温区,说明在主管和支管通入气体速度不 变的前提下,分区分级燃气辐射管没有降低管内气体 燃烧最高温度,但是提高了整个辐射管的气体温度均 匀性. 图 8 气体温度分布云图. (a)空气分级;(b)燃气分级 Fig. 8 Gas temperature distribution diagram: (a) air classification;(b) gas classification 当主管通入燃气量减小时,主管处燃烧高温区逐 渐减小,主管后半部分和三通管处的气体温度范围减 小,支管和回流管处气体温度提高,整个辐射管内气体 温度分布越来越均匀. 支管通入燃气量为总燃气量的 15% 时,整个辐射管内气体温度分布最均匀. 支管燃 气量大于总燃气量的 15% 时,随着支管通入燃气量的 增加,支管后半部分和回流管管段的气体温度高于中 心管和三通管管段,整个分区分级燃气辐射管的气体 温度均匀性变差. 3郾 1郾 3 壁面温度场分析 图 9 给出的是主管和两个支管通入空气和燃气量 变化时,分区分级燃气辐射管壁面温度分布云图. 图 10 和图 11 为通入空气和燃气量变化时,沿气体流动 方向的壁面温度分布曲线. 从图中可以看出,分区分 级燃气辐射管在气体流动距离为 1900 mm 区域时辐射 管壁面温度有一个小的升高趋势. 随着支管通入空气 量的增加,在气体流动距离为 0 ~ 1750 mm 区域,分区 分级燃气辐射管壁面温度逐渐升高;在流动距离为 1750 ~ 2500 mm 区域,空气分配比为 5颐 2郾 5颐 2郾 5 时分区 分级燃气辐射管壁面温度最高;在流动距离为 2500 ~ 3700 mm 区域,辐射管壁面温度降低幅度减小,不同分 配比下辐射管壁面温度相差不大. 图 9 辐射管壁面温度分布云图. (a)空气分级;(b)燃气分级 Fig. 9 Distribution diagram of radiant tube wall temperature: (a) air classification; (b) gas classification 主管后半部分和三通管管段壁面温度逐渐降低, 支管和回流管管段壁面温度逐渐升高,壁面温度均匀 性先提高后降低. 分区分级燃气辐射管在气体流动距 离为 0 ~ 250 mm 区域,随着支管通入燃气量的增加,管 壁温度逐渐升高,这是由于支管处燃气发生再次燃烧 造成的;在气体流动距离为 700 ~ 2000 mm 区域内,随 着燃烧放热和向外传热的进行,辐射管壁面温度先升 高后降低,支管通入燃气量越大,该区域内辐射管管壁 ·101·
·102· 工程科学学报，第39卷，第1期 温度越低，温度变化范围越小，支管通入燃气量占总燃 射管内气体燃烧温度最高.而支管通入燃气量占总燃 气量的5%时，区域内管壁温度在1285~1312K范围 气量从5%增加到35%的过程中，辐射管的壁面温差 内，支管通入燃气量占总燃气量的20%时，区域内管 先从73℃降低到52℃，之后迅速增加到78℃，支管通 壁温度在1275~1285K范围内，壁面温差降低17℃， 入燃气量为20%时管壁面温差最小，壁面温度均匀性 有效降低了壁面高温区的温度：在气体流动距离为 最好 2000~3700mm范围内，支管通入燃气量小于20%时， 110 该区域内辐射管管壁温度先升高后降低，支管通入燃 空气 100 燃气 气量大于20%时，该区域内管壁温度逐渐升高.从辐 90 射管整个管段来看，支管通入燃气量小于20%时，管 壁温度最高点出现在主管后半部分，支管通人燃气量 大于20%时，管壁温度最高点出现在回流管处，燃气 不能完全燃烧.这说明支管通人燃气量对燃烧过程有 很大影响. 50 1340 -90.50.5 811 1330 +7:1.5:15 9050.58:1171.5:1.56225:252.543333.53.5- 62:2 分配比 1320 +-52.52.5 1310 -43:3 图12壁面温差变化曲线 +-335:3.5 Fig.12 Wall temperature change curves 1290 3.1.4传热分析 1280 对比主管和两个支管通入空气和燃气不同分配比 1270 下辐射管各个管段壁面传热情况，如图13所示.随着 1260 支管通入空气量的增加，中心管传热量逐渐减少，三通 -50005001000150020002500300035004000 管、支管和回流管壁面传热量逐渐增加，说明随着支管 轴向位置/mm 空气量的增加辐射管的气体温度分布更加均匀：整个 图10空气分级下壁面温度分布曲线 辐射管的热效率由64.73%增加到65.28%，后减小到 Fig.10 Surface temperature distribution curves under air classifica- 64.71%,空气分配比为5：2.5：2.5时，辐射管热效率 tion 最高.由此可以看出，增加支管处的空气量对于提高 1320 +-9:050.5 辐射管的热效率有一定的作用. +-8:1:1 1310 -715:1.5 —6:22 。一空气 +-5:2525 0一燃气 1300 4:3:3 66 3353.5 1290 64 1280 1270 60 5000 5001000150020002500300035004000 轴向位置/mm 90.50.58:1:171.51.56225:2.5:2.54:3333.5:3.5 图11燃气分级下壁面温度分布曲线 分配比 Fig.11 Wall surface temperature distribution curves of under gas 图13热效率变化曲线 classification Fig.13 Thermal efficiency change curves 图12给出主管和两个支管通入空气和燃气量变 支管通入燃气量小于20%时，随着支管通入燃气 化时，辐射管壁面温差的变化关系.从图中可以看出， 量的增加，中心管、三通管和支管管段的传热量逐渐减 随着支管通入空气量的增加，辐射管的壁面温差先从 少，回流管壁面传热量逐渐增加，这是由于支管处燃烧 90℃增大到100℃，之后迅速减小到84℃，空气分配 释放出更多热量；支管通入燃气量大于20%时，随着 比为5：2.5：2.5时，管壁面温差最大，这是由于此时辐 支管通入燃气量的增加，中心管管段的传热量逐渐增
工程科学学报,第 39 卷,第 1 期 温度越低,温度变化范围越小,支管通入燃气量占总燃 气量的 5% 时,区域内管壁温度在 1285 ~ 1312 K 范围 内,支管通入燃气量占总燃气量的 20% 时,区域内管 壁温度在 1275 ~ 1285 K 范围内,壁面温差降低 17 益 , 有效降低了壁面高温区的温度;在气体流动距离为 2000 ~ 3700 mm 范围内,支管通入燃气量小于 20% 时, 该区域内辐射管管壁温度先升高后降低,支管通入燃 气量大于 20% 时,该区域内管壁温度逐渐升高. 从辐 射管整个管段来看,支管通入燃气量小于 20% 时,管 壁温度最高点出现在主管后半部分,支管通入燃气量 大于 20% 时,管壁温度最高点出现在回流管处,燃气 不能完全燃烧. 这说明支管通入燃气量对燃烧过程有 很大影响. 图 10 空气分级下壁面温度分布曲线 Fig. 10 Surface temperature distribution curves under air classifica鄄 tion 图 11 燃气分级下壁面温度分布曲线 Fig. 11 Wall surface temperature distribution curves of under gas classification 图 12 给出主管和两个支管通入空气和燃气量变 化时,辐射管壁面温差的变化关系. 从图中可以看出, 随着支管通入空气量的增加,辐射管的壁面温差先从 90 益增大到 100 益 ,之后迅速减小到 84 益 ,空气分配 比为 5颐 2郾 5颐 2郾 5 时,管壁面温差最大,这是由于此时辐 射管内气体燃烧温度最高. 而支管通入燃气量占总燃 气量从 5% 增加到 35% 的过程中,辐射管的壁面温差 先从 73 益降低到 52 益 ,之后迅速增加到 78 益 ,支管通 入燃气量为 20% 时管壁面温差最小,壁面温度均匀性 最好. 图 12 壁面温差变化曲线 Fig. 12 Wall temperature change curves 3郾 1郾 4 传热分析 对比主管和两个支管通入空气和燃气不同分配比 下辐射管各个管段壁面传热情况,如图 13 所示. 随着 支管通入空气量的增加,中心管传热量逐渐减少,三通 管、支管和回流管壁面传热量逐渐增加,说明随着支管 空气量的增加辐射管的气体温度分布更加均匀;整个 辐射管的热效率由 64郾 73% 增加到 65郾 28% ,后减小到 64郾 71% ,空气分配比为 5颐 2郾 5颐 2郾 5 时,辐射管热效率 最高. 由此可以看出,增加支管处的空气量对于提高 辐射管的热效率有一定的作用. 图 13 热效率变化曲线 Fig. 13 Thermal efficiency change curves 支管通入燃气量小于 20% 时,随着支管通入燃气 量的增加,中心管、三通管和支管管段的传热量逐渐减 少,回流管壁面传热量逐渐增加,这是由于支管处燃烧 释放出更多热量;支管通入燃气量大于 20% 时,随着 支管通入燃气量的增加,中心管管段的传热量逐渐增 ·102·
徐钱等：分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 ·103· 加，这是由于支管处通入的燃气燃烧产生的高温烟气 一部分气体通过烟气出口排出 再次进入主管参与循环燃烧，同时部分高温烟气从烟 气出口排除，造成热量损失：整个辐射管的热效率由 0.080 64.19%降低到59.19%，降低了5%.由此可以看出， 0.075 增加支管处的燃气量在一定程度上可以提高辐射管壁 0.070 面温度的均匀性，但是会引起热效率的降低 3.2空燃气分级的研究 0.065 在燃烧过程中，将所有的空气和燃气按同一空燃 0.060 比分配通人主管和两个支管，部分空燃气在主管处发 0.055 生燃烧，释放部分热量，支管处空燃气再次通入辐射管 进行燃烧，保证辐射管燃烧功率不变，将提高支管和回 0.050 90.50.581:17:1.5:1.562:252.5:2.543333.53.5 流管的气体温度，从而提高辐射管整体的气体温度均 空燃气分配比 匀性. 图15质量流量分布曲线 本节研究了空气和燃气按相同空燃比进行分级情 Fig.15 Mass flow distribution curve 况下，主管与两个支管处空气和燃气分配比分别为9： 3.2.2温度场分析 0.5:0.5、8:1:1、7:1.5:1.5、6:2:2、5:2.5:2.5、4:3:3和 图16给出的是主管和两支管通入空燃气量变化 3:3.5:3.5时的分布状况.下面对辐射管内气体流动、 时，辐射管对称面气体温度分布云图.从图中可以看 温度场和壁面传热量进行了具体分析 出，当主管通入空燃气量减小时，主管处燃烧高温区逐 3.2.1流场分析 渐减小，主管后半部分和三通管处的气体温度范围减 图14给出的是主管与两支管处空气和燃气分配 小，支管和回流管处气体温度提高，整个辐射管内气体 比变化时，辐射管对称面上气体速度分布图.从图中 温度分布越来越均匀.支管通入空燃气量为总燃气量 可以看出，随着主管通入空燃气量的减少，整个辐射管 的25%时，整个辐射管内气体温度分布最均匀.支管 内气体流动速度减小，中心管管段的气体流速降低最 空燃气量大于总气体量的25%时，随着支管通入空燃 快.这是因为主管喷出的气体速度大于支管的气体速 气量的增加，支管后半部分和回流管管段的气体温度 度，主管通入气体量的减少使得整个辐射管内高速流 高于中心管和三通管管段，整个辐射管的气体温度均 动气体量减少，支管通入气体速度低，即使气体量增 匀性变差 加，对整个速度场影响也很小 温度K 速度(m·s) 1705 110 1564 99 1424 88 1283 1142 90.505 715:1.5 1002 66 90.50.5 7:1.5:1.5 861 720 579 439 52.52.5 3:3.5:3.5 298 11 52.525 33.535 图16气体温度分布云图 图14气体速度分布云图 Fig.16 Gas temperature distribution diagram Fig.14 Gas velocity distribution diagram 图17给出的是辐射管对称面气体最高温度随空 图15给出的是主管和两支管通入空燃气量变化 燃气分配比变化的关系.从图中可以看出，随着支管 时，主管截面通过气体的质量流量变化图.从图中可 通入空燃气量的增加，辐射管内气体最高温度先升高 以看出，随着主管通入空燃气量的减少，辐射管的气体 后稍有降低，支管通入空燃气量占总气体量的5%时， 循环量逐渐减小，支管通入空燃气量为总气体量的 燃烧最高温度为1642K,支管通入空燃气量占总气体 5%时，主管截面通过气体的质量流量为0.079kg·s. 量的25%时，燃烧最高温度为1705K,升高了63℃. 支管通入空燃气量为总气体量的35%时，主管截面通 燃烧温度最高点出现在支管附近，这是由于支管处通 过气体的质量流量为0.054kg·s,降低了32%，说明 入的空燃气遇到高温空气，理论燃烧温度升高，随着支 支管通入空燃气量增加不利于烟气回流到主管参与再 管通入空燃气量的增加，燃烧释放出的热量增加，燃烧 循环燃烧.这是因为大量的气体偏向支管外侧流动， 温度升高，支管通入空燃气量为总气体量的25%时温
徐 钱等: 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 加,这是由于支管处通入的燃气燃烧产生的高温烟气 再次进入主管参与循环燃烧,同时部分高温烟气从烟 气出口排除,造成热量损失;整个辐射管的热效率由 64郾 19% 降低到 59郾 19% ,降低了 5% . 由此可以看出, 增加支管处的燃气量在一定程度上可以提高辐射管壁 面温度的均匀性,但是会引起热效率的降低. 3郾 2 空燃气分级的研究 在燃烧过程中,将所有的空气和燃气按同一空燃 比分配通入主管和两个支管,部分空燃气在主管处发 生燃烧,释放部分热量,支管处空燃气再次通入辐射管 进行燃烧,保证辐射管燃烧功率不变,将提高支管和回 流管的气体温度,从而提高辐射管整体的气体温度均 匀性. 本节研究了空气和燃气按相同空燃比进行分级情 况下,主管与两个支管处空气和燃气分配比分别为 9颐 0郾 5颐 0郾 5、8颐 1颐 1、7颐 1郾 5颐 1郾 5、6颐 2颐 2、5颐 2郾 5颐 2郾 5、4颐 3颐 3和 3颐 3郾 5颐 3郾 5 时的分布状况. 下面对辐射管内气体流动、 温度场和壁面传热量进行了具体分析. 3郾 2郾 1 流场分析 图 14 给出的是主管与两支管处空气和燃气分配 比变化时,辐射管对称面上气体速度分布图. 从图中 可以看出,随着主管通入空燃气量的减少,整个辐射管 内气体流动速度减小,中心管管段的气体流速降低最 快. 这是因为主管喷出的气体速度大于支管的气体速 度,主管通入气体量的减少使得整个辐射管内高速流 动气体量减少,支管通入气体速度低,即使气体量增 加,对整个速度场影响也很小. 图 14 气体速度分布云图 Fig. 14 Gas velocity distribution diagram 图 15 给出的是主管和两支管通入空燃气量变化 时,主管截面通过气体的质量流量变化图. 从图中可 以看出,随着主管通入空燃气量的减少,辐射管的气体 循环量逐渐减小,支管通入空燃气量为总气体量的 5% 时,主管截面通过气体的质量流量为 0郾 079 kg·s - 1 . 支管通入空燃气量为总气体量的 35% 时,主管截面通 过气体的质量流量为 0郾 054 kg·s - 1 ,降低了 32% ,说明 支管通入空燃气量增加不利于烟气回流到主管参与再 循环燃烧. 这是因为大量的气体偏向支管外侧流动, 一部分气体通过烟气出口排出. 图 15 质量流量分布曲线 Fig. 15 Mass flow distribution curve 3郾 2郾 2 温度场分析 图 16 给出的是主管和两支管通入空燃气量变化 时,辐射管对称面气体温度分布云图. 从图中可以看 出,当主管通入空燃气量减小时,主管处燃烧高温区逐 渐减小,主管后半部分和三通管处的气体温度范围减 小,支管和回流管处气体温度提高,整个辐射管内气体 温度分布越来越均匀. 支管通入空燃气量为总燃气量 的 25% 时,整个辐射管内气体温度分布最均匀. 支管 空燃气量大于总气体量的 25% 时,随着支管通入空燃 气量的增加,支管后半部分和回流管管段的气体温度 高于中心管和三通管管段,整个辐射管的气体温度均 匀性变差. 图 16 气体温度分布云图 Fig. 16 Gas temperature distribution diagram 图 17 给出的是辐射管对称面气体最高温度随空 燃气分配比变化的关系. 从图中可以看出,随着支管 通入空燃气量的增加,辐射管内气体最高温度先升高 后稍有降低,支管通入空燃气量占总气体量的 5% 时, 燃烧最高温度为 1642 K,支管通入空燃气量占总气体 量的 25% 时,燃烧最高温度为 1705 K,升高了 63 益 . 燃烧温度最高点出现在支管附近,这是由于支管处通 入的空燃气遇到高温空气,理论燃烧温度升高,随着支 管通入空燃气量的增加,燃烧释放出的热量增加,燃烧 温度升高,支管通入空燃气量为总气体量的 25% 时温 ·103·
·104· 工程科学学报，第39卷，第1期 度达到最高值.这说明在主管和支管通入气体速度不 1265~1301K范围内，该区域的管壁整体平均温度降 变的前提下，支管通入空燃气量为总气体量的25% 低：在气体流动距离为2000~3700mm范围内，支管通 时，整个辐射管的燃烧温度最高，可能会引起大量N0, 入空燃气量小于25%时，该区域内辐射管管壁温度先 的生成，应避免这种情况的发生 升高后降低，支管通入燃气量大于25%时，该区域内 辐射管管壁温度逐渐升高.这说明支管通入空燃气量 1710 对燃烧过程有很大影响. 1700 1690 1320 。-90.50.5 +7:151.5 1680 1310 622 +52.52.5 1670 433 1300 3:3.5:3.5 1660 1290 1650 1280 1640 90.50.581171.5:1.562:252.52.54333:3.53.5 1270 空燃气分配比 126 图17气体燃烧最高温度变化曲线 50005001000150020002500300035004000 轴向位置mm Fig.17 Maximum temperature change curve of gas combustion 图19壁面温度分布曲线 3.2.3壁面温度场分析 Fig.19 Wall temperature distribution curves 图18和图19给出的是主管和两个支管通入空燃 图20给出了主管和两个支管通入空燃气量变化 气量变化时，辐射管沿气体流动方向的壁面温度分布 时，辐射管壁面温差的变化关系.从图中可以看出，支 云图和曲线图.从图中可以看出，主管后半部分和三 管通入空燃气量占总气体量从5%增加到35%的过程 通管管段壁面温度逐渐降低，支管和回流管管段壁面 中，管壁面温差先从82℃降低到55℃，之后缓慢增加 温度逐渐升高，壁面温度均匀性先提高后降低.辐射 到59℃，支管通入燃气量为20%时辐射管壁面温差最 管在气体流动距离为0~350mm,随着支管通入空燃 小，壁面温度均匀性最好 气量的增加，管壁温度逐渐升高，这是由于支管处燃气 85 发生再次燃烧造成的：在气体流动距离为350~2000 mm区域内，随着燃烧放热和向外传热的进行，辐射管 80 壁面温度先升高后降低，支管通入空燃气量越大，该区 75 域内辐射管管壁温度越低，温度变化范围先减小后增 70 大，支管通入空燃气量占总气体量的5%时，区域内管 壁温度在1295~1320K范围内，支管通入空燃气量占 65 总气体量的10%时，区域内管壁温度在1295~1315K 范围内，壁面温差降低了5℃，随着支管通入空燃气量 55 的持续增加，区域内管壁温度范围逐渐扩大，支管通入 90.50.58:117:1.5:1.562252.52.54+3333.53.5 空燃气量占总气体量的35%时，区域内管壁温度在 空燃气分配比 温度/K 1362 图20壁面温差分布曲线 1350 Fig.20 Wall temperature difference distribution curve 1339 1327 3.2.4传热分析 1316 90.50.5 71.5:1.5 对比主管和支管通入空燃气不同分配比下辐射管 1304 1292 各个管段壁面传热情况，如表4所示.从表中可以看 1281 出，随着支管通入空燃气量的增加，中心管和回流管的 1269 三通管管段的传热量逐渐增加，三通管和支管管段的 1258 52.52.5 33.53.5 1246 壁面传热量逐渐减少，这是由于支管处通入的空燃气 图18壁面温度分布云图 燃烧释放出的热量主要集中在回流管和部分烟气回流 Fig.18 Wall temperature distribution diagram 进入的中心管：支管通入空燃气占总气体量的20%
工程科学学报,第 39 卷,第 1 期 度达到最高值. 这说明在主管和支管通入气体速度不 变的前提下,支管通入空燃气量为总气体量的 25% 时,整个辐射管的燃烧温度最高,可能会引起大量 NOx 的生成,应避免这种情况的发生. 图 17 气体燃烧最高温度变化曲线 Fig. 17 Maximum temperature change curve of gas combustion 3郾 2郾 3 壁面温度场分析 图 18 壁面温度分布云图 Fig. 18 Wall temperature distribution diagram 图 18 和图 19 给出的是主管和两个支管通入空燃 气量变化时,辐射管沿气体流动方向的壁面温度分布 云图和曲线图. 从图中可以看出,主管后半部分和三 通管管段壁面温度逐渐降低,支管和回流管管段壁面 温度逐渐升高,壁面温度均匀性先提高后降低. 辐射 管在气体流动距离为 0 ~ 350 mm,随着支管通入空燃 气量的增加,管壁温度逐渐升高,这是由于支管处燃气 发生再次燃烧造成的;在气体流动距离为 350 ~ 2000 mm 区域内,随着燃烧放热和向外传热的进行,辐射管 壁面温度先升高后降低,支管通入空燃气量越大,该区 域内辐射管管壁温度越低,温度变化范围先减小后增 大,支管通入空燃气量占总气体量的 5% 时,区域内管 壁温度在 1295 ~ 1320 K 范围内,支管通入空燃气量占 总气体量的 10% 时,区域内管壁温度在 1295 ~ 1315 K 范围内,壁面温差降低了 5 益 ,随着支管通入空燃气量 的持续增加,区域内管壁温度范围逐渐扩大,支管通入 空燃气量占总气体量的 35% 时,区域内管壁温度在 1265 ~ 1301 K 范围内,该区域的管壁整体平均温度降 低;在气体流动距离为 2000 ~ 3700 mm 范围内,支管通 入空燃气量小于 25% 时,该区域内辐射管管壁温度先 升高后降低,支管通入燃气量大于 25% 时,该区域内 辐射管管壁温度逐渐升高. 这说明支管通入空燃气量 对燃烧过程有很大影响. 图 19 壁面温度分布曲线 Fig. 19 Wall temperature distribution curves 图 20 给出了主管和两个支管通入空燃气量变化 时,辐射管壁面温差的变化关系. 从图中可以看出,支 管通入空燃气量占总气体量从 5% 增加到 35% 的过程 中,管壁面温差先从 82 益降低到 55 益 ,之后缓慢增加 到 59 益 ,支管通入燃气量为 20% 时辐射管壁面温差最 小,壁面温度均匀性最好. 图 20 壁面温差分布曲线 Fig. 20 Wall temperature difference distribution curve 3郾 2郾 4 传热分析 对比主管和支管通入空燃气不同分配比下辐射管 各个管段壁面传热情况,如表 4 所示. 从表中可以看 出,随着支管通入空燃气量的增加,中心管和回流管的 三通管管段的传热量逐渐增加,三通管和支管管段的 壁面传热量逐渐减少,这是由于支管处通入的空燃气 燃烧释放出的热量主要集中在回流管和部分烟气回流 进入的中心管;支管通入空燃气占总气体量的 20% ·104·
徐钱等：分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 ·105· 时，各个管段的壁面传热量相对均匀：整个辐射管的热 以看出，增加支管处的空燃气量在一定程度上可以提高 效率由65.07%降低到62.22%，降低了3%.由此可 辐射管壁面温度的均匀性，但是会引起热效率的降低. 表4各管段的壁面传热量 Table 4 Wall heat transfer in each pipe section 燃气分配比 总传热量/W 中心管传热量/W 三通管传热量/W 支管传热量/W 回流管传热量/W 热效率/% 9:0.5:0.5 104107.0 31823.08 24757.61 37350.65 10175.64 65.07 8:1:1 102533.6 31913.65 23275.78 36552.88 10391.27 63.46 7:1.5:1.5 101205.7 32921.74 21754.96 35918.78 10610.22 63.25 6:2:2 100652.5 33226.15 20566.78 36080.40 10779.16 62.91 5:2.5:2.5 99827.24 34367.09 20253.33 33687.92 11518.92 62.39 4:3:3 99955.92 35384.28 18832.78 33525.65 12213.22 62.47 3:3.5:3.5 99547.68 36236.56 16896.72 33407.88 13006.52 62.22 辐射管的综合整体性能最优，有助于提高辐射管寿命 4结论 (1)支管通入空气时，随着支管通入空气量的增 参考文献 加，辐射管内气体整体速度变小，可延长辐射管的使用 寿命，辐射管的气体温度分布更加均匀：通入空气量占 [1]Ahanj M D,Rahimi M,Alsairafi AA.CFD modeling of a radiant 总空气量的25%时，辐射管壁面温差最大，辐射管热 tube heater.Int Commun Heat Mass Transfer,2012,39(3):432 [2]Tsioumanis N,Brammer JC,Hubert J.Flow processes in a ra- 效率最高 diant tube burner:isothermal flow.Fuel,2008,87(1):103 (2)支管通入燃气时，主管和支管通入燃气量比 [3]Tsioumanis N,Brammer JG,Hubert J.Flow processes in a ra- 例对辐射管内气体流动速度影响较小：当支管通入燃 diant tube bumner:combusting flow.Energy Conrers Manage, 气量增加时，主管处燃烧高温区逐渐减小，支管和回流 2011,52(7):2667 管处气体温度提高，整个辐射管内气体温度分布越来 [4]Feng J X,Jiang M,Zhou W H,et al.Flow heat transfer and NO. emission characteristic of W-shaped radiant tubes with flue gas cir- 越均匀：燃烧最高温度由1675K升高到1820K:支管 culation.J Univ Sci Technol Beijing,2014,36(11):1552 通入燃气量占总燃气量从5%增加到35%的过程中， (冯俊小，姜敏，周闻华，等.带烟气循环的W型镉射管流动 分区分级燃气辐射管的壁面温差先减小后增大，支管 传热及N0,排放特性.北京科技大学学报，2014,36(11)： 通入燃气量为20%时辐射管壁面温差最小，壁面温度 1552) 均匀性最好 [5]Feng J X,Jiang M,Cao Y P,et al.Numerical investigation on (3)支管以相同空燃比同时通入空气和燃气时， the low NO,emission of W-shaped radiant tubes.J Unig Sci Technol Beijing,2014,36(8):1094 随着主管通入空燃气量的减少，整个辐射管内气体流 (冯俊小，姜敏，曹亚平，等.W型辐射管低O,排放的数值 动速度减小，支管通入空燃气量增加不利于烟气回流 研究.北京科技大学学报，2014,36(8)：1094) 到主管参与再循环燃烧.当主管通入空燃气量减小 [6] Shen J,Liu JX,Zhang H,et al.NO,emission characteristics of 时，主管处燃烧高温区逐渐减小，支管和回流管处气体 superfine pulverized anthracite coal in air-staged combustion. 温度提高，支管通入空燃气量为总燃气量的25%时， Energy Conrers Manage,2013,74:454 整个辐射管内气体温度分布最均匀：支管通入燃气量 [7]Saleh H E.Effect of exhaust gas recirculation on diesel engine ni- 为20%时辐射管壁面温差最小：支管通入空燃气占总 trogen oxide reduction operating with jojoba methyl ester. Renewable Energy,2009,34(10):2178 气体量的20%时，各个管段的壁面传热量相对均匀； [8]Feng J X,Wang H Y,Wu Q M,et al.Structural optimization and 整个辐射管的热效率降低了3%. numerical simulation of gas-fired radiant tube heat exchangers.I (4)对于采用分级理论的燃气辐射管，单独采用 Univ Sci Technol Beijing,2013,35(7):935 空气分级模式，支管空气量的增加有助于燃气辐射管 (冯俊小，王宏宇，吴启明，等。燃气辐射管换热器的结构优 温度分布更加均匀，空气分配比为5：2.5：2.5时，辐射 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 NO,emission in 管热效率最高，总体性能最好；单独采用燃气分级模 fired-natural gas radiant-tube with regenerative combustor.J 式，对整个辐射管效率影响不大，不建议单独采用.但 Chongqing Univ,2008,31(3):271 选取适当比例采用空燃比分级模式，平衡辐射管热效 (程淑明，雍海泉，伍成波.降低天然气蓄热式辐射管烟气中 率及温度均匀性之间关系，空燃气分配比为6：2：2时， N0,的实验.重庆大学学报，2008.31(3)：271)
徐 钱等: 分级气体成分对燃气辐射管热过程影响的数值模拟及研究 时,各个管段的壁面传热量相对均匀;整个辐射管的热 效率由 65郾 07% 降低到 62郾 22% ,降低了 3% . 由此可 以看出,增加支管处的空燃气量在一定程度上可以提高 辐射管壁面温度的均匀性,但是会引起热效率的降低. 表 4 各管段的壁面传热量 Table 4 Wall heat transfer in each pipe section 燃气分配比 总传热量/ W 中心管传热量/ W 三通管传热量/ W 支管传热量/ W 回流管传热量/ W 热效率/ % 9颐 0郾 5颐 0郾 5 104107郾 0 31823郾 08 24757郾 61 37350郾 65 10175郾 64 65郾 07 8颐 1颐 1 102533郾 6 31913郾 65 23275郾 78 36552郾 88 10391郾 27 63郾 46 7颐 1郾 5颐 1郾 5 101205郾 7 32921郾 74 21754郾 96 35918郾 78 10610郾 22 63郾 25 6颐 2颐 2 100652郾 5 33226郾 15 20566郾 78 36080郾 40 10779郾 16 62郾 91 5颐 2郾 5颐 2郾 5 99827郾 24 34367郾 09 20253郾 33 33687郾 92 11518郾 92 62郾 39 4颐 3颐 3 99955郾 92 35384郾 28 18832郾 78 33525郾 65 12213郾 22 62郾 47 3颐 3郾 5颐 3郾 5 99547郾 68 36236郾 56 16896郾 72 33407郾 88 13006郾 52 62郾 22 4 结论 (1) 支管通入空气时,随着支管通入空气量的增 加,辐射管内气体整体速度变小,可延长辐射管的使用 寿命,辐射管的气体温度分布更加均匀;通入空气量占 总空气量的 25% 时,辐射管壁面温差最大,辐射管热 效率最高. (2) 支管通入燃气时,主管和支管通入燃气量比 例对辐射管内气体流动速度影响较小;当支管通入燃 气量增加时,主管处燃烧高温区逐渐减小,支管和回流 管处气体温度提高,整个辐射管内气体温度分布越来 越均匀;燃烧最高温度由 1675 K 升高到 1820 K;支管 通入燃气量占总燃气量从 5% 增加到 35% 的过程中, 分区分级燃气辐射管的壁面温差先减小后增大,支管 通入燃气量为 20% 时辐射管壁面温差最小,壁面温度 均匀性最好. (3) 支管以相同空燃比同时通入空气和燃气时, 随着主管通入空燃气量的减少,整个辐射管内气体流 动速度减小,支管通入空燃气量增加不利于烟气回流 到主管参与再循环燃烧. 当主管通入空燃气量减小 时,主管处燃烧高温区逐渐减小,支管和回流管处气体 温度提高,支管通入空燃气量为总燃气量的 25% 时, 整个辐射管内气体温度分布最均匀;支管通入燃气量 为 20% 时辐射管壁面温差最小;支管通入空燃气占总 气体量的 20% 时,各个管段的壁面传热量相对均匀; 整个辐射管的热效率降低了 3% . (4) 对于采用分级理论的燃气辐射管,单独采用 空气分级模式,支管空气量的增加有助于燃气辐射管 温度分布更加均匀,空气分配比为 5颐 2郾 5颐 2郾 5 时,辐射 管热效率最高,总体性能最好;单独采用燃气分级模 式,对整个辐射管效率影响不大,不建议单独采用. 但 选取适当比例采用空燃比分级模式,平衡辐射管热效 率及温度均匀性之间关系,空燃气分配比为 6颐 2颐 2时, 辐射管的综合整体性能最优,有助于提高辐射管寿命. 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 ra鄄 diant tube burner: isothermal flow. Fuel, 2008, 87(1): 103 [3] Tsioumanis N, Brammer J G, Hubert J. Flow processes in a ra鄄 diant tube burner: combusting flow. Energy Convers Manage, 2011, 52(7): 2667 [4] 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) [5] 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 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鄄staged combustion. Energy Convers Manage, 2013, 74: 454 [7] Saleh H E. Effect of exhaust gas recirculation on diesel engine ni鄄 trogen oxide reduction operating with jojoba methyl ester. Renewable Energy, 2009, 34(10): 2178 [8] Feng J X, Wang H Y, Wu Q M, et al. Structural optimization and numerical simulation of gas鄄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) ·105·
