冯俊小等：基于CFD双P型辐射管扁形度的影响特性 ·1183· 内气氛和加热温度，有效的防止加热元件在炉内发生 内燃烧的剧烈程度和燃烧的最高温度得到了降低，燃 过热、过烧、脱碳和氧化.当今的社会和环境对节能提 烧的区域得到了延长，使扁双P型辐射管的壁面温差 出了更高的要求，燃气辐射管使用一次能源，与电加热 状况得到改善。 设备相比具有能源利用率高、运行费用低等优点，近年 2求解及验证 来越来越受重视，被广泛用于钢铁、锌等的热处理 炉中. 2.1物理模型及网格划分 燃气辐射管的热效率是辐射管的一项重要技术性 扁双P型辐射管是三维对称结构，建模时取1/4 能指标.W型、M型和U型辐射管虽然热效率较 模型，在网格划分时，采用分块划分网格的方法.对扁 高，但壁面温差过大，辐射管局部应力大，易损 双P型辐射管的中心管、弯管和直管采用结构化网格， 坏4-刀，NO,排放量高U:双P型辐射管作为一种较 三通管和连接燃烧器中心管部分采用非结构化网格， 新型的管型，有污染物排放浓度低、壁面温度均匀性好 对燃烧器部分进行加密.为了保证三维模型的网格具 的优点2，但双P型辐射管的热效率还不是很高， 有独立性，将网格数量从500000逐渐增加至700000， 有提高的空间.本文在保证双P型辐射管换热表面积 计算显示燃烧气体温度和烟气循环量变化处于5%以 不变的条件下，可以增大辐射管辐射角系数的一种扁 下，本文计算选取网格单元长度为5mm,网格总数为 双P型辐射管，对比耗费相同合金钢的圆管形辐射 661796个，并且98%的网格扭曲度在0.5以下，扁双P 管，加厚中心管防止管壁失效，加厚三通管防止热应力 型辐射管整体及燃烧器网格如图2所示. 引起弯管变形，辐射管管体截面呈椭圆状以增加辐射 管对工件的有效辐射面积.本文计算了不同扁形度下 双P型辐射管对带钢的辐射角系数，通过数值模拟方 法研究新型的双P型辐射管的热过程特性，研究扁形 度对辐射管内流场、温度场及传热特性的影响，为开发 图2扁双P型辐射管整体及燃烧器网格划分示意图 Fig.2 Mesh generations of the flat double P-ype radiant tube and 新型的双P型辐射管奠定基础 bumner 1扁双P型辐射管结构及热过程分析 2.2数学模型 设计功率为160kW的扁双P型辐射管，结构示意 采用uent软件求解，控制方程包括连续性方程、 图如图1.辐射管主体结构由中心管和上、下对称分布 动量方程、能量守恒方程和计算湍流的Reynolds应力 的支管组成，空气和燃气从燃烧器喷口喷出后与部分 方程等；计算化学反应的非预混燃烧模型(PDF模型) 烟气混合燃烧，管内气体主要在中心管内流动、燃烧， 和计算辐射的离散坐标(DO)辐射模型具体如下， 气体通过三通管分流到两侧支管，气体经过弯管后产 (1)湍流方程(Reynolds应力方程).采用雷诺应 生分流，部分烟气参与循环，另一部分气体进入换热器 力模型控制方程： 预热空气.相关尺寸为：中心管等效直径244mm,长 是p阿1+品侧，1= 2155mm,中心管与支管的间距406mm.取中心管轴线 (1) 和弯管中心线交点位置为原点x=0,中心管的轴线为 DT.+D+Pi+G+-+F x轴，中心管气体流动的方向为x轴正方向.为了降低 式中：t为时间：p是流体密度；瞬时速度山：=4+ui 扁双P型辐射管内燃烧的温度，采用非预混燃烧的燃 是脉动速度p为雷诺应力，表示端流的影响：品 烧器，使燃气从中心喷口喷出，空气从周向的四个喷口 (puu是对流项；D.g是湍动能扩散项；D是分子 喷出，喷出的空气与燃气边混合边燃烧，这样使辐射管 性扩散项：P,是剪应力产生项：G是浮力产生项：中，是 165 支管 压力产生项；E,是黏性耗散项：F,是系统旋转产生项. (2)非预混燃烧模型(PDF模型).PDF模型可用 中心管 于模拟快速反应的紊流扩散火焰形状和结构.采用 1290 PDF模型需要求解时间平均混合分数∫和平均混合分 数均方值∫2守恒方程 ∫仿程： 图1扁双P型辐射管及燃烧器结构示意图（单位：mm) Fig.1 Basic structure of the flat double P-ype radiant tube and 是pn+orn=r(g可）+s.+s2) burner (unit:mm) 2方程：冯俊小等: 基于 CFD 双 P 型辐射管扁形度的影响特性 内气氛和加热温度，有效的防止加热元件在炉内发生 过热、过烧、脱碳和氧化． 当今的社会和环境对节能提 出了更高的要求，燃气辐射管使用一次能源，与电加热 设备相比具有能源利用率高、运行费用低等优点，近年 来越来 越 受 重 视，被广泛用于钢铁、锌 等 的 热 处 理 炉中． 燃气辐射管的热效率是辐射管的一项重要技术性 能指标． W 型、M 型 和 U 型 辐 射 管 虽 然 热 效 率 较 高［1--3］，但壁 面 温 差 过 大，辐射管局部应力大，易 损 坏［4--7］，NOx 排放量高［8--11］; 双 P 型辐射管作为一种较 新型的管型，有污染物排放浓度低、壁面温度均匀性好 的优点［12--14］，但双 P 型辐射管的热效率还不是很高， 有提高的空间． 本文在保证双 P 型辐射管换热表面积 不变的条件下，可以增大辐射管辐射角系数的一种扁 双 P 型辐射管［15］，对比耗费相同合金钢的圆管形辐射 管，加厚中心管防止管壁失效，加厚三通管防止热应力 引起弯管变形，辐射管管体截面呈椭圆状以增加辐射 管对工件的有效辐射面积． 本文计算了不同扁形度下 双 P 型辐射管对带钢的辐射角系数，通过数值模拟方 法研究新型的双 P 型辐射管的热过程特性，研究扁形 度对辐射管内流场、温度场及传热特性的影响，为开发 新型的双 P 型辐射管奠定基础． 图 1 扁双 P 型辐射管及燃烧器结构示意图( 单位: mm) Fig． 1 Basic structure of the flat double P-type radiant tube and burner ( unit: mm) 1 扁双 P 型辐射管结构及热过程分析 设计功率为 160 kW 的扁双 P 型辐射管，结构示意 图如图 1． 辐射管主体结构由中心管和上、下对称分布 的支管组成，空气和燃气从燃烧器喷口喷出后与部分 烟气混合燃烧，管内气体主要在中心管内流动、燃烧， 气体通过三通管分流到两侧支管，气体经过弯管后产 生分流，部分烟气参与循环，另一部分气体进入换热器 预热空气． 相关尺寸为: 中心管等效直径 244 mm，长 2155 mm，中心管与支管的间距 406 mm． 取中心管轴线 和弯管中心线交点位置为原点 x = 0，中心管的轴线为 x 轴，中心管气体流动的方向为 x 轴正方向． 为了降低 扁双 P 型辐射管内燃烧的温度，采用非预混燃烧的燃 烧器，使燃气从中心喷口喷出，空气从周向的四个喷口 喷出，喷出的空气与燃气边混合边燃烧，这样使辐射管 内燃烧的剧烈程度和燃烧的最高温度得到了降低，燃 烧的区域得到了延长，使扁双 P 型辐射管的壁面温差 状况得到改善． 2 求解及验证 2. 1 物理模型及网格划分 扁双 P 型辐射管是三维对称结构，建模时取 1 /4 模型，在网格划分时，采用分块划分网格的方法． 对扁 双 P 型辐射管的中心管、弯管和直管采用结构化网格， 三通管和连接燃烧器中心管部分采用非结构化网格， 对燃烧器部分进行加密． 为了保证三维模型的网格具 有独立性，将网格数量从 500000 逐渐增加至 700000， 计算显示燃烧气体温度和烟气循环量变化处于 5% 以 下，本文计算选取网格单元长度为 5 mm，网格总数为 661796 个，并且 98% 的网格扭曲度在 0. 5 以下，扁双 P 型辐射管整体及燃烧器网格如图 2 所示． 图 2 扁双 P 型辐射管整体及燃烧器网格划分示意图 Fig． 2 Mesh generations of the flat double P-type radiant tube and burner 2. 2 数学模型 采用 fluent 软件求解，控制方程包括连续性方程、 动量方程、能量守恒方程和计算湍流的 Ｒeynolds 应力 方程等; 计算化学反应的非预混燃烧模型( PDF 模型) 和计算辐射的离散坐标( DO) 辐射模型具体如下． ( 1) 湍流方程( Ｒeynolds 应力方程) ． 采用雷诺应 力模型控制方程:  t ( ρ u'iu'j ) +  xk ( ρuk u'iu'j ) = DT，ij + DL，ij + Pij + Gij + ij － εij + Fij． ( 1) 式中: t 为时间; ρ 是流体密度; 瞬时速度 ui = ui + u'i，u'i 是脉动速度; ρ u'iu'j为雷诺应力，表示湍流的影响;  xk ( ρuk u'iu'j ) 是对流项; DT，ij是湍动能扩散项; DL，ij是分子 性扩散项; Pij是剪应力产生项; Gij是浮力产生项; ij是 压力产生项; εij是黏性耗散项; Fij是系统旋转产生项． ( 2) 非预混燃烧模型( PDF 模型) ． PDF 模型可用 于模拟快速反应的紊流扩散火焰形状和结构． 采用 PDF 模型需要求解时间平均混合分数 f 和平均混合分 数均方值f'2 守恒方程． f方程:  t ( ρ f) + Δ ( ρ v·f) = ( Δ ηt σt Δ ) f + Sm + Suser ． ( 2) f'2 方程: · 3811 ·