.938 北京科技大学学报 第35卷 其中，Gk为剪切产生项，表达式为G= 增加57.6%.从图5可以看出，在套管侧，两种结构 0z5 的换热器空气升温曲线斜率基本相当，而改进后的 (需+) :、山，分别表示在x、x;方向上的 细管在中心空气管侧空气升温曲线明显高于原有结 速度分量，ms1 构，表明增加的换热量主要来源于中心空气管换热 (3)能量守恒方程 面1，原因是细管增大了换热面积，并且细管内截 面上的空气温差更小 (U)=V [(+)明- (4) 从表2中2#和3#换热器对比可以看出，把烟 气单行程改为烟气双行程后，空气预热温度升高75 (4)组分传输方程 ℃，排烟温度降低61℃，总换热量增加20.7%，增 div(pmiU)=div(Di gradmi)i. (5) 加的换热量来源于图3中设置烟气双行程后新增的 换热面3.由图5中的2#和3#可以看出，在套管内 式中：U为流体的速度矢量；P为x、y和z三个方 换热结束时，烟气双行程结构的空气温度要比单行 向上的速度分量，ms~1:p为流体密度，kgm-3:p 程高121℃，原因是双行程结构套管内的空气两侧 为压力，Pa:v为运动黏度，m2s-1;n和n:为流体 换热：原有的换热面1、2换热量降低17.5%，这是由 黏性系数和湍流黏性系数，Pas:C1、c2、k、O:和 于相关位置处的空气预热温度比原来高造成的，排 o为常数：h为流体的焓，Jkg-1::为化学反应热 烟温度降低111℃是因为烟气流动距离比原有结构 和其他体积热源的源项，J:m:为气体组分质量分 增加了1倍： 数，D:为气体传质系数，m2s-1. 从表2中3#、4#和5#换热器对比可以看出， 在计算过程中，采用分离变量法(Segregated) 与无折流板的烟气双行程换热器相比，增设了密封 隐式(Implicit)格式求解，压力与速度耦合采用 SIMPLE算法，各方程参量的离散为一阶迎风格 折流板和多孔折流板以后，空气预热温度分别升高 式，各组分气体的比热容、导热率及动力黏度随温 28℃和25℃，总换热量增加5.7%和5.3%，换热 度呈线性变化，混合气体的密度计算采用理想气体 量的增加来源于换热面1和换热面2.这是由于增 状态方程，边界条件根据现场测定数据表1来确 强了这两个面之间烟气的扰动，部分烟气径向冲刷 定，气体入口为速度边界条件，给定流体速度、温 换热面，提高了换热系数.图5中两种折流板结 度和湍流强度，出口为压力边界条件，管壁的材料 构的升温曲线基本一致，可以看出其强化换热效果 相当 是0Cr1sNi19奥氏体不锈钢，采用无渗透和无滑移 边界，收敛判据是各方程残差小于10-4 原有换热器(1#)的空气压损为364Pa,进行 改造后的换热器空气压损在450600Pa之间，变 3 数值模拟结果及分析 化相对较小，而烟气侧由于增加了折流板和烟气第 把现有换热器结构（图1）和改进后的换热器结 二行程，烟气压损变化较大，原有换热器烟气压损 构（图2和图3）分为五种情况(1#5#)分别代入 为42Pa,增加烟气第二行程后烟气压损增加至259 FLUENT中进行数值模拟，分析结构改进前后换热 Pa,密封折流板烟气压损为1258Pa,而多孔折流 器性能的变化.烟气入口温度为930℃，空气入口 板的烟气压力损失为662Pa,与密封折流板烟气压 温度为27℃，不同结构换热器的气体出口温度，压 力损失相比降低47.4%，现场的辐射管排烟机全压 力损失，图3中从内至外依次标记为换热面1、2和 约为1000~1500Pa,因此完全可以满足烟气第二行 3三个面在单位时间内的换热量以及换热器总换热 程和多孔折流板的要求，密封折流板强化换热效果 量如表2所示，其中1#为现有换热器，2#~5#均 与多孔折流板相当，但烟气压损已经到了排烟机上 为改进后换热器.由模拟结果可以看出，现有换热 限，不宜使用 器(1并)的烟气出口温度计算结果为739℃，这与 通过以上仿真结果及分析可知，对现有W型 实际测量结果基本相等，说明本文计算采用的数学 辐射管换热器改造的最优组合方案为：空气由一根 模型适合于该换热器.表2中1#5#换热器结构 φ79mm粗管改为六根33mm细管，增加烟气第 的空气升温曲线如图5所示. 二行程和增设多孔折流板.与原结构相比，改进后 从表2中的1#和2#换热器对比可以看出，把 的换热器总换热量由14.03kW增加至28.10kW, 中心空气管径由一根中79mm粗管改为六根Φ33 增加100.3%，空气和烟气压损分别由364Pa、42Pa mm细管后，空气预热温度提高139℃，总换热量 增加至479Pa、662Pa,可以满足现场风机的负荷· 938 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 其中，Gk 为剪切产生项，表达式为 Gk = ∂ui ∂xj × µ ∂ui ∂xj + ∂uj ∂xi ¶ ，ui、uj分别表示在 xi、xj 方向上的 速度分量，m·s −1 . (3) 能量守恒方程. ∇ · (ρUh) = ∇ · ·µη + ηt σt ¶ ∇h ¸ − qr. (4) (4) 组分传输方程. div(ρmiU) = div(Di gradmi)i . (5) 式中：U 为流体的速度矢量；ϕ 为 x、y 和 z 三个方 向上的速度分量，m·s −1；ρ 为流体密度，kg·m−3；p 为压力，Pa；ν 为运动黏度，m2 ·s −1；η 和 ηt 为流体 黏性系数和湍流黏性系数，Pa·s；c1、c2、σk、σε 和 σt 为常数；h 为流体的焓，J·kg−1；qr 为化学反应热 和其他体积热源的源项，J；mi 为气体组分质量分 数，Di 为气体传质系数，m2 ·s −1 . 在计算过程中，采用分离变量法 (Segregated) 隐式 (Implicit) 格式求解， 压力与速度耦合采用 SIMPLE 算法，各方程参量的离散为一阶迎风格 式，各组分气体的比热容、导热率及动力黏度随温 度呈线性变化，混合气体的密度计算采用理想气体 状态方程，边界条件根据现场测定数据表 1 来确 定，气体入口为速度边界条件，给定流体速度、温 度和湍流强度，出口为压力边界条件，管壁的材料 是 0Cr18Ni19 奥氏体不锈钢，采用无渗透和无滑移 边界，收敛判据是各方程残差小于 10−4 . 3 数值模拟结果及分析 把现有换热器结构 (图 1) 和改进后的换热器结 构 (图 2 和图 3) 分为五种情况 (1#∼5#) 分别代入 FLUENT 中进行数值模拟，分析结构改进前后换热 器性能的变化. 烟气入口温度为 930 ℃，空气入口 温度为 27 ℃，不同结构换热器的气体出口温度，压 力损失，图 3 中从内至外依次标记为换热面 1、2 和 3 三个面在单位时间内的换热量以及换热器总换热 量如表 2 所示，其中 1#为现有换热器，2#∼5#均 为改进后换热器. 由模拟结果可以看出，现有换热 器 (1#) 的烟气出口温度计算结果为 739 ℃，这与 实际测量结果基本相等，说明本文计算采用的数学 模型适合于该换热器. 表 2 中 1#∼5#换热器结构 的空气升温曲线如图 5 所示. 从表 2 中的 1#和 2#换热器对比可以看出，把 中心空气管径由一根 φ79 mm 粗管改为六根 φ33 mm 细管后，空气预热温度提高 139 ℃，总换热量 增加 57.6%. 从图 5 可以看出，在套管侧，两种结构 的换热器空气升温曲线斜率基本相当，而改进后的 细管在中心空气管侧空气升温曲线明显高于原有结 构，表明增加的换热量主要来源于中心空气管换热 面 1，原因是细管增大了换热面积，并且细管内截 面上的空气温差更小. 从表 2 中 2#和 3#换热器对比可以看出，把烟 气单行程改为烟气双行程后，空气预热温度升高 75 ℃，排烟温度降低 61 ℃，总换热量增加 20.7%，增 加的换热量来源于图 3 中设置烟气双行程后新增的 换热面 3. 由图 5 中的 2#和 3#可以看出，在套管内 换热结束时，烟气双行程结构的空气温度要比单行 程高 121 ℃，原因是双行程结构套管内的空气两侧 换热；原有的换热面 1、2 换热量降低 17.5%，这是由 于相关位置处的空气预热温度比原来高造成的，排 烟温度降低 111 ℃是因为烟气流动距离比原有结构 增加了 1 倍； 从表 2 中 3#、4#和 5#换热器对比可以看出， 与无折流板的烟气双行程换热器相比，增设了密封 折流板和多孔折流板以后，空气预热温度分别升高 28 ℃和 25 ℃，总换热量增加 5.7%和 5.3%，换热 量的增加来源于换热面 1 和换热面 2. 这是由于增 强了这两个面之间烟气的扰动，部分烟气径向冲刷 换热面，提高了换热系数. 图 5 中两种折流板结 构的升温曲线基本一致，可以看出其强化换热效果 相当. 原有换热器 (1#) 的空气压损为 364 Pa，进行 改造后的换热器空气压损在 450∼600 Pa 之间，变 化相对较小，而烟气侧由于增加了折流板和烟气第 二行程，烟气压损变化较大，原有换热器烟气压损 为 42 Pa，增加烟气第二行程后烟气压损增加至 259 Pa，密封折流板烟气压损为 1258 Pa，而多孔折流 板的烟气压力损失为 662 Pa，与密封折流板烟气压 力损失相比降低 47.4%，现场的辐射管排烟机全压 约为 1000∼1500 Pa，因此完全可以满足烟气第二行 程和多孔折流板的要求，密封折流板强化换热效果 与多孔折流板相当，但烟气压损已经到了排烟机上 限，不宜使用. 通过以上仿真结果及分析可知，对现有 W 型 辐射管换热器改造的最优组合方案为：空气由一根 φ79 mm 粗管改为六根 φ33 mm 细管，增加烟气第 二行程和增设多孔折流板. 与原结构相比，改进后 的换热器总换热量由 14.03 kW 增加至 28.10 kW， 增加 100.3%，空气和烟气压损分别由 364 Pa、42 Pa 增加至 479 Pa、662 Pa，可以满足现场风机的负荷