基于CFD双P型辐射管扁形度的影响特性

工程科学学报，第38卷，第8期：1182-1189,2016年8月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.8:1182-1189,August 2016 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2016.08.019:http://journals..ustb.edu.cn 基于CFD双P型辐射管扁形度的影响特性 冯俊小12)，陈艳梅”，刘兴杰)四，吴启明》 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)北京科技大学北京高校节能与环保工程研究中心，北京100083 3)北京京诚风凰工业炉工程技术有限公司，北京100176 ☒通信作者，E-mail:liuxingjiesdut@163.com 摘要为改善辐射管热效率，本文设计了一个扁双P型辐射管，选取辐射管中心管截面长半轴A与短半轴B的比例为 1.0、1.1、1.2、1.3和1.4五种扁形度，借助于FLUENT软件就扁形度对辐射管传热性能的影响进行研究.结果表明：在保持双 P型辐射管换热表面积不变的情况下，随着双P型辐射管扁形度的增加，辐射管对带钢的辐射角系数增大，辐射管对炉内辐 射换热量增加，辐射管热效率升高：但是，随着双P型辐射管扁形度的增加，辐射管表面温差逐渐增大，扁形度达到1.3后，表 面温度不均匀系数显著增加.综合考虑辐射管的表面温差和辐射热效率，扁形度为1.2的扁双P型辐射管性能较优，与扁形 度为1.0时（即辐射管未被压扁的时候）相比，表面温度均匀性几乎不变，而辐射管热效率提高约1%， 关键词辐射管；扁形度：表面温度：热效率：计算流体力学(CFD) 分类号TK175 Influence characteristics of the degree of flattening on the performance of double-P type radiant tubes studied by CFD simulation FENG Jun-xiao),CHEN Yan-mei,LIU Xingjie,WU Qi-ming) 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing Engineering Research Center for Energy Saving and Environmental Protection,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083. China 3)CERI Phoenix Industrial Furnace Co.Ltd.,Beijing 100176,China Corresponding author,E-mail:liuxingjiesdut@163.com ABSTRACT In order to improve the thermal efficiency of radiant tubes,a flat double-P type radiant tube was designed,and five major axis-to-minor axis ratios of 1.0,1.1,1.2,1.3 and 1.4 on the cross section of the center pipe were taken for numerical simula- tion to investigate the influence characteristics of the degree of flattening on the performance of the radiant tube by using the commercial software FLUENT.It is found that in the case of keeping the heat transfer surface area of the radiant tube invariable,when the degree of flattening increases,the radiant angle factor for the radiant tube and strip steel gradually grows,the radiant heat flow improves,and then thermal efficiency of the radiant tube rises.However,with an increase in the degree of flattening,the surface temperature differ- ence of the radiant tube gradually increases,and the surface temperature uniformity significantly deteriorates after the degree of flatten- ing reaches 1.3.In consideration of the thermal efficiency and surface temperature uniformity of the radiant tube,the better degree of flattening is 1.2.At this degree of flattening the radiation heat efficiency of the radiant tube increases by about 1%compared with that at the degree of flattening of 1.0,while the surface temperature uniformity is almost the same. KEY WORDS radiant tubes:degree of flattening:surface temperature:thermal efficiency:computational fluid dynamics (CFD) 辐射管应用于热处理的各种加热炉内，燃烧气氛 及产物不与被加热物体接触，并且可以控制热处理炉 收稿日期：2015-102 基金项目：“十二五”国家科技支撑计划资助项目(2011BAE13B09)

工程科学学报，第 38 卷，第 8 期: 1182--1189，2016 年 8 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 8: 1182--1189，August 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 08． 019; http: / /journals． ustb． edu． cn 基于 CFD 双 P 型辐射管扁形度的影响特性 冯俊小1，2) ，陈艳梅1) ，刘兴杰1) ，吴启明3) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学北京高校节能与环保工程研究中心，北京 100083 3) 北京京诚凤凰工业炉工程技术有限公司，北京 100176  通信作者，E-mail: liuxingjiesdut@ 163． com 摘 要 为改善辐射管热效率，本文设计了一个扁双 P 型辐射管，选取辐射管中心管截面长半轴 A 与短半轴 B 的比例为 1. 0、1. 1、1. 2、1. 3 和1. 4 五种扁形度，借助于 FLUENT 软件就扁形度对辐射管传热性能的影响进行研究． 结果表明: 在保持双 P 型辐射管换热表面积不变的情况下，随着双 P 型辐射管扁形度的增加，辐射管对带钢的辐射角系数增大，辐射管对炉内辐 射换热量增加，辐射管热效率升高; 但是，随着双 P 型辐射管扁形度的增加，辐射管表面温差逐渐增大，扁形度达到 1. 3 后，表 面温度不均匀系数显著增加． 综合考虑辐射管的表面温差和辐射热效率，扁形度为 1. 2 的扁双 P 型辐射管性能较优，与扁形 度为 1. 0 时( 即辐射管未被压扁的时候) 相比，表面温度均匀性几乎不变，而辐射管热效率提高约 1% ． 关键词 辐射管; 扁形度; 表面温度; 热效率; 计算流体力学( CFD) 分类号 TK175 Influence characteristics of the degree of flattening on the performance of double-P type radiant tubes studied by CFD simulation FENG Jun-xiao1，2) ，CHEN Yan-mei1) ，LIU Xing-jie1)  ，WU Qi-ming3) 1) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Beijing Engineering Ｒesearch Center for Energy Saving and Environmental Protection，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083， China 3) CEＲI Phoenix Industrial Furnace Co． Ltd． ，Beijing 100176，China  Corresponding author，E-mail: liuxingjiesdut@ 163． com ABSTＲACT In order to improve the thermal efficiency of radiant tubes，a flat double-P type radiant tube was designed，and five major axis-to-minor axis ratios of 1. 0，1. 1，1. 2，1. 3 and 1. 4 on the cross section of the center pipe were taken for numerical simula￾tion to investigate the influence characteristics of the degree of flattening on the performance of the radiant tube by using the commercial software FLUENT． It is found that in the case of keeping the heat transfer surface area of the radiant tube invariable，when the degree of flattening increases，the radiant angle factor for the radiant tube and strip steel gradually grows，the radiant heat flow improves，and then thermal efficiency of the radiant tube rises． However，with an increase in the degree of flattening，the surface temperature differ￾ence of the radiant tube gradually increases，and the surface temperature uniformity significantly deteriorates after the degree of flatten￾ing reaches 1. 3． In consideration of the thermal efficiency and surface temperature uniformity of the radiant tube，the better degree of flattening is 1. 2． At this degree of flattening the radiation heat efficiency of the radiant tube increases by about 1% compared with that at the degree of flattening of 1. 0，while the surface temperature uniformity is almost the same． KEY WOＲDS radiant tubes; degree of flattening; surface temperature; thermal efficiency; computational fluid dynamics ( CFD) 收稿日期: 2015--11--02 基金项目: “十二五”国家科技支撑计划资助项目( 2011BAE13B09) 辐射管应用于热处理的各种加热炉内，燃烧气氛 及产物不与被加热物体接触，并且可以控制热处理炉

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 ·

·1184· 工程科学学报，第38卷，第8期 是f)+)=(0F）+ 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 Cm(vp -Co (3) 的型号为K型铠装热电偶，烟气出口处安装烟气成分 分析仪.实验中双P型辐射管的额定功率为120kW, 式中：=∫-f∫表示运动黏性系数：n,表示湍流黏性 采用天然气作为燃料进行燃烧，通入的天然气流量标 系数：k表示湍动能：ε表示湍动能耗散率；模型常数 准状况下为11m3.h-,空气流量在110~114m3.h-1 o,、C和C4分别取0.85、2.86和2.0：Sm表示燃料质 之间. 量转变为气相的质量源项：S为用户自定义源项，此 处取为0. (2)D0辐射模型.将沿s方向传播的辐射方程 视为一个场，在位置？处沿着方向s的辐射传递方 程为 d(r,+(a+b)I(r,s）= ds an2T+21,sΦ，sdn: (4) T4πJ。 式中，I为辐射强度，”为位置向量，s为方向向量，s为 散射方向向量，s为辐射热流沿程长度，为吸收系数， 图3现场实验设备图 n为折射系数，b为散射系数，K为斯蒂芬-玻耳兹曼常 Fig.3 Field experimental equipment 数，T为当地温度，中为凝聚相散射相函数，2为空 为尽量减小测量带来的误差，采用多次测量取平 间角. 均值的方法得到辐射管表面温度，实验数据可靠.利 2.3边界条件 用开发的模型对双P型辐射管在与实验相同的工况下 本文中，燃料选用天然气，燃气入口温度298K,空 进行数值模拟，将模拟的结果与实验数据进行了对比， 气入口温度873K,组分含量见表1. 具体结果见图4和表2.除出口N0,体积分数外其他 表1气体组分的体积分数 项目数值计算与实验结果误差在1%以内，说明开发 Table 1 Volume fraction of the gas component 的模型符合实际 CH C2 Hs C3Hs C4Ho N2 1280 92.7 5.5 1 0.4 0.4 一模拟值 1270 。一实脸值 入口条件：天然气和空气入口均采用质量流量入 1260 口，计算得额定功率为160kW时天然气质量流量为 1250 3.21×10-3kg°s1,空气质量流量为6.06×10-2kg· s,空气过剩系数取1.1.空气预热温度为500℃，天 1240 然气不经预热，温度为25℃. 1230 出口条件：压力出口条件，设为-500Pa 1220 辐射管壁面条件：管壁为无滑移壁面，在壁面附近 1000 20003000 4000 的黏性层中的流动与换热采用壁面函数法进行处理. 拓射管内气体流动离mm 辐射管壁面与环境之间的换热过程，主要有对流与辐 图4辐射管表面温度分布 射两部分，忽略辐射管管壁的传导热阻，简化辐射管外 Fig.4 Surface temperature distribution of the radiant tube 环境为温度1223K的稳态温度场.辐射管材料选取抗 表2辐射管实验和模拟结果对比 碳化和氧化性能较强的601合金钢，其发射率为E= Table 2 Comparison between simulation and experimental results of the 0.85. radiant tube 2.4模型验证 出口02出口C,H,出口C0出口N0, 某公司为研究双P型辐射管搭建了一个小型的试 结果 壁面平均 温度/℃ 体积分数/体积分数/体积分数/体积分数/ % 验台，试验台包括一个小型实验炉、控制监测系统和排 10-6 10-6 实验 981.3 1.6 0 烟管道，实验设备图如图3所示.其中，双P型辐射管 6 226 安装在小型实验炉内，炉膛一侧安装有4支S型热电 数值模拟976.1 1.8 0 9.1 250.9

工程科学学报，第 38 卷，第 8 期  t ( ρ f'2 ) + Δ ( ρ v·f'2 ) = ( Δ ηt σt Δ f' ) 2 + Cgηt ( 2 Δ f) － Cd ρ ε k f'2 + Suser ． ( 3) 式中: f' = f － f; ν 表示运动黏性系数; ηt 表示湍流黏性 系数; k 表示湍动能; ε 表示湍动能耗散率; 模型常数 σt、Cg 和 Cd 分别取 0. 85、2. 86 和 2. 0; Sm 表示燃料质 量转变为气相的质量源项; Suser为用户自定义源项，此 处取为 0． ( 2) DO 辐射模型． 将沿 s 方向传播的辐射方程 视为一个 场，在 位 置 r 处 沿 着 方 向 s 的 辐 射 传 递 方 程为 dI( r，s) ds + ( a + b) I( r，s) = an2 KT4 π + b 4π ∫ 4π 0 I( r，s) Φ( r，s') dΩ'． ( 4) 式中，I 为辐射强度，r 为位置向量，s 为方向向量，s'为 散射方向向量，s 为辐射热流沿程长度，a 为吸收系数， n 为折射系数，b 为散射系数，K 为斯蒂芬!玻耳兹曼常 数，T 为当 地 温 度，Φ 为凝聚相散射相函数，Ω' 为 空 间角． 2. 3 边界条件 本文中，燃料选用天然气，燃气入口温度 298 K，空 气入口温度 873 K，组分含量见表 1． 表 1 气体组分的体积分数 Table 1 Volume fraction of the gas component % CH4 C2H6 C3H8 C4H10 N2 92. 7 5. 5 1 0. 4 0. 4 入口条件: 天然气和空气入口均采用质量流量入 口，计算得额定功率为 160 kW 时天然气质量流量为 3. 21 × 10 － 3 kg·s － 1，空气质量流量为 6. 06 × 10 － 2 kg· s － 1，空气过剩系数取 1. 1． 空气预热温度为 500 ℃，天 然气不经预热，温度为 25 ℃ ． 出口条件: 压力出口条件，设为 － 500 Pa． 辐射管壁面条件: 管壁为无滑移壁面，在壁面附近 的黏性层中的流动与换热采用壁面函数法进行处理． 辐射管壁面与环境之间的换热过程，主要有对流与辐 射两部分，忽略辐射管管壁的传导热阻，简化辐射管外 环境为温度 1223 K 的稳态温度场． 辐射管材料选取抗 碳化和氧化性能较强的 601 合金钢，其发射率为 E = 0. 85． 2. 4 模型验证 某公司为研究双 P 型辐射管搭建了一个小型的试 验台，试验台包括一个小型实验炉、控制监测系统和排 烟管道，实验设备图如图 3 所示． 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 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，烟气出口处安装烟气成分 分析仪． 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，通入的天然气流量标 准状况下为 11 m3 ·h － 1，空气流量在 110 ～ 114 m3 ·h － 1 之间． 图 3 现场实验设备图 Fig． 3 Field experimental equipment 为尽量减小测量带来的误差，采用多次测量取平 均值的方法得到辐射管表面温度，实验数据可靠． 利 用开发的模型对双 P 型辐射管在与实验相同的工况下 进行数值模拟，将模拟的结果与实验数据进行了对比， 具体结果见图 4 和表 2． 除出口 NOx 体积分数外其他 项目数值计算与实验结果误差在 1% 以内，说明开发 的模型符合实际． 图 4 辐射管表面温度分布 Fig． 4 Surface temperature distribution of the radiant tube 表 2 辐射管实验和模拟结果对比 Table 2 Comparison between simulation and experimental results of the radiant tube 结果 壁面平均 温度/℃ 出口 O2 体积分数/ % 出口 CxHy 体积分数/ % 出口 CO 体积分数/ 10 － 6 出口 NOx 体积分数/ 10 － 6 实验 981. 3 1. 6 0 10 226 数值模拟 976. 1 1. 8 0 9. 1 250. 9 · 4811 ·

冯俊小等：基于C℉D双P型辐射管扁形度的影响特性 1185* 是带钢与双P型辐射管之间角系数计算简化图.图中 3计算结果与分析 椭圆O表示双P型辐射管中心管的截面，椭圆R和Q 3.1扁形度对辐射角系数的影响 为双P型辐射管的支管截面，·表示带钢长度，直线 研究不同扁形度双P型辐射管对板坯的辐射角系 IS、IC和DJ都与椭圆0相切，ICD表示线段长度1C+ 数，在保证辐射管的外壁面表面积相同的情况下，逐渐 弧长CD数值加和后的长度值 扁型化，压扁过程中使辐射管截面呈椭圆形变化.图5 图5带钢与辐射管的角系数 Fig.5 Strip-to-radiant tube angular coefficien 长度J对中心管0的辐射角系数X:o0公式为 1.5m,计算结果如表4所示. X2(0”-）±0”- L(5) 表4扁P形辐射管对带钢的角系数和辐射热量 Table 4 Angular coefficient and radiant heat of the flat radiant tube to 求得点C、D坐标即可求得Xoo,利用角系数的 strip 互换性和完整性求得中心管O对带钢)的辐射角系 中心管对 支管对 与带钢的 与带钢的 长半轴与 带钢的 带钢的 辐射换热 辐射热 数X。o-w,同理即可求出支管R和Q对)的辐射角系 短半轴之比 角系数 角系数 量/W 效率/% 数XoR-和Xog- A:B=1 0.4065 0.3676 40606 25.4 为了计算不同扁形度双P型辐射管对带钢的辐射 4:B=1.1 0.4101 0.3710 41448.2 25.9 角系数，在保证辐射管表面积相同的基础上，扁形度定 义为中心管截面椭圆长半轴A和短半轴B的比值，分 A:B=1.2 0.4130 0.3743 41859.2 26.2 别计算扁形度为1.0、1.1、1.2、1.3和1.4的辐射管的 A:B=1.3 0.4152 0.3783 42075.2 26.3 尺寸，如表3所示 AB=1.4 0.4212 0.3826 42931.9 26.8 表3不同扁形度辐射管的尺寸 从表4计算可知，随着辐射管扁形度增加，中心 Table3 Dimensions of the different flat radiant tubes 管和支管对带钢的辐射角系数在不断增加，在相同 长半轴与 长半轴/短半轴/ 周长/ 位置 辐射热量的情况下，辐射管与带钢之间的辐射换热 短半轴之比 mm m mm 量增加.随着扁形度的增大，辐射管与带钢的辐射热 中心管 122.0 122.0 766.5 A:B=1.0 效率逐渐增加，辐射管A:B的比例从1变至1.2，与带 支管 93.0 93.0 584.3 钢的辐射热效率从25.4%增加至26.2%，效率提升 中心管 126.2 114.7 766.5 将近1%.这不仅提高了加热工件的加热速度，提高 A:B=1.1 支管 96.2 87.4 584.3 辐射管热处理炉的产量，而且随着辐射管逐渐变扁， 中心管 129.9 108.2 766.5 辐射管对钢坯的辐射热量更加均匀，能提高加热工 A:B=1.2 支管 99.0 82.5 584.3 件的加热质量. 中心管 133.2 102.4 766.5 3.2扁形度对双P型辐射管流场的影响 A:B=1.3 支管 101.5 78.1 584.3 扁形度对双P型辐射管流场的影响如图6所示. 中心管 136.1 97.2 766.5 图中给出不同扁形度双P型辐射管的速度分布云图. A:B=1.4 支管 103.8 74.1 584.3 由图6可知，双P型辐射管扁形度从1.0增加至 1.4,中心管内的高速气体扩散逐渐减慢.A:B的比例 针对表3计算双P型辐射管对带钢的辐射角系数 为1.0和1.1时，气体从燃烧器喷口喷出后至1000mm 及辐射热量，按照目前辐射管炉的一般尺寸，辐射管中 处，喷出的高速气体基本全部扩散，当扁形度增加到 心至带钢的距离h一般为O.5m,带钢IJ的距离为 1.2以后，从燃烧器喷口喷出的高速气体直到三通管

冯俊小等: 基于 CFD 双 P 型辐射管扁形度的影响特性 3 计算结果与分析 3. 1 扁形度对辐射角系数的影响 研究不同扁形度双 P 型辐射管对板坯的辐射角系 数，在保证辐射管的外壁面表面积相同的情况下，逐渐 扁型化，压扁过程中使辐射管截面呈椭圆形变化． 图 5 是带钢与双 P 型辐射管之间角系数计算简化图． 图中 椭圆 O 表示双 P 型辐射管中心管的截面，椭圆 Ｒ 和 Q 为双 P 型辐射管的支管截面，IJ 表示带钢长度，直线 IS、IC 和 DJ 都与椭圆 O 相切，ICD 表示线段长度 IC + 弧长 CD 数值加和后的长度值． 图 5 带钢与辐射管的角系数 Fig． 5 Strip-to-radiant tube angular coefficient 长度 IJ 对中心管 O 的辐射角系数 XIJ·⊙O公式为 XIJ·⊙O ( = 2 ICD + IJ － DJ 2 ) IJ = IC + CD + IJ － DJ IJ ． ( 5) 求得点 C、D 坐标即可求得 XIJ·⊙O，利用角系数的 互换性和完整性求得中心管 O 对带钢 IJ 的辐射角系 数 X⊙O·IJ，同理即可求出支管 Ｒ 和 Q 对 IJ 的辐射角系 数 X⊙Ｒ·IJ和 X⊙Q·IJ ． 为了计算不同扁形度双 P 型辐射管对带钢的辐射 角系数，在保证辐射管表面积相同的基础上，扁形度定 义为中心管截面椭圆长半轴 A 和短半轴 B 的比值，分 别计算扁形度为 1. 0、1. 1、1. 2、1. 3 和 1. 4 的辐射管的 尺寸，如表 3 所示． 表 3 不同扁形度辐射管的尺寸 Table 3 Dimensions of the different flat radiant tubes 长半轴与 短半轴之比 位置 长半轴/ mm 短半轴/ mm 周长/ mm A∶ B = 1. 0 中心管 122. 0 122. 0 766. 5 支管 93. 0 93. 0 584. 3 A∶ B = 1. 1 中心管 126. 2 114. 7 766. 5 支管 96. 2 87. 4 584. 3 A∶ B = 1. 2 中心管 129. 9 108. 2 766. 5 支管 99. 0 82. 5 584. 3 A∶ B = 1. 3 中心管 133. 2 102. 4 766. 5 支管 101. 5 78. 1 584. 3 A∶ B = 1. 4 中心管 136. 1 97. 2 766. 5 支管 103. 8 74. 1 584. 3 针对表 3 计算双 P 型辐射管对带钢的辐射角系数 及辐射热量，按照目前辐射管炉的一般尺寸，辐射管中 心至带钢的距离 h 一般为 0. 5 m，带钢 IJ 的距离为 1. 5 m，计算结果如表 4 所示． 表 4 扁 P 形辐射管对带钢的角系数和辐射热量 Table 4 Angular coefficient and radiant heat of the flat radiant tube to strip 长半轴与 短半轴之比 中心管对 带钢的 角系数 支管对 带钢的 角系数 与带钢的 辐射换热 量/W 与带钢的 辐射热 效率/% A∶ B = 1 0. 4065 0. 3676 40606 25. 4 A∶ B = 1. 1 0. 4101 0. 3710 41448. 2 25. 9 A∶ B = 1. 2 0. 4130 0. 3743 41859. 2 26. 2 A∶ B = 1. 3 0. 4152 0. 3783 42075. 2 26. 3 A∶ B = 1. 4 0. 4212 0. 3826 42931. 9 26. 8 从表 4 计算可知，随着辐射管扁形度增加，中心 管和支管对带钢的辐射角系数在不断增加，在相同 辐射热量的情况下，辐射管与带钢之间的辐射换热 量增加． 随着扁形度的增大，辐射管与带钢的辐射热 效率逐渐增加，辐射管 A∶ B 的比例从1变至 1. 2，与带 钢的辐射热效率从 25. 4% 增加至 26. 2% ，效率提升 将近 1% ． 这不仅提高了加热工件的加热速度，提高 辐射管热处理炉的产量，而且随着辐射管逐渐变扁， 辐射管对钢坯的辐射热量更加均匀，能提高加热工 件的加热质量． 3. 2 扁形度对双 P 型辐射管流场的影响 扁形度对双 P 型辐射管流场的影响如图 6 所示． 图中给出不同扁形度双 P 型辐射管的速度分布云图． 由图 6 可知，双 P 型辐射管扁形度从 1. 0 增加至 1. 4，中心管内的高速气体扩散逐渐减慢． A∶ B 的比例 为1. 0 和 1. 1 时，气体从燃烧器喷口喷出后至 1000 mm 处，喷出的高速气体基本全部扩散，当扁形度增加到 1. 2 以后，从燃烧器喷口喷出的高速气体直到三通管 · 5811 ·

·1186· 工程科学学报，第38卷，第8期 16.5 33.0 49.5 66.0 82.5 99.0 110.0 A:B=1.0 A:B=1.2 A:B=1.4 图6不同扁形度双P型辐射管的速度云图（单位：ms) Fig.6 Velocity cloud of different flat double-P type radiant tube (unit:ms) 才基本扩散开.还可以看出，双P型辐射管三通管的3.3扁形度对双P型辐射管温度场影响 尾部有速度很小的死区，随着扁形度增大，死区的位置 (1)对气体温度场的影响.如图7给出的是当双 逐渐后移，并且逐渐减弱. P型辐射管的扁形度变化时，辐射管对称面气体温度 从表5中可知，双P型辐射管的扁形度增大，烟气 分布云图.可以看出，随着双P型辐射管的扁形度增 循环量有减小的趋势.A:B的比例在1、1.1和1.2时， 加，辐射管内燃烧的高温区逐渐延长，管内气体的最高 烟气循环量从0.219kgs变至0.216kg·s,相差只 温度在升高.尤其当A:B比例在1.3和1.4时，辐射管 有0.003kg·s;当扁形度A:B比例从1.2变至1.4，烟 三通管内气体温度明显高于A:B比例为1.0、1.1和 气的循环量从0.216kg·s变至0.203kg·s,减少 1.2时三通管内气体温度，说明随着辐射管逐渐变扁， 0.13kgs.说明双P型辐射管扁形度达到1.3以上 燃烧空间逐渐减少，辐射管内燃烧区由中心管逐渐延 时，烟气循环量减少较为明显. 伸至三通管.不同变形度对双P型辐射管的烟气温度 表5不同扁形度双P型辐射管的烟气循环量 影响如图8所示. Table 5 Flue gas recirculation amount of flat double-P type radiant 从图8中可知，随着双P型辐射管的扁形度从 tubes 1.0增加至1.4，辐射管内烟气的最高温度由1596K增 A:B 1 1.11.21.31.4 加至1680K,气体最高温度增加了将近80K,这主要是 循环烟气量/(kgs-1)0.2190.2160.2160.2070.203 因为辐射管内燃烧空间减小导致的.辐射管在相同辐 循环倍率 3.973.923.923.763.69 射表面积的情况下，随着辐射管逐渐变扁，辐射管内燃 烧空间逐渐减小，辐射管的燃烧温度得到升高。 300 510 720 930 1140 1350 1560 1700 A:B=1.0 A:B-1.2 图7扁形度双P型辐射管的烟气温度云图（单位：K) Fig.7 Gas temperature nephograms of flat double-P type radiant tubes (unit:K) (2)对壁面温度场的影响.在辐射管的研究中， 度对辐射管表面温差的影响，如图9所示. 降低辐射管表面的温差是主要的研究内容.辐射管的 从图9中可知，辐射管的扁形度从1.0变至1.4， 表面温差越大，会导致辐射管表面热应力增大，直接影 辐射管表面的最低温度相差不大，最低温度主要分布 响辐射管的使用寿命.本小节主要研究辐射管的扁形 在距离喷口400mm之间的中心管壁面.结合前述图7

工程科学学报，第 38 卷，第 8 期 图 6 不同扁形度双 P 型辐射管的速度云图( 单位: m·s － 1 ) Fig． 6 Velocity cloud of different flat double-P type radiant tube ( unit: m·s － 1 ) 才基本扩散开． 还可以看出，双 P 型辐射管三通管的 尾部有速度很小的死区，随着扁形度增大，死区的位置 逐渐后移，并且逐渐减弱． 从表 5 中可知，双 P 型辐射管的扁形度增大，烟气 循环量有减小的趋势． A∶ B 的比例在1、1. 1 和 1. 2 时， 烟气循环量从 0. 219 kg·s － 1变至 0. 216 kg·s － 1，相差只 有 0. 003 kg·s － 1 ; 当扁形度 A∶ B 比例从1. 2 变至 1. 4，烟 气的循环量从 0. 216 kg·s － 1 变至 0. 203 kg·s － 1，减少 0. 13 kg·s － 1 ． 说明双 P 型辐射管扁形度达到 1. 3 以上 时，烟气循环量减少较为明显． 表 5 不同扁形度双 P 型辐射管的烟气循环量 Table 5 Flue gas recirculation amount of flat double-P type radiant tubes A∶ B 1 1. 1 1. 2 1. 3 1. 4 循环烟气量/( kg·s － 1 ) 0. 219 0. 216 0. 216 0. 207 0. 203 循环倍率 3. 97 3. 92 3. 92 3. 76 3. 69 3. 3 扁形度对双 P 型辐射管温度场影响 ( 1) 对气体温度场的影响． 如图 7 给出的是当双 P 型辐射管的扁形度变化时，辐射管对称面气体温度 分布云图． 可以看出，随着双 P 型辐射管的扁形度增 加，辐射管内燃烧的高温区逐渐延长，管内气体的最高 温度在升高． 尤其当 A∶ B 比例在1. 3 和 1. 4 时，辐射管 三通管内气体温度明显高于 A∶ B 比例为1. 0、1. 1 和 1. 2 时三通管内气体温度，说明随着辐射管逐渐变扁， 燃烧空间逐渐减少，辐射管内燃烧区由中心管逐渐延 伸至三通管． 不同变形度对双 P 型辐射管的烟气温度 影响如图 8 所示． 从图 8 中可知，随着双 P 型 辐 射 管 的 扁 形 度 从 1. 0 增加至1. 4，辐射管内烟气的最高温度由 1596 K 增 加至 1680 K，气体最高温度增加了将近 80 K，这主要是 因为辐射管内燃烧空间减小导致的． 辐射管在相同辐 射表面积的情况下，随着辐射管逐渐变扁，辐射管内燃 烧空间逐渐减小，辐射管的燃烧温度得到升高． 图 7 扁形度双 P 型辐射管的烟气温度云图( 单位: K) Fig． 7 Gas temperature nephograms of flat double-P type radiant tubes ( unit: K) ( 2) 对壁面温度场的影响． 在辐射管的研究中， 降低辐射管表面的温差是主要的研究内容． 辐射管的 表面温差越大，会导致辐射管表面热应力增大，直接影 响辐射管的使用寿命． 本小节主要研究辐射管的扁形 度对辐射管表面温差的影响，如图 9 所示． 从图 9 中可知，辐射管的扁形度从 1. 0 变至 1. 4， 辐射管表面的最低温度相差不大，最低温度主要分布 在距离喷口 400 mm 之间的中心管壁面． 结合前述图 7 · 6811 ·