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·