摘要：针对鼓式燃气换热器（drum gas heater， DGH）建模过程中存在的化学反应复杂和冷热流耦合计算困难等问题，基于计算流体力学（computational fluid dynamics， CFD）技术，采用k-ω湍流模型、Eddy-Dissipation模型和Discrete Ordinates辐射换热模型建立DGH的三维简化CFD模型。通过与试验测试数据对标，证明该模型的有效性和实用性。分析结果表明：简化CFD模型计算精度较高，可准确预测换热壁面上的温度分布，满足工程分析要求。该模型计算资源占用量小，可以缩短换热器设计周期、提高设计水平。

关键词：

燃气换热器; 燃烧; 简化模型; 换热; 温度; 流速

中图分类号：TK172;TP391.92

文献标志码：B

Development and experimental verification of

simplified CFD model for drum gas heater

WANG Gongliang

（

Shanghai R&D Branch， Trane Air Conditioning System（China） Co.， Ltd.， Shanghai 200051， China）

Abstract：

As to the issue of the complex chemical reaction and the difficult calculation of cold and heat flow coupling in the modeling of the drum gas heater（DGH）， based on the computational fluid dynamics（CFD） technology， the three-dimensional simplified CFD model of the DGH is built using the k-ω turbulence model， the Eddy-Dissipation model and the Discrete Ordinates radiation heat transfer model.The validity and practicability of the model are proved comparing with the test data. The results show that the calculation accuracy of the simplified CFD model is high. It can accurately predict the temperature distribution on the heat transfer wall， and it meets the requirements of the engineering analysis. The model takes less computing resources， and then the design cycle can be shorten and the design level can be improved.

Key words：

gas heater; combustion; simplified model; heat transfer; temperature; flow velocity

0 引 言

天然氣是一种清洁能源，随着管道天然气的发展，越来越多的燃气换热设备应用于工业生产和居民生活中。热效率是评判燃气换热设备优劣的重要标准[1-2]，决定燃气设备的能效等级[3]。换热壁面的最高温度和最低温度直接影响换热设备的安全和使用寿命。[4]在常规燃气换热设备开发过程中，需要对不同的工况进行大量试验测试。试验测试结果可信度高，但是对测试设备和人员要求较高，试验周期长，人力成本和时间成本花费很大。

随着计算流体力学（computational fluid dynamics， CFD）的发展，在产品研发过程中，越来越多的企事业单位使用CFD对产品进行设计和优化，可在缩短产品开发周期和节省资金的同时，降低人为或非人为因素对产品质量的影响。[5]目前，针对单纯天然气燃烧的实验和研究比较多。[6-7]张尊华等[8]利用CHEMKIN软件结合试验测试，研究在常温常压条件下不同化学计量比天然气成分变化对其层流燃烧速度和火焰不稳定性的影响，结果认为天然气的层流燃烧速度随CH3CH2CH2CH3、C3H8和C2H6含量增加而增大，且C2H6的影响效果最为显著。任昕[9]针对氧气质量分数为30%、助燃气体温度为300 K的工况，利用Ansys FLUENT对不同O2/CO2质量分数的天然气富氧燃烧进行数值模拟，对比分析燃烧温度、组分、出口平均速度等参数的分布特性和污染物排放水平，获得最佳O2/CO2配比范围，并得到天然气的最佳燃烧条件。徐月亭[10]通过热模实验、数值计算和反应器网络模拟等方法，研究在合成气的生产过程中天然气的转化方式，建立天然气非催化部分氧化转化炉的数值计算模型，对湍流与化学反应耦合过程分别采用概率密度函数模型和涡流耗散概念模型进行比较，结果认为涡流耗散概念模型能更准确描述转化炉内的火焰推举现象，研究结果与工业运行数据吻合很好。

本文以某鼓式燃气换热器（drum gas heater， DGH）为研究对象，在文献[3]中模型的基础上，基于Ansys FLUENT 19.2平台，采用k-ω湍流模型、Eddy-Dissipation模型和Discrete Ordinates辐射换热模型建立三维简化CFD模型，分析现有DGH的运行状态。该简化模型精度高、计算量小，可有效缩短产品开发周期，为新产品的开发和优化提供指导。

1 试验与仿真方法

1.1 试验设备和测试方法

以某款广泛应用的DGH机组为例，通过试验测试获得机组的基本运行数据，采用CFD建模方法建立简化模型。在与测试数据对标准确的基础上，采用后处理软件CFD-Post分析该设备的运行状态。

该DGH结构示意见图1，主要包括屏式全预混燃烧器（简化为圆管和燃烧屏）、鼓式燃烧腔、高温集气器、换热管和外壳等部件。将模型分为空气侧和燃气侧2个部分，以便燃气燃烧与冷热流的热交换耦合。空气侧模型以循环风机出口的冷空气速度场为边界条件，冷空气通过鼓式燃烧腔、高温集气器和换热管与高温烟气进行热交换。燃气侧模型以引风机出口处燃气与空气的混合气体质量流量为输入，混合燃气经过屏式全预混燃烧器时在燃烧屏上被点燃后快速燃烧，产生的高温烟气流经鼓式燃烧腔、高温集气器和换热管，并通过烟囱排出。整个过程冷空气和烟气只通过金属壁面进行能量交换，没有质量混合。

冷空气进口速度场通过试验测得，测试在燃气试验台上进行。为减少能量损失，设备进、出口均连接泡沫绝热材料制作的风管。采用粒子图像测速法获得空气侧循环风机出口平面冷空气速度分布。

DGH安装的Type-J型热电偶分布示意见图2，其中T1～T5代表不同换热管，TC1～TC5代表安装在同一换热管不同位置的热电偶。利用焊接在换热管上的Type-J型热电偶可以测量得到燃气侧壁温。测量烟气温度的Type-K型热电偶以“十”字方式均匀排布在烟气出口平面（见图3）。测试结果数据取平均值，热电偶经过标定，测量精度为±1 K。烟气出口处的CO2体积分数通过碳氧分析仪测量得到。

根据通用标准计算热效率[1]，其表达式为

e=100-La-Ls

（1）

式中：La为试验燃料的平均潜热损失率;Ls为稳态运行时的显热损失率。

1.2 CFD模型描述

现有DGH设备结构复杂、建模困难，因此需要简化燃气系统前端设备并进行合理假设，获取相对轻量化的CFD模型，采用Ansys FLUENT 19.2平台进行开发。

该DGH的燃烧器属于完全预混燃烧器。混合燃气在燃烧屏前由引风机充分混合，在经过燃烧屏后由电热点火器点燃并迅速燃烧殆尽。该屏式全预混燃烧器燃烧速度快、燃烧充分，因此本文以k-ω湍流模型为基础求解Favre Average Navier-Stockes方程[11]。假设燃气侧模型中可燃气体皆为CH4（通常天然气中CH4体积分数超过92%），通过抑制屏前反应，采用Eddy-Dissipation模型实现屏后燃烧过程，采用Discrete Ordinates模型计算辐射换热。测量烟气出口处CH4和CO的含量，二者几乎为0，因此可通过假设完全燃烧条件计算得到空气在混合燃气中的百分比。空气侧模型相对简单，以粒子图像测速法测量得到的循环风机出口速度场为冷空气进口边界条件，以Pressure outlet为热空气出口边界条件，仅考虑空气与换热壁面之间的热交换和由DGH结构造成的湍流流动（如圆柱扰流等）。模型求解器采用二阶中心格式求解压力，采用二阶迎风格式计算动量和湍流。根据进、出口空气温度和能量守衡定律，计算得到冷空气质量流量。计算所用边界条件见表1。

采用FLUENT Meshing对DGH流场生成多面体网格，见图4。为精确捕获换热壁面的温度和流场变化，在换热壁面上铺设5层边界层體网格，生长率为1.2。网格总数小于400万，偏斜度小于0.85。

模型的各控制方程如下。

连续性方程为

Δ[WTBX]（ρgas

[WTHX]v[WTBX]）=Sm

（2）

式中：ρgas为气体密度;

[WTHX]v[WT]为化学反应速度;Sm为增加到连续相中的质量源项。

动量方程为

（Δ[WTBX]

[WTHX]v[WTBX]）（ρgas

[WTHX]v[WTBX]）=-Δ[WTBX] p+Δ[WTBX]

[WTHX][WTBX]eff+ρgasg+

[WTHX]F[WTBX]

（3）

式中：p为静压，Pa;

[WTHX][WT]eff为应力张量，Pa;

[WTBX]ρ[WTBX]gasg和

[WTHX]F[WT]分别为重力项和外力项，N。

能量方程为

（Δ[WTBX]

[WTHX]v[WTBX]）（ρgasE+p）=

Δ[WTBX] （keffΔ[WTBX] Γ-

[DD（][DD）]hi

[WTHX]J[WTBX]i+

[WTHX][WTBX]eff

[WTHX]v[WTBX]）+Eh

（4）

式中：E为内能和动能的和，J/kg;keff为有效导热系数，W/（m·K）;T为温度，K;hi和

[WTHX]J[WT]i分别为组分i的焓和扩散通量，单位分别为J/kg和kg/（m2·s）;Eh为化学反应热，W/m3。方程右侧括号内的3项分别表示由于热传导、组分扩散和黏度耗散引起的能量转移。

现有CFD模型都只针对特定类型的流动，若用于其他流动类型则会产生较大偏差。k-ω湍流模型对自由剪切湍流、附着边界层湍流和适度分离湍流都具有较高的计算精度，因此采用k-ω湍流模型求解DGH内不同流体的湍流流动，其控制方程为

（Δ[WTBX]

[WTHX]v[WTBX]）（ρgask）=

Δ[WTBX] （Γk（Δ[WTBX]

k））+Gk-Yk+Sk

（5）

（Δ[WTBX]

[WTHX]v[WTBX]）（ρgasω）=

Δ[WTBX] （Γω（

Δ[WTBX] ω））+Gω-Yω+Sω

（6）

式中：Gk和Gω分别为由平均速度梯度引起的湍流动能和比耗散率;Γk和Γω为扩散系数;Yk和Yω为耗散项;Sk和Sω为源项。

对于气体燃烧问题，特别是完全预混燃烧问题，FLUENT通常采用组分输运模型求解气相的化学反应过程。由于研究对象反应迅速且完全，本文采用组分输运模型中的Eddy-Dissipation模型。根据测试结果，在出口处的烟气中发现极其微量的CO（体积分数约5×10-6～20×10-6），因此模型采用两步燃烧反应，即燃料先生成CO再氧化生成CO2。

反应速度方程为

vCH4=kCH4C0.7CH4C0.8O2

（9）

vCO=kCOCCOCO2

（10）

式中：CCH4、CO2和CCO分别为烟气中CH4、O2和CO的体积分数;kCH4和kCO分别为CH4和CO的动力学参数，

kCH4=5.012×1011exp

-

[SX（]24 055.81T[SX）]

（11）

kCO=2.239×1012exp

-

[SX（]20 447.44T[SX）]

（12）

气相中各成分由组分输运方程计算得到，

（Δ[WTBX]

[WTHX]v[WTBX]）（ρgasYi）=Δ[WTBX]

[WTHX]J[WTBX]i+Ri+Si

（7）

式中：Yi为组分i的质量分数，%;Ri为通过化学反应得到的组分i的净生成率，kg/（m3·s）;Si为分散相中添加组分i的生成率，kg/（m3·s）。

2 结果分析

2.1 计算结果与测试数据对比

模型计算结果与测试数据对比见表2。烟气出口温度高估14.17 K，空气出口温度低估3.24 K，CO2体积分数误差为-0.04%，热效率误差为-0.70%，说明模型精度较高。

换热管的热电偶计算值与测试值对比见图5。24个测点中仅4个测点的计算误差超过50 K，且计算值与测试值的变化趋势一致。误差主要是由空气侧模型流场分布与实测不同导致的。为简化模型，建模时省略燃气系统前端设备，如燃烧器的引风机等，仅采用循环风机出口冷空气速度场为进口边界条件，也会导致实际流场与模型计算流场不同。但是，由于测试时机组的流场时刻循环变化，循环风机出口处冷空气速度分布整体呈现为倒“山”字型，而且空气流量总体保持不变，所以采用循环风机出口处速度场为空气侧进口边界条件是合理的。多数测点的计算误差在±50 K以内，满足产品开发要求，可以有效分析现有DGH的运行状态。

2.2 模型分析

鼓式燃烧腔、高温集气器和换热管的换热壁面温度分布见图6。该屏式全预混燃烧器燃烧迅速且充分，火焰主要集中在鼓式燃烧腔的前半段，因此鼓式燃烧腔前半段的温度相对较高。该DGH内部换热壁面材料均采用镀铝钢，其耐热温度为900 K。由计算结果可知，DGH的部分区域存在过热风险。在机组实际运行时，需要对该部分区域进行过热保护，以防止产品在运行过程中损坏。

换热管正对着风机出口处且位于烟气流道的末端，因此换热管第3段总体温度偏低。计算得到该工况下烟气的露点温度约为330 K，由于换热管部分区域特别是正对风口处的温度低于330 K，所以需要增加保温层，用于隔热保护，以避免出现结露，降低热交换效率、避免腐蚀金属壁面。

DGH燃烧腔轴线平面上烟气的温度和速度分布分别见图7和8。由于重力作用，燃烧形成的高温烟气流动方向与燃烧腔轴线之间存在斜向上的倾角。高温烟气经过集气器刚进入换热管时，烟气温度相对较高，且由于换热管面积比鼓式燃烧腔小很多，所以高温烟气加速流动;在换热管后端，随着温度降低，烟气密度减小，流速逐渐减小。在鼓式燃烧腔内，当火焰刚刚产生时，在燃烧器上、下出现2个涡旋区。这主要是由于火焰产生后烟气在燃烧器周围突然膨胀、流动加速引起的。

循环风机出口中心面上烟气的压力和速度分布见图9，其中黑色箭头为速度方向。高速冷空气进入DGH流经换热管（特别是前2排换热管）时，会产生明显的圆柱绕流现象。在换热管的迎风面，冷空气受阻速度减小，产生正压力梯度，从而压缩空气，使其在管道壁面上绕流。在换热管的背风面，静压和速度都减小，產生的逆压力梯度导致动能损失，因此空气从管壁后流出形成局部涡流区，从而换热增强，空气温度迅速升高。

2.3 时间成本估算

利用试验台进行一个燃气实验大约需要5.0 d，而通过简化CFD建模只需要1.5 d，可节省70%的时间，大大缩短产品开发周期。

3 结束语

基于Ansys FLUENT仿真平台，以某款广泛应用的DGH为例，开发简化CFD模型。该方法可解决燃气换热设备在建模过程中存在的化学反应复杂和冷热流耦合计算困难等问题，特别是通过简化原DGH的旋转机械部件，实现减少计算量的目的。大部分测点温度误差范围在±50 K以内，说明简化CFD模型可准确预测换热壁面上的温度分布。该模型计算精度较高，可以有效模拟DGH的燃烧过程，为产品开发提供指导。该模型计算资源占用量少，可有效缩短产品开发周期、节约研发经费。

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（编辑 武晓英）