馮明杰，王恩剛，劉兵，李艷東，王海

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焦?fàn)t荒煤氣顯熱回收傳熱行為的數(shù)值模擬

馮明杰，王恩剛，劉兵，李艷東，王海

(東北大學(xué)材料電磁過程研究教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧沈陽，110819)

以Fluent6.3為計(jì)算平臺(tái)，利用其自定義函數(shù)功能，采用數(shù)值模擬的方法對(duì)焦?fàn)t荒煤氣顯熱回收管束間的傳熱特性進(jìn)行研究，探討荒煤氣的入口流速和初始溫度對(duì)管束內(nèi)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的影響。研究結(jié)果表明：荒煤氣在管束內(nèi)是以繞流的方式流動(dòng)，在管道的后面會(huì)形成流速很小的尾流漩渦。在換熱管束第1排管道的后壁以及其余管道的前壁和后壁焦油易發(fā)生冷凝附著。提高荒煤氣的入口流速和初始溫度有利于減輕焦油附著，但隨著荒煤氣入口流速的增大和初始溫度的升高，顯熱回收管束的熱回收效率降低，荒煤氣離開管束中時(shí)的平均溫度升高。

焦?fàn)t荒煤氣；顯熱回收；流場(chǎng)；溫度場(chǎng)；管束

煉焦是鋼鐵冶金工業(yè)重要的組成部分，焦?fàn)t荒煤氣帶出的顯熱約占煉焦總耗熱量的30%，溫度高達(dá)650~750 ℃，回收這部分顯熱對(duì)于節(jié)能降耗具有重要意義[1?2]。直接將高溫荒煤氣引入火焰爐中燃燒，顯然這部分顯熱可以得到充分利用，但荒煤氣中的焦油、苯、奈等寶貴的化工原料也會(huì)被白白地?zé)舳鴰砀蟮膿p失[3?9]，此外，經(jīng)處理后的凈煤氣也是一種重要的潔凈能源，并可以遠(yuǎn)距離輸運(yùn)。因此，采取措施僅回收荒煤氣中的顯熱而不影響化工原料的回收和凈煤氣的應(yīng)用一直是研究的熱點(diǎn)[10?14]。目前采取的技術(shù)主要有[15]：上升管汽化冷卻技術(shù)、導(dǎo)熱油夾套技術(shù)和熱管式換熱技術(shù)。盡管這些技術(shù)經(jīng)過多年的發(fā)展和改進(jìn)，但依舊存在很多弊端。在這些技術(shù)中都是將換熱設(shè)備安裝在焦?fàn)t的上升管處，換熱介質(zhì)為液態(tài)的水或油，一旦泄露將會(huì)嚴(yán)重危害焦?fàn)t的安全。近幾年來，焦?fàn)t荒煤氣管束換熱技術(shù)開始嶄露頭角，但該技術(shù)還有待于發(fā)展，其主要原因是隨著荒煤氣溫度的降低，氣態(tài)的焦油、苯、奈等雜質(zhì)餾分會(huì)逐漸析出，沉積在溫度較低的換熱壁面上并炭化，使換熱壁面的熱阻增大，換熱效率降低，并最終導(dǎo)致設(shè)備失效[16?17]。因此，有必要開展這方面的研究工作。本文作者以Fluent 6.3為計(jì)算平臺(tái)，在充分考慮荒煤氣物性參數(shù)隨溫度變化的基礎(chǔ)上，以某焦化廠正在進(jìn)行中試的換熱管束為研究對(duì)象，系統(tǒng)研究荒煤氣入口流速和初始溫度對(duì)換熱管束內(nèi)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、換熱系數(shù)、換熱效率，沿程平均溫降的影響，以期為該項(xiàng)技術(shù)的發(fā)展和應(yīng)用提供 參考。

1 數(shù)學(xué)物理模型的建立

所采用的工藝流程如下：荒煤氣首先經(jīng)上升管由三通導(dǎo)出管及高溫蝶閥導(dǎo)入集氣管，送至除塵器，除掉煤氣中夾帶的煤粉和焦粉，然后進(jìn)入顯熱回收管束進(jìn)行換熱，溫度降至200~300 ℃；隨后進(jìn)入冷卻器，經(jīng)低壓氨水噴灑冷卻后，送到集氣管的端部，最后經(jīng)集氣管送往煤氣凈化工段。根據(jù)工藝流程，本模擬所采用的顯熱回收管束為交錯(cuò)排布方式，管道水平間距248 mm，豎直間距140 mm，荒煤氣在管外流動(dòng)，且沿垂直于管束長(zhǎng)度的方向進(jìn)入，換熱介質(zhì)?水在管內(nèi)流動(dòng)，荒煤氣所攜帶的顯熱穿過管壁將水加熱以產(chǎn)生蒸汽。根據(jù)周期性，僅取具有代表性的部分管束為研究對(duì)象，由于管束在長(zhǎng)度方向上的尺寸遠(yuǎn)大于橫向尺寸，沿長(zhǎng)度方向上的傳熱可忽略不計(jì)，故簡(jiǎn)化為2維問題來研究。將坐標(biāo)原點(diǎn)設(shè)在2根管子的中間，并以荒煤氣的流動(dòng)方向?yàn)檩S的正方向，建立笛卡爾坐 標(biāo)系。

為了使求解成為可能，特作如下假定：1) 荒煤氣為不可壓縮理想流體，且散射系數(shù)為零；2) 管外壁為灰體，且黑度為定值；3) 管內(nèi)流體(水)與管內(nèi)壁的換熱系數(shù)恒定；4) 荒煤氣的各組分之間無化學(xué)反應(yīng)； 5) 餾分析出對(duì)換熱的影響忽略不計(jì)。

1.1 流動(dòng)模型

質(zhì)量守恒方程：

動(dòng)量守恒方程：

(2)

湍動(dòng)能方程：

湍動(dòng)能耗散方程：

(4)

式中：u和u分別為x和x方向上的速度分量；為壓力；eff為有效黏度系數(shù)，eff=+i；；；模型常數(shù)的取值分別為：1=1.44，2=1.92，c=0.09，e=0.09，σ=1.0，σ=1.3。

1.2 換熱模型

式中：為密度；為氣體的焓；為導(dǎo)熱系數(shù)；h為能量源項(xiàng)。

1.3 輻射模型

焦?fàn)t荒煤氣中含有大量的三原子氣體，輻射傳熱將占有較大的比例。比較常用的輻射模型有DTRM模型、P-1模型、Rosseland模型和DO模型[18?19]。由于P-1模型在求解高溫氣體換熱等問題時(shí)具有很大的優(yōu)勢(shì)，而且擴(kuò)散方程也相對(duì)容易求解[20?22]，故在本研究中選取P-1模型來求解氣體的輻射問題。輻射熱流由下式求得：

式中：為吸收系數(shù)；s為擴(kuò)散系數(shù)；為附帶輻射；為線性各向異性階段函數(shù)系數(shù)。的運(yùn)輸方程為

(7)

式中：為玻爾茲曼常量。

1.4 邊界條件

1) 入口邊界。能量方程的求解采用第一類邊界條件，溫度值根據(jù)計(jì)算所選用的荒煤氣初始溫度值賦給；流動(dòng)采用速度邊界條件，各入口處的流速根據(jù)所模擬的流量條件換算后得到，其中入口處的湍動(dòng)能和湍動(dòng)能耗散率按下式取值：

(9)

式中：=0.16?1/8，為湍流強(qiáng)度；為雷諾數(shù)；為入口的平均速度；為入口的水力直徑。

2) 出口邊界。采用壓力出口邊界，并將出口處的壓力設(shè)為0。

3) 固體壁面。本研究涉及到的固體壁面是指管束中各管道的內(nèi)外表面，管道內(nèi)外壁分別與飽和水和荒煤氣相接觸，飽和水的溫度取473 K，飽和水與管內(nèi)壁之間的對(duì)流換熱取2 kW/(m2?K)，荒煤氣與管外壁之間的對(duì)流換熱系數(shù)取65 W/(m2?K)，管外壁黑度取0.75，壁厚為=4 mm，壁面的材質(zhì)為碳鋼，局部導(dǎo)熱系數(shù)根據(jù)壁面溫度分布求得。外壁面與荒煤氣相接觸，設(shè)為無滑移壁面條件，并采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行 處理。

4) 周期邊界。在周期邊界上，垂直于周期邊界的流體速度取為零，而其他場(chǎng)變量的值在邊界內(nèi)外相等。

2 求解方法和模型驗(yàn)證

2.1 求解方法

求解區(qū)域由前處理軟件Gambit 2.0創(chuàng)建，采用四邊形網(wǎng)格對(duì)該區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格剖分，并定義邊界類型后以Mesh文件格式導(dǎo)入到Fluent6.3中，然后采用自適應(yīng)網(wǎng)格細(xì)化技術(shù)對(duì)流動(dòng)和溫度變化劇烈的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密。計(jì)算時(shí)，荒煤氣在管束前的入口流速0分別取2，4，6，8和10 m/s，入口初始溫度0分別取773，873，973和1 073 K，交叉配對(duì)后分別進(jìn)行計(jì)算。其中焦?fàn)t荒煤氣的組成如表1所示，物性參數(shù)如表2所示[23?24]。

表1 焦?fàn)t荒煤氣的組成(體積分?jǐn)?shù))

表2 焦?fàn)t荒煤氣的物性參數(shù)

2.2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證該模型和計(jì)算方法的可靠性，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)定了當(dāng)入口流速為3.26 m/s時(shí)的主流區(qū)，荒煤氣流出管束時(shí)的溫度out隨入口初始溫度in的變化，并與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果如圖1所示。從圖1可以看出：溫度計(jì)算結(jié)果與測(cè)定結(jié)果在變化趨勢(shì)上一致，數(shù)值上也極為接近，因此，本文所建立的數(shù)學(xué)模型具有較高的可信度。

圖1 計(jì)算結(jié)果與測(cè)定結(jié)果的比較

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 溫度場(chǎng)和流場(chǎng)

當(dāng)荒煤氣在換熱管束前的入口溫度為1 073 K時(shí)，不同入口流速下管束內(nèi)的溫度分布如圖2所示 (計(jì)算結(jié)果表明，其他條件下的溫度分布與此相似。從圖2可以看出：高溫區(qū)位于管束的前部，低溫區(qū)位于管束的末端。高溫荒煤氣沿著橫向進(jìn)入換熱管束后，在向前流動(dòng)的同時(shí)，自身的溫度逐漸降低，最后以較低的溫度離開管束，從而將大部分顯熱以輻射和對(duì)流換熱的方式傳給了管子中的換熱介質(zhì)；隨著入口流速的增大，高溫區(qū)所占面積逐漸增大而低溫區(qū)面積逐漸縮小。這是由于在高溫區(qū)，荒煤氣與管內(nèi)介質(zhì)之間傳熱以輻射換熱為主，由輻射換熱方程可知，傳熱熱流與溫度的4次方差成正比，在低溫區(qū)，荒煤氣與管內(nèi)介質(zhì)之間傳熱以對(duì)流換熱為主，由Newton冷卻公式可知，傳熱熱流與溫差的1次方成正比；此外，隨著流速的增大，荒煤氣與管道外壁之間的對(duì)流換熱系數(shù)也將增大，而管壁的溫度變化不大，因此，隨著入口流速的增大，荒煤氣與管內(nèi)介質(zhì)之間傳熱強(qiáng)度將大大增強(qiáng)。

uin/(m?s?1)：(a) 2；(b) 4；(c) 6；(d) 8

圖3 當(dāng)Tin=1 073 K，uin=10 m/s時(shí)，管束內(nèi)的速度分布

當(dāng)荒煤氣的入口溫度和入口流速分別為1 073 K和10 m/s時(shí)管束內(nèi)的速度分布如圖3所示。從圖3可以看出：荒煤氣在管束內(nèi)是以繞流的方式流動(dòng)的，具有流體橫掠圓管流動(dòng)的一般特點(diǎn)。剛進(jìn)入管束時(shí)的荒煤氣差不多以相同的速度流動(dòng)，流動(dòng)到管道前端的荒煤氣由于受到管道的阻礙作用，流速逐漸降低，由伯努利方程可知，此時(shí)的壓強(qiáng)將逐漸升高，其余部分的氣體由于流通面積縮小而流速逐漸增大，在管道前分為2股作橫繞管道流動(dòng)，在管道的后面形成流速很小的尾流漩渦，同時(shí)由于2排管道之間的水平間距較小，橫繞管道的2股氣體來不及交匯，就流入了下一排管道，因而，除第1排管道外，在其余管道的前面也會(huì)形成漩渦。此外，在本研究中，可能是由于管道附近的網(wǎng)格劃分不是足夠細(xì)小，盡管流體的很大，但沒觀察到邊界層中的回流及脫流現(xiàn)象。

3.2 管子周圍的溫度分布和沿程平均溫降

為了研究上的方便，特取有代表性的第二排管道中的一個(gè)單管為對(duì)象，圖4所示為荒煤氣入口溫度in=973 K時(shí)，不同入口流速下離該管道外壁0.5 mm圓環(huán)上的溫度分布。從圖4可知：在管道附近，在圓環(huán)不同位置處的溫度是不同的，在管道的前端和后端溫度都較低，而兩側(cè)的溫度較高，這與前文的流場(chǎng)分析結(jié)果是相互對(duì)應(yīng)的，造成管道前后端溫度低的主要原因是該處受渦流的影響使氣體得不到快速的更新?；拿簹庵泻写罅康碾s質(zhì)，其中焦油蒸汽占有較大比例，在溫度較低的情況下會(huì)冷凝成焦油而附著在管壁上，對(duì)顯熱回收造成重大影響。文獻(xiàn)[8，13]表明：在常壓下荒煤氣中重質(zhì)焦油成分的冷凝開始溫度(冷凝點(diǎn))為400~500 ℃。對(duì)荒煤氣而言，在氣液界面上焦油由氣態(tài)變?yōu)橐簯B(tài)和由液態(tài)變?yōu)闅鈶B(tài)是同時(shí)進(jìn)行的2個(gè)過程，荒煤氣的溫度越底，液態(tài)焦油失去黏結(jié)變?yōu)闅鈶B(tài)所需要的時(shí)間越長(zhǎng)，當(dāng)同一時(shí)間內(nèi)氣態(tài)變?yōu)橐簯B(tài)的量大于液態(tài)變?yōu)闅鈶B(tài)的量時(shí)，液態(tài)物就會(huì)不斷地在界面上聚集，析出的液態(tài)焦油遇到高溫會(huì)發(fā)生熱解和縮聚而固化，隨后逐漸炭化和石墨化[25]。由此可見：在換熱管束第1排管道的前端以及其余管道的前端和后端都易附著焦油，且在管束尾部由于荒煤氣的溫度較低而更易出現(xiàn)焦油附著現(xiàn)象。從模擬結(jié)果來看，采取必要措施，消除或減弱管道前后端的漩渦是防止管道壁面附著焦油的有效手段。隨著入口流速的增大，沿圓環(huán)周向的溫度曲線逐漸上移，最低和最高溫度都逐漸升高，當(dāng)入口流速由2 m/s增加到10 m/s時(shí)，其最低和最高溫度分別由532和713 K升高到689和845 K，由此可見，提高荒煤氣的入口流速有利于減輕焦油附著。

圖5所示為當(dāng)in=10 m/s時(shí)不同入口溫度下管束內(nèi)的沿程平均溫降。從圖5可以看出：荒煤氣在管束中向前流動(dòng)的同時(shí)，其整體溫度逐漸降低，且荒煤氣在管束前部的溫降速率大于后部的溫降，當(dāng)入口流速一定時(shí)，隨著入口溫度的升高，溫降曲線逐漸上移。較大的溫降速率意味著荒煤氣中有更多的顯熱被釋放，意味著在換熱面積一定的情況下可以獲得更多的能量，由此可見，管束前部的傳熱強(qiáng)度比后部的大。

2.2 我國(guó)胸痛中心改進(jìn)方向 歐洲心臟病學(xué)學(xué)會(huì)（ESC）于 2012年和美國(guó)心臟病學(xué)學(xué)會(huì)基金會(huì)（ACCF）／美國(guó)心臟協(xié)會(huì)（AHA）于2013年發(fā)布的STEMI管理指南均提出縮短 FMC-to-B時(shí)間［32-33］。這個(gè)時(shí)間點(diǎn)包括了部分院前急救時(shí)間，由此心肌梗死的救治由院內(nèi)急救提前到院前急救。

uin/(m?s?1)：1—10；2—8；3—6；4—4；5—2。

Tin/K：1—1 073；2—973；3—873；4—773。

3.3 熱回收效率和平均出口溫度

圖6所示為不同入口溫度和入口流速下荒煤氣在管束中的傳熱效率(也就是管束的熱回收效率)。從圖6可知：當(dāng)荒煤氣在管束前的入口溫度一定時(shí)，隨著入口流速增加，管束的熱回收效率逐漸變小。因此，從熱回收角度來看，降低入口流速有利于顯熱回收。但較低的入口流速將帶來嚴(yán)重的焦油附著問題，因而在實(shí)際生產(chǎn)中，要對(duì)入口流速進(jìn)行合理控制。當(dāng)入口流速一定時(shí)，隨著入口溫度的升高，管束的熱回收效率逐漸增大。在實(shí)際生產(chǎn)中，單座焦?fàn)t荒煤氣的產(chǎn)出量和溫度都是周期性波動(dòng)的，炭化室在裝煤初期和成焦后期，荒煤氣生成的量少，溫度低，而在成焦階段荒煤氣生成的量不僅多，而且溫度也高，因此，為了保證顯熱回收管束運(yùn)行參數(shù)的穩(wěn)定，應(yīng)將多座焦?fàn)t并行生產(chǎn)，同時(shí)供氣，相互補(bǔ)償。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)經(jīng)驗(yàn)，為了預(yù)防或減弱焦?fàn)t荒煤氣中雜質(zhì)成分尤其是焦油成分在換熱表面的冷凝附著，荒煤氣離開管束中時(shí)的平均溫度應(yīng)控制到650 K以上。圖7所示為不同入口溫度和入口流速下荒煤氣離開管束中時(shí)的平均溫度。從圖7可以看出：隨著入口流速的增大和入口溫度的升高，荒煤氣離開管束中時(shí)的平均溫度也逐漸升高，溫度變化曲線逐漸上移。當(dāng)入口流速和入口溫度分別由2 m/s和773 K增大和升高到10 m/s和1 073 K時(shí)，荒煤氣離開管束時(shí)的平均溫度由604 K升高到827 K。

To/K：1—1 073；2—973；3—873；4—773。

To/K：1—1 073；2—973；3—873；4—773。

4 結(jié)論

1) 通過研究荒煤氣顯熱回收管束內(nèi)的溫度場(chǎng)可知：高溫區(qū)位于管束的前部，低溫區(qū)位于管束的末端，管束前部的傳熱強(qiáng)度大于后部；隨著入口流速的增大，高溫區(qū)所占面積逐漸增大而低溫區(qū)面積逐漸縮小。

2) 通過研究荒煤氣顯熱回收管束內(nèi)的流場(chǎng)可知：荒煤氣在管束內(nèi)是以繞流的方式流動(dòng)的，具有流體橫掠圓管流動(dòng)的一般特點(diǎn)，并在管道的后面形成流速很小的尾流漩渦。

3) 在換熱管束第1排管道的后壁以及其余管道的前壁和后壁都易附著焦油，且在管束尾部更甚，適當(dāng)提高荒煤氣的入口流速和入口溫度有利于減輕焦油附著。

4) 隨著荒煤氣入口流速的增大和入口溫度的升高，顯熱回收管束的熱回收效率逐漸降低，荒煤氣離開管束中時(shí)的平均溫度逐漸升高。

[1] 周慶中, 王文改, 朱占升. 荒煤氣顯熱的回收[J]. 煤氣與熱力, 1998, 18(1): 18?20. ZHOU Qingzhong, WANG Wengai, ZHU Zhansheng. Sensible heat recovery of coke-oven raw gas[J]. Gas & Heat, 1998, 18(1): 18?20.

[2] 歐陽福承, 王振凡. 焦?fàn)t荒煤氣顯熱回收利用的研究[J]. 吉林化工學(xué)院學(xué)報(bào), 1993, 10(3): 1?8. O’YANG Fucheng, WANG Zhenfan. Study on sensible heat recovery of coke-oven raw gas[J]. Journal of Jilin Institute of Chemical Technology, 1993, 10(3): 1?8.

[3] 黃澎. 高溫煤焦油懸浮床加氫裂化研究[J]. 潔凈煤技術(shù), 2011, 17(3): 61?63. HUANG Peng. Study on slurry-bed hydrocracking reactions of high temperature coal tar[J]. Clean Coal Technology, 2011, 17(3): 61?63.

[4] YANG Zhibin, ZHANG Yuwen, DING Weizhong. Investigation on the reforming reactions of coke-oven-gas to H2and CO in oxygen-permeable membrane reactor[J]. Journal of Membrane Science, 2014, 470(11): 197?204.

[5] JOHANSSON M T, SODEERSTROM M. Options for the Swedish steel industry-energy efficiency measures and fuel conversion[J]. Energy, 2011, 36(1): 191?198.

[6] KOTHARI R, SINGH D P, TYAGI V V, et al. Fermentative hydrogen production: an alternative clean energy source[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2012, 16(4): 2337?2346.

[7] MIURA K, KAWASE M, NAKAGAWA H, et al. Conversion of tar in hot coke oven gas by pyrolysis and steam reforming[J]. Journal of Chemical Engineering of Japan, 2003, 36(7): 735?741.

[8] LI Chunshan, SUZUKI K. Resources, properties and utilization of tar[J]. Resources, Conservation and Recycling, 2010, 54(11): 905?915

[9] WANG Xun, WANG Tianjiao. Hydrogen amplification from coke oven gas using a CO2adsorption enhanced hydrogen amplification reactor[J]. International Journal Hydrogen Energy, 2012, 37(6): 4974?4986.

[10] ONOZAKI M, WATANABE K, HASHIMOTO T, et al. Hydrogen production by the partial oxidation and steam reforming of tar from hot coke oven gas[J]. Fuel, 2006, 85(2): 143?149.

[11] VICTOR Z, FREDERIC H. Coke oven carbon deposits growth and their burning off[J]. ISIJ International, 2007, 47(10): 1422?1431.

[12] ONOZAKI M, WATANABE K, HASHIMOTO T, et al. Hydrogen production by the partial oxidation and steam reforming of tar from hot coke oven gas[J]. Fuel, 2006, 85(2): 143?149.

[13] CHEN W H, LIN Murong, YU A B, et al. Hydrogen production from steam reforming of coke oven gas and its utility for indirect reduction of iron oxides in blast furnace[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2012, 37(16): 11748?11758.

[14] BERMUDEZ J M, FIDALGO B, ARENILLAS A, et al. Dry reforming of coke oven gases over activated carbon to produce syngas for methanol synthesis[J]. Fuel, 2010, 89(10): 2897?2902.

[15] 張宇晨, 孫業(yè)新. 焦?fàn)t上升管荒煤氣顯熱回收技術(shù)探討[J]. 冶金能源, 2011, 30(3): 46?48. ZHANG Yuchen, SUN Yaxin. Discussion about the technology of sensible heat recovery of raw coke oven gas in ascension pipe[J]. Energy for Metallurgical Industry, 2011, 30(3): 46?48.

[16] RAZZAQ R, LI Chunshan, ZHANG Suojiang. Coke oven gas: Availability, properties, purification, and utilization in China[J]. Fuel, 2013, 113(11): 287?299.

[17] 張?jiān)隽? 林柏泉. 焦?fàn)t煤氣的爆炸特性[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù), 2012, 18(6): 499?503. ZHANG Zenglian, LIN Baiquan. Explosion characteristics of coke oven gas[J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2012, 18(6): 499?503.

[18] 楊衛(wèi)宏, 賴亞欣, 蕭澤強(qiáng). 余熱鍋爐流場(chǎng)溫度場(chǎng)數(shù)值計(jì)算[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2000, 10(2): 278?281.YANG Weihong, LAI Yaxin, XIAO Zeqiang. Numerical simulation of flow and temperature fields in waste boiler[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2000, 10(2): 278?281.

[19] 滿奕, 楊思宇, 項(xiàng)東, 等. 煤和焦?fàn)t氣聯(lián)供制烯烴過程的建模模擬與分析[J]. 化工學(xué)報(bào), 2014, 65(12): 4850?4858. MAN Yi, YANG Siyu, XIANG Dong, et al. Modeling, simulation and analysis for co-feed process of coal and coke-oven gas to olefins[J]. CIESC Journal, 2014, 65(12): 4850?4858.

[20] STEVAN N, VUKMAN B, SIMEON O. Experimental and numerical investigation of gaseous fuel combustion in swirl chamber[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2005, 48(21): 4623?4632.

[21] 馮明杰, 李德立, 王恩剛. 火焰長(zhǎng)度可調(diào)式燃燒器的數(shù)值模擬[J]. 東北大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2014, 35(9): 1279?1283. FENG Mingjie, LI Deli, WANG Engang, Numerical simulation of an adjustable length of flame gas burner[J]. Journal of Northeastern University (Natural Science), 2014, 35(9): 1279?1283.

[22] LI Chenyi, APPARI S, TANAKA R, et al. A CFD study on the reacting flow of partially combusting hot coke oven gas in a bench-scale reformer[J]. Fuel, 2015, 159(1):590?598.

[23] CHUNG T H, LEE L L, STARLING K E. Applications of kinetic gas theories and multi-parameter correlation for prediction of dilute gas viscosity and thermal conductivity[J]. Industrial and Engineering Chemistry Fundamentals, 1984, 23(1): 8?13.

[24] CHUNG T H, AJLAN M, LEE L L. Generalized multi-parameter correlation for non-polar and polar fluid transport properties[J]. Industrial and Engineering Chemistry Research, 1988, 27(4): 671?679.

[25] 房永征, 黃萍, 張琢. 焦?fàn)t石墨生成規(guī)律研究[J]. 潔凈煤技術(shù), 2011, 17(5): 36?39. FANG Yongzheng, HUANG Ping, ZHANG Zhuo. Analysis on the growth mechanism of carbon deposit in coke oven[J]. Clean Coal Technology, 2011, 17(5): 36?39.

(編輯 陳愛華)

Numerical simulation of heat transfer behavior in a coke oven crude gas sensible heat tube bundle

FENG Mingjie, WANG Engang, LIU Bing, LI Yandong, WANG Hai

(Key Laboratory of National Education Ministry for Electromagnetic Processing of Materials,Northeastern University, Shenyang 110819, China)

The effects of inlet velocity and original temperature on flow field and temperature field in a sensible heat recovery tube bundle of coke oven crude gas and the heat transfer behavior between coke oven crude gas and water cooling tubes were numerically simulated by use of user-defined functions based on Fluent 6.3 software. The results indicate that the coke oven crude gas flows around the tubes in the tube bundle and the wake flow eddy whose velocity is very low lies the in the back of tubes. The easier condensation zone for coal tar lies in the bake of the first row tubes and the bake or front of the others. It has the advantage to avoid coal tar condensation by increasing inlet velocity and original temperature of crude gas, at the same time the sensible heat recovery efficiency decreases and the average temperature increases at the tube bundle outlet under the same condition.

coke oven crude gas; sensible heat recovery; flow filed; temperature field; tube bundle

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.02.035

TQ522.15

A

1672?7207(2017)02?0540?07

2016?03?11；

2016?06?28

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(200809123)(Project(200809123) supported by the National Natural Science Foundation of China)

馮明杰，博士，副教授，從事能源與燃燒的研究；E-mail：fengmj@epm.neu.edu.cn