CC BY
21
УДК 669:373.167.1 DOI: 10.14529/power180303
АДАПТАЦИЯ СТЕПЕНИ ЧЕРНОТЫ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ ТОПЛИВ К ИНТЕРВАЛУ ТЕМПЕРАТУР 1000...2000 К
Е.В. Торопов
Южно-Уральский государственный университет, г. Челябинск, Россия
Точность расчетов теплообмена излучением от потока высокотемпературного газа, полученного при сжигании природных топлив, в значительной степени зависит от точности и представительности данных о теплофизических свойствах газов и величине радиационного теплового потока. На основе надежных экспериментальных данных разработаны зависимости, позволяющие производить расчеты степени черноты продуктов сгорания. Определена точность расчетного приближения экспериментальных данных в функции двух факторов - оптической плотности газа и его температуры. По уточненным экспериментальным данным проведена адаптация параметров в зависимости для расчета коэффициента ослабления и числа Бугера. Рассмотрен диапазон применения полученных результатов для зоны интенсивного горения и основного объема топки котельного агрегата, что дает возможность определить граничные условия для этих участков котельного агрегата. Для зоны интенсивного горения применима разработанная ранее математическая модель с трехкомпонентной схемой, позволяющая разделить влияние факельного континуума и топочных газов. Теплообмен в основном объеме топки описывается в рамках парадигмы теплообмена, которая позволяет учесть конфигурацию топки и эффективность теплоотдачи на экранные поверхности.
Ключевые слова: степень черноты, поток излучения, температура, углекислота, водяной пар, математические модели.
При разработке математических моделей сложных теплоэнергетических и теплотехнических систем, работающих при температурах 1000...2000 К, необходима адаптация разрозненных экспериментальных данных по излучению компонентов, входящих в различных пропорциях в состав продуктов сгорания. Аналогичные задачи встают при проектировании высокотемпературных агрегатов, при их испытании и моделировании с переходом на новый технологический и производственный уровень [1, 2]. Применение различных методик при расчете потоков собственного излучения приводит к разным результатам, что сказывается на реализации той или иной технологии, направленной на улучшение технико-экономических и экологических показателей. Повышение точности теплофизических расчетов по определению параметров теплообмена дает возможность улучшить диагностику и управляемость процессов переноса теплоты в теплоэнергетических агрегатах. Этими соображениями определяется актуальность поставленной задачи.
1. Постановка задачи, исходные данные,
метод адаптации
Экспериментальные данные по плотности потока собственного излучения трехатомных компонентов продуктов сгорания различных топ-
лив (ПС) E
•RO„
и EH
Вт/м , в обработке проф.
А.С. Телегина представлены в табличном виде для температуры ПС 800.. .1600 °С и оптической плотности среды от 0,04 до 1,5 в размерности
0,01^02л>эф и 0,01[Н20в>эф, где в квадратных
скобках - процентное содержание соответствующих газов во влажных ПС [3]. С фиксацией атмосферного давления в топке 0,1 МПа и с переходом от процентов к объемной доле компонентов ПС можно ввести оптическую плотность в виде
1р = 0,Чо2 • «эф и 1р = °>н20 • «эф , причем фактическая оптическая плотность изменяется в пределах 1р = 0,004.0,15 МПам; температурный фактор также преобразуется согласно зависимости 0 = ^ + 273)/100. При формализации как табулированных [3], так и графических [4] данных далее применялся метод последовательного определения интерполяционных коэффициентов многочленов второго порядка Грегори - Ньютона.
2. Степень черноты углекислоты и водяного пара
В координатном пространстве = f {¡р,
зависимость для степени черноты углекислоты, адаптированную к графическим зависимостям Х. Хоттеля [1, 4], можно представить в виде произведения трех функционалов:
^со2 = Fl (lp,е).F2 (lp,0).F3 (lp,0),
(1)
где
Fi (lp,0) = fi (0) + F4 (lp,0) + F5 (lp,0), (2) f (0) = 23,0i624824 - 2,061531740 +
+ 0,0487715480
2
(3)
2
^ (/р, е) = 1р (-598,3855576 + 58,353337229 -1,47230628792 ), (4)
р 1р
(1р, е) = 12р (3031,557034 - 299,10838569 + 7,62252034192 ) , (5)
Р2 (1р, 9) = П, (6)
где ш1 = 0,97 - 0,01875 0,
^э (1р, е) = е-"1, (7)
где п1 = 0,004775 + 0,01892 1р.
Аналогичные зависимостям (1)-(7) для степени черноты водяных паров получены расчетные
формулы
^н2о = ^ (1р, е)-¥г (1р, е)-^ (1р, е), (8)
где
^ (1р, е) = ^ (/р, е)-^ (/р, е), (9)
(/р, е) = е"2, (10)
р5 (/р, е) = /Ш2. (11)
В выражениях (8)-(11) введены обозначения:
"2 = 0,210867479 - 0,01843152е+ 0,438195-10-3 е2 +
+/р (11,65974412 - 0,749301405е + 0,01551899е2 ) +
+/] (-56,31783769 + 3,792132874е-0,078891146е2), (12)
ш2 = 0,210866252 +11,65976569/р -56,3179325/2 +
А Р Г
+е (0,018431352 + 0,7493304248/р -3,792145187/р) +
+е2 (0,438189 -10-3 + 0,015519068/р - 0,078891476/2 )■ (В)
^ (/р ,
где
^ (/р, е) = /р+ье+се2, (14)
где
а = 0,147605215 + 7,673860291/р - 26,7065922/р, (15)
Ь = -0,012019835 - 0,310332303/р + 0,993936103/рр, (16)
с = 10-3 (0,269051 + 3,577562/р - 7,730533/2). (17)
^з (/р, е) = еа+р/р+у/р, (18)
а = 10-3 (-0,853186 + 5,985027е - 0,26905е2 ), (19)
Р = 7,67385869 - 0,310332307е + 0,003577572е2, (20)
у = -26,70658468 + 0,993936279е - 0,007730578е2 . (21)
Расчет степени черноты СО2 в рамках примера для /р = 0,04 и 0 = 13,73 ^ = 1100 °С) дает отклонение от данных Х. Хоттеля Д = -0,12 % при ес02 = 0,149 и ЕСо =ес^ -5,67е4 = 3-104 Вт/м2. Аналогичный
расчет степени черноты водяных паров для /р = 0,04 и 0 = 12,73 ^ = 1000 °С) приводит к отклонению от данных Х. Хоттеля Д = - 0,23 % с учетом поправочного коэффициента на парциальное давление водяного пара в = 1,15 при ен о = 0,191 и Ен о = 2,8-104Вт/м2.
3. Адаптация экспериментальных данных Д. Эдвардса
Д. Эдвардс [5] произвел экспериментальное определение степени черноты ряда газов, в том числе СО2 и Н2О, что важно для продуктов сгорания органических топлив, применяемых в теплоэнергетике и промышленной теплотехнике; экспериментальная установка позволяла определять интегральную степень черноты.
Экспериментальная установка включала все необходимые приборы и оборудование, обеспечивающие требуемую точность измерения спектральной плотности радиационного потока. Результаты экспериментов представлены в виде графиков на поле логарифмических координат по абсциссе и ординате, что несколько затрудняет сравнительный анализ.
Результаты обработки данных Д. Эдвардса по степени черноты СО2 с применением двухпара-метрической схемы можно представить в виде суммы двух функционалов:
есо2 = ^ {1р)-^2 {1р)-10"3т, (22)
E = sCn
где
(28)
F1 (lp) = 0,10604136 + 2,775092225lp -- 8,858008562lp;,
F2 (lp) = 0,033272654 + 0,132336726lp н
+ 2,298471747lp.
(23)
(24)
Аналогичные зависимости получены для степени черноты паров Н2О:
(25)
= F3 (lp)-F4 (lp)-10-
где
F3 (lp) = 0,083848783 + 9,220363569lp -
-45,64014769l:
(26)
F4 (lp) = 0,037199683 + 0,7150948399lp -
- 3,753951627lp;.
(27)
Данные по степени черноты СО2 хорошо согласуются с данными Х. Хоттеля, отклонение не превышает +4,0 %, увеличиваясь к малым значе-
ниям 1р и к низким температурам Т ~ 1000 К. Данные по степени черноты Н2О отличаются от данных Х. Хоттеля на величину, достигающую +40 %, увеличиваясь в области малых значений 1р - 0,004 МПа м и высоких температур Т - 2000 К, что в значительной степени объясняется погрешностью при экстраполяции опытных данных на двойной логарифмической сетке, а также отклонением излучения Н2О от закона Бера.
С учетом этих поправок расчет плотности потока собственного излучения СО2 и Н2О можно производить по единой зависимости
' т V
V100J ,
где С0 = 5,67 Вт/м2К4 - коэффициент излучения абсолютно черного тела; при определении степени черноты смеси паров СО2 и Н2О применяется зависимость
8г = 8со2 + 8н2о - 8со2 • 8н2о . (29)
На рис. 1, 2 изображены расчетные данные по степени черноты и 8Н о при общем давле-
нии в топке 0,1 МПа для оптической плотности газообразных компонентов продуктов сгорания 1р = 0,004; 0,08; 0,10; 0,15 мМПа. Расчеты произведены по экспериментальным данным Х. Хоттеля в соответствии с зависимостями (8)-(21) и Д. Эдвардса по зависимостям (22)-(27); при рассмотренной оптической плотности эффективная длина пути луча «эф изменялась для СО2 от 0,3 до 11,6 м при среднем содержании СО2 = 13 % и для Н2О от 0,36 до 13,63 м при среднем содержании Н2О = 11 %.
Необходимо также отметить ограничения при применении опытных данных Д. Эдвардса.
Рис. 1. Данные по степени черноты 8 газообразных компонентов ПС при 1р = 0,004. Данные Д. Эдвардса:
— для С02; - - для Н20. Данные Х. Хоттеля:--для С02;
----для Н2О
Рис. 2. Степень черноты 8 газообразных компонентов ПС при 1р = 0,08.0,15. Данные Д. Эдвардса: 1 -1р = 0,15 (Н2О); 2 - 1р = 0,10 (Н2О); 6 - 1р = 0,08 (Н2О); 8 - 1р = 0,15 (СО2); 10 - 1р = 0,10 (СО2); 11 - 1Р = 0,08 (СО2). Данные Х. Хоттеля: 3 - 1р = 0,15 (Н2О); 4 - 1р = 0,10 (Н2О); 5 - 1р = 0,08 (Н2О); 7 - 1р = 0,15 (СО2); 9 - 1р = 0,10 (СО2); 12 - 1Р = 0,08 (СО2)
Отклонение данных Д. Эдвардса от данных Х. Хоттеля при Т = 1000...2000 К, %
Оптическая плотность /р ДЕ, СО2, Т = 1000 К ДЕ, Н2О Т= 1000 К ДЕ, СО2 Т= 1500 К ДЕ, Н2О Т= 1500 К ДЕ, СО2 Т=2000 К ДЕ, Н2О Т=2000 К
0,004 +1,10 +10,84 +8,70 +28,00 +4,18 +37,50
0,080 +2,94 +4,76 +4,66 +4,82 +4,54 +5,95
0,100 +0,57 ±0,00 +4,57 +19,35 -12,38 +37,00
0,150 +7,14 -7,00 +2,89 +17,46 +3,84 +4,00
Оценки, произведенные с учетом закона действующих масс для константы равновесия диссоциации Н2О и соотношений (25)-(27), показали, что снижение еН О при диссоциации в условиях
Т = 2000 К может достигать 10 %. С понижением температуры снижение степени черноты интенсивно уменьшается до нуля при Т = 1200 К. Эти выводы относятся к адиабатному режиму с последующей «закалкой» [6], что на практике трудно реализовать. Поэтому вышеприведенные оценки необходимо воспринимать как максимально возможные при определенном сочетании режимных факторов.
Реакция диссоциации СО2 того же типа, что при диссоциации Н2О, но из-за различий в термохимии процессов диссоциация СО2 заметна уже при Т = 1300 К, при 1700 К достигает 0,65 %, а при 2000 К - 1,75 %. Это могло бы приводить к снижению степени черноты на 16 %, но, в отличие от диссоциации Н2О, где оба продукта диссоциации диатермичны, в случае СО2 оксид углерода СО имеет собственную степень черноты в исследуемом диапазоне 0,010...0,015, что на 90...95 % компенсирует эффект диссоциации СО2.
Фактические данные для сравнения результатов экспериментов Д. Эдвардса с результатами Х. Хоттеля в диапазоне оптической плотности /р = 0,004.0,150 приведены в таблице.
Особенности экспериментов Д. Эдвардса и их обработки частично объясняют отклонение от данных Х. Хоттеля.
1. При аналитическом описании опытных данных Д. Эдвардса здесь применялся многочлен второй степени, причем полученные результаты имеют разброс, объясняемый погрешностями округления и усечения. С переходом к более высоким степеням многочленов достоверность математического описания несколько повысится, но степень уточнения при этом априорно неизвестна.
2. Зависимости (22)-(29) имеют экстремальный характер, значения гех определяются обычным способом дг/д/р = 0, откуда егх = 0,5Ь/с, где Ь - коэффициент при первой степени /р, с - коэффициент при /р. Подставив конкретные значения из (22)-(27),
получаем для еСх02 = 0,22, для еН о = 0,10. Это
означает, что при расчете степени черноты С02 и Н20 по данным Д. Эдвардса сначала наблюдается рост е,- с увеличением /р, затем снижение, но данные Х. Хоттеля этого не подтверждают.
3. Особенность данных Д. Эдвардса также в том, что эксперименты проводились на лабораторной установке с ограниченной возможностью изменения размеров рабочих элементов, в том числе размеров газового слоя. Практически все эксперименты проводились на спектроскопе при постоянной толщине газового слоя 0,388 м при значениях /р от 0,002 до 0,0388 МПам в области температур 300.1400 К. Поэтому требуемой достоверностью обладают те рекомендации, которые относятся к низким значениям /р, при расчете промышленных топок и печей рационально применять данные Х. Хоттеля.
4. Адаптация зависимостей
Гурвича - Митора
На основе номограмм Х. Хоттеля Гурвичем и Митором (Г-М) [7] были рассчитаны интегральные коэффициенты поглощения для смесей СО2 и Н2О при значениях определяющих параметров, характерных для топок КА. Впоследствии эти зависимости вошли в нормативный метод расчета КА и справочную литературу [8, 9] при переходе к коэффициенту ослабления k, который учитывается в законе Бугера - Бера. По мере накопления теоретических и практических знаний о процессе первоначальный вид методики Г-М изменялся при сохранении структуры зависимости, в настоящее время зависимость Г-М имеет вид
0,8(1 + 20рн2о ) Г - 0,38?;
Тад I 1000
с учетом закона Бугера - Бера
ег = 1 -ехр(-Шрп/) . (31)
Как показал численный анализ, зависимости (30) и (31) занижают расчетные величины г по сравнению с экспериментальными данными Х. Хот-теля (1)—(11) на 24.28 % во всем диапазоне оптических характеристик продуктов сгорания среднего состава, причем влияние температурного фактора (1 - 0,3810-3?г) на величину отклонения незначительно. Для адаптации численных коэффициентов зависимости (30) рационально ввести коэффициент адаптации ^ад = кн/к = кн /к1, где кн -коэффициент ослабления, определенный по данным Х. Хоттеля, а к1 = 0,8(1 + 20р^о )(10рп/)-0,5.
При этом для получения достоверных данных рационально применить специальную методику, основанную на сопоставлении надежных данных по
к =
(30)
степени черноты продуктов сгорания по (1)—(11), с гг, полученной по формулам (30)-(31).
Логарифмируя к1 и подставляя ен согласно (1)—(11), получаем
k =-
ln (l-sf )
I0lp (l -0,38-10~37;
)
(32)
Коэффициент кн определяется по выборке данных Х. Хоттеля, характерных для топок котельных агрегатов и рабочих параметров промышленных печей для температуры 1273-1873 К, среднего состава продуктов сгорания гко = 0,13,
г„п = 0,11, Р = 0,1 МПа, / = 0,8; 1,6; 3,2 м;
1р -(
r п2 + rH2o ) lp ■
>) lP .
Полученные данные сопоставляются с расчетными, согласно формулы (32), с определением £ад = кн /к1. По массиву ^ад определяется среднее значение ^ср и отклонение Д£ = £ад - £ср; расчеты показали, что £ср = 1,40, при этом Д^-100 %/^ср изменяется в пределах от -6,6 % до +7,0 %. Таким образом, точность определения коэффициента ослабления продуктов сгорания по формулам (30)-(31), а значит и числа Бугера Ви, увеличивается в 4 раза при умножении к на 1,4.
5. Диапазон применения
полученных результатов
Как показало настоящее исследование, чувствительность степени черноты продуктов сгорания гг к изменению температуры газовой смеси Тг и оптической плотности /р различна: дгг /дТг = = -0,21 • 10-3, 1/К; дгг /д/р = 2,786, 1/мМПа. Это означает, что при снижении Тг в 1,25 раза г и соответственно плотность потока собственного излучения газовой смеси Ег возрастают в 1,44 раза. При увеличении оптической плотности /р в 1,25 раза гг и соответственно Ег возрастают в 1,56 раза. Здесь необходимо отметить, что поток результирующего излучения будет зависеть от конфигурации участка топки, степени черноты ограждения и его углового коэффициента [10].
Конкретное применение полученных результатов можно ожидать как при наладке теплового режима эксплуатируемых котлов и печей, так и при проектных расчетах этих установок.
Одной из наиболее важных проблем при достижении эффективной и надежной работы котлов является проблема определения адекватной тепловой схеме и свойствам применяемого топлива температуры в конце топки ТШ . При сжигании газообразного топлива температура на выходе может достигать 1300.1350 °С (ТШ = 1573.1623 К). Поэтому выбор этой температуры для газомазутных котлов - это технико-экономический вопрос, связанный с условиями надежной работы металла труб пароперегревателей, генерацией требуемого
количества пара в испарительных поверхностях для котлов с естественной циркуляцией, а также с достижимой температурой перегретого пара. В прямоточных котлах выбор температуры ТШ также связан с ограничениями по степени нагрева пароводяной среды в экранных поверхностях топки [11].
Температура газов на выходе из топки ТШ при сжигании твердого топлива выбирается из условий отсутствия шлакования и обеспечения надежной работы металла труб фестона и входных поверхностей пароперегревателя. Определяющими при выборе этой температуры являются шлакующие свойства топлива при учете аэродинамики потока газов, неравномерности температурного поля в выходном сечении топки и конструкции полурадиационных поверхностей нагрева [12].
При необходимости снижения ТШ до приемлемого уровня рекомендуется конструктивно снижать уровень установки горелок или изменять угол наклона горелок от выхода из топки, при этом увеличивается значение параметра М, распределение температуры газов по высоте топки снижается при некотором увеличении их степени черноты. Ограничениями при применении этих рекомендаций являются опасность касания факела с поверхностью экранных труб и особенности конструкций горелок.
Ввод газов рециркуляции в нижнюю или верхнюю часть топки приводит к снижению температуры и увеличению степени черноты, так как состав топочных газов изменяется незначительно. Оба варианта ввода газов рециркуляции приводят к увеличению сопротивления котла по газовому тракту, увеличению расхода энергии на собственные нужды, снижению КПД и увеличению капитальных затрат. Нижняя подача рециркулята, кроме того, приводит к снижению тепловосприятия всей топки и снижению температуры в зоне интенсивного горения. Верхняя подача приводит к снижению температуры только в верхней части котла и увеличению сопротивления только конвективных поверхностей нагрева.
Рассмотренные выше факторы и параметры теплообмена в теплоэнергетических установках -степень черноты ПС, число Ви как безразмерный коэффициент ослабления и др. являются элементами единой системы управления процессами при совершенствовании конструкций и режимов в направлении повышения эффективности и снижения нагрузки на среду обитания. В совокупности с рекомендациями Нормативного метода [7] и новейшими исследованиями по генерации вредных выбросов [10] полученные результаты могут быть использованы для диагностики и управления процессами аэромеханики, теплообмена и горения в направлении оптимизации технико-экономических и экологических характеристик КА. Рационально
рассмотрение этих вопросов построить в соответствии с направлением движения ПС от плоскости подачи компонентов горения к выходному сечению КА.
Согласно теоретическим и опытным данным [10] процесс образования вредных веществ и формирование температурного уровня ПС в основном происходит в зоне интенсивного горения (ЗИГ) на расстоянии 3.5 калибров от среза горелок. Так на выход термических оксидов азота наибольшее влияние оказывает температура в ЗИГ, с повышением которой происходит экспоненциальный рост образования N0. Увеличение времени пребывания ПС в зоне горения также приводит к почти прямо пропорциональному росту эмиссии N0. Высота ЗИГ зависит от конструкции [10], температура на выходе ЗИГ пылеугольных котлов изменяется в пределах 1580.1980 К.
Таким образом, все основные термохимические процессы, приводящие к образованию вредных выбросов из КА, сосредоточены в ЗИГ и связаны с процессами подготовки и подачи компонентов горения. Поэтому определение температуры, степени черноты и оптической плотности газовой среды в этой зоне чрезвычайно важно с точки зрения диагностики и управления процессами теплообмена и генерации отдельных компонентов ПС. В основной работе по теме защиты среды обитания [10] с применением двухкомпонентной схемы устанавливается, что ТЗИГ изменяется от Тад до ТЗИ^ по мере тепловыделения и снижения температуры из-за недожога и теплоотдачи на поверхность ограждения зоны. Компоненты схемы - топочные газы ПС и ограждение зоны, адиабатной температуре Тад отвечает среда в начальном сечении ЗИГ, ТЗ'ИГ - выход ПС в основной объем топки после теплообмена с ограждением. Результат теплообмена с ограждением определяется коэффициентом эффективности экранной поверхности ограждения зоны у в соответствии с методикой нормативного метода [7].
Альтернативой является трехкомпонентная схема [13], в которой отдельно рассматриваются тепловые потоки от топочных газов, факельного континуума и ограждения ЗИГ. Это повышает достоверность диагностического анализа и способствует совершенствованию процесса управления реакциями горения топлива и образования составляющих ПС.
Поток топочных газов с полем концентраций, скорости и температуры входит в основной объем топки, где происходит догорание некоторых компонентов в потоке газов и перенос теплоты к рабочему телу. Для этого участка КА предложена парадигма теплообмена, которая основана на балансе потоков теплоты и массы [14] и описывает пространственно-временное распределение температур в топке КА с учетом условий однозначности и формы топки. Определение с помощью парадигмы
теплообмена температурного поля на выходе из топки может способствовать решению задач по защите поверхностей нагрева от шлакования, как отмечалось выше. В остальных поверхностях нагрева, расположенных в соединительном и конвективном газоходах, вопросы аэродинамики и теплообмена решаются аналогично рассмотренным задачам с учетом рекомендаций [7, 10].
Выводы
В результате проведенной аналитической работы с экспериментальными данными по степени черноты промышленных газов получены зависимости, которые позволяют использовать их в автоматизированных расчетах. В двухпараметриче-ской схеме анализа за основу приняты экспериментальные данные Х. Хоттеля и Д. Эдвардса, произведен сравнительный анализ результатов расчетов по формулам, в основу которых положены данные этих экспериментов.
При высоких значениях оптической плотности газов lp > 0,01 МПам степень черноты углекислоты выше таковой для водяных паров, при низких значениях lp < 0,01 МПа м преобладает излучение водяного пара. Определены погрешности метода и объяснены пределы допустимой экстраполяции в поле двух основных факторов - оптической плотности потока излучения и температуры газа.
Произведена адаптация зависимости Гурви-ча - Митора к экспериментальным данным Х. Хоттеля, предложена методика определения адаптационного коэффициента, определены и объяснены отклонения от экспериментальных данных. Определен диапазон применения полученных результатов при расчете температуры газов на выходе из ЗИГ и топки с применением математической модели теплообмена в ЗИГ и парадигмы теплообмена в основном объеме топки.
Литература
1. Телегин, А.С. Тепломассоперенос / А.С. Телегин, В.С. Швыдкий, Ю.Г. Ярошенко; под ред. Ю.Г. Ярошенко. - 2-е изд. - М.: ИКЦ «Академкнига», 2002. - 455 с.
2. Элементы теории систем и численные методы моделирования процессов тепломассопере-носа / В. С. Швыдкий, Н.А. Спирин, М.Г. Ладыгичев и др. - М.: Интермет Инжиниринг, 1999. - 520 с.
3. Теплотехнические расчеты металлургических печей /Б. Ф. Зобнин, М.Д. Казяев, Б.И. Китаев и др. -М.: Металлургия, 1982. - 360 с.
4. Блох, А.А. Теплообмен в топках паровых котлов / А.А. Блох. - Л.: Энергоатомиздат, Ленинград. отд-ние, 1984. - 240 с.
5. Справочник по теплообменникам: в 2 т. / пер. с англ. под ред. Б.С. Петухова, В.К. Шикова. -М.: Энергоатомиздат, 1987. - Т. 1. - 560 с.
6. Математическая теория горения и взрыва /
Я.Б. Зельдович, Г.И. Баренблатт, В.Б. Либрович, Г.М. Махвиладзе. -М.: Наука, 1980. - 478 с.
7. Тепловой расчет котельных агрегатов. Нормативный метод / Н.В. Кузнецов, В.В. Митор, И.Е. Дубовский, Э.С. Карасина. - Минск: ЭКОЛИТ, 2011. - 296 с.
8. Теплоэнергетика и теплотехника: справочник. Кн. 3: Тепловые и атомные электрические станции / под общ. ред. А.В. Клименко, В.М. Зорина. - М.: Издат. дом МЭИ, 2007. - 647 с.
9. Лисиенко, В.Г. Хрестоматия энергосбережения: справ. изд.: в 2 кн. / В.Г. Лисиенко. - М.: Теплоэнергетик, 2003. - Кн. 2. - 768 с.
10. Росляков, П.В. Методы защиты окружающей среды: учеб. для вузов / П.В. Росляков. -М.: Издат. дом МЭИ, 2007. - 336 с.
11. Изюмов, М.А. Методология принятия
технических решений на стадии проектирования паровых котлов: учеб. пособие / М.А. Изюмов. -М.: Изд-во МЭИ, 1999. - 108 с.
12. Богомолов, В.В. Энергетические угли восточной части России и Казахстана: справ. / В.В. Богомолов, Н.В. Артемьева, А.Н. Алехнович и др. - Челябинск, УралВТИ, 2004. - 304 с.
13. Торопов, Е.В. Математическая модель теплообмена в зоне интенсивного горения / Е.В. Торопов, К.В. Осинцев // Вестник ЮУрГУ. Серия «Энергетика». - 2015. - Т. 15, № 4. - С. 19-25.
14. Торопов, Е.В. Математическая модель обобщенного теплообмена в топке котельного агрегата - парадигма теплообмена /Е.В. Торопов, К.В.Осинцев // Вестник ЮУрГУ. Серия «Энергетика». - 2017. - Т. 17, № 1. - С. 5-12. ЕЮ1: 10.14529/power 170101
Торопов Евгений Васильевич, д-р техн. наук, профессор, заслуженный деятель науки и техники РФ, профессор кафедры «Промышленная теплоэнергетика», Южно-Уральский государственный университет, г. Челябинск; [email protected].
Поступила в редакцию 27 июля 2018 г.
DOI: 10.14529/power180303
ADAPTATION OF COMBUSTION PRODUCTS EMISSIVITY FACTOR TO THE 1000...2000 K TEMPERATURE INTERVAL
E.V. Toropov, [email protected]
South Ural State University, Chelyabinsk, Russian Federation
The accuracy of calculations of heat transfer caused by the emission from a high-temperature gas flow during the combustion of natural fuels significantly depends on the accuracy and representation of data on thermal and physical properties of gases, as well as the value of a radiant heat flux. Th reliable experimental data helped to generate the dependencies that allow performing calculations of emissivity factor for combustion products. The accuracy of the calculable approximation of experimental data in the two-factor function - optical density of the gas and its temperature - has been determined. The adaptation of parameters in a ratio for calculating the attenuation ratio and the Buger number has been carried out based on the updated experimental data. The range of application of the obtained results for the intense combustion zone as well as for the main combustion chamber volume of a boiler unit has been considered. This gives the possibility to determine boundary conditions for these zones of the boiler unit. Previously developed mathematical model with a triple-component pattern, which allows dividing the influence of flare continuum and combustion gases, is applicable for the intense combustion zone. The heat transfer in the main combustion chamber volume is described within the heat transfer paradigm, which allows accounting for the configuration of the combustion chamber as well as the efficiency of heat emission to the waterwall surfaces.
Keywords: emissivity factor, emission flux, temperature, carbon dioxide, water vapor, mathematical models.
References
1. Telegin A.S., Shvydky V.S., Jaroshenko Yu.G. Teplomassoperenos. [Heat and Mass Transfer]. Moscow, Akademkniga Publ., 2002. 455 p.
2. Shvydky V.S., Spirin N.A., Ladygichev M.G., Yaroshenko Yu.G., Gordon Ya.M. Elementyi teorii sistem i chislennyie metodyi modelirovaniya protsessov teplomassoperenosa. [Elements of the Theory of Systems and
Numerical Methods of Modeling of Processes of Heat and Mass Transfer]. Moscow, Intermet Engineering Publ., 1999. 520 p.
3. Zobnin B.F., Kazyaev M.D., Kitaev B.I., Lisienko V.G., Telegin A.S., Yaroshenko Yu.G. Teplotehniche-skie raschetyi metallurgicheskih pechey. [Thermal Calculations of Metallurgical Furnaces]. Moscow, Metallurgy, 1982. 360 p.
4. Bloch A.A. Teploobmen v topkah parovyih kotlov. [Heat Exchange in Furnaces of Steam Boilers]. Leningrad, Energoatomizdat, 1984. 240 p.
5. Spravochnikpo teploobmennikam. Tom 1. [Reference Book on Heat Exchangers. V. 1.]. Ed. Petukhov B.S., Shikova V.K. Moscow, Energoatomizdat, 1987. 560 p.
6. Zeldovich, Y.B., Barenblatt G.I., Librovich V.B., Makhviladze G.M. Matematicheskaya teoriya goreniya i vzryiva. [Mathematical Theory of Combustion and Explosion]. Moscow, Science, 1980. 478 p.
7. Kuznetsov N.V., Mitor V.V., Dubrovsky I.E., Karasina E.S. Teplovoy raschet kotelnyih agregatov. Normativnyiy metod. [Thermal Calculation of Boiler Units. Standard Method]. 2d ed., reprint. Minsk, EKOLIT Publ., 2011. 296 p.
8. Teploenergetika i teplotehnika. Kniga 3. Teplovyie i atomnyie elektricheskie stantsii: spravochnik. [Heat Power Engineering and Heat Engineering. Book 3. Thermal and Nuclear Power plants. Handbook]. Ed. Klimen-ko A.V., Zorin V.M. Moscow, MPEI Publishing House Publ., 2007. 647 p.
9. Lisienko V.G. Hrestomatiya energosberezheniya/ Spravochnoe izdanie. [Anthology of Energy Saving. Reference Edition. Book 2]. Moscow, Heat Power Publ., 2003. 768 p.
10. Roslyakov P.V. Metodyi zaschityi okruzhayuschey sredyi. [Methods of Environmental Protection]. Moscow, MPEI Publishing House Publ., 2007. 336 p.
11. Izyumov M.A. Metodologiya prinyatiya tehnicheskih resheniy na stadii proektirovaniya parovyih kotlov [Methodology of Technical Decision-Making at the Design Stage of Steam Boilers]. Moscow, Publishing House MEI, 1999. 108 p.
12. Bogomolov V.V., Artemyev N.V., Alekhnovich A.N., Novitsky N.V., Timofeeva N.A. Energeticheskie ugli vostochnoy chasti Rossii i Kazahstana. Spravochnik [Power Coals of the Eastern Part of Russia and Kazakhstan. Handbook]. Chelyabinsk, UralVTI Publ., 2004. 304 p.
13. Toropov E.V., Osintsev K.V. Mathematical Model of Heat Transfer into the Intensive Burning Zone of Steam Generator. Bulletin of South Ural State University. Ser. Power Engineering, 2015, vol. 15, no. 4, pp. 19-25. (in Russ.). DOI: 10.14529/power 150403
14. Toropov E.V., Osintsev K.V. Mathematical Model of Generalized Heat Transfer Inside Boiler Unit Furnace - Heat Exchange Paradigm. Bulletin of South Ural State University. Ser. Power Engineering, 2015, vol. 17, no. 1, pp. 5-12. (in Russ.). DOI: 10.14529/power 170101
Received27 July 2018
ОБРАЗЕЦ ЦИТИРОВАНИЯ
Торопов, Е.В. Адаптация степени черноты продуктов сгорания топлив к интервалу температур 1000.2000 К / Е.В. Торопов // Вестник ЮУрГУ. Серия «Энергетика». - 2018. - Т. 18, № 3. - С. 22-29. D0I: 10.14529/power180303
FOR CITATION
Toropov E.V. Adaptation of Combustion Products Emissivity Factor to the 1000.2000 K Temperature Interval. Bulletin of the South Ural State University. Ser. Power Engineering, 2018, vol. 18, no. 3, pp. 22-29. (in Russ.) DOI: 10.14529/power180303
