CC BY
49
УДК 536.3.535.34
АНАЛИЗ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ ПРИ РАЗНЫХ РЕЖИМАХ СЖИГАНИЯ
ТОПЛИВА
Д.Б. ВАФИН, А.М. АБДУЛЛИН Нижнекамский химико-технологический институт
Дается анализ сравнительной тепловой эффективности камер радиации трубчатых печей при настильном и сводовом режимах сжигания газообразного топлива. Используется дифференциальный метод теплового расчета, основанный на совместном численном интегрировании уравнения переноса излучения, уравнений энергии, движения, к —емодели турбулентности и одноступенчатой модели горения.
Ключевые слова: излучение, конвекция, турбулентность, горение, печи, теплообмен.
Главной особенностью теплообмена в топках является совместное проявление всех механизмов переноса энергии при определяющем влиянии лучистого переноса, доля которого может быть на порядок выше по сравнению с другими механизмами. На нефтехимических установках применяют печи с беспламенными горелками на излучающих стенах, с горелками настильного и открытого сжигания газообразного топлива. В случае настильного сжигания топлива и использования беспламенных горелок имеет место косвенный направленный режим теплообмена, при использовании горелок открытого факела теплоотдача к реакционным трубам осуществляется главным образом за счет теплового излучения продуктов сгорания. Дифференциальный метод теплового расчета печей такого типов, предложенный здесь, основан на совместном численном интегрировании двухмерных уравнений переноса излучения (1), энергии (2), турбулентного движения продуктов сгорания (3), двухпараметрической к—е модели турбулентности (4), неразрывности (5), модели горения (6):
¿41, (м,Л) + к, (М)1 , (М,Л) = Рх(М) 11х(М,Л)П (Л,Л')Л
(М)1ЬХ (Т)
+ 4 п 4 п
Р
дТ
' р и дх
+ Р р
дт д(( дТ) АГХэф дТ
и~еу = дх 11эф -Ш> + ду IХэф ду
+ (^ — АУ 9 р),
(1)
(2)
ди ди др ди 2 д ди +ди
ри дх + ри д = —дХ + дх (^эф (2 Ж — У)) + ду (Дэф ( ду дх
ди ди др д ди + 3и д ди — 2,
ри дх + ри ду = — дх + дх (^эф ( ду дх )) + ду (Дэф (2 ду 3
+ ^эф (2 и— | Й8у у) + /
д д дф д дф дх (риф) + ду (риф) = дх (Гфдх ) + ду (Гфду ) + ,
а(Р:и) б,,,) _Р_
дх + ду = о, р = Дсм ¡т. д д д дтг д
дт г
) + /1, Шу V)) + (3)
(4)
(5)
дх (рит г) + ду (ри т г) = дх (Гг дх ) + ду (Гг ду ) + £ г
(6)
I, (М,Л)
спектральная интенсивность излучения в точке
В этих уравнениях " х I (Т)
М в направлении Л ; ^ — спектральная интенсивность излучения черного тела при температуре Т; к х (М) = а х + в х — спектральный коэффициент ослабления;
+
а л (M) р л (М) ,,
л \ /, I- л \ /_ спектральные коэффициенты поглощения и рассеяния;
УХ (ЛЛ ) _ индикатриса рассеяния; и, и _ компоненты скорости продуктов сгорания
вдоль осей х и у; Ср _ изобарная теплоемкость; Лэф = Л + Лт _ коэффициент
эффективной теплопроводности; ^ _ объемная плотность источников тепла; Шу ^р _
мощность плотности лучистых потоков; ^эф = ^ + _ эффективная вязкость; к, е _ кинетическая энергия турбулентных пульсаций и скорость ее диссипации; ф = {к, е};
Гф = ^ + ^п /аф _ коэффициент переноса; _ источниковый член; т г, т ок _
V г
массовые концентрации горючего и окислителя; г _ скорость химической реакции; Гг = ц / °г _ коэффициент переноса, где °г _ число Шмидта.
Уравнению типа (6) удовлетворяет уравнение т ок. Источниковый член
уравнения для окислителя определяется соотношением ок = г А, где А _
ГГ
стехиометрическое количество окислителя для сгорания 1 кг горючего ( г — ок).
При использовании метода дискретных Рис. 1. Схема камеры радиации ординат уравнение (1) заменяется системой
печи и варианты сжиг,ания дифференциальных уравнений относительно топлива к
интенсивности излучения 1т вдоль ограниченного количества выделенных направлений [1]. Эмпирические константы к_Е модели взяты по рекомендациям работы [2]. Скорость химических
V
реакций Я (источниковый член г в (6)) определяется по модели «обрыва вихрей» [3]. Для численного решения дифференциальных уравнений метода дискретных ординат применяется конечно-разностный метод [4]. Решение уравнений движения (3), описывающих конвективный теплообмен и поле турбулентного течения продуктов сгорания в топочной камере прямоугольного сечения, выполняется в (u-u—p) переменных [6]. При этом возникают некоторые трудности, связанные с составлением дискретных аналогов для членов уравнений в виде первых производных.
Для преодоления этих трудностей составляющие скорости определены на разностной сетке, отличной от сетки, которая используется для всех других переменных, т.е. использовали смещенную шахматную сетку. Методы численного решения представленных уравнений при соответствующих граничных условиях описаны в работах [4-6]. Оценка адекватности рекомендованной модели и полученных результатов к реальным процессам сделана на основе сравнения результатов расчетов с данными экспериментов. Подробный анализ данного вопроса приводится в работе [7].
Анализ сравнительной тепловой эффективности камер радиации трубчатых печей при настильном и сводовом режимах сжигания газообразного топлива выполнен на примере трубчатой печи коробчатого типа, аналогичной показанной на рис. 1. Состав топливного газа (в % об): Н _ 52,0; СШ _ 25,0; С2Ш _ 8,74; СзШ _ 6,5; С4Н10 _ 6,0; С5Н12 _ 1,3; N2 _ 0,4; СО2 _ 0,03; СО _ 0,03. Расход топливного газа в
О Р
камеру радиации Вт = 0,4 нм3/с, низшая теплота сгорания = 35452 кДж/нм3, температура топливной смеси на входе в горелки 493К, температура воздуха, подаваемого в горелки, 453К. Коэффициент избытка воздуха ат = 1,1. Мольные доли компонент в составе продуктов сгорания: N2 _ 0,709; О2 _ 0,017; Н2О _ 0,19; СО2 _ 0,084. Тепловыделение в одной секции камеры радиации _ 5673 МВт.
При настильном сжигании топлива рассмотрены два варианта: топливовоздушная струя направлена вверх (первый) и вниз (второй). В третьем варианте рассматривалось сводовое сжигание топлива при расположении рядов горелок предварительного смешения газов посередине свода секции камеры радиации. В расчетах использовалась шестиполосная модель спектра излучения продуктов сгорания с учетом зависимости их теплофизических свойств от температуры. Определены также потери тепла через футеровку путем решения одномерного уравнения теплопроводности через стенки камеры радиации.
На рис. 2 и в таблице приведены обобщенные результаты расчетов, показывающие влияние режима сжигания топлива на локальный и суммарный теплообмен в топочной камере. По интенсивности суммарного теплообмена рассмотренные варианты сжигания топлива можно расположить в следующем порядке: сводовый, настильный (первый вариант), настильный (второй вариант). Суммарная теплоотдача реакционным трубам в камере радиации при сводовом сжигании на 20,5% больше по сравнению с настильным сжиганием топлива во втором варианте.
Рис. 2. Распределение поверхностных плотностей суммарного потока тепла вдоль труб: --сводовый режим;-----настильный (1 вариант); _ • _ • _ • _ (2 вариант)
Лучистые потоки тепла к поверхности нагрева в основном формируются за счет энергии излучения факела. На величину лучистых потоков тепла большое влияние оказывает также область топочного объема, занятого продуктами сгорания с относительно низкой температурой. Как при сводовом, так и при настильном сжигании топлива эта область располагается между поверхностью нагрева и факелом, выполняя таким образом роль теплового экрана. Если при настильном сжигании топлива область высоких температур (факел) локализована непосредственно у боковой стены, то при сводовом режиме факел располагается между поверхностью нагрева и боковой стеной топочной камеры. В результате при сводовом сжигании топлива влияние теплового экрана уменьшается, что при одинаковой тепловой нагрузке приводит к большей лучистой теплоотдаче. Первый вариант настильного сжигания топлива занимает промежуточное положение между сводовым режимом и вторым вариантом настильного сжигания. Следует также отметить некоторое сходство в распределениях поверхностных плотностей суммарного теплового потока по высоте поверхности нагрева при сводовом и настильном сжигании топлива с факелами, направленными вверх.
Таблица
Характеристики суммарного теплообмена в камерах радиации при настильном и сводовом режимах сжигания топлива
№ сжигания т оплива занимает промежу
но го е положение между сво довым режи ом и вторы м м вариант
ас тильного сжигания. Следует такж е отметить нек оторое сходств о в рас
ел е-ниях поверхностных плотностей су ммарн ого те пловог
то ка по высоте поверхности нагрева пр водо-вом и настильном сжигании топ ва с фа и келам и, на правл
ми вверх.ТаблицаХарактеристи ки суммарного теплообмена в ка мерах рад иаци
и настильном и сводовом режимах сжигани я топливаПп№^пп^^Пар аметр ы^Ре жим
гания топливаПППППППППНастильныйП1 вариантПНастильныйП2 вариант □ Сводовый
□ □□□□ШСуммарная теплоотдача в камере радиации, кВт^6092,9^5703,6^6870,8
□ □□□2^Потеря тепла через футеровку, кВт^96,6^311,6^160,7^^^^^3^0тносительно е тепловосприятие труб (в % от количества введенного в камеру тепла)М3, Ш40,4М8,6^М^М^Конвективная составляющая в суммарном тепловом балансе, %□ 10 ,7^3,3^2,Ш^^М5^Коэффициент неравномерности обогрева по длине труб, дтах /[°^Ы,97Ш,52Ш,Ш^На рис. 3 показаны профили температуры внутренней повер хности футеровки Ткл боковой стены по высоте радиантной камеры для рассмотрен
топлива является обеспечение более равномерного профиля температуры футеровки, например путем увеличения количества ярусов горелок. Более высокая температура футеровки при подаче топливовоздушной струи вверх объясняется влиянием свода радиантной камеры, который переизлучает подведенное за счет конвекции тепло обратно в топочный объем.
Рис. 3. Изменение температуры внутренней поверхности футеровки по высоте камеры радиации:
обозначения как на рис. 2
Таким образом, установлено, что при одинаковой тепловой нагрузке сводовый режим сжигания топлива обеспечивает большее восприятие тепла поверхностью нагрева по сравнению с настильным режимом. Однако при этом увеличивается коэффициент неравномерности обогрева труб по длине, что при больших тепловых нагрузках топки может привести к локальному перегреву труб. При переходе к настильному режиму сжигания топлива распределение плотности теплового потока к поверхности нагрева по длине труб становится более равномерным. В этом случае тепловосприятие поверхности нагрева можно повысить путем увеличения тепловой нагрузки топочной камеры в пределах допустимых значений температуры радиантных труб.
Summary
The contrastive analysis of thermal efficiency of tubular reactors' radiation chambers on the conditions of gaseous fuel flat and roof burning is given. The differential thermal design method based on combined numerical solution of radiation transfer equation, energy
equations, dynamics equations, k — £ —turbulence model equations and one-step model combustion equations, is used.
Key words: radiation, convection, turbulehce, combustion, furnaces, heat transfer.
Литература
1. Файвленд О. решениях уравнения переноса излучения в прямоугольных полстях методом дискретных ординат/ О. Файвленд // Теплопередача. 1984. С.16-24.
2. Волков К. Н. Сравнение низкорейнольдсовых моделей турбулентности с данными прямого численного моделирования течения в канале / К. Н. Волков // Теплофизика и аэромеханика. 2005. Т. 12, № 3. С. 365-378.
3. Лили, Д.Т. Расчет пламени в турбулентном закрученном потоке / Д.Т. Лили // РТК. 1974. Т.12. № 2. С. 117-123.
4. Абдуллин А. М. Численное исследование влияния радиационных свойств трубчатого экрана и продуктов сгорания на теплообмен в топках трубчатых печей / А. М. Абдуллин, Д. Б. Вафин // ИФЖ. 1993. Т. 65. № 2. С.171-177.
5. 5.Абдуллин А. М. Численное моделирование локального теплообмена в топках трубчатых печей на основе дифференциальных приближений для лучистого переноса тепла / А. М. Абдуллин, Д. Б. Вафин // ИФЖ. 1991. Т. 60. № 2. С. 291-297.
6. Вафин Д. Б. Расчет турбулентных течений с химическими реакциями в задачах сложного теплообмена / Д. Б. Вафин, А. В. Садыков // В межвуз. сб.: Тепло — и массообмен в химической технологии. Казань: КХТИ, 1988. С. 16-20.
7. Вафин Д. Б. Дифференциальный метод теплового расчета топок / Д. Б. Вафин. Казань: Изд-во «Школа», 2008. 116 с.
Поступила в редакцию 03 февраля 2009 г
Вафин Данил Билалович - канд. техн. наук, доцент кафедры физики Нижнекамского химико-технологического института КГТУ. Тел. 8-917-8880228; 8 (855) 542-95-20. E-mail: vafdanil@yandex.ru.
Абдуллин Айрат Махмутович - канд. техн. наук, доцент кафедры физики Нижнекамского химико-технологического института КГТУ. Тел. 8-917-2511549; 8 (855) 542-74-84.
