Использование перегретого пара для регулирования тепловых потоков от газового факела Текст научной статьи по специальности «Физика»

УДК 536.3.535.34

ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПЕРЕГРЕТОГО ПАРА ДЛЯ РЕГУЛИРОВАНИЯ ТЕПЛОВЫХ ПОТОКОВ ОТ ГАЗОВОГО ФАКЕЛА

А.В. САДЫКОВ, Д.Б. ВАФИН, И.М. ВАЛЕЕВ, Н.Г.СМОЛИН

Нижнекамский химико-технологический институт (филиал)

Анализируется влияние впрыска водяного пара при сжигании газообразного топлива в трубчатых печах нефтехимической промышленности на температурный режим в объеме топки и на теплонапряженность по длине реакционных труб. Математическая модель задачи теплообмена в топке содержит двухмерные стационарные уравнения энергии, переноса энергии излучения, движения, неразрывности, модели турбулентности, модели горения. Для решения задачи применен дифференциальный метод, который реализован в пакете прикладных программ.

Ключевые слова: теплообмен, излучение, горение, трубчатые реакторы, камера радиации, топочные газы, температура, теплонапряженность.

В нефтехимическом производстве для нагрева сырья и проведения необходимых химических превращений широкое применение находят трубчатые печи, где тепловой поток от дымовых газов к трубчатым реакторам в основном передается за счет излучения поглощающих компонент продуктов сгорания. При переходе от жидкого к газообразному топливу светимость факела резко снижается. Основным фактором, определяющим светимость факела, является условие перемешивания газа с воздухом в горелках. С точки зрения эффективного использования топлива предпочтительными являются горелки полного предварительного смешения, которые характеризуются несветящимся факелом и концентрированным температурным полем, вследствие чего получение равномерного распределения температур на большой длине агрегата возможно только при установке большого количества горелок. На существующих агрегатах горелки расположены или на поду секции радиации печи, или используется их потолочное расположение. Поэтому если в таких агрегатах использовать современные горелки, это может привести к большой неравномерности теплонапряженности труб по их длине, что, в свою очередь - к местному перегреву труб и закоксовыванию катализатора. Кроме этого, в объеме камеры радиационной секции нагреваемый продукт может не получить достаточного количества тепла из-за высоких температур дымовых газов на входе в конвекционную камеру.

В данной работе анализируются возможности влияния впрыска через горелку перегретого пара, получаемого в конвекционной камере, для регулирования температурного режима в объеме печи и теплонапряженности по длине реакционных труб.

Упрощенная схема рассматриваемых трубчатых печей показана на рис. 1. Трубчатая печь может состоять из трех или большего количества радиантных секций, образованных рядами вертикально расположенных реакционных труб и боковыми футерованными стенами печи.

Подогретая реакционная смесь природного газа и водяного пара подается сверху в реакционные трубы, где на никелевом катализаторе происходит паровой риформинг углеводородов. На дне печи расположены отводящие каналы с

© А.В. Садыков, Д.Б. Вафин, И.М. Валеев, Н.Г.Смолин Проблемы энергетики, 2011, № 3-4

прямоугольным сечением, посредством которых продукты сгорания природного газа отводятся в конвекционную зону печи.

Рис. 1. Упрощенная схема части средней секции камеры радиации:1 - трубный экран; 2 -шахта для отсоса дымовых газов; 3 - факел; 4 - горелки

Состав и температура получаемого продукта, температура наружной стенки реакционных труб определяются условиями протекания процессов как в объеме топочной камеры, так и внутри реакционных труб. Поэтому совместно решаются внешняя и внутренняя задачи.

Однорядное расположение реакционных труб и горелок в направлении оси Ог, а также малая ширина секции, по сравнению с ее длиной, позволяют рассматривать задачу внешнего теплообмена в двухмерной постановке (в плоскости Оху). Малый диаметр реакционных труб, по сравнению с размерами топочной камеры, и малый шаг между ними позволяют заменить трубный ряд сплошной непрозрачной для излучения лучевоспринимающей поверхностью с эффективной степенью черноты [1].

Ряд горелок на своде заменяется сплошной узкой щелью с шириной, пропорциональной выходному диаметру амбразуры горелок. Для такой печи нужно сделать тепловой расчет средней секции и крайней секции, граничащей с боковой стенкой. Наличие плоскости симметрии позволяет рассматривать только одну половину средней секции. Поверхности футеровок считаются адиабатическими.

Температурное поле определяется решением уравнения энергии, которое для рассматриваемого случая имеет вид [2]

дТ

срРи ~дХ + срРу

дТ __д_

ду дх

(1 + 1Т)

дТ дх

д ду

(1 + 1Т )

дт

ду

+ Оу - Шу qp.

(1)

Здесь и, V - компоненты вектора скорости У по осям Ох, Оу соответственно; р - плотность дымовых газов; Ср - изобарная теплоемкость; к, 'т -коэффициенты молекулярной и турбулентной теплопроводности; Т(х, у) -температура в точке с координатами х, у; Оу - объемная плотность тепловыделения в результате горения топлива; qp - вектор плотности

интегрального по спектру лучистого потока тепла.

Объемная мощность лучистых потоков Шу qp определяется путем решения

уравнения переноса энергии излучения. Для нахождения распределения ОУ в объеме топочной камеры решаются дифференциальные уравнения модели горения [2].

Уравнение переноса энергии излучения для селективно излучающей, поглощающей и анизотропно рассеивающей среды при локальном термодинамическом равновесии для рассматриваемой геометрии имеет вид [2]

вк 4п

д11, „ д11,

дх

ду

=ак'11Ь(Т)-кк1к, + в;"' 17к," ,

П (4п)

(2)

где ц = зтб-созу, \ = зтб-зту - направляющие косинусы; I- спектральная интенсивность излучения в направлении вектора я; к' = а' + в' - спектральный коэффициент ослабления; а', в' - спектральные коэффициенты поглощения и рассеяния соответственно; у(«,«') - индикатриса рассеяния; I'ь - функция Планка.

Поле скоростей определяется решением уравнений движения и неразрывности, которые для рассматриваемого случая имеют вид:

ди ди дР д

ри--+ рv— =---1--

дх ду дх дх

дv дv дР д ри--+ рv— =---1--

дх ду ду дх д(ри) + ) = 0,

дх ду

Дэф

'2 ди 2,. -

2---dlv У

дх 3

\Л

+ -

/у

д ду

Дэф

ди дv — + —

ду дх

\Л

+ /Г; (3)

УУ

Дэф

г ди ду^ ду дх у у

+ •

ду

Дэф

дv 2 -

2---divV

ду 3

лЛ

уу

+ /Г; (4)

(5)

где дэф = д + дт - коэффициент эффективной вязкости; д , дт - коэффициенты молекулярной и турбулентной вязкости соответственно; Р - давление дымовых газов в топочной камере; /1, /2 - массовые силы. Если ось х направлена по вертикали вниз, то

/1 = р^(1 - в(Т- Т^, /2 = 0,

д

где в _ -1 др - коэффициент объемного расширения; g - ускорение свободного

падения; Тж - температура, принимаемая за начало отсчета при учете архимедовых сил.

Состояние дымовых газов рассматривается в приближении идеального газа. На входном сечении задаются скорость истечения газов на горение, воздуха и впрыскиваемого пара, определенные исходя из расхода топлива на радиантную камеру, их температура и другие исходные данные.

Для замыкания уравнений движения используется модификация к-е модели турбулентности.

В качестве модели горения была выбрана модель вихревой диссипации. Горение моделируется с использованием общего одношагового механизма реакции, предполагается полное сгорание топлива до С02 и Н20.

Для решения уравнения переноса излучения (2) используется ^-приближение метода дискретных ординат. Для вычисления интегрального по спектру коэффициента поглощения газообразных продуктов сгорания с учетом впрыскиваемого пара использована модель взвешенной суммы серых газов [3].

Вопросы постановки граничных условий, совместного решения указанных уравнений рассмотрены в работах [2, 4].

Совместное численное решение указанных уравнений позволяет получить в объеме топки поля следующих параметров: температуры, изолиний функции тока, массовых концентраций горючего и окислителя и др. Для решения задачи применяется такой же итерационный алгоритм, что и в работе [4].

В ходе итерационного процесса в первых итерациях ряд параметров сильно осциллирует. Для уменьшения величины осцилляций к отдельным уравнениям применялась нижняя релаксация.

Указанным способом сначала проводится расчет для средней секции, затем для крайней правой секции. Общий тепловой поток к трубному экрану находится суммированием тепловых потоков, полученных в результате таких расчетов для двух соседних секций.

Для решения внутренней задачи используется метод, предложенный авторами [5]. В результате решения внутренней задачи находятся следующие параметры: распределение температуры и давления парогазовой смеси (ПГС), состава ПГС, степени конверсии метана по длине реактора; профиль температуры наружной стенки реакционных труб и др.

Расчет сопряженного теплообмена проводится по тому же итерационному алгоритму, что и в работах [2, 4].

Предварительно пар подогревается в конвекционной зоне печи и подается на факел через горелку вместе с топливным газом и воздухом. При параметрических исследованиях объемные доли подаваемого перегретого пара с определенным шагом изменялись от 0% до 10% от общего объема топливовоздушной смеси при разных значениях температуры пара на входе в топку. Проведены два варианта расчетов. В первом варианте тепловыделение в объеме топки оставалось постоянным и, следовательно, при увеличении объемной доли пара расход топлива уменьшается. Во втором варианте расход газообразного топлива оставался постоянным. Для уравнения энергии в обоих случаях ставится граничное условие третьего рода.

На рис. 2 показаны распределения температур топочных газов на оси камеры радиации при разных объемных долях и температуре пара на входе

200 оС. С увеличением объемной доли подаваемого пара температура продуктов сгорания снижается, пик в распределении температуры становится менее выраженным. С увеличением содержания пара распределение температур на оси потока становится более равномерным. При других значениях температуры перегретого пара на входе в топку характер изменения температуры остается примерно таким же. Уменьшение температуры газов в области факела снижает образование окислов азота, что благоприятно с точки зрения экологии. Однако при большом содержании серы в газе увеличение пара может привести к росту содержания сернистой кислоты в выбрасываемых газах.

Г, К

2 4 6 8 10 12 1,м

Рис. 2. Распределения температур на оси потока при разных объемных долях пара

Распределение температуры стенок реакционных труб с увеличением содержания пара также становится более равномерным. Менее выраженный пик температуры смещается почти к середине труб (6 - 7 м). Максимум по температуре уменьшается в среднем на 25-30 оС, что, в свою очередь, позволит увеличить срок службы реакционных труб. С увеличением содержания пара область факела увеличивается: он становится более длинным и широким. При этом концентрация кислорода в объеме факела больше чем при расчете без пара.

С увеличением объемной доли пара незначительно возрастает температура дымовых газов на выходе из камеры радиации. При температуре пара 200 оС на входе и изменении объемной доли пара от 0% до 10% температура дымовых газов при выходе из камеры радиации возрастает на 12 оС, а при температуре пара на входе 500 оС - на 16 оС.

На рис. 3 показаны распределения плотностей лучистых тепловых потоков к поверхности нагрева. С увеличением содержания пара пик в распределении плотностей тепловых потоков смещается вниз по потоку и становится менее выраженным. Если сравнить кривые с 5% и 10%-м содержанием пара, то видим, что отличие в максимальных значениях составляет более 20 кВт/м2. При отсутствии пара наблюдается сильная неравномерность в распределении плотностей лучистых тепловых потоков к поверхности нагрева.

Чг, кВт/м2 8(1

6«

40

20

0 2 4 6 8 10 12 ¿, м

Рис. 3. Распределения поверхностных плотностей лучистых потоков по длине труб

Определялись также интегральные (радиационные плюс конвективные) тепловые потоки к поверхности нагрева при разных объемных долях и температурах пара на входе при постоянном расходе топлива. Получены зависимости интегральных радиационных тепловых потоков от объемной доли пара при температурах 200 оС, 350 оС, 500 оС (рис. 4). Впрыск пара в зону горения увеличивает парциальное давление излучающих компонент дымовых газов, но снижает температуру продуктов сгорания. Поэтому приведенные зависимости имеют локальные экстремумы. Несмотря на некоторое увеличение излучательной способности дымовых газов при подаче пара, суммарная теплоотдача за счет радиации несколько уменьшается. Таким образом, снижение температуры газов на плотностях лучистых потоков qp сказывается больше. При впрыске пара суммарные конвективные тепловые потоки возрастают. Но, как видно из рис. 4, в общем тепловом балансе доля передачи теплоты реакционным трубам за счет конвекции мала (на рис. 4 qp и qк показаны в разных масштабах).

0 2,5 5 7,5 10 %

Рис. 4. Зависимость суммарной теплоотдачи реакционным трубам за счет излучения и конвекции от содержания впрыскиваемого пара. Температура пара на входе:--200 оС,------350 оС,---- 500 оС.

Проведенные исследования показывают, что добавление перегретого пара в топливную смесь позволяет обеспечить более равномерное распределение теплонапряженности реакционных труб и решить проблему их локального перегрева в трубчатых печах риформинга с потолочным расположением горелок. Температура футеровки в зоне горения также снижается, что увеличивает ее долговечность. Впрыск пара в зону горения приводит к снижению образования

NOx. При этом увеличение содержания пара не приводит к увеличению суммарных тепловых потоков к поверхности нагрева и приводит к незначительному повышению температуры дымовых газов на входе в конвекционную секцию.

Summary

Below is analyzed the influence of water steam injection on a temperature range in the fire chamber as well as on a thermal stress at the length of reaction pipes when burning gaseous fuel in tubular furnaces. The mathematical model of heat exchange in the chamber includes two dimensional stationary equations of energy, radiation energy transfer, movement, indissolubility, turbulence and burning models in the fire chamber. The problem is solved by a differential method using application software.

Key words: heat exchange, radiation, burning, tubular reactors, radiation chamber, top internal gases, temperature, thermal stress.

Литература

1. Вафин Д. Б. Тепловой расчет топок с многоярусным расположением настилающих горелок // Известия вузов. Проблемы энергетики. 2009. № 1-2. С. 53-60.

2. Вафин Д. Б. Дифференциальный метод теплового расчета топок: научное издание. Казань: Школа, 2008. 114 с.

3. Smith T. F., Shen Z. F., Friedman J. N. Evaluation of Coefficients for the Weighted Sum of Gray Gases Model // J. Heat Transfer. 1982. №104. P. 602-608.

4. Садыков А. В., Смолин Н. Г. Численное моделирование сопряженного теплообмена в трубчатой печи производства водорода // Математические методы в технике и технологиях - ММТТ-23: сб. трудов XXIII Междунар. науч. конф.: в 12 т. Т.3. Секция 3 / под общ. ред. В.С. Балакирева. Саратов: Сарат. гос. техн. ун-т, 2010. С. 24-28.

5. Садыков А. В., Смолин Н. Г., Елизаров В. И. Решение внутренней задачи конверсии природного газа в трубчатой печи // Вестник Казанского технологического университета. Казань: КГТУ. 2009. №6. C. 224-231.

Поступила в редакцию 14 октября 2010 г.

Садыков Айдар Вагизович - канд. техн. наук доцент кафедры «Математика» Нижнекамского химико-технологического института (филиал) ГОУ ВПО КГТУ. Тел.: 8-917-862-41-62. E-mail: sadykov@land. ru.

Вафин Данил Билалович - д-р техн. наук доцент кафедры «Физика» Нижнекамского химико-технологического института (филиал) ГОУ ВПО КГТУ. Тел.: 8-917-8880228. E-mail: vafdanil@yandex. ru.

Валеев Ильвир Миназалевич - аспирант кафедры «Теоретические основы теплотехники» Нижнекамского химико-технологического института (филиал) ГОУ ВПО КГТУ. Тел.: 8-917-29462-00.

Смолин Николай Геннадьевич - аспирант кафедры «Автоматизация технологических процессов и производств» Нижнекамского химико-технологического института (филиал) ГОУ ВПО КГТУ. Тел.: 8-960-069-34-40.