CC BY
46
УДК 674.816.2
М. А. Таймаров, Н. Е. Кувшинов, Т. О. Степанова
ОПТИМИЗАЦИЯ РАБОТЫ ПЕЧЕЙ П-101 И П-101А НА УСТАНОВКЕ Л-24-600
Ключевые слова: каталитическая очистка, прямогонный авиакеросин, печи нагрева, теплота сгорания, энтальпия нефтепродукта, коэффициент избытка воздуха, температура уходящих газов, коэффициент полезного действия.
В статье отражены результаты расчетов по модернизации печей П-101 и П-101 А для нагрева прямогонного авиакеросина в смеси с водородосодержащим газом с целью предотвращения пережога радиантных труб.
Keywords: catalytic purification, straight jet fuel, furnace heat, heat of combustion, enthalpy of oil, excess air ratio, flue gas
temperature, the efficiency.
The article presents the results of calculations on the modernization of furnace of P-101 and P-101A straight jet fuel for heating in a mixture with hydrogenous gas to prevent burnout radiant tubes.
Общее описание объекта и цель исследования
Печи нагрева прямогонного авиакеросина в смеси с водородосодержащим газом П-101 и П-101А эксплуатируются в составе установки гидроочистки Л-24/600 на ЗАО «Разанская нефтеперерабатывающая компания». Установка Л-24/600 предназначена для каталитической очистки фракции 70-115°С и прямогонного авиакеросина от сернистых, азотистых и кислородных соединений на алюмоко-бальтмолибденовом катализаторе в атмосфере водо-родсодержащего газа (ВСГ) при высоких температуре и давлении. Установка состоит из двух идентичных блоков, предназначенных для переработки авиакеросина. На первом блоке также возможна переработка фракции 70-115 °С. Каждый блок условно подразделяется на реакторное отделение и отделение стабилизации. Установка введена в строй в марте 1967 года. Результаты настоящего исследо-
вания предназначены для проведения технических мероприятий по оптимизации конструкции печей П-101 и П101А с целью повышения КПД и устранения возможности пережога радиантных труб в печах.
Исходные данные для тепловых расчетов печей П-101 и П101А
Печи П-101, П-101А шатровые, односкатные. Каждая из печей оборудована четырьмя газомазутными горелками, расположенными на фронте ради-антной камеры. Удаление дымовых газов производится через подземные газоходы за счет самотяги общей для печей дымовой трубы. В табл. 1 приведены исходные данные для расчетов, полученные из результатов обследования режимных параметров печей П-101, П-101А.
Таблица 1 - Исходные данные для тепловых расчетов печей П-101, П-101А
№п/п Параметр Обозначение Единица измерения Значение параметра по печам
П-101 П-101А
1 2 3 4 5 6
I СЫРЬЕ
1 Расход сырья через печь Vo кг/час 44480 44480
2 Расход ВСГ через печь VBCT м3/час 4253 5865
3 Температура смеси сырье-ВСГ на входе в печь t-вх °С 212 216
4 Температура смеси сырье-ВСГ на выходе из печи ^вых °С 275 283
5 Относительная плотность нефтепродукта d420 - 0,783 0,783
6 Теплоемкость ВСГ С ^всг кДж/м3 1.482 1.485
7 Энтальпия сырья на входе Нвх кДж/кг 489.5 501
8 Энтальпия сырья на выходе Нвых кДж/кг 665.3 692
II. ТОПЛИВО
1 Расход газа на печь Bg м3/ч 441 450
2 Температура топливного газа перед горелками tr °С 78 78
3 Низшая теплота сгорания топливного газа QpH МДж/м3 45.524 45.524
4 Теплоемкость топливного газа Сг кДж/м3 1,994 1,994
III. ДЫМОВЫЕ ГАЗЫ
1 Температура на перевале печи tn °С 642 642
2 Температура уходящих дымовых газов за печью 1-ух °С 642 642
Окончание табл.1
1 2 3 4 5 6
3 Коэффициент избытка воздуха за печью ауХ - 1.31 1.34
4 Теоретический необходимый объем воздуха для сжигания топлива V0 м3/м3 1 1 ,5 11,5
5 Удельный тепловой поток через двухслойную кладку стен Яст кВт/м2 0,58 0,58
6 Удельный тепловой поток через под ^од кВт/м2 0,39 0,39
7 Удельный тепловой поток через свод Ясвод кВт/м2 0,67 0,67
8 Энтальпия воздуха при сжигании газа 1в кДж/м3 10947,6 10947,6
9 Энтальпия газа 1г кДж/м3 13094 13094
Габариты печей
1 Длина печи ь м 6,3 6,3
2 Ширина печи а м 3,5 3,5
3 Высота печи И м 5,4 5,4
4 Площадь поверхности нагрева ^ нагр м2 178 178
5 Число горелок П шт 4 4
Результаты расчетов по тепловым параметрам печей и их обсуждение
Расчет тепловых показателей печей П-101, П-101А проводился по методикам и рекомендациям, отраженным в работах [1-10]. В табл. 2 приведены результаты расчетов тепловых показателей печей П-101, П-101 А по программе, составленной в МаШсаЛ Расчет выполнен по прямому балансу.
Таблица 2 - Результаты расчета показателей работы печей П-101, П-101А
Наименование Обозначение Единица измерения Значение по печам
показателя П-101 П-101А
Приход тепла
Химическое тепло топлива Qхим МДж/час 2,008х104 2,049х104
Физическое тепло воздуха Qв МДж/час 192,932 201,378
Физическое теп-
ло нагретого топ- Qф МДж/час 68,59 69,99
лива
Итого: приход тепла Qприх МДж/час 2,034х104 2,076х104
Расход тепла
Полезно использованное тепло Qпол МДж/час 8217 9079
Потери тепла с уходящими газа- Qух МДж/час 7271 7567
ми
Потери от наружного охлаж- Qкл МДж/час 305,137 305,137
дения
Неучтенные потери (излучением кладки, присосы Qнеуч МДж/час 4544,7 3805,5
и т.д.)
Итого: расход тепла Qрасх МДж/час 2,034х104 2,076х104
КПД печи л % 40,401 43,74
Тепловое напря- qv кВт/м3 46,835 47,791
жение топочного
объёма
Теплонапряжён- qf кВт/м2 30,039 30,764
ность поверхно-
стей нагрева
Коэффициент Т - 0,403 0,427
тепловой эффек-
тивности по-
верхностей на-
грева
Предельная теп- qm кВт/м2 1218 1226
ловая нагрузка в
зоне активного
горения,
Максимальная 1т кДж/кг 1024 1039
энтальпия сырья
в зоне перегрева
Температура с °С 443 458
сырья в зоне пе-
регрева
Из табл. 2 видно, что КПД печей невысокий из-за значительных потерь тепла с уходящими газами. Подогрев топлива не вносит существенного вклада в повышение КПД печей. Заметное повышение КПД может быть достигнуто за счет нагрева воздуха, подаваемого на горение топлива в печь. Коэффициенты избытка воздуха (см. табл. 1) обследованных печей превышают рекомендуемые по нормам теплового расчета котлов [2] в среднем на 30%. Для сжигания газового топлива тепловое напряжение топочного объёма qv кВт/м3 не превышает допустимых по нормам теплового расчета и имеет запас по увеличению в пределах до 30 %. Наибольшая теплона-пряжённость поверхностей нагрева qf =30,764 кВт/м2 и по условиям температурной прочности металла не превышает допустимых значений равных 50 кВт/м2 [4]. Наибольшее значение коэффициента тепловой эффективности поверхностей нагрева Т =0,427 . По нормам теплового расчета котлов [2] для газового топлива он равен 0,64. Одной из при-
чин низкого значения Т кроме термического сопротивления наружных и внутренних загрязнений металла труб может быть низкая теплоотдача от внутренней стенки труб нагреваемому сырью при невысокой скорости потока. Температура сырья в зоне перегрева превышает допустимую критическую температуру на 107...122 °С. В результате происходит нарушение сплошности потока и в местах превышения температуры образуются центры выпадения кокосовых частиц. Теплоотвод от загрязненных коксовыми отложениями внутренних поверхностей труб снижается и температура металл трубы повышается. Так как на всех печах П101, П101А не предусмотрен мониторинг и тонкое управление процессом сгорания топлива, то не имеется возможности оптимизировать температурную нагрузку по поверхностям нагрева радиантной камеры, и, тем самым, предотвратить прогары труб из-за термического износа. Термический износ помимо прямого наброса факела вызывается также самопроизвольным изменение геометрии факела горелки в виде отклонения от продольной оси и недопустимым приближения факела к поверхностям нагрева из-за неправильной формы вследствие большой длины факела
Для печей П1021 и П101А длина факела горелок НПЦЭО ГП-1,7Д равна 3..3.5 м. По условия достаточного выгорания топлива длина факела составляет не более 1м.
Перегрев металла вызывает не только окалино-образование или так называемую термическую коррозию в радиантной части змеевика. Местный перегрев приводит к нестабильности и разрыву сплошности потока внутри змеевика, что увеличивает нагрузку на трубы. Необходимо также отметить, что расчет нагрузок на змеевик ведется с большим числом допущений и приближений.
Расчет температуры металла нагретых радиантных труб
Программа и расчет температуры металла нагретых радиантных труб приведены в конце приложении к отчету. Расчет выполнен по кн. «Тепловой расчет котлов (нормативный метод).» С.П., 1998 г. С.79-100.
Исходные данные для расчета и выявления причин перегрева змеевика:
Наружный диаметр труб 159 мм, толщина стенки 11 мм, радиус гиба змеевика 150 мм, материал змеевика сталь Х5Му жаропрочная низколегированная мартенситного класса. Температура применения стали Х5Му до 600 °С. Интенсивное окалинообра-зование при 650 °С.
Критическая температура сырья 336,4 °С, критическое давление 26,4 кг/м2.
Длина прямоточной факела горелок НПЦЭО ГП-1,7Д , используемых на печах П101, П101Асоставляет 3.3,5 м. Устройств для уменьшения длины факела горелки не имеют.
В зоне перегрева температура металла труб превышает допустимую по условиям применения марки стали Х5Му минимально на 72.. 99 °С и при длительной эксплуатации происходят прогары труб из-
за термического износа. При этом прогар труб происходит на стороне, обращенной к факелу, в результате наброса факела на стенку трубы.
Температура сырья в зоне перегрева превышает допустимую критическую температуру на 107.122 °С. В результате происходит нарушение сплошности потока и в местах превышения температуры образуются центры выпадения кокосовых частиц. Теплоотвод от загрязненных коксовыми отложениями внутренних поверхностей труб снижается и температура металл трубы повышается.
Так как на всех печах П101, П101А не предусмотрен мониторинг и тонкое управление процессом сгорания топлива, то не имеется возможности оптимизировать температурную нагрузку по поверхностям нагрева радиантной камеры, и, тем самым, предотвратить прогары труб из-за термического износа. Термический износ помимо прямого на-броса факела вызывается также самопроизвольным изменение геометрии факела горелки в виде отклонения от продольной оси и недопустимым приближения факела к поверхностям нагрева из-за неправильной формы вследствие большой длины факела. Для печей П1021 и П101А длина факела горелок НПЦЭО ГП-1,7Д равна 3..3.5 м. По условия достаточного выгорания топлива длина факела составляет не более 1м.
Перегрев металла вызывает не только окалино-образование или так называемую термическую коррозию в радиантной части змеевика. Местный перегрев приводит к нестабильности и разрыву сплошности потока внутри змеевика, что увеличивает нагрузку на трубы. Необходимо также отметить, что расчет нагрузок на змеевик ведется с большим числом допущений и приближений.
Необходимо отметить, что на процессы горения и термический износ также оказывают влияние термические нагрузки прерывистого или ступенчатого типа. В процессе розжига печи поверхность труб змеевика нагревается неравномерно. За счет нерав-номерностей в топливо- и воздухоподающих системах, происходит неполное сгорание топлива. Имеются участки труб с высокой и низкой температурой, что отражается на увеличении термического износа и повышения коксообразования на внутренних поверхностях труб.
Выводы
1. Скорость движения сырья в радиатном змеевике невысокая и составляет 1,071 м/с. Режим течения сырья ламинарный, т.к. критерий Рейнольдса Яе=213...214 < Яекр =2100. Коэффициент теплоотдачи конвекцией от трубы змеевика к сырью низкий и составляет 1,40.1,49 Вт/(м2хК). Следовательно теплоотдача от стенки трубы при возрастании температуры металла не может обеспечит полный локальный теплоотвод при предельном значении тепловой нагрузки и труба подвергается термической коррозии и последующим разрушением.
2. Причиной предельных значений тепловой нагрузки локальных участков труб змеевиков является наброс пламени на радиантные трубы из-за боль-
шой длины факела равной 3.. .3,5 м , так как используемые на печах П101 и П101А горелки НПЦЭО ГП-1,7Д являются прямоточными и расположены на фронтовой поверхности при расстоянии до змеевиков не более 4 м.
3. Необходимо увеличить теплоотдачу от стенки к сырью и повысить окалиностойкость змеевика против пережога. Для этого необходимо демонтировать имеющиеся радиантные трубы из стали Х5Му с наружным диаметром 159х11 мм в количестве 60 шт. на печь и общей длиной в конвективной и радиантной части равной 378 м на каждую из печей. Вместо демонтированных установить радиант-ные змеевики из горячедеформированных труб из стали 45Х26НЗЗС2Б2 (изготовитель змеевиков ФГУП «ЦНИИ КМ "Прометей"» ) с окалиностойко-стью 900 °С и радиусом гиба 140 мм с наружным диаметром 140х10 мм в количестве 77 шт. общей длиной 485 м на одну печь. Недостатком этого мероприятия является возрастание гидравлического сопротивления труб на 1,86 кГ/см2, повышение потребления электроэнергии на работу насоса, большие затраты равные 16 млн. руб. Преимуществом является предохранение змеевиков от пережога, увеличение скорости движения сырья с 1,071 до 1,396 м/с с увеличением коэффициента теплоотдачи конвекцией от стенки к сырью с 1,488 до 1,827 Вт/м2К, т.е. на 22,8 %.
Литература
1. Тымчак В.М. и др. Расчет нагревательных и термических печей. М., Металлургиздат, 1983, 481 с.
2. Тепловой расчет котлов. Нормативный метод, С.-П., АОО НПО ЦКТИ. 1998, 258 с.
3. Равич М.Б. Упрощенная методика теплотехнических расчетов. М., изд-во АН СССР. 1966. 407 с.
4. Танатаров М.А., Ахметшина М.Н., Фасхутдинов Р.А. Технологические расчеты установок переработки нефти. М., Химия, 1987. 352 с.
5. Львова А.И., Сарданашвили А.Г. Примеры и задачи по технологии переработки нефти и газа. М., Химия, 1980. 256 с.
6.Таймаров М.А. Тепловой расчет котельных агрегатов. Казань, КГЭУ, 1999. 142 с.
7.Мановян А.К. Технология первичной переработки нефти и природного газа. М., Химия, 201. 568 с.
8. Сафин Р.Г. Технологические процессы и оборудование деревообрабатывающих производств: Учебное пособие. Ч.1. - М.: МГУЛ, 2002. 688 с.
9. Таймаров М.А., Лавирко Ю.В., Хаертдинова А.Р. Повышение эффективности работы радиантных топок. Вестн. Казан. технол. ун-та. - 2014. - Т.17, N 21. - С.136-138.
10.Таймаров М.А., Додов И. Р. Установка для производства синтетического моторного топлива. Вестн. Казан. технол. ун-та. - 2015. - Т.18, N 8. - С.162-166.
11. Таймаров М. А. Современные проблемы энергомашиностроения: Научное издание - Казань, КГЭУ, 2004. -144 с.
12. Аэродинамический расчет котельных агрегатов /нормативный метод/. Под ред. В.А. Локшина. - М.: Энергия, 1978. - 256 с.
13. Гидравлический расчет котельных агрегатов /нормативный метод/. Под ред.. С.И. Мочан. - М.: Энергия, 1978. - 256 с.
14. Сафин Р.Г., Зиатдинова Д.Ф., Сафина А.В., Степанова Т.О., Крайнов А.А. Современные направления переработки лесных ресурсов. // Вестник технол. ун-та. - 2015. -Т. 18. №15. - С. 144-148.
15. Сафин Р.Г., Галиев И.М., Степанова Т.О., Разработка террасных досок и плит из древесины-полимерных композиционных материалов / Деревообрабатывающая промышленность. 2015, в.3, с.56-60.
16. Сафин Р.Г., Степанов В.В., Исхаков Т.Д., Гайнуллина А. А., Степанова Т.О. Новые исследования и разработки в области получения древесно-композиционных материалов на основе древесных отходов. // Вестник технол. ун-та. - 2015. -Т. 18. №6. - С. 139-142.
© М. А. Таймаров - д-р техн наук, профессор каф. ПДМ КНИТУ, Taimarovma@yandex.ru; Н. Е. Кувшинов - магистрант каф. КУПГ, КГЭУ, инженер НИЛ ФХПЭ «КГЭУ», kuvshinovnikita@mail.ru; Т. О. Степанова - магистрант каф. ПДМ КНИТУ, stepanova-211190@yandex.ru.
© M. A. Taymarov - Doctor of Engineering, professor of chair of processing of wood materials, KNRTU, Taimarovma@yandex.ru; N-Е. Kuvshinov - mahystrant chair. KUPH, КНЭи, engineer NII FHP "KH3U", kuvshinovnikita@mail.ru; Т.О. Stepanova - undergraduate of chair of processing of wood materials, KNRTU, stepanova-211190@yandex.ru.
