CC BY
64
УДК 536.3.535.34 А. М. Абдуллин
РАСЧЕТ ИНТЕГРАЛЬНОГО ТЕПЛООБМЕНА И АНАЛИЗ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ ТРУБЧАТОЙ ПЕЧИ ПЕРЕГРЕВА УГЛЕВОДОРОДНОГО СЫРЬЯ
Ключевые слова: трубчатая печь, теплообмен, топливо, тепловой поток, продукты сгорания.
Выполнен расчет суммарного теплообмена в цилиндрической трубчатой печи перегрева бутан-бутиленовой фракции. По составу продуктов сгорания определен коэффициент избытка воздуха, а также коэффициент использования теплоты сгорания топлива. Проанализировано влияние светимости факела и расположения горелок на характеристики суммарного теплообмена.
Keywords: tube furnace, heat, fuel, heat flow, combustion products.
The calculation of the total heat transfer in a cylindrical tube furnace overheating butane-butylenes fraction. According to the composition of the combustion products identified excess air ratio, as well as utilization of the heat of combustion offuel. Analyzed the influence of the luminosity of the flame and the location of the burners on the characteristics of the total heat transfer.
Трубчатые печи являются основным оборудованием технологических установок нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности. При проектировании трубчатых печей необходимо учитывать ряд важных требований. Одним из них является отсутствие процессов коксования нагреваемого продукта и образования отложений, имеющих большое термическое сопротивление и приводящие к снижению к.п.д. трубчатых печей. При этом большое значение имеет степень равномерности обогрева и оптимальная тепловая напряженность трубчатого змеевика. Важной особенностью теплового режима трубчатых печей является работа при повышенных коэффициентах избытка воздуха 1,5^2,0. Переход на режимы с малыми коэффициентами избытка воздуха может привести к тепловым потерям, в основном из-за химической неполноты сгорания топлива.
Цилиндрическая трубчатая печь перегрева бутан-бутиленовой фракции состоит из радиантной и конвекционной зон. В радиантной камере имеются
П,%
80
70
60
50
^ 3
2
44 1
0 50 100 150 200 qv Рис. 1 - Зависимость к.п.д. трубчатой печи от объемной теплонапряженности топки: 1 -ат =1,15, 2 - ат =1,50, 3 - ат = 2,20
восемь трубчатых змеевиков, расположенных вертикально вдоль поверхности стенки печи. Площадь поверхности обогрева змеевиков радиантной камеры 795м2, тепловая нагрузка 37МВт. Состав топливного газа (в % об.):
СН4 - 81,61 С4Н10 - 0,35
С2Н6 — 2,68 С5Н12 — 0,06
С3Н8 — 15,19 N2 — 0,11.
Низшая теплота сгорания топлива
ОР =45,303МДж/м3, расход Втоп. = 1,67м3/с.
Анализ состава продуктов сгорания действующей печи показал, что объемная доля двуокиси углерода ГС02 = 0,040, кислорода
= 0,176. По
r
этим
данным
определен
коэффициент избытка воздуха ат=2,42 и доля несгоревшего топлива х=0,146.
На эффективность работы трубчатых печей цилиндрического типа с осесимметричной подачей топливного газа сильное влияние оказывает
60
40
20
/ / ' / / % х N \
' / / / / N ' Ч Ч ч \ \\ 1
1 . 2 ^ --
0,6
0,8
y/L
0 0,2 0,4
Рис. 2 - Плотность тепловых потоков к трубчатому экрану. Сплошная линия -светящийся, штриховая линия - несветящийся факел: 1 - лучистые, 2 - конвективные потоки
q
температура и способ подачи воздуха на горелки, коэффициент избытка воздуха и
теплонапряженность объема топки. На рис.1 приведена зависимость к.п.д. вертикальных цилиндрических печей от теплового напряжения объема топки (кВт/м3) при разных значениях коэффициента избытка воздуха [1]. При расходе топлива Втоп =1,67м /с теплонапряженность
топочного объема исследуемой печи составляет 189 кВт/м3, в то время как оптимальной следует признать значение ру = 120кВт/м3.
По методике [2] выполнен расчет интегрального теплообмена в радиантной камере исследуемой трубчатой печи.
1) Теоретическое количество воздуха для сжигания 1м3 топлива:
У00 = 0,0476[0,5с0 + 0,5Н2 +
+2 (т + п/4)СтНп ] = 11,962м3 / м3.
2) Расход воздуха в топку:
Ввозд. = атВтоп.У0 = 48,343м3/ с .
3) Количество теплоты, выделяемое при полном сгорании топлива:
01 =ВтопрР =75,656 МВт.
4) Энтальпия топливного газа:
1т
^топ.Втоп^топ. =0,196МВт ,
03 = - Л1фБ = 0,267МВт
где стоп=1,956кДж/(м хК) - теплоемкость, ^топ =600С - температура топливного газа.
5) Энтальпия воздуха, подаваемого на
горелки:
'возд. = СВоЗД.ВВоЗД.^ВоЗД. = 1,274 МВт ,
3
где Свозд=1,318кДж/(м хК) - теплоемкость, ^возд =200С - температура воздуха.
6) Количество теплоты, вносимое горючей смесью в топку:
='топ. +1возд. = 1,470МВт.
7) Потери тепла через футеровку печи: Л
сГ
где Б=205м2 - площадь, Л = 0,33Вт/(мхК) -коэффициент теплопроводности и С=0,165м -толщина футеровки. Средний перепад температуры через футеровку Л1Ф составляет 650иС.
8) Количество теплоты, уносимое из топки дымовыми газами:
04 = сгВг ^ = 28,102МВт, где Вг=47,878м /с - расход дымовых газов, сг=0,799кДж/(м хК) - теплоемкость дымовых газов при температуре V =7350С на выходе из топки.
9) Энтальпия сырья на входе в змеевик: 1вх. =ср0Вс =1,899 МВт,
где Сро=1,750кДж/(кгхК) - удельная теплоемкость сырья, Вс=21,7кг/с, 10=500С - расход и начальная температура сырья.
10) Энтальпия сырья на выходе из змеевика:
'вых. =СрВс 1 = 39,771МВт ,
где ср=3,394кДж/(кгхК), 1=5400С - удельная теплоемкость и температура сырья на выходе из змеевика.
11) Количество теплоты, полученное сырьем: 06 = 1вых. - 1вх. = 37,872МВт .
12) Уравнение теплового баланса:
0-, + 02 = 03 + 04 + 05 + 06 ,
где 05=10,885МВт - потери тепла из-за химической неполноты сгорания топлива. Потери тепла составляют (05/01)х100%=14,4%, что приближенно соответствует значению х=0,146.
13) Коэффициент использования теплоты сгорания топлива:
06 • 100% П = —-= 50,1% .
01
Основными направлениями повышения эффективности использования топлива в трубчатых печах являются:
1) выбор типа и оптимального расположения горелочных устройств, обеспечивающих определенное направление, длину и тепловыделение факела;
2) увеличение площади поверхности нагрева путем применения двухсветных экранов, дополнительного экранирования и другие;
3) внедрение горелок и топочных режимов с малыми значениями коэффициента избытка воздуха.
Тепловое напряжение экранных поверхностей в трубчатых печах, как правило, ниже допустимых значений. Это объясняется опасением создать условия для локального перегрева трубчатого змеевика, а также отсутствием достаточно надежных методов расчета локального теплообмена, учитывающих все режимные и конструктивные параметры таких систем. Особый интерес представляет влияние размеров, расположения и оптических свойств зоны тепловыделения (факела) на интенсивность теплообмена. Расчетно-теоретическому
исследованию данного вопроса посвящены работы [3-5].
Результаты, представленные на рис.2, отражают характерные особенности влияния светимости факела на плотность тепловых потоков р (кВт/м2) к трубчатому экрану. Светящийся факел возникает вследствие образования в области горения топлива мелкодисперсных сажистых частиц. Спектральный коэффициент поглощения сажистых частиц определялся по формуле [6]: 3пФ(Л)1у
к Л =
2Л
с последующим осреднением по ширине спектральных полос с помощью функции Планка
для абсолютно черного тела. Здесь ^ - объемная
Вестник технологического университета. 2015. Т.18, №8 Таблица 1 - Средние характеристики суммарного теплообмена
Вариант Среднее значение теплового потока к трубчатому экрану, кВт/м2 Коэффициент неравномерности обогрева по длине трубы Температура газов на выходе из топки, 0 С
q Р Ч к q I
1 46,14 5,51 51,65 1,97 953
2 46,78 1,56 48,34 1,52 997
3 44,78 3,56 48,34 1,61 1005
4 44,45 1,69 46,14 1,13 1047
фракция сажи, функция Ф(Л) описывает дисперсию сажистых частиц.
Как следует из рис.2, в области факела локальные значения плотности результирующих потоков излучения к экранной поверхности в среднем на 40% выше по сравнению с несветящимся факелом. Однако ниже по течению несветящийся факел обеспечивает более высокие значения плотности лучистых потоков тепла. Такое распределение тепловых потоков к экранной поверхности объясняется влиянием светимости факела на поле температуры продуктов сгорания в объеме топочной камеры и более интенсивным охлаждением факела.
В рамках дифференциальной модели [7] исследовалось влияние расположения горелок и направления топливовоздушной струи, подаваемой в топку через боковую поверхность, на распределение тепловых потоков к трубчатому экрану при двухъярусном расположении горелок. Рассматривались четыре варианта расположения ярусов горелок и направления топливовоздушной струи:
1) топливовоздушная струя направлена вверх, расстояние от верхнего яруса горелок до свода радиантной камеры 2м;
2) топливовоздушная струя направлена вниз, расстояние от верхнего яруса горелок до свода радиантной камеры 0,3м;
3) топливовоздушная струя направлена вверх, расстояние от верхнего яруса горелок до свода радиантной камеры 6м;
4) топливовоздушная струя направлена вниз, расстояние от верхнего яруса горелок до свода радиантной камеры 2,3м;
Результаты расчетов представлены в табл. 1. При расположении ярусов горелок ближе к выходу из топки распределения плотности тепловых потоков становятся более равномерными, однако при этом уменьшается суммарная теплоотдача и возрастает температура газов, покидающих радиантную камеру. При расположении ярусов горелок на 4м ниже по сравнению с первым вариантом теплоотдача в топке уменьшается на 6%. Аналогичная зависимость наблюдается и при подаче топливовоздушной струи вниз. Более эффективным с точки зрения наибольшей теплоотдачи является расположение ярусов горелок вблизи свода радиантной камеры и направление топливовоздушной струи вверх. В этом случае увеличение суммарной теплоотдачи достигается в основном за счет интенсификации конвективного механизма теплопередачи.
Литература
1. Б.М.Кривоногов, Повышение эффективности сжигания газа и охрана окружающей среды. — Л.: Недра, 1986. — 280с.
2. Нормативная методика расчета трубчатых печей. РТМ 26-02-40-77. — ВНИИНЕФТЕМАШ, 1978. - 645с.
3. Л.И.Валь, Б.С.Сорока, Сравнение режимов теплообмена в неизотермическом слое газа: В сб.: Процессы переноса теплоты и вещества. Киев, Наукова думка , 1985. С. 121-131.
4. Д.Б.Вафин, А.М.Абдуллин, Вестник Казан. технол. ун-та, 1, 90 - 96 (2009).
5. А.М.Абдуллин, Вестник Казан. технол. ун-та, 11, 69 -71 (2012).
6. А.Г.Блох, Теплообмен в топках паровых котлов. - Л.: Энергоатомиздат, 1984. - 240с.
7. А.М.Абдуллин, Д.Б.Вафин, ИФЖ, 60, 2, 291 - 297 (1991).
© А. М. Абдуллин - канд. техн. наук, доцент кафедры физики НХТИ КНИТУ, [email protected].
© A. M. Abdullin - candidate tehn. Associate Professor, Department of Physics Nizhnekamsk Institute of Chemical Technology KNRTU, [email protected].
