Покращення теплогідравлічних характеристик рекуперативних теплообмінників з вторинними випромінювачами

Размещено на http://www.allbest.ru/

УДК 519.6:536

Мета випробувань полягала у порівнянні між собою основних характеристик: теплообмінних і температурних, гідравлічних і теплогідравлічних - рекуперативних секцій у вигляді трубчастих петель. Оцінювалися можливості поліпшення теплообмінних характеристик за рахунок розміщення вставок всередині труб, що відповідають авторським розробкам [13], з одного боку, і закордонним аналогам - з іншого.

Експериментальні дослідження проводили на комп'ютеризованому вогневому стенді, розробленому і спорудженому в Інституті газу НАН України. Методологія випробувань полягала в одночасних дослідженнях двох рекуперативних секцій, кожна з яких складається з трьох паралельних U- подібних петель. Секції виготовлені з труб промислового сортаменту dx§ = 89^4,5 мм, а сумарна довжина трьох петель відповідає петлі промислового рекуператора 3x3385 ~ 10155 мм.

Для випробувань було обрано такі конструкції трубчастих петльових рекуператорів: 1) гладкотрубної (без вставок) конструкції (BD) - з 3 (трьох) послідовних U-подібних петель без вставок; 2) конструкції зі спіральними вставками - SP, встановленими по всій довжині теплообмінних труб в таких же петлях, як в конструкції BD з відносним кроком спіралей а = s/d = 4,0; 3) авторської конструкції з гнучкими хрестоподібними вставками - вторинними випромінювачами, встановленими по всій довжині теплообмінних труб - конструкція MD [13]. Схема дослідних секцій рекуператора, встановлених у вогневій камері експериментального стенда показана на рис. 2.

Відзначимо, що згадані спіральні вставки SP відповідають геометричним характеристикам спіральних турбулизаторов, що використовуються в трубчастих рекуператорах фірми «Peiler Montanwaerme» (Німеччина - США).

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис. 2. Схема дослідних секцій рекуператора, встановлених у вогневому стенді.

Дослідження теплотехнічних характеристик рекуператорів зі вставками різної геометрії всередині труб

Порівняння дослідних секцій рекуператора проведено в топковій камері згаданого вогневого стенду при середньому і високому рівні робочих температур в камері 823 - 1273 К (550 - 1000 °С) при автоматичній підтримці в порівнюваних секціях однакових масових витрат повітря т_а, рівних відповідно 0,053; 0,061; 0,072 кг/с, що відповідає об'ємним витратам V_a -150; 170; 200 нм³/год відповідно. Вибір зазначених масових і об'ємних витрат визначався можливостями тягодуттьових пристроїв.

Нижче наводяться основні характеристики порівнюваних секцій. На рис. 3 представлені залежності зміни вихідної температури повітряного потоку Т_а,_ех (рис. 3, а), середньої температури стінок T_w (рис. 3, б), різниці температур: середньої по стінках трьох петель кожної із секцій T_w і Т_а,_ех - на виході з секції (рис. 3, в) - від температури продуктів згоряння в топковій камері Tf при витраті повітря через секції m_a = 0,061 кг/с (170 нм³ / год). Відзначимо, що розглянуті характеристики для решти витрат повітря, що нагрівається мають такі ж тренди, а відповідні значення для високотемпературного режиму у всьому діапазоні зміни витрат повітря представлені в табл. 2.

Експериментальні дані свідчать про те, що при відносно невисоких температурах в камері ~ 823 К (~550 °С) температура нагріву повітря Т_а,_ех (MD) незначно перевищує Т_а,_ех для BD секції (рис. 3 а), але при цьому зменшується температура стінки (на рис. 3, б показана середня температура стінки).

Зменшення різниці температур між стінками труб і підігрівом повітря T_w -- Т_аех є більш суттєвим при збільшенні температури в топковій камері Tf (рис. 3, в).

(1)

При зростанні температури Tf і супутньому підігріві стінок труб зростає не тільки сумарний коефіцієнт зовнішньої тепловіддачі a_out (до стінок труб), але і частка тепловіддачі, що переноситься випромінюванням всередині труби від стінки до вторинного випромінювача, тому зі збільшенням Tf різниця.

З рис. 3, а видно, що нагрівання повітря до температури 873 К (600 °С) в секції з хрестоподібними вставками MD може бути досягнуте при температурі гріючих газів 1100 К (~830 °С) в той час, як для такого ж нагрівання в секції базової конструкції при тому ж т_а = 0,061 кг/с буде потрібна температура в топці T_fj = 1273 К (1000 °С).

При проведенні експериментальних досліджень встановлено, що при невисокому рівні температур в камері (~550 °С = 823 К) температура нагрівання повітря Т_а,_ех у MD секції незначно (~20 К) поступається Т_аех для випадку використання секції зі вставками SP (рис. 3, а). Середня температура стінок T_w (рис. 3, б) для MD менше, ніж у SP. У той же час різниця температур між стінками труб і підігрівом повітря AT_{w a} = (T -- Т_{а ех}) в секції SP переважає над MD: (AT_{w a})_MD < (ATw,a)sp (рис. 3, в). Зі зростанням температури в камері Tf частка непрямої променистої складової в загальному перенесенні теплоти в системі «внутрішня поверхня труби - вторинний випромінювач - повітряний потік» зростає, і підігрів повітря в секції MD при температурі в камері 1273 К (1000 °С) випереджає Т_аех в секції SP орієнтовно на 60 К (див. табл. 2.).

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис. 3. Залежність основних теплотехнічних характеристик: температури підігріву повітря Та ех (а), середньої температури стінки Tw (б) і різниці температур Tw -- Та, ех (в) від температури в топковій камері Tf при використанні дослідних секцій рекуператора. Масова (об'ємна) витрата повітря ша = 0,061 кг/с (Va = 170 нм3/год = idem).

Збільшення Т_{а ех} в трубі з хрестоподібної вставкою (Т_{а ех})_мв > (Т_{а ех})_8Р при підвищених температурах продуктів згоряння зумовлено описаною тенденцією: (дТ_аех / dTf)_MD > (дТ_а,_ех / dTf)_SP; d[(AT_w,_a)_MD -- (AT_w,_a)_SP]/dTf > 0, що дає можливість забезпечити додаткову економію палива 8Bf. У кінцевому рахунку стає більш вираженою перевага секції MD за значенням AT_w,_a (зближення Т_{а ех} і T_w) і зниження температури стінок T_w (максимальної, локальної та середньої).

Як випливає з рис. 3, переваги секції MD зі вставками авторської конструкції посилюються в міру підвищення рівня робочих температур в топковій камері (перед рекуператором) Tf і в теплообміннику в цілому. Це пов'язано з супутнім посиленням ролі радіаційного теплообміну (q ~ AT⁴) порівняно з конвективним ( q ~ AT) у міру підвищення рівня робочих і ефективних температур в системі.

Знайдені закономірності, що стосуються використання внутрішньотрубних вставок, більшою мірою можуть бути реалізовані в запропонованій конструкції рекуператора з вторинними випромінювачами всередині труб (позначення MD) в порівнянні з використанням трубних петель зі спіральними турбулізаторами (SP), інтенсифікують конвективний теплообмін.

Розрахункові криві економії палива 5Bf при збільшенні температури підігріву повітря Т_аех (див. рис. 3, а) для дослідних секцій рекуператора MD; SP і BD залежно від Tf представлені на рис. 4. Значення економії палива 5Bf по відношенню до випадку холодного (без підігріву) окислювача були знайдені із залежності [14]:

рекуператор теплообмін аеродинаміка високотемпературний

Рис. 4. Залежність економії палива 5Bf, % від температури в топковій камері Tf для дослідних секцій рекуператора. Паливо: природний газ - Russ.-Erdgas H, коефіцієнт надлишку повітря а = 1,05.

Як випливає з відомої залежності, отриманої при використанні повних ентальпій в якості енергетичних характеристик [14] можлива економія природного газу 5Bf зростає (див. рис. 4), зі збільшенням технологічної температури Tf_ur (умовно -- температури продуктів згоряння за топковою камерою, на вході в рекуператор). З числа порівнюваних конструкцій найбільше значення 5B_f спостерігається для конструкції рекуперативної секції з хрестоподібними вставками MD: при Tf = 1273 К (1000 °С) 5Bf досягає ~37%, що перевершує відповідні значення для BD (~29%), а також SP (~34%). При цьому слід зазначити, що при подальшому зростанні Tf слід очікувати прогресивного наростання переваг конструкції трубчастого рекуператора зі вставками -- вторинними випромінювачами MD.

Порівняння гідравлічних характеристик дослідних секцій рекуператора

Гідравлічний опір теплообмінників (втрата напору) є однією з найважливіших експлуатаційних характеристик, яка визначає вибір тягодуттьових пристроїв для транспортування теплоносіїв.

На рис. 5 представлена зміна аеродинамічного опору повітряного тракту Ар_а дослідних секцій рекуператора MD, SP і BD в умовах холодних випробувань (при стандартній (індекс «st») температурі T_a,_st« 300 К « const) від витрати повітря V_ast через секції.

Як випливає з рис. 5, для будь-якої з секцій «rec» у разі ізотермічних умов задовільно виконується співвідношення:

де k_rec -- коефіцієнт пропорційності для секцій «rec»: BD, MD, SP.

При цьому найменший аеродинамічний опір Ар_а має гладкотрубна (без вставок) секція BD. Втрати напору (Аp_a)_MD < (Аp_a)sp, оскільки в MD труба з хрестоподібним вторинним випромінювачем визначає канал простої геометрії, де твірні ребер і труб паралельні між собою. Основним видом втрат напору при цьому є тертя потоку об стінки труб і ребра вторинного випромінювача. У трубі зі спіральними інтенсифікаторами теплообміну, крім істотного подовження тракту, обумовленого гвинтовим характером руху потоку, і супутнього збільшення втрат тиску на тертя, виникають місцеві втрати енергії, обумовлені вихреутворенням. У трубному каналі має місце перекриття прохідного перерізу по відношенню до осьової складової швидкості течії, а рух потоку задається підйомом спіралі. Таким чином, додаткові місцеві опори виникають в полі відцентрових сил і пов'язані в загальному випадку з радіальною і тангенціальною складовими швидкості в каналі довільного профілю.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис. 5. Залежність втрат напору (аеродинамічного опору) Дра по повітряному тракту дослідних секцій рекуператора від витрати повітря Va

Взаємний характер розташування кривих залежності аеродинамічного опору Ар_а для порівнюваних рекуперативних секцій у разі незмінного масового потоку (пг_а = const; V_{a st} = const) зберігається при збільшенні технологічної температури Tf у вогневій камері дослідного стенду (рис. 6). При цьому відповідно до базових закономірностей для фіксованого масового потоку газів Ар_а ~ рw² спостерігається лінійна зміна Ар_а від визначальної температури (теплоносія):

(4)

де Т_а и Та -- температури підігріву фіксованого масового потоку ш_а при зміні температури в топковій камері від Tf до Т^ відповідно; Хгес -- коефіцієнт пропорційності для секцій «rec».

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис. 6. Залежність втрат напору (аеродинамічного опору) Ара вздовж повітряного тракту для дослідних секцій рекуператора від температури в топковій камері f Масова (об'ємна) витрата повітря та = 0,061 кг/с (Va = 170 нм3/год = idem)

Порівняння теплогідравлічної ефективності рекуперативних секцій з інтенсифікаторами теплообміну різної геометрії

Оскільки інтенсифікація теплообміну і підвищення температури підігріву повітря супроводжується зростанням втрат напору, найважливіше значення для оцінки досконалості теплообмінників має комплексна -- теплогідравлічна характеристика Е, яка пов'язує між собою зміну величин переданого теплового потоку і втрат напору дуття.

Параметр Е є поширеним критерієм, введеним ще М.В. Кирпичовим для оцінки енергетичної ефективності різних способів і пристроїв інтенсифікації теплообміну. В [15] цей критерій називають «ефективністю теплообмінника», а в [16] -- «коефіцієнтом потужності». У представленій роботі приведена наступна трансформація залежності, яка в наших позначеннях забезпечує визначення допоміжної теплогідравлічної характеристики:

(5)

Завдання досліджень і розробок при створенні досконалої конструкції високотемпературного рекуператора полягає в забезпеченні робочого процесу, при якому задане збільшення температури підігріву теплоносія (повітря) і зниження температури стінок теплообмінних труб порівняно з конструкціями аналогів супроводжується прийнятним збільшенням аеродинамічного опору каналів. Таким чином, оптимізація конструкції рекуператора за теплогідравлічною характеристикою є складовою метою досліджень.

У табл. 2 представлено узагальнення результатів експериментальних досліджень рекуперативних секцій BD, MD, SP на вогневому стенді, де зведені температурні, гідравлічні і теплогідравлічні характеристики дослідних секцій.

Дослідження були проведені при температурі в топковій камері Tf = 1273 K (1000 °C) за умови дотримання однакових масових (об'ємних - при нормальних або стандартних умовах) потоків повітря в секціях BD, MD, SP:

(6)

які відповідають однаковим вхідним числам Re. Діапазон зміни відносної масової витрати повітряного потоку т_а Є {0,736; 1,0}. Діапазон відносної зміни потоків у секціях по числах Re е{0,7;1,0).

Таблиця 2 Порівняння теплотехнічних (теплообмінних), гідравлічних і теплогідравлічних характеристик досліджуваних секцій рекуператора. Температура у вогневій камері, Тр ~ 1273 К (1000 °С).

Підтверджено, що зміна втрат тиску завжди випереджає за темпами зростання швидкість зростання переданої кількості теплоти при варіюванні будь-якого параметра. В рамках фіксованого діапазону збільшення масового потоку повітря втрати напору для секції BD збільшилися в 1,603 рази, в секції MD - в 1,642 рази, а в SP - в 1,56 рази (відносний вплив зміни гп_а ). При цьому абсолютні значення втрат тиску в MD перевищують втрати тиску в BD в 1,46 - 1,494 рази, а опір секцій SP перевищує опір MD в 1,1 - 1,16 рази (вплив типу секції при m_a = idem). Оскільки опір тракту Ар_а зростає випереджаючими темпами, саме характеристики тягодуттьових пристроїв визначають вибір типу вставок - інтенсифікаторів теплообміну для рекуперативних секцій.

Кінцевий результат робочого процесу в теплообміннику - зміна температури вторинного теплоносія (повітряного потоку, що нагрівається) по довжині рекуператора А Т_а = Т_аех - T_aen - визначається багатьма факторами, але, насамперед, інтенсивністю лімітуючої складової теплообміну (для високотемпературного рекуператора - на повітряній стороні).

Отримано, що теплосприйняття секції MD завжди перевищує знімання теплоти секціями BD, SP (визначається величинами Q_a і числами Nu). У наведеному діапазоні витрат повітряного потоку приріст корисної теплоти в MD в порівнянні з BD становить 1,2 - 1,267 раз по Q_a і є (1,71 - 1,72) - кратним по числу Nu. По відношенню показників MD до SP, приріст становить (1,05 -- 1,16) разів, а по числу Нуссельта (1,36 - 1,67) разів в залежності від навантаження.

Теплогідравлічні характеристики е секцій BD, MD, SP порівняні між собою у вигляді їх відносних значень, через величину e = едд / e_BD де RD є (MD, SP). З аналізу експериментальних результатів видно, що абсолютні значення теплогідравлічної характеристики е збільшуються для конструкції рекуператора зі вставками -- вторинними випромінювачами MD в порівнянні з SP, проте найбільше значення е звичайно відноситься до гладкотрубної конструкції BD.

Зміну теплогідравлічної характеристики е дослідних секцій рекуператора в залежності від температури у вогневій камері Тf представлено на рис. 7. Секція MD поступається BD у всьому діапазоні температур, однак MD випереджає конструкцію зі спіральними вставками SP, які відповідають конструкціям рекуператорів зарубіжних виробників.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис. 7. Залежність теплогідравлічної ефективності e = (Taex -- Taen) / Apa від температури в топковій камері Tfl для дослідних секцій рекуператора різних конструкцій. Масова (об'ємна) витрата повітря та = 0,061 кг/с (V а = 170 нм3/год = idem)

Таким чином, показані переваги запропонованих рекуператорів з вторинними випромінювачами в порівнянні із зарубіжними аналогами зі спіральними вставками -- турбулізаторами та вітчизняними гладкотрубними рекуператорами.

Прямим порівнянням теплотехнічної і теплогідравлічної характеристик секцій при температурі продуктів згоряння в топковій камері Tfj = 1273 K (1000 °С) підтверджена більш висока інтенсивність теплообміну в каналах секції MD з хрестоподібною вставкою в порівнянні з базовою конструкцією BD і конструкцією зі спіральними вставками SP -- секціями, що забезпечило наступні переваги каналу MD:

• підвищення температури підігріву повітря T_a, _ex;

• зниження максимальної T_w,_max і середньої T_w температури стінок теплообмінних труб;

• зближення температур стінок труб і потоку повітря що нагрівається та зменшення різниці

• підвищення теплогідравлічної характеристики е.

В умовах високих температур продуктів згоряння (~ 1000 °С) можна однозначно рекомендувати рекуператори з вторинними випромінювачами, оскільки вони мають найвищу теплогідравлічну характеристику е (по відношенню до аналогів -- рекуператорів зі спіральними вставками) при прийнятному зростанні аеродинамічного опору тракту.

Висновки

1. Проведені експериментальні дослідження теплообміну і аеродинаміки в газо-газових теплообмінниках (рекуператорах), при використанні двох способів інтенсифікації теплообміну в каналах: встановленні в трубах інтенсифікаторів конвективного теплообміну -- спіральних турбулізаторів, з одного боку, і вторинних випромінювачів у формі гнучких вставок хрестоподібного перерізу, з іншого. В цілому роль вставок з точки зору можливостей теплопередачі завжди позитивна і монотонно збільшується по мірі зростання температури продуктів згоряння, які омивають труби рекуператора, а також збільшення поверхні вставок. Дослідами доведено, що інтенсифікація високотемпературного теплообміну за рахунок встановлення вторинних випромінювачів призводить до випереджаючого зростання аеродинамічного опору тракту, що знижує узагальнену теплогідравлічну характеристику рекуператора е.

2. Для рекуперативних секцій у формі трубчастих петель винайдено істотне (до 170 К) підвищення температури підігріву повітряного потоку T_a,_ex , зниження температури стінки труб T_w і T_w,_max, а також різниці температур T_w - T_a, _ex при розміщенні в трубах плоских радіальних вставок, зокрема, хрестоподібного перерізу, в порівнянні з гладкотрубною конструкцією петель.

3. Показано, що характеристики запропонованих рекуператорів з вторинними випромінювачами перевершують такі для зарубіжних аналогів, оснащених спіральними вставками - турбулізаторами, за теплотехнічними показниками: підвищення температури підігріву повітряного потоку T_a,_ex (на 60 К), зниження температури стінки труб T_w (не менш ніж на 20 К), гідравлічними характеристиками: зменшений аеродинамічний опір повітряного тракту Ар_а, а також теплогідравлічна ефективність е. Перевищення ефективності е для секції MD порівняно із закордонним прототипом SP знаходиться в межах 14,5%.

4. Особливо значними є переваги конструкції MD по найбільш представницькому температурному критерію - різниці температур AT_w__a = T_w - T_aex: близько 4-кратного зменшення в порівнянні з BD-конструкцією, більше 2-кратного скорочення в порівнянні з SP - конструкцією.

Наведені переваги дозволяють рекомендувати вторинні випромінювачі запропонованої конструкції як більш ефективні в порівнянні зі спіральними вставками - турбулізаторами для трубчастих високотемпературних рекуператорів.

Список літератури

1. Сорока Б.С., Воробьев Н.В., Кудрявцев В.С., Згурский В.А. Комплексный анализ рабочего процесса в высокотемпературном рекуператоре // Энерготехнологии и ресурсосбережение, №4, 2012. - С.71 - 80.

2. Сорока Б.С., Воробьев Н.В., Згурский В.А., Кудрявцев В.С. Теплообмен и сопротивление в высокотемпературном рекуператоре // XIV Минский международный форум «Тепломассообмен ММФ- 2012» (10- 13 сентября 2012 г.). - Минск: АНК «Институт тепло- и массообмена им. А.В.Лыкова» НАНБ: 2012.- C. 148 - 151.

3. The Peiler Convection Recuperator // Helmut Peiler Montanwarme. [Електронний ресурс]. - Режим доступа: http://www.peiler-montanwaerme.de/en/convectionrecu.htm#

4. Smith D.P. Design of recuperators to preheat combustion air for energy efficiency in furnace operations // Industrial Heating, 1991. Vol. LVIII, No. 2., - P. 26 - 28.

5. Recuperators // Hotwork Combustion Technology. [Електронний ресурс]. - Режим доступу: http://ccgi.hotworkctplus.com/cms/index.php?page=company-introduction&hl=en

6. Encon Recuperator // ENCON Thermal Engineers. [Електронний ресурс]. - Режим доступу: http://www. encon.co.in/recup erators. html

7. Technical data bulletins: Schack canal recuperators // Alstom power energy recovery. [Електронний ресурс]. - Режим доступу: www.amschack.com

8. Convective Recuperators // Kalfrisa S.A. [Електронний ресурс]. - Режим доступу: http://www.kalfrisa.com/convectiverecuperators.aspx

9. Металлические трубчатые петлевые рекуператоры // ЧАО «Кераммаш» [Електронний ресурс]. - Режим доступу: http://www.kerammash.ua/rus/index.htm

10. Рекуператоры петлевые трубчатые // Каталог продукции НПГ «Днепротехсервис» - 161 стр. [Електронний ресурс]. - Режим доступу: http://www.dtm.dp.ua/product.php

11. Recuperator // Fuel Save Systems & Devices (P) Ltd [Електронний ресурс]. - Режим доступу: http://www.fuelsavesystems.com/recuperator.htm

12. Combustor (Burner) series: Recuperator // Beijing Shenwu Environment & Energy Technology Co. Ltd [Електронний ресурс]. - Режим доступу: http://www.shenwu.com.cn/english/index. php?app= product&act=view&column_id= 137&id= 187

13. Патент України на винахід 101124, МПК: F23L 15/04; F27D 17/00. Рекуператор. Сорока Б.С., Шандор П., Кудрявцев В.С., Воробьев Н.В. / заявник та патентовласник Інститут газу НАНУ. № a201201938 Заявл. 21.02.2012; Опубл. 25.02.2013, Бюл. 4, 2013.

14. Сорока Б.С. Интенсификация тепловых процессов в топливных печах // Киев: Наукова думка, 1993. - 416 с.

15. Жукаускас А.А. Конвективный перенос в теплообменниках // М.: Наука, 1982.- 472 с.

16. Воронин Г.И. Эффективные теплобменники./ Воронин Г.И., Дубровский Е.В. // М.: Машиностроение, 1973. - 96 с.

Размещено на Allbest.ru