в высокотемпературном кипящем слое

Эффективность процессов сжигания твёрдого топлива в кипящем слое, сопровождающихся отводом теплоты, значительно повышается при размещении в слое оребрённых поверхностей. Отсутствие точных аналитических решений потребовало широкого проведения экспериментальных исследований и разработки на их основе приближенных зависимостей.

В нескольких работах изучался теплообмен оребрённых поверхностей в кипящем слое: одних рассматривались эффективность круглого (зубчатого), в других – спирального оребрения. В работах [8, 9] изучался теплообмен труб с продольным оребрением. Возможность повышения интенсивности теплоотдачи путём применения различной формы насечек рассматривалась в работе [10]. В работе [11] изучался теплообмен гладких труб в высокотемпературном кипящем слое. В работе [12] проведены исследования теплоотдачи и теплообменного элемента, выполненного в виде пластины с рёбрами прямоугольного профиля. Толщина рёбер от 6 до 14 мм, высота от 6 до 14 мм, шаг между рёбрами 20 мм. Показано, что оптимальная высота рёбер 8 мм. Максимальные значения коэффициента теплоотдачи получены при шаге между рёбрами 12 мм. В работе [13] также исследовался теплообмен одиночной трубы с поперечным круглым оребрением. Изучалось влияние высоты и толщины рёбер, шага оребрения на интенсивность теплоотдачи. Дисперсный материал – стеклянные шарики диаметром от 0,4 до 0,8 мм. Высота ребра изменялась от 7,5 до 37,5 мм, шаг оребрения от 2 до 10 мм. Ребра изготовлены из меди толщиной от 0,5 до 2 мм. Результаты показали, что с увеличением высоты ребра коэффициент теплоотдачи уменьшается, увеличение его шага приводит к повышению коэффициента теплоотдачи, т. е. максимальные значения коэффициента теплоотдачи достигаютсяпри меньшей высоте рёбер и большем шаге. При этом коэффициент теплоотдачи уменьшается с высотой рёбер, тем сильнее, чем тоньше ребра и чем меньше их теплопроводность. Результаты исследований позволили определить оптимальные геометрические характеристики оребрения: для медных рёбер принимается толщина около 1 мм, высота 40 мм; для стальных рёбер – толщина 1 мм, высота 20 мм; шаг оребрения – около 4 мм. В работе [13] приведены результаты исследований труб с рёбрами треугольного профиля в псевдоожиженном слое крупнодисперсного материала – песка d_т тенсивность теплообмена возрастает с увеличением высоты рёбер и уменьшением шага между ними.

Авторами работы [13] исследовалась теплоотдача поперечно- (зубчато-) оребрённых труб в псевдоожиженном слое стеклянных шариков диаметром d_т = 0,2-0,47 мм. Высота рёбер изменялась до 22,2 мм. Толщина ребра равнялась 0,635 мм. Шаг между рёбрами – 3,2 мм. Исследования показали, что интенсивность теплообмена увеличивается с увеличением высоты ребра до 25 мм, при дальнейшем увеличении высоты ребра, коэффициент теплоотдачи повышается медленнее. Взаимное расположение труб в пучке оказывает влияние на расстоянии до 50,8 мм. Подтверждается вывод, что коэффициент теплоотдачи увеличивается с уменьшением диаметра частиц.

В работе [16] изучалась теплоотдача шахматного пучка горизонтальных стальных труб в псевдоожиженном слое крупнодисперсного материала (алюмосиликагеля) с диаметром частиц 2,8-4 мм (эквивалентный диаметр d_э = 3,5 мм). Рассматривался пучок стальных труб диаметром D = 39 мм в количестве 14 труб, расположенных в три ряда, оребрение пучка – приварное ленточное стальное – высотой 8 мм, толщиной 0,9 мм, шаг между рёбрами – 6,8 мм. Шаг размещения труб в пучке S = 80 мм. Результаты измерений показали, что коэффициент теплоотдачи равнялся 230-280 Вт/(м². ∙ К) и в диапазоне скорости воздуха 1,28-1,8 м/с не зависел от скорости псевдоожижения.

Общий результат экспериментов показал, что применение оребрения значительно повышает (в 3-5 раза) интенсивность теплообмена между псевдоожиженным слоем и поверхностью трубы. Исследования выполнены, в основном, для одиночной оребрённой трубы и мелкодисперсного материала d_т = 0,4-0,8 мм. Теплообмен оребрённых труб в пучке оказался на 10-15 % ниже по сравнению с одиночной трубой. Компоновка труб в шахтном или коридорном пучке практически не повлияла на коэффициент теплоотдачи, но при высоких скоростях и малом шаге более предпочтительно шахматное расположение труб. Изменение шага размещения труб в пучке в широком интервале (при S > 2,2) не влияет на эффективность теплообмена. Степень интенсификации теплообмена не зависит от размеров и формы теплообменной поверхности, слабо зависит от скорости воздуха, а определяется, в основном, размером и плотностью частиц, при этом теплосъём с оребрённой поверхности трубного пучка возрастает пропорционально коэффициенту оребрения.

В работах [17] указывается, что коэффициент теплоотдачи в пульсирующем слое на 15-20 % выше, чем в кипящем слое.

При высокой температуре в топке с кипящим слоем происходит изменение теплофизических свойств дисперсного материала и ожижающего газа, а также существенным становится лучистый теплоперенос. Это свидетельствует о слабом влиянии на степень теплообмена черноты, структуры слоя, которая изменяется в зависимости от скорости газа и положения теплообменника. Степень черноты кипящего слоя не зависит от концентрации излучающих газов в продуктах сгорания.

Приведённый коэффициент теплоотдачи уменьшается с высотой рёбер тем сильнее, чем тоньше ребра и чем меньше их теплопроводность. Коэффициент теплоотдачи на ребре практически не зависит от толщины ребра, возрастает с увеличением шага между рёбрами, уменьшается с увеличением высоты рёбер. Рекомендации различных авторов по выбору оптимальной геометрии оребрения противоречивы. Опытные данные по теплообмену оребрённых труб в высокотемпературном кипящем слое практически отсутствуют.

Эффективность теплообмена поверхности нагрева, размещённой в кипящем слое, может быть достаточно высокой (230-300 Вт/(м². К), достигая 500-600 Вт/(м². К). Интенсификация теплообмена обеспечивается применением оребрённых теплообменных поверхностей и пульсирующей подачей ожижающего газа.

Опыты проводились на экспериментальной установке, представляющей собой теплообменную камеру круглого сечения диаметром 210 мм, высотой 1,0 м (рис. 3.1).

Рис. 3.1 – Схема лабораторной установки:

1 – кладка, 2 – засыпка, 3 – жёлоб, 5 – газораспределительная решётка,

6 – слой неподвижных частиц, 7 – газовая горелка, 8 – запальник,

9 – термопара слоя, 10 – отбойная решётка, 11 – рабочая площадка,

12 – датчик-калориметр, 13, 14 – термопара, 15 – термопара поверхности датчика, 16 – слой, 17 – смотровое стекло

Температура кипящего слоя варьировалась за счёт сжигания в нем древесных отходов и газовоздушной смеси непосредственно в слое дисперсного материала. В качестве материала слоя использовались песок и шамот. Экспериментальное исследование теплообмена в кипящем слое проводилось при температуре 800-1100 ºС

Камера выполнена из огнеупорного кирпича. В боковой стене камеры имелся жёлоб для ссыпания материала слоя. Над теплообменной камерой располагался короб вытяжной вентиляции.

В качестве газораспределительного устройства применялась плоская перфорированная керамическая решётка живым сечением 1,5 %. Подача воздуха в теплообменную камеру осуществлялась двумя напорными вентиляторами типа ВВД-5. На высоте 50 мм от газораспределительного устройства в камере располагались две подовые горелки низкого давления. Температура кипящего слоя поддерживалась в пределах 800-1100 ºС, и измерялась дифференциально включённой ХК-термопарой.

Пульсации газового потока осуществлялись при помощи электромагнитных клапанов и пульсатора роторного типа.

Размещённый в кипящем слое датчик обеспечивал измерение суммарного коэффициента теплоотдачи от слоя к поверхности стационарным калориметрическим методом:

(3.25)

где M_B, C_P, t_В '' , t_В ' – соответственно массовый расход и теплоёмкость воды, температура воды на выходе и входе в калориметр. F_OP – площадь оребрённой поверхности; t_KC – температура кипящего слоя; t_CT – температура стенки калориметра.

Калориметр представлял собой оребрённой трубу. В качестве теплоносителя использовали воду с температурой 10-20 °С.

Опыты в пульсирующем кипящем слое проводились следующим образом. Ожижение слоя осуществляется продуктами пульсирующего сжигания природного газа, которое происходит либо в слое, либо в подрешёточной камере, представляющей собой цилиндрическое пространство объёмом 50-500 см³. Объем пульсирующей камеры сгорания газа изменяется путём заполнения его крупным дисперсным материалом. В камере сгорания имеется два отверстия для подвода воздуха и газа, а также две запальные свечи системы зажигания. На трубопроводах подачи воздуха и газа имеются электромагнитные клапаны, предотвращающие проникновение ударной волны при возгорании газовоздушной смеси и регулирующие подачу воздуха и газа. Для измерения расхода воздуха используется ротаметр РС-3, а для измерения расхода газа – счётчик типа «Rombach», по показаниям которых устанавливается необходимое соотношение газа и воздуха (0,9-1,8). Система зажигания пульсирующей камеры сжигания состоит из блока радиоэлектронных элементов, позволяющих регулировать частоту вспышки от 5 до 0,14 Гц, частоту подачи газа и воздуха, двух запальных свечей, универсального блока питания от сети переменного тока 220 В и постоянного тока 12 В.

Результаты измерений теплоотдачи гладкой и оребрённой труб показаны на рис. 3.2.

Зависимость коэффициента теплоотдачи от скорости ожижающего газа в высокотемпературном кипящем слое аналогична зависимости коэффициента теплоотдачи в слое при низких температурах T_кс до 150 ºС. В опытах выбирались скорости продуктов сгорания, при которых коэффициент теплоотдачи имел бы максимальное значение, например, для песка w = 0‚5-2‚0 м/с, для шамота d_э = 2,81 мм, w = 0‚7-2‚5 м/с. С повышением температуры кипящего слоя до 700-950 ºС коэффициент теплоотдачи возрастает в 2,0-2,5 раза и в слое шамота с диаметром частиц d_T = 2,5-5 мм составит 300-350 Вт∕(м²· К), что значительно выше, чем для слоевых топок. Сравнение расчётных и опытных данных удовлетворительное (рис. 3.2). Теплоотдача оребрённой трубы (h_p · S_p = 10×20 мм) на 15-20 % ниже значений теплоотдачи гладкой. При этом измерение температурного режима рёбер показало, что температура в вершине ребра высотой 20 мм и выше достигает значений 600-700 К, что для рёбер из материала Ст. 20 является недопустимым. Более благоприятен температурный режим рёбер высотой 10 мм, температура которых менее 400-450 ºС.

Рис. 3.2 – Зависимость суммарного коэффициента теплоотдачи гладких труб от температуры слоя:

▲– шамот, dэ = 2‚81мм,

■ – песок, d_т = 1‚0-1‚5‚ t_ст = 134-355 ˚C,

● – шамот, d_т = 2‚0-5‚0,

α – расчёт

Повышение температуры кипящего слоя приводит к значительному увеличению плотности теплового потока на поверхности нагрева (рис. 3.3).

Рис. 3.3 – Зависимость плотности теплового потока от температуры слоя:

▲– гладкая труба, песок, шамот, d_э = 2‚81мм,

■ – поперечное оребрение, h_p·S_p = 10·20 шамот,

d_э = 2‚81; а – расчёт

Так, для гладкой трубы плотность теплового потока составляет q_max= 0,15-0,2 МВт/м² в слое шамота d_т=2‚5-5‚0 мм при температуре слоя 700-950 ºС. Теплоперенос оребрённых труб выше, и средняя плотность теплового потока на поверхности несущей трубы достигает значений 0,25–0,40 МВт∕м2. Плотность теплового потока, отнесённая к площади оребрённой трубы, равна 0,12-0,25 МВт∕м². При этом локальная плотность (например, в основании ребра) может превышать данные значения и вызывать значительные термические напряжения. Поэтому возрастают требования к материалу оребрённых поверхностей и к выбору оптимальных геометрических параметров оребрения (в основном к выбору высоты рёбер). Существенное влияние на теплоотдачу оказывает температура стенки трубы. Так, в кипящем слое постоянной температуры (700-950 ºС) повышение температуры стенки (путём изменения расхода охлаждающей воды) до значений 300-400 ºС приводит к увеличению коэффициента теплоотдачи в 1,3-1,5 раза по сравнению со значением α_Σ при T_ст= 80-150 ºC. Дальнейшее повышение температуры стенки не приводит к значительному повышению коэффициент теплоотдачи.

Результаты экспериментального исследования теплоотдачи оребрённых труб в высокотемпературном кипящем слое при температуре 700-950 ºC показаны на рис. 2 и обобщены в виде зависимости аналогично:

. (3.26)

Таким образом, применение оребрения погруженных в кипящий слой горизонтальных труб при T_кс=750-1000 ºС обеспечивает достижение высоких коэффициентов теплообмена, равных 800-900 Вт/(м² К), и увеличивает теплоперенос по сравнению с гладкой трубой в 2,5-3,0 раза.

Исследовалась теплоотдача оребрённой и гладкой трубы в пульсирующем слое. Зависимость коэффициента теплоотдачи от средней скорости сжижающего газа в пульсирующем слое носит практически такой же характер, как и для стационарного слоя.

Результаты экспериментов приведены на рис. 3.4.

Рис. 3.4 – Зависимость коэффициента теплоотдачи оребрённой трубы от частоты пульсирующего слоя:

Δ – φ=0‚3; d_э=2‚81мм; h_p·S_p=10·20мм;

▲– φ=0‚8; d_э=2‚81мм; h_p·S_p=10·20мм

Особенностью пульсирующего слоя является то, что α_max наблюдается при скоростях, значительно меньших, чем в кипящем слое. Так, если в кипящем слое с частиц шамота (d_э = 2‚81 мм) значение α_max фиксировались при скорости псевдоожижения 1,6-1,8 м/с, то в пульсирующем слое значение α_max достигались при средней скорости w_ср = 0,5м/с и скважности потока φ = 0‚3. Максимальный коэффициент теплоотдачи оребрённой трубы в пульсирующем слое на 20-30 % больше, чем в стационарном кипящем слое. С уменьшением диаметра частиц кипящего слоя от 2,81 до 0,71 мм теплообмен увеличивается в 1,3-1,5 раза

Коэффициент теплоотдачи практически слабо зависит от частоты пульсаций. Так, если при ν = 0‚5 Гц α_max= 510 Вт∕(м² К), то при ν = 2‚0 Гц α_max=560-570 Вт/(м² К). При дальнейшем увеличении частоты пульсаций до 10 Гц коэффициент теплоотдачи уменьшался до 515-520 Вт/(м² К).

Таким образом, при пульсирующей подаче газовоздушной смеси с частотой 1,0-2,0 Гц коэффициент теплоотдачи возрастает на 10-15 %, при дальнейшем максимальных значений коэффициента теплоотдачи (на 20-30 % выше, чем в стационарном кипящем слое) при более низких значениях средней скорости сжижающего газа; наблюдается зависимость коэффициента теплоотдачи (увеличение на 10-15 %) от частоты пульсаций в диапазоне 1,0-2,0 Гц; с уменьшением скважности пульсаций от 0,8 до 0,3 теплообмен увеличивается на 30-35 %, т.е. наиболее существенна интенсификация теплообмена пульсациями при скважности 0,25-0,35; с уменьшением диаметра частиц слоя от d = 2,81 мм до d = 0,71 мм, при частоте ν = 0,5 Гц и скважности пульсаций φ = 0,3 коэффициент теплоотдачи увеличивается в 1,3-1,5 раза; повышение температуры пульсирующего слоя на 200 °С и стенок трубы на 100 °С приводит к увеличению теплопереноса на 25-30 %.

(3.3)

Опытные данные удовлетворительно описываются расчётной зависимостью (3.3) [19].

Заключение

Применение псевдоожижения твёрдых частиц весьма действенный способ интенсификации теплообмена, который можно улучшать. Основными способами модернизации процесса являются увеличение коэффициента теплоотдачи, площади и плотность потока тепловой энергии. Поскольку теплообменники обычно представляют из себя трубы, изменение конструкции будут включать вариации оребрения и ориентация трубок.

Помимо влияния на облик теплообменной поверхности остаётся перебирание вариантов размеров и форм частиц кипящего слоя.

Этот способ интенсификации остаётся все ещё перспективным направления исследований.

Список литературы

1. Псевдоожижение / Под ред. В. Г. Айнштейна, А. П. Баскакова. ‒ М.: Химия, 1991. ‒ 400 с.

2. Псевдоожиженный слой [Электронный ресурс] URL: https://boiler-wood.ru/fluidized-bed.html.

3. Сжигание в кипящем слое [Электронный ресурс] URL: https://ru.wikipedi a.org/wiki/Сжигание_в_кипящем_слое.

4. Реактор с псевдоожиженным слоем [Электронный ресурс] URL: https://wik ichi.ru/wiki/Fluidized_bed_reactor.

5. Концентратор [Электронный ресурс] URL: https://wikichi.ru/wiki/Fluidized_ bed_concentrator.

6. Дульнев Г. Н., Пилипенко Н. В., Ходунков В. П. Теплофизические аспекты процесса псевдоожижения в энергетических установках // Изв. вузов. Приборостроение. 2010. Т. 53, № 3. С. 83-89.

7. Известия Томского политехнического университета. Инжиниринг георесурсов. 2020. Т. 331. № 3. 174-183.

8. Мигай, В. М. Исследование теплообмена оребренных труб в кипящем слое / В. М. Мигай, Н. В. Зозуля, И. В. Житомирская // Энергомашиностроение. – 1984. – № 1. – С. 13.

9. Natusch, H. J. Zur Wärmeübertragung an horizontaben Lärgsrippenrohren in Gas / H. J. Natusch, M. Z. Blenke // Fliebbetten Verfahrenstechnik. – 1974. – Vol. 8, no. 10. – P. 287–293.

10. Petre, J. C. Heat Transfer In-bed Heat Exchangs / J. C. Petre, W. A. Treeby, J. A. Buckham // Chem. Eng. Progr. – 1968. – Vol. 64, no. 7. – P. 45–51.

11. Бокун, И. А. Теплообмен между пульсирующим слоем и поверхностью нагрева / И. А. Бокун, Я. П. Шлапкова // Тез. докл. Минского междунар. форума по тепло- и массообмену / Институт теплои массообмена им. А. В. Лыкова НАН Беларуси. – Минск, 1988. – Т. 5. – С. 54–55.

12. Neukirchen, B. Oestaltung horizontalen Rohrbündel in Gas – Firbelschichtreak toren nah Warmetechischen Gesichtspunkten / B. Neukirchen, М. Blenko // Chem. Ing. Techn. – 1973. – Vol. 45. – P. 307-311.

13. Natusch, H. J. Zur Wärmeübertragung an Rippenrohren in Gas / H. J. Natusch, M. Z. Blenke // Fliebbetten Verfahrenstechnik. – 1973. – Vol.7, no. 10. – P. 293-296.

14. Пальченок, Г. И. Теплообмен между горизонтальной оребренной трубой и псевдоожиженным слоем крупных частиц / Г. И. Пальченок, А. И. Тамарин, С. С. Забродский // Тепломассообмен в дисперсных системах. – Минск, 1980. – Т. 6, ч. 1. – С. 89-98.

15. Krause, W. B. Heat transfer from horizontal serrated finned tubs in a air-fluidized bed of uniformly sized particles / W. B. Krause, A. R. Peters // Heat transf. – 1983. – Vol. 105. – P. 319-324. doi: 10.1115/1.3245581.

16. Гальперин, Н. И. О теплообмене между ребристыми трубами и псевдоожиженным слоем зернистого материала / Н. И. Гальперин, В. Г. Айнштейн, И. Н. Тоскубаев // Химия и технология топлив и масел. – 1972. – № 9. – С. 42-43.

17. Бокун, И. А. Теплообмен между пульсирующим слоем и поверхностью нагрева / И. А. Бокун, Я. П. Шлапкова // Тез. докл. Минского междунар. форума по тепло- и массообмену / Институт теплои массообмена им. А. В. Лыкова НАН Беларуси. – Минск, 1988. – Т. 5. – С. 54-55.

18. Рассудов, Н. С. О применении импульсной подачи воздуха в топках с кипящим слоем / Н. С. Рассудов, А. Е. Варламова // Теплоэнергетика. – 1983. – № 1. – С. 62-64.

19. А. А. РЕДЬКО, И. А. РЕДЬКО Наука та прогрес транспорту. Вісник Дніпропетровського національного університету залізничного транспорту, 2017, № 5 (71).