Повышение эффективности стекловаренных печей на основе комплексной регенерации тепловых отходов

Крылов, Андрей Николаевич

Промышленная теплоэнергетика

автореферат диссертации по энергетике, 05.14.04, диссертация на тему:Повышение эффективности стекловаренных печей на основе комплексной регенерации тепловых отходов

кандидата технических наук: Крылов, Андрей Николаевич
город: Москва
год: 2007
специальность ВАК РФ: 05.14.04

Диссертация по энергетике на тему «Повышение эффективности стекловаренных печей на основе комплексной регенерации тепловых отходов»

Автореферат диссертации по теме "Повышение эффективности стекловаренных печей на основе комплексной регенерации тепловых отходов"

003056782

На правах рукописи

—7

Крылов Андрей Николаевич

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ СТЕКЛОВАРЕННЫХ ПЕЧЕЙ НА ОСНОВЕ КОМПЛЕКСНОЙ РЕГЕНЕРАЦИИ ТЕПЛОВЫХ ОТХОДОВ

Специальность 05.14.04 - Промышленная теплоэнергетика

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2007

003056782

Работа выполнена на кафедре "Тепломассообменных процессов и установок" Московского энергетического института (технического университета).

Научный руководитель: доктор технических наук, проф.

Сергиевский Эдуард Дмитриевич

Официальные оппоненты: доктор технических наук, проф.

Яновский Леонид Самойлович

доктор технических наук, проф. Зайченко Виктор Михайлович

Ведущая организация: Московский Государственный

Университет Леса (МГУЛ)

Защита диссертации состоится " 20" апреля 2007 г. в 15 час. 30 мин. в аудитории Г-406 на заседании диссертационного совета Д 212.157.10 при Московском энергетическом институте (техническом университете) по адресу: г. Москва, ул. Красноказарменная, дом 17.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью организации, просим присылать по адресу: 111250, г. Москва, Красноказарменная улица, дом 14, Ученый Совет МЭИ (ТУ).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского энергетического института (технического университета).

Автореферат разослан: "_" марта 2007 года.

Ученый секретарь диссертационного совета Д 212.157.30 к.т.н., доц.

Попов С. К.

Актуальность темы диссертации.

Прогнозные оценки специалистов показывают, что удвоение в России внутреннего валового продукта в первое десятилетие XXI века вызывает при сохранении энергоемкости на уровне 2000 г. рост расчетной потребности в топливо-энергетических ресурсах в 1,6 - 1,7 раза.

Расчетная потребность в энергоресурсах в 2020 году достигает в этом случае 2,67 млрд. т у.т. Предполагаемые объемы добываемых энергоресурсов значительно меньше (~ 1 млрд. т у.т. в 2010 году и 1,265 млрд. т у.т. в 2020 году). Выходом из ситуации может быть активное проведение энергосберегающей политики.1

Проблема энергосбережения актуальна и для рассматриваемых в работе плавильных процессов и установок в систехмах производства стекла, что обусловлено значительными масштабами потребления природного газа и существенным потенциалом энергосбережения, т.е. разностью между действительным удельным расходом топлива и его теоретическим минимумом.

Для стекловаренных установок характерна значительная доля тепловых потоков с газовыми отходами - <2Г 0 и теплопроводностью через ограждение рабочего пространства в окружающую среду - 0.ал. Комплексная регенерация этих тепловых отходов может дать существенный энергосберегающий эффект. В данном исследовании рассмотрены энергоэффективные решения по регенерации £?го и бос такие как регенеративный подогрев исходного материала, термохимическая регенерация (ТХР) и термическая регенерация £}ос посредством фильтруемой изоляции (ФИ) теплонапряженных участков ограждения.

Обзор литературы показал, что взаимодействие этих энергосберегающих аппаратов в составе стекловаренной высокотемпературной установки (ВТУ) при различных нагрузках и условиях работы проанализировано недостаточно подробно. Это приводит к реализации в промышленных условиях неоптимальных конструкций и невыгодных режимов работы ВТУ и, как следствие, к появлению больших резервов снижения энергоемкости в стекловаренных теплотехнологических системах. Сказанное обуславливает актуальность исследования процессов в этих аппаратах в целях разработки методики их расчета и выработки технических мероприятий, направленных на снижение расхода топлива в стекловаренных ВТУ.

Целью настоящей работы является изучение тепломассообменных процессов в аппаратах регенерации тепловых отходов стекловаренной установки, таких как термохимическая регенерация, подогрев исходного материала, термическая регенерация посредством фильтруемой изоляции теплонапряженных участков ограждения, и оценка роста энергетической эффективности установки вследствие применения данных энергосберегающих мероприятий.

Для достижения поставленной цели был сформирован ряд относительно самостоятельных, но взаимосвязанных задач, в частности:

1 Данилов О. Л. Энергосбережение в теплоэнергетике и теплотехнологиях . - М: МЭИ, 2004.- 64 с.

- разработка математической модели тепломассообменных процессов и химического реагирования в термохимическом регенераторе - реакторе паровой конверсии (РПК);

- оценка пригодности разработанной математической модели путем сравнения с имеющимися экспериментальными данными;

- проведение численных исследований локальных характеристик полей концентраций газовых компонентов и температур в канале реакционного элемента (РЭ) термохимического регенератора посредством разработанной математической модели;

- численное исследование подогревателя исходного материала и фильтруемой изоляции;

- применение разработанной модели для оценки энергетической эффективности и экономической целесообразности использования предложенных энергосберегающих решений в составе стекловаренной установки с комплексной регенерацией тепловых отходов.

Научная новизна:

1. Разработана математическая модель реактора паровой конверсии, что позволяет определить эффективность термохимической регенерации при различных режимах работы РПК и использовать модель при проектной разработке РПК с учетом сложного комплекса тепло- и массообменных явлений в реакционном элементе.

2. Произведен расчет влияния режимных параметров РПК на эффективность ТХР в рамках тепловой схемы стекловаренной установки, работающей на природном газе.

Установлено, что главными факторами, определяющими скорость конверсии природного газа, являются температура, и содержание метана в смеси. Скорость конверсии возрастает на начальном участке реакционного элемента с увеличением температуры, и снижается близи выхода в связи с уменьшением концентрации метана в газовой смеси.

3. Проведенное исследование комплекса тепло- и массообменных явлений в реакционном элементе при изменении конструктивных, режимных и каталитических параметров показало, что при увеличении тепловой нагрузки или снижении расхода природного газа в реакционном элементе относительно режима, соответствующего состоянию химического равновесия наблюдалось существенное увеличение температуры газа и каталитической вставки реакционного элемента вблизи выходного коллектора. На коротком участке реакционного элемента температура газа и стенки реакционного элемента значительно возрастает до уровня температуры греюших дымовых газов, что является опасным для системы ТХР, так как может привести к пережогу стенки РЭ.

4. Впервые проведено численное исследование реактора паровой некаталитической конверсии, сконструированного в Газовом Технологическом Институте

(GTI)2, позволяющего получить конвертированный газ без использования катализатора.

5. Исследование совместного влияния рассмотренных энергосберегающих решений показало, что применение ТХР теплоты газовых отходов для стекловаренной установки может обеспечить снижение расхода топлива на 25% относительно исходной схемы с регенеративным воздухоподогревом. Комплексное использование ТХР совместно с ФИ позволяет снизить расход топлива на 50% по сравнению с исходной схемой.

Достоверность. Результаты численных исследований с использованием одномерных моделей, реализованных в среде MathCAD и двумерных моделей, созданных посредством пакета численного моделирования FLUENT, хорошо согласуются с результатами экспериментов и численных исследований других авторов.

Практическая ценность.

Практическая ценность работы состоит в том, что ее результаты позволяют расчетным путем определять энергетическую эффективность использования предложенных энергосберегающих решений в различных условиях эксплуатации и для других видов конверсии - жидких топлив и процессов отложения на поверхности теплообменных устройств.

Основные положения, выносимые на защиту:

• Математическая модель и программа расчета процессов тепло- и массообмена в термохимическом регенераторе - реакторе паровой конверсии;

• Результаты численного исследования процессов паровой конверсии в реакционных элементах термохимического регенератора различной конструкции:

- реакторы каталитической и некаталитической паровой конверсии с прямоточными реакционными элементами;

- реакторы каталитической и некаталитической паровой конверсии с реакционными элементами, выполненными по типу трубок Фильда;

• Математическая модель регенеративного подогревателя исходного материала и фильтруемой изоляции теплонапряженных участков ограждения стекловаренной установки;

• Результаты расчета локальных характеристик (полей скорости и температуры) для регенеративного подогревателя технологического материала и фильтруемой изоляции

• Результаты расчета энергетической эффективности комплексной регенерации тепловых отходов в стекловаренной установке.

2 J. Semites; D. М. Rue Efficient Glass-Melter: Project Supporting Development of a Next-Generation Glass-Melting System [Электронный ресурс].- Режим доступа:

ht!p://wvvw.gastechnoiogy.org/webroot/app/xn/xd.aspx?xd=10AbstractPage\050078.xml

Апробация работы. Основные положения работы, результаты теоретических и расчетных исследований докладывались и обсуждались на международных и всероссийских конференциях: 11,12 и 13 Междз'народных научно-технических конференциях студентов и аспирантов. Радиоэлектроника , электротехника и энергетика (Москва, 2005-2007 гг.); Третьей Всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов «Энергосбережение - теория и практика». (Москва, 21-29 сентября 2006 г.); Четвертой Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 23-27 октября 2006 г.).

Публикации. Материалы, отражающие содержание диссертационной работы и полученные в ходе ее выполнения, представлены 8 публикациями.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав и заключения, изложенных на 130 страницах машинописного текста, содержит 55 рисунков, список литературы включает 78 наименований.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, сформулирована цель работы, показана научная новизна и практическая ценность, аргументирована целесообразность исследования направлений повышения энергетической эффективности высокотемпературных плавильных установок в системах производства стекла и стекловолокна на основе комплексной регенерации тепловых отходов путем применения термохимического регенератора, подогревателя исходного материала и фильтруемой изоляции.

В первой главе выполнен обзор энергоэффективных технологий в промышленных высокотемпературных объектах по выработке стекла.

Эффективным энергосберегающим мероприятием, обеспечивающим глубокую регенерацию теплоты газовых отходов, является термохимическая регенерация (ТХР) теплоты газовых отходов на основе эндотермической переработки природного газа в конвертированный газ - вторичное топливо. Тепловые отходы используется на повышение не только физической, но и химически связанной теплоты регенерирующих теплоносителей.

Обзор также показал, что подогрев исходного материала и регенерация Оос посредством фильтруемой изоляции ограждения являются весьма перспективными энергосберегающими мероприятиями. Регенерация тепловых отходов с помощью подогрева шихты позволяет значительно уменьшить затраты топлива на производство единицы продукции. Фильтруемая изоляция обеспечивает термостойкость конструкций, уменьшение потерь теплоты в окружающую среду при воздействии значительных тепловых потоков.

Во второй главе проведена постановка задачи исследования процессов, протекающих в рассматриваемых энергосберегающих аппаратах: системе ТХР, реге-

неративном подогревателе технологического материала и фильтруемой изоляции.

В работе проводится исследование процессов тепло- и массообмепа в реакционных элементах системы ТХР, которые выполнены в виде труб, параллельных оси реактора и расположенных равномерно по окружности. Дымовые газы, движущиеся с небольшой скоростью в межтрубном пространстве, сообщают теплоту реакционным элементам. В них в присутствии катализатора протекает реакция паровой конверсии природного газа.

Реакционный элемент состоит из металлической трубы - стенки реакционного элемента, и каталитической вставки, коаксиально расположенной внутри трубы (рис. 1). Поступив в реакционный эле;иент, парогазовая смесь движется в кольцевом канале, между наружной стенкой и каталитической вставкой и нагревается от них путем конвекции. При этом по достижении температуры, достаточной для протекания конверсии, на катализаторе происходит эндотермическая реакция каталитической паровой конверсии газового топлива. Образовавшийся конвертированный газ отводится из реакционного элемента. Реакция конверсии происходит с поглощением теплоты из зоны реакции - с поверхности катализатора. Теплота приходит на поверхность катализатора путем излучения от стенок реакционного элемента.

стенкп Реокнионн элемсмтс

Рис. 1. Теплообмен между трубкой реакционного элемента, каталитической вставкой и реагирующей газовой смесью

С!нзруж- лучистый тепловой поток от греющих дымовых газов к стенке РЭ; (Зконв - конвективный тепловой поток от стенки и вставки к смеси газов; 0рад - лучистый тепловой поток от стенки РЭ к встазке; (}„„„ - поглощаемая теплота на химическую реакцию

) 1 ■ аг„

-аз Вк°и'

каталитическая

вставка

Механизм химической реакции паровой конверсии основного компонента природного газа - метана - включает в себя ряд реакций, протекающих с поглощением и выделением теплоты. Как показали исследования кинетики, основными реакциями являются следующие:

СН4+Н20 = ССЬЗН2 - 206.1 кДж/моль; (1)

С0+Н20 = С02+Н2 +41.15 кДж/моль; (2)

СН4+2Н20=С02+4Н2-165.05 кДж/моль. (3)

При разработке одномерной модели приняты следующие допущения:

а) для потока газовой среды можно выделить преимущественное направление движения;

б) изменение всех свойств газовой среды поперек потока незначительно по сравнению с соответствующими продольными изменениями.

На этой основе уравнения материального и энергетического баланса процесса паровой конверсии метана в реакционном элементе принимают вид

дС. Г.

=-«,..(/;.. -'гУ-у; (5)

& Л« >=' Л«

) + .Ж» "О, (7)

где г - порядковый номер компонента реагирующей газовой смеси; _/ - номер химической реакции; р , рса - плотности газовой смеси и катализатора, кг/м3; ср! - удельная теплоемкость газовой смеси, Дж/(кг К); С — концентрация /-го компонента смеси, моль/м3; , ,

, Т- температуры газовой смеси, каталитической вставки, стенки и дымовых газов соответственно, К; а„„- коэффициенты теплоотдачи с поверхности стенки реакционного элемента и каталитической вставки, Вт/(м2 К); ( —Д//.) - тепловой эффект у'-й реакции, Дж/моль; 77. - фактор эффективности, то есть отношение наблюдаемой скорости у'-й реакции к скорости, когда температура и концентрация реагентов неизменны по объему катализатора; г. -скорость образования г'-го компонента газовой смеси, отнесенная к 1 р;г катализатора, моль/(кг с); - скорость у'-й реакции, отнесенная к 1 кг катализатора, моль/'(кг с); <70 - постоянная Стефана - Больцмана, Вт/(м2 К4); ег Ы!, £п - приведенная степень черноты поверхности каталитической вставки и стенки реакционного элемента; П.х, Пш - периметр внутренней поверхности трубы и поверхности каталитической вставки в поперечном сечении, м; , -площадь поперечного сечения газового канала реакционного элемента и каталитической вставки, м".

Начальные и граничные условия задаются следующим образом:

входное сечение реакционного элемента (г - 0): = Г'"; С. = С"';

выходное сечение реакционного элемента (г = £): = 0; 8 = 0.

дг дг

Определение выражений для скорости реакции паровой конверсии метана в данной работе основано на анализе литературных источников и изучении механизмов реакции и лимитирующих факторов. Принято, что и метан и пар адсорбируются на катализаторе с диссоциацией и поверхностные реакции получения СО и С02 считаются лимитирующими этапами суммарной реакции конверсии. Расчет скорости химического реагирования в реакционном элементе проводился согласно кинетической теории Аррениуса.

Поскольку термохимический регенератор используется в диапазоне температур греющей среды 1100-1500 К, при его работе имеют место значительные температурные удлинения реакционных элементов. Для компенсации удлинений реакционные элементы выполняются с двойной циркуляцией реагирующей среды в виде трубок Фильда. Расчет локальных характеристик реагирующего газа в элементе такой конструкции отличается от расчета прямоточной схемы движения газовой смеси, так как следует учесть ее конвективный нагрев во внутреннем канале

реакционного элемента. В этом случае уравнения (4-7) модели реактора дополнятся следующим уравнением

где Тз2, - температуры парогазовой смеси во внутреннем канале РЭ, К; - площадь поперечного сечения внутреннего канала РЭ, м2.

Кроме того, для данной задачи уравнение (6) содержит дополнительный источник, учитывающий конвективный нагрев газовой смеси во внутреннем канале:

Другим энергосберегающим объектом, исследованным в данной работе, является регенеративный подогреватель технологического материала. Данный аппарат позволяет регенерировать теплоту газовых отходов стекловаренной установки. Он представляет собой прямоугольную камеру, в которую сверху подается отформованный технологический материал, выполняющий роль перфорированной насадки. В ее центральной части выполнены вертикальные сквозные каналы для прохода газов. Насадка опирается на дно камеры, где установлена ванна для расплава. Периферийная часть насадки выполняет функции несущей футеровки и вертикального ограждения плавильной камеры. В нижней части слоя газовые каналы насадки имеют общий коллектор. Компоненты горения сжигаются в ванной части установки либо в коллекторе камеры и, глубоко охлаждаясь, выводятся через каналы насадки, нагревая ее до плавления. Расплавляясь, оболочка под действием собственного веса перфорированного слоя деформируется, что обеспечивает непрерывное движение насадки в камере.

В третьей главе проведены тарировочные расчеты, и выполнена оценка пригодности предлагаемых математических моделей

Тарировка позволила подтвердить пригодность предлагаемой математической модели РПК, поскольку во всех случаях сравнение показало приемлемые результаты. Проведено сравнение температур газов, полученных с помощью предложенной одномерной модели, и полученных посредством двумерной модели FLUENT, осуществлена параметрическая идентификация кинетической модели с использованием экспериментальных данных.

Двумерная осесимметричная математическая модель FLUENT позволила найти поле температур газовой среды в реакционном элементе. Составляющая основу этой модели система уравнений включает в себя уравнения неразрывности, движения, энергии, уравнение кинетической энергии и уравнение диссипации энергии при соответствующих граничных условиях и константах выбранной модели турбулентности. Выходная температура газа, рассчитанная но одномерной модели, составила 569 К, а по двумерной модели - 551 К. Расхождение результатов, полученных с помощью данных моделей, не превышает ! 0%.

(8)

(9)

Данные результаты показывают, что влияние начального участка и неравномерностей в потоке не оказывает существенного влияния на характер тепломассообменных процессов на большей части реакционного элемента системы ТХР, следовательно, для расчета процессов в реакционном элементе допустимо использовать одномерную модель. Кинетическая модель, разработанная для одномерного расчетного алгоритма, позволяет рассчитать сложный механизм реакции конверсии. Параметрическая идентификация кинетической модели выполнена с использованием экспериментальных данных3, полученных при исследовании каталитической конверсии.

концентрация мопь кс-мп. мс-ль смеси

демонстрирует концентрации реагирующей по длине элемента при температуре

z, м

Рис. 2. Изменение состава газовой смеси по длине реакционного элемента

Рис. изменение компонентов газовой смеси реакционного постоянной конверсии 1073 К. Сплошными линиями показаны концентрации метана, водорода, водяного пара, углекислого газа и оксида углерода, полученные по разработанной кинетической модели, крестиками -

экспериментальные данные.

Для учета двойной циркуляции нагреваемой среды в реакционных элементах, выполненных в виде трубки Фильда, была использована усовершенствованная одномерная модель, позволяющая также определить температуру парогазовой смеси во внутреннем канале.

Рис. 3. Распределение температур газа в реакционном элементе по его длине 1,2- температура парогазовой смеси во внутреннем канале, и реагирующего газа в кольцевом канале, найденная по одномерной модели; 3, 4 - температура парогазовой смеси во внутреннем канале, и реагирующего газа в кольцевом канале, найденная посредством FLUENT; 5 - температура греющих дымовых газов

дл^нэ реакционного ^еиента м

3 D. L. Hoang, S. H. Chan, O. L. Ding Kinctic and modeling study of methane steam reforming over sulfide nicke! catalyst on a gamma aluminsa support. - Chemical Engineering Journal, 2005. - p. i-i 1

Оценка пригодности результатов, полученных для РЭ с двойной циркуляцией реагирующей среды, была проведена посредством вычислительного комплекса FLUENT. С его помощью составлена упрощенная двумерная осе симметричная модель, позволившая найти распределение температуры газовой среды по длине трубки Фильда. Температуры, полученные с использованием предложенной одномерной модели и двумерной модели FLUENT, представлены на рис. 3. Расхождение между результатами моделей не превышает 15%. Следовательно, предложенная одномерная модель с распределенными параметрами может использоваться в инженерной практике для расчета реакционных элементов с двойной циркуляцией.

В четвертой главе представлены результаты численного исследования тепло- и массообмена в процессе каталитической паровой конверсии природного газа при изменении конструктивных, режимных и каталитических параметров РПК, определение области их возможного варьирования и аппроксимация результирующих закономерностей.

Вначале было определено влияние режимных параметров реактора на состав конвертированного газа. Рост соотношения пар:газ в исходной парогазовой смеси (ПГС) приводит к понижению содержания метана в ПГС и в конвертированном газе. При соотношении пар:газ, равном приблизительно 4:1, наблюдается практически полное отсутствие метана в конвертированном газе. Парогазовая смесь с содержанием метана приблизительно 20%, реагируя, достигает состояния равновесия в реакционном элементе.

Однако полное отсутствие метана в конвертированном газе не означает наиболее оптимального режима работы реактора. Система ТХР должна обеспечивать эффективную регенерацию теплоты газовых отходов, как путем нагрева, так и путем химического преобразования. Поэтому при преобразовании исходного топлива в конвертированный газ должно быть поглощено максимально возможное количество тепла. Физическая теплота греюших дымовых газов, поглощаемая при химическом реагировании, сохраняется в топливе в виде его возросшей теплотворной способности в расчете на 1 м3 исходного топлива. Следовательно, система термохимической регенерации должна обеспечивать получение конвертированного газа максимальной теплотворной способности. Для этого необходимо выбрать такое соотношение пара к газу в ПГС, которое соответствует наибольшему Qp для конвертированного газа.

На рис. 4 представлена зависимость теплового потока с конвертированным газом от соотношения пара к газу в парогазовой смеси. Из данной иллюстрации видно,'что максимальную эффективность система термохимической регенерации имеет при соотношении пара к газу около 2:1. Вследствие этого при проектировании системы ТХР рекомендуется выбирать соотношение пара к газу равным 2 mj пара к 1 м3 природного газа.

Окр кВт

500

400-

300

м'газа

Рис. 4. Зависимость теплоты, вносимой в плавильную установку конвертированным газом, от соотношения пара к газу в парогазовой смеси

Объемный расход парогазовой смеси на входе в реактор ТХР в значительной степени определяет состав конвертированного газа на выходе. С ростом объемного расхода парогазовой смеси, пропорционально возрастает скорость течения смеси газов в канале реакционного элемента. Рост скорости течения природного газа приводит к уменьшению времени пребывания газа в канале РЭ. Уменьшение времени пребывания реагирующей газовой смеси в канале реакционного элемента приводит к снижению степени завершения конверсии метана на выходе из реактора ТХР при неизменной скорости химического реагирования в канале.

Степень завершения реакции монотонно снижается с ростом расхода природного газа и увеличивается с ростом времени пребывания. Зависимость степени завершения преобразования метана ХСН4 от расхода природного газа близка к линейной. При снижении расхода топлива на ТХР увеличивается время пребывания реагирующей газовой смеси в РЭ. Вследствие более полного протекания конверсии при уменьшении скорости, характерное время химического процесса остается неизменным. Следовательно, с ростом времени пребывания число Дамкёллера Ва, представляющее собой отношение времени пребывания газа в РЭ ко времени протекания химической реакции, монотонно возрастает. Однако для данной задачи диапазон возможного изменения числа Дамкёллера невелик. При изменении расхода топлива в допустимых пределах число Оа лежит в пределах 0.6-0.9 (см. рис.5).

Оценка химического и диффузионного числа Дамкёллера для процесса конверсии в РЭ показала, что химическая реакция оказывает незначительное влияние на теплообмен. Следовательно, расчет характеристик теплообмена в РЭ допустимо производить по зависимостям для нерсагирующих потоков.

На температуру стенки и каталитической вставки значительное влияние оказывает расход природного газа на ТХР. При увеличении объемного расхода природного газа возрастают скорости течения газовой смеси в канале РЭ. Вследствие этого теплоотдача от РЭ происходит более интенсивно, что приводит к понижению температуры стенки и каталитической вставки без изменения вида их профиля.

Численные исследования показали также сильную зависимость

время пребывания, с Рис. 5. Изменение числа Дамкёллера в зависимости от времени пребывания

интенсивности теплопередачи в РЭ от геометрических характеристик кольцевого канала. Исследование показало, что наиболее существенным фактором является внутренний диаметр стенки реакционного элемента, определяющий проходное сечение кольцевого канала. Показано, что увеличение диаметра приводит к снижению температуры стенки и вставки на начальном участке длиной около 2м, а затем наблюдается рост температур.

Проведенное численное исследование показало, что при увеличении тепловой нагрузки или снижении расхода природного газа в реакционном элементе относительно режима, соответствующего состоянию химического равновесия (при увеличении температуры греющей среды или снижении объемного расхода газа) наблюдалось увеличение температуры газа и каталитической вставки в верхней части реакционного элемента вблизи выходного коллектора (см. рис. 6). Предельно допустимая температура стенки для стали 12Х18Н10Т, использованной для изготовления реакционных элементов, составляет 1250 °С или 1523 К. Кривые 1 и 2 на рис. 6 характеризуют изменение температур реакционного элемента и греющих дымовых газов при нормальном режиме его работы.

В данном случае температура стеки РЭ ниже предельно допустимой, показанной на графике прямой 5. Кривые 3 и 4 характеризуют изменение температур реакционного элемента и греющих дымовых газов при значительном увеличении тепловой нагрузки системы ТХР (при средней температуре греющей среды 1673 К). Из данного графика видно, что на коротком участке реакционного элемента температура газа и реакционного элемента значительно возрастает (до 300 °С) вплоть до температуры греющих дымовых газов и становится выше предельно допустимой. Данное явление является опасным для системы ТХР, так как может привести к пережогу стенки РЭ.

мая температура стенки

В пятой главе приведены результаты расчетов энергосберегающих мероприятий по разработанной методике.

На первом этапе исследований рассмотрена внутренняя задача тепло- и мас-сообмека в прямоточном реакционном элементе ТХР, причем температура стенок была принята неизменной по всей длине РЭ. Результаты расчета теплообмена в реакционном элементе представлены на рис. 7.

Из данной иллюстрации видно, что температура каталитической вставки, которая

Рис. 6. Распределение температуры стенки РЭ и греющих дымовых газов при нормальном и аварийно опасном режиме работы

1,2- температуры стенки РЭ и дымовых газов при нормальном режиме работы; 3,4- температуры стенки РЭ и дымовых газов при аварийно опасном режиме работы; 5 - предельно допусти-

является определяющей при протекании реакции конверсии, монотонно возрастает по длине реакционного элемента. Вначале рост температуры происходит наиболее интенсивно, поскольку разность температур каталитической вставки и стенки реакционного элемента является наибольшей, и поэтому на вставку излучением передается наибольшее количество теплоты. Но по мере роста температуры вставки и роста скорости конверсии, интенсивность нагрева катализатора снижается.

На втором этапе исследована модель, включающая как внутреннюю, так и внешнюю задачу тепломассообмена в прямоточном реакционном элементе.

Для оценки этого более сложного расчетного алгоритма, было проведено сравнение его результатов с экспериментальными данными, полученными в Газовом Технологическом Институте вТ1 (г. Чикаго). Эксперименты проводились с использованием реактора некаталитической конверсии. Результаты расчета теплообмена в реакционном элементе представлены на рис. 8, а изменение состава реагирующей газовой смеси показано на рис. 9. Расчетная степень конверсии углеводородов на выходе из реакционного элемента составила 28.3 %, что согласуется с данными, предоставленными вТ!.

О 0.5 1 1.5 2 2.5

Длина реакционного элемента, м Рис. 7. Изменение температуры по длине реакционного элемента

1 - температура внутренней поверхности стенок реакционных элементов; 2 - температура каталитической вставки; 3 - средняя температура реагирующей газовой смеси

Т. К

1 1.5 2 2.5 Длина реакционного элемента, м Рис. 8. Распределение температур в реакционном элементе по его длине

1 - температура греющих дымовых газов; 2-температура внутренней поверхности стенок РЭ; 3 - температура каталитической вставки; 4 - средняя температура реагирующей газовой смеси.

На следующем этапе посредством разработанной модели был произведен расчет локальных характеристик для процесса каталитической паровой конверсии

Рис. 9. Изменение состава реагирующей газовой смеси по длине реакционного элемента

1200

1000

800

600

1 1.5 2 2.5 Длина реакционного элемента, м Рис. 10. Распределение температур в реакционном элементе по его длине

1 - температура греющих дымовых газов; 2 - температура внутренней поверхности стенок реакционных элементов; 3 - температура каталитической вставки; 4 - средняя температура реагирующей газовой смеси.

природного газа в прямоточном реакционном элементе. Полученные данные по изменению температуры в реакционном элементе представлены на рис. 10. Из данной иллюстрации' видно, т, к что на расстоянии приблизительно 14001 м от входа в реакционный элемент температура стенок и реагирующей газовой смеси начинает снижаться. Указанный спад температур вызван тем, что во второй половине реакционного элемента температурный напор становится небольшим, а температура в зоне реакции достигает больших значений. Реакция, интенсивно протекающая на каталитической вставке, приводит к поглощению значительного количества тепла. От нагретых дымовых газов стенке реакционного элемента передается недостаточно тепла для того, чтобы скомпенсировать его расход на реакцию. Полученные результаты подтверждаются данными эксперимента. Результаты расчета элемента с двойной циркуляцией реагирующего газа (по типу трубок Фильда) посредством комплексной одномерной математической модели с распределенными параметрами показаны на рис. 11-13.

На рис. 11 показано распределение температуры нагреваемой газовой среды и греющих дымовых газов по длине реакционного элемента. На рис. 12 показано изменение температуры каталитической вставки и стенки реакционного элемента по его длине. Из данных иллюстраций видно, что температура парогазовой смеси монотонно возрастает во внутреннем канале. В кольцевом канале реакционного элемента температура реагирующего газа растет лишь на начальном участке длиной около 1.5 м, где разность температур между греющей средой и газом наибольшая. Далее температура газа монотонно снижается, поскольку ближе к концу реакционного элемента температурный напор становится небольшим, и химическое реагирование приводит к охлаждению потока газа. Аналогичное изменение температуры характерно для стенки реакционного элемента и каталитической вставки.

Изменение состава газа в реакционном элементе показано на рис. 13. Из данной иллюстрации видно, что концентрации компонентов газовой смеси непрерывно изменяются при протекании газа в реакционном элементе вследствие химической реакции конверсии. Главными факторами, определяющими скорость конверсии природного газа, являются температура, и содержание метана в смеси. Скорость конверсии возрастает на начальном участке с увеличением температуры, и снижается близи выхода в связи с уменьшением концентрации метана в газовой смеси.

05 1 1.5 2 2.3

длина реакционного элемента, м

Рис. 11. Распределение температуры нагреваемой газовой среды и греющих дымовых газов по длине реакционного элемента

1 - температура парогазовой смеси во внутреннем канале; 2 - температура реагирующего газа в кольцевом канале; 3 - температура греющих дымовых газов.

1 и 2 2.5

длина реакционного элемента, м

Рис. 12. Изменение температуры каталитической вставки и стенки реакционного элемента по его длине

1 - температура каталитической вставки; 2 -температура стенки.

Рис. 13. Изменение состава реагирующей газовой смеси по длине реакционного элемента

Изменение степени конверсии метана по длине реакционного элемента определяется тепломассобменными процессами в РЭ. Наибольший рост ХСн4 характерен на начальном участке канала. Это происходит вследствие того, что скорость реакции в данной области является максимальной. С падением скорости реакции вблизи конца канала рост степени конверсии метана прекращается.

На следующем этапе было проведено исследование теплового режима регенеративного подогревателя технологического материала посредством двумерной модели, разработанной в пакете FLUENT. В модели решается система уравнений Навье - Стокса и уравнения энергии, используется стандартная k-е -модель турбулентности. Применена расчетная сетка с прямоугольными ячейками. По высоте расчетная область разделена на 100 слоев ячеек (контрольных объемов).

Было получено, что распределение массового расхода газа по центральным каналам на 16% превышает аналогичную величину для периферийного канала. На выходе из перфорированного слоя график для w - проекции вектора скорости газа

на вертикальную ось г - имеет осциллирующий характер с количеством локальных максимумов, равным количеству каналов.

Время выхода на стационарный тепловой режим для исследованных условий составляет 1000 с.

Расчет режимных параметров фильтруемой изоляции стекловаренной установки позволил установить величину потерь в окружающую среду, и температуру металлического кожуха, определяющую тепловой поток от её наружных ограждений. Полученные результаты позволяют сделать вывод о том, что применение фильтруемой изоляции значительно снижает потери тепла в окружающую среду, а при фильтрации всего объёма дутьевого воздуха практически сводит их к нулю.

В шестой главе проведена оценка энергоэффективности предложенных схем стекловаренных установок. Для оценки роста энергоэффективности при применении различных энергосберегающих устройств в составе стекловаренной ВТУ проведен сравнительный анализ трех различных схем. 1 .Исходная схема с термической регенерацией £>г о - в качестве регенеративного устройства используется стальной рекуперативный воздухоподогреватель.

2. Схема с регенерацией тепловых отходов посредством термохимической регенерации и рекуперативного подогрева окислителя.

3. Схема с комплексной регенерацией тепловых отходов - путем применения ТХР, рекуперативного подогрева окислителя и фильтруемой изоляции наружного ограждения стекловаренной установки.

Тепловые балансы стекловаренной установки производительностью 4,5 т/сутки для трех указанных схем приведены на рис. 14.

Анализ баланса исходной схемы показывает, что полезно использованная теплота, необходимая для нагрева шихты и осуществления химических реакций стеклооб-разования, составляет менее четверти от общего расхода тепла. Остальная теплота теряется с высокотемпературными газовыми отходами и через наружное ограждение стекловаренной установки.

Из рис. 14 видно, что применение термохимической регенерации теплоты газовых отходов позволило снизить потребление первичного топлива, требуемое

для выработки стекла в данной стекловаренной установке (£?хт). Комплексная схема, позволяющая в дополнение к регенерации также регенерировать тепловой отход 0ОС, приводит к еще более значительному уменьшению потребляемой теплоты, Применение ТХР позволяет преобразовать исходное топливо, повысив его теплотворную способность, и нагреть его до высокой температуры. Значительную долю приходной части теплового баланса в этом случае составляет физическая теплота подогретого топлива.

О, кВт 300 г

700 -

600 Ь

500 г

400-

300

200-

10 0

'с туд

Ого

Офп, О

■гегоув:

От ®ог ггсх

Ого

вфт 0„4

О „с

в»

л 1

Традиционная конструкция

Схема с ТХР

Схема с комплексной регенерацией

Рис.14. Тепловые балансы стекловаренной установки

Теплопритоки: <3„— теплота, вносимая в печь горячим воздухом; (2фТ - физическая теплота топлива; (2Ш- физическая теплота шихты; (}„- химическая теплота топлива, выделяемая при горении; (^„„-дополнительная теплота, выделяющаяся при сгорании конвертированного газа Теплопотери: (Х,™ - теплота технологических газовых отходоз; С?ог - теплота отходящих газов; (^д - теплота, отводимая от технологического продукта в студочной части печи; - потери в окружающую среду через наружные ограждения; 0Э]ИО - теплота, расходуемая на стеклообразование; ртп - физическая теплота техноло-

Для регенерации тепловых потерь QBi предлагается использовать фильтруемую изоляцию. Проходя через слой пористой тепловой изоляции, воздух нагревается за счет теплового потока в окружающую среду и попадает в коллектор горячего воздуха между слоем изоляции и огнеупором. Далее нагретый воздух смешивается с нагретым в рекуперативном подогревателе воздухом и подается на горелочные устройства.

Фильтруемая изоляция, используемая в комплексной схеме, приводит к значительному - почти двукратному - снижению теплового потока, теряемого в окружающую среду через кладку высокотемпературной плавильной установки. Это позволяет уменьшить тепловой поток с топливом, а следовательно, и с окислителем. Применение ТХР теплоты газовых отходов для стекло-

гического продукта.

варенной установки может обеспечить снижение расхода топлива на 25% относительно исходной схемы с воздушной регенерацией. Использование ТХР совместно с ФИ в комплексной схеме позволило снизить расход топлива на 50% ниже расхода в исходной схеме.

Основные результаты работы

2. Проведенная подробная поэтапная тарировка разработанной модели с использованием двумерных моделей и результатов экспериментов показала, что

влияние начального участка и неравномерностей в потоке не оказывает существенного влияния на характер тепломассообменных процессов на большей части реакционного элемента ТХР. Для расчета процессов в реакционном элементе прямоточной конструкции и с двойной циркуляцией нагреваемой среды допустимо использовать одномерную модель.

3. Произведена оценка влияния режимных параметров на эффективность системы ТХР. Установлено, что система ТХР обеспечивает наиболее эффективную регенерацию теплоты газовых отходов при составе парогазовой смеси на входе с соотношением пара к газу, равным 2:1.

Установлено, что изменение внутреннего диаметра стенки реакционного элемента существенно влияет на интенсивность теплопередачи в реакционном элементе. Увеличение диаметра приводит к снижению температуры стенки и вставки на начальном участке реакционном элементе, и ее увеличению вблизи выхода.

Показано, что главными факторами, определяющими скорость конверсии природного газа, являются температура и содержание метана в смеси. Скорость конверсии возрастает на начальном участке с увеличением температуры и снижается близи выхода в связи с уменьшением концентрации метана в газовой смеси.

4. Проведенное исследование комплекса тепло- и массообменных явлений в реакционном элементе при изменении конструктивных, режимных и каталитических параметров показало, что при увеличении тепловой нагрузки или снижении расхода природного газа в реакционном элементе относительно режима, соответствующего состоянию химического равновесия наблюдается существенное увеличение температуры газа и каталитической вставки реакционного элемента вблизи выходного коллектора. На коротком участке реакционного элемента температура газа и реакционного элемента значительно возрастает до уровня температуры греющих дымовых газон, что является опасным для системы ТХР, так как можег привести к пережогу стенки реакционного элемента.

5. Произведена оценка химического и диффузионного числа Дамкёллера для процесса конверсии в реакционном элементе. Химическая реакция оказывает незначительное влияние на теплообмен. Расчет характеристик теплообмена в реакцио-оном элементе допустимо производить по зависимостям для нереагирующих потоков.

6. Впервые проведено численное исследование реактора паровой некаталитической конверсии, сконструированного в Газовом Технологическом Институте (СТ1), позволяющего получить конвертированный газ без использования катализатора. В работе было установлено, что применение данного реактора приводит к значительному увеличению эффективности теплотехнического объекта, что подтверждается данными проведенного эксперимента.

7. Исследование совместного влияния рассмотренных энергосберегающих решений показало, что применение ТХР теплоты газовых отходов для стекловаренной установки может обеспечить снижение расхода топлива на 25% относительно исходной схемы с регенеративным подогревом воздуха. Использование ТХР совместно с фильтруемой изоляцией в комплексной схеме позволяет снизить расход топлива на 50% ниже расхода в исходной схеме.

Основное содержание диссертации изложено в следующих публикациях:

1. Крылов А. Н., Овчинников Е. В. Расчет местных характеристик объекта с учетом термовлажностных процессов // Одиннадцатая Международная науч.-тех. конф. студентов и аспирантов. Радиоэлектроника, электротехника и энергетика: Тез. докл. В 3-х т. - М, - 2005 - С. 387.

2. Крылов А. Н., Попов С. К., Сергиевский Э. Д. Моделирование процессов в регенеративном подогревателе технологического материала // Промышленная энергетика.- 2005.-№1.- С. 42-45.

3. Крылов А. П., Сергиевский Э. Д. Численное исследование процессов теплообмена в регенеративных аппаратах // Двенадцатая Международная науч.-тех. конф. студентов и аспирантов. Радиоэлектроника, электротехника и энергетика: Тез. докл. В 3-х т. - М„ - 2006. - С. 423-424.

4. Крылов А. Н., Сергиевский Э. Д. Моделирование тепломассообменных процессов при конверсии природного газа // Труды Четвертой национальной конференции но теплообмену: В 8 томах. - М., - 2006. - Т. 3 - С.262-265.

5. E.D. Sergievsky, А. N. Rrylov Heat transfer processes in melting furnace elements while using transpiration insulation, fuel reforming and raw material preheating // 13th International Heat Transfer Conférence, Sydney, Australia, 2006.

6. Сергиевский Э.Д. Крылов A.H. Математическая модель фильтруемой изоляции высокотемпературной печи при направленной подаче охладителя // Вестник МЭИ,-2006.-№5,-С. 115-120.

7. М.В. Исаев, И.А. Султангузин, Э.Д. Сергиевский, А.Н. Крылов, А.П. Яшин Моделирование горения газа в коксовой печи // Третья Всероссийская школа -семинар молодых ученых и специалистов «Энергосбережение - теория и практика»: Сб. трудов. - М., - 2006. - С. 184-186.

8. Сергиевский Э. Д., Крылов А. Н. Повышение энергоэффективности высокотемпературных установок // Сборник тез. докл. 4-й научной школы - конф. «Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики».- Алушта, -2006,-С. 116-119.

Печ. л. Ш

Тираж 100

Типография МЭИ (ТУ), Красноказарменная ул., д. 13

ЗаказШ

Оглавление автор диссертации — кандидата технических наук Крылов, Андрей Николаевич

Введение.

Глава 1. Анализ состояния вопроса и постановка задачи

1.1 Анализ энергоэффективных технологий в высокотемпературных плавильных установках систем по производству стекла. Современное состояние вопроса.

1.2. Повышение энергоэффективности с использованием термохимической регенерации 16 1.2.1 .Термохимическая переработка углеводородных газов.

1.2.2. Процессы термохимической переработки природного газа, применяемые в промышленности

1.2.3. Перспективные и энергоэффективные технические решения, основанные на процессе паровой конверсии

1.2.4. Повышение энергоэффективности промышленных объектов с использованием термохимической регенерации

1.2.5. Энергоэффективные технические решения, основанные на конверсии углеводородного сырья

1.2.6. Анализ методов расчета процесса термохимической регенерации

1.3. Повышение энергоэффективности промышленных объектов путем предварительного подогрева технологического материала. Существующие способы подогрева технологического материала

1.4. Снижение тепловых потерь через наружные ограждения с помощью фильтруемой изоляции. Обзор различных вариантов подачи охладителя

1.5. Выводы по главе

Глава 2. Постановка задачи исследования объектов энергосбережения

2.1. Концептуальная модель системы термохимической регенерации

2.2. Математические модели системы ТХР и их программная реализация

2.2.1. Математическая модель прямоточного реакционного элемента

2.2.2. Двумерная математическая модель FLUENT

2.2.3. Математическая модель реакционного элемента реактора некаталитической паровой конверсии

2.2.4. Математическая модель реакционного элемента с двойной циркуляцией реагирующей среды

2.2.5. Особенности определения теплофизических свойств реагирующего газа

2.3. Концептуальная модель регенеративного подогревателя технологического материала

2.4. Математическая модель подогревателя технологического материала и её программная реализация

2.5. Модель фильтруемой изоляции стекловаренной печи

2.6. Выводы по главе

Глава 3. Тарировочные расчеты. Оценка пригодности предлагаемых математических моделей

3.1. Сравнение температур и состава смеси газов, полученных с помощью предложенной модели с распределенными параметрами, и полученных при помощи двумерной модели Fluent

3.2. Тарировка кинетической модели химических процессов

3.3. Тарировка расчета реакционного элемента с двойной циркуляцией газовой среды. Сравнение температуры смеси газов с результатами двумерной модели Fluent.

Глава 4 Параметрические расчеты системы термохимической 61 регенерации

4.1. Шероховатости в каналах реакционного элемента

4.2. Повышение температуры стенки выше максимально допустимой по условию прочности

4.3. Оценка влияния химических и диффузионных процессов на теплообмен в реакционном элементе

4.4. Состав газа и степень завершения конверсии на выходе при различных режимах работы ТХР

4.4.1. Исследование зависимости состава конвертированного газа от соотношения пар таз в парогазовой смеси на входе

4.4.2. Исследование зависимости состава конвертированного газа от объемного расхода парогазовой смеси на входе

4.5. Температура РЭ при различных режимах работы ТХР. Влияние расхода природного газа и геометрических характеристик РЭ

Глава 5 Расчеты энергосберегающих мероприятий по разработанной методике

5.1. Расчеты системы термохимической рекуперации

5.2. Расчеты регенеративного подогревателя технологического материала

5.3. Расчеты фильтруемой изоляции наружных ограждений высокотемпературной плавильной установки

Глава 6 Оценка энергоэффективности предложенных схем стекловаренной установки

Введение 2007 год, диссертация по энергетике, Крылов, Андрей Николаевич

Наиболее быстро возрастают объемы потребления газообразного топлива. По потреблению газа Россия занимает второе место в мире после США. Расход газа на экспорт и на внутреннюю потребность страны за последние годы составляет 700-800 млрд.м3. Его преимуществами являются удобство транспортирования, рентабельность и экологическая чистота. Этот вид энергоносителя используется во всех металлургических процессах и энергетических установках. Доля газа в топливно-энергетическом балансе отрасли составляет около 30% [23,36].

Проблема энергосбережения является актуальной и для рассматриваемых в работе плавильных процессов и установок в системах производства стекла, что обусловлено значительными масштабами потребления природного газа и существенным потенциалом энергосбережения, т.е. разностью между действительным удельным расходом топлива и его теоретическим минимумом [70].

Для стекловаренных установок характерна значительная доля тепловых потоков с газовыми отходами - Qro и теплопроводностью через ограждение рабочего пространства в окружающую среду -Qo c. Комплексная регенерация этих тепловых отходов может дать существенный энергосберегающий эффект. В данном исследовании рассмотрены энергоэффективные решения 6 по регенерации QT0 и Qoc, такие как регенеративный подогрев исходного материала, термохимическая регенерация (ТХР) и термическая регенерация Qoc посредством фильтруемой изоляции (ФИ) теплонапряженных участков ограждения.

- численное исследование подогревателя исходного материала и фильтруемой изоляции; применение разработанной модели для оценки энергетической эффективности и экономической целесообразности использования предложенных энергосберегающих мероприятий в составе стекловаренной установки с комплексной регенерацией тепловых отходов.

Научная новизна:

1. Разработана математическая модель реактора паровой конверсии, что позволяет определить эффективность термохимической регенерации при различных режимах работы РГЖ и использовать модель при проектной разработке РПК с учетом сложного комплекса тепло- и массообменных явлений в реакционном элементе.

3. Проведенное исследование комплекса тепло- и массообменных явлений в реакционном элементе при изменении конструктивных, режимных и каталитических параметров показало, что при увеличении тепловой нагрузки или снижении расхода природного газа в реакционном элементе относительно режима, соответствующего состоянию химического равновесия наблюдалось существенное увеличение температуры газа и каталитической вставки реакционного элемента вблизи выходного коллектора. На коротком участке реакционного элемента температура газа и стенки реакционного элемента значительно возрастает до уровня температуры греющих дымовых газов, что является опасным для системы ТХР, так как может привести к пережогу стенки РЭ.

4. Впервые проведено численное исследование реактора паровой некаталитической конверсии, сконструированного в Газовом Технологическом Институте (GTI) [73], позволяющего получить конвертированный газ без использования катализатора.

5. Исследование совместного влияния рассмотренных энергосберегающих мероприятий показало, что комплексное использование ТХР совместно с ФИ позволяет снизить расход топлива на 50% по сравнению с исходной схемой.

Практическая ценность.

Практическая ценность работы состоит в том, что ее результаты позволяют расчетным путем определять энергетическую эффективность использования предложенных энергосберегающих мероприятий в различных условиях эксплуатации и при термохимической переработке других видов топлив, например жидких, а также при процессах отложения на поверхности теплообменных устройств.

Проведены расчеты по проектным данным высокотемпературной плавильной установки в системе производства стекловолокна с реактором паровой конверсии НПО «Техэнергохимпром», для реактора паровой конверсии природного газа, которые продемонстрировали возможность значительного повышения энергетической эффективности установки.

Основные положения, выносимые на защиту;

- реакторы каталитической и некаталитической паровой конверсии с прямоточными реакционными элементами;

Апробация работы. Основные положения работы, результаты теоретических и расчетных исследований докладывались и обсуждались на международных и всероссийских конференциях: Одиннадцатой, Двенадцатой и Тринадцатой Международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов. Радиоэлектроника , электротехника и энергетика (Москва, 2005-2007 гг.); Третьей Всероссийской школе-семинаре молодых ученых и специалистов «Энергосбережение - теория и практика». (Москва, 21-29 сентября 2006 г.); Четвертой Российской национальной конференции по теплообмену (Москва, 23-27 октября 2006 г.).

2. Крылов А. Н., Попов С. К., Сергиевский Э. Д. Моделирование процессов в регенеративном подогревателе технологического материала // Промышленная энергетика - 2005.-№1- С. 42-45.

3. Крылов А. Н., Сергиевский Э. Д. Численное исследование процессов теплообмена в регенеративных аппаратах // Двенадцатая Международная науч.-тех. конф. студентов и аспирантов. Радиоэлектроника, электротехника и энергетика: Тез. докл. В 3-х т. - М., - 2006. - С. 423-424.

4. Крылов А. Н., Сергиевский Э. Д. Моделирование тепломассообменных процессов при конверсии природного газа // Труды Четвертой национальной конференции по теплообмену: В 8 томах. - М., - 2006. - Т. 3 - С.262-265.

5. E.D. Sergievsky, А. N. Krylov Heat transfer processes in melting furnace elements while using transpiration insulation, fuel reforming and raw material preheating // 13th International Heat Transfer Conference, Sydney, Australia, 2006.

6. Сергиевский Э.Д. Крылов A.H. Математическая модель фильтруемой изоляции высокотемпературной печи при направленной подаче охладителя // Вестник МЭИ.- 2006.-№5.- С. 115-120.

7. М.В. Исаев, И.А. Султангузин, Э.Д. Сергиевский, А.Н. Крылов, А.П. Яшин Моделирование горения газа в коксовой печи // Третья Всероссийская школа - семинар молодых ученых и специалистов «Энергосбережение -теория и практика»: Сб. трудов. - М., - 2006. - С. 184-186.

8. Сергиевский Э. Д., Крылов А. Н. Повышение энергоэффективности высокотемпературных установок // Сборник тез. докл. 4-й научной школы -конф. «Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики» - Алушта, - 2006 - С. 116-119.

Настоящая работа выполнена под руководством д.т.н., профессора Сергиевского Э. Д. в Московском Энергетическом Институте (Техническом Университете) на кафедре Тепломассообменных процессов и установок.

Автор выражает благодарность руководителю, Станиславу Константиновичу Попову и всем сотрудникам кафедры за помощь в проведенных исследованиях, а также за понимание и поддержку.

Заключение диссертация на тему "Повышение эффективности стекловаренных печей на основе комплексной регенерации тепловых отходов"

2.6. Выводы по главе

Детальное изучение выполненных в последнее время работ показало, что моделирование процессов, происходящих в аппаратах термохимической рекуперации природного газа, выполнено на уровне моделей с сосредоточенными параметрами. Анализ и сравнение результатов, полученных с помощью моделей такого типа, показал, что они не отражают в полной мере процессы термодинамики и кинетики каталитической паровой конверсии. Это приводит к значительным погрешностям. Несмотря на конструктивную простоту, в реакционных элементах с каталитическими вставками имеет место сложный комплекс последовательно - параллельных тепло- и массообменных явлений.

Многообразие факторов результирующего процесса теплопередачи в реакторе, не определяемого аддитивно комплексом переносных и кинетических явлений, послужило основанием для составления модели, позволяющей получить локальные характеристики различных объектов реактора паровой конверсии.

В ряде работ, посвященных изучению процессов, происходящих в топливных ячейках, используются подробные математические модели, позволяющие находить локальные характеристики реагирующих веществ. По своей структуре эти модели близки к той, что представлена в данной работе. Однако, процессы в топливных элементах значительно отличаются от процессов, протекающих при конверсии природного газа. Поэтому полученные в этих работах результаты затруднительно использовать для исследования процессов конверсии.

На основании проведенного анализа сформулирована цель и конкретные задачи, решение которых позволит проанализировать особенности работы системы ТХР.

ГЛАВА 3. ТАРИРОВОЧНЫЕ РАСЧЕТЫ. ОЦЕНКА ПРИГОДНОСТИ ПРЕДЛАГАЕМЫХ МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ

На различных этапах создания расчетной методики было проведено сравнение полученных с ее помощью результатов с имеющимися литературными данными. Несмотря на ограниченность опубликованных данных, тарировка позволила подтвердить пригодность предлагаемой математической модели РПК, поскольку во всех случаях сравнение показало приемлемые результаты.

Результаты расчетов по кинетической модели и полученные данные по тепло- и массообмену последовательно оценивались следующим образом. Вначале было проведено сравнение температур газов, полученных с помощью предложенной одномерной модели, и полученных посредством двумерной модели FLUENT, затем была осуществлена параметрическая идентификация кинетической модели с использованием экспериментальных данных, полученных при исследовании каталитической конверсии.

Расчеты с привлечением вычислительного комплекса FLUENT позволили определить локальные характеристики на входе в реакционные элементы, перепады давления и оценить изменения локальных величин при организации процесса взаимодействия смеси.

Распределение температуры газовой среды по длине реакционного элемента представлено на рис. 3.1.

Z, м

Рис 3.1. Распределение температуры газовой среды по длине реакционного элемента

1 - данные по модели с распределенными параметрами; 2 - данные по двумерной модели.

Значения температур, полученные по предложенной одномерной модели с распределенными параметрами, показаны на рис. 3.1. кривой 1.

Кривая 2 представляет собой среднемассовые значения температур нагреваемой среды, полученных с помощью FLUENT, в различных поперечных сечениях элемента. Характерный обратный изгиб кривой 2 на участке длиной около 1 м от входа и более низкие температуры газа объясняются влиянием начального участка на теплообмен. На оставшейся длине трубы течение носит установившийся характер, и динамика изменения температуры газа аналогична полученной в одномерной модели.

Выходная температура газа, рассчитанная по модели с сосредоточенными параметрами, составила 569 К, а по двумерной модели

551 К. Расхождение результатов, полученных с помощью данных моделей, не превышает 12%.

Численное исследование позволило сделать вывод о том, что влияние начального участка и неравномерностей в потоке не оказывает существенного влияния на характер тепломассообменных процессов на большей части реакционного элемента рекуператора, следовательно для расчета процессов в реакционном элементе допустимо использовать одномерную модель.

3.2. Тарировка кинетической модели химических процессов

Кинетическая модель, разработанная для одномерного расчетного алгоритма, позволяет рассчитать сложный механизм реакции конверсии. С ее помощью удается найти скорости образования и исчезновения отдельных газовых компонентов, результирующую скорость реакции и вызванное ей теплопотребление на каталитической вставке. Использование данной модели в составе общей математической модели реакционного элемента позволяет определить любые параметры газа в любой точке канала.

Параметрическая идентификация кинетической модели выполнена с использованием экспериментальных данных [59], полученных при исследовании паровой каталитической конверсии.

Рис. 3.2. демонстрирует изменение концентрации компонентов реагирующей газовой смеси по длине реакционного элемента при постоянной температуре конверсии 1073 К. Сплошными линиями показаны концентрации метана, водорода, водяного пара, углекислого газа и оксида углерода, полученные по разработанной кинетической модели, крестиками -экспериментальные данные [59]. Концентрации газа непрерывно меняются вследствие протекания химической реакции, когда газ проходит через реактор. Из сравнения результатов видно, что расхождение между данными эксперимента и численного расчета не превышают 13%.

Удовлетворительное соответствие расчетных и опытных данных дает основание утверждать, что задача идентификации решена, и математическую модель тепломассообмена в реакторе паровой конверсии можно использовать для исследования и разработки конструкции этого важного элемента системы ТХР. концентрация

Рис. 3.2. Изменение состава газовой смеси по длине реакционного элемента

Для учета двойной циркуляции нагреваемой среды была использована усовершенствованная модель с распределенными параметрами, позволяющая также определить температуру парогазовой смеси во внутреннем канале.

Оценка пригодности результатов, полученных по этой модели, была проведена при помощи вычислительного комплекса FLUENT. С его помощью была составлена упрощенная двумерная осесимметричная модель реакционного элемента с двойной циркуляцией нагреваемой среды. Для простоты было принято, что реакция конверсии в реакционном элементе не происходит.

Данная модель позволила найти распределение температуры газовой среды по длине трубки Фильда. Температуры, полученные с использованием предложенной модели с распределенными параметрами и двумерной модели FLUENT, представлены на рис. 3.3.

Сравнение представленных на графике кривых 1,2 с кривыми 3,4 показало, что расхождение между результатами не превышает 15%. Следовательно, предложенная модель с распределенными параметрами может использоваться для расчета реакционных элементов с двойной циркуляцией.

Проведенные тарировочные расчеты позволили оценить достоверность результатов разработанных одномерных математических моделей с распределенными параметрами. Последовательное поэтапное сравнение данных по тепло- и массообмену в реакционном элементе с имеющимися данными экспериментов и результатами двумерной модели, позволило сделать вывод о том, что модель тепломассообмена в реакторе паровой конверсии можно использовать для исследования и разработки конструкции данного аппарата. длина реакционного элемента, м

Рис. 3.3. Распределение температур газа в реакционном элементе по его длине

1,2- температура парогазовой смеси во внутреннем канале, и реагирующего газа в кольцевом канале, найденная по предложенной модели; 3,4-температура парогазовой смеси во внутреннем канале, и реагирующего газа в кольцевом канале, найденная с использованием FLUENT; 5 - температура греющих дымовых газов

ГЛАВА 4. ПАРАМЕТРИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ СИСТЕМЫ ТЕРМОХИМИЧЕСКОЙ РЕГЕНЕРАЦИИ

В данном разделе представлены результаты численного исследования тепло- и массообмена при паровой конверсии природного газа в реакционном элементе с цилиндрической каталитической вставкой при изменении конструктивных, режимных и каталитических параметров, и определение области их возможного варьирования.

Применение процесса паровой конверсии метана для термохимической регенерации тепла в данном технологическом цикле потребовало особого конструктивного оформления и определило специфичные режимные условия его организации. Были сформулированы [24,48] следующие основные требования к термохимическому регенератору:

- обеспечение условий реализации процесса при расходах водяного пара, существенно не превышающих стехиометрический;

- процесс не должен сопровождаться выпадением углерода;

- степень завершения процесса конверсии может быть ограничена на уровне Хсн4=0.8-0.9 от равновесной;

- малые сопротивления (порядка сотен мм водяного столба) тракта реагирующей смеси, что позволит использовать сетевой газ низкого давления и пар атмосферных параметров;

- надежность и простота конструкции, не требующей постоянного обслуживания при эксплуатации.

При проектно-конструкторской проработке реактора паровой конверсии появляется ряд вопросов по выбору теплотехнически и экономически оправданных режимно-конструктивных параметров. Это, во-первых, характеристики реакционного элемента:

- геометрические характеристики внутреннего и кольцевого канала;

- скорость парогазовой смеси во внутреннем и кольцевом канале;

- расход природного газа;

- удельный расход водяного пара;

- температура исходной парогазовой смеси;

Во-вторых, необходимы рекомендации по конструкциям реактора паровой конверсии в целом:

- взаимное движение дымовых газов и реагирующей парогазовой смеси;

- тип конструкции с точки зрения внешнего теплообмена;

- материал реакционных труб;

- диаметр, длина и количество труб при компоновке конкретного аппарата, определяемые как внутренней, так и внешней задачей.

В-третьих, требуется сформулировать некоторые общие требования, ограничения и рекомендации для проектирования системы ТХР, а именно:

- распределение регенерируемого тепла между энергосберегающими аппаратами;

- возможность конверсии части природного газа;

- целесообразность разбивки ТХР на ступени;

Целесообразным является исследование взаимодействия физических и химических процессов, протекающих в реакционном элементе ТХР. Это позволит не только качественно обосновать влияние конструктивных, режимных и каталитических параметров на процесс конверсии, но и определить пути повышения эффективности и надежности ТХР.

Таким образом, конечной целью является определение характеристик и закономерностей при изменении конструктивных, режимных и каталитических параметров, которые необходимы для проектирования ТХР.

4.1. Шероховатости в каналах реакционного элемента

Длина участка стабилизации в процессе перехода к турбулентному течению зависит, как известно, от ряда факторов: уровня начальной турбулентности, шероховатости поверхности, неизотермичности, и др. Вследствие формирования отложений меняется шероховатость поверхности канала. При достижении некоторого критического значения высоты шероховатости возможна интенсификация процессов перестройки профилей скорости и температуры потока к характерным профилям развитого турбулентного течения, при этом уменьшается длина начального участка и интенсифицируется теплообмен. Возможна ситуация, когда интенсификация теплообмена на начальном участке вследствие роста шероховатости из-за отложений превосходит увеличение термосопротивления из-за роста толщины последних [22].

Наибольшее количество отложений образуется в местах поворотов, сужения потока, дефектов поверхности РЭ.

Для учета влияния шероховатостей поверхности на теплопередачу в реакционном элементе реактора паровой конверсии использована поправка для коэффициента конвективной теплоотдачи с поверхностей стенки РЭ и вставки . Согласно [12] в исследуемом диапазоне параметров течения газовой смеси шероховатости усиливают теплоотдачу приблизительно на 40%. Следовательно, для расчетов, в математической модели поправочный коэффициент принят равным =1,4.[12]

4.2. Повышение температуры стенки выше максимально допустимой по условию прочности

Проведенное численное исследование системы термохимической регенерации показало, что при определенном сочетании режимных параметров наблюдалось повышение температуры стенки реакционного элемента РПК выше максимально допустимой по условию прочности. Установлено, что предпосылками к этому является снижение объемного расхода природного газа или увеличение температуры греющих дымовых газов.

Поясним причину возникновения данного явления. При снижении объемного расхода природного газа на входе увеличивается время пребывания газовой смеси в реакционном элементе. Это приводит как к более полному превращению парогазовой смеси в конвертированный газ, так и к более интенсивному нагреву газовой смеси. Кроме того, возрастает температура каталитической вставки.

Подобные результаты дает и увеличение температуры греющих дымовых газов. Это увеличение приводит к росту теплового потока от стенки реакционного элемента к вставке и газовой смеси. Данный рост тепловой нагрузки приводит к тому, что смесь газов имеет большую температуру, а на выходе степень завершения конверсии повышается. Динамика роста температуры стенок РЭ при повышении тепловой нагрузки противоточного реакционного элемента (увеличении температуры греющей среды) показана на рис. 4.1.

TW,K

1200 1300 1400 1500 1600 1700

Tfiue' ^

Рис. 4.1. Зависимость температуры стенок РЭ Tw от средней температуры греющих дымовых газов Tjjue

Чем ниже объемный расход природного газа на входе в ТХР или чем выше тепловая нагрузка, тем сильнее повышается температура конвертированного газа и тем выше степень конверсии на выходе из реакционного элемента. Рост степени конверсии продолжается до тех пор, пока кинетическая скорость образования продуктов конверсии в РЭ не станет равной скорости их разложения и образования исходных веществ, то есть пока не наступит состояние равновесия. В этом случае степень завершения реакции на выходе из РЭ близка к 100%, и концентрации исходных реагентов в газовой смеси малы (при данном уровне температур).

При дальнейшем повышении тепловой нагрузки или снижении объемного расхода природного газа в реакционном элементе наблюдалось увеличение температуры газа и каталитической вставки вблизи выхода из РЭ.

Данное явление в РЭ является опасным для системы ТХР, так как может привести к пережогу стенки РЭ. Значение температуры стенки Tw, и, следовательно, опасность пережога стенки оказались зависящими от особенностей протекания процесса конверсии в зоне кризиса.

Степень завершения реакции конверсии в области повышенной температуры достигает значительных величин, что приводит к значительному снижению скорости конверсии в этой области. Это происходит вследствие очень низкой концентрации исходных реагентов в газовой смеси. Прекращение химического реагирования приводит к тому, что из зоны реакции перестает поглощаться теплота химической реакции. На коротком участке реакционного элемента температура газа и реакционного элемента значительно возрастает до уровня температуры греющих дымовых газов.

Данное явление показано на рис. 4.2. Предельно допустимая температура стенки для стали 12Х18Н10Т, использованной для изготовления реакционных элементов, составляет 1250 °С или 1523 К. Кривые 1 и 2 характеризуют изменение температур реакционного элемента и греющих дымовых газов при нормальном режиме его работы. В данном случае температура стеки РЭ ниже предельно допустимой, показанной на графике прямой 5. Кривые 3 и 4 характеризуют изменение температур реакционного элемента и греющих дымовых газов при значительном увеличении тепловой нагрузки системы ТХР (при средней температуре греющей среды 1673 К). Из данного графика видно, что в этом случае на расстоянии около 1.5 м от входа в РЭ температура его стенок резко возрастает и становится выше предельно допустимой. Это приводит к опасности пережога стенок РЭ.

Рис. 4.2. Распределение температуры стенки РЭ и греющих при нормальном и аварийно опасном режиме работы 1,2- температуры стенки РЭ и дымовых газов при нормальном режиме работы; 3,4- температуры стенки РЭ и дымовых газов при аварийно опасном режиме работы; 5 - предельно допустимая температура стенки

4.3. Оценка влияния химических и диффузионных процессов на теплообмен в реакционном элементе.

При определении коэффициента теплоотдачи с поверхности каталитической вставки требуется знать соотношение характерных времен химического превращения (тхим), пребывания газа в канале (тгидр), и турбулентной диффузии поперек канала {тдифф), которые определяют необходимость учета тех или иных физических процессов [22,25].

Для определения (тхим) используем результаты расчета по кинетической модели химических процессов в реакционном элементе. Характерное время пребывания определяется как ^гидр ~ jj , что позволяет учесть изменение времени пребывания вследствие изменения плотности реагирующей газовой смеси. Характерное время турбулентной диффузии в трубе тдифф

PL определяется как тдифф ~ £) > где DT - коэффициент турбулентной диффузии, D - гидравлический диаметр канала [22].

Скорость протекания химической реакции конверсии существенно меняется по длине реакционного элемента (см. рис. 4.3.).

Р> МОЛЬ кг-с 3 2 1

О 0.5 1 1.5 2 2.5

Длина реакционного элемента, м

Рис. 4.3. Изменение скорости химической реакции конверсии по длине реакционного элемента

Это происходит вследствие значительного изменения температуры РЭ (на величину порядка 300 К), и концентрации исходных веществ в реакционном элементе (для метана характерно изменение концентрации в 5 раз).

Для того, чтобы учесть различное влияние химической реакции на теплообмен на разных участках реакционного элемента, он был разделен по длине на три зоны равной длины (участки 1-3 в табл. 4.1). В первой зоне химическая реакция протекает наиболее интенсивно, во второй и третьей зоне скорость реакции значительно снижается.

Учет влияния химической реакции на теплообмен осуществлен путем введения поправки к при определении величины коэффициента теплоотдачи [35]. Величина к есть функция отношения характерных времен пребывания газа в канале в реакционном элементе и химического превращения: х ^ гидр W Т v хим J

Характерные времена химических превращений, времена пребывания газа в канале, значения числа Дамкёллера Da\ , представляющего собой отношение времени пребывания ко времени химического превращения и поправка ki для расчета характеристик теплообмена представлены в табл. 4.1 и табл. 4.2:

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В данной диссертационной работе получены следующие основные результаты:

2. Проведенная подробная поэтапная тарировка разработанной модели с использованием двумерных моделей и результатов экспериментов показала, что влияние начального участка и неравномерностей в потоке не оказывает существенного влияния на характер тепломассообменных процессов на большей части реакционного элемента ТХР. Для расчета процессов в реакционном элементе прямоточной конструкции и с двойной циркуляцией нагреваемой среды допустимо использовать одномерную модель.

4. Проведенное исследование комплекса тепло- и массообменных явлений в реакционном элементе при изменении конструктивных, режимных и каталитических параметров показало, что при увеличении тепловой нагрузки или снижении расхода природного газа в реакционном элементе относительно режима, соответствующего состоянию химического равновесия наблюдается существенное увеличение температуры газа и каталитической вставки реакционного элемента вблизи выходного коллектора. На коротком участке реакционного элемента температура газа и реакционного элемента значительно возрастает до уровня температуры греющих дымовых газов, что является опасным для системы ТХР, так как может привести к пережогу стенки реакционного элемента.

5. Произведена оценка химического и диффузионного числа Дамкёллера для процесса конверсии в реакционном элементе. На основании результатов оценки расчет характеристик теплообмена в реакционном элементе произведен по зависимостям для нереагирующих потоков.

6. Впервые проведено численное исследование реактора паровой некаталитической конверсии, сконструированного в Газовом Технологическом Институте (GTI), позволяющего получить конвертированный газ без использования катализатора. В работе было установлено, что применение данного реактора приводит к значительному увеличению эффективности теплотехнического объекта, что подтверждается данными проведенного эксперимента.

7. Исследование совместного влияния рассмотренных энергосберегающих мероприятий показало, что применение ТХР теплоты газовых отходов для стекловаренной установки может обеспечить снижение расхода топлива на 25% относительно исходной схемы с регенеративным подогревом воздуха. Использование ТХР совместно с фильтруемой изоляцией в комплексной схеме позволяет снизить расход топлива на 50% ниже расхода в исходной схеме.

Библиография Крылов, Андрей Николаевич, диссертация по теме Промышленная теплоэнергетика

1. А. с. №228801 СССР, Н02К 44/08, Н02 04/00. Способ преобразования тепла в электрическую энергию / И. И. Перелетов. Опубл. 10.08.68 Бюл. №32.

2. А. с. №1425419 СССР, кл. F 27 D 1/00. Футеровка-ограждение металлургической печи / Л. Н. Говорухин, В. И. Косенков, Э. Д. Сергиевский. Опубл. 23.09.88 Бюл. №35.

3. Астановский Д. Л. Астановский Л. 3. Высокоэффективное производство водорода паровой каталитической конверсией природного газа. Труды Международного симпозиума по водородной энергетике. Москва, 1—2 ноября 2005 г., М.: Изд. МЭИ, 2005. С. 127-130.

4. Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. М.: Физматгиз, 1963. - 708 с.

5. Васильева Н. И. Моделирование тепломассообменных процессов в каналах теплотехнологических промышленных установок с учетом влияниявнешних факторов: Автореф. дис.канд. техн. наук М.: МЭИ, 2005. 20 с.

6. Гиршфельдер Дж. О., Кертис Е., Берд Р. Б. Молекулярная теория газов и жидкостей. -М.: Ил., 1961. 926 с.

7. Данилов О. Л. Энергосбережение в теплоэнергетике и теплотехнологиях . -М.: МЭИ, 2004.-64 с.

8. Зайченко В.М., Шпильрайн Э.Э., Штеренберг В.Я. Экономические показатели комплексной технологии переработки природного газа и древесных отходов с получением водорода и чистых углеродных материалов. Теплоэнергетика 12, 2006. С. 50-57.

9. Зайченко В.М., Шпильрайн Э.Э., Штеренберг В.Я. Комплексная переработка природного газа с получением водорода для энергетики и углеродных материалов широкого промышленного назначения. Теплоэнергетика 3,2006. С. 51-57.

10. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. М.: Энергия, 1975.-416 с.

11. Ключников А. Д. Энергетика теплотехнологии и вопросы энергосбережения. М.: Энергоатомиздат, 1986. 126 с.

12. Ключников А. Д. Энергетика теплотехнологии как инструмент энергосберегающей политики // Труды МЭИ, вып.29, М.: МЭИ, 1984. С. 3-8.

13. Компаниец В. 3., Овсянников А. А., Полак Л. С. Химические реакции в турбулентных потоках газа и плазмы. М.: Наука, 1979. - 240 с.

14. Крейт Ф., Блэк У., Основы Теплопередачи. М.: Мир, 1983. - 512 с.

15. Круглов И. И. Исследование тепломассообмена и совершенствование способа паровой конверсии природного газа. Автореф. диссерт. . канд. технических наук. Череповец, Череповецкий государственный университет, 2005. - 20 с.

16. Кулешов И. В., Григорьев С. А. Моделирование процессов в мембранно-электродном блоке топливного элемента с твердым полимерным электролитом. Электротехника, электромеханика 2005. С. 120-124.

17. Кун К. В., Перкинс Н. К. // Теплопередача, 1970. № 3. - С. 198-210.

18. Лушпа А. И. Основы химической термодинамики и кинетики химических реакций. М.: Машиностроение, 1981. - 240 с.

19. Мякочин А. С. Повышение эффективности теплообменных устройств посредством интенсификации тепло- и массообмена и в условиях применения теплоносителей повышенного хладоресурса. Автореф. дис. . докт. техн. наук, М.: МАИ, 2006. 60 с.

20. Новая энергетическая политика России. М.:Энергоатомиздат,1995. - 512 с.

21. Новосельцев В.Н. К вопросу о химической регенерации теплапромышленных огнетехнических установок: Автореф. дис.канд. техн.наук-М.: МЭИ, 1971.-22 с.

22. Оран Э., Борис. Дж. Численное моделирование реагирующих потоков. -М.: Мир, 1990.-660 с.

23. Пат. 2240987 РФ. Шахтная печь / Ю. К. Иванов, С. К. Попов (РФ); МЭИ (ТУ) (РФ). Заяв. № 2003113517; Опубл. 27.11.04. Бюл. № 33; Приоритет 13.05.03 (РФ).

24. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости. М.: Энергоатомиздат, 1984. - 152 с.

25. Пашков JI. Т. Основы теории горения. М.: МЭИ, 2002. - 136 с.

26. Перелетов И. И., Бровкин JI. А., Розенгарт Ю. И. Высокотемпературные теплотехнологические процессы и установки. -М.:Энергоатомиздат, 1989. -336 с.

27. Перелетов И. И., Новосельцев В. Н., Шопшин М. Ф. и др. К опытно-промышленным испытаниям стекловаренной печи с химической регенерацией тепла. В сб.: Тр. МЭИ. Энергетика высокотемпературной теплотехнологии, М., вып. 476,1980 - С. 26-32.

28. Перелетов И. И., Пушкин А.В., Иванов Ю.К. Плавильная печь с предельно высоким энерго- и материалосберегающим эффектом // Промсть строительных материалов Серия 9. Стекольная пром-сть. Аналит. обзор. Вып. 2.-М.: ВНИИЭСМ, 1991.-42 с.

29. Петухов Б. С., Генин Л. Г., Ковалев С. А. Теплообмен в ядерных энергетических установках. М.: Энергоатомиздат, 1986. - 112 с.

30. Петухов Б. С., Шиков В. К. Теплообмен и сопротивление при течении диссоциирующего газа в трубах. В сб.: Вопросы конвективного и радиационно-кондуктивного теплообмена. - М.: Наука. - 1980. - С. 77-92.

31. Плужников А. И. Природный газ в черной металлургии России. М.: ВНИИПРОМГАЗ, 2004.

32. Повышение эффективности работы стекловаренных печей / Колл. авт. -М.: Центральный институт научно-технической информации легкой промышленности, 1960.

33. Попов С.К. Математическая модель плавления движущегося полого цилиндра в условиях плавильной камеры с перфорированным слоем // Вестник МЭИ, 2002. №3. С. 56-63.

34. Промышленная теплоэнергетика и теплотехника. Справочник / Под общ. Ред. В.А. Григорьева, В.М. Зорина. М.: Энергоатомиздат, 1991. Кн. 4. -С. 55.

35. Рид Р., Праусниц Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. -Л:Химия, 1982.-654 с.

36. Сергиевский Э. Д., Овчинников Е. В., Крылов А. Н. Применение комплекса численного моделирования Fluent для задач промышленной теплоэнергетики: учебное пособие . М.: МЭИ, 2006. - 80 с.

37. Тепловой расчет котельных агрегатов (Нормативный метод) / Под ред. Н. В. Кузнецова и др. М.: Энергия, 1973. - 296 с.

38. Троянкин Ю. В. Проектирование и эксплуатация высокотемпературных технологических установок: Учебное пособие. М.: МЭИ, 2002. - 324 с.

39. Хорасанов Г. Л., Иванов А. П., Блохин А. И. Конверсия метана с использованием водяного пара быстрых ядерных реакторов // International Scientific Journal for Alternative Energy and Ecology. 2004. - № 6(14). - P. 5-7.

40. Шигабиев Т. H., Яновский Л. С., Галимов Ф. М., Иванов В. Ф. Физический и химический хладоресурс углеводородных топлив. Казань: Мастер Лайн, 2000. - 240 с.

41. Шопшин М.Ф. Исследование реактора-теплообменника паровой конверсии природного газа в системе регенеративноготеплоиспользования топливных печей: Автореф. дис.канд. техн. наук-М.: МЭИ, 1979.-20 с.

42. Шопшин М. Ф., Новосельцев В. Н., Тюрин А. И. и др. Химическая регенерация тепловых отходов топливных печей Обзорн. инф. Сер. «Энерготехнологические процессы в химической промышленности». М., НИИТЭХИМ, 1981.-39 с.

43. Экономика промышленности: учеб. Пособие для вузов. В 3-х т. Т.2. Экономика и управление энергообъектами. Кн 1,2,3 / А. И. Барановский, Н. Н. Кожевников, Н. В. Пирадова и др. - М.: МЭИ, 1998.

44. Яновский JI. С., Баярунас Э., Шидлаускас В. И др. Теплоотдача при течении органических теплоносителей в каналах в условиях термохимических превращений // Труды АН. Лит.ССР. Сер. Энергетика, 1990. -Т.2 (177). С. 19-24.

45. Anikeev V. I., Bobrin A. S., Ortner J. et al. Catalytic thermochemical reactor/receiver for solar reforming of natural gas: design and performance // Solar Energy. 1998. - Vol. 63, № 2 - P. 97-104.

46. Barth D. P. J., Tragner U.K., Schmidt V. M., Koschtowitz M. Thermodynamics of hydrogen generation from methane for domestic polymer electrolyte fuel cell systems // Fuel Cells. 2003. - Vol. 3, № 4. - P. 199 - 207.

47. Beale S. В., Zhubrin S. V. A distributed resistance analogy for solid oxide fuel cells // Numerical Heat Transfer. 2005. - Part B, 47. - P. 573-591.

48. Beurden P. van On the catalytic aspects of steam-methane reforming // A Literature Survey of ECN, 2004.

49. Fitzgerald S. P., Wegeng R. S., Tonkovich A.Y. et al. A Compact Steam Reforming Reactor for Use in an Automotive Fuel Processor

50. Goud S., Abraham M., and Whittenberger W. A. Kinetics of Catalyst Deactivation in a Novel Diesel Steam Reforming System // AIChE. The 2005 Annual Meeting (Cincinnati, OH).

51. Hoang D. L., Chan S. H., Ding O. L. Kinetic and modeling study of methane steam reforming over sulfide nickel catalyst on a gamma aluminia support // Chemical Engineering Journal. 2005. - № 112. - P. 1-11.

52. Hoang D.L., Chan S.H. Modeling of a catalytic autothermal methane reformer for fuel cell applications // Applied Catalysis. 2004. - A: General 268. - P. 207-216.

53. Kweon C.-B., Zabransky R., Pratapas J. M., Khinkis M. Thermochemical recuperation systems for increased efficiency and reduced emissions from stationary reciprocating 1С engines // NGT III Conf. 2005. - P. 1 - 20.

54. Maruoka N., Mizuochi Т., Purwanto H., Akiyama T. Feasibility Study for Recovering Waste Heat in the Steelmaking Industry Using a Chemical Recuperator // ISIJ International. 2004. - V. 44. - № 2. - P. 257 - 262.

55. Matsumura Y., Nakamori T. Steam reforming of methane over nickel catalysts at low reaction temperatures // Applied Catalysis. 2004. - № 258. - P. 107 — 114.

56. Mattocks G. R. Reforming natural gas with recirculated waste-gas to improve the efficiency of oxy-fuel fired furnaces // Glass Technology. 2002. - Vol. 43, № 1. - p. 1-5.

57. Moller S., Kaucic D., Sattler C. Hydrogen production by Solar reforming of natural gas: a comparison study of two possible process configurations // J. Sol. Energy Eng. 2006. - V. 128. - P. 16 - 23.

58. Monzon A., Latorre N., Ubieto T. Kinetics of Catalyst Deactivation during Hydrogen and Ncm Production by Ccvd // AIChE. The 2005 Annual Meeting (Cincinnati, OH).

59. Nosach V. G., Fuel Energy. Kiev: Naukova Dumka,1989. (Носач В. Г. Энергия топлива. - Киев: Наукова думка,1989. - 148 с.)

60. Nosach V. G., Krivokon' A. A., Filipchuk V. Е. Thermochemical recuperation of heat in the schemes of industrial furnaces // Izv. Vyssh. Uchebn. Zaved., Energetika. 1984. - №. 10. - P. 82 - 85.

61. Ross C. P. Tincher G. L. Glass Melting Technology: A Technical and Economy Assessment. A Project of Glass Manufacturing Industry Council, U.S. Department of Energy-Industrial Technologies Program, 2004. - 274 p.

62. Rue D., Kurek H., Khinkis M., Kozlov A. Oxy-Gas Glass Melter Efficiency Increase by Exhaust Gas Thermo-Chemical Recuperation // ACerS GOMD. -2006.-№5.

63. Ruud G.C. Beerkenes and Hendrics P.H. Muysenberg Comparative study on energy saving technologies for glass furnaces // Glastech.- 1992. №.8. - P. 216-224.

64. Servaites J., Rue D. M. Efficient Glass-Melter: Project Supporting Development of a Next-Generation Glass-Melting System Электронный ресурс.- Режим доступа:http://www.gastechnology.org/webroot/app/xn/xd.aspx?xd=10AbstractPage\05 0078.xm1

65. Shah M. M., Drnevich R. F. Technoeconomic feasibility analysis of hydrogen production by integrated ceramic membrane system // Proceedings of the 2001 DOE Hydrogen Program Review. 2001.

66. Tsolakis A., Megaritis A., Wyszynski M. L. Application of exhaust gas fuel reforming in compression ignition engines fueled by diesel and biodiesel fuel mixtures // Energy and Fuels. 2003. - Vol. 17. - P. 1464 - 1473.

67. Voller V. R., Swaminathan C. R. Generalized Source-Based Method for Solidification Phase Change. Numerical Heat Transfer. 1991. - B, № 19(2). -P. 175-189.

68. Whyatt G. A., TeGrotenhuis W. E., Geeting J. G. H., et al. Demonstration of Energy Efficient Steam Reforming in Microchannels for Automotive Fuel Processing. USA: Pacific Northwest National Laboratory. - 2001.

69. Xu J., Froment G. F. Methane Steam Reforming, Methanation and Water-Gas Shift: I. Intrinsic Kinetics // AIChE Journal. 1989. - № 35(1). - P. 88-95.

Похожие работы

Энергетика
05.14.00