Аммиачная селитра производится за счет нейтрализации азотной кислоты аммиаком в газообразной фазе с последующей кристаллизацией продукта. Тепловой эффект реакции нейтрализации HNO3(ж.) + NH3(г.) → NH4NO3 составляет 148,47 кДж/г×моль. Для синтеза аммиака используется водород. На заводе «Аммоний» водород получают паровой конверсией природного газа в трубчатых печах.
Смесь природного газа и водяного пара нагревается в реакционных трубах, которые находятся в камере радиации трубчатой печи и воспринимают теплоту от продуктов сгорания углеводородного топлива и раскаленных стен печи. Процесс ведется под давлением 3,2 МПа в зависимости от требуемого состава смеси газов при температуре на выходе не более 832 °С. Затем конвертируемый газ из трубчатой печи поступает в шахтный реактор на вторичную паровоздушную конверсию. Процессы внутри трубчатых реакторов проводятся на никелевых катализаторах.
До сих пор при проектировании трубчатых печей используются интегральные методы расчета, когда считается, что продукты сгорания во всем объеме камеры радиации имеют одинаковую температуру и футерованные боковые стены камеры также нагреваются равномерно. Нами разработан дифференциальный метод расчета тепло- и массообмена в топочных устройствах, основанный на совместном численном решении кинетического уравнения переноса энергии излучением и уравнений радиационной газовой динамики, записанных в дифференциальной форме [1]. Программный комплекс, реализующий данный метод, в частности, в [2, 3] использовался для численного анализа теплового и аэродинамического режима в камере радиации трубчатой печи с акустическими горелками, расположенными в три яруса на боковых стенах. Основы дифференциального метода были предложены Патанкаром и Сполдингом [4]. В настоящее время есть коммерческие универсальные вычислительные пакеты, например ANSYS FLUENT, CFX, FlowVision и др. Используются отечественные пакеты программ VP2/3, s-Flow, FLOREAN [5], которые позволяют рассчитывать пространственные течения с учетом горения разнообразного топлива и сложный теплообмен. В [6] описывается зональный метод теплового расчета трубчатых печей, который требует предварительного задания заранее не известных так называемых коэффициентов турбулентного обмена между отдельными зонами Анализ современных публикаций, посвященных переносу энергии излучением, имеется в [7]. До сих пор для теплового расчета топочных устройств и котельных агрегатов используются и интегральные методы [8]. В отличие от упомянутых работ наш метод позволяет рассчитать локальные параметры в объеме топки, и для учета спектра излучения продуктов сгорания в нашем пакете прикладных программ применяется метод широких полос.
Конвертированный газ для исследуемой печи должен выходить из реакционных труб печи первичного риформинга с температурой не более 832 °C. При проектировании печи расчеты проведены из предположения, что установленные горелки обеспечат равномерное поле температуры в объеме камеры радиации печи на уровне 1200 °С и равномерное распределение тепловых потоков по поверхности трубчатого экрана.
Целью данной работы является с помощью пакета прикладных программ, реализующих дифференциальный метод теплового расчета топок, определение действительного поля температуры в камере радиации печи и распределения тепловых потоков, чтобы проверить правомерность предварительных предположений и определить наиболее опасные с точки зрения перегрева участки стенки труб реактора.
Материалы и методы исследования
Печь первичного риформинга является основным аппаратом на стадии подготовки газа и предназначена для получения конвертированного газа методом паровой каталитической конверсии углеводородов природного газа. Печь первичного риформинга состоит из двух футерованных обогреваемых камер радиации c принудительной тягой от дымососа.
В камерах радиации печи первичного риформинга расположено 288 шт. реакционных труб с никельсодержащим катализатором R-67R-7H/R-67-7H (общее количество 47,9 м3). Реакционные трубы установлены на специальных подвесках в радиантную зону печи первичного риформинга. Обе радиантные камеры соединены общим газоходом дымовых газов.
Камеры радиации оборудованы настенными горизонтальными горелками (720 шт. в двух камерах) без принудительной подачи воздуха. Для более мягких условий разогрева печи риформинга при пуске проектом предусмотрена установка двух типов горелок различной мощности. Горелки типа Walard WA4 с мощностью 266 Вт расположены в первом ярусе горелок (120 шт.: 30 шт. на одной боковой стене). Горелки типа Walard WA5 с мощностью 530 Вт расположены в остальных пяти ярусах.
На рис. 1 показано поперечное сечение одной камеры радиации печи.
Как видно из рисунка, камера радиации практически симметрична относительно трубчатых реакторов. Вследствие этого расчеты можно проводить только для половины камеры. Глубина камеры составляет 13 м. Таким образом, ширина секции камеры радиации 1 м намного меньше, чем высота (13,6 м) и глубина камеры радиации, что позволяет рассматривать задачу сложного тепло и массообмена в двухмерной постановке.
Горелки установлены на одинаковых расстояниях друг от друга в шести горизонтальных рядах по обеим стенкам каждой из камер печи первичного риформинга. Предполагается, что такое расположение горелок обеспечит равномерное распределение тепла по высоте реакционных труб. Каждая реакционная труба имеет внутренний диаметр 127,6 мм и длину 13000 мм, материал реакционных труб – 25Cr35NiNbTi.
Сжигание топливного газа, состоящего в основном из метана, в горелках печи первичного риформинга производится при коэффициенте избытка воздуха α = 1,1, который через регистры самой горелки засасывается из атмосферы.
Рис. 1. Сечение камеры радиации: 1 – реакционные трубы; 2 – под; 3 – горелки; 4 – боковые стены; 5 – свод
Перепад давления печи первичного риформинга не более 0,33 МПа контролируется в центральном пункте управления (ЦПУ) по прибору 1-PDIAH-12036. Максимальное значение перепада давления печи 0,35 МПа сигнализируется в ЦПУ.
Часть тепла, получаемого при сжигании топливного газа в горелках, передается реакционным трубам печи первичного риформинга. Остальная часть тепла (за исключением потерь тепла через стенки) отводится из камер сжигания с дымовыми газами в конвекционную зону печи первичного риформинга и используется для нагрева технологических потоков. Для этой цели в дымоходе размещены змеевики различного назначения.
Температура дымовых газов на выходе из каждой камеры радиантной зоны печи первичного риформинга (вход в зону конвекции) должна быть не более 1060 °С, измеряется по 1-TIAH-12025A и 1-TIAH-12025B. Предусмотрена сигнализация в ЦПУ высокой температуры 1075 °С дымовых газов.
Разрежение на выходе из каждой камеры радиантной зоны печи первичного риформинга замеряется вакуумметрами 1-PG-12020A,B по месту и составляет от минус 40 до минус 100 Па (от минус 4,0 до минус 10 мм вод. ст.).
Математическая модель сложного тепло- и массообмена в камере радиации печи включает уравнение энергии (1), двухмерных уравнений переноса излучения в приближении метода дискретных ординат (2), турбулентного движения газовой смеси (представлено в векторной форме) (3), двухпараметрической k-e модели турбулентности (4), неразрывности и состояния газов (5), конвективно-диффузионного уравнения переноса компонентов топлива и воздуха (6):
= divqк + divqk + divqp + divqхим. (1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
Здесь qк, qk, qp, qхим – векторы плотности конвективного, кондуктивного и радиационного потоков энергии и связанного с реакциями горения топлива (аборта сил внешнего давления включена в qк; 
– спектральная интенсивность излучения вдоль ограниченного числа направлений Sm{m = 1, No}, эти направления задаются набором угловых координат {μm, ξm}; Ibλ(T) – спектральная интенсивность излучения черного тела при температуре Т; αk, βk – осредненные спектральные коэффициенты поглощения и рассеяния; wm – весовые коэффициенты [1]; u, υ – компоненты скорости 
продуктов сгорания вдоль осей х и у; 
- тензор вязких напряжений; 
- тензор напряжений Рейнольдса; ρ – плотность продуктов сгорания; р – давление; μсм – молярная масса смеси газов; R – универсальная газовая постоянная; μэф = μ + μт – эффективная вязкость (входит в уравнение (3)); коэффициенты турбулентной вязкости и теплопроводности вычисляются по формулам μт = cμfμρk2/ε, λт = срμт/Prт, где Prт – турбулентное число Прандля; f1 = –ρg(1 ? β(T – T∞) – массовая сила, где β = 
– коэффициент объемного расширения, g – ускорение свободного падения, T∞ = 290 К – температура, принимаемая за начало отсчета при учете архимедовых сил; f = {k, e}; k, e – кинетическая энергия турбулентных пульсаций и скорость ее диссипации; Sf – источниковый член [9]; Гf = μ + μт/sf – коэффициент переноса в (4); mг, mок – массовые концентрации горючего и воздуха; Sг = 0,53r
ε/k – скорость химической реакции, определяемая по модели «обрыва вихрей» [10], 
- среднеквадратичная пульсационная составляющая горючего; Гг = μ /σг – коэффициент переноса в (6), где σг – число Шмидта. Значения констант k–ε модели и выражения для fμ взяты согласно рекомендациям [9].
Уравнению вида (6) удовлетворяет также mок. Источниковый член уравнения для массовой концентрации окислителя определяется соотношением Sок = SгА, где А – стехиометрическое количество воздуха для сгорания 1 кг горючего (Гг = Гок).
Определение спектральных коэффициентов поглощения газов рассчитывается исходя из распределения мольных долей Н2О, СО2 и СО в объеме камеры радиации. Для их определения использовали модель горения метана в две стадии:
CH4 + 1,5O2 → CO + 2H2О,
CO + 0,5O2 → CO2 . (7)
В данной работе предполагается полное сгорание метана с образованием в конечных продуктах СО2 и Н2О, N2, О2:
1 кг СН4 + α3,99кг О2 + α5,96 кг
N2 = 2,744 кг СО2 + 2,246 кг
Н2О + α5,96 кг N2 + (α – 1)О2, (8)
где α – коэффициент избытка воздуха.
Вычисление излучения продуктов сгорания проводилось с использованием спектральной модели широкой полосы, которая учитывает полосы 1,5; 2,7; 6,3; 10 мкм спектра излучения водяного пара и 2,7; 4,3; 15 мкм у двуокиси углерода. Уравнение переноса излучения (2) решается для каждой полосы отдельно, и лучистые потоки определяются суммированием по спектральным полосам.
Уравнениям задаются граничные условия, которые подробно рассмотрены в [1, 2]. Методы получения дискретных аналогов уравнений математической модели и методы их численного решения приведены в [1].
Результаты исследования и их обсуждение
На рис. 2 показаны изотермы продуктов сгорания в поперечном сечении половины одной камеры радиации печи, проходящей через оси горелок в средней части камеры, полученные расчетным путем, и система координат. Для удобства расположения изображение представлено повернутым на 90 °.
Рис. 2. Поле температуры на половине камеры радиации печи и система координат
На рис. 3 представлен график изменения температуры продуктов сгорания по высоте камеры радиации х на разных расстояниях у от боковой футерованной стены, где расположены ярусы горелок (рис. 1 и 2). Там же показано и опытное значение температуры дымовых газов на перевале.
Рис. 3. Изменение температуры продуктов сгорания по высоте камеры радиации на разных расстояниях у от боковой стенки: 
опытное значение на перевале
Рис. 4. Изменение внутренней поверхности боковой поверхности футеровки (сплошная линия) и наружной поверхности реакционных труб 
( – опытные данные)
На рис. 4 показано изменение температуры внутренней поверхности футеровки боковой стенки камеры радиации и наружной стенки реакционной трубы по высоте камеры, полученные расчетом по нашей программе, а также опытные значения температуры наружной стенки труб на входе и выходе из камеры радиации, которые удовлетворительно согласуются с опытными данными.
Как было отмечено выше, проектные тепловые расчеты выполнены из предположения одинаковой температуры дымовых газов во всей камере радиации 1200 °С (1473 К) по интегральному методу. Как видно из рис. 3 и 4, действительное поле температуры получается весьма неоднородным. Предполагаемый уровень температуры получается только ближе к трубчатому экрану. В то же время на перевале (переход в конвекционную секцию) температура газов соответствует проектному значению.
На рис. 5 показаны графики изменения поверхностных плотностей суммарных тепловых потоков по высоте камере радиации печи.
Рис. 5. Поверхностные плотности тепловых потоков по высоте камеры радиации: 1) плотности тепловых потоков вдоль реакционных труб; 2) плотности лучистых потоков, падающих к боковой стенке; 3) плотности тепловых потоков, исходящих от боковой стенки к реакционным трубам
Температура дымовых газов не более 1060 °С в общем дымоходе печи первичного риформинга (выход из камеры радиации) контролируется в центральном пульте управления (ЦПУ) по прибору 1-TIAH-12026 с сигнализацией максимальной температуры 1075 °С. При достижении минимальной температуры дымовых газов по 1-TNLL-12026 равной 1015 °С в ЦПУ срабатывает аварийная сигнализация. Как видно из рис. 3, расчетные и опытные значения температуры дымовых газов хорошо согласуются в пределах изменения температуры при нормальном режиме эксплуатации печи.
Конвертированный газ выходит из реакционных труб печи первичного риформинга с температурой не более 832 °C и поступает в горячие выходные коллекторы печи первичного риформинга в количестве 6 шт. Температура на выходе из каждого горячего выходного коллектора замеряется по приборам 1-TIAH-12033A,B,C,D,E,F с сигнализацией максимальной температуры выходящего конвертированного газа равной 843 °С.
Конвертированный газ после горячих выходных коллекторов печи первичного риформинга поступает в футерованный передаточный коллектор и далее направляется для окончательной конверсии метана в реакторе вторичного риформинга.
Как показывают наши расчеты, равномерного распределения теплоты по высоте реакционных труб не получается. Основная часть реакционным трубам передается за счет излучения продуктов сгорания, а часть от нагретых футерованных поверхностей стен (в основном боковых). Но лучистые потоки от боковых стен полностью достигают реакционных труб только в окнах спектральной прозрачности газов, а в других спектральных диапазонах они вновь поглощаются и переизлучаются продуктами сгорания.
Выводы
1. Программный комплекс, реализующий дифференциальный метод теплового расчета топок, позволяет рассчитать локальные значения температур и скоростей продуктов сгорания, а также ограничивающих поверхностей при расположении настенных горелок в 6 ярусов на боковых стенах камеры радиации трубчатой печи первичного риформинга.
2. Расчетные значения температуры дымовых газов на перевале печи, наружной стенки трубчатых труб у входа и выхода из камеры радиации хорошо согласуются с опытными данными. При получении конвертированного газа для синтеза аммиака, метанола рабочая температура стенок материала реакционных труб должна составить не более 901 °С. Температура замеряется переносным пирометром. Как видно из наших расчетов, максимальная температура получается на выходе из камеры радиации и при нормальном режиме эксплуатации печи не превышает допустимого значения. Превышение допустимой температуры стенок труб ведет к сокращению их срока службы.
3. Даже при использовании большого количества настенных горелок обеспечить равномерное поле температуры в топочной камере и равномерное распределение тепловых потоков вдоль реакционных труб не удается. Однако даже в этом случае обеспечивается передача необходимого количества теплоты к реакционным трубам для проведения паровой конверсии углеводородов и получения необходимой температуры реакционной смеси на выходе из реакционных труб.
4. Как показывают расчеты, максимумы температуры и тепловых потоков располагаются на уровне расположения ярусов горелок. Поэтому, чтобы не допустить местного перегрева труб, необходимо контролировать равномерный расход топливного газа на отдельные ярусы горелок и следить за режимом горения. Правильное пламя горелки должно иметь синий цвет с желтым (соломенным) кончиком. В случае если пламя желтое, горение происходит не полностью и требуется подавать больше воздуха через регистры для сгорания. Избыток воздуха придаст пламени горелки ясный синий цвет без желтого кончика.
Библиографическая ссылка
Вафин Д.Б. ТЕПЛОВОЙ РЕЖИМ ПЕЧИ ПЕРВИЧНОГО РИФОРМИНГА ЗАВОДА ПРОИЗВОДСТВА АММИАЧНОЙ СЕЛИТРЫ // Современные наукоемкие технологии. – 2019. – № 3-1. – С. 31-37;URL: https://top-technologies.ru/ru/article/view?id=37437 (дата обращения: 18.04.2024).