Министерство образования и науки Российской Федерации

Министерство образования и науки Российской Федерации

Федеральное государственное автономное образовательное учреждение

высшего образования

«НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ

ТОМСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»

Институт – Энергетический

Направление – Энергетическое машиностроение

Кафедра – парогенераторостроения и парогенераторных установок

ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ГАЗОДИНАМИСЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ТОПКЕ ПАРОВОГО КОТЛА Е-260-14.0-545

Расчетно-пояснительная записка

к курсовой работе по дисциплине

«Компьютерные технологии в науке и производстве»

Выполнил студент гр. 5ВМ41 __________ ______ Субботин Д. В.

Подпись Дата

Проверил ассистент ___________ ______ Хаустов С. А.

Подпись Дата

ТОМСК – 2014

РЕФЕРАТ

Курсовая работа 34 с., 10 рис., 2 табл., 12 источников.

Ключевые слова: численное моделирование, математическое моделирование, тощий уголь, горелки, топочная камера, паровой котёл, аэродинамика топочной среды, максимальная температура, скорость, концентрация кислорода.

Объектом работы является паровой котёл Е-260-14-545 КТ.

Цель работы – Численное исследование газодинамических процессов в топке парового котла.

В процессе работы проводились математическое моделирование объекта исследования, сравнение и анализ полученных результатов, подбор оптимальных размеров установки и расчёт необходимого соотношения топлива и окислителя.

В результате работы была получена общая картина процессов горения в топочной камере, поля изолиний основных теплофизических характеристик, параметры аэродинамики, горения, теплообмена и тепловыделения.

Содержание

Введение. 5

1. Описание объекта исследования 7

2. Представление и расчёт начальных и граничных условий. 10

3. Аналитический обзор опыта эксплуатации котельных агрегатов аналогичных исследуемому объекту. 12

4. Особенности дискретизации объекта. 15

5. Описание основных подходов и алгоритмов для численного моделирования объекта исследования. 17

6. Оценка эффективности и надёжности работы топочной камеры котельного агрегата на основе анализа визуальных и графических результатов численного моделирования. 23

Заключение. 31

Список используемых источников. 33

Введение

При проектировании котельного агрегата очень сложно добиться оптимальной организации топочной газодинамики и обеспечить устойчивость горения. При этом необходимо поддерживать требуемые скорости и температуры в топочном объеме и по возможности минимизировать уровень выбросов токсичных веществ в окружающую среду. Неравномерное и неустойчивое движение газов в топке может вызвать превышение допустимых локальных тепловых нагрузок.

Предметом исследования аэродинамической структуры в камере сгорания котла является, как правило, сложный комплекс параметров, среди которых пространственные скоростные поля топочной среды, дальнобойность и угол раскрытия факела, распределение давления, аэродинамическое сопротивление топки в зависимости от типа горелочных устройств, интенсивности крутки потока и целого ряда прочих конструктивных и режимных факторов. Для проектирования котлов требуется установить количественную зависимость аэродинамических параметров топочной среды от конструктивных особенностей и режимных условий работы топочного устройства.

Натурные многофакторные исследования такого рода, связанные с экспериментальным изучением трехмерной аэродинамики горящего факела, в том числе с вихревыми течениями, являются очень дорогостоящими и трудозатратными. Поэтому в настоящее время для исследования и анализа газодинамики и теплофизических процессов в котлах эффективным инструментом является численное моделирование с использованием как разработанных за рубежом (ANSYS CFD (Fluent & CFX), STAR-CD, FLOW3D, Open-FOAM и др.), так и отечественных (Flow Vision, VP2/3, SigmaFlow, FIRE 3D и т.п.) как оригинальных, так и широко апробированных пакетов прикладных программ. Изобилие физических моделей в выше перечисленных пакетах позволяет с хорошей сходимостью предсказывать ламинарные и турбулентные течения, различные режимы теплопереноса, химические реакции, многофазные потоки и другие явления на основе гибкого построения сеток и их адаптации к полученному решению.

Целью данной работы является выявление особенностей топочной газодинамики по средствам численного моделирования при сжигании расчетного топлива в паровом котле Е-260-14.0-545. Проведение анализа результатов полученных при помощи математического моделирования и сравнения этих результатов с данными теплового расчёта, а также разработка рекомендаций по повышению надежности работы котла.

В данной работе применялись универсальный программный модуль ANSYS CFD и пакет прикладных программ Fluent 6.3.26.

1 Описание объекта исследования

Объектом исследования является паровой котёл с естественной циркуляцией паропроизводительностью 260 тонн пара в час, предназначенный для производства перегретого пара давлением 14 Мпа и температурой 545 ºС. Данный котёл использует в качестве проектного топлива тощий уголь кузнецкого бассейна.

Непосредственным объектом численного моделирования является топочная камера рассматриваемого котла, геометрия которой представлена на рисунке 1.

Рисунок 1 – Основные геометрические характеристики топочной камеры

Топочная камера котла оснащена шестью вихревыми лопаточно-лопаточные горелками. Тепловая мощность каждой горелки 35 МВт. Распложены они на боковых стенах котла по схеме треугольника с вершиной вниз. Диаметр амбразур составляет 950 мм. Изображение продольного сечения горелки изображено на рисунке 2.

Рисунок 2 – Вихревая лопаточно-лопаточная пылеугольная горелка

Диаметры каналов горелки приведены в таблице 1

Таблица 1 – Диаметры каналов горелки

Наименование канала	Значение диаметра, мм
Da
d2
d1
d0

Основные характеристики рассматриваемого котлоагрегата представлены в таблице 2.

Таблица 2 – Основные характеристики котла Е-260-14.0-545

№ п/п	Наименование показателя	Единица измерения	Величина
	Номинальные параметры
1.1	Номинальная производительность	т/ч
1.2	Давление в барабане	МПа	15.7
1.3	Давление перегретого пара	МПа
1.4	Температура перегретого пара
1.5	Температура питательной воды
1.6	Температура насыщения		345.785
	Конструктивные характеристики
2.1	Объем топочной камеры	м^3
2.2	Лучевоспринимающая поверхность экранов топки	м^2
	Расчётные характеристики
3.1	Расход топлива, подаваемого в топку, B	кг/с	7.924
3.2	Расчётный расход топлива, Bр	кг/с	7.607
3.3	Теоретический объём воздуха для полного сгорания угля,	м^3/кг	6.908
3.4	Коэффициент избытка воздуха, α	-	1.2

2 Представление и расчёт начальных и граничных условий

2.1 Определение суммарного массового расхода воздуха

m_в = α · · B · ρ_в = 1.2 · 6.908 · 2.924 · 1.29 = 84.7359 кг/с,

где ρ_в=1.29 кг/м³ – плотность воздуха.

2.2 Определение массового расхода воздуха на одну горелку

m_{в гор} = m_в/n = 84.7359/6 = 14.1227 кг/с,

где n=6 – количество горелок.

2.3 Определение массовой доли кислорода в поступающем воздухе

Объёмная доля кислорода в воздухе составляет 21 %, азота и прочих газов – 79 %. Однако особенности программного обеспечения требуют задания массовых долей веществ. Для произведения пересчёта из объёмных долей в массовые, необходимо знать плотности веществ, входящих в смесь.

Таким образом приближённые массовые доли кислорода и азота составляют соответственно 23 % и 77 %, поскольку плотность кислорода ρ_O2=1.47 кг/м³ больше плотности азота ρ_N2=1.25 кг/м³.

2.4 Распределение воздуха по каналам горелок

В соответствии с конструкцией используемых горелок, воздух поступает через четыре отдельных канала, причём в одном из каналов подаётся первичный воздух, смешанный с пылевидным топливом.

2.4.1 Определение расхода первичного воздуха

На первичный воздух приходится 20 % от общего количества поступающего воздуха. Таким образом его количество на одну горелку определяется по формуле

m_{в гор. перв.} = m_{в гор}·0.2 = 14.1227·0.2 = 2.8245 кг/с.

2.4.2 Определение расхода воздуха через центральный канал

m_{в гор. центр.} = 0.8·0.1·m_{в гор} = 0.8·0.1·14.1227 = 1.1298 кг/с.

2.4.3 Определение расхода воздуха через каналы вторичного воздуха

m_{в гор. втор.1} = 0.8·0.25·m_{в гор} = 0.8·0.25·14.1227 = 3.3895 кг/с.

m_{в гор. втор.2} = 0.8·0.45·m_{в гор} = 0.8·0.45·14.1227 = 6.7789 кг/с.

2.5 Определение расхода топлива через одну горелку

b _гор = B_р/n = 7.607/6 = 1.268 кг/с,

где n=6 – количество горелок.

3 Аналитический обзор опыта эксплуатации котельных агрегатов аналогичных исследуемому объекту

Исследуемый паровой котёл является котлом с естественной циркуляцией, имеет твёрдое шлакоудаление, а в качестве сжигаемого топлива применяется уголь. Таким образом, можно провести сравнение данного котельного агрегата с другими, обладающими аналогичными характеристиками и параметрами. Опыт эксплуатации сходных котельных установок можно перенести и на исследуемую установку.

Основной характеристикой котла, определяющей возможность его сравнения с другими аналогичными моделями, является осуществляемая в нём схема циркуляции. В нашем случае котёл использует естественную циркуляцию, а значит, обладает всеми преимуществами и недостатками свойственными таким котельным агрегатам. Котёл выполнен по традиционной П-образной схеме. Питательная вода поступает в экономайзер, расположенный в конвективной шахте. Экономайзер является первой частью водопарового тракта котла: нагретая в нем вода поступает в барабан, который, в своей нижней части, соединен как с необогреваемыми опускными, так и с обогреваемыми подъемными трубами. По необогреваемым трубам котловая вода опускается к коллекторам, размещенным у нижней кромки топочной камеры. Из этих коллекторов вода поступает в вертикальные трубки топочных экранов. Именно здесь, благодаря мощному тепловому потоку от сгорания органического топлива, начинается собственно процесс парообразования. При однократном прохождении через топочные экраны испаряется не вся вода: в барабан возвращается пароводяная смесь. В объеме барабана происходит сепарация воды и пара. Пар поступает к потребителю или во входной коллектор пароперегревателя, а котловая вода вновь попадает в опускные трубы циркуляционного контура.

Основные достоинства естественной циркуляции – высокая надежность, простота эксплуатации, повышенная степень автоматизации и экономичности.

Создание условий надежности циркуляции в топочных экранах достигается ограничением рабочего давления котлоагрегата – обычно не выше 155 атм. Вызвано это тем, что при более высоком давлении сильно снижается разность плотностей пара и воды, в результате чего не обеспечивается эффективная циркуляция.

В России накоплен огромный опыт эксплуатации паровых котлов с естественной циркуляцией самых различных конфигураций, мощностей и производительности.

Наиболее похожими на исследуемый котёл являются котлы БКЗ-220 и БКЗ-320, которые применяются на множестве станций по всей стране и за рубежом. Данные котлы в ходе своей эксплуатации показали высокую надёжность, ремонтопригодность и приемлемую ресурсоэффективность. Они также оказались пригодны к реконструкции и модернизации, что положительно говорит об их высоком потенциале. Котлы БКЗ-220 успешно эксплуатируются, например, на Томской ГРЭС-2.

Одним из проявлений надёжности котлов БКЗ являются успешные работы по восстановлению одного из основных элементов этих агрегатов – барабанов высокого давления. Барабан высокого давления является одним из наиболее нагруженных элементов парового котла. В процессе длительной эксплуатации в нем накапливаются повреждения в виде трещин, коррозионных язв, коррозионно-усталостного поверхностного растрескивания. Накопление повреждений определяется условиями эксплуатации и, главным образом, действием циклических нагрузок, приводящих к исчерпанию пластичности в зонах концентрации напряжений и появлению трещин.

Наиболее частыми дефектами являются трещины на внутренней поверхности трубных отверстий, штуцеров, сварных соединений и непосредственно на внутренней поверхности барабана.

Наиболее повреждаемые зоны барабана - отверстия водоопускных и пароперепускных труб. Частому повреждению также подвергаются перемычки между водоопускными трубами.

На сегодняшний день успешно проведены работы по восстановлению барабанов на двух котлах БКЗ-320 Уфимской ТЭЦ-2.

Продольный разрез котла БКЗ-220 представлен на рисунке 3.

Рисунок 3 – Продольный разрез котла Е-220-9.8-540 БКТ

4 Особенности дискретизации объекта

Построенная геометрическая модель по средствами Ansys Workbench v. 12.1.4 преобразована в расчетную структурированную тетрагональную сетку. Затем задавались граничные области. Были заданы области соответствующие каналам горелочных устройств, зона выхода, холодной воронки, а также области стен и изоляции.

Затем расчетная сетка импортировалась в расчетный модуль универсального пакета прикладных программ Ansys Fluent v. 12.1.4 (рисунок 4).

Рисунок 4 – Расчётная сетка топочной камеры

Данная расчётная сетка состоит из 104001 ячеек, содержит 21277 узлов и имеет 215613 отдельных поверхностей. Такое количество структурных элементов является допустимым для проведения исследования, т.к. обеспечивает приемлемую точность расчёта при сохранении высокой скорости его проведения.

5 Описание основных подходов и алгоритмов для численного моделирования объекта исследования

Математическое моделирование топочных устройств является одним из важнейших способов получения информации об аэродинамике, локальном и суммарном теплообмене. Эта информация весьма необходима при проектировании новых тепловых установок и оценки работы эксплуатирующихся [1]. Математическое моделирование особенно полезно при разработке новых технологий для оценки их работоспособности и оценки их потенциала, а также для анализа надёжности эксплуатации проектируемого оборудования.

Суть математического моделирования заключается в создании и исследовании с помощью компьютера моделей реально существующих объектов и явлений. Основное отличие математического моделирования от экспериментального в том, что все процессы происходят в программе, а не в реальности, что способствует избавлению от трудных и дорогостоящих экспериментов, а также дает возможность безопасно и достаточно быстро изучить свойства и поведение исследуемой модели, что является преимуществом теории. Однако, с помощью компьютерных экспериментов с моделями объектов, используя современные методы вычислений, можно более детально и углубленно изучать объекты исследования, что недостижимо при только теоретическом подходе и является приоритетом эксперимента [2].

Процесс математического моделирования условно разделяют на несколько этапов. В первом этапе на основании анализа теоретических закономерностей, принадлежащих объекту, происходит постановка задачи, определение объекта и основных целей исследования. Так же задаются признаки, по которым происходит изучение объектов и управление ими. От правильности задания всех данных зависит результативность и правдивость расчета [3].

Второй этап основывается на формировании математической модели объекта. При построении модели необходимо помнить, что наиболее информативной будет не та самая сложная модель, что больше похожа на объект, а та, которая позволит получить логичный и рациональный результат, так как большая конкретизация или укрупнение лишь помешают построению модели.

В третьем этапе происходит исследование построенной математической модели, которое начинается с выбора метода ее решения.

Итоговым шагом математического моделирования является оценка полученных результатов. Критерием достоверности результатов может служить их соответствие реальным условиям работы модели [3].

Граничные и начальные условия математической модели задавались в соответствие с результатами ранее проведенного расчета. В качестве исходных данных для расчета принималось: топливо – ацетилен (C₂H₂); массовый расход топлива на номинальной мощности 0.00198 кг/с; температура теплоносителя определяющая температуру стенок 300 °С.

Окислитель – кислород; теоретически необходимый объем кислорода для полного сгорания 0,00594 м³/кг; коэффициент избытка воздуха 1,1; общий расход топливно-кислородной смеси 0.00851 кг/с.

Далее методом конечных элементов моделировались следующие процессы и явления: горение потока ацетилена в чистом кислороде, турбулентность в реагирующей среде, конвективный и лучистый теплообмен. Полагалось, что окисление горючего протекает необратимо в одну стадию. Уравнение брутто реакции горения паров мазута: C₂H₂+ +62.5O₂=2CO₂ + H₂O Моделирование газовой фазы проводилось в приближении Эйлера. В этом случае математическая модель включает в себя уравнения, записанные для краткости только для одной координаты [4]:

– неразрывности

– движения

– энергии

– состояния

Здесь по индексам i производится суммирование, U_i – компоненты вектора скорости; , p, T, c, – плотность, давление, температура, удельная теплоемкость, динамическая вязкость смеси; С_j –концентрация компонентов; М_j – молекулярный вес компонентов смеси; J – стехиометрический коэффициент и скорость горения газообразного топлива [4].

Использовалась k-ε модель турбулентности, хорошо зарекомендовавшая себя в задачах с сильной кривизной линий тока. Данная модель справедлива для полностью развитого турбулентного течения, т.е. для высоких чисел Рейнольдса, когда прямое влияние вязкости на структуру турбулентности пренебрежимо мало [4].

Для описания турбулентных характеристик газа используется двухпараметрическая «k–ε» модель турбулентности Лаундера и Сполдинга

В данных уравнениях k, ε – кинетическая энергия турбулентности и скорость ее диссипации, δ_y – символ Кронекера, μ_t – турбулентная вязкость; q_i^rad – компоненты вектора радиационного теплового потока. В общем балансе энергии перенос тепла излучением в камерах сгорания играет важную роль. При численном исследовании радиационного теплопереноса в излучающих, поглощающих и рассеивающих средах, таких как топочные камеры, используется сложное интегро–дифференциальное уравнение для интенсивности термического излучения. Для приближенного решения этого уравнения в данной работе применяется метод сферических гармоник (его P1 приближение). Использования такого подхода для моделирования термического излучения в топочной камере, обусловлен его хорошей совместимостью с конечноразностными методами. Математическая формулировка процесса радиационного теплопереноса в рамках Р1 приближения метода сферических гармоник для серой излучающей, поглощающей и рассеивающей среды включает в себя следующие дифференциальные уравнения

где H – пространственная плотность падающего излучения, Вт/м²; k_e=а – коэффициент ослабления среды, 1/м; а – коэффициент поглощения, 1/м; σ – постоянная Стефана–Больцмана [5].

Для математического моделирования протекания химической реакции в турбулентном потоке одной из часто используемых моделей является модель Сполдинга (Eddy-Break-Up — EBU), предложенная в работе [6]. Согласно данной модели скорость химической реакции пропорциональна интенсивности турбулентного перемешивания. Однако влияние температуры потока на скорость протекающих химических реакций EBU модель не учитывает, что не позволяет моделировать течения с переходными режимами горения, определяющими условия существования пламени.

Модифицированная модель, основанная на совместном использование модели Сполдинга и кинетической модели, расширяет возможности модели и позволяет учесть различные режимы течения.

Кинетическая скорость реакции определяется следующей формулой [7]

где A_K — постоянный коэффициент, м³/(кг·с); E — энергия активации химической реакции, Дж/моль; R_un — универсальная газовая постоянная.

Скорость турбулентного горения, согласно EBU модели, вычисляется по формуле

где — скорость диссипации кинетической энергии турбулентности; k — удельная кинетическая энергия турбулентности; A_EBU — коэффициент модели.

При использовании модели EBU совместно с методом крупных вихрей отношение вычисляется так [8, 9]

тогда формула скорости турбулентного горения, соответственно, принимает вид

Для учета зависимости скорости реакции от температуры потока формула модифицируется следующим образом

где B_EBU — зависящий от температуры коэффициент

Вид связи B_EBU и температуры выбран по аналогии с законом Аррениуса. Коэффициент B_EBU изменяется в диапазоне от 0 до 1. Своё максимальное значение (B_EBU ^max=1) он принимает при (то есть при наибольшей температуре горения). Следовательно, при температуре, близкой к наибольшей, значения, полученные по двум последним формулам, становятся фактически одинаковыми. Коэффициент в выражении для B_EBU найден из соотношения B_EBU ^max / . При уменьшении температуры коэффициент B_EBU также начинает уменьшаться, обуславливая тем самым зависимость скорости реакции от температуры [10].

После вычисления кинетической и турбулентной скоростей горения скорость реакции окончательно определяется выражением, аналогичным формуле Щёлкина [11]

Использование этой формулы дает возможность моделировать переход как от турбулентного к ламинарному режиму горения при уменьшении интенсивности турбулентного перемешивания так и наоборот, от ламинарного режима к турбулентному, соответственно, при увеличении интенсивности.

Таким образом, предложенная модель является универсальной для расчета течений реагирующего газа в широком диапазоне чисел Рейнольдса [12].

6 Оценка эффективности и надёжности работы топочной камеры котельного агрегата на основе анализа визуальных и графических результатов численного моделирования

6.1 Анализ погрешностей при расчёте

Использование Ansys Fluent позволяет оценить достоверность расчёта при помощи различных визуальных инструментов. Такой анализ возможен даже во время непосредственного проведения численного моделирования, благодаря автоматически обновляемым графикам погрешностей расчёта различных физических и тепловых параметров.

Данный расчёт выполнялся в 2 этапа. В ходе первого было произведено 100 итераций. Графическое отображение погрешностей показало постепенное их уменьшение, а значит и предположительную верность расчёта. Затем был выполнен второй этап расчёта, включающий 1000 итераций. Он проводился для обеспечения большей точности результатов и проверки на возможные отклонения. Его результаты подтвердили достоверность расчёта на основе заданных параметров. График изменения погрешностей представлен на рисунке 5.

Рисунок 5 – График изменения погрешностей в процессе расчёта

6.2 Анализ температурного распределения

Одним из основных параметров для оценки численного моделирования процессов горения является анализ значений температуры и её распределения в объёме моделируемой установки. На основе такого анализа можно определить степень соответствия компьютерной модели с реальными физическими объектами и явлениями, поскольку температуры горения большинства веществ известны, а модели горения хорошо изучены на практике. Также можно произвести адекватное сравнение с расчётными характеристиками, полученными в ходе теплового расчёта топочной камеры. На рисунке 6 представлено графическое распределение статической температуры в объёме исследуемой топки.

Рисунок 6 - Распределение статической температуры в объёме исследуемого котлоагрегата

Температура горения в ядре факела составляет около 1700 ºС, что очень близко расчётной температуре сгорания используемого топлива. На основе полученной модели факел имеет 2 основные высокотемпературные зоны, расположенные в районе горелочных устройств. Температура в пристеночной области также распределяется достаточно равномерно, что обеспечивает равномерный прогрев теплоносителя и не допускает перегрева и пережога материала стен.

Для более глубокого анализа температурных распределений следует подробнее рассмотреть плоскости расположения горелочных устройств.

Рисунок 7 – Распределение температуры в плоскости первого яруса горелок

Как видно из данного графика, фактически наблюдается два отдельных ядра горения, расположенных почти симметрично. В реальных условиях ядро горения должно располагаться в центре топочной камеры, в месте пересечения потоков пылевоздушной смеси, выбрасываемой из горелок. В данном случае этого не наблюдается, что можно объяснить особенностями работы программы и некоторыми допущениями при создании модели.

В данном случае, основным объяснением сложившийся картины служит механизм поджога, используемый при моделировании. Он осуществлялся путём задания высокой температуры (2000 ºС) в начальный момент времени во всём объёме топочной камеры, которая гарантировала воспламенение топлива. В то же время, программа не делает различия между каналами горелки и непосредственно топочным объёмом. Таким образом, горение смеси началось ещё во время её прохождения через каналы горелочного устройства, что и объясняет полученную картину.

Рисунок 8 – Распределение температуры в плоскости второго яруса горелок

На втором ярусе горелок мы наблюдаем аналогичную картину, с небольшим перераспределением температурных полей.

Что касается дальнейшего изменения температуры по высоте топочной камеры, то она в целом соответствует ожидаемой и близка к реальности.

В области выходного окна наблюдается некоторое превышение расчётной температуры на выходе из топки (1100 ºС), что объясняется возвратом обратных токов из-за особенностей расчёта программы.

6.3 Анализ распределения скоростей газов

Ещё одним важным параметром для оценки результатов расчёта процесса горения является скорость движения газов в топочном объёме. Графическое распределение скоростей представлено на рисунке 9.

Рисунок 9 - Графическое распределение скоростей

Как видно из данного графика, распределение скоростей в топочном объёме достаточно неравномерное, что объясняется интенсивным вихревым перемешиванием потоков, выходящих из горелок. Интенсивное турбулентное течение газов, особенно заметно в областях возле аэродинамического выступа, что в целом соответствует ожидаемой картине.

В районе выходного окна скорость составляет около 6 м/с, что несколько больше расчётной. Причиной этому является отсутствие в рассматриваемой модели ширмового пароперегревателя, наличие которого привело бы к возросшим сопротивлениям и как следствие, уменьшению скорости потока.

6.4 Анализ тепловыделения

Основной задачей исследуемой установки является обеспечение номинальной температуры теплоносителя. Для этого необходимо обеспечить определённые объёмы тепловыделения, достаточные для нагрева теплоносителя и не допускающие чрезмерного перегрева поверхностей нагрева. Главной характеристикой для оценки тепловыделения принято считать плотность теплового потока.

Распределение тепловых потоков по стенам топки представлено на рисунке 10.

Рисунок 10 – Распределение тепловых потоков по стенам топки

Как видно из соответствующего графика в исследуемой топочной камере наблюдается равномерное тепловыделение по всему объёму с максимумом в районе ядра факела. Небольшое падение тепловыделения в выходной зоне объясняется возвратом обратных токов из-за особенностей расчёта программы. В целом можно отметить высокую равномерность тепловыделения, что хорошо сказывается на работе котла и надёжности его эксплуатации.

Заключение

В ходе выполнения данного курсового проекта было проведено численное моделирование газодинамических процессов, процессов горения и тепломассопереноса в топке парового котла Е-260-14.0-545. Объектом исследования являлся котельный агрегат, предназначенный для сжигания тощего угля факельным способом с открытой топкой без пережима и твёрдым шлакоудалением. При проведении исследования были проработаны следующие этапы:

Расчётная сетка была импортирована в расчетный модуль универсального пакета прикладных программ Ansys Fluent. После этого, была проведена проверка соответствия сетки исследуемому котлу, путём её графического отображения. Сетка не требовала дополнительного масштабирования.

Далее были выбраны и установлены модели вязкости, горения и излучения, обеспечивающие достаточную точность и достоверность результатов.

Также в соответствии с заданием был выбран тип и модель протекания реакции – сжигание тощего угля в воздухе.

Затем на основании исходных данных и граничных условий были установлены параметры для всех отдельных элементов топочной камеры.

Для всех каналов горелок были заданы массовые расходы, поступающего через них воздуха и массовые доли кислорода. Также были заданы соответствующие температуры: для вторичного воздуха – температура горячего воздуха (400 ºС), а для первичного – температура на выходе из пылесистемы (150 ºС).

Для выходного окна была заданы температура дымовых газов на выходе из топки (1100 ºС), также были определены параметры для устья холодной воронки.

Что касается граничных параметров для стен топки, то они определились в соответствии с температурой в экранных поверхностях – температурой насыщения (345.785 ºС) и толщиной стенки экранных труб (0.0065 м). Для изоляции, во избежание потерь тепла, тепловой поток был задан равным нулю.

После задания всех параметров был произведён расчёт, который моделировал подачу топлива и окислителя в установку, его воспламенение и процесс горения в заданных условиях.

После проведения численного моделирования был проведён анализ визуальных и графических результатов, включающих в себя графики распределения температуры, скоростей и тепловыделения.

Оценка всех основных параметров показала достаточно близкое соответствие полученных и расчётных результатов. Наблюдалось стабильное воспламенение пылевоздушной смеси, устойчивое горение и факел. Распределение температур и тепловыделения показали приемлемую надёжность работы топочной камеры, не допускающую пережога поверхностей нагрева и обеспечивающую длительный срок эксплуатации оборудования.

Список используемых источников

1. Брикман И.А. Исследование четырехвихревой схемы сжигания в топочной камере пылеугольных котлов. – Томск: Изд. ТПУ, 2012. – 240 с.

2. Самарский А.А., Михайлов А.П. Математическое моделирование. – М.: Издательство ФИЗМАТЛИТ, 2002.–320с.:ил. ISBN 5–9221–0120–Х.

3. Неуважаев В.Е. Математическое моделирование турбулентного перемешивания. – Челябинск: ЧГУ, 2000. – 135с.: ил. ISBN 5–238–00969–0.

4. Бубенчиков А.М., Старченко А.В. Численные модели динамики и горения аэродисперсных смесей в каналах. – Томск: Изд-во Том. ун-та, 1998. – 236 с.

5. Тайлашева Т.С. Моделирование топочной среды в котле типа ДКВР при сжигании природного газа. – Томск: Изд–во Известия Томского политехнического университета.– 2009.– Т. 314.– №4–С. 42–47.

6. Spalding D.B. Mixing and chemical reaction in steady confined turbulent flames // Proc. Combust. Inst. – 1971. – V.13. – P. 649–657.

7. Westbrook C.K., Dryer F.L. Simplified reaction mechanisms for the oxidation of hydrocarbon fuels in flames // Combust. Sci. Technol. – 1981. – V. 27, N. 1-2. – P.31-34.

8. Zhou L.X., Hu L.Y., Wang F. Large eddy simulation of turbulent combition using different combustion models // Fuel. – 2008. – V.87, N. 13-14. – P. 3123-3131.

9. Murrone A., Scherrer D. Large eddy simulation of turbulent premixed flame stabilized by a backward facing step // 1 st INCA Workshop, Villaroche, France. – 2005. – P. 1-9.

10. Шумихин А.А., Карпов А.И. Численное моделирование турбулентного диффузионного пламени на основе метода крупных вихрей. – Ижевск: Изд-во УрО РАН. – 2012. – Т.5, №2. – С. 199–207.

11. Щёлкин К.И. Теория горения и детонации // Механика в СССР за 50 лет. – М.: Наука, 1970. – Т.2. – С. 344–422.

12. Бояршинов М.Г., Балабанов Д.С. Вычислительное моделирование движения сжимаемой среды, генерируемой точечным источником // Вычисл. мех. сплош. сред. – 2010. – Т. 3, №3. –С. 18-31.

Дата добавления: 2015-11-04