CC BY
197
УДК 662.933.12
РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ АЭРОДИНАМИКИ, ТЕПЛОМАССООБМЕНА, ГОРЕНИЯ И ОБРАЗОВАНИЯ ОКИСЛОВ АЗОТА В ДВУХВИХРЕВОЙ ТОПОЧНОЙ КАМЕРЕ КОТЛА БКЗ-640 С ХОЛОСТЫМ ДУТЬЕМ
Н.С. Чернецкая, А.В. Минаков, И.А. Брикман, М.Ю. Чернецкий
Сибирский федеральный университет, г. Красноярск E-mail: n_surzhikova@inbox.ru
На основе методов вычислительной гидродинамики выполнены численные исследования двухвихревой топочной камеры котла БКЗ-640 с холостым дутьем. Проведена оценка влияния различных режимных мероприятий в топке на эффективность сжигания топлива, условия шлакования экранных поверхностей, выбросы оксидов азота, а также получены данные по интегральным илокальным распределениям в топке температуры и тепловых потоков.
Ключевые слова:
Топочная камера, уголь, моделирование, шлакование, оксиды азота.
Key words:
Furnace, coal, modeling, slagging, nitrogen oxides.
В последнее время ОАО «Сибэнергомаш», г. Барнаул широко применяет ряд оригинальных решений для схем топочно-горелочных устройств при реконструкции котлов. В одной из разработок при реконструкции котла БКЗ-640-140 ст. № 4 Гусиноозер-ской ГРЭС принята двухвихревая схема расположения прямоточных горелок в три яруса. Схема отличается тем, что вместо горелок 2-го и 3-го ярусов в центральной зоне заднего экрана установлены сопла для подачи через них воздуха и дымовых газов рециркуляции. Данная топка получила название -топка с задним холостым дутьем. Схема топки приведена на рис. 1.
Экспериментальных сведений по аэродинамике рассмотренной конструкции топочно-горелоч-ного устройства нет, при том что в некоторых вихревых топках и при диагональном расположении горелок аэродинамика не оптимальная, особенно при отключении части горелок.
Одним из способов сравнительной оценки разных схем сжигания, который позволяет дополнить, а в некоторых случаях заменить проведение исследований на крупногабаритной физической огневой модели является, математическое моделирование. Так, с помощью математического моделирования [1] было показано преимущество топки с задним холостым дутьем перед традиционной топкой с двухвихревой схемой сжигания. В работе [1] анализировались варианты со всеми работающими пылесистемами (горелками) и при отключении пылесистем с разгрузкой по топливу 3-го яруса горелок. По результатам расчетов были отмечены следующие отличительные особенности:
• в топке с холостым дутьем наибольшие тепловые потоки и температуры наблюдаются по центру фронтальной стенки на уровне 2-го, 3-го ярусов и ниже начала ската холодной воронки, а в двухвихревой схеме сжигания, максимальные величины, наоборот, имеют место на фронтальной стенке выше 3-го яруса горелок.
• Средняя расчетная температура перед ширмами для топки с холостым дутьем составила 1144 °С, а для двухвихревой топки - 1184 °С.
• Для варианта с двухвихревой схемой сжигания при разгрузке 3-го яруса горелок и правой полу-топки наблюдались высокие температуры и тепловые потоки по центру фронтальной стены, а в модели с холостым дутьем - на уровне 2-го и 3-го ярусов, на левой и задней стенах.
• Также для модели с холостым дутьем на фронтальной стене высокие температуры и тепловые потоки проявляются на уровне 1-го яруса горелок и ниже, в области холодной воронки, в модели двухвихревой топки - на уровне 3-го яруса и выше.
• Температура на уровне нижнего среза ширм для варианта с холостым дутьем составила 1134 °С, а для двухвихревой схемы - 1170 °С.
В целом применение холостого дутья в топках с двухвихревой схемой, несмотря на более высокие температуры газов по центру топки на уровне начала ската и в центре холодной воронки, позволяет разгрузить топку выше уровня 3-го яруса горелок. Температура газов на выходе из топки снижается по сравнению с обычной двухвихревой схемой сжигания. Преимущество холостого дутья проявляется в отсутствие какого-либо наброса факела на стенки топки. В топке с двухвихревым сжиганием наблюдается увеличение температуры газов на выходе из топки, сопровождающееся набросом факела в зоне горения и выше нее, на фронтальную стенку, что является неблагоприятным с позиций шлакования.
В данной работе рассматриваются возможные варианты организации сжигания угольного топлива в топке котла БКЗ-640 с двухвихревой схемой сжигания и холостым дутьем с целью уменьшения недожога топлива, снижения концентрации оксидов азота, а также снижения температур и тепловых потоков в областях возможного шлакования
экранов топки. В работе использовался пакет программ «SigmaFlame», который успешно был применен для решения ряда задач моделирования топочных камер пылеугольных котлов [2].
В качестве математической модели в данном программном комплексе для описания течения в топочной камере была принята модель неизотермического несжимаемого многокомпонентного газа. В рассматриваемой задаче течение газа считается установившимся, поэтому все уравнения записываются в стационарной постановке. Считается, что газы в топочной камере состоят из N2, 02, СО, СО2, Н2О и комплекса летучих СХНУ. Модель включает уравнения неразрывности, уравнения баланса количества движения, уравнение переноса концентрации компонент, уравнение переноса энергии. В общем виде уравнения сохранения для скалярной величины ф записываются:
У(ру-ф) = У(Г-Уф) + бф,
ф = {1, и, V, м, к, , к, £},
где ф - скалярная величина; Г - эффективный коэффициент диффузионного переноса; <2ф - источ-никовый член; р - плотность, кг/м3; V - вектор скорости, м/с; и, V, V - компоненты скорости, м/с; к - удельная энтальпия, Дж/кг; к - кинетическая энергия турбулентных пульсаций, м2/с2; е - диссипация турбулентной энергии, м2/с3; Л - массовая концентрация /-го компанента, кг/кг.
Как показывает практика расчетов процесса горения в топочной камере, применение к-е модели турбулентности позволяет с достаточной степенью точности получить необходимые турбулентные характеристики для потока в топочной камере. В данной работе используется высокорейнольдсовая к-е модель турбулентности. Для определения пульса-ционных характеристик течения вблизи стенок был использован метод пристеночных функций.
Высокий температурный уровень топочной среды и поверхностей обуславливает преобладание радиационного теплообмена. Решение уравнения переноса лучистой энергии базируется на Р1 приближения метода сферических гармоник [3]. Коэффициенты поглощения газа вычисляются по модели суммы серых газов.
Расчет горения летучих компонент топлива основан на использовании глобальных необратимых реакций между горючим и окислителем. Скорость горения /-реагента, в том числе и летучих, определяется с учетом реакционной способности и концентрации горючего и окислителя, а также скорости турбулентного перемешивания топлива и окислителя. Данная модель представляет комбинацию кинетической модели горения газовых компонент с моделью «обрыва вихря» [4]. Летучие представляются в виде углеводорода СХНУ, где х и у определяются исходя из состава угля. Горение летучих рассматривается в два этапа:
СХНУ+0,5(х+0,5у)02^хС0+0,5уН20; ^1)
СО+0,5О2^СО2. (И2)
Константы данных реакций представлены в табл. 1.
Таблица 1. Кинетические параметры горения летучих компонент угля
Реакция Предэкспоненциальный множитель А [м/с] Энергия активации £[Дж/моль]
М 2,8- 109 2,023 ■ 108
К2 2,2 ■ 1012 1,67 -108
Для описания процессов движения угольных частиц использовался метод Лагранжа. Для расчета температуры частицы с учетом конвективного и радиационного теплообмена частицы с окружающим газом, при наличии процесса горения угольной частицы, использовалась модель, представленная в [5]. В данной модели были использованы эмпирические выражения, которые дали возможность скорректировать теплообмен с учетом массообменных процессов, происходящих при прогреве и горении угольной частицы.
Для моделирования процессов горения угольной пыли в настоящей работе была принята модель, учитывающая стадийность горения угля: прогрев, выход летучих и горение коксового остатка. Для определения скорости выхода летучих используются выражения, учитывающие сопротивление частицы выходу летучих, и кинетические механизмы разложения, основанные на выражениях арре-ниусовского типа с обобщенными кинетическими константами. Скорость горение коксового остатка определяется с учетом характера подвода окислителя к реагирующей поверхности и кинетикой реагирования. В модели для описания процесса горения коксового остатка с помощью эмпирического коэффициента учтено различие в изменении его структуры при нагреве и выходе летучих для различных углей. Более подробно с моделью горения угольной частицы можно ознакомится в работе [5]. Влияние частиц на осредненное движение газа, изменение концентрации газовых компонент и энтальпию учитывалось на основе метода, изложенного в работе [6].
В работе рассматривается три возможных пути образования оксидов азота при сжигании угля: термический путь образования N0,,, быстрое образование N0,, и образование окислов азота из топливного азота. Образование термических оксидов азота реализовано в математической модели на основе механизма, предложенного Я.Б. Зельдовичем. Быстрые N0, образуются в присутствии углеводородных радикалов, они преобладают в топливах с высоким значением отношения водорода к углероду Н:С. Модель образования быстрых оксидов азота реализована на основе механизма, предложенного С.П. Фенимором. Термические и быстрые N0, не играют определяющей роли в процессе сжигания угля, хотя общая схема комплекса реакций, реализованная в модели, включает механизм их образования. Топливные N0, вносят основной
вклад в общее количество оксидов азота, образующихся при факельном сжигании угля. Топливный азот, содержащийся в угольном веществе, частично выходит с летучими, а оставшаяся часть - при горении коксового остатка. Топливный азот в газовой фазе находится в виде NCH или NH и преобразуется в результате комплекса реакций при горении в N0 или N. Присутствие свободного кислорода способствует образованию N0. Для минимизации выхода топливных N0 принято, что уголь должен освобождаться от летучих при максимально возможной температуре в зоне, обогащенной топливом, - выход азота в составе летучих должен быть максимальным, и при пониженной концентрации кислорода преобладают реакции с образованием N по отношению к N0. В процессе газификации угольного топлива и горения коксового остатка происходит превращение азотосодержащих соединений в NH3 (амиак) и в HCN (цианистоводородную кислоту).
В зависимости от условий, при которых протекают химические реакции этих соединений с топочными газами, происходит образование N0 или N2. Для детального описания этих процессов необходимо использовать модели с числом реакций более 150. Решение пространственной задачи аэродинамики, теплообмена и горения для реальных топок с таким количеством химических реакций для практических приложений неприменимо из-за значительных затрат компьютерных ресурсов, поэтому для моделирования топливных окислов азота используют упрощенные кинетические модели образования N0,.
В данной работе для расчета топливных N0, была выбрана модель, предложенная в [7], включающая в себя реакции (1, 2) с добавлением реакции «реберинга» (3):
Сх„
Л
Сх„г
= -3,5 -1010ехр(-3370/Т) хн
с?
= -3 -1012 ехр(-30200/ Т) хн
С?
■ = -2,7 -106ехр(-9466/ Т) хн
(1)
(2)
(3)
а =
трально-разностная схема, имеющая второй порядок точности. При аппроксимации конвективных членов использовалась схема квадратичной интерполяции против потока (схема Леонарда или QUICK-схема), в значительной степени минимизирующая схемную вязкость. Для связи поля скорости и давления использовалась SIMPLE-C процедура.
Котел БКЗ-640-140 с естественной циркуляцией, П-образной компоновки. Топочная камера призматическая с твердым шлакоудалением, открытого типа, объемом Гт=4088 м3, сечением 7,744x18,176 м. Топка оборудована прямоточными горелками, расположенными по двухвихревой схеме в три яруса. В холодной воронке расположено 16 сопел нижнего дутья, направленных вверх под углом к горизонтали 15°. Распределение топлива по горелкам равномерное. В сопла холостого дутья, расположенные на задней стене, подается смесь из воздуха (0,12 от теоретически необходимого количества воздуха для полного сгорания топлива) и уходящих газов. Избыток воздуха на выходе из топки а равен 1,2. В расчетах брался уголь «Переясловский» 3БР. Тонкость помола пыли Л90=40 %. При расчете принималось, что в работе находится 20 горелок. На рис. 1 представлена модель топочной камеры.
где х - молярная доля соответствующего компонента; а - порядок реакции по кислороду, который рассчитывается по следующим выражениям:
'1,0, х0 < 4,1 -10-3
-3,95-0,91пх0г, 4,1 -10-3 < х0 < 1,11 -10-2 -0,35-0,11пх0г, 1,11-10-2 < х0г < 0,03 0, хо2 > 0,03
Уравнения сохранения для газовой фазы записываются в виде обобщенного закона сохранения в контрольном объеме. Для контрольного объема записывается конечно-разностный аналог уравнения. Для вычисления диффузионных потоков на гранях контрольного объема используется цен-
Рис. 1. Размещение горелок, сопел воздушного дутья и нижнего дутья на модели топочной камере котла БКЗ-640
На рис. 2 приведены типичные результаты расчетов. Тангенциальное расположение горелок приводит к формированию вихревого движения газов в
топочной камере. В центральной части топки происходит наиболее интенсивное выгорание топлива, здесь формируется ядро горения (рис. 2, в, г, д). Максимальные температуры газа в топочной камере находятся на уровне третьего яруса горелок и составляют 1521 °С (рис. 2, г).
Сложное взаимодействие аэродинамических структур в топочной камере приводит к затягиванию области горения выше третьего яруса горелок (рис. 2, а, б). Результаты расчета выявили проблемную зону около задней стены, ниже аэродинамиче-кого пережима. В этой области высокие концентрации частиц, мало кислорода, высокие температуры и тепловой поток на стенку. На рис. 3 изображены температуры на стенах топочной камеры. Можно выделить несколько зон с наибольшими температурами и соответственно тепловыми потоками на стены: это область на фронтальной стенке между полутопками в районе горелок первого и второго яруса; скаты холодной воронки между по-лутопками; центральная часть левой и правой стены на уровне третьего яруса горелок; область на задней стенке в центральной части полутопка около горелок и выше третьего яруса горелок, а также в районе пережима.
На выходе из топочной камеры механический недожог равен #4=2,37 %, концентрация N0,, -661 мг/м3 (приведенная к 02=6 %). Температура перед ширмами на отметке 23,75 м от низа холодной воронки составила 1144 °С.
Для исследования влияния режимных мероприятий на эффективность выгорания и уменьшение эмиссии окислов азота были рассмотрены следующие варианты:
а) с отключенными соплами нижнего дутья;
б) с изменением распределения воздуха в сопла заднего дутья III яруса;
в) с отключением мельниц, в результате чего в работе остается 16 горелок;
г) с изменением тонины помола, Л,0=30 %;
д) с изменением тонины помола Л,0=50 %.
На рис. 4 представлено распределение температур на стенках топочной камеры для варианта с отключенными соплами нижнего дутья. Можно видеть, что ядро горения опустилось ниже, чем в варианте, принятом за базовый. В варианте без нижнего дутья температуры в пристеночной области фронтальной стены снизились. Температура перед ширмами составила 1113 °С.
Перерасчет распределения воздуха в сопла заднего дутья для варианта (б) был выполнен по следующим отношениям:
• расход смеси воздуха и уходящих газов рециркуляции на сопла заднего дутья 3 яруса
0,1^+0,045^;
• расход смеси воздуха и уходящих газов рециркуляции на сопла заднего дутья 2 яруса
0,06^+0,045^.
где ¥0" - теоретическое количество воздуха, необходимое для полного сгорания топлива, м3/с;
- количество уходящих газов после электрофильтра, м3/с
Анализируя результаты расчетов при равномерной подаче воздуха через сопла заднего дутья и варианта (б), можно отметить более глубокое проникновение струи из сопел заднего дутья в ядро горения, что способствует снижению механического недожога топлива (табл. 2).
Рис. 2. Распределение параметров в топочной камере а) концентрация частиц по центру топки (кг/м3); б) поле температур по центру топки (°С); в) векторное поле скорости (м/с), (третий ярус горелок); г) поле температур (°С), (третий ярус горелок); д)концентрация кислорода (кг/кг), (третий ярус горелок)
Рис. 3. Температура на стенках, °С (базовый вариант)
на задней стенке температуры и тепловые потоки имеют более низкие значения по сравнению с вариантом без отключения горелок. Температура перед ширмами составила 1125 °С.
Для варианта с изменением тонины помола R9o=30 % наблюдаются более высокие значения температур в районе 2-3 ярусов горелок на фронтальной стене. Температура перед ширмами составила 1153 °С. Для варианта с изменением тонины помола R90=50 %, на скате холодной воронки, на уровне 1-2 яруса горелок в центральной части топки, температуры и тепловые потоки на фронтальной стене имеют значения выше по сравнению с базовым вариантом. Температура перед ширмами составила 1138 °С.
Результаты по механическому недожогу, концентрации оксидов азота и температуры перед ширмами для рассмотренных расчетов представлены в табл. 2. Можно видеть, что варианты, за исключением варианта без нижнего дутья, обеспечивают концентрацию оксидов азота на уровне 600...700 мг/м3.
Таблица 2. Значения механического недожога, концентрации оксидов азота и температурыы перед ширмами
Вариант Механический недожог 04, % N0,, (приведенная к 02=6 %), мг/м3 Температура перед ширмами (23,75 м),°С
Базовый 2,37 661 1144
а 1,36 818 1113
б 1,79 639 1140
в 3,71 577 1125
г 2,03 599 1153
д 3,01 717 1138
Рис. 4. Температура на стенках, °С (вариант а)
При отключении двух центральных горелок второго яруса на фронтальной стене и крайних на задней стене (вариант (в)) наблюдается увеличение температур около задней стенки между 1-3 ярусами горелки и уменьшение температур у задней стенки ниже аэродинамичекого пережима. На скате холодной воронки, на уровне 1-3 яруса горелки, в центральной части топки, и выше третьего яруса горелок на фронтальной стене, температуры и тепловые потоки более высокие по сравнению с результатами для базового варианта. На скате холодной воронки, между 1-3 ярусами горелок по центру топки на задней стене, температуры и тепловые потоки выше по сравнению с базовым вариантом. Выше третьего яруса горелок
Выводы
Как показали результаты численного моделирования, предлагаемый вариант с холостым дутьем обеспечивает приемлемые выбросы оксидов азота и достаточно низкую температуру перед ширмами по условиям шлакования. При этом была выявлена «проблемная» зона около задней стены, ниже аэродинамичекого пережима. В данной области высокие концентрации золовых частиц, мало кислорода, высокие температуры и тепловой поток на стенку, что может привести к интенсивному шлакованию данной части топки. Расчетный анализ вариантов организации сжигания угольного топлива в топке котла БКЗ-640 с двухвихревой схемой сжигания и холостым дутьем показал, что возможно оптимизировать процесс сжигания с целью предотвращения шлакования проблемных зон без значительного увеличения механического недожога и концентрации оксидов азота.
Исследование выполнено при поддержке Министерства образования и науки Российской Федерации, соглашение № 14.В37.21.2071 «Моделирование физических процессов в элементах энергоэффективного теплоэнергетического оборудования».
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Артемьева Н.В., Чернецкий М.Ю., Хрусталев Г.Н. Сравнительный анализ по математической модели аэродинамики, теплообмена и температурных полей двухвихревой топки с наличием и без заднего холостого дутья // Минеральная часть топлива, шлакование, очистка котлов, удаление и использование золы: Сборник докладов V научно-практ. конф. - Челябинск, 7-9 июня 2011. - Челябинск: ОАО «ИЦЭУ», 2011. - Т. 3. -С. 157-166.
2. Майданик М.Н., Вербовецкий Э.Х., Дектерев А.А., Чернецкий М.Ю., Гаврилов А.А., Бойков Д.В., Бердин С.В. Математическое моделирование топки и поворотного газохода котла П-50Р при совместном сжигании твердого и газообразного топлива // Теплоэнергетика. - 2011. - № 6. - С. 37-42
3. Siegel R., Howell J.R. Thermal Radiation Heat Transfer. - Washington D.C.: Hemisphere Publishing Corp., 1992. - 1072 p.
4. Magnussen B.F., Hjertager B.W. On the structure of turbulence and a generalized eddy dissipation concept for chemical reaction in turbulent flow // XIXth AIAA Aerospace Meeting. - St. Louis, USA, 1981. - P. 544-552
5. Чернецкий М.Ю., Дектерев А.А. Математическая модель процессов теплообмена и горения пылеугольного топлива при факельном сжигании // Физика горения и взрыва. - 2011. -№ 3. - С. 37-46.
6. Crow C.T., Sharma M.P., Stock D.E. The particle source in cell (PSI-CELL) model for gas-droplet flows // Journal of Fluids Engineering. - 1977. - V. 99. - P. 325-332.
7. De Soete G. Overall reaction rates of NO and N2 formation from fuel nitrogen // Proc. XVth Int. Symposium on Combust. - Pittsburgh: The Combustion Institute, 1975. - P. 1093-1102.
Поступила 26.12.2012 г.
УДК 536.2:51-74
ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛОМАССОПЕРЕНОСА ВО ВЛАГОУСТОЙЧИВОЙ ТЕПЛОВОЙ ИЗОЛЯЦИИ РЕЗЕРВУАРОВ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ КРИОЖИДКОСТЕЙ
В.Ю. Половников, А.М. Хабибулин
Томский политехнический университет E-mail: polov@tpu.ru
Приведены результаты математического моделирования тепломассопереноса в ограждающих конструкциях резервуара для хранения криожидкостей и численный анализ потерь холода рассматриваемого объекта с учетом промерзания изоляции, наличия миграции влаги к фронту фазового перехода и конденсации влаги на внешнем контуре взаимодействия. Установлены масштабы увеличения теплопритоков в рассматриваемой системе вследствие увлажнения, промерзания и наличия фазовых переходов в структуре и на поверхности слоя изоляции.
Ключевые слова:
Потери холода, математическое моделирование, тепловая изоляция, фазовые переходы, криожидкость.
Key words:
Loss of cold, mathematical modeling, thermal insulation, phase transitions, cryogenic liquid.
Введение
Целью энергетической политики России [1] является максимально эффективное использование природных энергетических ресурсов и потенциала энергетического сектора для устойчивого роста экономики, повышения качества жизни населения страны и содействия укреплению ее внешнеэкономических позиций. Предполагается, что в результате реализации мероприятий, предусмотренных Стратегией [1], российский энергетический сектор внесет важнейший вклад в переход к устойчивому инновационному развитию российской экономики и обеспечит снижение удельной энергоемкости валового внутреннего продукта не менее чем в 2,3 раза к 2030 г.
Одним из направлений реализации Стратегии
[1] в сфере энергоснабжения наряду с тотальной реконструкцией и применением автоматизированных узлов и систем управления является организация оптимальных режимов функционирования систем транспорта и хранения тепловой энергии. Су-
щественную роль в выполнении Стратегии [1] призвана сыграть высокоэффективная тепловая изоляция, применяемая во всех областях промышленного производства и строительства.
Тепловая изоляция ограждений холодильных сооружений эксплуатируется в тяжелых условиях
[2], прежде всего из-за непрерывных изменений температуры и влажности наружного воздуха, переменного воздействия солнечной радиации и ветра. Одной из особенностей работы изоляции холодильной техники является достаточно высокая вероятность конденсации водяного пара на поверхностях ограждения или внутри изоляции, а в некоторых случаях и замерзания выпавшей влаги
[3]. Накопление влаги в теплоизоляционных конструкциях низкотемпературного оборудования может привести к столь значительному увеличению потерь холода, что необходима будет их полная замена [4].
Следует отметить, что используемые в настоящее время подходы к расчету тепловой изоляции
