CC BY
133
ТЕПЛОФИЗИКА
УДК 620.9; 532.529.5
А. Р. Богомолов, Н. А. Прибатурин, Е. Ю. Темникова
АНАЛИЗ ТЕХНОЛОГИЙ ПОЛУЧЕНИЯ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОГО ВОДЯНОГО ПАРА
В связи со сложной экологической ситуацией современная технология совершенствуется в направлении новых решений химических, энергетических проблем, проблем добычи природных ископаемых. Одним из таких технологических решений является широкомасштабная, охватывающая различные способы газификация твердого топлива, направленная на получение газа необходимого состава для использования в производстве продуктов или энергии. Особенности последнего 10-летия характеризуются большим количеством исследований процессов газификации твердого топлива в присутствии высокотемпературного (до 1800 К) водяного пара при давлениях, близких к атмосферному. Кроме того, высокотемпературный пар может найти применение в производстве электрической энергии на комплексе турбина-генератор. Вопросами получения водяного пара высокой температуры с использованием теплоты сгорания водород-кислородной смеси начали заниматься сравнительно недавно.
Существует достаточно много работ по исследованию процессов горения в пограничном слое потока воздуха [1-3], влиянию горения на гидродинамическое сопротивление, устойчивости горения в воздушном потоке. Эти исследования были направлены на разработку основ ракетной техники и разработку основ охлаждения стенок сопловых аппаратов. Работы, связанные с изучением влияния потока пара на скорость сгорания, устойчивость пламени, полноту сжигания горючей смеси, практически не проводились из-за отсутствия технологической и технической необходимости. Горение водорода в паре изучалось применительно к проблеме взрывобезопастности ядерных реакторов, где достигнуты успехи в определении критических концентраций водорода в объеме пара, при которых происходит инициирование горения и детонации. Применительно к задаче получения пара высокой температуры (1500 К) для создания высокоэффективной паровой конденсационной турбины, либо термохимических превращений органического материала в водяном паре высоких температур, такие исследования не проводились.
В начале 90-х годов XX века в нескольких исследовательских центрах мира задумались о
проблеме существенного повышения КПД энергетических установок с паровой турбиной. С этой целью были предприняты усилия по организации исследований по получению водяного пара высокой температуры с использованием теплоты сгорания водород-кислородной смеси. В Японии в 1993 году началась реализация крупного проекта WE-NET (World Energy Network) в области водородной энергетики. В этом проекте для генерации электроэнергии предусматривалось сжигание водорода с последующим получением высокотемпературного потока водяного пара и его использования в паровой турбине. С этой целью в лаборатории Hitachi Ltd. было разработано устройство для сжигания водород-кислородной смеси в их стехиометрической пропорции и предусмотрено смешение продуктов сгорания с водяным паром температурой 770 К. На выходе из устройства предполагалось получать только водяной пар с температурой до 2000-2400 К и давлением 5 МПа. Этот водяной пар поступал потом на турбину для производства электрической энергии. Было разработано два типа сжигающего устройства, в которых область горения водород-кислородной смеси была отделена от зоны смешения продукта сгорания с поступающим водяным паром. Для тестовых испытаний была создана лабораторная модель, охлаждаемая проточной водой, процесс горения контролировался через оптические стекла. Во время испытаний, время которых не превышало 100 с, был зафиксирован устойчивый режим горения водород-кислородной смеси в потоке водяного пара, температура и давление водяного пара на выходе из устройства изменялись в диапазоне 500-1700 К и 0,8-6,0 МПа в зависимости от доли водород-кислородной смеси в потоке исходного водяного пара. Авторы проекта столкнулись с проблемами тепловой изоляции устройства горения, контроля потоков водорода и кислорода, контроля пламени. К сожалению, о дальнейшей судьбе проекта ничего не известно.
Несколько раньше стал разрабатываться аналогичный проект в Германии в лаборатории DLR. Открытая информация об этом проекте появилась в 1993 году. Проект получения водяного пара высокой температуры основывался на испарении капель воды в высокотемпературном потоке
Рис. 1. Схема экспериментального водород-кислородного парогенератора модели 10М [5]:
1 - смесительная головка и запальное устройство; 2 - камера сгорания; 3 - узел впрыска воды; 4 - камера смешения; 5 - выходное сопло; 3-5 - блок испарения и смешения
продуктов горения водород-кислородной смеси. Вследствие использования воды с низкой темпе-
Т, К 1400
1200
1000
800
600
О - 1 - 2
к аок 1,0
1,01 *0,92
аок О = 1,12
< ( >1,47 >0,96 \
0,66 0,70 0,74
0,78
&
Рис. 2. Зависимость температуры пара от массовой доли воды [5]:
1 - экспериментальные значения;
2 - равновесный термодинамический рас-
ратурой температура и давление получаемого водяного пара составляли всего 770 К и 4 МПа, соответственно. Например, работа [4] посвящена экспериментальному и модельному исследованию воспламенения и факела при горении водород-кислородной инжектируемой смеси.
Проект с подобным подходом развивается в Объединенном институте высоких температур РАН. Выполняемые работы под руководством С.П. Малышенко направлены на разработку высокотемпературных водородных парогенерирующих агрегатов многоцелевого назначения, исследования водородных парогенерирующих систем и областей их применения [5-9].
В работе [5] представлены результаты разработки и исследования экспериментального водо-
родо-кислородного парогенератора модели 10М мощностью 10 МВт (рис. 1), на основе которых запатентован ряд изобретений [6-9]. На рис. 2 [5] приведены результаты измерения температуры полученного пара в зависимости от массовой доли воды, а также расчетная линия температуры пара при равновесном протекании процессов. В расчет следует принимать значения температур пара, которые получены при коэффициенте избытка окислителя аок, близком к единице, т.е. вблизи стехиометрического состава.
фпг
0,95
0,90
0,85
.°а о - 2
Об' ч, * > \
Рис. 3. Интегральная эффективность процесса генерации пара в зависимости от массовой
доли воды [5]: 1 - эксперимент; 2 - расчет
Из рис. 2 видно, что экспериментальные значения температур пара лежат ниже теоретической кривой. На рис. 3 [5] представлены результаты определения эффективности парогенерации фпг в зависимости от массовой доли воды. Очевидна тенденция снижения эффективности парогенера-ции с 0,95 до 0,9 с увеличением доли воды с 0,71 до 0,8. Результаты испытаний показали, что сосредоточенный впрыск воды может применятся при массовой доли воды меньше 0,7, что соответствует температуре пара на выходе выше 13001400 К. Серия испытаний [5] парогенератора показала работоспособность конструкции и возможность получения расхода рабочего тела на уровне 5-6 кг/с с изменением температуры в диапазоне от 700 до 1200 К и давления от 5,8 до 7,2 МПа, при этих параметрах интегральная эффективность процесса генерации пара составила 94,5 %, общая наработка 160 с.
В [8] сказано, что в результате использования парогенератора на выходе в камере смешения пар может иметь следующие параметры: температуру от 400 до 1200 К при давлении от 0,1 до 5 МПа, а температура в камере сгорания составит 3600 К. В работах [5, 7-9] для получения высокотемпературного водяного пара используется сжигание водород-кислородной смеси в дисперсном потоке воды. Основной недостаток такой схемы получения высокотемпературного водяного пара это использование части теплоты сгорания водород-кислородной смеси на нагрев и испарение капель воды, вследствие чего не удается иметь на выходе водяной пар высоких параметров. Помимо этого существуют проблемы, связанные с получением сухого пара, неустойчивостью и перегревом парогенератора.
Интересны работы [10-12], касающиеся раз-
работки вихревого водород-кислородного пароперегревателя (рис. 4), в котором при взаимодействии водяного пара с высокотемпературным потоком продуктов сгорания водорода в кислороде (пара) реализуется эффект Ранка. На рис. 5 [12] представлена зависимость температуры высокотемпературного и традиционного перегрева пара от его относительного расхода, определяемого отношением расхода основного пара к расходу водород-кислородной смеси. Из рис. 5 видно, что при увеличении расхода низкоэнтальпийного пара температура пара на выходе снижается. Следует отметить сложное конструктивное оформление вихревого пароперегревателя, в том числе и использование многократной (4-кратной) подачи пара, что совместно с эффектом Ранка приводит к сложной гидродинамике в парогенераторе.
Рис. 4. Водород-кислородный пароперегреватель: 1 - подача охлаждающего пара; 2 - выходное сопло; 3 - подача основного пара; 4 - подача во-дород-кислородной смеси; 5 - подача вторичного пара
Из зарубежных патентов следует обратить внимание на следующие. В [13] описан метод получения сверхчистого пара и парогенератор с паровой чистотой более чем 99,9 % (вес.) в диапазоне температур от 500 до 2000 К и давления от 0,1 до 3 МПа, основными недостатками которого являются сложный розжиг, применение катализатора в камере дожигания горючего.
Рис. 5. Зависимость температуры перегрева пара от его относительного расхода [12]: 1 -высокотемпературного; 2 - традиционного
Также интересными являются конструкции парогенераторов, описанные в [14, 15]. В [15] описан парогенератор, представленный на рис. 6. Окислитель 1, предпочтительно кислород, и горючее 2, водород, поступают в головную часть 3 (конструкция раскрыта непосредственно в патенте) парогенератора, где происходит воспламенение от свечи зажигания (не показано). В камере сгорания 4 происходит смешение и горение смеси. На корпусе 6 расположен кольцевой канал для инжекции воды 16.
Ї 5
а
Рис. 6. Парогенератор [15]: 1 - подача кислорода; 2 -подача водорода; 3 - головная часть парогенератора; 4 - камера сгорания; 5 - подача воды; 6 - корпус; 7 - зона циркуляции; 8 - поток полученного пара; 9 - выход пар
Во внутренней часть парогенератора находится циркуляционная область 7, в которой получают перегретый пар 8, проходящий через выход 9. Преимущество конструкции состоит в ее относительной простоте, к недостаткам можно отнести инжекцию воды, а не водяного пара. Авторы [14, 15] не указывают значений расходных и выходных термодинамических параметров пара, не приводят данных исследований, испытаний парогенераторов.
Т, К
2000
1500
1000
500
о
0 5 10 15 о, кг/ч 25
Рис. 7. Зависимость температуры пара на выходе от расхода низкоэнтальпийного пара [16]: □ -численное моделирование; ж - эксперимент
В Институте теплофизики им. С.С. Кутате-
1
□
1 ' ж
ж X
ладзе СО РАН в 2GG5 году независимо от работ Hitachi Ltd. было предложено использовать сжигание водород-кислородной смеси стехиометрического состава в потоке водяного пара для получения высокотемпературного водяного пара [16]. Это предложение основывалось на результатах экспериментов по поджогу ударной волной пузырьков водород-кислородной смеси свободно всплывающих в воде. Если состав водород-кислородной смеси, заполняющей пузырек был стехиометрический, то за фронтом ударной волны, проходящей по такой двухфазной среде, происходило полное исчезновение пузырьков, т. е. их конденсация. Это доказывало известный факт, что при сжигании стехиометрической водород-кислородной смеси образуется водяной пар. Таким образом, если организовать сгорание стехиометрического состава водород-кислородной смеси в водяном паре, то на выходе получается смешение двух потоков: водяного пара исходного низкотемпературного и получаемого в результате сгорания высокотемпературного водяного пара. Основная проблема заключается в понимании механизмов розжига и горения водород-
кислородной смеси в водяном паре и достижения полного сгорания. Авторами [16] были разработаны пять моделей высокотемпературного водородного пароперегревателя и проведены модельные эксперименты в лабораторных условиях по сгоранию водород-кислородной смеси в потоке водяного пара при атмосферном давлении. На рис. 7
[16] представлена зависимость температуры пара на выходе от расхода низкоэнтальпийного пара для одного из типов пароперегревателей при расходе горючей смеси 1,5 м3/ч. Видно, что при малых расходах низкоэнтальпийного пара, менее б кг/ч, температура выходного пара приближается к 1300 К, при увеличении расхода до 24 кг/ч температура падает до 75G К. Авторами [16] показано, что во всех тестируемых конструкциях пароперегревателей устойчиво достигается диапазон значений температуры перегретого пара 1300-1500 К. Испытания пароперегревателей [16] показали, что эффективность их работы зависит от множества факторов таких, как расход водяного пара и горючей смеси, конструктивные особенности горе-лочного устройства, камеры смешения, способ подачи пара.
Системная интеграция водородных парогенераторов с энергетическими ГТУ и ПГУ с мощностью единичных агрегатов до 20-25 МВт позволит создать компактные, экологически чистые и высокоэффективные энергоустановки для автономного энергообеспечения предприятий ТЭК, химической, нефтехимической, углехимической и других отраслей. Опыт создания водородосжигающих устройств, для применения в этих областях, является уникальным, поскольку данные технологии ещё недостаточно разработаны в мире.
Работа выполнена при финансовой поддержке ГК № 14.740.11.0101.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Волчков, Э. П. Сравнение различных методов моделирования турбулентного горения в погранич-
ном слое / Э. П. Волчков, Н. А. Дворников, Л. Н. Перепечко // Физика горения и взрыва. - 1996. - Т. 32, №4. -
С. 37-42.
2. Волчков, Э. П. Математическое моделирование турбулентного горения водорода в пограничном слое / Э. П. Волчков, Н. А. Дворников, Л. Н. Перепечко // Инж.-физ.журн. - 1998. - Т. 71, №1. - C. 86-91.
3. Волчков, Э. П. Структура пограничного слоя с горением водорода при различных интенсивностях вдува/ Э. Л. Волчков, В. В. Терехов, В. И. Терехов // Физика горения и взрыва. - 2002. - Т. 38, №3. - С. 20-29.
4. Schmidt, V. Expérimental investigation and modeling of the ignition transient of a coaxial H2/O2-ingector / V. Schmidt, D. Klimenko, O. Haidn, M. Oschwald, A. Nicole, G. Ordonneau, M. Habiballah // 5th International Symposium on Space Propulsion. - Chattanooga, USA, October 27-30. 2003. - 28 p.
5. Бебелин, И. Н. Разработка и исследование экспериментального водород-кислородного парогенератора мощностью 10 МВт(т) / И. Н. Бебелин, А. Г. Волков, А. Н. Грязнов, С. П. Малышенко // Теплоэнергетика. - 1997, № 8. - С. 48-52.
6. Пат. 2309325 Российская Федерация, МПК F 22 B 1/26. Парогенератор / Грязнов А. Н., Малышенко С. П.; заявитель и патентообладатель Грязнов А. Н., Малышенко С. П. - № 2005139564/06; заявл. 19.12.05; опубл. 27.10.07. - 6 с.
7. Пат. 2300049 Российская Федерация, МПК F 22 B 1/26. Мини-парогенератор / Грязнов А. Н., Малышенко С. П.; заявитель и патентообладатель Грязнов А. Н., Малышенко С. П. - № 2005139563/06; заявл. 19.12.05; опубл. 27.05.07. - 5 с.
8.Пат. 2358190 Российская Федерация, МПК F 22 B 1/26. Водородный высокотемпературный парогенератор с комбинированным испарительным охлаждением камеры смешения / Грязнов А. Н., Малышенко С. П.; заявитель и патентообладатель ОИВТ РАН, Грязнов А. Н., Малышенко С. П. - № 2007132542/06; заявл. 29.08.07; опубл. 10.06.09. - 4 с.
9.Пат. 2358191 Российская Федерация, МПК F 22 B 1/26. Водородный высокотемпературный пароге-
нератор с комбинированным охлаждением камеры сгорания / Грязнов А. Н., Малышенко С. П.; заявитель и патентообладатель ОИВТ РАН, Грязнов А. Н., Малышенко С. П. - № 2007132543/06; заявл. 29.08.07; опубл. 10.06.09. - 3 с.
10. Пат. 2361146 Российская Федерация, МПК F 22 G 1/16. Вихревой водород-кислородный пароперегреватель / Пиралишвили Ш. А., Гурьянов А. И., Федоров В. А.; заявитель и патентообладатель ГОУ ВПО Рыбинская гос. авиационная технолог. академия им. П. А. Соловьева. - № 2007147083/06; заявл. 17.12.07; опубл. 10.07.09. - 3 с.
11. Гурьянов, А. И. Стабилизация пламени в потоке радиально-вдуваемыми высокоэнтальпийными закрученными струями / А. И. Гурьянов, А. А. Модина // тр. 5 Росс. национ.. конф. по теплообмену. В 8 т. Т. 3. Свободная конвекция. Тепломассообмен при химических превращениях, 25-29 окт. 2010 г. - М.: МЭИ, 2010.-С. 176-179.
12.Гурьянов, А. И. Теплофизика водород-кислородных пароперегревателей высокотемпературных турбин комбинированных ПГУ / А. И. Гурьянов, Г. Ш. Пиралишвили, И. М. Верещагин // тр. 5 Росс. национ.. конф. по теплообмену. В 8 т. Т. 3. Свободная конвекция. Тепломассообмен при химических превращениях, 25-29 окт. 2010 г. - М.: МЭИ, 2010. - С. 180-183.
13.Pat. US 20040069245A1, Int. Cl. F 22 G 3/00. Metod for generating steam, in particular ultrapure steam,
and steam generator / Griffin T., Schlegel A., Winkler D.; applicant and patentee Griffin T., Schlegel A., Winkler D.,
Alstom Technology Ltd. - № 10/662,376; appl. Sep. 16, 2003; pub. Apr. 15, 2004. - 5 p.
14.Pat. US 20020100678A1, Int. Cl. C 10 B 1/00. Oxyhydrogen steam generator / Primlani I. J.; applicant and patentee Primlani I. J. - № 09/771,341; appl. Jan. 26, 2001; pub. Aug. 1, 2002. - 2 p.
15.Pat. US 005088450A, Int. Cl. F 22 B 1/02. Steam generator / Sternfeld H., Wolfmueller K., Brunn A.; applicant and patentee Deutsche forsch luft raumfahrt. - № 605,802; appl. Oct. 30, 1990; pub. Feb. 18, 1992. - 3 p.
16.Научно-исследовательские и опытно-конструкторские работы в обеспечение создания энергокомплекса с ВПТУ: Отчет о НИР / Институт теплофизики СО РАН (ИТ СО РАН); Руководитель С. В. Алексеенко. - Инв. № 959/6.1-2007; № ГК 02.526.11.6003 шифр «2007-6-2.6-19-01-001», Новосибирск, 2008. - 116 с.
□ Авторы статьи:
Богомолов Александр Романович, докт. техн. наук, ст.научн.сотр. ИТ СО РАН, доц. каф. процессов, машин и аппаратов химических производств КузГТУ, e-mail: [email protected]
Прибатурин Николай Алексеевич, докт. техн. наук, гл. научн.сотр. ИТ СО РАН, e-mail: [email protected]
Темникова Елена Юрьевна, канд. техн. наук.,доц. каф. процессов, машин и аппаратов химических производств КузГТУ, e-mail: [email protected] тел. (+7-384-2)39-63-32
УДК 622.61; 662.93
М.И.Шиляев, Ю.О. Афанасьев, А.Р.Богомолов
МОДЕЛИ ГОРЕНИЯ ЧАСТИЦ ТОПЛИВА
Проанализированы три модели горения угольных частиц во второй ступени циклонного реактора, состоящего из четырех цилиндрических ступеней. Из первой ступени во вторую топливо поступает подсушенным с температурой Твх и концентрацией свх. Установлено удовлетворительное согласование результатов расчетов и опытных данных профилей температур газа при сжигании измельченного угля.
С целью оптимизации конструкции циклонного реактора, предназначенного для сжигания низкосортного топлива [1], предлагается следующая физико-математическая модель процесса горения, происходящего в этом аппарате. Топливная смесь подогретого воздуха с сухими частицами из первой ступени реактора поступает во вторую (рис.
1). В результате проведенных аэродинамических опытов на “холодной” модели циклонного реактора отмечено, что траектории частиц топлива имеют весьма сложный характер. Наиболее крупные фракции топлива, вращаясь, отбрасываются на стенки второй ступени, а мелкие циркулируют в центре ступени и, выгорая, движутся в аксиальном направлении к третьей ступени, где осуществляется их после дующее сжигание. Четвертая ступень предназначается для дожигания, улавливания и отвода золы в бункер, и вывода продуктов сгорания . В целом в модели аэродинамика газа с частицами рассчитывается на основе приближенных аналитических зависимостей для прямоточных циклонов [2]. В модели горения частиц топлива предполагается, что продукты пиролиза полно-
стью сгорают у поверхности частицы с тепловым эффектом ¿у,,/, отдавая тепло частице.
2
вторая ступень
R
H
первая стутЕнь
Рис. 1. Расчетная схема горения
Динамика выхода летучих и их сгорания под-
dдаgí Ат' dmgí
чиняется соотношению
скорость горения летучих
dT
dmvl
dT
где
dT dT
- скорость выхо-
да летучих. Полагается далее, что изменение энтальпии газовой смеси определяется только его конвективным теплообменом с частицами. Стенки реактора теплоизолированы. В этих условиях температуру стенки можно принять равной температуре газов у стенки. С учетом принятых допущений уравнение теплообмена для сухой частицы представляется в виде:
п г2/а Атс Ат'1/ \
Стт ^Г=аПб (9 - Т ) + ~АГ 9с +-Г-( - Ъ )"
.14
пб2
(1)
А
,100 ) \ 100, где т = тс + тт - общая текущая масса частицы с коксом и зольным остатком, кг; Ст - усредненная теплоемкость частицы, Дж/(кг-К); рт - плотность горящей частицы, также усредненная по массе, кг/м3; 9, 9 - среднеобъемная температура и температура поверхности частицы (принимаем 9 = 9), К; а - коэффициент теплоотдачи частицы, рассчитывается по формуле Дрейка, Вт/м2 К; Т, Тс
- температуры газовой смеси и стенки реактора
соответственно, К; дс, - теплотворные способ-
ности кокса и летучих, Дж/кг; для лучистого теплообмена коэффициент излучения абсолютно черного тела с0 = 5,7 Вт/(м2-К4); ер - приведенный коэффициент черноты, принимается равным 0,9; 5
- текущий диаметр горящей частицы, м.
Для всего диапазона изменений размера и температуры частицы используются диффузионно-кинетические зависимости [3, 4]: для горения летучих
dmv
dT
для горения кокса
Xvm
dmc
dT
6Po2 pm pkk
Pm6« P + KK где xv - определяется по закону Аррениуса; К = D/б, принимается коэффициент диффузии D = 10-6 м2/с; р - коэффициент массоотдачи по концентрационному напору, м/с; R = 8314 Дж/(кмоль-К) -
Еа
универсальная газовая постоянная; KK =k0e RS; k0,
Ea - принято из [5]; n - счетная концентрация частиц топлива по объему 1/м3; рО - парциальная
плотность кислорода в газовой смеси, определяется из соответствующего уравнения неразрывности, кг/м3; pcm - массовая концентрация углерода, так же определяемая из уравнения неразрывности, кг/м3. Начальные значения mv0l и m^ при t = 0 определяются по содержанию летучих и углерода в исходной топливной частице.
Температура газовой смеси вычисляется из уравнения конвективного теплообмена газа с частицами
dC Т
dT
- = а (9- Т )пб2
(2)
где С и рг - удельная теплоемкость и плотность
газовой смеси.
Расчет эффективной плотности угольной горящей частицы, ее размера и теплоемкости проводится по трем моделям, учитывающим свойства золы различных классов углей, шламов и биомассы, ее количества в топливе, температуры плавления и компонентного состава минеральной части золы и ее спекаемости.
Модель концентрированного зольного остатка. В условиях горения частицы в кипящем слое второй ступени циклонного реактора эта модель реализуется при сжигании спекающихся углей с зольностью А0 < 20% и температурой плавления золы 1450-1500°С.
Рис. 2. Расчетная схема угольной частицы В уравнении (1) масса частицы определяется
как m = .
6
'Pm
В этом соотношении надо опреде-
лить текущий диаметр горящей частицы 5т и эффективную плотность рт - величины переменные в процессе выгорания частицы. Положим, что частица сферическая, содержит неизменяемую массу золы тт с плотностью рт и условным диаметром зольной массы 5г, которую можно записать в виде
пб3
п8;
6
-Рг
Т получим
Зольная масса находится в центре ^
сферы (рис. 2), состоящей из горящей массы, с внешним диаметром 5о. Известно, горению частицы предшествует процесс пиролиза (термического разложения) кокса и выхода летучих, диффундирующих, фильтрующихся через поры на ее поверхность. Этот процесс занимает незначительное время от всего времени выгорания частицы. Полагаем, что летучие на поверхности частицы при & > Т1 воспламеняются и полностью сгорают,
передавая тепло только частице, что зафиксировано в уравнении (1).
Будем считать, что за период пиролиза частица сохраняет свой первоначальный размер 80, но
меняет свою плотность. Кроме того, будем полагать, что на сгорание подается просушенный уголь, в котором нет уже влаги, и испарившуюся воду в газовой компоненте учитывать не будем. Начальная масса частицы после испарения воды в процессе сушки и выхода летучих в процессе пиролиза в соответствии со схемой (рис.2) будет равна:
6 ’ с + ~ Р, кокса, откуда с учетом
0 /~1 Р Р С
> то' 2 0
где Рс - плотность
/5 Л
Ч80У
Здесь А0, ¥0, К0 и С0- начальные содержания золы, летучих, воды и углерода в угольной части-
це,
Рт
начальная плотность частицы до сушки
топлива, кг/м
п80 р 0
6 Р т0
Текущая масса частицы с зольным остатком равна:
п83 =п(83-8^) п83
Р т
Рс +
6 т 6 Из уравнения (3) получаем
Р т =
1-
(Н рс+в
Так что текущая масса частицы с учетом соотношения для Рс и условия А0 + У0 + Ш0 + С0 = 1 будет равна:
п83 п
т = ~Г Рт = 6
(83 -83)
(1-V, - К - А ) рг+83рг
Рг -Р„0 4
откуда размер 8 связывается зависимостью
83 = —
Р т
(83 -83)
Рг Рт
то А
Обозначая
ф = (1 - V, - Ко - Л)
(1-V - Ко - А, )р°то Р 2 +83р 2
р р
р2 рто Ао
Ґ . Л Ґ \ 1/3
8 = 8 = р 2 -Ф
і82 ) ірт -Ф>1
откуда видно, что при полном выгорании кокса, что соответствует Рт ^ р2 , размер частицы стремится к размеру зольного остатка 8 ^ 1
(8^82 ) ,
/п83>'
Размер частицы вычисляется при решении полной задачи из диффузионно-кинетической полной задачи из диффузионно-кинетической зависимости для горения кокса при условии Ст Стс Ст Ст
КАК
8 =
6т
пр
' т
Текущая теплоемкость частицы определяется из уравнения
Ст •т = Стс + Ст , где Сс, С, - теплоемкости кокса и золы. Текущая масса кокса в частице
т = §-3 -83 )Рс •
Плотность, размер частиц и их теплоемкость в уравнении (1) определяются еще на основе двух моделей выгорания угольных частиц, описанных в
[3].
Модель сегрегирующейся золы. При динамическом воздействии газа на горящую частицу в кипящем слое второй ступени циклонного реактора эта модель реализуется при сжигании высокозольных неспекающихся или слабоспекающихся углей или шламов с зольностью А0 > 20% и температурой плавления золы 1450-1500°С.
В основе модели принимается плотность частиц после испарения влаги и выхода летучих постоянной. Зольные включения по мере выгорания кокса отваливаются. Это предполагает, что содержания кокса и золы остаются в процессе всего времени выгорания частицы величинами постоянными. Однако размер частиц в этом процессе уменьшается вплоть до 0.
После сушки топлива и испарения влаги, и выхода летучих масса частицы будет равна:
т =^0 (1 - к-р - - У0 - Ж0 - 4) +
0* 6 ^ 0 ^ 6 Рс 1 - V -
+ -
ж81
Ао
1 - V - Ко
(4)
Из (4) получим
рс =
рто (1- V - к)2 -р2Ао
1-V - - 4
Плотность сухой частицы равна до начала горения Рт,=(1 - V - к к.
т =
о
Рис. 3. Изменение массы коксовой частицы (а) и массы летучих (б) при горении: 1 - модель концентрированного зольного остатка; 2 - модель сегрегирующейся золы; 3 - модель прочного золового
каркаса
Теплоемкость сухой частицы, вошедшая уравнение (1), выразится соотношением
CcPCo+CzpzA,
o
mf" ms
CmP
или
C
_ CcPc (1 - Vo - W - A)+CzPzA .
Подставляя А и С в (5), получим
PÍ = Pc (Pm -Pm, 4, ) + PzPm0 A,
ИЛИ PÍ -PcP m +(Pc -Pz )P0„0 A0 = 0' (6) Решая квадратное уравнение (6) относительно P , будем иметь
р!,0--V, - ^)
Модель прочного золового каркаса. При горении биомассы (опилок мебельных отходов, лесопилок и лузги) при низкой зольности А0 < 10%, но и с низкой температурой плавления золы 1200-1300°С возможно горение по этой модели.
По этой модели предполагается, что размер частицы остается постоянной величиной вплоть до полного сгорания кокса (8 = 80), но плотность ее Рт меняется за счет уменьшения доли кокса и увеличения доли зольного остатка к общей массе частицы. Так, текущая масса частицы равна:
п83 п83 п83
т = Р т =~Т Рс ' С +— Р ,
._р- ±
+(р z -Pc х а.
(7)
В уравнении (7), поскольку РЗ > Рс, должен
быть взят знак "+". Здесь плотность кокса определяется по уравнению (4). Текущая теплоемкость
частицы определяется из выражения
Г р0 4
CcP 1 -
C _-
(5)
где
С:
m
m
ÉL po. A
._ 1-mL_ 1-a_ 1- 6 Pm 4
m
~6
Pm
Pm0L P m
Ao;
A
P
= -^ A,.
P m
Р т
Расчет параметров горения по изложенным моделям показал следующие результаты. Принималось, что топливная смесь расходом газа О = 0,25 кг/с и массовой концентрацией частиц в потоке свх= 0,04 кг/м3 с эквивалентным (среднемассовым) диаметром частиц 100 мкм, движется вертикально, вращаясь в цилиндрическом канале высотой Н = 1 м и диаметром ё = 0,5 м. По данным опытов температура топливной смеси принималась равной Твх= 600 К, средняя расходная аксиальная скорость потока воздуха на входе во вторую ступень и0 = 2,164 м/с.
в
2
Вид данных Безразмерная радиальная координата r = r/R Безразмерная осевая координата h = h/H
o o,46 o,846
Опыт Расчет Расхождение Ю35 1o2o Д = -1,4% Ю92 1o5o Д = -o,9% 1Ю2 Ю65 Д = -3,4% o,6o6
Опыт Расчет Расхождение 1o8o 1115 Д = 3,2% 1o8o 115o Д = 6,5% 1Ю6 117o Д = 5,8% o,9o9
Рис. 4. Изменение парциальной плотности кислорода (а) и продуктов сгорания (б):
1 - модель концентрированного зольного остатка; 2 - модель сегрегирующейся золы; 3 - модель прочного золового каркаса
При сравнении параметров горения отмечено, что текущие массы частицы кокса и летучихве-ществ в частице мало отличаются при расчете по этим моделям (рис. 3).
Возможно, причиной этого является постоянный коэффициент диффузии, характеризующий динамику выхода летучих и процесс горения кокса, который был принят равным Б = 10-6 м2/с [3], а в процессе горения он может иметь различные значения, например, для модели прочного золово-го каркаса и сегрегирующейся золы он отличается на порядок. Вероятно, в модели прочного золово-го каркаса перенос окислителя может происходить за счет газо-жидкостной диффузии при низкой
Рис. 5. Изменение счетной концентрации:
1 - модель 1; 2 - модель 2; 3 - модель 3
Интенсивное горение, согласно расчетам, протекает на высоте И от о,1 до о,3 м второй ступени реактора (рис. 4 а) и соответственно здесь же происходит образование продуктов сгорания (рис. 4 б), что соответствует высоте второй ступени полупромышленного циклонно го реактора (Н = о,3м). В пределах этой высоты на этом уровне естественно интенсивно снижается и счетная кон-
центрация частиц топлива (рис.5).
С учетом данных расчета по приведенным моделям (рис. 3-5) дальнейшие исследования проводили при следующих условиях. В качестве основной модели приняли модель концентрированного зольного остатка. Расчеты производились при реальных размерах второй ступени циклонного реактора: высоте Н = 0,33 м и ее диаметре Б = 0,26 м (Я = 0,13 м). Сжигание угля со среднемассовым размером частиц 100 мкм, со стехиометрическим расходом окислителя, проводилось в опытах при объемном расходе газа 0 = 0,0435 м3/с и с массовой концентрацией частиц топлива в потоке на входе во вторую ступень реактора Свых= 0,07 кг/м3.
На рис. 6 представлены результаты расчета температуры частиц (рис. 6, а), температуры продуктов сгорания (6, б) и сравнение расчетных и измеренных данных температуры дымовых газов, образующихся при сгорании топлива. Температуры, измеренные при горении высокозольного угля на оси при И = 0,2 м и И = 0,3 м (ЫН = 0,606, И/И =
0,909), мало отличаются друг от друга. Это можно объяснить интенсивным турбулентным перемешиванием топливно-газовой смеси в аксиальном направлении, что не учтено в расчетах. Турбулентная диффузия учитывалась только в радиальном направлении. Коэффициент турбулентного перемешивания для условий данного опыта в соответствии с моделью [2] vТ = 0,0216 м2/с. На рис. 6 б можно отметить, с учетом принятых допущений, удовлетворительное согласие расчетных и измеренных температур газовой смеси в среднем сечении 2-ой ступени при Ы/И = 0,606 и на выходе из нее в сечении Ы/Н = 0,909.
Из рис. 6, а видно, что различие в температурах частиц и газа у стенки весьма значительное, что требует сохранения в уравнении для теплообмена частиц лучистой составляющей, в то время как различие в температурах газа на различных
Рис. 6. Температура частиц топлива (а) и дымовых газов (б) при горении измельченного угля: 1 - на оси аппарата; 2 - на радиусе т/К= 0,46; 3 - на радиусе т/К= 0,846. Измеренные температуры: ◊ - на оси аппарата; • - на радиусе г/Я= 0,46; о - на радиусе т/К= 0,846
радиусах ступени невелико (рис. 6, б). Последнее доказывает правомерность пренебрежения лучистой составляющей в уравнении теплообмена газа частицами (2). В таблицу сведены измеренные и расчетные значения температур газа на входе и выходе из второй ступени реактора.
По данным сопоставления измеренных температур и результатов расчета по приведенным моделям можно сделать следующие выводы.
Несмотря на грубые приближения рассмотренных моделей, они удовлетворительно описывают процесс горения частиц топлива в центре второй ступени циклонного реактора, в условиях вращающегося кипящего слоя. При дальнейшей работе над моделями горения будет учитываться влияние потока вторичного подогретого воздуха, тангенциально вводимого в третью ступень циклонного реактора, а также зависимость коэффи-
циента диффузии от структуры зольных включений.
Расчетные данные и результаты измерений при горении во второй ступени реактора удовлетворительно согласуются между собой. Вместе с тем предложенные модели нуждаются в дальнейшей доработке в направлении учета процессов горения в третьей ступени циклонного реактора, учета турбулентной диффузии в аксиальном направлении, адекватного задания постоянных в законах горения кокса и летучих конкретных углей и шламов параллельно с экспериментальными исследованиями их горения на физической модели.
Исследования проводятся в рамках ФЦП Научные и научно-педагогические кадры инновационной России, Государственный контракт № П 563 от 5 августа 2009 г.
Б
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Афанасьев, Ю. О. Технология сжигания топливной смеси в гравитационно-рециркуляционной вихревой топке / Ю. О. Афанасьев [и др.] // Горение твердого топлива: сб. докл. VII Всерос. конф., ч. 2. 10-13 ноября 2009 г. / Ин-т теплофизики сО РАН. - Новосибирск, 2009. - С. 8-14.
2. Шиляев, М. И. Аэродинамика и тепломассообмен газодисперсных потоков / М. И. Шиляев, А. М. Шиляев. - Томск: Изд-во ТГАСУ, 2003. - 272 с.
3. Волков, Э. П. Моделирование горения твердого топлива / Э. П. Волков, Л. И. Зайчик, В. А. Першуков.
- М.: Наука, 1994. - 320 с.
4. Основы практической теории горения / Под ред. В. В. Померанцева. - Л.: Энергоатомиздат, 1987.- 240
с.
5. Виленский Т. В. Динамика горения пылевидного топлива (Исследования на электронных вычислительных машинах) / Т. В. Виленский, Д. М. Хзмалян. - М.: Энергия, 1977. - 248 с.
□ Авторы статьи:
Шиляев Михаил Иванович, докт. техн. наук, Томский государственный архитектурно-строительный университет, тел. (+7-382-2)44-68-79, e-mail: [email protected]
Афанасьев Юрий Олегович, канд. техн. наук КузГТУ, тел. (+7-384-2)54-55-50, (+7-384-2)39-63-32, e-mail: [email protected]
Богомолов Александр Романович, докт. техн. наук, ИТ им.
С.С. Кутателадзе СО РАН, г. Новосибирск, тел. (+7-384-2)75-37-31, (+7-384-2)39-63-32, e-mail: [email protected]
