CC BY
39
ИЗВЕСТИЯ
ТОМСКОГО ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ИНДУСТРИАЛЬНОГО Том. 59, И, ИНСТИТУТА имени С. М. КИРОВА 1941
ОТОПЛЕНИЕ ПЕЧЕЙ ПОЛУГЕНЕРАТОРНЫМ ГАЗОМ
Н. Н. Норкин и И. Л. Макаров
ТОПКА ПОЛНОГО ГОРЕНИЯ, ПОЛУГАЗОВАЯ ТОПКА И
ГАЗОГЕНЕРАТОР.
В тепловом хозяйстве огнеупорной промышленности (в печах, сушилах) применяются топки полного горения, полугазовые топки и газогенераторы. В печах, оборудованных топками полного горения, интенсивность передачи тепла нагреваемому материалу зависит исключительно от разности температур продуктов горения и материала. Прямая отдача топки близка к нулю. В печах, оборудованных полугазовыми топками и газогенераторами, при сжигании полугаза (или газа) в рабочем пространстве печи интенсивность передачи тепла материалу зависит от разности между температурой факела горения и материала. Прямая отдача имеет исключительно е значение. Рациональное устройство газовых горелок (газовых влетов) в печи дает возможность регулировать длину факела пламени и выравнивать температуру газовой среды обжигаемого материала в печи. Эти обстоятельства (прямая отдача, выравнивание температуры) обусловили преимущественное распространение газогенераторов и полугазовых топок по сравнению с топками полного горения. Различие между этими 3 способами сжигания топлива заключается в том, что при сжигании топлива в топке полного горения в печь из топки поступают продукты горения с большим теплосодержанием (физическое тепло), но химическая энергия газа отсутствует (теплотворная способность продуктов горения * равна нулю); при газификации топлива в генераторе, поступает в печь генераторный газ с наименьшим теплосодержанием, но с максимальной теплотворной способностью; при газификации топлива в полугазовых топках в печь поступает газ, по составу и тепловым свойствам занимающий среднее положение между топкой полного горения и газогенератором.
В таблице 1 приведена сравнительная характеристика 3-х способов сжигания одного и того же вида топлива в печах.
Таблица 1
Характеристика Топка пол- Полугазо- Газогене-
ного горения вая топка ратор
Объем газов, поступающих в печь на 1 кг топлива
V3 больше больше
Теплосодержание (физическое тепло) газов, посту-
пающих в печь 1 кал\мъ............ ¿1 больше г2 больше %
Теплотворная способность газов, поступающих в
печь <7 кал!мг .................. О д2 меньше 9ь
Температура газов, поступающих в печь...... больше ¿2 больше 'з
Количество вторичного воздуха, подязаемое в печь
мг\мъ ..................... О ]У2 меньше
Теоретическая температура горения, условно дости- меньше
гаемая в печи................. — Г'теор.
Температурный напор, обусловливающий интенсив-
ность теплопередачи в печи ........... Мх меньше М2 меньше мь
Толщина слоя топлива в топке.......... меньше меньше
При сравнении тепловых свойств генераторного газа и полугаза преимущества у генераторного газа, однако в случае отсутствия централизованной газогенераторной станции и иных видов газообразного топлива (доменного, коксового газов), целесообразность оборудования печей полугазовыми топками несомненна.
В настоящей статье разобраны тепловые характеристики полугаза, которые могут быть получены расчетным путем; выводы из методики и результатов расчета могут быть использованы при проектировании и установлении режимов работы полугазовых топок.
ОБЫЧНО ПРИМЕНЯЕМЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА -ПОЛУГАЗА,
УСЛОВНОСТЬ ЕГО
Обычно применяемый метод расчета состава и тепловых свойств полугаза основан на таких допущениях:
1) Содержание СО в полугазе, получающееся по реакции
С+ч*О2 = со9 (1)
есть результат горения с недостатком воздуха такого количества углерода топлива, которое является разностью между количеством элементарного углерода в топливе и количеством углерода, сгорающего до С02 и обусловливающего высокую температуру полугаза.
2) Конституционная влага топлива (влага Дюлонга) целиком или частично, в зависимости от вида топлива, участвует в газовой реакции, идущей до конца
//а0 + С0 = С02 +Я2. (2)
При этом, участвующая в реакции окись углерода СО заимствована из ранее полученной СО. В полугазе, следовательно, увеличивается содержание #2, уменьшается СО и увеличивается С02.
3) Свободный водород (элементарный водород топлива минус связанный водород Дюлонга) переходит в состав полугаза.
4) В зависимости от произвольно принятой при расчете температуры полугаза, выходящего из топки (обычно принимают температуру полугаза от 900° до 1100°С), теплосодержание полугаза (физическое тепло) при принятой температуре обусловлено 80% количеством выделенного тепла при частичном сгорании углерода топлива в самой топке по реакции
С+02^С02. (3)
Составив уравнение теплосодержания газов как функцию количества, сгоревшего до С02 углерода в топке, определяется решением ур-ния количество углерода, сгоревшего до СО, и алгебраическим способом вычисляется состав газа.
5) Рабочая влага топлива в виде водяного пара переходит в состав полугаза.
6) Углеводороды типа С//4, Ст Нп в полугазе отсутствуют.
Этот метод принят по аналогии с алгебраическим методом расчета генераторного газа, предложенным проф. В. Е. Грум-Гржимайло.
Таким образом, для одного и того же вида топлива состав полугаза, его теплотворная способность и теплосодержание (физическое тепло) зависят от предварительно принятой в расчетах температуры полугаза; очевидно, чем выше будет принята температура полугаза, тем больше будет С02 в полугазе, тем меньше будет его теплотворная способность (так как соответственно уменьшится содержание СО вследствие уменьшения количества углерода, сгорающего до СО по реакции С~\-1\2 Ог— СО).
Условность изложенного метода расчета полугаза в том, что 1) метод не отражает динамического равновесия реакции С02-\-С1~*2 СО в зависимости от температуры очага газификации и времени соприкосновения газов с раскаленным слоем топлива; 2) рабочая влага топлива в виде пара будто бы не участвует в равновесной реакции СО -\-Н20 ^ С02 + Нъ а механически переходит в состав полугаза.
Вследствие этого в составе полугаза обычно получается меньшее содержание С02, чем в практических условиях работы полугазовой топки; содержание СО по расчету больше практического; содержание Н2 по расчету больше практического. Метан С//4 в практическом полугазе всегда имеет место, по расчету же его не должно быть. Принимаемые при расчете тепловые потери в 20% от тепла, выделенного при горении С до С02 в топке, кроме потерь в шлаке, уноса и пр., вне зависимости от конструкции топки—условны.
Указанные условности требуют очень осторожной оценки расчетного состава полугаза. Поэтому при проектировании новых топок в основу должен быть положен состав полугаза, практически получаемого в топках в условиях опытных испытаний, однако теоретические расчеты должны оказать помощь в выявлении влияния отдельных факторов, которые способствуют улучшению состава полугаза.
СОСТАВ И ТЕПЛОВЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПОЛУГЕНЕРАТОРНОГО ГАЗА ИЗ УСЛОВИЙ ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКОГО РАВНОВЕСИЯ
Кроме изложенного в разделе II взгляда по вопросу о методике расчета полугенераторного газа, целесообразно применить к расчету полугенераторного газа условия физико-химического равновесия. С этой целью выполнено 5 групп расчетов тепловых характеристик полугаза для топлива одного и того же состава в предположении различных условий образования полугаза.
Расчеты выполнены для топлива Хакасского месторождения Восточной Сибири следующего состава:
С° = 59,2 %
№ — 4,12% Летучих на горючую массу
О = 9,21% У* = 41%
№ — 1,75% или на рабочую массу
== 0,75% УР = 30,8% А*> =14,00%
Ж? = 11,00°/о
100%.
Исходными условиями, положенными в основу вычислений тепловых характеристик полугаза, являются:
Для I и II группы расчетов:
а) влага топлива и конституционная влага Дюлонга реагируют с СО, образуя С02 и Н2 по реакции
С0 + #20^С02+Я2, (4)
б) в полугаз переходит свободный водород,
в) теплосодержание полугаза при 1000°С в первом случае и при 1100° во втором случае обусловлено расходом 70% тепла, выделенного в зоне газификации, остальные 30%—тепловые потери.
Для III группы расчетов учтены предварительно продукты сухой перегонки, причем принято, что:
а) 10% элементарного кислорода топлива переходит в углекислоту по реакции
С+02 = С02, (5)
б) 50% элементарного кислорода топлива переходит в водяные пары по реакции
Ht+4iOt = Hto9 (6)
и остальное количество кислорода (40%) участвует в образовании окиси углерода в продуктах сухой перегонки по реакции
С+1/аОа = СО.
Оставшийся свободным углерод сгорает до С02, последня , восстанавливается до СО по уравнению равновесия
С02 + С712С0 — 38800. (7)
р
Вычислив константу равновесия К— для температуры 1000°С из
Нео
уравнения Будуара
(8)
которая для этой температуры равна 133, получаем количество С02 и СО в момент равновесия в зоне газификации (зона очага горения и восстановления). Но в газовой фазе температура снижается от 1000°С до 820 вследствие испарения влаги топлива и химических реакций. При температуре 820°С в газовой фазе образуется новая равновесная система
СО + Н20 со2 + #2 + 10260.
Р Р
Вычислив константу равновесия К — —"- — для температуры 820°С
Рсо, Рщ
из уравнения Вант-Гоффа
2226
In К= — —у- — 0,0003909 7 -f 2,4506, (9)
которая (константа) для этой температуры равна /С — 0,896, получаем окончательный состав полугаза в момент равновесия; этот состав "полугаза приведен в таблице II (группа III). Расчеты по этому методу далеки от точных ввиду того, что не учитываются скорости реакции.
Для IV группы расчетов принято во внимание время соприкосновения углекислоты с раскаленным углеродом при протеканий С02 через слой топлива. При скорости движения газов 0,8 м\сек время прохождения газами слоя топлива может быть принято приближенно 1,5 сек. В зоне очага горения топки имеет место реакция
С+02 = С02,
практически совершающаяся мгновенно. Скорость этой реакции—исчезновение свободного кислорода—равна 0,0036 сек. Полученная углекислота восстанавливается до СО по реакции
С + С02712С0.
Скорость реакции в направлении образования СО выражается уравнением
Кх х = lg /--\ (Ю)
1 ju т s 1 -f те 1 v }
' \ т--!-л:
2
(см. Хаслам и Руссель „Топливо и его сжигание41, стр. 78). Здесь х —время соприкосновения С02 с С в сек,
т — содержание С02 в газе в начале реакции восстановления при х = 0,
Хх —содержание в газе СО по истечении времени т, К— удельная скорость реакции. Для определения х необходимо знать Кит.
Значение Ki по Клемент, Адамсу и Хаскинс (Хаслам и Руссель. „Топливо и его сжигание") для температуры очага 1200° при условии газификации антрацита
К\ = 0,237;
очевидно, значения Ки взятые для антрацита, более подходят, чем значения Кг для кокса. Значение т при т = 0, т. е. в начальный момент реакции восстановления углекислоты = 1. Тогда при т = 1,5 сек, решая уравнение относительно х9 получим
х — 0,30,
т. е. в составе реакционного газа С02 = 70% и СО = 30%. Восстановление углекислоты совершается на 30%. Учтя азот воздуха, получим окончательный состав газа в очаге горения
СО = 7,10% С02 = 16,4 % М2 = 76,5 %
Если учесть продукты сухой перегонки расчетом, аналогично проведенным в III группе, тогда окончательный состав газа выразится в объемных процентах
СО = 7,13 H2S= 0,12 С02 = 14,35 N2 — 66,44
Нг= 7,90 Ю0% '
H2Ö = 4,06
что и приведено в графе IV таблицы II.
Однако, если составить тепловой баланс топки и принять (как обычно), что 5% от теплотворной способности топлива составляют потери от механической неполноты горения (провал, выгреб, в шлаке) и 30% от тепла, выделенного в очаге горения на тепловые потери кладкой топки, тогда температура очага горения равнялась бы 1450°С. Но в очаге горения полугазовой топки такую температуру допустить нельзя. Понижение температуры достигается насыщением воздушного дутья влагой. В полугазовых топках обычно с этой целью в поддувало топки всегда наливается вода. Влияние воды в поддувале выяснено в следующей 5-й группе расчетов. V группа расчетов основана на следующих предпосылках:
1) Все положения, принятые в IV группе расчетов, имеют место и в этой группе.
2) Избыточное тепло, выделяющееся в результате экзотермических реакций, расходуется на эндотермические реакции разложения водяного
пара в слое топлива, нагретого до высокой температуры. Благодаря этому понижается температура очага горения от 1450° (см. IV группу расчетов) до 1200°С. При помощи простых расчетов определяется избыточное тепло, как разность между количеством выделившегося тепла по реакциям образования С02, СО, И20 и количеством тепла, пошедшего на нагревание газа до заданной температуры. Поделив избыточное количество тепла на теплоту реакции разложения водяного пара
С + Н20 = СО~\~Н2 — 30173,
определяется количество разложенного водяного пара (из расчета на первоначальную принятую весовую единицу топлива, например, на 100 кг).
3) Но разложение водяного пара не происходит нацело, устанавливается равновесная' система между Н20, СО и Н2, поэтому количество подводимого водяного пара не равно количеству разложенного водяного пара, первое больше второго. Разложение (восстановление) водяного пара совершается в 2,1В раза медленнее восстановления углекислоты С02, при этих же темпеоатурных условиях и при одинаковом времени соприкосновения С02 и Н20 с раскаленным коксом, В нашем частном случае С02 восстанавливается на 30% (см. IV группу расчетов), значит разложение Н20 происходит в количестве
—100= 13.8%. 2,18
Остальное количество водяного пара
100—13,8 = 86,2%
проходит через кокс неразложенным. Зная абсолютное количество разложенного водяного пара по избыточному теплу, определяется количество неразложенного водяного пара и, следовательно, общее количество водяного пара, которое должно быть подведено к очагу газификации в слое топлива.
Таким образом, рассчитан состав полугенераторного газа (влажного) для очага газификации в слое топлива. Состав полугазов приведен в пункте А группы V таблицы И.
пункте В группы ^ таблицы II приведен состав полугаза с учетом продуктов сухой перегонки и газа, полученного в очаге горения. Определение количества и состава газов сухой перегонки указано ранее. Расчет состава газа сделан по влажному газу.
В пункте С гоуппы V приведен состав полугаза при температуре в очаге горения 1200°С, рассчитанный на сухой газ.
Составы газов по пунктам В и С являются составами газов, рассчитанными на основе условий физико-химического равновесия при 1200°С. При иных температурных условиях составы влажного и сухого газов будут иными, но методика остается неизменной.
5) Возникает вопрос, как подвести в топку водяной пар? В полугазовых топках в поддувало наливается вода, насыщающая первичный воздух.
Для нашего случая необходимо иметь воздух, полностью насыщенный вйдяными парами при 78®С. При холодном первичн(1м воздухе такие условия насыщения невозможны, Насыщение значительно меньше, недостающее количество водяного пара получается вследствие испарения воды в поддувале топки при помощи тепла остывающего шлака топлива, который по мере выгорания топлива опускается по ступенчатым колосникам в поддувало топки.
Все выполненные расчеты над топливом одного и того же состава приведены в таблице II.
Таблица II
Тепловые характеристики полу генераторного газа, вычисленные для различных
условий образования его.
№№ пп. Характеристика полугенераторного газа Размерность Группы расчетных условий
I II III IV V группа
А В С
1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 Температура полугаза . . . Состав полугаза С02 СО Н2 эо2 Н2 Н25 Н20 Теплотворная способность . Физическое тело полугаза . Общая теплота полугаза . . Выход полугаза на 1 кг топлива .......... Количество первичного воздуха на 1 кг топлива . . Количество водяного пара на 1 кг топлива ..... Степень разложения водян. пара.......... °С Объемные % % кал нмъ кал кал нм3 нм3 кг нм3 кг кг кг Уо % 1000 15,00 11,4 14,22 0,06 59,32 821 344 1165 4,2 3,14 1100 11,39 13,62 13,50 0,6 61,43 695 387 1080 4,44 3,42 820 26,18 3,49 14,27 53,59 0,16 2,31 1162 260 1422 3,59 2,42 1 1200 7,13 14,35 | 7,90 66,44 0,12 4,06 422 430 852 4,95 3,88 1200 8,85 10,50 4,35 49,30 27,0 1200 8,75 9,45 10,50 4370 0,1 27,50 535 464 999 5,85 2,56 1,31 13,8 | 1 1200 12,00 13,00 14,50 60,36 0,14 737 415,5 1152,5 4,25
СЛОЙ ТОПЛИВА В РЕАКЦИОННОЙ ЗОНЕ ТОПКИ.
В реакционной зоне топки (горение С и восстановление С02 и Н20) теплота, необходимая для завершения эндотермических реакций
С + С02 =2 СО — 38800 кал/моль и С + Н20= СО + Я2 —30173 калIмоль
должна быть аккумулирована слоем топлива в процессе экзотермической реакции С + 02 = С02 4- 97650 кал/моль.
Это непрерывно аккумулируемое тепло также непрерывно расходуется. Слой топлива должен иметь постоянную высокую температуру—темпера-туру реакционной зоны и быть достаточным, чтобы компенсировать теплоту эндотермических реакций.
Очевидно, количество топлива, нагретого до температуры реакционной зоны, находится в определенной зависимости от двух факторов: во первых, от температуры зоны, во вторых—от состава газа (конечно имеет место и обратная зависимость).
Если обозначить через Степло реакции восстановления С02 в пересчете на 100 кг газифицируемого угля; через <32 тепло реакции разложения НгО в пересчете на 100 кг газифицируемого угля; через О вес топлива, на
гретого до температуры реакционной зоны в пересчете на 100 кг газифицируемого топлива, то
О = кг газ. т. (11)
Высота слоя топлива, нагретого до температуры реакционной зоны, находится в зависимости от интенсивности газификации, т. е. от напряженности поверхности колосниковой решетки.
Если напряженность поверхности колосниковой решетки В11%кг1м2 час, тогда при насыпном весе топлива 7 толщина слоя топлива выразится
Н=[——* (12)
\ /? 7 юо * }
Покажем применение выведенных соотношений на конкретном примере для состава газа по пункту В (или С) группы V, таблицы II.
<3 ^^ Хсо . ()со-£
Здесь хсо—количество молей СО в результате реакции
С С02 — 2 СО,
С?! — — 1,345.38790 = 26000 лгал/100 кг топлива, 2
<32 = У (СО + Щ) . (}(со + *,)•
Здесь у{со + нд — количество молей СО и Н2 в результате реакции С4-Н20 = -СО + Я2- 30173.
<& = —(1,3+1,3) 38800 = 39000 кал/кг топлива. 2
Определяем О—вес нагретого топлива в реакционной зоне на 100 кг газифицируемого
а
Здесь С — теплоемкость топлива,
£—температура реакционной зоны.
/ 26000 + 3900 65000 017 /1ЛЛ
и —--1-=-= 217 кг/100 кг топлива.
0,25.1200 300
/
Полученное соотношение показывает, что величина б количество нагретого топлива должно быть тем более, чем. более восстановление С02 и Н20 и чем менее температура реакционной зоны.
Высота слоя топлива г
и (в \ 0 Н = (— : т г-м\
■ ЛЛ I юо
для нашего примера, если принять
ад = 80 кг/м2 час и г =700 кг!м\
10* Известия ТИИ, т. 59, в. II. 145
тогда
Н—^-. ~—^0,2эм-+250мм.
700 100
Если принять 5//? =100 кг\м2 час, то при том же составе полугаза и той же температуре высота слоя топлива выразится
„ 100 217 ' nQ1 01Л Н —--------— 0,31 —^ 310 мм.
700 100
В дальнейшем не представит особых затруднений определение конструктивных размеров полугазовой топки расчетным (теоретическим способом), учитывая процесс подсушки и сухой перегонки топлива.
Вопросы о конструкции полугазовой топки и о методах расчета геометрических размеров топки будут освещены в следующей работе.
ВЫВОДЫ.
1) В статье выполнен сравнительный анализ отопления печей полугазом, генераторным газом и при помощи топок полного горения.
2) Существующие алгебраические (статистические) методы расчета полугаза условны; в статье приведен физико-химический метод расчета состава полугаза при различных исходных условиях.
3) В статье приведен метод расчета толщины слой топлива в реакционной зоне полугазовой топки. V
Выполненный конкретный расчетный анализ позволяет сделать общее., заключение о близкой сходимости результатов теоретического расчета и с данными производственного опыта.
*
ЛИТЕРАТУРА
1. Справочник конструктора печей. Стальпроект. ОНТИ, НКТП. Москва, 1935.
2. П роф. Ч ернобае в.—Топливо, его сжигание и общие методы расчета заводских печей 1936.
3. Инж. И ссерл и е.-Шахтные печи. ОНТИ, НКТП. Киев, 1936.
4. Хаслам и Р у с с е л ь.—Топливо и его сжигание. ОНТИ, Москва, 1934.
