Первичное математическое описание гидрогазодинамических и теплообменных процессов в реакторе пирогазификации волжских сланцев Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 662.33

Б.А. Семёнов, Э.М. Атоян, Р.С. Агаларов ПЕРВИЧНОЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ ГИДРОГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ И ТЕПЛООБМЕННЫХ ПРОЦЕССОВ В РЕАКТОРЕ ПИРОГАЗИФИКАЦИИ ВОЛЖСКИХ СЛАНЦЕВ

Приведено первичное математическое описание гидрогазодинамических и теплообменных процессов в реакторе пирогазификации волжских сланцев, позволяющее в зависимости от гранулометрического состава исходного сланца определить время, необходимое для нагрева частиц до конечной температуры, скорость газового теплоносителя, оптимальную величину фракции сланца и геометрические размеры реактора.

Волжские сланцы, реактор пирогазификации, газовый теплоноситель, скоростной нагрев

B.A. Semyonov, E.M. Atojan, R.S. Agalarov PRIMARY MATHEMATICAL DESCRIPTION OF HYDROGAZODINAMICAL AND THERMAL PROCESSES IN PIROGAZIFICATION REACTORS OF THE VOLGA SLATES

The primary mathematical description of hydrogazodinamical and thermal processes in reactor pirogasifications of the Volga slates is provided. Depending on the granulose structure of the initial slate it allows to determine the time span necessary for heating particles to the final temperature, the speed of the gas heat-carrier, and the optimum size of the slate fraction, and geometric parameters of the reactor.

The Volga slates, reactor of pirogasification, gas heat-carrier, high-speed heating

Геологоразведочными работами, проведёнными в начале 80-х годов на территории европейской части России, выявлены крупные месторождения горючих сланцев, отличающиеся высоким содержанием серы. Несмотря на благоприятные для добычи условия залегания пластов, выгодное географическое расположение месторождений (близость потенциальных потребителей) и наличие мощного научного потенциала промышленная разработка этих месторождений не производится. Вместе с тем крупномасштабное применение сернистых сланцев возможно как в энергетическом, так и в технологическом направлениях. Возникающие при этом сложности обусловлены высоким содержанием минеральных компонентов и серы, основная масса которой входит в состав органического вещества этого ископаемого. Вредное воздействие продуктов сгорания высокосернистых сланцев на оборудование и окружающию среду можно снизить путем применения специальных топочных устройств с циркулирующим псевдоожиженным слоем или же путем предварительной пирогазификации.

Суть внутрицикловой пирогазификации заключается в том, что в технологическую схему котельной установки включается реактор, в котором исходный пылевидный сланец подвергается пиролизу при температуре 800 °С в восходящем потоке высокотемпературных продуктов дожигания коксового остатка в циклонной топке, расположенной в нижней части реактора-пиролизера. В процессе пирогазификации органическое вещество сланца разлагается с образованием горючих газов, а карбонаты минеральной части диссоциируют с образованием двуокиси углерода и окиси кальция. В результате скоростного нагрева сернистые соединения исходного сланца в основном переходят в газовую фазу в виде сероводорода, который в восходящем пылегазовом потоке интенсивно взаимодействует с окисью кальция, образуя сульфид кальция в составе коксового остатка. Таким образом, в результате происходящих в реакторе процессов наблюдается перераспределение серы между твердой и газовой фазами и резко снижается содержание сернистых соединений в пирогазе, который направляется в топочную камеру котла. Сульфид кальция в коксовом остатке не представляет опасности для окружающей среды, так как при дожигании в циклонной топке происходит доокисление сульфида с образованием безвредного сульфата кальция.

Для определения геометрических размеров реактора-пирогазификатора необходимо обосновать необходимую скорость газового теплоносителя, поступающего в реактор из циклонной топки.

Согласно принятой классификации пирогазификатор может рассматриваться как реактор идеального вытеснения. При этом условием уноса твердых частиц топлива из реактора является значение порозности 8 =1.

Для монодисперсного материала зависимость между определяющими параметрами взвешенного слоя согласно [1] описывается следующим обобщенным критериальным уравнением, наиболее удобным для практических расчетов:

И Аг ^4’75 т

Ие =-----------. , С1)

18 + 0,6 -V Аг -£4'75

где Ие и Аг - безразмерные критерии подобия Рейнольдса и Архимеда, определяемые выражениями

Ие = —; Аг =

У У Рг

где d - размер (диаметр) частиц дисперсной среды, м; р - кажущаяся плотность материала частиц дисперсной среды, кг/м3; g - ускорение свободного падения, м/с2; рг, V , W - соответственно плотность, кг/м3, кинематическая вязкость, м2/с, и скорость, м/с, газообразного теплоносителя в реакторе.

Подставив в выражение Ие и £ = 1 в формулу (1), получим уравнение для требуемой скоро-

сти теплоносителя в пирогазификаторе

к = !..

d 18+0,6 л1лг’ (2)

Так как пылевидный сланец, поступающий в реактор, представляет собой полидисперсный материал, нами были проведены расчеты требуемой скорости газового теплоносителя для каждой фракции. Результаты этих расчетов представлены в табл. 1.

Таблица 1

Расчет требуемой скорости газового теплоносителя

dт, мм % Аг Яе W, м/с

0.6 - 1.4 20 10611,34 131,2685 11,7204

0.3 - 0.6 60 835,2949 23,44365 4,884094

0.1 - 0.3 4 104,4119 4,308645 1,795269

0 - 0.1 16 3,867106 0,201416 0,25177

Для обоснования времени пирогазификации по условиям теплообмена воспользуемся уравнением Ньютона при движении частиц в восходящем потоке в отсутствии других сил, кроме силы тяжести и аэродинамического сопротивления [2]

ЛЦ_ = с . 3 Рг (к - и )2 _ g , (3)

dt ! 4 рт dт

где К ,и - соответственно скорость газового потока и твердой частицы, м/с; рг , рт - плотность газа и частиц, кг/м3; dт - диаметр твердой частицы, м; с^ - коэффициент аэродинамического сопротивле-

ния частицы неправильной формы cf = Кд - сШ; КД - динамический коэффициент формы частицы,

который зависит от геометрического форм-фактора и критерия Рейнольдса. Этот коэффициент определяется экспериментальным путем для различных материалов. Для сланцевых частиц согласно [3] было принято Кд = 2; сШ - коэффициент аэродинамического сопротивления шара, зависящий от

числа Рейнольдса и диаметра частиц сШ = ^(Иет). В данном случае для определения сШ использована расчетная формула [2]

— -(1 + 0,125 - Ие^72), (4)

Иет

Данная зависимость дает максимальную относительную ошибку не более 2,5%. Подставив (4) в (3) и учитывая, что Кд = 2 получим в окончательном виде уравнение движения частицы

— = — -(і + 0,125-КеТ’72 ~ и) - g , (5)

йт ИеТ рТ йт

Запишем уравнение теплового баланса

- вг сг &г = ОТеТ ,

Выразим ,

Ог сг

Поделив обе части уравнения на йт, получим

Г СТ ё!т , г\

= - М- — --7х , (6)

ат сг ат

где —- , —т— соответственно скорости изменения температуры газа и частицы; Ст , Сг - значения ёт ёт

теплоемкостей газа и частиц топлива; ц = —— - концентрация топливных частиц в потоке газа; О т,

° г

вг - весовые расходы газа-теплоносителя и топливных частиц.

Количество теплоты, передаваемое конвекцией от газа к частицам, определим по формуле Ньютона-Рихмана, так как лучистой составляющей теплообмена можно пренебречь, поскольку в данном случае она не превышает 2% от суммарного коэффициента теплопередачи ввиду малой толщины газового слоя в восходящем пылегазовом потоке и малой черноты газового теплоносителя

dqт =а - Г -^г_ ^),

С другой стороны, количество теплоты воспринимаемое нагреваемой частицей, равно

dqт — Ст - Ст - dtт,

Приравняв правые части уравнений, а также поделив на ёт и проведя преобразования, получим

dtт Г / ч

— =----------а ■ (tг _ ^т),

dт Ст -ст т

где Г - тепловоспринимающая поверхность частиц, м2.

Г

Отношение / = — - представляет собой расчетную величину удельной поверхности сланце-

С^т

вых частиц, м2/кг, которая при идеальной сферической форме может определяться как

г = 6

Ыы - Л

Учитывая данные соотношения, а также, что а =---------г , получаем

йт - Рт

- N

й.

т

йхт = 6 - Ыы -Лг ( )

йт йТ - ст - рт г т ,

(7)

где Лг - коэффициент теплопроводности газового потока, Вт/(м-К); dт - диаметр твердой частицы, м; ст - теплоемкость топливных частиц, Дж/(кг-К); рт - плотность топливных частиц, кг/м3.

Это уравнение справедливо при нагреве частиц при Б1т < 0,2 .

Б1т=01, т Л

В области низких значений критерия Рейнольдса (Ие = 0 200) наиболее широко применяется экспериментально полученное критериальное уравнение теплообмена Соколовского и Тимофеева [2]

Ыы = 2 + 0,16-Ие0’67,

Следует отметить, что это уравнение справедливо для нестесненного потока, т.е. при достаточно низких концентрациях дискретной фазы. При истинной объемной концентрации частиц

в > 0,35 -10-3 рекомендуется в [2] пользоваться соотношением

ЫЫт = 0,033- в"0’43,

Ыы

где Ыыст, Ыы - соответственно критерий Нуссельта для стесненного и свободного потока газовзвеси.

Таким образом, получена система дифференциальных уравнений (5)-(7) относительно неизвестных функций и , ^^ которая может быть решена численным методом.

dU = Л.(1 + 0,125 ReT’72-g,

dT ReT pT dT

dt r _ cx dt x

dT or dT

6• Nu -Лг / \

■ = —2 (tr - tx ) ,

dtx

dT dT • с, • Px

тт

Данная методика позволяет определить время, необходимое на нагрев частиц до конечной температуры, а также на основании принятой скорости теплоносителя - длину реактора.

В табл. 2 приведены результаты расчета времени нагрева различных фракций пылевидного сланца до температуры пирогазификации (800°С) и скорости нагрева топливных частиц.

Таблица 2

Параметры реактора

Параметр Значение

Диаметр частиц с1, мм 0-0,1 0,1-0,3 0,3-0,6 0,6-1,4

Время пребывания т, с 0,042 0,349 1,169 3,88

Скорость нагрева 9,°С/с 16666 2005 600 180

Из таблицы видно, что нагрев пылевидного сланца в реакторе осуществляется в режиме теплового удара, а увеличение размера частиц топлива выше 0,6 мм приводит к значительному росту необходимого времени нагрева, что потребует значительного увеличения высоты реактора и соответственно капиталовложений.

Таким образом, предложенная математическая модель расчета реактора-пирогазификатора позволяет в зависимости от гранулометрического состава исходного сланца определить необходимую скорость газового теплоносителя, оптимальную величину фракции сланца и геометрические размеры реактора.

ЛИТЕРАТУРА

1. Горбис З.Р. Теплообмен и гидродинамика дисперстных сквозных потоков / З.Р. Горбис. М.: Энергия, 1970. 427 с.

2. Бабуха Г.Л. Механика и теплообмен потоков полидисперсной газовзвеси / Г.Л. Бабуха, М.И. Робинович. Киев: Наукова думка, 1969. 218 с.

3. Теплообмен в процессах пиролиза и газификации твердого топлива: методические указания к расчетным работам / сост. В.Г. Каширский, Ю.Я. Печенегов. Саратов: СГТУ, 1982. 30 с.

Семёнов Борис Александрович -

доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой «Промышленная теплотехника» Саратовского государственного технического университета имени Гагарина Ю.А.

Boris A. Semyonov -

Dr. Sc., Professor

Head: Department of Industrial

Heating Engineering

Gagarin Saratov State Technical University

Атоян Элла Моисеевна -

кандидат технических наук, доцент кафедры «Промышленная теплотехника»

Саратовского государственного технического университета имени Гагарина Ю.А.

Агаларов Ролан Сефединович -

студент 5 курса кафедры «Промышленная теплотехника» Саратовского государственного технического университета имени Гагарина Ю.А.

Ella M. Atojan -

PhD, Associate Professor

Department of Industrial Heating Engineering

Gagarin Saratov State Technical University

Rolan S. Agalarov -

Undergraduate

Department of Industrial Heating Engineering Gagarin Saratov State Technical University

Статья поступила в редакцию 15.11.11, принята к опубликованию 01.12.11