Математическое моделирование реагирующих газо-угольных потоков в установках с пониженным содержанием вредных выбросов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 01.02.05, кандидат наук Гасилин Виталий Викторович

• Гасилин Виталий Викторович
• кандидат наук
• 2020

Оглавление диссертации кандидат наук Гасилин Виталий Викторович

Введение

Глава 1 Обзор и анализ научно-технической литературы и проблем по

теме диссертационной работы

1. 1 Актуальность проблемы математического моделирования процессов горения распыленного угля в реагирующих потоках

1.2 Модели испарения влаги из частицы угля и выхода летучих

1.2.1 Модели испарения влаги

1.2.2 Образование и выход летучих

1.3 Горение угольных частиц в газовой среде

1.4 Модели горения в газовой фазе

1.4.1 Модели мгновенного реагирования

1.4.2 Модели химического равновесия

1.4.3 Модели суммарной химической кинетики

1.4.4 Модели детальной химической кинетики

1.5 Образование вредных веществ при горении угольных частиц

1.5.1 Механизмы образования окислов азота N0

1.5.2 Образование 8О2, кальцинация и сульфатизация

1.6 Комплексные математические модели горения угольных частиц

1.7 Постановка цели и задач исследования

Глава 2 Разработка физической схемы и математической модели

2.1 Картина процессов и физическая схема горения распыленного угля ... 49 в газовых потоках

2.2 Основные уравнения математической модели

2.3 Дополнительные соотношения математической модели

2.4 Моделирование массообменных процессов

Глава 3 Разработка алгоритма и программного обеспечения

3. 1 Определение поэлементного состава угля и энтальпий его

компонентов

3.2 Алгоритм расчета характеристик газо-угольных реагирующих потоков

3.3 Краткое описание программного комплекса

Глава 4 Верификация модели горения газоугольных потоков при

впрыске охлаждающей воды и численные исследования

4.1 Сравнение с экспериментальными данными и данными других

авторов

4.3 Влияние диаметра частиц

4.4 Влияние разницы скоростей

4.5 Влияние расхода впрыскиваемой воды на сульфатизацию СаО

Глава 5 Верификация и численные исследования процессов в тракте ВБС_с двухзонной подачей воздуха

5.1 Формирование исходных данных и сравнение с экспериментом

5.2 Описание базового режима течения и горения в тракте ББС

5.3 Исследование чувствительности характеристик горения

5.4 Влияние конструктивных параметров на характеристики горения в ББС

Заключение

Список используемых источников информации

Принятые обозначения и сокращения

Приложение

Введение

Россия является одним из мировых лидеров по запасам и производству угля. В то же время, во внутреннем балансе потребления топлива доля угля, используемого на ТЭС, в настоящее время сокращается [1, 2, 3]. Вместе с тем, по оценкам большинства специалистов, в скором времени возникнет дефицит природного газа [4, 5, 6], направляемого на производство электроэнергии в европейских регионах Российской Федерации.

Согласно Энергетической стратегии России (ЭС-2030) экологическая безопасность тепловой энергетики будет обеспечиваться на основе развития экологически чистых технологий сжигания угля и улучшения качества угольного топлива (в т.ч. развития обогащения, переработки, брикетирования и др.), как условия реализации роста его потребления электростанциями и другими промышленными объектами [9]. В то же время во внутреннем балансе потребления топлива доля угля, используемого на ТЭС, в настоящее время сокращается.

Основным препятствием для широкого применения угля является наличие значительного количества вредных веществ в продуктах его сгорания. С целью их сокращения разрабатываются топки горения распыленного угля в потоке со значительно сокращенным объемом вредных выбросов. Для уменьшения концентрации КОх в продуктах сгорания необходимо обеспечить процесс горения при относительно невысокой температуре. С этой целью создаются различные конструктивные схемы топок, предусматривающие понижение температуры путем внедрения балластирующих веществ или двухзонную подачу воздуха.

Для уменьшения концентрации двуокиси серы 8О2 предлагается подавать в топку в виде мелких частиц уголь и карбонат кальция (СаСО3), что позволяет абсорбировать двуокись серы 8О2 частицами СаО (получающиеся в результате разложения СаСО3), которые превращаются в Са8О4. Не пол-

ностью сгоревшие частицы угля, зола (минеральные инертные примеси), СаО (не вступивший в реакцию) и Са8О4 отделяются от газов в циклоне.

Горение частиц угля в реагирующих потоках является сложным комплексным процессом, трудным для изучения как экспериментально, так и теоретически. Для ее решения широко применяется техника математического моделирования, однако в большинстве публикаций изучаются отдельные стадии термохимических превращений угольных частиц, такие как: испарение влаги, выход летучих, изменение пористости частицы угля, изучение процессов на поверхности частицы и другие. Комплексные модели, симулирующие весь процесс горения газо-угольных потоков, встречаются гораздо реже. Такие модели должны описывать несколько стадий преобразования угольных частиц с момента нагрева до полного выгорания. Сложность объединения моделей отдельных стадий в одну систему связана с трудностями математической и программной реализации. Еще более сложной и практически не затронутой является задача математического моделирования работы установок сгорания угля с пониженным содержанием вредных выбросов, хотя эта задача имеет особую актуальность в связи с ужесточением требований по уменьшению вреда окружающей среде. Поэтому настоящая работа посвящена этой важной проблеме.

Цель работы: разработать и модифицировать комплексные математические модели, алгоритмы и инвариантные программы расчета характеристик горения распыленного угля в трактах установок с пониженным содержанием вредных выбросов.

Задачи исследования:

1) провести обзор и анализ научно-технической и патентно-лицензионной литературы по теме диссертации;

2) создать и модифицировать комплексные модели расчета характеристик горения распыленного угля в трактах установок с пониженным содержанием вредных выбросов;

3) разработать алгоритмы и программные комплексы, основанные на численной схеме решения жестких уравнений, позволяющих выполнять расчеты для различных типов углей;

4) провести сравнение полученной модели с экспериментальными данными;

5) выполнить численные исследования по прогнозированию характеристик процессов горения в трактах установок с пониженным содержанием вредных выбросов.

Структура и объем диссертации. Работа состоит из введения, 5 глав, заключения, списка используемых источников информации и списка принятых обозначений и сокращений. Основное содержание диссертации изложено на 170 страницах машинописного текста, содержит 17 таблиц и 62 рисунка. Библиография включает 134 наименования.

Научная новизна:

- разработана новая комплексная математическая модель расчета горения смеси генераторного газа (Н-газа) и препарированного угля (Р-угля) в тракте при двухзонном вдуве воздуха; эта модель базируется на детальной химической кинетике;

- усовершенствована математическая модель горения распыленного угля в потоке горячего воздуха с последующим впрыском охлаждающей воды;

- создан новый алгоритм расчета жестких дифференциально-алгебраических уравнений, использующий неявно разностную схему с вовлечением якобиана.

Практическая ценность:

- для прогнозирования характеристик газоугольных реагирующих смесей в трактах установок с пониженным содержанием вредных выбросов созданы инвариантные программные комплексы;

- для выполнения численных исследований в реагирующей системе (С + Н + О + N + 8 + Са) сформирована специальная база данных, которая включает 88 веществ и более 500 реакций;

- выполнены численные исследования по прогнозированию характеристик процессов горения в трактах установок с пониженным содержанием вредных выбросов;

- по результатам этих исследований были выявлены взаимосвязи процессов, протекающих в трактах, и получены оценки влияния конструктивных параметров на характеристики горения.

Автор защищает:

- новую комплексную математическую модель расчета горения смеси генераторного газа (Н-газа) и препарированного угля (Р-угля) в тракте;

- усовершенствованную комплексную математическую модель горения распыленного угля в потоке горячего воздуха с последующим впрыском охлаждающей воды;

- алгоритм расчета жестких дифференциально-алгебраических уравнений, использующий неявно разностную схему с вовлечением якобиана;

- инвариантные программные комплексы расчета процессов в реагирующих газо-угольных системах;

- численные исследования по прогнозированию характеристик процессов горения в трактах установок с пониженным содержанием вредных выбросов.

Достоверность результатов исследования.

Достоверность полученных результатов исследования подтверждена корректным использованием фундаментальных законов механики сплошных сред, химической кинетики, горения, тепло-массообмена и сравнением с данными других авторов.

Методы исследования.

Работа носит теоретический характер, базируется на методологии математического моделирования, использует методы вычислительной математики и научного программирования, применяемых к области проектирования установок с пониженным содержанием вредных выбросов

Личный вклад автора.

Автором лично была разработана комплексная математическая модель расчета горения смеси генераторного газа (Н-газа) и препарированного угля (Р-угля) в тракте ББС; усовершенствована математическая модель горения распыленного угля в потоке горячего воздуха с последующим впрыском охлаждающей воды; сконструированы инвариантные программные комплексы, базирующиеся на детальной химической кинетике; выполнены численные исследования по прогнозированию характеристик процессов горения в трактах установок с пониженным содержанием вредных выбросов.

Реализация результатов работы.

Работа выполнена в рамках грантов РФФИ и Республики Татарстан «Математическое моделирование реагирующих и массообменных течений в энергоустановках» № 13-08 97070/2013-2014 гг., №.15-48-02454/2015-2017 гг. Результаты работы внедрены на предприятии ООО "Энергетика" при принятии технических решений по оптимизации схемы подготовки и организации процесса сжигания топлива, получаемого из древесной щепы, в топке газогенератора мощностью 12кВт вырабатываемой электрической энергии, а также: в лекционные курсы и лабораторные комплексы дисциплин «Математическое моделирование» и «Управление техническими системами», читаемых на кафедре «Автомобильных двигателей и сервиса» КНИТУ-КАИ.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Математическое моделирование реагирующих газо-угольных потоков в установках с пониженным содержанием вредных выбросов»

Апробация работы.

Автор выступал с докладами на Всероссийских и международных научно-технических конференциях: XIX международная конференция по вычислительной механике и современным прикладным программным системам, Алушта, Крым, 2015 г.; X Школа-семинар молодых ученых и специалистов академика РАН В.Е. Алемасова, Казань, 2016 г.; XI Международная молодежная научная конференция «Тинчуринские чтения», Казань, 2016 г.; Международная молодежная научная конференция «XXIII Туполевские чтения (школа молодых ученых)», Казань, 2017 г.; XI Всероссийская научная конференция молодых ученых "Наука. Технологии. Инновации" (НТИ-2017), Но-

восибирск, 2017 г. ; Научно-техническая конференция по итогам совместного конкурса фундаментальных исследований РФФИ-РТ, Казань, 2017 год. Публикации.

По теме диссертации опубликовано 11 печатных работ, из них 3 научные статьи в изданиях, рекомендуемых ВАК, 6 тезисов и материалов докладов во Всероссийских научно-технических конференциях, в международных научно-технических конференциях.

Глава 1 Обзор и анализ научно-технической литературы и проблем по теме

диссертационной работы

В данной главе рассмотрено современное состояние проблемы моделирования процессов горения частиц распыленного угля в установках с пониженным содержанием вредных выбросов. Представлены схемы установок и принципиальная схема процессов, происходящих при горении угля. Раскрыты особенности процессов сушки и выхода летучих, а также существующие математические модели данных процессов. Представлено моделирование процессов горения углерода угольных частиц в газовой среде. Приведены математические модели горения в газовой фазе. Представлены существующие исследования по образованию вредных веществ при горении угольных частиц, моделирования возникновения КО, а так же модели кальцинации и сульфатизации. Описаны существующие комплексные модели процессов горения угольных частиц их достоинства и недостатки. Дан анализ вышеописанных разделов, представлена постановка задачи.

1.1 Актуальность проблемы математического моделирования процессов горения распыленного угля в реагирующих потоках

Россия является одним из мировых лидеров по запасам и производству угля. В то же время, во внутреннем балансе потребления топлива доля угля, используемого на ТЭС, в настоящее время сокращается [1, 2, 3]. Вместе с тем, по оценкам большинства специалистов, в скором времени возникнет дефицит природного газа [4, 5, 6], направляемого на производство электроэнергии в европейских регионах Российской Федерации.

Обращает на себя внимание тот факт, что в США (как и в других развитых странах мира) неуклонно возрастает доля угля (от 12,5 % в 1970 г до 50 % в настоящее время), падает доля нефти (с 45 % до 3 %), заметно снижается доля газа (с 35,6 % в 1970 г. до 13 % нынешних). В России же наблюдается

иная тенденция: несмотря на большие запасы угля (срок обеспечения 250 лет), за указанный срок произошло снижение его доли с 40 до 16 %, доля газа повысилась с 22 до 46 %, и доля нефти тоже несколько увеличилась. В то же время известно, что запасы нефти в стране оцениваются на 45, а газа на 200 лет интенсивной добычи [7, 8]. Следует отметить также, что нефть и газ - основные виды сырья для синтеза важнейших для экономики страны материалов. Поэтому применение их как топлива является примером нерационального использования невозобновляемого природного ресурса.

Согласно Энергетической стратегии России (ЭС-2030), экологическая безопасность тепловой энергетики будет обеспечиваться на основе развития экологически чистых технологий сжигания угля и улучшения качества угольного топлива (в т.ч. развития технологий обогащения, переработки, брикетирования и др.), как условия реализации роста его потребления электростанциями и другими промышленными объектами [9].

Однако основным препятствием для более широкого применения угля является наличие значительного количества вредных веществ в продуктах его сгорания. На рис. 1.1 показана схема горения в типовом котле ТЭЦ. В этом агрегате образуется обширная зона высоких температур Тё = (1700-1900)К из-за сжигания угля при условиях, близких к стехиометрическим. Это приводит к высоким значениям NOx в продуктах сгорания. Кроме того, если уголь содержит заметное количество серы, то это вызовет значительный уровень выброса 8О2 в атмосферу [10, 11].

С целью их сокращения, за рубежом разрабатываются топки горения распыленного угля в потоке со значительно сокращенным объемом этих вредных выбросов. Схема такой топки показана на рис. 1. 2 [12, 13].

В топку в виде мелких частиц подаются уголь и карбонат кальция (СаСО3), а через дно топки вводится первичный воздух, благодаря чему организуется кипящий слой. При этом основное сгорание угольных частиц осуществляется в вертикальном потоке воздуха, который уносит также СаСОэ.

Рисунок 1.1 - Схема горения в типовом котле ТЭЦ:

1 - топочная камера (топка); 2 - горизонтальный газоход; 3 - конвективная шахта; 4 - топочные экраны; 5 - потолочные экраны; 6 - спускные трубы; 7 -барабан; 8 - радиационно-конвективный пароперегреватель; 9 - конвективный пароперегреватель; 10 - водяной экономайзер; 11 - воздухоподогреватель; 12 - дутьевой вентилятор; 13 - нижние коллекторы экранов; 14 - шлаковый комод; 15 - холодная коронка; 16 - горелки

В определенном сечении подается вторичный воздух, уменьшающий температуру газов до Тё = (1100-1600)К, что позволяет уменьшить концентрацию КОХ в продуктах сгорания и "захватить" двуокись серы 8О2 частицами СаО (получающиеся в результате разложения СаСО3), которые превращаются в Са8О4.

Рисунок 1.2 - Схема установки для сгорания распыленного угля с абсорбцией окислов серы

Не полностью сгоревшие частицы угля, зола (минеральные инертные примеси), СаО (не вступивший в реакцию) и Са8О4 отделяются от газов в циклоне. Эти частицы попадают в "шунтирующую" камеру теплообменника, откуда они могут возвратиться в "кипящий" слой или, увлекаемые вертикальным потоком воздуха, попасть в камеру собственно теплообменника. Температура потока частиц, выходящих из теплообменника, может контролироваться оператором для улучшения процесса горения (если новые порции угля "зажигаются" со значительным опозданием).

Подобная установка с другой конструктивной схемой показана на рис.

1.3.

Она была экспериментально апробирована и результаты исследования изложены в работах [13, 14].

Основными ее рабочими узлами являются «газификатор» (СББ) и «тракт основного сгорания» (ББС). В СББ подаются частицы природного угля и воздух («нулевая» зона вдува воздуха, аок = 0,3), в результате чего некоторая доля угля газифицируется. В итоге образуется «угольный» газ и «препарированный уголь». Процесс газификации протекает при температуре Т ~ 1150К. В этот газо-угольный поток внедряются частицы известняка, содержащего, в основном, карбонат кальция (СаСО3), который может абсорбировать 8О2.

Кроме того, частицы препарированного угля имеют развитую поверхность, что способствует его последующему ускоренному сгоранию. Далее смесь угольного газа и препарированного угля поступает в рабочий узел ББС с постоянным поперечным сечением. В этом агрегате проходит основной процесс горения для чего предусматривается 2-х зонная подача воздуха:

- на входе в ББС (Ь1 = 0) с достижением аок < 1;

- в заданном сечении ББС (Ь1 ~ 1,2м) с достижением аок > 1.

При такой схеме подачи воздуха температура рабочего тела по всему тракту ББС будет относительно невысокой (Т ~ 1500К). В худшем случае зона высоких температур будет очень короткой. Тогда окись азота КО будет содержаться в продуктах сгорания в малой концентрации.

Принципиальная схема еще одной перспективной установки показана на рис. 1.4. Горизонтальная печь с водяным охлаждением изготовлена из стали и имеет внутренний диаметр Б = 0,85 м и длину Ь = 8 м. Внутренние стенки печи имеют покрытие из огнеупорных материалов, на боковой стенке печи установлены каналы для нагнетания воздуха и обеспечения двухступенчатого сгорания. Термопары и зонды отбора проб газа также вставляются в печь через эти порты. Используется расширенная горелка с малыми выбросами КОХ, которая рассчитана на мощность горения около 100 кг/ч.

Рисунок 1.3 - Пилотная установка сгорания угля с пониженным содержанием вредных выбросов [14]; 7- Первичная подготовка и газификация угольных частиц; 9 - ББС (Тракт сгорания угля и генераторного газа)

Рисунок 1.4 - Схема установки сгорания распыленного угля с пониженным выбросом КОХ

Сначала печь предварительно подогревают, сжигая керосин. После этого в печь подается распыленный уголь, а впрыск керосина прекращается. Средний диаметр частиц распыленного угля составляет (37-50) мкм. Значение коэффициента избытка воздуха на выходе из печи составляет аок = 1,24 [15]. Температура подаваемого воздуха составляет 350°С. Расстояние между горелкой и воздушным портом двухступенчатого сгорания составляет 3 м, что является наиболее подходящим расстоянием для снижения концентрации NOx и снижения концентрации несгоревшего углерода в случае сжигания битумного угля [15]. Зола собирается из газоохладителя мультициклоном и фильтром, которые устанавливаются на выходе из печи.

Горение частиц угля является комплексным процессом, обусловленным сложной структурой угля (см. рис. 1.5), который включает: влагу, летучие вещества, углерод, минеральные примеси [16-22].

Рисунок 1.5 - Структура частицы угля и схема ее выгорания (ma, mv, mR -массовые потоки)

Этот процесс включает:

- теплообмен частиц топлива с окружающей средой;

- теплоперенос внутри частицы;

- термохимические превращения органических и минеральных масс;

А

т

- выход летучих;

- сгорание кокса;

- горение в газовой фазе (в процессе горения участвуют десятки веществ и протекают сотни реакций и все эти явления протекают неравновесно).

Каждый этап требует отдельного рассмотрения и тщательного изучения, поэтому построение математической модели горения частицы угля в реагирующем потоке представляет сложную задачу.

Для ее решения широко применяется техника математического моделирования [22-26], однако большинство исследователей изучают отдельные стадии горения, такие как: испарение влаги, выход летучих, изменение пористости частицы угля, изучение процессов на поверхности частицы и другие. Комплексные модели, симулирующие весь процесс горения газоугольных потоков угля, встречаются гораздо реже. Такие модели должны описывать несколько стадий горения угольных частиц, как правило, с момента нагрева до полного выгорания. Сложность объединения всех процессов горения в одну систему, в том числе, связана с трудностями математической реализации, а также с программированием и отладкой программы расчета.

И практически не затронута задача математического моделирования работы установок с пониженным содержанием вредных выбросов (см. рис. 1.3, рис. 1.4), хотя эта задача имеет особую актуальность в связи с ужесточением требований по уменьшению вреда окружающей среде. Решению этой задачи и посвящена настоящая работа.

В данной главе приводятся существующие модели отдельных процессов, а именно: модели сушки угля и выхода летучих, модели горения на поверхности частицы углерода и влияние примесей, модели пористости угольной частицы, модели горения в газовой фазе, модели образования вредных выбросов, модели кальцинации и сульфатизации. Кроме того, представлены существующие комплексные модели, рассмотрены их достоинства и недостатки.

1.2 Модели испарения влаги из частицы угля и выхода летучих

1.2.1 Модели испарения влаги

Количество влаги в частицах угля может оказать значительное влияние на температуру рабочего тела и динамику процесса горения. На рис. 1.6 показано изменение температуры частицы Тр по длине тракта горения при содержании влаги в интервале (10-60)% при начальной температуре воздуха на входе Тё =1000 К. Как видно, влажность играет заметную роль на характеристики реагирующего потока, и вопросу моделирования этого явления посвящен ряд публикаций [27-31].

X [т]

Рисунок 1.6 - Пример изменения температуры частицы Тр при различном содержании влаги в угле

В частности, в работе [32] для моделирования скорости испарения влаги из частицы угля применяется уравнение, основанное на формуле Франк-Каменецкого (1989) [33], записанного в виде :

ёт^Р^АаР^ /1 ?!а1(Тр)\ (11)

5*ЯиТр П V - Р '

где 5 толщина пограничного слоя вокруг частицы, равная Я/2, где Я -

.* Гр

радиус частицы, так как в модели было принято, что №=2 и 5 =^и (сферическая частица); Р^ - коэффициент эффективной диффузии, а Аа - площадь частицы угля, занимаемого влагой.

В работе [34] процесс сушки (т.е. динамика испарения гигроскопической влаги с поверхности угля) представляется стехиометрическим соотношением:

к

Н2О0 -^О (12)

и подчиняется следующему эмпирическому уравнению:

<ШНг=-к»ОнО (1.3)

где Н2О0 - исходная влажность топлива; Н20* - количество испаренной влаги в газовый объем;

Чо^^ (14)

где кН2оь - константа скорости испарения влаги; к0 предэкспоненциаль-

ный множитель; Е - энергия активации; Я- универсальная газовая постоянная; Т - температура процесса; т - время.

1.2.2 Образование и выход летучих

Разработке математических моделей образования и выхода летучих посвящено много работ [35-41]. Этот процесс очень сложный и схематично он показан на рис. 1.7.

Изначально считается, что частица угля состоит из углерода и сложной органической массы (см. рис. 1.7 а)), включающей, в основном, легкие и тяжелые углеводороды, а также связанные балластные вещества (типа N и С02). По мере нагрева частицы ее покидают балластные компоненты, а легкие углеводороды разлагаются, образуя газообразные летучие (Н2, СН4, СО и т.д), которые также выходят из частицы в реагирующую среду (см. рис. 1.7 б)). Кроме того, начинают деструктурироваться тяжелые углеводороды, образуя смолы (например, С8Н18) и фрагменты сажистых частиц.

а) б) в) г)

Рисунок 1.7 - Схема образования и выхода летучих по мере нагрева частицы угля при отсутствии влаги и инертных примесей (ёа!)

При дальнейшем нагреве (см. рис. 1.7 в)) смола будет разлагаться на некоторые летучие газообразные вещества (например, С2Н4) и конденсирован-

ные высокоуглеродные соединения, которые затем превратятся в «дополнительный» углерод, который, добавляясь к изначальному, образует так называемый «фиксированный углерод» (см. рис. 1.7 г)). Это вещество сгорает уже в результате протекания поверхностных реакций (см. п. 1.3).

В работе [34] представлена общая форма уравнений выхода летучих в результате многостадийного механизма разрыва связей, сопровождающийся выделением балластных (Н2Ось и СО2) и горючих газообразных летучих компонентов (Н2, СН4, СО и т.д.) и смол (С8Н18 -2Н20) при термическом разложении органической массы угля. Автором принимается, что первоначальная массовая доля летучих веществ и начальная фракция углеродной массы известны с помощью приближенного анализа. Это означает, что максимальный выход летучего вещества должен быть равен его начальной массовой доле, не зависящей от конечной температуры.

Модель КоЬауаБЫ [40] описывается уравнением:

=-(ту+ тс)(0,4К1+ 0,8К2), (1.5)

где: К1 = В1 ехр (-Е1 / ЯиТр) и К2 = В2 ехр (-Е2 / ЯиТр); тс, т— - массы летучих и сухого угля полученных по результатам приближенного анализа; В1 , В2, Е1, Е2 - экспериментальные коэффициенты.

Как видно, эта модель описывает выход летучих двумя параллельными реакциями, которые приводят к образованию разных количеств летучих и кокса, и с увеличением темпа нагрева количество кокса увеличивается.

В работе [41] модель КоЬауаБЫ, как двухстадийное приближение процесса выхода летучих, сравнивается с одностадийным приближением. При одностадийном приближении скорость выхода летучих веществ определятся по закону Аррениуса с эффективными кинетическими константами. При рассмотрении двухстадийного механизма на основе модели КоЬауаБЫ [40] предполагается наличие двух разных по степени связанности с органической

массой компонент летучих веществ, характеризующихся разными кинетическими параметрами.

При рассмотрении модели с учетом структуры угольной частицы органическая масса угля представляется в виде фрагментов разной степени аро-матизированности, соединённых «мостиками», которые представляют собой алифатические цепи: эфирные, тиоэфирные или их комбинации. В модели CPD (chemical percolation devolatilization) [42, 43], в так называемой подвижной фазе, под действием температуры происходит разрушение «мостиков», часть фрагментов отщепляются от ядерной части и в виде низкомолекулярных паро- и газообразных соединений переходят в летучие вещества. Часть фрагментов, имеющих более тяжелый молекулярный вес, переходит в плавкое состояние (смолистое вещество), частично образуются летучие вещества и, кроме того, образуют с ядерной частью коксовый остаток. Авторами сделан вывод, что в общем случае одностадийный, двухстадийный механизм описания летучих веществ, а также многостадийная модель CPD дают схожие результаты.

В статье [48] излагаются результаты моделирования и экспериментальных исследований выхода летучих из одиночной частицы угля. Модель выхода летучих использована для вычисления времени их выхода по остаточной массе и температуре частицы.

Therssen и др. [44] представили работу, в которой описываются процессы выхода летучих из восьми видов угля в сухом виде. Даны оценки некоторым эффектам, которые наблюдаются во фракции летучих. Полученные результаты сравнивались с экспериментальными результатами. Авторы также сравнивают пять моделей выхода летучих: модели Badzioch, Kobayashi, Ubhayakar, Fu и Anthony. Утверждается, что выход летучих веществ происходит в зависимости от содержания углерода и водорода, без использования какого-либо механизма реакции. Таким образом, авторы предполагают следующее: если отношения числа молей H и C приближается к трем, летучие состоят из CH4, C2H6 и так далее. Понятно, что из-за такой формулировки

модель имеет недостатки в ее основах, главным образом в отношении концентраций указанных веществ. В этой работе термин «пограничный слой» относится к области близкой к частице, в которой происходят основные явления, связанные с выходом летучих и горением кокса, причем свойства этой области отличаются от остальной части газа.

1.3 Горение угольных частиц в газовой среде

Горение и газификация коксовой основы (углерода) угольных частиц в газовой среде обычно протекает при повышенных температурах (Тё > 1300К) после стадии выхода летучих (хотя оба этих процесса при определенных условиях могут накладываться друг на друга). Углерод сгорает (в условиях те-пло-массообмена) в ходе поверхностных реакций, которые протекают с высокой скоростью в окислительной среде и медленно в восстановительной среде. К настоящему времени разработано немало математических моделей горения и газификации кокса [45-51].

Например, в работе [34] горение кокса представляется схемой

ПЬ1

^ (УсС+У02 02 УрсРс)Ь1, (1.6)

Ь1=1 1

а схема его газификации имеет вид:

X с - р р,р§ р ,р g

Г=1

кррр

-^ VрсgPg), а/7)

где С - концентрация углерода в топливе (твердой фазе); рс - концентрация продуктов полного и неполного горения коксовой основы; PP,Pg=P+Pg - концентрация конечных продуктов термохимического превращения углей в про-

цессе сушки, выхода летучих веществ, горения летучих веществ, выгорания и газификации косового остатка Р (Н2О и СО2) и горючих продуктов газификации Рё (СО, Н2 и СН4).

Эти процессы описываются обобщенным уравнением кинетики:

ёС

ёТ

ПЪ,

П1

п ^) + П ^

Ъ1 = Л 71 Д Г=1 \ 1=1

(1.8)

г

( ЕРр,р§А

где кр =к0 ехр I ^ I - константа скорости газификации коксовой осно-

р,рg Pр,рg у КЦТ)у

1 1 ( Ес \

вы; кс=к0сехр - константа скорости гетерогенного горения коксовой

основы; Ъ1=1-Пъ1- число групп реакций, учитываемых при описании процесса выгорания коксовой основы; 71=1-п71 - количество компонентов, взаимодействующих друг с другом при условии окисления коксового остатка; 1 = 1 -п -количество компонентов, участвующих в газификации коксового ка; г = 1 -пг - число групп реакций, учитываемых при описании процесса газификации.

В этом уравнении первое слагаемое описывает динамику выгорания коксовой основы, второе - взаимодействие конечных продуктов и газификации с коксовым остатком [52, 53].

Процесс горения твердых горючих материалов имеет многофакторные характеристики, поскольку он имеет сильную взаимосвязь между теплопередачей, массопереносом, скоростью течения и химической кинетикой. Его горение начинается в ходе протекания гетерогенных поверхностных реакций, скорость которых зависит от концентрации кислорода в окружающей среде, что в зависимости от температуры поверхности частицы ведет к образованию СО и СО2, а также к разложению остаточного вещества, содержащегося в твердом горючем.

Обычно эти гетерогенные реакции при заметной концентрации О2 имеют следующий вид [54]:

(1.9) (1.10)

Как правило, скорости этих реакций определяются только экспериментально.

Monson и др. [55] представили глобальную модель окисления кокса реакциями типа (1.9, 1.10) на внешней поверхности частицы при четырех уровнях давления. Были проведены эксперименты для частиц с диаметрами от 40 до 70 мкм при температурах в реакторе Tg = (1000-1500)K и содержании кислорода от 5 до 21%. В ходе горения температура частиц достигала значений Tp = (1400-2100)K. При Tp < 1800К при горении кокса на поверхности образуется в основном CO2, а при более высоких температурах CO. Эта модель была успешно применена несколькими другими авторами [55].

Tang и др. [56] используют более подробный механизм реакции для моделирования гетерогенных реакций, протекающих на поверхности частицы.

Ряд авторов изучали вопрос о перекрытии между выходом летучих и сжиганием кокса. Так в статье [51] сообщается об этом явлении для частиц от 10 до 130 мкм. Сжигание летучих веществ не препятствует нагреву частицы, но способствует нагреву газа, тем самым изменяя характеристики сгорания.

Saastamoinen и др. [57] также экспериментально обнаружили и объяснили одновременное появление этих явлений для частиц меньше определенного критического размера (dp < 500 мкм) при Tg = (1000-1400)K и содержании кислорода ~ 21%. Перекрытие этих стадий происходит в тех случаях, когда кислород (несмотря на «препятствующие потоки» летучих) достигает поверхности частицы. Разработанная авторами упрощенная модель показала, что при некоторых условиях наложение стадий способствует ускорению сгорания частиц угля.

1

2 2 C+CO2—2CO.

Veras и др. [58] провели более подробное исследование этого явления, где они показали, что стадии выхода летучих веществ и сжигания кокса не всегда являются последовательными, и что летучие вещества могут существенно влиять на скорость горения кокса. Они также утверждают, что выход летучих веществ зависит от размера частиц, и что увеличивающаяся температура частиц во время их выхода оказывает влияние на сжигание кокса.

В статье [50] представлена комбинированная модель выхода летучих и сгорания угля, которая была использована для моделирования общей потери массы угля и его температурного профиля. Результаты сравнены с экспериментальными данными для суб-битумного угля. Средствами математического моделирования было определено влияние различных параметров, таких как температура угля, мольная доля кислорода в газовой фазе на время выхода летучих и время выгорания частиц угля.

При выходе летучих на поверхность частицы в оставшемся угле образуются поры, которые увеличивают поверхность горения кокса. Благодаря пористости его активная поверхность может увеличиваться в несколько раз [59]. Поэтому ряд работ посвящен моделированию этого явления [59-61].

Установлено, что поры угля и полукокса являются фракталами, и свойства фрактальных пор влияют на степень горения полукокса [62]. В этой статье формируется математическая модель изменения фрактальной структуры пор при пиролизе угля в таких параметрах как «пористость» и «фрактальная размерность». Модель учитывает комплекс химических реакций, газовую молекулярную диффузию в порах, сохранение энергии и явление набухания угля. Численные результаты подтверждены экспериментальными данными.

В работе Tseng и др. [63] была предложена «раздвоенная цилиндрическая» модель пор, используемая для учета изменения физических свойств кокса при горении и газификации. Авторы предполагали, что пористое вещество формируется из твердой фазы и цилиндрических пор, случайно связанных друг с другом в двумерной плоскости. Они предложили выражения для площади частицы и пористости, а система непересекающихся пор принима-

ется за фиктивную систему, где поры могут неограниченно расширяться, не сталкиваясь друг с другом.

Ватт и др. [64] в своем кинетическом исследовании сжигания кокса под высоким давлением представили интерпретацию поведения кокса с учетом того, что размер пор непрерывно изменяется. Они анализируют скорость горения и условия, при которых наибольшее влияние оказывает горение.

1.4 Модели горения в газовой фазе

Большое значение при моделировании реагирующих газо-угольных потоков имеет процесс горения в газовой фазе летучих веществ и продуктов неполного сгорания кокса. Особенно такие модели важны для прогнозирования содержания вредных выбросов. В известных работах, например [65-69], для расчета состава рабочего тела по тракту сгорания применяются следующие модели:

- мгновенного реагирования;

- химического равновесия;

- суммарной (глобальной) химической кинетики;

- детальной (формальной) химической кинетики.

В настоящем параграфе дается краткое описание этих подходов.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Гасилин Виталий Викторович, 2020 год

- - - - - -

FQi FQ2 FQ3 FQ4 * fq5 -

AN0 ANi AN2 - - -

- - - - - ash0

AsHi ash2 AsH3 - -

б) INDG.dat: содержат термодинамические и теплофизические данные для газообразных веществ, используемых в расчете. Его состав показан в таблице 3.9, где о и е / к потенциальные параметры Леннард-Джонс; Л8 , Ан, а1,...,а7 являются коэффициентами аппроксимации энтальпии и энтропии.

Таблица 3.9 - Состав файла INDG.dat

Вещество

о е / к лб А1

al a2 aз a4 a5

a6 a7 Валентность Содержание каждого атома

Элементы, из которых состоит вещество

с) MECH_NOV.dat: Этот файл содержит полный набор символов реагирующих веществ, всех используемых химических реакций и коэффициентов

А + + +

А , п и Е констант скоростей.

Добавление дополнительных веществ требует создания подпрограммы, которая конвертирует многочленами Чебышева коэффициенты энтальпии и энтропии, взятые из других баз термодинамических данных [120, 132, 133] в виде полиномов седьмой степени.

Базовая структура программного кода показана на рис. 3.1. Сначала выполняется термодинамический расчет с целью последующего сравнения результатов химического равновесия с результатами, полученными с помощью кинетического расчета. После этого выполняется расчет процессов в реагирующем газо- угольном потоке (по модели горения с впрыском воды или по модели 2-х зонной подачи воздуха). В этом расчете определяются характеристики рабочего тела по тракту горения, например, Тё, Тр, Шр, состав газовой фазы, Ga, Gv, Gc, GR, а также определяются степени сгорания угля и абсорбции окислов серы.

Рисунок 3.1 - Базовая структура программы:

1) Химический равновесный расчет продуктов сгорания системы уголь+воздух;

2) Расчет процессов горения реагирующей системы уголь+воздух в установках с пониженным содержанием вредных выбросов.

Глава 4 Верификация модели горения газоугольных потоков при впрыске охлаждающей воды и численные исследования

В данной главе приводятся результаты верификации разработанной модели при впрыске воды. Представлены результаты расчетов, проведенных на математической модели. Приведено описание базового режима течения и горения в канале. Описаны исследования влияния разницы скоростей газового потока и частицы угля в зависимости от её диаметра. Рассмотрена задача по поиску оптимального расхода воды с целью охлаждения газоугольного потока и минимизации выбросов 802.

4.1 Сравнение с экспериментальными данными и данными других авторов

В ходе верификации математической модели горения газоугольных потоков выполнялось сравнение с данными [58, 94, 58, 129] других авторов. Необходимая исходная информация об угольных частицах дана в таблице 4.1 (где ЛФ -летучая фракция; ФУ - фиксированный углерод; ПР - Примеси).

Таблица 4.1 - Состав угля и теплота сгорания, используемые при верификации модели

Сумм. состав (%) Летучие вещества (%) Примеси Оуг

ЛФ ФУ ПР СН4 СбНб 02 СО СО2 АЬО 8Ю Мдж/кг

46,5 49,4 4,1 43,75 41,25 3,75 7,50 3,75 60 40 30,59

При сравнении с данными работ [58, 129] температура и состав газа считались постоянными (Р = 1 атм). Изначально угольные частицы угля имели: диаметр ёр = 55 мкм и температуру Тр = 600 К. Рисунки 4.1 и 4.2 показывают удовлетворительные результаты сравнения между экспериментальными [58, 129] и теоретическими данными, полученными по нашей модели (ш/шс - относительная суммарная масса углерода и летучих ).

x (с)

Рисунок 4.1 - Изменение относительной массы частицы угля по времени: (—)

- наши результаты; (• - Тё = 1400К; ■ - Тё = 1900К) - эксперимент [129]; (- -)

- данные модели [58]

1 (мс)

Рисунок 4.2 - Изменение относительной массы летучих веществ по времени при Тё = 1900К: (— ) - наши данные; (• ) - эксперимент [129]; (---) - данные модели [58].

Рисунок 4.3 показывает изменение степени превращения частицы СаСОз в окись кальция (степень кальцинации = СаО/(СаСО3)0) по времени при температуре Тр=1373 К, и начальном диаметре частицы ёСаСО3 = 45 мкм.

Изменение степени сульфатизации Са8О4/(СаСО3)0 частицы СаСО3 (рис. 4.4) демонстрирует удовлетворительное согласие с данными других авторов. Эксперименты и расчеты проводились для следующих условий: мольная доля двухокиси серы г8О2 = 2000 ррт, температура Тр=1373 К, а активная

2

поверхность частицы СаО аСаО = 5,3 м /г.

Рисунок 4.3 - Изменение величины СаО/(СаСО3)0 по времени: (—) - наши результаты; (■) - эксперимент [98]; (—) - данные модели [102]

Рисунок 4.4 - Изменение величины Са8О4/(СаСО3)0 по времени:(—) - наши

результаты; (■) - экспериментальные данные [98]; (---) - - данные модели

[102]

4.2 Базовый режим течения реагирующего газоугольного потока

Для проведения численных исследований по представленной в главе 3 математической модели необходим значительный объем исходных данных по газо-угольному потоку. Состав газовой фазы является очень сложным. Реагирующая среда включает 88 веществ и более чем 500 реакций. Процесс формирования исходных данных подробно приведен в пункте 3.1, а в настоящем параграфе представлены только окончательно сформированные исходные значения (Таблица 4.2).

Таблица 4.2 - Характеристики типичных углей, применяемых при численных

исследованиях

Тип угля Битумный уголь В1 Суб-битум. уголь 81

Суммарный анализ (%)

Летучие 19,4 42,1

Фиксирован. углерод 69,6 37,7

Примеси 9,4 14,9

Вода 1,6 5,3

Летучие (%)

СН4 45,0 45,0

С6Н6 25,0 25,0

СО 5,0 5,0

С02 10,0 10,0

02 5,0 5,0

Н28 10,0 10,0

Примеси (%)

А12О3 60,0 60,0

8102 40,0 40,0

Теплота сгорания (кДж/кг) 33140 26544

В механизм реакций были включены реакции:

а) эмиссии летучих веществ^ СН4; ^ С6Н6; ^ СО; ^ С02; ^ 02;

б) горения углерода: 02 ^ СО; 02 ^ С02; С02 ^ 2С0;

* • *

в) выхода инертных примесей: 02 ^ Л120з+ 02; 02 ^ 8Ю2 + 02;

г) испарения влаги впрыскиваемой воды: ^ Н20;

Частицы СаС03 вводятся в воздушный поток в объеме гСаС03= 6000ррт. Остальные исходные данные представлены в таблице 4.3.

Таблица 4.3 - Основные исходные данные при численных исследованиях

аох Ш0 [м/с] ¿Са [тк] Ьу [Дж/кг] Tw [К]

1,25 3,9 0,6 45 106 800

Tg [К] тp [К] аса [м /гр] ¿р [тк] Р [атм] ОК

1073 300 20 100 1 13,96

Для выполнения химически равновесного расчета необходимо определить условную формулу горючего. Ее можно получить по данным таблицы 4.2. В частности условная формула битумного угля имеет вид: С6,797Н2,669 00,475Л10,110810,06380,057. В модели применяется понятие теплоты образования летучих Ьу [118]. Для типичных углей она располагается в интервале Ьу = (0,2 - 1,7)-10 кДж/кг. В данной работе было принято значение

30

Ьу=10 кДж/кг. Начальная энтальпия угля определялась исходя из его высшей теплотворной способности ЛНуг по формулам, приведенным в Главе 3. Рисунки 4.5-4.9 показывают результаты расчета горения в потоке воздуха битумного угля (В1). Эволюция величин Тр, Тё, ф по длине канала представлена на рис. 4.5 , а изменение относительных значений: (Ому=Оу/ОуС1) - летучие; (ОМс=Ос/Ос0) - углерод; (0^=0^0^) - минеральные примеси показаны на рис. 4.6.

Как видно при х < 0,2 м тепло передается частицам угля, и температура Тё имеет тенденцию к снижению. Затем начинается выход летучих и их горение в газовой фазе, что приводит к некоторому возрастанию температуры газа. Затем начинается горение углерода на поверхности частицы, температура Тр увеличивается и даже превышает температуру газа (ЛT=Tp-Tg=100K.).

2500

2000

К 1500

1000

1,0

- 0,8

- 0,6

0,4

0,2

0,0

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0

Рисунок 4.5 - Характеристики Тр ( ны канала (уголь В1)

Х (м)

— ),Тё (---) и ф в зависимости от дли-

1,0

0,8 -

о1

I

0,6 -

0,4 -

0,2 -

0,0

3,0

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5

Х (м)

Рисунок 4.6 - Характеристики О^у, О^, в зависимости от длины канала

(уголь В1)

Начало горения углерода детектируется по уменьшению ции 02 (при х ~ 0,1 м, рис. 4.7).

0,25

о о

к ч о ч

о

к л ч о

0,00

0,0

1,0

С0

\2 С02

/ А / / X/ / 1 >---

1 ' /

1 ' / V /

—

2,0

Х (м)

0,020

О

0,010 О

ч

о

3

о

0,000

3,0

Рисунок 4.7 - Характеристики состава газовой фазы (02, СО, С02 ) в зависимости от длины канала (уголь В1)

С увеличением температуры частиц Тр интенсифицируется процесс выхода летучих веществ, что приводит к увеличению их концентраций в газовой фазе (см. рис. 4.8). При х » 0,6 м образуются в заметных количествах радикалы ОН, СН20, С6Н50 и т.д, что существенно ускоряет газофазные реакции сгорания летучих (см. рис. 4.8). Это приводит к быстрому увеличению температура Тё .Когда из частицы угля полностью завершается выход летучих, сгорает только 8% кокса (см. рис. 4.6). Далее горение углерода интенсифицируется, и температура частицы Тр быстро растет. (т.к. ф ~ 1). Но по достижении значения Тр» 1700 К , показатель ф ^ 0 , и тогда горение углерода (кокса) протекает по реакции С + 0,502^ СО. Этот эффект приводит к замедлению роста температуры частицы Тр. Далее на участке х » (0,6-1,1) м процесс сгорания кокса (с образованием окиси углерода) протекает монотонно. Однако на последнем этапе концентрация кислорода в газе падает до 6% и сгорание кокса замедляется (см. рис. 4.7).

Следует отметить, что с момента резкого снижения ф до 0, когда вместо С02 в газовую среду эмитируется СО, начинает возрастать значение гС0. Но, в основном, С0 также превращается в С02. Из-за этого концентрация С02 становится высокой гС02-12%, а С0 остается низкой г^ ~1%.

8000

6000

а

Э 4000

к

о

2000

0,0

0,5

ш4 H2

м C6H6 !

/ / // / / А /

// у/

1,0 Х (м)

1,5

1000 800

¡3

600^ щ

400 о"

Л

Я

200 0

2,0

Рисунок 4.8 - Характеристики состава газовой фазы (ОЫ4, 06И6, И2) в зависимости от длины канала (уголь B1)

0

Изменение концентраций серосодержащих веществ показана на рис. 4.9. Вещество H2SO после его образования начинает разлагаться после достижения до ^ » 1800^ поэтому после достижения этого порога концентрация SO2 возобновляет свой рост (см. рис. 4.9).

Х (м)

Рисунок 4.9 - Характеристики состава газовой фазы (SO2, H2SO) в зависимости от длины канала (уголь B1)

4.3 Влияние диаметра частиц

Важным параметром, влияющим на характеристики газо-угольного реагирующего потока, является начальный диаметр частиц ёр. Поэтому были выполнены расчеты для различных значений ёр, поддерживая другие исходные данные неизменными (см. табл. 4.3).

На рис. 4.10 и 4.11 для ёр= 50 цк, 200 цк, 500 цк (битумный уголь) показаны изменения Тр, Тё и О^у, (1 - ОмС) по длине тракта. Очевидно, чем крупнее частицы угля, тем медленнее развиваются процессы, что вызвано общим уменьшением поверхности тепло-массообмена между газом и частицами. В частности, на начальном этапе частицы большего диаметра медленнее нагреваются (для ёр= 50 цк имеем хн = 0,1 м, а при ёр= 200 цк - хн = 0,8 м, где хн -расстояние нагрева частиц угля до Тё).

Х (м)

Рисунок 4.10 - Изменение Тр (-), Тё (---) по длине канала для различных диаметров угольных частиц ёр при горении угля В1

и

0,8

О 0,6

^0,4

£

¿Г 0,2 0

0

1

2

3 4 Х (м)

5

6

Рисунок 4.11 - Изменение нормализованных значений GNV (---), GNC ( — )

по длине канала для различных диаметров угольных частиц dp при горении угля B1

Отмечается также, что, чем больше dp, тем меньше накладываются друг на друга процессы выхода летучих и выгорания углерода (см. рис. 4.11). Например, для dp= 200цк при выходе 96% летучих выгорает только 4% углерода, а для dp= 50цк получается , что по достижении GNV = 82% доля сгорания кокса составляет GNC = 18%. Это происходит из-за относительного сокращения доли теплового потока к частице.

При большем диаметре частица нагревается медленно и, кроме того, требуется ещё дополнительное тепло LV, расходуемое на образование летучих. Это также замедляет рост ^ и, пока летучие практически полностью не выйдут из частицы, температура не будет увеличиваться. Если же тепловой поток значителен (в случае малых dp), то только часть энергии будет затрачиваться на образование летучих (т.к. скорость их образования лимитируется уравнением (2.30)), а другая часть израсходуется на дальнейший нагрев частицы, что инициирует горение углерода (с выделением тепла) и ускорение этого нагрева. В результате малые частицы, имея высокий градиент по сгорают значительно быстрее, чем большие частицы. Другим фактором воз-

растания Тё является накопление и горение летучих в газовой фазе. Для крупных частиц летучие вещества практически полностью эмитируются в газовую фазу при еще невысокой температуре Тё. В результате они накапливаются (см. рис. 4.12) и сгорают с незначительной скоростью.

В то же время, для малых частиц летучие выходят в газовую среду, которая имеет более высокую Тё , и сгорают с большей скоростью, приближаясь к Тр. В итоге получается, что для малых частиц ЛТ = шах(Тр - ) при горении является незначительным АТ » 150К, а для крупных частиц АТ существенно выше АТ » 500К (см. рис. 4.10).

В отличие от углеводородных летучих веществ (таких, как СН4, СбИ6), изменение концентрации окиси углерода по длине тракта имеет некоторые особенности (см. рис. 4.13), обусловленные следующими факторами:

- окись углерода входит в набор летучих (см. табл. 4.2);

- она также образуется при повышенных Тр по реакции (2.31) при ф ^ 0;

- в газовой фазе СО, реагируя с О2, превращается в основном в СО2.

Х (м)

Рисунок 4.12 - Изменение мольной доли СН4 по длине канала для различных диаметров угольных частиц ёр при горении угля В1

1,8 1,5 1,2

U 0,6

0,3 0

0

2

Х (м4)

6

8

Рисунок 4.13 - Изменение мольной доли CO по длине канала для различных диаметров угольных частиц dp при горении угля B1

Взаимодействие этих факторов приводит к следующем результату: для малых частиц из-за быстрого сгорания летучих является заметной "сингулярность" rCO в газовой фазе, а затем наблюдается её рост (уже из-за сгорания углерода, когда ф ^ 0). Но этот рост невелик из-за превращения СО в СО2; для крупных частиц наблюдается пик rCO из-за накопления летучих; затем, когда они сгорают, значение rCO резко падает, а далее, возрастает из-за горения углерода.

4.4 Влияние разницы скоростей

Были проведены также численные исследования, чтобы оценить влияние разности скоростей частиц битумного угля (Wp) и газового потока (Wg).

На рис. 4.14 показано изменение относительного расхода углерода (Gc) по длине канала при условиях: (Wg ~ W°) и (W° >> Wp) для различных начальных диаметров частиц (dP). Относительный расход углерода по длине канала сравнивался при следующих условиях: сплошная линия - начальная скорость газа в 10 раз больше скорости частицы; пунктирная линия - скорость газа приблизительно равна скорости частицы.

о

О

«

о

у

л «

3 к

ив

5

н к о о к н

о

0,04

0,03

0,02

0,01

0,00

\ 'Л\ \ 2 \

1 \ 1 1 \ \

\ \ 3 \

2

3

х(т)

Рисунок 4.14 - Влияние разницы скоростей на темп сгорания угля (В1) для различных диаметров частиц: 1 - dP = 100мкм; 2 - = 200мкм; 3 -

300мкм; Wg ф Wp (—); Wg = Wp (------)

0

1

4

5

6

0 1 2 3 4 5 6

х(т)

Рисунок 4.15 - Влияние разницы скоростей на изменение температуры Т (уголь В1) для различных диаметров частиц: 1 - dP = 100мкм; 2 - dP =

200мкм; 3 - ¿0= 300мкм Wg ф Wp (—); Wg = Wp (------)

Сравнения проводились для горения частиц размером 100, 200 и 300 микрон. Во всех случаях, при значительной разности скоростей газа и части-

цы, частицы сгорают быстрее. При размере частиц 100 микрон разница является незначительной.

На рис. 4.15 показано изменение температуры газа Тё по длине канала. Температура газа Тё сравнивалась при тех же условиях. Во всех случаях, температура газа повышалась раньше при значительной разнице значений скоростей газового потока и потока угольных частиц.

4.5 Влияние расхода впрыскиваемой воды на сульфатизацию СаО

Известно, что для очистки от вредного вещества 8О2 , в реагирующий газо-угольный поток рекомендуется подавать частицы карбоната кальция. В ходе реакций (2.57) и (2.59) вещество 8О2 станет частью конденсированного сульфата Са8О4 . Этот сульфат можно в циклоне отделить от других продуктов сгорания. Однако Са8О4 разлагается при высоких температурах (согласно работам [99, 102]).

БО2 (ррт)

4000

3000 2000 1000 0

1550

1,4 ' ^ 1100 1,6

Рисунок 4.16 - Концентрация 8О2 в химически равновесной системе «Уголь + воздух + СаСО3» в функции от аок и Тё

Подтверждением этого факта являются результаты «термодинамического» расчета состава рабочего тела топлива «уголь+воздух + СаСО3» (рис. 4.16). Как видно из этого 3-х мерного графика только при аох > 1,1 и Тё < 1600К может образовываться конденсированное вещество Са8О4. Поэтому с целью уменьшения температуры Тё, в реагирующий поток следует подавать охладитель (воду или воздух).

В настоящей работе были выполнены численные исследования по поиску оптимального количества воды, подаваемой в продукты сгорания. Критерием поиска являлось содержание Са8О4 на выходе из канала. Известно, что при малом расходе воды температура Тё понизится недостаточно для эффективной абсорбции. В свою очередь слишком большой расход воды очень существенно понизит температуру Тё , при которой реакции (2.57) и (2.59) «застопорятся».

Численные исследования проводились для битумного (В1) и суббитумного (81) углей (см. табл. 4.2 и табл. 4.3) при ёв = 100 цк (диаметр капель воды) и Ьв = 2 м. (координата точки впрыска воды).

Рис. 4.17 представляет конечные значения Т£ и гСа8О4 (температура газа и мольная доля Са8О4) в зависимости от относительного расхода воды Ъв = 0°/0Р ,который изменялся в интервале Ъъ = (1-8). Так как уголь В1 имеет более высокую теплотворную способность, чем уголь 81, то для достижения одинаковых Т£ при сгорании угля В1 требуется больший расход воды. Как для угля В1 , так и для угля 81 максимумы характеристик гСа8О4 (^в) соответствуют значению Т£ » 1450К. Эти максимумы вызваны комбинацией двух факторов:

- разложением вещества Са8О4 при Т£ выше, чем 1500 К;

- прекращение реакции образования Са8О4 (2.59) при температуре Т£ ниже, чем 1300К, хотя протекание этой реакции допустимо по химическому равновесию.

2500

2000 -

^ 1500

1000 -

500

I -1-г

1 2 3 4 5 Относительный расход воды (zb)

1500

а s

1000 сТ

GO Й О

к ч о

W D

к л ч о

500

0

Рисунок 4.17 - Характеристики Tf и г Caso4 в конце канала для углей:В1 ( -) и S1 (---) в зависимости от значения ZB

2500

0 1 2 3 4 5 6 7 Относительный расход воды (Z в)

-Р -Р

Рисунок 4.18 - Характеристики г sq2 и r¿2so в конце канала для углей:В1 (

■ ) и S1 (---) в зависимости от значения ZB

0

7

Эта особенность подтверждается графиками рисунка 4.18, на котором показаны характеристики рабочего тела в конце канала (г§02 (£в), гН28о(^в)) для углей: В1 и 81.

Глава 5 Верификация и численные исследования процессов в тракте ББС

с двухзонной подачей воздуха

В данной главе описывается последовательность и пример формирования исходных данных для выполнения численных исследований в тракте ББС. Приведено описание базового режима течения и горения в тракте ББС. Описаны проведенные численные исследование чувствительности характеристик горения к погрешностям исходных данных и влияния конструктивных параметров на характеристики горения в ББС.

5.1 Формирование исходных данных и сравнение с экспериментом

В работах [32, 131] уже было проведено сравнение с экспериментальными данными и расчетами других авторов [45 - 51], которое показало их удовлетворительное соответствие с нашими теоретическими результатами по выходу летучих, выгоранию углерода, кальцинации и сульфатизации. В этих аспектах новая модель горения угля совпадает с предыдущей. Но необходима ее верификация по экспериментальным данным, полученным при испытаниях установки с пониженным содержанием вредных выбросов [13, 14]. Предварительно для применения модели необходимо сформировать набор исходных данных, к которым относятся:

- реакционный механизм для реагирующей газовой среды;

- характеристики ископаемого и препарированного антрацитов (Я- и Р-антрацитов);

- характеристики угольного газа (Н-газа);

- параметры вдуваемого воздуха и геометрия ББС;

- свойства известняка и СаСО3.

Почти вся необходимая информация изложена в работах [13, 14], но эти данные требуют анализа, дополнения и, возможно, коррекции для их использования в новой модели с целью обеспечения сохранения атомарного состава

и учета неодномерности теченш необходимых данных в работах основе какой-либо косвенной и точников.

Реагирующая газовая среда 491 реакция являются обратимы обмена (16 реакций). В таблице

Т^т^ттт/лтттл=»тл"иасг ту/^глглотутттдсг а

Как видно, для выполнения расчетов было необходимо определить расходы препарированного угля Ор(Рг) и Н- газа (Он). В статьях [13, 14] эти значения не приводятся, но их можно оценить, исходя из допущения: «В потоках Я- и Р- антрацитов расходы золы одинаковы», то есть:

Ор(Я)- Вя(Я) = Ор(Р). вя(Р). (5.1)

Вместе с тем, приведены значения Ор(Я), и БЯ(Р). Тогда, ис-

пользуя формулу (5.1), легко найдем расход угля Ор(Р), а расход Н-газа (Оь) определяем, исходя из формулы сохранения расходов на входе и выходе узла ОБВ:

Ор (Я) + О°г,0 = Оь + Ор (Р), (5.2)

где О°Г,0 (расход воздуха на входе в ОБВ) является известным. Теплота сгорания р (Р) для Р- антрацита заимствована из статьи [14].

Таблица 5.1 - Характеристики R- и P- антрацитов

Антрацит (R) исходный (% масс) Антрацит (P) препариров. (% масс)

Приближенный анализ (Pro) Элементный анализ (Ult,daf) Приближенный анализ (Pro) Элементный анализ(Ш, daf)

Влага (ga) 2,4 C 82,08 Влага (ga) 0,40 C 78,09

Зола^) 8,64 H 3,13 Зола^) 16,24 H 1,17

Летучие^) 6,74 O 1,87 Летучие^) 5,27 O 1,68

Углерод^) 82,22 N 1,18 Углерод^) 78,09 N 1,50

Q(MJ/kg) 31,4 S 0,70 Q(MJ/kg) 27,0 S 0,92

Gyr(g/sec) 0,972 - Gyr(g/sec) 0,517 -

daf (dry ash free) - элементный анализ без влаги и золы

В таблице 5.2 приведен состав летучих для Р- антрацита. В статьях [13, 14] эта информация не приведена. Но, учитывая, что доля летучих веществ незначительна (~ 5%), можно задать их упрощенный состав (Н2, N2, 02, Н28 ) и по содержанию атомов Н, К, О, 8 в элементном анализе определить массовые фракции этих веществ используя известные соотношения сохранения элементов [74].

Таблица 5.2 - Р-антрацит: Состав летучих, ёр, Тр, Иуг (Р)

Летучие (%масс) gvi ¿р Тр (К) Иуг(Р) (Дж/кг)

Н2 02 N2 Н28 (мкм)

21,51 31,65 28,44 18,40 30 1000 -0,267-107

Средний диаметр частиц Р- антрацита был выбран, исходя из распределения, представленного в [13]. Энтальпия Р- антрацита (Иуг (Р)) вычисляется, используя значение 0(Р) по формуле:

V = 0 + кУ ^(298К) + 0(Р) - кт Иаг, (5.3)

где И2(298К) - суммарная энтальпия продуктов сгорания при аох = 1 и Т = 298К; к^ - массовое стехиометрическое соотношение окислителя (воздух) к горючему (Р- антрацит).

Из агрегата СББ поток Р- антрацита и Н- газа выходит с температурой Тр = Тё ~ 1150К. Однако на входе в тракт ББС температура частиц угля неизвестна, т.к. поток предварительно начинает смешиваться с воздухом 1-го пояса (см. рис. 5.3) и температура газа может находиться в интервале Тр = Тё = (800-1150)К. В связи с этим, было принято на входе в ББС (при сравнении с экспериментом) значение Т° = 1000К. Необходимо отметить, что в указан-

р

Т

р

ГТ.0

ном выше интервале величина Тр мало влияет на характеристики процессов в ББС.

Состав Н- газа , а также его расход и температура (на входе в этот агрегат) показаны в таблице 5.3. Предполагается, что концентрации веществ (см. [13]) при течении между СББ и ББС практически не изменяются, за исключением сероводорода. Судя по экспериментальным данным, это вещество при контакте с воздухом успевает на переходном участке превратиться в 802. Поэтому в состав Н-газа на входе в ББС мы внесли соответствующие коррективы.

Таблица 5.3 - Состав Н-газа, его расход и температура

Состав Н-газа (мольные доли г^) вь(г/с) т£(к)

СО СО2 Н2 СН4 N2

4,64 12,85 9,89 0,25 72,137

Жэ Н28 О2 8О2 - 0,3264 1000

0,11 0,001 - 0,022 -

Также неизвестной является температура Т на входе в ББС, из-за смешения с воздухом она может понизиться. Однако (для установления некоторой определенности) принимается, что воздух начинает смешиваться с потоком Н-газа на «молекулярном» уровне (согласно модели реактора частичного смешения - Ра8Я) только в тракте ББС и Т = 1000 К.

В таблице 5.4 показаны характеристики подводимого воздуха и координаты точек его подвода. Смешение будет достаточно интенсивным, и для параметра 81 было установлено значение 81 = 0,03 м. Это значение было выбрано на основе анализа экспериментальных данных по температуре и составу рабочего тела. Согласно уравнению (2.85) это означает, что 63% воздуха смешается с Н- газом на длине х = 0,03 м от точки входа в ББС.

Реальная начальная температура воздуха (Таг1) в пилотной установке, подаваемого в тракт, равна Таг1 = 300 К и, в ходе подмешивания к Н-газу общая температура газового потока падает.

Таблица 5.4 - Характеристики подводимого воздуха

G0 (г/с) Воздух 1 Воздух2

Ь^м) 01(г/с) T1(K) S^) Ь2(м) а2(г/с) T2(K) 82(м)

0,2809 0 0,3636 1000 0,03 1,2 0,5619 300 0,2

Как показывают очевидные оценки, в этом случае средняя температура смеси H-газа и воздуха составит ~ 800 К. Тогда процесс горения в тракте DFC может не начаться. Но в действительности горение протекает устойчиво, и температура рабочего тела возрастает [13, 14]. Этот эффект обусловлен наличием обратных токов из высокотемпературной зоны тракта. Для оценки влияния этого фактора в пакете Fluent были проведены модельные расчеты турбулентного горения в тракте DFC (осесимметричное приближение) при тех же размерах и расходах компонентах. При этом принималось, что:

- горючим является смесь «CH4 + N2», а окислителем - воздух;

- на входе в тракт реагирующая система однородна с Tg = 800 K;

- процесс горения имитируется известной суммарной реакцией CH4 + O2 = H2O + CO2 (см. [127]).

Некоторые результаты модельных расчетов показаны на рис. 5.2. Как видно, (см. рис. 5.2а)) в зоне входа в DFC образуется обширная область обратных токов с высокой температурой продуктов сгорания (см. рис. 5.2б)). Поэтому из этой области во входной поток передается значительное количество тепла, и горение протекает устойчиво. Полученные модельные результаты имеют качественный характер, но они позволяют применить в нашей одномерной задаче идею «всплеска энтальпии - Ah» (заимствование тепла от обратных токов) [128], что приводит к повышению Tg1(0). Это повышение мы провели до уровня возникновения устойчивого горения в зоне входа в DFC. В результате, исходная температура воздуха была повышена до Tar1= 1000К с последующим отводом заимствованного тепла.

Для второго пояса впрыска (Ь2 = 1,2 м), по предварительным оценкам, был установлен параметр подмешивания 82 = 0,2 м. Его значение мало влияет на характеристики догорания.

В таблице 5.5 показаны характеристики карбоната кальция, внедряемого в поток Н-газа. В действительности, в этот поток (еще в агрегате СББ) внедряются мелкие частицы известняка, который только на 50% состоит из карбоната кальция (СаС03).

а)

б)

Рисунок 5.2 - Распределение характеристик продуктов сгорания для модельной задачи в зоне входа в ББС: а) линии тока; б) температура

Но остальные компоненты известняка не влияют на степень абсорбции двуокиси серы (SO2) и не влияют на общие характеристики процессов горения. Расход известняка является незначительным и выбирается из соотношения «Ca/S = 2», где Ca/S - молярное отношение концентраций кальция и серы в потоке «P- антрацит + H- газ». Поэтому на газодинамические характеристики смеси добавка известняка не влияет. Температура частиц CaCO3 равна

температуре газовой смеси, а значение активной поверхности ар выбиралось на основе анализа известных литературных источников [103, 129].

Таблица 5.5 - Характеристики карбоната кальция

Состав ёр(мкм) T(K) ар(м2/г) Ca/S

СаСОэ 45 1000 10 2

Попадая в тракт ББС, карбонат кальция может превращаться в СаО по реакции:

СаС03 ^ СаО + С02, (5.4)

с последующим протеканием сульфатизации по реакции:

СаО + 802 + 0,5 О2 ^ Са804. (5.5)

Формулы для определения скоростей этих реакций были заимствованы из статей [103, 129] и приводятся в работах [130, 131]. Результаты сравнения между теоретическими расчетами по новой модели с использованием исходных данных, приведенных в таблицах 5.1-5.5, и экспериментальных данных, приведенных в [13, 14], показаны на рис. 5.2-5.5.

Учитывая, что ряд параметров был установлен «оценочно», и математическая модель является одномерной, можно отметить удовлетворительное согласование по температуре газа и мольным долям: Го2 , г§о2 (Са /8 =0), Г8о2 (Са /8=2), Гко.

£

2000

1600 -

1200 -

800 -

400 -

0,0

0,5

1,0

1,5 2,0

2,5

0,24

0,20

- 0,16

h 0,12 ?

- 0,08 i

- 0,04 0,00

3,0

Рисунок 5.3 - Изменение значений температуры Го2 по длине тракта ББС; Экспериментальные данные: о - температура; ■ - Го2

0

1,2E-03

8,0E-04 -

!ч

4,0E-04 -

0,0E+00

о - эксперимент Ca/S = 0

■ - эксперимент Ca/S = 2

г О

г— /; --- -До \ \ SÜ2 О С

\ ■

О ■ ч ■

Ws

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5

х (м)

3,0

Рисунок 5.4 - Изменение значений г§о2 по длине тракта ББС. Экспериментальные данные: о - без СаС03; ■ - с СаС03

2000

1200