О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое
Предлагаются способ термоконтактного пиролиза угля и конструкция топки, предназначенная для сжигания твердого топлива в циркулирующем кипящем слое. Пропонуються спосіб термоконтактного піролізу вугілля і конструкція топки, призначена для спалювання твердого палива в циркулюючому киплячому шарі. We o...
Saved in:
| Published in: | Промышленная теплотехника |
|---|---|
| Date: | 2006 |
| Main Author: | |
| Format: | Article |
| Language: | Russian |
| Published: |
Інститут технічної теплофізики НАН України
2006
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/61415 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое / Б.Б. Рохман // Промышленная теплотехника. — 2006. — Т. 28, № 3. — С. 69-78. — Бібліогр.: 8 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1859803077692882944 |
|---|---|
| author | Рохман, Б.Б. |
| author_facet | Рохман, Б.Б. |
| citation_txt | О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое / Б.Б. Рохман // Промышленная теплотехника. — 2006. — Т. 28, № 3. — С. 69-78. — Бібліогр.: 8 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Промышленная теплотехника |
| description | Предлагаются способ термоконтактного пиролиза угля и конструкция топки, предназначенная для сжигания твердого топлива в циркулирующем кипящем слое.
Пропонуються спосіб термоконтактного піролізу вугілля і конструкція топки, призначена для спалювання твердого палива в циркулюючому киплячому шарі.
We offer a method of coal thermal contact pyrolysis and a design of furnace for burning firm fuel in a circulating fluidized bed.
|
| first_indexed | 2025-12-07T15:14:02Z |
| format | Article |
| fulltext |
tion of coal, NOx Generation and Control in Boiler
and Furnace Plant Symposium, 8th September,
Portsmouth, 1988.
9. Warnatz J. NOx formation in high tempera;
ture processes/ University of Stuttgart, Germany
1990.
10. De Soete G.G. ‘Overall reaction rates of NO
and N2 formation from fuel nitrogen’, 15th Symp.
(Int.) on Combustion, The Combustion Institute –
1975, pp. 1093;1102.
Получено 15.03.2006 г.
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3 69
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
Пропонуються спосіб термоконтакт�
ного піролізу вугілля і конструкція топки,
призначена для спалювання твердого
палива в циркулюючому киплячому
шарі. Розраховані геометричні та
фізичні параметри зони піролізу, розта�
шованої поблизу стінки області надша�
рового простору. Показано, що при по�
дачі вугілля через частину площі
поперечного переріза кільцевої зони
відбувається руйнування кластерів, що
інтенсифікує процес горіння (га�
зифікації) в ядрі потоку.
Предлагаются способ термоконтакт�
ного пиролиза угля и конструкция топки,
предназначенная для сжигания твердо�
го топлива в циркулирующем кипящем
слое. Рассчитаны геометрические и фи�
зические параметры зоны пиролиза,
расположенной в пристеночной области
надслоевого пространства. Показано,
что при подаче угля через часть площа�
ди поперечного сечения кольцевой зо�
ны происходит разрушение кластеров,
что интенсифицирует процесс горения
(газификации) в ядре потока.
We offer a method of coal thermal con�
tact pyrolysis and a design of furnace for
burning firm fuel in a circulating fluidized
bed. Geometrical and physical parameters
of a pyrolysis zone located in the wall area
of freebed are calculated. It is shown, that
at submission of coal through a part of the
area of cross�section of a ring zone, there
occurs destruction of clusters that inten�
sifies process of burning (gasification) in
the core of a stream.
УДК 532.529: 662.62
РОХМАН Б. Б.
Институт угольных энерготехнологий НАН и Минтопэнерго Украины
О НЕКОТОРЫХ МЕТОДАХ ТЕРМОХИМИЧЕСКОЙ
ПЕРЕРАБОТКИ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ В ЦИРКУЛИРУЮЩЕМ
КИПЯЩЕМ СЛОЕ
Ar, Re, Nu, Pr — критерии Архимеда, Рейнольдса,
Нуссельта, Прандтля;
Ad, Vd — доли золы и летучих в твердом топливе
(на сухую массу);
А, Б, В, I — IX — варианты расчета;
— скорость выгорания окислителя;
a — степень черноты;
B — расход твердой фазы;
C — концентрация;
c — теплоемкость;
D — диаметр;
E — энергия активации;
— вектор силы тяжести;
f — сечение;
G — расход газа;
g — ускорение свободного падения;
H — высота;
k — константа скорости реакции;
k0 — предэкспоненциальный множитель;
m — масса;
P — давление газа;
R — универсальная газовая постоянная;
t — температура;
u, w — составляющие вектора скорости;
Vdaf — доля летучих веществ в пересчете на сухую
беззольную (горючую) массу;
x, z — радиальная и аксиальная координаты;
α — коэффициент теплообмена;
β — истинная объемная концентрация частиц;
γ, γ0 — постоянные спада экспоненты;
δ — диаметр частицы;
θ — угол;
F
2OA
Введение и предпосылки
Прогрессивной технологией использования
низкосортных высокозольных топлив, сочетаю;
щих преимущества пылеугольных топок и топок
кипящего слоя (КС), является сжигание углей в
циркулирующем кипящем слое (ЦКС). Основ;
ным элементом установки с ЦКС (рис. 1) являет;
ся реактор, в нижней части которого находит;
ся КС, а в верхней – надслоевое пространство
(НП). Отличительной особенностью аэродинами;
ки НП является высокая концентрация дисперс;
ной фазы, что значительно усиливает эффекты
межчастичных столкновений, обусловленные ос;
редненным и хаотическим движением частиц. В
результате происходит генерация энергии пульса;
ционного движения частиц, которая оказывает
существенное влияние на их перемещение из ядра
потока в периферийную область, вследствие чего
у стенки канала образуется плотная (нисходящая)
фаза (кольцевая зона (КЗ)), а в центральной части
(зона ядра) – разреженная (восходящая).
В работах [1, 2] показано, что увеличение βm, с
одной стороны, повышает концентрацию βя, с
другой – уменьшает сечение зоны ядра (реакци;
онная зона), через которое проходит свыше 75 %
общего потока газа, что приводит к увеличению
скорости газа ugя и снижению времени пребыва;
ния газовзвеси. Там же было отмечено, что КЗ
практически не участвует в горении из;за малого
расхода кислорода, и весь процесс горения кок;
созольных частиц происходит в основном в яд;
ре потока во внешнекинетической области реа;
гирования, поэтому скорость выгорания
окислителя может быть найдена из выражения
. Если рост величины βя
( , , , δрец ~ idem) оказывается бо;
лее существенным, чем скорости газа ugя, то про;
цесс горения протекает при более низких значени;
ях CC, что приводит к уменьшению потери тепла с
механическим недожогом. Такой режим горения
характерен для βm0 ≤ 0,15 [2]. При высоких значе;
ниях βm0 (0,15 < βm0 < 0,3) превалирующим оказы;
вается второй фактор, т.е. скорость газа ugя, вслед;
ствие чего происходит увеличение концентрации
углерода CC в рециркулирующих частицах.
Основные трудности, возникающие при орга;
низации процесса сжигания в ЦКС, связаны с
2O нп
G
2OA2OC+k
2 2
2
C O O нп я С
O
я рец
6
g
k G С
A
u
+ β
=
δ
70 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
λ — коэффициент теплопроводности;
ν — кинематическая вязкость;
ρ — плотность;
σ0 — постоянная Стефана–Больцмана;
τ — время;
ϕ — функция;
ω — доля летучих веществ (от их содержания в ча;
стице исходного топлива после ее прогрева
до температуры );
ΔP — перепад давлений.
Индексы нижние:
(a) — первая стадия выделения летучих;
air — воздух;
C — углерод;
C + O2 — реакция C + O2 = CO2;
cond — кондуктивно;конвективный теплообмен;
e — выходное сечение НП;
g — газ;
m — среднее значение;
O2 — кислород;
p — частица;
r — реактор;
rad — лучистый теплообмен;
абвг — площадка, ограниченная центральным уг;
лом θ;
кз — кольцевая зона;
лет — летучие вещества;
нп — надслоевое пространство;
пир — пиролиз;
рец — рециркуляция;
угл — уголь;
я — ядро;
0 — начальные условия;
(ϕ) — вторая стадия выделения летучих;
Σ — сумма.
Индексы верхние:
* — количество летучих веществ, оставшихся
после прогрева частицы до температуры ;
~ — температура угля, достаточно близкая к тем;
пературе рециркулирующей твердой фазы;
max — предельное значение;
min — минимальное значение.
угл
t
угл
t
формированием КС (рис. 1, поз. 6), предназна;
ченного для выгорания 45...75 % исходного угля
при скорости ugm = 3...12 м/с, значительно боль;
шей скорости ожижающего агента, характерной
для классического КС (ugm = 1...3 м/c). Решение
этой задачи напрямую зависит от марки и класса
сжигаемого топлива. При использовании, на;
пример, поступающих на ТЭС бурых или камен;
ных углей (КУ) с размером частиц δугл < 50 мм [3]
формирование плотного слоя (до заданной по;
розности) может быть достигнуто следующими
способами: 1 – выбором фракционного состава
угля при заданной скорости ожижения; 2 – раз;
дельной подачей горячего воздуха: первичный
вводится под решетку КС, вторичный – над
верхней границей КС; 3 – сжиганием кускового
топлива по технологии “Мультисолид” (MSFB),
которая включает в себя КС инертных частиц и
циркулирующий слой мелких частиц [4].
При сжигании антрацитового штыба (АШ),
состоящего преимущественно из мелких фрак;
ций [3], первый и третий способы мало эффек;
тивны. Использование второго метода частично
решает поставленную задачу. Остановимся на
нем более подробно. В отличие от термохимиче;
ской переработки высокореакционных углей, где
удается сжигать в НП до 55 % окислителя при
сравнительно небольшой концентрации частиц
βm0 ≤ 0,15, при сжигании АШ с малыми значени;
ями для этого потребуется большая реак;
ционная поверхность частиц (СС ~
idem), что, несомненно, приведет к увеличению
концентрации βm0. При таком способе организа;
ции процесса достигается в диапазоне
0,12 ≤ βm0 ≤ 0,15 (см. ниже). Однако при высоких
скоростях ugm этой концентрации βm0 может ока;
заться недостаточно для формирования КС. В
этом случае необходимо идти по пути дальней;
шего повышения βm0. При этом, с одной сторо;
ны, происходит увеличение сечения fкз [1, 2], а
следовательно, и веса расположенных в КЗ час;
тиц (рис. 1, поз. 7), который оказывает оп;
ределенное давление на слой, тем самым проти;
водействуя его расширению и создавая
благоприятные условия для псевдоожижения. С
другой – падает за счет уменьшения времени
пребывания газодисперсного потока в реакцион;
ной зоне.
Таким образом, аэродинамическая структура,
присущая НП, оказывает существенное влияние
как на формирование КС, так и на процесс горе;
ния АШ в КС и в реакционной зоне НП, что не;
обходимо учитывать при конструировании по;
добных систем. С этой целью рассмотрим более
подробно поведение двухфазного потока в НП.
Основные уравнения
В [2] построена двухзонная модель движения,
тепломассообмена и горения высококонцентри;
рованного монодисперсного потока в НП. При;
ведем систему уравнений, описывающую аэро;
динамику частиц и газа в НП:
;
;
; (1)
; ;
; ; (2)
; ; (3)
;
; (4)
; (5)
, (6)
где j = я, кз. Для замыкания системы уравнений
необходимо сформулировать граничные условия
[ ]0
1 exp( ) /p mP gΔ = ρ β − −γ γz
кз кз кз
(1 ) /( 3600)pB− −β β ρ
кз нп я нп кзкз
я кз рец я кз рец
( ) Re Re
1
( )
m g gm
f fβ −β ν ν⎛ ⎞β −β+ + − −⎜ ⎟β −β δ β −β δ⎝ ⎠
нп я я я
/(3600 ) (1 ) /(3600 )g pG Bρ = −β β ρ +
4,75
4,75
Ar (1 )
Re
18 0,61 Ar (1 )
j j
j
j j
−β
=
+ −β
рец
(1 ) Re /gj pj j j gu u− −β = ν δ
3600j g gj jG u f= ρнп кз я
G G G= +
нп я кз
f f f= +кз я
я кз нп
m f
f
β −β
=
β −β
0
exp( )m mβ = β −γz0
я я0
exp( )β = β −γ z
3600j pj j j pВ u f= β ρ
[ ]{ }кз я0 нп
exp( ) exp ( ) 1В B H= −γ −γ − −z z
я я0
exp( )В B= −γz
2O
A
F
2
max
O
A
я С рец
6 /Сβ δ
2C O
k +
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3 71
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
на верхней и нижней границах НП (рис. 1). На
входе в НП (z = 0) задаются следующие парамет;
ры: ρg, Gнп, βкз0, P0, δрец, ρp и γ. Поскольку на вы;
ходе из НП газовзвесь движется вертикально вверх,
граничные условия при z = Hнп могут быть пред;
ставлены в виде: fяe = fнп, βяe = βme, Bкзe = 0, Gкзe = 0.
Кроме того, необходимо задать значение βme.
Недостающие граничные условия определя;
ются в следующей последовательности: а) по за;
данным значениям γ и βme по второй формуле (2)
рассчитывается концентрация βm0; б) с использо;
ванием второй формулы (3) вычисляется ско;
рость газа uge; в) из выражений (1) (третья форму;
ла) и (4) рассчитываются параметры upe и Bpe, что
дает возможность при помощи первой и второй
формул (1) найти расходы частиц Bя0 и Bкз0; г) из
уравнения (5) с учетом второй формулы (4) опре;
деляется βя0; д) по известным значениям βя0 и βяe
согласно первой формуле (2) вычисляется γ0; е)
сечения зон fя0 и fкз0 рассчитываются при помо;
щи (2) (третья и четвертая формулы), а скорости
фаз ugя0, ugкз0, upя0 и upкз0 – с использованием (1)
(третья формула) и (4), что позволяет при помо;
щи (3) найти расходы газа Gя0 и Gкз0.
Результаты расчетов
и их обсуждение
На основании системы уравнений (1)–(6) бы;
ла разработана программа, с помощью которой
рассчитана аэродинамика НП топок холодной и
горячей установок Hнп = 8 м и Dнп = 0,4 м. Обсу;
дим результаты расчетов девяти вариантов при
следующих исходных данных: δрец = 0,35 · 10–3 м,
ρp = 1800 кг/м3, γ = 0,4 м–1 (для вариантов I – VI:
ρg = 1,3 кг/м3, ugm = 3 м/c, tg = 20 oС; VII – IX:
ρg = 0,3 кг/м3, ugm = 6 м/c, tg = 900 oС). Варианты
I, VII: βme = 6 · 10–3; II: βme = 8 · 10–3; III, VIII:
βme = 10 · 10–3; IV, IX: βme = 11,2 · 10–3; V:
βme = 11,8 · 10–3; VI: βme = 2,8 · 10–3.
Площадь поперечного сечения НП разделяет;
ся на две части: ядро потока fя и кольцевая зона
fкз (рис. 1, поз. 7, 8), причем отношение fя0 / fнп
меняется в зависимости от концентрации βm0
(рис. 2, кривая 3). Сужение сечения fя0, обуслов;
ленное возрастанием величины βm0 , слабо влия;
ет на изменение расхода Gя0, зато способствует
увеличению скорости газа ugя0 (рис. 2, кривая 1) и
концентрации βя0 (см. [1, 2]).
Из рисунка 2 видно, что в узком интервале
0,275 ≤ βm0 ≤ 0,292 происходит значительное
уменьшение отношения fя0 / fнп от 0,11 до 0,036
(кривая 3), вследствие чего скорость газа ugя0 рез;
ко возрастает (кривая 1). Этот резкий переход к
плотной фазе (fя0 / fнп)→0 называется захлебыва;
72 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
Рис. 1. Схема установки с циркулирующим
кипящим слоем: 1 — отходящие газы в
конвективную шахту; 2 — подача исходного
топлива; 3 — опускной стояк; 4 — выход сливной
золы; 5 — подача воздуха под решетку;
6 — кипящий слой; 7 — кольцевая зона; 8 — ядро
потока; 9 — циклон; 10 — подача исходного топ�
лива для пиролиза; 11 — частица исходного угля.
нием (завалом), который сопровождается осаж;
дением слоя и прекращением циркуляции час;
тиц. Следует также заметить, что при больших
скоростях псевдоожижения (ugm = 6 м/c) и высо;
ких температурах газа (tg = 900 оС) характер изме;
нения зависимостей 4;6 близок к характеру изме;
нения кривых 1;3 (ugm = 3 м/c, tg = 20 оС).
Из рисунка 2 следует, что максимальная ско;
рость выгорания может быть
достигнута при 0,12 ≤ βm0 ≤ 0,15, что подтвержда;
ется работой действующих котлоагрегатов с
ЦКС. Однако при сжигании АШ (высокофорси;
рованные режимы псевдоожижения) указанный
режим горения может быть не совсем благоприят;
ным с точки зрения формирования КС. В данном
случае необходимы более высокие значения βm0
(0,15 < βm0 < 0,25), скорости газа 1,68 < ugя0 / ugm < 4,4
и малые сечения fя0 (0,3 < fя0 / fнп < 0,72). При та;
ком режиме уменьшается, однако это ком;
пенсируется увеличением количества кислорода,
прореагировавшего в КС, т. е. происходит пере;
распределение степени выгорания угля между
КС и НП. Кроме того, возрастает ΔP в топке, что
требует установки мощных высоконапорных тя;
годутьевых вентиляторов, необходимых для
псевдоожижения. Этот факт был отмечен в рабо;
те [4], где говорится о том, что в топке с ЦКС кот;
ла теплоэлектроцентрали “Дуйсбург” Hr = 32 м и
Dr = 8 м, сжигающего мелкоизмельченный КУ
(δугл < 2 мм), в процессе опытной эксплуатации
возникали трудности с набором полной нагрузки
в связи с повышенной концентрацией частиц
260...300 кг/м3 (βm0 ≈0,17...0,2, ρp ≈ 1500 кг/м3) вме;
сто расчетной 200 кг/м3 (βm0 ≈ 0,13).
Еще одна серьезная проблема, связанная с ор;
ганизацией процесса сжигания АШ при значени;
ях βm0, близких к критическому, выше которого
происходит завал, состоит в использовании быс;
тродействующей контрольно;измерительной ап;
паратуры, работающей в тяжелых условиях (вы;
сокие температуры, запыленность потока), и
автоматики, позволяющей реагировать на резкие
изменения параметров газодисперсного потока
(скорости, перепада давлений, концентрации и
т. д.) в рассматриваемой области.
Все это способствует поиску новых конструк;
тивных решений топочных устройств, одно из
которых приведено на рис. 3.
Топка с ЦКС
На рис. 3 показана схема котлоагрегата с ЦКС
Т;образной компоновки, предназначенная для
сжигания АШ (как альтернатива существующим
топкам) и состоящая из топки 15, нижняя часть
которой выполнена в виде призмы, двух горячих
циклонов 2, размещенных по обе стороны топки,
и двух трактов возврата 3. Топка разделена верти;
кальным двухсветным экраном (ДЭ) 14, конструк;
ция которого показана на рис. 4, а. ДЭ представ;
ляет собой цельносварную панель, состоящую из
труб 1, соединенных между собой стальными
проставками 2 при помощи сварки. Панель име;
ет два участка: вертикальный и наклонный. По;
следний образуется в результате изгиба нижних
участков труб, входящих в цельносварную па;
нель. При этом нечетные номера труб изгибают;
ся вправо, а четные – влево. Трубы проходят
сквозь боковые стенки топки 4 и врезаются в паро;
вые коллекторы 5. Проставки, расположенные на
наклонном участке, снабжены отверстиями 3 для
прохода газа. Между боковыми поверхностями
топки и проставками предусмотрены зазоры 11
(провальная решетка) – для перетока недогорев;
2OA
2
max max
O я0 я0
( / )gA u= ϕ β
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3 73
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
Рис. 2. Зависимости начальных параметров
fя0 / fнп, ββя0 / ugя0 и скорости газа ugя0 от
концентрации частиц ββm0 при ugm = 3 м/c,
ρρg = 1,3 кг/м3: 1 — ugя0, 2 — ββя0 / ugя0,
3 — fя0 / fнп; ugm = 6 м/c, ρρg = 0,3 кг/м3:
4 — ugя0, 5 — ββя0 / ugя0, 6 — fя0 / fнп.
ших частиц. Для защиты наклонного участка от зо;
лового износа применяется керамическая обшив;
ка. В отличие от существующих конструкций то;
почных камер, где зона плотной фазы расположена
вблизи пода топки, здесь предусмотрено наличие
трех секций КС, расположенных как в нижней, так
и в верхней части призмы (рис. 3, поз. 10, 11).
Принцип работы этой установки состоит в
следующем. Исходный уголь перед подачей в
топку разделяется на три части. Первая 8 подает;
ся в КС 10. Туда же через провальные решетки
поступают недогоревшие частицы из двух верх;
них секций КС 11. Для регулирования парамет;
ров рабочего процесса в КС 10 предусмотрен раз;
дельный ввод первичного воздуха: через решетку
4 (поз. 6) и в НП 17 (поз. 20). В КС 10 происходит
сгорание окислителя, после чего газовзвесь на;
правляется в НП 17, где частицы отделяются от
газа за счет расширения сечения призмы и их
взаимодействия с внутренней поверхностью на;
клонного участка ДЭ 14. Частицы возвращаются
обратно в слой 10, а газовая смесь через отвер;
стия, расположенные в наклонной части ДЭ, по;
ступает в КС 11. Туда же подаются вторичный
воздух 7 и остаток исходного угля 9 (две части).
Из КС 11 двухфазный поток направляется в две
реакционные зоны НП 12, а затем в горячие цик;
лоны 2, где происходит отделение газа от пыли.
Горячие газы поступают в конвективные шахты,
а рециркулирующая масса по стоякам 3 возвра;
щается в КС 11. В отличие от существующих кон;
струкций топок, здесь основное горение угля
происходит в КС 11 и реакционных зонах 12, а
КС 10 предназначен в основном для дожигания
сливной золы КС 11. Такая конструкция топки
позволяет вести процесс горения в верхних сек;
циях при более высоких значениях CC и меньших
расходах рециркулирующей массы по сравнению
с существующими котлами. Равномерно распре;
деленная подача ожижаемых агентов (газовая
смесь и вторичный воздух) через боковые по;
верхности стен КС 11 препятствует образованию
застойных зон и тем самым интенсифицирует
процесс горения.
На рис. 4, б показана конструкция ДЭ без
провальной решетки. В отличие от первого вари;
анта (рис. 4, а) здесь имеются горизонтальные
участки, на которых расположены отверстия для
прохода газа. Все три секции КС работают в авто;
номном режиме, что позволяет перераспределять
тепловые нагрузки между ними и тем самым ре;
гулировать температурный уровень в конвектив;
ных шахтах. Основной недостаток этой конст;
рукции – отсутствие связи (по дисперсной фазе)
между нижней и верхними секциями КС (нет до;
жигателя сливной золы). Для его устранения пре;
дусматривается установка переточных устройств,
показанных на рис. 4, в (внешнего 13 с регулиру;
ющим клапаном 12 или внутреннего 14).
74 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
Рис. 3. Конструкция топки с циркулирующим
кипящим слоем: 1 — уходящие газы в
конвективную шахту; 2 — циклон; 3 — тракт
возврата; 4 — перфорированная решетка;
5, 18, 19 — запорно�регулирующие клапана;
6, 20 — первичный воздух; 7 — вторичный воздух;
8, 9 — подача исходного топлива;
10, 11 — кипящий слой; 12 — ядро потока;
13 — кольцевая зона; 14 — двухсветный экран;
15 — топка; 16 — выход сливной золы;
17 — надслоевое пространство;
21 — выход запыленного потока из топки.
Термоконтактный пиролиз угля
В работе [5] описана пилотная установка
ЦКС;1,0 для газификации высокозольных углей
под давлением. Она состоит из реактора;газифи;
катора высотой 10 м и диаметром 0,4 м, горячего
циклона, пиролизера и тракта возврата. Отличи;
тельной особенностью этой установки является
то, что процесс пиролиза угля протекает не в са;
мом реакторе, а в выносном пиролизере, распо;
ложенном на тракте возврата под циклоном, где
происходит термоконтактный нагрев исходного
топлива рециркулирующими частицами с после;
дующим выходом летучих. Здесь имеет место
опускное движение рециркулирующей массы и
частиц угля и восходящее течение пиролизных
газов. После пиролизера остаток исходного уг;
ля и рециркулирующая масса по опускному
стояку тракта возврата направляются в реактор,
где осуществляется сгорание определенной ча;
сти углерода, а затем газификация оставшейся
части. К недостаткам этой установки следует
отнести большую металлоемкость пиролизера
(Dпир/Dr = 1,66), что ограничивает ее маневрен;
ность. Кроме того, при повышении расхода ре;
циркулирующей массы (сверх расчетного) появ;
ляется опасность увлечения частицами
пиролизных газов и затягивания их в нижнюю
часть КС (зона горения), что может привести к
шлакованию реактора.
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3 75
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
Рис. 4. Конструкции и схемы установки двухсветного экрана: а) – с провальной решеткой, б) – без
провальной решетки, в) – с переточными устройствами; 1 — труба; 2 — проставка; 3 — отверстие
для прохода газа; 4 — боковая стенка топки; 5 — паровой коллектор; 6 — кипящий слой; 7 — выход
сливной золы; 8 — верхняя секция кипящего слоя; 9 — вторичный воздух; 10 — рециркулирующая масса;
11 — провальная решетка; 12 — регулирующий клапан; 13, 14 — переточные устройства.
Для устранения перечисленных недостатков
предлагается использовать в качестве пиролизера
участок КЗ (рис. 1, поз. 7), который характеризу;
ется малым расходом газа и высокой концентра;
цией частиц, что создает благоприятные условия
для термоконтактного пиролиза. При этом уголь
равномерно (по всему поперечному сечению КЗ)
подается в КЗ (рис. 1, поз. 10), где происходит его
пиролиз за счет физического тепла нисходящего
потока частиц. Образовавшиеся летучие вещест;
ва поступают в ядро потока через внутреннюю
поверхность КЗ (рис. 1). При этом практически
исключена возможность попадания продуктов
пиролиза в зону горения.
Рассмотрим три случая процесса пиролиза угля
в КЗ при Hнп = 10 м, Dнп = 0,4 м, P0 = 2,0 МПа,
tpкз = tg = 900 оС, δрец = 0,365 · 10–3 м, ρp = 1600 кг/м3,
γ = 0,3 м–1, ugm = 1,3 м/c, βme = 7,468 · 10–3,
Gair = 3570 кг/ч и βкз0 = 0,3: 1) пиролиз единичной
частицы КУ; 2) КУ поступает в зону пиролиза
(ЗП) через всю площадь поперечного сечения КЗ
(Bугл = 1660 кг/ч, δугл = 2 · 10–3 м); 3) бурый уголь
Б1Р (или фрезторф) подается в ЗП через часть пло;
щади поперечного сечения КЗ (Bугл = 1660 кг/ч,
δугл = 2 · 10–3 м).
Рассмотрим вначале процесс пиролиза единич;
ной частицы (рис. 1, поз. 11) при k0пир = 178 с–1,
Eпир = 56,1 · 103 кДж/кмоль, tугл0 = 30 oС, = 899 oС,
Vdaf = 0,4, Ad = 0,28, ω = 0,9 для трех вариантов:
вариант А: δугл = 1 · 10–3 м; Б: δугл = 1,5 · 10–3 м; В:
δугл = 2 · 10–3 м. Аэродинамические характерис;
тики двухфазного потока в НП рассчитывались с
использованием системы уравнений (1)–(6), а
время прогрева частицы исходного топлива, вы;
хода из нее пиролизных газов и их количество
при движении частицы в КЗ находятся согласно
выражениям [6, 7]:
, (7)
где
;
; (8)
; (9)
; ; (10)
; (11)
; ; ;
, (12)
где
; (13)
; ;
; (14)
; , (15)
где — критерий Нуссельта для расчета
αcond от слоя частиц размером δрец к бесконечно
протяженной поверхности, — к телу, раз;
мер которого равен δрец.
Система уравнений (7)–(15) включает в себя
две стадии процесса пиролиза частицы угля. На
первой (a) выделение летучих веществ из части;
цы в интервале 0 < τ ≤ τ(a) происходит за счет ее
прогрева от tугл0 до некоторой температуры ,
достаточно близкой к температуре tркз ( < tркз).
На второй стадии (ϕ) (τ(a) < τ ≤ τ(ϕ)) осуществля;
ется интенсивное выделение пиролизных газов
до заданного значения доли летучих веществ ω
(от их содержания в частице угля после ее про;
грева до ).
На основании системы уравнений (7)–(15) бы;
ли рассчитаны время выхода летучих и их коли;
чества на разных стадиях процесса пиролиза в зави;
симости от δугл. Приведем некоторые результаты
расчетов для трех вариантов: вариант А: τ(a) = 0,89 с,
τ(ϕ) = 4,074 с, τΣ = 4,964 с, Gлет(а) = 3,55 · 10–9 кг,
Gлет(ϕ) = 2,074 · 10–7 кг, = 2,11 · 10–7 кг; Б:
τ(a) = 1,56 с, τ(ϕ) = 4,074 с, τΣ = 5,634 с,
Gлет(а) = 2,09 · 10–8 кг, Gлет(ϕ) = 6,91·10–7 кг,
= 7,12·10–7 кг; В: τ(a) = 2,36 с, τ(ϕ) = 4,074 с,
max
лет
G
max
лет
G
угл
t
угл
t
угл
t
min
кз
Nu
max
кз
Nu
( ) ( )aΣ ϕτ = τ + τлет( ) лет
( )
пир
ln 1 ( / )G G
k
∗
ϕ
ϕ
⎡ ⎤−⎣ ⎦τ = −
лет( ) лет
G G ∗
ϕ = ω
max
лет лет лет( )aG G G∗ = −max
лет( ) лет пир ( )
1 exp( )a aG G k⎡ ⎤= − − τ⎣ ⎦
( )
угл
угл ( ) ( )
,при 0
,при
pm a
a
t
t
t ϕ
< τ ≤ τ⎧⎪= ⎨ τ < τ ≤ τ⎪⎩
пир 0пир пир угл
exp /(( 273) )k k E t R⎡ ⎤= − +⎣ ⎦
max
лет угл dG m V=(1 )d daf dV V A= −
3
угл
угл
6
p
m
πρ δ
=
угл кз угл
( )
кз угл0
ln
6( )
p p p
a
cond rad p
c t t
t t
− ρ δ −
τ =
α + α −
угл0 угл
( )/ 2pmt t t= +3
0 угл кз
7,3 ( 273)rad pma a tα = σ +
кз
рец
Nug
cond
λ
α =
δ
max 0,19 0,5 0,33
кз кз кз
Nu 0,85Ar 0,006Ar Prg= +
min 0,33
кз кз
Nu 10 0,23(Ar Pr )g= +
углmax min max
кз кз кз кз
рец
Nu Nu (Nu Nu )exp( )
4
δ
= + − −
δ
угл
t
76 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
τΣ = 6, 434 с, Gлет(а) = 7,44 · 10–8 кг, Gлет(ϕ) = 1,6·10–6 кг,
= 1,68 · 10–6 кг.
Обсудим один из возможных вариантов раз;
мещения ЗП в КЗ на участке 0 < z < 3,5 м. На
рис. 5 приведены расчетные значения скорост;
ных и концентрационных полей газодисперсно;
го потока в КЗ, а также показано изменение се;
чения КЗ вдоль оси z. Видно, что на участке
0 < z < 3,5 м происходят небольшие изменения
скорости uркз = –(0,46...0,5) м/c и сечения
fкз = 0,0469...0,038 м2 (кривые 1, 4). Высокая
концентрация βкз (кривая 3) способствует обра;
зованию кластеров (пакетов частиц), поступа;
тельное движение которых напоминает поступа;
тельное движение твердого тела, вследствие чего
скорости частиц, расположенных в пакете, мало
отличаются друг от друга независимо от их раз;
меров. Исходя из этого, uугл = upкз, что позволяет
рассчитать высоту Hпир для трех вариантов:
HпирА = 2,38 м, HпирБ = 2,71 м и HпирВ = 3,09 м. Та;
ким образом, найденные значения Hпир не выхо;
дят за пределы заданного интервала 0 < z < 3,5 м,
следовательно, ЗП может быть расположена в
нижней части КЗ.
Результаты расчетов пиролиза единичной час;
тицы КУ в КЗ показали, что выделение летучих
веществ (практически в полном объеме) проис;
ходит на второй стадии рабочего процесса (ϕ),
которая занимает примерно две третьих высоты
ЗП. Так, например, для частиц δугл = 2 · 10–3 м
Hпир(ϕ) = 1,96 м.
Обращает на себя внимание тот факт, что на;
правление течения газа в КЗ изменяется в зави;
симости от координаты z. На участках z < 0,5 м
ugкз < 0, а в интервале z > 0,5 м — ugкз > 0 (рис. 5,
кривая 2). Для того чтобы полностью исключить
засасывание газов в КС, необходимо разместить
ЗП на участке 0,5 м < z < 3,5 м, либо на стадии
конструирования выбрать такие диапазоны из;
менения ugm и δрец, чтобы исключить возмож;
ность попадания газа в КС [8].
Рассмотрим второй случай, когда КУ равно;
мерно подается в зону пиролиза через все попе;
речное сечение КЗ. Для простоты будем счи;
тать, что все летучие вещества выделяются на
второй стадии пиролиза (ϕ). Расчеты показыва;
ют, что площадь внутренней поверхности КЗ
πDяmHпир(ϕ) (Dяm = 0,326 м, Hпир(ϕ) = 1,96 м), рас;
положенной в интервале 0 < z < 3,5 м, сквозь ко;
торую пиролизные газы с радиальной скоростью
wgпир = –1,1 · 10–2 м/с проникают в ядро потока,
в 47,3 раза больше сечения fкзm на участке z < 0,5 м,
а средний расход газа через это сечение равен
25 кг/ч, в то время как расход летучих веществ,
выделившихся в КЗ, составляет 480 кг/ч. Таким
образом, при размещении ЗП начиная с нижней
границы КЗ, в КС попадет не более 5,2 % летучих
веществ, что не окажет значительного влияния
на состав газа на выходе из реактора.
И наконец, рассмотрим третий случай, когда
уголь поступает в ЗП через заштрихованную пло;
щадку абвг (рис. 1, разрез А;А). Будем полагать,
что движение угля на участке 0 < z < Hпир(ϕ) про;
исходит в объеме fабвгHпир(ϕ), а выделившиеся при
этом летучие вещества покидают этот объем
только через внутреннюю поверхность КЗ, рав;
ную πDяmθHпир(ϕ)/360. Такие допущения были сде;
ланы исходя из следующих соображений:
а) движение частиц в КЗ происходит в виде клас;
теров, что исключает возможность перемешива;
ния дисперсной фазы; б) толщина КЗ гораздо
меньше ее высоты и периметра, поэтому аэроди;
намическое сопротивление в аксиальном и транс;
версальном направлениях значительно выше, чем в
радиальном. На основании принятых допущений
были рассчитаны параметры процесса пиролиза
max
лет
G
ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3 77
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
Рис. 5. Изменение гидродинамических и геометри�
ческих параметров в КЗ по высоте надслоевого
пространства: 1 — fкз; 2 — ugкз; 3 — βкз; 4 — upкз.
для двух марок углей: бурого Б1Р (челябинское
месторождение: Vdaf = 0,65, Ad = 0,15, k0пир = 14,2 с–1,
Eпир = 29,3 · 103 кДж/кмоль [3, 7]) и фрез;
торфа (Vdaf = 0,70, Ad = 12,5, k0пир = 83,3 с–1,
Eпир = 29,3 · 103 кДж/кмоль [3, 7]). Приведем не;
которые результаты расчета. Для бурого угля Б1Р:
Gлет = 917,2 кг/ч, Hпир(ϕ) = 1,569 м; θ = 189о,
wgпир = – 0,05 м/с; θ = 94,4о, wgпир = – 0,1 м/с. Для
фрезторфа: Gлет = 1016,8 кг/ч, Hпир(ϕ) = 0,268 м;
θ = 122,5о, wgпир = – 0,5 м/с. При таком способе
подачи угля в КЗ образовавшиеся пиролизные
газы при движении из КЗ в реакционную зону
НП увлекают за собой рециркулирующие части;
цы, вследствие чего происходит разрушение при;
стеночных кластеров и увеличение концентра;
ции βя. Этот эффект может быть полезен при
газификации угля, а также при совместном сжи;
гании твердых топлив, богатых летучими, и низ;
косортных углей типа АШ, когда требуется обес;
печить большую реакционную поверхность
частиц в ядре потока.
Выводы
1. Главное отличие предлагаемой конструк;
ции топочной камеры от существующих состоит
в том, что процесс горения АШ происходит при
более высоких значениях CC и более низкой кон;
центрации βm0, вследствие чего величина по;
вышается. При этом потери тепла с механичес;
ким недожогом не увеличиваются, так как в
нижней части топочной камеры предусмотрена
установка дожигателя коксозольного остатка.
2. Для проведения термоконтактного пиро;
лиза угля целесообразно использовать участок КЗ.
3. Для интенсифиции процесса горения (га;
зификации) коксозольных частиц в ядре потока
необходимо подавать уголь через часть площади
поперечного сечения КЗ, в результате чего про;
изойдет разрушение пристеночных кластеров по;
током пиролизных газов и увеличение реакцион;
ной поверхности частиц в приосевой зоне НП.
ЛИТЕРАТУРА
1. Rokhman B.B. A Two;Zone Model for
Aerodynamics, Heat;and;Mass Transfer Processes,
and Combustion in the Freeboard Space of the
Furnace of a Circulating Fluidized;Bed Boiler //
Thermal Engineering. – 2005. – 52, №. 9. –
P. 698–705.
2. Рохман Б.Б. К моделированию процессов
переноса в надслоевом пространстве топки паро;
генератора с циркулирующим кипящим слоем //
ИФЖ. 2006. Т. 79, № 1. С. 20–28.
3. Абрамов В. И., Бартоломей Г.Г., Белосель0
ский Б.С. и др. Тепловые и атомные электрические
станции. Справочник. М.: Энергоиздат, 1982. – 625 с.
4. Махорин К.Е., Хинкис П.А. Сжигание топ;
лива в псевдоожиженном слое. ; К: Наукова дум;
ка, 1989. – 204 с.
5. Майстренко А.Ю., Дудник А.Н., Яцкевич С.В.
Технологии газификации углей для парогазовых
установок. Киев: Знание, 1993.
6. Баскаков А.П., Лукачевский Б.П., Мухле0
нов И.П. и др. Расчеты аппаратов кипящего слоя.
Справочник. – Л.: Химия, 1986. – 352 с.
7. Померанцев В.В., Арефьев К.И., Ахмедов Д.Б.
и др. Основы практической теории горения. – Л.:
Энергоатомиздат, 1986. – 312 с.
8. Корчевой Ю.П., Майстренко А.Ю., Рохман Б.Б.
Моделирование и численное исследование дви;
жения, теплообмена и горения в надслоевом
пространстве топки котлоагрегата с циркулиру;
ющим кипящим слоем // Экотехнологии и ре;
сурсосбережение. – 2004. – № 5. – С. 11–19.
Получено 10.05.2006 г.
2OA
78 ISSN 0204�3602. Пром. теплотехника, 2006, т. 28, № 3
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ И СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-61415 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0204-3602 |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-12-07T15:14:02Z |
| publishDate | 2006 |
| publisher | Інститут технічної теплофізики НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Рохман, Б.Б. 2014-05-05T08:11:53Z 2014-05-05T08:11:53Z 2006 О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое / Б.Б. Рохман // Промышленная теплотехника. — 2006. — Т. 28, № 3. — С. 69-78. — Бібліогр.: 8 назв. — рос. 0204-3602 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/61415 532.529: 662.62 Предлагаются способ термоконтактного пиролиза угля и конструкция топки, предназначенная для сжигания твердого топлива в циркулирующем кипящем слое. Пропонуються спосіб термоконтактного піролізу вугілля і конструкція топки, призначена для спалювання твердого палива в циркулюючому киплячому шарі. We offer a method of coal thermal contact pyrolysis and a design of furnace for burning firm fuel in a circulating fluidized bed. ru Інститут технічної теплофізики НАН України Промышленная теплотехника Использование и сжигание топлива О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое On some methods of the thermochemical treatment of solid fuels in a fast fluidized bed Article published earlier |
| spellingShingle | О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое Рохман, Б.Б. Использование и сжигание топлива |
| title | О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое |
| title_alt | On some methods of the thermochemical treatment of solid fuels in a fast fluidized bed |
| title_full | О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое |
| title_fullStr | О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое |
| title_full_unstemmed | О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое |
| title_short | О некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое |
| title_sort | о некоторых методах термохимической переработки твердых топлив в циркулирующем кипящем слое |
| topic | Использование и сжигание топлива |
| topic_facet | Использование и сжигание топлива |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/61415 |
| work_keys_str_mv | AT rohmanbb onekotoryhmetodahtermohimičeskoipererabotkitverdyhtoplivvcirkuliruûŝemkipâŝemsloe AT rohmanbb onsomemethodsofthethermochemicaltreatmentofsolidfuelsinafastfluidizedbed |