Численное моделирование процессов сжигания углей с учетом их минеральной части: состояние вопроса Текст научной статьи по специальности «Химические технологии»

сохраняется по ходу движения газосырьевой смеси при движении от одной условной зоны к другой. Высокие значения объемных скоростей в начальных зонах и низкий выход ароматики, вследствие этого, компенсируются более высокими температурами. Как видно из таблицы, выход ароматических углеводородов возрастает за счет увеличения степени превращения парафинов и циклопентанов.

Таким образом, проведенные исследования позволяют сделать следующие выводы:

Движение газосырьевого потока от периферии к центру реактора не равномерно и создает в его поперечном сечении градиент температуры и концен-

траций углеводородов, тем самым, вызывая неравномерность отложения кокса на поверхности катализатора.

Активность катализатора изменяется в меньшей степени при движении сырьевого потока от центра к периферии. Выход целевого продукта возрастает на 1...2 % при изменении направления газосырьевого потока от центра к периферии. Снижение кок-сообразования на 1...2 % позволит реличить меж-регенерационный цикл на 20...30 %, ввиду этого данный тип конфигурации реактора, более оптимальный для риформинга.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Крестинин А.К., Мельман А.З., Овчинникова Т.Ф., . Абаев Г.Н., ПоповЕ.К. Кириллин ЮА, Веденеев М.В.

Неоднородность течения реагентов в реакторах с радиальным вводом сырья на установках каталитического риформинга // Нефтепереработка и нефтехимия. - 1981. - № 3. - С. 26-28.

2. Луговской А.И., Левинтер М.Е., Исаев Б.Н., Гуревич А.Ф., Щулепов Ю.П., Минченков В.Т., Писцов В.Н. Реконструкции блока гидроочистки установки каталитического риформинга ЛЧ-35 -11/600 РНПЗ // Нефтепереработка и нефтехимия. — 1981. — № 9. - С. 3-5. ■

3. Струминский В.В. Аэродинамика в технологических процессах. - М.: Наука, 1981. - 230 с.

4. Боресков Г.К., Матрос Ю.Ш., Кленов О.П., Луговской В.И., Лахмостов B.C. Локальные неоднороднос-

ти в неподвижном слое катализатора // Доклады АН СССР. - 1981. - Т. 258. - № 6. - С. 1418-1420.

5. Пушкарев В.П., Рабинович Г.Б., Сеньков Г.М., Козлов Н.С. Интенсификация процесса каталитического риформинга бензинов за счет изменения распределения газосырьевого потока // Весщ АН БССР. -1985,-№5.-С. 106-108.

6. Варшавский О.М., Кравцов A.B., Иванчина Э.Д. Математическая модель для прогнозирования работы катализаторов риформинга // Нефтепереработка и нефтехимия. - 2000. - № 1. - С. 42-46.

7. Москвин B.C. Оценка значимости гидродинамчес-кого фактора в реакторах с неподвижным зернистым слоем катализатора // CHEMREACTOR-13. Новосибирск. - 1996. - С. 270-273.

УДК 662.6:536.3

ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ СЖИГАНИЯ УГЛЕЙ С УЧЕТОМ ИХ МИНЕРАЛЬНОЙ ЧАСТИ: СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

A.C. Заворин, Ю.Я. Раков

Томский политехнический университет E-mail: [email protected]

Рассматриваются модели, применяемые для численного исследования процессов с участием минеральной составляющей твердого топлива в технологиях энергетического сжигания. ,

Введение

Численное моделирование условий и процессов с участием минеральной составляющей при сжигании углей в котлах развивается, с одной стороны, как инструмент оперативного расширения научной основы для исследования проблемы шлакования и золового загрязнения поверхностей нагрева. С другой стороны, возможности моделирования для прогноза последствий и корректировки конструкторских и эксплуатационных решений стимулируют разработку экспертных систем и автоматизированных систем контроля

и диагностирования состояния поверхностей нагрева котлов и образования натрубных отложений. Поскольку такие работы невозможны без использования математического аппарата, который описывает эти сложные и многофакторные процессы, то прогресс зависит главным образом от наработок в теории физико-математического описания закономерностей турбулентного переноса в двухфазной среде, химического реагирования и теплообмена, динамики аэродиспер-сного потока в пучках труб, гетерофазных взаимодействий в проницаемом слое и др. Наличие существен-

ного задела в области лабораторного и натурного эксперимента по основным процессам горения и аэромеханики способствовало созданию адекватных математических моделей. Анализ состояния дел в этой области [1] констатирует, что «математическое моделирование котельного оборудования становится одним из важнейших способов получения наиболее представительной информации об аэродинамике, локальном и суммарном теплообмене». На этом фоне моделирование процессов с участием минеральной части (МЧ) выглядит менее проработанным и более фрагментарным. Объяснение этому находится, главным образом, в том, что эти процессы являются следствием всех других многофакторных явлений массо- и теплообмена при горении и динамике аэродисперсных смесей и поэтому наиболее сложны для 'разработки обобщающих математических моделей и доступных для их реализации численных алгоритмов.

Преобразование угольной частицы

Поскольку одним из основных факторов преобразования МЧ топлива является температура, прогнозирование свойств минеральных составляющих пылеугольных частиц возможно с учетом динамики температурных условий. Такой подход к исследованию преобразования минеральных веществ в увязке с темпе: ратурными изменениями в топке и частице разрабатывался В.В. Померанцевым с сотрудниками [2, 3], причем в одной из работ [3] мрделировались траектории движения частиц, а по зонам столкновения их с ограждающими поверхностями предлагалось предсказывать локализацию шлакования или абразивного износа. Однако в качестве частиц рассматривались лишь обособленные внешние минералы, а их преобразование ограничивалось лишь термическим разложением, что является начальной стадией в условиях топочного процесса. На этом, в частности, сказалось отсутствие данных о количественных оценках минералогических форм в составе МЧ.

Общее построение модели температурных преобразований МЧ в составе угольной частицы проведено [4] на основе теплового баланса:

= ¿0,+^+^+.^+^. (!) главные составляющие которого известны из работ по горению твердого топлива [5]:

- теплота, получаемая излучением,

¿&=а8Х(Г;-Гч4)/чй?т,

(2)

(3)

- теплота, получаемая конвекциеи,

г-к

йдк = т±у^-(тг-тч)с1т,

ч

- теплота от сгорания коксового остатка

(1()гк =[(аР,а;+е2<4)Ся -^а^С^х

273 г л х—/А

- изменение теплосодержания частицы

= рчГчсчс!Тч, (5)

(4)

- теплота, затраченная на нагрев 02 и С02,

¿6, = сМТ, ~Тт)(а'Ся +^о;,С„)Л, (6)

где: ст - коэффициент излучения абсолютно черного тела; г - степень черноты; % - коэффициент облученности (угловой коэффициент); Тср - температура облучающей среды, К; Тч, с^, Уч, /ч, рч - соответственно температура, теплоемкость, объем, поверхность, плотность частицы; Тп, ХГ, сг - соответственно температура, коэффициент теплопроводности и теплоемкость газов; а',, а'2, а'21 - константы скорости реакций соответственно образования СО, С02 и восстановления С02; 01, Оъ 0з - тепловые эффекты этих реакций; Ск, С2К - концентрации соответственно кислорода и углекислого газа у поверхности частицы, выраженные через концентрацию кислорода; р! - коэффициент, учитывающий изменение числа молей при протекании реакции 2С + 02 = 2С0; а' - константа скорости потребления кислорода (а' = р, + а'); 44/32-мольное соотношение С02 и 02.

Составляющие теплового баланса, характеризующие термическое разложение, имеют вид:

- теплота на испарение влаги

dQвв-(I + cвnTч)Vчpв■dW, (7)

- теплота на выделение летучих веществ

РЖ, (8)

где: I-теплота испарения воды; свп, сл - соответственно теплоемкость водяного пара и летучих ингредиентов; ре, рл - их плотность; 0 - теплота разложе-

ния горючей массы с выделением летучих; (¡IV, с1Ул -соответственно количество влаги и летучих веществ, выделившихся из частицы за время йх.

Теплота, затраченная на преобразования минеральных веществ

=XучРы<*1 (с,7,+йл,)Ф,» (9)

1=1

где: п - количество учитываемых компонентов; а* - доля /-ого компонента в неорганической массе; сы - теплоемкость минерального включения;

-тепловой эффект реакции; -доля прореа-

гировавшей части /-ого минерального компонента.

Подстановкой (2-9) в (1) последнее уравнение приводится к виду:

& РА ср К

+

+^-(Гг-П)(А2 +

рс V

• ч ч ч

КйР.д; +Q2<)cR-д21а'21с2Я)т/ч

рл^гК сМТч-Т,) р с¥

Г V ч ч ..

х№+^адл)-(/+с"г,)р,><

32 РА

(Орст+слТч)рл йУл

йх

Р с

г ч ч

I р а

Г 1М1

с1т

й\у(

_ -М+Ю-р-. (10)

ТУ Рчсч йх

Уравнение химической кинетики для реагирующего минерального компонента запишется:

= К, ехр(- - Ц, Т,

ах КТи

(11)

где и, - порядок реакции, кы - предэкспонентный множитель, Е- энергия активации; ц,- - текущее содержание /-ого компонента.

Уравнение на температуру газовой смеси Тт для совместного решения с (10) выводится из теплового баланса объема газовой смеси:

¿<2 = ¿й, + е?бГсо + dQдicotc<h)

+<10.Ьл + + ¿0» - ¿0*

и представлено [6] в следующем виде:

¿Тг _ ()по-\2С, йх сг

+

кЦм+^о^с.+Цо;,^,]-+ Кр, *

273

*Ч^тч-тг)+

+^л_у-)(Т -Т) +

Кра

+ ^г0£х_ф _у )+ ШК/ч ^ -Т )+ сч *г) сгУг(Уч//Хч г)

4 . свпУчрвТг <!!¥

сХ * сХ ' йх '

(12)

Уравнение для концентрации диоксида углерода и кислорода в расчетном объеме газовой смеси

К [6]:

• ас2_л

йх

-(а 2СД

йС_

йх

+а'г\С\ + Ка'лгРл (К ~ Кг )’

-р-СК( а'2 + (3,а;) +

(14)

(15)

_+а21С, + ка'лгрл(Ул-Улг)] где: к, к2 - коэффициенты пересчета, учитывающие соответственно состав летучих веществ и долю диоксида углерода от состава летучих веществ в общем объеме их продуктов сгорания; С2, С - концентрация соответственно С02 и 02 в расчетном объеме.

Скорость выделения и сгорания летучих веществ горючей массы топлива описываются уравнениями:

я«»

йх

¿К

йх

=«'АК-гЛ

(17)

где С{ - концентрация СО в расчетном объеме; а12 ’вп ~ соответственно константа скорости и тепловой эффект реакции горения СО; 56/32 -мольное соотношение СО и С02 к 02; аф - степень черноты газовой среды; У^ - относительный выход летучих веществ, отнесенный к горючей массе топлива.

Скорость испарения влаги определено согласно

[7]:

<ПУ = 6Ыи?1г(7; -ТМ)Ж

йх 5оРч1(А + ВЖ) ’ где Тм - температура мокрого термометра; IV - относительная влажность; А и В - экспериментально определенные коэффициенты; 80 - исходный размер частицы.

(13)

Численная модель, представляющая собой систему уравнений (10-17) с начальными условиями:

т = 0, С = С0, С2 =0, тч=тчо, тг=тго,

Ул = 0, Улг =0, \У = ¡У0, й\х1 = 0, реализована [6] для вариантов с различными Тср, 80, избытками воздуха, минеральными включениями.

Полученные результаты позволяют проводить ’ предварительную оценку габаритов камерной топки, однако возможности моделирования ограничены из-за состояния информации об исходных компонентах МЧ в частицах угля. Кроме того, численную модель можно сопрягать с аэродинамикой топки только для частиц мелких классов, у которых отсутствует витание относительно потока, что соответствует № = 2.

Образование натрубных отложений

Модель динамики образования золошлаковых отложений предложена [8] для условий, где превалируют процессы шлакования. За интегральную оценочную величину принято используемое в нормативных методиках значение коэффициента загрязнения:

представляющего собой термическое сопротивление слоя, где: 83, Х3- соответственно толщина и коэффициент теплопроводности натрубных отложений.

Толщина слоя отложений изменяется от времени и от интенсивности процесса закрепления частиц в слое:

*2

где: (т2 - т,) - временной диапазон протекания процесса, gШJI =/I) - интенсивность шлакования, определяемая по формуле [9]:

е =со С Е'К , (18)

О ШЛ Ч Ч 1Ш19 х '

где: о,- скорость потока; Сч - концентрация частиц в потоке; Е' - коэффициент вероятности столкновений частиц с поверхностью; ^-коэффициент шлакования, представляющий собой долю закрепившихся частиц относительно столкнувшихся с поверхностью.

Входящие в (18) величины определятся:

- скорость золовых и шлаковых частиц в пограничном слое по уравнению [10] ■ .

а>„ =

МцХ(.Тг-Т3) 2рМ(2\+%3)Ъф

где К - универсальная газовая постоянная, р - давление газов; М- молекулярный вес газовой среды, 5^ =0,8 г/л/Ке толщина пограничного слоя по периметру трубы под углом к направлению потока 90° [ 11 ]; г - радиус трубы; т)г -■ кинематическая вязкость газа; Т3 - температура поверхности отложений; :

- концентрация золы в потоке

С =■

100 -К:

(19)

где Вр - расчетный расход угля; Аг - зольность рабочего состояния угля; Уг - объем дымовых газов; а - доля золы, уносимой из топки в газоходы;

- коэффициент вероятности столкновения частиц с поверхностью трубы [9]

1

Е' = |£56,9иДл-У6-9А"<М,

о

где Е& - коэффициент попадания частиц, п - показатель полидисперсности и А = 5/5тах - относительный размер частиц, определяемые по уравнению Розина-Раммлера [9]; .

- коэффициент шлакования [8]

К

1

г ! (Я, + Як)^С,Е'т2 к

Кр1

(20)

шqл,qk - радиационный и конвективный тепловой поток, воспринятый поверхностью нагрева, р3 -плотность золового отложения, К - коэффициент, учитывающий энергетический баланс взаимодействия с поверхностью нагрева золошлаковых частиц как совокупности твердых, размягченных и расплавленных частиц.

Коэффициент К в (20) зависит от разницы температур между газовым потоком и натрубными отложениями, от скорости частиц, от теплопроводно-

сти газов и натрубных отложений, от реологических свойств. В свою очередь, реологические свойства рассматриваются как функция минерального состава частицы, состава газовой среды и температуры частицы, для расчета которых используются уравнения системы (10-17). Поэтому применение модели осложнено теми же ограничениями, что были отмечены для данной системы. Кроме того, расчет концентрации частиц в потоке по (19) дает среднее по топке значение, в основе которого лежит нормативная величина выноса золы из топки аун, определяемая из сокращенного золового баланса аун - 1 - . Здесь аш представляет собой коэф-

фициент шлакоулавливания, который зависит от фракционного состава дисперсной среды, аэродинамической и температурной обстановки в зоне активного горения, а поэтому связан с режимными факторами.

Для повышения эффективности моделирования загрязнения поверхностей нагрева следует моделировать локальную концентрацию золовых частиц в потоке, а это связано с расчетом процесса шлакоулавливания.

Другим важным ограничением в рассматриваемой модели является отсутствие увязки коэффициента теплопроводности натрубных отложений с трансформацией слоя, выражающейся в изменении состава и плотности..

Параметры пылегазовой среды

Один из подходов к оценке полей температур, скорости, концентрации двухфазного потока в топке и газоходах котла представляет собой использование численной методики ТГУ [12], Математическая модель состоит из двух систем уравнений. Одна из них предназначена для исследования пространственного стационарного турбулентного движения газовой среды в объеме топки, базируется на уравнениях Рейнольдса и "к-г" - модели турбулентности. Способ задания граничных условий для системы уравнений определяется типом границы. Для входных границ (сечение ввода первичного и вторичного воздуха) используются однородные распределения для всех характеристик течения. На выходе из расчетного объема ставятся мягкие граничные условия, причем расположение выходной границы должно быть достаточно удалено от зон возможной рециркуляции потока. В качестве граничных условий на стенках топочной камеры используется метод пристеночных функций Лаундера-Сполдинга.

Модель была протестирована на экспериментальных данных визуализации течения, полученных в ТПУ при гидравлическом моделировании топки котла Б КЗ-220-100 ЖШ. Результаты тестовых расчетов дают основания применять данную модель для численного исследования аэродинамики топок.

Другая система уравнений описывает движение частиц в рамках лангражева подхода с учетом динамического теплового скольжения относительно газа и с учетом их горения. При этом частицы считают-

ся сферическими, а столкновения их между собой не учитываются. В качестве начальных условий используются значения величин, соответствующие местоположению, скорости, температуре и размеру частицы в выходном сечении горелки.

Основные системы уравнений могут сопрягаться с моделью теплообмена и течения жидкой шлаковой пленки, образующейся на стенках камеры сгорания топки [13]. С учетом этого дополнения оказалось возможным исследовать эффективность управляющего воздействия как на поведение топ-ливо-воздушной смеси, так и на распределение МЧ между шлаком и уносом от ряда конструктивно-режимных факторов топочного процесса: сочетания включенных в работе горелок, ориентации горелоч-ных струй, тонкости помола, конфигурации камеры.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Алексеенко С.В., Дектерев А.А., Елгин Б.А. и др. Перспективы численного моделирования тепломассообмена в энергетике // Проблемы использования канско-ачинских углей в энергетике: Матер. Всеросс. научно-практ. конф. - Красноярск: СибВТИ, 2000.

- С. 339-341.

2. Померанцев В.В., Лихачева Г.Н. Кинетика химических превращений некоторых компонентов минеральной части топлива в процессе сжигания // Влияние минеральной части энергетических топлив на условия работы парогенераторов: Матер. II Всес. конф.

- Таллин: ТПИ, 1974. - С. 56-62.

3. Усик Б.В., Захаров В.Ю., Померанцев В.В. Метод расчета поведения минеральной части топлива в топочной камере // Влияние минёральной части энергетических топлив на условия работы парогенераторов: Тез. докл. III Всес. конф. - Таллин: ТПИ, 1980. -T. 1А.- С. 138-144.

4. Заворин А.С., Лебедев И.К., Некряч Е.Н. Температурные режимы преобразования минеральных примесей при горении пылеугольных частиц канско-ачинских углей // Горение органического топлива: Матер. III Всес. конф. - Новосибирск: Наука, 1985. -Ч. 1,-С. 70-74.

5. Виленский Т.В., Хзмалян Д.М. Динамика горения пылевидного топлива. - М.: Энергия, 1978. - 248 с.

6. Некряч Е.Н. Температурные условия преобразования минеральных примесей при пылевидном сжигании

Заключение

Состояние проблемы численного моделирования процессов сжигания углей характеризуется наличием адекватного физико-математического описания применительно к отдельным стадиям поведения минеральной части топлива в котельных агрегатах; Повышение эффективности моделирования связано с построением укрупненных моделей на базе частных, что оправдано после повышения эффективности имеющихся фрагментов моделирования за счет устранения недостаточности или неопределенности информационной базы по минеральной части углей. Прежде всего это относится к оценке содержания компонентов, термофизическим характеристикам и параметрам их изменения. Необходимость их экспериментального исследования как основного пути решения вопроса по-прежнему актуальна.

углей Канско-Ачинского бассейна: Двтореф. дис.... канд. техн. наук. - Томск: ТПИ, 1984. - 21 с.

7. Радивоев К.А. Разработка и исследование методов сжигания высокозабалластированных топлив в энергетических парогенераторах: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. - Л.: ЛПИ, 1979. - 22 с.

8. Бойко Е.А., Жадовец Е.М., Шишмарев П.В. Численное моделирование процесса образования отложений на полурадиационных поверхностях нагрева БКЗ-420-140 ПТ1 // Проблемы использования канско-ачинских углей на электростанциях: Матер. Всеросс. научно-практ. конф. - Красноярск: СибВТИ, 2000.

- С. 382-388.

9. Вдовенко М.И., Бадакер B.C., Киселев Н.Б., Москаленко Л .В. Влияние минеральной части энергетических углей на работу котлоагрегатов. - Алма-Ата: Наука, 1990. - 284 с.

10. Прасолов Г.С. Массо- и теплоперенос в топочных устройствах. - М.-Л.: Энергия, 1964. - 236 с.

11. Деринг И.С. Поведение минеральной части твердого топлива в парогенераторах. - Красноярск: Изд-во КПИ, 1973. - 215 с.

12. Бубенчиков А.М., Старченко А,В. Численные модели динамики и горения аэродисперсных смесей в каналах. - Томск: Изд-во ТГУ, 1998. - 236 с.

13. Старченко А.В., Заворин А.С., Красильников С.В. Применение пакета FIRE 3D к анализу процессов шлакоулавливания // Известия Томского политехнического университета. - 2002. - Т. 305. - № 2. -С. 152-157.