etapa ii cercetari exeprimentale privind reducerea...
TRANSCRIPT
Centrul de Cercetari Termice
Etapa II CERCETARI EXEPRIMENTALE PRIVIND REDUCEREA EMISIILOR DE OXIZI DE SULF PRIN
ARDEREA COMBUSTIBILULUI SOLID IMBOGATIT CU HRG
Analiza posibilitatilor de insuflare a HRG in focarul cazanului de abur – CO
Realizare variante experimentale – sisteme de insuflare a HRG – P1
Realizare variante experimentale – sisteme de insuflare a HRG – P2
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
I. ANALIZA POSIBILITĂŢILOR DE INSUFLARE A HRG ÎN
FOCARUL CAZANULUI DE ABUR
1. Prezentarea instalaţiei experimentale Cazanul pilot pentru combustibil solid pulverizat, din cadrul laboratorului de
cazane şi instalaţii de ardere de la Catedra de Echipament Termomecanic Clasic şi Nuclear,
Universitatea Politehnică din Bucureşti, din punct de vedere energetic este răcit cu apă,
făcând parte din clasa CAF (cazan de apă fierbinte); a fost ales pentru experimentările
privind arderea prafului de cărbune cu HRG (gaz îmbogăţit cu hidrogen). Cazanul pilot
(fig.1) va fi adaptat pentru realizarea instalaţiei experimentale şi experimentarea arderii
prafului de cărbune îmbogăţit cu HRG.
Are următoarele caracteristici funcţionale:
• putere termică – 1-2 MWt;
• debit apă răcire - 30 t/h;
• presiune apă răcire - 3,5 bar;
• temperatură apă răcire intrare 250C, ieşire 35=C; cu Q=7500;
• temperatură de refulare din moară a amestecului primar 70-1200C;
• temperatura aerului preîncălzit 200-3500C;
• coeficientul excesului de aer la ieşirea din focar – 1,2-1,25;
• exces de aer înainte de preîncălzitorul de aer – maxim 2,2;
• exces de aer înainte de ventilatorul de gaze –max. 5;
• debitul de combustibil gazos, de aport - 40m3N/h;
• presiunea gazului la arzător – 500 mmH2O.
Instalaţia de cazan (fig.1) este prevăzută cu trei buncăre de cărbune brut (1) de câte
15 m3 fiecare, de unde prin intermediul benzii transportoare (2) cărbunele este condus la
concasor (3), care reduce granularea cărbunelui brut (0-30)mm la (0-10)mm. Concasorul
de cărbune are capacitatea 350 kg/h şi este acţionat de un motor asincron de 7 kW.
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
La baza fiecărui buncăr de cărbune brut se găseşte câte un închizător, care susţine
cărbunele şi care permite prin scoaterea lui, dirijarea cărbunelui prin concasor.
Din concasor cărbunele este urcat prin intermediul unui elevator (4) în buncărul de
alimentare (5). Elevatorul este acţionat de un motor de cca. 7 kW.
Pentru transportul cărbunelui de la baza buncărului de alimentare până la moarea
ventilator (8) se foloseşte dozatorul (6), care asigură alimentarea uniformă cu cărbune a
morii. Dozatorul are capacitatea de 300 kg/h şi este acţionat de un motor în curent
continuu, de 1 kW. Dozatorul este un tambur cu 8 jgheaburi longitudinale (cu un volum
total de 1000 cm3) care roteşte turaţie variabilă.
Din dozator cărbunele coboară prin turnul de preuscare (7) în moara ventilator. În
turnul de preuscare cărbunele îşi micşorează gradul de umiditate datorită faptului că intră
în contact, pe de o parte, cu aerul primar, preîncălzit la 300-3500C prin încălzitorul de aer
tubular (15), iar pe de altă parte, cu gazele de ardere fierbinţi 750-8500C prelevate de la
finele focarului. La intrarea gazelor fierbinţi în turnul de preuscare este montată o clapetă
de reglare a cantităţii de gaze de ardere în sistemul de prelucrare.
Amestecul primar (cărbune, aer primar, gaze de ardere) ajunge la moara ventilator,
unde particulele de cărbune sunt măcinate la dimensiuni de ordinul 50-200 microni
(R90=55%).
Moara ventilator are capacitatea 300 kg/h, cu presiunea de refulare 150 mmH2O.
Motorul de acţionare moară de curent continuu, are puterea electrică de 17 kW, turaţia
2500 rot/minut cu amplificator turaţie în raportul 2:1. Temperatura de refulare din moară a
amestecului primar este cuprinsă între 80-1200C :
Pe refularea morii este montat separatorul de granule de tip inerţial (9) care
recirculă cărbunele cu granulaţie mare, ieşit din moară.
Instalaţia permite prelevarea de probe pentru determinarea caracteristicilor
cărbunelui la intrarea în moară şi la ieşirea din separatorul morii.
Focarul pentru arderea prafului de cărbune are forma dreptunghiulară cu secţiunea
2400x1200 mm şi înălţimea 7400 mm. Focarul este căptuşit cu material refractar şi are
pereţii răciţi cu apă. Apa de răcire intră în ţevile ce ecranează focarul cu o temperatură de
200C şi iese (în regim nominal de funcţionare) la o temperatură de 40-500C, fiind returnată
la rezervorul pompei de alimentare. Această construcţie (şamotarea cu material refractar)
permite astfel simularea condiţiilor din interiorul focarelor cazanelor energetice care au o
temperatură a peretelui metalic de cca. 3500C; totodată prin şamotare este redus transferul
de căldură prin radiaţie de la flacără în vederea creşterii stabilităţii acesteia pentru cazul
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
unei încărcări termice mai reduse a volumului focarului faţă de situaţia cazanelor
industriale.
Datorită construcţiei speciale a focarului (14) flacăra se dezvoltă atât pe orizontală
cât şi pe verticală. Focarul este echipat cu un arzător (13) de combustibil solid pulverizat,
dispus central pe frontul focarului, la carcasa căruia se pot adapta diferite variante
constructive.
Pornirea şi funcţionarea la sarcini parţiale se face cu ajutorul unei instalaţii de
ardere pentru gaz metan (natural). Când temperatura gazelor de ardere la finele focarului
ajunge la valori de 500-5500C, se introduce combustibilul solid.
Instalaţia de cazan existentă are în dotare un ventilator de aer (12) şi un ventilator
de gaze de ardere (11), care vehiculează agenţii (aer şi gaze de ardere) în reţeaua de canale
şi conducte a cazanului.
Ventilatorul de aer are următoarele caracteristici:
• debit 1000m3h;
• presiune 500 mm col H2O;
• temperatură 250C;
• motor acţionare asincron de 10 kW;
• turaţia 1800 rot/min
Cea mai mare parte din aerul rece este refulată preîncălzitorului de aer, iar o parte
din aerul rece (funcţie de necesitate) este refulată pentru răcirea gazelor de ardere
prelucrate în turnul de uscare, la ieşirea din focar pentru a nu se depăşi temperatura admisă
(9500C) şi la ieşirea gazelor de ardere din preîncălzitorul de aer (2800C). Temperatura
gazelor de ardere la intrarea în preîncălzitorul de aer nu trebuie să depăşească temperatura
de 5500C, mărime obţinută prin injecţia de aer rece.
Ventilatorul de gaze de ardere are următoarele caracteristici:
• debit – 1200 m3/h;
• presiune – 500 mm col H2O;
• temparatură – 3500C;
• motor acţionare asincron de 15 kW;
• turaţia 1500 rot/minut
La partea inferioară a focarului este prevăzută pâlnia de evacuare hidraulică a
zgurii, iar după ieşirea gazelor de ardere din preîncălzitorul de aer sunt prevăzute cicloane
separatoare pentru evacuarea mecanică a cenuşii în stare uscată.
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
1.1 Soluţii de arzătoare experimentale pentru arderea prafului de cărbune
îmbogăţit cu HRG
Cercetarea experimentală pe cazanul pilot va stabili soluţia optimă de injecţia HRG
în amestecul primar pentru trei tipuri de arzătoare cu fante sau injecţia separată a gazului în
acelaşi arzător.
Arzătorul cu fante cuprinde un ansamblu de 2-3 fante prin care circulă agentul
primar (praf cărbune, aer, gaze de ardere), fante amplasate una deasupra celeilalte în zona
centrală a ambrazurii rotunde a focarului, care formează canalul de aer secundar.
Între fantele de agent primar în caz de injecţie separată a HRG se pot introduce
canalele de admisie a HRG. Jetul de HRG va fi încadrat de jetul de agent primar în cadrul
geometriei de ansamblu a flăcării în focar. Această geometrie urmăreşte ridicarea
performanţelor de aprindere şi de ardere a prafului de cărbune cu ajutorul HRG.
Arzătoarele cu fante urmăresc arderea stoichiometrică la nivelul de bază al flăcării,
având fante de lungimi diferite, pentru realizarea arderii în trepte.
Selectarea tipului de arzător este dictată de modelul focarului, de caracteristicile
cărbunelui, de volumul camerei de ardere, de presiunea aerului de ardere etc. Raportul
dintre ardere cu un randament bun, cu un control satisfăcător al acesteia şi realizarea unei
concentraţii reduse de poluanţi, devine o cerinţă din ce în ce mai importantă în proiectarea
şi realizarea practică a arzătoarelor.
Arzătoarele cu fante au canale de intrare separate pentru aerul secundar şi pentru
amestecul praf-aer primar, canalele situându-se unele peste altele. Volatilizarea cărbunelui
ca şi aprinderea şi arderea materiilor volatile pot să aibă loc într-o zonă cu o concentraţie
redusă de oxigen, deoarece acest lucru se realizează înainte de amestecul cu aerul
secundar.
Arderea cu exces de aer scăzut este o metodă simplă, prin care formarea emisiilor
poluante poate fi redusă şi arderea în focar, poate fi optimizată. Este uşor de implementat,
nu necesită schimbări constructive şi eficienţa focarului poate creşte. Reducerea este în
funcţie de compoziţia combustibilului şi de modul de ardere.
În practică, excesul de aer nu poate fi variat mult. Limitele generale sunt
murdărirea şi coroziunea, cauzate de reducerea atmosferei de oxigen şi arderea incompletă.
La arderea lignitului conţinutul de CO în gazele d ardere, este criteriul limită.
Arderea în condiţii stoichiometrice sau ardere prin injecţii de aer se bazează pe
reglarea introducerii oxigenului în focare. Prin divizarea aerului total necesar arderii se
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
realizează în focar o zonă de ardere şi o zonă de completare a arderii, cu exces de oxigen,
numită zonă secundară.
Obiectivul cercetării cuprinde implementarea unor arzătoare de cărbune pulverizat
într-un focar cu injecţie de HRG.
Tema de proiectare pentru arzătorul experimental are în vedere următoarele
caracteristici:
1. Putere termică nominală:400 kW
2. Combustibil: lignit; 7500 kJ/kg; 1700 kcal/kg; wit=30%; Ai=30%; Vi=35%;
3. Tip arzător: cu fante (trei variante constructive conform pct.5 de mai jos):
4. Arzătoarele vor fi implementate pe instalaţia experimentală de la UPB care cere
următoarele dotări:
- instalaţie de măcinare cu insuflare directă cu moară ventilator, turn de preuscare şi
separator inerţial
• temperatură aer 200-3000C (preîncălzitor de aer);
• presiune aer 300 mm H2O (la intrarea în arzător);
• temperatură ieşire separator 80-1000C;
• presiune fine focar -2 ÷-5 mm H2O;
• ambrazură arzător Φ 200 mm;
• temperatură de aspiraţie gaze de ardere turn preuscare 750-8500C;
• dimensiune focar 1200x2400x7400 mm;
• arzător de sprijin (susţinere termică) cu gaz natural (20-40)m3N/h;
• grătar post ardere;
• exces de aer la arzător 0,9-1,1;
• exces de aer la fine focar 1,25-1,45;
• emisii CO max 100 ppm
5. Variante de arzător:
5.1 Arzător cu trei fante de amestec primar, de lungimi diferite
5.2 Arzător cu două fante de amestec primar şi o fantă superioară de aer secundar
(cald)
5.3 Arzător cu două fante de amestec primar şi o fantă superioară de aer secundar II
(rece)
5.4 La toate variantele de arzătoare se va prevede şi posibilitatea de insuflare de aer
terţiar rece sau cald direct în focar (în exteriorul arzătorului).
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
Debitul de cărbune a fost ales Bc=300 kg/h, peste sarcina nominală a instalaţiei care
este de 200 kg/h, pentru a se obţine o încărcare termică a focarului apropiată de cele de la
cazanele energetice. Pe parcursul experimentărilor se va experimenta remontarea la
utilizarea gazului natural de susţinerea flăcării de cărbune pulverizat. Încărcarea termică a
focarului pilot va fi:
367mkW
VHB
qf
icv ==
unde volumul focarului Vf=11m3.
Fineţea de măcinare se va încadra în valorile ce se obţin la instalaţiile industriale
(R0,09=65-72%).
În afara reducerii emisiilor de poluanţi se are în vedere obţinerea arderii cu
randament apropiat de cel industrial, pentru realizarea unei similitudini cât mai ridicate
între pilot şi industrie, pentru creşterea gradului de generalizare a rezultatelor obţinute.
În fig.2 se prezintă varianta I de arzător
Fig.2 Varianta I de arzător
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
Acest arzător este caracterizat prin dispunerea etajată a canalelor de agent primar
(prin care este admis praful de cărbune) cu lungimea în ambrazură scăzând pe înălţimea
arzătorului.
Arzătorul permite o dezvoltare progresivă a flăcării pe înălţimea arzătorului şi
realizarea în final a arderii în trepte.
Arzătorul are un canal de aer secundar, de formă dreptunghiulară amplasat
deasupra canalelor de agent primar, cu rolul de a penetra jeturile de praf de cărbune şi aer
primar la o anumită lungime de la zona de aprindere, pentru a grada arderea şi doza
adecvat concentraţia de oxigen astfel ca emisiile poluante să fie cât mai reduse.
În fig.3 se prezintă varianta II de arzător.
Fig.3 Varianta II de arzător
Acest arzător este caracterizat prin dispunerea etajată a canalelor de agent primar
(canal de distribuţie a cărbunelui pulverizat) cu lungimea de admisie în ambrazură,
crescând în înălţimea arzătorului.
Arzătorul este dotat cu un canal de aer secundar amplasat în paralel cu cele de
cărbune pulverizat şi cu o coroană înconjurătoare de aer terţiar.
Construcţia arzătorului permite o dezvoltare în trepte a arderii, cu o penetrare mai
accentuată în focar a jeturilor inferioare faţă de flacăra realizată de către varianta I de
arzător.
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
În funcţie de rezultatele testelor experimentale se va decide eficacitatea fiecărei
variante de arzător din punct de vedere al performanţelor arderii şi al reducerii emisiei de
poluanţi.
În fig. 4 se prezintă varianta III de arzător.
Fig.4 Varianta III de arzător
Arzătorul varianta III este un arzător clasic cu fante care asigură parţial arderea în
trepte. Acest arzător are trei fante şi nu are aer terţiar.
Arderea substoichiometrică la nivelul arzătoarelor poate să ducă la o emisie mare
de CO dar prin dozarea adecvată a aerului până la finele focarului se obţine un conţinut de
CO sub limitele legislative de mediu.
2.Analiza posibilităţilor de insuflare HRG. Particularizare în
focarul cazanului de abur, care arde praf de cărbune 2.1 Caracteristicile cărbunilor
Cărbunii care vor fi utilizaţi în programul de experimentare sunt cărbunii indigeni
şi anume ligniţii şi huilele.
Funcţie de calitatea cărbunilor care se ard pentru producerea de energie, instalaţiile
de pregătire a prafului de cărbune au fost dotate cu morile ventilator cu sau fără ciocane
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
pentru măcinarea ligniţilor şi a cărbunelui brun, iar pentru măcinarea ligniţilor şi a
cărbunelui brun, iar pentru măcinarea huilei morile cu valţuri şi morile cu bile.
Praful de cărbune, pentru a fi ars în bune condiţiuni, este necesar să fie măcinat
corespunzător şi să fie uscat. Praful este caracterizat prin:
• fineţe de măcinare, reprezentată prin resturile obţinute pe diverse site sau prin curba
granulometrică;
• suprafaţa specifică medie a prafului;
• capacitatea de reacţie a prafului determinate în principal de conţinutul de materii
volatile, iar în ce priveşte capacitatea de reacţie a cocsului depinde în principal de
porozitate;
• capacitatea de explozie a prafului determinată prin concentraţia de praf sau prin
concentraţia minimă de oxigen în amestec;
• densitatea aparentă a prafului de cărbune
( ) ( ) 3/100/100 mkgWW pi
tappap −−= ρρ
unde:
=apρ densitatea aparentă (rezultată la volumul particulei) de cărbune, inclusiv porii şi
crăpăturile:
( ) tiap W
WW −
−−+
=100100
100010105 lim
lim5 ρ
ρ
în care W lim este umiditatea limită a cărbunelui, corespunzătoare saturării cu apă, %
(pentru ligniţii cu %)40%,32 lim == WW it ;
itW este umiditatea totală a cărbunelui;
pW este umiditatea prafului;
ρ este densitatea reală (raportată la volumul cărbunelui, exclusiv porii).
Analiza chimică arată că majoritatea cărbunilor au în comun mai multe elemente:
carbon (C), hidrogen (H), oxigen (O), azot (N), sulf (S), apă şi substanţe minerale.
Ligniţii au în compoziţie 57-60% carbon; cărbunii bruni au 60-80% carbon; huilele
au 79-90% carbon, iar antraciţii au 90-95% carbon.
Azotul este un element chimic dăunător, deşi se găseşte în proporţie redusă (de la
1,5-2% la lignit, la 0,5-1% la cărbunii bruni şi de 0,5% la huile).
Sulful este un alt component dăunător cu toate că participă în cantitate redusă de la
0.75-1% până la 3-5%. În masa de carbon el apare cu sulfuri (marcasite, pirite), sulfaţi
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
(gips), sulf organic şi sulf nativ. Sulful în funcţie de natura lui are repercursiuni deosebite
atât în procesul arderii, cât şi în cel al cocsificării.
Conţinutul de cenuşă este reprezentat de rezidul solid rămas după combustia
completă a cărbunelui. Aceasta variză foarte mult (de la 2-3% până la 20-45%). Calitatea
cărbunilor este influenţată şi de compoziţia cenuşii. În cenuşe se găsesc diferiţi oxizi între
care: bioxidul de siliciu (40-50%), oxid de aluminiu (20-35%), oxid de fier (5-15%), oxid
de calciu (3-75), oxid de magneziu (1-5%), bioxid de sulf (1-3%).
2.2 Caracteristicile HRG
Sub denumirea de HRG este cunoscut gazul îmbogăţit în hidrogen, obţinut din
electroliza apei. De la electrolizor s-a obţinut un gaz incolor, care are densitatea
0,503kg/m 3 , la 760 mm Hg şi 273,15K; densitatea este mai mare comparativ cu a
hidrogenului (1,09) şi mai mică decât a oxigenului (1,428), densitatea vaporilor de apă la
100 0 C şi o atmosferă, este 0,606 kg/m 3 .
HRG are masa moleculară 12,3 kg/kmol, mai mare comparativ cu a hidrogenului
(2,06) şi mai mică decât a oxigenului (32).
HRG are temperatura de autoaprindere mai mare (591-605 0 C ) decât a
hidrogenului (510 0 C); în schimb limita de inflamabilitate se situează într-un domeniu mai
larg (7,3-100%) comparativ cu a hidrogenului (4-75%).
Experimentările de laborator, de comprimare-destindere policronică, au arătat că nu
apar modificări ale compoziţiei gazului şi că nu se formează vapori de apă.
Pentru cunoaşterea compoziţiei HRG s-au efectuat determinări de laborator. Prima
serie de determinări a cuprins analizele care s-au efectuat cu un cromatograf de gaze,
cuplat la un spectometru şi cu un cromatograf de gaze, cu detector de conductibilitate
termică. A doua serie a cuprins analizele care s-au efectuat cu un spectometru cu absorbţie
în infraroşu şi cu un higrometru pentru măsurarea umidităţii.
La toate regimurile de lucru analizate, HRG a avut o compoziţie apropiată de cea
teoretică şi anume două volume de hidrogen, la un volum de oxigen. În compoziţia
probelor supuse analizei, participaţia vaporilor de apă a fost mică ( 5000 ppm). Trecerea
prealabilă a gazului HRG, prin dezicator nu a evidenţiat deosebiri semnificative, ce provine
de la compoziţia amestecului.
Din punct de vedere chimic, HRG este un amestec nonstoichiometric de atomi şi
radicali (H, O, OH, HO 2 , H2O) la care este preponderent hidrogenul şi care nu ar necesita
oxigen pentru ardere (raportul O2-H2 este apropiat de valoarea stoichiometrică).
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
Reactivitatea deosebită a componentelor HRG este avută în vedere la îmbunătăţirea
procesului de ardere a prafului de cărbune şi la reducerea emisiilor nocive din gazele de
ardere.
Pentru aceasta s-a avut în vedere două tehnologii de utilizare a HRG în procesul de
ardere a prafului de cărbune şi anume:
• insuflarea HRG în praful de cărbune vehiculat prin conducta de praf de
cărbune, după moară;
• arderea HRG în arzătorul de praf de cărbune concomitent cu praful de
cărbune
Instalaţia care va produce HRG are capacitatea de 4,5 Nm3 (250C, 1 bar) şi
presiunea 2,5 bar.
2.3 Insuflarea HRG în praful de cărbune vehiculat prin conducta de praf de
cărbune
La insuflarea HRG în conducta de praf se obţine o difuzie a acestuia în particulele
de praf de cărbune. Se scontează pe randamente de adsorbţie, funcţie şi de caracteristicile
prafului de cărbune, de ordinul 50-80%.
În procesul adsorbţiei, limita de adsorbţie o constituie, pentru fiecare substanţă
adsorbită, echilibrul dintre concentraţia de adsorbant (ax) şi presiunea parţială p (sau
concentraţia yC ) a substanţei adsorbante din amestecul gazos.
Curba de echilibru la temperatură constantă a=f(p) se numeşte izoterma de
adsorbţie (fig.5) serveşte pentru caracterizarea staticii procesului.
Fig.5 Izotermele de adsorbţie
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
1-benzen la 200C; 2-alcool etilic la 200C; 3-alcool etilic la 250C; 4-alcool etilic
(70%)+eter etilic (30%); 5-eter etilic la 200C
După cum se vede din fig.5, la presiuni parţiale relativ ridicate p, concentraţia
substanţei adsorbante ax se apropie de valoarea constantă a ∞, caracterizând starea de
saturaţie a adsorbantului la temperatura dată.
Între concentraţia yC a substanţei adsorbite, din amestecul gazos, şi presiunea sa
parţială p, după ecuaţia lui Clapeyron există proporţionalitatea:
( )3/ mkgRTpCy =
O ecuaţie a izotermei de adsorbţie care ia în consideraţie structura adsorbantului
este ecuaţia lui Dubinin, obţinută pe baza teoriei potenţiale a adsorbţiei:
a) pentru cărbunii cu pori de dimensiuni mici cu
r ‹ 25÷60 A(
2
2
2lg0
−= p
psBTBe
VWa
b) pentru cărbuni cu pori de dimensiuni mari cu
700=r ÷=800 A(
−= p
psTAeVWa lg0
0
2
ρ
a – este cantitatea adsorbită moli/g;
W0,B şi A- constante care caracterizează adsorbantul;
V- volumul molar al substanţei adsorbite în stare lichidă;
T- temperatura absolută;
Β1- coeficient de afinitate a vaporilor adsorbitului în raport cu substanţa standard;
pp1 - raportul dintre presiunea vaporilor saturaţi ai componentului adsorbit şi presiunea sa
parţială.
Conform teoriei Eucken-Polany, dacă se cunoaşte izoterma de adsorbţie a vaporilor
standard la temperatura T1, se poate calcula izoterma de adsorbţie a altor vapori la
temperatura T2.
Pentru calculul adsorbţiei se aplică relaţia:
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
2
112 V
Vaax
x =
unde:
xa1 - ordonată izotermei substanţei standard, deobicei bensen, în kg/kg;
xa2 - ordonata izotermei căutate, în kg/kg;
V1 şi V2- volumele molare (în stare lichidă, ale substanţei standard şi ale substanţei
cercetate în m3).
Volumele molare se calculează după relaţia:
ρMV =
unde
M- greutatea moleculară, în kg/kmol;
ρ - densitatea lichidului, în kg/m3;
Abscisele se calculează după relaţia:
1
1
2
122 lglg
pp
TTppl s
sg−
− −= β
unde
P1 ;i P2 sunt presiunile parţiale ale substanţei standard şi ale substanţei cercetate, în
mm Hg;
Ps-1 – presiunea vaporilor saturaţi ai substanţei standard, la temperatura absolută T1,
în mm Hg;
Ps-2 - presiunea vaporilor saturaţi ai substanţei cercetate la temparatura absolută T2,
în mm Hg;
Β – coeficientul de afinitate, egal cu raportul volumelor molare:
1
2
VV
=β
Pentru calculul punctelor izotermei vaporilor cercetaţi, se fixează pe curba
substanţei standard coordonatele p1 şi a1, iarvalorile P1, P2, Ps-1, Ps-2 se obţin din tabelele de
presiune ale vaporilor saturaţi.
Procesul de adsorbţie în condiţii dinamice se caracterizează printr-o ecuaţie
cinetică, după care viteza de adsorbţie (sau cantitatea de substanţă (a) care se adsoarbe în
unitatea de timp şi în unitatea de volum de adsorbant) este direct proporţională cu
coeficientul de transfer de masă şi forţa motrice a procesului
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
( )∗−= CCdda
yβτ
unde
C - este concentraţia substanţei adsorbante în amestecul de gaze, în kg/m3 de gaze
sau în kg/kg de gaz;
∗C - concentraţia substanţei adsorbante în amestecul de gaze, în echilibrul de
adsorbţie în kg/m3 de gaz sau în kg/kg de gaz;
Βy – coeficientul cinetic (coeficientul de transfer de masă), având dimensiunea
sgazm
sorbentkgssorbentm
ţăsubskg 1tan
33
=
Pentru calculele orientative ale coeficientului de transfer de masă yβ se utilizează
ecuaţia: 546,1 eu RN =′
unde
νβ dWR
Dd
N ey
u⋅
==′ ;2
d - este diametrul mediu al particulelor adsorbantului, în m;
D – coeficientul de difuziune α substanţei adsorbite în gaz la temperatura
procesului, în m2/s;
W – viteza curentului amestecului de gaz, calculată la secţiunea liberă, în m/s;
y -coeficientul viscozităţii cinematice a amestecului de gaz, în m2/s;
Coeficientul cinetic βy are forma:
46,154,0
54,0
6,1d
WDy νβ =
Procesul de adsorbţie în condiţii dinamice se poate de asemenea caracteriza prin
timpul scurs de la începutul trecerii amestecului de gaz peste stratul de adsorbant până în
momentul străpungerii, când apare substanţa adsorbită peste stratul de adsorbant. Acest
interval de timp se numeşte timp de acţiune protectoare a stratului de adsorbent şi se
determină din ecuaţia lui Şilov
0ττ −= Hk
unde
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
τ – este timpul acţiunii protectoare a stratului, în secunde (s);
k – coeficientul acţiunii protectoare a stratului, în s/m;
H – înălţimea stratului de sorbent, în m;
τ0 – coeficientul cinetic sau pierderea de timp a acţiunii protectoare a stratului, în s.
Coeficientul acţiunii protectoare a stratului se calculează cu relaţia:
0CWaK D=
unde
aD – reprezintă activitatea dinamică a adsorbentului, în kg/m3 adsorbent;
W – viteza amestecului de gaz, raportată la întreaga secţiune a aparatului;
τ0- concentraţia iniţială a substanţei adsorbite în amestecul de gaz, în kg/m3 de gaz
Pentru determinarea procesului de adsorbţie în stratul fluidizat se aplică ecuaţia lui
Şilov: HK=τ
unde
τ – este timpul acţiunii probatoare în s;
K – coeficientul acţiunii protectoare, în s/m;
H – înălţimea de adsorbent, în m.
Cantitatea de substanţă adsorbită în timpul τ se obţine din ecuaţia transferului de
masă:
τβ mya CfG ∆=
unde
Ga – este cantitatea de substanţă adsorbită, în kg;
βy – coeficientul de transfer de masă, în m/s;
f – suprafaţa transversală a adsorbantului ocupată cu granule de sorbent, în m2;
mC∆ - forţa motoare medie a procesului, în kg/m3
Τ – durata adsorbţiei, în s.
Utilizând date experimentale pentru calculul cineticii procesului şi activităţii
dinamice a sorbentului se pot calcula dimensiunile principale ale adsorbantului, cantitatea
de substanţă adsorbită şi durata procesului.
În procesul de adsorbţie componentele unei soluţii gazoase se separă prin difuziune.
După legea lui Thomas viteza de difuziune a unui gaz la o presiune şi temperatură dată este
invers proporţională cu rădăcina pătrată a masei moleculare. În consecinţă, viteza de
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
difuziune a hidrogenului din componenta HRG este de patru ori mai mare decât a
oxigenului.
Difuzia şi adsorbţia (fixarea) HRG pe particulele de praf de cărbune (substanţa
adsorbantă) este influenţată de o serie de parametri:
• concentraţia HRG în amestecul primar (praf cărbune, agent de uscare-vehiculare;
• timpul de contact cu particule de praf de cărbune;
• mărirea suprafeţei interioare specifice (Si) a particulei de cărbune; pentru cărbunii
tineri are valoarea 57-114 cm2/cm3, a antracitului este de 100 cm2/cm3, iar a
cărbunelui pentru electrozi este 70-500 cm2/cm3. Difuzia HRG se realizează la
suprafaţa particulei de cărbune în pori şi în crăpăturile din interiorul particulei;
• volumul specific al porilor particulei exprimat în cm3/g. Un grad foarte mare de
porozitate are cărbunele activ şi semicocsul.
Porozitatea, exprimată în procente, cu un raport al volumului porilor şi volumul
total, pentru cocs este de cca 50%, iar la aceasta corespunde o densitate specifică aparentă
(care include şi porii) de 0,45-0,55t /m3. Densitatea aparentă pentru cărbunii bruni variază
între 0,65-0,79, iar pentru huilă este între 0,8-0,86 /m3
• adsorbţia se realizează la temperaturi reduse (1000C), iar desorbţia la temperaturi de
3000C;
• contactul optim între HRG şi particulele de cărbune se obţine în regimul de
funcţionare cu fluidizare a prafuluide cărbune;
• prin pătrunderea HRG în porii particulei, reacţia de ardre se desfăşoară nu numai la
exterior ci şi în interiorul particulei şi este definită ca reacţie interioară. Reacţia
interioară se manifestă în cazul arderii particulelor de dimensiuni medii.
La baza tehnologiei de insuflare a HRG în particulele de cărbune, stă procesul de
difuzie liberă (fără schimbul de căldură şi de lucru mecanic)- Ecuaţia Legendre:
if UUdQdU === ;0,0
unde
U – este potenţialul de energie internă;
Q – este cantitatea de căldură schimbată în timpul procesului;
f – este starea finală;
i – este starea iniţială
Penru ca interfaţa între faza solidă (praful de cărbune, şi faza gazoasă (HRG) să fie
stabilă, trebuie ca energia sa liberă de formare să fie posibilă, dacă nu se modifică starea
sistemului. Tensiunea specifică interfacială este prin definiţie energia liberă pe unitatea de
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
suprafaţă asociată la formarea interfaţei considerate. Materialele care prezintă o activitate
de suprafaţă sunt definite ca tensioactive.
Formarea unui strat adsorbit nu este un proces instantaneu, el este guvernat de
procesul de difuzie spre interfaţă.
Când HRG este pus în contact cu particula de cărbune, o cantitate însemnată de gaz
se ataşează la suprafaţa particulei pentru a forma un strat adsorbit. În general la acest
fenomen de adsorbţie se suprapune şi o adsorbţie de gaz în interiorul aceleaşi particule şi
este dificil să se distingă fenomenul de adsorbţie de pentru a denumi fenomenul general de
reţinere a unui gaz de un solid. De regulă în termodinamică nu se iau în calcul efectele
acestor forţe. Există totuşi şi situaţii unde efectele interfaciale sunt departe de a fi neglijate,
ele pot chiar juca un rol preponderent. Când materialele sunt constituite din faze fin
divizate. Suprafaţa minimă pentru un volum fixat la două faze este o sferă.
La echilibru cantitatea de gaz adsorbită depinde de temperatură, de presiunea
gazului şi de suprafaţa care o oferă particula de cărbune. Adsorbanţii solizi, cei mai
renumiţi sunt aceia care prezintă o mare porozitate şi deci o suprafaţă specifică foarte
ridicată (suprafaţa pe unitatea de masă de solid). Aceştia sunt cărbunii, gelurile de siliciu,
pulberile fin divizate, care pot să realizeze suprafeţe specifice ajungând până la 1000 m2/g.
Forţele implicate în adsorbţia fizică a gazului sunt forţele de slabă intensitate,
cunoscute şi sub denumirea de forţele Van der Waals exprimate sub forma generală:
( ) τRbVVap =−
+ 2
unde
a- este o constantă care caracterizează amplitudinea forţelor de adsorbţie a
moleculelor;
b- este covolumul care prezintă existenţa unui limite de compresibilitatea fluidului,
impusă de mărimea moleculelor;
p,V,τ – reprezintă presiunea, volumul şi temperatura gazelor;
R – este constanta gazelor perfecte (R=8,3144 jk-1.mol-1;
Adsorbţia de gaz este însoţită de o diminuare a entropiei.
În fig. nr.6 se prezintă fenomenul de adsorbţie (izotermele) amoniacului pe
cărbune. Volumul de gaz adsorbit (cm3/g) este exprimat în condiţii normale de temperatură
şi de presiune.
Atracţia reciprocă prin forţe Van der Waals este o proprietate generală a tuturor
moleculelor şi a atomilor gazelor. Se mai numesc şi legături de hidrogen, când apar grupele
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
de radicali HO. În general sunt mai slabe decât legăturile covalente sau homopolare care se
formează între atomi în interiorul moleculelor sau legăturile electrovalente, (heteropolare)
care sunt forţele de atracţie dintre ioni, în compuşii ionici şi legăturile dintre atomi, în
interiorul moleculelor.
Presiune (105 pascal)
Fig.6 Fenomenul de adsorbţie a amoniacului pe cărbune
Arderea prafului de cărbune este un proces tipic de ardere eterogenă determinată
atât de cinetica arderii pe suprafaţa particulei de cărbune cât şi de procesul de difuziune al
oxigenului din mediul ambiant spre suprafaţa particulei, şi de gazele de ardere, în sens
contrar spre mediul ambiant, prin stratul limită de gaze aderent la suprafaţa respectivă a
particulei.
Când particula de cărbune este poroasă prin pătrunderea oxigenului în porii
acesteia, reacţia de ardere denumită exterioară se poate desfăşura nu numai la exterior, la
suprafaţa particulei, ci şi în interiorul acesteia.
Această reacţie din urmă se numeşte reacţie interioară. De regulă această reacţie
este inclusă în coeficientul vitezei de reacţie de suprafaţă.
Debitul de consum de oxigen (go2) pe suprafaţa unitară a carbonului se exprimă
prin relaţia:
sO ckkg )( 212 +=
unde
cs – este concentraţia de oxigen la suprafaţa carbonului.
Oxigenul debitat la suprafaţa carbonului este consumat ca urmare a reacţiilor:
COOC K→+ 1
2
COOC K 22 22 →+
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
Debitul de consum de oxigen cu includerea reacţiei interioare este:
ssn
ciisO CKDKCg *
2 =
+=
δδ
Din care rezultă
sn
i
s
i cCD
KK
+=∗
δδ
unde:
K* este constanta vitezei aparente de reacţie,
K – constanta totală a vitezei de reacţie a oxigenului (K1+K2);
Di=mD coeficientul de difuziune interioară a oxigenului (D-coeficientul de
difuziune exterioară a oxigenului;
m- gradul de porozitate al particulei;
Ci- concentraţia oxigenului în interiorul particulei;
Cs – concentraţia oxigenului la suprafaţa carbonului;
n – coordonata normală la suprafaţa carbonului.
Reacţiile între carbon şi oxigen se desfăşoară pe suprafaţa particulei, în stratul de
adsorbţie. În urma acestor reacţii apare CO2 şi CO. CO2 poate să intre din nou în reacţie cu
carbonul şi se formează din nou CO (reacţia de reducere)
COCOC K 232 →+
Deasemenea în prezenţa vaporilor de apă sau a hidrogenului pot avea loc reacţiile
C + H2O→CO+H2
2H2+O2→H2O
CO+H2O→CO2+H2
La o temperatură modestă (sub 8000C) în prezenţa oxigenului carbonul arde la
suprafaţă şi se transformă în CO şi CO2.
Cu cât temperatura este mai ridicată cu atât se accelerează mai mult reacţia
2CO+O2=2CO, iar CO2 tinde către valoarea maximă.
Funcţie şi de concentraţia de oxigen la suprafaţa particulei, coeficienţii consumului
de carbon depind de o serie de factori ca: tipul cărbunelui, temperatura la suprafaţă,
presiunea parţială a oxigenului la suprafaţa particulei şi în mediul ambiant, mărimea
particulei de carbon, rugozitatea şi porozitatea la suprafaţa carbonului.
În ceea ce priveşte reacţia interioară de oxidare aceasta se manifestă la particulele
de dimensiune medie şi deosebit de intens în cazul oxidării la temperatură scăzută.
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
Încălzirea până la aprindere a prafului de cărbune injectat în camera de ardere are
loc prin toate modurile de transmitere a căldurii (conductivitate, convecţie, radiaţie).
Timpul necesar încălzirii prafului de cărbune şi viteza de propagare a flăcării
variază cu concentraţia prafului, cu temperatura iniţială a amestecului şi cu temperatura
flăcării.
Temperatura maximă a flăcării corespunde amestecului stoichiometric (temperatura
scade atât la amestecul sărac cât şi la amestecul bogat). Viteza flăcării este maximă şi
timpul până la aprindere este minim pentru amestecul stoichiometric. Deasemenea timpul
până la aprindere scade cu micşorarea granulaţiei şi cu creşterea conţinutului de materii
volatile.
Compoziţia substanţelor volatile variază mult după degajare datorită reacţiei
gazelor între ele şi reacţiei cu substanţa reziduală carbonoasă. Variaţia momentană a
compoziţiei substanţelor volatile depinde şi de viteza de degajare şi de amestec a acestor
substanţe cu gazele din mediul ambiant.
La ardrea prafului de cărbune, viteza procesului de descompunere termică se
desfăşoară rapid, deoarece viteza de încălzire este de cca 104 0C, iar descompunerea
termică nu durează mai mult de o secundă.
Temperatura necesară aprinderii nu este în fiecare moment aceeaşi, deoarece nu
depinde numai de caracteristicile amestecului combustibil, de transferul de căldură etc. Ci
şi de procesul de difuziune în imediata apropiere a frontului de flacără, de centri activi de
reacţie şi de gazele de ardere, cantitativ şi calitativ variabile.
Faptul că începutul reacţiilor în flacără se realizează la o temperatură cu mult mai
scăzută decât temperatura maximă a flăcării a dus la concluzia că pentru începutul
reacţiilor este nevoie de o energie scăzută de activare.
Înainte şi după punctul de aprindere se dezvoltă o zonă cu centri activi de reacţie
(atomi şi radicali liberi) care iniţiază o serie de reacţii înlănţuite, ce se desfăşoară după
mecanismul bazat pe datele cinetica chimică.
Cea mai mare viteză de creştere a concentraţiilor de ioni şi electroni în flacără se
produce în zona primară de reacţie a flăcării.
La arderea particulelor de cărbune procesul se desfăşoară două faze:
• arderea substanţelor volatile;
• arderea rezidului carbonos
Arderea substanţelor volatile funcţie de natura cărbunilor se poate desfăşura sub
forma unui proces violent, repartizat neuniform în jurul particulelor de cărbune (huile,
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
cărbuni bruni) sau sub forma unui proces continuu cu o repartiţie uniformă în jurul
particulei.
Arderea particulei de reziduu carbonos se poate realiza la suprafaţă cu micşorarea
mărimii particulei şi păstrarea densităţii rezidului constantă sau arderea în întreaga masă de
reziduri, fără ca particula să-şi schimbe mărimea.
2.4.Reducerea emisiilor de oxizi de sulf prin arderea combustibilului solid,
îmbogăţit cu HRG
După ce s-a arătat la capitolele anterioare temperatura de aprindere şi începutul
reacţiilor în flacără depinde şi de procesul de difuziune a centrilor activi din componenta
HRG.
Începutul reacţiilor în flacără se realizează la o temperatură cu mult mai scăzută
decât temperatura maximă a flăcării şi ca atare pentru începutul reacţiilor este nevoie de o
energie scăzută de activare.
Hidrogenul are o conductibilitate de 6,4 ori mai mare decât aerul. Este cel mai bun
conducător de căldură dintre gaze apropiindu-se de metale prin aceste proprietăţi, cât şi
prin electropozivitatea sa ccentuată la temperaturi obişnuite, începând de la 1800C se
combină cu O2.
Hidrogenul atomic (prezent în HRG) este mai reactiv decât hidrogenul molecular.
Combinarea hidrogenului cu sulful are loc deasupra temperaturii de 2500C
8,4;22 −=∆=+ HSHSH kcal/mol
La temperaturi mult mai ridicate, de ordinul 500-12000C pot avea loc reacţii de
combinare a hidrogenului cu alte componente ale cărbunelui, cum ar fi azotul sau carbonul.
În general în fiecare grupă combinarea elementelor cu hidrogenul se face cu atât
mai greu, cu cât masa lor atomică este mai mare.
Afinitatea hidrogenului faţă de elementele puternic electronegative între care se
găseşte şi sulful (încadrate în partea dreaptă a sistemului periodic) determină acţiunea
reducătoare pe care hidrogenul o exercită asupra combinaţiilor acestor elemente: H2 este
electropozitiv, iar O2 este elecronegativ.
Cu cât oxizii sunt mai puţin stabili (au căldura de formare mai mică) cu atât sunt
mai reduşi de hidrogen.
Se menţionează procedeul puternic reductor care transformă bioxidul de sulf (SiO2)
şi acidul sulfuric în sulfaţi sau hidrogen sulfurat.
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
Sulfaţii pot fi reduşi la sulfuri, care la rândul lor pot trece în hidrogen sulfurat.
Sulful formează cu hidrogenul o serie de combinaţii cu formula generală H2Sn,
hidrogeni polisulfuraţi sau sulfuri, dintre care cel mai important este monoxidul de sulf,
H2S.
H2S arde formând apă şi SO2
2H2S+O2=2H2O+2S
H2S reduce SO2 la sulf
2H2S+SO2=2H2O+3S
Se estimează o reducere a emisiei de SO2 până la 50%.
Formarea (prezanţa H2S) poate duce ulterior la o serie de reacţii de oxidare care
depind de concentraţiile de OH, O, O2.
Aceste reacţii pot să fie:
OSH +2 2HOHS +⇔
OHSOOHS +⇔+ 2
22 HHSSHOH +⇔+
OSOOSO +⇔+ 22
OHHSSHO +⇔+ 2
OSOOSO +⇔+ 322
Procesul de combinare a hidrogenului atomic cu H2S va da radicalii HS şi OH, iar
interactivitatea lor conduce la formarea SO.
Atât SO2 cât şi SO nu prezintă agenţi de coroziune de înaltă temperatură.
Cea mai mare parte a legăturilor sulfului cu gazele de ardere se găsesc în SO2, dar
în anumite condiţii se pot găsi şi sub formă de SO.
Prin încălzire H2S se poate descompune:
molkcalHSHSH /8,422 =∆+⇔
În aer H2S arde:
SOHOSH 222 222 +=+
H2S reacţionează cu unele metale sau nemetale formând sulfuri:
22 2 NAgSSH ++
SHClClSH +=+ 222
H2S reduce SO2 la sulf
SOHSOSH 322 222 +=+
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
H2S poate fi neutralizat de baze formând sulfuri . Reacţia are loc în două etape: la
început are loc formarea unei sulfuri acide, care apoi cu o altă cantitate de hidroxid, trece
în sulfură neutră:
OHNaHsNaOHSH 22 +=+
OHSNaNaOHNaHS 22 +=+
H2S poate forma sulfuri şi cu oxizii bazici sau cu unele săruri.
SO3 în flacără se obţine de la combinarea oxigenului atomic, în exces, la înaltă
temperatură, cu SO2
32 SOOSO x ⇔+
sau
32 SOOSO →+
32212/1 SOOSO K→+
Conţinutul de SO3 în flacără se calculează cu relaţia:
( ) tt kkSO ee
kkk
aC 21
321
1 −− −−
=
unde
a – este coeficientul iniţial de oxigen atomic în ppm;
k1 – constanta coeficientului de reacţie pentru prima reacţie;
k2 – constanta coeficientului de reacţie pentru a doua reacţie;
CSO3 – conţinutul în SO3 (în ppm, după t scade)
k1 este de 8-9 ori mai mare decât k2
SO3 poate să apară şi în cazul interacţiunii cu oxizii de azot:
OMSOHOSO 232 2 +→+
HOSOMOSO +→+ 322
Când se formează concentraţia maximă a oxigenului atomic ( 1=fα ), conţinutul de
SO3 în gazele de ardere este minim.
La arderea cărbunelui cu sulf, în zona marginală a ecranelor, la o anumită
concentraţie a H2S poate să apară coroziunea acestora. Factorul hotărâtor de corodare a
suprafeţelor de radiaţie a ecranelor şi temperatura acestora.
Prin injecţia HRG, oxidarea hidrogenului sulfurat se va putea realiza în
conformitate cu relaţia:
SHHSSHOH 22 +→+
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
La inertizarea lanţului un rol mare îl are şi moleculele vaporilor de apă, care se
formează la injecţia HRG.
La injecţia HRG, în jurul flăcării se va realiza o zonă îmbogăţită în oxigen, care va
duce la micşorarea coroziunii şi la îmbunătăţirea procesului de ardere.
Sistemul de ardere corectat, cu exces redus de aer, asigură diminuarea producţiei de
SO3 şi reducerea corespunzătoare a procesului de coroziune.
3. Caiet de sarcini pentru proiectarea arzatoarelelor cu arderea prafului de carbune imbogatit cu HRG
3.1. Calculul debitului de amestec primar şi al debitului de aer secundar
1.1 Date de proiectare:
- puterea termică nominală a arzătorului: 400 kW;
- combustibil: lignit Qi =7500 kJ/kg (1794 kcal/kg), Wti=30%, Ai=30%, Vi=35%;
- temperatură aer: 200 – 3000C Adoptat 2500C;
- temperatura de ieşire separator moară: 80 - 1000C Adoptat 900C;
- temperatura de aspiraţie a gazelor: 750 – 8500C Adoptat 7500C;
- coeficientul de exces de aer la arzător: 0,9 – 1,1 Adoptat 1,0;
- tip arzător: cu fante ( 3 variante constructive)
- diametrul interior al ambrazurii (existente) Ө= 168 mm
3.2 Calculul de dimensionare al spaţiilor de amestec primar şi respectiv aer
secundar ale arzătorului
3.2.1 Arzător VARIANTA 1
Vs=0,0864889 m3/s
a) numărul de fante de aer primar 3 fante/arzător
b) debitul de amestec per fantă:
smxV
V sfs /0288008,00864889,0333,0
33===
c) vitezele adoptate
- prin fanta 1 (superioară) wsf1=12 m/s
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
- prin fanta 2 (mediană) wsf1=13 m/s
- prin fanta 3 (inferioară) wsf1=15 m/s
d) secţiunile rezultate pentru fantele de ametsec primar
- fanta superioară 2
11 2400
120288008,0 mm
wV
Ssf
sff ===
- fanta mediană 2
22 2215
130288008,0 mm
wV
Ssf
sff ===
- fanta inferioară 2
33 1920
150288008,0 mm
wV
Ssf
sff ===
e)viteza aerului secundar în ambrazura arzătorului
- secţiunea liberă disponibilă pentru aerul secundar
-
∑−= fanteextaas SDS .2
4π
Da=diametrul ambrazurii Da=168 mm
( ) 22. 008178,0817828323487 mmmS fanteext ==++⋅=∑
22 01398891,0008178,0168,04
mSas =−⋅=π
- debitul de aer secundar
( )[ ] [ ]smVVVV FLHLLTL /,273
250273 3sec
+⋅′+′−′=
( )[ ] smVL /2011232,0273
250273006175,0012350,0123509,0 3sec =
+⋅+−
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
Rezultă viteza aerului secundar aerului secundar în ambrazură:
smS
Vw
as
La /37,14
0139891,02011232,0sec ===
3.2.2 Arzător VARIANTA 2
Vs=0,0864889 m3/s
VLsec=0,2011232 m3/s
a) numărul de fante de amestec primar.............................................2 fante /arzător
b) debitul de amestec primar per fantă:
smxV
V ssf /0432445,00864889,05,0
23===
c) Vitezele adoptate pentru amestecul primar:
prin fanta 1 (mediană) wsf1=13 m/s
prin fanta 2 (inferioară) wsf1=15 m/s
d) Secţiunile rezultate pentru fantele de amestec primar:
- fanta 1 2
11 3326
130432445,0 mm
wV
Ssf
sff ===
- fanta 2 2
22 2883
150432445,0 mm
wV
Ssf
sff ===
e) Dimensionarea fantei superioare (fanta de aer secundar II cald)
- debitul de aer secundar II cald
VLsecII=0,025 smxV IIL /0502808,02011232,025,0 3sec ==
- viteza adoptată:
waII=20m/s
- secţiunea rezultată pentru fanta de aer secundar II cald
Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice
2sec 251420
0502808,0 mmw
VS
aII
IILaIIcald ==
3.2.3. Arzătorul VARIANTA 3
- fantele de amestec primar sunt identice cu cele de la Arzătorul VARIANTA 2
- fanta superioară este pentru aer secundar II rece (t=100C)
a) debitul de aer secundar II rece
( )[ ] ( ) [ ]smVVVV FLHLLTIIreceL /,273
1027325,0 3sec
+⋅′+′−′⋅=
smV IIreceL /0272074,003663,1104984,025.0 3sec =⋅⋅=
b) secţiunea fantei de aer secundar II rece
se adoptă viteza de 20m/s
2sec 136020
0272074,020
mmV
S IIreceLaIIrece ==