Tratat de Genera to Are de Abur - Neaga Vol 1_561

NEAGA Constantin

TRATAT DE

GENERATOARE DE ABUR

VOL 1

536 C.NEAGA

CUPRINS PREFAŢĂ………………………………………………………………………. 1 NOTAŢII DE BAZĂ……………………………………………………………. 4 Cap. 1. INTRODUCERE ÎN INGINERIA GENERATOARELOR DE

ABUR………………………………………………………………… 7 1.1. Generatoare de abur. Rol. Definiţii…………………………………... 7 1.2. Clasificări…………………………………………………………… 15 1.3. Noţiuni constructive şi funcţionale ale generatoarelor de abur……... 19 1.4. Generatoare de apă caldă şi supraîncălzită………………………….. 31 1.5. Generatoare de abur şi de apă fierbinte recuperatoare……………… 34 1.6. Generatoare de abur montate în cicluri mixte şi în centrale nucleare

electrice (CNE)……………………………………………………… 41

Cap. 2. COMBUSTIBILII ENERGETICI ORGANICI……………………….. 49 2.1. Noţiunea de combustibil. Clasificări………………………………... 49 2.2. Combustibili solizi energetici……………………………………….. 50

2.2.1. Compoziţia combustibililor solizi……………………………….. 51 2.2.2. Stările de referinţă ale combustibililor solizi……………………. 53 2.2.3. Caracterisiticile combustibililor solizi…………………………... 54

2.2.3.1. Analiza elementară………………………………………… 54 2.2.3.2. Analiza imediată…………………………………………... 60 2.2.3.3. Puterea calorifică a combustibililor solizi…………………. 60 2.2.3.4. Umiditatea combustibililor solizi………………………….. 72 2.2.3.5. Cenuşa combustibililor solizi……………………………… 73 2.2.3.6. Substanţele volatile şi cocsul……………………………… 75 2.2.3.7. Analiza granulometrică a prafului de cărbune…………….. 77 2.2.3.8. Coeficientul de măcinabilitate a cărbunelui……………….. 96 2.2.3.9. Abrazivitatea combustibililor solizi……………………….. 99 2.2.3.10. Alte proprietăţi ale prafului şi combustibililor solizi…….. 100 2.2.3.11. Depozitarea combustibililor solizi energetici……………. 102

2.3. Combustibilii lichizi energetici……………………………………. 103 2.3.1. Analiza elementară a păcurii; componenţi nocivi……………… 104 2.3.2. Caracteristicile păcurii…………………………………………. 107

2.4. Combustibilii gazoşi energetici……………………………………. 111 2.4.1. Compoziţia combustibililor gazoşi…………………………….. 113

TRATAT DE GENERATOARE DE ABUR VOL I 537

2.4.2. Analiza elementară convenţională a combustibilului gazos…… 115 2.4.3. Puterea calorifică a combustibilului gazos…………………….. 117

2.5. Amestecuri de combustibili………………………………………... 120 Cap. 3. BILANŢURI MATERIALE ALE ARDERII COMBUSTIBILILOR

ORGANICI………………………………………………………... 123 3.1. Probleme generale…………………………………………………. 123 3.2. Arderea completă (perfectă) şi arderea incompletă (imperfectă) …. 124 3.3. Calculul arderii la proiectarea generatoarelor de abur…………….. 125

3.3.1. Calculul volumului aerului şi gazelor de ardere pentru combustibili solizi sau lichizi………………………………………………... 126

3.3.2. Mărimi fizice ale aerului atmosferic…………………………… 132 3.3.3. Calculul volumului aerului şi gazelor de ardere pentru

combustibilii gazoşi…………………………………………….. 134 3.3.4. Calculul volumului gazelor de ardere în cazul recirculării lor 138 3.3.5. Caracteristici fizice ale gazelor de ardere……………………… 141 3.3.6. Calculul arderii cu ajutorul formulelor statistice………………. 149 3.3.7. Calculul arderii complete a combustibililor cu ajutorul

nomogramelor………………………………………………….. 152 3.4. Calculul arderii la probele şi încercările generatoarelor de abur

(calculul arderii în exploatare) ……………………………………. 161 3.4.1. Probleme generale……………………………………………… 161 3.4.2. Calculul arderii la probele şi încercările generatoarelor care

folosesc combustibili solizi sau lichizi………………………… 163 3.4.2.1. Calculul volumului gazelor de ardere uscate…………….. 163 3.4.2.2. Calculul volumului de aer uscat efectiv introdus în

focar……………………………………………………… 167 3.4.2.3. Calculul volumului vaporilor de apă din gazele de

ardere……………………………………………………... 168 3.4.2.4. Calculul masei gazelor umede rezultate din ardere în

funcţionarea generatoarelor de abur……………………… 170 3.4.2.5. Calculul coeficientului de exces de aer în exploatarea

generatoarelor de abur……………………………………. 171 3.4.2.6. Ecuaţia generală a arderii combustibililor solizi şi

lichizi……………………………………………………... 174

538 C.NEAGA

3.4.2.7. Triunghiul arderii pentru combustibilii solizi şi lichizi……………………………………………………... 175

3.4.3. Calculul arderii combustibililor gazoşi în exploatarea generatoarelor de abur…………………………………………. 183

3.4.4. Calculul arderii amestecurilor de combustibili în exploatarea generatoarelor de abur…………………………………………. 184

3.4.4.1. Calculul arderii amestecului de combustibili solid – solid, lichid – lichid, solid – lichid……………………………… 184

3.4.4.2. Calculul arderii amestecului format din doi combustibili gazoşi…………………………………………………….. 200

3.4.4.3. Calculul arderii amestecului format din doi combustibili, solid (lichid) şi gazos…………………………………….. 207

3.4.5. Calculul arderii în exploatarea generatoarelor de abur cu ajutorul nomogramelor………………………………………………….. 212

3.5. Valorificarea energo – tehnologică complexă a combustibililor organici…………………………………………………………….. 216

3.5.1. Valorificarea complexă a combustibililor gazoşi……………… 216 3.5.2. Gaze, hidrocarburi şi materii prime de substituţie din combustibili

solizi……………………………………………………………. 220 Cap. 4. BILANŢURI TERMICE ALE GENERATOARELOR DE ABUR.

RANDAMENTUL ŞI CONSUMUL DE COMBUSTIBIL………. 231 4.1. Variaţia coeficientului de exces de aer în lungul canalelor de gaze de

ardere ale unui generator…………………………………………... 231 4.2. Entalpia gazelor de ardere…………………………………………. 239

4.2.1. Probleme generale……………………………………………… 239 4.2.2. Calculul entalpiei gazelor de ardere la proiectarea generatoarelor

de abur. Diagrame speciale şi diagrame raportate……………... 240 4.2.3. Calculul entalpiei aerului şi gazelor de ardere cu ajutorul

formulelor statistice……………………………………………. 252 4.2.4. Calculul entalpiei aerului şi gazelor de ardere în exploatarea

generatoarelor de abur…………………………………………. 255 4.2.5. Entalpia gazelor la arderea combustibilului gazos cu aer îmbogăţit

în oxigen……………………………………………………….. 260 4.3. Temperatura teoretică de ardere a combustibililor în focarele

generatoarelor de abur……………………………………………... 263


4.3.1. Calculul temperaturii teoretice de ardere………………………. 263 4.3.2. Determinarea temperaturii teoretice de ardere cu ajutorul

nomogramelor………………………………………………….. 274 4.3.3. Temperatura teoretică de ardere a unui amestec de

combustibili……………………………………………………. 275 4.3.4. Calculul temperaturii teoretice de ardere ţinând seama de

disocierea unor componente ale gazelor……………………….. 278 4.4. Randamentul şi consumul de combustibil în regim stabilizat de

funcţionare a unui generator de abur………………………………. 284 4.4.1. Determinarea randamentului unui generator de abur………….. 284

4.4.1.1. Calculul randamentului prin metoda directă……………... 284 4.4.1.2. Calculul randamentului prin metoda indirectă…………… 291

4.4.2. Calculul pierderilor de căldură; măsuri de micşorare a lor…….. 291 4.4.2.1. Pierderea de căldură prin ardere incompletă mecanic…… 291 4.4.2.2. Pierderea de căldură cu gazele de ardere evacuate………. 296 4.4.2.3. Pierderea de căldură prin ardere incompletă chimic……... 307 4.4.2.4. Pierderea de căldură în exterior prin pereţii

generatorului……………………………………………... 310 4.4.2.5. Pierderea de căldură cu reziduurile din focar…………….. 313

4.5. Randamentul şi consumul de combustibil în regim variabil de funcţionare a unui generator de abur………………………………. 314

4.5.1. Caracteristica de consum a unui generator în regim variabil de funcţionare……………………………………………………... 314

4.5.2. Consumul total de combustibil necesar acoperirii unui grafic de sarcină………………………………………………………….. 317

Cap. 5. FOCARE ŞI ARZĂTOARE PENTRU COMBUSTIBILI ORGANICI………………………………………………………... 319

5.1. Probleme generale…………………………………………………. 319 5.2. Clasificarea focarelor……………………………………………… 320 5.3. Indicatori caracteristici ai focarelor………………………………... 321 5.4. Focare şi arzătoare pentru combustibili solizi……………………... 327

5.4.1. Focare pentru arderea în strat a combustibililor solizi…………. 327 5.4.1.1. Principiile arderii combustibilului în strat fix pe grătar

imobil…………………………………………………….. 327 5.4.1.2. Focare cu arderea în strat a cărbunelui pe grătar rulant….. 333

540 C.NEAGA

5.4.1.3. Focare cu arderea în strat fluidizat a combustibilului solid………………………………………………………. 351

5.4.1.4. Focare cu arderea cărbunelui în strat mobil pe grătare mecanice………………………………………………….. 391

5.4.2. Focare pentru arderea combustibililor solizi în stare pulverizată……………………………………………………… 399

5.4.2.1. Probleme generale. Tehnologii de ardere. Clasificări………………………………………………… 399

5.4.2.2. Focare pentru arderea cărbunelui pulverizat cu evacuarea cenuşii şi zgurii în stare solidă…………………………… 404

5.4.2.3. Focare pentru arderea cărbunelui pulverizat cu evacuarea cenuşii în stare lichidă……………………………………. 428

5.4.3. Arzătoare pentru combustibili solizi pulverizaţi……………….. 439 5.4.3.1. Probleme generale. Caracteristici. Clasificări……………. 439 5.4.3.2. Arzătoare cu fante pentru combustibili solizi

pulverizaţi………………………………………………… 443 5.4.3.3. Arzătoare turbionare pentru combustibili solizi

pulverizaţi………………………………………………… 459 5.5. Focare şi arzătoare pentru combustibili lichizi……………………. 473

5.5.1. Focare pentru arderea combustibililor lichizi………………….. 473 5.5.2. Arzătoare pentru combustibili lichizi………………………….. 478

5.6. Focare şi arzătoare pentru combustibili gazoşi……………………. 494 5.7. Arzătoare combinate şi arzătoare speciale………………………… 499 5.8. Probleme generale de optimizare privind aşezarea arzătoarelor şi

funcţionarea instalaţiei de focar…………………………………… 509 BIBLIOGRAFIE……………………………………………………………... 516


Generaţiilor de studenţi - devenite, generaţii de ingineri -, cu care am

început să colaborez din anul 1962

PREFAŢĂ O lucrare în domeniul generatoarelor de abur este bine venită. A trecut suficient timp de la apariţia în ţara noastră a ultimei lucrări în specialitatea menţionată; or, în această perioadă, atât la nivel naţional, cât şi în lume s-au întreprins enorme acţiuni dedicate, fie cercetării proceselor specifice, fie construcţiei acestor echipamente, fie aspectelor legate de exploatarea optimă a lor. De remarcat că singura filieră de obţinere a unor cantităţi mari de energie electrică şi căldură cerute de nevoile mereu crescute ale vieţii, rămâne încă cea clasică, adică, prin intermediul centralei termoelectrice, în care energia chimică a combustibilului organic suferă un lanţ de procese intermediare până la produsele finale amintite. În cadrul sistemului - centrală termoelectrică sau centrală electrică de termoficare - generatorul de abur reprezintă utilajul care ridică cele mai grele probleme, atât în realizarea lui, cât şi în funcţionare. Aici au loc cele două mari procese care concură la obţinerea energiei: arderea combustibilului organic şi obţinerea agentului de lucru (în cazul cel mai general, abur), caracterizat prin debit, presiune şi temperatură. Fiecare din cele două procese sunt însoţite de o mulţime de fenomene conexe, a căror cunoaştere, dominare fizică şi matematică din partea specialistului, permit crearea practică a condiţiilor de desfăşurare a lor pe traseele cele mai convenabile, cu eficienţă maximă. Iată de ce o lucrare care abordează subiecte specifice generatoarelor de abur îşi asumă din start o mare responsabilitate. Lucrarea este un tratat, ceea ce, implicit, previne cititorul că ea se va extinde pe mai multe volume. Cu toate acestea lucrarea este dedicată în exclusivitate studenţilor, care au în nomenclatorul lor de discipline şi pe cea de Generatoare de abur, sau ceva similar. Din aceste motive ea este structurată conform programei analitice a disciplinei enunţate, urmând succesiv capitolele din programă. Acum apare diferenţa: volumul unui capitol este mai mare decât cel care se poate preda studenţilor; mărimea capitolului este cauzată de mulţimea de date care se referă la subiectul respectiv şi nu de gradul de intensitate, de profunzime a analizei, care ar presupune un aparataj matematic elevat şi care, poate l-ar îndepărta pe student de la confruntare. Şi totuşi la asemenea abordări mai adânci nu se renunţă total; ele se dezvoltă până la un

2 C. NEAGA

punct, accesibil studentului, după care, prin semnalare bibliografică, i se oferă acestuia posibilitatea continuării.

Ultimile propoziţii ne permit să afirmăm că lucrarea se adresează şi cursanţilor de la Studii aprofundate, Studii postuniversitare, doctoranzilor, specialiştilor din cercetare, proiectare, execuţie şi exploatare.

Volumul I al Tratatului de generatoare de abur conţine cinci capitole. Capitolul 1-Introducere în ingineria generatoarelor de abur-, are menirea

să introducă studentul în domeniul acestor echipamente termoenergetice; se expun noţiuni constructive şi funcţionale ale diverselor tipuri de generatoare, se fac cele mai importante clasificări, se arată rolul şi locul unui generator de abur energetic într-o CTE sau CET; se vorbeşte despre rolul generatoarelor de apă caldă, industriale, recuperatoare în economia ţării.

Capitolul 2-Combustibilii energetici organici -,tratează cele mai impor-tante caracteristici fizice şi chimice ale celor trei tipuri de combustibili (solizi, lichizi, gazoşi), numai din unghiul de vedere a arderii lor în focarele gene-ratoarelor; se insistă mai mult asupra combustibililor solizi, deoarece aceştia deţin o cotă importantă în balanţa energetică a ţării.

Capitolul 3 -Bilanţuri materiale ale arderii combustibililor organici -, îşi propune în prima lui parte, ca pe baza reacţiilor stoechiometrice ale arderii să calculeze volumele de aer şi de gaze de ardere rezultate, volume necesare alegerii ventilatoarelor de aer şi de gaze, componente esenţiale ale sistemului de tiraj al generatorului. Partea a doua a acestui capitol - Calculul arderii în exploatarea generatoarelor de abur - s-a bucurat de o atenţie mai mare, deoarece este singura cale de a descoperi punctele cheie în desfăşurarea efectivă a procesului de ardere, în care intervenţia omului poate duce la mărirea randamentului de transformare a energiei. Pe baza bilanţurilor materiale cu referire la elementele chimice ale combustibililor - metodă propusă de autor - se găsesc volumele efective de aer introdus în focar şi volumele efective de gaze evacuate din sistem. Analiza se referă la toate cele trei tipuri de combustibili (solid, lichid, gazos) şi, ca o extindere, abordează problema şi pentru amestecuri de combustibili. Graficele şi expresiile analitice de dependenţă permit calculul rapid al diverselor mărimi, operaţii de optimizare şi pot fi utile în realizarea modelelor de automatizare a arderii în focarele generatoarelor de abur.

Capitolul 4 - Bilanţuri termice ale generatoarelor de abur. Randamentul şi consumul de combustibil -, tratează într-o manieră coerentă metodele de determinare a randamentului generatorului de abur - metoda ISO -, atât pe cale


directă, cât şi pe cale indirectă. Se detaliează expresiile pierderilor de căldură care apar, inevitabil, în funcţionarea unui generator şi se dau soluţii practice de micşorare a lor, până la valori optime tehnice şi economice. Capitolul se încheie cu expunerea, mai mult a principiilor, privind calculul randamentului şi consumului de combustibil în regim de funcţionare variabilă a generatorului. Capitolul 5 -Focare şi arzătoare pentru combustibili organici -, este cel mai amplu din toate capitolele lucrării. S-a încercat astfel să se evidenţieze o realitate existentă şi anume o mulţime extrem de variată de forme constructive de sisteme de focare care răspund în cel mai înalt grad (cu randamentul cel mai mare) arderii unui combustibil dat. S-au urmărit un set de idei: arzătorul şi focarul formează un tot unitar, inseparabil şi orice analiză trebuie să aibă în vedere aceste principii; forma şi dimensiunile sistemului de focar urmăresc două scopuri: arderea cât mai completă a combustibilului şi oferirea spaţiului necesar montării suprafeţelor de răcire a gazelor de ardere, de la temperatura teoretică, până la temperatura de evacuare din focar; în funcţie de cele două roluri (dependente la rândul lor de o mulţime de variabile independente) forma şi construcţia instalaţiei de focar sunt diferite; mulţimea de scheme (figuri), funcţie de combustibil, de modul lui de ardere etc. vorbeşte de la sine. Nu putem încheia această prefaţă fără a nu ne exprima mulţumirea faţă de Universitatea ″Politehnica″, din Bucureşti (unicul loc de muncă al autorului) care, cu toate neajunsurile ei, ne-a creat spaţiul geometric şi spiritual pentru a ne pregăti şi a ne îmbogăţi sufleteşte. Un gând frumos pentru înaintaşi, profesorii M.Postelnicescu, St.Gheorghiu, C.Ungureanu, care, în condiţiile concrete, nu dintre cele mai bune, au desţelenit un drum; generaţia mea a încercat să-l bătătorească; cei care vin trebuie să-l asfalteze. Nu în ultimul rând, îndrept calde sentimente spre colegii de catedră, spre specialiştii din diverse institute cu care, nu de puţine ori, ne-am ″ certat ″ pentru o idee; finalul? încă un mic adevăr cucerit. Miron Costin: ″Sfârşitul lucrului, ori te laudă, ori te face de ocară″. Ne străduim să punem în mâna cititorului o lucrare utilă. Autorul,

Bucureşti, 1962-2001

4 C. NEAGA NOTAŢII DE BAZĂ Combustibili

• - conţinutul de carbon, respectiv, hidrogen, sulf combustibil, azot, oxigen, cenuşă, şi umiditate totală cu referire la masa iniţială (procente masice), %; - umiditatea de îmbibaţie, respectiv, higroscopică cu referire la masa

iniţială, %;

itW,iA,iO,iN,i

cS,iH,iC

ihW,i

iW

• - umiditatea prafului, %; pW

• - puterea calorifică superioară, respectiv inferioară cu referire la masa

iniţială, MJ/kg;

iiQ,i

sQ

• ; ; - umiditatea, respectiv cenuşa şi

sulful raportate, %·kg/MJ; expresiile 2.56 şi 2.57;

iiQ/i

tWrapW = iiQ/iArapA = i

iQ/icSrap

cS =

• β - caracteristica combustibilului; • - conţinutul de volatile cu referire la masa combustibilă, %; mcV• - restul parţial, respectiv, total pe sita cu dimensiunea ochiului x, %; xR,xr• - restul total pe sita cu dimensiunea ochiului x = 90 μm, %; 90R• - procentul de masă combustibilă în materialul căzut, respectiv, antrenat

de gazele de ardere, %; antC,czC

• - fracţia de cenuşă căzută, respectiv, antrenată de gazele de ardere; anta,cza• - debitul de combustibil introdus în focar, respectiv, ars efectiv, kg/s; efB,B

• - densitatea reală, respectiv, aparentă şi în vrac a cărbunelui, vr,ap,r ρρρ ;3m/kg

• g, q – participaţia masică, respectiv, calorică, a unui combustibil într-un amestec de combustibili;

• - componente expri-

mate în procente de volum, ale combustibilului gazos anhidru, %;

anhS2H,anhnHmC,anh

2SO,anh2O,anh

2H,anhCO,anh2CO ∑

• d – conţinutul de umiditate cu referire la unitatea de volum de combustibil gazos

anhidru, ;3Nm/g

• - puterea calorifică inferioară a combustibilului gazos anhidru,

respectiv, umed,

umiQ,anh

iQ

;3Nm/kJ

• B – debitul de combustibil gazos, ;s/3Nm

• - densitatea combustibilului gazos anhidru, respectiv, umed, umc,anh

c ρρ .3Nm/kg

Aerul şi gazele de ardere

• minOV - volumul de oxigen minim (strict necesar, stoechiometric) necesar arderii

complete, ;3Nm/3

Nm;kg/3Nm

• - volumul teoretic de aer uscat, respectiv, umed necesar arderii 0aumV,0

aV


complete, ;3Nm/3

Nm;kg/3Nm

• x – conţinutul de umiditate al aerului, g/kg aer uscat;

• - densitatea aerului uscat, respectiv, umed, uma,anh

a ρρ ;3Nm/kg

• - densitatea gazelor de ardere anhidre, respectiv, umede, umg,anh

g ρρ ;3Nm/kg

• - volumul gazelor triatomice, 222 SOVCOVROV += ;3Nm/3

Nm;kg/3Nm

• - volumul de azot din gaze la arderea teoretică, 0NV

2;3

Nm/3Nm;kg/3

Nm

• - volumul vaporilor de apă la arderea teoretică, 0OHV

2;3

Nm/3Nm;kg/3

Nm

• - volumul gazelor de ardere umede,

0OHV0

NVROV0gV

222 ++= ;kg/3Nm

;3Nm/3

Nm

• - participaţia volumică a gazelor triatomice; OHrROrgr22

+=

• - presiunea parţială a gazelor triatomice, MPa; pgrgp ⋅=

• - concentraţia cenuşii antrenate în gazele de ardere, . aμ3Nm/g

• nHmC,2SO,2N,2O,S2H,2H,CO,2CO ∑ - componentele gazelor de ardere exprimate în procente de volum, %. Călduri specifice şi entalpii

• - căldura specifică a bioxidului de carbon, respectiv, a

vaporilor de apă şi a aerului anhidru,

anhac,OHc,COc

22

);K3Nm/(kJ ⋅

• - căldura specifică a combustibilului, respectiv, a cenuşii, sau

ac,cc )Kkg/(kJ ⋅

);K3Nm/(kJ ⋅

• - căldura specifică a gazelor de ardere, gc );K3Nm/(kJ ⋅

• - entalpia aerului teoretic uscat, respectiv, umed, kJ/kg; )t(0aumI),t(0

aI ;3Nm/kJ

• - entalpia teoretică a gazelor de ardere (λ = 1), kJ/kg; )t(0gI ;3

Nm/kJ

• - entalpia specifică a combustibilului, kJ/kg; )t(ci .3Nm/kJ

Coeficienţi de exces de aer

• - coeficientul de exces de aer la intrarea, respectiv la ieşirea din preîncălzitor;

p,p λ ′′λ′

• - coeficientul de exces de aer la intrarea în focar, respectiv, la ieşirea din focar şi la evacuarea din generator;

evf,i λλλ

• pa,f,m λΔλΔλΔ - infiltraţiile de aer fals în moară şi focar, respectiv, scăpările de aer în preîncălzitorul de aer.

6 C. NEAGA Caracteristici fizice

• - vâscozitatea cinematică a aerului, respectiv, a gazelor, g,a νν ;s/2m

• - conductivitatea termică a aerului, respectiv, a gazelor, ga , λλ );Km/(W ⋅

• )pc/(a ρ⋅λ= - difuzivitatea termică a aerului sau gazelor (indici corespunzători),

;s/2m Bilanţ termic, cantităţi de căldură, încărcări termice

• - randamentul generatorului (brut), %; η

• - pierderea de căldură cu gazele evacuate, kJ/kg , %; evq,evQ )3Nm/kJ(

• - pierderea de căldură prin ardere chimic incompletă, kJ/kg, , %; chq,chQ )3Nm/kJ(

• mq,mQ - pierderea de căldură prin ardere mecanic incompletă, kJ/kg, %;

• - pierderea de căldură prin pereţi în exterior, kJ/kg, , %; exq,exQ )3Nm/kJ(

• - pierderea de căldură cu reziduurile din focar, kJ/kg, %; rfq,rfQ• - căldura utilă schimbată în generator (preluată de apă-abur), kW; uQ• - căldura schimbată în economizor, respectiv, sistem

vaporizator, supraîncălzitor şi supraîncălzitor intemediar, kW; siQ,sQ,svQ,eQ

• rQ - căldura schimbată prin radiaţie în focar, kW; • - încărcarea termică a volumului, respectiv, a secţiunii transversale a

focarului,

sq,vq

.2m/kW,3m/kW Apa şi aburul

• - debitul nominal, respectiv, de purjă, de alimentare, de injecţie, kg/s;

injD,eD,pD,nD

• - entalpia apei de alimentare, respectiv, a apei la saturaţie, a aburului saturat uscat, a aburului supraîncălzit, kJ/kg.

ni,i,i,ei ′′′′

Temperaturi şi presiuni

• - temperatura teoretică de ardere în focar, respectiv, a gazelor la ieşirea din focar şi a gazelor evacuate din generator, °C;

evt,ft,tt

• - temperatura mediului ambiant, respectiv, a aerului la intrarea şi ieşirea

din preîncălzitorul de aer, °C; pt,pt,0t ′′′

• - temperatura apei la intarea, respectiv, ieşirea din economizor, °C; et,et ′′′

• - temperatura de saturaţie la presiunea respectivă şi temperatura nominală a aburului, °C;

nt,st

• - presiunea apei la intrarea în economizor, respectiv la ieşirea din economizor, de saturaţie şi nominală a aburului supraîncălzit, MPa.

np,sp,ep,ep ′′′


ADEVĂRUL ?

O EROARE. MEREU CORECTATĂ. Bachelard

1.

INTRODUCERE ÎN INGINERIA GENERATOARELOR DE ABUR

1.1. Generatoare de abur. Rol. Definiţii Dintre toate formele de energie, colectivitatea omenească are nevoie, în

cel mai înalt grad, de energie electrică şi de căldură; se poate afirma că este de neconceput existenţa socială fără aceste forme de energie. Trecând peste o serie de posibilităţi de obţinere a acestora, caracterizate, fie prin randamente scăzute, fie prin producţii cantitative modeste, ne vom referi în continuare la filiera industrială, care, după cum vom vedea, nu excelează din unghiul de vedere a randamentului, dar oferă cantităţi oricât de mari. Menţinându-ne aproape de ideea lucrării de faţă, căldura şi energia electrică se obţin prin transformarea în stadii şi în utilaje adecvate înseriate, a energiei primare (energia chimică potenţială) a combustibilului organic în aceste forme de energie, care, dată fiind extinderea disciplinei - obiect de analiză -, sunt forme finale de energie. De remarcat că lanţul de transformări conţine şi stadii în care energia este mecanică.

Evident, la început, cu toate că se pleca - în ambele cazuri - de la energia primară a combustibilului fosil, energia electrică şi căldura se produceau separat, independent una de alta.

Astfel, energia electrică se produce prin intermediul centralei termo-electrice (CTE), sau centrală cu condensaţie, al cărui lanţ de transformări este prezentat în fig. 1.1.

Utilajul, cap de serie este generatorul de abur (GA), în care agentul de lucru, de regulă apa, se transformă în vapori (abur) supraîncălziţi, cu ajutorul căldurii degajate prin arderea în focarul acestuia a unui combustibil organic. În generatorul de abur energia chimică a combustibilului se transformă în energie potenţială (de presiune) a aburului cu o pierdere de căldură de 6…10%; în turbina cu abur (TA) energia cinetică a aburului se transformă în energie mecanică (rotirea arborelui turbinei) cu o pierdere de căldură care poate ajunge până la 50%; această pierdere are loc în condensator şi este preluată de apa de

C. NEAGA 8

răcire (de condensare a aburului, care trebuie refolosit). În generatorul elecrtic (GE) energia mecanică se transformă în energie electrică cu o pierdere (de frecare) nesemnificativă. În general în CTE căldura primară (a combustibilului) se transformă în energie electrică cu un randament global scăzut, cca 40% .

Fig. 1.1. Schema fluxului de energie într-o centrală cu condensaţie (CTE): GA-generator de abur; TA-turbină cu abur; GE-generator electric; 1-energia chimică a combustibilului; 2-energia potenţială a aburului; 3-energia mecanică; 4-energia electrică.

În fig. 1.2 se arată schema termică a unui grup termoenergetic (CTE) cu

parametrii subcritici. Din analiza schemei rezultă rolul generatorului de abur, ca transformator al energiei chimice potenţiale a combustibilului în energie de presiune a aburului, precum şi poziţia acestuia în cadul CTE. În fig.1.3-1.5 se arată o serie de modalităţi de alimentare numai cu căldură a diverşilor consumatori industriali (tehnologici), sau pentru încălzirea locu-inţelor, halelor de fabricaţie, birouri, etc.

În fig. 1.3 este prezentată schema de alimentare cu căldură a unui sistem de consumatori cu evidenţierea circuitului de returnare a condensatului. Din dorinţa de a satisface o varietate cât mai mare de consumatori, cu cerinţe cantitative şi calitative diferite, sursa de căldură iniţială este un generator de abur supraîncălzit; asemenea soluţie trebuie justificată tehnic şi economic. De multe ori beneficiarul nu este numai un consumator de căldură, ci şi unul de agent termic, fapt ce ridică probleme speciale privind înlocuirea debitului de apă consumată. Figura 1.4 arată conexiunea dintre sursa de abur şi consumatorul industrial cu returnare de condensat (v.simbolul). Generatorul de abur industrial (v.simbolul) produce abur saturat, care alimentează direct consumatorul.


Deoarece, în majoritatea cazurilor, condensatul returnat este impurificat, se prevede o staţie de tratare a lui, obţinându-se astfel apă de alimentare pentru generator cu indicatorii de calitate conform normelor legale. Alimentarea cu căldură şi apă menajeră a unor consumatori urbani este prezentată în fig. 1.5. Supraîncălzirea apei (t>100oC, evident p>1 bar) de la temperatura cu care vine din reţeaua de termoficare până la temperatura cu care

Fig. 1.2. Schema termică a unei CTE cu parametrii subcritici:

1-generator de abur cu circulaţie naturală ( 14 MPa; 540oC ); 2-tambur; 3-sistem vapo-rizator;4-supraîncălzitor primar; 5-supraîncălzitor intermediar; 6-economizor; 71-corpul de înaltă presiune al turbinei (CIP); 72-corpul de medie presiune al turbinei(CMP); 73-corpul de joasă presiune (CJP); 8-generatorul electric; 9-condensator; 10-apă de răcire; 11-apă de adaus; 12-ejector; 13-pompă de condensat; 14-răcitorul ejectorului cu eşaparea în atmosferă a gazelor separate; 15-preîncălzitoare regenerative de joasă presiune (PJP) ; 16-pompă de transvazare; 17-degazor termic; 18-electropompă de alimentare; 19-turbopompă de alimen-tare; 20-preîncălzitoare regenerative de înaltă presiune (PIP).

C. NEAGA 10

pleacă în reţea, se face în generatorul de apă supraîncălzită 1, pe seama căldurii dezvoltate prin arderea unui combustibil oarecare, sau folosind căldura

Fig. 1.3. Sistem de alimentare cu căldură cu returnarea unei părţi a condensatului:

a-generarea aburului; b-diferite tipuri de consumatori; 1-generator de abur; 2-instalaţie de reducere a presiunii ( în soluţiile moderne poate fi o turbină înaintaşă sau cu contra-presiune ); 3,4-consumator industrial cu returnare de condensat, respectiv, fără returnare; 5-consumator de abur prin amestec; 6-consumator prin schimbător de suprafaţă; 7-încălzirea apei într-o reţea de termoficare urbană; 8-oală de condensat; 9-pompă de circulaţie; 10-rezervor de condensat; 11-pompă de condensat; 12-regulator de presiune. fizică şi chimică a unor produse energetice secundare, cum ar fi gaze de ardere evacuate dintr-un cuptor de forjă, sau tratamente termice, leşii combustibile etc; în acest caz generatorul se mai numeşte şi generator recuperator. Sistemul tehnic compus din generatorul de apă fierbinte, sau supraîncălzită şi reţeaua de transport a apei calde până la consumator şi retur a agentului recuperat se numeşte centrală termică, CT.

Producerea separată a celor două forme de energie, nu este o soluţie tehnică economică; de aceea a apărut ideea producerii simultane, cu aceeaşi instalaţie, atât a energiei electrice, cât şi a căldurii, metodă numită termoficare, sau cogenerare. Sistemul tehnic destinat producerii combinate a căldurii şi a energiei electrice se numeşte centrală electrică de termoficare, CET. În acest caz


generatorul de abur supraîncălzit nu se deosebeşte cu nimic de cel montat într-o CTE, doar turbina are o construcţie aparte, fiind cu contrapresiune şi/sau prize

Fig. 1.4 Schema de principiu a alimentării directe cu abur a unui consumator industrial: 1-generator de abur tehnologic;2-consumator;3-pompă de condensat;4-instalaţie de tratare a condensatului; 5-pompă de alimentare.

Fig. 1.5. Schema alimentării cu căldură şi apă caldă a unor consumatori urbani: 1-generator de apă fierbinte; 2-pompă de recirculare; 3-pompă de reţea; 4-regulator de tem-peratură; 5-consumatori (a-schimbător prin amestec al apei calde şi reci; b-alimentare cu ejector; c-schimbător de căldură de suprafaţă; d-pompă de circulaţie); 6-rezervor de apă de adaus în reţea; 7-pompă de adaus; 8-regulator de presiune.

reglabile, prin care aburul prelevat serveşte consumurilor industriale, sau preîncălzirii apei destinată reţelei de încălzire şi consumului menajer urban. Există o mare varietate practică de metode destinate producerii simultane de energie electrică şi de căldură, fig. 1.6.

Generatoarelor de abur supraîncălzit, saturat, sau apă fierbinte (de regulă cu parametrii reduşi) li se mai poate atribui încă un rol şi anume acela de instalaţii de depoluare a mediului ambiant. Astfel, un generator care foloseşte deşeuri menajere transformă poluarea cu substanţe solide în poluarea cu gaze de ardere; de remarcat însă că reducerea noxelor (depoluarea) din gazele de ardere este, în anumite cazuri mai convenabilă, decât transformarea deşeurilor în pro-

C. NEAGA 12

duse nepoluante. Dacă operaţia de transformare a deşeurilor oferă căldură, soluţia este cu atât mai eficientă.

Deoarece lucrarea de faţă îşi propune, principale obiective analiza proceselor şi construcţia generatoarelor de abur supraîncălzit montate în CTE şi

Fig. 1.6 Scheme de termoficare urbană şi industrială: a-schema CET cu turbină cu prize reglabile; b-schemă de termoficare cu turbină cu contrapresiune; c-schemă de termoficare urbană şi industrială cu o turbină cu condensaţie şi o priză reglabilă (8); d-termoficare cu turbină cu contrapresiune şi generator de abur de vârf (GAV); 1…5-prize; 6-răcitor de abur de la labirinţi; 7-condensator de abur de la ejector; 8…9-prize; IRR-instalaţie de reducere-răcire; GAF-generator de apă fierbinte; S,SV,SB-schimbător de căldură, de vârf, de bază; CT-consumator tehnologic. CET (le vom spune generatoare de abur energetice, pentru a le deosebi de cele


tehnologice), în fig. 1.7 se prezintă două secţiuni (verticală şi orizontală) printr-o centrală termoelectrică. Rostul acestei figuri este de a ne arăta locul unui generator de abur în schema unei CTE (sau CET), precum şi conexiunile lui constructive şi funcţionale cu celelalte utilaje ale centralei.

Generatorul de abur este instalaţia destinată producerii de vapori ai agentului de lucru, la o presiune mai mare decât presiunea atmosferică, pentru ca apoi prin destindere să se obţină lucru mecanic util. În calitate de agent de lucru poate fi folosită orice substanţă care, evident îndeplineşte anumite condiţii tehnice şi economice; în cazul generatoarelor clasice agentul de lucru cel mai folosit este apa (starea de vapori a apei se mai numeşte şi abur). În ceea ce priveşte temperatura aburului produs, pot exista următoarele două situaţii:

- temperatura este mai mare decât temperatura de saturaţie cores-punzătoare presiunii; aburul este supraîncălzit şi serveşte, în cele mai multe cazuri, la producerea energiei electrice, - generatorul se numeşte energetic; - temperatura este egală cu temperatura de saturaţie a presiunii date; de regulă aburul saturat serveşte desfăşurării unor procese tehnologice, fie numai prin conţinutul său de căldură, fie participă şi ca materie primă în realizarea de produse intermediare sau finale; generatorul de abur se numeşte tehnologic sau industrial. De remarcat că în majoritatea cazurilor, generatoarele de abur din centralele nuclearoelectrice (CNE) produc abur saturat, turbinele funcţionând deci cu abur saturat. După cum am spus aceste generatoare nu vor fi analizate în această lucrare. Sistemul tehnologic de producere a aburului supraîncălzit într-un generator de abur, care foloseşte energia primară a cărbunelui pulverizat este arătat în fig. 1.8. Vagonul cu cărbune 1, prin culbutare se descarcă în buncărul 2, de unde cu alimentatorul 3 ajunge în concasorul 8 - se obţin bucăţi de cărbune cu diametrul echivalent de 15…20 mm -, depozitate apoi în buncărul de cărbune concasat 12; din moara 13, praful şi aerul de ardere preîncălzit în 25, pătrund prin arzătorul 14 în focarul 15 al generatorului de abur 16, unde are loc arderea.

Cenuşa acumulată în pâlnia generatorului este evacuată cu sistemul 31; cea mai mare parte a cenuşii este antrenată de gazele de ardere şi separată în

C. NEAGA 14

Fig.1.7 Secţiuni verticală şi orizontală printr-o centrală termoelectrică:

1-generator de abur; 2,3-grupuri turbogeneratoare; 4-mori de cărbune; 5-preîncălzitor de aer rotativ; 6-electrofiltre; 7-ventilator de gaze de ardere; 8-coş de evacuare; 9-electropompe de alimentare; 10 -turbopompe de alimentare; 11-preîncălzitoare regenerative; 12-instalaţii de încălzire; 13-birouri; 14-ventilatoare de aer de ardere.


electrofiltrul 28; gazele de ardere sunt evacuate în atmosferă cu ajutorul coşului 30. Apa de alimentare refulată de pompele de alimentare din sala turbinelor pătrunde în economizorul 24, după care parcurge întregul circuit apă-abur al ge-neratorului (17,20,21,22); aburul supraîncălzit, prin conducte speciale, intră în turbină.

1.2. Clasificări Se au în vedere mai multe criterii de clasificare: - după destinaţie; generatoarele pot fi energetice, industriale, de încălzire,

recuperatoare (utilizatoare), energotehnologice şi speciale. Generatoarele de abur energetice se caracterizează prin parametrii nominali ridicaţi, economicitate şi siguranţă în funcţionare. Generatoarele de abur industriale produc abur pentru necesităţi tehnologice. Generatoarele pentru alimentare cu căldură produc abur, sau apă caldă pentru încălzirea întreprinderilor, locuinţelor sau clădirilor administrative. Un loc aparte îl reprezintă generatoarele de apă fierbinte (GAF); ele produc apă caldă, sau supraîncălzită (temperatura mai mare de 100oC) la presiune mai mare decât cea atmosferică. Generatoarele recuperatoare (utilizatoare) şi energotehnologice folosesc căldura fizică (sensibilă) şi/sau căldura chimică a unor produse energetice secundare (apar inevitabil din procesul tehnologic însuşi), sau deşeuri combustibile, biomasă, reziduuri etc; au un rol deosebit de important în economia unei ţări; - după presiunea agentului de lucru (agentul termic rece); generatoarele pot fi cu presiune nominală scăzută (sub 1 MPa); presiune nominală medie (1-10 MPa); înaltă (14 MPa); supraînaltă (18-20 MP a) şi supracritice (presiunea nominală mai mare decât presiunea critică; pentru apă presiunea critică

); MPa5,22crp =

- după presiunea agentului cald în focar şi în celelalte canale de gaze de ardere; generatoarele pot fi cu o uşoară depresiune (faţă de presiunea atmosferică - sunt cele mai răspândite, deoarece evită scăpările de gaze de ardere peste personalul de exploatare -) şi cu suprapresiune (mică sau mare); această ultimă categorie pot fi incluse în cicluri mixte abur-gaze, caracterizate prin coeficienţi înalţi de utilizare a enrgiei primare a combustibilului - după complexitatea ciclului în care funcţionează; generatoarele pot fi incluse în cicluri simple (ciclul abur), sau în cicluri mixte abur-gaze; magneto-

Fig.1.8. Schema tehnologică de producere a aburului:


I-clădirea de recepţie cărbune; II-galeria primului set de benzi transportoare; III-concasoare; IV-galeria setului al doilea de benzi; V-sala generatoarelor de abur;

1-vagon de cărbune; 2-buncăr; 3-alimentator de cărbune; 4,10-benzi orizontale; 5-primul set de benzi; 6-separator electromagnetic; 7-sită; 8-concasor; 9-setul doi de benzi; 11-aruncător; 12-buncăr de cărbune concasat; 13-moară; 14-arzător; 15-focar; 16-generator de abur; 17-ecrane; 18-canal orizontal; 19-canal descendent; 20-zona de tranziţie; 21-supraîncălzitor de radiaţie; 22-supraîncălzitor de convecţie; 23-supraîncălzitor intermediar; 24-economizor; 25-preîncălzitor de aer; 26-canal de aer rece; 27-ventilatoare de aer; 28-separator de cenuşă; 29-ventilatoare de gaze de ardere; 30-coş de evacuare; 31-instalaţie de evacuat cenuşa din pâlnie; 32-evacuare cenuşă uscată.

hidrodinamice (MHD)-abur etc.; - după modul în care se asigură agentul termic cald; generatoarele pot fi cu focar propriu, în care energia chimică potenţială a unui combustibil (solid, lichid, gazos) se transformă, prin ardere, în entalpie (conţinut de căldură) a produselor de ardere; pot fi numite şi autoterme şi generatoare pentru care agentul termic cald este un produs de evacuare dintr-un proces care se desfăşoară într-o instalaţie amplasată în amonte generatorului în cauză; exemplu, gazele de ardere evacuate dintr-un cuptor de forjă, sau de tratament termic; pot fi numite şi aloterme. - după modul în care se realizează circulaţia agentului termic de lucru în sistemul vaporizator (fierbător) al generatorului; pot fi generatoare de abur cu circulaţie naturală a amestecului (emulsiei) apă-abur (GACN); generatoare de abur cu circulaţie forţată multiplă a apei (GACFM); generatoare de abur cu circulaţie forţată unică (cu străbatere unică) a amestecului apă-abur în sistemul vaporizator, în cazul presiunilor subcritice şi a agentului de lucru în sistemul de ecranare a focarului în cazul presiunilor critice şi supracritice (GACFU) şi a patra grupă, generatoare cu circulaţie combinată, sau generatoare speciale, fig.1.9. În fig.1.9,a, se arată un contur simplu de circulaţie aparţinând unui generator de abur cu circulaţie naturală. El constă din tambur (5), ţeavă (ţevile) de coborâre (7), colector inferior şi ţeavă (ţevile) de ecran, urcătoare, generatoare de abur (ea aparţine sistemului vaporizator, sau fierbător al generatorului), (3). Cauza circulaţiei agentului de lucru prin contur o constituie, la acest tip de generatoare, diferenţa densităţilor apei în ţeava de coborâre şi a amestecului apă-abur, în ţeava de ecran. Datorită căldurii transmise ecranelor de

C. NEAGA 18

agentul termic cald din focar, în special prin radiaţie - qr - densitatea fluxului termic radiant, kW/m2 - apa din ţeava de ecran ajunge la temperatura de saturaţie şi apoi începe să vaporizeze; se formează amestecul apă-abur, sau emulsia apă- abur. Presiunea de circulaţie are expresia:

,Pa,rthgN ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ρ−ρ=Δ (1.1)

unde g este acceleraţia gravitaţiei, m/s2. h - înălţimea conturului, m; exprimă şi poziţia geometrică a tamburului faţă de nivelul de referinţă; ρ t - densitatea apei

în tambur, aceeaşi cu cea din ţeava de coborâre, kg/m3; rρ - densitatea medie

reală a amestecului apă-abur în ţeava generatoare de abur, kg/m3.

Fig. 1.9 Scheme principiale de generatoare de abur:

a.- generatoare de abur cu circulaţie naturală (GACN); b.-generatoare de abur cu circulaţie forţată multiplă (GACFM); c.-generatoare de abur cu circulaţie forţată unică (GACFU); 1-pompă de alimentare; 2-economizor; 3-sistem vaporizator; 4-supraîncălzitor; 5-tambur; 6-purjă; 7-ţevi de coborâre; 8-pompă de recirculare; PN-parametrii nominali; pt-presiunea în spaţiul de abur al tamburului, egală cu presiunea de saturaţie, MPa. În cazul generatoarelor cu circulaţie forţată multiplă (fig.1.9,b), în bucla de circulaţie (conturul de circulaţie) se include o pompă de circulaţie (8); în acest fel presiunea de circulaţie creşte, devenind


,Pa,PCp510)rt(hgN Δ+ρ−ρ=Δ (1.2)

unde este suprapresiunea creată de pompa de circulaţie (2…3) bar. PCpΔ

La generatoarele cu circulaţie forţată unică (fig.1.9,c) agentul de lucru se deplasează forţat prin schimbătoarele de căldură ale generatorului, datorită pompei de alimentare (1); el parcurge o singură dată întregul circuit sub presiune al generatorului, timp în care se preîncălzeşte (economizor), vaporizează (sistemul vaporizator) şi se supraîncălzeşte (supraîncălzitor); aceste generatoare nu au tambur, ceea ce constitue un mare avantaj al lor, faţă de precedentele. 1.3. Noţiuni constructive şi funcţionale ale generatoarelor de abur Se expun câteva elemente privind construcţia şi funcţionarea gene-ratoarelor de abur cu scopul de a familiariza cititorul cu aceste instalaţii şi mai ales cu vocabularul necesar în domeniu. Se admite model fizic un generator de abur energetic, cu circulaţie naturală, forma constructivă tip portal (sau π), care foloseşte combustibil solid pulverizat, fig. 1.10. În general, un generator de abur este un transformator de energie; el trans- formă energia chimică potenţială a combustibilului organic (prin ardere) în energie de presiune a aburului supraîncălzit. Generatorul presupune, în con-secinţă, două circuite principale, ale celor două fluxuri de substanţe, sau ale celor doi agenţi termici, agentul termic cald şi agentul termic rece, care la rândul lor impun existenţa unor circuite secundare. Circuitul termic apă-abur; se mai numeşte şi circuitul sub presiune al generatorului. El este o succesiune de schimbătoare de căldură în care au loc procese de transformare a apei în abur supraîncălzit. Pompele de alimenatre (poz.18, fig.1.2) refulează apa cu o presiune mai mare decât presiunea nominală a aburului supraîncălzit (se ţine seama de pierderile dinamice de presiune pe traseu) în preîncălzitoarele regenerative de înaltă presiune ale centralei, unde se preîncălzeşte până la temperatura optimă impusă de circuitul regenerativ al centralei. De aici apa pătrunde în sala generatoarelor de abur şi intră în prima treaptă a economizorului (E) 11, care este şi primul schimbător de căldură al generatorului, în sensul deplasării agentului termic rece; în economizor apa se

C. NEAGA 20

preîncălzeşte, pe seama căldurii gazelor de ardere, până aproape de temperatura de saturaţie corespunzătoare presiunii din acelaşi loc (funcţie de construcţia economizorului). Economizorul, una din cele două trepte înseriate 11 şi 12, constă din colectoare cilindrice de intrare şi ieşire, între care se sudează în paralel ţevi în formă de serpentine; el micşorează conţinutul de căldură al gazelor de ardere evacuate, conducând astfel la ″ economie″ de combustibil. Prin conducta de legătură 13, apa din economizor pătrunde în sistemul vaporizator (SV), sau fierbător al generatorului. Acesta este un sistem complex, constând din circuite de circulaţie conectate în paralel la tambur şi la colectoarele inferioare ale ecranelor vaporizatoare. Structural, sistemul vaporizator constă din tamburul 1, din sistemul de ţevi de coborâre 9, montate în exteriorul focarului, care nu primesc căldură, dar nici nu pierd, fiind izolate termic, colectoarele inferioare 10, ţevile de ecran (urcătoare) 7, în care apa trece în stare de abur, în special pe seama căldurii primite prin radiaţie de la mediul radiant din focar, din colectoarele superioare şi apoi, prin ţevile de legătură, emulsia apă-abur ajunge în tambur. Tamburul, pe lângă rolul de rezervor de apă, putând astfel să facă faţă unor solicitări tranzitorii de debit, are rolul de separator al fazelor: apa separată din emulsie îşi reia traseul, iar aburul saturat uscat după ce a trecut prin separatoarele de picături montate în tambur, merge spre supraîncălzitoarele 29,30,15,16,17 şi de aici, cu parametrii nominali, spre turbină; în ordine, supra-încălzitoarele sunt: de tavan (29), de radiaţie bilaterală sau paravan (30); prima şi a doua treaptă de convecţie (15) şi (17), prevăzute cu colectorul intermediar (16), care permite încrucişarea fluxurilor de abur, sau poate fi şi instalaţie de reglare a temperaturii aburului supraîncălzit. După cum s-a spus cauza circulaţiei agentului de lucru în sistemul vaporizator este naturală şi anume diferenţa dintre densităţile apei în ţevile de coborâre şi a emulsiei apă-abur, din ţevile de urcare (expresia 1.1). De asemenea se constată că debitul de agent de lucru care circulă prin sistemul vaporizator este mai mare decât debitul de abur saturat care merge spre supraîncălzitor; raportul lor se numeşte multiplu de circulaţie şi evident este supraunitar. Elementele constructive ale sistemului vaporizator (tambur, ţevi, colectoare) sunt corpuri cilindrice. Sistemul de supraîncălzitoare este format din schimbătoare de căldură prin care aburul circulă în serie, sau în paralel; circulaţia aburului este forţată, cauzată de diferenţa de presiuni din tambur şi din


condensator; ele sunt realizate tot din corpuri cilindrice, colectoare, ţevi în formă de serpentine, sudate în paralel la colectoare. Rolul supraîncălzitoarelor este de a mări temperatura aburului de la temperatura cu care acesta vine din tambur, până la temperatura nominală cu care pleacă spre turbină; cu cât temperatura nominală (de supraîncălzire) a aburului este mai mare, cu atât randamentul centralei (randamentul ciclului Rankine) este mai mare. De asemenea, pentru a mări randamentul centralei se recurge la o simplă(sau dublă) supraîncălzire intermediară. Generatorul din fig. 1.10 este prevăzut cu o supraîncălzire intermediară; după ce aburul s-a destins parţial în corpul de înaltă presiune al turbinii (CIP) revine la generator şi în supraîncălzitorul intermediar 31 îşi măreşte din nou temperatura; de aici merge spre celelalte corpuri ale turbinii. Circuitul de combustibil; la generatoarele energetice mari, care folosesc combustibil solid, acesta este ars numai sub formă pulverizată. Circuitul complet al cărbunelui este ilustrat în fig. 1.8. În fig. 1.10, amestecul primar (praf de cărbune şi agent termic de uscare şi transport) 6 se introduce prin arzătorul 5 în focarul 4; jetul primar este de regulă drept (neturbionat) plan sau cilindric. Circuitul de aer de ardere; ventilatoarele de aer de ardere 28 aspiră aer din atmosferă, sau din sală, 27 (proporţiile trebuie să asigure climatul propice personalului de exploatare) şi-l refulează în treptele de preîncălzire 18,19. O parte a aerului preîncălzit merge prin canalul 21 la moară, - se numeşte aer primar - şi serveşte preuscării şi antrenării prafului de cărbune; cealaltă parte 20 - numită aer secundar - se introduce prin arzătorul 5, sub formă de jet însoţitor turbionat, sau neturbionat al jetului primar 6, în focar, unde are loc arderea prafului. Circuitul gazelor de ardere; începe de la sfârşitul focarului şi se termină la ieşirea gazelor de ardere din coşul de evacuare în atmosferă. (Zona din focar cuprinsă între nivelul arzătoarelor şi ieşirea din spaţiul acestuia se caracterizează prin scăderea concentraţiilor reactanţilor şi creşterea concentraţiilor produselor de ardere). Deplasarea gazelor de ardere se face forţat cu ajutorul ventilatoarelor de gaze de ardere.În traseul lor gazele scaldă schimbătoarele circuitului apă-abur al generatorului cedând o parte din căldura lor, prin intermediul acestora, agentului rece. Înălţimea coşului de evacuare se alege, de regulă, din considerente ecologice; cu cât coşul este mai înalt, dispersia gazelor se face în

C. NEAGA 22

straturi mai agitate ale atmosferei (troposferă) şi astfel noxele se distribuie pe suprafeţe cât mai mari, realizându-se concentraţii limită admisibile la sol egale cu cele din normele de protecţie a florei şi faunei.

Fig. 1.10 Schema unui generator de abur cu circulaţie naturală:


1-tambur; 2-volumul de apă; 3-volumul de abur; 4-focar; 5-arzător de cărbune pulverizat; 6-amestec primar; 7-ecrane(SV); 8-feston; 9-ţevi de coborâre; 10-colectoare inferioare; 11-economizor 1; 12-economizor 2; 13-conductă spre tambur; 14-abur saturat; 15-supra-încălzitor de convecţie 1; 16-instalaţie de reglare a temperaturii; 17-supraîncălzitor de con-vecţie 2; 18-preîncălzitor de aer tubular 1; 19- preîncălzitor de aer tubular 2; 20-canal aer secundar; 21-canal aer primar spre moară; 22-izolaţie; 23-intrare canal de convecţie; 24-usă de vizitare; 25-colector cenuşă; 26-jgheab cenuşă; 27-aspiraţie aer rece; 28-ventilator de aer; 29-supraîncălzitor tavan; 30-supraîncălzitor paravan; 31-supraîncălzitor intermediar; 32- pâlnie rece. Circuitul cenuşii; în urma arderii în focar a cărbunelui pulverizat, din masa minerală a acestuia rezultă cenuşă. Debitul de cenuşă se divide în două:

- o parte (5…10%) cade, prin pâlnia focarului, în cuvă; partea inferioară a focarului (pâlnia) are o formă geometrică adecvată colectării cenuşii. În cuvă se găseşte apă, care ″stinge″ cenuşa, dar care si etanşează focarul contra infiltra-ţiilor de aer fals (zăvor hidraulic). Cenuşa udă este preluată de craţăr (o bandă metalică) şi deversată într-un recipient, de unde, în urma amestecării cu apă, este preluată de pompe speciale şi printr-o estacadă de conducte este transportată la halda de cenuşă şi zgură a centralei;

- cealaltă parte (90…95%) este antrenată de gazele de ardere şi împreună cu acestea parcurge toate canalele de gaze de ardere ale generatorului. Cenuşa antrenată de gazele de ardere influenţează toate procesele care au loc între acestea şi suprafeţele metalice ale schimbătoarelor de căldură; astfel coeficientul energetic de emisie a mediului radiant din focar creşte cu creşterea concentraţiei de cenuşă; analog şi transferul de căldură prin convecţie. Cenuşa depusă pe ecrane se zgurifică constituind astfel o rezistenţă termică în procesul de schimb de căldură între agenţii cald şi rece; analog cenuşa depusă pe suprafeţele de convecţie, ducând la murdărirea acestora, conduce la micşorarea fluxului util de căldură (fluxul preluat de agentul rece). De asemenea, cenuşa antrenată, duce la uzura prin abraziune a suprafeţelor metalice. Prevenirea şi diminuarea efectelor negative arătate mai sus impun echiparea generatorului cu instalaţii specifice, ceea ce, evident, măreşte investiţia. Pentru a evita poluarea mediului ambiant cu cenuşă se prevăd, la ieşirea din generator, sisteme de desprăfuire, de regulă electrofiltre (fig. 1.7, poz.6; fig. 1.8, poz.28).

C. NEAGA 24

Pentru a oferi spaţiul desfăşurării proceselor specifice unui generator de abur ( ardere, curgerea gazelor de ardere etc. ), pentru a oferi condiţii de lucru

Fig. 1.11 Secţiuni printr-un generator de abur cu circulaţie naturală: E-economizor; T-tambur; ţc-ţevi de coborâre; ci-colectoare inferioare; e-ecrane; cs-colectoare superioare; S-supraîncălzitor; cv-cuvă(etanşare hidraulică) ; cr-craţăr; A-arzătoare.


personalului de exploatare şi pentru a reduce pierderile de căldură în mediul ambiant, canalele de gaze de ardere ale generatorului se izolează termic. Greutatea tuturor schimbătoarelor de căldură, a agentului de lucru existent la un moment dat în interiorul acestora, a izolaţiei, a armăturii etc. este preluată de construcţia metalică de susţinere a generatorului; aceasta are formă spaţială şi constă din cadre realizate din profile metalice adecvate; ea se sprijină pe fundaţia generatorului. Există o mare varietate de forme constructive de generatoare de abur, cum ar fi portal, π (descrise mai sus), sau turn; generatoarele de abur pot fi montate în sală (fig. 1.7) sau pot funcţiona sub cerul liber (în special cele turn). Parametrii nominali ai generatorului (STAS 2605-94) se definesc după ventilul principal de abur saturat, sau supraîncălzit, montat după sistemul vaporizator, sau după ultima treaptă de supraîncălzire. Debitul nominal, kg/s(t/h) - debitul maxim continuu de abur pe care generatorul trebuie să-l asigure la presiunea nominală şi temperatura nominală;

presiunea nominală, MPa (bar) - presiunea maximă continuă a aburului, în condiţiile debitului şi temperaturii nominale;

temperatura nominală, K(oC) - temperatura maximă continuă a aburului în condiţiile debitului şi presiunii nominale; (în paranteze s-au trecut unităţile de măsură tolerate). În cazul supraîncălzirii intermediare, o singură sau mai multe supraîncălziri, temperatura aburului la ieşirea din supraîncălzitorul (supra-încălzitoarele) intermediar intră în cadrul parametrilor nominali;

temperatura nominală a apei de alimentare, K(oC) - temperatura apei la intrarea în economizor, admisă la proiectarea generatorului, capabilă să asigure debitul nominal al acestuia.

În fig. 1.12 sunt prezentate transformările termodinamice ale agentului de lucru la trecerea lui prin schimbătoarele generatorului, în diverse diagrame (prezentarea este calitativă, teoretică - fără pierdere de presiune şi în condiţii adiabate etc. -).

În fig. 1.12,a transformările sunt prezentate în diagrama T-s (tem-peratură-entropie). Cu parametrii punctului 1, apa intră în economizor. Încăl-zirea apei în economizor are loc după o lege exponenţială cu concavitatea spre temperaturi pozitive (transformare izobară). Dacă economizorul este cu fier-bere, amestecul iese din economizor cu caracteristicile punctului 2'' ( titlul

C. NEAGA 26

aburului ); poate ieşi, de asemenea cu caracteristicile punctului

2, aflat pe curba limită inferioară, x = 0. De cele mai multe ori temperatura apei la ieşirea din economizor este mai mică cu 30…40

20,0...15,0~x ''2

oC, decât temperatura de saturaţie (punctul 2'). În sistemul vaporizator evoluţia are loc la temperatură con-stantă, temperatura de saturaţie, Ts, K (segmentul 23); supraîncălzirea aburului 34 este, de asemenea, o exponenţială. În continuare se completează ciclul unei centrale termoelectrice, numit ciclul Rankine. Cu parametrii nominali, punctul 4, aburul se destinde izentropic (s = const.) în turbină; transformarea 56 reprezintă condensarea aburului, iar 61, comprimarea adiabată a apei în pompa de alimentare (ciclul este fără preîncălziri regenerative ale apei de alimentare). Cu notaţiile din figură, randamentul ciclului Rankine are expresia

,

1i4i

)6i1i(5i4iR

−

−−−=η (1.3)

unde cu i s-a notat entalpia specifică, kJ/kg. Diagrama T-s din fig. 1.12,b are în plus faţă de precedenta (fig. 1.12,a)

evoluţia aburului în supraîncălzitorul intermediar, ''43 . După ce s-a destins parţial în corpul de înaltă presiune al turbinei (fig. 1.2) aburul merge la generator unde se supraîncălzeşte din nou. Supraîncălzirea intermediarpă duce la mărirea randamentului ciclului Rankine şi în consecinţă la mărirea randamentului centralei. Cu o singură supraîncălzire intermediară expresia randamentului este

''

''

3414

3461541R

iiii

ii)ii(ii

−+−

−+−−−=η . (1.4)

Se demonstrează că , sau că diferenţa este

pozitivă. Expresia (1.3) mai poate fi scris cu ; prin identificare

rezultă mărimile a şi b.

R1R η>η 0R1R >η−η

b/aR =η ab >

Cu acestea (1.4) devine ( ) 0iic '' 34>−=

cbca

1R ++

=η . (1.5)

,0)cb(b)ab(c

R1R >+−

=η−η (1.6)

Fig. 1.12 Evoluţia transformărilor agentului de lucru în schimbătoarele generatorului de abur prezedntate în

diverse diagrame: a-diagrama T-s; b-diagrama T-s cu o singură supraîncălzire intermediară;

c-diagrama i-s; d-diagrama p-v; K-punctul critic al apei; pn,Tn,in-parametrii nominali; x=0; x=1;

xcd-curba limită inferioară, respectiv, superioră şi titlul aburului la intrarea în condensator; pcd,Tcd,i cd -parame-

trii agentului de lucru (apa)condensa-

tor; ''' -volume specifice,apă

.

v v, nv,

la saturaţie, respectiv, abur satur uscat şi în condiţii nominale

Fig. 1.12 Evoluţia transformărilor agentului de lucru în schimbă-toarele generatorului de abur prezedntate în diverse diagrame: a-diagrama T-s; b-diagrama T-s cu o singură supraîncălzire intermediară; c-diagrama i-s; d-diagrama p-v; K-punctul critic al apei; pn,Tn,in-parametrii nominali; x=0; x=1; xcd-curba limită inferioară, respectiv, superioră şi titlul aburului la intrarea în condensator; pcd,Tcd,i cd -parame-trii agentului de lucru

(apa)condensator; ''' -volume specifice,apă la saturaţie, respectiv, abur saturat uscat şi în condiţii nominale.

nv,v,v

C. NEAGA 28

ceea ce demonstrează creşterea randamentului datorită supraîncălzirii intermediare. Această diferenţă creşte, când c creşte (creşterea este din ce în ce mai mică).

1i4i

6i5i

bab

)cb(b)ab(c

clim)R1R(

clim

−

−=

−=

+−

∞→=η−η

∞→ . (1.7)

Randamentul ciclului Rankine devine egal cu unitatea, când numărul treptelor de supraîncălzire intermediară tinde spre infinit (echivalent când c tinde la infinit). Această concluzie rezultă, fie din (1.5), punând condiţii ca c să tindă la infinit, fie din (1.7)

1b

abba

bab

RR =−

+=−

+η=∞η . (1.8)

Practic, dubla, sau tripla supraîncălzire intermediară măreşte şi mai mult randamentul ciclului Rankine, faţă de o singură supraîncălzire. Trebuie însă remarcate implicaţiile negative (investiţii, cheltuieli supli-mentare etc.) ale supraîncălzirii intermediare. Prezentările în diagramele i-s (fig.1.12,c) şi p-v (fig.1.12,d) ale transformărilor termodinamice şi de stare ale agentului de lucru la trecerea lui prin schimbătoarele de căldură ale generatoarelor de abur, ajută la înţelegerea mai adâncă a fenomenelor specifice acestora. În fig. 1.13 sunt arătate schemele constructive ale celor mai răspândite tipuri de generatoare de abur cu circulaţie forţată unică (GACFU); schema de principiu a acestora s-a prezentat în fig. 1.9,c. Generatoarele cu circulaţie forţată unică nu au stabile (fixe) zonele care delimitează economizorul de vaporizator, sau vaporizatorul de supraîncălzitor; în timpul funcţionării generatorului fenomene ca schimbarea temperaturii apei de alimentare, a sarcinii, a presiunii de lucru, modificarea calităţii combustibilului şi altele fac, ca raportul suprafeţelor economizorului, sistemului vaporizator şi supraîncălzitorului să se modifice. La generatoarele cu circulaţie naturală şi cu circulaţie forţată multiplă aceste graniţe sunt fixe în timp, însuşire asigurată de tambur. Întrucât generatoarele cu circulaţie forţată unică nu au tambur, nu au nici posibilitatea de purjare a sărurilor acumulate în procesul de vaporizare; de aceea toate impurităţile introduse în circuit cu apa de alimentare ( săruri dizolvate etc.) se depun în timp pe pereţii interiori ai ţevilor, sau sunt antrenate de abur şi intro-


duse în turbină, unde se depun pe palete; rezistenţa termică suplimentară creată de aceste depuneri duce la creşterea temperaturii metalului cu consecinţe negative în funcţionarea generatorului.

Fig. 1.13 Scheme constructive de generatoare de abur cu circulaţie forţată unică (GACFU): a-Benson: 1-ecrane din panouri; 2-supraîncălzitor; 3-sistem vaporizator rezidual (zona de tranziţie); 4-economizor; 5-preîncălzitor de aer; 6-intrare apă de alimentare; 7-abur supra-încălzit; 8-gaze de ardere evacuate; b-Sulzer: 1-ecrane din panouri orizontale; 2-ecrane din panouri verticale; 3-zona de tranziţie; 4-supraîncălzitor; 5-economizor; 6-preîncălzitor de aer; 7-apă de alimentare; 8-abur supraîncălzit; 9-gaze de ardere evacuate; c-Ramzin: 1-economizor; 2-ţevi de legătură; 3-colector inferior de distribuţi; 4-ţevi de ecran; 5-colector superior pentru amestec; 6-zonă de tranziţie; 7-supraîncălzitor de perete (ecran) ; 8-supraîncălzitor de convecţie; 9-preîncălzitor de aer; 10-arzător; 11-gaze de ardere evacuate; 12-abur supraîncălzit. În principiu şi la aceste generatoare se poate practica îndepărtarea sărurilor prin purjarea unui utilaj anexă -vasul separator- montat la sfârşitul sistemului vaporizator, dar, din cele spuse, poziţia sfârşitului sistemului vaporizator este labilă; în plus distribuţia termică inegală asupra ţevilor vaporizatoare, conectate în paralel la colectoarele de intrare şi de ieşire, complică sistemul de reglare a proceselor. În concluzie se impune, deci, ca apa de alimentare a acestor generatoare să se caracterizeze prin indicatori de calitate superiori, faţă de generatoarele cu tambur.

C. NEAGA 30

Şi totuşi pentru a evita supraîncălzirea metalului din zona cu depuneri maxime de săruri (aceasta este zona finală a vaporizatorului, amplasată la ieşirea din focar), zonă în care titlul aburului se apropie de unitate, această porţiune a fost ″transferată″ într-o porţiune a canalelor de gaze cu temperatura mai redusă a acestora, adică în partea iniţială a canalului de convecţie; această porţiune a fierbătorului, în care titlul aburului creşte de la 0,8 la 1, se numeşte sistem vaporizator rezidual (SVRd), sau suprafaţă de tranziţie. Odată cu perfecţionarea metodelor de curăţire (tratare) a apei de alimentare, suprafaţa de tranziţie nu-şi mai găseşte rolul. Cu toate acestea ea se menţine din tradiţie; i se conferă un uşor rol de supraîncălzitor (15…20oC peste temperatura de saturaţie), este inclusă în sistemul de reglare a temperaturii aburului supraîncălzit şi duce la scăderea temperaturii gazelor de ardere evacuate. Mărimea ei depinde de puterea calorifică a combustibilului şi de presiunea agentului de lucru. Lipsa tamburului face ca generatoarele cu circulaţie unică să aibă o masă mică de apă acumulată în schimbătoarele lor de căldură; din acest motiv se impune o sincronizare perfectă a fenomenelor de schimbare a sarcinii, cu procesele de alimentare cu apă, cu combustibil şi cu aer (iese în evidenţă rolul de acumulator de căldură ″de volant termic″, al apei din generator). Din aceste cauze automatizarea acestor generatoare este extrem de pretenţioasă. În fig. 1.13 a, se arată schema generatorului cu circulaţie unică Benson. Din economizorul 4, apa intră în sistemul vaporizator 1 (este vorba de un generator Benson cu presiune subcritică, fiindcă numai în acest caz avem sistem fierbător; v.diagrama T-s). Sistemul vaporizator este realizat din panouri de ţevi verticale, înseriate, prin care agentul termic are sensul ascendent; legătura între panouri se face prin ţevi aşezate în exteriorul focarului, sistem care complică realizarea şi exploatarea acestor generatoare. Din sistemul vaporizator emulsia cu titlul x ~ 0,8 merge în sistemul vaporizator rezidual 3, unde are loc finisarea procesului de vaporizare şi deci depunerea maximă de săruri. Fig. 1.13 b, arată schema generatorului Sulzer. Pentru generatoare mici (debit până la 28 kg/s) sistemul vaporizator constă dintr-o singură ţeavă dispusă în formă de elice pe pereţii focarului, în prima parte orizontal, apoi vertical (de aici denumirea de generator monotubular Sulzer). În acest caz nu apare problema distribuţiei inegale a debitului prin ţevi în pachet, însă lungimea ţevii fiind mare, pierderile de presiune sunt mari. Generatoarele Sulzer cu debite


medii şi mari au sistemul vaporizator realizat din pachete de ţevi aşezate orizontal şi apoi vertical. Primele generatoare Sulzer aveau vas separator de abur aşezat la ieşirea din sistemul vaporizator de radiaţie, separator care permitea şi operaţia de purjare. Din schema constructivă a generatorului cu circulaţie forţată unică Ramzin (fig. 1.13 c) se constată că sistemul vaporizator este realizat din benzi de ţevi aşezate sub unghi constant faţă de orizontală, care îmbracă pereţii interiori ai focarului, benzile devenind elici paralelipipedice. Soluţia, deşi extrem de greoaie tehnologic, are avantajul că ţevile trec prin toate zonele focarului, zone caracterizate prin densităţi termice ale fluxurilor radiante diferite. Tendinţa actuală în construcţia de generatoare de abur cu străbatere unică constă în preluarea părţilor pozitive ale celor trei tipuri şi realizarea de generatoare performante, bineînţeles cu respectarea intereselor de firmă. 1.4. Generatoare de apă caldă şi supraîncălzită Generatoarele de apă fierbinte (GAF), sau supraîncălzită servesc la termo-ficarea urbană (încălzirea şi alimentarea cu apă menajeră a locuinţelor), la încăl-zirea halelor industriale şi serelor, la alimenatrea cu căldură în vederea desfăşurării proceselor tehnologice din diferite ramuri ale industriei etc. Funcţional nu se deosebesc, în general, de tipurile analizate anterior; ele pot fi cu circulaţie naturală şi cu circulaţie forţată. În ansamblu, circuitul lor termic este destinat preîncălzirii apei de la temperatura de intrare, până la temperatura cu care aceasta pleacă spre consumator; cu alte cuvinte circuitul termic sub presiune al generatoarelor de apă fierbinte este un economizor, care se compune, atât dintr-o parte de radiaţie, cât şi alta de convecţie. Ele pot folosi căldura dezvoltată prin arderea unui combustibil organic (sau reziduu com-bustibil), caz în care în mod cert dispun de treapta de încălzire prin radiaţie, care ecranează focarul, sau căldura reziduală a unor substanţe care sunt evacuate şi, de asemenea, a unor produse secundare cu nivel termic ridicat rezultate din diferite procese tehnologice; în aceste cazuri ele sunt şi generatoare recupe-ratoare. Pentru debite calorice mari necesare termoficării urbane se folosesc GAF de 11,63 MW (10 Gcal/h); 29(25); 58,15(50); 116,3 (100). În fig. 1.14 se arată o secţiune verticală prin GAF 116,3 MW(100 Gcal/h). El are forma de turn ( cu un singur canal de gaze de ardere ). Generatorul este

C. NEAGA 32 57525

Fig. 1.14 Generator de apă fierbinte de 116,3MW (100 Gcal/h): 1-ventilatoare de aer; 2-arzătoare; 3-focar ecranat; 4-schimbător de convecţie.


proiectat pentru funcţionarea cu gaz natural (combustibil de bază) şi păcură (combustibil auxiliar). Focarul este echipat cu 16 arzătoare speciale (8 pe peretele frontal şi 8 pe peretele spate). Aerul de ardere este aspirat direct din mediul ambiant de ventilatorul care intră în furnitura fiecărui arzător. Evacuarea gazelor de ardere se face prin tiraj natural creat de coşul din tablă de oţel fixat în prelungirea axului vertical al generatorului, pe construcţia metalică de susţinere a acestuia (înălţimea coşului ~ 41 m).

Fig. 1.15 Schema circulaţiei apei în GAF 116,3 MW (100 Gcal/h):

a-regim de iarnă; b-regim de vară; 1-colector de intrare sau ieşire a apei; 2-ţevi de legătură; 3-ecran frontal; 4-schimbător de convecţie; 5,6-ecran lateral stânga, dreapta; 7-ecran spate; 8-colectoare. Circuitul termic al generatorului constă din suprafeţe de radiaţie (ecrane fixate pe cei patru pereţi ai focarului realizate sub formă de pereţi membrană) şi de convecţie; schimbătorul de convecţie executat sub formă de pachete U este aşezat la ieşirea din focar. În fig. 1.15 este arătată circulaţia apei; aceasta este forţată, cu ajutorul pompei de reţea. Debitul apei depinde de regimul de lucru al generatorului: în regimul de iarnă ( fig. 1.15 a ) se aplică schema de circulaţie a

C. NEAGA 34

apei cu patru treceri; în regim de vară (fig. 1.15 b) schema de circulaţie este cu două treceri. În regimul de iarnă, apa de reţea este introdusă într-un colector inferior, parcurge toate suprafeţele de încălzire ale generatorului (ascendent şi descendent), după care, prin colectorul inferior opus este distribuită în reţeaua de termoficare. Vara, apa pătrunde în generator prin două colectoare inferioare, parcurge circuitul în sensul indicat de săgeţi, după care merge la consumator. În acest caz generatorul permite încălzirea unui debit de apă de cca două ori mai mare faţă de debitul din regimul de iarnă; aceasta se explică prin aceea că temperatura apei la intrare în generator în regim de vară este de 102oC faţă de 70oC, în regim de iarnă, temperatura la ieşire fiind în ambele situaţii de 150oC . În oricare regim de lucru, debitul de căldură livrată de generator se poate regla prin schimbarea numărului de arzătoare în funcţiune, păstrând constant debitul de apă şi variind valoarea creşterii de temperatură a apei în generator .Viteza de circulaţie a apei se admite de 1,2...1,45 m/s; presiunea de lucru, 10...20 bar (minimă 10 bar), suficientă pentru a evita vaporizarea locală (în zonele cu densităţi termice ale fluxurilor de căldură mari şi cu pierderi locale de presiune ridicate), dar şi pentru a învinge pierderile de presiune în reţeaua de termoficare. Construcţia metalică de susţinere se compune din patru cadre executate din profile diferite, pe care se fixează suprafeţele de schimb ale generatorului; construcţia generatorului este de tip suspendată cu posibilitatea de dilatare în jos. Izolaţia care constă în general dintr-un strat de vată minerală, se aplică direct pe ecrane; în exterior se aplică tablă zincată pentru protecţie şi pentru reducerea pierderilor de căldură în exterior. Când generatoarele de apă fierbinte formează o baterie, ele pot debita gazele de ardere printr-un singur coş de evacuare executat din cărămidă.

1.5. Generatoare de abur şi de apă fierbinte recuperatoare Generatoarele recuperatoare sunt destinate folosirii căldurii fizice, sau chimice a produselor energetice secundare, rezultate, fie din diverse procese tehnologice , fie din activităţi cotidiene (deşeuri menajere , deşeuri specifice activităţii spitalelor etc.). În cazul folosirii căldurii chimice a produselor secundare, generatoarele tehnologice sunt prevăzute cu sisteme de pregătire a acestora, de arzătoare şi focare, evident, adaptate tipului de combustibil neconvenţional. Întrucât există o mare diversitate de produse secundare


purtătoare de energie, există şi o mare diversitate de generatoare, capabile să transforme cu randamente optime energia primară a acestor resurse. Deci generatoarele recuperatoare se pot împărţi în două: care folosesc căldura fizică a produselor secundare şi care folosesc căldura chimică a reziduurilor. La rândul lor prima categorie se împarte în două, având criteriu temperatura gazelor (sursă primară de căldură) care pătrund în spaţiul generatorului. Astfel distingem generatoare recuperatoare de joasă temperatură, caz în care gazele la intrare au

şi generatoare de înaltă temperatură pentru care .

Această ultimă clasificare ţine seama de modul în care se transmite căldura schimbătoarelor generatoarelor: la prima grupă de generatoare domină schimbul prin convecţie, în al doilea caz schimbul prin convecţie este precedat de schimbul de căldură prin radiaţie, ceea ce impune ca generatorul să fie prevăzut cu o cameră de radiaţie ecranată (grosimea stratului radiant creşte şi deci coeficientul energetic de emisie a mediului radiant din cameră creşte). De asemenea în acest al doilea caz starea de agregare a particulelor solide antrenate de gazele de ardere este plastică şi se depun pe ecrane ducând la zgurificarea lor.

Sursele de gaze cu sunt cuptoarele de forjă, de tratament termic

etc.; în al doilea caz, cuptoarele metalurgiei neferoase evacuează gaze şi

particule cu temperaturi .

C800t og ≤ C1100t o

g ≥

C800t og ≤

C1100t og ≥

În fig. 1.16 se arată câteva scheme principale de generatoare recuperatoare

în cazul . C800t og ≤

În fig. 1.16 a, se arată tipul de generator recuperator cu circulaţie forţată multiplă. Pentru a micşora pierderile de presiune, sistemul vaporizator este împărţit în două componente conectate în parale. În funcţie de debitul de gaze de ardere se poate prevedea un singur generator pentru mai multe cuptoare. Fig. 1.16 b, se referă la un recuperator cu circulaţie forţată unică cu vas separator şi cu cicloane separatoare aşezate în afara vasului; vasul separator permite purjarea agentului de lucru, creând astfel condiţii de alimentare cu apă cu indicatori de calitate inferiori. De asemenea din vasul separator se poate preleva şi abur pentru serviciile interne ale intreprinderii. Generatoarele recuperatoare cu circulaţie naturală, cu volum mic de apă, nu sunt indicate pentru a fi folosite, dacă gazele de ardere au temperaturi coborâte,

C. NEAGA 36

deoarece densitatea fluxului termic fiind coborâtă apar probleme în circulaţia agentului de lucru.

Fig. 1.16 Scheme principale de generatoare recuperatoare: a-cu circulaţie forţată multiplă; b-cu străbatere unică şi vas separator; PA-pompă de alimen-tare; PC-pompă de circulaţie; E-economizor; SV-sistem vaporizator; S-supraîncălzitor; T-tambur; Dp-purjă; VG-ventilator de gaze de ardere; C-cicloane; VS-vas separator; SC-schimbător de căldură.

La alegerea tipului de generator recuperator o mare influenţă o are şi regimul de funcţionare a cuptorului, sursă de gaze de ardere; debitarea cu variaţii cantitative şi calitative a gazelor, sursă primară de căldură pentru generatorul recuperator, împietează construcţia şi funcţionarea acestuia şi ca urmare se alege acel tip care " răspunde " adecvat condiţiilor de exploatare . Fig. 1.17 reprezintă schema unui generator recuperator cu circulaţie forţată multiplă. Din economizorul E1 apa este colectată în torul distribuitor 1, de unde trece prin ţevile de susţinere 2, care consolidează serpentinele întregului generator. În partea finală ţevile de susţinere capătă forme de serpentine (economizorul E2) şi de aici în tambur. Vaporizatoarele (V1,V2,V3) sunt


conectate în paralel la tambur, ducând astfel la micşorarea pierderilor de presiune pe traseul emulsiei apă-abur; supraîncălzitorul S este într-o singură treaptă.

Fig. 1.17 Generator de abur recuperator cu circulaţie forţată multiplă:

T-tambur; PC-pompă de circulaţie; Dp-purjă; E1,E2-economizor; V1,V2,V3-vaporizatoare; S-supraîncălzitor; 1-tor distribuitor; 2-ţevi de susţinere a serpentinelor.

Generatoarele recuperatoare pentru care , sunt destinate

recuperării căldurii fizice a gazelor de ardere care părăsesc, în general, cuptoarele de topire ale minereurilor cu scopul obţinerii metalelor neferoase.

C1100t og ≥

C. NEAGA 38

Caracteristicile lor constructive sunt adaptate calităţii agentului cald: capacitate mare de radiaţie şi pericolul zgurificării cu particule solide antrenate în stare topită şi picături de metal lichid. În fig. 1.18 este arătată schema unui generator recuperator cu circulaţie forţată multiplă, implementat într-un sistem destinat obţinerii cuprului. El constă din două componente principale: camera de radiaţie 1 şi camera de convecţie 2. Fiecare cameră are două roluri principale, răcirea gazelor şi captarea, cu un grad cât mai înalt de separare, a particulelor solide, fondant, zgură, sau particule de metal. Gazele de ardere, din cuptorul de topire, cu temperatura mai mare de 1100oC intră în camera de radiaţie 1. Aceasta este total ecranată cu ţevi dispuse în formă de meandre. La ieşirea din această cameră se găseşte o parte a sistemului vaporizator legată în paralel cu prima la tamburul 5, realizată sub formă de perdele de semiradiaţie. Secţiunea transversală a camerei permite realizarea unei viteze a gazelor de cca 6 m/s, ceea ce oferă condiţii naturale de separare a particulelor solide; partea inferioară, sub formă de jgheab, asigură acumularea şi îndepărtarea substanţelor solide separate. Camera 2, de convecţie are aceeaşi formă constructivă cu cea de radiaţie; ea este ecranată complet şi în plus, întregul ei volum este ocupat de serpentrine suspendate, conectate la colectoarele superioare. Pentru distribuţia cât mai uniformă a apei în ţevile vaporizatoare, la intrarea din colectoare în ţevi se prevăd diafragme speciale. Legătura 3, între cele două camere este elastică, evitându-se astfel dilatările frânate, în timpul exploatării generatorului. În fig. 1.19 este arătată schema unui generator de abur recuperator, dar echipat şi cu o instalaţie proprie de ardere a deşeurilor combustibile În acest mod, indiferent de variaţiile cantitative şi calitative ale gazelor de ardere a căror căldură fizică este recuperată, generatorul poate funcţiona continuu la parametrii nominali pe seama căldurii primare a combustibilului deşeu organic, care suplineşte variaţiile arătate mai sus. Evident, funcţionarea generatorului în prezenţa ambelor surse primare este o problemă delicată avută în vedere, nu numai la proiectare, dar şi în exploatare; se poate merge la funcţionarea numai cu o singură sursă, ceea ce constituie o caracteristică pozitivă a acestui tip de generator. Forma generatorului este π compact, cu două canale de gaze de ardere (ascendent, descendent), fără spaţiu între ele; separarea celor două canale se face prin intermediul unui perete ecran, tip membrană, care aparţine sistemului vapo-rizator; partea superioară a acestui perete este realizată sub formă de feston (vaporizator de convecţie) pentru a permite trecerea gazelor din canalul ascen-

Fig. 1.18. Generator de abur recuperator inclus într-un sistem de obţinere a cuprului:

5-tambur;6-pompe de circulaţie.

1-camera de radiaţie;2-camera de convecţie; 3-canal elastic de legătură;4-pâlnii de evacuare a particulelor solide separate;

C.NEAGA 40

Fig. 1.19 Generator de abur recuperator echipat şi cu un sistem de ardere a deşeurilor combustibile: 1-grătar ardere deşeuri combustibile; 2-intrare gaze de ardere recuperate; 3-vaporizator; 4-tambur; 5-ieşire abur; 6-ecrane pereţi membrană; 7-uşă de vizitare; 8-ţevi de coborâre pentru pompă; 9-ieşire gaze de ardere; 10-evacuare substanţe solide; 11-pompă de circulaţie; 12-ţevi de coborâre ale circuitului natural.

dent în canalul descendent. Sistemul fierbător al acestui generator este realizat din două circuite de circulaţie legate în paralel la tambur: primul circuit este cu circulaţie forţată multiplă. Pompa de circulaţie 11 aspiră prin conducta 8, apa din tamburul 4 şi o refulează în vaporizatorul de convecţie 3, realizat din serpentine,


grupate în două schimbătoare, de asemenea în paralel, montate în cele două canale. Emulsia apă-abur se adună în colectoarele superioare şi de aici în tambur, unde are loc separarea fazelor; al doilea circuit este cu circulaţie naturală. Apa din tambur coboară prin ţevile de coborâre 12 şi intră în colectoarele inferioare ale pereţilor ecran, în ţevile cărora vaporizează; emulsia apă-abur din colectoarele superioare, prin ţevile de legătură intră în tambur.

Gazele de ardere 2, cu temperatura cca 900oC pătrund în canalul ascendent al generatorului, într-o incintă de radiaţie, relativ mică, dată fiind tempe-ratura gazelor primare; ele trec peste serpentinele vaporizatorului 3, cedând căl-dură prin convecţie (dar şi prin radiaţie) şi aproape numai prin radiaţie ecranelor; cu cca 350oC, ele sunt apoi evacuate. În pâlniile celor două canale se acumulează substanţă solidă separată şi se evacuează prin 10 în exteriorul ge-neratorului. Din cele arătate rezultă marea varietate constructivă de generatoare recuperatore, adaptate sistemului tehnologic în care sunt parte componentă, care folosesc, fie numai căldura fizică, fie numai căldura chimică a sursei primare; există însă şi cazuri în care recuperarea căldurii fizice este însoţită de arderea unui combustibil auxiliar. 1.6. Generatoare de abur montate în cicluri mixte şi în centrale nucleare electrice (CNE) Ciclurile mixte au avantajul creşterii randamentului global de transformare a energiei primare în energie utilă (electrică sau căldură). Există o mare varietate de cicluri mixte. În schema termică a ciclului mixt un rol esenţial îl joacă generatorul de abur; acesta poate fi un generator recuperator, un generator independent, propriu numai circuitului cu abur şi deci cu sistem propriu de ardere a unui combustibil, sau un generator recuperator cu ardere suplimentară. Rezultă de aici că, atât proiectarea, cât şi exploatarea unor asemenea generatoare ridică probleme deosebite pentru specialişti, cauzate de faptul că ele devin astfel componente ale unor sisteme termice complexe. În fig. 1.20 se arată schema termică a unui ciclu mixt abur-gaze, cu două presiuni ale agentului de lucru aparţinând ciclului cu abur [1.18]. Schema ciclului cu gaze constă din camera de ardere CA, în care aerul se introduce cu ajutorul turbocompresorului TC, antrenat de turbina cu gaze TG (pentru pornire se prevede un motor de lansare); combustibilul folosit este, de

C.NEAGA 42

regulă, gazos, sau lichid. Pentru a proteja partea de intrare a turbinei cu gaze,

Fig. 1.20. Schema termică a unui ciclu mixt abur-gaze cu dublă presiune:

TG-turbină cu gaze; CA-cameră de ardere; TC-turbocompresor; G1-generator electric al turbinei cu gaze; Cd-condensator; PC-pompă de condensat; PRC-preîncălzitor al conden-satului; DT-degazor termic; TJP;TIP-tambur de joasă temperatură,respectiv,de înaltă tem-peratură;PAJP;PAIP-pompă de alimentare a circuitului de joasă presiune,respectiv,de înaltă presiune;EJP;EIP-economizor de joasă presiune,respectiv,de înaltă presiune;VJP;VIP-vapo-rizator de joasă, respectiv, înaltă presiune;SJP;SIP-supraîncălzitor de joasă, respectiv, de înaltă presiune; TA-turbină cu abur; G2-generator electric al TA; RI-reglarea prin injecţie a temperaturii aburului supraîncălzit;PRJP;PRIP-pompă de recirculare de joasă, respectiv, de înaltă presiune. arderea se face cu coeficienţi de exces de aer cu valori ridicate. Gazele de ardere


evacuate din turbină, cu temperatura 500…600oC servesc, în continuare, ca agent termic cald pentru transformările, care au loc în generatorul recuperator. Ciclul cu abur (clasic) este mult mai complex. Pentru a recupera cât mai multă căldură fizică reziduală a gazelor evacuate de turbina cu gaze, se prevăd două trepte de presiune. Pompa de condensat PC refulează apa în preîncălzitorul PRC, care împreună cu degazorul termic DT constituie singurele trepte de preîncălzire regenerativă de joasă presiune. (De regulă, pentru a obţine eficienţa maximă a unor asemenea cicluri ele nu se prevăd cu preîncălzitoare regenerative). Circuitele celor două trepte de presiune sunt în cascadă. Din colectorul degazorului termic pompa de alimentare PAJP introduce apa în economizor, EJP şi de aici în tamburul TJP. Sistemul vaporizator VJP (ca şi cel de înaltă presiune) funcţionează după principiul circulaţiei forţate multiple (v.PRJP şi PRIP). Aburul saturat din TJP merge în SJP şi de aici la turbina cu abur TA, cu două presiuni de alimentare; o parte a aburului merge la degazor. Din tamburul de joasă presiune, cu ajutorul pompei de alimentare PAIP se alimentează, în general, circuitul de înaltă presiune al ciclului cu abur; reglarea temperaturii aburului supraîncălzit se face prin răcitor de amestec, în care se injectează apa refulată de pompa de alimentare de înaltă presiune, RI. Generatorul de abur recuperator este o construcţie simplă, în formă de turn, pentru a reduce pierderea totală de presiune a gazelor de ardere; evacuarea acestora se asigură prin suprapresiunea lor şi a autotirajului generatorului şi al coşului. Generatorul, în figura adoptată este fără ardere suplimentară. Pentru a intensifica schimbul de căldură între agenţii cald şi rece, schimbătoarele se construiesc cu nervuri de diverse forme şi mărimi. Ciclul mixt abur-gaze cu două presiuni de lucru ale ciclului cu abur, poate ajunge la randamente de 48…51%. Din schema prezentată în fig. 1.20 poate deriva ciclul mixt abur-gaze în care generatorul de abur este un generator cu arderea cu suprapresiune. În aceste sisteme camera de ardere este înlocuită cu un generator cu ardere sub presiune, 0,8…1MPa. Aburul supraîncălzit se destinde într-o turbină cu abur (ciclul cu abur), iar gazele de ardere evacuate din generator cu temperatura de 500…850oC se destind într-o turbină cu gaze, după care participă la preîncălzirea regenerativă a apei. Generatorul de abur cu arderea sub presiune este o construcţie complet etanşă, deosebit de cele clasice în ceea ce priveşte construcţia şi exploatarea lui;

C.NEAGA 44

datorită presiunii, viteza gazelor peste schimbătoarele de căldură este mare, transferul de căldură este intensificat şi costurile cu realizarea şi exploatarea suprafeţelor de schimb scad.

AG

Gaze Fig. 1.21. Ciclul mixt abur-gaze cu gazeificarea cărbunelui: GC-gazeificare cărbune; Cb-cărbune; AG-agent de gazeificare; DeS-desulfurare; TG-turbină cu gaze;TA-turbină cu abur; GAR-generator de abur recuperator; CA-camera de ardere. În fig. 1.21, ciclul mixt abur-gaze se caracterizează prin aceea că în came-ra de ardere CA se folosesc gaze rezultate din gazeificarea cărbunelui, GC (v.subcap. 3.5.2). În gazogenul GC se introduc cărbune şi agent de gazeificare (AG), care poate fi aer, abur, oxigen, dioxid de carbon etc. Alegerea agentului de gazeificare este o problemă tehnică şi economică. În gazogen masa organică a cărbunelui se transformă în produse gazoase, combustibile şi necombustibile, sau cu o singură expresie, gaze de gazeificare. Acestea suferă unele transformări termice şi de compoziţie (vaporii de apă conţinuţi, condensează, se filtrează mecanic, unele componente care conţin sulf sunt reţinute în DeS) şi apoi se introduc în camera de ardere CA. Fig. 1.22 reprezintă schema ciclului mixt magnetohidrodinamic-abur. Filiera magnetohidrodinamică (MHD) reprezintă calea directă de transformare a căldurii în energie electrică. Aerul atmosferic este refulat de compresorul 15 în


preîncălzitorul de aer 9 şi încălzit până la 1000…1700oC; de aici pătrunde în camera de ardere 4, împreună cu gazul natural 1(la unele construcţii şi gazul natural este puternic preîncălzit).

Fig.1.22. Schema principială a unui ciclu magnetohidrodinamic (MHD) deschis:

1-gaz natural;2-aer;3-substanţă de ionizare;4-camera de ardere;5-confuzor;6-canalul MHD; 7-electrozi de înaltă temperatură;8-înfăşurarea magneţilor;9-preîncălzitor de aer; 10-supra- încălzitor;11-sistem vaporizator;12-economizor;13-coş de evacuare;14-invertor;15-compresor;16-turbina cu abur;17-generator electric;18-condensator;19-pompa de alimentare.

În urma arderii, caracterizată prin viteză foarte mare, se obţin produse de reacţie cu temperatura de 2500…3000oC, temperatură la care acestea ionizează, apărând astfel electroni şi ioni pozitivi ai moleculelor substanţelor participante. Pentru a mări concentraţia de ioni se introduc în camera 4 substanţe ionizante, cum ar fi produşi ai metalelor alcaline; amestecul gazos astfel obţinut se numeşte plazmă. Plazma, având electroni liberi, este un bun conducător electric. Din confuzorul 5, plazma, cu viteza de cca 700 m/s intră în canalul MHD 6, caracterizat printr-un puternic câmp magnetic. Intersecţia liniilor magnetice de către conductorul plazmă induce în aceasta - efectul Faraday - curent electric continuu colectat de către electrozii de înaltă temperatură şi transformat de invertorul 14 în curent alternativ. La trecerea prin canal plazma se răceşte până la 2000…2300 oC,

C.NEAGA 46

devenind gaze de ardere, a căror căldură fizică se recuperează în preîncălzitorul 9 şi apoi în generatorul de abur; acesta este inclus într-un ciclu clasic cu abur. Randamentul global al ciclului MHD-abur ajunge până la 50%.

Circuit primar

Fig. 1.23. Schema unei CNE cu dublu circuit:

1-reactor; 2-generator de abur; 3-pompa principală de circulaţie; 4-compensator de volum; 5-filtre cu masă schimbătoare de ioni; 6-instalaţie de folosire a căldurii purjei; 7-corpul de înaltă presiune al turbinii; 8-corpul de joasă presiune al turbinii; 9-separator de picături, sau separator-supraîncălzitor; 10-preîncălzitor apă pentru reţeaua de termoficare; 11-protecţie biologică a generatorului; 12-generator electric; 13-condensator; 14-pompa de condensat; 15-preîncălzitoare de joasă presiune; 16-degazor termic; 17-pompa de alimentare; 18-pre-încălzitoare de înaltă presiune; 19-adaus apă demineralizată; 20-colector apă degazată; 21-protecţie biologică a reactorului.

În fig. 1.23 se prezintă schema termică a unei centrale nuclearo-electrice, CNE cu dublu circuit, similară centralei, tip CANDU de la Cernavodă. Primul circuit constă din reactorul 1, răcit cu apă grea, care devine agent termic cald pentru generatorul de abur saturat 2. Circuitul secundar nu se deosebeşte cu nimic de circuitul termic al unei centrale termoelectrice clasice. Compensatorul de volum 4 menţine constant volumul apei din circuitul primar la variaţia acestuia cu temperatura; în acest mod se menţine constantă presiunea apei în circuitul reactorului, atât în regimuri stabilizate, cât şi tranzitorii. Turbina funcţionează cu abur saturat, deci în regim de abur umed. La trecerea din corpul de înaltă presiune 7, în corpul de joasă presiune 8, se prevede separatorul meca-


nic de picături 9, apa separată fiind folosită la preîncălzirea regenerativă a apei de alimentare.

Fig. 1.24 Schema generatorului de abur, tip CANDU: 1-intrare apă grea; 2-ieşire apă grea; 3-placă tubulară; 4-intrare apă de alimentare; 5-ieşire abur; 6-manta cilindrică; 7-coroană cilindrică; 8-sistemul vaporizator; 9-apă separată; 10-nivelul apei; 11-circulaţia aburului; 12-separatoare finale de umiditate;13-volum de abur; 14-separatoare tip ciclon; 15-drenaj de la separatorul mecanic de picături; 16-economizor; 17-corpul generatorului.

În fig. 1.24 este prezentată schema generatorului de abur tip CANDU,

montat la CNE-Cernavodă. El are poziţia verticală şi constă din două părţi principale: corpul generatorului 17 (partea inferioară) de formă cilindrică, asigură vaporizarea apei obişnuite şi tamburul 13 (partea superioară), în care sunt montate separatoarele de picături; diametrul exterior al corpului este de 2770 mm, iar al tamburului, de 3862 mm. Legătura între cele două componente

C.NEAGA 48

se face cu ajutorul unei piese în formă de trunchi de con. Înălţimea generatorului este de 19334 mm; fiecare grup turbogenerator (700MW) este echipat cu patru asemenea generatoare.Partea inferioară a corpului, de formă semisferică are rolul de colector distribuitor al agentului termic cald. Apa grea, D2O din circuitul primar (circuit de răcire a reactorului) pătrunde prin ştuţul 1 în camera I a colectorului distribuitor (p = 98,9 bar; t = 309oC). În placa tubulară 3, cu grosimea de 394 mm sunt fixate 2500 ţevi în formă de U (ieşirea acestora are loc în camera II a colectorului; p = 95,8 bar; t = 266oC); diametrul acestor ţevi este de 10 mm, grosimea peretelui, de 1,13 mm şi lungimea (desfăşurată) de 66700 mm; ele sunt realizate din aliaj Ni-Fe-Cr (Incaloy 800). Din compartimentul I apa grea pătrunde în ţevile U, imersate în apa obişnuită H2O, agentul termic de lucru; aici are loc vaporizarea, 8. Emulsia apă-abur pătrunde în cicloanele centrifugale 14, unde are loc o primă treaptă de separare a apei, operaţie finisată în separatoarele tip jaluzele 12; apa separată 9, coboară prin coroana cilindrică 7 spre baza generatorului; în acest fel se închide bucla circulaţiei naturale. Parametrii nominali ai generatorului, măsuraţi la ieşirea din tambur 5, sunt Dn= 261 kg/s; pn= 45,9 bar; tn= 260oC (abur saturat). Din circuitul regenerativ al centralei apa uşoară H2O, în calitate de apă de alimentare, având t = 187oC pătrunde prin 4 în economizorul integrat 16, unde se preîncălzeşte până la temperatura de saturaţie şi apoi se amestecă cu apa din vaporizator; prin 15 se introduce în circuit drenajul de la separatorul mecanic de picături, montat între corpurile turbinei.

∗∗∗

Generatoarele de abur, sau apă fierbinte pot transforma, nu numai căldura chimică a combustibililor organici, epuizabili, în conţinut de căldură a unui agent de lucru, ci şi căldura inepuizabilă a radiaţiei solare, a apelor geotermale, a oceanelor, a rocilor fierbinţi din interiorul pământului etc. Toate acestea presupun însă cercetări teoretice şi experimentale, în vederea găsirii soluţiei adecvate fiecărei situaţii, pentru ca procesul în ansamblu să se desfăşoare în condiţii de optim tehnic şi economic.


2. COMBUSTIBILII ENERGETICI ORGANICI

Căldura necesară unui generator de abur clasic pentru preîncălzirea,

transformarea de fază şi supraîncălzirea agentului termic de lucru se asigură de cele mai multe ori, prin arderea în focarul lui a unui combustibil. (Această primă parte a lucrării se referă numai la combustibilii clasici-organici, convenţionali, fosili- a căror principală caracteristică este aceea că sunt epuizabili, adică viteza lor de formare este practic nulă în raport cu viteza de consum; de aici rezultă o serie de consecinţe privind gradul lor de utilizare pentru producerea căldurii şi a energiei electrice). Din acest unghi de vedere generatorul de abur este un transformator de energie chimică potenţială (primară) a combustibilului în conţinut de căldură (entalpie) a produselor de ardere, care apoi se transmite agentului termic rece. Arderea, chimic vorbind este o reacţie de oxidare rapidă cu degajare mare de căldură. Ea impune existenţa în spaţiul de reacţie a cel puţin doi componenţi, combustibilul şi oxidantul. În pregătirea arderii, cât şi în desfăşurarea ei intervin procese fizice şi mecanice, care depind printre altele, de starea fizică şi de structura chimică a combustibilului.

2.1. Noţiunea de combustibil. Clasificări Se consideră combustibil orice substanţă, care la o anumită temperatură (funcţie de combustibil, oxidant, spaţiu de reacţie, regim de curgere etc.) este capabilă să intre cu aerul, sau cu un alt oxidant, într-un proces de ardere (oxidare) rapidă cu dezvoltare mare de căldură economic utilizabilă. Pentru ca substanţa respectivă să poată fi folosită combustibil, în scopuri energetice, pe lângă condiţiile arătate ea mai trebuie să îndeplinească:

-extracţia din natură, sau obţinerea prin prelucrarea unei materii prime să fie raţională economic;

-să se găsească în cantităţi suficiente pentru a justifica investiţiile; -să-şi menţină constante în timp caracteristicile fizice, chimice şi

tehnologice pentru a nu modifica condiţiile de funcţionare ale instalaţiilor şi maşinilor consumatoare.

După starea de agregare combustibilii sunt solizi, lichizi şi gazoşi. Acest criteriu de clasificare interesează modul de organizare a procesului de ardere,

C.NEAGA 50

precum şi alegerea tipurilor constructive ale sistemelor de utilizare a acestora. Din punct de vedere a provenienţei, combustibilii pot fi naturali şi artificiali. Combustibilii naturali, se utilizează sub forma în care se găsesc în natură, sau suferind, cel mult, operaţii fizice de spălare şi sortare; cei artificiali sunt, fie forme înnobilate ale combustibililor naturali prin procedee mecanice, termomecanice sau termochimice, fie substanţe carburante fabricate industrial, fie deşeuri combustibile rezultate din diverse procese tehnologice. Combustibilii folosiţi în focarele generatoarelor de abur în scopul pro-ducerii căldurii şi a energiei electrice, se numesc combustibili energetici. 2.2. Combustibilii solizi energetici Din grupa combustibililor solizi fac parte cărbunii şi şisturile combus-tibile. Cărbunele este o rocă sedimentară rezultată din acumularea şi trans-formarea în timp a materialului genetic iniţial. Se deosebesc două categorii extreme de cărbuni:

- humici, provin din plante în a căror compoziţie predomină hidraţii de carbon;

- sapropelici, derivă din vieţuitoare în a căror compoziţie chimică pre-domină substanţele proteice şi adipice (grase).

Deosebirile dintre cele două categorii de cărbuni constau atât în natura materialului genetic iniţial,cât şi în condiţiile transformărilor naturale ulterioare.

În cazul cărbunilor humici materialul vegetal inţial creştea din abundenţă în regiunile mlăştinoase. Aceste plante, care pier în fiecare an, acoperite de mâl, intră într-un proces anaerob de turbificare, în urma căruia rezultă turba. Cu timpul, datorită mişcărilor scoarţei terestre, turba este acoperită cu roci minerale, adăugându-se astfel noi factori de influenţă şi anume presiunea şi temperatura. Sub influenţa lor, turba suferă un proces de îmbogăţire în carbon, proces numit de incarbonizare; astfel de la turbă la antracit, categorii extreme ale cărbunilor humici, procentul de carbon creşte.

Al doilea tip limită de substanţe organice vegetale (în special mono-celulare), care creează acumulări în bazine cu apă dulce este planctonul. Alături de plancton, diverse organisme animale (larve, insecte, crustacee), care mor şi se depun pe fundul lacului, constituie formatorul cărbunilor sapropelici.


Procesul de incarbonizare a sapropelului, care duce atât la creşterea conţinutului de carbon, dar şi de hidrogen se numeşte bituminizare.

Cărbunii din ţara noastră fac parte, în majoritatea lor din categoria cărbunilor humici.

De remarcat că în abordarea chimică sau tehnică a cărbunilor, trebuie ţinut seama de vârsta lor cronologică (biologică) şi geologică, aceasta depinzând mult de condiţiile locale de transformare a acumulărilor iniţiale.

Şisturile bituminoase sunt definite, în mod general, ca sedimente minerale impregnate cu substanţe organice. Masa organică constă din compuşi complecşi în care domină carbonul şi hidrogenul; roca de bază poate fi: minerale silicioase (opalul, silicea); amestecuri de silicaţi (minerale argiloase, feldspaţii); minerale carbonatate (calcitul, dolomitul) etc.

În ceea ce priveşte clasificarea combustibililor solizi, se au în vedere următoarele criterii:

- locul de formare şi natura materiei prime; - aspectul petrografic şi vârsta geologică; - caracteristicile chimico-tehnice şi tehnologice; - utilizarea combustibilului (tehnologică, energetică etc.). În ţara noastră clasificarea (neoficială, dar acceptată de specialişti)

cărbunilor se face pe baza gradului de încarbonizare. Astfel cele cinci clase (turba, cărbunele brun, cărbunele brun-huilos, huila şi antracitul) se împart în mai multe grupe. Pentru nevoile energetice ale economiei, deosebit interes reprezintă cărbunele brun prin grupa cărbune brun lemnos, sau lignit. Acesta are aspect lemnos, culoarea galben-brună până la neagră, structură xiloidică, datorită conţinutului de xilită, spărtură lemnoasă, conţinând uneori incluziuni cu aspect pământos, sau negru lucios; conţinutul de xilită pentru ligniţii indigeni variază între 10% şi 15%. Din punct de vedere structural, xilita se caracterizează prin aspect celular bine conservat şi se prezintă sub formă de benzi cu grosimi de 1-4 mm. Cu creşterea gradului de încarbonizare xilita se transformă în gel humic, pierzându-şi elasticitatea şi rezistenţa mecanică la sfărâmare (huilele se macină mai uşor decât ligniţii).

2.2.1. Compoziţia combustibililor solizi Complexul de substanţe denumit cărbune este format din:

C.NEAGA 52

-masă organică, alcătuită din substanţe în a căror constituţie intră elementele chimice carbonul, hidrogenul, oxigenul, azotul şi sulful;

-masă minerală, formată din substanţe care prin ardere se transformă în cenuşă;

-umiditate. Masa organică. Compoziţia şi proprietăţile masei organice variază cu

vârsta chimică sau geologică, cu specia de cărbune, cu condiţiile de zăcământ. De la turbă la antracit gradul de incarbonizare crescând, determină mărirea procentului de carbon ;procentul de oxigen scade, iar cel de hidrogen variază relativ puţin; puterea calorifică creşte continuu.

Conţinutul de azot al cărbunilor se menţine, în general, la valori mici, care rareori depăşesc 3%. Azotul este conţinut aproape în totalitate în masa organică a cărbunelui. Prin tratarea termică a cărbunelui (piroliză, gazeificare) masa organică se descompune în substanţe volatile în a căror compoziţie se găsesc substanţe chimice sau radicali care conţin atomi de azot; din acestea rezultă o parte a oxizilor de azot din gazele de ardere evacuate. Azotul rămas în semicocs, sau cocs are proprietăţi diferite în funcţie de temperatura de pirogenare şi de natura cărbunelui; o parte a acestui conţinut de azot se poate oxida.

Sulful este un element dăunător, atât pentru utilajele tehnologice de manevrare şi pregătire a cărbunelui, cât şi pentru instalaţiile de ardere, dar şi pentru mediul ambiant. Sulful din cărbune este sulful total; el se găseşte în masa organică (sulf organic) şi în masa minerală (sub formă de sulfuri şi de sulfaţi). Sulful organic şi sulful din sulfuri arde şi de aceea se numeşte sulf combustibil; sulful rămas după ardere în cenuşă se numeşte sulf fix (provine din sulfaţi).

Conţinutul total de sulf variază în limite largi, chiar pentru acelaşi zăcământ; în medie conţinutul de sulf al cărbunilor indigeni este 2-3%.

Masa minerală. Subsatnţele minerale conţinute în cărbune se pot împărţi în două categorii:

-substanţe minerale existente în materialul genetic din care prin arderea cărbunelui rezultă cenuşa primară;

-substanţe minerale introduse din exterior în zăcământ; rezultă cenuşa se- cundară, adventivă. Tot aici este inclus şi sterilul provenit din rocile acope-ritoare şi care la extracţia cărbunelui nu poate fi evitat.


Procentual cenuşa primară are valoare mică în conţinutul total de cenuşă. La arderea cărbunilor până la cenuşă, substanţele minerale se transformă

după condiţiile de ardere, aşa încât conţinutul de cenuşă nu este identic nici cantitativ, nici calitativ cu masa minerală iniţială. De exemplu carbonatul de calciu din masa minerală prin ardere se transformă în oxid de calciu existent în cenuşă şi în dioxid de carbon existent în gazele de ardere.

↑+⎯⎯ →⎯+2COCaOQ

3CaCO . (2.1)

Cenuşa provenită din sterilul antrenat la exploatarea zăcământului de cărbune poate fi micşorată întrucât, date fiind proprietăţile fizice ale sterilului, praful de cărbune rezultat din măcinare poate fi îmbogăţit în masă combustibilă prin procedee mecanice. Umiditatea. Din punct de vedere a utilizării cărbunilor umiditatea se clasifică în:

-umiditatea de îmbibaţie (superficială, externă); cantitatea de apă pierdută de cărbune prin uscarea în aer până la greutate constantă;

-umiditatea higroscopică(coloidală, interioară); cantitatea de apă rămasă în proba uscată în aer şi care se determină prin uscarea în etuvă la 1050C a acelei probe.

Suma acestor cantităţi de umiditate constituie umiditatea totală. Umiditatea în proba iniţială de cărbune este în stare lichidă. Ea este legată parţial de masa organică şi parţial de masa minerală, găsindu-se în porii (capilarele) acestora.

Umiditatea cărbunelui variază în limite largi, mai ales prin componenta ei umiditatea de îmbibaţie, funcţie la rândul ei de condiţiile de extracţie, de transport, de depozitare şi meteorologice. Umiditatea higroscopică fiind mai puternic legată de masa cărbunelui are un caracter stabil. Ea scade cu cât procesul de incarbonizare este mai avansat, deoarece cu îmbătrânirea cărbunelui, coloizii îşi pierd capacitatea de a reţine apa. Cenuşa şi umiditatea formează balastul cărbunilor. 2.2.2. Stările de referinţă ale combustibililor solizi

Caracteristicile combustibililor solizi pot fi exprimate cu referire la următoarele stări (STAS 398-69):

-combustibilul iniţial (indice superior i) este masa, proba, starea combusti-

C.NEAGA 54

bilului cu caracteristicile din momentul intrării în instalaţia de pregătire în vederea arderii în focarul generatorului. El este alcătuit din umiditatea totală, din masa minerală şi din masa organică;

-combustibilul pentru analiză (indice a), reprezintă proba de combustibil cu granulaţia sub 0,2 mm după uscare în aer; este alcătuită din umiditatea probei pentru analiză, masa minerală şi masa organică.

Cărbunele uscat în aer este cărbunele cu conţinutul de umiditate în echilibru cu umiditatea atmosferică;

-combustibilul anhidru (indice anh) este combustibilul iniţial lipsit complet de umiditate;

-masa combustibilă aparentă (indice mc), reprezintă combustibilul anhidru din care se elimină cenuşa determinată prin calcinarea unei probe la 815 ± 250C;

-masa combustibilă reală (indice mr), reprezintă combustibilul anhidru, fără masă minerală, dar conţinând sulful din sulfuri; -masa organică (indice o), reprezintă combustibilul anhidru fără masă minerală.

2.2.3. Carcteristicile combustibililor solizi 2.2.3.1. Analiza elementară Analiza elementară are scopul evidenţierii tuturor componentelor

(elemente, cum sunt carbonul, hidrogenul, oxigenul, azotul, sulful, sau substanţe ca cenuşa şi apa) care laolaltă formează cărbunele. Suma acestor componente exprimate în procente de masă, constituie expresia matematică a analizei elementare. În scrierea ei analiza elementară face uz de anumite simboluri redate în tabelul 2.1 Cu ajutorul acestor notaţii se pot scrie analizele elementare ale stărilor de referinţă ale combustibililor solizi:

-pentru cărbunele iniţial

%;,100itWiAi

cSiNiOiHiC =++++++ (2.2)

-proba pentru analiză

%;,100aaWaAa

cSaNaOaHaC =++++++ (2.3)

-combustibilul anhidru

%;,100anhAanhcSanhNanhOanhHanhC =+++++ (2.4)

-masa combustibilă aparentă


%;,100mccSmcNmcOmcHmcC =++++ (2.5)

-masa combustibilă reală

,%;100mrcSmrNmrOmrHmrC =++++ (2.6)

-masa organică

,%.100ooSoNoOoHoC =++++ (2.7)

Tabelul 2.1

Simbolurile şi indicii caracteristicilor combustibililor solizi

Simboluri raportat la: Combus-

tibil Proba Com-

bustibilMasă Masă

combus- Masă

Caracteristicile Simbolul pentru combus-tibilă

organicăcombustibililor de bază iniţial analiză anhidru tibilă

reală

aparentă mc i a anh mr o

1 2 3 4 5 6 7 8 1.Caracteristici generale 1.1.Umiditate de îmbibaţie - - - - - i

iW iW (exterioară) 1.2.Umiditatea combustibilului

- - - - i

hW ∗= a

aWahW hWuscat în aer

(higroscopică) 1.3.Umiditatea probei pentru - - - - i

aW aaW aW analiză

1.4.Umiditatea itW tW totală - - - - -

1.5.Umiditate de - - - - - - satW∗∗ saturaţie

1.6.Apă de con-stituţie din masa minerală (apa de

- - - i

MW aMW anh

MW MW

hidratare) 1.7.Masa minerală - - - M iM aM anhM 1.8.Cenuşă - - - iA aA anhAA 1.9.Putere calori- fică din bombă

- ibQ a

bQ anhbQ mc

bQ mrbQ bQ

1.10.Putere calo-rifică superioară

asQ a

sQ anhsQ mc

sQ mrsQ o

sQ sQ

56 C.NEAGA

1 2 3 4 5 6 7 8 1.11.Putere calo- rifică inferioară

iQ iiQ a

iQ anhiQ mc

iQ mriQ o

iQ

2.Componente chimice

2.1.Carbon în masa combusti-bilă

C

iC

aC

anhC

mcC

mrC

oC

2.2. (în masa 2COminerală) M)2CO( i

M)2CO( aM)2CO( anh

M)2CO( -

-

-

2.3.Hidrogen H iH aH anhH mcH mrH oH

2.4.Azot N iN aN anhN mcN mrN oN

2.5.Oxigen (determinat)

O iO aO anhO mcO mrO oO

2.6.Oxigen (prin diferenţă)

dO idO a

dO anhdO mc

dO mrdO o

dO

2.7.Sulf total tS itS a

tS anhtS

- - -

2.8.Sulf în masa minerală

MS iMS a

MS anhMS

- - -

2.9.Sulf sulfură (mono şi bisulfu-ră)

sS isS

asS

anhsS

mcsS

mrsS

-

2.10.Sulf monosulfură sIS i

sIS asIS anh

sIS mcsIS mr

sIS -

2.11.Sulf pirite (bisulfură)

pS ipS a

pS anhpS mc

pS mrpS

2.12.Sulf sulfat 4SOS iSOS

4 a

SOS4

anhSOS

4 - - -

2.13.Sulf organic oS ioS a

oS anhoS mc

oS mroS o

oS 2.14.Sulf combustibil

cS icS a

cS anhcS mc

cS mrcS -

2.15.Sulf din cenuşă AS i

AS aAS anh

AS - - -

2.16.Sulf volatil (la semicocsificare)

vskS ivskS a

vskS anhvskS mc

vskS mrvskS -

2.17.Sulf în semi-cocs skS i

skS askS anh

skS - - -

2.18.Sulf volatil (la cocsificare) vkS i

vkS avkS anh

vkS mcvkS mr

vkS -

2.19.Sulf în cocs kS ikS a

kS anhkS - - -

2.20.Sulf din bombă bS i

bS abS anh

bS mcbS mr

bS -


1 2 3 4 5 6 7 8 2.21.Fosfor P iP aP anhP - - -

2.22.Arsen sA isA a

sA anhsA - - -

2.23.Clor total Cl iCl aCl anhCl - - -

2.24.Acizi humici )AH( i)AH( a)AH( anh)AH( mc)AH(mr)AH(

o)AH(

2.25.Bitum B iB aB anhB mcB mrB oB 3.Caracteristici de cocsificare

3.1.Substanţe volatile V iV aV anhV mcV mrV -

3.1.1.Substanţe volatile combustibile

cV icV a

cV anhcV mc

cV mrcV -

3.1.2.Substanţe volatile necom-bustibile

ncV incV a

ncV anhncV - - -

3.2.Cocs K iK aK anhK - - -

3.3.Cărbune fix fC ifC a

fC anhfC mc

fC mrfC -

4.Produse de pirogenare

4.1.Semicocsi-ficare

- - - - - - -

4.1.1.Semicocs )SK( i)SK( a)SK( anh)SK( - - - 4.1.2.Masă combustibilă în semicocs

c mcc)SK( mr

c)SK()SK( ic)SK( a

c)SK( anhc)SK( -

4.1.3.Gudron (anhidru) skT i

skT askT anh

skT mcskT mr

skT -

4.1.4.Apă de pirogenare skW i

skW askW - - - -

4.1.5.Gaz skG iskG a

skG anhskG mc

skG mrskG -

4.2.Cocsificare - - - - - - - 4.2.1.Cocs K iK aK anhK - - - 4.2.2.Masa com-bustibilă în cocs cK i

cK acK anh

cK mccK mr

cK -

4.2.3.Gudron (anhidru) kT i

kT akT anh

kT mckT mr

kT -

4.2.4.Apa de pirogenare

kW ikW a

kW - - - -

4.2.5.Gaz kG ikG a

kG anhkG mc

kG mrkG -

∗Umiditatea higroscopică ( ) poate fi raportată la proba pentru analiză numai în

cazul când este egală cu umiditatea acesteia ( ). hW

aW

58 C.NEAGA

∗∗La 30oC şi 96% umiditatea relativă a aerului.

În formulele (2.2 ÷ 2.7) primele cinci simboluri ale membrului stâng exprimă elemente, iar următoarele două, substanţe, A - cenuşa şi W - apa. De

exemplu (ecuaţia 2.2) arată că în 100 kg masă iniţială, 30 kg sunt constituite numai din carbon pur, evident, combinat însă în diverse substanţe

organice existente în cărbune. Raportul , kg/kg, reprezintă cantitatea de carbon pur, oxidabil, dintr-un kg de combustibil iniţial etc. Umiditatea totală este suma umidităţilor de îmbibaţie şi higroscopică

%30Ci =

100/Ci

%,,ihWi

iWitW += (2.8)

iar sulful combustibil rezultă din însumarea sulfului organic şi a sulfului din sulfuri; pentru proba iniţială expresia devine

%,isSi

oSicS += . (2.9)

Cunoaşterea analizei elementare este necesară, atât la proiectarea, cât şi în exploatarea generatoarelor de abur. La proiectare, pe baza analizei elementare se calculează volumele de aer şi de gaze de ardere, apoi se dimensionează, sau se aleg instalaţiile de tiraj. Determinarea analizei elementare a cărbunelui se face în laboratoare speciale, necesitând aparatură, reactivi, personal adecvat. De aceea apare logică găsirea factorilor de transformare, factori care permit calculul valorilor componentelor analizei cu referire la o stare oarecare, cunoscându-se analiza unei alte stări. Să se calculeze factorul de transformare, când se trece de la analiza combustibilului iniţial (2.2) cunoscută, la analiza masei anhidre (2.4) necunoscută.

În kg masă iniţială se găsesc cantităţile de carbon ,Bi

,100/iCiB)iC(M = (2.10) kg

şi masa anhidră

. (2.11) ,100/itWiBiB)i

tW(MiBanhB −=−= kg

La trecerea de la proba iniţială la anhidră, cantitatea efectivă de carbon nu se schimbă. Deci:

(2.12) ).iC(M)anhC(M =

TRATAT DE GENERATOARE DE ABUR VOL. I 59

Conform metodei de calcul al procentului unui component într-un amestec, putem scrie expresia carbonului în masa anhidră

%,,iCanhifiCitW100

100100anhB

)anhC(ManhC −=−

== (2.13)

unde )W100/(100f itanhi −=− reprezintă factorul de transformare pentru

exemplul ales. Analog se calculează şi celelalte componente ale probei anhidre. Trecerea de la masa iniţială la anhidră este un proces de înnobilare a cărbunelui deoarece şi deci procentul de carbon şi apoi puterea calorifică, cresc. În mod similar se calculează şi alţi factori de transformare, tabelul 2.2.

1f anhi >−

O altă problemă de interes practic este aceea a calculului factorului de transformare la variaţia unui component al analizei elementare. Se cunoaşte analiza elementară a combustibilului iniţial în starea întâi, adică se cunosc valorile numerice ale celor şapte termeni (2.14)

%.,100itWiAi

cSiNiOiHiC 1111111 =++++++ (2.14)

La un moment dat, cărbunele livrat utilizării are conţinutul de umiditate cunoscut, dar diferit de cel din starea întâi

%.,100itWiAi

cSiNiOiHiC 2222222 =++++++ (2.15)

Cele două stări se deosebesc prin conţinutul de umiditate; deci probele lor anhidre sunt identice.Conform (2.13) se poate scrie

,%,iCitW100

100iCitW100

100anhCanhC 22

11

21

−=

−== (2.16)

de unde

,%,iC21fiC

itW100

itW100iC 11

1

22 −=

−

−= (2.17)

unde este factorul de transformare în problema analizată; el este supra-

unitar, sau subunitar funcţie de sensul de variaţie a umidităţii în starea a doua. 21f −

Analog

%,iH21fiH 12 −= etc. (2.18)

Raţionamentul este identic pentru calculul factorilor de recalculare la variaţia conţinutului de cenuşă, respectiv, de balast, expresiile lor fiind

60 C.NEAGA

.itWiA100

itWiA100

21f;iA100

iA10021f

11

22

1

2

−−

−−=−

−

−=− (2.19)

2.2.3.2. Analiza imediată În rezolvarea unor probleme practice nu este necesară o cunoaştere amănunţită a caracteristicilor combustibilului aşa cum este în măsură să ofere analiza elementară, fiind suficiente pentru aceasta câteva proprietăţi ale cărbunilor puse în evidenţă prin analiza imediată. Obiectul analizei imediate constă în determinările efectuate pe o probă de cărbune în vederea stabilirii umidităţii, substanţelor volatile, cenuşii, cocsului şi a cărbunelui fix. Se încălzeşte o probă cunoscută de cărbune pentru analiză, timp de şapte minute, în absenţa aerului, într-un cuptor încălzit electric până la temperatura de 815 ± 25oC. În urma tratării termice se vor degaja din probă umiditatea şi un amestec de produse gazoase, substanţele volatile; reziduul solid rămas este cocsul, care se compune dintr-o parte minerală, din care prin ardere rezultă cenuşa şi dintr-o parte combustibilă numită cărbune fix. Suma produselor rezultate în urma descompunerii termice, calculate în procente masice, constituie expresia matematică a analizei imediate.

%,,100aAafCa

aWaV =+++ (2.20)

unde notaţiile reprezintă, respectiv, procentul de substanţe volatile cu referire la proba analitică, umiditatea, cărbunele fix şi cenuşa, % (tabelul 2.1); cocsul în proba pentru analiză are expresia

%.,aAafCaK += (2.21)

Cu ajutorul factorilor din tabelul 2.2 se poate găsi expresia analizei imediate cu referire la proba iniţială

(2.21%.,100iAifCi

tWiV =+++ ′)

2.2.3.3. Puterea calorifică a combustibililor solizi Puterea calorifică a unui combustibil solid reprezintă cantitatea de căldură degajată prin arderea completă a unităţii de masă a cărbunelui analizat în următoarele condiţii: temperatura reactanţilor şi a produselor de ardere este de 25oC; produsele de ardere ale carbonului şi sulfului sunt prezente sub formă de

Tabelul 2.2 Factorii pentru recalcularea rezultatelor analizei elementare

Factorii pentru recalcularea la:

Combustibilul

iniţial i

Proba pentru analiză

a

Combustibilul Anhidru

Anh

Masa combustibilăaparentă

mc

Masa combustibilă

reală mr

Masa organică

o

Combustibiluliniţial i

1 i

iW100

aaW100

−

− itW100

100

− iAi

tW100

100

−− iMi

tW100

100

−− i

sSiMitW100

100

−−−

Proba pentru analiză a a

aW100

itW100

−

−

1 aaW100

100

−

aAaaW100

100

−−

aMaaW100

100

−− a

sSaMaaW100 −−−

100

Combustibilulanhidru anh 100

itW100 −

100

aaW100 −

1 anhA100

100−

anhM100

100

− anh

sSanhM100 −−

100

Masă combustibilă aparentă mc 100

iAitW100 −−

100

aAaaW100 −−

100

anhA100 − 1 anhM100

anhA100

−

− anhsSanhM100

anhA100

−−

−

Masă combustibilă reală mr 100

MW100 iit −−

100

aMaaW100 −−

100

anhM100 − anhA100

anhM100

−

− 1 anh

sSanhM100

anhM100

−−

−

Masă organică o

anhM100

anhsSanhM100

−

−−

1 100

isSiMi

tW100 −−−

100

isSiMi

tW100 −−− 100

anhsSanhM100 −−

anhA100

anhsSanhM100

−

−−

62 C.NEAGA

dioxid de carbon şi, respectiv, dioxid de sulf în stare gazoasă; oxidarea azotului nu are loc. Se notează cu Q (cu indici inferiori şi superiori - tabelul 2.1) şi se măsoartă în MJ/kg. Din cele arătate rezultă că puterea calorifică este pusă în evidenţă în urma arderii izotermice a combustibilului respectiv; ea este efectul termic al reacţiei de ardere, sau căldura de reacţie. Reacţiile de ardere pot avea loc la volum constant (efect izoterm-izocor), sau la presiune constantă (efect termic izoterm-izobar). Pentru necesităţi practice este util a cunoaşte legătura valorică între aceste efecte, întrucât experimental puterea calorifică se determină cu ajutorul calorimetrului la volum constant, iar arderea cărbunelui (a combustibilului, în general) în focarele generatoarelor are loc la presiune constantă.

Puterea calorifică la volum constant şi puterea calorifică la presiune constantă Conform primului principiu al termodinamicii căldura schimbată de

sistem cu mediul înconjurător duce la variaţia energiei interne a acestuia şi la efectuarea de lucru mecanic, adică .pdVdUdQ += (2.22)

Rezultă din (2.22), că dacă procesul chimic are lor la U=const.,sau dU =0, atunci căldura introdusă în sistem serveşte integral la efectuarea de lucru mecanic şi, invers, lucrul mecanic efectuat asupra acestuia se transformă total în căldură, care apoi poate fi schimbată cu mediul înconjurător. Când reacţia chimică de ardere decurge la volum constant dV=0, deci lipseşte lucrul mecanic al sistemului contra forţelor de presiune exterioare, atunci din (2.22) rezultă ,1U2UvQ −=− (2.23)

unde exprimă energia internă a reactanţilor, respectiv, a produşilor de

reacţie. 21 U,U

Conform convenţiei, căldura care intră în sistem (2.22) este pozitivă. În termochimie, efectul termic al reacţiei de ardere (căldura dezvoltată şi transmisă parţial, sau total mediului exterior) este pozitiv; de aceea apare în (2.23) schimbarea semnului. Dacă reacţia chimică de ardere decurge la presiune constantă , atunci sistemul va produce lucru mecanic de destindere dato- 0dp =


ită creşterii volumului şi (2.22) devine ,1I2I1pV1U(2pV2U)1V2V(p1U2UpQ −=+−+=−+−=− (2.24)

unde reprezintă entalpia reactanţilor, respectiv, a produşilor de reacţie. 21 I,I

Tabelul 2.3 Analiza imediată a combustibililor

Combustibilul

Materii volatile

%,mcV

Umiditate

%,itW

Cenuşă

%,iA

Putere calorifică inferioară

kg/MJ,iiQ

80…90 0,1…1,8 1,047 65…70

40…55 1,5…22 7,70…7,96 Turbă 60…65 20…35 0,4…9 14,23…14,65

45…70 2…30 3,35…9,21 55…62

40…44 2…35 5,02…11,72 20…40 15…40 10,05…18,42

45…55 10…20 10…20 19,67…24,28

Cărbune brun

(lignit) 44 15 4 10,42…20,56

> 40 10…15 1…8 26,37…28,89 35…40 2…10 5…9 25,96…28,89 28…35 2…10 6…13 26,168…31,74 19…28 2,6…10 6…9 28,05…31,82 14…19 7…10 6…9 28,47…29,31

Huilă

10…14 3…10 6…18,5 27,8…32,32

Căr

buni

Antracit < 9…10 3…5 4…7 29,97…31…30 Cocs de petrol ~ 7 1,1 1,2 34,278

Lemn 70…85 40…45 0,1…0,6 8,33…15 Deşeuri lemnoase

79…84 6…47 0,3…1,5 7,53…17,17

Praf de lemn

79…83 6…17 0,2…1 15,49…17,59

Coji de lemn

73…79 15…65 1…4,9 3,6…9,55

Bagasă > 80 40…50 0,5…3 7,75…11,72

Com

bust

ibili

lem

noşi

(cel

uloz

ici)

Celolig-nină

- 43…60 0,7…3,5 7,07…10,47

64 C.NEAGA

Din (2.23) şi (2.24) se poate scrie ,VpvQpQ Δ−= (2.25)

unde reprezintă variaţia volumului sistemului, deoarece în urma

reacţiei numărul de moli ai participanţilor gazoşi variază. 12 VVV −=Δ

Se scrie legea gazelor perfecte ,nRTVp Δ=Δ (2.26) unde numărul de moli ai reactanţilor, respectiv, ai

produşilor de reacţie;

−−=Δ 2112 n,n;nnn

−R constanta universală a gazelor perfecte, egală cu 8,32kJ/(kmol.K); temperatura, K. −T

În final dependenţa între puterile calorifice la presiune constantă şi la volum constant se exprimă prin relaţia

.nRTvQpQ Δ−= (2.27)

La presiune constantă reacţiile pot decurge cu creşterea numărului de moli scăderea numărului de moli ;0n >Δ ,0n <Δ sau fără variaţia numărului de

moli respectiv, ,0n =Δ vpvpvp QQ;QQ;QQ =>< .

În cazul arderii combustibililor solizi, sau lichizi variaţia numărului de moli este mică şi se poate admite vp QQ ≅ .

Puterea calorifică superioară şi puterea calorifică inferioară

În urma arderii combustibilului rezultă gaze de ardere uscate şi vapori de apă (la arderea cărbunelui se obţine şi cenuşă).

Dacă vaporii de apă din gazele de ardere sunt la 25oC în stare lichidă, atunci puterea calorifică este superioară, Prin condensare se cedează în

exterior, putând fi astfel folosită util, căldura de vaporizare a cantităţii de apă rezultată dintr-un kg cărbune.

.Qs

Dacă vaporii de apă la 25oC sunt consideraţi în stare gazoasă, puterea calorifică este inferioară, . Puterea calorifică inferioară prezintă mai mult

interes practic, deoarece gazele de ardere sunt evacuate din generatoarele de abur la o temperatură suficient de mare situaţie în care condensarea vaporilor de apă să nu aibă loc.

iQ

Din definiţiile precedente rezultă că diferenţa între puterile calorifică superioară şi inferioară este egală cu cantitatea de căldură necesară vaporizării apei rezultată din arderea unui kg de combustibil solid, sau lichid.


În urma arderii unui kg de cărbune rezultă cantitatea de apă (cu referire la combustibilul iniţial)

(2.28) .kg/kg,100/iH9100/itW +

Pentru a vaporiza un kg apă la presiunea de un bar şi având temperatura iniţială de 0oC este nevoie de cantitatea de căldură de 2510 kJ/kg.

Deci

(2.29) .kg/kJ),iH9itW(1,25i

iQisQ +=−

În cazul probei pentru analiză dependenţa precedentă devine

(2.30) ,kg/kJ),aH9aaW(1,25a

iQasQ +=−

iar pentru combustibilul anhidru

(2.31) .kg/kJ,anhH9,225anhiQanh

sQ =−

Determinarea puterii calorifice Puterea calorifică a unui combustibil solid poate fi determinată direct pe cale experimentală, sau indirect, prin calcul, cunoscându-se analiza elementară. Pe cale experimentală (STAS 5269-82) puterea calorifică se determină prin arderea completă în bomba calorimetrică (calorimetrul Bertholet-Mahler), în atmosferă de oxigen, la presiunea de cca 3 MPa a unei cantităţi cunoscute de cărbune, căldura dagajată prin ardere fiind cedată sistemului calorimetric ce conţine o cantitate cunoscută de apă, a cărei creştere de temperatură se înregistrează. Puterea calorifică astfel determinată se numeşte din bombă şi cu ajutorul unor corecţii exprimate în STAS-ul arătat, permite determinarea puterilor calorifice superioară şi inferioară ale cărbunelui analizat.

Principiul metodei are la bază următoarea ecuaţie de bilanţ termic ,kJ,pQt)calccalmapcam(bQcbm +Δ+= (2.32)

unde calacb m,m,m reprezintă masa probei de cărbune, respectiv, de apă şi a

calorimetrului, kg; - căldura specifică a apei, respectiv, a vasului calo-

rimetric, kJ/(kg.K); - creşterea temperaturii,

calap c,c

tΔ oC; - o sumă de pierderi, kJ; pQ

−bQ puterea calorifică din bombă, kJ/kg, singura necunoscută a expresiei

(2.32). Metoda pe cale indirectă (prin calcul) se poate folosi când se cunoaşte analiza elementară a combustibilului. Ea este inexactă, deoarece combustibilul complex (cărbunele, cocsul de ţiţei) nu este o însumare mecanică de elemente

66 C.NEAGA

carburante şi ca urmare efectul termic global nu este egal cu suma efectelor termice parţiale, ale elementelor carburante; or, metoda constă în însumarea efectelor termice parţiale (efectul termic al reacţiei de ardere eterogenă nu este o mărime aditivă). De aceea pentru calculul puterii calorifice, când se cunoaşte analiza elementară se folosesc formule semiempirice (cea mai folosită este formula lui Mendeleev)

(2.33) .kg/kJ),iOicS(109iH1255iC339i

sQ −++=

Pe baza relaţiei de legătură (2.29) se poate scrie expresia puterii calorifice inferioare

(2.34) .kg/kJ,itW1,25)iOi

cS(109iH1,1029iC339iiQ −−++=

În literatura de specialitate se găsesc multe expresii semiempirice pentru calculul puterii calorifice a cărbunelui. Astfel din [2.18] se redă, pentru puterea calorifică inferioară

(2.35) .kg/kJ,itW1,25)iOi

cS(12,127iH1011iC339iiQ −−++=

Uneori puterea calorifică poate fi exprimată prin compnente ale analizei imediate, de exemplu, în funcţie de conţinutul de substanţe volatile ale masei combustibile aparente

.kg/kJ,mcV)mcV91,61,293(6,33493mcsQ −+= (2.35')

Schimbarea puterilor calorifice la variaţia conţinutului de umiditate, de cenuşă şi de balast Componentele cu un grad înalt de instabilitate ale analizei combustibilului

solid sunt umiditatea şi cenuşa. De aceea găsirea unor expresii analitice care să permită calculul rapid al puterilor calorifice când fiecare din aceste componente, sau ambele variază este de certă importanţă practică.

Se cunoaşte analiza elementară a cărbunelui iniţial în starea întâi (2.14);

deci se pot calcula puterile calorifice superioară (2.33) şi inferioară

(2.34). Se cer formulele care să conducă la calculul direct şi pentru

starea a doua, stare caracterizată, respectiv, prin conţinutul de umiditate

schimbat (

1isQ

1iiQ 2isQ 2i

iQ

2itW ,cunoscut), de cenuşă ( cunoscut), sau de balast ( , ,A 2i 2ii

t AW +

cunoscut). Se consideră 100 kg combustibil solid cu caracteristicile stării întâi. Canti-


tatea de căldură conţinută în această masă de cărbune iniţial este egală cu căldu- ra conţinută în proba anhidră rezultată din această masă, adică

111 anhsQ)i

tW100(isQ100 −= , (2.36)

explicaţia fiind următoarea: umiditatea în cărbunele iniţial este în stare lichidă; în procesul de ardere apa nu dezvoltă căldură, dar nici nu consumă pentru vaporizarea ei deoarece s-au folosit puterile calorifice superioare. O relaţie similară se poate scrie şi pentru starea a doua

.anhsQ)i

tW100(isQ100 222 −= (2.37)

Dar cele două stări deosebindu-se numai prin conţinutul de umiditate,

rezultă că masele lor anhidre sunt identice, adică . Din această

egalitate se obţine relaţia de variaţie a puterii calorifice superioare cu umiditatea

21 anhs

anhs QQ =

11

22 i

sQitW100

itW100i

sQ−

−= . (2.38)

Dacă în (2.38) se ţine seama de dependenţa (2.29) şi de exprimarea componentelor analizei elementare în starea a doua (2.18) se obţine legea de variaţie a puterii calorifice inferioare cu conţinutul de umiditate

2111

22 i

tW1,25)itW1,25i

iQ(itW100

itW100i

iQ −+−

−= . (2.39)

(Dependenţa este liniară; la creşterea umidităţii, puterea calorifică inferioară scade, iar la scăderea umidităţii, creşte. În fig. 2.1 se arătă această dependenţă pentru un sort de lignit indigen).

1itW2i

tW poate varia în ambele sensuri faţă de Umiditatea luat ca bază.

Pentru

,0itW 2 = anh

iQiiQ 2 = (2.40)

şi deci

)itW1,25i

iQ(itW100

100anhiQ 11

1+⋅

−= ′ (2.40 )

%,100W 2it = kg/kJ2510Q 2i

i −=Dacă , rezultat care se interpretează astfel: ″combustibilul″ cu conţinutul de umiditate egală cu 100%, ″dezvoltă″ prin ardere (consumă), - 2510 kJ/kg, valoare egală cu consumul de căldură ne-

68 C.NEAGA

cesară vaporizării unui kg de apă (v.definiţia puterii calorifice inferioare).

Fig. 2.1. Variaţia puterii calorifice inferioare cu umiditatea pentru lignit dinBazinulOlteniei

Umiditatea din punctul limită L face ca efectul termic util al arderii

combustibilului respectiv să fie nul: căldura dezvoltată prin arderea unui asemenea cărbune este consumată total pentru vaporizarea apei proprii. Dacă

(2.39) se egalează cu zero, rezultă expresia umidităţii limită ,0Q 2ii =

,%1002510i

iQ

itW1,25i

iQitLW

1

112

+

+= . (2.41)

În fig. 2.2 se prezintă nomograma de calcul al puterii calorifice inferioare a unui cărbune dat cu variaţia umidităţii. Pentru a deduce variaţia puterii calorifice superioare a combustibilului iniţial la schimbarea conţinutului de cenuşă, se scrie (2.33) pentru cele două stări; elementele stării a doua se exprimă în funcţie de cele ale stării întâi (2.19) obţinându-se dependenţa

.isQiA100

iA100isQ 1

1

22

−

−= (2.42)


Analog,dar folosind expresia puterii calorifice inferioare (2.34), se gă-seşte variaţia ei cu conţinutul de cenusă,

.isQiA100

iA100iiQ 1

1

22

−

−= (2.43)

Fig. 2.2. Nomogramă pentru calculul puterii calorifice inferioare la variaţia

umidităţii. Exemplu: iniţial, înainte de uscare puterea calorifică inferioară a combustbilului preuscarea se face de la la

din nomogramă rezultă .

;kg/kJ6280iiQ 1 = %50i

tW 1 =

%;15itW 2 = kg/kJ11550i

iQ 2 = În ceea ce priveşte găsirea variaţiei puterilor calorifice cu balastul, raţionamentul este similar cu cel de la variaţia umidităţii, dar folosindu-se caracteristică identică pentru cele două stări puterea calorifică superioară cu re-

70 C.NEAGA

ferire la masa combustibilă aparentă, .QQ 21 mcs

mcs =

Rezultă

;isQ

iAitW100

iAitW100i

sQ 111

222

−−

−−= (2.44)

.itW1,25)i

tW1,25iiQ(

iAitW100

iAitW100i

iQ 21111

222 −+

−−

−−= (2.45)

Variaţia puterii calorifice cu temperatura Cu ajutorul calorimetrului Bertholet-Mahler se determină puterea calo-

rifică a combustibilului solid pentru temperatura Dar în calculele de proiectare şi verificare ale generatoarelor de abur mărimile determinate se exprimă cu referire la starea normală, adică temperatura 0

.C25t o1 =

oC (273 K) şi presiunea 760 torri (0,1013 MPa).

Apare astfel necesitatea găsirii expresiei variaţiei puterilor calorifice

(superioară, inferioară) cu temperatura, inclusiv, deci, pentru .C0t o1 =

Admitem model fizic un focar ecranat cu ţevi răcite cu apă, în care reactanţii se introduc cu temperatura , iar produsele de ardere (gazoase, solide) ies, de asemenea cu temperatura .

1t

1t

Debitul caloric total introdus cu reactanţii în focar (căldura fizică plus căldura chimică), are expresia, cu referire la starea normală

;kW,1tapcoaVxB001293,01tauco

aV)1(B

1taucoaBV]1tcc)o(i

sQ[B'Q

λ+−λ+

+++=Σ

)46.2(

debitul caloric al produşilor de reacţie se calculează cu expresia

.kW,1taciBA01,01tapcoaVxB001293,01tauco

aV)1(B

1tapc)iH9itW(B01,01tguco

guBV"Q

+λ+−λ+

+++=Σ

)47.2(

S-au folosit notaţiile: debitul de cărbune, kg/s; puterea calorifică

superioară a masei iniţiale pentru volumul teoretic de aer

uscat, volumul teoretic al gazelor de ardere uscate,

−)o(Qis−B

−= oa

o1 V;kg/kJ,C0t

;kg/m3N−o

gu3N V;kg/m


−iit

i H,W,A componente ale analizei elementare,%; căldura

specifică a cărbunelui, respectiv a cenuşii şi a apei, kJ/(kg.K); căldura

specifică medie a aerului uscat şi a gazelor de ardere uscate, kJ/ (

−apac c,c,c

−guau c,c

);K.m3N

λ-coeficientul de exces de aer; x - conţinutul de umiditate a aerului, aer anhidru.

kg/g

Prin definiţie puterea calorifică superioară a cărbunelui la temperatura cu referire la masa iniţială, rezultă din expresia ,1t

.1taciA01,01tapc)iH9itW(01,01tguco

guV

1taucoaV1tcc)o(i

sQ)"Q'Q(B1)1t(i

sQ

−+−−

−++=Σ−Σ=

)48.2(

În (2.48) se cunoaşte, fiind determinată experimental; rezultă )t(Q 1is

Dar

.1taciA01,01tapc)iH9itW(01,0

1tgucoguV1tauco

aV1tcc)1t(isQ)o(i

sQ

+++

+−−−=

)49.2(

(2.50) ),iH9itW)(o(r01,0)o(i

sQ)o(iiQ +−=

unde r(0) este căldura latentă de vaporizare a unui kg de apă la temperatura de 0oC. Pentru temperatura (2.50) devine ,t1

(2.51) ).iH9itW)(1t(r01,0)1t(i

sQ)t(iiQ +−=

Expresia (2.48) se poate scrie pentru orice temperatură scăzând membru cu membru se obţine variaţia puterii calorifice superioare cu temperatura

;tt 1≠

).1tt(aciA01,0)1tt(apc)iH9i

tW(01,0

)1tt(gucoguV)1tt(auco

aV)1tt(cc)1t(isQ)t(i

sQ

−−−+−

−−−−+−=−

)52.2(

Procedând în mod analog cu (2.51) se poate scrie, pentru puterea calorifică inferioară

)].1t(r)t(r)[iH9itW(01,0)1t(i

sQ)t(isQ)1t(i

iQ)t(iiQ −+−−=− (2.53)

După înlocuirea (2.52) în (2.53), se obţine expresia variaţiei puterii calorifice inferioare cu temperatura

72 C.NEAGA

).1tt(aciA01,0)]1t(r)t(r)1tt(apc)[iH9itW(01,0

)1tt(gucoguV)1tt(auco

aV)1tt(cc)1t(iiQ)t(i

iQ

−−−+−+−

−−−−+−=−

)54.2(Combustibilul convenţional Pentru calculul resurselor şi al consumurilor de combustibili diferiţi, în

care trebuie să se ţină seama, pe lângă cantităţile de combustibil şi de puterea lor calorifică, s-a introdus noţiunea de combustibil convenţional; acesta este un combustibil fictiv a cărui putere calorifică inferioară este de 29300 kJ/kg, (7000 kcal/kg).

Cantitatea de combustibil convenţional , corespunzătoare unei cantităţi

date de combustibil oarecare , se determină din egalitatea conţinutului de căldură

cBiB

(2.55) .kg,29300/iiQiBcB =

2.2.3.4. Umiditatea combustibililor solizi Umiditatea totală a cărbunelui-de îmbibaţie şi higroscopică-,(STAS 5264-76) ridică multe probleme, atât la manevrarea, cât şi la pregătirea prafului în vederea arderii lui în focarele generatoarelor de abur.

o Dacă temperatura mediului ambiant scade sub 0 C, atunci o parte a umidităţii de îmbibaţie a cărbunelui îngheaţă complicând şi mai mult operaţiile privind utilizarea lui; se impune consum suplimentar de căldură pentru dezgheţare. Pentru pregătirea prafului de cărbune cu conţinut ridicat de umiditate este necesară o prealabilă deshidratare a acestuia. Sistemele de preparare a prafului, variate ca structură, duc însă la scumpirea instalaţiei de generator de abur. În cazul sistemelor închise vaporii de apă rezultaţi din deshidratare pătrund direct cu praful, sau separat în focar ducând la micşorarea temperaturii gazelor de ardere; fluxul termic radiant are valori coborâte şi suprafaţa de radiaţie a ecranelor creşte. În general raportul între mărimea suprafeţelor de convecţie şi mărimea suprafeţelor de radiaţie, precum şi dispunerea lor în canalele de gaze de ardere ale generatorului se schimbă funcţie de conţinutul de umiditate. În cazul combustibililor cu sulf în compoziţia lor chimică creşterea conţinutului de umiditate în gazele de ardere măreşte concentraţia de acid sulfuric gazos şi totodată temperatura de rouă acidă, influenţând forma


constructivă a părţii finale a generatorului. Cărbunii cu conţinut ridicat de umiditate, în cazul păstrării lor, sunt mai expuşi pericolului de degradare (mărunţire, exfoliere), fenomene ce implică măsuri speciale la depozitarea lor. Umiditatea raportată a cărbunelui se calculează cu expresia

;MJ

kg%.,iiQ

itWrapW = (2.56)

ea intervine în o serie de expresii necesare calculelor de proiectare şi de verificare ale generatoarelor de abur, mai ales când aceste dependenţe sunt statistice. Analog se calculează cenuşa raportată şi sulful combustibil raportat

.MJ

kg%.,iiQ

icSrap

cS;iiQ

iArapA == (2.57)

2.2.3.5. Cenuşa combustibililor solizi Prin cenuşă se înţelege reziduul solid rămas după arderea cărbunelui la

temperatura de 815 ± 25oC până la masă constantă (STAS 5265-76). Date fiind condiţiile de transformare a masei minerale iniţiale, între

cenuşa determinată în laborator şi cea obţinută în urma arderii cărbunelui în focarul unui generator există deosebiri, atât fizice, cât şi chimice.

Caracteristicile de topire ale cenuşii Determinarea caracteristicilor de topire ale cenuşii se face prin încălzirea

progresivă a unei epruvete piramidale confecţionată din cenuşa de cercetat, de formă şi dimensiuni date, într-un mediu determinat, înregistrând temperaturile la care epruveta suferă deformaţii caracteristice, fig. 2.3.

Fig. 2.3. Determinarea caracteristicilor de topire ale cenuşii

Temperatura de înmuiere, sau de deformare este temperatura la care

epruveta începe să-şi schimbe forma prin apariţia unei rotunjiri, sau începe deformarea muchiilor şi o uşoară înclinare a epruvetei (fig. 2.3, a,b).

it

74 C.NEAGA

tt Temperatura de topire este temperatura la care vârful epruvetei se

apleacă şi atinge suportul, sau formează o emisferă (fig. 2.3, c,d). Temperatura de curgere este temperatura la care epruveta îşi pierde

forma de emisferă şi începe să curgă pe suport (fig. 2.3, e). ct

it tt − Se mai definesc: intervalul de înmuiere - plaja de temperatură şi

intervalul de topire, . tc tt −

Cunoaşterea caracteristicilor de topire ale cenuşii este utilă, atât în proiectarea, cât şi în exploatarea generatoarelor de abur. Astfel la arderea în strat pe grătar procesul de ardere trebuie condus astfel încât temperatura în strat să fie mai mică decât temperatura de înmuiere a cenuşii pentru a evita zgurificarea ei în contact cu aerul şi astfel obturarea spaţiilor dintre bare; în caz contrar zgura împiedică accesul oxigenului în stratul de cărbune care arde. În cazul arderii sub formă pulverizată a cărbunelui şi evacuarea solidă a cenuşii, temperatura gazelor la ieşirea din focar trebuie să fie mai mică decât temperatura de înmuiere pentru a evita zgurificarea ecranelor focarului. Din contră, la evacuarea lichidă a cenuşii temperatura gazelor la ieşire din camera de topire trebuie să fie superioară temperaturii de curgere pentru a asigura stabilitatea în funcţionare a focarului. Cenuşa este un amestec de componente cu temperaturi caracteristice diferite. Din acest punct de vedre oxizii din cenuşă se împart în oxizi care ridică temperaturile caracteristice, SiO2 şi Al2O3 şi oxizi care coboară aceste valori FeO, Fe2O3 , CaO, MgO, Na2O, K2O.

Indicele de fuzibilitate a cenuşii se defineşte prin raportul (SiO2+ Al2O3)/ /(Fe2O3 + CaO + MgO); dacă acest indice >4, cenuşa este greu fuzibilă

( dacă indicele <4, cenuşa este uşor fuzibilă );C1200t ot > ).C1200t( o

t <

Cenuşa rezultată din arderea cărbunelui influenţează construcţia şi exploatarea generatoarelor de abur, atât prin cantitatea, cât şi prin calitatea ei. Oxizii din compoziţia chimică a cenuşii sunt acizi ( SiO2, Al O2 3) sau ba-zici (Fe O2 3,CaO,MgO). Cunoaşterea caracterului acid, sau bazic al cenuşii este util în alegerea caracterului materialului de izolare; astfel, dacă cenuşa are caracter bazic şi izolaţia se alege cu acelaşi caracter pentru a preveni declanşarea reacţiilor chimice între cele două componente.

Cenuşa rezultată din ardere capătă două sensuri de deplasare: cenuşa care se acumulează în partea inferioară a focarului impune instalaţii de evacuare;


cenuşa antrenată de gazele de ardere, duce la abraziunea ţevilor schimbătoarelor de căldură, sau se depune pe acestea constituind rezistenţă termică pentru fluxul de căldură dintre agentul termic cald şi agentul termic rece. De asemenea, pentru a preveni poluarea atmosferei cu cenuşă se impun instalaţii de desprăfuire a gazelor de ardere. Conţinutul de masă minerală din cărbune ridică probleme deosebite în proiectarea şi funcţionarea instalaţiilor de pregătire a prafului. Deoarece masa minerală are duritate ridicată, subansamblele active ale morii sunt supuse unui proces rapid de uzură, ceea ce impune înlocuirea lor după perioade scurte de timp.

Cenuşa determinată conform STAS 5265-76 reprezintă o valoare medie a diferitelor clase granulometrice mai mici de m200 μ . Dacă proba de cărbune se

separă după dimensiunile particulelor şi apoi se determină cenuşa fiecărei grupe

a. b.

Fig. 2.4. a. Dependenţa conţinutului de cenuşă de diametrul iniţial al particulelor;

se găseşte o variaţie ca cea din fig. 2.4. Grupele cu diametrul iniţial mai mic

au conţinutul de cenuşă mai mare. Explicaţia rezidă în aceea că sterilul având duritate mai mare se macină mai fin; variaţii similare cunosc şi oxizii SiO

oδ

2 şi Al2O3.

2.2.3.6. Substanţele volatile şi cocsul Substanţele volatile reprezintă cantitatea totală de produse gazoase

b. variaţia conţinutului de SiO2 şi Al2O din cenuşă: -debitul sitei m40x μ=40D3

76 C.NEAGA

degajate prin încălzirea unei probe de cărbune, în condiţii stabilite (STAS 5268- -69). Prin cocs se înţelege reziduul solid rămas în creuzet la determinarea substanţelor volatile; partea combustibilă a cocsului se numeşte cărbune fix. La încălzirea particulelor de praf are loc slăbirea legăturilor dintre moleculele substanţelor care intră în compoziţia cărbunelui. După ruperea lor, grupele de molecule difuzează în mediul înconjurător sub formă de substanţe volatile. Procesul de descompunere termică a cărbunelui începe la o temperatură mai mare de 100 - 200oC, funcţie de gradul de încarbonizare, cu participarea atât a masei organice, cât şi a masei minerale. Dinamica degajării volatilelor depinde de cărbune, de viteza de încălzire a probei şi de proprietăţile mediului gazos din incintă. Compoziţia substanţelor volatile este variabilă în timpul degajării lor şi depinde de vârsta chimică a combustibilului dat. Combustibilii tineri (lignitul) au un conţinut ridicat de volatile, dar puterea lor calorifică este redusă. Din contră, cărbunii bătrâni au conţinut redus de volatile, dar puterea lor calorifică este mai mare. Volatilele sunt un amestec de componente gazoase combustibile şi necombustibile CO2, CO, H2, CH4, CmHn, H2S, N2, H2O; valorile acestor componente depind de raportul carbon/oxigen, elemente existente în analiza cărbunelui cercetat [2.4; 2.5].

De remarcat că între condiţiile în care se determină volatilele în laborator şi în care se degajă ele la încălzirea particulelor de cărbune în focarul generatorului de abur, există deosebiri esenţiale. Astfel, în condiţiile reale de ardere a prafului de cărbune, datorită vitezei mari de încălzire a particulelor introduse în focar, dinamica degajării volatilelor este diferită de cea din condiţiile de laborator; în consecinţă chiar la temperaturi de peste 1000oC ale particulelor extrase din flacără cu sonde răcite s-au găsit volatile nedegajate, care vor arde împreună cu baza de cocs. Volatilele degajate difuzează în exterior amestecându-se rapid cu oxidantul. În zonele din spaţiu în care sunt satisfăcute condiţiile de aprindere (condiţii de amestec şi temperatură) volatilele se aprind şi ard. O parte a căldurii dezvoltate în frontul de flacără se transmite bazei de cocs grăbind aprinderea acestuia; de aceea volatilele se consideră promotori ai aprinderii bazei de cocs a cărbunelui pulverizat.


Cunoaşterea componentelor analizei imediate, oferă posibilitatea intro-ducerii unor criterii de apreciere a aprinderii şi arderii cărbunelui dat. Dacă,

criteriul de aprindere este supraunitar, atunci capacitatea de

aprindere a cărbunelui respectiv este mare; din această categorie fac parte lignitul şi unele tipuri de huile.

if

ia C/VK =

2.2.3.7. Analiza granulometrică a prafului de cărbune Obţinerea prafului de cărbune cu caracteristicile impuse de procesul de

ardere în focarele generatoarelor de abur se face în două trepte: - într-o primă treaptă, bucăţile de cărbune brut cu dimensiuni de 200 mm

şi mai mari sunt sfărâmate cu ajutorul concasoarelor până la dimensiuni de 10 - 15 mm;

- în treapta a doua de pregătire, cărbunele concasat merge în instalaţia de pregătire a prafului, după care este insuflat în focar; sistemele de pregătire sunt variate.

Praful de cărbune este un amestec de particule cu dimensiuni (diametre echivalente) diferite; pentru cazurile practice aceste dimensiuni sunt cuprinse între m1,0 μ şi m1000 μ .

Analiza granulometrică se determină prin cernerea unei probe de praf, într-un interval de timp dat, folosind pentru aceasta un complet de site; sitarea se asigură cu ajutorul unui vibrator. Sitele se deosebesc între ele prin dimensiunea ochiurilor ţesăturii metalice a acestora. În completul de cernere sitele se aşează

în ordine descrescătoare a dimen-siunii ochiului de sus în jos, fig. 2.5. În tabelul 2.4 se prezintă carac-teristicile sistemului german de site, sistem folosit şi în ţara noastră. După cernere se cântăresc cantităţile de praf de pe fiecare sită. Exprimarea lor procentuală faţă de masa iniţială a prafului constituie restul (refuzul) parţial.Astfel pentru sita cu dimensiunea ochiului res-

tul parţial rezultă din raportul ix

Fig. 2.5. Set pentru analiza prafului compus din cinci site

78 C.NEAGA

%.,100oMxM

xr ii = (2.58)

Cu notaţiile din fig. 2.5 ecuaţia de bilanţ material duce la expresia , (2.59) %,100M50D90/50r200/90r500/200r1000/500r1000r =Δ++++++

unde este restul parţial pe sită cu dimensiunea ochiului cea mai mare, %; 1000r

1000/500r - restul parţial pe sita cu dimensiunea ochiului de m500 μ , când

aceasta urmează sitei care are dimensiunea ochiului de ,m1000 μ % etc.;

debitul sitei de 50D -

,m50 μ %; M - pierderea procentuală de praf, %;

masa iniţială a prafului supus analizei, respectiv a restului pe sita cu dimensiunea ochiului

ixo M,M -Δ

.g,xiRestul (refuzul) total al unei site oarecare este egal cu suma între restul

parţial al sitei respective şi resturile parţiale ale tuturor sitelor aşezate deasupra ei, astfel

%.,1000r1000/500r500/200r200/90r90R........................................................%;,1000r1000/500r500R

%,1000r1000R

+++=

+==

)60.2(

Tabelul 2.4 Caracteristicile sistemului german de site

Nr.

de

ochi

uri p

e

Nr.

de

ochi

uri p

e

Măr

imea

och

iulu

i

Măr

imea

och

iulu

i

Dia

met

rul s

ârm

ei

Dia

met

rul s

ârm

ei

Nr.

site

i

Nr.

site

i

[mm]

[mm]

[mm]

[mm]

1 cm

2

1 cm

2

4 16 1,5 1,00 20 400 0,300 0,20 5 25 1,2 0,80 24 576 0,25 0,17 6 36 1,02 0,65 30 900 0,200 0,13 8 64 0,75 0,50 40 1600 0,150 0,10 10 100 0,60 0,40 50 2500 0,120 0,08 11 121 0,54 0,37 60 3600 0,100 0,065 12 144 0,49 0,34 70 4900 0,088 0,055 14 196 0,43 0,28 80 6400 0,075 0,050 16 256 0,385 0,24 100 10000 0,060 0,040


Cantitatea de praf, exprimată procentual, care trece prin sită,formează debitul sitei respective. Pentru sita cu dimensiunea ochiului de ,m90μ debitul are expresia

; (2.61) %,50D90/50r90D +=

) pentru oricare sită are loc egalitatea (se neglijează pierderea MΔ (2.62) %.,100iDiR =+

Cu datele obţinute în urma sitării se poate construi grafic dependenţa restului total )x(fR x = , numită caracteristica de măcinare sau caracteristica granulometrică integrală. Pentru caracteristica granulometrică a prafului de cărbune Rammler şi Rosin au propus formulă de interpolare expresia analitică

(2.63) %,),nbxexp(100xR −=

b este coeficientul care caracterizează fineţea de măcinare a prafului,

dacă 0

unde

;m n−μ b → , din (2.63) se deduce praf extrem de grosier;

dacă fineţea fiind maximă; practic,coeficientul b este

cuprins între (praf grosier) şi

%,,100R x →

%,,0R,b x →∞→

310.4 − n3 m,10.40 −− μ (praf fin); n - caracterizează

structura internă, gradul de uniformitate a prafului; dacă creşte, praful devine din ce în ce mai uniform, adică diametrul echivalent al particulelor se apropie, conducând, atunci când

n

∞→n , la praful format din particule cu acelaşi diametru, numit praf mondimensional. Din (2.65) se scrie raportul diametrelor a două particule oarecare

n/1

xR/100lnxR/100ln

2x1x

2

1⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛= . (2.64)

Dacă şi deci toate particulele din proba de praf tind spre acelaşi diametru, proba este astfel realizată din praf monodimensional.

21 xx,n →∞→

Ambii coeficienţi depind de combustibil şi de instalaţia de pregătire a prafului. Valorile lor se deduc cunoscând coordo-natele a două puncte ale caracteristicii granulometrice şi şi , adică rezolvând sistemul. 1x 1xR , 2x 2xR

. (2.65) )n2bxexp(100xR);n

1bxexp(100xR 21 −=−=

Din sistemul (2.65) rezultă

80 C.NEAGA

2xlg1xlgxR/100lglgxR/100lglg

n 21−

−= . (2.66)

Fig. 2.6. Caracteristica granulometrică a prafului de cărbune brun pregătit în două mori:1-moară cu ciocane, n=1,5; 2-moară cu bile,n=0,85. Caracteristica de distribuţie a pra-fului:3-pentru praful obţinut în moara cu ciocane(curba1);4-pentru praful pregătit în moara cu bile(curba 2); 5-caracteristica granulometrică a prafului

di i l( 90 )

Admiţând şi m90x2 μ= se obţine din (2.66) m200x1 μ=

90Rlg2200Rlg2lg88,2n

−−

= . (2.67)

Dacă se cunoaşte din oricare (2.65) se determină b . n Pentru sistemele practice de pregătire a prafului, valorile coeficientului n sunt cuprinse între limitele: - moară cu tambur şi bile, n = 0,7-1(în medie 0,85);


moară cu ciocane, n = 1,1 - 1,5 (în medie 1,3); - moară cu mers lent cu separator rotativ, n = 1,1 - 1,3 (în medie 1,2); -moară rapidă şi moară ventilator, n = 0,9. În urma unei duble logaritmări formula Rammler-Rosin (2.63) poate fi scrisă sub forma

,elglgblgxlgnxR

100lglg ++= (2.68)

unde termenul lg b + lg lg e este o constantă. Funcţia (2.68) într-un sistem de coordonate reprezintă ecuaţia unei drepte. În fig. 2.7 este reprezentată o reţea cu coordonate adecvate trasării funcţiei (2.68).

xlg),R/100lg(lg x

Folosirea diagramei dublu logaritmice are avantajul că pentru a trasa caracteristica granulometrică este nevoie să se cunoască resturile totale numai pe două site oarecare; tangenta unghiului de înclinare a dreptei faţă de orizontală exprimă valoarea numerică a coeficientului de uniformitate n, iar ordonata la origine, valoarea lg b + lg lg e. Astfel caracteristica 2 (fig.2.7) are unghiul de

înclinare de = n = 0,85; ordonata la origine corespunde

restului total de 97,7%, deci

'o'o 3040tg;3040

rezultă .5,1m,0233,0b −μ=);7,97/100lg(lgelglgblg =+

Benett propune să se înlocuiască în formula Rammler-Rosin coeficientul

b cu un nou parametru, , astfel că (2.63) devine nexb −=

(2.69) %.,n)ex/x(exp100xR ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡−=

%8,36e/100R ex == Dacă , exx = , adică reprezintă valoarea

ochiului sitei, pentru care mărimea procentuală a masei tuturor particulelor cu diametrul mai mare decât este de Apelând la exemplul de mai sus se

găseşte

ex

ex %.8,36

.m3,83xe μ=

Originea sistemului de coordonate în care este prezentată dreapta (2.68) se caracterizează prin restul total în origine %;10R ox = dreapta 2 (fig.2.7)

intersectează axa absciselor în punctul .m3,222xo μ=

Ecuaţia (2.68) poate fi prezentată şi cu ajutorul logaritmilor neperieni

;blnxlnnxR

100lnln += (2.68′)

82 C.NEAGA

restul total în origine iar intersecţia dreptei cu axa absciselor are

loc în

%,8,36R ox =

m3,83bxx n/1eo μ=== − şi exprimă sensul fizic al propunerii Benett.

Cu ajutorul sitelor nu se pot evidenţia decât clasele granulometrice cu dimensiuni mai mari de 40 μm.

Fig.2.7. Reprezentarea caracteristicii granulometrice în coordonate dublu logaritmice:1 - praf pregătit în moara cu ciocane (curba 1 din fig. 2.6); 2 - praf pregătit într-o moară cu bile (curba din fig. 2.6); 3 - praf de şist pregătit într-o MV, n = 0,6

Pentru analiza prafului cu fineţe mai mare (particule cu diametrul echivalent sub 40 μm) se folosesc alte metode cum ar fi dispersarea în aer (sortare pneumatică), sedimentaţia (sortare hidraulică) - se bazează pe legea lui Stokes - şi cercetarea microscopică [2.19].Clasa granulometrică este definită prin mărimea ochiurilor a două site consecutive (tabelul 2.3).


Sortul de cărbune este definit prin mărimea ochiurilor a două site indicate; un sort poate cuprinde două sau mai multe clase granulometrice. Subgranulaţia unui sort reprezintă procentul de particule care trec prin sita cu ochiuri corespunzătoare limitei inferioare a sortului. Supragranulaţia unui sort reprezintă procentul de particule care rămân pe sita cu ochiurile corespunzătoare limitei superioare a sortului. Pentru a determina caracteristica de distribuţie după dimensiuni (densitatea de distribuţia) în procente masice, se diferenţiază caracteristica granulometrică (2.63)

,m/%),nbxexp(1nbnx100dx/xdDdx/xdRxy μ−−==−= (2.70) sau

. (2.71) m/%,xR1nbnxxy μ−=

Dependenţa (2.70) este prezentată prin curbele 3 şi 4 în fig. 2.6. Densitatea de distribuţie (2.70) arată, în procente masice, cantitatea de praf cu dimensiunea particulelor cuprinsă între şi x 1x + microni. Forma curbei de-

pinde de valoarea coeficientului . Pentru , curba densităţii de distribuţie prezintă un maxim (curba 3 din fig.2.6). Valoarea abscisei corespunzătoare maxi-mului funcţiei se găseşte anulând prima derivată

xy

n 1n >

xy

,0xR)1n(2x2)bn(xR2nx)1n(bndx/xdy =−−−−= (2.72) de unde

(2.73) [ ] .m,n/1)bn/()1n(maxx μ−=

Dacă se exprimă prin restul total pe sita cu dimensiunea ochiului de b

m90 μ , atunci

m,n90R/100ln

n/1190maxx μ−

= . (2.74)

Pentru n ≤ 1 curba de distribuţie nu prezintă valoare maximă. În aceste cazuri cea mai mare parte a prafului este compusă din particule fine (praful este puternic supramăcinat). Pentru n = 1 din (2.70) se deduce ordonata la origine a caracteristicii de distribuţie, pentru ;b100y 0x == .y,1n 0x ∞→< =

84 C.NEAGA

Densitatea combustibililor solizi şi a prafului. Densitatea cărbunilor depinde de compoziţia lor petrografică, de gradul de

incarbonizare, de cantitatea şi calitatea substanţelor minerale, de umiditate; astfel la creşterea gradului de incarbonizare, densitatea creşte.

Se deosebesc densitatea reală, aparentă şi în vrac calculate, respectiv, cu formulele

,3m/kg,totVM

vr;apVM

ap;cbVM

=ρ=ρ=ρ (2.75)

unde este masa cărbunelui, kg; -volumul cărbunelui (o bucată de cărbune)

exclusiv porii, - volumul combustibilului, inclusiv porii,

M cbV

ap3 V;m tot

3 V;m -

volumul total al probei de praf depozitată într-un buncăr, în care este inclus şi

volumul spaţiilor dintre particule, evident ;m3 .vrap ρ>ρ>ρ

Densitatea reală se calculează folosind, fie analiza elementară, fie experimental

,3m/kg,)2900/o1(anhA100

o100

ρ−−

ρ=ρ (2.76)

unde este densitatea masei organice, are valorile: oρ ;m/kg 3

- pentru antracit şi cărbune cu conţinut redus de volatile

(2.77) ;3m/kg),mcH5mcC53,0/(510o +=ρ

- pentru ceilalţi combustibili solizi

(2.78) .3m/kg),23mcH25,4mcC344,0/(510o ++=ρ

Densitatea aparentă se calculează cu expresia

,3m/kg,itW100

limW100

limW)1000(510

510ap

−

−

−ρ+

ρ=ρ (2.79)

în care limW este umiditatea limită a cărbunelui corespunzătoare saturării cu apă, %

(pentru lignit cu %40W%,32W limit == ).

Densitatea în vrac depinde de structura granulometrică şi de gradul de tasare: - pentru cărbune brun cu restul total pe sita cu dimensiunea ochiului de

%3020R,m5000 5000 −=μ


(2.80) ,3m/kg,ap63,0vr ρ=ρ

- pentru praf de cărbune

(2.81) ,3m/kg,R45,0vrp 90app +ρ=ρ

unde densitatea aparentă a prafului se calculează cu formula (se ţine seama de preuscare în turn şi moară)

(2.82) ,3m/kg),pW100/()itW100((apapp −−ρ=ρ

unde este umiditatea prafului, %; pentru huile şi şisturi ;

pentru cărbune brun .

pW aap W)1...5,0(W =

aap W)08,1...1(W =

Densitatea în vrac serveşte la calculul volumului buncărelor de praf şi la calculul debitului alimentatoarelor de praf (preiau praf din buncăre şi-l conduc spre arzătoare). Densitatea aparentă se foloseşte la calculul cicloanelor, separatoarelor, instalaţiilor de transport pneumetic şi suprafeţei specifice a prafului. Tabelul 2.5

Densităţile unor combustibili solizi

Densitatea ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ 3m/kg

Combustibilul reală Aparentă

Cărbune brun 1300-1400 650-780 Huilă de gaz 1250-1350 720-800 Huilă de cocs şi antracitoasă 1300-1400 800-860 Cocs metalurgic 1600-1900 450-550

Suprafaţa specifică a prafului de cărbune Aria laterală a tuturor particulelor existente într-un kg praf-suprafaţa

specifică, -interesează atât procesele de pregătire, cât mai ales de ardere a prafului. Astfel antracitul cu fineţea de măcinare

kg/m2

%,7R 90 = are suprafaţa specifică

de 2000 iar lignitul cu ,kg/m2 %,60R 90 = de .kg/m300 2

În cazul prafului monodimensional, cu diametrul particulelor m,x μ , suprafa-

86 C.NEAGA

ţa specifică-particulele sunt considerate sferice-au expresia

,kg/2m,2)x610(NF −π= (2.83) unde numărul particulelor într-un kg praf este

(2.84) .3)x610(ap/6N ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −πρ=

După înlocuiri rezultă

;kg/2m,xap

610.6Fρ

= (2.85)

cu cât praful este mai fin ( mai mic), cu atât suprafaţa spefică este mai mare;

- densitatea aparentă,

x

apρ .m/kg 3

Suprafaţa specifică a prafului polidimensional, se deduce folosind carac-teristica de distribuţie după dimensiuni (2.70). Masa tuturor particulelor, de formă sferică, cu diametrul cuprins între x şi

m,dxx μ+ , dintr-un kg praf de analizat are expresia

.kg/kg,dxbxe1nxbndxxy100

1xdM

n−−== (2.86)

Din (2.86) se poate deduce masa tuturor particulelor cuprinse între două

diametre definite şi 1x )xx(,x 212 <

(2.87) ∫ −−=−2

1

n

21

x

x;dxbxe1nxbnxxM

pentru întregul domeniu teoretic de variaţie a dimensiunilor particulelor, masa este egală cu unitatea (proba de praf de analizat)

,1dxbxeo

1nxbnoMn

=−∞

−=∞− ∫ (2.88)

expresie care determină condiţia de normare a densităţii de distribuţie, pentru . 1n > Într-adevăr, dacă în (2.88) se face substituţia de variabilă independentă

nbxu = , cu diferenţiala dxbnxdu 1n−= , această integrală devine

1ouedu

o

ueoM =∞−−=∞

−=∞− ∫ . (2.89)


Integrala (2.87) se rezolvă integrând fiecare termen rezultat din înmulţirea lui

cu fiecare termen obţinut din descompunerea în serie a exponenţialei; numărul termenilor seriei depinde de eroarea admisă; sau, în cazul de faţă, utilizând substituţia de mai sus, rezultă

1nx −

kg/kg,bxebxeuu

uexxMn2

n12

121−−−=−−=− . (2.90)

Practic însă limitele de integrare (2.88) nu pot fi şi o ∞ . Astfel, se admite că particula cu dimensiunea minimă are diametrul ;m1,0xm μ= particula cu diametrul

maxim se obţine din condiţia

, (2.91) %),nMbxexp(100%1,0xR M −==

de unde

m,n/1

b91,6n/1

b1000ln

Mx μ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= . (2.92)

Egalitatea (2.86) mai poate fi scrisă şi în funcţie de numărul de

particule, dintr-un kg de praf, care au diametrul cuprins între şi xdN

x m,dxx μ+ .

xdNap6

3)x610(dxbxe1nxbnxdMn

ρ−π

=−−= . (2.93)

Din (2.93) rezultă numărul de particule cu diametrul )0dx(,x →

;dxbxe4nxap

bn1810.6xdNn−−

πρ= (2.94)

numărul de particule ale unui sort de praf exprimat prin diametrele şi rezultă 1x 2x

din integrala

dxbxex

x

4nxap

bn1810.6xxNn2

121

−−πρ

=− ∫ , (2.95)

iar numărul total de particule polidimensionale dintr-un kg de praf, are expresia

.dxbxex

x

4nxap

bn1810.6NnM

m

−−πρ

= ∫ (2.96)

Suprafaţa particulelor sferice cu diametrul cuprins între x şi x + dx se deduce din calculul următor

88 C.NEAGA

,dxbxe2nxap

bn610.6xdN2)x610(xdFn−−

ρ=−π= (2.97)

iar suprafaţa specifică a prafului

.kg

2m,dxbxex

x

2nxap

bn610.6FnM

m

−−ρ

= ∫ (2.98)

După dezvoltarea în serie şi integrarea termen cu termen se obţine

[ ] .0i

xx1)1i(n!i

1nxi)nbx(i)1(

ap

bn610.6F Mm

∑∞

= −+

−−ρ

= (2.99)

Trecând de la dimensiunea curentă a particulei la restul total curent ,

rezultă [2.15]

x xR

),xR,xR,n(ap

n/1nb610.6F MmΦρ

= (2.100)

unde funcţia are expresia Φ

[ ] [ ][ ] .

0i

RR1)1i(n!i

ixR/100ln(i)1(n/11)xR/100ln( Mx

mx∑∞

= −+−−=Φ (2.101)

Dacă se admit (pentru %67,99R mx = m1,0x m μ= ) şi funcţia

depinde numai de coeficientul de uniformitate a prafului şi are valorile

%,1,0R Mx =

Φ n

n = 0,8; 0,9; 1,0; 1,1; 1,2; 1,3; 1,4; 72)n( =Φ ; 5,915; 3,75; 2,97; 2,32; 1,88; 1,333

Dacă suprafaţa specifică a prafului (2.98) se poate calcula şi cu ajutorul funcţiei gamma a cărei expresie este

,1n >

,duue0

1tu)t( −∞

−=Γ ∫ (2.102)

cu condiţia .0t >

Admiţând schimbarea de variabilă nbxu = şi limitele extreme, (2.98) devine

);n11(

ap

n/1b610.6duue0

n/1uap

n/1b610.6F −Γρ

=−∞

−ρ

= ∫ (2.103)


funcţia gamma de argument n/11− este tabelată; condiţia 0t >

conduce la .1n > Suprafaţa specifică a prafului polidimensional, care constă din particule de forme şi dimensiuni diferite, poate fi exprimată ca sumă a suprafeţei fracţiilor de praf, fracţii

care se obţin prin divizarea caracteristicii granulometrice în benzi verticale cât mai înguste

Fig.2.8. Variaţia factorului de formă a particulelor cu dimensiunea acestora.

.kg/2m,frFF ∑Δ= (2.104)

Masa unei fracţii are expresia

,kgkg,ap6

3)12x610(12N)xRxR(

1001

frM 21 ρ−π

=−=Δ (2.105)

unde este numărul de particule din fracţie, iar diametrul mediu al particulelor

din fracţie 12N

).xx(5,0x 2112 +=

Suprafaţa fracţiei de praf

.kg/2m,2)12x610(12NfrF −π=Δ (2.106) Eliminând din (2.105) şi (2.106), suprafaţa specifică (2.104) devine 12N

,ap12x

frM610.6fKF ∑ ⎟

⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

ρΔ

= (2.107)

unde este factor de formă şi ţine seama de abaterea formei particulei de la sferă

sau cub; este egal cu raportul între suprafaţa particulei de formă oarecare şi suprafaţa sferei echivalente a particulei date; depinde de dimensiunea particulelor şi de combustibilul (pentru sferă

fK

1Kf = ); pentru praful de cărbune se admite

(fig. 2.8). Pentru simplificarea calculelor s-a introdus convenţional

suprafaţa care reprezintă suprafaţa particulelor polidimensionale,

dar sferice ( , dintr-un kg de praf cu densitatea aparentă

În consecinţă (2.107) se scrie [2.3]

75,1Kf =

,kg/m,F 21000

)K 1f =

.m/kg1000 3ap =ρ

90 C.NEAGA

∑ Δ=

12xfrM310.6

1000F (2.108)

şi

1000Fap

1000fKFρ

= . (2.109)

În fig. 2.9 şi 2.10 se prezintă nomograme de calcul al suprafeţei ,

determinată prin metoda arătată mai sus (metoda fracţiilor). 1000F

O largă utilizare în analiza prafului de cărbune o are nomograma Rammler- -Rosin - Benett, fig.2.11 [2.4].

În coordonate dublu logaritmice, caracteristica gra-nulometrică este o dreaptă. Prin polul P al nomogramei se duce o paralelă la caracteristică, determinând, cu ajutorul sca-lelor auxiliare de pe margine coeficientul de uniformitate n şi parametrul χ din care apoi obţi-nem suprafaţa specifică . 1000F

Cu expresiile de mai sus se pot calcula unele caracte-ristici medii ale prafului poli-dimensional.

Fig.2.9. Suprafaţa specifică a prafului pentru

.3m/kg1000ap =ρ

Diametrul mediu aritmetic al particulelor. Dacă particulele polidimensionale dintr-un kg praf se aşează una lângă alta, lungimea lanţului astfel format trebuie să fie egal cu lungimea lanţului în cazul în care particulele ar avea acelaşi diametru, în ambele cazuri numărul de particule dintr-un kg praf fiind identic

;m,0

xxdNN1

1x μ∞

= ∫ (2.110)

pentru calcul se apelează la (2.94) şi (2.96).


Fig. 2.10. Nomograma pentru determinarea suprafeţei specifice a prafului cunoscând resturile totale R90 şi R200.

Diametrul mediu pătratic al particulelor. Pentru determinarea acestei mărimi sistemul polidimensional real se asimilează cu un sistem monodimensional, care constă din particule cu diametrul 2x , astfel încât monopoli FF = ,

sau

∫∞

=0

.xdN2xN12

2x (2.111)

Diametrul mediu masic al particulelor, rezultă din egalitatea maselor pro-belor de praf polidimensional şi monodimensional

.0

xdN3xN13

3x ∫∞

= (2.112)

Mărimea 3x se foloseşte de regulă la determinarea concentraţiei masice şi numerice a particulelor în sisteme polidimensionale.

Diametrul mediu determinat pe baza suprafeţei specifice a prafului. Pentru


determinarea acestei mărimi, notată cu 32x , modelarea sistemului polidimensional real are loc astfel încât prin înlocuirea convenţională a acestui sistem cu un sistem monodimensional, suprafaţa specifică să rămână neschimbată, .constM/F =

;

0xdN

0xdN

332x

232x

ap

6

monoMF;

0xdNap6

3x

0xdN2x

poliMF

∫

∫

∫

∫∞

∞

π

π

ρ=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

∞ρ

π

∞π

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ (2.113)

după egalare se obţine

.

0xdN2x

0xdN3x

32x

∫

∫∞

∞

= (2.114)

Fineţea optimă de măcinare a combustibilului solid Convenţional, fineţea prafului se exprimă prin restul total pe sita cu

dimensiunea ochiului de praful cu este mai

fin decât praful cu .

);cm/ochiuri4900(m90 2μ %40R 90 =

%60R 90 =

Fineţea optimă (economică) de măcinare se numeşte acea valoare a restului pe sita aleasă convenţional, care face ca, cheltuielile totale impuse de consumul de energie electrică pentru măcinare şi pentru repararea morii, pe de o parte şi cheltuielile cu pierderea de combustibil prin ardere mecanic incompletă, pe de altă parte, să fie minime. Când 90R creşte, pierderile prin ardere mecanic incompletă cresc, dar consumul specific de energie electrică scade. Exprimând cele două funcţii prin aceeaşi unitate de măsură, funcţia sumă prezintă un minim a cărui abscisă indică restul economic, fig. 2.12. Datele experimentale indică ur-mătoarele valori pentru restul economic:

-la măcinarea în mori cu tambur cu bile: pentru antracit 6-7%; pentru huilă 20-25%; pentru cărbune brun 30-40%;

- la măcinarea în mori cu ciocane: huile 25-30%; cărbune brun 55-60%; şisturi 35-40%.

Fig. 2.11. Diagrama Rammler-Rosin-Benett pentru praful polidimensional de cărbune [2.4].

94 C.NEAGA

Fineţea optimă de măcinare este influenţată de:

- conţinutul de substanţe vo-

latile: când creşte, creşte;

mcV

ec90R

-coeficientul de uniformi-tate a prafului: dacă n creşte şi

creşte; ec90R

-construcţia focarului şi ar-zătoarelor şi încărcarea termică a volumului focarului; dacă performanţele aerodinamicii fo-carului cresc, atunci se poate

utiliza praf mai grosier, deci creşte.

Fig. 2.12. Fineţea optimă de măcinare.

ec90R

aap W)1...5,0(W =

.W)08,1...1( aap =

Umiditatea prafului de combustibil solid În procesul de pregătire a prafului combustibilul se deshidratează cu ajutorul

aerului preîncălzit sau/şi al gazelor de ardere recirculate. Umiditatea prafului la ieşirea din separator este apropiată de umiditatea higroscopică. Dacă uscarea este prea înaintată, atunci creşte pericolul de explozie a prafului, fenomen corelat şi cu temperatura fazei gazoase de antrenare. Preuscarea insuficientă a prafului ridică probleme transportului lui prin sistemul de pregătire, înrăutăţeşte procesul de măcinare, micşorează debitul morii, îngreunează pulverizarea jetului în focar şi măreşte timpul de ardere. Practic se recomandă următoarele valori:

- pentru huile şi şisturi : ;

- pentru cărbune brun : W

Explozia prafului de cărbune Praful de combustibil solid în amestec cu aerul, în anumite proporţii, poate forma un amestec explozibil. Cel mai susceptibil amestec de a exploda constă din particule cu dimensiunile: şist bituminos, particule cu diametrul mai mic de 0,2 mm; cărbuni bruni - mai mici de 0,15 mm; huile - mai mici de 0,12 mm.


Explozia prafului apare în urma aprinderii volatilelor degajate, care intră în reacţie cu oxigenul din mediul gazos de transport. De aceea se impun valori maxime pentru concentraţia de oxigen care, dacă nu sunt depăşite, pericolul exploziei este evitat: pentru şisturi, 16%; pentru cărbuni bruni, 18%; pentru huile, 19%. Prezenţa în agentul de uscare şi transport a gazelor de ardere şi a vaporilor de apă, micşorează pericolul de explozie. Explozia este influenţată şi de alţi factori:

conţinutul de substanţe volatile ; temperatura amestecului gazos după moară, mcV

mt ; umiditatea şi cenuşa, iit A,W ; umiditatea prafului, ; fineţea de măcinare

caracterizată prin resturile totale ; concentraţia prafului în agentul de

transport . Pericolul de explozie este evitat dacă ; pentru

cărbuni bruni (agentul de transport fiind aerul),

pW

20090 R,R3m/kg,μ %8Vmc <

C8070t om −< ; ;

pentru cărbuni bruni, transportul fiind asigurat cu er,

%30R 200 >

25,0215,0 −<μ şi

. Presiunea maximă a gazelor în timpul exploziei se poate realiza

pentru o valoare intermediară a concentraţiei, care pentru cărbune brun este

cuprinsă între 1,7 şi 2 , caz în care presiunea exploziei este de 0,31-0,33 MPa.

3m/kg,65−>μ

3m/kg

În cazurile practice, în general sunt satisfăcute condiţiile de explozie (mai ales la folosirea aerului pentru uscare şi transport); de aceea trebuie luate măsuri speciale în construcţia şi exploatarea instalaţiilor de pregătire a prafului. Astfel, la pregătirea prafului de cărbune brun, folosind schema cu insuflare directă şi gazele de ardere recirculate în calitate de agent de uscare şi transport, temperatura după moară poate deveni 140-180oC. Praful de cărbune se transportă uşor cu ajutorul aerului, gazelor de ardere, sau chiar al apei. Amestecul praf-aer este o dispersie cu proprietăţi apropiate de ale lichidelor şi care se poate deplasa uşor prin conducte. În cazul sistemelor individuale de pregătire, concentraţia prafului în fază gazoasă nu este mare, cca.

0,5-1 , transportul fiind relativ uşor. La instalaţiile centrale de pregătire, concentraţia prafului în conductele de transport spre buncărele generatoarelor este

ridicată, 30-35 ; presiunea aerului este de 0,5-1 MPa.

3m/kg

3m/kg

96 C.NEAGA

2.2.3.8. Coeficientul de măcinabilitate a cărbunelui Coeficientul de măcinabilitate a cărbunelui caracterizează rezistenţa lui la sfărâmare şi practic nu depinde de metoda de măcinare; măcinabilitatea este o proprietate intrinsecă a combustibilului dat. Între măcinabilitate şi rezistenţa la măcinare este un raport invers. Cunoaşterea rezistenţei la măcinare se impune la proiectarea, sau alegerea instalaţiei de pregătire a prafului, precum şi în determinarea consumului specific de energie electrică, t/kWh . Coeficientul de măcinabilitate se determină prin măcinarea unei probe din cărbunele de analizat într-o moară de laborator. Determinat astfel el se numeşte coeficient relativ (se compară cu măcinabilitatea unui combustibil etalon) determinat în condiţii de laborator şi se notează cu . Lk

Coeficientul de măcinabilitate relativă este raportul între consumul specific de energie electrică necesară măcinării unei probe uscate în aer de combustibil etalon t/kWh,Eet şi consumul pentru măcinarea unei probe uscate în aer din

combustibilul de analizat , ambele probe având la început aceeaşi

granulaţie şi la sfârşit, aceeaşi fineţe de măcinare, adică t/kWh,Ei

,iE/etELk = (2.115)

sau, la acelaşi consum de energie, raportul între suprafaţa specifică nou creată a prafului cărbunelui de analizat şi suprafaţa specifică nou creată a prafului

cărbunelui etalon

iF

,kg/m,F 2et

.etF/iFLk = (2.115′)

Metoda VTI, presupune folosirea unei mori de laborator cu tambur de porţelan având diametrul interior de 270 mm, lungimea 210 mm, 6 kg bile din porţelan cu diametrul 30-36 mm şi 2 kg bile cu diametrul 15-20 mm. În tambur se introduce proba de cărbune, 500 g formată din particule având diametrul echivalent între 1,25 şi 3,2 mm; timpul de funcţionare este de 15 minute (624 rotaţii); apoi proba de praf se cerne pe sita cu dimensiunea ochiului de 90 μm. Formula (2.115′) devine [2.1]

,3/2

i90R100ln23/2)et90R/100(ln

3/2)i90R/100(lnLk

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=≅ (2.116)


deoarece (combustibilul etalon este antracitul, pentru care , după

metoda VTI, are valoarea 1). Rezultă că metoda VTI se bazează pe compararea fineţii de măcinare (exprimată prin suprafaţa specifică a prafului), obţinută după acelaşi consum de energie, atât pentru cărbunele etalon, cât şi pentru cel de analizat.

%70R et90 = Lk

Metoda TKTI foloseşte pentru calculul coeficientului de măcinabilitate raportul etB/iBLk = , (2.117)

unde eti B,B reprezintă, respectiv, debitul morii de laborator la măcinarea

cărbunelui de analizat şi etalon, exprimat prin debitul sitei de 90 μm, g/s. În SUA se aplică metoda Hardgrove, conform căreia

,74D74,113Lk += (2.118)

unde este debitul sitei cu dimensiunea ochiului de 74 μm. 74D

În ţara noastră se folosesc pentru calculul coeficientului de măcinabilitate metodele morii cu bile şi a morii ventilator IE. Coeficientul de măcinabilitate determinat prin metoda morii ventilator, pentru cărbunii indigeni variază între 0,4 şi 2,80; din acest unghi de vedere ei se împart în: cu rezistenţă mare la măcinare

(ligniţii din Bazinul Olteniei); cu rezistenţă medie 8,0k4,0 L << ;5,1k8,0 L << cu

rezistenţă redusă .5,1k L >

Între coeficienţii de măcinabilitate determinaţi prin diferite metode există dependenţa ,61,0)TKTI(Lk34,0)VTI(Lk += dacă ;7,0)TKTI(Lk >

);SUA(Lk015,032,0)VTI(Lk += .35,0)VTI(Lk2)IE(Lk −= (2.119) Pentru acelaşi tip de cărbune, sortul 0-30 mm are rezistenţa la măcinare cea mai redusă (conţinutul de cenuşă este relativ mai ridicat – domină roca argiloasă care este friabilă), iar sortul 30-350 mm are rezistenţa cea mai ridicată. Cărbunii, cu conţinut ridicat de volatile, sunt cei mai rezistenţi la măcinare; aceasta creşte, dacă conţinutul de xilită, aşa cum este cazul lignitului indigen este ridicat. Creşterea conţinutului de umiditate a cărbunelui brut, măreşte rezistenţa la măcinare, motiv pentru care se prevede preuscarea cărbunelui la intrarea în moară.

98 C.NEAGA

La măcinarea cărbunelui în centralele termoelectrice condiţiile de măcinare se deosebesc de cele din laborator. De aceea în expresia coeficientului de măcinabilitate trebuie introduse unele corecţii

,3k2k1kLkCTEk = (2.120)

unde ţine seama de influenţa umidităţii asupra măcinabilităţii; cu cât umiditatea

medie a cărbunelui în procesul de măcinare este mai ridicată, cu atât cărbunele se macină mai greu şi cu atât valoarea acestei corecţii este mai mică

1k

( )

,2aaW

2imaxW

2mW

2imaxW

1k

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛−⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛

−⎟⎠⎞⎜

⎝⎛

= (2.121)

unde ,%;W07,11W it

imax += umiditatea medie a cărbunelui în moară mW se

determină în funcţie de tipul morii: - pentru mori cu tambur cu bile şi mori ventilator

,%;4/pW3'mWmW ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ += (2.122)

- pentru mori cu ciocane şi mori cu mers lent

,%,7/pW6'mWmW ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ += (2.123)

unde mW′ este umiditatea a cărbunelui la intrarea în moară (la ieşirea din turnul de

preuscare, dacă acesta există în schemă), %; - umiditatea prafului (după

separatorul morii), %. pW

( )

( )%,,

upWitWpW100

upWitW100i

tWpW100'mW

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ −−−

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ −−−

= (2.124)

unde itW este umiditatea totală a cărbunelui la intrarea în turnul de preuscare

( )%;,WWW ih

ii

it += u – fracţia din umiditatea de îmbibaţie iniţială îndepărtată din

cărbune prin vaporizare în turnul de preuscare;

. (2.125) %,iiW100/i

hW100pW ⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ −=


Expresia (2.125) este valabilă în ipoteza că în turn şi moară se îndepărtează toată umiditatea de îmbibaţie. Al doilea coeficient de corecţie se calculează cu formula

(2.126) ( ) .itW100/mW1002k ⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ −−=

Corecţia ţine seama de faptul că bucăţile de cărbune la intrarea în moară

au dimensiuni diferite faţă de cele utilizate la determinarea coeficientului în laborator şi în consecinţă debitul morii scade, dacă dimensiunile iniţiale ale bucăţilor cresc. Valorile coeficientului se exprimă în funcţie de restul total pe

ciurul cu dimensiunea ochiului de 5 mm.

3k

3k

,%5R = 5; 10; 15; 20; 25; 30; 35; 40;

3k = 1,176; 1,1; 1,04; 1; 0,97; 0,95; 0,93; 0,92.

2.2.3.9. Abrazivitatea combustibililor solizi

Procesul de măcinare a combustibililor solizi este însoţit de uzura prin abraziune a suprafeţei organelor metalice, fixe sau mobile ale morii. Gradul de uzură şi durata de funcţionare a morii, utilajul cel mai expus al unui sistem de pregătire a prafului, depind de abrazivitatea cărbunelui şi de rezistenţă la uzură a metalului folosit. Proprietăţile abrazive ale cărbunelui depind, la rândul lor, atât de caracteristicile lui fizice (duritate, rezistenţă), cât şi de dimensiunile şi formele bucăţilor şi, de asemenea, de prezenţa în structura lui a amestecurilor care ridică abrazivitatea, cum ar fi nisipul, argila, pirita. Abrazivitatea cărbunelui este exprimată prin coeficientul de abrazivitate, definit ca raport între masa de metal pierdut prin măcinare de către subansamblele morii – se alege un metal etalon etOL - într-un interval de timp dat şi energia

consumată în aceeaşi perioadă, adică .kWh/g,E/)etOL(Mabrk ΔΔ= (2.127)

Formula (2.127) conduce la aflarea coeficientului de abrazivitate absolută. Se alege un anumit combustibil solid în calitate de etalon, pentru care coeficientul absolut de abrazivitate devine abretk . Coeficientul de abrazivitate relativă este

raportul

100 C.NEAGA

abrk = / abrk abretk . (2.128)

Între coeficienţii de măcinabilitate şi de abrazivitate Lk abrk există o relaţie

de legătură; cu cât combustibilii sunt mai rezistenţi ( mic), cu cât consumul de

energie pentru măcinare este mai mare şi cu atât uzura e mai mare. Lk

Coeficientul de rezistenţă relativă la uzură uk a unui metal oarecare i este raportul între coeficientul de abrazivitate absolută la măcinarea cărbunelui folosind moara cu subansamble din etOL şi coeficientul de abrazivitate absolută la

măcinarea aceluiaşi cărbune, dar subansamblele morii executate din metalul i , adică

( ) ( ).iOLabrk/etOLabrkuk = (2.129)

Folosind expresia de definire (2.127) a coeficientului de abrazivitate absolută, se poate scrie

),iOL(M/)etOL(Muk ΔΔ= (2.130)

care arată de câte ori se uzează mai repede piesele morii realizate din etOL faţă de

cazul în care piesele ar fi executate din metalul de analizat i , după acelaşi consum de energie. Subansamblele morilor industriale sunt supuse uzurii nu numai prin lovire, ci şi prin frecare. De aceea în analiza fenomenului de uzură prin abraziune trebuie ţinut seama de toate cauzele.

2.2.3.10. Alte proprietăţi ale prafului şi ale combustibililor solizi Conductivitatea termică a cărbunelui )K.m/(W,λ , depinde de gradul de

încarbonizare, de densitate, de conţinutul de umiditate şi cenuşă, de temperatură; coeficientul de conductivitate termică creşte când densitatea aparentă şi temperatura cresc. Conductivitatea termică a prafului depinde de concentraţie, de diametrul particulelor şi de conductivitatea termică a cărbunelui [2.9]. Căldura specifică a cărbunelui, depinde de conţinutul de umiditate, volatile şi cenuşă; la creşterea gradului de încarbonizare căldura specifică scade,

(2.131) ),K.kg/(kJ,anhac)i

tW01,01(apăcitW01,0cc −+=


unde sunt, respectiv, căldura specifică a apei şi a masei anhidre a com- anhcapă c,c

bustibilului solid, ),K.kg/(kJ tabelul 2.6. Tabelu2.6.

Căldura specifică a combustibilului anhidru )K.kg/(kJ,canhc

Temperatura [oC] Combustibilul

0 100 200 300 400 Antracit 0,92 0,962 1,047 1,13 1,171 Huilă 0,962 1,088 1,255 1,422 - Cărbune brun 1,088 1,255 1,465 - - Şist 1,047 1,13 1,295 - - Turbă 1,295 1,505 1,8 - -

Rezistenţa la stocare reprezintă timpul în care cărbunele depozitat se

degradează până la mărunţirea completă; depinde de tendinţa naturală de exfoliere a cărbunelui şi de rezistenţă la intemperii. Ligniţii indigeni având structură xiloidică, aflaţi în stoc se exfoliază până la mărunţire totală. Fenomenul de exfoliere se explică prin uscarea succesivă a straturilor bucăţii de cărbune, de la exterior spre interior, fenomen însoţit de apariţia unor tensiuni mecanice care duc la fărâmiţare. Capacitatea de alunecare (de curgere) a prafului de cărbune, adică deplasarea relativă a particulelor una faţă de alta sub influenţa gravitaţiei este determinată de tipul de cărbune, de coeficienţii de frecare, de coeziunea dintre particule, de dimensiunile particulelor şi de conţinutul lor de umiditate. Aceşti factori determină valoarea unghiului de taluz natural, adică unghiul grămezii de cărbune aflată în poziţia naturală de echilibru.

Capacitatea de alunecare a prafului scade cu creşterea umidităţii, anulându-se când se ajunge la umiditatea limită; umiditatea limită depinde de compoziţia granulometrică a prafului de cărbune, tabelul 2.7.

Capacitatea de brichetare este o caracteristcă importantă pentru cărbunii ce urmează să fie folosiţi sub formă de brichete. Cărbunii bruni pământoşi brichetabili fără liant conţin acizi humici liberi; în caz contrar brichetarea se face cu ajutorul unui liant [2.10].

102 C.NEAGA

Tabelu2.7. Unghiul taluzului natural şi coeficienţii de frecare

Coeficientul de frecare Unghiul taluzului natural cu tabla de oţel cu betonul

Combustibilul în

mişcare în

repaus în

mişcare în

repaus în

mişcare în

repaus Turbă uscată frezată 32 45 - 0,45-0,60 - - Turbă uscată bucăţi 50 45 - 0,27 - - Cărbune brun uscat 35 50 0,58 1 0,70 1 Huilă 30 45 0,32 0,84 0,50 0,90 Antracit 27 45 0,32 0,84 0,50 0,90 Cenuşă uscată 40 40 0,42 0,84 0,84 1 Zgură 35 50 0,70 1,20 - -

2.2.3.11.Depozitarea combustibililor solizi energetici

Autoîncălzirea este fenomenul de creştere a temperaturii cărbunelui în stoc datorită oxidării lui. Autoaprinderea este faza înaintată a autoîncălzirii când practic începe arderea cărbunilor în stoc fără prezenţa unei surse externe de aprindere. Combustibilii solizi în vrac fixează prin absorbţie oxigenul atmosferic, fenomen cu atât mai intens cu cât cărbunii conţin mai mult oxigen şi mai multe volatile. Fixarea oxigenului se face cu dezvoltare de căldură. În cazul în care căldura dezvoltată nu este disipată în mediul înconjurător ea se acumulează în masa de cărbune producând ridicarea temperaturii acestuia. Creşterea temperaturii, la rândul ei măreşte viteza de absorbţie a oxigenului; în aceste condiţii pericolul autoaprinderii cărbunelui este inevitabil. Autoaprinderea poate fi favorizată de : existenţa în preajma depozitelor a surselor de căldură (canale de gaze de ardere, conducte de abur); prezenenţa în cărbune a substanţelor susceptibile de autoaprindere (sulful piritic); stive prea mari al căror control este greoi; acţiunea căldurii solare. Condiţii de depozitare Depozitul se amenajează pe suprafeţe special destinate, compactate în prealabil, uşor înclinate pentru a permite scurgerea apei; ele sunt acoperite sau


neacoperite. La centralele termoelectrice din cauza cantităţilor prea mari de cărbune depozitele sunt descoperite. Cărbunii se depozitează în stive separate după provenienţă şi sort granulometric. Stivele se formează prin tasare în straturi succesive cu ajutorul utilajelor din dotare. Dacă ele vor fi folosite după o perioadă de timp mai mare de trei, patru luni atunci stivele se acoperă cu un strat de 30-40 mm grosime format din lapte de var şi cenuşă, sau peste un strat de hârtie se toarnă smoală. Temperatura cărbunilor din stoc se controlează periodic şi prin sondaj. Pentru aceasta se folosesc un termometru gradat până la 100oC şi o trusă de ţevi metalice (STAS 5986-75). Dacă temperatura depăşeşte 50oC se impune consumarea cărbunelui respectiv, sau răcirea lui prin împrăştiere pe platforma de rezervă a depozitului. Prin depozitarea cărbunilor au loc două categorii de pierderi: pierderi mecanice, datorită antrenării particulelor de cărbune de către vânt şi ploi şi pierderi datorită autooxidării şi exfolierii. Pierderile prin depozitare sunt evaluate global cu ajutorul variaţiei procentuale a valorii termice a depozitului

(2.132) %.),iiO1B/()i

iO2BiiO1B(100 121 −=ε

(Indicii 1 şi 2 sunt, respectiv, înainte şi după depozitare). În tabelul 2.8 se prezintă analiza elementară cu referire la masa iniţială a unor cărbuni bruni indigeni. 2.3. Combustibilii lichizi energetici Principalul combustibil lichid energetic este păcura. La arderea în focarele generatoarelor clasice, păcura poate constitui combustibilul de bază, sau suport pentru asigurarea stabilităţii flăcării la arderea unor combustibili inferiori, cum ar fi lignit cu conţinut ridicat de balast, şisturi bituminoase etc. Deoarece are putere calorifică mare, păcura este combustibil de rezervă pentru situaţii critice în funcţionarea unei centrale termoelectrice; de asemenea, serveşte la pornirea generatoarelor. În măsură mai mică se folosesc, în special în focarele generatoarelor de abur industriale, uleiurile de huilă, de cărbune brun, de şisturi şi nisipuri bituminoase, leşii combustibile (produse energetice secundare), nămoluri

104 C.NEAGA

combustibile, ulei mineral degradat (folosit pentru stingerea arcurilor electrice în cuvele transformatoarelor, sau în alte scopuri) etc. Combustibilii lichizi naturali, sau artificiali, provin din ţiţei. Ţiţeiul este o rocă combustibilă naturală. El este un amestec de hidrocarburi solide, lichide şi gazoase. La extracţie starea lui de agregare este lichidă, dar cu vâscozitate ridicată. În ceea ce priveşte originea lui se menţin două ipoteze anorganică şi organică. Conform primei ipoteze, hidrocarburile din ţiţei s-au format în interiorul pământului prin acţiunea vaporilor de apă supraîncălziţi asupra carburilor metalice incandescente din magmă. Hidrocarburile aflate la început în stare de vapori s-au deplasat spre straturile superioare, unde s-au condensat în roci porosoase (nisipuri, gresii, calcare) formând zăcămintele de ţiţei. Cea de a doua ipoteză susţine că ţiţeiul s-a format din resturile organismelor microscopice, vegetale şi animale. Acestea, depuse pe fundul lagunelor au fost acoperite cu mâlul adus de râuri făcând ca transformările ulterioare să aibă loc în condiţii anaerobe. S-a format astfel sapropelul din care, sub acţiunea bacteriilor, presiunii şi temperaturii ridicate, precum şi efectului catalitic al argilelor şi al altor roci, a apărut ţiţeiul. Ţiţeiul extras se purifică de corpurile antrenate, apoi este supus distilării primare şi secundare, obţinându-se produse cu temperaturi de fierbere diferite. Necesitatea obţinerii unor cantităţi din ce în ce mai mari de fracţiuni (benzine), a condus la cracarea hidrocarburilor grele (descompunerea termică sub presiune a hidrocarburilor cu mulţi atomi de carbon în molecule). Produsele obţinute în urma distilării, sau cracării ţiţeiului sunt supuse operaţiei de rafinare procedeu prin care se îndepărtează componenţii dăunători cum ar fi cei cu sulf şi cu oxigen, sau compuşi care în procesul de ardere produc cocs. 2.3.1. Analiza elementară a păcurii; componenţi nocivi Păcura reprezintă reziduul obţinut din distilarea simplă, sau în urma cracării produselor grele ale distilării ţiţeiului; este produsul petrolier cu cea mai mare complexitate chimică. Însumarea procentelor masice ale elementelor şi componentelor care împreună formează păcura, constituie expresia matematică a analizei ei elementare,

Tabelul 2.8

Analiza elementară a unor cărbuni bruni din Romania Analiza elementară, % i

iQ Exploatarea minieră

Stratul sau locul de prelevare iC iH i

cS iO iN itW iA kJ/kg

Ojasca Producţie curentă 27,5 2,3 2,5 9,8 0,7 34,5 22,7 9747 Ceptura Producţie curentă 30,5 2,7 3,3 10,9 0,8 31,3 20,5 10895

Sector 1 21,9 1,8 1,4 8,1 0,3 40,7 25,8 7344 Filipeştii de Pădure Sector 2 23,4 2,0 1,5 8,8 0,3 33 31 8164 Doiceşti Producţie curentă 27,9 2,3 0,2 12,1 0,8 36,1 20,6 9617 Schitu Goleşti - 33,3 2,9 0,3 13,9 0,5 32,9 16,2 12238 Cuceşti Galerie principală 34,7 2,9 0,3 14,4 0,7 33,6 13,4 12833

Producţie curentă 35,2 3,0 1,3 13,4 0,7 31,8 14,6 12678 Sărmaşag Bobota,

producţie curentă 33,2 2,8 1,6 11,9 0,4 37,4 12,7 11463

Voivozi Vărzari, producţie curentă

25,8 2,2 1,4 11,8 0,4 38,2 20,2 8997

Borod-Corniţel Producţie curentă 19,1 1,8 3,3 7,2 0,3 37,8 30,7 6716 Caransebeş 1 Mai,

producţie curentă 16,7 1,7 1,7 7,6 0,6 30,9 40,8 5795

Motru - 19,3 1,8 0,6 7,3 1,7 41 28,3 6600 Sf.Gheorghe-Nord

- 16,52 1,44 0,64 7,5 1 54,6 18,3 4950

106 C.NEAGA

%.,100WAcSNOHC =++++++ (2.133)

După conţinutul de substanţe parafinoase, păcura se împarte în două grupe, parafinoasă şi neparafinoasă (analiza lor elementară diferă nesemnificativ). Păcura se caracterizează prin conţinut ridicat de carbon %87C ≅ , ceea ce face ca puterea ei calorifică să fie ridicată; hidrogenul, %11H ≅ , iar raportul 8H/C ≅ . Sulful în păcură se găseşte în special sub forma unor combinaţii organice şi mai puţin sub formă de sulf elementar, procentul depinzând de sulful din ţiţei. Combinaţiile de sulf din păcură atacă prin coroziune chimică rezervoarele, conductele şi întregul utilaj din dotarea instalaţiei pentru combustibil lichid. Hidrogenul sulfurat are cea mai mare acţiune; el se găseşte, în general, dizolvat în hidrocarburi. Tabelul 2.9

Analiza elementară a combustibililor lichizi Analiza masei combustibile

mcC

mcH

mccS

mNmcO +

Conţin

utul

de

cen

uşă

Aan

h

Um

idita

tea

Waa

Pute

rea

calo

rifică

infe

rioa

ră

Com

bust

ibilu

l

[%] [%] [%] [%] [%] [%] [kJ/kg]

Benzină 85 14,9 0,05 0,05 0 0 43 698 Petrol 86 13,7 0,2 0,1 0 0 42 903 Combustibil pentru motoare Diesel şi tractoare

86,3 13,3 0,3 0,1 urme urme 42 569

Motorină 86,5 12,8 0,3 0,4 0,2 urme 42 276 Păcură cu conţinut redus de sulf

87,5 11,2 0,6 0,7 0,2 0,3 39 390

Păcură cu conţinut ridicat de sulf

85 11,8 2,5 0,7 0,15 1,0 40 227

Depunerile de cenuşă de pe suprafeţele de schimb de căldură conţin

combinaţii ale sulfului, fapt ce conferă acestora proprietăţi corozive. În urma arderii sulful trece în dioxid şi trioxid de sulf, care cu vaporii de apă formează acidul sulfuric. Datorită micşorării temperaturii gazelor în curgerea lor prin canalele generatorului, apar condiţii de condensare a vaporilor de acid sulfuric şi picăturile


de acid depuse pe ţevi, duc la coroziunea acestora. Substanţele minerale din păcură sunt în general combinaţii ale metalelor alcaline pământoase (dizolvate în apă) şi produse de coroziune ale rezervoarelor.

După ardere rezultă cenuşa, care deşi în cantitate mică are influenţe negative în funcţionarea generatorului. Componentele cenuşii, datorită în special pentaoxidului de vanadiu , constituie un amestec cu temperatură de topire coborâtă (~ 620

52OVoC), temperatură existentă de regulă pe suprafaţa ţevilor

supraîncălzitorului. În asemenea condiţii, cenuşa depusă pe serpentinele supraîncălzitorului duce la coroziunea acestora. Clorura de sodiu din păcură, prin descompunere în focar formează clorul care conduce la formarea acidului clorhidric, cu aceleaşi efecte corodante asupra subansamblelor generatorului. Apa în păcură provine din ţiţei, dar mai ales din aburul folosit în procesele de golire a rezervoarelor şi cisternelor; ea poate servi ca solvent pentru componentele sulfului, ceea ce conduce la coroziunea instalaţiei de alimentare cu păcură a generatorului. 2.3.2. Caracteristicile păcurii Vâscozitatea păcurii. Vâscozitatea convenţională Engler, oE este raportul între timpul de scurgere a 200 cm3 păcură încălzită până la temperatura de analizat şi timpul de scurgere a 200 cm3 apă distilată la 20oC din acelaşi rezervor (timpul de scurgere a apei constituie constanta aparatului). La creşterea temperaturii vâscozitatea scade (fluiditatea creşte). Această variaţie este reprezentată grafic (coordonate logaritmice) din fig. 2.13 prin drepte practic paralele pentru diverse tipuri de păcură cu vâscozitatea cuprinsă între 20oE şi 4000oE, măsurată la 50oC. Vâscozitatea dinamică se măsoară cu ajutorul vâscozimetrului Höppler şi constă în determinarea timpului de cădere a unei bile date prin coloana de păcură (sau ulei) aflată în tubul înclinat al aparatului. Vâscozitatea dinamică la temperatura oarecare t are expresia [2.12]

(2.134) ,sPa,)tpb(c)t( ⋅τρ−ρ=η

unde c este constanta bilei, b;kg/)m.N( ρ - densitatea bilei, - densitatea tp

3;m/kg ρ

108 C.NEAGA

păcurii la temperatura - timpul, .(1 Poise = 0,1 Pa.s). τ;m/kg,t 3 s

Vâscozitatea cinematică, variază cu temperatura conform relaţiei lui Walter

,TlgBA)8,0t610lg(lg −=+ν− (2.135)

unde tν este vâscozitatea cinematică

Fig. 2.13. Variaţia vâscozităţii convenţio- naleEngler în funcţie de temperatură pentru diferite tipuri de păcură

la temperatura 422 10s/m1(s/m,t =

Stokes); A,B- constante; T-tempe-ratura, K. La creşterea presiunii vâsco-zitatea păcurii creşte, datorită condensării şi polimerizării hidro-carburilor componente ale păcurii; această dependenţă trebuie cunos-cută mai ales în cazul analizei pulve-rizării mecanice a păcurii. ),pt1(0)p( α+η=η (2.136)

unde 0),p( ηη sunt, respectiv, vâsco-zitatea dinamică la presiunea oarecare şi la presiunea atmosferică, Pa⋅s; p - presiunea absolută, MPa; tα -

constantă pentru temperatura dată, 1/MPa; pentru t = 100-150oC;

.MPa/1,10.7,1 2t

−=α Vâscozitatea amestecurilor de păcură se deduce experimental.

Cunoaşterea vâscozităţii este esenţială pentru operaţiile de manevrare a păcurii în vederea pulverizării ei în focarul generatorului. Temperatura de congelare este temperatura la care o eprubetă plină cu păcură de analizat, înclinată la 45o îşi menţine meniscul neschimbat timp de un minut. Temperatura de congelare depinde de modul de obţinere a păcurii (distilare sau cracare), de analiza elementară, de conţinutul de parafină etc.; cunoaşterea ei are importanţă pentru depozitare şi transport. Notarea tipurilor de păcură (STAS 51-70) se face sub formă de fracţie, având la numărător vâscozitatea convenţională Engler la 50oC şi la numitor temperatura de congelare, exemplu 15/10; 25/10 etc.


Combustibilul pentru calorifer, denumit şi combustibil special este obţinut prin amestecarea păcurii cu un combustibil lichid uşor (petrol, motorină) astfel încât amestecul să aibă, la temperatura mediului ambiant, fluiditatea suficient de mare pentru a fi utilizat fără preîncălzire prealabilă.

Tabelul 2.10 Caracteristicile combustibilului pentru calorifer

Tip A Tip B Tip C Densitatea la 15oC 0,850-0,910 0,850-0,910 0,850-0,910 Inflamabilitatea MP,min.,[oC] 60 60 60 Vâscozitatea la 20oC,min., [oE] 3,2 3,2 3,2 Vâscozitatea la 50oC,min., [oE] 1,5-1,9 1,5-1,9 1,5-1,9 Temperatura de congelare max., [oC] -15 -15 -15 Sediment, max., [%] 0,25 0,25 0,40 Apă (metoda distilării), max., [%] 0,5 0,5 0,5 Cenuşă, max., [%] 0,1 0,2 0,2 Asfalt tare, max., [%] 0,5 2 4 Aciditate minerală şi alcalinitate lipsă lipsă lipsă

Temperatura de inflamabilitate , temperatura cea mai mică a păcurii care încălzită în condiţii bine determinate degajă suficienţi vapori, care în amestec cu aerul se aprind de la o flacără exterioară; aprinderea este însoţită de o uşoară pocnitură. Arderea amestecului durează o perioadă scurtă de timp după care flacăra se stinge. Apoi trebuie aşteptat un interval de timp, dependent de temperatura păcurii din vas, pentru a se forma un nou amestec stoechiometric, care să se poată aprinde. (Se consideră temperatură de inflamabilitate prima temperatură a păcurii din creuzet la care a avut loc aprinderea). Temperatura de inflamabilitate se mai numeşte şi temperatură de explozie (se referă la cazul în care păcura este depozitată în rezervoare închise). Temperatura la care proba de păcură este capabilă să degaje o cantitate suficientă de vapori care să asigure continuitatea procesului de ardere se numeşte temperatură de aprindere. Uneori această temperatură se numeşte temperatură limită superioară de inflamabilitate. Temperatura de inflamabilitate se determină cu ajutorul aparatului Marcusson (STAS 5489-56), sau alte tipuri, funcţie de valorile prevăzute ale acesteia.

În centralele electrice cunoaşterea temperaturii de inflamabilitate

110 C.NEAGA

condiţionează nivelul maxim de încălzire a păcurii în rezervoare; păcura cu componente uşor volatile, are temperatura de inflamabilitate mai coborâtă. Tensiunea superficială m/N,σ , are influenţă în mai mică măsură asupra

fineţii de pulverizare decât vâscozitatea; când temperatura creşte, tensiunea superficială scade. Conţinutul de cocs, indică comportarea păcurii sub efectul căldurii şi trebuie cunoscut pentru a aprecia depunerile solide în interiorul injectorului. Aciditatea minerală şi alcalinitatea, măresc efectul corodanat al păcurii asupra rezervoarelor, cisternelor, conductelor şi al întregului utilaj de folosire a ei. Densitatea păcurii; de obicei se foloseşte densitatea relativă-raportul între

densitatea păcurii la 20oC şi a apei la 4oC-; se notează . Densitatea

relativă a păcurii rezultată din distilarea primară nu depăşeşte 0,95; a păcurii de cracare ajunge până la 1,06. Densitatea relativă scade la creşterea temperaturii

3204 m/kg,ρ

,3m/kg),t20(204

t4 −γ+ρ=ρ (2.137)

unde este coeficientul mediu de variaţie a densităţii raportate, 1/γ oC; pentru

- temperatura păcurii, t;000515,0...000594,0;1...93,0204 =γ=ρ oC; sau

,3m/kg)],t20(1/[204

t4 −β+ρ=ρ (2.138)

unde β este coeficientul de dilatare volumică a păcurii pentru 1oC la 20oC, funcţie de

densitatea combustibilului; pentru păcură Cu acestea rezultă .)002,00025,0( t4ρ−=β

,t44a

tp ρρ=ρ (2.139)

unde 4aρ este densitatea apei la 4oC, kg/m3.

Căldura specifică a păcurii folosită la arderea în focarele generatoarelor de abur se calculează cu formula empirică

).K.kg/(kJ,t0025,0738,1pc += (2.140)

Conductivitatea termică a păcurii în condiţii de presiune atmosferică şi 20oC are valori cuprinse între 0,12 şi 0,16 W/(m.K), funcţie de densitatea ei; ea scade când temperatura creşte. Pentru intervalul de temperatură 20-135oC se poate folosi dependenţă

),K.m/(W),t20(20t −α+λ=λ (2.141)


unde pentru dreapta 1, α=λ );K.m/(W158,020 - coeficient dependent de tempe-

ratură, iar pentru dreapta 2, ),K.m/(W10.21,0 23−=α ),K.m/(W10.13,0 23−=α

fig. 2.14.

Fig. 2.14. Dependenţa conductivităţii termice a păcurii de temperatură: 1-păcură de cracare ;058,120

4 =ρ 2-păcură de distilare primară 940,0204 =ρ

Pentru combustibilii lichizi grei rezultaţi din prelucrarea ţiţeiului se propune formula

).K.m/(W,012,03/4tpc610.6,8t −ρ−=λ (2.142)

Conductivitatea termică a emulsiei apă-păcură(conţinutul de apă sub 40%) se calculează cu expresia

,pa)1k(1a)p/ak1(1

em λ−+

λλ−−=λ (2.143)

unde sunt, respectiv, conductivitatea termică a emulsiei, păcurii şi apei,

apem ,, λλλ

a);K.m/(W - fracţia de apă în emulsie; k - coeficient, ).2/(3k pap λ+λλ= Purterea calorifică a păcurii se calculează cu formula Mendeleev (2.34).

2.4. Combustibilii gazoşi energetici Combustibilii gazoşi folosiţi în scopuri energetice, după provenienţă, sunt naturali şi artificiali. Combustibilii gazoşi naturali se exploatează cu ajutorul sondelor din zăcăminte subterane. Originea zăcămintelor de gaze naturale combustibile se atribuie descompunerii materiilor organice. Zăcămintele de gaze asociate cu ţiţeiul (gazele de sondă) au originea comună cu acesta, în cea mai mare parte fiind de

112 C.NEAGA

natură animală; cele asociate cu cărbunii provin în cea mai mare parte din celuloza plantelor iniţiale.

După coexistenţa lor cu combustibilii lichizi, gazele naturale se clasifică în gaze libere, dizolvate sau asociate. Gazele dizolvate şi asociate se numesc gaze umede şi au compoziţie diferită, funcţie de natura ţiţeiului, de formaţiunea geologică, de vechimea zăcământului, etc; deoarece însoţesc ţiţeiul se numesc şi gaze de sondă.

Tabelul 2.11 Compoziţia unor gaze de sondă din România

Compoziţia, în %, din volum

Gazul Metan

4CH

Etan

62HC

Propan

83HC

Butan

104HC

Pentan

225HC

Hexan

146HC

Bioxid de

carbon Gaz de

Boldeşti-Prahova 78 9,24 6,23 3,46 1,10 1,77 0,20

Gaz de Moreni-Gura Ocniţei

95,93 1,19 1,35 0,73 0,46 0,34 -

Gaz de Măneşti-Vlădeni

99,80 - - - - 0,20

Gaz de Ariceşti 95 2 - - - - 3 Gazul metan este incolor şi inodor. Din motive de securitate, mai ales pentru consumul casnic, caz în care se impune depistarea lui rapidă, gazul metan se odorizează cu mercaptan (sau tiol, un derivat organic al hidrogenului sulfurat), care-i conferă un miros specific. Combustibilii gazoşi artificiali se obţin prin prelucrarea termică a cărbunilor (gaz de gazogen, de furnal, de cocsificare) a produselor petroliere (gaze de rafinărie), a descompunerii masei vegetale (biogaz) etc. De asemenea gazele combustibile artificiale pot fi deşeuri ale unor procese tehnologice şi folosirea lor energetică măreşte coeficientul global de utilizare a energiei primare introduse în sistem. În tabelul 2.12 se prezintă compoziţia medie a unor combustibili gazoşi artificiali, folosiţi în scopuri energetice.


La cracarea reziduurilor obţinute din prelucrarea ţiţeiului, cca. 10-25% din masa materiei prime se transformă în produse gazoase, numite gaze de cracare, sau de rafinărie; compoziţia gazelor depinde nu numai de compoziţia ţiţeiului, cât şi de condiţiile de cracare (temperatură, presiune, durată). Gazul petrolier lichefiat este un amestec de butan 10% şi propan 86% (restul 4% este format din etan, pentan, etc.); el se livrează în butelii având presiunea maximă de 0,97 MPa la 60oC.

2.4.1. Compoziţia combustibililor gazoşi Combustibilul gazos este un amestec fizic de componente gazoase carburante şi necarburante, cu formule şi caracteristici fizice şi chimice bine determinate. Suma procentelor de volum ale acestor componente, constituie compoziţia combustibilului gazos respectiv. Compoziţia combustibilului gazos anhidru se exprimă prin relaţia

%,100anhnHmCanhS2Hanh

2HanhCOanh2Nanh

2Oanh2SOanh

2CO =+++++++ ∑ (2.144)

unde, de exemplu însemnează că în combustibil gazos

anhidru sunt constituiţi din dioxid de carbon etc. (Condiţiile normale exprimă

parametrii de stare ai amestecului egali cu 0

%3COanh2 = 3

Nm100

3Nm3

oC şi 0,1013 MPa).

Conţinutul de umiditate a combustibilului gazos se exprimă separat

combustibil gazos anhidru.

3Nm/g,d

Cunoscându-se compoziţia combustibilului gazos anhidru (2.144) şi umiditatea d , se cere compoziţia combustibilului gazos umed.

Se admite un volum de combustibil gazos anhidru. Volumul de combustibil gazos umed va fi

anhB

3Nm,anhBOHdv310anhBumB 2

−+= , (2.145)

unde este volumul specific al vaporilor de apă. kg/m242,1v 3NOH 2 =

Volumul absolut al unui component oarecare, de exemplu de dioxid de carbon este neschimbat în cele două cazuri, adică

,3Nm,anhBanh

2CO01,0COVCOV um2

anh2

== (2.146)

114 C.NEAGA

sau exprimarea lui procentuală

Tabelul 2.12 Caracteristici medii ale combustibililor gazoşi artificiali

Compoziţia, în % de volum Denumirea gazelor

CO 2H 4CH nmHC SH2 2CO 2O 2N ]m/kJ[

Q3N

anhi

1.Gaz de gazogen - din turbă tăiată în forme 28 15 3 0,4 0,1 8 0,2 45,3 6473 - din turbă frezată 20,3 10,9 1,9 0,7 - 9,8 0,2 56,2 4826 - din lemn 29 14 3 0,4 - 6,5 0,2 46,9 6469 - din lignit de Doiceşti 24,2 16,8 2,9 0,3 - 8,9 0,2 46,7 6088 - din huilă de Lonea 22,8 14,8 2,6 0,2 - 7,8 0,2 51,6 5526 - din antracit 27,5 13,5 0,5 - 0,2 5,5 0,2 52,6 5143 2. Gaz de apă - din cocs 37 50 0,5 - 0,3 6,5 0,2 5,5 10283 - din antracit 38,5 48 0,5 - 0,5 6 0,2 6,3 10303 3. Gaz de aer 32,5 0,7 - - 1 1 - 65 4223 4. Gaz mixt din cărbune de Comăneşti 27,5 14,5 1,8 0,2 1 5,5 0,2 49 5771 5. Gaz de gazeificare subterană (lignit) 10 14,5 1,8 - 0,6 9,5 - 63,6 3600 6. Gaz de semicocsificare: - din lichid de Jidova-Pescăreasa - din huilă de gaz de Lupeni

13,7 5,6

9

13,3

17

48,8

2,6 6,3

46 3,6

47,5 13,6

- -

3,9 5,7

16133 28753

7. Gaz de cocsificare 6,8 57 22,3 2,73 0,4 2,3 0,8 7,7 17320 8. Gaz de furnal (din cocs) 28 2,7 0,3 - 0,3 10,5 - 58,2 3931


%.,anh2CO

d1242,0100100

100anhBOHdv310anhB

anhBanh2CO01,0

100umB

umCOV

um2CO

2

2

+=

=−+

== (2.147)

Raportul )d1242,0100/(100 + este factorul de transformare. Compoziţia combustibilului gazos umed are expresia

∑ =+++

++++++

%,,100umO2HumnHmCumS2H

um2HumCOum

2Num2Oum

2SOum2CO

(2.148)

unde procentul vaporilor de apă din combustibilul umed se calculează cu expresia

%.),d1242,0100/(d42,12umO2H += (2.149)

2.4.2. Analiza elementară convenţională a combustibilului gazos În unele probleme, cum ar fi arderea amestecurilor de combustibili formate din combustibil solid, sau lichid şi unul gazos şi calculul procesului de stabilizare a arderii unui combustibil inferior cu ajutorul unui combustibil gazos de aport este necesară exprimarea compoziţiei combustibilului gazos în unităţi masice, adică calculul analizei elementare convenţionale a combus-tibilului gazos respectiv. Combustibilul gazos fiind un amestec de gaze, densitatea lui se calculează cu formula

,i

3Nm/kg,iri01,0c ∑ρ=ρ (2.150)

unde este participaţia volumică a componentului oarecare - densitatea

componentului (tabelul 2.13).

ir i%;,i ρ

3Nm/kg,i

Procentul în unităţi masice al unui component oarecare al combustibilului gazos se calculează cu expresia

i

%,irciig

ρρ

= (2.151)

şi arată cantitatea, în kilograme, a componentuluii existentă în 100 kg combustibil gazos, deci Componentul i poate să fie un element,

sau o substanţă. În cazul în care este o substanţă, masa procentuală a elementului j din molecula sa se calculează astfel

∑ = ,%.100gi

116 C.NEAGA

Tabelul 2.13

Caracteristicile componentelor combustibililor gazoşi

Pute

rea

calo

rifică

an

hidră

[kJ/

m3 N

]

Com

pone

ntul

ga

zos

Sim

bol

chim

ie

Masă

mol

ecul

ară,

[k

g/km

ol]

Den

sita

tea,

[k

g/m

3 N]

Con

stan

ta, R

[J

/kg.

K]

superioară inferioară 1 2 3 4 5 6 7

Oxigen 2O 32,00 1,429 259,83 - -

Azot 2N 28,02 1,251 296,95 - -

Vapori de apă OH2 18,02 0,805 461,49 - -

Bioxid de carbon 2CO 44,01 1,977 188,97 - -

Hidrogen 2H 2,016 0,0898 4124,15 12781 10760

Oxid de carbon CO 28,01 1,250 296,95 12644 12644 Hidrogen sulfurat SH 2 34 1,520 244,55 25707 23697

Metan 4CH 16,04 0,717 519,67 39838 35797

Etan 62HC 30,05 1,344 277,16 70422 64351

Propan 83HC 44,06 1,967 188,97 101823 93575

n-Butan 104HC 58,08 2,598 143,36 132010 121626

izo-Butan 104HC 58,08 2,598 143,36 134019 123552

Pentan 125HC 72 3,213 115,48 162397 146077

Acetilenă 22HC 26 1,162 319,79 58992 56940

Etilenă 42HC 28,05 1,250 296,95 64016 59955

Propilenă 63HC 42,08 1,880 197,97 94370 88216

Butilenă-1 84HC 56,10 2,50 148,48 121459 113546

Bensol 66HC 78 3,48 106,60 146324 140258

%,igiM

jnjmje = , (2.152)

unde este masa atomică a elementului -numărul de atomi ai

elementului j din substanţa respectivă, - masa moleculară a jm jn;kg,j

iM;kmol/1


componentului i, .kmol/kg Exemplu numeric

Se cunosc compoziţia combustibilului gazos anhidru

şi combustibil

gazos anhidru. Se cer compoziţia combustibilului gazos umed şi analiză elementară convenţională a combustibilului umed.

%;18,99CHanh4 =

%60N%;15,0O%;07,0CO anh2

anh2

anh2 === 3

Nm/g12d =

Factorul de transformare este 100/(100+0,1242d) = 0,9853.

Compoziţia combustibilului gazos umed (2.148):

%;8,97CHum4 =

%;069,0COum2 = %.47,1OH%;59,0N%;148,0O um

2um2

um2 ===

Densitatea combustibilului umed

.m/kg723,04,22/]18.47,128.59,032.148,044.069,016.8,97[01,0 3N

umc =++++=ρ

Combustibilul gazos umed exprimat în procente masice (2.151)

%.635,1W%;023,1N;293,0O%;189,0CO

%;7,96723,0/717,0.8,97/CHCH

222

umcCH

um44 4

====

==ρρ=

Procentul de carbon din metan (2.152)

%;4,727,96)16/12(C 4CH ==

procentul de carbon din dioxidul de carbon

%.0515,0189,0)44/12(CO2C ==

Analog

%.1375,0189,0)44/16.2(O%;3,247,96)16/4,1(H 24 COCH ====

Analiza elementară convenţională a combustibilului gazos umed va fi

,%635,1W%;023,1NN%;4305,0OOO

%;3,24HH;4515,72CCC

22CO

CHCOCH

2

424

====+=

===+=

prin simetrie cu combustibilii solizi şi lichizi, umiditatea nu s-a descompus în elemente).

2.4.3. Puterea calorifică a combustibilului gazos Puterea calorifică este cantitatea de căldură degajată prin arderea

completă a unui m3normal de combustibil gazos (subcap. 2.2.3.3.)

118 C.NEAGA

În cazul în care se cunoaşte compoziţia combustibilului gazos anhidru (2.144) puterea lui calorifică inferioară se calculează cu expresia

,3Nm/kJ,anh

ijQ1j

jr01,0anhiQ ∑

== (2.153)

unde este participaţia volumică a componentului carburant -puterea

calorifică inferioară a componentului (tabelul 2.13). O formulă identică cu (2.153) se aplică şi pentru calculul puterii calorifice superioare a combustibilului gazos anhidru. Folosirea expresiei (2.153) este posibilă, deoarece combustibilul gazos este un amestec de substanţe şi în cazul unui amestec omogen efectul termic total este o mărime aditivă, adică rezultă din însumarea efectelor termice parţiale, ale componentelor combustibile.

jr anhijQ,%;j

3Nm/kJ;j

Între puterea calorifică superioară şi inferioară ale unui combustibil gazos există dependenţa

(2.154) ,3Nm/kJ,OHM2510anh

iQanhsQ 2=−

unde este masa vaporilor de apă rezultaţi din arderea unităţii de volum de

combustibil,

OH2M

.m/kg 3N

La arderea monoxidului de carbon nu rezultă apă, deci .QQ anhi

anhs =

La arderea hidrogenului deci ,m/kg4,22/18M 3NOH2 =

.m/kJ,20214,22/18.2510QQ 3N

anhi

anhs ==−

La arderea oricărei hidrocarburi cu n atomi de hidrogen în moleculă, = deci OH2M ;4,22/18.n5,0

(2.155) .3Nm/kJ,n10094,22/18.n5,0.2510anh

iQanhsQ ==−

Puterea calorifică inferioară a combustibilului gazos anhidru, ţinând însă seama de căldura consumată pentru vaporizarea umidităţii proprii se calculează cu formula

3N

anhii m/kJ,d51,2QQ −= combustibil anhidru. (2.156)

Pentru combustibilul gazos umed puterea calorifică inferioară se calculează cu o expresie de forma (2.153), dar folosind compoziţia combustibilului umed, sau cu relaţia directă

(2.157) .m/kJ),d1242,0100/(Q100Q 3Ni

umi +=


Dacă nu se cunoaşte compoziţia combustibilului gazos, atunci puterea calorifică se determină experimental (STAS 3361-62) cu ajutorul calorimetrului (Juncalor). Principiul metodei este următorul: se arde complet un volum măsurat din gazul de analizat; căldura dezvoltată se transmite integral unei cantităţi cunoscute de apă (acumulată în intervalul de timp în care arde combustibilul) a cărei variaţie de temperatură este citită la două termometre, unul la intrarea şi altul la ieşirea curentului de apă.

,m/kJ,V/])ct()ct[(MQ 3N012apă

ums −= (2.158)

unde -este cantitatea de apă acumulată, kg; -entalpia specifică a

apei la intrare, respectiv, ieşire, - volumul de gaz care a ars, calculat

pentru condiţii normale,

apăM 21 )ct(,)ct(

0V;kg/kJ

.m3N

Aparatul permite colectarea condensatului rezultat din vaporii de apă dezvoltaţi în urma arderii volumului de combustibil şi deci se poate calcula

puterea calorifică inferioară 0V

(2.159) ,m/kJ,V/M2510QQ 3N0cond

ums

umi −=

unde este masa condensatului colectat, kg. condM

* * *

Dacă se cunosc compoziţiile combustibilului gazos anhidru (2.144) şi umed (2.118) cu formula (2.150) se calculează densitatea combustibilului

anhidru şi umed Densitatea combustibilului gazos umed se poate calcula şi direct cu formula

., umc

anhc ρρ

.m/kgd10.242,11

d10 3N3

3anhcum

c −

−

+

+ρ=ρ (2.160)

Căldura specifică a combustibilului gazos anhidru se calculează ca în cazul unui amestec de gaze

),K.m/(kJ,cr01,0c 3Nii

anhc ∑ ⋅= (2.161)

unde este participaţia volumică a componentului - căldura specifică a

aceluiaşi component, (tabelul 2.14 şi tabelul 4.3).

ir ic,%;i

)K.m/(kJ 3N

Căldura specifică a combustibilului gazos umed se poate calcula cu formula (2.161), dar folosind compoziţia (2.148), sau direct cu expresia

120 C.NEAGA

Tabelul 2.14 Căldura specifică medie între 0 şi t[oC] la presiune constantă

a componentelor carburante, kJ/(m3N.K)

]C[t o COc 2Hc

4CHc SH2c

62HCc 83HCc

104HCc 125HCc

0 1,297 1,276 1,549 1,507 2,210 3,048 4,128 5,129 100 1,302 1,289 1,641 1,532 2,495 3,509 4,706 5,836 200 1,306 1,297 1,758 1,561 2,776 3,965 5,254 6,515 300 1,314 1,297 1,884 1,595 3,044 4,371 5,773 7,134 400 1,327 1,302 2,013 1,633 3,307 4,760 6,267 7,741 500 1,343 1,306 2,139 1,670 3,555 5,095 6,690 8,256 600 1,356 1,306 2,260 1,708 3,776 5,430 7,113 8,784 700 1,373 1,310 2,378 1,746 3,986 5,723 7,486 9,232 800 1,385 1,314 2,495 1,784 4,183 5,987 7,808 9,625 900 1,398 1,322 2,604 1,817 4,363 6,230 8,114 9,989 1000 1,408 1,327 2,700 1,851 4,530 6,460 8,403 10,345

Notă: pentru temperaturi mai mari de 1000oC căldurile specifice medii ale unor

componente se pot citi în fig. 4.26.

( ) ).K.m/(kJ,dc10.242,1cd1242,0100

100c 3NOH

3anhc

umc 2

−++

= (2.162)

2.5. Amestecuri de combustibili Arderea simultană în acelaşi focar a mai multor tipuri de combustibili,

diferenţiaţi, atât calitativ, cât şi ca stare de agregare este o tendinţă modernă în proiectarea şi exploatarea generatoarelor de abur.

Se face cu mai multe scopuri: - se schimbă caracteristicile termice ale flăcării şi gazelor de ardere,

măsuri impuse de unele modificări constructive ale generatoarelor; - se schimbă posibilităţile de evacuare a cenuşii şi se atenuează efectele

corozive ale acesteia asupra suprafeţelor de schimb de căldură; - se dă posibilitatea utilizării unor reziduuri cu valori termice scăzute, de

exemplu arderea zgurii cu conţinut mare de componentă combustibilă; arderea reziduurilor menajere; arderea produselor secundare ale unor procese tehnologice;

- mărirea stabilităţii flăcării la arderea combustibililor inferiori. Astfel arderea gazului de furnal se face simultan cu păcură, sau cu gaz natural. Evident,


caloric, participaţia combustibilului suport (de stabilizare) trebuie să fie cât mai mică (este impusă de limita de stingere a flăcării combustibilului de bază). Arderea lignitului cu conţinut ridicat de balast, dar mai ales a şisturilor este posibilă – în lipsa unor măsuri constructive adecvate ale focarului – numai în prezenţa unui combustibil suport;

- sunt cazuri când arderea simultană este impusă din considerente de posibilităţi de alimentare cu combustibili a centralei respective (poziţia centralei faţă de două, sau mai multe surse de aprovizionare cu combustibili);

- arderea amestecurilor de combustibili micşorează concentraţiile de oxizi de sulf şi de azot din gazele de ardere. În analiza care urmează se admite criteriu starea de agregare a combustibililor componenţi ai amestecului. Amestecul format din doi combustibili solizi sau lichizi. Se cunosc debitele celor doi combustibili analizele lor elementare

,s/kg,2B,1B

.....iH,iC......,iH,iC 2211

şi puterile calorifice inferioare .kg/kJ,iiQ,i

iQ 21

Se calculează participaţiile masice ale celor doi combustibili

.2B1B

2B1g12g;

2B1B1B

1g+

=−=+

= (2.163)

Analiza elementară convenţională a amestecului devine

(2.164) ;iC2giC1giamC 21 += %,iH2giH1gi

amH 21 +=

etc. Puterea calorifică inferioară a amestecului se calculează cu expresia de medie ponderată

kg/kJ,iiQ2gi

iQ1giiQ 21am

+= . (2.165)

Participaţia calorică a primului combustibil la debitul caloric dezvoltat în focar rezultă din raportul

( ),i

iQ1g1iiQ1g

iiQ

1giiQ2Bi

iQ1B

iiQ1B

1q21

1

21

1

−+=

+= (2.166)

relaţie care exprimă dependenţa între participaţiile calorică şi masică. Dacă amestecul este format din doi combustibili gazoşi, atunci puterea calorifică se calculează cu expresia

122 C.NEAGA

3Nm/kJ,um

iQ2rumiQ1r

umiQ 21

,am+= , (2.167)

unde participaţiile de volum sunt 1122111 B,r1r);BB/(Br −=+= şi fiind

debitele celor doi combustibili gazoşi,

2B

.s/m3N

Amestecul format din doi combustibili, unul solid sau lichid şi celălalt gazos

Se cunosc combustibil solid sau lichid; - puterea calorifică,

-puterea calorifică,

s/kg,B11i

iQ

;kg/kJ ,B22um

i3N Q;s/m .m/kJ 3

N

Prin convenţie puterea calorifică a amestecului se determină cu referire la un kg combustibil solid sau lichid cu expresia

kg/kJ,uminQi

iQiiQ 21am

+= , (2.168)

unde n este participaţia combustibilului gazos, adică raportul

.kg/3Nm,1B/2Bn = (2.169)

Participaţia calorică a combustibilului gazos rezultă din raportul

,uminQi

iQ

uminQ

umiQ2Bi

iQ1B

umiQ2B

2q21

2

21

2

+=

+= (2.170)

expresie care arată dependenţa între participaţiile calorică şi volumică ale combustibilului gazos.


3. BILANŢURI MATERIALE ALE ARDERII COMBUSTIBILILOR

ORGANICI 3.1. Probleme generale

Transformarea energiei chimice potenţiale a unui combustibil în entalpie (conţinut de căldură) a produselor rezultate din reacţie se face prin ardere. Spaţiul în care are loc arderea combustibilului constituie focarul generatorului de abur. De cele mai multe ori focarul are şi alte roluri; astfel în cazul unui generator clasic de abur, permite montarea suprafeţelor de schimb de căldură prin radiaţie. În aceste condiţii dezvoltarea căldurii prin ardere este însoţită de transmiterea ei, în majoritate, prin radiaţie, spre aceste suprafeţe. Arderea – reacţie exotermică cu viteză mare de dezvoltare a căldurii – impune participarea, cel puţin, a doi componenţi: combustibilul şi oxidantul (cel mai folosit fiind aerul). Dacă cele două substanţe participante au aceeaşi stare de agregare (arderea gazului natural folosind oxidant aerul), arderea este omogenă; dacă starea de agregare este diferită (arderea combustibilului solid în aer) arderea este eterogenă. De fapt reacţia chimică, de oxidare, între cele două substanţe are loc între atomii acestora. Deci, procesul propriu-zis de ardere, este precedat de transformarea în molecule sau atomi ai substanţelor reactante, fenomen ce are loc cu consum de căldură. În spaţiul de reacţie are loc ciocnirea între moleculele substanţelor participante, datorită agitaţiei termice moleculare. Dacă moleculele au energii superioare unui prag limită inferior, atunci ciocnirile conduc la reacţie, la formarea unei noi molecule; se spune că ciocnirea a fost eficace. Dacă moleculele sunt animate de energii cantitativ mici, atunci ciocnirile lor se reduc la simple schimburi de energie de la o moleculaă la alta, fără a le modifica natura chimică, ci numai starea energetică. Numărul ciocnirilor eficace reprezintă o fracţie din numărul total probabil de ciocniri. Pentru a accelera reacţia de oxidare - pentru a mări numărul ciocnirilor eficace – se iau o serie de măsuri practice: pulverizarea combustibililor (dacă au stare de agregare diferită), turbionarea – ambele posibilităţi au scopul de a mări suprafaţa de contact -, mărirea energiei moleculelor reactante (de exemplu prin încălzire), mărirea, până la o anumită limită, a numărului moleculelor de substanţă oxidantă etc. Din cele arătate, rezultă că arderea, privită prin unghiul eficacităţii

124 C.NEAGA

ei, nu este numai un fenomen pur chimic, ci şi unul tehnic. Mai mult, la arderea debitelor mari de combustibili – condiţie impusă de utilizarea generatoarelor de abur cu parametri înalţi – greutăţile întâmpinate în mărirea intensităţii arderii sunt în general de natură tehnică. Substanţele rezultate din ardere (produsele arderii) pot fi în stare gazoasă (la arderea tuturor combustibililor – solizi, lichizi, gazoşi), în stare solidă (funinginea – cocs amorf – la arderea tuturor combustibililor; cenuşa, la arderea combustibililor lichizi şi solizi) şi în stare lichidă (în anumite cazuri evacuarea cenuşii combustibililor solizi). Produsele arderii în stare gazoasă se numesc gaze de ardere. Ele sunt formate din componente ale oxidării complete, sau incomplete a diferitelor elemente sau substanţe din combustibil, din balastul gazos al oxidantului (azotul şi vaporii de apă din aer), din oxidantul introdus în surplus în spaţiul de ardere şi din produse de volatilizare a unor componente ale combustibilului, cum ar fi vaporizarea apei, descompunerea termică a unor substanţe (carbonaţii) etc. De fapt scopul acestui capitol este calculul cantităţii de oxidant necesar arderii unui combustibil dat şi calculul cantităţii gazelor de ardere, exprimate de obicei în unităţi de volum, rezultate din procesul de ardere. Valorile obţinute sevesc la dimensionarea instalaţiilor de insuflare a oxidantului şi de evacuare a gazelor de ardere. În capitolul de faţă nu se va recurge la analiza mecanismelor intime de desfăşurare a arderii, ca cinetica şi dinamica arderii, evoluţia în timp şi spaţiu a diverselor mărimi care caracterizează acest fenomen, ci numai la evaluarea cantitativă a schimbului de substanţe, evaluare care se face pe suprafaţa de referinţă a sistemului termodinamic; aici, spaţial, sistemul termodinamic este constituit din volumul în care are loc arderea combustibilului.

3.2. Arderea completă (perfectă) şi arderea incompletă (imperfectă) Dacă energia chimică a combustibilului se transformă integral în căldură, arderea este completă sau perfectă. O primă condiţie necesară, dar nu şi suficientă, pentru ca arderea să fie completă este introducerea în spaţiul de ardere (focar) cel puţin a oxidantului strict necesar arderii (oxidant stoechiometric). Oxidantul strict necesar, valoric, rezultă din calcul şi el este determinat de legea proporţiilor definite: substanţele se combină cantitativ în proporţii bine delimitate. Pot fi două cazuri:


- arderea teoretică, arderea completă sau perfectă, când cantitatea de oxidant este cea strict necesară;

- arderea completă sau perfectă cu surplus, exces de oxidant. După cum s-a văzut, pentru a mări eficacitatea ciocnirilor între molecule, se introduce în spaţiul de reacţie un număr mai mare de molecule de oxidant. Surplusul de oxidant are şi efecte negative, aşa că există o valoare optimă pentru acest exces. În afară de oxidant, când acesta este introdus în cantităţi stricte sau în exces, la perfectarea arderii mai contribuie o serie de factori, atât de natură fizică, cât şi chimică, factori care depind atât de construcţia focarului, cât şi de modul de exploatare, de dirijare a curenţilor, de amestecare a celor două substanţe, de regimul termic din spaţiul de ardere etc., care fac ca în realitate, practic deci, arderea să fie incompletă sau imperfectă. Şi aici ca şi mai sus se pot întâlni două împrejurări:

- când o parte din combustibilul gazos, sau din produsele de gazeificare a combustibililor solizi şi lichizi nu intră în reacţie cu oxidantul (se reaminteşte că acesta este introdus în cantităţi stricte sau în exces), fie datorită construcţiei, fie datorită exploatării; în acest caz în gazele de ardere evacuate în mediul înconjurător se găsesc componente gazoase combustibile, a căror energie chimică este pierdută pentru sistemul analizat; se spune că arderea este incompletă sau imperfectă chimic;

- al doilea caz se referă la arderea combustibililor solizi, fie în strat (pe grătar), fie în stare pulverizată. În această situaţie, datorită neconcordanţei între bucăţile de cărbune şi spaţiile dintre barele de grătar, sau între particule şi regimul aerodinamic, unele particule pot cădea în pâlnia focarului fără să fi ars, sau să fie antrenate de gazele de ardere, de asemenea nearse; se spune că arderea este incompletă sau imperfectă mecanic.

3.3. Calculul arderii la proiectarea generatoarelor de abur Calculul arderii, redus la cele arătate anterior, este acelaşi la proiectarea oricărei instalaţii de ardere, evident, cu luarea în considerare a restricţiilor impuse de condiţii diferite de spaţiu în care se desfăşoară procesul. Pentru calcule, proiectantul foloseşte analiza elementară a combustibilului iniţial, sau compoziţia combustibilului; îşi impune, ţinând seama de o serie de cerinţe, de condiţii de exploatare, de mărimea instalaţiei proiectate, modul de ardere a combustibilului. Cu aceste date iniţiale, se calculează apoi debitele de

126 C.NEAGA

oxidant şi gaze de ardere, mărimi ce servesc în continuare la dimensionarea instalaţiilor de insuflare a aerului de ardere şi de evacuare a gazelor de ardere. Calculul arderii la proiectarea instalaţiilor destinate acestui scop se

face considerând arderea completă (perfectă), cu exces de aer. Ştiind însă că real, arderea e însoţită de unele pierderi de căldură (chimic

incompletă, mecanic incompletă), la calculul unor mărimi, cum ar fi debitele de aer şi gaze de ardere, entalpia reală dezvoltată în spaţiul de ardere etc. se ţine seama de acest fenomen prin majorarea expresiilor acestor mărimi, cu coeficienţi funcţii de valorile pierderilor respective, valori ce se iau din date statistice.

3.3.1. Calculul volumului aerului şi gazelor de ardere pentru combustibili solizi sau lichizi Se va expune metodica de calcul pentru combustibilul solid, ea fiind

aceeaşi şi pentru combustibilul lichid. Se cunoaşte analiza elementară a probei iniţiale

%,,100itWiAi

cSiNiOiHiC =++++++ (3.1)

în care fiecare element, sau component este exprimat în procente de masă. Elementele carburante, care necesită deci oxigen pentru arderea lor, sunt carbonul, hidrogenul şi sulful; azotul se presupune că nu se oxidează, cu toate că o parte a azotului din combustibil şi din aer se oxidează în anumite condiţii, formând oxizii de azot, substanţe nocive mediului ambiant.

Reacţiile de oxidare a elementelor carburante sunt:

;2CO3Nm41,222O3

Nm4,22Ckg12

;2COkg442Okg32Ckg12;2COkmol12Okmol1Ckmol1

,2CO2OC

=+

=+=+

=+

)2.3((reacţia de ardere a carbonului decurge fără modificarea volumului: volumul fazei gazoase a reactanţilor este egal cu volumul fazei gazoase a produselor de reacţie);

;O2Hkg182Okg162Hkg2

;O2Hkmol12Okmol2/12Hkmol1,O2H2O2/12H

=+=+

=+

)3.3(


;O2H3Nm41,222O3

Nm42,2221

2Hkg2 =+ (3.3)

(reacţia de ardere a hidrogenului are loc cu dilatarea volumului; volumul produselor se dublează faţă de volumul fazei gazoase a reactanţilor);

S + 2O = ,2SO Skmol1 + 2Okmol1 = ;2SOkmol1 Skg32 + 2Okg32 = ;2SOkg64 Skg32 + 2O3

Nm41,22 = ;2SO3Nm41,22

)4.3(

(reacţia de ardere a sulfului decurge fără variaţia volumului). Reacţiile de oxidare (3.2 – 3.4) sunt reacţii finale, reacţii-sumă ale tuturor reacţiilor de ardere intermediare care au loc între elementul respectiv şi oxidant. Prin scopul urmărit aici, evidenţierea reacţiilor intermediare nu-şi are rostul; cu titlul informativ se arată fazele arderii carbonului

⎯⎯⎯⎯ →⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯ →⎯

⎯⎯⎯⎯⎯⎯ →⎯⎯⎯⎯⎯ →⎯

desorbtiaabsyOxCchimice.transf

chimice.transfabs2Oadsorbtiegaz2O

)gaz(2CO)gaz(CO

)5.3(

Moleculele de oxigen din faza gazoasă (reactant) se găsesc în apropierea suprafeţei de carbon (sau combustibil solid); ele sunt adsorbite şi datorită forţelor chimice sunt reţinute pe suprafaţa carbonului. În aceste condiţii atomii celor două substanţe se combină formând complexe chimice de forma CxOy. După un anumit timp acest complex se descompune urmând desorbţia oxidului şi dioxidului de carbon. (La proiectarea instalaţiei de ardere se consideră numai CO2).

De asemenea, în reacţiile (3.2 – 3.4) nu s-au evidenţiat valorile cantităţilor de căldură dezvoltate (toate reacţiile sunt cu dezvoltare de căldură).

Masa minimă de oxigen necesar arderii complete a unităţii de cantitate de combustibil solid (sau lichid) Din reacţia (3.2) se constată că 12 kg C necesită pentru ardere 32 kg O2;

1 kg C va necesita 32/12 kg O2. Dar într-un kg combustibil solid se găsesc Ci/100 kg C. Deci masa de oxigen necesar arderii carbonului dintr-un kg combustibil solid va fi egală cu

.kg/kg,100

iC1232

)C(OM min = (3.6)

Analog şi pentru celelalte elemente.

128 C.NEAGA

În final se obţine

.kg/kg,iOicS

3232iH

216iC

1232

1001

OM min ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −++= (3.7)

Deoarece combustibilul solid are oxigen în structura lui, care participă şi el la oxidarea elementelor carburante, atunci cantitatea de oxigen necesar arderii părţii carburante dintr-un kg combustibil solid se diminuează cu valoarea oxigenului propriu, lucru evidenţiat în relaţia (3.7). Volumul minim de oxigen necesar arderii complete a unităţii de cantitate de combustibil solid (sau lichid)

Revenind tot la reacţia (3.2), se constată că 12 kg C necesită 22,41 ;m3N

1 kg C va necesita 22,41/12 Volumul de oxigen necesar arderii carbonului dintr-un kg de combustibil solid va fi egal cu

.m3N

.kg/3Nm,

100

iC12

41,22)C(OVmin

= (3.8)

Raţionamentul este identic şi pentru celelalte elemente; rezultă în final

kg/3Nm,iO

3241,22i

cS32

41,22iH2205,11iC

1241,22

1001

OV min ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −++= . (3.9)

Evident, între masa şi volumul de oxigen există legătura ,OVOOM min2min ρ= (3.9′)

unde este densitatea oxigenului, 2Oρ ).4,22/32(m/kg 2O3N =ρ

Cu toate că aerul este un oxidant slab este cel mai folosit în procesele de ardere. Aerul tehnic este un amestec de 21% oxigen şi 79% azot în procente de volum şi 23,2% oxigen şi 76,8% azot în procente de masă. Conţinutul de umi-ditate a aerului se exprimă separat x, g/kg aer uscat. Masa de aer uscat strict necesar arderii complete, rezultă din expresia

.kg/kg,2,23/OM100oaM min= (3.10)

iar volumul de aer uscat strict necesar arderii complete se calculează cu formula

,kg/3Nm,21/OV100o

aV min= (3.11)

între ele existând relaţia

,oaVanh

aoaM ρ= (3.12)


unde densitatea aerului anhidru, .m/kg293,1 3N

anha =ρ

Ţinând seama de umiditate, masa de aer umed strict necesar arderii capătă forma

( ) ,kg/kg,oaM1000/x1o

aumM += (3.13)

iar volumul de aer umed strict necesar arderii

,OHvoaVanh

ax310oaVo

aumV 2ρ−+= (3.14)

unde termenul al doilea din membrul drept reprezintă volumul vaporilor de apă

care se găsesc în , exprimat în - volumul specific al vaporilor

de apă, Înlocuind valorile numerice cunoscute,

formula (3.14) devine

oaV OH

3N 2v;kg/m

.kg/m18/414,22v 3NOH 2 =

( ) .kg/3Nm,o

aVx00161,01oaumV += (3.15)

Există relaţia de legătură

.oaumVum

aoaumM ρ= (3.16)

După cum s-a spus, pentru a îmbunătăţi procesul de ardere, în focar se introduce o cantitate mai mare de aer decât cea strict necesară. Raportul între masa, sau volumul de aer efectiv introdus în focar şi masa sau volumul de aer strict necesar, se numeşte coeficient de exces de aer; se va nota cu λ. După cum se va vedea aerul în exces aduce şi unele complicaţii şi neajunsuri în proiectarea şi exploatarea generatoarelor de abur; deci valoarea surplusului de aer trebuie justificată tehnic şi economic. Conform legii proporţiilor definite, în procesul de ardere se va consuma numai cantitatea stoechiometrică de oxigen, astfel că surplusul (excesul) introdus se va regăsi integral în gazele de ardere. (Azotul introdus cu aerul se regăseşte complet în gazele de ardere). Cu aceste observaţii mărimile precedente devin

; (3.17) kg/kg,oaumMaumM;o

aMaM λ=λ=

. (3.18) kg/3Nm,o

aumVaumV;oaVaV λ=λ=

Masa dioxidului de carbon din gazele de ardere, rezultă din reacţia (3.2). Din 12 kg carbon rezultă 44 kg dioxid de carbon; 1 kg carbon conduce la formarea a 44/12 kg dioxid de carbon; tot carbonul dintr-un kg de combustibil solid va forma

130 C.NEAGA

.kg/kg,100

iC1244

COM2= (3.19)

Masa dioxidului de sulf

100

icS

3264

SOM2= , . (3.20) kg/kg

Masa gazelor triatomice

kg/kg,icS

3264iC

1244

1001

SOMCOMROM222

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=+= . (3.21)

Volumele de dioxid de carbon şi dioxid de sulf din gazele de ardere se vor calcula cu formulele

100

iC12

41,22COV

2= , ; (3.22) kg/m3

N

100

icS

3241,22

SOV2= , . (3.23) kg/m3

N

100

iK867,1icS375,0iC

1241,22

1001

SOVCOVROV222

=⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ +=+= , (3.24)

unde caracteristica combustibilului dat , %. ic

ii S375,0CK +=

Azotul din gazele de ardere provine din azotul din aer şi azotul din com-bustibil

(3.25) ;kg/kg,100/iNoaM768,0o

NM2

+=

(3.26) ,kg/3Nm,100/iNNvo

aV79,0oNV 22

+=

unde volumul specific al azotului .kg/m,28/41,22v 3NN 2

=

Cu expresiile precedente se pot calcula masa şi volumul gazelor de ardere uscate în cazul arderii teoretice

(3.27) ;kg/kg,oNMROMo

guM22 +=

(3.28) .3Nm,o

NVROVoguV

22 +=

Dar gazele de ardere conţin şi vapori de apă, care provin din umiditatea din combustibil, din oxidarea hidrogenului din combustibil (reacţia 3.3),din umiditatea din aer şi din apa din necesităţi funcţionale (ex. pulverizarea păcurii cu abur). Masa vaporilor de apă rezultaţi din arderea teoretică a unui kg com-bustibil se calculează cu expresia


;kg/kg,WM1000

x100H9

100WM f

oa

iito

OH2+++= (3.29)

volumul vaporilor de apă

,kg/3Nm,o

aVx00161,04,80

fW100iH9itWo

OHMOHvoOHV

222+

++== (3.30)

unde este apa din necesităţi funcţionale, kg/kg. fW

Se pot acum calcula masa şi volumul gazelor de ardere, în cazul arderii teoretice, ţinând seama şi de umiditatea lor

(3.31) ;kg/kg,oOHMo

guMogM

2+=

(3.32) .kg/3Nm,o

OHVoguVo

gV2

+=

După cum s-a arătat, surplusul de aer se regăseşte integral în gazele de ardere. Astfel, păstrând ordinea precedentă de calcul, fără a mai scrie expresia fiecărei mărimi, se pot scrie cantitatea (masa) şi volumul gazelor de ardere în cazul arderii complete (perfecte) cu exces de aer. Excesul de aer are expresia, masic sau volumic

(3.33) ( ) ;oaM1o

aMoaMo

aMaM −λ=−λ=−

(3.34) ( ) .oaV1o

aVoaVo

aVaV −λ=−λ=−

(3.35) ( ) ;oaM1o

guMguM −λ+=

(3.36) ( ) ;oaV1o

guVguV −λ+=

(3.37) ( ) ,oaM1x310o

OHMOHM22

−λ−+=

unde termenul al doilea din membrul drept reprezintă umiditatea din excesul de aer, kg/kg;

(3.38) ( ) ,oaV1x00161,0o

OHVOHV22

−λ+=

(ultimul termen din dreapta este volumul umidităţii din excesul de aer,

). kg/m3N

Masa şi volumul gazelor de ardere ţinând seama şi de umiditatea lor (ardere completă cu exces de aer)

( ) ;oaM1x3101o

gMOHMguMgM2

−λ⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ −++=+= (3.39

( )( .oaV1x00161,01o

gVOHVguVgV2

−λ++=+= ) (3.40)

132 C.NEAGA

În totalitatea ei arderea combustibililor solizi şi lichizi se face cu creşterea volumului; aceasta rezultă explicitând diferenţa

.kg/3Nm,

18fW100i

tW28

iN32

iO4

iH100

41,22aumVgV

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛ ++++=− (3.41)

(S-a considerat acelaşi coeficient de exces de aer atât la intrare cât şi la ieşirea din focar). Cu formulele precedente se pot calcula, de asemenea, densităţile gazelor de ardere anhidre şi gazelor de ardere umede

.3Nm/kg,

gVgMum

g;guVguManh

g =ρ=ρ (3.42)

Dacă se introduce noţiunea de conţinut de umiditate a gazelor de ardere (prin simetrie cu umiditatea combustibililor gazoşi)

3Nm/g,

guVOHM1000

gd 2= gaze de ardere anhidre, (3.43)

atunci

,1000/gd242,11

1000/gdanhg

guV/OHV1guV/OHMguV/guM

OHVguVOHMguMum

g2

2

2

2+

+ρ=

+

+=

+

+=ρ (3.44)

formulă identică cu expresia (2.160) de la combustibilii gazoşi. Masa gazelor de ardere (formula 3.39) se poate deduce mult mai rapid dintr-un bilanţ material scris în jurul focarului sau în jurul unei porţiuni a generatorului de abur (depinde de poziţia secţiunii canalului de gaze de ardere al generatorului în care se calculează masa gazelor de ardere), fig. 3.1.

În sistem se introduc: 1 kg combustibil solid sau lichid; ( ) ,M1000/x1 oa+λ kg

aer umed; , kg apă din necesităţi funcţionale; din sistem rezultă: gaze de

ardere, şi cenuşă

fW

gM .100/Ai

Din legea conservării materiei obţinem ,kg/kg,fWo

aV)x3101(293,1iA01,01)(gM +−+λ+−=λ (3.45)

unde λ este coeficientul de exces de aer în secţiunea de calcul a masei gazelor de ardere. 3.3.2. Mărimi fizice ale aerului atmosferic

Compoziţia aerului tehnic anhidru este O2 = 21%, N2 = 79% (procente de


Fig. 3.1. Model fizic pentru calculul masei gazelor de ardere

volum). Umiditatea se exprimă separat separat şi se notează cu x g/kg aer uscat. Densitatea aerului anhidru

.3Nm/kg,293,1

41,222879

41,223221

1001

NNNO2O100

1anha

222=⎟

⎠

⎞⎜⎝

⎛ ⋅+⋅=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ρ+ρ=ρ

Compoziţia aerului umed

;%,2OanhaOHvx1,0100

100um2O

2ρ+

=

;%,2NanhaOHvx1,0100

100um2N

2ρ+

=

.%,100anhaOHvx1,0100

anhaOHvx1,0

umO2H

2

2

ρ+

ρ=

Densitatea aerului umed (calcul direct)

( ).3

Nm/kg,1000/anh

aOHvx1

anha1000/x1um

a

2ρ+

ρ+=ρ

Analiza aerului tehnic anhidru (oxigenul şi azotul se prezintă în procente de masă)

;%2,23293,1429,121anh

a/O2O'2O

2=⋅=ρρ=

.%8,76293,1251,1791anh

a/O2N'2N

2=⋅=ρρ=

Se va exprima conţinutul de umiditate a aerului x, cu ajutorul presiunii

134 C.NEAGA

parţiale a vaporilor de apă din aer, ap .

Se consideră o cantitate de aer umed a cărui greutate este ,1000/aMxaMaumM +=

unde aM este masa aerului uscat. Volumul aerului umed cu masa ,Maum se

notează cu aumV . Vaporii de apă se găsesc în aer, în condiţii normale, în stare

supraîncălzită; deci li se poate aplica legea gazelor perfecte

.T

OH

RaM

1000x

aumVap

2μ

=

Pentru aerul uscat a cărui presiune parţială (legea lui Dalton) este po - pa, unde po este presiunea atmosferică, se scrie

.Taer

RaMaumVapopμ

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

( sunt, respectiv, masa moleculară a apei şi a aerului, kg/kmol). aerOH ,2

μμ

Prin împărţirea membru cu membru a ultimelor două expresii, rezultă

kg/g,apop

ap622

apopap

95,28181000

apopap

aer

OH1000x 2

−=

−⋅=

−μ

μ= aer uscat.

Dacă se cunoaşte umiditatea relativă asa p/p=ϕ , unde este

presiunea parţială a vaporilor de apă la saturaţie, pentru condiţiile date, atunci x poate fi exprimat în funcţie de ϕ.

asp

3.3.3. Calculul volumului aerului şi gazelor de ardere

pentru combustibilii gazoşi Se cunosc compoziţia combustibilului gazos anhidru

∑ =++++++ ,%,100anhnHmCanh

2Hanh2OanhS2Hanh

2SOanh2COanhCO (3.46)

şi conţinutului de umiditate d, combustibil anhidru. 3Nm/g

Componentele carburante ale combustibilului sunt ,SH,CO anh2

anh

anh2H şi ∑ .HC anh

nm

Reacţiile de ardere completă a acestor componente

;2CO2O21CO =+


;2COkmol12Okmol21COkmol1 =+ (3.47)

;2CO3Nm41,222O3

Nm41,2221CO3

Nm41,22 =+

.2CO3Nm12O3

Nm21CO3

Nm1 =+ (3.47)

(Reacţia decurge cu contracţie de volum; nu se evidenţiază şi efectul termic al reacţiei).

;O2H2O21

2H =+ (3.48)

;O2Hkmol12Okmol21

2Hkmol1 =+

;O2H3Nm12O3

Nm21

2H3Nm1 =+

;2SOO2H2O23S2H +=+ (3.49)

;2SOkmol1O2Hkmol12Okmol23S2Hkmol1 +=+

;2SO3Nm1O2H3

Nm12O3Nm

23S2H3

Nm1 +=+

;O2H2n

2COm2O4nmnHmC +=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++ (3.50)

;O2Hkmol2n

2COkmolm2Okmol4nmnHmCkmol1 +=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++

.O2H3Nm

2n

2CO3Nmm2O3

Nm4nmnHmC3

Nm1 +=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++

Variaţia volumului (diferenţa între volumul produselor de reacţie şi volumul reactanţilor)

.14n

4nm1

2nmV −=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ++−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +=Δ (3.51)

Dacă n< 4, reacţia de ardere a hidrocarburii CmHn decurge cu contracţie de volum; dacă n = 4, volumul este neschimbat; dacă n> 4, are loc dilatarea volumului.

Volumul minim de oxigen necesar arderii complete a unui 3Nm

combustibil gazos anhidru

136 C.NEAGA

Din reacţia (3.47) se constată că necesită ; într-un

combustibil gazos anhidru există oxid de carbon; deci volumul de oxigen necesar va fi

COm3N 2

3N Om5,0 3

Nm3N

anh m100/CO

100/anhCO5,0)CO(OV min =

etc.

.3Nm/3

Nm,anh2Oanh

nHmC)4/nm(

anhS2H5,1anh2H5,0anhCO5,0

01,0OV min⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

−++

+++=

∑ (3.52)

(S-a scăzut oxigenul propriu al combustibilului). Volumul teoretic de aer anhidru necesar arderii

.3Nm/3

Nm,21/OV100oaV min= (3.53)

Volumul teoretic de aer umed

(3.54) ( ) .3Nm/3

Nm,oaVx00161,01o

aumV +=

În cazul arderii cu exces de aer

.oaumVaumV;o

aVaV λ=λ= (3.55)

Volumul de dioxid de carbon din gazele de ardere (provine din dioxidul de carbon propriu al combustibilului gazos, din oxidul de carbon şi din hidrocarburi).

.3Nm/3

Nm,anhnHmCmanhCOanh

2CO01,0COV2

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ ++= ∑ (3.56)

Volumul de dioxid de sulf

.3Nm/3

Nm,anhS2Hanh2SO01,0SOV

2⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ += (3.57)

Volumul de azot, la arderea teoretică

.3Nm/3

Nm,100/anh2No

aV79,0oNV

2+= (3.58)

Volumul gazelor de ardere uscate

.3Nm/3

Nm,oNVSOVCOVo

guV222 ++= (3.59)

Volumul vaporilor de apă (provin din arderea hidrogenului, hidrogenului sulfurat, hidrocarburilor, umiditatea combustibilului şi umiditatea aerului)

.oaVx00161,0d1242,0anh

nHmC2nanhS2Hanh

2H01,0oOHV

2+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +++= ∑ (3.60)

Volumul gazelor de ardere teoretice umede


;oOHVo

guVogV

2+= (3.61)

Arderea cu exces de aer

(3.62) ( ) ;oaV1o

guVguV −λ+=

( ) ;oaV1x00161,0o

OHVOHV22

−λ+= (3.63)

.OHVguVgV2

+= (3.64)

Diferenţa

,)d1242,0anhnHmCn25,0

anh2OanhS2H5,0anh

2H5,0anh2N

anh2SOanhCO5,0anh

2CO(01,0aumVgV

++

+++++

+++=−

∑

)65.3(fiind întotdeauna pozitivă rezultă că arderea combustibilului gazos se face cu creşterea volumului. Ţinând seama şi de expresia (3.41), rezultă că la arderea oricărui combustibil (solid, lichid, gazos), chiar în condiţii normale, debitul

( )s/m3N gazelor de ardere, care trebuie evacuate din focar este mai mare decât

debitul de aer insuflat în spaţiul de ardere. În unele probleme practice (calculul gazodinamic) este necesar să se cunoască masa gazelor de ardere rezultate din arderea unui combustibil gazos. Se va expune modul de calcul direct, masa gazelor obţinându-se dintr-un bilanţ material scris în jurul spaţiului de ardere, sau al părţii din generator în a cărui

secţiune de ieşire ne interesează această mărime. Material se introduc: -

masa unui combustibil gazos. Din sistem rezultă gaze de ardere, deci

anhaρ

3Nm

( ) 3Nm/kg,o

aV1000/x1anha1000/danh

c)(gM +ρλ++ρ=λ . (3.66)

Se pot calcula densităţile gazelor de ardere

,gVgMum

g;guV

OHVOHgManhg

22 =ρρ−

=ρ (3.67)

unde volumul vaporilor de apă se calculează cu formula (3.63). OH2V

Notând conţinutul de umiditate a gazelor de ardere anhidre

,3Nm/g,guV/OHVOH1000gd

22ρ=

din expresia (3.67) rezultă

138 C.NEAGA

(3.68) ( ) .3Nm/kg,1000/gd1000/gd242,11um

ganhg −+ρ=ρ

3.3.4. Calculul volumului gazelor de ardere în cazul recirculării lor În fig. 3.2. se arată diferite cazuri de folosire a recirculării gazelor de ardere la generatoarele de abur.

Fig. 3.2. Schema recirculării gazelor de ardere la un generator de abur: MV-moară ventilator; VGR-ventilator de gaze de ardere recirculate; TU-turn de uscare; sî-sistem închis;sd-sistem deschis.

În cazul utilizării combustibililor solizi inferiori cu conţinut ridicat de umiditate, pentru a se crea posibilitatea măcinării lor, se foloseşte recircularea gazelor de ardere de la sfârşitul focarului cu scopul deshidratării lor prealabile; recircularea gazelor este asigurată chiar de moara ventilator, aceasta fiind de fapt primul ei rol (al doilea rol este acela de a măcina cărbunele brut). Se pot întâlni două situaţii:

- pregătirea prafului se face în sistem închis (notaţia sî), cu insuflare directă în focar a prafului şi a agentului de uscare şi transport. În această împrejurare pe traseul focarului (secţiunea variabilă x) volumul gazelor de ardere creşte cu volumul gazelor recirculate; aceasta în cazul arderii cu o uşoară depresiune. Se introduce noţiunea de grad de recirculare definit ca raport al


volumului gazelor recirculate şi volumul gazelor de ardere care ar circula prin secţiunea respectivă în absenţa recirculării, volume calculate cu referire la 1 kg lignit; în cazul de faţă (recircularea de la sfârşitul focarului)

,)f(gV/)f(grVr λλ= (3.69)

unde numitorul arată dependenţa între volumul de gaze şi coeficientul de exces

de aer la sfârşitul focarului fλ . Volumul gazelor de ardere într-o secţiune

variabilă x aparţinând focarului, caracterizată prin coeficientul de exces de aer

cuprins între coeficientul de la intrare λxλ i şi ieşire din focar fλ , se calcu-

lează cu expresia

(3.70) ,)f(gVr)x(gV)x(grW λ+λ=λ

unde Vg(λx) se determină cu relaţia (3.40). Explicitând, rezultă

.oaumV1

r1frxo

gV)r1()x(grW⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−

+

λ+λ++=λ (3.71)

Pe traseul canalelor generatorului de la sfârşitul focarului până la evacuare, volumul gazelor este acelaşi ca în lipsa recirculării. La focarele cu arderea cu suprapresiune, coeficientul de exces de aer este invariabil şi egal cu λf , astfel că (3.71) devine ( fix λ=λ=λ )

;)f(gV)r1()f(grW λ+=λ (3.72)

- pregătirea prafului se face în sistem deschis (notaţia sd). După măcinare amestecul praf-agent de uscare şi transport se separă într-un desprăfuitor; praful de cărbune se depozitează într-un buncăr din care este preluat şi introdus în focar, iar amestecul gazos este evacuat în atmosferă.

Debitul de praf are expresia ,s/kg,)tmW1(BpB Δ−= (3.73)

unde B este debitul de cărbune introdus în turn, kg/s; ΔWtm – cantitatea specifică de apă vaporizată în turn şi moară, kg/kg

,)pW100/()pWitW(tmW −−=Δ (3.74)

unde sunt, respectiv, umiditatea iniţială a cărbunelui, şi a prafului, %. pit W,W

140 C.NEAGA

În acest caz calculele volumelor de aer şi de gaze de ardere se fac cu referire la 1 kg praf de cărbune; se pot însă exprima aceste volume folosind caracteristicile cărbunelui brut, legăturile fiind următoarele: (se pleacă de la egalitatea debitelor de aer necesar arderii cărbunelui brut şi a prafului)

,opaumVpBi

oaumBVm

oaumBV''

p λ=λΔ+λ (3.75)

unde este coeficientul de exces de aer la ieşirea din preîncălzitorul de aer;

- infiltraţia de aer fals în moară; - volumul de aer umed teoretic

necesar arderii prafului, . Dar . Deci, din (3.75) rezultă

''pλ

mλΔoaumpV

kg/3Nm m

''pi λΔ+λ=λ

;)tmW1/(oaumVo

paumV Δ−= (3.76)

.)tmW1/(oaVo

apV Δ−= (3.77)

Între volumele teoretice de gaze de ardere uscate ale prafului şi cărbunelui brut există dependenţa

,)tmW1/(oguVo

pguV Δ−= (3.78)

iar între volumele teoretice ale vaporilor de apă, relaţia

( .tmW1/tmW242,1oOHVo

OHV2p2

Δ−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ Δ−= ) (3.79)

Volumele de gaze care circulă prin focar au expresiile

;oOHVo

pguVogpV

p2+= (3.80)

.opaumV)1x(o

gpV)x(gpV −λ+=λ (3.81)

Volumul gazelor de ardere care circulă prin canalele de gaze de ardere de convecţie ale generatorului (de la sfârşitul focarului spre evacuare) se micşorează cu volumul gazelor recirculate. Astfel în secţiunea oarecare x, după focar, se poate scrie expresia volumului gazelor umede cu referire la 1 kg praf

,opaumV)fx()f(gpV)r1()x(gpW λ−λ+λ−=λ (3.82)

unde ultimul termen din dreapta este infiltraţia de aer fals pe tronsonul de canal de la sfârşitul focarului până în secţiunea aleasă x. Dacă arderea şi deci şi canalele generatorului sunt cu suprapresiune, atunci fx λ=λ şi (3.82) devine

.)f(gpV)r1()x(gpW λ−=λ (3.83)


Recircularea gazelor de ardere din zone finale ale canalelor generatorului (de regulă din spaţiul de după economizor, sau de după preîncălzitor) presupune un ventilator de gaze recirculate VGR, montat în bucla de recirculare; se poate aplica în cazul utilizării tuturor combustibililor (solizi, lichizi, gazoşi) şi se face cu mai multe scopuri:

- dacă gazele recirculate se introduc la sfârşitul focarului, se urmăreşte reglarea temperaturii aburului supraîncălzit;

- dacă se introduc la baza focarului, în zona arzătoarelor, astfel încât ele influenţează procesul de ardere, se urmăresc evitarea zgurificării ecranelor, reglarea temperaturii aburului supraîncălzit, reducerea concentraţiilor noxelor cum ar fi oxizii de azot şi de sulf etc.;

- gazele recirculate pot fi introduse în sistemul de pregătire a prafului, închise sau deschise cu rolul asigurării debitului de ventilare a morii.

Calculul volumelor gazelor de ardere în acest caz, pentru scheme închise sau deschise, în tronsoanele închise în bucla de recirculare, sau în afara ei, se face analog modului prezentat anterior.

3.3.5. Caracteristici fizice ale gazelor de ardere Compoziţia gazelor de ardere anhidre la arderea completă (perfectă) cu

exces de aer, constă din CO2 ,SO2 N2 ,O2 (din excesul de aer); umiditatea se prezintă separat.

,%,100guV

COV2CO 2= (3.84)

unde volumul de dioxid de carbon se calculează cu formulele (3.22) şi (3.56), iar volumul gazelor de ardere uscate cu (3.26) şi (3.62).

,%,100guV

SOV2SO 2= (3.85)

unde volumul de dioxid de sulf se calculează cu expresiile (3.23) şi (3.57).

,%,100guV

oaV)1(79,0o

NV100

guVNV

2N 22−λ+

== (3.86)

unde volumul de azot la arderea teoretică se calculează cu formulele (3.26) şi (3.58), iar volumul de aer teoretic uscat cu formulele (3.11) şi (3.53).

142 C.NEAGA

.%,100guV

oaV)1(21,0

2O−λ

= (3.87)

Se constată că .%,1002O2N2SO2CO =+++ (3.88)

Dacă în expresiile precedente se face λ = 1 se obţine compoziţia gazelor de ardere anhidre în cazul arderii teoretice (completă, fără exces de aer). Prin simetrie cu combustibilii gazoşi, conţinutul de umiditate a gazelor de ardere se poate calcula astfel

3Nm/g,

guVOHM

1000gd 2= gaze de ardere anhidre. (3.89)

Compoziţia gazelor de ardere umede se poate afla direct cu formulele

,100gV

OHVumO2H;100gV

oaV)1(21,0um

2O

;100gV

NVum2N;100

gVSOVum

2SO;100gV

COVum2CO

2

222

=−λ

=

===

)90.3(

sau, cunoscând compoziţia gazelor de ardere anhidre şi conţinutul de umiditate dg , aplicând aceeaşi metodică de la paragraful 2.4.1 se pot obţine aceleaşi rezultate. Cunoscând compoziţia gazelor de ardere anhidre şi umede se pot calcula densităţile respective cu formula (2.150), în care densităţile diverselor componente se iau din tabelul 2.12, sau direct cu formula (3.42), în cazul arderii combustibililor solizi şi lichizi, sau cu formulele

- pentru combustibilii solizi şi lichizi

;oaV)1)(x00161,01(o

gVfWo

aV)1000/x1(293,1iA01,01

gVgMum

g−λ++

++λ+−==ρ (3.91)

- pentru combustibili gazoşi

.oaV)1)(x00161,01(o

gV

oaV)1000/x1(293,11000/danh

cumg

−λ++

+λ++ρ=ρ (3.92)

Dacă în formulele (3.91 - 3.92) se consideră λ = 1, se obţin densităţile

gazelor de ardere umede în cazul arderii teoretice şi se va folosi notaţia ,

mărime care intervine în nomograma din fig. 3.3. Pentru această densitate

oumgρ


Pekker Ia.L. [3.1] propune formula de calcul cu referire la toţi combustibilii solizi, gazoşi uscaţi (d = 0) şi păcură pulverizată mecanic ( ) 0Wf =

,3Nm/kg,rapWkboum

g ρ−ρ=ρ (3.93)

unde umiditatea raportată are expresia, conform [3.1] pentru satisfacerea expresiei (3.93)

,iiQ/i

tW4186rapW = (3.94)

dacă puterea calorifică inferioară este exprimată în kJ/kg şi

,iiQ/i

tW310rapW = (3.95)

dacă puterea calorifică este exprimată în kcal/kg; constantele au valorile: cărbune brun: = 1,354; = 0,0051; şisturi: = 1,325; = 0,048; păcură:

= 1,305; = 0,006; gaze naturale = 1,232; = 0.

ρb ρk ρb ρk

ρb ρk ρb ρk

În cazul recirculării gazelor de ardere, compoziţia gazelor pe traseul comun de deplasare a amestecului se schimbă numai atunci când coeficientul de exces de aer variază în lungul canalelor de gaze ale generatorului. De exemplu compoziţia gazelor de ardere umede (formula 3.90) într-o secţiune x a traseului

,%,100)r(gVr)x(gV

COV)r1(um2CO 2

λ+λ

+= (3.96)

unde numitorul se calculează cu (3.70). Dacă excesul de aer este constant ( ),rx λ=λ=λ

,100)(gV

COV100

)(gV)r1(COV)r1(

um2CO 22

λ=

λ+

+= (3.97)

adică aceeaşi valoare ca în cazul fără recirculare. Similar se caslculează şi celelalte componente. Căldura specifică a gazelor de ardere anhidre, sau umede se calculează cu formule similare celor expuse în paragraful 2.4.3. (amestecuri de gaze), în care căldurile specifice ale componentelor se iau din tabelul 4.3. Pentru rapiditatea unor calcule în fig. 3.3 s-a reprodus o nomogramă de calcul [3.2] a căldurii specifice volumice pentru câteva tipuri de combustibili.

Tabelul 3.1. Volumele de aer şi gaze la arderea combustibililor la proiectarea generatoarelor de abur

Combustibilul Nr crt.

Mărimea Solid şi lichid UM Gazos UM

1 2 3 4 5 6

1. Volumul strict necesar de oxigen )O7,075,0

H6,5C867,1(01,0Vii

c

iiminO

−+

++= kg/3Nm

]O

HC)4/nm(SH5,1H5,0

CO5,0[01,0V

anh2

anhnm

anh2

anh2

anhminO

−−∑ +++++

+=

3Nm/3

Nm

2. Volumul strict necesar de aer uscat 21/OV100o

aV min= kg/3Nm 3

Nm/3Nm

21/OV100o

aV min=

3. Volumul strict necesar de aer umed

oaV)x00161,01(o

aumV += kg/3Nm 3

Nm/3Nm

oaV)x00161,01(o

aumV +=

4. Volumele reale de aer uscat şi umed

oaumVaumV;o

aVaV λ=λ= kg/3Nm 3

Nm/3Nm

oaumVaumV;o

aVaV λ=λ=

5. Debitul ventilatorului de aer 273/refT

oaumV'

pB)mq01,01(vaD

⋅

⋅λ−= s/3m 273/refToaumV'

pBvaD λ= s/3m

6. Volumul de bioxid de Carbon

iC01867,0COV2= kg/3

Nm )anh

nHmmC

anhCOanh2CO(01,0COV

2

∑+

++=

3Nm/3

Nm

7. Volumul de bioxid de sulf

icS007,0SOV

2=

kg/3Nm

)anhS2Hanh2SO(01,0SOV 2 +=

3Nm/3

Nm

Tabelul 3.1 (continuare)1 2 3 4 5 6 8. Volumul teoretic de

gaze triatomice iK01867,0

SOVCOVROV222

=

=+=

kg/3Nm

222 SOVCOVROV += 3

Nm/3Nm

9. Volumul teoretic de azot

iN008,0oaV79,0o

NV2

+= kg/3Nm

anh2N01,0o

aV79,0oNV

2+= 3

Nm/3Nm

10. Volumul teoretic de gaze de ardere anhidre

oNVROVo

guV22 += kg/3

Nm

oNVROVo

guV22

+= 3Nm/3

Nm

11. Volumul teoretic al vaporilor de apă o

aVx00161,0fW242,1

itW01242,0iH0112,0o

OHV2

++

++=

kg/3Nm

oaVx00161,0

)d1242,0anhnHmCn5,0

anhS2Hanh2H(01,0o

OHV2

+

+++

++=

∑

3Nm/3

Nm

12 Volumul teoretic de gaze de ardere umede

oOHVVguo

guV2

+= kg/3Nm

oOHVVguo

guV2

+= 3Nm/3

Nm

13 Volumele reale (arderea cu exces de aer)

OHVguVgV

oaV)1(

x00161,0oOHVOHV

oaV)1(o

guVguV

2

22

+=

−λ⋅

⋅+=

−λ+=

kg/3Nm

OHVguVgV

oaV)1(

x00161,0oOHVOHV

oaV)1(o

guVguV

2

22

+=

−λ⋅

⋅+=

−λ+=

3Nm/3

Nm

14

Debitul ventilatorului de gaze de ardere

273/evT

)ev(gBV)mq01,01(vgD

⋅

⋅λ−= kg/kg 273/evT)ev(gBVvgD λ=

s/3m

Tabelul 3.1 (continuare)1 2 3 4 5 6

15 Masa gazelor de ardere

fWoaV

)1000/x1(anha

iA01,01gM

+⋅

⋅+λρ−=

kg/kg3Nm/kg

oaV)1000/x1(

anhad001,0anh

cgM

+⋅

⋅λρ+ρ=

16 Conţinutul de umiditate al gazelor de ardere anhidre guV/OHVOH1000gd

22ρ= 3

Nm/g guV/OHVOH1000gd22

ρ= 3Nm/g

17 Densitatea gazelor de ardere anhidre şi umede gV/gMum

g

guV/)OHVOHgM(anhg

22

=ρ

ρ−=ρ 3

Nm/kg3Nm/kg

gV/gMumg

guV/)OHVOHgM(anhg

22

=ρ

ρ−=ρ


Fig. 3.3. Determinarea căldurii specifice a gazelor de ardere pe baza analizei tehnice.

Exemplu: Q rezultă ;Co1340t;1%;40mcV%;20itW;kg/MJ213,18i

i

==λ===

).K.3Nm/(kJ6245,1gc =

Participaţiile volumice ale unor componente gazoase ;gV/SOVCOVROr

222⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ += (3.98)

,gV/OHVOHr 22= (3.99)

148 C.NEAGA

sunt utile la calculul radiaţiei gazelor triatomice în focar şi în celelalte canale ale generatorului. Presiunea parţială a gazelor triatomice, conform legii lui Dalton se calculează cu expresiile

;pROrROp22

= (3.100)

,pOHrOHp22

= (3.101)

unde p este presiunea amestecului (a gazelor de ardere) exprimată în MPa. Presiunea parţială a vaporilor de apă este utilă la calculul temperaturii de rouă, temperatura la care condensează vaporii de apă din gazele de ardere. Din [3.4] reproducem câteva valori

]Co[rt

]MPa[OHp2

= 0,0098/6,698; 0,00147/12,737; 0,00196/17,204; 0,00245/20,776; 0,00294/23,772; 0,00343/26,35; 0,00392/28,641; 0,00441/30,69; 0,00491/32,55; 0,0054/34,25; 0,00588/35,82; 0,00638/37,29; 0,00686/38,66; 0,00735/39,95; 0,0784/41,16; 0,00834/42,32; 0,00882/43,41; 0,00931/44,46; 0,0098/45,45; 0,0108/47,33; 0,01178/49,06; 0,01278/50,67; 0,01371/52,18; 0,0147/53,6; 0,0157/54,94; 0,01668/56,21; 0,01765/57,41; 0.01865/58,57;

La arderea combustibililor solizi o parte din cenuşa rezultată este antrenată de gazele de ardere; se notează cu fracţia de cenuşă antrenată; în

cazul arderii pe grătar, = 0,1- 0,3; în cazul arderii pulverizate, = 0,90 - 0,95 (valorile depind de combustibil, de tipul focarului, etc.).

anta

anta anta

Concentraţia cenuşii antrenate de gazele de ardere se calculează cu expresia (variabilă cu excesul de aer); (vitezele fazelor gazoasă şi solidă se consideră egale)

,3Nm/g,gV/iAanta10=μ (3.102)

unde este dat de formula (3.40). gV În cazul recirculării gazelor de ardere, când gazele recirculate nu sunt desprăfuite, (de ex. schema de pregătire a prafului cu preuscarea prealabilă a combustibilului cu gaze recirculate de la sfârşitul focarului), concentraţia cenuşii pe traseul comun de deplasare a amestecului într-o secţiune oarecare x a focarului are valoarea

,)r(gVr)x(gV

)r(gVrr)x(gVxλ+λ

λμ+λμ=μ (3.103)


unde produsul se obţine din expresia (3.102). Dacă coeficientul de exces de aer nu se schimbă

)(V xgx λμ

rx λ=λ şi rx μ=μ , atunci concentraţia cenuşii în lungul canalului între punctul de introducere şi prelevare a gazelor de ardere este aceeaşi ca în cazul fără recirculare. Dacă gazele prelevate, pe traseul de recirculare sunt desprăfuite (coeficientul de desprăfuire este considerat 100%), atunci concentraţia cenuşii în amestec are expresia

.)r(gVr)x(gV

)x(gVxλ+λ

λμ=μ (3.104)

Dacă λ este invariabil, atunci )r1/(x +μ=μ . (3.105) În aceste condiţii densitatea gazelor de ardere umede ţinând seama de cenuşa antrenată se calculează cu expresia

,3Nm/kg,apa/001,01/001,0um

gumga ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ ρμ+⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ μ+ρ=ρ (3.106)

unde ρapa este densitatea aparentă a cenuşii, kg/m3 ; termenul 0,001μ/ρapa reprezintă volumul cenuşii antrenate şi poate fi neglijat. Participaţiile masice ale gazelor triatomice se calculează cu expresiile

.kgkg,

)(Mg

)(OHM'

OHr;)(gM

ROM'ROr 2

22

2 λ

λ=

λ= (3.107)

Volumul specific al gazelor de ardere umede se calculează cu dependenţa statistică

,kg/3Nm,'

ROrk'OH`r47056,077340,0um

g/1umgv 22 −+=ρ= (3.108)

unde, pentru combustibilii solizi k = 0,2098; pentru lichizi 0,1955 şi pentru gaze naturale 0,1667. Constanta gazelor de ardere are expresia (3.109) ).K.kg/(kJ,'

ROr07461,0'OHr31746,028689,0gR 22 −+=

Masa moleculară a gazelor de ardere rezultă din (3.110) ,kg/kmol,061,113/'

ROr655,47/'OHr965,28/1g/1 22 −+=μ

iar căldurile specifice se pot calcula cu metodica expusă în [3.2]. Conductivitatea termică a gazelor λg , vâscozitatea νg , criteriul Prandtl se găsesc în tabele, sau se pot calcula cu expresiile şi graficele din [3.2]. 3.3.6. Calculul arderii cu ajutorul formulelor statistice Dacă nu se cunosc analiza elementară, sau compoziţia combustibilului se pot calcula volumele de aer şi gaze de ardere având la dispoziţie puterea calorifică şi pentru combustibilii solizi sau lichizi şi umiditatea. Formulele folosite sunt formule statistice, deduse din dependenţele care au loc între

150 C.NEAGA

volumele de oxidant şi gaze, pe de o parte şi puterea calorifică şi umiditate pe de altă parte.

Tabelul 3.2 Formule de calcul statistice

Volumul Gaze naturale ]3Nm/3

Nm[ Combustibili solizi şi lichizi ]kg/3Nm[

oaV anh

iQ310265,0 − itW0251,0i

iQ310(a238,0 +−

2ROV anhiQ310028,0 − )i

tW0251,0iiQ310(af210(a238,0 +−−

oOHV

2 i anhQ310061,0 − itW01242,0)i

tW0251,0

iiQ310](a)f6,22(01,0c[238,0

++

+−−+

ogV anh

iQ310299,0 − itW01242,0)i

tW0251,0iiQ310(b238,0 ++−

Tabelul 3.3

Valorile coeficienţilor raportaţi a, b,c,f Combustibilul a b c f

Semiantraciţi şi cărbuni săraci în volatile 1,1 1,15 0,03 18,8 Huile şi reziduri de la îmbogăţirea cărbunilor 1,1 1,17 0,05 18,2 Cărbuni bruni cu Vmc ≤ 45% 1,1 1,18 0,06 19,4 Cărbuni bruni cu Vmc ≥ 45% 1,1 1,19 0,07 19,0 Şisturi cu Vmc = 80% 1,1 1,23 0,11 19,5 Turbă 1,07 1,2 0,11 19,1 Păcură 1,1 1,18 0,06 15,6

Observaţie: În tabelele 3.2 şi 3.3 puterile calorifice se exprimă în kJ respectiv ,3Nm/ .kg/kJ

Tabelul 3.4 Calculul arderii pe baza analizei imediate

Nr. crt. Mărimea Simb. UM Relaţia de calcul

0 1 2 3 4 Combustibili solizi mcV410.57636,126488,0 −− 1 Combustibili lichizi

K1MJ

3Nm

26368,0

Combustibili solizi

3)mcV(810.62082,2

2)mcV(610.62727,2

mcV410.06,226627,0

−+

+−−

−−+

2

Combustibili lichizi

K2MJ

3Nm

27897,0 Combustibili solizi

mcV410.24437,120923,0 −−

3


K3 MJ

3Nm

20899,0

Coe

ficie

nţi s

tatis

tici d

e ca

lcul


Tabelul 3.4 (continuare)

0 1 2 3 4

Combustibili solizi

4)mcV(1010.62889,7

3)mcV(710.94363,1

2)mcV(510.80417,1

mcV410.74349,6055894,0

−+

+−−

−−+

+−−

4


K4MJ

3Nm

04084,0

Combustibili solizi

4)mcV(910.0067,1

3)mcV(710.6946,2

2)mcV(510.3835,2

mcV310.0737,1410.25326,9

−−

−−+

+−−

−+−

5


K5MJ

3Nm

04084,0

6 Complex de calcul E kgMJ

icS210.25294,9

itW210.4493,2i

iQ

−−

−−+

7 Volumul de aer teoretic uscat

oaV

kg

3Nm

icS0333,01EK +

8 Umiditatea aer de ardere x kg/g ales

9 Volumul de aer teoretic umed

oaumV

kg/3

Nm

oaV)x00161,01( +

10 Volum de CO2 2COV 4EK

11 Volum de SO2 2SOV

icS007,0

12 Volum de gaze triatomice 2ROV

icS007,04EK +

13 Volum de azot oNV

2 i

cS0263,03EK +

14 Volum de gaze uscate oguV

22 ROVoNV +

15 Vapori de apă o

OHV2

oaVx00161,0i

tW01242,05EK ++

16 Volum de gaze umede ogV

kg/3Nm

oaVx00161,0

icS01242,0i

cS0333,02EK

+

+++

152 C.NEAGA

Observaţie: Relaţiile pentru şi nu includ şi apa din nevoi funcţionale (abur de

pulverizare), . Dacă este cazul, se adună, în ambele relaţii, termenul în care se exprimă în kg/kg combustibil.

oOHV

2ogV

fW ,fW242,1

fW

3.3.7. Calculul arderii complete a combustibililor cu ajutorul nomogramelor Pentru rapiditatea calculului volumelor de aer şi de gaze de ardere se folosesc nomograme trasate, fie folosind formule exacte, fie formule statistice. În fig. 3.4 se arată nomograma de calcul al volumului teoretic de aer uscat necesar arderii combustibilului solid, sau lichid, în funcţie de analiza elementară a acestuia; ea a fost construită pe baza relaţiei (3.11).

Fig. 3.4. Nomograma de calcul a volumului de aer teoretic uscat necesar arderii combustibilului solid sau lichid, func'ie de analiza elementară


Exemplu: ;19,0itWiAiN;03,0i

cS;20,0iO;06,0iH;kg/kg52,0iC =++====

Urmărind traseul din figură se găseşte .kg/3Nm65,5o

aV =

Figura 3.5 reprezintă nomograma de calcul a volumului teoretic de aer uscat necesar arderii combustibililor gazoşi a căror compoziţie se cunoaşte, componentele fiind exprimate în fracţii de volum.

Fig. 3.5.Nomogramă de calcul al volumului de aer teoretic uscat necesar arderii combustibilului gazos, funcţie de compoziţia lui.

Exemplu: Gaz de cocserie cu compoziţia CO = 0,08; H2 = 0,50; CH4 = 0,34; O2 = 0,005; C2H4 = 0,03; C6H6 = 0,01; H2S = 0,005; CO2 +N2 = 0,03. Se calculează sumele (fără metan):

154 C.NEAGA

Fig. 3.6. Nomogramă de calcul al volumului real de gaze, rezultate din arderea completă cu exces de aer a combustibililor solizi şi lichizi, funcţie de analiza lor elementară.


∑ ∑ == .18,0nHmCin;12,0nHmCim iiii Din ordonata CO + H2 = 0,58 se

pleacă spre dreapta până la intersecţia cu linia CH

3Nm/3

Nm

4 = 0,34; abscisa acestui punct citată sus

indică valoarea volumului de aer uscat teoretic necesar arderii dacă

combustibilul s-ar compune numai din CO, H

3Nm/3

Nm62,4oaV

2, CH4 şi componente necarburante etc. În final

se găseşte .3Nm/3

Nm42,5oaV =

Exemplu: Huila cu analiza din fig. 3.4: Se impune

coficientul de exces de aer şi conform nomogramei din fig.3.4,

.15,0itW;0iN;04,0iA ===

5,1=λ 0161,1aumV = =oaV

.74,5= Pornind de la abscisa se coboară vertical până la linia apoi

orizontal până la intersecţia cu apoi vertical până la intersecţia cu

şi se citeşte ordonata din dreapta:

15,0itW = ,06,0iH =

;2,0iN1,1iQ =+

6,874,5.5,1oaumVaumV ==λ= .kg/3

Nm25,9gV =

În nomograma din fig. 3.6 se indică modul de determinare a volumului gazelor de ardere umede la arderea completă cu exces de aer a combustibililor solizi şi lichizi, în funcţie de analiza elementară. Nomogramele din fig. 3.7 permit calculul volumului total al gazelor de ardere, dar şi al unor componente ale acestora, cum ar fi volumul de azot, de dioxid de carbon şi sulf, surplusul de aer, pentru combustibilii solizi şi lichizi, pe baza analizei elementare a acestora. În fig. 3.8 este prezentată nomograma de calcul al volumului vaporilor de apă la arderea unui combustibil solid, sau lichid, pe baza analizelor elementare. Nomograma din fig. 3.9 permite calculul volumelor de aer umed teoretic şi de gaze de ardere pentru λ ≥ 1, în funcţie de puterea calorifică inferioară a combustibilului solid. Figura 3.10 reprezintă nomograma de calcul al volumului teoretic de gaze de ardere rezultate din arderea combustibilului gazos anhidru, funcţie de compoziţia chimică a acestuia. Nomograma a fost trasată pe baza dependenţei

( ) ( ) ,HC4n25,0SHHCO5,01VV ii nmi22oaum

og ∑ −+++−=−

unde componentele se exprimă în fracţii de volum.

În cazul combustibililor gazoşi care conţin şi umiditate com-

bustibil uscat, atunci la valoarea găsită mai sus trebuie să se adauge şi

volumul vaporilor de apă egal cu

3Nm/g,d

ogV

.m/m,d001242,0 3N

3N

156 C.NEAGA

a. Fig. 3.7. Calculul volumului total şi al unor componente ale gazelor de ardere:

a- combustibili solizi;


b. Fig. 3.7. Calculul volumului total şi al unor componente ale gazelor de ardere:

b- combustibili lichizi.

158 C.NEAGA

Exemplu: rezultă

;kg/3Nm2,4o

aV;2,1%;12itW%;7,3iH%;9,42iK ==λ===

.kg/3Nm6,5gV;kg/3

Nm84,0oaV)1(;kg/3

Nm81,0ROV;kg/3Nm3,3o

NV22

==−λ==

Fig. 3.8. Nomograma de calculal vaporilor de apă la arderea unui

combustibil solid sau lichid.


Exemplu: se dau se găseşte ;2,1;kg/3Nm2,4o

aV%;12itW%;7,3iH =λ=== =OHV

2

.kg/3Nm65,0=

Fig. 3.9. Nomogramă de calcul al volumului gazelor rezultate din arderea cărbunelui în funcţie de puterea calorifică inferioară.

160 C.NEAGA

Exemplu: se consideră rezultă );kg/kJ25940(kg/kcal6200iiQ = ;kg/3

Nm76,6oaumV =

;kg/3Nm17,7o

gV = pentru volumul real 4,1=λ .kg/3Nm87,9gV =

Fig. 3.10. Nomograma de calcul al volumului gazelor la arderea teoretică a combustibilului gazos funcţie de compoziţia acestuia.

Exemplu: gaz de cocserie cu ;005,02O;34,04CH;50,02H;08,0CO ==== 03,04H2C = ;


.03,02N2CO;005,0S2H;01,06H6C =+== Se calculează suma ,i

02,0nHmC)4in(ii

∑ =−

care poate avea şi valori negative. Din fig. 3.5 a rezultat urmând traseul

se găseşte

;3Nm/3

Nm5,5oaumV =

.3Nm/3

Nm18,6ogV =

3.4. Calculul arderii la probele şi încercările generatoarelor de abur

(calculul arderii în exploatare) 3.4.1. Probleme generale Arderea combustibililor în focarele generatoarelor de abur, sau în focarele oricăror instalaţii termice industriale este incompletă sau imperfectă. Cauzele sunt multiple:

- construcţia incorectă a arzătorului şi a focarului. Ambele componente ale instalaţiei de ardere arzătorul şi focarul analizate ca un tot unitar, nu asigură amestecul perfect între curenţii celor două substanţe (combustibilul şi oxidantul) deoarece unghiurile de intersecţie nu au fost alese corect, turbionarea este redusă, focarul nu modelează strict gazodinamica curgerii în interioarul lui, necorelarea între timpul de ardere şi timpul de staţionare a particulelor etc.;

- exploatarea instalaţiei creează cele mai multe motive ale arderii incomplete. Abaterea curbei granulometrice de la cea optimă, pulverizarea incorectă a jetului de combustibil (solid sau lichid), debit de aer insuficient sau în exces datorită alegerii incorecte, sau deteriorării în timp a ventilatoarelor de tiraj, temperatura de preîncălzire a aerului sub valoarea prevăzută în tema de proiect, regimul termic necorespunzător etc. Din aceste motive nu toată energia chimică potenţială a combustibilului se transformă în căldură. Pierderile de cărbune care intervin se grupează în pierderi prin ardere chimic incompletă, (proprie tuturor combustibililor) şi pierderi prin ardere mecanic incompletă, proprie combustibililor solizi. Pierderile prin ardere incompletă chimic constau în căldura chimică a componentelor gazoase carburante din gazele de ardere şi care sunt evacuate în atmosferă odată cu acestea. În cazul general componentele gazoase carburante pot fi, oxid de carbon, hidrogen, hidrogen sulfurat şi

162 C.NEAGA

hidrocarburi.Pierderile prin ardere mecanic incompletă reprezintă căldura chimică (produsul între masă şi puterea calorifică) a combustibilului solid sustras arderii. Calculul arderii la probe şi încercări are loc după montajul şi spălarea generatorului şi se face împreună de către proiectant, constructor şi beneficiar; este identic, ca metodă, cu calculul arderii pentru generatoarele aflate în exploatare. Scopul acestui calcul constă în evidenţierea valorilor pierderilor de căldură arătate anterior şi pe baza acestor rezultate, găsirea unor soluţii practice de îmbunătăţire a exploatării, chiar de remedieri constructive ale întregii instalaţii de generator, astfel încât pierderile să ajungă la valori optime tehnic şi economic. (O pierdere de căldură poate fi micşorată, dar cu investiţii şi cheltuieli suplimentare; există deci o valoare optimă tehnic şi economic a pierderii respective). Analiza gazelor de ardere Pentru a efectua calculul arderii care are loc într-un focar existent, în funcţiune, specialistul are la dispoziţie, pe lângă analiza, sau compoziţia combustibilului utilizat şi compoziţia gazelor de ardere. Compoziţia gazelor de ardere este suma tuturor componentelor acestora exprimate în procente de volum. Componentele gazelor sunt evidenţiate cantitativ şi calitativ în urma analizei lor cu ajutorul aparatelor numite analizoare de gaze. După principiul funcţionării lor analizoarele de gaze pot fi:

- chimice; se bazează pe reducerea volumului probei de gaze datorită îndepărtării prin absorbţie din amestec a componentei analizate. Îndepărtarea unei componente a amestecului se realizează diferit. Metoda absorbţiei selective. Dacă proba de gaze de ardere este barbotată într-un volum de soluţie de hidroxid de potasiu, volumul ei se va micşora cu volumul de dioxid de carbon din probă, care este absorbit de această soluţie; pe baza acestui principiu funcţionează analizoarele chimice. Metoda absorbţiei selective combinată cu metoda arderii componentelor carburante din proba cercetată. După reţinerea dioxidului de carbon se verifică dacă în volumul rămas există monoxid de carbon. În aceste condiţii proba se trece peste o rezistenţă electrică, care duce la arderea monoxidului de carbon; din ardere rezultă dioxid de carbon al cărui volum se determină ca mai sus. Din reacţia de


ardere a monoxidului de carbon rezultă dependenţa între volumul acestuia şi volumul de dioxid rezultat;

- fizice; funcţionează pe principiul comparării mărimilor fizice ale componentelor gazelor de ardere cu mărimile fizice ale aerului. De exemplu, analizoarele mecanice se bazează pe compararea densităţii, analizoarele electrice, pe compararea conductivităţii termice, cele magnetice se bazează pe comportarea diferită a componentelor gazelor aflate în câmpul magnetic;

- cromatografice; masa activă, umplutura (adsorbent sau absorbant) este fixată într-un tub. Proba de analizat este amestecată cu un gaz purtător (aer sau dioxid de carbon) inactiv la trecerea peste umplutură. Componentele gazelor sunt reţinute (adsorbite, sau absorbite) de masa activă. Timpul de diluţie (de reţinere) este diferit de la un component la altul şi astfel desorbţia se face eşalonat în timp; în acest fel componentele părăsesc coloana în mod separat şi consecutiv. Citirea valorilor procentelor componentelor se face direct pe indicatorul cromatografului [3.3]. După alt criteriu analizoarele se împart în manuale şi automate, ambele tipuri fiind folosite în probele şi expertiza generatoarelor de abur. Deosebita importanţă în precizia rezultatelor are modul de prelevare a probei de gaze. Sonda de prelevare (răcită sau nu, funcţie de temperatura gazelor prelevate) constă dintr-o conductă introdusă înclinat (unghiul de înclinare 15-20o) în curentul de gaze; capătul sondei din curent este prevăzut cu un filtru de ceramică pentru a reţine particulele solide din gaze. Înclinarea este impusă de necesitatea colectării condensatului rezultat din condensarea vaporilor de apă din gaze. Orice analizor determină compoziţia gazelor de ardere anhidre.

3.4.2. Calculul arderii la probele şi încercările generatoarelor care folosesc combustibili solizi sau lichizi

3.4.2.1. Calculul volumului gazelor de ardere uscate În cazul arderii reale a combustibililor, în gazele de ardere se găsesc produse ale arderii complete, dar şi ale arderii incomplete. Valorile procentuale ale acestor componente sunt cunoscute în urma analizei unei probe de gaze prelevate din punctul curent al canalului generatorului.Volumul gazelor de ardere uscate se

164 C.NEAGA

deduce dintr-o ecuaţie de bilanţ material al carbonului: carbonul introdus în sistem liber, sau combinat cu alte elemente este egal cu carbonul care iese din sistem liber, sau sub formă combinată, în structura a diverse substanţe. Pentru scrierea acestei ecuaţii trebuie aleasă o suprafaţă de referinţă în jurul părţii generatorului pentru care se întocmeşte calculul. În vederea simplificării formulelor cantităţile de carbon se referă la un kg cărbune, sau păcură introdusă în sistem. În cazul general expresia analitică a compoziţiei gazelor de ardere anhidre este următoarea

,%,1002N2O2HS2H2SOnHmCCO2CO =+++++++ ∑ (3.111)

unde, de exemplu , arată că în de gaze de ardere uscate,

sunt dioxid de carbon în amestec cu celelalte componente etc.

%12CO2 = 3Nm100

3Nm12

Carbonul introdus în sistem: - cu combustibilul, în masa organică a acestuia; din expresia (2.2) rezultă

;kg/kg,iC01,0 (3.112) - cu combustibilul, în masa minerală a acestuia

- (3.113) ,kg/carbonkg,CaCOmk12,0 3

unde este cantitatea de carbonat de calciu raportat la un kg cărbune, kg/kg

(mai pot fi şi alţi carbonaţi); k – fracţia de carbonat de calciu care se descompune prin încălzire. Datorită încălzirii carbonaţii din masa minerală a cărbunelui se descompun formând dioxid de carbon, care se amestecă cu cel rezultat din arderea carbonului. În acest mod volumul gazelor de ardere uscate rezultate din unitatea de cantitate de cărbune va creşte.

3CaCOm

Carbonul care iese din sistem: - cu dioxidul de carbon

,kgkg,guV

1002CO

4,2244

4412

COm4412

)CO(Cm22== (3.114)

unde este volumul real al gazelor de ardere, necunoscuta problemei; guV ,kg/3Nm

- cu monoxidul de carbon

- ;kgkg,guV

100CO

4,2228

2812

COm2812

)CO(Cm == (3.115)


- cu hidrocarburile nearse, din gazele evacuate

∑ ∑ ∑ ++

=+

= ;kgkg,guV

100nHmC

4,22nm12

nm12m12

HCmnm12

m12)HC(Cm

nmnm (3.116)

- cu materialul colectat în pâlnia focarului

,kg/kg,B/'czCczM01,0czC01,0 = (3.117)

unde este debitul de material căzut în pâlnia focarului (cenuşă, zgură,

cărbune), kg/s; - conţinutul de carbon din materialul căzut, %; se determină prin analiza unei probe prelevate din materialul colectat; B- debitul de cărbune

introdus în focarul generatorului, kg/s; - procentul de carbon din materialul

căzut în pâlnia facarului, raportat însă la unitatea de cantitate de cărbune introdus în focar, %;

czM'czC

czC

- cu materialul antrenat de gazele de ardere

,kg/kg,B/'antCantM01,0antC01,0 = (3.118)

unde antM este debitul de material (cenuşă şi combustibil) antrenat de gazele de

ardere, kg/s; - procentul de carbon din materialul antrenat, %. 'antC

Din expresia bilanţului material al carbonului rezultă volumul gazelor de ardere uscate

.kg

3Nm

,)nHmmCCO2CO(536,0

CaCOmk12)antCczC(iCguV 3

∑++

++−= (3.119)

În cazul arderii păcurii , iar se poate prezenta şi sub formă de

funingine.

0Ccz = antC

Cunoscând volumul gazelor de ardere anhidre (3.119) se pot calcula volumele componentelor acestora

(3.120) ;kg/3Nm,guV2CO01,0COV

2=

(3.121) ;kg/3Nm,guVCO01,0COV =

(3.122) ;kg/3Nm,guVnHmC01,0HCV

nm=

166 C.NEAGA

(3.123) kg/3Nm,guV2N01,0NV

2=

etc. Volumul dioxidului de carbon existent în gazele de ardere care provine din descompunerea carbonatului de calciu se calculează cu formula

(3.124) .kg/3Nm,CaCOmk224,0)carbonat(COV

32=

Atunci din combustibil se formează volumul de dioxid de carbon egal cu

,100

iCCOx

124,22

CaCOkm224,0guV2CO01,0

)carbonat(COVCOV)carbon(COV

23

222

=−=

=−=

)125.3(

unde este fracţia carbonului iniţial al combustibilului care se transformă în

dioxid de carbon; valoarea ei se poate găsi din ecuaţia (3.125). 2COx

Analog se calculează fracţiile de transformare a carbonului iniţial în monoxid de carbon

;100

iCCOx

124,22

COV = (3.126)

în hidrocarbura oarecare nHmC

100

iCHCx

m124,22

HCVnmnm

= (3.127)

şi pierdută în materialul căzut şi antrenat

.iC/antCczCpx ⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ += (3.128)

În final se verifică egalitatea

.1pxHCxCOxCOxnm2

=+++ ∑ (3.129)

Sulful combustibil din analiza elementară se poate transforma în dioxid de sulf şi hidrogen sulfurat (se neglijează existenţa în gazele de ardere a anhidridei sulfurice). Din ecuaţia de bilanţ material al sulfului (masa sulfului elementar introdus în sistem este egală cu masa sulfului din componentele gazoase care ies din sistem), urmând metoda de calcul arătată mai sus se găseşte altă expresie pentru volumul gazelor de ardere uscate


,kg

3Nm

,)S2H2SO(536,0

)antSczS(icS375,0

S2H2SO

)antSczS(icS7,0guV

++−

=+

+−= (3.130)

unde antcz S,S sunt procentele de sulf din materialul căzut, respectiv, antrenat

calculate cu referire la unitatea de cantitate de combustibil introdus în sistem, %. 3.4.2.2. Calculul volumului de aer uscat efectiv introdus în focar În cazul exploatării unei instalaţii de ardere volumul efectiv de aer insuflat poate fi mai mic, egal, sau mai mare faţă de cel strict necesar, rezultat din calculul stoechiometric (3.18). Numai pe baza compoziţiei gazelor de ardere se poate găsi în ce raport se află volumul real de aer insuflat faţă de cel strict necesar. Pentru a găsi expresia volumului de aer uscat efectiv se foloseşte ecuaţia de bilanţ material al azotului. Cantitatea de azot introdus în instalaţie cu referire la un kg combustibil solid sau lichid : - cu combustibilul

,kg/kg,iN01,0N

m c2= (3.131)

unde este procentul de azot din masa organică a combustibilului iniţial, %; iN

-cu aerul de ardere

,kg/kg,aVN79,0N

m2a

2ρ= (3.132)

unde este densitatea azotului, - volumul real de

aer anhidru efectiv introdus în sistem, (valoare necunoscută).

2Nρ a3NN V;m/kg,4,22/28

2=ρ

kg/3Nm

Cantitatea de azot care iese din sistem: -cu gazele de ardere; ţinând seama de (3.123) masa azotului care părăseşte instalaţia are expresia

(3.133) .kg/kg,NVNNm222

ρ=

-cu materialul căzut şi antrenat

,kg/kg),antNczN(01,0 + (3.133')

168 C.NEAGA

unde sunt, respectiv, procentul de azot din materialul căzut şi antrenat,

raportat la un kg combustibil introdus în sistem, %. anhcz N,N

Din ecuaţia de bilanţ al azotului, rezultă expresia de calcul al volumului de aer

(3.134) ,kg/3Nm,79/antNczNiNNvguV2NaV

2 ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ −−−=

unde este procentul de azot din gazele de ardere, aflat, de regulă, prin

diferenţă, în lipsa unui aparat destinat măsurării lui (3.111), %; -volumul

gazelor de ardere uscate (3.119), ; volumul specific al azotului

2N

guV

kg/m3N

.kg/m,28/4,22v 3NN 2

=

Volumul efectiv de aer umed insuflat în instalaţie rezultă din expresia

(3.135) ,kg/3Nm,aV)x00161,01(aumV +=

unde x este conţinutul de umiditate cu referire la aerul anhidru, g/kg. De remarcat că volumul de aer calculat pătrunde în sistem în mod controlat (forţat) cu ajutorul ventilatoarelor de aer şi dezordonat sub forma infiltraţiilor de aer fals (în cazul arderii cu depresiune). Raportul volumelor celor două componente ale aerului care intră în sistem poate influenţa desfăşurarea proceselor de ardere, de schimb de căldură şi gazodinamice din interiorul instalaţiei. 3.4.2.3. Calculul volumului vaporilor de apă din gazele de ardere Volumul vaporilor de apă existenţi în gazele de ardere în cazul exploatării, probelor şi încercărilor generatoarelor de abur, care folosesc combustibili solizi sau lichizi se deduce din ecuaţia de bilanţ material al hidrogenului. Cantitatea de hidrogen (cu referire la un kg combustibil) care se introduce în sistem: - hidrogenul din combustibil

(3.136) ;kg/kg,iH01,0

-cu apa din combustibil

(3.137) ;kg/kg,18/itW2.01,0


-cu apa din nevoi funcţionale (3.138) ;kg/kg,18/fW2

- cu apa din aerul de ardere

.kgkg,

182

4,2218

aVx00161,0 (3.139)

Cantitatea de hidrogen care iese din sistem: - hidrogenul din gazele de ardere care părăsesc sistemul

;kgkg,guV

1002H

4,222 (3.140)

- cu hidrogenul sulfurat

;kgkg,guV

100S2H

342

4,2234 (3.141)

- cu hidrocarburile

;kgkg,guV

100nHmC

nm12n

4,22nm12

++∑ (3.142)

- cu vaporii de apă

,kgkg,OHV

182

4,2218

2 (3.143)

unde este mărimea care se calculează; OH 2V

- cu materialul căzut şi antrenat ( ) ,kg/kg,antHczH01,0 + (3.144)

unde sunt, respectiv, procentul de hidrogen din materialul căzut şi

antrenat, cu referire la un kg cărbune introdus în sistem, %. antH,czH

Din ecuaţia de bilanţ al hidrogenului rezultă expresia volumului vaporilor de apă

(3.145) .kg/3

Nm,guVnHmnC5,0S2H2H01,0

aVx00161,0fW242,1itW01242,0antHczHiH112,0OHV

2

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ ++−

−+++⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ −−=

∑

Volumul gazelor de ardere umede rezultate din arderea reală a combustibilului solid, sau lichid se calculează cu relaţia

170 C.NEAGA

(3.146) .kg/3Nm,OHVguVgV 2+=

3.4.2.4. Calculul masei gazelor umede rezultate din ardere în funcţionarea generatoarelor de abur Pentru determinarea expresiei masei gazelor rezultate din arderea combustibililor solizi sau lichizi în cazul exploatării generatoarelor de abur, sau a oricărei instalaţii de ardere se foloseşte ecuaţiei de bilanţ material (fig. 3.1), din care rezultă

(3.147) ( ) ,kg/kg,B/antMczMfWaVanhax31011gM +−+ρ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ −++=

unde antcz M,M reprezintă, respectiv, debitele de material colectat în pâlnie şi

antrenat de gazele de ardere, kg/s. Bilanţul material al cenuşii conduce la egalitatea

,s

kg,100

'antAantM

100

'czAczM

100

iBA+= (3.148)

unde sunt, respectiv, procentele de cenuşă în materialul căzut şi antrenat,

%. Expresia (3.148) se poate scrie

'antA,'

czA

,kgkg,

100antA

100czA

100

iA+= (3.149)

unde antcz A,A sunt procentele de cenuşă în materialul căzut, respectiv, antrenat

cu referire însă la un kg cărbune introdus în sistem, %, sau exprimând fracţiile de cenuşă, căzută şi antrenată

(3.150) .1antacza;1iA/antAiA/czA =+=+

Cu aceste notaţii (3.147) devine

(3.151) .'antA/antA'

czA/czAfWaVanhax31011gM ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ +−+ρ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ −++=

Dacă arderea este completă mecanic atunci (3.151) conduce la (3.45), expresie obţinută în cazul calculului arderii la proiectare.

,%,100AA 'ant

'cz ==

Fiind dată compoziţia gazelor de ardere anhidre (3.111) se poate calcula

densitatea acestora şi apoi masa gazelor uscate 3N

anhg m/kg,ρ


(3.152) .kg/kg,guVanhgguM ρ=

Pentru masa gazelor de ardere umede se poate folosi, astfel şi expresia

(3.153) .kg/kg,OHVOHguMgM22

ρ+=

Conţinutul de umiditate a gazelor anhidre (prin simetrie cu umiditatea combustibililor gazoşi) se calculează cu expresia

(3.154) ,3Nm/g,guV/OHVOH

310gd22

ρ=

iar densitatea gazelor umede cu formula

3Nm

kg,gdOHv3101

gd310anhg

OHVguV

OHVOHguVanhg

gVgMum

g

22

22−+

−+ρ=

+

ρ+ρ==ρ . (3.155)

Dacă se cunosc compoziţia gazelor anhidre (3.111) şi conţinutul de umiditate (3.154), folosind metoda indicată (2.147 – 2.149) se calculează compoziţia

gazelor de ardere umede. gd

Căldura specifică a gazelor anhidre se calculează având dată compoziţia

lor (3.111), iar a gazelor umede, fie folosind compoziţia respectivă, fie cu expresia guc

(3.156) ,)K.3Nm/(kJ,OHVguV/OHVOHcguVgucum

gc222

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

unde este căldura specifică a vaporilor de apă, OH 2c ).K.3

Nm/(kJ

3.4.2.5. Calculul coeficientului de exces de aer în exploatarea generatoarelor de abur Coeficientul de exces de aer este raportul între volumul de aer efectiv introdus în instalaţie şi volumul de aer strict necesar, adică

(3.157) ,oaumV/aumVo

aV/aV ==λ

în care numărătorii se calculează cu (3.134), respectiv (3.135), iar numitorii cu formulele de la calculul arderii la proiectare (3.11), respectiv (3.15). Dacă arderea este incompletă şi datorită insuficienţei aerului; dacă

cauzele imperfecţiunii arderii sunt arătate în subcap. 3.4.1. Pentru utilizări practice formula (3.157) se transformă astfel încât coeficientul de exces de aer să se

,1<λ,1≥λ

172 C.NEAGA

exprime prin datele iniţiale şi anume analiza elementară a combustibilului şi compoziţia gazelor de ardere anhidre; se poate scrie

,)OVOV(aV21,0

aV21,0

)oaVaV(aV

aVoaVaV

mina2−−

=−−

==λ (3.158)

unde volumul minim de oxigen se calculează cu formula (3.9), iar o

reprezintă volumul de oxigen introdus în sistem cu aerul efectiv, se

deduce din ecuaţia de bilanţ material al oxigenului (oxigenul introdus în sistem, liber sau în combinaţii este egal cu oxigenul care iese din sistem, liber sau în combinaţii). Cantitatea de oxigen care intră în sistem cu referire la un kg cărbune, sau păcură are expresia

minOV a2OV

;kg/m3N

+++ρ+ 18/itW01,0.16iO01,018/aVOHx00161,0.164,22/OV32

2a2

(3.159) ,kg/kg,CaCOkm48,018/fW16 3++

iar cantitatea de oxigen care iese ( ) +++++ 4,22/OHV5,0SOVCOVCOV5,0OV32 2222

(3.160) unde volumele componentelor gazelor de ardere se calculează cu formulele (3.120, 3.121, sau similare acestora şi 3.145); antcz O,O reprezintă, respectiv, procentele

de oxigen în materialul căzut şi antrenat, raportate la un kg de combustibil introdus în sistem, %; ultimul termen (3.160) reprezintă oxigenul din oxidul de calciu care rezultă din descompunerea termică a carbonatului de calciu existent într-un kg cărbune.

( ) ,kg/kg,CaCOmk16,0antOczO01,0 3+++

Pentru simplificarea scrierii se fac notaţiile procentelor

;antrOczOiOO;antrHczHiHH;antrCczCiCC −−=−−=−−=

(3.161) %.,antrNczNiNN;antrSczSicScS −−=−−=

În relaţia (3.160) volumul dioxidului de carbon se înlocuieşte cu expresia din (3.125)

(3.162) .kg/3Nm,CaCOmk224,0)carbon(COVCOV 322 +=

Se scrie egalitatea expresiilor (3.159) şi (3.160) în care se detaliază mărimile şi ; în membrul drept al egalităţii astfel obţinute se adaugă şi se OHa 2V,V 2COV


scad termenii ;HCmVHCmVSHVSHVCOV5,0COV5,0 nmnm22 ∑ ∑−+−+−

după reducerea termenilor asemenea se obţine volumul de oxigen introdus efectiv cu aerul de ardere

100O7,0

100H6,5SHVSOVHCVm)carbon(COVCOVOV

OV 22nm22a

2−++++++= ∑

(3.163) Volumul minim de oxigen necesar arderii complete a părţii dintr-un kg combustibil care arde efectiv se calculează cu expresia

(3.164) ( ) .kg/3Nm,100/O7,0cS7,0H6,512/C4,22OV min −++=

Se face diferenţa indicată de numitorul expresiei (3.158) şi ţinând seama de egalităţile ;12/C4,22.01,0HCmV)carbon(COVCOV nm2 =++ ∑ (3.165)

,cS07.01,0SHVSOV 22 =+ (3.166)

rezultă [ ] ,HCV)4/nm(SHV5,1HV5,0COV5,0OVOVOV nm222mina

2∑ ++++−=− (3.167)

unde membrul drept reprezintă volumul de oxigen din gazele de ardere, dacă componentele carburante existente în gazele evacuate ar fi ars. Înlocuind în (3.158) volumul de aer efectiv introdus cu formula (3.134) şi diferenţa cu (3.167), după câteva calcule, rezultă expresia coeficientului de exces de aer

,

guV/iNNv2N

]nHmC)4/nm(S2H5,12H5,0CO5,0[2O7921

21

2−

++++−−

=λ∑

(3.168)

unde pentru volumul efectiv al gazelor de ardere uscate se foloseşte expresia (3.119). Expresia coeficientului de exces de aer se poate simplifica:

- se poate neglija azotul din combustibil ;0iN ≅

- pentru combustibilii solizi şi lichizi se poate admite aproximaţia sau din (3.134) rezultă că procentul de azot din gazele de ardere

, %; cu aceasta, expresia coeficientului de exces de aer

(3.158), devine

,VV gua ≅

gu2 V/N8,079N +≅

.kg/Nm,4/n(00 3HCV)mSHV5,1HV5,COV5, n22 ∑ +−−−− m

174 C.NEAGA

.]nHmC)4)nm(S2H5,12H5,0CO5,02O[21

21

∑ +−−−−−=λ (3.169)

În cazul arderii complete cu exces de aer )0HCSHHCO( nm22 ====

formulele precedente pentru calculul coeficientului de exces de aer se simplifică. 3.4.2.6. Ecuaţia generală a arderii combustibililor solizi şi lichizi Ecuaţia generală a arderii reprezintă o relaţie între compoziţia gazelor de ardere şi analiza elementară a combustibilului dat. Procentul de azot din compoziţia gazelor de ardere (3.111) provine din azotul din combustibil şi din azotul din aer

(3.170) ,%,a2Nc

2N2N +=

unde procentul de azot din combustibil se calculează cu expresia

,%,guV

NNv100

guVNV

c2N 2

c2 == (3.171)

(Pentru N vezi notaţiile 3.161). Procentul de azot provenit din aer se determină astfel

,%,100guVOV

2179100

guVNV

a2N

a2

a2 == (3.172)

unde pentru volumul de oxigen introdus cu aerul se foloseşte formula (3.163), în care (carbon) se deduce din (3.162). 2COV

De asemenea suma componentelor gazoase care conţin sulf se exprimă prin egalitatea .%,guV/cS7,0S2H2SO =+ (3.173)

După introducerea (3.171 – 3.173) în (3.111) şi înlocuirea volumului de gaze anhidre cu (3.119), gruparea termenilor asemenea conduce la ecuaţia generală a arderii sub forma

∑

∑ ∑=−−−

−+β++β++β+

,%,21S2H185,12H185,0nHmnC1975,0

nHmC21,0nHmmC2OCO)605,0(2CO)1(

)174.3(

unde β ets carcateristica combustibilului solid sau lichid

3

3

CaCOkm12CCaCOkm0436,0N038,0cS1583,0O1250,0H

37,2+

−++−=β . (3.175)

(Pentru elementele analizei combustibilului vezi notaţiile 3.161).


Dacă masa minerală a cărbunelui nu conţine carbonaţi expresia caracteristicii (3.175) se simplifică. 3.4.2.7. Triunghiul arderii pentru combustibilii solizi şi lichizi a. Dependenţa în care CO este parametru variabil ),CO,O(FCO 212 =

În cazul analizei incomplete, compoziţia gazelor de ardere anhidre are următoarea expresie analitică ,%,1002N2O2SOCO2CO =++++ (3.176) în care singurul component al arderii incomplete este oxidul de carbon. În această situaţie ecuaţia generală a arderii devine ( ) ( ) .%,212OCO605,02CO1 =+β++β+ (3.177) De remarcat că, deoarece expresia volumul gazelor de ardere

uscate (3.119) se simplifică. ∑ = ,0nHmC

Reprezentarea grafică a funcţiei (3.177) constituie triunghiul arderii; ecuaţia (3.177) mai poate fi scrisă şi sub forma

,121

2O605,0/(21

CO)1/(21

2CO=+

β++

β+ (3.178)

care în spaţiul cu trei dimensiuni este ecuaţia unui plan prin

tăieturi. Întrucât folosirea practică a unei asemenea reprezentări este greoaie se caută să se prezinte în plan, admitându-se oxidul de carbon parametru variabil.

CO,CO,O 22

Ţinând seama de faptul că tăietura reprezintă valoarea maximă a variabilei respective, se poate scrie - procentul maxim de dioxid de carbon din gazele de ardere ( ) ,%,1/21max2CO β+= (3.179)

expresie care poate fi dedusă şi din ecuaţia (3.178) - dioxidul de carbon este maxim, când şi adică transformarea integrală a carbonului din

cărbune în dioxid de carbon şi arderea fără surplus de aer, . Cu aceste considerente fenomenologice valoarea maximă a dioxidului de carbon poate fi calculată şi cu expresia

0CO = ,0O2 =

1=λ

%;,oguV

C12

4,22max2CO = (3.180)

- procentul maxim de monoxid de carbon din gazele de ardere ,%,)605,0/(21maxCO β+= (3.181)

176 C.NEAGA

se obţine când (carbonul din cărbune se transformă total în monoxid

de carbon) şi

0CO2 =

;0O2 = expresia (3.181) poate fi dedusă, aşa cum s-a arătat mai

sus şi din considerente fizice; - procentul maxim de oxigen în gazele de ardere .%21max2O = (3.182)

Cu aceste notaţii ecuaţia (3.178) devine

,1)maxCO/CO1(21

2O)maxCO/CO1(max2CO

2CO=

−+

− (3.183)

care în sistemul de coordonate este ecuaţia unei drepte prin tăieturi. 2CO,2O

Pentru CO = 0 (ardere completă) ecuaţia (3.183) devine ,121/2Omax2CO/2CO =+ (3.184)

al cărei grafic în fig. 3.11 este dreapta AB, numită dreapta arderii complete. Considerând CO parametru variabil, dreptele CO = const sunt paralele cu AB. Se notează şi deci OAB∠=ϕ

( )

( ) ,.const21

max2CO

maxCO/CO121maxCO/CO1max2CO

OAOBtg ==

−

−==ϕ (3.185)

valoare independentă de procentul de monoxid de carbon în gazele de ardere. Valoarea maximă a monoxidului de carbon este în origine

( );0CO;0O 22 ==

Segmentul OA se împarte în atâtea părţi egale cât arată procentul maxim de monoxid de carbon şi prin fiecare diviziune se duce o paralelă la AB, obţinându-se astfel grafic creşterea monoxidului de carbon din procent în procent. b.Dependenţa ),,O(FCO 222 λ= în care λ este parametru variabil

Pentru analiza simplificată a gazelor de ardere (3.176), coeficientul de exces de aer (3.168) capătă expresia

,aV/guV)CO5,02O(21

21−−

=λ (3.186)

unde , pentru aceeaşi situaţie, volumul de gaze uscate (3.119) şi volumul de aer efectiv introdus în focar (3.134), devin

;kg

3Nm

,)CO2CO(53,0

iCguV

+= (3.187)


Fig. 3.11. Triunghiul arderii pentru lignitul cu analiza elementară dată

.kg

3Nm

,79/)guV/iNNv2N(guVaV 2−= (3.188)

(În expresiile de mai sus, pentru simplificarea analizei, s-au neglijat ;Ccz

;Cant ;CaCO3m antcz N;N ).

b1. Se admite aproximarea ,VV agu ≈ ceea ce reprezintă acelaşi lucru

(3.188)

(3.189) ;79guV/iNNv2N 2 ≈−

de regulă această aproximare este suficient de reală numai în cazul arderii combustibililor solizi şi lichizi. Coeficientul de exces de aer (3.186) capătă forma

( )CO5,02O2121−−

=λ . (3.190)

178 C.NEAGA

Coeficientul de exces de aer, în vârfurile tiunghiului (fig. 3.11) are următoarele valori: - în punctul A. %.212O;0CO;02CO ===

Din (3.190) rezultă Aceeaşi tendinţă se obţine şi dacă se foloseşte

expresia completă a coeficientului de exces de aer (3.168);

.A ∞→λ

- în punctul B. .1B;02O;0CO;max2CO2CO =λ===

Se face schimbarea ;/1 λ=α deci 0A =α şi .1B =α Segmentul AB se

împarte în părţi egale (de exemplu în zece părţi) şi se notează punctele de diviziune cu 0,1; 0,2 etc. începând din punctul A; - în origine, punctul 0. maxCOCO;02O;02CO ===

şi din (3.190) rezultă ( ).maxCO5,021/210 +=λ (3.191)

După cum se constată din (3.191) numitorul este mai mare ca numărătorul şi deci coeficientul de exces de aer în origine este subunitar. Valoarea lui este util de cunoscut mai ales în procesele de gazeificare a cărbunelui deoarece ea conduce la obţinerea procentului maxim de monoxid de carbon în gazele de gazeificare. Dacă în punctul 0 coeficientul de exces de aer este subunitar, iar în A, valoarea lui tinde spre ∞, însemnează că pe axa OA există un punct C în care 1=λ . Abscisa punctului C rezolvând sistemul:

.1

212O

)605,0/(21CO

;1CO5,02O21

21

=+β+

=λ=+− (3.192)

Ultima ecuaţie se obţine din (3.178) pentru .02CO = Soluţia sistemului (3.192) este ),%.105,1/(21CCO;),%105,1/(5,10C2O β+=β+= (3.193)

Ecuaţia dreptei BC are expresia


1c2O

2O

max2CO2CO

=+ (3.194)

şi este dreapta de 1=α (sau 1/1 =α=λ ). Se notează unghiul .constO/COtg;OCB C2max2 ==γ∠=γ

Dreptele .const=α sunt paralele cu BC.

,21

CO5,02O211 +−=

λ=α (3.195)

din care rezultă .42422O2CO −α+= (3.196) Valoarea monoxidului de carbon se introduce în (3.178) şi după câteva calcule aceasta poate fi scrisă sub forma ecuaţiei unei drepte prin tăieturi

,1C2KO

2O

max2KCO2CO

=+ (3.197)

unde constanta .CO/)1(421K max−α−=

Tangenta unghiului de înclinare ,tg)KO/(COKtg C2max2 γ==ψ adică un-

ghiul ψ şi γ sunt egale şi deci dreptele .const=α sunt paralele cu BC, în cazul în care s-a admis .VV agu =

Prin punctele de diviziune ale segmentului AB se duc paralele la BC. Triunghiul AOB este împărţit în două: triunghiul ACB pentru care şi repre-zintă domeniul arderii cu aerul strict necesar, sau în exces şi triunghiul COB pentru care domeniu folosit pentru analiza proceselor de gazeificare a

combustibililor.

1≥λ

,1<λ

În cazul arderii carbonului pur şi procentele maxime au

valorile

0%,100Ci =β=

%.7,34CO;%21CO maxmax2 ==

b2. Expresia coeficientului de exces de aer (3.186) se admite în forma completă, .VV agu ≠

După înlocuirea şi guV aV cu (3.187) şi, respectiv, (3.188) se obţine

,)CO2CO(k2OCO2CO100

CO5,02O217911

+−−−−−

−=λ

=α (3.198)

unde k este a doua caracteristică a combustibilului (prima a fost β) şi are expresia

180 C.NEAGA

iC

iN8,0icS7,0

536,0k+

= . (3.199)

Din egalitatea (3.198) se pot calcula valorile ),,(,,, OBAOBA λλλααα în

vârfurile triunghiului ABC. Din (3.198) se determină expresia monoxidului de carbon CO, care introdusă în ecuaţia generală (3.178) conduce la ecuaţia unei drepte prin tăieturi, parametrul variabil fiind α

[ ][ ]

.1

)1)(k1(max2CO21/79.5,0)1)(k1(maxCO)1(10021/79.5,0)1)(k1(maxCO

max2CO

2CO)21100(]21/79.5,0)1)(k1[(maxCO

)1(100]21/79.5,0)1)(k1[(maxCO21

2O

=

α−+−−α−+α−−−α−+

+

+

α−−−α−+α−−−α−+

Dreptele de aparţin unui fascicul de drepte a cărui ecuaţie este

)200.3(

.const=α

,0)2CO,2O(2D)2CO,2O(1D =α+ (3.201)

unde α este parametrul variabil. Pornind de la (3.200) şi aranjând astfel termenii încât α să apară factor comun se găseşte ecuaţia fasciculului

,0)a100()ac(max2CO2CO

)a21(21

2Ode

max2CO2CO

d21

2Q=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−−−+−α+−+ (3.202)

unde, pentru simplificarea scrierii s-au notat constantele dependente numai de analiza chimică a combustibilului

.max2CO)k1(maxCO)21/79.5,0k1(e;100maxCO)21/79.5,0k1(d

;max2CO)k1(c;21/maxCO79.5,0b;maxCO)k1(a

+−−+=−−+=

+==+=

)203.3( Dreptele generatoare ale fasciculului sunt

;0demax2CO2CO

d21

2O=−+ (3.204)

.0)a100()ac(max2CO2CO)a21(

212O

=−−−+− (3.204′)

După înlocuirea constantelor (3.203) se constată că ecuaţia (3.204) este ecuaţia (3.200) pentru şi (3. 2040=α ′), aceeaşi, pentru .∞→α


Polul fasciculului se găseşte rezolvând sistemul ;0)2CO,2O(1D = (3.205) ,0)2CO,2O(2D = coordonatele lui fiind

%.,max2CO

)ac(d/e)21a(79

P2CO

%;,e/d)ac()21a(

79121P2O

−+−=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+−

−= (3.206)

Înlocuind constantele (3.203) în expresiile coordonatelor polului fasciculului se constată că valorile acestora nu depind de analiza chimică a combustibilului, ele având valorile

%.,200P2CO

%;,100P2O

−=

=

Calitativ construcţia triunghiului arderii este prezentată în fig. 3.12. (Aceleaşi notaţii ca în fig. 3.11) Din ecuaţia fasciculului (3.202) pentru α = 0 se obţine segmentul de dreaptă PAB2. Abscisa punctului A se obţine din (3.202) pentru α = 0 şi CO2 = o, adică O2 (A) = 21%. Din aceeaşi ecuaţie, pentru α = 0 şi O2 = 0 se obţine ordonata punctului B2, adică CO2 )2B( a cărei expresie este

,max2CO)k1(maxCO)21/79.5,0k1(

100maxCO)21/79.5,0k1(max2COmax2CO

ed

)B(2CO 2 +−−+−−+

== (3.207)

adică tăietura funcţiei CO2 din (3.200), evident α = 0. Întrucât coordonatele polului P au valori mari, ele ies din planul figurii şi deci practic dreapta PAB2 nu se poate trasa; se poate însă calcula tangenta unghiului OAB2 şi deci se poate reprezenta panta segmentului AB2

.21

)B(2CO

OA2OB

2OABtg 2==∠ (3.208)

Analog, pentru oricare α = 1/λ se calculează abscisa şi ordonata intersecţiei dreptei (3.202) cu axele de coordonate ale sistemului (O2, CO2) şi prin unire se trasează dreapta de α = const. Pentru α = 1 se găsesc O2 C şi CO2 B = CO2 max , deduse anterior (3.193). Dacă în (3.202) se introduc coordonatele originii (O2 =0; CO2 = 0) se găseşte

182 C.NEAGA

αO şi apoi coeficientul de exces de aer λO util analizei proceselor de gazeificare

Fig. 3.12. Diagrama de principiu a construcţiei triunghiului

Arderii aVguV ≠

,maxCO)k1(100

maxCO)21/79.5,0k1(100a100

dO +−

−+−=

−−=α (3.209)

adică aceeaşi expresie care se obţine din (3.198) în care O2 = 0; CO2 = 0 şi CO =COmax. Referindu-ne la combustibilul care a stat la baza construcţiei triunghiului arderii din fig. 3.11, pentru ,VV agu = în cazul agu VV ≠ , analizat în subcap. b2

dreptele de α = const nu mai sunt paralele cu BC. Se notează cu ordonata la origine a ecuaţiei dreptei (3.200) – tăietura –

şi cu , tăietura corespunzătoare abscisei. Cu acestea tangenta unghiului γ nu va

mai fi constantă, ci va depinde de α.

2COT

2OT


,366,2577,0985,54536,0

OTCOT

tg2

2+α+α

==γ (3.210)

unde constanta k (3.199), pentru lignitul dat are valoarea 0,0209. Pentru α = 0, unghiul γ = 68,43o; pentru α = 1 (dreapta PCB), γ = 65,43o; pentru α=αO=1,809-ex-presia (3.209) - dreapta PO -, γ = 63,36o. Utilizarea triunghiului Triunghiul arderii se construieşte pentru fiecare combustibil dat. Se determină cu ajutorul analizorului procentele de oxigen şi de dioxid de carbon din gazele de ardere; punctul curent de funcţionare a instalaţiei M(O2, CO2) trebuie să se găsească în interiorul, sau pe conturul triunghiului AOB (în caz contrar determinarea nu este corectă, fie din cauza aparatului sau a soluţiilor otrăvite – dacă analizorul e chimic -, fie datorită manevrării incorecte). Prin punctul M determinat pe baza celor două coordonate trec dreptele CO şi λ, ale căror valori se citesc din grafic. Exemplu: O2 = 6%; CO2 13%, rezultă COM = 0,998%; λM = 1,35. Observaţii Ecuaţia generală a arderii (3.174) permite să se construiască o mulţime de triunghiuri ale arderii, combinând, câte trei, componentele gazelor de ardere. În cazul arderii complete (CO = 0) din (3.169) rezultă expresia de calcul al coeficientului de exces de aer ,)2O21(/21 −=λ (3.211) sau din (3.177) .2CO/max2CO=λ (3.212)

În tabelul 3.5 sunt prezentate expresiile de calcul al arderii în exploatarea generatoarelor de abur, în cazul în care acestea funcţionează cu combustibili solizi sau lichizi. (Faţă de text s-au admis unele simplificări). 3.4.3. Calculul arderii combustibililor gazoşi în exploatarea generatoarelor de abur Se cunosc compoziţia combustibilului gazos anhidru (3.46), conţinutul lui de umiditate şi compoziţia gazelor de ardere anhidre (3.111). Folosind aceeaşi metodă a bilanţurilor materiale dezvoltată la calculul arderii combustibililor solizi, sau lichizi în exploatarea generatoarelor de abur [3.4; 3.5] se găsesc

3Nm/g,d

184 C.NEAGA

volumele efective de aer introduse şi de gaze evacuate din sistem în cazul arderii reale a combustibilului gazos; expresiile sunt trecute în tabelul 3.6. Triunghiul arderii în exploatare a unui combustibil gazos se construieşte identic după metoda prezentată anterior referitoare la arderea în exploatare a combustibililor solizi, sau lichizi.

Fig. 3.13. Triunghiul arderii pentru gazul natural cu compoziţia dată.

3.4.4. Calculul arderii amestecurilor de combustibili în exploatarea generatoarelor de abur Pentru simplificarea expresiilor analitice, în cele ce urmează se va considera amestecul realizat din doi combustibili, stările de agregare a acestora fiind diferite, avându-se în vedere faptul că aceasta este situaţia reală cea mai întâlnită. Evident medoda expusă permite extinderea şi pentru analiza arderii amestecului mai multor combustibili.

3.4.4.1. Calculul arderii amestecului de combustibili solid-solid, lichid-lichid, solid-lichid În acest caz ambii combustibili se exprimă prin analiză elementară (suma procentelor masice ale componentelor).

Tabelul 3.5

Calculul arderii combustibililor solizi şi lichizi în exploatarea generatoarelor de abur

Nr. crt.

Mărimea calculată UM Expresia de calcul

0 1 2 3

1 Volumul gazelor de ardere uscate kg/3Nm )nHmmCCO2CO(/iC867,1guV ∑++=

2 Volumul de aer uscat introdus în generator kg/3Nm 79/)iN8,0guV2N(aV −=

3 Volumul de aer umed introdus în generator kg/3Nm aV)x00161,01(aumV +=

4 Debitul ventilatorului de aer kg/3Nm aumVefBvaD =

5 Volumul vaporilor de apă kg/3Nm

af

itgunm22

i2

Vx00161,0)W100W(01242,0V)HnC5,0SHH(01,0H112,0OHV

+++∑ +⋅++−=

6 Volumul gazelor de ardere umede kg/3Nm OHVguVgV 2+=

7 Debitul ventilatorului de gaze kg/3Nm gVefBvgD =

8 Masa gazelor de ardere umede kg/kg )antrA/antraczA/cza(iAfWaV)1000/x1(anha1gM +−++ρ+=

9 Coeficientul de exces de aer

- ( )

guV/iN8,02N

]nHmC4/nm2S2H32HCO[5,02O7921

21

−

++++−−

=λ∑

0 1 2 3

10.1 - completă %

∑∑∑

=−−+−

−β++β++β+

21S2H185,12H185,0nHmC21,0nHmnC1975,0nHmmC2OCO)605,0(2CO)1(

10 Ecuaţia arderii

10.2 - simplificată % 212OCO)605,0(2CO)1( =+β++β+

11 Caracteristica combustibilului - iC/)icS1582,0iN038,08/iOiH(37,2 ++−=β

Tabelul 3.6

Calculul arderii combustibililor gazoşi în exploatarea generatoarelor de abur

Nr. crt.

Mărimea calculată UM Expresia de calcul

0 1 2 3 1 Volumul gazelor de ardere uscate 3

Nm/3Nm

∑∑

+

++++=

)nHmmC

CO2CO/()anhnHmmCanhCOanh

2CO(guV

2 Volumul de aer uscat 3Nm/3

Nm 79/)anh2NguV2N(aV −=

3 Volumul de aer umed 3Nm/3

Nm aV)x00161,01(aumV +=

4 Volumul vaporilor de apă 3Nm/3

Nm

aVx00161,0guV)nHmnC5,0S2H2H(01,0

)d1242,0anhnHmmC5,0anhS2Hanh

2H(01,0OHV 2

∑∑

+++−

−+++=

0 1 2 3 5 Volumul gazelor de ardere umede 3

Nm/3Nm OHVguVgV 2+=

6 Coeficientul de exces de aer - ( )

guV/anh2N2N

]nHmC4/nmS2H5,12H5,0CO5,0[2O7921

21

−

++++−−

=λ∑

7.1 - completă %

21S2H185,12H185,0nHmC21,0nH

2mnC1975,0nHmmCOCO)605,0(2CO)1(

=−

−−++−β+

++ β + + β +

∑∑ ∑

7 Ecuaţia arderii

7.2 - simplificată % 212O)605,0(2CO)1( =β++β+

8 Caracteristica combustibilului

( )

∑

∑++

+++⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ −−−++

=βanhnHmmCanhCOanh

2CO

anh2SOanhS2Hanh

2N21,0anh2OanhCO5,0anh

2COanhnHmnC25,0anhS2H5,1anh

2H5,079,0

188 C.NEAGA

Fie primul combustibil cu analiza elementară a masei iniţiale s/kg,B1

%,100itWiAi

cSiNiOiHiC 1111111 =++++++ (3.213)

şi al doilea combustibil, cu analiza elemntară a probei iniţiale s/kg,B2

%,100itWiAi

cSiNiOiHiC 2222222 =++++++ . (3.214)

Calculele se fac cu referire la un kilogram cărbune (păcură) cu analiza 1. Se notează participaţia masică a celui de al doilea combustibil

kg/kg,1B2B

2g = . (3.215)

De regulă aportul celui de al doilea combustibil se exprimă caloric, ca o cotă parte din căldura dezvoltată în focar de amestecul de combustibili

%,100iiQ2Bi

iQ1B

iiQ2B

2q21

2

+= , (3.216)

unde reprezintă puterea calorifică inferioară cu referire la masa iniţială a

primului combustibil, respectiv, a celui de al doilea combustibil, kJ/kg. Din expresiile precedente se obţine dependenţa între participaţiile masică şi calorică ale combustibilului al doilea

21 ii

ii Q,Q

%,100iiQ2gi

iQ

iiQ2g

2q21

2

+= . (3.217)

Compoziţia gazelor de ardere anhidre (suma procentelor de volum) rezultate din amestecul de combustibili, sub formă simplificată, impusă de necesitatea construirii nomogramelor în spaţiul cu două dimensiuni este

%,1002N2O2SOCO2CO =++++ . (3.218)

a. Calculul volumului gazelor de ardere uscate Se obţine din ecuaţia de bilanţ material al carbonului: carbonul introdus în

focar (sistem) cu referire la un kilogram cărbune (păcură) cu analiza 1 este egal cu carbonul care iese din sistem sub formă de componente ale gazelor de ardere.

- Carbonul care intră în sistem: • cu combustibilul


kg/kg,100

iC2g

100

iC 21+ . (3.219)

- Carbonul care iese din sistem: • cu dioxidul de carbon

kg/kg,4412

4,2244

guV100

2CO , (3.220)

unde este volumul gazelor de ardere uscate (fără umiditate) rezultate din

arderea amestecului, ; este necunoscuta problemei;

guV

∗kg/m3

• cu monoxidul de carbon

;kg/kg,2812

4,2228

guV100CO (3.221)

• se neglijează carbonul din cărbunele nears; acesta duce la pierderea de căldură prin ardere mecanic incompletă. Din ecuaţia de bilanţ material rezultă expresia volumului gazelor de ardere uscate

kg/3m,)CO2CO(536,0

iC2giCguV

21

+

+= . (3.222)

Cu datele de mai sus se pot calcula volumele componentelor gazelor de ardere

kg/3m,guV100CO

COV = , (3.223)

care serveşte la calculul pierderii de căldură prin ardere chimic incompletă;

kg/3m,guV100

2NNV 2 = (3.224)

etc. Gradul de ardere completă a carbonului din amestecul iniţial, de transfer a acestuia în dioxid de carbon, rezultă raportând (3.220) la (3.219)

CO2CO2CO

Cm)CO(Cm 2

+= . (3.225)

Din egalitatea ∗ volumele se exprimă în condiţii normale, adică 0oC(273 K) şi presiunea de 760 mm col Hg (0,1013 MPa).

190 C.NEAGA

(3.226) ,s/3m,2guV2B1guV1BguV1B +=

rezultă

(3.227) ,kg/3m,2guV2g1guVguV +=

unde reprezintă volumul gazelor de ardere uscate rezultate din arderea,

în acelaşi focar, numai a combustibilului 1, respectiv, 2;

2gu1gu V,V

( ) kg/3m,1CO1,2CO536,0

iC1guV

1

+= , (3.228)

unde CO2,1 , CO1 sunt procentul de dioxid de carbon rezultat din arderea numai a combustibilului 1, respectiv, monoxid de carbon rezultat din arderea aceluiaşi combustibil, %.

b.Calculul volumului de aer uscat introdus efectiv în focar Rezultă din ecuaţia de bilanţ material al azotului: azotul introdus în sistem cu

combustibilul şi aerul cu referire la un kilogram combustibil 1 este egal cu azotul care iese din sistem în calitate de component al gazelor de ardere (se neglijează fracţia care se trensformă în oxizi NOx).

- Masa azotului care intră în sistem: • cu combustibilul

;kg/kg,100

iN2g

100

iN 21+ (3.229)

• cu aerul uscat efectiv introdus

kg/kg,4,22

28aV79,0 . (3.230)

- Masa azotului care iese din sistem: • cu gazele de ardere

kg/kg,NV4,22

282 . (3.231)

Din ecuaţia de bilanţ material rezultă necunoscuta

,kg/3m,100

iN2giN

284,22

NV79

100aV

21

2 ⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛ +−= (3.232)


unde se calculează cu formula (3.224). 2NV

De asemenea se poate scrie

kg/3m,2aV2g1aVaV += , (3.233)

unde

kg/3m,100

iN28

4,22NV

79100

1aV1

1,2 ⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛−= . (3.234)

Volumul efectiv de aer umed introdus în sistem se calculează cu formula

( ) ,kg/3m,aVx00161,01aumV += (3.235)

unde conţinutul de umiditate a aerului x se exprimă în g/kg aer uscat.

c. Calculul volumului vaporilor de apă din gazele de ardere La arderea amestecului format din doi combustibili exprimaţi prin analizele

lor elementare, volumul vaporilor de apă din gazele de ardere, rezultă din ecuaţia de bilanţ material al hidrogenului. - Masa hidrogenului care intră în sistem cu referire la un kilogram combustibil 1: • hidrogenul propriu

;kg/kg,100

iH2g

100

iH 21+ (3.236)

• hidrogenul din umiditatea combustibililor

;kg/kg,100

itW

2g100

itW

182 21

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛+ (3.237)

• hidrogenul din vaporii necesari funcţional (pulverizarea păcurii etc.)

;kg/kg,fW182 (3.238)

• hidrogenul din vaporii de apă introduşi cu aerul de ardere

.kg/kg,182

4,2218

axV00161,0 (3.239)

- Masa hidrogenului care iese din sistem: • cu vaporii de apă

192 C.NEAGA

kg/kg,182

4,2218

OHV 2 . (3.240)

Din ecuaţia de bilanţ, rezultă necunoscuta OH2V

kg/3m,aVx00161,0fW18

4,22

100

itW

2g100

itW

184,22

100

iH2g

100

iH2,11OHV2121

2

++

+⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛++

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛+=

)241.3(

Volumul gazelor de ardere umede la arderea amestecului se calculează cu expresia

. (3.242) kg/3m,OHVguVgV 2+=

d. Calculul coeficientului de exces de aer Prin definiţie coeficientul de exces de aer este egal cu raportul între volumul

efectiv de aer introdus în sistem şi volumul strict necesar (stoechiometric) de aer pentru arderea amestecului de combustibili

,

V

VV

211001

1

VVV1

1)VV(V

VVV

a

OO

a

oaa

oaaa

aoa

a

mina2−

−

=−

−

=−−

==λ (3.243)

unde este volumul minim de oxigen strict necesar arderii complete a

amestecului cu referire la un kilogram combustibil 1 minOV

;OV2gOVOV 2min1minmin += (3.244)

a2OV - volumul de oxigen introdus cu aerul efectiv în sistem, se obţine din

ecuaţia de bilanţ material al oxigenului.

;kg/m3

- Masa oxigenului care intră în sistem: • cu aerul efectiv de ardere

;kg/kg,4,22

32OV

4,2232

aV21,0 a2

= (3.245)

• cu combustibilul

;kg/kg,100

iO2g

100

iO 21+ (3.246)


• cu apa din combustibili, pentru nevoi funcţionale şi din aer

1816

4,2218

axV00161,0fW1816

100

itW

2g100

itW

1816 21

++⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛+ . (3.247)

- Masa oxigenului care iese din sistem: • oxigenul din gazele de ardere

;4,22

32guV

1002O

• oxigenul din dioxidul de carbon

;4432

4,2244

guV100

2CO

• oxigenul din monoxidul de carbon

;2816

4,2228

guV100CO (3.248)

• oxigenul din dioxidul de sulf

;6432

4,2264

guV100

2SO

• oxgenul din vaporii de apă din gazele de ardere

.1816

4,2218

OHV 2

Din ecuaţia de bilanţ material al oxigenului se obţine

( )

.kg/3m,iO2giO100

7,0

iH2giH100

6,5guV2SOCO5,02CO2O

1001

OV

21

21a2

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +−

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++++=

)249.3(

După înlocuiri (3.244) devine

.kg/3m,iO2giOicS2gi

cS100

7,0

iH2giH100

6,5iC2giC100867,1

OV

2121

2121min

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−++

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

)250.3(

Folosind câteva artificii diferenţa expresiilor (3.249) şi (3.250) devine

( ) .guVCO5,02O100

1OVOV mina

2−=− (3.251)

Cu aceasta formula de calcul a coeficientului de exces de aer (3.243) capătă

194 C.NEAGA

forma

( ) .aV/guVCO5,02O21

21−−

=λ (3.252)

e. Ecuaţia generală a arderii amestecului de combustibili Exprimă o dependenţă între analizele elementare ale combustibililor (1) şi (2) şi compoziţia gazelor de ardere (3.218). În expresia (3.218) componentele SO2 şi N2 se înlocuie cu

;%,guV

icS2gi

cS7,0100

guVSOV

2SO21

2⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

== (3.253)

%,,a2Nc

2N2N += (3.254)

unde este procentul de azot din gazele de ardere provenit din azotul din combustibili

c2N

%,guV

iN2giN8,0100

guVNV

c2N

21c2

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

== (3.255)

şi este procentul de azot din gazele de ardere provenit din azotul din aer a2N

%,,100guVOV

2179100

guVNV

a2N

a2

a2 == (3.256)

unde este volumul de oxigen introdus cu aerul efectiv de ardere a

amestecului, formula (3.249); SO

a2OV

,kg/m32 din (3.249) se înlocuie cu (3.253).

După introducerea (SO2), ( ) şi ( ) în (3.218) şi câteva aranjări ale termenilor se obţine ecuaţia generală a arderii amestecului de doi combustibili solizi sau lichizi

c2N a

2N

( ) ( ) %,,212OCOam605,02COam1 =+β++β+ (3.257)

unde caracteristica amestecului de combustibili are expresia

;iC2giC

iC2g2iC1

am21

21

+

β+β=β (3.258)


carcateristica fiecărui component se calculează cu expresia (3.175). Dacă participaţia celui de al doilea combustibil este nulă şi deci

, atunci

0B2 =

0g2 = ;1am β=β dacă participaţia primului combustibil este ;0B1 =

şi deci ∞→2g .2am β=β

f. Construcţia triunghiului arderii amestecului de combustibili. Reprezen-tarea dependenţei în care CO este parametru variabil ),CO,O(FCO 212 =

Cu notaţiile

,am605,0

21maxCO;

am121

max2COβ+

=β+

= (3.259)

ecuaţia arderii (3.257) devine (3.178) şi reprezintă în spaţiul (O2, CO2, CO) ecuaţia prin tăieturi a unui plan. Pentru comoditate, ecuaţia arderii se scrie sub forma

1)maxCO/CO1(max2CO

2CO)maxCO/CO1(21

2O=

−+

− (3.260)

şi reprezintă în planul (O2, CO2) ecuaţia unei drepte prin tăieturi, în care valorile tăieturilor depind de procentul de CO din gazele de ardere; procentul de CO se admite parametru variabil. Pentru CO = 0 - arderea perfectă sau completă - ecuaţia (3.260) devine

1max2CO2CO

212O

=+ (3.261)

şi este ecuaţia dreptei AB din fig. 3.14 - dreapta arderii perfecte. Dreptele de CO = const sunt paralele cu AB, aceasta rezultând din (3.260), deoarece raportul tăieturilor nu depinde de CO

.ctOABtg21

max2CO

)maxCO/CO1(21

)maxCO/CO1(max2CO1B1OAtg =∠==

−

−=∠ (3.262)

Din (3.178) rezultă CO = COmax în origine, unde O2 = 0; CO2 = 0. În triunghiul OAB înălţimea coborâtă din 0 pe AB se împarte într-un număr

de părţi egale (creşterea CO este liniară de la baza înălţimii până în punctul 0) şi prin punctele de diviziune se duc paralele la AB; acestea sunt dreptele de CO = =const.

Fig. 3.14. Triunghiul arderii amestecului format %15q din lignit şi păcură ( 2 = ). Anexa 3.1.


Reprezentarea dependenţei ),,O(FCO 222 λ= în care λ este parametru

variabil. f1. Se admite simplificarea aVguV ≈ , sau, ceea ce este acelaşi lucru

.%,79guV

iN2giN8,02N

21≈

+−

De regulă această simplificare este admisă numai în cazul arderii combustibililor solizi.

Cu aceasta formula coeficientului de exces de aer (3.252) devine

.)CO5,02O(21

21−−

=λ (3.263)

În vârfurile triunghiului OAB, valorile coeficientului λ sunt

.maxCO5,021

210;1B;A +=λ=λ∞→λ (3.264)

Se face schimbarea λ=α /1 şi (3.263) devine

,21

)CO5,02O(21 −−=α (3.265)

iar valorile α în vârfurile triunghiului sunt egale

.21

maxCO5,0210;1B;0A

+=α=α=α (3.266)

Din (3.265) se scoate expresia monoxidului de carbon CO, care introdusă în ecuaţia generală conduce la

;1

maxCO)1(421max2CO

2CO

maxCO)1(421

maxCO42maxCO21

2O=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ α−+

+

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ α−+

+

(3.267)

aceasta este ecuaţia unei drepte prin tăieturi, având parametru variabil inversul coeficientului de exces de aer. Pentru α = 0, tăietura funcţiei CO2 (ordonata la origine) este egală cu

iar tăietura variabilei independente O),CO/421(COb maxmax21 += 2 (abscisa la

origine), a1 = 21; pentru α = 1, tăietura lui CO2 este egală cu CO2 max , iar a funcţiei O2 , cu 21 COmax/(42+COmax), adică abscisa punctului C din fig. 3.14. Dreptele de α = const sunt paralele între ele (şi deci paralele cu BC), deoa-rece raportul tăieturilor curente nu depind de α (se constată din formula 3.267).

198 C.NEAGA

Segmentul AC se împarte într-un număr egal de părţi (creşterea lui α este liniară), de exemplu în 10 părţi şi paralelele la BC sunt drepte de α = const. Se pot trasa drepte paralele cu BC şi în stânga, adică pentru α > 1. În acest mod se obţin două triunghiuri: triunghiul ABC pentru care λ > 1 este propriu analizei proceselor de ardere, iar triunghiul OBC pentru care λ < 1, este util în analiza proceselor de gazeificare (randamentul maxim al gazeificării se obţine pentru λ = λ0, deoarece gazul de gazogen conţine CO = COmax ). f2. Expresia coeficientului de exces de aer (3.252) se admite sub formă completă. După înlocuiri, devine

)CO2CO(k2OCO2CO100CO5,02O

21791

+−−−−−

−=α , (3.268)

unde k este a doua caracteristică a amestecului de combustibili (prima a fost βam) şi are expresia

.iC2giC

)iN2giN(8,0)icS2gi

cS(7,0536,0k

21

2121

+

+++= (3.269)

De aici în continuare modul de lucru este identic cu cel prezentat la arderea unui singur combustibil (solid, sau lichid), operaţii exprimate prin relaţiile de calcul (3.200–3.210), folosind însă constantele βam şi k pentru amestecul de combustibil.

Triunghiul arderii amestecului de combustibili se construieşte pentru fiecare caz în parte, dându-se astfel analizele elementare ale celor doi combustibili şi participaţia calorică a celui de al doilea.

Cu ajutorul analizoarelor de gaze se determină componentele O2 şi CO2, care se fixează în planul nomogramei. Prin punctul de funcţionare M(O2, CO2) - fig. 3.14 - vor trece două segmente, unul care va indica conţinutul de CO (paralel cu AB) din gazele de ardere, celălalt va indica valoarea inversului coeficientului de exces de aer. Mărimile astfel aflate sunt capabile să descrie condiţiile în care se desfăşoară procesul de ardere şi deci pot să indice măsurile care trebuie luate pentru optimizarea acestuia.

Aplicaţie (Anexa 3.1)


Nomograma (triunghiul arderii) din fig. 3.14 s-a construit pentru amestecul de combustibili:

- lignit cu analiza elementară a masei iniţiale

%7,42W%;3,25A%;8,0N

%;1,1S%;1,9O%;9,1H%;1,19C111

1111

it

ii

ic

iii

===

====

şi puterea calorifică inferioară cu referire la proba iniţială

; kg/kJ13,6488Q 1ii =

- păcură cu analiza elementară

%1W%;1,0A%;4,0N

%;1,2S%;7,0O%;3,11H%;4,84C222

2222

it

ii

ic

iii

===

====

şi puterea calorifică

. kg/kJ40370Q 2ii =

Cu ajutorul formulei (3.175) se calculează caracteristicile celor doi combustibili . 3246,0;12,0 21 =β=β

Din considerente de stabilitate a procesului de ardere se admite participaţia calorică a păcurii . %15q2 =

Cu ajutorul formulei (3.217) se calculează participaţia masică a păcurii . kg/kg028362,0q2 =

Caracteristica amestecului de combustibil se calculează cu (3.258) 1427862,0am =β .

Procentele maxime de dioxid şi monoxid de carbon au valorile (3.259) %08,28CO%;376,18CO maxmax2 == .

Procentul de oxigen în punctul C ( )0CO;1;1 2 ==α=λ se calculează cu expresia

%414,8maxCO42

maxCO21C2O =

+= .

Triunghiul arderii se construieşte pentru cazul general f2. Cu relaţia (3.269) se calculează a doua caracteristică a amestecului de combustibili

200 C.NEAGA

0364274,0k = .

Constantele (3.203) au valorile: a = 29,1%; b = 52,817%; c = 19,045%; d = -123,714%; e = - 42,76%.

Coordonatele polului după cum s-a arătat: %,200CO%;,100O P2P2 −== .

Cu aceasta ecuaţia fasciculului (3.202) devine

09,70max2CO2CO055,10

212O1,8714,123

max2CO2CO76,42

212O714,123 =⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡++α+−+ .

Orice semidreaptă a fasciculului intersectează abscisa şi ordonata sistemului de coordonate în puncte care apoi unite conduc la dependenţa (O2, CO2) în planul triunghiului pentru α parametru variabil. Se întocmeşte tabelul următor:

α 0 0,1 0,2 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 … 1,745 O2

[%] 21 19,67 18,35 12,02 10,8 9,6 8,414 7,24 6,08 0

CO2

[%] 53,166 48,97 44,96 27,34 24,23 21,25 18,376 15,61 12,95 0

γ 68o27' 68o7' 67o48' 66o16' 66o' 65o40' 65o24' 65o6' 64o51' 63o26'

Unghiul γ este, pentru α curent, egal cu ∠ OA1BB1. Prin origine ( 0CO;0O 22 == ) trece semidreapta fasciculului pentru care

.745,19,70/714,1230 ==α

Evident, pentru %166,53CO),(0 2 =∞→λ=α nu are sens fizic.

3.4.4.2. Calculul arderii amestecului format din doi combustibili gazoşi Se cunosc debitele celor doi combustibili B1, m3/s şi B2, m3/s şi compoziţiile anhidre

∑ =+++

+++++

%;100anhnHmCanh

2NanhS2H

anh2SOanh

2Oanh2HanhCOanh

2CO

111

11111

)370.3(


∑ =+++

+++++

%;100anhnHmCanh

2NanhS2H

anh2SOanh

2Oanh2HanhCOanh

2CO

222

22222 (3.271)

conţinutul de umiditate a fiecărui combustibil se exprimă separat d1, g/m3 şi d2, g/m3 combustibil gazos uscat. Participaţia volumică a celui de al doilea combustibil se calculează cu expresia

;3m/3m,1B2B

2r = (3.272)

participaţia calorică cu expresia

%;,100umiQ2Bum

iQ1B

umiQ2B

2q21

2

+= (3.273)

sau

%,,100umiQ2r

umiQ

umiQ2r

2q21

2

+= (3.274)

care exprimă şi dependenţa între q2 şi r2.

Puterile calorifice inferioare ale combustibililor gazoşi ţinând

seama de conţinutul lor de umiditate se calculează cu ajutorul formulelor cunoscute, kJ/m

21 um2

umi Q,Q

3. Compoziţia gazelor de ardere anhidre determinată cu ajutorul analizoarelor este cea prezentată prin dependenţa (3.218).

a.Calculul volumului gazelor de ardere uscate Rezultă din ecuaţia de bilanţ material al carbonului cu referire la un m3 din

combustibilul 1. - Carbonul care intră în sistem: • cu combustibilul

.3m/kg,nm12

m124,22

nm12anhnHmC

2812

4,2228anhCO

4412

4,2244anh

2CO

2r1001

nm12m12

4,22nm12anh

nHmC2812

4,2228anhCO

4412

4,2244anh

2CO100

1

222

111

⎥⎦⎤

++

++⎢⎣

⎡ ⋅⋅

⋅⋅+⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

+++

∑

∑(3.275)

- Carbonul care iese din sistem:

202 C.NEAGA

• cu dioxidul şi monoxidul de carbon

.3m/kg,guV2812

4,2228CO

4412

4,2244

2CO100

1⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ + (3.276)

Din ecuaţia de bilanţ rezultă volumul gazelor de ardere al amestecului format din doi combustibili gazoşi

.3m/3m,CO2CO

)anhnHmmCanhCOanh

2CO(2r

CO2CO

)anhnHmmCanhCOanh

2CO(guV

222

111

+

+++

++

++=

∑

∑

)277.3(

b. Volumul de aer uscat introdus efectiv în focar Se obţine din ecuaţia de bilanţ material al azotului.

,4,22

28guV

1002N

4,2228

aV10079

4,2222anh

2N2ranh2N

1001 21 =+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ + (3.278)

de unde

.3m/3m,)anh2N2r

anh2N(guV2N

791

aV 21⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +−= (3.279)

Volumul de aer umed introdus efectiv se calculează cu formula

.3m/3m,aV)x00161,01(aumV += (3.280)

c. Calculul volumului vaporilor de apă din gazele de ardere Din ecuaţia de bilanţ material al hidrogenului

,182

4,2218

OHV182

4,2218

aVx00161,0182

10002d2r1d

nm12n

4,22nm12anh

nHmC342

4,2234anhS2H

4,222anh

2H2r1001

nm12n

4,22nm12anh

nHmC342

4,2234anhS2H

4,222anh

2H100

1

2

222

111

=++

+

+⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

++++

+⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

+++

∑

∑

se obţine

] .3m/3m,aVx00161,0)2d2r1d(1242,0)anh

nHmnC5,0

anhS2Hanh2H(2r

anhnHmnC5,0anhS2Hanh

2H100

1OHV

2

221112

++++

⎢⎣⎡ +++++=

∑

∑

)281.3(

Volumul de gaze umede se calculează cu formula

.3m/3m,OHVguVgV 2+= (3.282)


d. Calculul coeficientului de exces de aer Se calculează cu formula (3.243).Volumul de oxigen introdus cu aerul efectiv de ardere a amestecului rezultă din ecuaţia de bilanţ material al oxigenului. Aplicând aceeaşi metodă arătată în subcap. 3.4.4.1.d se obţine

.)anh2SOanh

2O

anhCO5,0anh2CO(2r

anh2SOanh

2OanhCO5,0anh2CO

)anh2HmnC5,0anhS2Hanh

2H(2ranhnHmnC5,0

anhS2Hanh2H5,0guV)2SO2COCO5,02O(OV100

22

221111

2221

11a2

⎥⎦⎤++

++⎢⎣⎡ ++++−

−⎥⎦⎤++++

⎢⎣⎡ ++++++=

∑ ∑

)283.3(

Volumul minim de oxigen necesar arderii complete a amestecului de combustibili gazoşi se calculează cu formulele cunoscute. După înlocuiri rezultă

guV)CO5,02O(100

1OVOV mina

2−=− (3.284)

şi

,aV/guV)CO5,02O(21

21−−

=λ (3.285)

unde se calculează cu (3.277), iar cu (3.279). guV aV

e. Ecuaţia generală a arderii amestecului de combustibili gazoşi În compoziţia gazelor de ardere (3.218) se introduc procentele de dioxid de sulf şi de azot având expresiile

;%,guV

anhS2H2ranhS2Hanh

2SO2ranh2SO

2SO2121 +++

= (3.286)

formula (3.286) rezultă din bilanţul material al sulfului;

;%,guV

anh2N2r

anh2Nc

2N21 +

= (3.287)

,%,100guVOV

2179a

2Na2= (3.288)

unde rezultă din (3.283). a2OV

204 C.NEAGA

După înlocuiri se obţine ecuaţia generală a arderii %,212OCO)am615,0(2CO)am1( =+β++β+ , (3.289)

unde caracteristica amestecului de combustibili gazoşi are expresia

;)anh

nHmmCanhCOanh2CO(2r

anhnHmmCanhCOanh

2CO

)anhnHmmCanhCOanh

2CO(2r2

)anhnHmmCanhCOanh

2CO(2ranhnHmmCanhCOanh

2CO

)anhnHmmCanhCOanh

2CO(1am

222111

222

222111

111

∑ ∑

∑

∑ ∑

∑

+++++

++β+

++++++

++β=β

(3.290) caracteristica fiecărui combustibil se calculează cu

∑

∑∑

++

+++

+++

−−−++=β

111

111

111

111111

anhnHmmCanhCOanh

2CO

anh2SOanhS2Hanh

2N21,0

anhnHmmCanhCOanh

2CO

anh2OanhCO5,0anh


2H5,079,01

(3.291) şi β2 analog.

Dacă dacă ;;0r 1am2 β=β= .,r 2am2 β=β∞→

f. Construcţia triunghiului arderii unui amestec de doi combustibili gazoşi Procentele maxime de dioxid de carbon şi monoxid de carbon se calculează cu formulele

,am605,0

21maxCO;

am121

max2COβ+

=β+

=

unde βam se calculează cu expresia (3.290). Cu aceasta ecuaţia arderii (3.289) devine

;1)maxCO/CO1(max2CO

2CO)maxCO/CO1(21

2O=

−+

− (3.292)

ea reprezintă ecuaţia unei drepte prin tăieturi. Modul de construcţie a triunghiului arderii unui amestec de combustibili gazoşi pe baza dependenţei (3.292) se face similar cu cel arătat în subcap. 3.4.4.1.f, fig. 3.15. (Anexa 3.2).


Fig. 3.15. Triunghiul arderii amestecului format din gaz-gaz ( %402q = ). Anexa 3.2.

Dreptele de CO = const. sunt paralele cu AB (tg∠OAB=tg ∠OA1BB1 = =CO2max/21= = const. ; v. formula (3.292). Pentru CO = 0 se obţine segmentul de dreaptă AB, numit dreapta arderii perfecte.Formula (3.285), în care se face schimbarea ,/1 λ=α după înlocuirea volumelor Vgu şi Va cu expresiile (3.277) şi, respectiv, (3.278) devine

⋅−=+

−

−−=α

21791

guV

anh2N2r

anh2N

2N

CO5,02O21791

21

.

guV

)anh2NanhS2Hanh

2SO(2ranh2NanhS2Hanh

2SOCO2O2CO100

CO5,02O222111 +++++

−−−−

−⋅

(3.293)

206 C.NEAGA

Se fac notaţiile

,anh2NanhS2Hanh

2SO4C

;anh2NanhS2Hanh

2SO3C

;anhnHmmCanhCOanh

2CO2C

;anhnHmmCanhCOanh

2CO1C

222

111

222

111

++=

++=

++=

++=

∑∑

)294.3(

cu care a doua caracteristică a amestecului de combustibili gazoşi (prima caracteristică a fost βam , formula 3.290) are expresia

.2C2r1C

4C2r3Ck

+

+= (3.295)

Înlocuind în (3.293) Vgu cu formula (3.277) în care se ţine seama de notaţiile (3.294) şi constanta (3.295) se obţine

.CO)k1(2CO)k1(2O100

CO5,02O21791

+−+−−−

−=α (3.296)

Valorile lui α în vârfurile triunghiului dreptunghic OAB (fig. 3.15) sunt

.maxCO)k1(100

maxCO5,0217910;1B;0A +−

+=α=α=α (3.297)

Valoarea procentului de oxigen în punctul C (fig. 3.15) se deduce rezolvând sistemul (3.292) şi (3.296), în care 0CO2 = şi .11/1/1 ==λ=α

.%,maxCO42

maxCO21C2O

+= (3.298)

Din (3.296) se scoate expresia monoxidului de carbon CO, care introdusă în (3.292) şi după aranjarea termenilor conduce la ecuaţia unei drepte prin tăieturi, parametrul variabil fiind α, identică cu (3.200). Din aceste motive construcţia triunghiului arderii unui amestec format din doi combustibili gazoşi urmăreşte întocmai metodica expusă în partea întâi a acestei lucrări. Aplicaţie (Anexa 3.2) Nomograma din fig. 3.15 s-a construit pentru amestecul format din

- gaz natural: 3m/kJ4,34989umiQ;3m/g161d%;2,0anh

2O%;8,99anh4CH 111 ====

şi


- gaz de furnal: .3m/kJ7,3526um

iQ;3m/g132d%;53anh2N%;6,6anh

2H

%;4,22anhCO%;6,17anh2CO%;2,0anh

2O%;2,0anh4CH

222

2222

====

====

Se admite participaţia calorică procentuală a gazului de furnal q2 = 40%. Din formula (3.274) rezultă participaţia volumică r2 = 6,1615 m3/m3. Cu formula (3.291) se calculează caracteristica gazului natural β1 = 0,788 şi a gazului de furnal β2 = -0,22425. Caracteristica amestecului (formula 3.290) are valoarea βam = 0,0664688. Cu aceasta CO2 max = 19,69% şi COmax = 31,275%. Procentul de oxigen în punctul C (formula 3.298) este O2 C = 8,962%. Calculul constantelor: C1 = 99,8; C2 = 40,2; C3 = 0; C4 = 53; cu formula (3.295), k = 0,93976. Celelalte constante (expresia 3.203) au valorile: a = 60,666; b = 58,83; c = 38,194; d = - 98,16; e = - 36,35. Ecuaţia fasciculului de semidrepte (α = const) este următoarea

.0334,39max2CO2CO472,22

212O666,3916,98

max2CO2CO35,36

212O16,98 =

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡++α+−+

Coordonatele polului au valorile: = 100,%; = -200,%. Se

întocmeşte tabelul următor P2O P2CO

α 0 0,1 0,2 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 … 2,5

2O

[%] 21 19,375 17,87 11,78 10,78 9,85 8,962 8,13 7,34 0

2CO[%]

53,17 48 43,53 26,7 24,17 21,84 19,69 17,7 15,85 0

γ 68o27′ 68o 67o41′ 66o12′ 66o′ 65o44′ 65o31′ 65o18′ 65o8′ 63o26′

Coeficientul α0 = 2,5 (expresia 3.297).

3.4.4.3. Calculul arderii amestecului format din doi combustibili, solid (lichid) şi gazos Calculele se vor efectua cu referire la un kg combustibil solid (lichid). Se dau: debitul de combustibil solid (lichid) B1, kg/s şi analiza lui elemntară.

208 C.NEAGA

%,100itWiAiNi

cSiOiHiC =++++++ (3.299)

şi B2, m3/s combustibil gazos cu compoziţia anhidră

%;,100anhnHmCanh

2NanhS2Hanh2SOanh

2Oanh2HanhCOanh

2CO =+++++++ ∑ (3.300)

umiditatea combustibilului gazos se cunoaşte d, g/m3 combustibil anhidru. Participaţia volumică a combustibilului gazos rezultă din raportul

,kg/3m,1B2Br = (3.301)

iar cea calorică din relaţia

.%,100umiQri

iQ

umiQr

2q+

= (3.302)

Cu ajutorul analizoarelor se determină compoziţia gazelor de ardere anhidre .%,1002N2O2SOCO2CO =++++ (3.303)

a) Volumul gazelor de ardere uscate Rezultă din bilanţul material al carbonului

[ ] ,guVCO2CO100

14,22

12anhnHmmCanhCOanh

2CO100

r4,22

12100

iC=⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ +++ ∑ (3.304)

de unde

.kg/3m,)CO2CO(536,0

)anhnHmmCanhCOanh

2CO(r536,0iCguV

+

+++=

∑ (3.305)

b) Volumul efectiv de aer uscat introdus în focar Se obţine din bilanţul masic al azotului

.kg/3m,79/)anh2NriN8,0guV2N(aV −−= (3.306)

Volumul efectiv de aer umed introdus în focar

.kg/3m,aV)x00161,01(aumV += (3.307)

c. Volumul vaporilor de apă din gazele de ardere Rezultă din bilanţul material al hidrogenului

.kg/3m,aVx00161,0100/)d1242,0anh2HmnC5,0

anhS2Hanh2H(r)fW100/i

tW(242,1iH112,0OHV 2

+++

+++++=

∑

)308.3( Volumul de gaze umede se calculează cu formula


.kg/3m,OHVguVgV 2+= (3.309)

d. Calculul coeficientului de exces de aer Se foloseşte formula (3.243). Din bilanţul material al oxigenului se obţine volumul de oxigen introdus în focar cu aerul efectiv de ardere a amestecului format dintr-un kilogram de combustibil solid (lichid) şi r m3 combustibil gazos

.)anh2SOanh

2OanhCO5,0anh2CO(

)anhnHmnC5,0anhS2Hanh

2H(5,0r

)i70,0iH6,5(guV)2SOCO5,02CO2O(OV100 a2

⎥⎦⎤+++−

⎢⎣⎡ −+++

+−++++=

∑

)310.3(

În urma scăderii din a volumului minim de oxigen (volumul

stoechiometric) necesar arderii complete rezultă

a2OV

.kg/3m,guV)CO5,02O(OVOV mina2

−=− (3.311)

Astfel formula coeficientului de exces de aer devine

,aV/guV)CO5,02O(12

21−−

=λ (3.312)

unde Vgu se calculează cu (3.305), iar Va , cu (3.306). e. Ecuaţia generală a arderii amestecului de combustibili solid (lichid)şi gazos Procentele de dioxid de sulf şi de azot din compoziţia gazelor de ardere (3.303) se exprimă prin

,guV

)anhS2Hanh2SO(ri

cS7,02SO

++= (3.313)

;%,guV

anh2rNiN8,0c

2N+

= (3.314)

,%,100OV2179a

2N a2

= (3.315)

unde rezultă din (3.310). a2OV

După înlocuire şi aranjarea termenilor se obţine ecuaţia arderii ,%,212OCO)am605,0(2CO)am1( =+β++β+ (3.316)

unde caracteristica amestecului are expresia

210 C.NEAGA

;)anh

nHmmCanhCOanh2CO(r536,0iC

)anhnHmmCanhCOanh

2CO(r2536,0iC1am

∑∑

+++

++β+β=β (3.317)

caracteristica combustibilului solid (lichid) este

,iC

icS1582,0iN038,08/iOiH37,21

++−=β (3.318)

iar a combustibilului gazos

.anhnHmmCanhCOanh

2CO

anh2SOanhS2Hanh

2N21,0

anhnHmmCanhCOanh

2CO

anh2OanhCO5,0anh


2H5,079,02

∑

∑∑

++

+++

+++

−−−++=β

)319.3(

Dacă r = 0; βam = β1; dacă r→∞; βam = β2. f. Construcţia triunghiului arderii unui amestec de combustibili solid (lichid) şi gazos Se notează

am605,021

maxCO;am1

21max2CO

β+=

β+= (3.320)

şi ecuaţia arderii (3.316) devine

.1)maxCO/CO1(max2CO

2CO)maxCO/CO1(21

2O=

−+

− (3.321)

Dreptele de CO = const. (parametru variabil) sunt paralele între ele şi paralele cu AB (fig. 3.16; Anexa 3.3). Trasarea dreptelor α = 1/λ = const Expresia (3.312)

,CO)k1(2CO)k1(2O100

CO5,02O21791

+−+−−−

⋅−=α (3.322)

unde a doua caracteristică a amestecului de combustibili are expresia

.)anh

nHmmCanhCOanh2CO(riC867,1

)anh2NanhS2Hanh

2SO(riN8,0icS7,0

k∑+++

++++= (3.323)

Din (3.322) se scoate expresia monoxidului de carbon CO şi se introduce în (3.321); se obţine ecuaţia unei drepte prin tăieturi similară cu (3.200), sau ecuaţia


Fig. 3.16. Triunghiul arderii amestecului format

din lignit şi gaz . Anexa 3.3. %)152q( =

fasciculului de semidrepte (3.202). Modul de construire a triunghiului arderii amestecului format din combustibili solid (lichid) şi gazos este acelaşi cu cel expus în paragrafele anterioare. Aplicaţie (Anexa 3.3) Nomograma din fig. 3.16 a fost construită pentru amestecul format din: - combustibil solid cu analiza:

;%8,0N;%1,1S;%1,9O;%9,1H;%1,19C iic

iii =====

%7,42W;%3,25A it

i == şi puterea calorifică ;kg/kJ13,6488Qii =

- gaz natural cu compoziţia: şi puterea

calorifică

%2,0O;%8,99CH anh2

anh4 == ;m/g16d 3=

.m/kJ4,34989Q 3N

umi =

Caracteristicile celor doi combustibili sunt .788,0;12,0 21 =β=β

Se admite participaţia calorică a gazului natural rezultă participaţia volumică a gazului natural r = 0,032723.

;%15q2 =

212 C.NEAGA

Constanta k (formula 3.323) are valoarea k = 0,036223. Cu (3.317) se calculează ,%;885,26CO%;,856,17CO;1761,0 maxmax2am ===β ,%.195,8O C2 =

Constantele (3.203) devin: a = 27,859%; b = 50,57; c = 18,503; d = -122,7; e = -41,21. Coordonatele polului (3.206): .%200CO;%100O P2P2 −== Ecuaţia fasciculului este următoarea

.0141,72max2CO2CO356,9

212O859,67,122

max2CO2CO21,41

212O7,122 =⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡++α+−+

Se întocmeşte tabelul următor: α 0 0,1 0,2 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 … 2,5

2O

[%] 21 19,65 18,325 11,89 10,65 9,41 8,195 6,99 5,79 0

2CO[%]

53,16 48,93 44,87 27 23,83 20,79 17,856 15,03 12,3 0

γ 68o27′ 68o7′ 67o47′ 66o14′ 65o55′ 65o39′ 65o21′ 65o3′ 64o48′ 63o26′

În tabelele 3.5 şi 3.6 se găsesc formulele de calcul al arderii în exploatarea generatoarelor de abur energetice, industriale, de apă caldă, sau a oricărei instalaţii de ardere a unui singur combustibil organic. În elaborarea formulelor s-a admis compoziţia completă a gazelor de ardere, obţinută cu ajutorul unor analizoare perfecţionate

∑ =+++++++ ,%1002N2O2SOnHmCS2H2HCO2CO (3.324)

în care, pe lângă CO, se găsesc şi alte componente ale arderii incomplete În tabelul 3.5 apar notaţiile:∑ .HC,SH,H nm22 antrcz a,a - fracţia de cenuşă

căzută în pâlnia focarului, respectiv, antrenată; antrcz A,A - procentul de cenuşă în

materialul căzut, respectiv, antrenat, %.

3.4.5. Calculul arderii în exploatarea generatoarelor de abur cu ajutorul nomogramelor

În fig. 3.17 se arată nomograma de calcul al volumului de aer umed efectiv introdus în instalaţie, pe baza puterii calorifice a combustibilului respectiv şi a procentului de dioxid de carbon din gazele de ardere; nomograma este valabilă numai în cazul arderii complete.


Puterea calorifică i

iQ

Fig. 3.17. Nomogramă de calcul al volumului de aer umed pentru combustibili solizi şi lichizi, în funcţie de puterea calorifică şi procentul de dioxid de carban.

În trasarea nomogramei s-au folosit următoarele formule statistice:

214 C.NEAGA

- pentru combustibilii solizi

;kg/3Nm,22462/)2CO/10014,0)(2303i

iQ(aumV ++= (3.325)

- pentru combustibilii lichizi

;kg/3Nm,54174/]2CO/)i

iQ129495(100145237iiQ37,4[aumV −+−= (3.326)

unde se exprimă în kJ/kg, iar COiiQ 2 în % .

Notă: fiind dat combustibilul prin puterea lui calorifică există o relaţie biunivocă între procentul de dioxid de carbon în gazele de ardere şi coeficientul de exces de aer, în cazul arderii complete. În fig. 3.18 este trasată nomograma de calcul al volumului gazelor de ardere şi al vaporilor de apă la arderea completă a combustibililor solizi şi lichizi în funcţie de puterea calorifică şi procentul de dioxid de carbon din gazele de ardere; de asemenea nomograma permite găsirea coeficientului de exces de aer cunoscând procentul de dioxid de carbon, pentru huilă şi lignit. Formulele statistice care au stat la baza construcţiei nomogramei sunt:

-pentru combustibili solizi

;kg/3Nm,22483/]2CO/)2303i

iQ(100iiQ413,024936[gV ++−= (3.327)

;kg/3Nm,22692/]2CO/)2303i

iQ(97,0iiQ417,025162[OHV

2++−= (3.328)

-pentru combustibilii lichizi

;kg/3Nm,54218/]2CO/)i

iQ129495(100275066iiQ39,8[gV −+−= (3.329)

,kg/3Nm,54699/]2CO/)i

iQ129495(97,0277762iiQ47,8[OHV

2−+−= (3.330)

unde se exprimă în kJ/kg şi COiiQ 2, în % .

Nomograma din fig. 3.19 serveşte la calculul masei gazelor de ardere şi al masei vaporilor de apă, rezultate din arderea completă a combustibililor solizi şi lichizi, în funcţie de puterea calorifică şi procentul de dioxid de carbon din gazele de ardere; ea a fost realizată pe baza următoarelor formule statistice: - pentru combustibilii solizi

;kg/kg,17459/]2CO/)2303iiQ(100i

iQ14,016475[gM +++= (3.331)


Fig. 3.18. Nomogramă pentru calculul volumului gazelor de ardere şi al vaporilor de apă la arderea completă a combustibililor solizi şi lichizi în funcţie de putere calori- fică şi procentul de dioxid de carbon.

Exemplu: pentru lignit cu şi kg/kJ8374Qii = ,%14CO2 = rezultă

;kg/m35,4V 3Ng = kg/m99,0OH 3

N2V =

216 C.NEAGA

Exemplu: pentru lignit cu şi kg/kJ7327Qii = ;%15CO2 = rezultă

şi kg/kg68,4Mg = .kg/kg8,0M OH2 =

;kg/kg,17563/]2CO/)2303iiQ(6,0i

iQ259,015658[OHM 2 ++−= (3.332)

- pentru combustibili lichizi

;kg/kg,42097/]2CO/)iiQ129495(100103139i

iQ37,4[gM −+−= (3.333)

(3.334) ,kg/kg,42348/]2CO/)iiQ129495(6,0172693i

iQ27,5[OHM2

−+−=

unde se exprimă în kJ/kg, iar COiiQ 2, în %.

După calculul masei şi volumului gazelor de ardere cu ajutorul nomogramelor din fig. 3.19, respectiv fig. 3.18, se poate determina densitatea gazelor de ardere umede (expresia 3.91).

3.5. Valorificarea energo-tehnologică complexă a combustibililor organici 3.5.1. Valorificarea complexă a combustibililor gazoşi Criza energetică a dovedit tuturor specialiştilor necesitatea elaborării unei

politici diferenţiate a utilizării energiilor primare astfel încât, cu un consum minim de energie să se obţină efecte maxime în sfera producţiei bunurilor materiale. Valorificarea prin chimizare a energiilor primare fosile asigură o creştere de 10-500 ori a beneficiilor financiare faţă de utilizarea aceloraşi cantităţi de purtători de energie în energetică. Evident, adoptarea filierei de utilizare a combustibililor organici este, în ultimă analiză, o opţiune tehnică şi economică. Astfel combustibilul solid inferior lignitul, datorită conţinutului ridicat de balast este oportun de folosit în focarele generatoarelor de abur prin obţinerea căldurii şi a energiei electrice; utilizarea lui ca materie primă în industria chimică aduce mari complicaţii. În aceeaşi situaţie este şi gazul de furnal (produs secundar al proceselor de obţinere a oţelului), care datorită puterii calorifice reduse este recomandat să fie folosit local în scopul dezvoltării de căldură.

De asemenea, valorificarea tehnologică complexă a purtătorilor primari de energie depinde de un ansamblu de factori, cum ar fi baza de materii prime, calitatea şi cantitatea lor, cheltuielile de extracţie şi transport, capacitatea


Fig. 3.19.Nomogramă de calcul al masei gazelor de ardere şi al vaporilor de apă la arderea completă a combustibililor solizi şi lichizi, în funcţie de puterea calorifică şi procentul de dioxid de carbon din gaze.

218 C.NEAGA

instalaţiilor de prelucrare, conjunctura pieţei interne şi externe, nivelul de cooperare cu alte state şi nu în ultimul rând aspectele privind poluarea mediului înconjurător.În actuala conjunctură factorii tehnologici sunt consideraţi deter-minanţi, deoarece eficienţa economică a unui proces de chimizare, independent sau integrat, a unei substanţe, sau a unor purtători de energii fosile depinde de randamentul total al valorificării elementelor primare - carbon şi hidrogen - în produse finite. În ceea ce priveşte gazele naturale utilizarea lor în industria chimică poate asigura o gamă largă de produse pentru toate sectoarele de consum şi anume fibre sintetice, fertilizanţi minerali, mase plastice, acizi organici, alcooli, proteine etc. (Gama sortimentelor obţinute diferă de la ţară la ţară). Pe plan mondial însă ritmul chimizării gazelor naturale se poate considera lent, datorită concurenţei politicii de preţuri, care a favorizat consumul de hidrocarburi lichide extrase din zone slab dezvoltate economic. Prelucrarea termică a gazelor combustibile naturale conduce la obţinerea hidrogenului şi a gazelor de sinteză, folosite apoi pentru fabricarea amoniacului, spirtului sintetic şi, de asemenea, pentru realizarea mediilor gazoase reducătoare şi protectoare. Transformarea gazului natural se asigură prin metode catalitice şi conversia de înaltă temperatură a metanului conform reacţiilor ale căror efecte termice sunt exprimate în MJ/kmol,

;4,2062H3COO2H4CH −+=+ ( a ) ;6,352H2CO2O5,04CH ++=+ ( b )

;3,2482H2CO22CO4CH −+=+ ( c ) .0,412H2COO2HCO ++=+ ( d )

În calitate de oxidant se folosesc: - pentru producerea de hidrogen - amestec de vapori de apă şi oxigen; - pentru producerea de gaz necesar sintezei amoniacului - amestec de vapori

de apă şi aer îmbogăţit cu oxigen; - în producerea de gaz tehnologic pentru sinteza spirtului - amestec de vapori

de apă, dioxid de carbon şi oxigen. Valorificarea superioară a gazului natural se poate realiza după două direcţii distincte: valorificarea gazului metan ca materie primă pentru industria chimică şi


valorificarea unor coproduse asociate ( heliu, hidrocarburi superioare, hidrogen sulfurat), tabelul 3.7. Tabelul 3.7

Produse obţinute din gazul natural brut Nr. crt.

Componentul Procesul de separare Utilizarea produselor

1 Heliu Fracţionare la temperatură joasă Diverse utilizări în tehnica modernă

2 Hidrocarburi superioare

Absorbţie selectivă sau fracţionare la tempeatură joasă

Materii prime de bază pentru industria petrochimică

3 Hidrogen sulfurat

Absorbţie sau adsorbţie Sulf, acid sulfuric, derivaţi organici sau anorganici cu sulf

4 Gaz metan Direct din zăcământ, sau prin separare, conform punctelor 1,2,3.

Produse directe şi produse obţinute din gazele tehnologie derivate (CO, CO2, H2 etc.).

În evoluţia dezvoltării tehnologiilor de chimizare a gazului metan, fabricarea gazului de sinteză a ocupat un loc principal, deoarece indiferent de strategia de utilizare a energiei primare, gazul de sinteză constituie o cale principală prin care se valorifică prin chimizare cărbunii, gazul natural şi ţiţeiul. În ultimii ani s-a ajuns la rezultate bune în ceea ce priveşte utilizarea gazului de sinteză în domenii consacrate altor forme de energii clasice şi anume înlocuitori ai cocsului metalurgic, utilizare deosebit de importantă pentru ţările lipsite de cărbuni artificiali. În analiza de faţă un loc aparte îl ocupă utilizarea hidrogenului [3.27] ca formă primară de energie şi materie primă de bază în tehnologiile moderne; hidrogenul nu este combustibil fosil, nu se găseşte în cantităţi apreciabile în stare naturală; se poate obţine din apa mărilor şi oceanelor, din gazele de substituţie rezultate din cărbuni etc. Fabricarea hidrogenului prin termodisocierea catalitică a apei va permite recuperarea energiilor termice reziduale de la centralele nucleare. Prin această integrare se va realiza optimizarea energetică a complexelor de transformare a energiilor , obţinându-se pe ansamblu randamente optime şi o eficienţă economică superioară. Hidrogenul reprezintă una din soluţiile energetice ale viitorului preconizate de specialişti, întrucât constituie o sursă practic inepuiza-

220 C.NEAGA

abilă şi nepoluantă. De asemenea poate fi folosit ca agent reducător în industria siderurgică şi metalurgică, fapt ce va duce la scăderea consumului de cocs, mărirea productivităţii furnalelor şi la obţinerea de metale de înaltă puritate.

3.5.2. Gaze, hidrocarburi şi materii prime de substituţie din combustibili solizi

Utilizarea combustibililor solizi (cărbuni, şisturi şi nisipuri bituminoase) numai ca purtători de energie primară în procesul de ardere în focarele generatoarelor de abur, nu constituie calea cea mai eficientă de valorificare a lor; folosirea optimă a cărbunilor se realizează în domeniile energetice şi tehnologice, dintre care carbochimia deţine locul prioritar. În aceste condiţii apare o nouă strategie de integrare tehnologică şi energetică, astfel că arderea în focare a energiilor fosile (în speţă, a cărbunilor) devine prima fază tehnologică a complexului integrat. Se impune o remarcă: în actuala conjunctură cărbunele nu va elimina petrolul, sau alte hidrocarburi superioare din balanţa energetică şi tehnologică a unei ţări, ci o va completa în scopul satisfacerii depline a cerinţelor sociale şi economice; mai mult, strategia energetică mondială prevede pentru viitoarea etapă (cel puţin până în 2010) o creştere a consumului de cărbune. Pentru a ilustra etapele de de dezvoltare a carbochimiei, tehnologiile de chimizare a cărbunilor se vor împărţi în două grupe principale:

- tehnologii de prelucrare clasice, din care fac parte semicocsificarea şi coc-sificarea; se obţin semicocsul şi cocsul, dar şi alte produse secundare lichide şi gazoase a căror prelucrare se impune;

- tehnologii de perspectivă, cum sunt gazeificarea, hidrogenarea, lichefierea, procedee plasmochimice, procedee mixte etc. Semicocsificarea este un exemplu clasic al proceselor de substituţie. În prima etapă prin acest procedeu s-au fabricat materii prime pentru industria chimică, iar în etapa a doua a substituit deficitul de cocs din industria metalurgică. În principiu descompunerea pirogenetică a cărbunelui sau şistului se desfăşoară în mai multe trepte, în funcţie de temperatura de lucru. Până la 200oC are loc eliminarea umidităţii, degazarea gazelor adsorbite şi descompunerea primară din care rezultă apa pirogetică, CO2, H2S şi CO. La temperaturi mai mari


începe descompunerea secundară prin care se formează hidrocarburi superioare, hidrogen, fenoli şi semicocsul; la cca 500oC procesele sunt definite. Cantitativ şi calitativ produsele de semicocsificare depind de natura combustibilului, de gradul de incarbonizare, de temperatura de lucru şi de timpul de staţionare în spaţiul reactorului. Cocsificarea reprezintă procesul de pirogenare a cărbunilor în absenţa aerului, la temperaturi de 900-1200oC; se folosesc huile cocsificabile şi alţi cărbuni. Din procesul de cocsificare a cărbunilor rezultă două categorii mai importante de coproduse şi anume cocsul şi produsele volatile. Energiile reziduale ce pot fi recuperate din procesul de pirogenare provin în special de la răcirea cocsului (umedă şi uscată) şi răcirea produselor volatile. Produsele volatile rezultate se prelucrează, după o prealabilă fracţionare în grupe de componenţi, în diferite domenii ale industriei chimice de sinteză. Astfel se obţin gazele de cocserie (H2=60%; CH4=25%; CO=6%; C2H2=2%; restul fiind alte produse) şi gudronul, condensatul lichid uleios de culoare neagră format din cca 10.000 produse chimice care este supus mai departe prelucrării. Prin piroliza gudroanelor se obţin benzine, ulei de densitate medie şi diverse hidrocarburi. Prin hidrogenarea gudronului se poate obţine însă o gamă variată de hidrocarburi, în funcţie de raportul hidrogen/gudron, temperatură, presiune, tipul catalizatorului utilizat etc. Prin gazeificarea cărbunilor se obţine gazul de sinteză ce asigură fabricarea principalelor produse cap de serie necesare pentru tehnologia chimică şi pentru industria carburanţilor şi anume, amoniacul necesar fabricării îngrăşămintelor, derivate cu azot, medicamente, coloranţi, metanolul utilizat ca intermediar pentru producţia de răşini, polimeri, fibre chimice, carburanţi, tabelul 3.8. Utilizarea gazului de sinteză din cărbuni prezintă perspective economice şi prin faptul că în viitor el se va putea obţine, prin carboxilarea cărbunilor cu dioxid de carbon preparat din materii anorganice CaCO3, rezerve care sunt practic nelimitate şi prin valorificarea resurselor energetice neconvenţionale, energia solară, fisiunea şi fuziunea nucleară dirijată etc. Lichefierea cărbunilor prin piroliză sau hidropiroliză se poate realiza în mai multe variante tehnologice în funcţie de catalizatorii utilizaţi şi de parametrii tehnici, cinetici şi termodinamici ai procesului, în scopul obţinerii hidrocarburilor

222 C.NEAGA

Tabelul 3.8 Metode de gazeificare şi de utilizare a produselor de gazeificare

a cărbunelui

superioare de substituţie şi a petrolului sintetic (sinpetrol); produsele obţinute sunt în stare lichidă. O altă categorie de procese fundamentale folosite pentru chimizarea cărbunelui se bazează pe procedeele plasmochimice şi au ca scop principal obţinerea acetilenei, un alt cap de serie de bază pentru tehnologia chimică de sinteză. De asemenea, de remarcat un alt avantaj al acestei strategii de utilizare tehnologică îl constituie posibilitatea înnobilării cărbunilor inferiori făcând astfel mai economică utilizarea lor în procese energetice. Tratarea prealabilă a cărbunilor cu posibilităţi de reţinere din gazele de pirogenare a compuşilor de sulf, conduc la diminuarea poluării mediului ambiant. În concepţia modernă prin gazeificarea cărbunilor se urmăresc două direcţii principale de dezvoltare şi anume, una tehnologică - în vederea obţinerii gazului de sinteză de compoziţie variabilă necesar pentru diverse procese de prelucrare prin chimizare şi una energetică - prin care se urmăreşte obţinerea unor purtători de energie nepoluanţi din cărbuni inferiori.


Prin gazeificare se înţelege transformarea masei organice a combustibilului solid cu ajutorul agentului de gazeificare în amestec gazos combustibil. Cei mai folosiţi agenţi de gazeificare sunt aerul, oxigenul, vaporii de apă, dioxidul de carbon, hidrogenul şi amestecuri ale acestor substanţe. Procesele de gazeificare sunt autotermice, pentru care căldura necesară desfăşurării proceselor endotermice se obţine din arderea unei părţi a cărbunelui supus gazeificării (oxigenul consumat aparţine agentului de gazeificare) şi alotermice, caz în care căldura se introduce în gazogen din exterior. Gradul de transformare a combustibilului solid în gaze (randamentul gazeificării) depinde de mulţi factori, printre care se enumeră presiunea şi temperatura din spaţiul de gazeificare, compoziţia agentului de gazeificare, timpul de contact între cele două faze (solid şi gaz) participante, analiza elementară a cărbunelui, structura lui etc; de asemenea influenţează viteza de descompunere a combustibilului în urma încălzirii şi modul de circulaţie a substanţelor (în echicurent sau contracurent). Principiile şi tipurile constructive de gazogene (generatoare de gaze) sunt variate. În fig. 3.20 sunt prezentate trei tipuri principale de gazogene, diferenţiate după starea cărbunelui în spaţiul de reacţie şi după dimensiunile particulelor de cărbune [3.7]. În fig. 3.20, a, reprezintă modelul clasic de gazogen cu stratul de cărbune fix (în realitate stratul are o uşoară mişcare descendentă, pe măsura transformării lui). În fig. 3.20, b, se arată schema de principiu a gazeificării în strat fluidizat, metoda Winkler; dimensiunile particulelor de cărbune sunt cuprinse între 1 şi 3 mm (chiar până la 10 mm). Din cauza curgerii turbulente în interiorul gazogenului, temperatura este uniformă în întreg spaţiul de reacţie. Metoda prezintă dezavantajul gazelor evacuate din gazogen antrenează o parte a cărbunelui, ceea ce impune instalaţii de desprăfuire şi recircularea fazei solide separate. Gazeificarea în strat fluidizat se recomandă pentru cărbunii bruni şi pentru cei cu grad înalt de reactivitate. Fig. 3.20, c, reprezintă schema de principiu a gazeificării în curent de praf de cărbune, metoda Koppers-Totzek (dimensiunile particulelor mai mici de 1 mm). Reactanţii - praf de cărbune şi amestec format din vapori de apă şi oxigen - se insuflă simultan în gazogen. Temperatura de gazeificare ajunge la 1500-1600oC,

224 C.NEAGA

Fig. 3.20.Tipuri principale de gazogene: a - cu stratul de cărbune fix; b - cu strat fluidizat; c- în curent de praf de cărbune pulverizat; 1- intrare cărbune; 2 - agent de gazeificare; 3 - gaz de gazogen; 4- agent de gazeificare utilizat; 5 - praf antrenat de gaze.

ceea ce asigură evacuarea lichidă a cenuşii. În fig. 3.21 se reprezintă gazogenul cu strat fix şi grătar rotativ. Dimensiunea bucăţilor de cărbune este mai mare de 3 mm. Deplasarea relativă a reactanţilor este în contracurent, ceea ce conduce la un bun schimb de căldură între componenta solidă şi cea gazoasă. Această variantă constructivă prezintă însă dezavantajul că vaporii de apă rezultaţi din uscarea cărbunelui se regăsesc integral în gazele de gazogen evacuate (la curgerea în echicurent-introdu-cerea agentului de gazeificare prin partea superioră - aceştia pot fi admişi componentă a agentului de gazeificare). De asemenea, un alt dezavantaj, constă în aceea că în partea superioară a gazogenului, contactul între cărbune în faza gazoasă conduce la semicocsificarea cărbunelui (zona de temperatură 500-600oC), ceea ce face ca în gazul de gazogen să se găsească produse lichide de semicocsificare, fenoli şi gudroane; în acest caz curăţirea gazului de gazogen impune utilaje auxiliare. Agentul de gazeificare poate fi un amestec format din aer, vapori de apă, uneori îmbogăţit cu oxigen pur; se obţine gaz de aer cu o putere calorifică scăzută

Pentru obţinerea gazului de apă (CO~40%; H.m/kJ60005000Q 3N

anhi −= 2~50%)


funcţionarea este ciclică: la început se insuflă numai aer care conduce la ridicarea temperaturii în strat în urma arderii unei părţi a cărbunelui, apoi vaporii de apă (re- acţia între carbon şi vaporii de apă este endotermică).

a. b. c. Fig. 3.21. Gazogen cu strat fix şi grătar rotativ: a.construcţia gazogenului: 1- intrare cărbune;2-intrare agent de gazeificare;3-ieşire gaz de gazogen;4-manta de apă pentru răcire; 5-grătar;6-cuvă cu apă;7-table pe mantaua cilindrică a gazogenului care servesc la scoaterea cenuşii din cuvă;8-electromotor de antrenare;9-sistemul de încărcare cu cărbune;z1-zona de uscare; z2-zona de descompunere termică (piroliză); z3-zona de reducere;z4-zona de oxidare;z5-zona de răcire a cenuşii; b.variaţia temperaturii cu înălţimea generatorului; c.variaţia compoziţiei gazelor cu înălţimea gazogenului (agentul de gazeificare-aer, vapori de apă şi oxigen):1-oxigenul;2-vapori de apă;3-dioxidul de carbon;4-monoxidul de carbon;5-hidrogenul;6-metan şi vapori de smoală.

Conform acestui principiu funcţionează generatoarele Lurgi, având presiunea în gazogen egală, sau mai mare decât cea atmosferică. De remarcat, pentru orice tip de gazogen, la creşterea presiunii de lucru cresc procentul de metan din gaze şi productivitatea generatorului; la creşterea temperaturii, cresc procentele de oxid de carbon şi hidrogen din gaze şi se creează posibilitatea evacuării cenuşii în stare lichidă. Volumul de gaze de gazogen anhidre, adică producţia specifică a gazogenului se calculează cu expresia [3.18]:

226 C.NEAGA

- bilanţ al carbonului

;kg

3Nm

,)nHmmCCO2CO(536,0

)gCantCczC(iCCOV6,53guV p2

∑++

++−+= (3.335)

- bilanţ al sulfului

;kg

3Nm

,S2H2SO

)gSantSczS(icS

7,0guV+

++−= (3.336)

- volumul efectiv de aer anhidru insuflat în gazogen

}{ ;kg/3Nm,79/])gNantNczN(iN[8,0guV2NaV ++−−= (3.337)

(evident, raportul este subunitar; se numeşte, de asemenea, coeficient

de exces de aer);

0aa V/V=λ

- volumul efectiv de aer umed insuflat în gazogen

;kg/3Nm,aV)x00161,01(aumV += (3.338)

- volumul vaporilor de apă din gazele de gazogen

] ;kg/3Nm,)gHantHczH(iH[112,0

guV)nHmnC5,0S2H2H(01,0

HV)aVanhax001,0i

tW01,0abd(242,1OHV p22

++−+

+++−

−+ρ++=

∑ )339.3(

- volumul gazelor de gazogen umede rezultaţi din însumarea

;kg/3Nm,OHVguVgV 2+= (3.340)

-masa gazelor de gazogen umede poate fi determinată şi din ecuaţia de bilanţ material al gazogenului

;kg/kg,B/)gMantMczM(

)OV32HV2COV44(aV)x001,01(anhaabd1gM p2p2p2

++−

−++++ρ++= (3.341)

-densitatea gazelor de gazogen umede 3Nm/kg,gV/gMum

g =ρ ; (3.342)

-ecuaţia generală a gazeificării

,%,21p2CO)79,0()p2Op2H5,0(79,0S2H185,12H185,0nHmC21,0nHmnC1975,0nHmmC2OCO)605,0(2CO)1(

=β+−−+−−

−+−β++β++β+ ∑∑∑

(3.343)


unde caracteristica combustibilului are expresia (similară 3.175; în determină- rile anteriaore nu s-a ţinut seama de descompunerea carbonatului de calciu din masa minerală a cărbunelui)

{}

.)]gCantCczC(iC[:

:])gSantSczS(icS[1582,0)]gNantNczN(iN[038,0

)]gOantOczO(iO[125,0)gHantHczH([iH37,2

++−

++−+++−+

+++−−++−=β

)344.3(

Notaţiile sunt următoarele: it

ic

iiii W,S,N,O,H,C - analiza elementară a

cărbu-nelui, % ; indicii cz, ant, g se referă, respectiv, căzut şi zgură, antrenat, gudroane; pentru calculul analizei elementare a substanţei colectate în pâlnia gazogenului (cenuşă şi zgură), antrenate şi a gudroanelor, valori procentuale care se referă la cărbunele iniţial, v. formulele (3.117), (3.118) etc. -

volumele, respectiv, de dioxid de carbon pur, de hidrogen pur şi de oxigen pur

folosite agent de gazeificare, cărbune supus gazeificării; compoziţia

gazului de gazogen anhidru este cea prezentată prin suma (3.111); x - conţinutul de umiditate a aerului anhidru, g/kg aer uscat; - debitul specific de abur necesar

gazeificării, kg/kg; - densitatea aerului anhidru, .

p2p2p2 OHCO V,V,V

kg/m3N

abdanhaρ

3Nm/kg

În fig. 3.22 este prezentată schema unui ciclu mixt abur-gaze cu gazeificarea prealabilă a cărbunilor şi cu reducerea conţinutului de noxe evacuate în atmosferă. Cărbunele brut este introdus în instalaţia de pregătire a prafului 1, după care este insuflat în generatorul de gaz 2; insuflarea se face cu oxigen şi uneori cu amestec oxigen-abur. Gazogenul este de tipul Koppers-Totzek, presiunea de gazeificare fiind de 25 bari. Aerul refulat de compresorul 5 merge în camera de ardere 7 şi în separatorul de aer 6, de unde oxigenul este condus spre gazogen, iar azotul se amestecă cu gazele combustibile la intrarea în camera de ardere 7. Din gazogen amestecul carburant gazos merge în unitatea 3 pentru reţinerea combinaţiilor de sulf; hidrogenul sulfurat merge în 4, de unde rezultă sulful pur; apoi gazele merg spre generator pentru preîncălzire, după care intră în camera de ardere 7. Gazele de ardere se destind în turbina de gaze TG şi apoi merg în generatorul recuperator de abur 8, după care sunt evacuate în atmosferă. Aburul

228 C.NEAGA

format se amestecă cu cel care vine de la gazogen (provine din apa de răcire a mantalei şi gazului de gazogen) şi apoi se destinde în turbina de abur TA; instalaţia 9 este destinată preparării apei de alimentare. Azotul separat din aer şi introdus în camera de ardere cu gazele carburante, conduce la micşorarea temperaturii gazelor de ardere în camera 7 şi deci la micşorarea concentraţiei monoxidului de azot termic, operaţie care coroborată cu desulfurarea gazelor, oferă schemei calitatea de sistem de producere a energiei electrice cu emisii reduse de noxe (TG produce 60% din putere, iar TA, 40%).

Fig. 3.22. Ciclu mixt abur-gaze cu gazeificarea prealabilă a cărbunelui: G - generator electric;TA - turbină cu abur; TG - turbină cu gaze; 1-preparare cărbune; 2-generator cu suprapresiune; 3-desulfurizare; 4-separare sulf; 5-compre-sor de aer; 6-separator de aer; 7-cameră de ardere; 8-generator de abur recuperator; 9-staţie de preparare apă; 10-condensator.

În lucrările [3.28 - 3.30; 3.36] sunt analizate ciclurile mixte magneto-hidrodinamic (MHD) - abur pentru producerea energiei electrice şi a căldurii,


folosindu-se în acest scop toate tipurile de combustibili organici; o posibilitate aparte o constituie gazeificarea prealabilă a cărbunelui şi utilizarea gazului obţinut pentru producerea plazmei (gaze de ardere ionizate). În fig. 3.23 se arată schema instalaţiei MHD cu prelucrarea termochimică a

Fig. 3.23. Schema instalaţiei MHD cu prelucrarea termochimică a combustibilului solid:1- turbina cu abur; 2- generator de abur; 3- camera de ardere; 4- canal MHD; 5-reactor termochimic(gazogenerator);6,11- preîncălzitoare ale gazului de gazeificare;7,10-compresoare de aer şi gaze de gazogen; 8- staţie de oxigen; 9- scruber.

combustibilului solid. La trecerea prin canalul MHD, temperatura plazmei scade, transformându-se în gaze de ardere, neutre electric. Fluxul de gaze de ardere se divide în două: o parte, (după ce preîncălzeşte parţial gazele de gazeificare şi oxidantul) serveşte ca agent termic cald în generatorul de abur recuperator 2; aburul format din apa care a

230 C.NEAGA

servit la răcirea canalului MHD, se destinde în turbina cu abur 1 (energia electrică se obţine într-un ciclu mixt MHD-abur); restul gazelor de ardere pătrund în reactorul termochimic 5, unde are loc gazeificarea cărbunelui; gazele de gazogen preîncălzesc oxidantul (aer îmbogăţit cu oxigen) şi pe ele însele, după părăsirea scruberului de curăţire 9. Temperatura plazmei în camera de ardere 3, depinde de gradul de preîncălzire a reactanţilor şi de gradul de îmbogăţire cu oxigen a aerului. Analiza economicităţii termice a instalaţiei MHD cu regenerarea chimică a căldurii prin intermediul combustibilului solid, conduce la concluzia că prin îmbogăţirea aerului cu oxigen până la 40%, randamentul centralelor electrice mari, poate ajunge la 50-52%; dacă simultan, temperatura de preîncălzire a reactanţilor ajunge la 1500 K, randamentul poate urca până la 58%. Din cele relatate se desprinde ideea că numai utilizarea combustibililor organici în sisteme energo-tehnologice complexe, cu transformări şi recuperări consecutive de căldură, constituie calea optimă de folosire a acestora. Arderea unor cantităţi sporite de cărbune inferior, condiţie impusă de necesarul crescut de energie electrică şi căldură, ridică problema folosirii în diverse scopuri a cenuşii de termocentrală [3.24 - 3.26]. În cadrul valorificării cenuşii de termocentrală există preocupări privind extragerea din aceasta a unor metale şi substanţe utile în alte sectoare economice, precum şi găsirea de metode de utilizare a cenuşii la execuţia lucrărilor de construcţii, cum ar fi ramblee rutiere, baraje, diguri, umpluturi, straturi rutiere, fundaţii, tuburi, cărămizi, etc.


4.

BILANŢURI TERMICE ALE GENERATOARELOR DE ABUR. RANDAMENTUL ŞI CONSUMUL DE COMBUSTIBIL 4.1. Variaţia coeficientului de exces de aer în lungul canalelor de gaze de ardere ale unui generator

În funcţie de modul în care are loc arderea combustibilului în focar (cu depresiune, sau cu suprapresiune), de construcţia şi exploatarea generatorului, coeficientul de exces de aer are în lungul canalelor de gaze de ardere ale generatorului o continuă variaţie, cu intensitate mai mică sau mai mare, depinzând de construcţia şi de modul de exploatare a acestuia. Evaluarea coeficienţilor de exces de aer pe traseul aer-gaze de ardere al unui generator, se face faţă de coeficientul de la sfârşitul focarului fλ , fig. 4.1.

La proiectarea generatorului coeficientul de exces de aer la sfârşitul focarului fλ se alege în funcţie de starea de agregare a combustibilului şi a modului lui de ardere, tabelul 4.1. Aceste valori sunt rezultatul unor calcule tehnico-economice; la creşterea excesului de aer (în anumite limite) procesul de ardere se îmbunătăţeşte, dar temperatura în focar scade; de asemenea instalaţiile de tiraj îşi măresc dimensiunile şi, menţinând aceleaşi arii ale secţiunilor de curgere, cresc pierderile de presiune şi în final cresc consumurile de energie pentru vehicularea aerului şi gazelor de ardere. În exploatarea generatoarelor coeficientul fλ se calculează pe baza

compoziţiei gazelor de ardere cu expresia (3.168); el reprezintă raportul între volumul efectiv de aer introdus în focar determinat pe baza compoziţiei gazelor de ardere de la sfârşitul focarului şi volumul teoretic de aer necesar arderii combustibilului dat. Arderea în focarele generatoarelor poate fi cu o uşoară depresiune (la sfârşitul focarului, presiunea manometrică este -20 … -30 Pa, ea crescând, în valoare absolută, în restul traseului de gaze de ardere), sau cu suprapresiune; arderea cu depresiune se recomandă în scopul evitării scăpării gazelor de ardere din focar peste personalul de exploatare; ea este asigurată de ventilatorul de gaze.

Fig. 4.1. Coeficienţii de exces de aer în lungul canalelor unui generator de abur cu

circulaţie naturală: E-economizor; T-tambur; SC , SC 1 2-aupraîncălzitoare de convecţie (treptele 1 şi 2) ; SI-supraîncălzitor de abur intermediar; SV-sistem vaporizator; T u-turn de preuscare; MV-moară ventilator; PC-preîncălzitor de combustibil;PPA-preîncălzitor prealabil de aer; PA-preîncălzitor de aer;RA-răcitor de amestec pentru reglarea temperaturii aburului supraîncălzit

În primul caz, datorită neetanşeităţilor în construcţia generatorului, a modu lui defectuos de obturare a ochiurilor de observare şi a gurilor de vizitare, precum şi a sistemelor de introducere a aparatelor de măsură şi control, aerul atmosferic pătrunde în curentul de gaze, ducând la creşterea valorii coeficientului de exces pe traseul acestora. Astfel se poate scrie (fig. 4.1)

,pa5ev;5445;4334

;3223;2112;1ff1λΔ+λ=λ−λΔ+λ=λ−λΔ+λ=λ−λΔ+λ=λ−λΔ+λ=λ−λΔ+λ=λ

(4.1)

λΔunde, pentru modelul adoptat, (cu diverşi indici) reprezintă, respectiv, infiltraţia de aer fals în zona festonului, a supraîncălzitorului de convecţie


(treapta a doua), a supraîncălzitorului intermediar, a supraîncălzitorului de convecţie (treapta întâi) , a economizorului şi a preîncălzitorului de aer. Coeficientul de infiltraţie este raportul între volumul de aer pătruns în curentul de gaze în zona tronsonului de canal admis şi volumul teoretic de aer. Preîncălzitorul de aer este un schimbător de căldură gaze-aer. Deoarece presiunea aerului de ardere (agentul termic rece) este mai mare decât presiunea gazelor (agentul termic cald), vor exista scăpări, prin neetanşeităţile acestuia, de aer în curentul de gaze, mărind astfel excesul de aer al acestora. Dată fiind construcţia preîncălzitorului, nu vor exista pătrunderi de aer fals din mediul înconjurător în gazele de ardere. La baza focarului (la nivelul arzătoarelor) coeficientul de exces de aer trebuie să fie mai mic decât fλ , întrucât, ţinând seama de infiltraţiile din focar,

trebuie asigurată valoarea lui fλ . Astfel pe traseul aerului de ardere (cuprins între aspiraţia aerului de ardere şi secţiunea orizontală prin focar la nivelul arzătoarelor) parcurs în sens invers, se poate scrie

,pa''p

'p;mi

''p;ffi λΔ+λ=λλΔ−λ=λλΔ−λ=λ (4.2)

fλΔ mλΔeste infiltraţia de aer fals în focar; unde - infiltraţia de aer fals în

instalaţia de măcinare. Pentru preîncălzitorul de aer, ţinând seama de cele spuse anterior, se poate scrie egalitatea

,''p

'p5evpa λ−λ=λ−λ=λΔ (4.3)

unde reprezintă, respectiv, coeficientul de exces de aer la intrarea şi la ieşirea din preîncălzitorul de aer.

''p

'p ,λλ

La proiectarea generatorului valorile coeficienţilor de infiltraţii se iau din date statistice (tabelul 4.2); în exploatare, ele se determină în urma analizei gazelor de ardere în amonte şi în aval faţă de schimbătorul respectiv şi apoi prin diferenţă se obţine valoarea infiltraţiei.

În cazul al doilea, datorită suprapresiunii gazelor din focar şi din restul canalelor generatorului, infiltraţiile fiind nule (cu excepţia preîncăl- zitorului de aer) coeficienţii de exces de aer sunt constanţi,

şi pentru aceste generatoare egalitatea

(4.3) se menţine, deoarece şi în acest caz presiunea aerului în preîncălzitor este mai mare decât presiunea gazelor de ardere, ceea ce determină existenţa scăpărilor de aer în gaze.

;54321fi"p λ=λ=λ=λ=λ=λ=λ=λ

Tabelul 4.1 ]s/kg[83,20DCaracteristicile de calcul ale focarelor cameră ale generatoarelor de abur cu debitul nominal n ≥

A. La arderea combustibililor solizi pulverizaţi

Coe

ficie

ntul

de

exc

es d

e ae

r la

ieşi

rea

din

foca

r

Încă

rcar

ea

term

ică

a vo

lum

ului

fo

caru

lui Fracţia de

cenuşă Pierderi antrenată

Tipul Combustibilul

focarului

]3m/kW[vq [%]mq[%]chq antafλ

2 Antracit 1,20-1,25 140 0 6 0,95 Semiantracit 1,20-1,25 160 0 4 0,95

Focare cu Cărbuni cu volatile puţine 0,95 1,20-1,25 160 0 2 evacuare solidă a

cenuşii Huile Mixte de înobilare Cărbuni bruni Şisturi

1,20 1,20 1,20 1,20

175 160 185 115

0 1-1,51 0,95 0 0 0

2-31 0,95 0,5-11 0,95 0,5-1 0,95

875...750210

875...750185

700...580185

700...580145

2 Antracit şi semiantracit 1,20-1,25 0 3-4 0,85

2 Focare cu Cărbuni cu volatile puţine 1,20-1,25 0 1,5 0,8 evacuarea lichidă

1,20 a cenuşii (cu Huile 0 0,5 0,8 cameră deschisă)

1,20 Cărbuni bruni 0 0,5 0,7-0,8


1- valorile mici, pentru combustibili cu cenuşă raportată ];MJ/kg[%.4,1rapA <

2- valoarea mare, la transportul prafului cu aer preîncălzit; - numitorul încărcării termice a focarului cu evacuarea lichidă a cenuşii, reprezintă încărcarea camerei de topire (şamotată);

mq mqse admite din tabel; la sarcina de 50%, - la scăderea sarcinii până la 70%, creşte de 1,5 ori pentru toţi combustibilii, exceptând

şisturile; - la arderea amestecului praf, gaz natural sau păcură, coeficientul de exces se admite cel pentru praf. În acest caz pierderea

mecanică devine fλ

pmqp mq depinde de participaţia calorică a gazului sau păcurii : 1qunde se ia din tabel, iar

7,01,14,16,14,10,1p5,04,03,02,01,001q

==

B. La arderea combustibililor gazoşi şi a păcurii

Tabelul 4.1(continuare) Încărcarea termică a focarului, Coeficientul de exces de aer

[%]qCombustibilul ch]3m/kW[vq fλ

Păcură 1,1 290 0,5 Gaz natural, de sondă, de cocsificare 1,1 290 0,5 Gaz de furnal 1,1 290 1,5

- pentru generatoare cu la funcţionarea cu păcură, încărcarea poate fi mărită până la ;3m/kW350s/kg67,116...4,33nD =

- la generatoarele cu presiune subcritică şi reglarea automată a admisiei păcurii şi aerului şi infiltraţiile de aer în ;03,102,1f −=λ fλ aceeaşi valoare pentru se admite şi în cazul ecranelor membrană focar sub 0,05, se poate admite

(etanşe);

- la arderea combustibilului gazos, pentru focarele cu ecrane membrană (etanşe), ;05,1f =λ

- la generatoarele cu încărcarea de volum poate fi mărită de câteva ori menţinând însă aceeaşi valoare pentru

trebuie luate măsuri pentru siguranţa funcţionării ecranelor şi a supraîncălzitoarelor. s/kg83,20nD ≤ ;chq

Tabelul 4.1 (continuare) Caracteristicile de calcul ale focarelor cameră cu evacuarea solidă a cenuşii pentru generatoare

cu ]s/kg[9,13...95,6Dn =

Pierderi procentuale [ % ] Încărcarea termică volumică

]3m/kW[vq pentru generatoare cu debitul qmpentru generatoare cu debituul

]s/kg[nD ]s/kg[Dn

antafλ Combustibilul chq

6,95 9,72 13,9 6,95 9,72 13,9 Huile 1,2 250 210 185 5 3 12-3 0,5 0,95 Cărbuni bruni 1,2 290 245 210 3 1,5-21 1-21 0,5 0,95

1 - Valori mici, pentru combustibili cu conţinut redus de cenuşă, [ ].MJ/kg%.4,1rapA <

Tabelul entalpiei gazelor de ardere Tabelul 4.6



Tabelul 4.2 Infiltraţiile de aer fals în canalele generatorului la sarcină nominală

Canalul generatorului Δλ

Focare cameră pentru

combustibil pulverizat,

gaze şi păcură

Focare cameră cu evacuarea solidă a cenuşii şi carcasă metalică, pe ţevile ecran Aceleaşi, dar cu izolaţie şi carcasă Aceleaşi, fără carcasă metalică Focare cameră cu evacuarea lichidă a cenuşii, pentru gaze şi păcură cu carcasă metalică Aceleaşi, dar fără carcasă metalică Focare ciclon cu depresiune

0,05 0,07 0,10

0,05 0,08 0,03

Focare cameră

cu ardere în strat

Mecanizate şi semimecanizate Manuale

0,1 0,3

Canalele suprafeţelor de

convecţie

Feston, supraîncălzitor paravan aşezat în partea superioară a focarului, primul fascicol de convecţie Dn >13,9 kg/s Primul fascicol de convecţie, Dn≤13,9 kg/s Al doilea fascicol de convecţie , Dn≤13,9 kg/s Supraîncălzitor primar şi intermediar Suprafaţa de tranziţie a generatoarelor cu străbatere unică Economizoarele Dn >13,9 kg/s pentru fiecare treaptă Economizoarele Dn≤13,9 kg/s - din oţel - din fontă cu carcasă - din fontă fără carcasă Preîncălzitoare: - tubulare: pentru Dn >13,9 kg/s pentru o treaptă Dn≤13,9 kg/s pentru o treaptă - regenerative: pentru Dn >13,9 kg/s Dn≤13,9 kg/s - din plăci, pentru fiecare treaptă - din fontă: din tuburi cu aripioare pentru o treaptă din canale cu aripioare pentru o treaptă

0 0,05

0,10

0,03 0,03 0,02 0,08 0,10 0,20

0,03 0,06 0,20 0,25 0,10 0,10 0,20

Desprăfuitoare

Electrofiltre: Dn >13,9 kg/s Dn≤13,9 kg/s Cicloane, baterii de cicloane, scrubere

0,10 0,15 0,05

C. NEAGA 238

Canalul generatorului Δλ Canale după instalaţia de

generator

Canale din oţel (pentru fiecare 10 m lungime) Canale din cărămizi (pentru fiecare 10 m lungime)

0,01 0,05

Tabelul 4.2 (continuare)

Infiltraţiile de aer fals în sistemele de pregătire a parfului

Sistemul de pregătire Δλ Sistemul de pregătire Δλ Mori cu bile şi tambur: - cu buncăr intermediar şi uscare cu aer - cu buncăr intermediar şi uscarea cu amestec aer-gaze de ardere - cu insuflare directă

0,10

0,12 0,04

Mori cu ciocane: - la funcţionarea cu depresiune Mori cu valţuri la funcţionarea cu depresiune Mori ventilator cu turn de preuscare

0,04

0,04 0,20.. ..0,25∗

∗Valoarea superioară pentru combustibili cu conţinut ridicat de umiditate. Valorile λf din tabelul 4.1 sunt valabile pentru rapoarte D/Dn=0,7…1(la arderea combustibililor solizi) şi 0,5…1 (la arderea gazelor şi păcurii); D este debitul curent al generatorului, kg/s; Dn-debitul nominal, kg/s. Pentru sarcini parţiale cuprinse între 0,5 şi 0,7, la arderea combustibililor solizi

)nD/D7,0(fDf −+λ=λ , (4.4)

iar pentru sarcini între 0,3 şi 0,5, la arderea combustibililor gazoşi şi lichizi

)nD/D5,0(5,0fDf −+λ=λ . (4.5)

La sarcini parţiale, infiltraţiile de aer fals în focar se calculează cu expresia

D/nDfDf λΔ=λΔ ; (4.6)

în celelalte zone ale canalelor generatorului, formula de calcul este 5,0)D/nD(fDf λΔ=λΔ . (4.7)

De asemenea mărimea λf din tabelul 4.1 corespunde valorii pierderii pro-centuale de căldură prin ardere mecanic incompletă qm dată în acelaşi tabel; în cazul că această pierdere are altă valoare decât cea din tabel, atunci λf din tabel se amplifică cu raportul (100-qmtb)/(100-qm), unde qmtb, qm reprezintă, respectiv pierderea procentuală de căldură prin arderea mecanic incompletă, din tabel, şi efectivă, %. În acest caz, ţinând seama de infiltraţia de aer fals în focar,


trebuie satisfăcută şi inegalitatea λi≥1,05 unde λi este coeficientul de exces de aer în arzător, la intrarea în focar. În cazul arderii cărbunelui în strat pe grătar pentru coeficientul de exces de aer de la sfârşitul focarului se recomandă valorile λf=1,3…1,5. 4.2. Entalpia gazelor de ardere 4.2.1. Probleme generale Căldura dezvoltată în procesul de ardere a unui combustibil este preluată de produsele rezultate din reacţiile de oxidare şi de componentele inerte implicate în proces. Gazele de ardere constituie pentru un generator de abur,ca şi pentru oricare instalaţie termică în al cărui ciclu de funcţionare intră şi procese de ardere, sursa caldă, sau agentul termic cald. În evoluţia lor prin canalele de gaze ale generatorului, ele cedează căldura lor prin radiaţie,convecţie şi conducţie agentului termic rece,care circulă prin schimbătoarele generatorului.Conţinutul de căldură fizică(sensibilă) a gazelor de ardere completă,sau incompletă,se numeşte entalpia gazelor de ardere. Dacă,în cazul arderii incomplete se adaugă la conţinutul de căldură fizică şi căldura chimică a componentelor carburante conţinute de gazele de ardere, se obţine entalpia totală a gazelor de ardere. Entalpia totală a reactanţilor este egală cu entalpia totală a produselor de reacţie (gazoase,lichide,solide), adică entalpia totală,pentru un sistem adiabat,se conservă. Entalpia gazelor de ardere depinde de combustibil, de temperatură şi de valoarea coeficientului de exces de aer. Conţinutul de căldură a gazelor(entalpia)

se poate exprima cu referire la un m gaze de ardere;graficul i3N g(λ,t)funcţie de

variabila independentă t şi de parametrul variabil λ, se numeşte diagrama univer-sală (Rosin-Fehling),deoarece ea nu depinde de combustibil;se măsoară

în kJ/m3 . Diagrama universală se foloseşte de obicei în calculul generatoarelor

recuperatoare, care folosesc sursă caldă gazele reziduale din funcţionarea diferitelor instalaţii termice.

N

În calculele de proiectare şi verificare ale generatoarelor,sau ale instalaţiilor de ardere se foloseşte exprimarea entalpiei cu referire la întregul volum de gaze

rezultate din ardere unui kg combustibil solid şi lichid, sau a unui m3 N

C. NEAGA 240

combustibil gazos; se notează cu Ig(λ,t) şi se măsoară în kJ/kg, sau kJ/ m . 3N

Graficul acestei funcţii depinzând de combustibilul ars, constituie diagrama specială; există dependenţa Ig(λ,t)=ig(λ,t)Vg(λ). În acest caz în calculul ig(λ,t) s-a ţinut seama, eventual şi de conţinutul de cenuşă. 4.2.2. Calculul entalpiei gazelor de ardere la proiectarea generatoarelor de abur. Diagrame speciale şi diagrame raportate La proiectarea generatoarelor de abur (sau apă caldă) arderea combus-tibilului se consideră completă(perfectă). În cazul arderii teoretice (completă cu aerul strict necesar, λ=1) în gazele de ardere se găsesc dioxid de carbon şi de sulf, azot şi vapori de apă. Conţinutul de căldură a amestecului (entalpia) fiind o mărime aditivă este egală cu suma entalpiilor componentelor, adică

, (4.8) 3Nm/kJ;kg/kJ,t)o

OHVoOHco

NVNcROVCOc()t(ogI

221222++=

unde reprezintă,respectiv,căldura specifică la presiunea

constantă a dioxidului de carbon(aceeaşi cu a dioxidului de sulf),a azotului şi a

vaporilor de apă, kJ/ ( m .K); - volumele de gaze triatomice,

OHNCO 222c,c,c

3N

oOH

oNRO 222

V,V,V

de azot şi de vapori de apă, m3 /kg sau m / m3 ; t-temperatura, N3N N

oC.

În tabelul 4.3 sunt prezentate căldurile specifice medii la presiunea constantă ale componentelor gazelor de ardere (ardere completă). Produsele

,tOHcOHi;tNcNi;tCOcCOi222222

=== (4.9)

reprezintă entalpiile specifice ale componentelor respective, kJ/ m ; valorile lor

se prezintă în tabelul 4.4.

3N

La ardere completă cu exces de aer, surplusul de aer se găseşte total în gazele de ardere, astfel că la entalpia gazelor rezultate din arderea teoretică trebuie să se adauge şi entalpia aerului în exces, care are expresia,

3Nm/kJ;kg/kJ),t(o

aum)1( −λ , (4.10)


Tabelul 4.3

Căldurile specifice medii între 0-t, oC la presiune constantă, kJ(m3 .K) N (dependenţă neliniară)

C,t o 2COc

2Nc 2Oc OH2

c anhac aumc

a b c d e f g 0 1,5998 1,2946 1,3059 1,4943 1,2971 1,3188

100 1,7003 1,2958 1,3176 1,5052 1,3004 1,3243 200 1,7874 1,2996 1,3352 1,5223 1,3071 1,3318 300 1,8627 1,3067 1,3561 1,5424 1,3172 1,3423 400 1,9297 1,3163 1,3775 1,5655 1,3289 1,3544 500 1,9887 1,3276 1,3980 1,5897 1,3427 1,3683 600 2,0411 1,3402 1,4168 1,6149 1,3565 1,3829 700 2,0884 1,3536 1,4344 1,6412 1,3708 1,3976 800 2,1311 1,3670 1,4499 1,6680 1,3842 1,4114 900 2,1692 1,3796 1,4645 1,6957 1,3976 1,4248 1000 2,2035 1,3917 1,4775 1,7229 1,4097 1,4374 1100 2,2349 1,4034 1,4893 1,7501 1,4214 1,4583 1200 2,2638 1,4143 1,5006 1,7769 1,4327 1,4612 1300 2,2898 1,4252 1,5106 1,8028 1,4432 1,4725 1400 2,3136 1,4348 1,5202 1,8280 1,4528 1,4830 1500 2,3354 1,4440 1,5294 1,8527 1,4620 1,4926 1600 2,3555 1,4528 1,5378 1,8761 1,4708 1,5018 1700 2,3743 1,4612 1,5462 1,8996 1,4788 1,5102 1800 2,3915 1,4687 1,5541 1,9213 1,4867 1,5177 1900 2,4074 1,4759 1,5617 1,9423 1,4939 1,5257 2000 2,4221 1,4826 1,5697 1,9628 1,5010 1,5328 2100 2,4359 1,4893 1,5759 1,9825 1,5073 1,5399 2200 2,4484 1,4951 1,5830 2,0009 1,5135 1,5462 2300 2,4602 1,5010 1,5897 2,0189 1,5194 1,5525 2400 2,4711 1,5064 1,5964 2,0365 1,5253 1,5583 2500 2,4811 1,5114 1,6027 2,0528 1,5303 1,5638

Notă: vezi şi fig. 4.28

unde este entalpia aerului umed teoretic, funcţie de temperatură; )t(Ioaum

oaumV)t(aumito

aumVaumc)t(oaumI == , (4.11)

242 C.NEAGA

Tabelul 4.3(continuare) Căldurile specifice medii între 0 şi 1500oC, dependenţă liniară

(la presiune constantă şi la volum constant) [4.12]

Componentul Căldura specifică masică,

)K.kg/(kJ

Căldura specifică volumică,

)K.3Nm/(kJ

2O t0001065,06603,0vc

t0001065,09203,0pc

+=

+=

t000577,09429,0'vc

t0001577,03138,1'pc

+=

+=

2N t0008855,07272,0vc

t0008855,00242,1pc

+=

+=

t0001107,09089,0'vc

t0001107,02799,1'pc

+=

+=

Aer t00009299,07088,0vc

t00009299,09956,0pc

+=

+=

t0001201,09157,0'vc

t0001201,02866,1'pc

+=

+=

O2H t0003111,03716,1vc

t0003111,0833,1pc

+=

+=

t0002498,01024,1'vc

t0002498,04733,1'pc

+=

+=

2CO t0002443,06764,0vc

t0002443,09654,0pc

+=

+=

t0004798,03281,1'vc

t0004798,06990,1'pc

+=

+=

în care este căldura specifică medie între 0 şi t, la presiune constantă a

aerului umed, (tabelul 4.3); - entalpia specifică a aerului

umed, (tabelul 4.4); - volumul teoretic de aer umed necesar arderii

unităţii de masă, sau de volum de combustibil,

aumc

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ K.3

Nm/kJ ( )taumi

3Nm/kJ 0

aumV

.kg/m;kg/m 3N

3N

În cazul arderii combustibililor solizi, o parte din cenuşa rezultată este antrenată de gazele de ardere prin canalele generatorului; căldura fizică a cenuşii antrenate trebuie adăugată la căldura fizică a fazei gazoase; expresia de calcul este următoarea

(4.12) ( ) ( ) ,kg/kJ,taiiAanta01,0taciAanta01,0taI ==

unde este fracţia de cenuşă antrenată (tabelul 4.1); -conţinutul de cenuşă

a cărbunelui iniţial, %; -căldura specifică a cenuşii,

anta iA

ac ( )K.kg/kJ (tabelul 4.5);

-entalpia specifică a cenuşii, kJ/kg. )t(ia

TRATAT DE GENERATOARE DE ABUR 243

Tabelul 4.4

Entalpia specifică la presiune constantă, 3Nm/kJ

C,t o 2COi

2Ni 2Oi OH2

i anhai aumi

0 0 0 0 0 0 0 100 172,00 130,13 131,93 150,18 130,51 132,26 200 361,67 260,60 267,38 303,47 261,94 266,19 300 564,24 392,41 407,48 461,36 395,42 402,64 400 777,44 526,89 551,85 623,29 532,08 541,60 500 1001,78 664,58 700,17 791,55 672,01 683,91 600 1236,86 806,06 851,64 964,68 814,96 829,56 700 1475,41 940,36 1005,24 1143,64 960,75 979,41 800 1718,95 1094,65 1162,32 1328,11 1109,05 1130,08 900 1972,43 1243,25 1319,67 1517,87 1259,36 1280,76 1000 2226,75 1393,86 1480,11 1713,32 1411,86 1435,62 1100 2485,34 1546,14 1641,02 1913,67 1565,94 1549,67 1200 2746,44 1699,76 1802,76 2118,78 1721,36 1753,72 1300 3010,58 1857,74 1966,05 2328,01 1879,27 1912,77 1400 3276,75 2012,36 2129,93 2540,25 2036,87 2076,01 1500 3545,34 2170,85 2296,78 2758,39 2196,19 2239,24 1600 3815,86 2328,65 2463,97 2979,13 2356,68 2402,47 1700 4087,0 2486,28 2632,09 3203,05 2517,60 2565,71 1800 4360,67 2646,74 2800,48 3429,90 2680,01 2728,94 1900 4634,76 2808,22 2971,30 3657,85 2841,43 2896,36 2000 4910,51 2970,25 3142,76 3889,72 3006,26 3063,78 2100 5186,81 3131,96 3314,85 4121,79 3169,77 3231,21 2200 5464,20 3295,84 3487,44 4358,85 3338,21 3398,62 2300 5746,39 3457,20 3662,33 4485,34 3500,84 3570,23 2400 6023,25 3620,58 3837,64 4724,27 3665,80 3737,65 2500 6303,53 3786,09 4014,29 5076,74 3835,29 3909,26

În cazul arderii păcurii, entalpia cenuşii antrenate se neglijează. Entalpia fluxului de substanţe care circulă prin canalele generatorului este

egală cu suma (formulele 4.5;4.10 şi 4.12 )

;)t(aI)t(oaumI)1()t(o

gI)t,(gI +−λ+=λ (4.13) expresia (4.13) se numeşte entalpia gazelor de ardere şi este funcţie de temperatură şi coeficientul de exces de aer.

244 C.NEAGA

Tabelul 4.5 Căldura specifică a cenuşii, kJ/(kg.K)

C,t o ac C,t o ac C,t o ac 100 0,7955 800 0,9630 1500 1,1849 200 0,8375 900 0,9797 1600 1,228 300 0,8667 1000 1,0048 1700 1,2979 400 0,8918 1100 1,0258 1800 1,3398 500 0,9211 1200 1,0509 1900 1,3816 600 0,9420 1300 1,0969 2000 1,4235 700 0,9504 1400 1,1304 - -

Notă: valoarea căldurii specifice a cenuşii, pentru temperaturi mai mari de 12000C,este dată cu considerarea căldurii de topire a acesteia. Graficul funcţiei (4.13), variabilă independentă fiind temperatura t şi parametru variabil, coeficientul de exces de aer λ , reprezintă diagrama specială (se numeşte specială, deoarece depinde de combustibil). Întrucât căldura specifică a oricărui component al produselor de ardere creşte cu temperatura, graficele (4.13), pentru oricare λ , sunt parabole cu concavitatea spre entalpiile pozitive (derivatele de ordinul doi în raport cu temperatura sunt pozitive); de asemenea entalpia creşte, când λ creşte. Pentru necesităţi practice se întocmeşte tabelul 4.6 (v. pg. 236).

În fig. 4.2 se arată diagrama specială pentru lignitul cu analiza ele-

mentară a masei iniţiale date. De asemenea în chenare sunt indicate variaţia compoziţiei gazelor de ardere şi a volumelor de aer şi gaze cu coeficientul de exces de aer λ.

( t,Ig λ )

În fig. 4.3 este prezentată diagrama specială pentru păcură. Pentru necesităţi practice în fig. 4.4 este prezentată diagrama specială pentru gaz de furnal, iar în fig. 4.5, diagrama specială pentru gaz de generator. În fig. 4.6 se găseşte diagrama specială pentru gaz natural având puterea

calorifică pentru coeficientul de exces de aer λ s-au admis

valori între 1 şi 3, diagrama putând fi astfel utilizată în analiza arderii în camerele de ardere ale turbinelor cu gaze. De asemenea pentru temperatura de

preîncălzire a aerului s-au admis valori până la 1200

;m/kJ35600Q 3N

anhi =

''pt oC, ceea ce permite

Fig. 4.2. Diagrama specială pentru lignitul cu analiza elementară: iiiii i

Fig. 4.2. Diagrama specială pentru lignitul cu analiza elementară: iiiii i %;37tW%;6,9O%;4,0N;6,3cS%;3,2H%;2,28iC ====== A =%;37tW%;6,9O%;4,0N;6,3cS%;3,2H%;2,28iC ====== %.9,18A = %.9,18

246 C.NEAGA

Fig. 4.3. Diagrama specială pentru păcură analiza: %;18,11iH%;35,85iC ==

.kg/kJ41850iiQ%;70,1iW%;19,0iA%;08,1iO%;49,0i

cS =====

folosirea nomogramei pentru calculul temperaturii gazelor de ardere la care acestea devin plazmă, fiind astfel utilă în analiza ciclurilor MHD (magnetohidrodinamice).


Fig. 4.4. Diagrama specială pentru gaz de furnal: CH %;3,0anhS2H%;3,0anh4 ==

==== CO %.5,58anh2N%;7,2anh

2H%;28anhCO%;3,10anh2

În cazul arderii amestecurilor de combustibili, entalpia gazelor de ardere se poate calcula, fie pentru combustibilul echivalent fie, dacă se cunosc entalpiile gazelor fiecărui combustibil, cu expresiile: - amestec solid-solid, lichid-lichid, solid-lichid

;)t,(gI2g)t,(gI1g)t,(gI 21amλ+λ=λ (4.14)

- amestec solid-gaz, lichid-gaz (metoda convenţională)

;)t,(gIn)t,(gI)t,(gI 21amλ+λ=λ (4.15)

unde indicele 1 se referă la combustibilul solid (lichid), iar 2 la combustibilul gazos; n-participaţia volumică a combustibilului gazos, adică raportul ,B/B 12

248 C.NEAGA

.kg/m3N

Fig. 4.5. Diagrama specială pentru gaz de generator. CO %;8,9anh2CO = =anh

.3Nm/kJ4830anh

iQ

%;2,56anh2N%;2,0anh

2O%;7,0anhnHmC;9,1anh

4CH%;9,10anh2H%;3,20

=

======

Entalpia gazelor de ardere rezultate din amestecarea gazelor dezvoltate în urma arderii combustibilului şi a celor recirculate de la sfârşitul focarului, sau din zone finale ale generatorului, în cadrul buclei de recirculare, pentru sisteme închise de pregătire a prafului, se calculează cu expresia (fig. 3.2)

,)rt,r(gIr)xt,x(gI)xrt,xr(grI λ+λ=λ (4.16)

unde primul termen din dreapta este entalpia gazelor de ardere în secţiunea oarecare x a traseului comun de curgere în lipsa recirculării, iar al doilea, entalpia


gazelor în secţiunea de recirculare (r - gradul de recirculare).

Fig. 4.6. Diagrama specială pentru gaz natural, Q :3

Nm/kJ35700anhi =

a - compoziţia produselor umede de ardere; b - idem, anhidre; 1- temperatura teoretică de ardere în funcţie de temperatura de preîncălzire a aerului; 2 - entalpia specifică a gazelor; 3- entalpia aerului umed teoretic, I ).t(o

aum

Entalpiile raportate se definesc prin expresiile: - entalpia raportată a aerului umed teoretic

( ) ( ) ,iiQ/to

aumI1000toaumI = (4.17)

unde este entalpia aerului umed teoretic, -

puterea calorifică inferioară, entalpia raportată este o mărime

adimensională (sau căldura fizică conţinută în aerul, sau în gazele de ardere, care revine la 1000 unităţi calorice dezvoltate prin arderea combustibilului respectiv);

( )tIoaum )Q(Q;m/kJ;kg/kJ anh

iii

3N

;m/kJ,kg/kJ 3N

- entalpia raportată a gazelor de ardere teoretică ( 1=λ )

;iiQ/o

gI1000)t(ogI = (4.18)

250 C.NEAGA

- entalpia raportată a gazelor de ardere completă ( 1>λ )

.iiQ/)t,(gI1000)t,(gI λ=λ (4.19)

În fig. 4.7, 4.8 şi 4.9 sunt arătate diagramele raportate pentru, respectiv, lignit de Motru, păcură şi gaz natural. Diagramele raportate au importanţă practică deosebită, deoarece ele prezintă un grad înalt de generalitate, fiind valabile - în limita unor erori admisibile [4.2] - pentru o gamă largă de combustibili din clasa respectivă. Pentru combustibilii solizi abaterile se datoresc umidităţii şi conţinutului de cenuşă; coeficienţii de corecţie, pentru combustibilii indigeni trebuie calculaţi de la caz la caz. De fapt volumele de aer şi gaze de ardere pot fi prezentate sub formă de mărimi raportate conform formulelor: - volumul raportat de aer teoretic uscat

;rapWakaiiQ/o

aV4186oaV +== (4.20)

- volumul raportat de gaze umede la arderea teoretică ,rapWgkbi

iQ/ogV4186o

gV +== (4.21)

unde puterea calorifică inferioară se exprimă în - expresia (2.56) rapW;kg/kJ

Anexă [4.2]

Combustibilul a b ak gk

0 1 2 3 4 Antracit,semiantracit,praf de cocs Huile Cărbune brun:pentru Vmc< 45% Vmc> 45% Şisturi:pentru Vmc~80% Vmc~9 0% Turbă Lemn Păcură Gaz de furnal Gaz de cocsificare

1,11 1,10 1,09 1,10 1,10 1,09 1,06 1,05 1,10 0,86 1,06

1,14 1,16 1,18 1,19 1,24 1,21 1,19 1,21 1,18 1,80 1,25

0,007 0,007 0,0066 0,0066 0,0066 0,0066 0,0065 0,0065 0,007

- -

0,02 0,02

0,0195 0,0195 0,02 0,02

0,0195 0,02 0,02

- -


Notă: pentru ligniţii inferiori indigeni calculele volumelor raportate cu cele două expresii (directă şi statistică), dau erori apreciabile.

Valorile constantelor a,b,ka şi kg, pentru diverşi combustibili se găsesc în tabelul alăturat. (Anexă) [4.2].

Fig. 4.7. Diagrama entalpiei raportate a lignitului de Motru.

)t,(gI λ

.kg/kJ6502i

iQ

%;41itW%;3,28iA%;7,1iN%;3,7iO%;6,0i

cS%;8,1iH%;3,19iC

=

=======

252 C.NEAGA

Pentru gaze naturale volumele raportate se calculează cu formulele

;d310.15,025,1ogV;11,1o

aV −+== (4.22)

pentru gaze de sondă

Fig. 4.8. Diagrama entalpiei raportate pentru păcură.

,d310.12,024,1ogV;10,1o

aV −+== (4.23)

unde d este conţinutul de umiditate a combustibilului gazos, .m/g 3N

4.2.3. Calculul entalpiei aerului şi gazelor de ardere cu ajutorul formulelor statistice Entalpia gazelor umede la arderea teoretică


Fig. 4.9. Diagrama entalpiei raportate pentru gaz natural

( ) ;3Nm/kJ;kg/kJ,i

tCW)itW0251,0i

iQ310(BA)t(ogI ++−+= (4.24)

-entalpia aerului umed teoretic

,3Nm/kJ;kg/kJ),i

tW0251,0iiQ310(B)t(o

aumI +−= (4.25)

unde se exprimă în în cazul arderii combustibililor gazoşi se notează

şi se exprimă în

iiQ ;kg/kJ

anhiQ ;m/kJ 3

N

-entalpia cenuşii antrenate

.kg/kJ,iAZanha)t(aI = (4.26)

254 C.NEAGA

Entalpia gazelor umede la arderea cu exces de aer, rezultă din însumarea entalpiilor componente

.)t(aI)t(oaumI)1()t(o

gI)t,(gI +−λ+=λ (4.27)

Valorile coeficienţilor A,B,C,Z pentru toate tipurile de combustibili, în domeniul temperaturilor 100…2300oC se găsesc în tabelul 4.7;pentru temperaturi intermediare valorile lor se obţin prin interpolare liniară.

Tabelul 4.7 Valorile coeficienţilor de calcul statistic al entalpiilor

Huile Antraciţi, semi-

antraciţi Vmc<20% Vmc>20%

Cărbuni bruni

Păcură Gaze

naturale

Toţi combusti-

bilii t

[oC]

A B A B A B A B A B A B C Z

100 3 35 3 35 4 35 4 34 4 35 6 35 1,7 0,85

300 10 105 11 105 13 105 15 104 14 105 21 107 5,9 2,5

500 19 179 21 179 24 179 28 177 26 178 37 182 10,0 4,6

700 29 257 33 257 36 256 41 254 38 255 55 261 14,2 6,7

900 39 338 44 338 50 336 56 333 52 335 74 342 18,8 8,8

1100 51 419 56 419 64 418 72 414 66 416 94 426 24,0 11,3

1300 63 503 70 503 80 501 88 497 82 499 115 510 29,0 13,8

1500 75 588 84 588 95 586 105 582 98 584 137 596 34,5 16,3

1700 88 675 98 675 109 672 122 667 114 670 161 684 40,0 18,8

1900 101 762 112 762 125 759 140 752 132 756 185 773 45,5 21,7

2100 114 850 126 850 141 846 158 839 149 843 209 862 51,5 24,7


2300 127 939 141 939 158 935 176 926 167 931 235 953 57,0 28

De asemenea pentru calculul statistic al entalpiei se pot folosi polinoame de

interpolare. Astfel entalpia specifică, cu referire la unitatea de masă, a unui ckckckckc


component gazos oarecare j are expresia

,kg/kJ,TjRjP)t(ji = (4.28)

unde este constanta gazului respectiv, kJ/(kg.K)(tabelul 3.13); -polinomul

de interpolare a entalpiei jR jP

;T6a4T5a

513T4a

412T3a

31T2a

21

1ajP +++++= (4.29)

coeficienţii polinominali se găsesc în tabelul 4.8. 61 a.......a Relaţia statistică pentru calculul entalpiei gazelor de ardere

,3

Nm/kJ;kg/kJ,)(gM'ROr

)anhai4N

3ROi('OHr)anhaiOHi(anhai)t,(gI

2

2222

λ⎥⎦⎤⋅

⋅−++−+⎢⎣⎡=λ ∗

)30.4(

unde este entalpia specifică a aerului anhidru, kJ/kg etc. (v.tabelul 4.8);

- participaţiile masice ale gazelor triatomice, kg/kg (formula 3.107);

- masa gazelor de ardere, (formulele 3.45 şi 3.66).

aanhi'RO

'OH 22 r,r

)(Mg λ 3Nm/kg;kg/kg

4.2.4 Calculul entalpiei aerului şi gazelor de ardere în exploatarea generatoarelor de abur Entalpia aerului umed efectiv introdus în generator, calculat pe baza compoziţiei gazelor de ardere are expresia

,)t(aumiaV)x00161,01()t(aumiaumV)t,(aumI +==λ (4.31)

unde volumul real de aer uscat se calculează cu formula (3.134) pentru combustibilii solizi şi lichizi şi cu ajutorul expresiei din tabelul 3.6, în cazul

arderii combustibililor gazoşi;

aV

)t(iaum -entalpia specifică a aerului umed,

(tabelul 4.4). 3Nm/kJ

În locul formulei (4.31) se poate folosi expresia (4.32) ,)t(aumio

aumV)t,(aumI λ=λ

unde, pentru combustibilii solizi şi lichizi coeficientul real de exces de aer λ se calculează cu (3.168), iar în cazul arderii combustibililor gazoşi, se ia din tabelul 3.6. Entalpia gazelor de ardere evacuate în cazul exploatării generatoarelor se calculează cu expresia

,3Nm/kJ;kg/kJ,'

antrA/itAantrcantrat)OHcguVguc()t,(gI2

++=λ (4.33)

Tabelul 4.8 Coeficienţii polinominali pentru gaze

GazTemp.

)(CO 12 OH2 2SO )(N 2

2 2O )(N 32∗ Aer ahnidru

1a 0,2171539E+01 0,4159259E+01 0,3227853E+01 0,3694063E+01 0,3721461E+01 0,3679321E+01 0,3688152E+01

2a 0,1038499E-01 -0,1725577E-02 0,5658868E-02 -0,1334139E-02 -0,2518398E-02 -0,1313559E-02 -0,1566047E-02

3a -0,1074106E-04 0,5702012E-05 -0,2498677E-06 0,2652067E-05 0,8589429E-05 0,2615196E-05 0,3867168E-05

4a 0,6350127E-08 -0,4596049E-08 -0,4223474E-08 -0,9775312E-09 -0,8305377E-08 -0,9629654E-09 -0,2501655E-08

5a -0,1629149E-11 0,1424309E-11 0,2140692E-11 -0,9983837E-13 0,2710013E-11 -0,9928002E-13 0,4894408E-12 300

…..

1000

6a -0,9159472E+03 -0,1104501E+04 -0,1085870E+04 -0,9758881E+03 0,9701834E+03 -0,9723991E+03 -0,9719348E+03

1a 0,4415854E+01 0,2672525E+01 0,5201693E+01 0,2856469E+01 0,3600001E+01 0,2852903E+01 0,3009466E+01

2a 0,3194408E-02 0,3033723E-02 0,2060875E-02 0,1598692E-02 0,7819742E-03 0,1580411E-02 0,1413089E-02

3a -0,1298684E-05 -0,8540818E-06 -0,8631167E-06 -0,6260775E-06 -0,2240152E-06 -0,6189378E-06 -0,5361771E-06

4a 0,2416346E-09 0,1179867E-09 0,1664756E-09 0,1132336E-09 0,4251833E-10 0,1119450E-09 0,9739583E-10

5a -0,1675410E-13 -0,6201465E-14 -0,1185570E-13 -0,7694805E-14 0,3348240E-14 -0,7607378E-14 -0,6714825E-14 1001

…..

3000

6a -0,1507784E+04 -0,7044583E+03 -0,1723276E+04 -0,8031145E+03 0,1105397E+04 -0,8019835E+03 -0,8655674E+03

Notă: (1) În cazul cumulării gazelor triatomice se utilizează pentru valorile din această coloană; 2RO (2) Pentru azotul din combustibil; (3) Pentru azotul din aerul de ardere;


unde şi se calculează cu formula (3.119), respectiv, (3.145), sau cu

expresiile din tabelul 3.6; - căldura specifică a gazelor de ardere uscate se

calculează pe baza compoziţiei gazelor de ardere, ;

guV OH 2V

guc

)K.m/(kJ 3N antra - fracţia de

cenuşă antrenată; - căldura specifică a materialului antrenat, antc ( )K.kg/kJ

,)AcCc(01,0c 'antra

'antrcombantr += (4.34)

unde sunt, respectiv, căldura specifică a părţii combustibile a

materialului antrenat şi a cenuşii,

acomb c,c

( ) 'antr

'antr A,C;K.kg/kJ - procentele de

combustibil şi cenuşa din materialul antrenat, %. În cazul arderii combustibililor lichizi şi gazoşi ultimul termen din dreapta (formula 4.33) lipseşte. O problemă deosebită o constituie arderea combustibilului gazos în exploatarea instalaţiilor termice, cu aer insuficient ( )1≤λ . În acest caz compoziţia gazelor de ardere umede este următoarea (în condiţii de echilibru la temperatura mai mare de 800oC compoziţia gazelor de reacţie este determinată de reacţia gazului de apă; concentraţia metanului la echilibru este neînsemnată şi se neglijează).

,%,1002NO2H2HCO2CO =++++ (4.35) între componentele arderii complete şi incomplete fiind următoarea dependenţă

.O2HCO2H2CO +=+ (4.36) Constanta de echilibru a reacţiei gazului de apă (4.36) are expresia

,)HVCOV/(OHVCOVK222

= (4.37)

unde şi sunt, respectiv, volumele de monoxid de

carbon, de vapori de apă, de dioxid de carbon şi de hidrogen ale arderii incomplete, . Valorile constantei de echilibru, în funcţie de temperatură sunt redate în continuare

22 COOHCO V,V,V2HV

3N

3N m/m

t,oC 600 700 800 820 900 1000 1100 1200 1300 1400 K 0,408 0,646 0,935 1,000 1,270 1,656 2,065 2,506 2,965 3,430

Pentru calculul compoziţiei gazelor de ardere incompletă se scriu ecuaţiile de bilanţ material cu privire la carbon, hidrogen şi oxigen şi se rezolvă cu

referire la (v.subcap.3.4); se obţin 2COV

258 C.NEAGA

;)t,(COVoCOV)t,(COV

22λ−=λ (4.38)

(4.39) ;oOV)1(2)t,(COVo

OHVoCOV)t,(OHV

22222λ−−λ−+=λ

(4.40) ,oCOVo

OV)1(2)t,(oCOV)t,(HV

2222−λ−+λ=λ

unde sunt, respectiv, volumele de dioxid de carbon şi de vapori

de apă obţinute din arderea completă a combustibilului gazos, -

volumul de oxigen introdus cu aerul Se introduc (4.38-4.40) în (4.37) şi se rezolvă în raport cu volumul curent de dioxid de carbon, găsindu-se

oOH

oCO 22

V,V

oO

3N

3N 2

V;m/m

.m/m),1( 3N

3N=λ

,)1K(2

oOV)1(o

OHVoCOVo

COV)1K(42BB)t,(COV 2222

2 −

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ λ−−+−++−

=λ (4.41)

unde .V)1K)(1(2V)2K(VB oO

oCO

oOH 222

−λ−+−−=

Se cunosc volumele arderii complete (pentru 1=λ ); se admit o anumită valoare pentru λ (între 0,25 şi 1) şi pentru temperatură şi deci, implicit pentru constanta K; dacă 25,0≤λ , atunci în produsele de reacţie apare funingine.

Din (4.41) rezultă şi apoi celelalte componente ale gazelor de

ardere (formulele 4.38-4.40); volumul de azot din gazele de ardere se calculează cu expresia

2COV

( ),N

VoNVNV c

222+λ=λ (4.42)

unde

este volumul de azot introdus cu aerul oN2

V ),1( =λ ;m/m 3N

3N =o

N2V

oaV79,0= ;V762,3 o

O2= c

2NV -volumul de azot din combustibil .m/m 3

N3N

Volumul gazelor de ardere umede se calculează cu expresia

iar al gazelor anhidre cu relaţia

,3Nm/3

Nm,NVoOHVo

COV

NVOHVHVCOVCOV)(gV

222

2222

++=

=++++=λ

)43.4(


.3Nm/3

Nm,NVHVoCOVOHV)(gV)(guV

2222++=−λ=λ (4.44)

Când coeficientul de exces de aer creşte (fără a depăşi valoarea maximă egală cu 1), rapoartele şi scad; raportul între căldura

dezvoltată prin ardere incompletă şi căldura dezvoltată prin ardere completă, creşte; temperatura amestecului creşte.

2CO/CO OH/H 22

Cunoscându-se compoziţia gazelor de ardere pentru diverse valori ale coeficientului λ se poate construi diagrama specială ( ).t,Ig λ

În fig. 4.10 este reprezentată diagrama specială a gazelor în cazul arderii incomplete a combustibilului gazos natural.

Fig. 4.10 Diagrama specială a arderii incomplete a gazului natural 1- temparatura produselor de ardere incompletă în func;3

Nm/MJ5,36umiQ = ţie de

temperatura de preîncălzire a aerului. ⎯⎯ Constanta de echilibru (formula 4.37) K = 3; − − − K = 1.

260 C.NEAGA

Densitatea, .m/kg 3N

Produsele de ardere pentru λ Gaz

0,3 0,4 0,6 0,8 1 0,78 0,84 0,94 1,08 1,17 1,24

Volume, 3N

3N m/m

λ 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Aer 2,90 3,87 4,84 5,81 6,77 7,74 8,71 9,68

umed

e

5,35 6,11 6,88 7,64 8,40 9,17 9,93 10,70

Prod

use

usca

te

5,19 5,62 6,07 6,53 7,03 7,55 8,10 8,70

4.2.5. Entalpia gazelor la arderea combustibilului gazos

cu aer îmbogăţit cu oxigen Folosirea aerului îmbogăţit cu oxigen pur duce la mărirea vitezei de ardere a combustibilului. Fiind dat combustibilul se poate calcula volumul minim de oxigen necesar arderii complete; acesta se poate asigura cu oxigen din aer la care se adaugă oxigen pur.

,3Nm/3

Nm,oaV21,0OV'

aV21,0OV2min=+= (4.45)

unde este volumul teoretic de aer uscat necesar arderii unităţii de

combustibil, - volumul de aer necesar arderii în amestec cu

oxigen pur, - volumul de oxigen pur,

oaV

'a

3N

3N V;m/m

2O3N

3N V;m/m .m/m 3

N3N

Concentraţia, exprimată în procente de volum, a oxigenului în amestecul oxidant se calculează cu expresia

.%,100

OV'aV

OV'aV21,0

k

2

2

+

+= (4.46)

Din rezolvarea sistemului (4.45 – 4.46) rezultă volumele de aer şi de oxigen pur necesare arderii fără exces de oxidant a combustibilului gazos, în cazul unei concentraţii de oxigen dată


Fig. 4.11. Variaţia volumelor de aer şi de oxigen pur cu concentraţia de oxigen, la arderea gazului natural.

.oaV

k21k

7921

OV;oaV

kk100

7921'

aV2

−⋅=

−⋅= (4.47)

Se defineşte coeficientul de exces de oxidant raportul între volumul efectiv de aer şi oxigen pur introdus în focar şi volumul strict necesar de aer şi oxigen pur, cu condiţia menţinerii constante a concentraţiei de oxigen în volumul de oxidant (aer îmbogăţit). Volumul gazelor de ardere în cazul folosirii oxidantului îmbogăţit cu oxigen se micşorează faţă de metoda obişnuită (arderea cu aer pur) şi se calculează cu formulele:

;oaV

k21ko

gVogV

' −−= (4.48)

(scăzătorul membrului drept reprezintă volumul de azot care nu se mai introduce cu

aerul, din cauza îmbogăţirii cu oxigen pur; acest volum este egal cu );21/V792O

- pentru 1>λ;o

aV)1k/21(ogV'

gV −λ+= (4.49)

262 C.NEAGA

Fig. 4.12. Variaţia volumului de gaze cu concentraţia de oxigen în

aerul îmbogăţit la arderea gazului natural

'gV

unde este volumul gazelor de ardere umede la arderea teoretică obişnuită a

combustibilului dat; termenul al doilea al membrului drept rezultă din surplusul de oxidant micşorat cu volumul de azot, care nu se mai introduce cu aerul, adică

ogV

.oaV)1

k21(o

aVk

21k)OV'aV)(1(

2−

λ=

−−+−λ (4.50)

Dacă în formulele precedente se admite %21k = se obţin expresii evidente.

În fig.4.11 se arată dependenţa şi (4.47) de concentraţia de oxigen

pentru gaz natural, admiţându-se excesul de oxidant λ parametru variabil.

'aV

2OV

Nomograma din fig. 4.12 permite calculul volumului de gaze de ardere


Fig. 4.13. Diagrama specială )t,(gI λ pentru gaz natural, k = 30%.

în funcţie de concentraţia de oxigen la arderea gazului natural. 'gV

Fig. 4.13 reprezintă diagrama specială ( )t,Ig λ pentru gaz natural când

arderea acestuia se face cu aer îmbogăţit având concentraţia de oxigen %30k = . 4.3. Temperatura teoretică de ardere a combustibililor în focarele generatoarelor de abur 4.3.1. Calculul temperaturii teoretice de ardere Temperatura teoretică de ardere reprezintă temperatura maximă care s-ar realiza în focar, dacă toată căldura (fizică şi chimică) introdusă cu combustibilul şi oxidantul (sau alte substanţe, de exemplu cu oxidul de calciu pentru diminuarea dioxidului de sulf din gazele de ardere) ar fi preluată, integral de produsele de ardere gazoase, sau în altă stare de agregare, care părăsesc incinta de ardere. Această condiţie se poate realiza practic, dacă procesul de dezvoltare a căldurii în focar nu este însoţit de procesul de răcire a produselor de ardere,

264 C.NEAGA

adică pereţii focarului nu sunt ecranaţi cu suprafeţe de schimb de căldură. În cazurile concrete de funcţionare a focarelor, din cauza schimbului de căldură utilă între agentul termic cald şi agentul termic rece, care circulă prin suprafeţele de ecranare a pereţilor focarului, temperatura reală a gazelor de ardere este întotdeauna mai mică decât cea teoretică. Temperatura teoretică de ardere în focar este util de cunoscut, deoarece de la acest nivel începe schimbul de căldură într-un generator. Temperatura teoretică nu depinde de cantitatea de combustibil ars (nu este o mărime de material); ea se determină pentru regimul stabilizat de funcţionare şi este o temperatură medie în volumul de referinţă ales. Temperatura teoretică de ardere se determină dintr-o ecuaţie de bilanţ termic: suma cantităţilor de căldură introduse în sistem este egală cu suma cantităţilor de căldură care ies din sistem; sistemul admis este focarul generatorului. Pentru a scrie ecuaţia de bilanţ termic este nevoie de o suprafaţă de referinţă (în jurul focarului), fig.4.14, de o temperatură de referinţă, 273 K şi de o presiune de referinţă, 0,1033 MPa (s-au ales referinţe în condiţiile normale de presiune şi temperatură). Ecuaţia de bilanţ termic din care rezultă temperatura teoretică de ardere se

scrie pentru un kg combustibil solid sau lichid şi pentru un combustibil

gazos.

3Nm

Căldura care intră în sistem: - cu combustibilul

,3Nm/kJ;kg/kJ,coici

iiQ +Δ+ (4.51)

unde este puterea calorifică inferioară cu referire la masa iniţială a

cărbunelui, sau puterea calorifică inferioară a combustibilului

gazos umed, ; - entalpia specifică a combustibilului peste entalpia

la temperatura mediului ambiant, - entalpia specifică a

combustibilului la temperatura mediului ambiant,

iiQ

,kg/kJ ,Qumi

3Nm/kJ ciΔ

co3N i;m/kJ;kg/kJ

;m/kJ;kg/kJ 3N

,otccctcccoicicict

o

ct

o−=−=Δ (4.52)


Fig. 4.14. Modelul fizic pentru calculul temperaturii teoretice de ardere în focar: PPA - preîncălzitor prealabil de aer; PA - preîncălzitor de aer; T - turn de preuscare a cărbunelui; MV - moară ventilator; D - desprăfuitor; PC - preîncălzitor de combustibil; SC - suprafaţa de schimb de căldură prin convecţie; si - sistem de pregătire închis; sd - sistem deschis; ap - aer primar; as - aer secundar.

266 C.NEAGA

unde este căldura specifică medie a combustibilului în intervalul de

temperatură admis, (v.formulele 2.131; 2.140; 2.162);

- temperatura cu care combustibilul intră în sistem (măsurată pe suprafaţa de

referinţă),

cc

)K.m/(kJ;)K.kg/(kJ 3N

ctoC; - temperatura mediului ambiant, ot

oC (conform Recomandării

ISO/R 889-1968 se admite 25 oC); - cu aburul din necesităţi funcţionale (pulverizarea păcurii)

,kg/kJ,)2510fi(fW − (4.53)

unde este consumul specific de abur folosit, fW fi;kg/kg - entalpia specifică a

aburului, (se citeşte în tabele, fiind daţi parametrii aburului); kg/kJ- cu aerul de ardere preîncălzit

,3Nm/kJ;kg/kJ,)''

pt(oaumI''

p)mq01,01( λ− (4.54)

unde mq este pierderea procentuală de căldură pierdută prin ardere mecanic

incompletă, %; factorul )q01,01( m− arată partea unui kg de cărbune pulverizat

care arde efectiv şi care necesită, în consecinţă, aer pentru ardere, kg ars

efectiv/kg introdus în sistem; -coeficientul de exces de aer la ieşirea din

preîncălzitor (aceleaşi cu cel de la intrarea în sistem); -temperatura aerului

preîncălzit,

''pλ

''pt

oC; -entalpia aerului umed teoretic la temperatura de

preîncălzire, ; ;

)t(I ''p

oaum

kg/kJ 3Nm/kJ

-cu aerul fals pătruns în sistem (cazul arderii cu depresiune)

(4.55) ,3Nm/kJ;kg/kJ,)ot(o

aumI)''pf)(mq01,01( λ−λ−

unde este coeficientul de exces de aer la sfârşitul focarului; fλ )t(I ooaum -

entalpia aerului umed teoretic la temperatura mediului ambiant, . ;kg/kJ 3Nm/kg

Căldura care iese din sistem: - cu gazele de ardere, inclusiv cenuşa antrenată

,3Nm/kJ;kg/kJ,)tt,f(gI)mq01,01( λ− (4.56)


unde este entalpia gazelor de ardere (inclusiv cenuşa antrenată) la

ieşirea din focar, funcţie de coeficientul de exces de aer

)t,(I tfg λ

fλ şi de temperatura

teoretică tt -singura mărimea necunoscută -, ;m/kJ;kg/kJ 3N

- sub forma unor pierderi de căldură proprii funcţionării focarului

,3Nm/kJ;kg/kJ,rfQmQchQ ++ (4.57)

respectiv, pierderea de căldură prin ardere chimic incompletă prin

ardere mecanic incompletă şi cu reziduurile din focar,

,3Nm/kJ;kg/kJ

.kg/kJ

Ecuaţia de bilanţ termic al sistemului admis devine

,rfQmQchQ)tt,f(gI)mq01,01()ot(oaumI)''

pf(

)''pt(o

aumI''p)mq01,01()2510fi(fWcoici

iiQ

+++λ−=⎥⎦⎤λ−λ+

+⎢⎣⎡λ−+−++Δ+

)58.4(

ecuaţia care conţine o singură necunoscută, temperatura teoretică de ardere; pentru calculul ei se folosesc două metode:

-metoda aproximaţiilor succesive. Se admite o valoare pentru temperatura teoretică, cu care se calculează apoi căldura specifică a gazelor de ardere care ies din focar a căror compoziţie se cunoaşte (ardere completă cu exces de aer); se introduc aceste valori în (4.58) şi dacă dependenţa este satisfăcută, alegerea temperaturii teoretice a fost corectă (în caz contrar, se recurge la o metodă iterativă);

-folosirea diagramei speciale sau, pentru o mai mare exactitate, a

tabelului . Din (4.58) se calculează entalpia şi introducând

valoarea în diagramă, (sau tabel) pentru

)t,(Ig λ

)t,(Ig λ )t,(I tfg λ

fλ dat se obţine temperatura teoretică de

ardere, fig. 4.15. Factorii care influenţează valoarea temperaturii teoretice de ardere Sensul de variaţie a temperaturii teoretice cu diverşi factori se deduce din

analiza expresiei de definire a ei (4.58).

268 C.NEAGA

%;37,1icS%;27,1iN%;74,9iO%;47,2iH%;76,32iC ==

Fig. 4.15. Determinarea temperaturii teoretice de ardere cu ajutorul diagramei speciale. Combustibil-lignitul cu analiza:

temperatura de preîncălzire a aerului %;55,31itW%;84,20iA == .Co300''

pt =

Exemplu: ( ) ;kg/kJ13188tt,fgI =λ rezultă .Co1700tt =

Dacă temperatura de preîncălzire a combustibilului creşte, temperatura

teoretică creşte liniar. ct

Astfel la arderea păcurii (temperatura de preîncălzire a aerului )

pentru

C300t o''p =

;C2215t,C0t ot

oc == dacă ,C160t o

c = =tt .C2235o

La creşterea temperaturii de preîncălzire a aerului , temperatura

teoretică creşte, fig. 4.16 - 4.19, în care este admisă parametru variabil.

''pt

''pt


Fig. 4.16. Dependenţa temperaturii teoretice de coeficientul de exces de aer la

sfârşitul focarului, pentru cărbune brun cu umiditatea raportat W 24,6(%.kg)/ =rap

/MJ şi temperatura de preîncălzire a aerului parametru variabil.

Dacă în ecuaţia (4.58) coeficientului de exces de aer la ieşirea din

preîncălzitor se exprimă prin coeficientul dacă

volumul de gaze care intervine în expresia entalpiei, se explicitează

punând în evidenţă dependenţa lui de

,)(, mff''pf λΔ−λΔ−λ=λλ

,)(V fg λ

fλ şi dacă pentru căldurile specifice ale

produselor de ardere se admit valori medii pentru domeniul presupus de variaţie a temperaturii, atunci din (4.58) se poate obţine următoarea expresie a

temperaturii teoretice de ardere, funcţie de coeficientul fλ

270 C.NEAGA

Fig. 4.17. Temperatura teoretică de ardere a păcurii.

;)f4C3C/()f2C1C(tt λ+λ+= (4.59)

dependenţa (4.59) este o hiperbolă (fig. 4.16…4.18); graficele din figurile

precedente arată că temperatura teoretică scade când coeficientul fλ creşte;

valorile constantelor pot fi găsite uşor. Din cele arătate rezultă că

la calculul valorii optime a coeficientului

4321 C,C,C,C

fλ , o mărime de care trebuie să se ţină


seama este temperatura teoretică de ardere, mărime care la rândul ei influenţează construcţia generatorului în ansamblu. Înlocuind în (4.58) volumele de aer şi de gaze de ardere cu expresiile lor

Fig. 4.18. Temperatura teoretică de ardere a gazului natural. statistice (funcţii de puterea calorifică a combustibilului respectiv – tabelul 3.2) se găseşte dependenţa sub o formă similară cu (4.59); temperatura )Q(ft i

it =

272 C.NEAGA

teoretică creşte cu creşterea puterii calorifice după o curbă cu concavitatea negativă. Din fig. 4.19 se constată că la creşterea umidirăţii raportate, temperatura teoretică scade. De asemenea temperatura teoretică scade, când pierderile de căldură mch Q,Q şi cresc. rfQ

Fig. 4.19. Temperatura teoretică de ardere a combustibililor solizi şi lichizi, pentru

:2,1f =λ A-antracit, semiantracit, cocs şi cărbuni săraci în volatile; H,p-huilă şi păcură; B-cărbune brun.

La proiectarea generatoarelor de abur se foloseşte, în scopuri diferite, recircularea gazelor de ardere. În determinarea influenţei gazelor recirculate asupra temperaturii teoretice se admite, în cele ce urmează, numai sistemul închis de pregătire a prafului (variaţia temperaturii teoretice cu gradul de recirculare pentru sistemele semideschise, sau deschise se va analiza într-un capitol viitor). În cazul recirculării gazelor de ardere de la sfârşitul focarului (în special pentru deshidratarea cărbunelui), întrucât operaţia are loc în interiorul suprafeţei de referinţă, temperatura teoretică de ardere nu este influenţată de entalpia gazelor recirculate.


Gazele prelevate din zone finale ale generatorului şi introduse în focar (fig.4.14) se practică în cazul arderii tuturor combustibililor solizi, lichizi şi gazoşi. Gazele recirculate şi introduse la sfârşitul focarului pentru analiza care

urmează, nu prezintă interes; obiect de analiză prezintă atunci când gazele sunt

Fig. 4.20. Variaţia temperaturii teoretice cu gradul de recirculare:a - arderea

păcurii b - arderea lignitului din fig. 4.15

(λ ).

);Co300''pt;Co350rt;15,1r;05,1f( ==λ=λ

Co300''pt;Co400rt;3,1r;2,1f ===λ=

introduse în focar, astfel încât ele influenţează arderea. Pentru a deduce

dependenţa ( )rft t = , unde r este gradul de recirculare se

procedează astfel: în membrul stâng al ecuaţiei (4.58) căldura introdusă în

sistem se adaugă entalpiei gazelor de ardere recirculate ,

unde

)(V/)(Vr rgrgr λλ=

)t,(Ir)q01,01( rrgm λ−

rr t,λ sunt caracteristicile gazelor recirculate; în membrul drept al aceleiaşi

ecuaţii căldura care iese din sistem se adaugă termenul ,

unde

)t,(Ir)q01,01( rrgm λ−

tt este temperatura teoretică de ardere în cazul recirculării gazelor.

Concret, operaţiile decurg în felul următor: în tabelul 4.6 se calculează o nouă

coloană a entalpiei formate din coloana corespunzătoare lui fλ la care se adaugă

entalpia din coloana rλ amplificată cu r.

274 C.NEAGA

Din expresia (4.58) cu cei doi termeni adăugaţi în stânga şi dreapta se calculează

suma , valoare care introdusă în coloana suplimentară a

tabelului 4.6 conduce la aflarea temperaturii teoretice; temperatura teoretică de

ardere scade când gradul de recirculare r creşte, fig. 4.20, a şi b.

)t,(Ir)t,(I trgtfg λ+λ

Fig. 4.21. Nomogramă de calcul a temperaturii teoretice de ardere a combustibilului solid.

4.3.2. Detreminarea temperaturii teoretice de ardere cu ajutorul

nomogramelor


În fig. 4.21 se arată nomograma de calcul al temperaturii teoretice la arderea combustibililor solizi cu puterea calorifică între 6280 şi 10470 kJ/kg;

p – fracţia din aerul de ardere care a fost preîncălzit până la temperatura ; ''pt

''pap λ= , unde - randamentul arderii, %, ( ) a;1,0a η∈

,%,)rfqmqchq(100a ++−=η (4.60)

unde reprezintă, respectiv, pierderea procentuală de căldură prin

ardere incompletă, mecanic incompletă şi cu reziduurile din focar, %. rfmch q,q,q

Fig.4.22.Nomogramă de calcul a temperaturii teoretice de ardere a combustibilului Fig. 4.22 şi fig. 4.23 reprezintă nomogramele de calcul a temperaturii

teoretice pentru combustibilii lichizi, respectiv, gazoşi cu puterile calorifice indicate. 4.3.3. Temperatura teoretică de ardere a unui ameste de combustibili. Amestec format dintr-un combustibil solid sau lichid şi unul gazos

Scriind ecuaţia de bilanţ termic al focarului în cazul arderii amestecului de combustibili, conform celor arătate în subcap. 4.3.1, rezultă în final

276 C.NEAGA

Fig. 4.23. Nomogramă de calcul al temperaturii teoretice de ardere a combustibilului gazos

,kg/kJ,)tt,f(ggIn)tt,f(gsI)mq01,01(

)tgt,f(ggIn)tst,f(gsI)mq01,01(

λ+λ−=

=λ+λ−

)61.4(

unde este entalpia produselor (gaze şi cenuşă antrenată) la arderea

combustibilului solid ″indice s″ (poate şi păcură ″indice p″) pentru coeficientul

de exces de aer

)t,(I tsfgs λ

fλ şi temperatura teoretică realizabilă numai la arderea

combustibilului solid ; -idem, la arderea numai a

combustibilului gazos, ; n - participaţia volumică a combustibilului

gazos, , raportul între debitele de combustibil gazos şi

solid (sau lichid); membrul drept al ecuaţiei (4.61) reprezintă suma entalpiilor gazelor de ardere ale combustibililor solid şi gazos la temperatura necunoscută a amestecului

kg/kJ,t ts )t,(I tgfgs λ

3Nm/kJ

kg/m,B/Bn 3Nsg=

tt (mărimea care trebuie calculată).


Pentru necesităţi practice este mai comod să se calculeze de la început tabelul pentru amestecul de combustibili, dat fiind parametrul n. La arderea solid-gaz, coeficientul de exces de aer

( t,Ig λ )fλ este cel impus pentru arderea

combustibilului solid; asupra pierderii de căldură mq v.tabelul 4.1.

Fig. 4.24 Variaţia temperaturii teoretice de ardere a unui amestec solid-gaz, păcură-gaz în funcţie de participarea volumică n: t - temperatura teoretică tpa păcurii; - temperatura teoretică a combustibilului solid; - temperatura teoretică a combustiblului gazos.

tst tgt

În fig. 4.24 se arată dependenţa temperaturii teoretice a unui amestec de

doi combustibili (solid-gaz, păcură-gaz) de participaţia volumică n a combus-

278 C.NEAGA

tibilului gazos; în ambele cazuri temperatura teoretică a amestecului tinde asimptotic către temperatura teoretică a combustibilului gazos ( ). tgt ttn →∞→

Amestec format din cărbune şi păcură În cazul arderii amestecului format din cărbune şi păcură, ecuaţia (4.61)

devine

,kg/kJ,)tt,f(gpI2g)tt,f(gsI1g)mg01,01(

)tpt,f(gpI2g)st,f(gsI1g)mq01,01(

λ+λ−=

=λ+λ−

)62.4(

unde sunt, respectiv, participaţiile masice ale cărbunelui şi păcurii. Dacă

dacă

21 g,g

;tt,1g tst1 →→ .tt,1g tpt2 →→

4.3.4. Calculul temperaturii teoretice de ardere ţinând seama de disocierea unor componente ale gazelor La temperaturi ridicate în spaţiul de ardere (începând cu cea de 1500 oC) unele componente ale gazelor de ardere disociază, fiind astfel posibilă sesizarea vitezei reacţiei inverse; procesul are loc până la stabilirea echilibrului, stare proprie condiţiilor în care se găseşte sistemul reactant. Se va admite, în dezvoltarea care urmează, numai disocierea vaporilor de apă şi a dioxidului de carbon, conform reacţiilor (reacţiile se scriu astfel încât citite de la stânga la dreapta să fie cu dezvoltare de căldură)

1QO2H2O5,02H +⇔+ ; (4.63)

2Q2CO2O5,0CO +⇔+ , (4.64)

unde efectele termice au valorile hidrogen, 3N1 m/kJ10760Q = /kJ12644Q2 =

3Nm/ oxid de carbon. Expresiile constantelor de echilibru, folosind presiunile

parţiale ale componentelor sunt următoarele

( ) ( ) .

COp

5,0OpCOp

2COpK;

OHp

5,0OpHp

O2HpK

2

2

2

22 == (4.64)

În cazul arderii fără disociere (ardere completă cu exces de aer) compoziţia gazelor de ardere este următoarea

volume exprimate în , sau . Conform celor arătate la subcap.

,V;VV;VV 22222 NO;SOOH;CO

kg/m3N

3N

3N m/m


4.2.2 se calculează tabelul şi se trasează diagrama specială , din care se

poate calcula temperatura teoretică de ardere fără disociere.

( t,Ig λ )

Prin grad de disociere se înţelege raportul între volumul disociat şi volumul iniţial al componentului gazos respectiv (se poate exprima şi prin raport al molilor disociaţi şi numărul iniţial de moli), adică

;OHV/dOHVx 22= (4.65)

.COV/dCOVy 22= (4.66)

După disociere compoziţia gazelor de ardere se prezintă astfel:

- volumul de CO2 ;V)y1(2CO−

- volumul de H2O ;V)x1( OH2−

- volumul de H2 ;Vx OH2

- volumul de CO ;Vy 2CO

- volumul de SO2 ;V 2SO

- volumul de O2 ;Vy5,0Vx5,0V 222 COOHO ++

- volumul de N2 . 2NV

Volumul total al gazelor după disociere creşte devenind

( ) ,3Nm/3

Nm;kg/3Nm,COVy5,0OHVx5,0gVV

22++λ= (4.67)

unde este volumul înainte de disociere (suma celor cinci componente). ( )λgV

Presiunile parţiale ale componentelor rezultă din rapoartele

;V

RT4,22OHxV

Hp 22=

;V

RT4,22

COyV5,0OHxV5,0OV

Op 2222

++=

( );

VRT

4,22OHVx1

OHp 22

−=

;V

RT4,22

COyVCOp 2=

( )

.V

RT4,22COVy1

COp 22

−= (4.68)

280 C.NEAGA

După înlocuiri în (4.64) constantele devin

;5,0

pCOVy5,0OHVx5,0)(gVCOVy5,0OHVx5,0OV

x1x)O2H(pK

22

222⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

++λ

++

−= (4.69)

.5,0

pCOVy5,0OHVx5,0)(gVCOVy5,0OHVx5,0OV

y1y)2CO(pK

22

222⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

++λ

++

−= (4.70)

Pentru fiecare temperatură admisă, în tabele, se găsesc valorile constan-telor şi . Din rezolvarea sistemului (4.69 - 4.70) (presiunea

p este parametru variabil) se obţin gradele de disociere şi apoi, cu expresiile anterioare, se calculează compoziţia gazelor de ardere cu disociere; pentru un şir de valori admise ale temperaturii se calculează entalpia gazelor de ardere cu disociere şi se trasează diagrama specială

)OH(K 2p )CO(K 2p

( )t,Igd λ .

Ţinând seama de disocierea unor componente ale gazelor de ardere expresia de calcul a temperaturii teoretice (4.58) devine

,disQ)mq01,01(rfQmQchQ

)tdt,f(gdI)mq01,01()ot(oaumI)''

pf(

)''pt(o

aumI''p)mq01,01()2510fi(fWcoici

iiQ

−++++

+λ−=λ−λ+

⎢⎣⎡ +λ−+−++Δ+

)71.4( unde căldura chimică a componentelor carburante (H2 şi CO) din gazele de ardere, rezultate din disocierea vaporilor de apă şi a dioxidului de carbon are expresia

disQ

,3Nm/kJ;kg/kJ,COVy12644OHVx10760disQ 22 += (4.72)

unde x şi y sunt gradele de disociere la temperatura teoretică de ardere cu diso-ciere (calculul presupune folosirea interaţiei). tdt

Din (4.58) şi (4.71) rezultă dependenţa

(4.73) ,disQ)tdt,f(gdI)tt,f(gI +λ=λ

sau, dezvoltată

,disQtdtCOcCOVy5,0HcOHVx5,0

aciAanha01,0gc)f(gVttaciAanha01,0gc)f(gV

222+⎥⎦

⎤++

++⎢⎣⎡ λ=⎥⎦

⎤+⎢⎣⎡ λ

)74.4(

din care se constată că temperatura teoretică de ardere cu disociere este mai


mică faţă de cea obţinută la arderea fără disociere.

Fig. 4.25. Calculul temperaturii teoretice de ardere cu şi fără disociere, pentru păcură.

În fig. 4.25 se arată determinarea temperaturii teoretice în cazul arderii cu disociere a păcurii [4.3, pg.177]; în calcul s-a folosit proprietatea conform căreia la arderea fără disociere, sau cu disociere, entalpia totală (căldura fizică plus căldura chimică a reactanţilor, sau a produşilor), este constantă.

Din diagramă se constată că, pentru cazul analizat, . C68tt otdt =−

În tabelul 4.9 se prezintă gradul de disociere a dioxidului de carbon y şi a vaporilor de apă x, în funcţie de presiunea parţială a acestor componente şi temperatură; când temperatura creşte, gradul de disociere creşte; dacă presiunea creşte, gradul de disociere scade. Dacă se cunosc compoziţia gazelor şi temperatura teoretică de ardere fără

282 C.NEAGA

disociere, expresia (4.74) permite (prin iteraţii) să se găsească . tdt

Tabelul 4.9

Gradul de disociere a dioxidului de carbon y şi a vaporilor de apă x (10-2 x cu valoarea citită în tabel)

Temperatura gazelor de ardere [oC]

Pres

iune

a pa

rţia

lă [M

Pa]

Com

pone

ntul

dis

ocia

t

1500

1600

1700

1800

1900

2000

2100

2200

2300

2400

2500

y 0,6 2,2 4,1 6,9 11,1 18 25,9 36,6 47,6 59 69,1 0,003

x - 0,9 1,6 2,7 4,45 6,3 9,35 13,4 17,5 24,4 30,9 y 0,5 1,9 3,5 5,9 9,5 15,4 22,4 33,1 42,5 53,7 64,1

0,005 x - 0,8 1,35 2,25 3,8 5,35 7,95 11,5 15,4 21 26,8 y 0,5 1,7 3,1 5,2 8,5 13,9 20,3 30,3 39,2 50,2 60,6

0,007 x - 0,7 1,2 2 3,4 4,8 7,1 10,3 14,3 19,1 24,5 y 0,5 1,55 2,9 4,8 7,8 12,9 18,9 28,3 36,9 47,6 58

0,009 x - 0,63 1,12 1,85 3,1 4,45 6,55 9,6 13,3 17,7 22,7 y 0,5 1,45 2,6 4,4 7,2 11,8 17,3 26,1 34,3 44,6 55

0,012 x - 0,58 1,02 1,7 2,84 4 6 8,8 12,2 16,3 20,9 y 0,4 1,35 2,4 4 6,5 10,8 15,9 24,1 31,8 41,8 52

0,016 x - 0,54 0,9 1,53 2,6 3,65 5,45 7,95 11,1 15 19,3 y 0,4 1,3 2,2 3,7 6,1 10 14,9 22,6 30 39,6 49,7

0,020 x - 0,5 0,8 1,4 2,4 3,4 6,1 7,4 10,4 13,9 18 y 0,4 1,1 1,9 3,3 5,3 8,8 13,1 20,1 26,9 35,8 45,4

0,30 x - 0,46 0,73 1,25 2,1 2,95 4,55 6,5 9,1 12,2 15,9 y 0,4 0,95 1,75 3 4,9 8 12 18,5 24,8 33,3 42,6

0,40 x - 0,42 0,67 1,15 1,9 2,65 4,1 5,9 8,4 22,2 14,6

Se admite se calculează presiunile parţiale ale componentelor ;tt ttd <

;

COVy5,0OHVx5,0)f(gV

COV)y1(

COp

22

22 ++λ

−=


Fig. 4.26. Căldura specifică medie la presiune constantă a unor componente gazoase.

,

COyV5,0OHxV5,0)f(gV

OHV)x1(

OHp

22

22 ++λ

−=

începând cu valorile

;)f(gV/OHVOHp;)f(gV/COVCOp2222

λ=λ=

284 C.NEAGA

din tabelul 4.9 se determină gradele de disociere x şi y; se corectează şi 2COp

OH 2p ; se calculează (formula 4.72) şi se citesc căldurile specifice din

tabelele 2.13 şi 4.3 sau din fig. 4.26; se verifică dacă este satisfăcută identitatea (4.74); în caz contrar se reiau calculele.

disQ

Conform [4.16] temperatura teoretică de ardere este adiabată, atunci când în determinarea ei nu se ţine seama de disociere şi de pierderea de căldură în exterior, prin suprafaţa de referinţă; în cazul în care pierderea de căldură în exterior este nulă, dar se are în vedere disocierea gazelor, atunci temperatura produselor de reacţie se numeşte temperatură teoretică de ardere în focar. 4.4. Randamentul şi consumul de combustibil, în regim stabilizat de funcţionare, a unui generator de abur. 4.4.1. Determinarea randamentului unui generator de abur În exprimarea generală randamentul unui generator de abur(sau apă caldă) este raportul între căldura utilă şi căldura consumată, raport redat, de regulă, sub formă procentuală. Căldura utilă, în cazul unui generator este căldura preluată de agentul termic rece (diferenţa între debitele calorice ale agentului rece la ieşire şi intrare) la trecerea prin generator; în expresia finală a randamentului căldura utilă este diminuată cu debitele calorice sensibile (peste temperatura mediului ambiant) ale substanţelor introduse în generator. Căldura necesară preîncălzirii aerului de ardere nu este inclusă în căldură utilă, deoarece ea este preluată de aer de la gazele de ardere, în partea finală a generatorului şi introdusă în focar; ea este un debit caloric care circulă în interiorul suprafeţei de referinţă (fig. 4.1). Căldura consumată (numitorul expresiei randamentului) este căldura chimică introdusă cu combustibilul în generator; în cazul unui generator recuperator, căldura consumată este căldura fizică a gazelor de ardere reziduale ale surselor externe la intrarea în generator (în ipoteza că în generator nu are loc şi arderea suplimentară a unui combustibil).

4.4.1.1. Calculul randamentului prin metoda directă Metoda directă de calcul al randamentului impune evaluarea debitelor calorice schimbate (introduse şi ieşite) de generator - sistemul termodinamic - cu exteriorul. Expresia de bază este ecuaţia de bilanţ termic al generatorului : suma


debitelor calorice (fizice şi chimice) introduse în sistem este egală cu suma debitelor calorice (fizice şi chimice) care ies din sistem, ecuaţie scrisă pentru regimul stabilizat de funcţionare, adică

.''Q'Q∑ ∑= (4.75)

Pentru aceasta se aleg o suprafaţă de referinţă, o temperatură de referinţă (273 K) şi o presiune de referinţă (0,103 MPa), fig. 4.1. Debitele calorice introduse în sistem: - cu combustibilul

,kW),coiciiiQ(B +Δ+ (4.76)

unde B este debitul de combustibil introdus în generator, celelalte

mărimi v.subcap. 4.3.1;

;s/m;s/kg 3N

- cu aburul din necesităţi funcţionale (pulverizarea combustibilului)

;kW,)2510fi(fBW − (4.77)

- cu aerul de ardere

,kW,)ot(oaumI'

pefB)ot(oaumI)'

pt(oaumI'

pefB λ+⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −λ (4.78)

unde efB este debitul de combustibil care a ars efectiv, -coeficientul de

exces de aer la intrarea în generator; - temperatura aerului de ardere preîncălzit în exteriorul generatorului, cu o sursă străină generatorului, în preîncălzitorul prealabil de aer PPA,

'p;s/kg λ

'pt

oC; se foloseşte pentru evitarea coroziunii acide a preîncălzitorului de aer al generatorului; - temperatura mediului ambiant,

otoC. Primul termen al formulei (4.78) reprezintă căldura fizică în exces

(peste căldura fizică la temperatura mediului ambiant) a aerului de ardere la intrarea în sistem, kW; - cu aerul fals

,kW,)ot(oaumIefB λΔ (4.79)

unde - este inflitraţia totală de aer fals din mediul înconjurător (nu

se adaugă infiltraţia - scăparea - de aer fals în preîncălzitorul de aer ); se

poate scrie expresia coeficientului de exces de aer la evacuare

∑ λΔ=λΔ i

paλΔ

;'pev λΔ+λ=λ (4.80)

- cu apa de alimentare

286 C.NEAGA

,kW,'ei)pDnD( + (4.81)

unde sunt, respectiv, debitele nominal şi de purjă ale generatorului,

(în evaluarea debitului de alimentare trebuie ţinut seama şi de pierderile de

agent termic de lucru care au loc în circuitul termic al generatorului);

- entalpia apei la intrarea în generator,

pn D,D

s/kg

'ei ;kg/kJ

- cu aburul supus supraîncălzirii intermediare

,kW,'sii'

siD (4.82)

unde este debitul de abur la intrarea în supraîncălzitorul intermediar,

- entalpia lui,

'siD

;s/kg 'sii .kg/kJ

În calculele anterioare nu s-a ţinut seama şi de căldura dezvoltată în procesul de măcinare a cărbunelui, care este o parte a energiei electrice consumată de moară. Debitele calorice care ies din sistem:

- cu aburul supraîncălzit nominal cu purja, cu aburul supra-

încălzit intermediar, unde este debitul de abur care iese din supra-

încălzitorul intermediar, -entalpia aburului supraîncălzit nominal,

respectiv, a apei la saturaţie şi a aburului intermediar care iese din supra-încălzitor,

;iD nn ;iD 'p

,iD ''si

''si

''siD

''si

'n i,i,i;s/kg

;kg/kJ

- cu gazele de ardere evacuate (căldura fizică)

,kW,)evt,ev(gIefB λ (4.83)

unde este entalpia gazelor evacuate calculată pentru coeficientul de

exces de aer la evacuare şi pentru temperatura gazelor evacuate,

)t,(I evevg λ

3Nm/kJ;kg/kJ

- cu materialul solid, sau lichid evacuat prin pâlnia focarului (căldura fizică)

(4.84) ,kW,'czA/cziiAczaBcziczM =

unde este entalpia specifică a materialului căzut în pâlnia focarului, kJ/kg. czi

(S-au folosit expresiile 3.148, 3.149 şi 3.150);


,cztczcczi = (4.85)

unde este căldura specifică a materialului căzut, czc )K.kg/(kJ ; prin simetrie cu

formula (4.34) - temperatura materialului că-

zut, cz

'cza

'czcombcz t;)Accc(01,0c +=

oC; - căldura chimică a componentelor gazoase carburante evacuate cu gazele

de ardere (căldura pierdută prin ardere chimic incompletă) ;kW,chBQ (4.86)

- căldura chimică a componentei combustibile din materialul solid antre-nat de gazele de ardere şi căzut în pâlnia focarului (căldura pierdută prin arderea mecanic incompletă)

;kW,mBQ (4.87) - căldura pierdută prin radiaţie şi convecţie de pereţii generatorului în exterior

.kW,exBQ (4.88)

Înainte de a scrie ecuaţia de bilanţ termic (4.75) se fac câteva notaţii: - căldura utilă (variaţia conţinutului de căldură a agentului termic rece la trecerea prin generator)

;kW,'sii'

siD'ei)pDnD(''

sii''siD'ipDninDuQ −+−++= (4.89)

- debitul de căldură pierdută cu gazele de ardere evacuate din generator

;kW,coiB)ot(oaumIev)evt,ev(gIefBevBQ −⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ λ−λ= (4.90)

- căldura pierdută cu reziduurile îndepărtate prin pâlnia focarului

.kW,'czA/cziiAczaBrfBQ = (4.91)

Cu aceste notaţii ecuaţia de bilanţ termic al generatorului, în regim stabilizat de funcţionare (4.75) devine

∑+−−

−⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −λ−Δ−=

,kW,pQB)2510fi(fBW

)ot(oaumI)'

pt(oaumI'

pefBciBuQiiBQ

)92.4(

288 C.NEAGA

unde suma pierderilor de căldură care apar în funcţionarea unui generator, are expresia

,3Nm/kJ;kg/kJ,rfQexQmQchQevQpQ∑ ++++= (4.93)

în care, respectiv, s-au notat pierderea cu gazele de ardere evacuate, prin ardere chimic şi mecanic incompletă, în exterior şi cu reziduurile din focar. Conform recomandării ISO/R 889-1968, redată prin STAS 2605-73 [4.4], randamentul unui generator prin metoda directă se calculează cu expresia

.%,100iiBQ

)ot(oaumI)'

pt(oaumIefB'

p)2510fi(fBWciBuQ ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −λ−−−Δ−

=η (4.94)

Expresia (4.94) exprimă modul de calcul al randamentului brut al unui generator (ţine seama numai de pierderile de căldură proprii generatorului). Dacă se au în vedere consumurile de energie necesare antrenării unor utilaje, care fac parte din instalaţia de generator de abur, cum ar fi ventilatoarele de aer şi gaze de ardere, pompele de alimentare, morile pentru pregătirea prafului, alimentatoarele de praf, pompele de circulaţie, aparatele de curăţat suprafeţele de schimb de căldură, electromotoarele sistemului de automatizare a generatorului, consumul de abur al aparatelor de suflat şi pentru pulverizarea păcurii etc., atunci se poate calcula randamentul net al instalaţiei de generator de abur

,%,cpqnet −η=η (4.95)

unde consumurile proprii procentuale se calculează cu formula

.%,)iiBQ/(cpQ100cpq = (4.96)

Căldura utilă este preluată de agentul termic rece (apă, emulsie apă-

abur, abur) de la gazele de ardere în diferite schimbătoare de căldură ale generatorului, fig. 4.27.

uQ

Prin tema de proiectare se dau parametrii nominali ai generatorului

(după ventilul principal, fixat la ieşirea din ultima treaptă a

supraîncălzitorului); pe baza datelor statistice se admit pierderile de presiune ale agentului rece în diferite schimbătoare ale generatorului, rămânând ca după proiectare să se verifice valoarea pierderii reale de presiune; în final se stabilesc

nnn t,p,D


debitele şi ceilalţi parametri de stare ai agentului de lucru la intrarea/ieşirea în/din schimbătorul respectiv. Având în vedere modelul (schema desfăşurată a circuitului termic al unui generator cu circulaţie naturală) fizic din fig. 4.27 se poate scrie expresia

căldurii utile

Fig. 4.27. Schema desfăşurată a circuitului termic al unui generator de abur cu circulaţie naturală: E-economizor; SV-sistem vaporizator; SR-supraîncălzitor de radiaţie; SC1,SC2-supraîncălzitor de convecţie(treptele 1 şi 2) ; RA-răcitor de amestec; SI-supraîncălzitor

,kW,siQsQsvQeQuQ +++= (4.97)

unde, respectiv, termenii reprezintă căldura schimbată în economizor, în sistemul vaporizator, în supraîncălzitorul primar şi în supraîncălzitorul intermediar, (aici toate schimbătoarele s-au admis că sunt realizate într-o singură treaptă; în caz contrar, debitele calorice schimbate se calculează pentru fiecare treaptă, fig. 4.28).

kW

Debitul de căldură schimbată în economizor

,kW,)'ei

''ei)(iDpDnD(eQ −−+= (4.98)

unde este entalpia agentului de lucru la ieşirea din economizor,''ei kg/kJ

(valoarea se stabileşte în funcţie de tipul economizorului, cu sau fără fierbere); -debitul de injecţie necesar reglării temperaturii aburului supraîncălzit, ; valoarea lui se admite sau se determină din ecuaţia de bilanţ termic al răcitorului RA (în acest caz se admite diferenţa de temperatură

)

''ei

iDs/kg

C30~tt o'2

''1 −

290 C.NEAGA

( ) ;kW,'2inD'

eiiD''1iiDnD =+− (4.99)

- căldura schimbată în sistemul vaporizator

,kW,)''ei'i(pD)''eii)(iDnD(svQ −+−−= (4.100)

unde entalpia aburului saturat umed

,kg/kJ,'i)x1(''ixi −+=

Fig.4.28. Schema circuitului termic al generatorului de abur cu străbatere unică

(Romania); 1-economi-zor;2-vaporizator; 3-separator; 4-supraîncălzitor I; 5-ţevi de susţinere; 6-răcitor de amestec I;7-supraîncălzitor II; 8-răcitor de amestec II; 9-supraîncălzitor III; 10-supraîncălzitor in-termediar I; 11-răcitor de amestec III; 12-supraîncălzitor intermediar II.

;Co540/540nt;bari48/198np;s/kg5,287h/t1035nD ====

(titlul aburului se admite în funcţie de sistemul de reţinere a picăturilor de apă din abur, montat în tambur, 98,0~x ); -debitul de purjă, ~ (0,02…0,004) DpD n,

kg/s;


- căldura schimbată în supraîncălzitoarele primare

;kW,scQscQsrQsQ;)'2ini(nDscQ

;)'1i

''1i)(iDnD(scQ;)i'

1i)(iDnD(srQ

212

1

++=−=

−−=−−=

)101.4( - căldura schimbată în supraîncălzitorul intermediar

.kW,)'2i

''sii(siDsiQ −= (4.102)

Dacă se însumează expresiile (4.98), (4.100), (4.101), (4.102) şi se ţine seama de (4.99), rezultă egalitatea (4.89).

4.4.1.2. Calculul randamentului prin metoda indirectă Calculul randamentului prin metoda indirectă are la bază evaluarea tuturor pierderilor de căldură care apar în funcţionarea unui generator. Dacă în ecuaţia de bilanţ termic al generatorului (4.92) se înlocuieşte suma pierderilor cu (4.93)

şi apoi ambii membri se înmulţesc cu raportul şi se ţine seama de

(4.94) se obţine expresia randamentului pe cale indirectă

iiBQ/100

,%,rfqexqmqchqevq100pQ100 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++++−=−=η ∑ (4.103)

unde pierderile procentuale de căldură se calculează cu rapoartele: - pierderea de căldură cu gazele de ardere evacuate, %;,Q/Q100q i

ievev =

- pierderea prin ardere incompletă chimic %;,Q/Q100q iichch =

- pierderea prin ardere incompletă mecanic %;,Q/Q100q iimm =

- pierderea de căldură prin pereţi în exterior %;,Q/Q100q iiexex =

- pierderea cu reziduurile din focar .%,Q/Q100q iirfrf =

La proiectarea unui generator, calculul randamentului se face prin metoda indirectă (4.103). În acest caz unele pierderi ( ) se aleg statistic, funcţie de combustibil, de modul lui de ardere şi de debitul generatorului (tabelul 4.1 şi fig. 4.40); celelalte (

exmch q,q,q

rfev q,q )se calculează, cum se va vedea. Valoarea randamentului fiind cunoscută, din (4.94) rezultă consumul de combustibil. În cazul verificării funcţionării unui generator în exploatare, sau când este supus probelor şi încercărilor, randamentul se poate calcula prin ambele metode; se apelează în această situaţie la rezultatele măsurătorilor directe asupra parametrilor celor doi agenţi termici cald şi rece, precum şi la analiza gazelor de

292 C.NEAGA

ardere (mai comodă, datorită simplităţii, în acest ultim caz este determinarea randamentului prin metoda indirectă).

4.4.2. Calculul pierderilor de căldură; măsuri de micşorare a lor 4.4.2.1. Pierderea de căldură prin ardere incompletă mecanic Această pierdere de căldură este proprie arderii combustibililor solizi şi se datoreşte, atât unor cauze constructive, cât şi funcţionale. În dezvoltarea care ur- mează se admit două modele fizice, arderea pe grătar (fig. 4.29,a) şi arderea sub formă pulverizată (fig. 4.29,b).

Fig. 4.29. Modele fizice ale pierderii de căldură prin ardere incompletă mecanic: a - arderea cărbunelui în strat pe grătar; b- arderea cărbunelui în stare pulverizată.

La arderea cărbunelui pe grătar (fig. 4.29,a) bucăţile mici de cărbune (cu dimensiuni mai mici decât spaţiile dintre barele de grătar) cad în pâlnie printre barele de grătar; altele sunt acoperite de zgură şi cenuşă şi deci nearse, cad împreună în pâlnia focarului. Dacă viteza de insuflare a aerului sub barele de grătar este mai mare decât cea critică (viteza critică este viteza maximă la care se menţine încă stabilitatea stratului de cărbune pe grătar), atunci particulele fine de cărbune sunt antrenate din strat şi dacă trec prin camera focarului fără să fi ars, atunci căldura lor chimică este pierdută pentru generator. În cazul arderii combustibilului solid pulverizat (fig. 4.29,b) cele trei posibilităţi de pierderile de particule nearse se menţin: particulele de cărbune cu dimensiuni mari (mai mari decât dimensiunea optimă) nu pot si susţinute în curentul gazos (aer şi gaze de ardere) şi cad în pâlnia focarului; particulele de cenuţă topită, sau în stare plastică, se lipesc de particulele de cărbune nearse şi


formează conglomerate, care datorită greutăţii cad în pâlnie micşorând astfel căldura chimică utilă introdusă cu cărbunele în focar; de asemenea, particulele fine pot fi antrenate de curentul de gaze şi sustrase arderii. Căldura chimică a combustibilului solid căzut în pâlnia focarului, aglomerat în zgură şi cenuşă şi antrenat din spaţiul de ardere constituie pierderea de căldură prin ardere incompletă mecanic. Din cele arătate pierderea de căldură prin ardere incompletă mecanic are


două componente: căldura chimică a cărbunelui colectat în pâlnia focarului (căzut şi aglomerat în zgură şi cenuşă) şi a combustibilului antrenat de gazele de ardere, adică

kg/kJ,mantQmczQmQ += (4.104)

şi se referă la un kg de cărbune introdus în generator (sistem). Exprimarea pro-centuală este următoarea

,%,mantqmczqiiQ/mQ100mq +== (4.105)

unde

.%,iiQ/mantQ100mantq;i

iQ/mczQ100mczq == (4.106)

La proiectarea generatoartelor de abur (sarcină nominală) valoarea pier-derilor procentuale prin ardere incompletă mecanic se admite statistic (tabelul 4.1) în funcţie de combustibil şi de modul de ardere a lui; în exploatarea generatoarelor ea se calculează pe baza unor măsurători (v.subcap. 3.4.2.1 şi 3.4.2.4); antcz M,M -debitul de substanţă căzută şi colectată în pâlnia focarului,

respectiv, antrenată de gazele de ardere, - procentele, respectiv, de cărbune fix din substanţa căzută şi antrenată, de cenuşă din substanţa căzută şi antrenată, %.

'ant

'cz

'ant

'cz A,A,C,C;s/kg

antcz'ant

'ant

'cz

'cz a,a;100AC;100AC =+=+ - fracţia de cenuşă căzută,

respectiv, antrenată; .1aa antcz =+

Ţinând seama de sensul fizic al pierderii de căldură prin ardere incompletă mecanic cu substanţa căzută şi colectată în pâlnia focarului se poate scrie

kg/kJ,)B100/(czM'czCCQmczQ = introdus . (4.107)

Particulele de cărbune (căzute, aglomerate în zgură şi cenuşă, antrenate de gazele de ardere), înainte de a fi sustrase arderii au trecut prin fazele de uscare şi degajare a volatilelor; deci, ele părăsesc spaţiul de ardere ca particule de cocs. Partea combustibilă a cocsului - cărbunele fix - are puterea calorifică dată

.kg/kJ32700Qc =

Din expresia fracţiei de cenuşă căzută în pâlnia focarului

(4.108) ,)BiA/(czM'czAcza =

294 C.NEAGA

se scoate raportul care introdus în (4.107) conduce la expresia ,B/Mcz

).'czC100/('

czCiAcza327'czA/'

czCiAcza327mczQ −== (4.109) Analog se deduce pierderea de căldură prin ardere incompletă mecanic cu cărbunele antrenat de curentul fazei gazoase

.kg/kJ,)'antC100/('

antCiAanta327mantQ −= (4.110)

Cunoscându-se pierderile efective de căldură (4.109 şi 4.110), cu ajutorul formulelor (4.106) se pot deduce pierderile procentuale de căldură prin ardere incompletă mecanic. Datorită pierderilor prin ardere incompletă mecanic, rezultă că nu tot com-bustibilul solid introdus în generator dezvoltă căldură; se impune deci introducerea noţiunii de debit de cărbune care arde efectiv. Ţinând seama de sensul fizic al căldurii pierdute prin arderea incompletă mecanic se poate scrie egalitatea debitelor calorice

,kW,BiiQmBQ Δ= (4.111)

unde este debitul de cărbune care nu arde datorită pierderilor, adică

BΔ.BBB ef−=Δ

Din (4.111) se obţine debitul de cărbune care arde efectiv şi pentru care trebuie, în consecinţă, introdus aer; gaze de ardere vor rezulta, de asemenea în urma arderii acestui debit, concluzii care deja au fost folosite în subcapitole anterioare (4.3.1)

( ) .s/kg,Bmq01,01efB −= (4.112)

În fig. 4.30 se arată distribuţia cenuşii rezultate din arderea combustibilului solid: o parte cade în pâlnia focarului, iar cealaltă parte este antrenată de gazele de ardere. Fracţia de cenuşă antrenată depinde de modul de ardere a cărbunelui: la arderea pulverizată cu evacuarea solidă a cenuşii,

;85,0...7,0aant = la arderea pe grătar .2,0...1,0aant =

Valoarea pierderilor de căldură prin ardere incompletă mecanic este determinată de o serie de factori: necorespondenţa între structura granulometrică a cărbunelui în strat şi interstiţiile dintre barele de grătar (procentul prea mare de mărunt în combustibilul introdus pe grătar duce la mărirea cantităţii de cărbune căzut, sau antrenat). Această dependenţă între pierderi şi caracteristica granulometrică este valabilă şi la arderea sub formă


Fig. 4.30. Distribuţia cenuşii la arderea cărbunelui pulverizat

pulverizată a combustibilului solid; depăşirea temperaturii în strat, sau în camera de ardere duce la înmuierea cenuşii şi mărirea cantităţii de cărbune aglomerat în

Fig. 4.31. Dependenţa pierderilor de căldură prin ardere incompletă mecanic de

coeficientul de exces de aer - conmcV;fλ ţinutul de volatile cu referire la masa combustibilă a cărbunelui, %.

296 C.NEAGA

zgură şi deci sustras arderii; de asemenea mărimea pierderii este influenţată de aerodinamica focarului, de conţinutul de substanţe volatile, de timpul de staţionare a particulelor în focar şi de valoarea coeficientului de exces de aer la sfârşitul focarului, fig. 4.31.

Ligniţii indigeni, datorită conţinutului ridicat de xilită se macină neuniform. Partea lemnoasă se găseşte în praful care părăseşte moara sub formă de aşchii cu dimensiuni echivalente mult peste valoarea optimă a diametrului,

fapt ce face ca pierderile să fie mari. Pentru a diminua aceste pierderi se

practică diferite soluţii; o soluţie care a dat rezultate satisfăcătoare constă în montarea în pâlnia focarului a grătarelor postaredere, astfel că substanţa căzută din focar continuă să ardă pe grătar. Metoda atrage după sine şi schimbarea spectrului izotermelor în focar cu consecinţe asupra arderii în ansamblu şi asupra schimbului de căldură în focar, fig. 4.32.

mczq

4.4.2.2. Pierderea de căldură cu gazele de ardere evacuate Gazele de ardere evacuate

părăsesc sistemul (generatorul) cu o temperatură mai mare decât tempe-ratura mediului ambiant; căldura lor fizică (sensibilă) reprezintă o pierdere pentru instalaţie. Expresia de calcul al pierderii de căldură cu gazele de ardere evacuate, pentru generatoarele care folosesc cărbune şi sisteme închise de pregătire a prafului şi pentru generatoarele care folosesc păcură sau gaze naturale, rezultă din formulele (4.90) şi (4.112) (în ecuaţia de bilanţ termic al generatorului s-a admis temperatura de referinţă egală cu 0oC).

Fig. 4.32. Schema unui focar pentru arderea cărbunelui pulverizat prevăzut cu grătare postardere: A - arzătoare pentru praf de cărbune; GP - grătare postardere.

(4.113) ;3Nm/kJ;kg/kJ,coi)]ot(o

aumIev)evt,ev(gI)[mq01,01(evQ −λ−λ−=

(4.114) ,%,iiQ/evQ100evq =


unde mq este pierderea procentuală de căldură prin ardere mecanic incompletă,

%; - entalpia gazelor de ardere evacuate, dependentă de coeficientul

de exces de aer la evacuare

( evevg t,I λ )

evλ şi temperatura gazelor de ardere evacuate

- entalpia aerului umed teoretic calculată pentru

temperatura mediului ambiant t

;kg/kJ,tev ( ooaum

3N tI;m/kJ )

o,kJ/kg; kJ/ (4.52); -puterea calori-

fică inferioară a combustibilului, ;i

3Nm )Q(Q um

iii

3Nm/kJ;kg/kJ co - v.expresia (4.52).

La proiectarea generatoarelor, sau a oricărei instalaţii de ardere, pierderea de căldură cu gazele de ardere evacuate se calculează cu expresiile precedente (4.113; 4.114) considerând arderea completă cu exces de aer (4.11; 4.13); în exploatarea generatoarelor această pierdere, de asemenea se calculează pe baza măsurătorilor efectuate (subcap.4.2.4).

Pentru un generator de abur pierderea de căldură cu gazele de ardere

evacua te are valoarea cea mai mare , fapt ce ridică problema

găsirii de soluţii pentru micşorarea lor.

%11...4qev =

Din expresia de definire (4.113) se constată că această pierdere scade când temperatura gazelor evacuate şi coeficientul de exces de aer la evacuare scad. Scăderea temperaturii gazelor se realizează prin montarea în canalele de gaze ale generatorului a unor schimbătoare de căldură suplimentare. Se admite următoarul model fizic: generatorul de abur are suprafaţa finală de schimb de căldură realizată din prima (sau singura) treaptă a economizorului E1 (în sensul curgerii apei de alimentare); aceasta este varianta întâi, varianta de bază, sau de referinţă. În aceste condiţii de execuţie a generatorului se asigură pentru gazele evacuate temperatura tg (pentru această variantă temperatura gazelor poate fi şi cea minimă, tgmin ). Se montează după E1 (în sensul curgerii gazelor) schimbătorul suplimentar, care în analiza următoare se consideră un preîncălzitor de aer, prima sau singura lui treaptă PA1 (în sensul deplasării aerului de ardere); aceasta este varianta a doua, de analiză. Se va arăta că în această execuţie a generatorului, ţinând seama de legile schimbului de căldură, temperatura gazelor evacuate va scădea faţă de tg , dar ea nu poate fi micşorată oricât şi că deci există o temperatură minimă de evacuare a gazelor de ardere,

care depinde în mare măsură de temperatura apei de alimentare , fig. 4.33. 'et

Pentru a calcula temperatura de evacuare minimă se scrie ecuaţia de bilanţ

298 C.NEAGA

a. b. Fig. 4.33. Determinarea temperaturii minime de evacuare a gazelor de ardere: a - modelul fizic al schimbătorului suplimentar; b - variaţia temperaturii agenţilor termici cu suprafaţa de schimb.

termic al preîncălzitorului de aer PA1: căldura cedată de agentul cald este egală cu căldura primită de agentul rece - se neglijează pierderea de căldură în exterior pentru zona preîncălzitorului de aer - (ecuaţia se scrie pentru regimul stabilizat de funcţionare; se admite temperatura de referinţă egală cu 0oC)

.)'pt,'

p(aumI)pit,pi(aumI)evt,ev(gI)gt,g(gI λ−λ=λ−λ (4.115)

Dacă se neglijează entalpia cenuşii antrenate (în cazul arderii combustibililor solizi) ecuaţia (4.115) devine

,)'ptpit(aumc)p(aumV)evtgt(gc)g(gV −λ=−λ (4.116)

unde )(5,0 evgg λ+λ=λ este coeficientul mediu de exces de aer al gazelor de

ardere în zona preîncălzitorului; )(5,0 pi'pp λ+λ=λ - coeficientul mediu de

exces de aer al debitului de aer; - valoarea intermediară a coeficientului de

exces de aer, ; căldura specifică medie, între şi

la presiune constantă a gazelor de ardere, respectiv a aerului umed, între şi

piλ

),( ''p

'ppi λλ∈λ −aumg c,c gt evt

'pt

)K.m/(kJ,t 3Npi .


Se notează raportul

,]gc)g(gV/[aumc)p(aumV λλ=ω (4.117)

care este întotdeauna subunitar; astfel, pentru condiţii reale de funcţionare a preîncălzitoarele de aer (valori medii ale temperaturii şi ale coeficienţilor de exces de aer în zona preîncălzitorului) 45,0~ϖ la arderea gazului de gazogen;

6,0~ la arderea lignitului cu conţinut ridicat de balast; la arderea păcurii; la arderea gazului natural.

75,0~

8,0~ Din (4.116) rezultă

(4.118) .Co,)'ptpit(gtevt −ω−=

Pentru a micşora tev trebuie ca temperatura gazelor la intrarea în preîncălzitor tg să scadă şi temperatura aerului la ieşire tpi să crească.. Deoarece ω este subunitar este mai eficient a scădea întâi valoarea tg şi apoi să crească tpi. Ţinând seama de sensul schimbului de căldură în cele două schimbătoare E1 şi PA1 ,valorile limită ale celor două temperaturi sunt

;get'etmingt Δ+= (4.119)

,gptget'etgptmingtmaxpit Δ−Δ+=Δ−= (4.120)

unde diferenţele de temperaturi între agentul cald şi rece la ieşirea din economizor şi, respectiv, intrarea în preîncălzitor au valorile economice

, [4.5], valori care asigură încă mărimi optime

ale densităţilor fluxurilor termice în schimbătoarele respective.

~t;C,40~t gpo

ge ΔΔ C,30...25 o

După înlocuiri, temperatura minimă a gazelor de ardere evacuate devine

,Co,)'ptgptget'

et(get'etevt

min−Δ−Δ+ω−Δ+= (4.121)

expresie care evidenţiază efectul determinant al temperaturii apei de alimentare şi al combustibilului asupra valorii ei. Dacă nu sunt motive speciale, cum ar fi evitarea coroziunii preîncălzitorului de aer la arderea combustibililor care conţin sulf şi compoziţia

lor chimică, , unde este temperatura mediului ambiant, astfel că

temperatura gazelor evacuate atinge un minim minimorum.În cazul în care

preîncălzitorul de aer este construit într-o singură treaptă , atunci .

o'p tt = ot

''ppi tt =

300 C.NEAGA

Într-o dezvoltare ulterioară se va arăta modul de determinare a

temperaturii de preîncălzire prealabilă a aerului , în exteriorul generatorului,

care să conducă la evitarea coroziunii acide a preîncălzitorului de aer.

'pt

După cum s-a arătat, a doua cale de micşorare a căldurii pierdute cu gazele evacuate constă în scăderea coeficientului de exces de aer la evacuare, adică în reducerea volumului de gaze evacuate, volum calculat pentru fiecare unitate de combustibil ars în focarul generatorului. Dar

(4.122) ,evffev −λΔ+λ=λ

unde evf −λΔ sunt infiltraţiile de aer fals de la sfârşitul focarului până la

evacuare; micşorarea coeficientului de exces se face prin micşorarea lui evλ

fλ şi a înfiltraţiilor.

Scăderea la proiectarea generatorului, în limite raţionale, a excesului de aer la sfârşitul focarului şi reducerea infiltraţiilor de aer fals în focar în exploatarea generatorului au consecinţă imediată în reducerea pierderii de

căldură cu gazele evacuate. Influenţa scăderii lui fλ este dublă: în primul rând

dacă fλ scade, scade şi deci se micşorează volumul gazelor evacuate, ceea

ce conduce la reducerea pierderii ; în al doilea rând, dacă

evλ

evq fλ scade,

scade. Această ultimă dependenţă se explică prin aceea că la scăderea lui

evt

fλ ,

temperatura medie în focar creşte, schimbul de căldură prin radiaţie în focar se

intensifică şi gazele de ardere la ieşirea din focar au temperatura ft mai mică;

dacă tf scade, atunci şi scade. După cum se va arăta, coeficientul de exces de

aer influenţează şi valoarea pierderilor prin ardere incompletă chimic .

Ţinând seama de dependenţele între aceste două pierderi şi coeficientul

evt

fλ chq

fλ ,

rezultă pentru aceasta o valoare optimă, fig. 4.34. Micşorarea infiltraţiilor de aer fals (4.122)se asigură prin măsuri constructive şi de exploatare. Astfel construcţia îngrijită a instalaţiei, etanşarea orificiilor de trecere a ţevilor prin pereţii canalelor generatorului, a uşilor de


vizitare şi acces, a armăturii de fixare a aparatelor de măsură şi control, verificarea etanşeităţii preîncălzitorului de aer etc., toate acestea duc la scăderea

lui . Dar reducerea infiltraţiilor are şi un alt efect, indirect asupra scăderii

şi anume reducerea temperaturii gazelor de ardere evacuate.

evλ

evqDacă infiltraţiile scad, temperatura locală a gazelor de ardere creşte şi

astfel densitatea fluxului termic între cei doi agenţi termici este relativ mai mare, ceea ce conduce la scăderea temperaturii gazelor la ieşirea din generator. (După cum se arată în [4.6] variaţia temperaturii gazelor evacuate depinde, atât de mărimea infiltraţiei, cât şi de locul, în lungul canalelor generatorului, unde se constată infiltraţia.

Astfel pentru suprafeţe tip economizor creşterea infiltraţei în gaze cu

conduce la creşterea temperaturii , iar infiltraţia în gaze C400...350t og > evt

Fig. 4.34. Variaţia pierderilor procentuale de căldură q , q şi ev ch

mq cu coeficientul de exces de aer la sfârşitul focarului, . fλ

mai reci determină scăderea temperaturii ; pentru preîncălzitorul de aer

infiltraţia în oricare loc al traseului gazelor conduce la scăderea temperaturii

).

evt

evt

302 C.NEAGA

La arderea cu suprapresiune infiltraţiile de aer fals sunt minime şi

anume egale cu scăpările de aer în preîncălzitorul de aer; din acest unghi de vedere asemenea generatoare sunt mai avantajoase faţă de cele cu arderea cu o uşoară depresiune.

evf −λΔ

În exploatarea generatoarelor de abur sau de apă fierbinte, datorită depunerilor de cenuşă pe suprafeţele de schimb de căldură, densitatea fluxului de căldură între cei doi agenţi termici sacade, ceea ce determină creşterea temperaturii gazelor evacuate, fig. 4.35, influenţând negativ consumul de combustibil. De aceea se impune menţinerea curată a schimbătoarelor generatorului prin introducerea unui regim regulat de curăţire a lor cu ajutorul unor aparate (suflătoare) destinate acestui scop.

Fig. 4.35. Creşterea temperaturii gazelor evacuate datorită depunerilor de cenuşă pe ţevile schimbătoarelor: τ1 – durata de funcţionare; Δτ - durata curăţirii.

Dependenţa pierderii de sarcina generatorului este arătată în fig. 4.36. evq

S-au notat: D – sarcina curentă a generatorului, ; Ds/kg n - sarcina nominală, ; (D/Ds/kg n)100 – sarcina procentuală, %. Debitul Dmin reprezintă sarcina

generatorului pentru care pierderea este minimă. evqDacă temperatura la sfârşitul focarului şi la evacuare cresc,

ceea ce determină creşterea pierderii ; dacă evminDD >

evq evminDD < , infiltraţiile de aer

cresc, creşte şi deci creşte (expresiile 4.4 – 4.7). evλ evq


Temperatura minimă de evacuare a gazelor de ardere dedusă din condiţii de schimb de căldură şi de evitarea coroziunii acide a preîncălzitorului de aer se com-pară cu temperatura optimă de evacuare a gazelor dedusă dintr-un calcul tehnic şi economic al instalaţiei de generator de abur, calcul care ia în considerare toate efectele pozitive şi negative, constructive şi funcţionale ale variaţiei temperaturii gazelor evacuate asupra instalaţiei de generator, în ansamblu, fig. 4.37. Temperatura optimă de evacuare a gazelor rezultă din minimizarea cheltuielilor anuale de calcul, determinare care de regulă se face grafic,

funcţiile analitice fiind prea complexe. La variaţia temperaturii de evacuare se schimbă cheltuielile cu combustibilul şi metalul necesar realizării

Fig. 4.36. Variaţia pierderilor de căldură şi a randamentului unui generator cu sarcina.

304 C.NEAGA

schimbătoarelor generatorului. Dacă t ev creşte cheltuielile cu metalul scad

(curba 1, fig. 4.37), iar cele cu combustibilul cresc (curba 2, fig. 4.37). Cheltuielile anuale de calcul C se calculează cu expresia

Fig. 4.37. Determinarea tehnico-economică a temperaturii optime de evacuare a gazelor de ardere: 1- cheltuieli cu metalul; 2- cheltuieli cu combustibilul;

3- cheltuieli anuale de calcul; Δt- domeniul recomandat pentru . optevt

,an/lei,nIEC += (4.123) unde E reprezintă cheltuielile anuale de exploatare, lei/an; I- investiţiile, lei; n- coeficientul normat de utilizare a investiţiilor, ani-1.

(4.124) ,an/lei,IaanBcbpE +=

unde este consumul anual de combustibil, - costul

combustibilului, lei/kg; a – coeficient de amortizaţii , de reparaţii curente etc., ani

anB cbp;an/kg

-1. Într-o analiză atentă trebuie ţinut însă seama de influenţa temperaturii de evacuare şi asupra mărimii instalaţiilor de tiraj, asupra consumului de energie pentru vehicularea agenţilor termici cald şi rece peste şi prin schimbătoare


variabile, asupra instalaţiilor de depoluare şi asupra coşului de evacuare a gazelor de ardere etc.


În jurul temperaturii , cheltuielile anuale de calcul depind puţin de

valoarea temperaturii gazelor evacuate şi astfel, în funcţie de aspectele eco-nomice concrete, cum ar fi deficitul de metal, sau de combustibil, temperatura de evacuare se alege mai mare sau mai mică decât valoarea ei optimă.

optevt

Asupra temperaturii optime de evacuare a gazelor umiditatea combusti-bilului are influenţă considerabilă: cu cât umiditatea e mai mare, cu atât temperatura creşte. Explicaţia rezidă în creşterea volumului gazelor de ardere cu

mărirea umidităţii combustibilului şi deci mărirea pierderilor de căldură ; de asemenea la creşterea umidităţii, căldura specifică a gazelor creşte. Orientativ temperatura optimă a gazelor evacuate este cuprinsă între 110

evq

oC şi 160oC, ea crescând cu creşterea umidităţii combustibilului, tabelul 4.10 şi depinde de combustibil, de preţul lui, de parametrii nominali, de temperatura apei de alimentare.

Tabelul 4.10

Temperatura recomandată a gazelor de ardere evacuate a. În cazul arderii combustibililor solizi

Presiune medie Presiune înaltă Presiune

supracritică Combustibilul

Co150'et

MPa64np

=

−=

Co215'

et

MPa128np

=

−=

Co235'

et

MPa1814np

=

−=

Co265'

et

MPa24np

=

=

110-120 120-130 120-130 130-140 Uscat

]MJ/kg[%.7,0rapW ≤ 110 110 110 110

120-130 140-150 140-150 150-160 Umed

]MJ/kg[%.51rapW −= 110-120 120-130 120-130 130-130

130-140 160-170 160-170 170-180 Cu multă umiditate

]MJ/kg[%.5rapW > - - - -

306 C.NEAGA

Tabelul 4.10 (continuare) b. În cazul arderii păcurii şi a gazului natural

Combustibilul ]Co[evt

Păcură cu conţinut ridicat de sulf , %2icS > 150-160

Păcură cu conţinut de sulf, %25,0icS −= 130-140

Păcură cu conţinut redus de sulf, %5,0icS < 110-120

Gaz natural 110-120 Gaz de gazogen, de cocserie, de furnal 160-220

Notă: În cazul deşeurilor de lemn ; pentru generatoarele de apă fierbinte

;Co190...170~evt

.Co220...200~evt

Evacuarea gazelor cu asemenea temperatură reprezintă o pierdere de căl-dură considerabilă; de aceea se caută soluţii de folosire a căldurii reziduale a gazelor, în afara generatorului, cum ar fi schimbătoare de amestec (economizoare de contact)[4.7]. Pentru calcule rapide se poate folosi formula semiempirică

,%,bev

otevevt)CKev)(mq01,01(01,0evq ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+λ

λ−+λ−= (4.125)

unde coeficienţii K,C şi b depind de combustibil şi de umiditatea raportată a acestuia, tabelul 4.11.

Tabelul 4.11 Valorile coeficienţilor K,C şi b pentru calculul pierderii qev

Combustibilul K C b Antracit, cărbuni săraci în volatile

53,3~rapW02,05,3 + 38,0~rapW04,032,0 +

0,12

Huile rapW02,05,3 + rapW04,04,0 + 0,14*

Cărbuni bruni rapW021,046,3 + rapW042,051,0 + rapW012,019,0 +

Şisturi rapW021,045,3 + rapW043,065,0 + rapW011,016,0 +

Lemne rapW02,033,3 + rapW044,08,0 + rapW01,025,0 +

Păcură ~3,5 ~0,45 0,13 Gaze naturale 3,53 0,60 0,18 Gaze de sondă 3,52 0,62 ~0,18 Dacă Wrap≥2, atunci b=0,12+0,014Wrap.


De asemenea pot fi folosite şi următoarele relaţii, care se referă şi la combustibili gazoşi inferiori:

- h > 1

( ) %;,maxt/EK1h'C)otevt(100evq ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −+−= (4.126)

- h< 1

,%,maxt/'hC)otevt(100evq −= (4.127) unde mărimile care intervin se găsesc în tabelele 4.12 şi 4.13, iar

)4CHCO2CO/(max2COh ++= (4.128)

este funcţie de compoziţia gazelor de ardere evacuate; la proiectarea generatoarelor CO=0; CH4=0, cu toate că se admite o valoare pentru pierderea

prin ardere incompletă chimic şi CO2=100 . )(V/V evgCO2λ

Tabelul 4.12

Mărimi de calcul al pierderilor evq

Combustibilul gazos ]Co[

maxt

]3Nm/kJ[

anhiQ

[%]

max2CO E

Gaz de apă Gaz lichid Gaz de cocs Gaz natural Gaz de furnal Gaz de generator Gaz de sondă

2210 2110 2120 2040 1500 1670 2030

10470 104700 18000 35590 3940 5025 46060

21 14

10,5 11,8 25 20 13

0,81 0,85 0,79 0,81 0,97 0,91 0,83

4.4.2.3. Pierderea de căldură prin ardere incompletă chimic La arderea tuturor combustibililor, în gazele de ardere evacuate se pot găsi

componente gazoase carburante, cum ar fi . Căldura

chi-mică a acestor componente este pierdută pentru generator, aceasta fiind de fapt sensul pierderilor de căldură prin ardere incompletă chimic. De remarcat că, conţinutul de căldură fizică (sensibilă) a acestor componente constituie pierdere de căldură cu gazele evacuate şi valoarea ei este inclusă în expresia de calcul al

pierderii .

∑ %,HC,SH,H,CO nm22

evq

308 C.NEAGA

Tabelul 4.13

Mărimi de calcul al pierderilor evqC´ K C´ K

Combustibilul gazos Temperatura [oC] natural, de sondă, lichid, de

cocsificare, de oraş de generator, de aer,

gaz de furnal 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

0,82 0,83 0,84 0,86 0,87 0,88 0,89 0,90 0,91 0,92

0,78 0,78 0,79 0,80 0,81 0,82 0,83 0,83 0,84 0,85

0,83 0,84 0,86 0,87 0,88 0,90 0,91 0,92 0,93 0,94

0,79 0,79 0,80 0,81 0,82 0,83 0,84 0,85 0,86 0,87

Cauzele apariţiei pierderii de căldură prin ardere incompletă chimic rezidă în insuficienţa aerului introdus în focar, sau când acesta este introdus în cantitate suficientă, chiar în exces, în realizarea imperfectă a amestecului între combustibil şi oxidant (se datoreşte, atât arzătorului, cât şi aerodinamicii incorecte a focarului) şi datorită timpului redus de traversare a spaţiului focarului de gazele de ardere (timpul de trecere a particulei, picăturii sau a unui mol de combustibil gazos, dar şi a produselor de ardere, de la intrare până la ieşirea din focar se numeşte timp de rezidenţă). Arderea acestor componente în canalele de convecţie ale generatorului, de fapt fenomen neacceptat este puţin probabilă, datorită temperaturii reduse a eventualelor surse de aprindere. În exploatarea generatoarelor sau a instalaţiilor de ardere, pierderea de căldură prin ardere incompletă chimic referitoare la unitatea de combustibil

introdus în focar, exprimată în sau se calculează cu expresia ,kg/kJ 3Nm/kJ

,)HCVHCQSHQHVHQCOVCOQ)(mq01,01(chQnmnm222

∑+++−= (4.129)

unde -sunt puterile calorifice inferioare ale

componentelor respective (tabelul 2.12), ; - volu-nm22 HCSHHCO Q,Q,Q,Q

3Nm/kJ

nm2 HCSHCO V,V,V


mele componentelor carburante, se calculează pe baza formulelor din subcap. 3.4.2 şi 3.4.3.

;kg/m3N ;m/m 3

N3N

Pierderea procentuală de căldură prin ardere incompletă chimic se calculează cu expresia

%,iiQ/chQ100chq = . (4.130)

La proiectarea generatoarelor pierderea procentuală se admite sta-

tistic, funcţie de debitul generatorului, de combustibil şi de modul lui de ardere (tabelul 4.1) - la arderea în strat pe grătar - . În fig. 4.34 se arată

dependenţa

chq

%3...5,0~qch

);(fq fch λ= dacă , temperatura în focar scade şi pierderea

creşte. În fig. 4.36 este arătată dependenţa dintre şi sarcina generatorului. optff λ>λ

chq chq

Dacă se notează căldura chimică a componentelor carburante existente

într-un gaze de ardere 3Nm

,3Nm/kJ,4CH3582H108CO4,126incQ ++= (4.131)

atunci se pot folosi pentru calculul pierderii prin ardere incompletă chimic expresiile: - pentru combustibilii solizi

;%,incQ)02,0(026,0chq −λ= (4.132)

- pentru păcură ;%,incQ)05,0(026,0chq −λ= (4.133)

- pentru gaz natural ;%,incQ)01,0(026,0chq −λ= (4.134)

- pentru gaz de sondă .%,incQ)08,0(026,0chq −λ= (4.135)

În literatura germană [4.13 - 4.15] se găsesc expresii şi nomograme de determinare a pierderii procentuale , toate având la bază mărimea B

calculată cu expresiile: chq

- pentru combustibilii solizi

;2CO3

Nm

kJ,iC01867,0

)iA01,01(2450iiQ

B−+

= (4.136)

- pentru combustibilii lichizi

310 C.NEAGA

.2CO3

Nm

kJ,iiQ108590

)2450iiQ(41933

B−

+= (4.137)

Dacă în gazele evacuate singurul component carburant este monoxidul de carbon, atunci pentru calculul pierderii , în cazul arderii combustibililor

solizi şi lichizi poate servi expresia (foloseşte mărimea B determinată mai sus) chq

.%,100)CO/2CO1(B

12650iiQ

iA01,01(24501COq+⎥

⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡−

+= (4.138)

Pentru combustibilii gazoşi pierderea prin ardere incompletă chimic poate fi determinată cu ajutorul relaţiei (singurul component carburant în gazele de ardere este CO) - pentru gaze de gazogen

;%,CO395,02O(21

CO15,30anhiQ

96931chq−−⎟

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛+= (4.139)

- pentru gaze de descompunere şi gaze de gazeificare sub presiune

;%,)CO395,02O(21

CO4,60anhiQ

41871chq−−⎟

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−= (4.140)

- gaze naturale şi gaze de sondă cu 3m/kJ35800anh

iQ <

,%,)CO395,02O(21

CO5,55anhiQ

47821chq−−⎟

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛+= (4.141)

iar pentru 3m/kJ35800anh

iQ <

( ) .%,CO395,02O21

CO6,61anhiQ

83701chq−−⎟

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛+= (4.142)

4.4.2.4. Pierderea de căldură în exterior, prin pereţii generatorului Pierderea de căldură în mediul înconjurător în valoare absolută

sau exprimată procentual se datoreşte 3ex m/kJ;kg/kJ,Q ,%,Q/Q100q i

iexex =


faptului că pereţii exteriori ai generatorului în contact cu aerul ambiant, cât şi

celelalte subansamble ale acestuia, cum ar fi tamburul, colectoarele, conductele de legătură între schimbătoare etc. au temperatura mai mare decât a aerului, ceea ce determină existenţa unui flux de căldură, prin convecţie şi radiaţie de la

pereţii spre exterior; normele în vigoare prevăd ca temperatura pereţilor exteriori ai generatorului să fie cuprinsă între 55 şi 60oC, temperatură dedusă din considerente tehnice şi economice, precum şi din considerente de protecţia oamenilor în procesul muncii.

Fig. 4.38.Determinarea pierderii procentuale de căldură în exterior: 1-generator fără suprafeţe finale de schimb de căldură; 2 -generator cu suprafeţe finale.

Fig. 4.39. Pierderea procentuală de căldură în exterior pentru generatoare de apă fierbinte:1 -fără suprafeţe de convecţie; 2 -cu suprafeţe de convecţie.

312 C.NEAGA

La proiectarea generatoarelor de abur pierderea procentuală de căldură prin pereţi în exterior se determină din fig. 4.38, în funcţie de debitul nominal al generatorului; la creşterea debitului nominal, pierderea scade. La proiectarea

generatoarelor mici, de apă fierbinte pierderea se determină din fig. 4.39. exq

exq

312 C.NEAGA

Coeficientul de schimb de căldură între pereţii exteriori ai generatorului şi mediu are două componente, de convecţie şi de radiaţie

.)K.2m/(kW,rc α+α=α (4.143)

Densitatea fluxului termic schimbat cu exteriorul are expresia

,2m/kW,)otext(q −α= (4.144) ceea ce arată că pierderea de căldură în exterior depinde de calitatea izolaţiei, de temperatura peretelui exterior şi de modul de amplasare a generatorului, adică în sală închisă, semideschisă, sau sub cerul liber. Conform definiţiei pierderilor de căldură în exterior se pot scrie relaţiile

,%,100iiBQ

jFjqexq;

kgkJ,

BjFjq

exQ∑∑

== (4.144´)

expresii valabile, atât pentru funcţionarea generatorului la sarcină nominală, cât

şi parţială; -densitatea fluxului termic de la peretele exterior al elementului

finit de suprafaţă oarecare spre mediul înconjurător, -suprafaţa

de contact generator-mediu caracterizată prin temperatură exterioară constantă,

B -debitul nominal (sau curent) de combustibil,

jq

jF ;m/kW 2jF

;m2 .s/m;s/kg 3N

Din expresia randamentului calculat prin metoda directă (4.94) (formula simplificată) rezultă

,inDuQi

iBQ

100

Δ

η=

η= (4.145)

unde este creşterea entalpiei agentului rece la trecerea lui prin generator, iΔ

.kg/kJ Expresia pierderii în exterior devine

.%,inD

jFjgexq

Δη=∑

(4.146)

La creşterea debitului nominal al generatorului în cazul proiectării, suprafaţa exterioară a acestuia creşte, dar într-un grad mai redus decât numitorul

formulei (4.146), ceea ce arată că scade când creşte (vezi aliura din fig. 4.38). de asemenea expresia (4.146) arată că pierderea procentuală de căldură în exterior pentru un generator aflat în exploatare, creşte la micşorarea sarcinii

exq nD


generatorului. De fapt pentru domeniul de variaţie a sarcinii parţiale

formula de calcul al pierderii nx D)1...75,0(D =

,%,xD/nDexqxexq = (4.147)

unde este pierderea procentuală în exterior pentru sarcina curentă

(deoarece formula 4.146 este incomodă pentru calculul pierderii în exterior, pentru un generator în exploatare, se foloseşte în acest scop formula 4.147, indiferent de domeniul de variaţie a sarcinii).

xexq

s/kg,Dx

La calculul termic al schimbătoarelor de căldură ale unui generator, de pierderea în exterior se ţine seama prin utilizarea coeficientului de conservare a căldurii (fracţia din căldura gazelor transmisă util agentului termic rece, care circulă prin ţevile schimbătorului respectiv), coeficient care are aceeaşi valoare pentru toate schimbătoarele generatorului [4.9]

.exfq

exfq1

+η−=ϕ (4.148)

(Pentru expresia fracţiei f v. [4.9]). Micşorarea pierderilor de căldură în exterior are ca scop nu numai mărirea randamentului generatorului, dar şi asigurarea condiţiilor igienico-sanitare de lucru ale personalului de exploatare. 4.4.2.5. Pierderea de căldură cu reziduurile din focar La arderea combustibilului solid, în pâlnia focarului se colecteză substanţă formată din parte combustibilă şi parte necombustibilă (cenuşă şi zgură); căldura fizică (sensibilă) peste temperatura de referinţă, a substanţei colectate în pâlnie şi care se îndepărtează continuu din sistem constituie pierderea de căldură cu reziduurile din focar. Se notează sau

,kg/kJ,Qrf

,%.Q/Q100q iirfrf =

De remarcat că, conţinutul de căldură chimică a părţii combustibile a materialului colectat în pâlnie constituie pierderea prin ardere mecanic

incompletă analizată anterior. ,qmcz Din (4.84) şi ţinând seama de sensul fizic al pierderii cu reziduurile din focar se poate scrie

314 C.NEAGA

,'czA/cziiAczaB/cziczMrfQ == (4.149)

unde entalpia specifică a materialului căzut (cenuşă, zgură şi combustibil)

este exprimată prin formula (4.85) (căldura specifică a cenuşii,

funcţie de temperatură se ia din tabelul 4.5); -conţinutul procentual de

cenuşă al substanţei colectate în pâlnia focarului, %; la proiectarea generatorului pierderea procentuală de căldură cu reziduurile din focar se calculează,

admiţându-se ceea ce conduce la şi deci la simplificarea

calculului căldurii specifice -temperatura cu care se îndepărtează

materialul colectat din pâlnia focarului,

kg/kJ,icz'czA

%,100A'cz = 0C'

cz =

;ccz cztoC; la evacuarea în stare solidă a zgurii

şi cenuşii la îndepărtarea în stare lichidă , unde ;C600t ocz = ,C100tt o

ccz +=

ct este temperatura de curgere a cenuşii lichide, oC. Pierderea procentuală de

căldură poate avea valori de 1…2% la evacuarea lichidă a cenuşii; sunt

încercări de laborator pentru folosirea căldurii fizice a cenuşii evacuate, realizându-se în acest sens schimbătoare speciale de căldură.

rfq

Pierderea de căldură cu reziduurile se impune să fie calculată şi admisă în evaluarea randamentului, în special la arderea cu evacuarea lichidă a cenuşii şi la arderea în strat pe grătar a cărbunilor cu conţinut ridicat de masă minerală. În cazul arderii în strat, dacă răcirea elementelor constructive ale grătarului se face cu apă, care nu este inclusă în circuitul termic al generatorului,

atunci căldura preluată de apa de răcire este pierdută pentru

generator şi se adaugă pierderii [4.10].

kg/kJ,Qrac

rfQ

4.5. Randamentul şi consumul de combustibil în regim variabil de funcţionare a unui generator de abur 4.5.1. Caracteristica de consum a unui generator în regim variabil de funcţionare Un generator de abur (energetic sau industrial), sau de apă fierbinte nu funcţionează, în general, în regim stabilizat. Debitele substanţelor care intră şi ies din sistem, precum şi caracteristicile lor fizice, cunosc o continuă variaţie în timp. Aceasta se datoreşte, atât calităţii combustibilului introdus în focar, cât şi


modului de exploatare a generatorului, dar şi solicitării inconstante a debitului de abur de către consumator. Pentru a calcula randamentul şi debitul de combustibil ale unui generator în regim variabil de funcţionare, trebuie să se cunoască caracteristica de consum a generatorului respectiv, adică dependenţa debit de combustibil-debit de abur, sau analitic [4.11]. )D(fB =

În cazul general caracteristica de consum se prezintă sub forma unui polinom de gradul n

,s/3Nm;s/kg,iD

n

1iaoBB ∑+= (4.150)

unde - reprezintă debitul curent de combustibil, respectiv, la mers în gol,

- sarcina curentă a generatorului, - coeficienţi numerici

deduşi experimental,

oB,B

D;s/m;s/kg 3N ia;s/kg

.kg/)s.m(;kg/)s.kg( i1i3N

i1i −−

Pentru simplificare, în analiza care urmează se admite pentru carac-teristica de consum a generatorului expresia

,nDnaD1aoBB ++= (4.151)

al cărei grafic este o curbă continuu crescătoare cu concavitatea spre ordonatele pozitive, deoarece derivata de ordinul al doilea al funcţiei în raport cu variabila independentă D este pozitivă

.02nD)1n(nan2dD/B2d >−−= (4.152)

Consumul specific de combustibil (cantitatea de combustibil exprimată în unităţi de masă, sau de volum necesar producerii unui kg abur) are expresia

,kg

3Nm

;kgkg,1nDna1a

DoB

DBb −++== (4.153)

al cărei minim rezultă din anulare primei derivate în raport cu sarcina

.02nDna)1n(2DoB

dDdb

=−−+−= (4.154)

După rezolvarea (4.154) rezultă sarcina economică a generatorului

.s

kg,n/1

na)1n(oB

eD ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−

= (4.155)

316 C.NEAGA

Introducând (4.155) în (4.151) rezultă debitul economic de combustibil

;s

3Nm

;s

kg,

n/1

na)1n(oB

1aoB1n

neB

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡

−+

−= (4.156)

consumul specific economic

.

n/)1n(

1noBn/1

nan1aeb

−

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

−+= (4.157)

Fig. 4.40. Funcţionarea unui generator de abur în regim variabil: 1- caracteristica

de consum a generatorului, B 2 - consumul specific, 3 - varia( );D1f

= ( );D2fb = ţia

randamentului, ( ).D3f=η

Ţinând seama de exprimarea grafică a consumului specific de combustibil

)tgb(om/mntgb ee α==α= , coordonatele şi sunt ale punctului de

contact între tangenta dusă din origine la caracteristica de consum a generatorului, (fig.4.40).

eD eB


Pentru a deduce variaţia randamentului cu sarcina se foloseşte expresia

acestuia pe cale directă (4.49), în care căldura utilă (4.89) se scrie nu pentru

sarcina nominală , ci pentru sarcina curentă unde creşterea

specifică a entalpiei agentului termic rece la trecerea prin generator

uQ

nD ,iDQ,D u Δ=

D/)'sii'

siD''sii''

siD(D/pD)'ei

'i('einii −+−+−=Δ (4.157′)

se admite, pentru simplificarea calculelor constantă (în realitate atât , cât şi

sunt variabile cu sarcina), considerându-se rapoartele şi

invariabile ( este entalpia nominală curentă, variabilă cu parametrii aburului

produs). Cu acestea expresia (4.94) devine

ni'ei D/Dp ,D/Dsi

ni

,%,100iiQ

E100iiQ

inDnaD1aoB

D−

Δ

++=η (4.158)

unde

(4.159) .const)ot(oaumI)'

pt(oaumI'

p)mq01,01()2510fi(fWciE =⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −λ−+−+Δ=

Formula randamentului (4.148) mai poate fi scrisă şi sub forma

,%,Ebi

iiQ

100⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −Δ

=η (4.160)

a cărui valoare maximă rezultă din anularea derivatei ;dD/dη rezolvând ecuaţia,

pentru sarcina economică se obţine aceeaşi expresie (4.155), care introdusă în (4.160) conduce la expresia randamentului maxim

eD

.%,Eeb

iiiQ

100max ⎟⎟

⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−

Δ=η (4.161)

4.5.2. Consumul total de combustibil necesar acoperirii unui grafic de sarcină Variaţia în timp a debitului unui generator constituie graficul de sarcină a generatorului, fig. 4.41. Pentru uşurarea calculelor de la variaţia fig. 4.41,a se trece la curba clasată a debitelor, fig. 4.41b, dependenţă care are avantajul că poate fi exprimată analitic printr-un polinom, sau altă funcţie. Ariile de sub curbele din

318 C.NEAGA

fig. 4.41, a şi b sunt egale şi ele exprimă producţia totală de abur (sau apă

fierbinte) în perioada de funcţionare a generatorului .tτ

.kg,d)(o

DtDt

τττ

= ∫ (4.162)

Fig. 4.41. Graficul de sarcină a unui generator: a - variaţia în timp a debitului generatorului; b - curba clasată a debitului.

(Practic, aria de sub curba clasată - dacă nu i se cunoaşte ecuaţia - se calculează grafic, sau se înlocuieşte variaţia continuă cu una în trepte).

Debitul mediu de abur al generatorului în perioada de timp rezultă din

raportul tτ

.s/kg,/DD ttmed τ=

Consumul total de combustibil în perioada tτ de funcţionare a generatorului se calculează cu

]∫ ∫∫τ τ

ττ=ττττ

=ττ

τ=t tt

o o.,d)(D[Bd)(D

)(D)](D[Bd

o)(D)D(btB (4.163)

iar valoarea medie rezultă din raportul .s/m;s/kg,/BB 3Nttmed τ=

La înlocuirea curbei clasate a debitelor cu o variaţie în trepte, consumul total de combustibil se calculează astfel

∑=

τΔ++=m

1i,i)n

iDnaiDiaoB(tB (4.164)


rezultatul fiind cu atât mai apropiat de valoarea exactă, cu cât diviziunile

sunt mai mici; m-numărul de intervale. iτΔ


5. FOCARE ŞI ARZĂTOARE PENTRU COMBUSTIBILI ORGANICI

5.1. Probleme generale Focarul reprezintă partea constructivă a generatorului de abur, sau de apă fierbinte, în care are loc arderea combustibilului. Simultan cu transformarea energiei chimice potenţiale a combustibilului în entalpie a produselor de ardere are loc şi transferul unei fracţii din căldura acestora agentului de lucru, care circulă prin ţevile ecran ale pereţilor focarului. De regulă focarul ocupă în majoritate, sau integral primul canal de gaze de ardere al generatorului. Din cele spuse se evidenţiază cele două roluri esenţiale ale focarului: oferă condiţii desfăşurării procesului de ardere şi permite montarea suprafeţelor de răcire, sub formă de pereţi ecran, capabile să răcească gazele de ardere până la temperatura optimă de ieşire din focar. În cazul generatoarelor de abur energetice, cu parametrii nominali ridicaţi, calculele demonstrează că acest al doilea rol este determinant în fixarea dimensiunilor focarului. Pe lângă cele arătate focarul mai trebuie să îndeplinească o serie de condiţii: - arderea combustibilului să aibă loc cu randament cât mai mare; randamentul focarului, prin metoda indirectă se exprimă prin relaţia:

(5.1) %,),rfqfexqmqchq(100fη +++−=

unde pierderile procentuale de căldură din membrul drept reprezintă, pierderea prin ardere chimic incompletă, respectiv mecanic incompletă, prin pereţii focarului, în exterior şi cu reziduurile din focar, %; - să-şi menţină caracteristicile pentru întreaga plajă de variaţie a sarcinii generatorului; - să permită arderea economică a unei game cât mai variate de combustibili, ştiut fiind faptul că în funcţionarea unui generator combustibilul de proiect se poate schimba;

- construcţia lui să fie simplă şi accesibilă personalului de exploatare; - în cazul arderii combustibililor solizi, focarul trebuie să asigure reţinerea, cu un grad cât mai mare, a cenuşii şi să ofere posibilitatea evacuării acesteia din zona generatorului;

320 C.NEAGA

- să permită amplasarea convenabilă a arzătoarelor; - focarul şi arzătoarele constituie un tot unitar, inseparabil în componente şi deci acţiunile întreprinse, privind optimizarea constructivă şi funcţională, modelarea termo-aero-gazodinamică, trebuie să aibă în vedere acest deziderat. Pentru îndeplinirea acestor condiţii, focarul este echipat cu diverse aparate de măsură şi control, de protecţie, de alimentare cu combustibil şi oxidant, de evacuare a produselor de ardere, de susţinere etc., fiind astfel un element al unui sistem tehnologic. Toate acestea justifică expresia de instalaţie de focar, după cum, în loc de generator de abur este mai completă denumirea de instalaţie de generator de abur. Forma constructivă a focarelor este extrem de variată. În fig. 5.1 se arată schema unui focar cameră pentru arderea cărbunelui pulverizat; se remarcă existenţa pâlniei – prisma trapezoidală din partea inferioară a camerei – care are rolul de a colecta şi de a permite evacuarea cenuşii rezultată din ardere.

Fig. 5.1. Schema unui focar pentru arderea cărbunelui pulverizat

5.2. Clasificarea focarelor Primul criteriu de clasificare a focarelor ţine seama de starea de agregare a combustibilului, conform căruia focarele sunt pentru combustibili gazoşi, lichizi şi solizi. După gradul de intensitate a arderii focarele sunt cu ardere obişnuită, normală (fără să se specifice) şi cu ardere intensificată (ciclon, turbofocare etc.). Când criteriul de clasificare îl constituie presiunea din spaţiul de ardere, atunci focarele sunt cu ardere la presiune atmosferică (cu o uşoară depresiune) şi


cu suprapresiune (mică sau mare, caz în care sunt incluse în ciclul mixt abur – gaze). Exceptând focarele cu arderea cărbunelui în strat, restul focarelor (pentru arderea combustibililor gazoşi, lichizi şi solizi pulverizaţi) se mai numesc tip cameră, sau de radiaţie, după criteriul schimbului de căldură între produsele de ardere (agentul cald) şi pereţii ţevilor ecran; acestea, la rândul lor transmit căldura prin conducţie şi convecţie agentului termic rece, care circulă prin ţevi. În figura 5.2 se arată o clasificare a focarelor, având la bază criteriul aerodinamic, al modului de acces al oxidantului la combustibil, acesta influenţând esenţial desfăşurarea procesului de ardere, în special şi desfăşurarea celorlalte procese din focar, în general.

FOCARE

Ardere în strat

Ardere în cameră

Mişcare relativă: Strat (S) – Grătar (G)

Stra

t fix

G

răta

r fix

Stra

t fix

G

răta

r mob

il

Stra

t mob

il G

răta

r fix

Stra

t mob

il G

răta

r mob

il

Cu flăcări drepte

Gazos şi lichid

Cu flăcări turbionate

Cărbune pulverizat

Cu evacuarea solidă a cenuşii

Cu evacuarea lichidă a cenuşii

Fig. 5.2. Clasificarea generală a instalaţiilor de focare

5.3. Indicatori caracteristici ai focarelor Principalul indicator al unui focar este puterea termică a acestuia, care exprimă cantitatea de căldură dezvoltată prin arderea combustibilului în unitatea de timp (nu se ţine seama de căldura fizică a aerului de ardere; în [5.35] se ţine seama şi de aceasta)

(5.2) ,kW,iiQefBtQ =

322 C.NEAGA

unde este debitul de combustibil care arde efectiv, kg/s; în

cazul arderii combustibililor gazoşi q

( Bq01,01B mef −= )m = 0 şi debitul de combustibil se exprimă

în ; - puterea calorifică inferioară cu referire la masa iniţială,

kJ/kg, respectiv a combustibilului gazos umed, .

s/m3N )Q(Q um

iii

3Nm/kJ

Încărcarea termică a volumului focarului: cantitatea de căldură dezvoltată prin arderea combustibilului, în unitatea de volum şi timp

,3m

kW,fVtQ

vq = (5.3)

unde este volumul focarului, mfff ShV = 3; hf – înălţimea focarului, m; Sf = l L

– aria secţiunii transversale a camerei focarului, m2 (v. fig. 5.1). Încărcarea termică a secţiunii transversale a focarului: căldura dezvoltată de unitatea de suprafaţă în unitatea de timp

.2m

kW,fStQ

sq = (5.4)

Un indicator tehnic şi economic important este puterea termică a unităţii de front al focarului

,m

kW,LtQ

Lq = (5.5)

unde L este lăţimea frontului, m. Pentru evaluarea utilizării efective a ecranelor se foloseşte încărcarea termică specifică a suprafeţei acestora

,2m

kW,fF

rQefBfq = (5.6)

unde Qr este căldura transmisă prin radiaţie ecranelor, cu referire la unitatea de

cantitate, sau de volum, a combustibilului, ; F3Nm/kJ;kg/kJ f – suprafaţa de

radiaţie a focarului, m2. Densitatea termică a fluxului radiant în zona în care sunt montate arzătoarele se calculează cu expresia

( ) ,2m

kW,azhLl2

tQazq

+= (5.7)

unde haz este înălţimea brâului (zonei) de arzătoare, m. În cazul arderii combustibililor solizi pulverizaţi, cu evacuarea solidă a cenuşii, qaz = 1000…1200, kW/m2 [5.39]. De remarcat că nu aceasta este valoarea densităţii


termice care radiază ecranele din zona arzătoarelor deoarece Qt se transmite şi restului ecranelor; detalii se vor găsi la calculul termic al focarelor; [v. şi 5.35]. În cazul arderii combustibilului solid pe grătar se folosesc:

- încărcarea termică specifică a suprafeţei grătarului qs = Qt / Sgr , kW/m2; (5.8)

- încărcarea masică specifică a grătarului mgr = Bef / Sgr , kg/(m2⋅s), (5.9) unde Sgr este suprafaţa grătarului, m2. Valorile mărimilor geometrice hf, Sf, Vf, Sgr ale focarului se fixează la proiectarea acestuia. În figura 5.3 se arată dependenţa încărcărilor termice de volum şi de suprafaţă la arderea în focar cameră a diverşilor combustibili, în funcţie de debitul nominal al generatorului.

qv

Se constată că aceste încărcări cresc cu creşterea puterii calorifice a combus-tibilului; încărcarea termică de volum qv scade, când debitul nominal al generatorului creşte (la creşterea debitului de abur puterea termică creşte liniar cu debitul, iar volumul focarului, creşte cu debitul, la putere supraunitară); încărcarea ter-mică a secţiunii transversale a focarului qs, creşte cu creşterea debitului nominal al generatorului.

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

3m

MW

sq

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎡

⎣ 2m

MW

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡s

kgnD

Fig. 5.3. Încărcările termice de volum şi a secţiunii transversale a focarului în funcţie de debitul nominal de abur: 1 – cărbune brun; 2 – huilă; 3 – păcură

Timpul de staţionare sau de rezidenţă în focar este timpul necesar unui punct material, care deplasându-se cu o viteză constantă, parcurge întreaga traiectorie cuprinsă între intrarea şi ieşirea din focar; traiectoria, de formă plană sau spaţială este extrem de variată, poate fi proprie unei particule de cărbune,

324 C.NEAGA

picături de păcură sau unui mol (volumaş) de combustibil gazos. În cazul arzătoarelor cu jeturi drepte şi aşezate pe peretele frontal al focarului, traiectoria are forma Z sau S (fig. 5.1); arzătoarele cu jeturi turbionate, sau aşezate în colţurile focarului, determină particulele să se deplaseze după traiectorii spaţiale elicoidale. Pentru fixarea ideilor, admitem modelul din figura 5.1. O particulă de cărbune care a intrat prin arzătorul A în focar trece, în lungul traiectoriei, prin o serie de procese până arde complet, după care gazele de ardere şi particulele de cenuşă continuă traiectoria şi ies din focar. Rezultă că timpul de ardere trebuie să fie mai mic decât timpul de rezidenţă; în caz contrar particula arsă incomplet, părăseşte focarul şi poate continua arderea în zonele următoare ale canalelor generatorului (de ex. în zona supraîncălzitorului) dereglând astfel procesul, în ansamblu de funcţionare a generatorului. Dacă lungimea traiectoriei particulei este egală cu hf (micile abateri de la realitate nu influenţează concluziile analizei), atunci timpul de staţionare se calculează cu expresia (se admite mişcarea uniformă)

s,,flT0T

)λ(gVefBfV

flT0T

)λ(gVefBfSfh

gwfh

sτ === (5.10)

unde wg este viteza gazelor de ardere prin focar (egală cu viteza particulei), m/s; )λ(Vg - volumul gazelor de ardere calculat pentru coeficientul mediu de exces

de aer λ din focar, ; Tkg/m3N fl – temperatura medie a flăcării (a mediului

radiant din focar), K. Introducând în (5.10) expresia volumului focarului calculat în funcţie de încărcarea termică a acestuia (5.3) se obţine următoarea dependenţă a timpului de staţionare

s.,flT0T

)λ(gVvq

iiQ

flT0T

)λ(gVefBvqtQ

sτ == (5.11)

Expresiile (5.10) şi (5.11) arată influenţa diverşilor factori constructivi şi funcţionali ai generatorului asupra timpului de staţionare în focar. Astfel la creşterea debitului nominal de abur al generatorului, timpul de staţionare creşte, dependenţă mai evidentă din (5.11), dacă avem în vedere fig. 5.3 (qv scade, când Dn creşte). Pentru un generator de abur în funcţiune schimbarea combustibilului de proiect duce la modificarea valorii timpului de staţionare a gazelor în focar. Astfel, dacă noul combustibil are puterea calorifică mai mare, timpul de


staţionare creşte. Se deduce din (5.10), deoarece atunci când puterea calorifică

creşte, debitul de gaze de ardere s/m,/T)Tλ(VBD 30flgefg = , scade; invers, dacă

noul combustibil are puterea calorifică mai mică, timpul de staţionare scade. Pentru ca arderea combustibilului să se încheie până la ieşirea din focar, timpul de staţionare trebuie să fie întotdeauna mai mare decât timpul de ardere (matematic se poate admite şi egal), adică (5.12) .s,aτsτ ≥

Dacă ne referim la arderea combustibililor lichizi şi solizi sub formă pulverizată şi ne rezumăm numai la regimul difuziv de ardere a picăturii (sau particulei), atunci expresia timpului de ardere este

(5.13) ,s,20dKa δ=τ

unde este diametrul iniţial al

picăturii (particulei), m, iar K0δ

d, constanta vitezei de ardere difuzivă, s / m2. Expresiile (5.10 – 5.13) permit evidenţierea unor dependenţe între gradul de pulverizare a combustibilului (dimensiunea ) şi

unele mărimi constructive, sau funcţionale ale focarului.

0δ

În fig. 5.4 [5.35] se arată influenţa sarcinii electrice a grupu-lui turbogenerator asupra puterii termice şi construcţiei focarului, admiţându-se diverşi combustibili. Între sarcina electrică şi puterea termică a unui grup, dependenţa este liniară (fig. 5.4, a)

Fig. 5.4. Dependenţa unor caracteristici funcţionale şi constructive ale focarelor pentru combustibil solid pulverizat de sarcina electrică a grupului: a – Qt = f(Ne); b – Sf = f(Ne);

, (5.14) MW,QNe tgη= 1 – cărbune brun; 2 – huilă cu tendinţă de zgurificare a ecranelor; 3 – huilă fără capacitate de zgurificare; c - Saz = f(Ne); 1 – cărbune brun; 2 – huilă

unde este randamentul global al

grupului. gη

326 C.NEAGA

Aria secţiunii transversale a focarului (fig. 5.4, b) creşte cu creşterea sarcinii electrice, depinzând însă, parametric, de combustibil. Suprafaţa secţiunilor de ieşire ale tuturor arzătoarelor, care echipează un focar pentru combustibil solid pulverizat (fig. 5.4, c) se calculează cu expresia

(5.15) ,2m,arzhanbazS =

unde n este numărul de arzătoare, admise identice; acesta creşte cu creşterea sarcinii electrice. Figura 5.5 arată dependenţa între timpul de ardere, timpul de staţionare şi sarcina electrică a grupului turbogenerator, la funcţionarea acestuia cu combustibil solid pulveri-zat. Timpul de ardere creşte cu diametrul iniţial al particulei (5.13); “constan-ta” Kd creşte cu puterea calorifică a combustibilului, iar timpul de staţionare creşte cu sarcina electrică. În cazul grupului cu sarcina electrică de 150 – 250 MW, la funcţionarea cu cărbune brun lemnos BL, diametrul maxim al particulei se recomandă în jurul valorii de 400 μm; pentru particula cu , timpii de ardere şi staţionare sunt egali şi funcţionarea

cu asemenea praf (monodimensional) este riscantă.

sτ

m6000 μ=δ

Fig. 5.5. Dependenţa timpului de ardere de mărimea şi calitatea unei particule de cărbune şi a timpului de staţionare de mărimea focarului

Şi în cazul grupului de 400 – 500 MW (funcţionare cu huilă, sau huilă antracitoasă – H; H/A –) particula cu m4000 μ=δ reprezintă valoarea maximă

care ar putea fi arsă în focar; pentru m6000 μ=δ , deja , ceea ce contravine condiţiei (5.12).

sa τ>τ

Respectarea valorilor indicatorilor caracteristici ai focarelor, atât la proiectarea, cât şi în exploatarea acestora, duce la realizarea optimă a dimensiunilor geometrice şi la creşterea siguranţei în funcţionare, precum şi la prelungirea duratei lor de existenţă. În acest mod se asigură stabilitatea


aprinderii şi arderii combustibililor folosiţi, se evită atingerea ecranelor de către flăcări prin mularea optimă a acestora în spaţiul focarului, se realizează aero-gazodinamica convenabilă, cu evitarea zonelor de stagnare, sau de vârtejuri inverse, se reduce, pe cât posibil, zgurificarea ecranelor, mai ales în zona de fixare a arzătoarelor, cerinţă esenţială pentru combustibilii solizi a căror cenuşă se caracterizează prin temperatură de înmuiere redusă. Mărimile caracteristice permit realizarea de instalaţii de focar (arzătoare şi focar) compacte, capabile să asigure temperaturi optime ale gazelor la ieşirea din volumul acestora. 5.4. Focare şi arzătoare pentru combustibili solizi 5.4.1. Focare pentru arderea în strat a combustibililor solizi 5.4.1.1. Principiile arderii combustibilului în strat fix pe grătar imobil Arderea în strat (pe grătar) a combustibililor solizi nu este o tehnologie perimată; ea se foloseşte, în special în cazul instalaţiilor termice industriale cu parametrii reduşi, instalaţii care ar fi total neeconomice dacă s-ar adopta arderea în stare pulverizată a combustibilului solid. În plus, metoda arderii în strat se aplică, în vremurile actuale, cu deosebit succes la depoluarea mediului de produse solide combustibile naturale (biomasă, deşeuri etc.), sau artificiale (diverse produse secundare rezultate din activităţi industriale). Din aceste considerente, literatura tehnică semnalează preocupări susţinute ale specialiştilor în vederea găsirii celor mai adecvate soluţii utilizării energetice a acestor deşeuri; dintre soluţiile analizate, fundamentate tehnic şi economic, cele privind arderea în strat s-au dovedit a fi cele mai indicate. Sistemele privind arderea în strat a combustibililor solizi sunt extrem de variate şi diverse; de-a lungul timpului ele au cunoscut o evoluţie continuu ascendentă; de la exploatarea manuală şi urmărirea directă a procesului s-a trecut la exploatarea mecanizată şi la urmărirea funcţionării prin căi dintre cele mai moderne. Din fig. 5.2 se desprinde o primă clasificare a focarelor cu arderea în strat a combustibilului solid. În fig. 5.6 se arată cel mai simplu sistem de ardere a cărbunelui pe grătar: stratul de cărbune fix şi grătarul, de asemenea, fix; este folosit, în continuare, model fizic pentru evidenţierea principiilor arderii în strat a substanţelor combustibile solide.

328 C.NEAGA

Fig. 5.6. Schema arderii pe grătar a combustibilului solid (strat fix, grătar fix):a – model fizic; 1 – introducere cărbune; 2 – introducere aer de ardere (aer primar ≈ 90%); 3 – cameră de colectare cenuşă; 4 – cameră de ardere; 5 – bare de grătar; 6 – tije de susţinere a barelor; 7 – stratul de cărbune; 8 – aer secundar ≈ 10%; 9 – conducte cu gaze recirculate, sau abur pentru reglarea temperaturii în stat; b – bare de grătar

b.

a.

Principalul element constructiv este grătarul, realizat din bare de grătar (5), care se sprijină pe tije (6). Barele se realizează din materiale termorezistente, cum ar fi fonta, sau oţel aliat cu crom, mangan etc. Interstiţiile dintre bare (fig. 5.6, b) trebuie să evite căderea bucăţilor prea mici de cărbune şi să permită pătrunderea aerului primar (cca 90% din debitul de aer necesar arderii) în stratul care arde. Grătarul împarte volumul focarului în două părţi: partea superioară (poz. 4), în care are loc arderea produselor de gazeificare şi partea inferioară (3) în care se colectează cenuşa rezultată din ardere. Pentru a asigura arderea produselor de volatilizare şi gazeificare în (4), prin 8 se introduce restul aerului de ardere (aerul secundar), cca 10 %; pereţii camerei 4 servesc la fixarea, în unele cazuri, a suprafeţei de vaporizare a apei; ei pot avea formă de boltă pentru a intensifica procesele de aprindere şi ardere ale combustibilului în strat.


Combustibilul solid (diametrul echivalent maxim al bucăţilor poate ajunge până la 80 mm) sortat pe grupe granulometrice, sau nesortat, se introduce manual sau mecanizat prin uşa de acces 1 pe grătar. Existenţa bucăţilor prea mici în fluxul de cărbune, care inevitabil cad printre bare în camera de colectare a cenuşii, duce la creşterea pierderilor de căldură prin ardere mecanic incompletă (componenta căzută, qmcz, %); de aceea uniformizarea structurii granulometrice, sau brichetarea cărbunelui, au menirea de a mări randamentul acestor focare. În planul grătarului, fiecare bucată de cărbune are o poziţie fixă; ea are însă o mişcare lentă de sus în jos, perioadă de timp în care trece prin toate fazele de ardere: se usucă, degajă substanţele volatile, se gazeifică, baza de cocs arde, rezultă cenuşa, din care o parte rămâne pe bare, constituind un strat izolator termic între bucata de cocs care arde şi metal, cealaltă parte cade printre bare în camera de colectare. Aerul primar, rece sau uşor preîncălzit se introduce prin 2, sub grătar; sensul de curgere a lui este ascendent; mişcarea relativă cărbune-aer este în contracurent. Există realizări practice cu curgere în echicurent sau transversale ale celor două fluxuri de substanţe. Într-o primă fază el se preîncălzeşte puţin, fiind în contact cu cenuşa, care cade. Apoi el continuă să se încălzească, fiind în contact cu barele de grătar pe care, răcindu-le, le protejează contra arderii. În cele din urmă aerul intră printre interstiţiile dintre bare (aria secţiunii libere – de pătrundere – este de cca 5-15 %) în strat asigurând astfel desfăşurarea fenomenelor. În timpul arderii bucăţii de cocs pe partea exterioară a ei se formează un strat de cenuşă, care împiedică difuzia oxigenului spre suprafaţa care arde; se impune astfel vibrarea (scormonirea) stratului, operaţie care la grătarele mecanizate o fac anumite bare speciale, incluse printre barele de grătar. De asemenea se impune păstrarea grosimii constante a stratului (mai riguros, menţinerea constantă a căderii de presiune în strat, în orice punct al planului grătarului); în caz contrar, în zonele cu grosime mică, debitul de aer creşte, viteza aerului printre bucăţile de cărbune creşte şi apar zone de tip “cratere” în strat, prin care aerul de ardere trece direct în camera superioară 4, frustrând cărbunele din strat de oxidantul necesar arderii; este una din marile probleme cu care se confruntă specialiştii, motiv pentru care sistemele de ardere pe grătar sunt echipate cu aparatură de mare complexitate, pentru urmărire şi control.

330 C.NEAGA

Analiza proceselor în stratul de cărbune este exprimată, calitativ, în fig. 5.7. În stadiul actual al lucrării analiza proceselor se rezumă numai la evidenţierea variaţiei concentraţiilor oxidantului şi gazelor de ardere cu grosimea stratului (înălţimea stratului h are originea pe suprafaţa superioară a barei de grătar); de asemenea se arată şi variaţia temperaturii în strat. Aspectele privind variaţia diametrului particulelor de cărbune care arde şi, în general, dinamica arderii, vor fi tratate în alte capitole.

Fig. 5.7. Evidenţierea calitativă a proceselor din stratul de cărbune: 1 – oxidarea; 2 – reducerea;

În substratul 1 (fig. 5.7) are loc oxidarea combustibilului, conform reacţiilor exotermice

3 – descompunerea termică a cărbunelui

,12QCO2O5,0C;1Q2CO2OC +↔++↔+ (5.16) unde Q1 şi Q12 reprezintă efectele termice ale reacţiilor respective, kJ / kmol; concentraţia de oxigen scade, concentraţiile de mono şi dioxid de carbon cresc, temperatura creşte; este singura zonă a stratului în care se dezvoltă căldură, care se transmite barelor şi substratului superior 2. În substratul 2 particulele incandescente de cocs intră în reacţie de reducere (endotermică) cu dioxidul de carbon ,21QCO22COC −↔+ (5.17) unde Q21 este efectul termic al reacţiei, kJ/kmol. Datorită numai acestui fenomen concentraţia de CO2 scade, cea de CO creşte şi temperatura scade. (Analiza termică şi chimică completă a substratului 2, trebuie să ţină seama şi de schimbul convectiv de căldură cu substraturile vecine 1 şi 3). Substratul 3 (ultimul) se caracterizează prin procese de uscare şi de descompunere termică (volatilizare şi gazeificare) a cărbunelui, procese care decurg cu consum de căldură; gazele rezultate plus monoxidul de carbon care vine din substratele 1 şi 2, pătrund în camera 4, unde componentele carburante ard în stare omogenă pe seama aerului secundar (primele reacţii 5.16 şi 5.17 sunt reacţii eterogene). O parte din căldura dezvoltată se transmite prin radiaţie substratului 3.


Dacă cenuşa cărbunelui se caracterizează prin temperatură de înmuiere coborâtă, aşa cum este cenuşa ligniţilor indigeni, la depăşirea temperaturii în substratul 1, aceasta se înmoaie, curge lent printre bare şi în contact cu aerul relativ rece se solidifică ducând la zgurificarea grătarului şi deci la imposibilitatea ca oxidantul să pătrundă în strat, arderea fiind astfel compromisă. Prevenirea unor asemenea situaţii se face prin coborârea temperaturii în strat, fie cu ajutorul aburului, fie, mai ales, cu ajutorul gazelor recirculate din zone finale ale generatorului, caracterizate prin temperatură coborâtă a lor şi conduse sub grătar prin canalul 9, fig. 5.6, a. Mărirea vitezei de ardere a cărbunelui în strat, kg/(m2⋅s), impune intensificarea procesului de ardere. Pe lângă măsurile de mişcare reciprocă a bucăţilor de cărbune în strat, în vederea îndepărtării stratului de cenuşă de pe particulele care ard, trebuie asigurat debitul de oxidant corespunzător, lucru realizabil prin mărirea vitezei de insuflare a aerului printre barele de grătar. Creşterea vitezei aerului peste o anumită valoare critică a acesteia, duce la antrenări nepermise de particule din strat care, parte din ele ard în suspensie în camera 4, dar pot fi antrenate de gaze spre evacuare fără să fi ars complet, mărind astfel pierderile de căldură prin ardere incompletă mecanic (qmant). Expresia vitezei critice de insuflare se va deduce din condiţia de asigurare a stabilităţii unei bucăţi de cărbune pe grătar; simplificările admise (inexistenţa bucăţilor vecine, forma spectrului de viteze în strat şi în jurul particulei analizate etc), nu influenţează negativ concluziile care se desprind. Ca particula să rămână nemişcată pe grătar, trebuie ca suma forţelor care acţionează asupra ei să fie nulă; se admite pozitiv sensul ascendent (5.18) ,0RGAF∑ =+−=

unde forţa Arhimede, ; greutatea particulei, ;

forţa de rezistenţă frontală(forţa datorată presiunii dinamice) ,

N, unde δ este diametrul echivalent curent al bucăţii de cărbune, m; g – accele-raţia gravitaţională, m/s

N,6/gA a3 ρπδ= N,6/G ap

3ρπδ=

8/wcR a2a

2f ρπδ=

2; ρa, ρap – densitatea aerului, respectiv, aparentă a cărbunelui, kg/m3; cf – coeficientul de rezistenţă frontală (coeficientul Fannig), funcţie de criteriul de curgere Reynolds (nu se explicitează); wa – viteza aerului, m/s. Din (5.18), pentru semnul egal, se găseşte expresia vitezei critice a aerului, pentru care particula este încă stabilă (sau într-un echilibru labil)

332 C.NEAGA

.sm,

a

aap

fc3g4

crw δρ

ρ−ρ= (5.19)

Dacă wa > wcr, antrenările din strat cresc; practic, trebuie ca wa < wcr. O primă mă-sură de îmbunătă-ţire a exploatării fo-carelor echipate cu asemenea grătare a constat în mecani-zarea sistemului de alimentare cu com-bustibil solid, fig. 5.8, sisteme folosite şi la grătare mult perfecţionate, după cum se va vedea.

Fig. 5.8. Sisteme mecanice de alimentare cu cărbune: a – aruncător mecanic; b – aruncător pneumatic; c – aruncător pneumomecanic; 1 – dozator; 2 – rotor cu palete

În fig. 5.9. se arată schema unui generator de abur saturat, cu două tuburi de flacără cu pereţii ondulaţi, echipat cu grătare fixe orizontale.

Fig. 5.9. Generator de abur cu focar cu grătar fix orizontal: 1 – bare de grătar; 2 – tije de susţinere; 3 – platformă grătar; 4 – stăvilar; 5 – alimentare cu combustibil; 6 – intrare aer şi evacuare cenuşă; 7 – mantaua tamburului; 8 – tuburi focare Din necesitatea de a intensifica procesul de ardere prin mărirea vitezei de difuzie, de acces a oxidantului la suprafaţa de reacţie a particulei, au rezultat toate celelalte tipuri de focare cu arderea în strat a combustibilului solid (fig. 5.2), care se mai numesc şi focare mecanice.


5.4.1.2. Focare cu arderea în strat a cărbunelui pe grătar rulant În cazul acestui sistem de ardere stratul de combustibil solid este fix pe grătar, iar grătarul este mobil, viteza relativă a celor două componente fiind nulă. Din punctul de vedere a frământării stratului, parcurs transversal de curentul de aer, modelul nu se deosebeşte prea mult faţă de cazul analizat anterior, cu excepţia micilor vibraţii care apar la deplasarea grătarului rulant.

Fig. 5.10. Focar cu grătar rulant: 1 – buncăr de cărbune; 2 – şibăr; 3 – roată dinţată; 4, 5 – tamburi rotitori; 6 – bare de grătar; 7 – clapetă; 8 – canale de alimentare cu aer Din buncărul 1, cărbunele cade pe grătar, grosimea stratului fiind reglată cu ajutorul şibărului 2. Grătarul constă din doi tamburi, 4 (motor) şi 5 (condus) prevăzuţi la capetele stânga-dreapta cu câte o roată dinţată 3. Peste cele două roţi ale celor doi tamburi (stânga-dreapta) sunt trecute două lanţuri de tracţiune, sistem Gall, pe care se fixează transversal barele de grătar 6. În fig. 5.11 se arată modul de prindere a barei de grătarul rulant.

Fig. 5.11. Modul de prindere a barei de grătar rulant: 1 – bara de grătar; 2 – lanţul de tracţiune; 3 – cadru metalic; 4 – traverse de articulare

Viteza de deplasare a grătarului se alege astfel ca la sfârşitul cursei active bucata de cărbune cu dimensiunea optimă să fie arsă complet; opritorul 7 serveşte la stagnarea bucăţilor mari şi la finisarea arderii lor. Pe grătar, stratul de

334 C.NEAGA

cărbune trece, de la stânga la dreapta, prin toate fazele de ardere: preîncălzire, uscare, volatilizare, ardere cocs, răcirea stratului de cenuşă, fig. 5.12. Pe verticală, toate aceste procese încep de la exterior (în contact cu gazele de ardere) spre interior. Ţinând seama de procesul de transmitere a căldurii în strat şi deplasarea grătarului, izotermele şi suprafeţele de umiditate constanta sunt, teoretic, plane înclinate, căzătoare de la stânga la dreapta, care în secţiune verticală se reprezintă prin segmentul AB (fig. 5.10; wgr – viteza grătarului, m/s; wc – viteza de ardere a cărbunelui în strat – de scădere a grosimii stratului –, m/s). Pentru intensi-ficarea schimbului de căldură între strat şi celelalte corpuri de radiaţie din focar (gaze de ardere, pereţi etc.) configuraţia pereţilor focarului se modelează, conform acestui scop, fig. 5.13.

Fig. 5.12. Procese în strat şi dozarea aerului primar în lungul grătarului: 1 – necesarul teoretic de aer; 2a – debitul mediu de aer; 2b – debitul maxim de aer; 3 – introducerea reală (în trepte) a aerului; 4 – încălzirea şi uscarea; 5 – degajare volatile; 6 – ardere cocs; 7 – răcire cenuşă

Fig. 5.13. Forme constructive de focare cu grătar rulant: a, b – cu boltă de aprindere; c – focar deschis; d – cu boltă posterioară de dirijare a radiaţiei; e, f – cu pinten posterior de radiaţie


Formele a şi b (fig. 5.13) uşurează aprinderea cărbunelui în strat, radiind căldură spre acesta; grosimea izolaţiei, prin căldura acumulată (volant termic) grăbeşte fenomenele iniţiale din strat; formele d, e, f, pe lângă faptul că dirijează razele calorice şi curentul de gaze spre zonele de intrare ale stratului, duc şi la un amestec omogen al gazelor care se dezvoltă în urma arderii în strat. Configuraţia optimă a focarelor se poate obţine în urma cercetării pe modele optice şi hidrodinamice, modele construite conform teoriei şi practicii similitudinii. Analiza procesului de aprindere a stratului de cărbune, are la bază schema din fig. 5.14. Fie o bucată de cărbune în originea sistemului O, care aparţine stratului; acesta se deplasează cu viteza grătarului wgr, m/s. Particula primeşte căldură prin radiaţie de la flacără (mediul radiant din focar) şi de la bolta de aprindere; densitatea fluxului termic radiant transmis de boltă constă din însumarea radiaţiei proprii şi din reflexia densităţii de radiaţie a flăcării spre boltă. Rezultă aici rolul important al bolţii în procesul de pregătire şi aprindere a stratului de cărbune; pentru a avea temperatură ridicată aceasta nu se ecranează.

Fig. 5.14. Schimbul de căldură în zona de aprindere a stratului de cărbune

Când particula ajunge la cca 105 °C, începe procesul de uscare prin vaporizarea apei (în procesul de uscare temperatura particulei rămâne constantă). După uscare, funcţie de cărbune şi de condiţiile locale de încălzire, are loc degajarea volatilelor; acestea difuzează în camera focară, unde ard în stare omogenă. Procesele de uscare şi volatilizare transformă particula în cocs. Încălzirea în continuare a acesteia o pregăteşte pentru aprindere, fenomen

336 C.NEAGA

caracterizat prin temperatura de aprindere τapr, s şi prin lungimea de aprindere lapr, m. De remarcat că toate aceste procese se desfăşoară cu consum de căldură; de asemenea, procesele sunt influenţate şi de curentul de vapori de apă care vin din zona inferioară a stratului (din zona barelor grătar), unde aerul preîncălzit, insuflat sub grătar, determină uscarea stratului pe această parte. Rezumându-ne la analiza proceselor, având în vedere o singură particulă de cărbune, ne depărtăm mult de tabloul real; aprinderea cărbunelui în strat este mult mai complexă şi deci mult mai dificil de modelat matematic. Totuşi, analiza care urmează, chiar dacă nu oferă expresii de dimensionare a unor asemenea focare, are menirea să evidenţieze interdependenţa diverşilor factori constructivi şi funcţionali, necesară, în special optimizării desfăşurării proceselor din strat. Aprinderea cărbunelui aflat pe grătar are loc la suprafaţa stratului, căldura necesară realizării temperaturii de aprindere fiind asigurată de radiaţia flăcării şi a bolţii de aprindere. Încălzirea stratului în adâncime este mult diminuată, datorită conductivităţii termice reduse, funcţie de distribuţia granulometrică şi de conţinutul de umiditate a cărbunelui; din această cauză vom considera o grosime medie constantă y a stratului afectat de radiaţia superioară.

Din fig. 5.14 se poate scrie expresia variaţiei grosimii stratului de cărbune supus acţiunii radiaţiei (se admite o dependenţă liniară de abscisa x)

,xaprlsrh

tgxy =α= (5.20)

unde hsr, hsc este grosimea maximă a stratului “pregătit” prin radiaţie, respectiv, prin convecţie, datorită curentului de aer de ardere, m; . Zona

haşurată a stratului reprezintă cărbunele cu proprietăţile iniţiale; aprinderea cărbunelui poate avea loc şi la o distanţă mai mică faţă de cea prezentată în figură. Din aceste considerente (necunoaşterea mărimilor h

sscsr hhh ≤+

sr şi lapr) folosirea grosimii medii consth5,0y sr == , se justifică.

Se consideră elementul de volum al stratului dxbydFydV gr3 == , unde

bgr este lăţimea grătarului (perpendiculară pe figură); y - partea din grosimea

stratului de cărbune supus acţiunii căldurii, m. Variaţia în timp şi spaţiu (derivata substanţială) a conţinutului de căldură fizică a acestui element de volum se datorează schimburilor termice şi materiale pe care acesta le are cu mediul înconjurător lui


( )[ ] ×ϕσ+ϕσ=−ρτ 123a1a4

1T1F13d3a1a41T1F3dF2733Tcccy

DD

( ) +ϕσ−ϕσ+ϕ−× 2a32(3dF3a43T23d3a2a4

2T2F23d2a1

(5.21) kW,),1a31ϕ+

unde ρc este densitatea curentă a cărbunelui, în strat, care după uscarea şi volatilizarea cărbunelui are expresia (densitatea cocsului)

(5.21´) ;3m/kg,iV01,0itW01,01cok ⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛ −−ρ=ρ

s-au notat: ρco – densitatea iniţială a cărbunelui, kg/m3; , VitW i – umiditatea

totală cu referire la masa iniţială, respectiv, conţinutul de volatile, %; cc – căldura specifică a cărbunelui, kJ/(kg⋅K); T1, T2, T3 – temperatura flăcării, respectiv, bolţii şi stratului de cărbune, K; singura variabilă este T3; F1, F2, dF3 – suprafaţa flăcării, a bolţii, respectiv, elementară a stratului de cărbune; a1, a2, a3 – coeficienţii energetici de emisie (egali cu coeficienţii de absorbţie) ai flăcării, bolţii, cărbunelui; σ - constanta Boltzmann, σ = 5,67⋅10-11 kW/(m2⋅K4); ϕij – coeficientul unghiular de radiaţie reciprocă, între suprafaţa i şi suprafaţa j; cota parte din fluxul radiant transmis de suprafaţa i care ajunge pe suprafaţa j; dϕij – coeficientul unghiular local [5.49]; în expresia (5.21) nu s-a ţinut seama de aportul caloric al aerului de ardere. Admiţând fenomenul stabilizat ecuaţia precedentă devine

( )×

ρ

ϕ+ϕσ=

cccy1a312a323a

dx3dT

grw

( )

,43T

311a322a

42T322a4

1T32212a11a41T311a

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−

ϕ+ϕ

ϕ+ϕϕ−+ϕ× (5.22)

sau

,43T4B

grwA

dx3dT

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −= (5.23)

unde expresiile constantelor A, B4 sunt evidente. La trecerea de la (5.21) la (5.22) s-au folosit dependenţele specifice schimbului de căldură prin radiaţie .212F121F;323dF23d2F;313dF13d1F ϕ=ϕϕ=ϕϕ=ϕ (5.24)

De asemenea se cunosc 11312 =ϕ+ϕ (5.25)

338 C.NEAGA

şi încă două relaţii similare pentru celelalte două suprafeţe (dacă se ţine seama de radiaţia suprafeţelor şi în alte direcţii – de ex. spre camera focară –, atunci expresiei 5.25 trebuie să i se adauge coeficienţii unghiulari respectivi; această observaţie modifică şi modul de calcul 5.26); ( ) ( );1F2/3F2F1F12 −+=ϕ (5.26)

prin permutări circulare se obţin expresiile de calcul pentru toţi coeficienţii unghiulari de radiaţie reciprocă. De remarcat că suprafaţa stratului de cărbune până în momentul aprinderii F3 = bgr lapr trebuie, pentru început, admisă; calculul este iterativ. Pentru integrare, ecuaţia diferenţială (5.23) se scrie

,l

0dx

grwA

T

T43T4B

3dT aprapr

30

∫∫ =−

(5.27)

sau

( )( )

,l

0dx

grwA

T

T23T2B3TB3TB

3dT aprapr

30

∫∫ =⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ ++−

(5.28)

care, rezolvată, conduce la expresia

,grw

aprl3BA4B30T

arctgBaprT

arctg230TB30TB

aprTBaprTB

ln =⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

+−

⋅−

+ (5.29)

unde T30 este temperatura cărbunelui la intrarea pe grătar, 298 K. Dacă pentru Tapr se admite o anumită valoare, ca o caracteristică a combustibilului şi a sistemului de ardere, din (5.29) se poate găsi lungimea de aprindere lapr, impunând viteza grătarului, sau timpul de aprindere τapr = lapr/wgr. De asemenea expresia (5.29) permite evidenţierea şi a altor influenţe constructive şi funcţionale ale focarului asupra timpului de aprindere. Deoarece în perioada de aprindere, căldura radiată de stratul de cărbune spre flacără şi boltă se poate neglija, ecuaţia (5.22) devine

( ) ( )

,dxgrwcccy

]41T/2T322a32212a11a311a[4

1T3a3dT

ρ

ϕ+ϕϕ−+ϕσ= (5.30)

care rezolvată, permite evidenţierea mai clară a unor dependenţe

( )

( ) ( ).

41T/2T322a32212a11a311a

30TaprT41T3acccy

aprϕ+ϕϕ−+ϕ

−

σ

ρ=τ (5.31)


Timpul de aprindere scade, dacă temperaturile flăcării şi bolţii cresc şi dacă stratul de cărbune de pe grătar este mai afânat (ρc mai mic). Dacă se notează coeficientul unghiular echivalent de radiaţie reciprocă cu

(5.32) ( ) ( ) ,1a/324

1T/2T2a32212a131 ϕ+ϕϕ−+ϕ=ϕ

atunci τapr scade la creşterea valorii acestuia; coeficientul unghiular echivalent este determinat de forma flăcării şi de unghiul de înclinare a bolţii de aprindere. La rândul ei forma flăcării este determinată de caracteristicile reactive ale cărbunilor şi de conţinutul de substanţe volatile; în cazul cărbunelui cu conţinut ridicat de volatile, flacăra se va situa în apropierea bolţii (lungimea de aprindere a stratului va fi mică) şi va avea o înălţime mare şi deci şi o suprafaţă mare (F1); coeficientul unghiular ϕ21 creşte, ϕ creşte şi deci τapr scade. În cazul cărbunelui cu reactivitate redusă (conţinutul de substanţe volatile este mic) suprafaţa F3 a stratului până în momentul aprinderii creşte, ϕ21 scade, ϕ scade şi deci timpul de aprindere creşte. Influenţa formei şi a unghiului de înclinare ale bolţii de aprindere asupra proceselor incipiente ale stratului de cărbune se pot analiza şi cu ajutorul fig. 5.13. Întrucât fluxul de căldură radiant direct de la flacără spre strat este mai mare ca cel radiant de la boltă, se va urmări ca bolta, prin înclinare şi înălţime să nu împiedice fluxul emis de flacără. Pentru cărbunii bruni se recomandă bolţi de tip închis, construite fie din elemente refractare suspendate, fie din plăci refractare fixate pe ţevile ecran. Pentru huile se utilizează bolţi de tip deschis, cu plăci suspendate pe ecrane. După aprindere, arderea cărbunelui este condiţionată de realizarea unei temperaturi suficient de înaltă cu scopul asigurării continuităţii procesului de ardere şi de existenţa unei lungimi suficiente de grătar pentru arderea completă a cocsului şi răcirea cenuşii. În cazul cărbunilor cu conţinut ridicat de volatile, sau cu conţinut redus de cenuşă aceste condiţii se realizează fără dificultăţi; la alte sorturi de cărbuni, fie la sarcină nominală, dar mai ales la sarcini parţiale de funcţionare a focarului, trebuie luate măsuri suplimentare, dintre care, amplasarea unei bolţi posterioare, corespunzător profilată, este frecvent utilizată. Schimbul de căldură dintre boltă, flacără şi strat este similar celui prezentat pentru bolta anterioară. Bolta posterioară are însă şi rolul de a devia curentul de gaze de ardere către frontul grătarului, mărind astfel densitatea fluxului termic în zona de aprindere şi de a contribui la omogenizarea jeturilor de gaze care ies din strat. Se recomandă ca lungimea bolţii posterioare să fie cca jumătate din

340 C.NEAGA

lungimea activă a grătarului, în cazul cărbunilor tineri şi cca 60-65 % din lungimea grătarului, când stratul este constituit din cărbuni cu reactivitate redusă. Focarele cu grătar rulant încă se mai calculează pe baza indicatorilor caracteristici, încărcarea masică, kg/(m2⋅s) şi încărcarea termică specifică, kW/m2, tabelul 5.1.

Tabelul 5.1 Indicatori caracteristici ai focarelor cu arderea cărbunelui în strat pe grătar

Combustibilul solid Brun Huilă Antracit

2 – 4 (max. 10)

• Indicatori proprii grătarului - viteza aerului printre barele de grătar, m/s - încărcarea masică specifică medie a grătarului, kg/(m2⋅s) - încărcarea termică specifică medie a grătarului, kW/m2

- grosimea stratului, mm • Indicatori proprii camerei de ardere

- încărcarea termică specifică medie a volumului, kW/m3

- încărcarea specifică medie a secţiunii transversale, kW/m2

• Necesarul de aer - coeficientul de exces de aer, λ - aer primar, % - aer secundar, % - aer terţiar, %

până la 0,112

cca 930

-

1,4 cca 80 cca 20

-

0,03–0,047

870-1450 60-200

110-350

1100-2400

1,3 88-82 10-15 2-3

0,03-0,028

800-1000 50-130

1,2 95-90 5-10

-

Cu aceste mărimi nu este însă posibilă tratarea pur matematică a tuturor problemelor legate de construcţia unu asemenea focar; ele dau posibilitatea determinării suprafeţei grătarului şi nu dau indicaţii privind dimensionarea sistemului de alimentare cu aer, căruia îi revine misiunea dirijării curentului de aer spre zonele de ardere a stratului, funcţie de debitul de cărbune şi de viteza de deplasare a grătarului. Timpul de ardere se calculează cu expresia simplă τard = lgr / wgr , s; (5.33)


intervalul de timp propriu unei faze a arderii, care determină poziţia unei zone de aer, rezultă din grw/lΔ=τΔ , s. (5.34)

Expresia (5.34) permite stabilirea locului şi dimensionarea zonelor de aer. Timpul total de ardere a stratului depinde de o mulţime de factori, motiv pentru care el se determină experimental: timpul necesar deplasării unui punct material din partea posterioară a şibărului de reglare a înălţimii stratului până în acel punct în care stratul de combustibil a ars complet. Desfăşurarea arderii în timp depinde de modul cum se realizează dozarea locală (zonală) a aerului de ardere; de aceea arderea nu va fi numai o funcţie de timp, ci şi de justeţea fizică de repartiţie a aerului, problemă căreia trebuie să i se acorde atenţie mare. Factorul hotărâtor pentru repartizarea fluxului de aer îl constituie sistemul de zone de distribuţie şi modul de amplasare a lui sub grătar. În strânsă dependenţă cu evoluţia proceselor de ardere în strat, de necesarul diferit de aer pentru fiecare etapă de ardere, fluxul total de aer se repartizează inegal zonelor de insuflare aşezate sub grătar; la intrarea în fiecare zonă se prevede o clapetă de strangulare pentru reglarea debitului de aer. Din zonă, aerul pătrunde printre barele de grătar în stratul de cărbune; de remarcat necesitatea ca repartiţia aerului în strat să fie uniformă, cu toată structura neuniformă a stratului, cauzată în special de dimensiunile diferite ale bucăţilor de cărbune. Realizarea practică a acestei cerinţe se asigură prin montarea sub banda grătarului a unei table cu fante. Suma secţiunilor fantelor trebuie să fie mai mică decât secţiunea de intrare în zona de aer. În afară de aceasta, rezistenţa hidraulică a fantelor este mai mare în raport cu rezistenţa la curgerea aerului prin masa de cărbune. În acest fel vor fi îndeplinite condiţiile pentru obţinerea unei distribuiri uniforme a fluxului de aer. În [5.48] se prezintă grafic influenţa exercitată de tablele cu fante asupra repartizării fluxului de aer. În cazul grătarului fără table de repartiţie, câmpul de viteze deasupra unei zone de aer este total neuniform; în porţiunile stratului în care viteza este mică, arderea nu poate avea loc. În fig. 5.15 [5.48] se arată influenţa tablei cu fante asupra distribuţiei câmpului de viteze deasupra unei zone de insuflare cu aer; faţă de cazul anterior (fără tablă cu fante, neprezentat în lucrare), distribuţia este mult mai uniformă.

342 C.NEAGA

Fig. 5.15. Câmpul de curenţi ai aerului de ardere deasupra unei zone de insuflare sub grătar, tip constructiv obişnuit, dar prevăzută cu tablă cu fantă

Pentru ca aerul să nu poată scăpa din zonele cu presiune înaltă în cele cu presiune scăzută (cauza diferenţei de presiune o constituie poziţia diferită a clapetei de strangulare de la intrarea în zonă), între zone a fost necesară montarea unei stavile etanşe. Această condiţie poate fi rezolvată con-structiv printr-o placă de acoperire între zone, a cărei amplasare este prezentată în fig. 5.16.

Fig. 5.16. Reprezentarea stavilei de aer între două zone de insuflare a aerulu

Pe această placă de acoperire glisează suporţii barelor de grătar, astfel fiind creată închiderea etanşă spre zona învecinată. În fig. 5.16 apare poziţia e. În scopul evitării unei atmosfere reducătoare, care favorizează coroziunea ţevilor fierbătoare, în zona suprafeţei de încălzire se insuflă prin fanta lărgită e o cantitate mai mare de aer.

i sub grătar: a – canal de aer închis; b – orificiu de intrare în zona de aer; c – placă de acoperire parţială; d – bare de grătar; e – fantă lărgită; f – zona de insuflare a aerului sub grătar


Pentru calculul unui grătar rulant se pleacă de la simplexul geometric , unde lăţimea grătarului bgrgr b/l=σ gr poate fi egalată cu mărimea L a frontului

generatorului, m. Dacă pentru huilă σ ≈ 1,1, la arderea deşeurilor menajere acest raport poate ajunge până la 5, date fiind condiţiile grele de aprindere şi de ardere ale acestui combustibil neconvenţional. Din expresia debitului de cărbune care trebuie ars, cunoscut din bilanţul termic al generatorului ,s/kg,cgrwgrbshB ρ= (5.35)

unde hs este înălţimea stratului, m şi din expresia raportului laturilor, se obţine lungimea grătarului

.m,Bcsh

ardgrl

ρτσ

= (5.36)

Suprafaţa grătarului

,2m,grmB

2grl

grbgrlgrS =σ

== (5.37)

unde mgr este încărcarea masică specifică a grătarului, kg/(m2⋅s). Dar, după cum s-a spus, calculul complet al grătarului este determinat de dimensionarea sistemului de insuflare a aerului, fig. 5.17.

Fig. 5.17. Schema de calcul şi de construcţie a unui focar cu grătar rulant cu prezentarea distribuţiei aerului de ardere

344 C.NEAGA

Începutul şi sfârşitul unei zone de aer sunt marcate de locurile geometrice de pe grătar între care se petrece o modificare a regimului de ardere; fiecare fază a arderii se desfăşoară într-un anumit interval de timp. În acest mod, teoretic şi experimental s-au dedus duratele fazelor arderii şi implicit cotele-părţi din aer necesar desfăşurării acestor procese. Pentru un caz concret, în fig. 5.17 s-au prezentat timpii necesari desfăşurării diferitelor acte ale arderii şi aerul respectiv necesar. După cum se constată modificarea sistemului de insuflare a aerului, simplifică în mod considerabil construcţia unui grătar rulant. Deoarece sistemul se bazează strict pe comportarea la ardere a unui cărbune, el poate fi întrebuinţat pentru generatoare de orice capacitate, relaţiile fiind aceleaşi şi pentru un grătar mic şi pentru unul mare. Pentru cărbunii cu conţinut mare de substanţe volatile, prin dirijarea forţată a aerului, poate fi obţinută o micşorare considerabilă a suprafeţei grătarului; mărirea impulsului aerului la intrarea în strat se poate asigura cu ajutorul tablelor cu fante, fig. 5.18.

Fig. 5.18. Schema unui grătar rulant cu şase zone de insuflare, debitul generatorului 20 t/h: sus – tipul constructiv convenţional (Sgr = 5,76x2,85 = 16,4 m2); jos – tipul constructiv cu dirijarea forţată a aerului (Sgr = 3,20x2,85 = 9,1 m2)

Dintre cele spuse până acum rezultă că arderea cărbunelui are loc în două trepte: pe grătar (arderea cocsului) şi în camera de deasupra stratului (arderea omogenă a substanţelor volatile). În fig. 5.19 se arată compoziţia gazelor deasupra stratului. Se constată conţinutul ridicat de hidrogen şi monoxid de carbon, care ocupă o bună parte a camerei de ardere şi care necesită un curent secundar de aer (≈10% din totalul aerului de ardere), în vederea transformării lor chimice.


Cam

era

de a

rder

e

Fig. 5.19. Compoziţia gazelor deasupra stratului de combustibil solid

În timpul desfăşurării proceselor din strat trebuie acordată o atenţie deosebită valorilor temperaturii cenuşii rezultate din ardere şi temperaturii barelor de grătar. Depăşirea valorilor, limită-superioară, a acestor temperaturi, pot periclita funcţionarea generatorului în ansamblu.

Fig. 5.20. Variaţia temperaturii barelor de grătar

Lungime 5586 mm

Tem

pera

tura

bar

elor

50% Sarcină

70% Sarcină

346 C.NEAGA

În fig. 5.20 se arată variaţia temperaturii barelor de grătar, în lungul acestuia, parametru variabil fiind sarcina generatorului. La creşterea sarcinii, maximul temperaturii scade şi se deplasează spre dreapta, în zona de ardere a cocsului. De asemenea, în figură se arată (haşurat) şi distribuţia zonală a aerului de ardere. Analiza câmpului de temperaturi într-o bară de grătar dată, cu ajutorul elementelor finite [5.41] a arătat părţile cele mai expuse ale acesteia şi au oferit soluţii practice de realizare a noi forme de bare cu capacitate ridicată de răcire. Cercetările experimentale [5.42; 5.45-5.46] au demonstrat că recircularea gazelor de ardere din zone finale ale generatorului şi introducerea lor simultan cu aerul de ardere în strat, constituie o metodă de prevenire a creşterii temperaturii în strat şi deci evitarea zgurificării şi arderii barelor de grătar. În condiţiile livrării cărbunelui nesortat sau după o depozitare mai îndelungată ce conduce la exfolierea acestuia, praful de cărbune constituit din fracţiile sub 0,5 mm (măruntul) se poate ridica la procente ridicate, ceea ce are influenţe importante în procesul de ardere. Prin creşterea pierderilor de presiune în porţiunile de strat cu procent mare de praf, accesul uniform al aerului este îngreunat, rezultând ardere incompletă, zgurificări locale, evacuarea de cărbune nears, toate aceste fenomene ducând la creşteri mari ale pierderilor de căldură prin ardere incompletă chimic şi mecanic. Eliminarea parţială a acestor inconveniente s-a efectuat prin dotarea grătarelor cu alimentatoare pneumatice sau mecanice (fig. 5.8) care realizează, atât o sortare spaţială a cărbunelui după mărimea granulelor pe lungimea grătarului, cât şi o separare a prafului care arde în suspensie în camera focară, aşa cum se prezintă schematic în fig. 5.21 şi 5.22. În acest fel pe înălţimea stratului se realizează sortarea, granulele mari ocupă partea inferioară, permiţând astfel pătrunderea uşoară a aerului în strat. În fig. 5.22 este prezentat un exemplu de repartizare granulometrică a cărbunelui în lungul unui grătar rulant. Jetul de aer împrăştie combustibilul în spaţiul focarului; asupra fiecărei particule forţele care acţionează (forţa datorită presiunii dinamice, forţa de frânare la înaintare, greutatea proprie, forţa Arhimede) sunt proporţionale cu masa ei. În acest fel granulele mai mari având o bătaie mai scurtă vor cădea pe grătar mai aproape de alimentator; se va realiza astfel o sortare a cărbunelui, atât în lungul grătarului (după axa x) cât şi pe verticală (după axa y). Particulele fine vor arde în camera focarului în stare de


suspensie (zona III, fig. 5.22). O analiză granulometrică a cărbunelui în strat este arătată în partea inferioară a figurii; la o anumită distanţă de intrare, dimensiunile particulelor cresc de sus în jos; la o distanţă mai mare repartiţia pe verticală se menţine, dar ,exprimate cantitativ, fracţiile mai fine au valori mai ridicate.

Fig. 5.21. Focar cu grătar rulant cu alimentator pneumatic pentru cărbune cu procent ridicat de praf

Fig. 5.22. Repartizarea granulometrică pe grătar în cazul alimentării pneumatice: 1 – cărbune; 2 – aer

348 C.NEAGA

Avantajele acestui sistem de ardere sunt următoarele: - aprinderea se realizează nu numai din partea inferioară, ci şi din partea superioară (deasupra stratului), particulele căzând pe stratul incandescent de cărbune; se poate mări încărcarea masică specifică; - prin arderea în suspensie a prafului, granulaţia în strat este mai uniformă, permiţând pătrunderea mai uşoară a aerului şi totodată se asigură egalitatea vitezei masice a aerului, kg/(m2⋅s) pe întreaga suprafaţă a grătarului, eliminând posibilitatea formării de cratere în strat; se evită formarea aglomerărilor de zgură; - prevederea aerului secundar permite arderea în ansamblu cu excese mai mici de aer. Ca principal dezavantaj se menţionează limitarea conţinutului de umiditate a cărbunelui la valori apropiate de umiditatea hidroscopică, aerul insuflat prin dispozitivul pneumatic nereuşind, la umidităţi mari să separe particulele jetului de cărbune; se impune existenţa în cadrul sistemului, a unui uscător de cărbune, mai ales în cazul ligniţilor româneşti, caracterizaţi prin conţinut ridicat de umiditate iniţială. Elemente privind arderea cărbunelui în strat Între arderea în suspensie a cărbunelui pulverizat şi arderea în strat, cu introducerea discretă (periodică) a masei proaspete de cărbune, sunt deosebiri esenţiale; se semnalează, în special, la arderea în strat, caracterul nestaţionar al procesului. În acest sens, pentru optimizarea proceselor din focarele echipate cu grătare s-au întreprins cercetări teoretice şi experimentale [5.60-5.62] privind arderea cărbunelui brun şi a huilei, evidenţiindu-se modul de dozare a aerului de ardere în întreaga perioadă de lucru P, min (timpul scurs între două încărcări succesive ale grătarului). În întreaga perioadă de lucru a grătarului (ciclul) debitul de aer a fost constant, dar calculat astfel încât suma tuturor pierderilor de căldură (ardere incompletă chimic şi mecanic, cu gazele de ardere evacuate) să fie minimă. La funcţionarea cu huilă, coeficientul mediu de exces de aer

5,14,1 K=λ ; în cazul cărbunelui brun, 9,17,1 K=λ ; perioada de lucru a variat între 2 şi 70 minute. S-au măsurat în timp temperaturile deasupra stratului şi pe suprafaţa exterioară a stratului; compoziţia gazelor de ardere în focar; fluxurile termice ale ecranelor şi masa cărbunelui la încărcare Mc, kg; viteza medie de


ardere cv a ajuns la 4 kg/(m2⋅min), ceea ce corespunde unei încărcări termice a

grătarului 5,1qgr = MW/m2 (arderea huilei)

.min2m

kg,PgrS

cMcv

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ ⋅

= (5.38)

Fig. 5.23. Dependenţe dinamice ale arderii cărbunelui pe grătar: a – variaţia în timpul unei perioade a temperaturii deasupra stratului şi a compoziţiei gazelor din focar;

1 – cărbune brun, 9,17,1 K=λ ; min);2m/(kg75,1cv ⋅=

2 – huilă, 5,14,1 K=λ ; min);2m/(kg1cv ⋅= P = 10 min;

3 – huilă, 5,22K=λ ; min);2m/(kg5,0cv ⋅= P = 75 min; – momentul încărcării cu cărbune; b – viteza de ardere a cărbunelui în strat şi variaţia în timp a densităţii raportate a fluxului termic al ecranelor, P = 10 min; 1, 2 – fig. a;

3 – huilă, 5,14,1 K=λ ; min);2m/(kg35,1cv ⋅=

c – variaţia în timp a vitezei momentane vC, 1,2,3 - fig. a; d – dependenţa temperaturii din focar de viteza momentană de ardere; 1,2,3 – fig. a

min);2m/(kg ⋅

350 C.NEAGA

Rezultatele măsurării (fig. 5.23, a) arată o variaţie importantă a temperaturii deasupra stratului, pentru fiecare ciclu. La creşterea perioadei de încărcare temperatura a ajuns la 800 °C, pentru P = 1,5 ore, chiar în cazul unei încărcări termice nu prea înalte a grătarului, cca 0,3 MW/m2 (cărbune brun). Variaţia mare a temperaturii în perioada unui ciclu este legată de arderea neuniformă a cărbunelui, cauzată de distribuţia inegală a aerului sub grătar. Această concluzie este susţinută de variaţia compoziţiei gazelor de ardere. În momentul de viteză maximă de ardere în strat, concentraţia de oxigen scade brusc, ceea ce duce la creşterea pierderii prin ardere chimic incompletă (în gazele din focar apar componente carburante CO, H2, CH4), cu toate că

5,14,1 K=λ . La arderea cărbunelui brun, în comparaţie cu arderea huilei, se constată un nivel mai coborât al temperaturii şi scăderea temperaturii după încărcarea grătarului cu cărbune proaspăt. Viteza momentană de ardere a cărbunelui, în condiţiile unui debit constant de aer de ardere se calculează prin două metode: - prin compararea compoziţiei medii şi momentane a gazelor de ardere din focar

minkg,

PcM

ddm;

min)2m(

kg,ddm

grS1

cvλλ

=τ⋅τ

= (5.39)

şi - cu ajutorul expresiei bilanţului termic momentan al focarului

.minkJ,izQ)t(fQ)t(rQaerQpq1i

iQddm •

±•

+•

=+⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛ •−

τ ∑ (5.40)

Pentru rezolvarea ecuaţiei 5.40 se foloseşte expresia bilanţului termic al focarului scris pentru o perioadă de timp

( ) ,minkJ),t(fQ)t(rQaerQpq1i

iQPcM

+=+−∑ (5.41)

unde t este temperatura în focar, °C; ∑ pq - pierderile de căldură din focar,

fracţii; Qaer – căldura introdusă cu aerul; Qr(t) – căldura primită util de ecrane; Qiz – căldura schimbată cu izolaţia; Qf(t) – căldura fizică a gazelor de ardere care părăsesc focarul; indici: • (punct) – valoare momentană; – (linie) – valoare medie.


În fig. 5.23, b, c se arată, pentru diverse condiţii de experimentare, variaţia în timp a vitezei momentane de ardere. Deoarece cantitatea de cărbune introdus pe grătar nu reuşeşte să ardă integral într-un ciclu, atunci pentru calculul vitezei momentane vc, din suma totală de cărbune se scade cantitatea din porţia precedentă care nu a ars; calculată după această metodă variaţia în timp a vitezei locale de ardere a cărbunelui după încărcarea grătarului este prezentată în fig. 5.23, c.

,minkg,

P1i,cMni,cM

ddm

λλ−−

=τ

(5.42)

unde Mc,i, Mc,i-1 sunt cantităţile de cărbune introduse în perioada curentă i şi în perioada precedentă i-1, kg; n – fracţia de cărbune nears din masa Mc,i-1. Rolul fluxului de aer este diferit, pe durata unei perioade de timp. După încărcarea cu cărbune în perioada de pregătire a acestuia (uscarea, degajarea volatilelor), practic nu se consumă aer şi introducerea lui sub grătar nu este oportună, deoarece îngreunează desfăşurarea acestor procese. Dependenţa temperaturii din focar de viteza de ardere este arătată în fig. 5.23, d. În momentul maximului temperaturii şi vitezei de ardere, echilibrul între căldura dezvoltată şi căldura cedată se realizează în condiţia excesului de aer minim. După aceea, arderea cocsului şi a volatilelor duc la creşterea temperaturii şi a vitezei de ardere, ceea ce determină creşterea necesarului de aer. Din acest moment procesul în ansamblu este controlat de accesul aerului. Scăderea vitezei de ardere după atingerea maximului este cauzată de scăderea suprafeţei de reacţie a bucăţilor de cărbune şi a acoperirii lor cu un strat de cenuşă. Rezultatele obţinute evidenţiază condiţiile organizării optime a proceselor din focare echipate cu grătare: oportunitatea dozării aerului de ardere în dependenţă cu fenomenele care se desfăşoară în perioada de ardere a cărbunelui. 5.4.1.3. Focare cu ardere în strat fluidizat a combustibilului solid Conform fig. 5.2 aceste focare fac parte din categoria strat mobil – grătar fix (sistemul de distribuire, sub strat, a agentului de fluidizare). Faţă de focarele analizate anterior, din punctul de vedere a amestecului combustibil – oxidant, acestea sunt superioare, deoarece agitaţia puternică din strat, mişcările particulelor sus-jos, permit accesul rapid al moleculelor de oxigen la suprafaţa particulelor care ard; privit din exterior, stratul de

352 C.NEAGA

combustibil este asimilat unui flux în fierbere, expresie pe care o găsim în multe lucrări de specialitate referitoare la asemenea focare. Tehnologia arderii în strat fluidizat aparţine lui Winkler, care a obţinut patentul în anul 1922. Cu toate limitările lor (în ceea ce priveşte aplicarea practică) arderea în strat fluidizat – ASF – şi mai nou, arderea în strat fluidizat circulant – ASFC – s-au bucurat şi se bucură de o mare atenţie din partea specialiştilor.

a. b. c. d.

În fig. 5.24 este arătată schema unui focar cu arderea în strat fluidizat, ASF. Aerul de fluidizare (primar) 1 se introduce prin sistemul de distribuire 3 al acestuia în stratul de cărbune 4 (amestec format din cărbune, cenuşă şi carbonat de calciu pentru desulfurarea gazelor de ardere). Sistemul de distribuire este format din placă, în care se fixează elementele de divizare a aerului de fluidizare, fig. 5.25.

Fig. 5.24. Modelul fizic al arderii în strat fluidizat (ASF): 1 – aer primar; 2 – aer secundar; 3 – sistem de distribuţie a aerului în strat; 4 – strat fluidizat; 5 – suprafaţa de schimb de căldură (imersată în strat); 6 – ecran al sistemului vaporizator; 7 – buncăr de cărbune; 8 – buncăr de carbonat de calciu; 9 – dozatoare; 10 – transportor melc (sau pneumatic); 11 – gaze de ardere spre canalul de convecţie al generatorului; 12 – evacuare cenuşă; 13 – sistem de dirijare uniformă a aerului de fluidizare; 14 – aer terţiar

Fig. 5.25. Elemente de distribuire a aerului de fluidizare: a – cu duze; b – tip Lurgi; c – tip Kvaerner; d – tip Ahlstrom; 1 – aer de fluidizare; 2 – placa suport


Elementele de divizare au rolul, pe lângă acela de a împiedica pierderea de cărbune prin orificiile din placă, de a uniformiza viteza masică a aerului, kg/(m2⋅s) pe întreaga suprafaţă a plăcii, determinând astfel fluidizarea uniformă a întregului strat de cărbune. În acelaşi sens, se prevede şi sistemul de dirijare a curenţilor de aer 13 sub placă. Dacă viteza aerului, calculată pentru secţiunea transversală a focarului fără cărbune (fără strangulări) este mai mare decât o viteză minimă, adică wa > wf, atunci stratul de cărbune nu mai rămâne fix pe placă; el este expandat, este fluidizat; viteza minimă de fluidizare (început de fluidizare) se va nota cu wf, m/s. Din acest moment, stratul de cărbune este scos din starea de echilibru; particulele, cu diametru echivalent 1…7, chiar 10 mm, datorită forţelor create de presiunea dinamică a aerului urcă în spaţiul de fluidizare. Ele se lovesc de pereţii focarului, de serpentinele suprafeţei de schimb a generatorului imersată în strat 5, între ele însele şi cad, fiind reluate de curent, întreţinându-se astfel circulaţia sus-jos a fluxului de particule, condiţii în care viteza de ardere creşte. Principala cauză însă a mişcării de piston (du-te – vino) a particulei o constituie faptul că ea, având formă diferită de cea sferică, aria proiecţiei ei în planul orizontal fxo este dependentă de poziţia acesteia în spaţiu. Or, forţa presiunii dinamice a aerului este direct proporţională cu această suprafaţă; din (5.18),

. Fie, de exemplu o particulă de formă cilindrică, cu

diametrul d = 2 mm şi înălţimea h = 6 mm. Aria proiecţiei orizontale variază între valorile 0,25πd

2/wfCR a2axof ρ=

2 = 3,14 mm2 şi hd = 12 mm2. Din (5.18) – neglijăm forţa Arhimede –, dacă GR > , atunci 0F >∑ şi particula urcă; dacă GR < ,

, particula coboară. Există şi situaţia, cu durata extrem de scurtă, în care 0F <∑GR = şi , caz în care particula execută o mişcare uniformă, în sus sau

în jos.

0F =∑

O mărime care caracterizează starea de fluidizare a stratului este porozitatea ε, m3/m3, sau fracţia de goluri; dacă în momentul fluidizării ε0 ≈ 0,4, starea finală ASF se defineşte prin ε ≈ 0,8. Evoluţiile proceselor în focarele cu ASF, fac ca acesta să fie împărţit în două componente: partea inferioară, caracterizată prin arderea în strat fluidizat şi partea superioară, în care ard produsele de descompunere termică a cărbunelui şi particulele fine antrenate de gazele de ardere (aerul terţiar 14 se introduce la baza acestei părţi); de regulă

354 C.NEAGA

partea superioară este ecranată, 6 (fig. 5.24). Gazele de ardere 11, părăsesc focarul cu o temperatură de cca 900 °C, devenind agentul termic cald pentru restul schimbătoarelor generatorului. Suprafaţa de schimb de căldură imersată 5 se caracterizează prin schimb de căldură intens, dar şi prin uzură prin abraziune înaintată, din partea particulelor de cărbune; de asemenea, ea limitează înălţimea de expandare a stratului fluidizat. Temperatura în stratul care arde este cuprinsă între 850 şi 950 °C, ceea ce constituie caracteristica esenţială a tehnologiei de ardere în strat fluidizat; această temperatură este menţinută prin coordonarea raportului între căldura dezvoltată şi căldura cedată. O consecinţă imediată a nivelului termic coborât o constituie reducerea concentraţiei de oxizi de azot, formaţi din azotul existent în masa organică iniţială a cărbunelui (de oxizi de azot termici – modelul Zeldovici – nu se poate discuta, având în vedere nivelul termic coborât); de asemenea nu există pericolul înmuierii cenuşii cărbunelui ars în focar. Dacă se admite numai reacţia de bază privind arderea carbonului

, (datorită temperaturii coborâte reacţia spre stânga – de

disociere – este inexistentă), conform principiului Le Chatelier aplicat sistemelor reactante în echilibru, coborârea temperaturii determină deplasarea stării de echilibru în sensul suprimării efectului forţelor “termodinamice” exterioare, adică, în cazul de faţă, reacţia se deplasează spre dreapta cu dezvoltare de căldură (şi creşterea temperaturii), ceea ce duce la arderea cât mai înaintată a componentelor reactante (în speţă, a carbonului).

122 QCOOC +↔+

De asemenea, din teoria arderii combustibilului solid se ştie că atunci când temperatura de ardere (temperatura particulei) coboară, adâncimea de pătrundere a moleculelor de oxigen prin porii particulei spre centrul acesteia creşte, făcând ca suprafaţa de reacţie (de ardere) să crească, cu suprafaţa laterală a porilor participanţi la proces; în acest mod viteza de ardere a cărbunelui se măreşte. Cărbunele pregătit, din buncărul 7, cu ajutorul unui sistem de transport 10 (mecanic – tip melc – sau pneumatic) ajunge în focar; reglarea debitului de cărbune se face cu ajutorul sistemelor de reglare (dozator) 9. Simultan cu cărbunele, în focar se introduce şi carbonat de calciu pentru reţinerea, din gazele de ardere a dioxidului de sulf, conform reacţiilor


(5.43) .3Q4CaSO2O5,02SOCaO

;2Q2COCaOcaldura3CaCO

−→++−↑+⎯⎯⎯⎯ →⎯+

De remarcat că în cazul reducerii dioxidului de sulf din gazele de ardere cu ajutorul carbonatului de calciu, faţă de arderea obişnuită (fără reducerea SO2), volumul de aer şi de gaze de ardere cresc, deoarece trebuie introdus în focar mai mult oxigen, iar din descompunerea termică a calcarului rezultă dioxid de carbon. Cenuşa rezultată se elimină prin partea inferioară a focarului, 12; la instalaţiile industriale cenuşa trece printr-un schimbător de căldură solid-gaz pentru recuperarea unei părţi a căldurii fizice a acesteia. Analiza căderii de presiune în stratul de cărbune, separat de căderea în sistemul de distribuire a agentului de fluidizare, permite nu numai evidenţierea calitativă şi cantitativă a unor fenomene specifice domeniului, ci şi o clasificare a focarelor pentru arderea combustibililor solizi, fig. 5.26.

wf wfc want 0 w [m/s]

Δps[Pa]

Fig. 5.26. Variaţia pierderii de presiune în stratul de cărbune cu viteza de fluidizare: I – strat fix; II – fluidizare (expandare) mică; III – fluidizare (expandare) mare; IV – transport pneumatic; 1 – focar cu grătar rulant; 2 – focar cu arderea în strat fluidizat (ASF); 3 – focar cu arderea în strat fluidizat circulant (ASFC); 4 – focar cu arderea cărbunelui pulverizat; 5 – combustibil solid; 6 – carbonat de calciu; 7 – aer de fluidizare (primar); 8 – gaze de ardere; 9 – flux de substanţă solidă recirculată; 10 – amestec primar

În domeniul I, stratul de cărbune este fix pe grătar, la creşterea vitezei de curgere a fluidului printre particule pierderea de presiune creşte după o lege parabolică cu viteza; porozitatea stratului ε0 rămâne constantă şi deci nici înălţimea acestuia h0 [m] nu se schimbă. Dacă admitem un m2 de suprafaţă la

356 C.NEAGA

intrarea în stratul de cărbune a aerului primar, atunci volumul liber al prismei pătratice cu înălţimea h0 va fi h0ε0. La rândul lui, acest volum poate fi asimilat cu n canale verticale, cilindrice, cu diametrul hidraulic dh şi înălţimea h0, adică h0ε0 = nπdh

2h0/4. Cele n canale fiind paralele, pierderea de presiune în stratul de cărbune cu aria secţiunii transversală egală cu un m2 este egală cu pierderea de presiune, prin fiecare, la curgerea aerului de fluidizare printr-un singur canal

,Pa,00h

fwn8f2w

2hd0h

64f2

2w

hd0h

Re64

f2

2w

hd0h

spε

ηπ=η=ρ=ρλ=Δ (5.44)

unde este vâscozitatea dinamică a agentului de fluidizare, N⋅s/mfη2; pentru

coeficientul de frecare λ s-a folosit expresia proprie curgerii laminare,

,hdwf64

Re64 ν

==λ (5.45)

unde este vâscozitatea cinematică a agentului de fluidizare, fν fff / ρη=ν ,

m2/s. Întrucât demonstrarea expresiei pierderii de presiune în strat nu-şi propune rigurozitatea matematică, ci mai mult evidenţierea interdependenţei parametrilor de influenţă, modelul fizic adoptat are unele lacune. Expresiile de calcul al acestei pierderi, bazate mult pe date experimentale, se găsesc în multe lucrări de specialitate [5.13; 5.14; 5.18; 5.33 etc]. Însă numărul de canale pe metru pătrat de strat este invers proporţional cu diametrul echivalent, la pătrat, al particulei, n ≈ 1/dp

2 şi astfel (5.44) devine

,Pa,w2pd0

0hf8spε

ηπ≅Δ (5.46)

unde diametrul echivalent al particulei de formă oarecare, cu volumul Vp este

(5.46´) ( ) ;m,3/1/pV6pd π=

din (5.46) se constată că în domeniul I pierderea de presiune în strat creşte liniar cu viteza fluidului, care curge printre particule şi nu parabolic; creşte când porozitatea scade; creşte când diametrul echivalent al particulelor scade. Pornind de la definiţia factorului de formă a unei particule oarecare se poate scrie

,fK

1

pF

3/2pV

87,4pF

2pd

==π

=Φ (5.47)


unde Fp este aria suprafeţei laterale a particulei de formă oarecare, m2; pentru sferă ; aici sensul factorului de formă este invers celui din expresia (2.107), impus din considerente de comparare a rezultatelor teoretice cu cele experimentale [tabelul 1.2 din 5.72];

1=Φ

10 ≤Φ< . Dacă se notează cu n1 numărul de particule de cărbune dintr-un m3 strat fix, atunci porozitatea iniţială a stratului se calculează cu expresia

(5.48) .3m/3m,6/3pd1n10 π−=ε

În aceste condiţii, densitatea stratului (densitatea în vrac; pentru cărbune aceasta este cca 600 – 800 kg/m3) este

(5.49) ,3m/kg,f06/ap3pd1nvr ρε+ρπ=ρ

unde ρap este densitatea aparentă a particulei de cărbune (cu considerarea porilor din interiorul ei), kg/m3; ρf – densitatea agentului de fluidizare (exact, însă densitatea aerului dintre particulele stratului fix), kg/m3. Cu acestea porozitatea stratului fix are expresia

.fap

vrap0 ρ−ρ

ρ−ρ=ε (5.50)

În cazul real particulele din strat au dimensiuni diferite; pentru calculul diametrului mediu, având în vedere procesul de fluidizare, se foloseşte ca invariant pierderea de presiune, aceasta fiind aceeaşi în cazul real şi în cazul înlocuirii fictive a stratului cu particule monodimensionale. Ipoteza admisă se justifică, deoarece pierderea de presiune se datorează frecării fluidului cu pereţii laterali ai canalelor din strat; or, suprafaţa laterală a tuturor canalelor este egală cu suprafaţa specifică F, m2/kg, dacă ne referim la un kg cărbune. Cu acestea, apelând la expresiile (2.85) şi (2.107), Kf = Φ = 1 se obţine expresia diametrului mediu, care, cu noile notaţii se scrie

,1m,n

1i idiM

pd1 −

=

Δ= ∑ (5.51)

unde este fracţia masică formată din particule cu diametrul diMΔ i, kg/kg; di –

diametrul echivalent curent al particulelor, m. După cum se cunoaşte starea de fluidizare se obţine pentru un diapazon larg de valori ale vitezei agentului de fluidizare, de la viteza de început a fluidizării wf (fig. 5.26) până la viteza de antrenare want, admisă egală cu viteza de plutire, expresia (5.19). Pentru calculul wf şi want există numeroase expresii,

358 C.NEAGA

unele empirice, altele deduse din considerente teoretice, însă toate conţin coeficienţi numerici obţinuţi prin prelucrarea statistică a rezultatelor experimentale. Viteza de început a fluidizării (viteza minimă de fluidizare) se calculează: - cu expresia [5.14]

( )

,30/Ar75,13

0/01150

ArfRe

ε+εε−= (5.52)

unde criteriul Reynolds pentru începutul fluidizării fpff /dwRe ν= , iar criteriul

Arhimede ( ) ( )2ff

3pfap /dgAr νρρ−ρ= . Dacă pentru porozitatea iniţială se admite

valoarea ε0 = 0,4 din (5.52) rezultă expresia vitezei minime de fluidizare (de început a fluidizării)

;sm,

Ar25,51400Ar

pdffw

+

ν= (5.53)

- cu expresia Leva [5.75]

,94,0

fvr

88,0f

82,1pd

00923,0fw ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ρρ

ν= (5.54)

valabilă pentru strat fix de cărbune, sau alte substanţe prezentate sub formă de particule diferite de sferă. În acest ultim caz viteza minimă de fluidizare se calculează deducând în prealabil valoarea diametrului mediu, expresia (5.51). Când viteza aerului creşte de la 0 la wf, pierderea de presiune creşte, porozitatea iniţială şi înălţimea iniţială ale stratului rămânând neschimbate. Pierderea de presiune în momentul realizării vitezei minime de fluidizare se calculează cu expresia propusă de Ergun [5.76], pentru particule de formă oarecare

,Pa,0hpd

2fw

30

01f75,10h

30

2)01(2pdfw

f150sfpε

ε−ρ+

ε

ε−η=Δ (5.55)

unde dp = Φd, d fiind diametrul particulei sferice, m. Factorul de formă Φ (5.47) este dificil de calculat. Dacă se poate determina cu o uşurinţă relativă volumul unei particule, de exemplu prin medie ponderată, sau scufundare într-un cilindru gradat, care conţine un lichid ce nu udă particula, este imposibil de determinat suprafaţa exterioară a acesteia. Din aceste motive se apelează la o metodă indirectă: pentru un strat fix format din


particule de forme geometrice cunoscute se exprimă pierderea de presiune în strat funcţie de viteza curentului şi de factorul de formă proprii acelor particule constituente. Se admite ipoteza că legea precedentă este valabilă şi pentru straturi din particule de formă oarecare; în final, măsurătorile experimentale dau posibilitatea determinării factorului Φ. Procedând în acest mod, Kóseney şi Karman au propus următoarea expresie [5.69]

( )

Re,2wf

sp

0hpd

201

300091,0

ρ

Δ

ε−

ε=Φ (5.56)

valabilă pentru Re ≤ 35. În multe expresii din teoria filtraţiei apare raportul

care conduce la o aproximare cât mai bună a rezultatelor experimentale de cele obţinute cu diverse expresii analitice. Materialele disperse, cu structură granulometrică amplă, intră în regim de fluidizare la viteze ale fluidului mai mici, decât cele constituite din fracţii înguste, dar cu acelaşi diametru mediu al particulelor, din cauza tendinţei de scădere a porozităţii în cazul straturilor realizate din particule polidimensionale. Analog, porozitatea stratului de particule cu forme variate este mai mare faţă de stratul realizat din particule sferice, în ambele cazuri diametrul mediu fiind acelaşi; acest aspect este valabil, atât pentru stratul fix cât şi pentru stratul fluidizat.

( 20

30 1/ ε−ε )

Fig. 5.27. Variaţia vitezei minime de fluidizare în funcţie de diametrul mediu al particulelor: 1 – calculată cu expresia (5.52); 2 – calculată cu expresia Leva; 3 – calculată cu (5.52) dar ţinând seama de coeficientul de formă corespunzător; 4 –determinare experimentală;

ο - corindon, mm1pd ; =

• - corindon, mm3,2pd = ;

△ - cărbune, mm5,1pd = ;

▲ - cărbune, mm4,2pd =

wf[m/s]

tf = 20 °C

tf = 800 °C

]mm[pd

360 C.NEAGA

Analiza curbelor din figura 5.27 arată că expresia Leva (5.54) se poate aplica numai pentru o zonă îngustă de variaţie a diametrului mediu al particulelor (curba 2 se găseşte în domeniul haşurat), iar expresia Todes (5.52) este suficientă pentru a descrie exact caracterul procesului pentru întregul diapazon de analiză a particulelor, conducând însă la valori mai mici fără considerarea coeficientului de formă şi, din contră, la valori mai mari pentru wf cu considerarea Φ, dedus cu (5.55). Se pot desprinde câteva concluzii: viteza de fluidizare creşte cu creşterea diametrului mediu al particulei şi cu creşterea densităţii; de asemenea, viteza de fluidizare scade la creşterea temperaturii agentului de fluidizare; pentru calculul vitezei de fluidizare la alte temperaturi decât cea a mediului ambiant se folosesc aceleaşi expresii, numai că trebuie ţinut seama de variaţia cu temperatura a caracteristicilor fizice ale agentului de fluidizare [5.18]. Pentru carborund (ρap = 3900 kg/m3), dependenţa vitezei minime de fluidizare cu aer la 20 °C de diametrul particulei este redată în continuare [5.27]

d, mm 0,02 0,05 0,1 0,5 1 2 5 10 wf, m/s 1,2⋅10-3 7,2⋅10-3 0,028 0,42 0,96 1,8 3,07 4,46

În momentul realizării stării de fluidizare se asigură egalitatea între pierderea de presiune în strat şi greutatea acestuia în aer, adică

(5.57) .Pa),fap)(01(0hg6/)fap(3pd1n0hgsfp ρ−ρε−=ρ−ρπ=Δ

Ţinând seama de expresiile (5.55) şi ale criteriilor Ref şi Ar, egalitatea (5.57) devine

,0ArfRe30

201

1502fRe

30

175,1 =−εφ

ε−+

εΦ (5.58)

care rezolvată, conduce la expresia criteriului Reynolds în momentul fluidizării

( )

.1Ar2

01

30

331031,0101

86,42fRe⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡−

ε−

εΦ−⋅+Φε−

= (5.59)

Pentru particule sferice 1=Φ şi 4,00 =ε expresia precedentă devine

.1Ar5105,517,25fRe ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−⋅+= (5.60)


Pentru a obţine o relaţie de clacul a vitezei minime de fluidizare a materialelor, care participă la gazeificarea cărbunelui în [5.18], expresia Ergun (5.57) este scrisă sub forma

(5.61) ,0ArfRe2K2fRe1K =−+

unde coeficienţii K1 şi K2 sunt funcţii de Φ şi porozitatea 0ε ; prin prelucrarea datelor din literatura de specialitate cu ajutorul analizei regresiei, s-au obţinut K1=15,42; K2=778,5; de aici

( ) ,25,255,0Ar0651,056,637pdf

ffw ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −+

ρη

= (5.62)

care, faţă de datele experimentale conduce la o abatere de ± 30%. De remarcat că expresiile precedente pentru determinarea vitezei minime de fluidizare wf, obţinute la comportarea stratului când aceasta creşte (dependenţa din fig. 5.26, se citeşte de la stânga la dreapta) au neajunsul că folosesc porozitatea iniţială a stratului, care, chiar pentru acelaşi strat se

reproduce greu. De aceea este mai corect ca determinarea vitezei w0ε

f să se facă parcurgând procesul în sens invers, de la strat fluidizat la strat fix (în fig. 5.26 viteza să scadă), reproducerea porozităţii fiind în acest fel mult mai bună. Experimental, se demonstrează că pentru domeniul I (fig. 5.26) este mai

mare când viteza creşte, decât când viteza scade (apare astfel fenomenul de

hysterezis). Pe baza acestei constatări în [5.77] se propun expresiile de calcul ale w

spΔ

spΔ

f: - pentru regimul laminar (Be < 0,3)

(5.63) ;Ar310069,1fRe −⋅=

- pentru regimul turbulent (Be > 103)

(5.64) ;5,0Ar227,0fRe =

- pentru regimul intermediar

(5.65) ,Ar6,1Be4101065,03fRe −⋅=

unde Be este criteriul Beranek (se referă la căderea liberă a particulelor sferice),

;apf

gg

3crw

Beρρ

ν= (5.66)

viteza critică wcr se calculează cu (5.19).

362 C.NEAGA

Δps[Pa]

3200 2800 2400 2000 1600 1200 800 400

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5

w [m/s]

Fig. 5.28. Pierderea de presiune în strat în funcţie de viteza aerului de fluidizare: 1 – fără aer primar (ε0 mic); 2 – cu aer primar (ε0 mare); ο - corindon,

mm1pd = ; • - corindon, mm3,2pd ; △ - cărbune, = mm5,1pd = ;

▲ - cărbune, mm4,2pd =

În fig. 5.28 [5.69] se arată variaţia pierderii de presiune în strat cu viteza agentului de fluidizare (aer), pentru diverse situaţii: stratul cu porozitate mică şi mare; substanţe cu densităţi diferite; particule cu diametre medii diferite. Porozitatea diferită se realizează cu ajutorul aerului primar; în absenţa acestuia stratul este mai compact şi deci porozitatea mai mică. Curba 1 arată că viteza minimă de fluidizare wf ≈ 0,6 m/s; ea s-a obţinut pentru cazul unui strat cu porozitate mică, densitate mare şi particule mici (toate aceste dependenţe concordă cu expresia 5.46). Aceleaşi dependenţe se constată şi pentru celelalte curbe. De remarcat că viteza de filtrare – viteza agentului de fluidizare, printre particulele din strat –, ţinând seama de definirea vitezei de fluidizare (secţiunea transversală a focarului este liberă), are expresia (5.67) .s/m,0/wu ε=

În fig. 5.29 se arată, comparativ, pierderea de presiune în strat funcţie de grosimea acestuia; experimental spΔ s-a măsurat ca diferenţă între presiunea

aerului deasupra grilei de distribuţie şi deasupra stratului, iar teoretic cu expresia


(5.68) ,Pa,vr0hgsp ρ=Δ

unde densitatea în vrac se deduce din (5.50), ( )fap0apvr ρ−ρε−ρ=ρ ,

kg/m3. Pierderea de presiune în placa de distribuţie, admisă aici ca o simplă grilă are expresia

,Pa,f22

2wdp ρ

ϕξ=Δ (5.69)

unde ϕ este fracţia de orificii în placă, ϕ = S0 / Sf; ξ - coeficientul de

pierdere locală a presiunii, funcţie de diametrul orificiului în placă; când diametrul creşte, ξ scade. În calculul şi construcţia instalaţiilor cu strat fluidizat în care agentul gazos are temperatura ridicată, trebuie ţinut seama de influenţa temperaturii asupra proceselor hidrodinamice. În [5.78] se arată că viteza minimă de fluidizare se calculează cu aceleaşi expresii, însă valorile mărimilor care intervin trebuie să ţină seama de temperatură. După cum s-a arătat (ArfRef

Fig. 5.29. Variaţia căderii de presiune în strat, cu grosimea acestuia: C – cărbune; K – corindon; 1 – experimental; 2 - teoretic

)= , aşa că trebuie arătată influenţa temperaturii asupra

criteriului Arhimede.

,22f

21f

1f2f

1Ar2Ar

η

η

ρρ

= (5.70)

unde indicele 2 se referă la temperatura T2, K, iar 1 – la temperatura T1, K (T2 > T1). Se cunosc însă dependenţele

2T1T

1f2f;

7,0

2T1T

2f1f =

ρρ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

ηη (5.71)

şi deci

.4,2

2T1T

1Ar2Ar

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= (5.72)

Din (5.52), în care porozitatea iniţială 4,00 =ε se obţine

364 C.NEAGA

( )( ).2Ar22,514001Ar

1Ar22,514002Ar

1fRe2fRe

+

+= (5.73)

Pentru particule mici 1400Ar22,5 << , ceea ce determină regimul de curgere laminară

;4,2

2T1T

1Ar2Ar

1fRe2fRe

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=≈ (5.74)

pentru particule mari 1400Ar22,5 >> , deci pentru regimul turbulent

.2,1

2T1T

1Ar2Ar

1fRe2fRe

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=≈ (5.75)

Cu acestea, raportul vitezelor minime de fluidizare conduce la:

;2f1f1fRe1f2f2fRe

1fw2fw

ρηρη

= (5.76)

- în regim laminar de curgere

;7,0

2T1T

1fw2fw

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= (5.77)

- în regim turbulent

.5,0

2T1T

1fw2fw

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= (5.78)

Analiza precedentă arată că influenţa temperaturii asupra vitezei minime de fluidizare are caracter diferit, funcţie de dimensiunile particulelor din strat. Astfel în cazul filtrării gazelor printre particule mici, când domină forţa de viscozitate, la creşterea temperaturii (5.77) viteza minimă de fluidizare scade; invers, în cazul în care particulele din strat au dimensiuni mari şi deci domină forţele de inerţie, regimul de curgere devenind turbulent, creşterea temperaturii (5.78) duce la creşterea vitezei liniare de fluidizare. După ce s-a realizat viteza minimă de fluidizare, stratul de cărbune expandează, la creşterea vitezei (domeniile II şi III, fig. 5.26); domeniul II se caracterizează prin expandare mică faţă de III. Înălţimea stratului şi porozitatea cresc. Din egalitatea volumului fazei solide în cele două domenii I şi II se poate scrie ( ) ( ).1h010h ε−=ε− (5.79)

Concentraţia fazei solide ( ) apII 1 ρε−=μ , kg/m3, este uniformă în întregul

volum al stratului expandat (nu depinde de coordonatele x, y, z) şi scade când h


şi ε cresc; de asemenea pierderea de presiune a agentului de fluidizare este constantă (în cazul structurii ideale a stratului). Înălţimea maximă a stratului nu poate depăşi înălţimea focarului; acesta nu este prevăzut cu separator de particule (desprăfuitor) ca în domeniul III; arderea particulelor se numeşte în strat fluidizat – ASF. O altă caracteristică a acestui domeniu o constituie fluidizarea uniformă sau laminară, faţă de cea din domeniul III în care fluidizarea este neuniformă şi turbulentă (apar bule separate de agent de fluidizare, care modifică substanţial distribuţia concentraţiei fazei solide în strat). Ţinând seama de expresiile (5.57) şi (5.79), pentru fluidizarea teoretică se poate scrie ( )( ) ( )( ) .constfap1hgfap010hgsfp =ρ−ρε−=ρ−ρε−=Δ (5.80)

Fig. 5.30. Circulaţia particulelor solide în cazul fluidizării omogene: spectrul circulaţiei depinde de densitatea sistemelor de distribuire a aerului, de înălţimea iniţială a stratului, de dimensiunile particulelor, de caracteristica granulometrică

În stratul fluidizat (fig. 5.30) există două tipuri de mişcări permanente ale particulelor solide, o mişcare locală dezordonată a particulelor individuale, sau a ansamblurilor de particule şi o circulaţie de ansamblu. Mişcarea dezordonată locală, cu direcţii şi intensităţi diferite, care duce la vibrarea acestor particule, este determinată de un complex de factori care intervin simultan în tot stratul,

366 C.NEAGA

sau numai în anumite porţiuni, cum ar fi ciocnirea între particule, viteze diferite ale particulelor, rezistenţe hidraulice locale diferite, geometria aparatului etc. Componentele axiale ale vitezelor particulelor sunt mult mai mari decât cele radiale, demonstrând astfel anizotropia sistemelor fluidizate.

366 C.NEAGA

sau numai în anumite porţiuni, cum ar fi ciocnirea între particule, viteze diferite ale particulelor, rezistenţe hidraulice locale diferite, geometria aparatului etc. Componentele axiale ale vitezelor particulelor sunt mult mai mari decât cele radiale, demonstrând astfel anizotropia sistemelor fluidizate. Aerul de fluidizare circulă ascendent, în partea inferioară a stratului, preferenţial prin centru, cu componente orizontale de regulă în zona mijlocie a coloanei, fiind reflectat de circulaţia descendentă a solidului. Deplasarea particulelor este în general ascendentă în zonele cu viteze mari ale gazului (zona centrală) şi descendentă în zonele cu viteză mică (spre peretele focarului). Straturile cu granulometrie largă prezintă, în domeniul vitezei minime de fluidizare, fenomenul de segregare a solidului, care face ca particulele fine să se adune la partea superioară a stratului, iar cele mari la bază; segregarea influenţează negativ procesele de schimb de căldură şi substanţă în stratul fluidizat, când acesta arde. Fluidizarea neomogenă sau turbulentă (domeniul III, fig. 5.26) are loc, de regulă, în cazul aplicării tehnologiei arderii în strat fluidizat circulant, ASFC. Din cauza conţinutului mare de particule combustibile nearse antrenate de gazele de ardere la ieşirea din focar s-a impus montarea unui separator de particule solide (cărbune, plus cenuşă) care reintroduce (recirculă) materialul separat la baza stratului. În fluidizarea turbulentă, antfc www << , apar vicieri în structura stratului

cum ar fi pistonarea, formarea de canale totale, sau intermediare, apariţia bulelor de agent de fluidizare, fig. 5.31. Formarea canalelor este determinată de distribuirea neuniformă a aerului în strat, cauzată de construcţia inegală a sistemelor de repartiţie, de forţele de coeziune între particule, de structura stratului etc. Prin canalele verticale, care se formează în strat, aerul trece liber în partea superioară, diminuând astfel cantitatea de aer care participă efectiv în procesul de ardere. Un asemenea strat în care canalele au formă preferenţială, de exemplu axiale, se numeşte strat străpuns. Datorită canalelor şi pistoanelor care apar în strat, eterogenitatea stratului creşte, influenţând negativ procesele din strat. Calitativ, modul de fluidizare poate fi evidenţiat pe baza diagramei ( )wlgfplg s =Δ , diferită de la un

tip la altul. Fluctuaţiile din fig. 5.32, a sunt specifice pistonării, iar absenţa schimbării bruşte a pantei pentru viteza minimă de fluidizare şi pierderea de presiune


anormal de scăzută din fig. 5.32, b arată un contact gaz-solid incomplet, cu particule numai parţial fluidizate ca urmare a formării de canale.

Fig. 5. 31. Regimuri de fluidizare: a – fluidizare incipientă (wf); b – strat fluidizat omogen, w>wf; c – strat fluidizat neomogen (cu bule de gaz); d – strat fluidizat cu pistoane de gaz simetrice, w>>wf; d´ - pistoane de gaz la perete; e – strat fluidizat cu pistoane alternate (1 – de solid; 2 – de gaz); f – fluidizare cu canale longitudinale totale; g – fluidizare cu canale intermediare; h – fluidizare cu jeturi

Fig. 5.33. exprimă grafic funcţiile şi pentru toate

cele trei domenii de fluidizare (fig. 5.26). omenii de fluidizare (fig. 5.26).

)w(fh 2=)w(f1=ε

Întrucât viteza critică, de plutire şi de antrenare este una şi aceeaşi mărime (denumirea diferă de la autor la autor), pe baza (5.19) se poate scrie Întrucât viteza critică, de plutire şi de antrenare este una şi aceeaşi mărime (denumirea diferă de la autor la autor), pe baza (5.19) se poate scrie

368 C.NEAGA

Fig. 5.32. Diagrame ale pierderii de presiune pentru straturi fluidizate cu structură viciată

Fig. 5.33. Dependenţa porozităţii ε şi a înălţimii stratului h de viteza de fluidizare

Δp s

/ Δ

p sf

w/wf

Δp s

/ Δ

p sf

w/wf

;s/m,pd1f

ap

fc3g4

plwantwcrw ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

ρ

ρ=== (5.81)

- dacă Re < 2, Re24

fc = şi ;2pd1

fap

f18g

plw ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

ρ

ρ

ν= (5.82)

- dacă 2 < Re < 500, 6,0Re

5,18fc = şi

;

714,0

1fap

2f

2pdg

pdf153,0plw

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

ρ

ρ

ν

ν= (5.83)

- dacă 500 < Re < 200000, 44,0cf = şi


.5,0

pd1f

apg74,1plw⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

ρ

ρ= (5.84)

Dacă se notează raportul subunitar

( ) ( ) ,,),(),( nfArF

1ArfArf

plww

ε=ε=ε=ε

= (5.85)

în tabelul III.2 [5.14] se dau diverse expresii ale acestor dependenţe, pentru diferiţi parametri variabili. În [5.69] se foloseşte raportul (supraunitar) între viteza de fluidizare oarecare şi viteza minimă de fluidizare fw/wN = , raport care are o plajă largă

de variaţie (1…100); el se numeşte număr de fluidizare. Experimental s-a constatat o oarecare deosebire între variaţia liniară a presiunii cu înălţimea stratului fluidizat, variaţie cu atât mai mare cu cât N este mai mare, fig. 5.34.

Fig. 5.34. Variaţia surplusului de presiune (faţă de cea din camera focarului) cu înălţimea stratului (1 şi 2) şi a porozităţii stratului (3 şi 4); h0 = 140 mm;

cărbune; mm5,1pd = : 1, 4 – numărul de fluidizare N = 2,2; curbele 2 şi 3

N = 3,3

370 C.NEAGA

Ţinând seama de (5.80) surplusul de presiune statică a stratului fluidizat faţă de presiunea din focar la o anumită înălţime a cărei origine este plasată pe suprafaţa grilei de distribuire, are expresia

(5.86) ( ) ,Pa),fap(hg)1(2php ρ−ρε−+=

unde este presiunea în camera focarului, Pa; funcţia se deduce experimental.

2p ( )hp

Variaţia cu înălţimea h a funcţiei (5.86) duce la expresia porozităţii

( ).dh

hdp)fap(g

11ρ−ρ

−=ε (5.87)

Pentru stratul fix (ε = ε0 = const; dε/dh = 0), suprapresiunea scade liniar cu înălţimea h (v. fig. 5.34 pentru h cuprins între 0 şi h0); pentru stratul fluidizat (h≥h0), dacă se cunoaşte legea p(h), ecuaţia (5.87) se poate rezolva, găsindu-se astfel funcţia de variaţie a porozităţii stratului cu înălţimea (când h creşte, porozitatea creşte – fig. 5.33). Dacă se notează gradul de creştere a înălţimii stratului fluidizat K=h/h0, atunci se poate întocmi şirul de valori, funcţie de numărul de fluidizare N

N = 1,1 1,6 1,9 2,14 2,5 3 5 K = 1,03 1,2 1,25 1,32 1,45 1,6 2,5

Analiza arată, că pentru diverse substanţe (cărbune, corindon) şi diverse diametre ale particulelor este valabil raportul (pentru N≤5)

,,301N1K=

−− (5.88)

sau .,, 70N300h

h+= (5.89)

Folosind (5.87) pentru dp(h)/dh = const şi (5.89) se obţine expresia porozităţii medii

.,, 70N30

011

+ε−

−=ε (8.90)

În [5.17] după o serie de prelucrări ale rezultatelor experimentale se găsesc: raportul porozităţilor - în regim laminar (N≤78)


;21,0N21,0

fWW21,0

fReRe

0=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

εε (5.91)

- în regim turbulent (N≤8,9)

;42,0N42,0

fww42,0

fReRe

0=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

εε (5.92)

raportul înălţimilor stratului fluidizat şi stratului fix (ε0=0,4) - în regim laminar (N≤78)

;21,0N4,01

6,0

0hhK

−== (5.93)

-în regim turbulent (N≤8,9)

.42,0N4,01

6,0

0hhK

−== (5.94)

Dacă viteza de fluidizare este cuprinsă între wfc (viteza minimă de fluidizare a stratului circulant – fig.5.26 şi want – viteza de antrenare), regimul de curgere este turbulent şi se caracterizează prin formarea de bule de agent de fluidizare în spaţiul stratului expandat. Bulele sunt responsabile pentru cele mai multe trăsături care diferenţiază stratul fluidizat de cel fix. Acestea pot conduce la modificarea curgerii gazului în strat şi, în particular, la îmbunătăţirea considerabilă a fenomenelor de transfer termic şi material; dimensiunile bulelor influenţează structura şi comportarea stratului fluidizat, cum ar fi viteza de ridicare, expandarea stratului, fracţia de goluri etc. Bulele cu diametrele mari tind să-şi mărească dimensiunile o dată cu ridicarea lor, conducând, de cele mai multe ori la vicieri ale structurii stratului (curgerea sub formă de pistoane, formarea de canale preferenţiale, apariţia de zone nefluidizate sau slab fluidizate (prevenirea unor asemenea fenomene nedorite se face prin introducerea în strat a corpurilor de umplutură – cu densitate diferită); bulele cu diametre mici sunt, de cele mai multe ori, asimilate de faza densă, formând starea de suspensie. Raportul wfc/wf este un criteriu pentru aprecierea domeniului de fluidizare în care se află stratul. În cazul particulelor fine acest raport este 1 (domeniul fluidizării omogene), iar în cazul particulelor mari – cca 2,8 (domeniul neomogen). În ceea ce priveşte expresia diametrului bulei, sunt foarte multe date în literatura de specialitate [5.33; 5.76 etc.], ele depinzând de forma şi construcţia distribuitorului, de dimensiunile stratului, de viteza de insuflare, de

372 C.NEAGA

dimensiunile particulelor etc. Astfel în [5.23] experimental s-a obţinut expresia

(5.95) ( )[ ] ( ) ;cm,21,1h0684,013/1fww272,01853,0bd +−+=

toate mărimile se exprimă în cm şi cm/s. Dacă distribuitorul este prevăzut cu diverse sisteme de dozare a fluidului în strat, Davidson propune următoarea expresie pentru diametrul bulei la ieşirea din orificiul plăcii

(5.96) ,2,0

g/20V3,10bd ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡=

unde V0 este debitul de fluid prin fiecare orificiu , cm3/s. Pentru o placă poroasă folosită distribuitor, db0 se atinge deasupra acesteia la cota h´; pentru fiecare tip de distribuitor (fig. 5.25) există cota h0 bine definită la care se formează bula de agent de fluidizare. Cu aceasta se poate scrie

(5.97) ( )[ ] ( )[ ] .cm,21,10hhh0684,013/1

fww272,01853,0bd −′++−+=

Bulele, în stratul fluidizat sunt, în multe privinţe asemănătoare cu cele formate într-un lichid; ele au formă care variază de la o calotă sferică, până la sferă. Ca şi în lichid, această formă poate fi puternic modificată de pereţii aparatului, de diverse schimbătoare imersate, de fenomene cum ar fi cele de sciziune sau de aglomerare (coalescenţă). În straturile fluidizate la valori Re>10, faza densă (particule solide) se comportă ca o fază continuă care curge în jurul bulei. Bulele sunt lipsite de particule solide, cu excepţia părţii posterioare, numită dâră sau siaj, fig. 5.36.

Fig. 5.35. Comparaţie între diametrul bulei determinat teoretic şi experimen-tal, în funcţie de înălţimea ha a stratului: w = 30 m/s; w – wf = 29 m/s; 1 – expresia (5.97); 2 – expresia (5.95), placă poroasă; o – experimental (datele coincid cu expresia 5.97)

Studiile teoretice şi experimentale au pus în evidenţă că nu toată cantitatea de gaz ce trece prin strat se află înglobată sub formă de bule, ci şi într-o fază periferică acestora, zonă denumită nor. Cantitatea de substanţă aflată între cele două zone, de bulă şi nor, nu este fixă, între ele având loc un continuu schimb de substanţă, mai ales prin difuzie moleculară. În sistemul fluidizat bifazic, gaz-solid, la suprafaţa stratului are loc ejecţia


particulelor solide în spaţiul de deasupra stratului, ca urmare a spargerii bulelor de gaz, formând o structură intermediară – zonă diluată – între stratul fluidizat dens şi zona de deasupra acestuia, fig. 5.36, b. Pe măsură ce bulele se apropie de suprafaţa stratului fluidizat, particulele solide se ridică formând o peliculă pe suprafaţa superioară a bulelor. Particulele din acest strat au tendinţa de alunecare înapoi în stratul pulverizat şi deci numai diferenţa de particule va fi ejectată în spaţiul de deasupra stratului.

Fig. 5.36. Spectrul curgerii în jurul unei bule: a – în interiorul stratului; b – la ieşirea din strat

În ceea ce priveşte viteza cu care bulele de aer urcă prin stratul fluidizat, Davidson şi Harrison [5.76], prin analogie cu barbotarea fluidelor, propun expresia ,bwfwwbw ∞+−= (5.98)

unde wb∞ este viteza de urcare a unei singure bule

(5.99) ;6/1bV5,0gKbw =∞

Vb este volumul bulei, iar constanta .309,00339,1K +ε= (5.100)

374 C.NEAGA

În fig. 5.37 se arată diverse moduri de curgere a fluxurilor în stratul fluidizat turbulent. După depăşirea vitezei de fluidizare a stratului circulant wfc (fig. 5.26), în stratul în fierbere apar bule de aer (sau gaze), care coexistă cu faza

Fig. 5.37. Scheme ale circulaţii fazelor în stratul fluidizat turbulent: ua – viteza ascendentă a aerului printre particule; us – viteza de coborâre a solidelor; wb – viteza bulei; Vb, Vd – volumul bulei, respectiv al dârei; δ - fracţia suprafeţei de contact al aglomeratelor (ciorchinilor) cu peretele focarului; 1 – faza dispersă (suspensia); 2 – aglomerat descendent; 3 – perete.

în suspensie, formată din particule solide şi gaz interstiţial. De regulă întregul sistem are o mişcare ascendentă pe axul focarului (cu existenţa unor viteze relative, ceea ce ne permite să vorbim despre alunecarea fazelor) şi o mişcare descendentă a solidelor spre pereţii focarului. În timpul circulaţiei, fie datorită proprietăţilor fizice şi chimice ale combustibilului, fie datorită proceselor din strat, are loc aglomerarea particulelor sub formă de ciorchini, care urcă sau coboară cu puternică influenţă asupra fenomenelor de schimb de căldură şi substanţă în strat, sau între componentele stratului şi suprafeţele de răcire din focar.

Elemente de calcul termic al focarelor cu arderea în strat fluidizat circulant

Domeniul de existenţă a stratului fluidizat, funcţie de dimensiunile şi


proprietăţile particulelor de cărbune şi ale agentului de fluidizare, de viteza curentă de fluidizare, se determină cu ajutorul diagramei Reh [5.39], prezentată în fig.5.38.

Fig. 5.38. Influenţa mărimilor funcţionale asupra domeniului de existenţă a stratului fluidizat, diagrama Reh

Criteriile de similitudine care intervin în analiza diagramei, scrise pentru o viteză de fluidizare curentă, au expresiile

( );Froudepdg

wFr;1f

ap3pd

2f

gAr;f

pwdRe =⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

ρ

ρ

ν=

ν=

( ;Beranekfap

ffg

3wBeρ−ρ

ρν

= ) între ele există legătura (5.101)

.Ar

3ReBe;Ar

2Re

fapf2Fr ==ρ−ρ

ρ (5.102)

Punctul B din diagramă corespunde condiţiilor fluidizării stratului, wf (Ref = 54,5); punctul A - antrenarea pneumatică a stratului, want (Reant= 120). Partea stângă a segmentului AB corespunde stratului fluidizat stabil; partea dreaptă - stratul este turbulent. Expresiile analitice şi graficul permit găsirea

376 C.NEAGA

condiţiilor de compatibilitate ale funcţionării focarului. Pentru calculul termic al focarelor cu ASFC se pot folosi lucrările [5.39; 5.59; 5.84 – 5.89 etc.]. Temperatura în stratul fluidizat tsf (temperatura fazei gazoase) se alege în funcţie de caracteristicile cărbunelui. Pentru cărbune brun şi huilă ea trebuie să fie 850±25°C, deoarece această temperatură permite reţinerea maximă a SO2. Pentru cărbunele a cărui masă minerală conţine metale alcaline Na şi K, tsf ∼ 800°C; pentru antracit şi cărbune cu volatile puţine temperatura în strat este condiţionată de stabilitatea arderii ∼ 900…950°C (tsf se alege mai mică cu cca 50°C faţă de aceste valori). Viteza de fluidizare a stratului stabil – fără recirculare (wf<w<wfc) – se alege între 2 şi 4 m/s; valoarea mai mică se alege pentru sortul de cărbune din strat care conţine clase fine şi care prin ardere formează cenuşă cu dimensiuni mici ale particulelor; valoarea mai mare – pentru cărbune cu capacitate ridicată de formare a aglomeratelor. Viteza minimă de fluidizare wf poate fi determinată cu ajutorul nomogramei din fig. 5.39, atunci când se cunosc caracteristica granulometrică a cărbunelui introdus în focar şi densitatea amestecului solid din focar (cărbune, cenuşă), ρca, kg/m3. Pentru calcule se admite că trebuie să se ardă particule cu diametrul dp, pentru care restul total

pdR = 0,05 (exprimare fracţionară).

w, m/s

1500

2000

dp , mm

mm1dp = p

pdd

( ) ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡−=

npp d/dexpR

n

p

maxpd

d⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

3ca m/kg2500=ρ

Fig. 5.39. Nomogramă pentru determinarea vitezei minime de fluidizare


Diametrul maxim al particulei (diametrul de plutire dpl) antrenate din strat (cocs, cenuşă) determină eficienţa procesului de ardere şi se calculează, pentru viteza cunoscută a gazelor din focar, cu ajutorul ecuaţiei transcedentale (Ar = f(dpl))

( )[ ] ,mm,Ar61,018w/Arf310pld +ν= (5.103)

unde mărimile din dreapta expresiei se calculează pentru temperatura din strat; diametrul de plutire se poate calcula şi cu ajutorul nomogramei din fig. 5.40. Debitul de carbonat de calciu care se introduce în focar pentru reţinerea bioxidului de sulf din gazele de ardere, se calculează pe baza reacţiilor chimice corespunzătoare

Fig. 5.40. Nomogramă de calcul al diametrului de plutire a cocsului şi cenuşii

(5.104) ( ) ,s/kg,MgO8,0CaO57,0iA210icS03125,0CaCOM 3 ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ +−−ΕΒη=

unde B este debitul de combustibil, kg/s; E – coeficientul de exces de calciu faţă de cel strict necesar (2…3); Si

c, Ai – procentul de sulf combustibil, respectiv, de cenuşă din cărbune, %; CaO, MgO – procentul de oxid de calciu, respectiv, de magneziu din cenuşa cărbunelui utilizat, %; η - randamentul reţinerii bioxidului de sulf, 0,75…0,9. Dacă din calcul rezultă 3CaCOM ≤ 0, atunci nu este necesar

să se introducă în focar carbonat de calciu. Din reacţiile chimice rezultă:

- debitul de sulfat de calciu

(5.105) ;s/kg,icBS0425,0CaSOM 4 η=

- debitul de sulfat de magneziu, datorită oxidului de magneziu din masa minerală a cărbunelui

;s/kg,MgOiBA4103MgSOM 4−⋅= (5.106)

- debitul de cenuşă din cărbune

(5.107) ( ;MgOCaO2101iBA210aM ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +−−−= )

- debitul de oxid de calciu

378 C.NEAGA

=−= 136/CaSOM56CaCOM56,0CaOM 43

(5.108) ;s/kg,icBS0175,0CaCOM56,0 3 η−=

- debitul masic de bioxid de sulf reţinut

;s/kg,icBS02,0SOM r2 η= (5.109)

- debitul volumic de bioxid de sulf reţinut

;s/3Nm,64/SOM414,22SOD r2r2 = (5.109´)

- debitul masic de bioxid de sulf din gazele de ardere

(5.110) ( ) ;s/kg,icBS102,0SOM 2 η−=

- debitul volumic de bioxid de sulf din gazele de ardere evacuate

(5.111) ;s/3Nm,64/SOM414,22SOD 22 =

- debitul masic de dioxid de carbon din gazele de ardere, provenit din descompunerea carbonatului de calciu (5.112) ;s/kg,CaCOM44,0COM 32 =

- debitul volumic de dioxid de carbon din gazele de ardere provenit din descompunerea calcarului

(5.113) ;s/3Nm,CaCOM22414,044/CaCOM44,0414,22COD 332 =⋅=

- volumul de dioxid de carbon evacuat

(5.114) ;kg/3Nm,B/CaCOM22414,0COVCOV 32sf2 +=

- volumul de gaze triatomice evacuate

(5.115) ;kg/3Nm,B/CaCOM22414,0i

cS2107,0ROVROV 32sf2 +η−⋅−=

- volumul gazelor de ardere

(5.116) ,kg/3Nm,B/CaCOM22414,0i

cS2107,0gVgsfV 3+η−⋅−=

- masa gazelor de ardere evacuate

(5.117) .kg/kg,B/CaCOM44,0icS02,0gMgsfM 3+η−=

unde VCO2, VRO2, Vg, Mg sunt, respectiv, volumele şi masa gazelor de ardere în cazul în care nu se utilizează carbonat de calciu pentru reţinerea unei părţi a dioxidului de sulf; se calculează conform cap.3. În ceea ce priveşte calculul termic al focarelor cu arderea în strat fluidizat circulant (ASFC), wfc<w<want (fig. 5.26), cele câteva elemente expuse în continuare au model fizic focarul tip Lurgi, care constă din focar, desprăfuitorul


cu temperatură ridicată şi camera de răcire a substanţei solide separate, fig. 5.41. Viteza de fluidizare pentru aceste focare are valori cuprinse între 4 şi 10 m/s. Coeficientul de exces de aer primar, λp = 0,4-0,6 ceea ce permite formarea de oxizi de azot la ieşirea din focar, cu concentraţia coborâtă; în ansamblu λ total are valori similare cu cele proprii focarelor cu arderea cărbunelui în stare pulverizată. Debitul de carbonat de calciu are expresia (5.104), unde excesul E =1,5-2,5, iar gradul de desulfurare η = 0,9…0,97.

Fig. 5.41. Schema de calcul (modelul fizic) al focarului cu ASFC: 1 – focar; 2 – desprăfuitor (ciclon); 3 – camera de răcire (strat fluidizat); Fcr – schimbătorul de căldură din camera de răcire

380 C.NEAGA

La calculul focarelor cu ASFC entalpia amestecului bifazic (gaze de adere plus fază solidă – cenuşă, cocs – antrenată) la ieşirea din focar se calculează cu expresia

( ) ( ) ( ) +⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ ++λ=λ ataciAantra01,0caKft,fgIcft,fgI

( )( ) ,kg/kJ,ctccantaccK ′++ (5.118)

unde primul termen din dreapta este entalpia gazelor de ardere calculată prin metoda clasică, kJ/kg, la care se adaugă entalpia (căldură fizică) a cenuşii şi a carbonului, amestec recirculat din camera de răcire; Kca, Kcc – multiplul de recirculare a cenuşii, respectiv, a carbonului din camera de răcire; aant, a′ant – fracţia de cenuşă antrenată, respectiv, de carbon. Debitul de substanţă recirculată din camera de răcire în focar se calculează ca o sumă a debitului de cenuşă şi cărbune fix (5.119) ;s/kg,crcBcraBcrB +=

.B/crcBccK;B/craBcaK == (5.120)

Entalpia specifică a cenuşii antrenate (cat)a, respectiv, a carbonului antrenat (cct)c se pot calcula pentru temperatura stratului fluidizat de la ieşirea din focar tf; fracţiile aant şi a′ant se deduc din nomograma din fig. 5.42.

Fig. 5.42. Nomogramă de calcul al fracţiei de cenuşă antrenată (aant) şi de carbon antrenat (a´ant)

Multiplul de recirculare (de circulare) a fazei solide are expresia


.ccKcaKcK += (5.121)

Concentraţia carbonului în amestecul bifazic circulant prin focar are o valoare scăzută, 1…3% şi creşte numai în cazul arderii huilei şi antracitului. Multiplul de recirculare a carbonului Kcc depinde de combustibil (constanta k a vitezei de reacţie – legea Arhennius), de structura lui granulometrică, de viteza de fluidizare w şi de înălţimea h a focarului; aproximativ el se poate calcula cu ajutorul nomogramei din fig. 5.43. Dacă constanta k>2, regimul de ardere este difuziv; în acest caz multiplul de circulare a carbonului este determinat de structura granulometrică a cărbunelui şi de viteza de fluidizare. Pentru valori mici ale constantei k, multiplul Kcc depinde de proprietăţile reactante ale cărbunelui şi creşte când k scade. Focarele ASFC, au de obicei, secţiunea transversală variabilă cu înălţimea; de regulă focarul îşi schimbă secţiunea în zona de introducere a aerului secundar.

Fig. 5.43. Nomogramă de calcul al multiplului de circulaţie a carbonului Kcc; n = 1; ;mm3pd = dpmax = 10 mm; h = 2w, m

Aria secţiunii transversale a focarului, în partea inferioară a acestuia (zona stratului dens) se calculează cu expresia

.2m,w273273sft0

aumBVpfiS+

λ= (5.122)

În partea inferioară a focarului, datorită uzurii prin abraziune, cauzată de concentraţia mare a fazei solide, precum şi fenomenelor intense de coroziune nu se prevăd schimbătoare de căldură. Pentru determinarea multiplului de circulaţie prin focar şi alegerea temperaturii în camera de răcire tcr se recurge la un sistem de ecuaţii de bilanţ termic scrise pentru focar, camera de răcire şi desprăfuitorul ciclon. Ecuaţia de bilanţ termic al focarului (fig. 5.41)

( ) ( )+λ⋅+⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ ′′λ+λ++ crt0

aumIcrefBt0aumIspefB0tccCaCOMi

iBQ p3

( ) ++λ++=+ sftamcafBcft,fgIefBfQCaCOMdescqcrtamccBK 3

382 C.NEAGA

( ) ;kW,BrfQexQmQ +++ (5.123)

ecuaţia de bilanţ termic al camerei de răcire

( ) ( ) ( ) ( ) ++=⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −′′λ++ crtamcacrBcBKcrt0

aumIpt0aumIcrefBdtamcacrBcBK

(5.124) ;kW,exBQcrQ ++

bilanţul termic al desprăfuitorului ciclon ( ) ( ) ;kW,exBQevdtgcgDdtamcacrBcBKdQcft,fgIefB ++++=λ (5.125)

în rezolvarea sistemului (5.123 – 5.125) se ţine seama şi de expresiile (5.105 – 5.118). Ecuaţiile de bilanţ termic permit calculul a cel puţin trei necunoscute, din care, un rol deosebit, îl are multiplul de circulaţie Kc; se pot calcula temperatura în camera de răcire tcr şi debitul de amestec evacuat din camera de răcire, Bacr; evident, pot fi analizate şi alte variante. În afară de notaţiile din fig. 5.41, mai apar: tp″- temperatura aerului preîncălzit, °C; poate fi mai mare, sau mai mică decât temperatura în camera de răcire (cameră de reglare) tcr; qdesc – căldura de descompunere a calcarului, kJ/kg; este negativă; o serie de pierderi de căldură prin ardere mecanic incompletă, în exterior, cu reziduurile solide, cu valori diferite pentru cele trei subansamble ale sistemului. Temperatura amestecului solid td la ieşirea din desprăfuitor se poate admite 600°C, sau se consideră o necunoscută a sistemului (reglarea ei se poate face din Qd, căldura preluată de agentul de lucru, care circulă prin ecranele desprăfuitorului, dacă acesta are o asemenea construcţie). Viteza de fluidizare în camera de răcire se alege din condiţia de a asigura valoarea maximă a coeficientului de transfer de căldură de la faza dispersă cu dimensiunea medie a particulelor pd la suprafaţa metalică imersată în strat; se

poate calcula cu expresia

.sm,

pd)Ar22,518(Arfw

+ν

= (5.126)

Mărirea vitezei în focar conduce la creşterea gradului de separare a fazei solide în desprăfuitor şi corespunzător permite mărirea gradului de circulare a fazei solide. În fig. 5.44 se arată schema unui desprăfuitor ciclon, răcit cu apă, adoptat de Foster Wheeler. Faţă de sistemul clasic de ardere a cărbunelui pulverizat, arderea în strat


fluidizat şi strat fluidizat circulant prezintă o serie de avantaje: - măcinarea cărbunelui pentru ASFC este mai grosieră, ceea ce se repercutează pozitiv asupra consumului de energie electrică pentru serviciile proprii şi asupra uzurii prin abraziune a rotorului şi stato-rului sistemului de măcinare; - schimbul de căldură între strat şi suprafeţele imer-sate este mare, dar şi uzura acestor schimbătoare este intensă; - arderea este stabilă şi uşor de controlat şi de coordonat; - din cauza nivelului termic coborât, concentraţia de oxizi de azot este redusă; de remarcat că oxizi de azot termici (modelul Zeldovici) nici nu se produc; - pericolul înmuierii cenuşii şi deci zgurificarea ecranelor, este practic nul;

Fig. 5.44. Schema unui separator ciclon răcit cu apă

- concentraţia de carbon în materialul din focar este de cca 1…3%; deci aceste focare pot arde economic combustibili cu puterea calorifică oricât de mică; - pot fi ataşate mai multe asemenea focare unui singur generator; - sunt cele mai indicate focare pentru arderea combustibililor neconvenţionali, reziduuri industriale şi menajere, biomasă, rumeguş, materiale plastice şi din cauciuc etc.

384 C.NEAGA

În fig. 5.45 este arătată schema unui generator de abur saturat echipat cu focar cu ardere în strat fluidizat circulant, a cărui caracteristică constă în lipsa unei suprafeţe de răcire imersată în buncărul de material solid separat 10; se explică prin valorile modeste ale parametrilor nominali ai generatorului.

Fig. 5.45. Schema unui generator de abur saturat echipat cu un focar cu ASFC: 1 – canal de convecţie; 2, 3 – economizor; 4 – separator ciclon; 5 – electrofiltru; 6 – bunker de cenuşă; 7 – ventilator de gaze de ardere evacuate; 8 – ventilator de antrenare cenuşă; 9 – intrare apă de alimentare; 10 - bunker de substanţă separată; 11 – desprăfuitor; 12 – separator ciclon; 13 – intrare apă ecrane; 14 – focar; 15 – ieşire abur saturat; 16 – bunker calcar; 17 – alimentator calcar; 18 – bunker cărbune; 19 – alimentator de cărbune; 20 – transportor melc; 21 – aer secundar; 22 – aer primar

Fig. 5.46. Generator de abur echipat cu prefocar cu ASF (Duklafluide): 1 – reactor cu strat fluidizat; 2 – generator cu grătar rulant; 3 – camera de aer de fluidizare; 4 – aer secundar


În fig. 5.46 [5.57] se arată schema unui generator de abur cu arderea în două trepte: în prima parte 1 (reactor cu strat fluidizat) are loc, în general, un proces de gazeificare a combustibilului, după care, cocsul rezultat arde pe grătar în focarul propriu-zis, poz. 2. Produsele de gazeificare se separă în mod natural de particulele de cărbune şi amestecate cu aerul secundar sunt dirijate în focarul 2; puterea calorifică a produselor de gazeificare depinde de calitatea cărbunelui iniţial. Gazele de gazeificare antrenează cca 90% din cenuşa iniţială în focarul 2; restul cenuşii se elimină prin partea inferioară a reactorului 1. Similar figurii 5.46 se pot echipa cu prefocare cu ASF, generatoare de abur sau apă fierbinte vechi, prevăzute cu diverse tipuri de grătare. Astfel procesul total de ardere se separă în două: prima parte, de pregătire a combustibilului în vederea arderii, are loc în focarul cu strat fluidizat, urmând ca finisarea arderii să aibă loc în focarul iniţial. Metoda se poate aplica cu succes şi generatoarelor care foloseau păcură, modificările fiind necostisitoare. Firma Deborah Fluidised Combustion Ltd a realizat un generator special cu strat fluidizat, fig. 5.47. Generatoarele vechi cu strat fluidizat aveau sistemul de distribuire a aerului orizontal; intensitatea amestecării particu-lelor din strat în direcţie orizontală, era relativ redusă. Noul generator cu strat flui-dizat are grătarul de distribuire înclinat şi împărţit în trei secţii, cu debite de aer diferite. În acest mod se asigură o puternică circulaţie a particu-lelor de cărbune în strat, circu-laţie menţinută şi de alimentarea pneumatică cu cărbune pe ambii pereţi faţă-spate. Pornirea din stare rece se face cu două injectoare de păcură: un injector preîncălzeşte aerul care intră în strat, iar celălalt, cărbunele din strat. Focarul permite arderea, în condiţii tehnico-economice optime, a diverselor reziduuri cu conţinut ridicat de componente poluante.

Fig. 5.47. Schema generatorului cu strat fluidizat al firmei Deborah (Anglia): 1 – cărbune; 2 – aer; 3 – cenuşă; 4 – păcură; 5 – arzător de pornire

Firma Westinghouse (SUA) a proiectat un generator de abur cu strat

386 C.NEAGA

.

386 C.NEAGA

fluidizat sub presiune destinat unei centrale termoelectrice, având puterea de 320-635 MWt [5.90], fig. 5.48. Generatorul constă din patru module, fiecare funcţionând în mod independent. Fiecare modul este un cilindru înalt de 33,5 m şi cu diametrul de 3,66 m (pentru 320 MWt) şi cu diametrul de 5,18 m, pentru 635 MWt. La rândul lui, fiecare modul este împărţit în patru sectoare, fiecare sector fiind un strat fluidizat cu suprafaţa corespunzătoare imersată; presiunea în strat este de 10-15 bar; viteza de fluidizare 2,44 până la 4,37 m/s; înălţimea stratului 3,05 până la 4,57 m; la capătul superior al modulului se găseşte o celulă de finisare a arderii (1050-1100°C). Gazele de ardere, după o dublă desprăfuire, intră în turbina cu gaze, unde se destind până la presiunea atmosferică şi temperatura de 320-430°C; după aceea ele preîncălzesc apa de alimentare. Dimensiunile particulelor de cărbune sunt cuprinse între 0 şi 6,5 mm, iar cele de dolomită, de asemenea, până la 6,5 mm.

Fig. 5.48. Schema modulară a unui generator de abur cu ASF cu suprapresiune (320-635 MWt): 1 – strat fluidizat cu economizor imersat; 2, 3 – ASF cu supraîncălzitoare; 4 – ASF cu supraîn-călzitor intermediar; 5 – finisarea arderii particulelor antrenate; 6 – ecrane vaporizatoare; 7 – corpul modulelor; I – apă de alimentare; II – abur supraîncălzit; III, IV – intrare şi ieşire abur intermediar; A – intrare aer; B – evacuare gaze de ardere

Arderea în strat fluidizat circulant cu suprapresiune permite realizarea de cicluri mixte abur-gaze, fig. 5.49. După separarea particulelor solide în 3, gazele de ardere se destind în turbina cu gaze 4. Spre deosebire de scheme precedentă, în fig. 5.50 turbina cu gaze foloseşte agent de lucru aerul comprimat şi preîncălzit în schimbătoare imersate în cele două focare cu arderea în strat fluidizat. În focarul generatorului se arde praf de cărbune. Centrala poate fi exploatată ca o centrală convenţională, caz în care cele două module ASF se separă de generator cu plăci glisante. În situaţia ciclului combinat, compresorul furnizează aer la 6,7 bar şi este încălzit în


Fig. 5.49. Schema unui ciclu mixt abur - gaze cu ASFC cu suprapresiune: 1 – focar cu ASFC cu suprapresiune; 2 – bunker de cărbune; 3 – desprăfu-itor; 4 – turbină cu gaze; 5 – compresor; 6 – preîn-călzitor de aer; 7 – turbină cu abur cu contrapresiune; 8 – consumator de căldură

suprafeţele imersate în ASF de la 272°C până la 730°C.

Fig. 5.50. Schema ciclului combinat abur-gaze (centrala Vőlklingen – Germania)

În fig. 5.51 [5.83] este arătată schema unui sistem cu ASFC, destinat valorificării solurilor îmbibate cu produse lichide combustibile, ţiţei, păcură, uleiuri minerale etc. Instalaţia de bază este un generator de abur cu 40 t/h; 84 bar şi 525°C, care foloseşte cărbune. În vederea funcţionării cu sol contaminat, cărbunelui brun i s-au adăugat 3-5 % procente masice de sfărâmături de beton, moloz, nisip, cenuşă şi, evident, pământ îmbibat cu hidrocarburi. Cercetările experimentale au demonstrat posibilitatea practică de valorificare a unor asemenea reziduuri, care se găsesc, în special, în zonele

388 C.NEAGA

petrolifere.

Fig. 5.51. Generator de abur cu ASFC pentru valorificarea solurilor contaminate cu hidrocarburi lichide: 1 – focar cu ASFC; 2 – distribuitor aer de fluidizare; 3 – bunker de cărbune; 4 – bunker cu amestec; 5 – alimentare cu pământ îmbibat cu ţiţei; 6 – amestecător

Focarele cu ASF sau ASFC cunosc perfecţionări susţinute. Astfel Elliott D.E. [5.91] propune divizarea stratului fluidizat: într-un compartiment are loc arderea cărbunelui, iar în celălalt sunt aşezate schimbătoarele de căldură ale generatorului, fig. 5.52. Căldura dezvoltată prin arderea particulelor se transmite schimbătoarelor prin contactul nemijlocit al acestora; sarcina generatorului se reglează prin modificarea debitului fazei solide circulante. Particulele de cărbune , sorbent şi de material inert, măcinate fin sau grosier, între 0 şi 6,5 mm sau mai mult, sunt fluidizate cu ajutorul aerului primar 1 şi ard în canalul central. În zona difuzoare a focarului, viteza scade şi particulele (în special cele ale umpluturii) se separă, căzând peste suprafeţele de schimb din canalele laterale cedând căldura lor. Introducerea aerului secundar în partea inferioară a focarului, în locul trecerii de la canalele descendente la cel ascendent, reglează gradul de ardere şi de


recirculare a particulelor, care împreună cu varierea debitului aerului primar permit reglarea, în ultimă analiză, a sarcinii generatorului de abur. Camera 3, de ardere a particulelor antrenate poate fi ecranată. De asemenea sunt întreprinse cercetări privind arderea în strat fluidizat a combustibililor lichizi, în special a celor cu conţinut ridicat de cocs. În [5.92; 5.94] se arată sisteme de ASF a păcurii, modul de pornire a unor asemenea focare, precum şi rezultatele privind performanţele acestei tehnologii, compoziţia gazelor de ardere, valori ale pierderilor de căldură, etc. În partea inferioară a focarului s-au introdus particule de corindon (material de umplutură) peste care se aşează păcura de analizat; sistemul de distribuire a aerului primar a suferit, evident, modificările de rigoare.

Fig. 5.52. Schema unui generator de abur cu ASFC cu divizarea stratului: 1 – aer primar; 2 – limita stratului fluidizat; 3 – camera de finisare a arderii; 4 – canale descendente; 5 – separator al particulelor; 6 – aer de separare; 7 – aer secundar; 8 – suprafeţe de schimb de căldură

În fig. 5.53 [5.93] se arată diverse sisteme de aprindere din stare rece (de pornire) a unui strat de cărbune aparţinând unui focar cu ASF sau ASFC. Pentru a micşora durata operaţiei de pornire şi consumurile energetice s-a recurs pentru început la metoda indirectă de aprindere a combustibilului, care constă în încălzirea până la aprindere, prin introducerea în strat a aerului preîncălzit, sau a amestecului aer-gaze de ardere. Toţi combustibilii energetici, de la păcură până la antracit, au temperatura de aprindere cuprinsă între valorile de 270 şi 800°C. Apelând la metoda indirectă de aprindere rezultă că instalaţia de preîncălzire a

390 C.NEAGA

b.

c.

a.

11 –

dis

tribu

itor d

e ae

r; 12

- st

rat

Fig.

5.5

3. S

iste

mel

e de

por

nire

(apr

inde

re) d

irectă

a fo

care

lor c

u ar

dere

a în

stra

t flu

idiz

at: a

– c

u m

icro

cam

eră

de a

rder

e m

obilă

, ext

erio

ară;

b

– cu

arzăt

or m

obil

imer

sat;

c –

cu a

rzăt

or st

aţio

nar ˝

volu

m în

chis˝;

1 –

arză

tor;

2 –

sist

em d

e ap

rinde

re; 3

– c

apul

cam

erei

; 4 –

inst

alaţ

ie d

e di

rijar

e a

aeru

lui;

5 - ţe

avă

de fl

acără;

6 –

cor

p; 7

– a

mes

tecă

tor;

8 –

dirij

area

flăcăr

ii; 9

– su

praf

aţa

stra

tulu

i; 10

– st

abili

zato

r (reţe

a);


aerului, conductele de transport al acestuia, sistemele de distribuţie în strat, trebuie să fie, respectiv, izolate şi realizate din oţeluri termorezistente. Din aceste considerente s-a dovedit mai convenabilă metoda directă de aprindere locală a combustibilului, concentrând sistemul de aprindere numai într-o anumită zonă, după care aprinderea să se propage în întreaga masă a stratului; aceste idei stau la baza sistemelor arătate în fig. 5.53, care, experimentate, şi-au dovedit valabilitatea.

5.4.1.4. Focare cu arderea cărbunelui în strat mobil pe grătare mecanice

Asemenea focare pentru combustibili solizi (fig. 5.2) sunt echipate cu grătare mecanice (mobile) pe care stratul de cărbune este în permanentă mişcare. Faţă de focarele analizate anterior (ASF, ASFC) la care mişcarea intensă a stratului de cărbune era asigurată de energia cinetică a agentului de fluidizare, în cazul analizat aici, circulaţia particulelor în strat şi a stratului în ansamblu este cauzată de mişcarea mecanică a elementelor dinamice constituente ale grătarului (barele de grătar); acestea sunt puse în mişcare, în ultimă instanţă, de un motor, care este inclus în structura cinematică a grătarului. Întrucât şi la aceste focare, între particulele de cărbune – combustibil – pe de o parte şi aer, pe de altă parte, există mişcare relativă (viteză relativă) accesul oxigenului la suprafaţa de ardere este intens, ceea ce determină mărirea vitezei de ardere a cărbunelui, de aceea aceste focare cunosc o largă răspândire. De regulă ele echipează unităţi energetice relativ mici sau mijlocii şi pot arde diverse reziduuri combustibile solide, ceea cele conferă un important rol în depoluarea mediului înconjurător. Grătarele mecanice care echipează aceste focare se împart, după modul de deplasare a stratului de cărbune, în grătare cu împingere înainte sau directă – GID – şi cu împingere inversă sau prin răsturnare – GIR. Grătarul cu împingere înainte (pe deasupra), fig. 5.54, are o înclinare, faţă de orizontală, mai mică decât unghiul taluzului natural corespunzător cărbunelui din strat (∼15…20°); grătarul se compune din două cadre metalice înclinate, unul fix A şi altul mobil B. Cadrul mobil are o mişcare de translaţie orizontală, alternativă, înainte şi înapoi, realizate cu ajutorul unei tije p, antrenată de un mecanism motor; rolele c fixate pe cadru se rostogolesc pe şinele s fixate pe cadrul imobil A. Pe ambele cadre se fixează suporturile 1 şi 2 ale barelor de grătar g; barele 2 legate de suportul mobil B execută împreună cu acesta o

392 C.NEAGA

b.

a. Fig. 5.54. Schema unui grătar cu împingere înainte a stratului de cărbune: a – schema grătarului; b – secţiune printr-o bară de grătar

mişcare de „du-te-vino”. Fie primele trei bare: bara de la mijloc 2 capătă o mişcare de înaintare. În acest mod cărbunele care se găseşte în faţa ei şi pe spatele celei de-a treia bare, se deplasează înainte. La revenirea în poziţia iniţială locul gol din faţa ei va fi ocupat, prin cădere, de combustibilul din partea superioară; apoi operaţiile se reiau. Din însumarea acestor mişcări rezultă deplasarea cărbunelui spre partea dreaptă a grătarului şi rotaţia bucăţilor de cărbune în jurul centrelor lor. În aceste condiţii stratul de cenuşă de pe suprafaţa particulelor este îndepărtat şi difuzia oxigenului spre particula care arde, intensificată (aerul de ardere se insuflă pe sub grătar). Aprinderea cărbunelui în strat este superioară, căldura fiind primită prin radiaţie de la pereţi (bolţi) şi de la gazele de ardere. O variantă îmbunătăţită a acestui grătar are şi cadrul A mobil, mişcarea lui având sensul invers cadrului B. Grătarul cu împingere înainte este indicat arderii unei game largi de combustibili solizi; totuşi, folosirea cărbunelui cu conţinut mare de cenuşă şi temperatură mică de înmuiere, impune prevederea unor măsuri contra zgurificării. Modul de acţiune a barei asupra unei particule de cărbune şi, în ansamblu, asupra stratului este arătat în fig. 5.55 [5.96]; în secţiunea verticală, bara are forma unui papuc. Cursa unei bare este cuprinsă între 0 şi 110 mm. Stratul este alimentat cu ajutorul unui piston, 1. Fie, la momentul iniţial analizei planul 1c, perpendicular pe sensul de deplasare a stratului. Particula de cărbune se află acum în punctul 1, puţin înaintea şeii a a barei. La prima cursă bara grătarului


Fig. 5.55. Mecanismul împingerii înainte a unei particule de cărbune din strat: 1 – piston pentru alimentarea cu cărbune

capătă poziţia reprezentată punctat în figură; bucata de cărbune este împinsă din poziţia 1 în poziţia 2. O dată cu revenirea bare în poziţia iniţială, bucata de cărbune “cade” în 3. La următoarea cursă ea va fi împinsă din 3 în 4, pentru ca apoi să “cadă” în 5. În acest mod particula de cărbune se deplasează mereu înainte, până când, trecând prin 6, 7 şi 8, va ajunge în punctul 9. În cazul în care ajunsă aici nu este încă arsă, va fi împinsă înainte şi înapoi în faţa şeii b, până la arderea completă; cenuşa cade printre barele de grătar. Săriturile în trepte ale bucăţilor de cărbune sunt amortizate de către stratul de combustibil. Suprafaţa stratului execută o mişcare mai mult sau mai puţin ondulatorie, care datorită formei înclinate capătă şi o accelerare spre dreapta; în perioada în care un element de combustibil se deplasează de la 1 la 9, stratul exterior se deplasează din c până la d, parcurgând o distanţă aproape dublă. Deoarece substraturile de combustibil se deplasează înainte cu viteze diferite, între elementele combustibile iau naştere frecări interioare; ele sunt amestecate continuu, stratul este afânat, permeabilitatea la aer şi gaze de ardere creşte. Din cocoaşa b până în punctul 12 mişcarea particulei de cărbune este identică cu cea anterioară. Perpendicular pe hârtie (pe lăţimea grătarului) sunt mai multe secţii independente; lungimea cursei barelor fiecărei secţii se reglează în funcţie de comportarea combustibilului, de grosimea stratului şi de condiţiile din fiecare punct al suprafeţei grătarului urmărite din exterior, clasic sau cu diferite aparate. Barele secţiilor de grătar, străbătute de canale care dirijează aerul în strat sunt,

394 C.NEAGA

alternativ, mobile şi fixe, fig. 5.56. Dacă în stratul de cărbune se formează zgură (cenuşă topită şi solidificată) sau aglomerate topite, acestea vor fi sfărâmate între şeile barei şi frecate în golurile grătarului până la zdrobire; lăţimea unei bare este de cca 80 mm. Chiar dacă forma barelor din fig. 5.54 este diferită de a barelor din fig. 5.55, principiul funcţionării este similar.

Fig. 5.56. Secţiuni transversale prin barele de grătar fixe şi mobile

Aceleaşi principii stau şi la baza funcţionării grătarelor din fig. 5.57 şi fig.5.58.

Fig. 5.57. Grătar oscilant cu împingere înainte: 1 – carcasă mobilă; 2 – carcasă fixă; 3 – sistem de ridicare; 4 – bolţ; 5 – sprijin al bolţului; 6 – placă de protecţie; 7 – bară de grătar; 8 – axul barei; 9 – rolă de sprijin

Barele de grătar din fig. 5.57 oferă stratului o mişcare înainte, dar au posibilitatea să şi oscileze, inducând în strat uşoare vibraţii. Grătarul mecanic cu jgheab (fig. 5.58) poate arde în condiţii bune şi deşeuri menajere. Grătarul cu împingere înapoi sau răsturnată, GIR (grătarul Martin) se caracterizează printr-un grad înalt de frământare a stratului de cărbune, fig. 5.59. Barele de grătar se aşează invers ca în cazul grătarului cu împingere înainte. În fig. 5.59 b, se arată principiul circulaţiei în strat datorită mişcării barelor de grătar. Din compunerea deplasărilor rezultă că substratul de combustibil din imediata vecinătate a barelor se deplasează în sus, de la dreapta la stânga, urcând


planul înclinat. De remarcat crearea cir-cuitelor locale (numă-rul lor este egal cu numărul rândurilor de bare). Peste aceste circuite substratul ex-terior (care primeşte căldură şi prin radi-aţie de la mediul din focar şi de la bolţi) creează o mişcare de sus în jos; în partea inferioară el este „prins” şi reintrodus în circuit până la arderea completă.

Fig. 5.58. Grătar mecanic cu jgheab: a – alimentare cu combustibil; b – camera de ardere a volatilelor;

a. b.

Fig. 5.59. Schema grătarului mecanic cu împingere înapoi, sau prin răsturnare, GIR; a – circulaţia în strat; b – mişcarea barelor

Grosimea stratului de combustibil este de 300…400 mm; aerul de ardere se introduce cu suprapresiune, cu ajutorul unui ventilator, insuflarea făcându-se pe zone. Focarele echipate cu aceste grătare sunt prevăzute cu sisteme mecanice de alimentare cu combustibil şi de evacuare a zgurii şi cenuşii, fig. 5.60. Mişcarea intensă în strat ca şi traiectoria lungă a particulelor de cărbune fac ca acest grătar să fie indicat pentru arderea combustibililor cu conţinut mare de cenuşă (până la 65%) şi umiditate mare, pentru lignit mărunt şi pentru mixte rezultate de la spălarea huilei de cocs. Mărirea randamentului şi a siguranţei în funcţionare a generatoarelor de

396 C.NEAGA

Evacuare cenuşă

Fig. 5.60. Schema constructivă de alimentare cu aer primar a unui grătar cu împingere înapoi: 1 – ventilator de aer; 2 – canale de alimentare cu aer; I – 10-15% din aer; II, III – 60-70%; IV – 8-10%; V – restul (pentru răcirea cenuşii); 3 – şibere; 4 – acţionare şibere; 5 – colector cenuşă; 6 – bare acţionate hidraulic; 7 – bare de grătar; 8 – colector; 9 – şibere evacuare cenuşă

abur sau apă fierbinte echipate cu focare cu grătare mecanice constituie priorităţi majore pentru specialişti. Astfel pentru evitarea zgurificării grătarelor în cazul arderii combustibililor solizi cu caracteristici de topire coborâte ale cenuşii se recurge, printre altele, la recircularea gazelor de ardere din zone terminale ale generatorului şi introducerea lor, de regulă sub grătar; optimizarea acţiunii trebuie să ţină seama de toate efectele (pozitive sau negative) ale acesteia. Întrucât în anumite cazuri s-au constatat procente mari de substanţe combustibile nearse în materialul căzut printre bare sau antrenat de gazele de ardere s-a recurs şi la operaţia de recirculare a cenuşii şi introducerea ei în anumite zone ale grătarului, de regulă împreună cu combustibilul proaspăt; în lucrările de specialitate [5.40 – 5.46; 5.50] sunt descrise sistemele care permit această operaţie precum şi rezultatele ei. După cum s-a arătat, volatilele degajate prin tratarea termică a cărbunelui în strat, ard în stare omogenă în camera focarului, de regulă deasupra stratului. Pentru reducerea pierderilor de căldură prin ardere chimic incompletă şi pentru arderea particulelor fine antrenate din strat se introduce, prin ajutaje speciale practicate în pereţii focarului, aerul secundar. De asemenea aerul secundar introdus cu viteza de 50 – 80 m/s [5.50], prin turbulenţa creată, conduce la


omogenizarea termică şi a compoziţiei gazelor care părăsesc focarul, fig. 5.61. Lungimea jetului de aer secundar (bătaia) se calculează cu expresia

,m,ed2T1T

1w2wkasl = (5.127)

unde w1 este viteza medie a gazelor în secţiunea focarului de aşezare a ajutajului, m/s, calculată pentru temperatura T1 a acestora, K; w2 – viteza admisă a aerului secundar la ieşirea din ajutaj, m/s; T2 – temperatura aerului secundar, K; de – diametrul echivalent al secţiunii de ieşire a ajutajului, m; k – coeficient care ţine seama de forma ajutajului; pentru ajutaj circular sau pătrat, aşezat orizontal, k = 1,5; dacă secţiunea ajutajului este dreptunghiulară (latura mare verticală), k = 1,8; pentru toate formele de secţiuni, dar axa ajutajului este orientată în jos cu un unghi de 30-45° faţă de orizontală, k = 1,85. Dacă ajutajele sunt aşezate pe pereţii stânga-dreapta (fig. 5.61) şi las = B, atunci pasul ajutajelor S = B tg10°, iar numărul lor n = A/S.

Fig. 5.61. Modul de organizare a introducerii aerului secundar într-un focar cu grătar mecanic

Cercetările au şi alte obiective: forme de noi bare, cu posibilităţi mărite de răcire şi cu durată sporită de funcţionare, fig. 5.62 [5.99]; de asemenea, fantele prevăzute în bare au rostul să ducă la o uşoară fluidizare a cărbunelui din strat, dând astfel posibilitatea arderii lignitului cu conţinut ridicat de mărunt (sortul granulometric 0-5 mm, în proporţie de până la 50%).

Fig. 5.62. Bară perfecţionată pentru grătarul Martin

Barele de grătar se realizează de regulă din fontă cenuşie cu analiza (%): C = 3…3,3; Si = 1,5..2,0; Mn = 0,8…1,0; P = 0,3; S = 0,06 şi rezistă la temperaturi de 500…550°C. Fonta aliată cu crom, Cr = 1,5…2,0%, este

398 C.NEAGA

rezistentă până la 750…800°C; fonta superaliată, Cr = 29%, rezistă la temperaturi de până la 1200°C; după cum se arată în [5.99] acestea pot fi înlocuite cu bare realizate din fontă refractară FrSi 5.

Fig. 5.63. Secţiune verticală printr-un generator de abur echipat cu grătar cu valţuri

În fig. 5.63 este arătată secţiunea verticală printr-un generator de abur, echipat cu un grătar realizat din valţuri, care foloseşte energia primară a reziduurilor menajere. Pentru a crea o zonă propice pregătirii aprinderii unui combustibil cu putere calorifică scăzută, pereţii focarului (în zona grătarului) sunt neecranaţi. Din economizoarele 9 (două trepte) apa intră în tamburul superior 7. De aici apa trece în colectoarele inferioare ale ecranelor 2, 3, 4 şi în tamburul 8 (sistemul vaporizator de convecţie este mult dezvoltat, atât datorită puterii calorifice scăzute a combustibilului, cât şi datorită presiunii mici a agentului de lucru). Particulele solide antrenate de gazele de ardere 12, sunt separate în fascicolul vaporizator şi colectate în 10 şi conduse, dacă procentul de


nearse e mare, din nou în focar. Între fascicolul vaporizator 5 şi camera 1 de finisare a arderii se prevede camera 6, de asemenea ecranată. Curăţirea serpentinelor economizoarelor se face cu ajutorul bilelor, din colectorul 13. Capacitatea de utiliza-re a deşeurilor menajere şi în general a substanţelor combustibile cu putere calorifică redusă poate fi analizată cu ajutorul triunghiului Tanner, fig. 5.64. Fig. 5.64. Triunghiul Tanner: D – domeniul de utilizare a

combustibilului de bază fără aport caloric suplimentar

5.4.2. Focare pentru arderea combustibililor solizi în stare pulverizată

5.4.2.1. Probleme generale. Tehnologii de ardere. Clasificări Arderea combustibililor solizi sub formă pulverizată cunoaşte o largă utilizare, datorită avantajelor pa care le prezintă faţă de arderea în strat: - creează posibilitatea utilizării economice a combustibililor solizi cu conţinut mare de balast, care nu pot fi arşi pe grătar; - prin măcinare suprafaţa specifică a prafului (m2/kg) creşte, ceea ce conduce la mărirea vitezei de ardere; în consecinţă creşte debitul de cărbune care poate fi ars; - dă posibilitatea realizării de generatoare de abur cu debite nominale oricât de mari; - prin pulverizare, amestecul prafului cu aerul de ardere se poate realiza uşor, ceea ce face ca arderea acestuia să aibă loc economic cu coeficienţi de exces de aer reduşi; - randamentul arderii este sensibil mai mare, faţă de arderea în strat; - superioritate în ceea ce priveşte posibilitatea de reglaj a procesului de ardere. Dar arderea în stare pulverizată a cărbunelui aduce şi complicaţii în

400 C.NEAGA

proiectarea şi funcţionarea generatoarelor de abur sau de apă fierbinte: - investiţii suplimentare în instalaţiile de pregătire şi transport ale prafului; procentual investiţiile au valorile 6 – 8,5% din costul generatorului, în cazul folosirii combustibililor superiori şi 11,6 – 15% în cazul combustibililor inferiori [5.98]; - consum de energie electrică pentru măcinare şi transport ( 2,6 – 3,5% din energia produsă de centrală); - cenuşa antrenată de gazele de ardere, procentual mai multă decât în cazul arderii pe grătar, duce la abraziunea suprafeţelor de schimb de căldură ale generatorului, impune instalaţii de captare a ei pentru a nu polua mediul înconjurător; - punerea în funcţiune a generatorului necesită o instalaţie specială de pornire care foloseşte păcură şi gaze; după trecerea generatorului la funcţionare cu praf, instalaţia de pornire este oprită sau în unele cazuri, introduce în focar debitul de combustibil suport pentru stabilizarea arderii combustibilului de bază; Funcţie de caracteristicile fizice şi chimice ale cărbunelui, de modul de pregătire a prafului, de debitul de praf care trebuie ars, de comportamentul acestuia în camera focarului, se folosesc mai multe tehnologii (metode) de ardere a combustibilului solid pulverizat, fig. 5.65.

Fig. 5.65. Scheme tehnologice de bază a arderii prafului de cărbune: a – cu insuflare directă; b – cu concentrator de praf; c – cu buncăr intermediar de praf şi introducerea lui în focar cu o parte a agentului de uscare şi transport; d – cu buncăr intermediar şi introducerea prafului în focar cu aer preîncălzit; e – cu sistem deschis de pregătire a prafului; I – sistem de pregătire a prafului; II – focarul generatorului de abur; 1 – cărbune brut (concasat); 2 – agent de uscare; 3 – amestec primar (praf de cărbune şi agentul de uscare şi transport); 4 – aer secundar; 5 – praf de cărbune din buncărul intermediar; 6 – agent de uscare şi transport; 7 – agent de uscare şi transport cu praf din buncăr; 7a – amestec primar îmbogăţit cu praf; 8 – agent de uscare şi transport; 8a – amestec primar cu conţinut redus de praf; 9 – aer primar; 10 - desprăfuitor

a.

b.

c.

d.

e.


În cazul combustibililor cu grad mare de reactivitate (cărbune brun şi huilă cu conţinut mare de volatile) se foloseşte schema cu insuflare directă a amestecului primar, în focarul generatorului, fig. 5.65, a; amestecul primar constă din praf de cărbune şi agent de uscare şi transport (aer primar, gaze de ardere recirculate de la sfârşitul focarului pentru deshidratarea cărbunelui în vederea măcinării lui, gaze de ardere recirculate din zonele finale ale generatorului, în diverse scopuri - asigurarea debitului de ventilare a morii, reducerea concentraţiei noxelor, asigurarea vitezei gazelor de ardere prin canalele generatorului la schimbarea cărbunelui de proiect, reglarea temperaturii aburului supraîncălzit etc. -, vapori de apă, din deshidratarea parţială a cărbunelui, aer fals). Constructiv acest sistem este simplu, însă oferă posibilităţi reduse privind desfăşurarea şi coordonarea proceselor din focar. Introducerea simultană cu praful de cărbune a agentului de uscare şi transport, a cărui temperatură poate fi de 60 - 90°C, determină desfăşurarea arderii în focar în condiţii dificile. Uneori, pentru a asigura continuitatea procesului de ardere (stabilitatea arderii) se apelează la un combustibil suport, de stabilizare, care, de cele mai multe ori este reprezentat de hidrocarburi lichide sau gazoase. În acelaşi scop, al asigurării stabilităţii arderii se poate apela la sistemul de pregătire şi ardere cu concentrator de praf, fig. 5.65, b. În conducta de amestec primar, de după separatorul morii se găseşte un corp de turbionare, care imprimă amestecului bifazic o mişcare de rotaţie; particulele de praf, datorită centrifugării se îngrămădesc spre peretele conductei de transport; de aici amestecul primar, îmbogăţit în praf, este condus, printr-un racord spre arzătorul de bază, iar restul fluxului bifazic – de pe axul conductei –, mai sărac în praf, merge spre arzătorul secundar aşezat deasupra arzătorului de bază. Deoarece concentraţia de praf a fluxului de bază este mai mare, temperatura flăcării arzătorului de bază va fi mai ridicată, decât a arzătorului secundar, astfel că arzătorul de bază devine arzător suport pentru arzătorul auxiliar. Ca şi în primul caz şi în cazul sistemului de pregătire a prafului cu concentrator de praf, întreg debitul de agent de uscare şi transport cu componentele lui inerte (vapori de apă, gaze recirculate) se introduce în focar, ceea ce duce la micşorarea temperaturii de ardere a cărbunelui în focar, cu influenţe negative asupra vitezei de ardere a particulelor; deci sistemul cu concentrator de praf este un sistem cu insuflare directă a amestecului primar. În cazul combustibililor solizi cu grad redus de reactivitate (conţinut mic

402 C.NEAGA

de volatile) sistemul cu insuflare directă echipat cu mori cu tambur şi bile se foloseşte din necesitatea de a simplifica instalaţia în ansamblu, mai ales când generatorul funcţionează la sarcina de bază a sistemului energetic. Suprapresiu-nea creată de ventilatorul morii dă posibilitatea dispunerii oricum a arzătoarelor în spaţiul focarului. Folosirea sistemului în asemenea situaţii are însă şi neajunsuri: legătura moară – focar este ″rigidă″, cu consum mărit de energie electrică la sarcină redusă a generatorului; aprinderea prafului în focar este îngreunată, datorită lipsei de volatile. Sistemul cu buncăr intermediar de praf, cu preuscarea cărbunelui cu aer preîncălzit şi gaze recirculate de la sfârşitul focarului, oferă multiple posibilităţi de organizare a procesului de ardere în focarul generatorului, fig. 5.65, c; în cazul în care conţinutul de umiditate a cărbunelui este redus, preuscarea şi antrenarea prafului se pot asigura numai cu ajutorul aerului primar. Din separatorul morii amestecul primar intră în desprăfuitorul ciclon, unde are loc separarea fazelor: praful se acumulează în buncărul de praf (apar probleme de evitare a autoaprinderii acestuia), iar agentul de uscare şi transport se divide în două, o parte antrenează praful din buncăr şi intră prin arzător în focar, iar cealaltă parte (numai agent de uscare şi transport, dacă gradul de desprăfuire este de 100%) se introduce direct în focar, de regulă deasupra arzătorului. Şi în acest caz sistemul poate fi considerat cu insuflare directă sau închis; ca structură şi efecte se aseamănă cu sistemul cu concentrator de praf (desprăfuitorul ciclon joacă rolul de concentrator de praf). Pentru crearea celor mai bune condiţii de aprindere a prafului cărbunilor slabi reactivi (huilă cu conţinut redus de volatile), praful de cărbune din buncăr se introduce în focar numai cu ajutorul aerului primar, agentul de uscare şi transport introducându-se în totalitate printr-un canal direct în focar, fig. 5.65, d. Sistemul se poate aplica şi în cazul cărbunilor cu conţinut mare de umiditate, numai că în această situaţie, agentul de uscare şi transport, cu conţinut ridicat de vapori de apă rezultaţi din preuscarea cărbunelui se introduce chiar la sfârşitul focarului, ocolind astfel nucleul de ardere a prafului. Cele mai bune condiţii de aprindere şi ardere a prafului cărbunelui foarte umed le oferă sistemul deschis de pregătire al acestuia, fig. 5.65, e. Amestecul primar intră în desprăfuitorul (poz. 10), de unde praful este antrenat spre arzător de aerul primar, iar agentul de uscare şi transport evacuat în atmosferă; în unele cazuri el poate fi condus în aspiraţia ventilatoarelor de gaze de ardere şi evacuat


prin coşul centralei în atmosferă (soluţia se aplică de la caz la caz). Sistemul este însă mult mai complex şi desprăfuitorul trebuie să asigure un grad de separare a fazelor cât mai mare. În toate schemele analizate, aerul secundar (restul aerului de ardere) se introduce separat, prin canale speciale ale arzătorului sub formă de jet însoţitor (drept sau turbionat) al jetului primar. Focarele pentru arderea cărbunelui pulverizat se mai numesc şi focare tip cameră, forma lor de incintă (închisă) oferind spaţiul de desfăşurare a acestui proces. De asemenea, întrucât focarele generatoarelor de abur moderne sunt ecranate cu ţevi prin care circulă agentul de lucru (de răcire), care primeşte căldură din partea agentului termic cald din focar, în majoritate, prin radiaţie se mai numesc şi focare de radiaţie. Focarele destinate arderii cărbunelui pulverizat se împart în două mari categorii, după starea de agregare a cenuşii evacuate: - focare cu evacuarea solidă a zgurii şi cenuşii; - focare cu evacuarea lichidă a cenuşii. Admiţând criteriul sistemului tehnologic de ardere, de introducere a prafului în focar, organizarea termică şi aerodinamică a proceselor din focar, după regimul aerului secundar, focarele sunt: - cu insuflare directă; - cu buncăr intermediar (cu insuflare indirectă). după modul de aşezare a arzătoarelor de praf şi a ajutajelor aerului secundar, focarele se împart: - cu aşezarea frontală a arzătoarelor; - cu aşezarea arzătoarelor pe pereţii opuşi, jeturi contrare coaxiale; - cu aşezarea arzătoarelor pe pereţii opuşi, jeturi contrare, axele deplasate (boxer); - cu aşezarea arzătoarelor în colţuri; - focare turbionare; după configuraţia şi numărul camerelor focarului: - cu o singură cameră deschisă şi semideschisă; - cu două camere. În fig. 5.66 s-a admis criteriu de clasificare a focarelor pentru cărbune pulverizat starea de agregare a cenuşii evacuate.

404 C.NEAGA

Fig. 5.66. Schema clasificării instalaţiilor de focar pentru cărbune pulverizat

Cu insuflare directă

Cu arzătoare de joasă presiune

Cu concentra-toare de praf

Cu arzător de presiune înaltă

Focare turbionare

Cu buncăr intermediar

Insuflarea prafului cu agent de uscare

Insuflarea prafului cu aer primar

Sisteme diverse de aşezare a arzătoarelor


Cu două camere

Cu cameră de ardere dreptunghiulară

Cu ciclon orizontal

Cu ciclon vertical

Cu cicloane cu evacuarea superioară


FOCARE PENTRU CĂRBUNE PULVERIZAT

Cu o singură cameră

Deschisă

Semideschisă

Sistem semideschis sau deschis

5.4.2.2. Focare pentru arderea cărbunelui pulverizat cu evacuarea

cenuşii şi zgurii în stare solidă Majoritatea generatoarelor de abur existente în exploatare sunt echipate cu focare cu evacuarea solidă a cenuşii şi zgurii. Pentru a satisface această cerinţă proiectantul trebuie să-şi impună ca temperatura gazelor de ardere care părăsesc focarul să fie mai mică decât temperatura de înmuiere a cenuşii cărbunelui de proiect, adică tf < ti (v. subcap. 2.2.3.5); tf este temperatura gazelor la ieşirea din focar, °C; ti – temperatura de înmuiere a cenuşii, °C. În afară de această condiţie limită, temperatura gazelor evacuate din focar tf se deduce dintr-un calcul tehnic şi economic, care nu poate fi detaliat aici, întrucât impune noţiuni de calcul termic. Calitativ se pot ridica întrebările: care este valoarea tf pentru care suprafaţa sistemului vaporizator (de radiaţie şi de convecţie) este minimă; sau, suprafaţa supraîncălzitorului (de radiaţie şi de convecţie) este minimă etc. De remarcat că temperatura tf impietează şi asupra stabilităţii hidrodinamice a circulaţiei agentului de lucru prin ţevile de fierbere. Nerespectarea valorii ei în timpul funcţionării


generatorului, duce la abateri de la regimul normal de funcţionare a acestuia, care se pot manifesta, de exemplu, prin zgurificare nepermisă, atât a ecranelor cât şi a schimbătoarelor de căldură de după feston. În urma arderii cărbunelui masa minerală suferă o serie de transformări fizice şi chimice care, de regulă, se desfăşoară cu absorbţie de căldură; partea solidă rezultată din aceste transformări constituie cenuşa, din care o parte acz = =0,05-0,1 cade în pâlnia focarului, iar aant = 0,9-0,95 este antrenată de gazele de ardere. Simultan cu cenuşa cad în pâlnie şi sunt antrenate cu gazele de ardere şi particule de combustibil nears, ceea ce constituie pierderile de căldură prin arderea mecanic incompletă, qm, % (v. subcap. 4.4.2.1). În fig. 5.67 [5.100] se arată dependenţa între debitul de substanţă, care cade în pâlnia unui focar cu evacuarea solidă a cenuşii şi debitul de cenuşă introdusă cu cărbunele în focar, ( ) == iAM;iAMfczM

,h/t,iBA01,0= (5.128) unde Ai este procentul masic de cenuşă a probei iniţiale de cărbune, %; debitul de substanţă căzută Mcz serveşte la dimensionarea sistemului de evacuare a acesteia, [5.102]. O probă de material căzut serveşte la determi-narea, prin calcinare, a conţinutului de substanţă combustibilă şi cenuşă Ccz+Acz = 100%, procente masice cu referire la cărbunele introdus. Debitul Mcz este influenţat nu numai de conţinutul de cenuşă a cărbunelui, ci şi de viteza gazelor în focar, forma focarului, fineţea de măcinare, conţinutul de xilită, forma particulelor etc. Eliminarea infiltraţiilor de aer fals în focar prin pâlnie se asigură cu ajutorul sistemului numit zăvor hidraulic: o cuvă metalică în care se găseşte

Fig. 5.67. Debitul de substanţă care cade în pâlnia unui focar cu evacuarea solidă a cenuşii

406 C.NEAGA

apă. Substanţa care cade în apă este antrenată de craţăr, care se deplasează pe fundul cuvei. Craţărul este o bandă metalică cu racleţi, fig. 5.68. Materialul ud colectat de la toate generatoarele centralei se amestecă cu apă şi cu ajutorul unor pompe speciale (bager) este transportat, printr-un sistem de conducte, la halda de cenuşă a centralei. Întregului sistem de colectare a cenuşii, de transport şi de depozitare trebuie să i se acorde atenţie specială, pentru diminuarea efectelor corozive şi, respectiv, de poluare a mediului înconjurător.

Fig. 5.68. Sistemul de evacuare hidraulică a materialelor căzute în pâlnia focarului: 1 – grătare postardere; 2 – concasor pentru zgură şi cenuşă; 3 – craţer

Pentru a uşura colectarea materialului căzut, partea inferioară a focarului se strangulează, căpătând o formă prismatică, numită pâlnie; deoarece pâlnia se ecranează ea se numeşte pâlnie rece. În spaţiul pâlniei neuniformitatea termică este mare (suprafaţa ei inferioară – de închidere – este apa din cuva craţărului) motiv pentru care în calculul volumului focarului se admite numai partea superioară a acesteia (în contact cu partea prismatică a focarului), care se obţine prin împărţirea cu doi a înălţimii ei. De regulă, dacă avem în vedere un generator de forma π (portal), se strangulează numai pereţii stânga-dreapta, cu un unghi de 55 - 60°, care permite rostogolirea particulelor de cenuşă în apa din cuvă; planul de acţiune a craţărului coincide cu planul vertical al generatorului, ducând astfel, în cazul în care în sala generatoarelor sunt mai multe grupuri, la micşorarea distanţei dintre generatoare şi deci la micşorarea sălii generatoarelor. Rolul focarului constă în transformarea energiei chimice a combustibilului în căldură a produselor de ardere. O parte a căldurii dezvoltate se transmite prin radiaţie ecranelor, iar restul, căldura gazelor de ardere care


părăsesc focarul se transmite prin convecţie (în majoritate) celorlalte schimbătoare ale generatorului. Întrucât mărimea focarelor, care echipează generatoare de abur cu parametri nominali ridicaţi este impusă de suprafeţele de răcire ale acestora şi nu de procesul de ardere în sine (timpul de ardere este mai mic decât timpul de staţionare), micşorarea focarelor şi deci scăderea investiţiilor şi a cheltuielilor de exploatare se asigură prin creşterea suprafeţei de răcire care revine unităţii de volum a lor; de aceea se apelează la ecrane cu radiaţie bilaterală, care împart focarul în câteva secţii sau la suprafeţe tip – paravan, care au şi rolul de a asigura temperatura tf de ieşire a gazelor din focar [5.103; 5.104]. Aceste dependenţe se explică astfel. La creşterea parametrilor nominali ai generatorului şi implicit a puterii termice a acestuia, volumul focarului creşte proporţional cu cubul dimensiunii lui lineare, iar suprafaţa laterală (de răcire) a focarului creşte proporţional cu pătratul aceleiaşi dimensiuni; aceste dependenţe sunt determinate de asigurarea desfăşurării procesului de ardere a combustibilului. De aici rezultă că suprafaţa specifică de răcire a focarului Fpf/Vf = 1/L este invers proporţională cu dimensiunea lineară a focarului şi deci ea scade când puterea termică a generatorului creşte. În aceste condiţii temperatura gazelor la ieşirea din focar creşte. Pentru realizarea temperaturii de ieşire din focar cea impusă, se recurge la trei metode: fie se ″încarcă″ până la ″saturaţie″ volumul focarului cu suprafeţe de răcire, aparţinând economizorului, sistemului vaporizator sau supraîncălzitorului, soluţie, care de regulă, nu satisface, fie se măreşte artificial volumul focarului peste cel dedus din considerente de ardere (lucru explicat mai sus), fie se intensifică arderea şi schimbul de căldură prin radiaţie între mediul radiant din focar şi suprafaţa acestuia. (Practic – de la caz la caz - se recurge la o soluţie intermediară, adică şi mărirea focarului şi intensificarea arderii). Focarul este primul canal de gaze de ardere al generatorului; forma lui – de regulă – este paralelipipedică, cu secţiunea transversală dreptunghiulară. Modelarea fizică şi matematică a proceselor din focare, conduce, în final, la optimizarea lor tehnică şi economică. Focarele cu evacuarea solidă a zgurii şi cenuşii se recomandă în cazul utilizării combustibililor solizi cu temperatura de înmuiere a cenuşii ti > 1400°C, conţinutul de volatile Vmc > 12% şi Arap > 1,43%. kg/MJ [5.10]. Pentru arderea cărbunelui brun, a şisturilor bituminoase şi a huilelor cu Vmc > 30% şi coeficientul de măcinabilitate în laborator kL ≥ 1,2 se folosesc focare cu

408 C.NEAGA

insuflare

408 C.NEAGA

insuflare directă şi mori cu ciocane, iar în cazul arderii cărbunelui brun cu conţinut de umiditate se folosesc morile ventilator. În cazul arderii cărbunelui sărac în volatile (huilă, mixte de la spălătorii) este indicat sistemul cu buncăr intermediar, fig.5.66. Pornirea focarelor cu combustibil solid pulverizat, de obicei, se face cu ajutorul injectoarelor de păcură. Acestea, fie sunt incluse în construcţia arzătorului de praf, fie sunt unităţi independente aşezate sub arzătorul de praf, pe acelaşi perete sau pe peretele adiacent. În fig. 5.69 se arată un bilanţ al cenuşii dezvoltate într-un focar cu evacuarea solidă a acesteia. Dacă gradul de desprăfuire a electrofiltrului creşte, atunci în atmosferă se evacuează o cantitate mult mai mică. Cenuşa reţinută în stare uscată, sub canalul descendent de convecţie al generatorului şi în pâlniile electrofiltrului (5+79,6 = 84,6%) se colectează şi, de regulă, este utilizată în diverse scopuri [5.105; 5.106].

Fig. 5.69. Bilanţul cenuşii pentru un focar cu evacuarea solidă a cenuşii: EL - electrofiltru

După forma flăcării jetului de cărbune pulverizat, care arde în focar şi care influenţează nemijlocit spectrul gazodinamic din volumul acestuia şi evoluţia proceselor, focarele cu evacuarea solidă a cenuşii se împart în: - focare cu flacăra întoarsă la 90°; - focare cu flacăra întoarsă la 180°; - focare cu arzătoarele aşezate în colţuri; schemele acestor focare se găsesc în fig. 5.70. Focarele cu flacăra întoarsă la 90° (sau cu flacăra în formă de L, fig. 5.70, a, b, c, d, e) au arzătoarele aşezate pe un nivel sau mai multe, axa flăcării fiind orizontală sau înclinată cu ∼ 15° în jos, pentru a uşura colectarea cenuşii şi pentru a mări schimbul de căldură cu ecranele pâlniei. Aşezarea arzătoarelor


Fig. 5.70. Tipuri de focare pentru cărbune pulverizat cu evacuarea cenuşii în stare solidă: A – arzătoare; p - pâlnie

b. c. d. e. f.

a. g. h. i. k.

pe mai multe nivele duce la ″umplerea″ mai bine a volumului focarului şi totodată la uniformizarea densităţii fluxului radiant al ecranelor. În partea finală a focarului peretele din spate prezintă un prag (″nas″), care, datorită strangulării curentului de gaze duce la omogenizarea termică şi la omogenizarea compoziţiei acestora. Arzătoarele se pot aşeza pe peretele frontal (fig. 5.70, b), pe pereţii frontal – spate, pe aceeaşi axă sau axe deplasate (″boxer″), ceea ce duce la creşterea turbulenţei în spaţiul de ardere, pe peretele stânga - dreapta, pe aceeaşi axă (fig. 5.70, c) sau pe axe deplasate (fig. 5.70, d). Deoarece turbulenţa creată de camera focară este redusă se recomandă folosirea arzătoarelor turbionare, care au şi capacitatea în plus de a regla lungimea flăcării, evitând astfel lovirea ecranelor din faţă, fenomen care ar determina răcirea şi stingerea particulelor care ard şi mărirea pierderilor de căldură prin ardere mecanic incompletă. După cum se va arăta, arzătoarele turbionare sunt indicate combustibililor solizi superiori (huilă). Între axele arzătoarelor, între acestea şi pereţii focarului se prevăd anumite distanţe pentru evitarea interacţiunii jeturilor şi deci pentru asigurarea evoluţiei independente a fiecărei flăcări cu consecinţe pozitive asupra randamentului arderii. Focarele cu flacăra întoarsă la 180° (cu flacăra în formă de U) se recomandă cărbunilor cu conţinut ridicat de cenuşă, fig. 5.70, i. La trecerea din prima cameră în a doua, curentul de gaze face un unghi de 180° şi centrifugarea particulelor de cenuşă duce la separarea naturală a lor. Cele două camere sunt separate de un perete ecran, care aparţine sistemului vaporizator sau

410 C.NEAGA

supraîncălzitorului; este un ecran cu radiaţie bilaterală.

i1)


Fig. 5.71. Corelaţia focar-generator de abur: a – generator π clasic cu arzătoare în colţuri; b – generator π clasic cu arzătoare frontale; c – generator π clasic cu strangulare, cu arzătoare în colţuri; d – generator T cu arzăoare aşezate pe pereţii faţă-spate; e – generator π clasic, cu strangulare, cu flăcări 2U; f – generator M cu arzătoare în tavan; g – generator L cu arzătoare în tavan; h – generator turn cu arzătoare în colţuri şi canal descendent fals; i1 – generator de abur cu flăcări 2U (fig. e); 400 t/h; 140/127 bar; 540/540 °C; 1 – arzătoare; 2 – injectoare de păcură pentru stabilizarea arderii; 3 – flăcări 2U; 4 – ecrane cu radiaţie bilaterală; i2 – varianta EVT îmbunătăţită pentru reducerea NOX: 1 – arzător de praf; 2 – injector de păcură; 3 – arzător combinat praf-păcură; 4 – aer superior

i2)

Generatoarele de abur cu parametri ridicaţi sunt echipate cu focare cu arzătoare în colţuri; arzătoarele sunt tip fantă şi capabile să ardă debite mari de cărbune, fig. 5.70, f, g, h, k. În secţiune focarele sunt pătrate, dreptunghiuri sau poligoane regulate. Fantele arzătoarelor sunt grupate mono sau polietajate; axele jeturilor plane sunt orizontale sau înclinate în jos (∼15°) şi tangente la un cilindru imaginar coaxial cu focarul (cilindrul are diametrul de 0,8…1,2 m), fig. 5.70, k sau se intersectează într-un punct, fig. 5.70, f, g , h. În primul caz amestecul bifazic din focar capătă o mişcare de rotaţie, ceea ce conduce la crearea unei depresiuni pe axa focarului cu apariţia unui curent descendent de gaze de ardere recirculate cu temperatura relativ coborâtă, ducând astfel la scăderea vitezei de ardere a particulelor în urma amestecării cu acest flux de gaze. Pentru a evita fenomenul, etajele fantelor au axele tangente la cilindri cu diametre crescătoare de jos în sus. Corelaţia focar – generator de abur este prezentată în fig. 5.71 [5.39], care, totodată arată şi majoritatea formelor constructive de generatoare de abur.

412 C.NEAGA

Menţinându-ne în cadrul clasificării anterioare, focarele din fig. 5.71, b, d, g sunt cu flacăra întoarsă la 90° (sau L), ultimul fiind cu arzătoarele în tavan; focarul din fig. 5.71, f este cu flacăra întoarsă la 180° (sau U) şi arzătoarele în tavan; focarele din fig. 5.71, a, c, h sunt cu arzătoarele la colţuri. În ceea ce priveşte forma generatoarelor din figura amintită se găsesc generatoare în formă de π (portal), fig. 5.71, a, b, c, e; în forma literei T, fig. 5.71, d, indicate în special la arderea combustibililor inferiori (în acest caz domină schimbul de căldură prin convecţie, faţă de cel prin radiaţie), în forma literei L, fig. 5.71, g; generatoare turn, fig. 5.71, h. O schemă interesantă o reprezintă fig. 5.71, i1 [5.111]; generatorul cu flacără tip 2U este destinat arderii cărbunilor săraci în volatile şi mixtelor rezultate din spălarea huilelor cocsificabile; focarul este cu evacuarea lichidă a cenuşii. Pentru reducerea oxizilor de azot, în special cei termici, datorită temperaturii mari din flacără, EVT a trecut la modificarea structurală a sistemului de ardere, fig. 5.71, i2. Forma constructivă nouă, faţă de cea veche este prezentată în fig. 5.71, i2 în partea dreaptă. Astfel arzătoarele 1 şi 3 (praf de cărbune şi păcură) vor evolua cu aer substoechiometric, iar restul aerului se introduce prin 4, aer superior (în sensul dezvoltării flăcării) – se aplică principiul arderii în trepte. Revenind la clasificarea din fig. 5.66, pentru generatoarele de abur destinate să funcţioneze cu cărbuni cu reactivitate redusă (volatile puţine) se folosesc focare cu sistem de pregătire cu buncăr intermediar, cu mori cu bile sau cu mers lent. Prezenţa buncărului intermediar stabilizează calitatea prafului pregătit şi uniformizează procesul de distribuire a acestuia sistemului de arzătoare. Oprirea unei mori nu duce la scoaterea din funcţiune a arzătorului corespunzător (comparaţia se face cu sistemul cu insuflare directă) şi de aceea nu influenţează stabilitatea arderii şi configuraţia procesului în camera focară. Prezenţa buncărului de praf ca un rezervor intermediar eliberează moara de legătura rigidă care ar trebui să existe la variaţia sarcinii generatorului şi permite admiterea ei ca un parametru variabil în analiza regimului optim de funcţionare a instalaţiei de generator de abur. Aerodinamica focarului cu aşezarea frontală a arzătoarelor tip fantă analizată pe un model la rece este prezentată în fig. 5.72. Se disting trei zone: o zonă puternic turbionată în partea superioară a peretelui frontal; o zonă turbionată în pâlnia rece şi o zonă de curgere verticală în apropierea peretelui din spate; s-au notat cu w0, viteza amestecului bifazic la


ieşirea din arzător, m/s; Q0 – debitul fazei gazoase la ieşirea din arzător, m3/s; FT – aria secţiunii transversale a focarului, m2; w, Q, F – valorile curente ale, respectiv, aceloraşi mărimi. În figură sunt prezentate liniile de curent care arată că debitul între două linii vecine este cca 10% din Q0. Turbionul din pâlnie este cel mai puternic; aici debitul ajunge la 85% din debitul de gaz care iese din arzător; în zona verticală (peretele din spate) debitul creşte de la 122% la 161,5%.

Fig. 5.72. Spectrul curgerii într-un focar cu aşezarea frontală a arzătoarelor

Gazele de ardere recirculate (sus – perete frontal; jos – din pâlnie) se amestecă cu jetul primar încă de la ieşirea acestuia din arzător, grăbind astfel

414 C.NEAGA

procesul de aprindere a particulelor de cărbune. Totuşi gazele recirculate au şi temperatura coborâtă şi concentraţia de oxigen scăzută. Curgerea neuniformă în focar face ca partea utilă a acestuia, în ceea ce priveşte desfăşurarea procesului de ardere, în cazul aşezării frontale a arzătoarelor să nu depăşească 55 - 65%. De asemenea se constată pericolul zgurificării peretelui spate al focarului.

Fig. 5.73. Aerodinamica focarului echipat cu arzătoare de tip fantă, aşezate faţă-spate, pe aceeaşi axă şi impulsuri egale

În fig. 5.73 se arată spectrul aero-gazodinamic al curgerii în focar, la aşezarea arzătoarelor tip fantă pe pereţii faţă-spate, pe aceeaşi axă şi impulsuri egale ale curenţilor primari. Se constată curgerea simetrică ascendentă pe axa focarului şi existenţa a două turbioane, descendente, lângă cei doi pereţi. În pâlnie, de asemenea se formează două turbioane care aduc la bazele jeturilor


primare gaze recirculate, care, chiar dacă trec peste ecranele reci ale pâlniei, contribuie totuşi la aprinderea particulelor de praf. În cazul impulsurilor inegale, situaţia nu se ameliorează simţitor; dacă impulsul arzătorului din spate este mai mare, dispare turbionul descendent de lângă peretele frontal. Comparând cele două figuri (fig. 5.72 şi 5.73) se costată ameliorarea spectrului aero-gazodinamic în focar în cazul aşezării arzătoarelor pe pereţii faţă-spate. Situaţia se îmbunătăţeşte mult, dacă cele două arzătoare faţă-spate nu sunt aşezate pe aceeaşi axă; spectrul modului de aşezare deplasat este arătat în fig. 5.74. Jetul primar al arzătorului B antrenează, chiar de la intrarea lui în focar, gaze fierbinţi din vârful flăcării arzătorului A; în acest mod procesele prealabile de uscare şi de devolatilizare ale particulelor sunt grăbite, ceea ce se repercutează pozitiv asupra stabilităţii aprinderii şi arderii cărbunelui pulverizat, precum şi asupra lungimii flăcării; scăderea lungimii flăcării evită zgurificarea ecranului opus arzătorului în discuţie.

Fig. 5.74. Spectrul curgerii în focarul cu aşezare decalată a arzătoarelor pe pereţii faţă-spate

Optimizarea aşezării arzătoarelor pe pereţii faţă-spate, deplasată are la bază fig. 5.75 [5.107; 5.108]. Utilizarea focarelor cu aşezarea arzătoarelor pe pereţii faţă-spate, axele pereţilor acestor arzătoare fiind deplasate, a dus la arderea economică a unor sorturi de combustibili şi la eliminarea zgurificării ecranelor. Pentru realizarea acestor deziderate se impun anumite valori ale simplexurilor geometrice (fig. 5.75, b) şi, în plus, la anumite corelaţii între ele; găsirea lor constituie obiectul problemei optimizării în ansamblu. Adâncimea pătrunderii jetului de praf creşte la mărimea raportului 2H/L şi micşorarea l0/b0. Se admite

416 C.NEAGA

2b0 = const. Şi celelalte rapoarte 2H/2b0; 2l0/2b0; L/2b0 etc. se vor exprima în funcţie de lăţimea iniţială a jeturilor. Raportul 2H/L foloseşte mărimi care rezultă din proiectarea generatorului; trebuie găsită dependenţa 2H/L = f(l0/b0) pentru limitarea valorii ei numerice cu condiţia evitării zgurificării focarului. Analiza de optimizare a permis trasarea nomogramei din fig. 5.75, b. Conform nomogramei, para-metrii adimensionali care pot fi determinaţi au limitele de variaţie 2H/L = 0,148…0,187; l0/bo = 2…5; 2l0/L = 0,1…0,25. Astfel fiecărei valori a parametrului 2H/L îi corespunde valoarea minimă admisă din condiţia de evitare a zgurificării, a înălţimii secţiunii de ieşire a arzătorului l0/b0; legătura între ele este dată de latura AB a triunghiului nomogramei. După ce se fixează dimensiunile focarului se aleg doi pereţi pe care se vor fixa arzătoarele. Ştiind L şi admiţând L/2b0 = 20, se găseşte lăţimea secţiunii 2b0; se dă l0/b0 şi se determină valoarea unică 2l0/L; apoi se alege din domeniul tipodimensiunilor admise valoarea 2H/L conform, dependenţelor constructive şi felului de cărbune ars (valorile mici ale simplexului 2H/L corespund cărbunelui cu caracteristici de topire ale cenuşii reduse şi conţinut mare de volatile). Cunoscând numărul de arzătoare şi aria secţiunii de ieşire 2l0 × 2b0 se verifică regimul vitezelor, rezultat din diapazonul de variaţie a vitezei primare şi a vitezei secundare, [5.10, pg. 438-443].

Fig. 5.75. Optimizarea aşezării arzătoarelor de cărbune pulverizat pe pereţii faţă-spate, deplasate: a – model fizic; b – nomogramă de calcul

Introducerea tangenţială a amestecului primar creează în interiorul focarului un turbion vertical, care are şi o curgere ascendentă, făcând ca aceste focare să fie incluse în grupa instalaţiilor de focare turbionare, fig. 5.76. Acest tip de focare se poate folosi şi la arderea combustibililor lichizi şi gazoşi şi pot echipa generatoare de abur cu debite oricât de mari [5.109].


În cazul organizării corecte a curgerii turbionare în focar, se pot feri ecranele de zgurificare, coroziune şi supraîncălziri locale, ceea ce determină siguranţă în funcţionare. În caz contrar, datorită curgerii amestecului primar, antrenării de gaze din focar şi a distribuţiei presiunii în spaţiul de ardere, jeturile se apropie de pereţii adiacenţi (apare efectul Coandă) ducând la zgurificări locale (ZD, fig. 5.76) şi la arderea ecranelor, fig. 5.77. În cazul arderii combustibililor solizi, focarele cu arzătoarele în colţuri se recomandă pentru evacuarea solidă a cenuşii; din unghiul de vedere a gazodinamicii, secţiunea optimă a focarului este pătrată; ele se aplică însă cu succes şi pentru secţiuni dreptunghiulare sau poligonale.

Fig. 5.76. Secţiune orizontală printr-un focar cu aşezarea arzătoarelor în colţuri: dc – diametrul cilindrului (turbion) central; ZD – zonă cu depuneri de zgură

Fig. 5.77. Spectrul curgerii într-un focar cu arzătoare în colţuri: a – evoluţia jeturilor; 1 – curgere normală, fără efect Coandă; 2 – evoluţia jeturilor în prezenţa efectului Coandă; b – câmpul de viteze în plan orizontal;

Diametrul turbionului central dc (fig. 5.76) se calculează în funcţie de valoarea unghiulară Δαa, între diagonală şi tangenta lt la cerc (axa jetului primar nedeformat, datorită rotaţiei mediului bifazic din focar – aici în sensul acelor unui ceasornic); în cazul secţiunii pătrate a focarului, Δαa = 4-6°, iar pentru alte

418 C.NEAGA

forme, 6-8°. Construcţia focarelor cu Δαa mai mari nu este indicată, valoarea unghiului menţinându-se constantă, chiar atunci când grupuri de fante se dispun pe mai multe nivele (plurietajate). Astfel literatura de specialitate rusă [5.109] nu este de acord cu soluţia din fig. 5.70, k arătând că tehnologia de ardere duce la creşterea pierderilor mecanice de căldură, la utilizarea cărbunilor superiori. Pentru calcule se admite Δαa = 5°5′ şi secţiune pătrată a focarului, atunci

,m,L125,0sinL2d ac =αΔ= (5.129)

unde L este latura pătratului, m. Lungimea tangentei

.m,L7042,0cosL22l at =αΔ= (5.130)

Mărimea raportată l = 2lt / ba ∼ 20…30, unde ba este semilăţimea arză-torului (fantei), fig. 5.76, serveşte la calculul vitezei raportate a gazelor în centrul focarului.

a.

b.

Fig. 5.78. Câmpul vitezelor axiale şi tangenţiale pentru un model de focar la rece cu aşezarea arzătoarelor în colţuri, a; câmpul de viteze pentru un singur arzător, b


Dependenţe ale unor măsuri geometrice ale instalaţiei de focar şi ale gazodinamicii acesteia s-au dedus pe un model la rece, fig. 5.78. Pentru modelul adoptat dc = 1200 mm; Δαa = 7,5°; viteza de ieşire a aerului rece din trei arzătoare este w0 = 40 m/s, iar din al patrulea, de 20 m/s. Măsurătorile arată că viteza tangenţială maximă se găseşte pe un cerc având diametrul dm = 3000…3200 mm, valoarea e fiind de cca trei ori mai mică decât cea de la ieşirea din fantă (fanta are 2ba = 195 mm şi înălţimea ha = 400 mm). Analiza curgerii în acelaşi focar a unui singur jet (în absenţa celorlalte trei – fig. 5.78, b) arată că, în aceste condiţii, jetul se propagă în lungul tangentei, şi maximul vitezei (pe axa jetului) scade conform cu legile specifice unui jet rotund . În apropiere de centru maximul vitezei rămâne la aceeaşi valoare ca în cazul curgerii turbionare, având raza rm = 0,5 dm . Rezultă că în cazul interacţiu-nii celor patru jeturi vitezele se păstrează, dar axele jeturilor se curbează continuu. În cazul funcţionării tuturor arzătoarelor, dar aşezate pe un singur nivel ,crabnk2mr += (5.131) unde kn este un coeficient pentru un singur nivel, egal cu 4,6…4,9; rc = 0,5 dc = = 0,5⋅1300 = 650 mm; dacă arzătoarele (fante plurietajate) sunt aşezate pe mai multe nivele, atunci raza rm pentru nivelul z, notată cu rmz va fi ,crabnznzk2mzr += (5.132) unde knz este coeficientul pentru nivelul z; zn – numărul de nivele; la creşterea lui zn, coeficientul knz scade, ceea ce reflectă mărimea vitezei tangenţiale a turbionului cu creşterea numărului de nivele. Rezultate similare pentru dc şi dm se obţin şi în lucrarea [5.113]. Conform expresiei (5.131), rm = 4,6⋅0,195+0,65 = 1,55 m (dm=3100 mm), ceea ce concordă cu valoarea găsită experimental. Revenind la fig. 5.77, b ea reprezintă câmpul de viteze pentru nivelul doi de arzătoare, secţiunea patrulaterului în vârfurile căruia sunt aşezate acestea depărtându-se mult de pătrat (7168/4476 = 1,6); lăţimea blocului de arzătoare bba = 500 mm; înălţimea blocului hba = 2020 mm. În aceste condiţii, după cum se constată din figură, nu se mai obţine mişcarea circulară a mediului din focar. În partea stângă jos şi în partea dreaptă sus, la o distanţă de cca 1 m faţă de pereţii focarului au loc vitezele cele mai mari (22 m/s) îndreptate perpendicular pe pereţi cu consecinţe nedorite pentru funcţionarea generatorului; dacă se unesc

420 C.NEAGA

punctele cu vitezele maxime se obţine figura prezentată punctat în secţiune, care este un paralelogram curbiliniu. Expresia (5.132) arată că mărirea numărului de nivele ale arzătoarelor, face ca raza rmz să crească ceea ce determină creşterea gradului de ocupare a spaţiului focarului cu produse de ardere (practic la trecerea de la un nivel la două, raza cercului cu viteze maxime se dublează). Se ştie că la mişcarea circulară se formează un nucleu al turbionului pentru care vitezele tangenţiale cresc proporţional cu raza; în acest nucleu apare o cădere de presiune al cărei sens de variaţie este invers cu al vitezei. Diferenţa de presiune este proporţională cu pătratul vitezei maxime (corespunde razei rm) şi poate căpăta valori apreciabile. (Fenomenul este analizat mai consistent la arzătoarele turbionare). Astfel, măsurători făcute la un generator industrial au arătat o depresiune, lângă peretele focarului la nivelul axei arzătorului de 110 Pa, în timp ce, în centru depresiunea era de 175 Pa. Prezenţa diferenţei de presiune, care acţionează de la periferie spre centru, constituie factorul determinant al stabilităţii arderii şi poziţiei flăcărilor la funcţionarea acestor focare. Deasupra ultimului nivel de arzătoare circulaţia turbionului se stinge repede. Ca orice flux de substanţă în mişcare de rotaţie, amestecul bifazic turbionat, din interiorul focarului cu arzătoarele în colţuri se caracterizează prin parametrul de rotaţie S şi gradul de turbionare n; ambele mărimi cresc când viteza tangenţială a sistemului în rotaţie creşte (pentru o situaţie dată viteza tangenţială maximă se realizează pe cercul cu raza rm (5.131)).

Fig. 5.79. Dependenţa unor funcţii ale curgerii gazelor de ardere în focarele cu arzătoarele în colţuri: a – variaţia parametrului de rotaţie S cu diametrul raportat al turbionului central dc/L; b – variaţia timpului de staţionare raportat, τs/τ0 cu unghiul de înclinare a arzătoarelor, γ

a. b.


În fig. 5.79, a se arată dependenţa parametrului de rotaţie S de raportul dc/L. Când variabila independentă creşte, de exemplu prin creşterea numărului de arzătoare introduse în funcţiune – creşte sarcina generatorului –, funcţia S creşte parcurgând domeniile A, B, C din figură. Domeniul B corespunde condiţiei Δαa = 4°, conform expresiei (5.129). În domeniul C turbionarea creşte şi totodată efectul Coandă devine mai pregnant. De regulă arzătoarele cu fante folosite în echiparea unor asemenea focare se prezintă sub forma de arzătoare bloc basculante, capabile să se rotească în jurul unei axe orizontale, în plan vertical cu un unghi γ = ± 30°. În fig. 5.79, b se prezintă variaţia timpului de staţionare raportat τs/τs0 cu unghiul de înclinare γ; τs - timpul de staţionare curent a produselor de ardere în focar, s; τs0 - timpul de staţionare pentru γ = 0°, s. Prezentarea figurii se face pentru diverşi parametri variabili, cum ar fi mărimea focarului, exprimată prin aria secţiunii transversale a focarului şi numărul de arzătoare în funcţiune. Când γ creşte, înălţimea activă a focarului scade şi deci timpul de staţionare raportat scade; dependenţa este inversă, când γ scade, situaţie în care deosebirile între curbe sunt evidente şi totodată se obţin şi valori maxime pentru timpul de staţionare raportat. Experienţa arată că anularea unui arzător din cele patru deranjează simetria curgerii în focar şi masa de gaze se deplasează spre arzătorul defect; arderea combustibilului continuă punând în pericol ecranele adiacente. Eliminarea acestor pericole, presupune ca fiecare moară să alimenteze cu amestec primar toate cele patru grupe de arzătoare; soluţia prezintă dezavantajul unui număr prea mare de canale de amestec primar care ″îmbracă″ focarul, îngreunând accesul personalului de exploatare în caz de necesitate. De remarcat că anularea unui arzător este mai periculoasă decât anularea a două arzătoare aşezate pe aceeaşi diagonală a structurii focarului. Revenind la expresia (5.132) se constată că raza cercului cu viteza tangenţială maximă, creşte când numărul de nivele ale arzătorului creşte, teoretic devenind L/2, practic, mai puţin pentru a elimina funcţionarea focarului cu flacăra tangentă la ecrane. Se aminteşte că pentru r > rmz viteza tangenţială a masei de gaze din focar scade invers proporţional cu raza. Se poate scrie ( ) ,2/L95,0...9,0crabnznzk2 =+ (5.133) din care, numai din considerente gazodinamice, se găseşte

422 C.NEAGA

( )( );cdabnznzk41,1...05,1L += (5.134) dacă se foloseşte (5.129), atunci ( ) .abnznzk1,5..84,4L = (5.135)

Din (5.135) se constată influenţa majoră a complexului an bz asupra

capacităţii de umplere cu produse de ardere a focarului unui generator de abur; în cazul unui număr redus de nivele trebuie mărită semilăţimea arzătorului, măsură care tehnologic este incomodă, astfel că problema se rezolvă de la caz la caz. Expresia (5.135), împreună cu datele oferite de calculul termic poate servi la determinarea dimensiunii geometrice a focarului L. Datorită spectrului gazodinamic din focarele cu arzătoarele în colţuri, arderea combustibilului este stabilă. Indicatorii caracteristici funcţionali ai unor asemenea focare se îmbunătăţesc mult, dacă secţiunea în plan a focarului se apropie de pătrat (raportul laturilor să fie egal cu 1…1,3). În acest caz acţiunea dinamică a flăcării asupra pereţilor scade, pericolul zgurificării se reduce şi debitul gazelor recirculate central, cu sensul de sus în jos, se micşorează. Dacă generatoarele au puteri nominale mari, se adoptă soluţia unui focar cu secţiunea un dreptunghi, care se împarte în două cu ajutorul unui ecran cu radiaţie bilaterală (fig. 5.70, h); modul de amplasare a arzătoarelor (cu flăcările tangente la un cilindru central, sau care se intersectează într-un punct comun etc.) se analizează în dependenţă strânsă cu celelalte condiţii. Astfel în cazul generatoarelor în formă de π (portal) aşezarea arzătoarelor în

Fig. 5.80. Modelul fizic al focarului cu arzătoarele în colţuri necesar analizei aerodinamice: a – secţiune orizontală; 1 – axa jetului primar; 2 – axa jetului secundar (aerul de ardere); b – împărţirea focarului în zone; 3 – pâlnia focarului


colţurile peretelui spate al focarului este dificilă din cauza canalului de convecţie descendent; se poate apela însă la micşorarea înălţimii acestui canal, adoptând, pentru generator, forma semi-π clasic. Pentru analiza spectrului vitezelor în interiorul focarului cu arzătoarele în colţuri se apelează la modelul fizic din fig. 5.80. În fig. 5.80, a – secţiunea orizontală prin focar – se arată configuraţia jeturilor primare (cu praf) 1 şi a jeturilor de aer secundar 2; ambele tipuri de jeturi sunt plane. Pentru a uşura aprinderea prafului şi pentru a diminua concentraţia de oxizi de azot, aerul secundar se introduce deplasat faţă de jetul primar, deplasarea fiind în sensul de rotaţie a turbionului central. În acest mod partea iniţială a jetului primar nu este răcită de aerul secundar, iar contactul cu acesta are loc după aprinderea substanţelor volatile, amestecarea celor două jeturi având loc eşalonat în timp (arderea în trepte) cu scopul reducerii concentraţiei oxizilor de azot. Modelarea aerodinamică urmăreşte determinarea unghiurilor pe care axele celor două jeturi le fac cu pereţii focarului pentru a evita contactul acestora, cu consecinţele negative asupra siguranţei funcţionării ecranelor. În fig. 5.80, b se arată împărţirea în zone a focarului, cu ajutorul unor plane orizontale. De remarcat, că în acelaşi scop (reducerea concentraţiei oxizilor de azot) coeficientul de exces de aer creşte de jos în sus, de la planul 1 la planul 7. Spectrul liniilor de curent al modelului aerodinamic, cu fixarea fluxului central al gazelor de ardere recirculate (curgere descendentă) 1 este prezentat în figura 5.81.

1

Fig. 5.81. Spectrul liniilor de curent în modelul adoptat: 1 – curenul de gaze recirculate (curgere descendentă)

Distribuţiile vitezelor în secţiune orizontală vxy şi axială vz, pentru planele 4, respectiv 6, sunt arătate în fig. 5.82 şi 5.83. În planul 4 (fig. 5.82) vectorii vxy (stânga jos, dreapta sus) au o uşoară tendinţă spre pereţii focarului, ceea ce impune revizuirea geometriei de amplasare a arzătoarelor, sau a valorilor impulsurilor acestora; spectrul vitezei

424 C.NEAGA

Fig. 5.82 Fig. 5.83

Fig. 5.82. Distribuţia vitezelor în secţiune orizontală wxy şi axială wz pentru planul 4 Fig. 5.83. Distribuţia vitezelor în secţiune orizontală wxy şi axială wz pentru planul 6

axiale vz arată ″golul″ interior şi creşterea vitezelor spre perete, fără însă să ducă la lipirea fluxurilor de substanţe de ecrane. În planul 6 ( fig. 5.83), vectorii vxy

sunt paraleli cu ecranele, centrifugarea este mai puternică (vz spre pereţi au valori mai mari faţă de planul 4), fără însă să ducă la atingerea ecranelor. În plan vertical prin focar curba care uneşte vârfurile vectorilor vz are formă de şa (cifra 3 scrisă orizontal). Modul de organizare a introducerii aerului secundar în focar cu scopul reducerii concentraţiei oxizilor de azot este arătat în fig. 5.84. Dacă se face un bilanţ al aerului de ardere se constată creşterea coeficientului de exces de aer cu înălţimea focarului. În partea inferioară a focarului (în zona arzătoarelor) se formează oxidul de azot din combustibil; concentraţia lui creşte, când concentraţia de oxigen creşte. Or, valoarea redusă a lui λ în această zonă, inhibă formarea oxidului de azot din combustibil. În partea superioară a focarului, unde domină arderea cocsului, temperatura gazelor creşte şi concentraţia oxidului de azot din azotul din aer (termic) creşte. Introducând aer în această zonă se asigură oxigenul necesar arderii, dar scade şi temperatura produselor de ardere şi deci şi concentraţia oxidului de azot termic.


Din cele relatate se desprinde un criteriu pe care trebuie să-l aibă în vedere proiectantul instalaţiilor de focare şi anume criteriul ecologic: focarul trebuie să permită desfăşurarea procesului de ardere cu concentraţii cât mai mici ale componentelor poluante din gazele de ardere.

Fig. 5.84. Moduri de fixare a arzătoarelor şi de introducere a aerului secundar în focarele generatoarelor de abur: a – focar pentru cărbune brun; 1 – aer secundar, treapta I; 2 – aer secundar, treata a II-a; 3 – aer secundar, treapta a III-a; 4 – injector de păcură; 5 – arzător de bază (praf de cărbune); 6 – arzător secundar (concentraţie de praf redusă); 7 – gaze de ardere preluate pentru uscare; b – focar pentru cărbune cu volatile reduse; 1 – arzător de bază, cărbune şi păcură; 2 – aer secundar

Fig. 5.85. Amplasarea arzătoarelor cu jeturi drepte în jurul focarului generatorului P-67 (800 MWt): 1 – perete frontal; 2 – ambrazura arzătorului; 3 – canal de aer secundar; 4 – amestec primar; 5 – injector de păcură pentru pornire; 6 – capul injectorului de păcură; 7 – sistem de compensare a dilatării

426 C.NEAGA

În fig. 5.85 este arătat modul de amplasare a arzătoarelor în jurul focarului generatorului de abur P – 67 (Rusia) [5.34], cu parametrii nominali 736,1/607,2 kg/s; 25,0/3,63 MPa; 545/545°C, care funcţionează cu cărbune brun. Sistemul de pregătire a prafului constă din opt mori ventilator (şase în funcţiune, două în rezervă), preuscarea lignitului (wt

i = 33%) făcându-se cu gaze recirculate dintr-o zonă în care temperatura acestora este de 800°C; morile se aşează câte două lângă fiecare perete. Amestecul primar (praf şi agent de uscare şi transport) se introduce în focar prin 32 de arzătoare (jeturi plane drepte) dispuse pe patru nivele, câte opt pe fiecare nivel (câte două pe fiecare perete), axele acestora fiind tangente la un cilindru central; temperatura amestecului central este, la sarcină nominală de 140 – 180°C, reglarea făcându-se cu ajutorul fazelor recirculate din zone finale ale generatorului. Temperatura de preîncălzire a aerului este de 300°C. Aerul secundar, poz. 3, fig. 5.85, se introduce sub formă de jet însoţitor al jetului primar; distanţa între nivelele arzătoarelor (măsurată pe verticală) este de 4600 mm, mărime care evită perturbarea traiectoriilor particulelor de cărbune până la contactul cu turbionul central.

Fig. 5.86. Aşezarea arzătoarelor pe pereţii focarului generatorului românesc de abur, 420 t/h; 14 MPa; 540 °C: MV – moară ventilator; AS – arzător suport

Fig. 5.86 arată aşezarea arzătoarelor pe pereţii focarului generatorului indigen de abur, 420 t/h; 14 MPa; 540°C, care funcţionează cu lignit; sistemul


de pregătire a prafului constă din şase mori ventilator (cinci în funcţiune şi una în rezervă).

Fig. 5.87. Instalaţia de focar pentru cărbune pulverizat cu evacuarea solidă a cenuşii: 1– focar; 2 – turn de preuscare cu gaze recirculate; 3 – moara ventilator; 4 – canal de amestec primar; 5 – craţăr pentru evacuarea cenuşii; 6 – pâlnia focarului; 7 – buncăr de cărbune concasat; 8 – preîncălzitor de aer rotativ (Ljgűngstrőm)

428 C.NEAGA

În fig. 5.87 este prezentată instalaţia de focar pentru arderea cărbunelui pulverizat (lignit) cu evacuarea solidă a cenuşii. Ea echipează un generator de abur cu circulaţie forţată unică, tip turn, având parametrii nominali 1600 t/h; 17,46 MPa; 540/540°C. Focarul este echipat cu zece mori ventilator. Amestecul bifazic refulat de fiecare moară (poz. 4) pătrunde în focar prin arzătoare cu fante aşezate în colţuri, grupate în câte două blocuri; se realizează astfel poziţionarea arzătoarelor pe două nivele.

5.4.2.3. Focare pentru arderea cărbunelui pulverizat cu evacuarea cenuşii în stare lichidă

Condiţia esenţială pentru asigurarea evacuării cenuşii în stare lichidă, în cazul arderii cărbunelui pulverizat în focarele generatoarelor de abur, o reprezintă valoarea temperaturii gazelor de ardere în focar (sau în camera de topire a focarului (depinde de modul de construcţie a acestuia), care trebuie să fie mai mare (la limită, egală) cu temperatura de curgere a cenuşii cărbunelui dat, adică tg ≥ tc. Practic, pentru a evita fenomenul de solidificare a cenuşii topite, cauzate de diverse regimuri de funcţionare a generatorului se recomandă tg = tc + 100 ... 300 °C. Realizarea valorii temperaturii gazelor de ardere se asigură cu ajutorul unui set de măsuri constructive şi funcţionale, cum ar fi: - preîncălzirea adecvată a aerului de ardere, evident, ţinând seama de toate influenţele acestei mărimi asupra întregii instalaţii de generator de abur; - desfăşurarea procesului de ardere cu coeficienţi reduşi de exces de aer, mai ales în camera de topire a cenuşii; restul aerului de ardere se introduce în zona de finisare a procesului, pentru a preveni creşterea pierderilor de căldură prin ardere chimic şi mecanic incompletă; - posibilitatea, cu eficienţa cea mai mare în asigurarea temperaturii gazelor o oferă însă limitarea debitului caloric transmis agentului de răcire care circulă prin ecranele acestor incinte; în acest scop ţevile care ecranează vatra şi pereţii camerei de topire se acoperă cu material termorezistent, a cărui grosime include, în sensul fluxului termic, o rezistenţă termică astfel calculată încât să răspundă scopului urmărit. În plus, stratul de material izolator are şi rolul de a împiedica atacul coroziv al cenuşii topite asupra metalului ţevilor ecran. Focarele cu evacuare lichidă a cenuşii au apărut, în primul rând, din necesitatea de a intensifica procesul de ardere a cărbunelui în spaţiul de reacţie,


mai ales în cazul combustibililor solizi cu grad de reactivitate redus. Un mod eficient în mărirea vitezei de ardere îl constituie creşterea temperaturii mediului reactant, în general. O primă consecinţă a acestei măsuri o reprezintă topirea cenuşii rezultate din masa minerală a cărbunelui, care arde, mai ales când acesta se caracterizează prin temperaturi coborâte de curgere. Apoi, arderea cu topirea cenuşii conduce la creşterea apreciabilă a gradului de reţinere a acesteia în focar, realizându-se acz= 0,3...0,4; deci fracţia de cenuşă antrenată scade, aant= 0,6...0,7 cu o serie de consecinţe pozitive asupra funcţionării generatorului: se reduc depunerile solide pe schimbătoarele de radiaţie şi de convecţie, scade abraziunea ţevilor, scad dimensiunile electrofiltrelor şi în final scade gradul de poluare a mediului ambiant prin particule solide. Cenuşa topită se acumulează în partea inferioară a focarului, care are o altă formă constructivă, decât pâlnia focarelor cu evacuarea solidă a cenuşii. De aici fluxul de cenuşă topită cade în apă unde, datorită unor procese fizice specifice se granulează; volumul granulelor este mult mai mic decât al cenuşii ude (evacuarea solidă a cenuşii şi zgurii) ceea ce face ca instalaţiile de sub focar să fie mai puţin ancombrante, faţă de cazul precedent. De asemenea, îndepărtarea din sala generatorului a granulelor de cenuşă topită este mult mai uşoară în comparaţie cu îndepărtarea şlamului de cenuşă. Din cauza nivelului termic ridicat în spaţiul de ardere, pierderile de căldură prin ardere chimic şi mecanic incompletă sunt sensibil mai mici. De remarcat însă că pierderea de căldură fizică a cenuşii topite, care părăseşte sistemul de generator de abur, creşte deoarece temperatura acesteia este mult mai mare faţă de cazul evacuării solide; din aceste motive există încercări practice de recuperare a unei părţi a căldurii cenuşii topite. Observaţiile şi experienţele au demonstrat că în cazul evacuării lichide a cenuşii temperatura de rouă acidă este mai mică; în aceste condiţii temperatura de evacuare a gazelor de ardere poate fi coborâtă până la un nivel economic, micşorând astfel pierderea de căldură cu gazele de ardere evacuate. Trebuie însă remarcată sensibilitatea pe care o prezintă aceste focare în exploatarea lor. Se ştie că vâscozitatea cenuşii topite scade cu creşterea temperaturii, dependenţa vâscozitate dinamică a cenuşii – temperatură, μct=f(t), fiind o hiperbolă; dacă scăderea vâscozităţii este lentă, dμct/dt are valoare mică, cenuşa se numeşte cu ˝caracteristică lungă˝; în caz contrar, cenuşa se numeşte cu ˝caracteristică scurtă˝. În funcţionarea generatorului o mulţime de parametri (variabili), cum ar fi caracteristicile fizice şi chimice momentane ale cărbunelui,

430 C.NEAGA

condiţiile de exploatare, coeficientul de exces de aer, temperatura de preîncălzire a aerului, sarcina generatorului etc., duc la variaţia temperaturii în incinta de ardere – dependenţa tg = f(parametrul variabil) constituie o caracteris-tică statică a focarului, sau a generatorului –. O variaţie a temperaturii gazelor Δtg poate să nu afecteze procesul de curgere a cenuşii cu caracteristică lungă, în timp ce pentru cenuşa cu caracteristica scurtă poate duce la ˝îngheţarea˝ ei, cu consecinţe extrem de periculoase (cenuşa se solidifică, nu mai curge, focarul este scos din funcţiune). Folosirea arzătoarelor basculante şi îndreptarea, în aceste momente, a flăcării spre baia de cenuşă (aceasta în ipoteza că în funcţionarea normală axa flăcărilor este orizontală, sau puţin înclinată în jos) poate să salveze, într-o oarecare măsură, situaţia creată şi să ducă la creşterea locală a temperaturii şi deci evitarea fenomenului de îngheţare a cenuşii. Din cele spuse rezultă necesitatea cunoaşterii proprietăţilor fizice şi chimice ale masei minerale a cărbunelui, comportarea ei în procesul arderii, transformările chimice care au loc în structura ei, dinamica proprietăţilor ei reologice etc. Masa minerală care se topeşte în nucleul flăcării formează cenuşa, admisă ca soluţie (topitură) a componentelor minerale ale cărbunelui. În timp, aceste componente topite reacţionează între ele, conducând la o nouă combinaţie chimică. Dacă timpul de staţionare în baia de cenuşă topită creşte, aceste componente difuzează între ele conducând în final la o substanţă lichidă omogenă. Temperaturile de topire ale diverşilor oxizi conţinuţi de cenuşă, în stare independentă (singulară) sunt: SiO2 – 1625 °C; Al2O3 – 2050 °C; CaO – 2570 °C; MgO – 2800 °C; Fe2O3 – 1550 °C; FeO – 1030 °C. Zgura ca topitură (soluţie) nu are o temperatură de topire determinantă; ea nu este un amestec fizoic de minerale, aşa cum este cenuşa. Diversele combinaţii între aceste componente, care creează amestecuri eutectice se caracterizează prin temperaturi de topire mai coborâte decât componentele în stare pură. Astfel eutecticul SiO2 – Al2O3 – CaO – FeO se topeşte în intervalul de temperaturi 1000 – 1200 °C. Dacă se urmăreşte evacuarea lichidă a cenuşii este de dorit ca raportul SiO2 / Al2O3 > 1,2, deoarece în acest caz temperatura de topire este cea mai joasă. Clasificarea focarelor pentru cărbune pulverizat cu evacuarea lichidă a cenuşii este arătată în fig. 5.66. Diversele tipuri de focare pentru cărbune pulverizat cu evacuarea lichidă a cenuşii sunt prezentate în fig. 5.88.


În focarul cu cameră de topire deschisă, fig. 5.88, a, poz. 1, datorită acoperirii ţevilor ecran cu material termorezistent (se acoperă atât ecranele pereţilor laterali ai camerei, cât şi ai vetrei), se realizează temperatura nece-sară topirii cenuşii; din baia 2 aceasta cade în cuva cu apă unde se transformă în granule. Există construcţii care

expandează cenuşa topită obţinându-se vata de zgură cu înalte calităţi termoizolatoare. Din camera 1 gazele de ardere încărcate cu particule topite de cenuşă intră în camera de răcire 5, unde arderea continuă, dar datorită densităţii mărite a fluxului radiant spre ecrane, particulele de cenuşă se solidifică şi sunt antrenate de gazele de ardere; camera 5 funcţionează ca un focar cu evacuarea solidă a cenuşii.

Fig. 5.88. Tipuri de focare cu evacuarea lichidă a cenuşii: a – cu o singură cameră; b – cu camera de topire semideschisă; c – cu două camere; 1 – arzător; 2 – pâlnie rece pentru granularea cenuşii; 3 – fascicul de ţevi pentru reţinerea cenuşii topite; 4 – camera de ardere (de topire); 5 – camera de răcire

Strangularea (fig. 5.88, b) împarte focarul în două: camera de topire semideschisă 4 şi camera de răcire 5; încărcarea termică a volumului camerei de topire ajunge la valori de 500...600 kW/m3, asigurând îndepărtarea lichidă a cenuşii pentru o plajă largă de variaţie a sarcinii generatorului. Focarul cu camera de topire închisă (fig. 5.88, c) se deosebeşte de precedentele datorită fasciculului de ţevi 3 dintre camere, care are rostul să reţină în camera de topire particulele de cenuşă, evitând zgurificarea ecranelor din camera de răcire 5. Fig. 5.89 arată aplicaţii efective ale tipurilor de focare, cu evacuarea lichidă a cenuşii, descrise mai sus. Focarele turbionare (cu jeturi care se intersectează şi focare ciclon) pot fi incluse şi în categoria focarelor cu evacuarea lichidă a cenuşii. În fig. 5.90 se arată schema unor focare cu evacuarea lichidă a cenuşii şi jeturi care se intersectează; pentru focarul din fig. 5.90, a, strangularea camerei

432 C.NEAGA

Fig.

5.8

9. F

ocar

e cu

eva

cuar

ea li

chidă

a ce

nuşi

i: a

– cu

cam

eră

desc

hisă

; gen

erat

orul

BK

Z-22

0-11

0 JŞ

; b –

cu

cam

eră

sem

ides

chisă,

ge

nera

toru

l BK

Z-32

0-11

0 PT

5; 1

– je

tul d

e ae

r sec

unda

r; 2

– st

rang

ular

e (p

ână

aici

cam

era

de to

pire

est

e ac

oper

ită c

u m

ater

ial

term

orez

iste

nt)

de topire la ieşire se realizează numai cu ajutorul peretelui din spate (arzătorul este aşezat pe peretele frontal). Axa jetului primar este înclinată în jos, flacăra lui atingând baia de cenuşă topită menţinând-o în stare de curgere; apoi face un ocol şi intră în camera de răcire, intersectând zona iniţială proprie, încălzeşte amestecul primar şi grăbeşte aprinderea. Viteza de ieşire a jetului primar din arzător ajunge la 70 – 80 m/s. În fig. 5.90, b, arzătoarele sunt aşezate simetric pe


pereţii superiori înclinaţi ai camerei de ardere. Focarul turbionar din fig. 5.90, c, are camera de ardere realizată sub formă de ciclon orizontal cu evacuarea gazelor de ardere uniform distribuită pe întreaga lui lungime. Caracteristici de calcul ale focarelor cu evacuarea lichidă a cenuşii, care echipează generatoarele de abur cu debite nominale mai mari de 21 kg/s sunt prezentate în tabelul 5.2. Fig. 5.90. Schema unor focare cu jeturi care

se intersectează: a – focar MEI (Institutul de Energetică din Moscova); b – focar gama; c – focar turbionar

Tabelul 5.2 Caracteristici ale focarelor cu evacuare lichidă a cenuşii

Încărcarea termică de volum, kW/m3

Pierderi de căldură, %

Tipu

l foc

arul

ui

Căr

bune

le a

rs

Coe

ficie

ntul

de

exce

s de

aer l

a ieşi

rea

din

foca

r λf

Focar, în totalitate

qv

Numai camera

de ardere qva

qch qm

aant

Antracit 1,2-1,25 145 580-700 0 3-4 0,85

Cărbuni cu volatile puţie

1,2-1.25 190 580-700 0 1,5 0,80

Huile 1,2 190 750-870 0 0,5 0,80 Des

chis

Cărbune brun 1,2 210 750-870 0 0,5 0,7-0,8

Antracit 1,2-1,25 170 580-700 0 3-4 0,85

Cărbuni cu volatile puţie

1,2-1.25 200 580-700 0 1,0 0,8

Huile 1,2 230 750-930 0 0,5 0,6-0,7

Sem

ides

chis

Cărbune brun 1,2 200 750-870 0 0,5 0,7-0,8

434 C.NEAGA

Focare ciclon Perfecţionarea focarelor cu evacuarea lichidă a cenuşii cu cameră de topire închisă a dus la apariţia focarelor ciclon, în care procesul de ardere se intensifică mult şi creşte timpul de staţionare a particulelor în camera de ardere. Focarele ciclon se împart în focare ciclon orizontale, prefocare cilindrice verticale şi focare ciclon verticale. Focarul ciclon orizontal, fig. 5.91, are trei camere, camera de ardere 1 (ciclonul propriu-zis), de finisare a arderii 2 şi de răcire 3. Camera de ardere este un corp cilindric ecranat în interior cu ţevi, care aparţin sistemului vaporizator. Pe ţevi se aşează prin intermediul unor ştifturi material termorezistent pe bază de cromită sau carbură de siliciu CSi (carborund); exteriorul se izolează termic şi se acoperă cu tablă zincată. Pentru a uşura scurgerea cenuşii topite, axa ciclonului este înclinată cu ≈15°. Cărbunele se macină grosier (constituie un avantaj faţă de focarele clasice, deoarece consumul de energie electrică scade), printre particule dominând cele cu diametrul echivalent de 0,5...1 mm. Partea din faţă a ciclonului (de intrare) are formă de trunchi de con; în centrul ei se montează axial arzătorul turbionar 4 prin care se introduce amestecul primar (30-35 m/s); fracţia de aer primar din tot aerul de ardere este de 0,15...0,20. Aerul secundar se

Fig. 5.91. Focar cu ciclon orizontal: 1 – camera de ardere ciclon; 2 – camera de finisare a arderii; 3 – camera de răcire; 4 – arzător turbionar


introduce, prin ajutaje aşezate tangenţial, cu viteza de 150 m/s (ele ocupa cca 2/3 din lungimea ciclonului). Deşi jetul primar este axial, jetul secundar este tangenţial şi având impuls mare determină ca întreaga masă dispersă din focar să capete o mişcare turbionară; pelicula de cenuşă topită curge după traiectorii în formă de elici cilindrice. Datorită turbionării, particulele de cărbune se deplasează, în prima lor parte după spirale conice, timp în care ard complet sau nu; restul particulei nearse se împlântă în pelicula de cenuşă lichidă, continuând să ardă aici. Masa de gaze în rotaţie se izbeşte de peretele din spate în formă de ajutaj divergent (de la stânga la dreapta) şi sunt apoi reflectate; pe ax se creează depresiune şi astfel gaze fierbinţi cu temperatură mare din camera 2 sunt recirculate intern prin axul ciclonului amestecându-se cu particulele reci de cărbune, grăbind astfel procesele prealabile de aprindere a acestora. Spectrul curgerii în focarul ciclon orizontal este arătat în fig. 5.92.

Fig. 5.92. Distribuţia vitezelor într-un focar ciclon orizontal: a – componentele vitezei; b – variaţia vitezelor axială şi tangenţială în secţiunile unui focar ciclon

Dependenţa între viteza tangenţială wt şi raza curentă a ciclonului r se realizează prin produsul

(5.136) ,constnrtw =

unde n este exponent cu valorile cuprinse între +1 şi –1. Vectorul vitezei tangenţiale maxime wtmax se realizează, de exemplu

436 C.NEAGA

pentru rmax = Rc/3, unde Rc este raza ciclonului, m. Suprafaţa cilindrică rmax = const., împarte volumul ciclonului în două subdomenii: - domeniul central (cvasisolid) caracterizat prin dependenţa ;1naici;rtw −=ω= (5.137)

- domeniul periferic (cvasipotenţial)

;1naici;r

consttw +== (5.138)

ω este viteza unghiulară de rotaţie, s-1; domeniul cuprins între ra şi rmax este un domeniu de trecere. Aspecte privind optimizarea constructiv-funcţională a focarelor ciclon se găsesc în [5.121]. Corespunzător distribuţiei vitezei tangenţiale, presiunea statică are valoarea maximă lângă peretele ciclonului şi scade spre centru, ceea ce permite recicularea internă a gazelor de ardere din camera 2; adâncimea de pătrundere a fluxului de gaze recirculate depinde de parametrul de rotaţie S≈wt/wx. Analiza proceselor de ardere a prafului de cărbune în interiorul focarului ciclon, arată că în cazul prafului mai puţin fin (R90 mare) este indicat ca şi amestecul primar să fie introdus în focar tangenţial, ca aerul secundar, forţând astfel ca procesele (gazeificare, ardere) să se desfăşoare aproape de suprafaţa peliculei de cenuşă topită. Gazele de ardere care ies din ciclon au viteză de cca 200 m/s; ele lovesc sistemul de ţevi verticale, coboară şi apoi trec printre ţevile fasciculului (partea dreaptă a camerei 2), unde are loc separarea picăturilor de cenuşă. De remarcat că şi ecranele camerei 2 sunt torcretate cu material termorezistent. Numărul focarelor ciclon care se ataşează unui generator de abur depinde de puterea termică a acestuia, fig. 5.93. În fig. 5.93, a, cicloanele sunt aşezate orizontal pe pereţii frontal şi spate, fluxurile de gaze intersectându-se sub un unghi de 180°. În acest mod picăturile de cenuşă topită formează un disc cu planul perpendicular pe figură, masa căruia se colectează în partea inferioară, după care se elimină. În fig. 5.93, b [5.118], cicloanele sunt aşezate pe peretele frontal; aici prezintă interes şi construcţia generatorului, mai ales cea a canalelor de convecţie, descendente. În cazul utilizării focarelor ciclon gradul de reţinere a cenuşii în focar ajunge la acz = 0,8...0,85, situaţie în care se impune recuperarea căldurii fizice a acesteia; încărcarea termică a volumului camerei de ardere, 2-6 MW/m3; iar a întregului focar (plus camera de finisare şi de răcire a gazelor), 0,23 MW/m3;


Fig. 5.93. Diverse moduri de ataşare a focarelor ciclon la generatoarele de abur: a – axele cicloanelor pe aceeaşi orizontală şi de sensuri contrare; 1 – praf de cărbune; 2 – aer; b – schema generatorului Babcook (400 t/h); 1 – cicloane; 2 – camera de finisare a arderii; 3 – camera de răcire; 4 – curgere cenuşă; 5 – supraîncălzitor intermediar; 6 – canal de convecţie; 7 – ventilator de gaze recirculate; 8 – canal de convecţie paralel cu 6 în care se găsesc economizorul şi preîncălzitorul de aer

încărcarea secţiunii transversale a ciclonului, 14-21 MW/m2. Echiparea unui generator cu mai multe cicloane permite variaţia largă a sarcinii acestuia prin modificarea numărului de cicloane în funcţiune. În funcţie de diametrul ciclonului (Dc = 1,8...4 m; debitul de abur al generatorului care revine unui ciclon este de 10...60 kg/s), lungimea camerei ciclonului Lc = 1,25 Dc; lungimea difuzorului, Ld = 0,25 Dc; Li = 0,75 Dc; diametrul mic al difuzorului ≈ 0,44 Dc; temperatura de preîncălzire a aerului, 350...400 °C; excesul de aer λf =1,05...1,1. Focarele echipate cu cicloane orizontale se recomandă pentru arderea cărbunilor bruni cu conţinut redus de umiditate şi huilelor cu conţinut de substanţe volatile, raportate la masa combustibilă Vmc ≥ 18-20%; de asemenea, ele pot fi utilizate şi pentru arderea păcurii sau a combustibilului gazos. Focarul ciclon vertical (prefocar), fig. 5.94 este un cilindru cu Dc = 2,25... 3,25 m şi înălţimea (3,5...5) Dc. Ţevile de ecran ale ciclonului sunt prevăzute cu ştifturi pe care se torcretează masa de carborund termorezistentă; debitul de abur al ciclonului 16...20 kg/s. Pentru generatorul de abur Dn = 700 kg/s, blocul de 500 MWt se folosesc 12 cicloane verticale. În partea inferioară a focarului se găseşte baia de cenuşă topită. Arzătoarele, de tip turbionare, se aşează în tavanul

438 C.NEAGA

Fig. 5.94 Fig. 5.95

Fig. 5.94. Focar cu focar ciclon vertical (prefocar): 1 – focar ciclon; 2 – arzător; 3 – canal de aer preîncălzit; 4 – fascicul pentru separarea cenuşii; 5 – camera de răcire; 6 – evacuarea agentului de uscare Fig. 5.95. Focar cu cicloane verticale: 1 – ciclon; 2 – camera de răcire; 3 – difuzorul (de ieşire) al ciclonului; 4 – arzătoare

ciclonului. În cazul arderii cărbunelui brun amestecul primar se introduce cu viteza de 20...30 m/s, iar aerul secundar cu 35...40 m/s; la arderea huilelor, aerul primar, 20% se introduce cu praful; 40...50% - aer secundar, iar restul aerului (aer terţiar) se introduce cu o viteză de 50...60 m/s printr-un ajutaj fixat tangenţial pe corpul ciclonului sub nucleul flăcării. În funcţie de sistemul de pregătire a prafului (sistem semideschis) o parte a agentului de uscare şi transport se introduce prin 6 la baza camerei de răcire 5. Focarul echipat cu cicloane verticale (fig. 5.95) este destinat arderii cărbunelui măcinat grosier R90 ≤ 30...40 %. Ciclonul 1 este vertical şi aşezat sub camera de răcire 2. Construcţia tronconică 3 şi ciclonul 1 au ecranele protejate. Arzătoarele cu jeturi drepte (fante) 4 sunt aşezate tangenţial pe pereţii laterali în


partea superioară a camerei de ardere. Difuzorul de ieşire al ciclonului 3, ˝împinge˝ flacăra spre baia de cenuşă, menţinând-o astfel în stare fluidă la orice regim de funcţionare a generatorului. Generatoarele echipate cu cicloane verticale pot avea debitul nominal până la 125 kg/s; numărul cicloanelor, de la 1 la 4 pentru o singură cameră de răcire.

Fig. 5.96 Fig. 5.97

Fig. 5.96. Sistemul de acoperire cu material termorezistent a camerelor de ardere ale focarelor cu evacuarea lichidă a cenuşii: 1 – ţeava de ecran; 2 – ştift înainte de acoperire; 3 – stratul de masă termorezistentă Fig. 5.97. Şnec pentru evacuarea continuă a granulelor de cenuşă topită: 1 – baia de cenuşă; 2 – ţevi de răcire cu apă a cenuşii; 3 – colectoare inferioare ale ecranelor; 4 – buncăr de cenuşă; 5 – şiber; 6 – cuva cu apă; 7 – şnec; 8 – concasor de zgură; 9 – motor electric; 10 – grătar; 11 – canal de cădere; 12 – grătar de cădere a granulelor de cenuşă

În fig. 5.96 se arată modul de fixare a masei termorezistente pe ţevile de ecran ale camerei de ardere. Ştifturile, din oţel aliat, cu diametrul de 10-12 mm şi lungimea de 12-18 mm se sudează alternat, de regulă pe trei generatoare ale ţevii de ecran; peste ele se torcretează masa termorezistentă. Figura 5.97 reprezintă schema sistemului de avacuare continuă cu ajutorul şnecului a granulelor de cenuşă topită, solidificată în cuva cu apă. 5.4.3. Arzătoare pentru combustibili solizi pulverizaţi 5.4.3.1. Probleme generale. Caracteristici. Clasificări Arzătorul sau, datorită complexităţii şi funcţiilor lui, instalaţie de arzător (subsistem al instalaţiei de focar) serveşte la introducerea în focar a celor două fluxuri implicate în procesul de ardere, combustibilul şi oxidantul (de regulă, aer de ardere). Arzătorul şi focarul formează un tot unitar, inseparabil şi orice analiză constructivă, funcţională, de optimizare a sistemului trebuie să ţină

440 C.NEAGA

seama de această realitate. Arzătorul ca parte componentă a instalaţiei de focar trebuie să satisfacă o serie de condiţii: - să asigure un amestec perfect (de exemplu, o moleculă de carbon lângă o moleculă de oxigen) între cei doi curenţi, de combustibil şi de aer (în continuare se admite oxidant numai aerul de ardere cu toate că acesta conţine o mare cantitate de balast extern – azotul din aer). După construcţia sa şi după structura dorită a flăcării, amestecarea completă poate avea loc în ˝interiorul˝ arzătorului, pe traseul parcurs de cele două fluxuri, astfel că la intrarea în focar (ieşirea din arzător) amestecul comburant să fie gata pregătit; flacăra se numeşte cinetică şi are toate proprietăţile fizice şi chimice proprii unui asemenea regim de ardere. Putem avea şi un al doilea regim limită de ardere caz în care cele două fluxuri curg independent prin arzător, amestecarea lor având loc în focar, mai aproape sau mai departe de secţiunea de ieşire din arzător (de gura arzătorului); flacăra care se creează se numeşte de difuzie şi se caracterizează prin proprietăţi fizice şi chimice specifice. Practic însă, majoritatea arzătoarelor – cu excepţia celor speciale – asigură un amestec parţial în interiorul lor (în spaţiul lor de existenţă), restul amestecării finisându-se în interiorul focarului, generând flacăra sau regimul cinetico-difuziv de ardere cu proprietăţi, evident, proprii; - să ofere arderii condiţii ca aceasta să se desfăşoare cu randament maxim; randamentul arderii este exprimat indirect (cu ajutorul pierderilor de căldură proprii acestui fenomen) prin expresia ( ) %,,rfqmqchq100a ++−=η (5.139)

unde termenii scăzătorului membrului drept reprezintă pierderea procentuală prin ardere chimic incompletă, respectiv, mecanic incompletă şi cu reziduurile din focar, %; - să asigure aprinderea rapidă a combustibilului, capacitate care poate fi exprimată prin timpul de aprindere sau distanţa de aprindere (de acroşare), mărimi care trebuie admise optime tehnic şi economic. Dacă aprinderea are loc prea rapid se formează o zonă cu temperatură ridicată chiar în preajma arzătorului cu consecinţe negative asupra acestuia sau asupra ecranelor adiacente; dacă aprinderea are loc prea târziu, flacăra se lungeşte, se pot arde ecranele peretelui opus, durata arderii creşte şi particulele pot părăsi focarul fără să fi ars complet; - să permită ca timpul de ardere a particulelor să fie mai mic decât timpul


de staţionare a gazelor rezultate din ardere; - să influenţeze astfel cele două fenomene, aprinderea şi arderea, încât acestea să fie stabile (noţiunea de stabilitate este extrem de complexă şi ea depăşeşte obiectivele acestui capitol); - să-şi păstreze caracteristicile, în limite acceptabile, atât la schimbarea proprietăţilor combustibilului de proiect, cât şi, cu modificări minime, la înlocuirea acestuia; - să fie sigure în funcţionare şi uşor de exploatat; - să permită arderea combustibilului cu concentraţii de noxe, cât mai mici, în gazele de ardere; să fie, deci, ecologice; - să-şi menţină caracteristicile de funcţionare într-o plajă cât mai largă de variaţie a sarcinii generatorului. Modelarea fizică şi matematică a proceselor specifice arzătoarelor destinate oricărui combustibil constituie o preocupare susţinută a specialiştilor. Calculul, construcţia şi exploatarea arzătoarelor, impun ample cunoştinţe de teoria şi practica jeturilor omogene şi bifazice [5.120]. Ţinând seama de construcţia şi funcţionarea sistemelor de pregătire a prafului de cărbune se deduce că acesta este transportat pneumatic spre arzător, cu ajutorul fazei gazoase; deci arzătoarele pentru combustibil solid pulverizat sunt arzătoare cu preamestec, amestecul primar dispers (bifazic) constând din praf de cărbune şi agent de uscare şi transport (în cazul cărbunilor cu conţinut redus de umiditate componenta gazoasă a amestecului primar serveşte numai transportului). În general, agentul de uscare şi transport constă din aer primar, infiltraţii de aer fals, dacă sistemul de pregătire a prafului funcţionează cu depresiune (sub presiunea atmosferică), gaze de ardere recirculate de la sfârşitul focarului (sau din alte zone, dar cu temperatură ridicată) pentru preuscarea cărbunelui în vederea măcinării, vapori de apă rezultaţi din deshidratarea parţială a cărbunelui şi gaze recirculate, de regulă din zone finale ale generatorului necesare, fie satisfacerii debitului de ventilare a morii, fie satisfacerii deficitului de debit gazos, când se trece de la funcţionarea cu combustibil de proiect (inferior) la funcţionarea cu un combustibil superior, fie pentru evitarea fenomenelor de zgurificare a ecranelor, sau pentru reducerea conţinutului de noxe în gazele evacuate, fie pentru reglarea temperaturii aburului supraîncălzit etc. Valoarea coeficientului de exces de aer primar λp se optimizează, mai

442 C.NEAGA

puţin având în vedere uscarea şi transportul prafului, cât mai ales din evaluarea optimă a timpului de aprindere a prafului şi a reducerii concentraţiei oxizilor de azot rezultaţi din azotul din combustibil; valoarea concentraţiei de oxizi de azot din combustibil este influenţată, în mare măsură, de concentraţia de oxigen a mediului gazos, care la rândul ei este determinată de mărimea debitului de aer primar şi fals, intrat în sistem. De fapt, din unghiul de vedere a arderii prafului, celelalte componente ale agentului de uscare şi transport (fără aerul primar şi fals) constituie faza inertă, balastul componentei gazoase, motiv pentru care unele sisteme de pregătire a prafului separă faza gazoasă a amestecului primar şi o elimină în mediul înconjurător, scopul urmărit fiind ca aceasta să ˝ocolească˝ focarul, deci să nu intervină în procesul de ardere. Aerul secundar (restul aerului de ardere sau numai o parte a acestuia) se introduce separat în focar, de regulă prin canale care aparţin aceluiaşi arzător; în focar, pentru jetul primar el devine jet însoţitor, drept sau turbionat, funcţie de concepţia generală avută asupra arderii; se va nota cu λs coeficientul de exces de aer secundar. Dintr-o serie de motive (se vor comenta la momentul potrivit) de exemplu, finisarea procesului de ardere, în partea superioară a zonei de ardere a focarului se introduce restul aerului de ardere, numit aer terţiar, coeficientul notându-se cu λt (fig. 5.84). Din ecuaţiile de bilanţ material al aerului, scris pentru focar, rezultă dependenţele

(5.140) ,tfif;mspi;tspp˝ λ+λΔ+λ=λλΔ+λ+λ=λλ+λ+λ=λ

unde λ˝p, λi, λf reprezintă coeficientul de exces de aer la ieşirea din preîncălzitorul de aer (egal cu cel din punctul de distribuire, din amonte de sistemul de pregătire a prafului), respectiv, la ieşirea din arzător (intrare focar) şi la sfârşitul focarului; Δλm, Δλf – infiltraţiile de aer fals în moară, respectiv, în focar. (v. subcap. 4.1). Există o mulţime de criterii de clasificare a arzătoarelor pentru combustibili solizi pulverizaţi. În analiza de faţă, cel mai adecvat este criteriul care are la bază modul cum se realizează amestecul între cei doi curenţi care se introduc în focar, curentul bifazic primar şi aerul secundar. În baza acestui criteriu arzătoarele pentru cărbune pulverizat se clasifică în: - arzătoare cu jeturi plane (cu fante);

- arzătoare turbionare.


5.4.3.2. Arzătoare cu fante pentru combustibili solizi pulverizaţi Fanta este o figură plană dreptunghiulară în care o latură (de exemplu înălţimea h) este mult mai mare decât cealaltă (lăţimea), h >> b; ea se obţine prin secţionarea unui canal dreptunghiular cu ajutorul unui plan, perpendicular pe axa acestuia. Arzătorul cu fante este o combinare extrem de variată de asemenea canale prin care se introduc în focar fluxurile de amestec primar şi de aer secundar. Aceste fluxuri evoluează în focar sub formă de jeturi drepte plane, vitezele lor fiind suficient de mari pentru a intra în domeniul turbulent de curgere. Jeturile de amestec primar şi de aer secundar sunt plane, paralele şi tangente. Pentru a uşura pătrunderea (difuzia) aerului (jet omogen) în jetul de amestec (jet bifazic), vitezele axiale ale celor două jeturi au valori diferite, ceea ce conduce la apariţia unor straturi limită dinamice (şi termice) în cele două jeturi vecine; gradientul de concentraţie care apare duce la transfer de substanţe între jeturi, perpendicular pe direcţia axială de deplasare. Datorită schimburilor de căldură (radiaţie, convecţie) şi de substanţe, temperatura sistemului de jeturi creşte şi la un moment dat particulele de cărbune se aprind (se marchează timpul şi distanţa de apindere) şi ard în continuare sub formă de flacără. Pentru a uşura amestecul între combustibil şi oxidant se recomandă ca jeturile, în secţiune, (fantele) să fie cât mai subţiri; pentru a mări debitul de combustibil care trebuie ars se realizează o alternanţă a celor două feluri de jeturi pe o distanţă atât cât este necesar pentru a arde debitul de cărbune impus de generatorul de abur. Constructiv, arzătoarele cu fante sunt simple; dacă ne referim la un singur modul acesta constă dintr-un canal dreptunghiular pentru amestecul primar şi un alt canal, pentru aerul secundar. În unele cazuri, după cum se va vedea, canalele şi deci şi jeturile plane nu sunt paralele, ele făcând între vectorii viteză axială un unghi de intersecţie pentru a îmbunătăţii amestecul. Arzătoarele cu fante pot fi fixe sau rabatabile, într-un plan vertical. Dacă arzătorul constă numai dintr-un modul acesta se poate prezenta sub mai multe variante: jet amestec primar – jet aer secundar; jet amestec primar – jeturi de aer secundar pe ambele părţi; jet aer secundar mărginit de jeturi de amestec primar. De regulă însă, arzătoarele cu fante constau dintr-o mulţime de module alăturate şi împărţirea de mai sus nu mai are sens. În fig. 5.98 fantele de aer secundar îmbracă jeturile de amestec primar. Prin canalul 1 se introduce amestecul primar, care se transformă în patru fante

444 C.NEAGA

Fig. 5.98. Arzător cu fante cu înclinarea jeturilor de praf: 1 – amestec primar; 2 – fanta de amestec primar; 3 – canal de aer secundar; 4 – canale rabatabile de amestec primar

orizontale 2, ale căror părţi terminale sunt rabatabile; aerul secundar se introduce prin canalul 3. Flăcările unui asemenea arzător sunt lungi. Deoarece jeturile de praf sunt însoţite de aerul secundar în exterior, gazele de ardere antrenate din focar ajung mai greu la prticulele de cărbune şi aprinderea lor întârzie. Pentru îmbunătăţirea condiţiilor de aprindere arzătorul din fig. 5.99 se caracterizează prin jeturi de praf în exterior, care vin în contact direct cu gazele de ardere din focar. Pentru reducerea lungimii flăcării fanta se caracterizează prin raport mare l0/b0 = 3...6. Spre deosebire de arzătorul din fig. 5.98 la care înclinarea flăcării se asigură acţionând asupra jetului primar, în fig. 5.100 rabatarea flăcării în plan vertical se realizează cu ajutorul aerului secundar. Arzătoarele, fig. 5.100 sunt aşezate în colţurile focarului, pe două nivele (în total opt arzătoare). Cele trei fante de praf şi două arzătoare de pornite şi susţinere sunt montate într-o singură cutie, formând un bloc de arzătoare.


Fig. 5.99. Arzător cu fante cu jeturi de praf în exterior: 1 – amestec primar; 2 – canal aer secundar; 3 – fante amestec primar; 4 – fante de aer secundar; 5 – plăci de protecţie contra abraziunii

Fig. 5.100. Arzător cu fante care echipează generatorul TPE-209 [5.6]: a – secţiune verticală; b – secţiune orizontală; 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – arzător de pornire (gaze, păcură); 4 – ajutaj pentru bascularea aerului secundar; 5 – flanşă de fixare; 6 – ochi de observare

Figura 5.101, 1, arată schema unui arzător bloc realizat din fante basculante. Bascularea fantelor duce la modificarea spectrului izotermelor în focar cu

446 C.NEAGA

scopul reglării temperaturii aburului supraîncălzit, sau evitarea unor fenomene ca arderea locală a ţevilor de ecran, zgurificarea cu predi-lecţie a unor anumite zone ale pereţilor focarului etc.

Fig. 5.101. Arzător bloc cu fante basculante 1: a – amestec primar; b – injector păcură; c – aer superior şi inferior; 2 – secţiune verticală prin arzătorul cu fante KSG

În fig. 5.101, 2, se arată modul de organizare a fantelor într-un bloc de arzător, tip KSG destinat arderii cărbunelui brun

Fig. 5.102. Aprinderea jetului primar: a – schema divizării jetului primar; b – variaţia temperaturii în grosimea fantei; 1 – la distanţa de gura arzăto-rului de 250 mm; 2 – 700 mm; 3 – 900 mm


lemnos pulverizat. În interiorul fantelor de amestec primar se constată prezenţa unor conducte de aer secundar, care au rostul de a mări suprafaţa de contact jet primar – aer secundar şi de a îmbunătăţi amestecul combustibil – aer. Pentru a uşura aprinderea jetului primar, acesta se divide în două cu ajutorul unui corp în formă de V, fig. 5.102 [5.122]. Din figură se constată că aprinderea prafului de cărbune se realizează la distanţa de cca 900 mm de secţiunea de ieşire a arzătorului şi se datorează mai mult antrenării de gaze de ardere din focar, decât radiaţiei termice a flăcării. Fie curba 3, distanţa de gura arzătorului 900 mm; suprafaţa externă a fantei inferioare – l = 400 mm – are temperatura de 400 °C (fig. 5.102, b) iar aerul, secundar, amestecat cu gazele de ardere antrenate, care constituie jetul însoţitor are temperatura cuprinsă între 400 şi 700 °C, grosimea acestuia fiind de 800 – – 400 = 400 mm. Dacă se admite că particula de cărbune se aprinde la cca 600 °C, se constată că această temperatură se realizează pe faţa interioară a fantei de jos, pe seama, în special a recirculării interne a gazelor de ardere (corpul în formă de V joacă rolul unui corp rău aerodinamic). Acelaşi principiu stă şi la baza funcţionării arzătorului din fig. 5.103. În curentul de amestec primar a se aşează (spre focar) un deflector c (corp rău aerodinamic); acesta divide jetul primar în două, făcând ca intersecţia lui cu aerul secundar b să aibă loc mai aproape de secţiunea de ieşire a arzătorului, influenţând astfel procesul de amestec şi oferind particulelor de cărbune oxigenul necesar. În plus, depresiunea din spatele deflectorului determină apariţia unui curent de gaze de ardere fierbinţi din zona finală a flăcării, cu tempertură ridicată, spre gura arzătorului. Aceste gaze – gaze de ardere recirculate intern – se amestecă cu jetul bifazic şi grăbesc aprinderea particulelor. Arzătoarele basculante servesc nu numai pentru reglarea temperaturii aburului supraîncălzit (prin modificarea raportului între debitul caloric cedat în focar şi debitul caloric transmis suprafeţelor de schimb din canalele de convecţie ale generatorului), ci şi pentru dirijarea unor

Fig. 5.103. Mărirea stabilităţii aprinderii prafului cu ajutorul deflectoarelor: a – fanta de amestec primar; b – fanta de aer secundar; c – deflector; d – gaze de ardere recirculate intern

448 C.NEAGA

procese, care vizează arderea şi zgurificarea ecranelor focarului. Dacă în fig. 5.98; 5.100 bascularea flăcărilor în focar se realiza mecanic (prin modificarea poziţiei unor subansamble constructive ale arzătorului), cu urmări dificile privind exploatarea unor asemenea arzătoare, în fig. 5.104 bascularea se bazează pe modificarea valorii impulsului jetului de aer secundar; acest tip de arzătoare se numesc cu flacără plată şi impact de jeturi [5.123].

Fig.

5.1

04. A

rzăt

or p

entru

căr

bune

pul

veriz

at c

u fla

cără

pla

tă şi

impa

ct d

e je

turi:

1 –

aer

secu

ndar

(1

s – su

s; 1

j – jo

s); 2

– a

mes

tec

prim

ar; 3

– c

apul

arzăt

orul

ui d

e ga

z; 4

– in

ject

or d

e pă

cură

cu

flacă

ră p

lată

şi p

ulve

rizar

e cu

abu

r

Arzătorul cu flacără plată constă din două ţevi 1 (sus 1s, jos 1j) de aer secundar, ale căror axe se intersectează sub un unghi de 60°; între ele, simetric sunt aşezate alte două ţevi 2, pentru amestec primar, care se intersectează sub un unghi de 40°; prin axele ţevilor 1 trece câte un arzător de gaz natural 3, iar prin


mijlocul


mijlocul arzătorului în general, trec două injectoare de păcură cu pulverizare cu abur sau mecanică. În funcţionare normală (debitele de amestec primar şi de aer secundar sunt egale prin fiecare din cele două ţevi) în focar se formează o flacără plată, orizontală. Dacă temperatura aburului supraîncălzit scade sub cea nominală, datorită variaţiei sarcinii generatorului, a calităţii combustibilului, a excesului de aer etc., atunci sistemul de izoterme din focar trebuie să ˝urce˝, pentru ca temperatura de la sfârşitul focarului să crească. Acest lucru se realizează prin deplasarea în sus a flăcării, prin mărirea impulsului aerului secundar în ţeava de jos 1j şi implicit scăderea impulsului aerului secundar în ţeava de sus 1s (debitul total de aer secundar este constant). Dacă temperatura aburului supraîncălzit depăşeşte temperatura nominală, ordinea operaţiilor de reglare a acesteia este inversă. Viteza de ieşire a amestecului primar se recomandă 25-30 m/s, iar a aerului secundar 40-50 m/s. De regulă, la generatoarele de abur de puteri medii şi mari arzătoarele cu impact de jeturi se aşează pe pereţii opuşi (faţă – spate); ele se pot folosi cu succes şi la arderea păcurii sau a combustibililor gazoşi. Rezultate ale simulării funcţionării la rece a unui asemenea arzător sunt arătate în fig. 5.105. În fiecare punct al jetului sumă, cu ajutorul unei sonde cu trei canale s-au determinat direcţia şi mărimea vitezei, ceea ce a permis calculul vitezei axiale wx şi verticale wz. Pe baza valorilor vitezelor s-au construit izotahele în secţiune transversală a jetului rezultant, care au forma unor elipse (fig. 5.105, f, g). Apoi prin integrare grafică s-a determinat debitul de aer în direcţia axială şi apoi s-a calculat coeficientul de antrenare (de ejecţie) β = Δm/m, unde Δm reprezintă creşterea debitului, iar m – debitul sumă, fig. 5.105, e. Unghiurile de evazare ale jetului plat în plan orizontal şi vertical s-au determinat pe baza razelor extreme ale acestuia (graniţa convenţională) pentru care viteza axială este de 10% din viteza medie (conform debitului) de ieşire din ajutaj, calculată cu expresia

,

1w22w

21w22

2w0w

+

+= (5.141)

unde w2, w1 sunt viteza amestecului primar, respectiv, a aerului secundar, m/s (fig. 5.105, a, b). Unghiul de înclinare a axei jetului se determină cu expresia

450 C.NEAGA

,

x0wz0w

arctg=ϕ (5.142)

Fig.

5.1

05.

Dep

ende

nţe

funcţio

nale

ale

arzăt

orul

ui c

u fla

cără

pla

tă:

a

, b –

izot

ahe

în p

lan

oriz

onta

l (a)

şi în

pla

n ve

rtica

l (b)

;

w1 =

55

m/s

; w2 =

42

m/s

; m1s

/m1j

= 1

; 1 –

wx =

5 m

/s;

2

– w

x = 1

0 m

/s; 3

wx =

20

m/s

; c –

var

iaţia

ung

hiul

ui d

e

încl

inar

e a

axei

jetu

lui î

n fu

ncţie

de

rapo

rtul d

ebite

lor d

e ae

r sec

unda

r m1s

/m1j

: 1 -

m1s

/m1j

= 1

, ϕ =

4°;

2 - m

1s/m

1j =

1,1

5, ϕ

=8°

; 3 -

m1s

/m1j

= 1

,3, ϕ

=12°;

d

– va

riaţia

în lu

ngul

jetu

lui a

vite

zei a

xial

e ra

porta

te; 1

– e

xper

imen

tal;

2 –

calc

ulată

cu e

xpre

siile

je

tulu

i pla

n; 3

– c

alcu

lată

cu

expr

esiil

e je

tulu

i rot

und;

e –

var

iaţia

în lu

ngul

jetu

lui a

coe

ficie

ntul

ui d

e an

trena

re (c

oefic

ient

de

ejecţie

); 1,

2, 3

– c

a la

fig.

d; f

– iz

otah

e în

secţ

iune

a tra

nsve

rsală

a je

tulu

i su

mă

pent

ru L

=10

0 m

m; 1

– w

x = 4

0 m

/s; 2

– w

x =

30 m

/s; 3

– w

x = 2

0 m

/s; 4

– w

x = 1

0 m

/s;

5 –

wx =

5 m

/s; g

– iz

otah

e tra

nsve

rsal

e la

dis

tanţ

a L=

300

mm

; ace

leaş

i situ

aţii

ca la

f;

unde wz0 şi wx0 – componentele verticale şi orizontale ale vitezei pe axa jetului rezultant (fig. 5.105, c). Variaţia vitezei axiale a jetului cu lungimea acestuia este prezentată în fig. 5.105, d. Teoretic, raportul se calculează cu ajutorul expresiei lui Abramovici [5.120]

,29,0d/La2

96,0

0wxw

+= (5.143)


unde d este diametrul interior al jetului; a – coeficient de structură, pentru jetul rezultant a = 0,14 (pentru jetul rotund a = 0,07). Se poate scrie o expresie analitică şi pentru coeficientul de antrenare a jetului plat ( .129,0d/La222,2 )−+=β (5.144) Din analiza figurilor anterioare rezultă că jetul rezultant are o formă plată (se dezvoltă pe orizontală), coeficientul de ejecţie este mare şi scăderea vitezei axiale este rapidă. Dacă raportul debitelor de aer secundar sus şi jos m1s/m1j este supraunitar, flacăra coboară în pâlnia focarului (fig. 5.105, c); dacă raportul este subunitar, flacăra urcă, oferind astfel posibilitatea reglării temperaturii aburului supraîncălzit. În cazul folosirii sistemelor închise de pregătire şi ardere a prafului de cărbune, caz în care o moară alimentează un singur arzător (sau un grup de arzătoare) există împrejurarea în care datorită avariei morii respective arzătorul (arzătoarele) ei să nu mai fie alimentat cu praf; spectrele gazodinamice şi termice sunt deranjate. Pentru păstrarea simetriei trebuie ca prin arzătorul respectiv să se introducă aer secundar de compensaţie, al cărui impuls să fie egal cu impulsul total (praf plus aer) al amestecului primar, eliminat prin avarierea morii. În acest scop se foloseşte arzătorul special, cu fante din fig. 5.106. În funcţionare normală jetul primar 1 este divizat în două fante, între care se introduce aerul secun-dar 2. Aerul de com-pensare 3 nu există, sau dacă există, atunci se micşorează debitul de aer secun-dar 2 cu valoarea corespunzătoare. Dacă se intrerupe fluxul 1 (prin ieşirea din funcţiune a morii), atunci 3 creşte, astfel încât el trebuie să compenseze deficitul de impuls. Cu

Fig. 5.106. Arzător cu fante cu compensare cu aer secundar: 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – aer secundar de compensaţie

452 C.NEAGA

toate că situaţia este tranzitorie, trebuie însă să se intervină în asigurarea debitului de praf, încărcând celelalte arzătoare. În cazul arderii cărbunelui brun cu conţinut mare de umiditate (lignitul indigen) se poate folosi cu succes pentru arderea prafului arzătorul cu fante şi concentratoare de praf din fig. 5.107. Corpurile de turbionare 11, imprimă amestecului primar de la moară o mişcare circulară: praful concentrat în exterior (spre pereţii conductelor) este dirijat prin fantele 6 şi 9 în focar; amestecul axial, cu conţinut redus de praf, dar bogat în fază inertă, intră în focar prin 3. Temperatura flăcărilor inferioare este mai mare decât temperatura flăcării 3 şi deci acestea pot juca rolul de arzătoare suport (de stabilizare) a flăcării 3. În stânga se găsesc valorile vitezelor curenţilor, specifice arzătorului prezentat; suportul teoretic al acestor viteze poate fi dedus din analiza dependenţelor din fig. 5.108.

Fig. 5.107. Arzător cu fante cu concentratoare de praf: 1 – aer superior; 2, 5, 8 – aer periferic; 3 – amestec primar cu conţinut mare de agent inert (uscare şi transport) – Brűden; 4 – aer intermediar; 6, 9 – amestec primar (concentraţie mare de praf); 7 – aer central; 10 – aer inferior; 11 – corpuri de turbionare

Arzătoarele cu fante prezentate în figura 5.109 sunt toate dublu etajate. Fiecare nivel (etaj) este realizat din arzătoare bloc; acestea se pot repeta, devenind dublu, triplu etajate etc., funcţie de debitul de cărbune care trebuie ars. Schemele mai au şi rostul de a arăta geometria arzătoarelor, valorile practicate ale vitezelor, modul de organizare a intersecţiilor jeturilor. Din cele analizate rezultă că fantele pot fi verticale (fig. 5.110, I) sau orizontale (fig. 5.110, II). Folosirea unuia sau altuia dintre cele două moduri de realizare a arzătoarelor, depinde de combustibil (cu grad redus sau înalt de reactivitate), de debitul de cărbune care trebuie ars (parametrii nominali ai generatorului), dar şi de tradiţie, de exemplu în SUA se folosesc cel mai mult fantele orizontale, fig. 5.110, II. Arzătorul fig. 5.110, I, a, prezintă avantaje mari la arderea lignitului şi a huilei; tipul, fig. 5.110, I, b, având suprafeţele extreme ale fantelor de amestec


primar în contact cu gazele fierbinţi pe care le antrenează, duce la aprinderea rapidă a particulelor de cărbune. Rezultate foarte bune în ceea ce priveşte aprinderea dă şi arzătorul din fig. 5.110, I, c, deoarece nucleul central (turbionul focarului) este în partea stângă a figurii şi deci partea stângă a fantei este în contact cu gaze foarte fierbinţi (aşezarea arzătoarelor este în colţuri). Deoarece s-a constatat separarea particulelor mari de cărbune, s-a trecut la variantele fig. 5.110, I, d şi e, în care se constată că grosimea fantei este mai mică (debitul de praf este acelaşi; grosimea fantei s-a înjumătăţit). În partea dreaptă a fig. 5.100, I, f şi g, se defineşte blocul de arzător (bba; hba) ca unitate independentă, realizat din grupuri de fante. Nu se arată în fig. 5.110, I poziţiile injectoarelor de păcură (pentru pornire şi stabilizarea arderii) şi nici fantele de aer superior şi inferior;

Fig. 5.108. Variaţia vitezelor de aprindere a amestecului primar funcţie de substanţele volatile Vmc (a) şi de ieşire din arzător funcţie de umiditatea Wt

i şi cenuşă Ai (b); c – variaţia vitezei w1 cu puterea calorifică Qi

i şi sarcina S a morii, MV50

454 C.NEAGA

Fig. 5.109. Arzătoare cu fante dublu etajate: 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – aer superior

aerul inferior are menirea să asigure arderea particulelor mari care cad din jet, iar cel superior, să finiseze procesul de ardere. În fig. 5.110, II, fantele sunt orizontale, ceea ce permite realizarea de arzătoare basculante sus-jos, ±30°; de asemenea, pentru acelaşi debit de cărbune, arzătoarele din fig. 5.110, II, sunt mai puţin înalte. De remarcat că

încărcarea termică a volumului focarului propriu zonei arzătoarelor creşte, ceea ce ar putea avea consecinţe negative (arderea ecranelor, topirea cenuşii, creşterea concentraţiei oxizilor de azot etc.). Dacă în fig. 5.110, II, b, se admite un modul, atunci arzătorul fig. 5.110, II, c, este realizat din patru asemenea module. Valorile vitezelor de ieşire w1 (amestec primar) şi w2 (aer secundar) au mare importanţă în funcţionarea generatorului; ele depind de combustibil şi de parametrii nominali ai generatorului. În cazul vitezelor prea mici, cărbunii cu


Fig. 5.110. Moduri de orientare a fantelor: I – verticale; II - orizontale

volatile multe se aprind repede (în gura arzătorului) şi partea dinspre focar a arzătorului poate fi arsă; apoi, arzătorul devine voluminos, adică prea înalt (ba, bba –

sunt limitate). Dacă vitezele sunt prea mari, lungimea flăcărilor creşte, dimensiunile în plan ale focarului trebuie să crească peste limite economice. Numai din unghiul de vedere al gazodinamicii focarului w2/w1 ≈ 1. Însă în manevra de corespondenţă consum de combustibil – debit de abur, la scăderea sarcinii w2 scade simţitor, iar w1 rămâne aproximativ constant. În general, se recomandă w2/w1 = 1,4...1,5, cu suficientă plajă de reglare a sarcinii generatorului. Revenim la expresia laturii focarului cu arzătoarele aşezate în colţuri

(5.135) şi explicităm complexul an bz .

Încărcarea termică a secţiunii transversale a fantelor primară şi secundară rezultă din expresiile

456 C.NEAGA

;2m

kW,1w1T

273

p

1aq1w

1T273

0aumVpaB

iiQaB

1FaQ

1aqλ

=λ

== (5.145)

;2m

kW,2w2T

273

s

1aq2w

2T273

0aumVsaB

iiQaB

2FaQ

2aqλ

=λ

== (5.146)

unde Ba este debitul de praf al unui arzător, kg/s; Qii – puterea calorifică

inferioară a cărbunelui iniţial, kJ/kg; Vaum0 – volumul teoretic de aer umed

necesar arderii unui kilogram de cărbune, m3N/kg; λp, λs – coeficienţii de exces

de aer primar, respectiv secundar; T1, T2 – temperaturile celor doi curenţi, K; w1, w2 – vitezele celor doi curenţi, m/s; F1, F2 – ariile secţiunii transversale ale fantelor primare şi secundare, m2; qa = Qi

i / Vaum0 = 3,6...3,78 MJ/m3

N – căldura dezvoltată, care revine unui m3 de aer, în condiţii normale. Aria secţiunii transversale a tuturor fantelor arzătorului (primare şi secundare)

(5.147) ,2m,2abakahab2F1FaF ==+=

unde raportul ka = ha/ba. Încărcarea termică medie a secţiunii transversale a întregului arzător este

.2w2k2w

s

p

2T1T

1w2w

1

2T273

saq

2aq1aq2aq1aq

aFaQ

arzq =

λ

λ+

λ=

+== (5.148)

Din (5.148) şi (5.147) rezultă

(5.149) .2abak2w2kaFarzqaQ ==

Sarcina termică a unui arzător rezultă din raportul

2abak2w2k

nzbaQ

aQ == (5.150)

şi de aici complexul

.2w2kak

baQabnz = (5.151)

Introducem (5.151) în (5.135) şi găsim, în final, expresia laturii L în funcţie de aerodinamica şi puterea termică a focarului şi a arzătoarelor


.m,2w2kak

baQnzk)10,584,4(L K= (5.152)

Dacă secţiunea focarului este pătrată, atunci Sf = L2 şi încărcarea termică

.2m

kW,fStQ

fq =

Se admit şirurile de date (valorile sunt experimentale)

zn 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

knz4,8-5,0

4,6-4,4

4,4-4,2

4,2-4,0

4,0-3,8

3,7-3,5

3,4-3,2

3,2-3,1

3,1-3,0

3,0-2,9

Se cunoaşte puterea termică Qt a generatorului (din calculul bilanţului termic); numărul de nivele zn = 1...10; lăţimea arzătorului ba = 0,3...0,8 m; w2 = 30...50 m/s; hba = zn ha. Dacă zn se alege şi se propune w2, atunci ba se găseşte din (5.151); de asemenea ka este dată şi deci ha = ka ba. Constructiv însă înălţimea blocului arzător se admite mai mare cu 25...35%, adică

(5.153) ( ) ;bah35,125,1*bah K=

această cotă se măsoară de la planul superior al pâlniei (intersecţia cu partea prismatică a focarului) până la planul superior orizontal al blocului arzător. În fig. 5.111 sunt prezentate două vederi ale sistemului de pregătire şi ardere ale prafului de cărbune pulverizat cu arzătoare cu fante, sistem propriu generatorului OP-380b (KSG) având parametrii 380 t/h; 160 bar; 540°C. Fig. 5.111, a (vedere din exterior) prezintă partea iniţială (în sensul deplasării gazelor de ardere recirculate) a turnului de preuscare; urmează moara ventilator şi vederea continuă cu partea finală a canalului de distribuire fantelor amestecului primar; se constată scăderea în trepte a ariei secţiunii transversale a acestui canal pentru asigurarea constantă a vitezei amestecului primar w1 m/s pentru fiecare dintre cele cinci fante. De remarcat că ambele subansamble din figură sunt izolate termic, iar pe deasupra sunt acoperite cu tablă zincată, pentru reducerea pierderilor de căldură în exterior. În fig. 5.111, b, se prezintă o vedere a arzătorului, din interiorul focarului; evident, partea observată este partea dinspre focar. Arzătorul este aşezat în colţul focarului, iar observatorul stă chiar în centrul secţiunii transversale a focarului (punctul de tangenţă a axului arzătorului cu cercul imaginar din jurul axului focarului este în faţa observatorului). Se văd secţiunile de ieşire ale celor cinci fante de amestec primar 1; de remarcat că aerul secundar 2 se introduce prin patru conducte

458 C.NEAGA

(corespunzător unei fante) sub formă de jeturi rotunde neturbionate; axele

a.

b.

Fig. 5.111. Vedere din exterior a unei părţi a focarului echipat cu arzătoare cu fante (a): 1 – turn de preuscare; 2 – canal de amestec primar spre fante; vedere din interiorul focarului a arzătorului cu fante (b): 1 – fanta de amestec primar; 2 – jet cilindric de aer secundar; 3 – aer inferior; 4 – aer superior; 5 – injector păcură (pornire sau stabilizare) ; 6 – vizor de observare

fantelor şi conductelor sunt uşor înclinate în jos (≈15°) pentru uşurarea colectării


cenuşii în pâlnia focarului. Din figură mai rezultă şi modul de îndoire a ţevilor de ecran în zona arzătorului. Injectorul de pornire şi stabilizare, cu păcură, este plasat în partea inferioară a arzătorului de praf, între axa acestuia şi axa arzătorului cu fante făcându-se un unghi ascuţit. În sensul lor ascendent, gazele rezultate din arderea păcurii grăbesc procesele prealabile (uscarea, volatilizarea) ale aprinderii particulelor de cocs rezultat din cărbune şi deci măresc stabilitatea procesului de ardere în focar. Arzătoarele pentru cărbune pulverizat cu fante sunt foarte indicate, în general, pentru arderea tuturor combustibililor organici, în special însă a cărbunilor inferiori; ele pot arde debite oricât de mari făcându-le astfel capabile să echipeze generatoare de abur cu parametri nominali ridicaţi. 5.4.3.3. Arzătoare turbionare pentru combustibili solizi pulverizaţi Caracteristica esenţială a arzătoarelor turbionare constă în aceea că cele două fluxuri de substanţe (amestec primar şi aerul secundar) se introduc în focar sub formă de jeturi rotunde turbionate, în care, de regulă jetul de aer secundar este jet însoţitor al jetului primar. Uneori, pentru un amestec mai bun între combustibil şi oxidant cele două fluxuri se divid cu ajutorul unor subansamble care intră în construcţia arzătorului. De asemenea sistemele de turbionare (palete cu poziţia variabilă, carcasă melc etc.) sunt părţi constituente ale arzătorului. Evident, o anumită formă de flacără care trebuie obţinută se repercutează asupra formei constructive a arzătorului. Metode principale de asigurare a turbionării aerului secundar sunt prezentate schematic în fig. 5.112.

Fig. 5.112. Metode principale de turbionare a aerului secundar: a – cu ajutorul paletelor axiale; b – cu ajutorul paletelor radiale; c – cu carcasă melc; 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – palete axiale şi radiale

În fig. 5.112, a, turbionarea aerului secundar se realizează cu ajutorul

460 C.NEAGA

paletelor axiale al căror unghi tangenţial este variabil. În fig. 5.117, b, în carcasa aerului secundar, pe o coroană cilindrică se aşează palete, care determină turbionarea aerului secundar. În fig. 5.112, c, aerul secundar se introduce printr-o carcasă tip melc (spirală), care îmbracă jetul rotund drept de amestec primar. Modul de organizare şi interdependenţă ale celor două fluxuri în arzător (înainte de pătrunderea lor în focar) este arătat în fig. 5.113.

Fig. 5.113. Organizarea şi divizarea fluxurilor de amestec primar şi aer secundar în arzătoarele turbionare: a – amestec primar drept, aer secundar turbionat; b – amestec primar turbionat, aer secundar turbionat; c – amestec primar cu injector păcură, aer secundar turbionat; d – amestec primar inelar (fără aer central), aer secundar turbionat; e – amestec primar inelar (cu aer central), aer secundar turbionat; f – amestec primar inelar cu aer central turbionat, aer secundar turbionat; g – amestec primar inelar cu aer central drept, aer secundar turbionat, aer terţiar drept; 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – palete axiale de turbionare; 4 – aer central; 5 – aer terţiar

Scopul principal urmărit prin divizarea şi turbionarea fluxurilor iniţiale de substanţe îl reprezintă necesitatea amestecării cât mai bune, în focar, a combustibilului şi oxidantului. Privite din acest unghi de vedere sistemele au gradul de eficienţă crescător de la a la g. Dacă în fig. 5.113, a, numai aerul secundar este turbionat, în fig. 5.113, b, ambii curenţi sunt turbionaţi. În fig. 5.113, e, pentru îmbunătăţirea amestecului apare un al treilea flux de substanţă, aerul axial 4, care este drept, sau care poate fi turbionat, fig. 5.113, f. Apariţia în figura 5.113, g, a aerului terţiar, 5, neturbionat, care se uneşte cu flacăra în părţile finale ale acesteia, răspunde realizării unei noi tehnologii de ardere


-


– arderea în trepte – cu scopul reducerii oxizilor de azot (în special a celor termici). Curgerea jeturilor de amestec primar şi aer secundar în interiorul focarului este reprezentată shematic în fig. 5.114.

Fig. 5.114. Circulaţia jeturilor de amestec primar şi aer secundar în interiorul focarului: a – flacără închisă cu simplă recirculare de gaze; b – flacără închisă cu zona de recirculare în formă de tor; c – flacără semideschisă; d – flacără mult deschisă; e – jet drept de amestec primar, jet turbionat de aer secundar; f – jet drept de aer central, jet turbionat de amestec primar, jet turbionat de aer secundar; 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – deflector; GRE – gaze recirculate extern; GRI – gaze recirculate intern.

În fig. 5.114, a, (v. fig. 5.113, d) jetul primar este drept şi inelar; jetul de aer secundar este turbionat în jurul jetului primar. Întregul sistem capătă o mişcare de rotaţie (particulele de cărbune se mişcă după elici conice). Lipsa aerului central şi turbionarea, determină o depresiune în secţiunea de ieşire a arzătorului cu apariţia gazelor recirculate intern, GRI. Ca orice jet sau sistem de jeturi care evoluează într-o incintă, acesta antrenează gaze din focar, gaze recirculate extern, GRE. La o anumită distanţă de gura arzătorului particulele întrunesc condiţiile de aprindere, după care ard; flacăra are forma închisă, de ovoid. De remarcat rolul gazelor recirculate intern şi extern în pregătirea particulelor de cărbune pentru a putea să se aprindă. De fapt, diversele sisteme de organizare a curgerilor celor doi curenţi urmăresc creşterea debitului de gaze

462 C.NEAGA

recirculate şi îmbunătăţirea posibilităţilor de amestec. Apariţia unui inel (tor) de gaze recirculate intern (planul lui este paralel cu secţiunea de ieşire a arză-torului), fig. 5.114, b, îmbu-nătăţeşte şi mai mult aprinde-rea prafului de cărbune. Existenţa curentului de aer central (fig. 5.114, c, d) turbi-onat sau drept evită posibili-tatea închiderii flăcării, du-când la flăcări deschise cu su-prafaţă mai mare de ardere a debitului de particule de praf. În fig. 5.114, e, deflec-torul 3 transformă curentul primar 1 într-o pânză conică, însoţită de aerul secundar 2, turbionat. În fig. 5.114, f, rolul deflectorului este realizat de fluxul de aer central.

Fig. 5.115. Variaţia vitezelor fluxurilor unui arzător turbionar cu curent central: w – viteza tangenţială; u – viteza axială, m/s.

Fig. 5.116. Schema unui arzător turbionar cu arderea în trepte, Steinmühler: 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – aer terţiar; 4 – şibere de reglare; 5 – palete de turbionare a aerului secundar


Spectrul vitezelor celor doi curenţi, în interiorul focarului (modelul fizic, fig. 5.113, a) este prezentat şi în figura 5.115. Curentul central se caracterizează prin viteza axială u, a cărei valoare depăşeşte cu mult celelalte componente. Parametrul de rotaţie, mărimea definitorie pentru curgerile turbionare se poate calcula şi cu expresia [5.35]

.

2F22u21F2

1u1azr

0dFrwu

0S⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ρ+ρ

∞ρ

=

∫ (5.154)

Fig. 5.117. Arzător turbionar cu două carcase melc pentru cărbune pulverizat: 1 – aer pentru injectorul de păcură; 2 – spirală pentru amestec primar; 3 – spirală pentru aer secundar; 4 – ţeavă pentru amestec primar; 5 – ţeava injectorului; 6 – ţeavă interioară; 7 – flanşă; 8 – şiber de reglare

464 C.NEAGA

Realizarea practică a modelului din figura 5.113, g, o reprezintă arzătorul turbionar cu arderea în trepte a cărbunelui pulverizat Steinmühler, (NOx redus). Din schemă se constată că aerul terţiar intră în curentul flăcării în partea finală a acesteia, finisând procesul de ardere, dar reducând şi temperatura gazelor de ardere şi implicit, scăzând concentraţia de NOx. În cele ce urmează se prezintă câteva scheme de arzătoare industriale.

Carcasele spirală (melc) pentru introducerea amestecului primar sau aerului secundar au rolul paletelor de turbionare a curenţilor respectivi. Arzătoarele industriale pentru cărbune pulverizat conţin şi arzătoarele de

Fig. 5.118. Arzător turbionar cu o carcasă melc şi doi curenţi de aer primar şi terţiar: 1 – aer pentru injector; 2 – carcasă melc pentru amestec primar; 3 – aer secundar şi terţiar; 4 – aprinzător electric; 5 – ţeava injectorului de păcură; 6 – ţeava interioară; 7 – dispozitiv de siguranţă; 8 – ţeavă amestec primar; 9 – ţeavă de separare; 10 – flanşă; 11 – palete de turbionare exterioare; 12 – palete de turbionare interioare


pornire, care de regulă sunt injectoare de păcură. Conducta de alimentare cu aer a injectorului de păcură este separată de canalul de aer pentru cărbune. Aprinderea păcurii se face cu ajutorul unui dispozitiv electric. Urmărirea funcţionării arzătorului se face cu ajutorul unei celule fotoelectrice şi a unui vizor de observare. Puterea termică a arzătorului de pornire se recomandă 30% din puterea termică a arzătorului de bază (cu praf de cărbune). De regulă, arzătoarele care echipează focarele generatoarelor de abur alimentate cu cărbune pulverizat sunt arzătoare combinate (sunt prevăzute cu injectoare de păcură şi arzătoare de gaz natural). Un arzător pentru cărbune pulverizat şi gaz natural este prezentat în fig. 5.119.

Fig. 5.119. Arzător combinat cărbune pulverizat-gaz natural: 1 – cameră spirală pentru amestec primar; 2 – canal pentru amestec primar; 3 – cameră spirală pentru aer secundar; 4 – canal aer secundar; 5 – cameră toroidală pentru gaz natural; 6 – injector păcură; 7 – aer pentru arderea păcurii; 8 – manevrarea din exterior a deflectorului

Praful de cărbune la trecerea din canalul 2 în focar parcurge spaţiul liber inelar oferit de deflector, a cărui poziţie poate fi fixată din exterior; fluxul de amestec primar se transformă într-o pânză conică turbionată a cărei grosime scade pe măsură ce se depărtează spre dreapta (alimentarea cu praf se face prin carcasa melc 1). Aerul secundar este un jet însoţitor turbionat. Întrucât sensul vectorilor vitezelor tangenţiale ale celor două jeturi (primar şi secundar) este invers acelor de ceasornic, arzătorul este un arzător turbionar spre stânga; în

466 C.NEAGA

cazul în care vectorii sunt în sensul acelor de ceasornic, atunci arzătorul este turbionar spre dreapta. În partea dinspre focar, în arzător se găseşte torul 5 alimentat cu gaz natural, care iese prin ştuţuri înclinate sub unghiul α faţă de orizontală; partea iniţială a sistemului de jeturi 2, 4 este înconjurată de mici flăcări de gaz natural. Gazele de ardere rezultate din arderea gazului natural se amestecă cu praful de cărbune şi aerul secundar, grăbind procesul de aprindere a particulelor de praf. Arzătorul fiind echipat cu un comustibil suport (de stabilizare) el poate arde cu succes combustibil inferior cu conţinut ridicat de umiditate. O construcţie intersantă de arzător turbionar combinat praf-păcură este arzătorul EVT, cu NOx redus, fig. 5.120.

Fig. 5.120. Arzător turbionar pentru cărbune brun şi păcură, cu NOx redus: 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – aer terţiar; 4 – păcură; 5 – aer central turbionat la intrarea în focar

Jetul de păcură cu un unghi de evazare de 90° este însoţit de jetul turbionar de aer central, 5. Sistemul de jeturi este înconjurat, la rândul lui, de aerul turbionar secundar 2. Aerul terţiar constă din jeturi cilindrice drepte, caracterizate prin lungime mare (viteza axială scade greu); ele intră în contact cu flacăra când aceasta are temperatura mare şi inhibă procesul de formare a monoxidului de azot, NOx. Sistemele de pregătire a prafului închise, cu buncăr intermediar, obişnuiesc să introducă agentul de uscare şi transport cu conţinut redus de praf, după obţinerea acestuia din separatorul ciclon, în partea finală a focarului cu ajutorul unor arzătoare, de regulă, simple. Pentru a elimina aceste arzătoare,


autorii [5.130] propun arzătorul din fig. 5.121, care înglobează în construcţia lui

Fig. 5.121. Arzător special turbionar pentru arderea prafului de cărbune: 1 – aer terţiar; 2 – aer secundar; 3 – amestec primar; 4 – agent de uscare şi transport; 5 – palete axiale de turbionare; 6 – canal aer terţiar; 7 – canal aer secundar; 8 – carcasă spirală pentru amestec primar; 9 – conducte de gaz natural; 10 – colector toroidal de gaz natural

un canal prin care se introduce agentul inert de uscare şi transport, împreună cu celelalte fluxuri, în focar, poz. 4. Evident, eliminarea arzătoarelor auxiliare (care introduc faza inertă în focar) conduce la o ieftinire a sistemului în ansamblu. Rămâne de demonstrat teoretic şi experimental că includerea agentului de uscare şi transport prin prevederea unui canal special în construcţia arzătorului de bază nu influenţează negativ performanţele acestuia. O parte a caracteristicilor de funcţionare a arzătorului special (fig. 5.121), în prezenţa fluxului de amestec inert introdus prin canalul 4 al arzătorului sunt prezentate în fig. 5.122. Analiza comparativă a câmpurilor de viteze şi temperatură arată, că prin introducerea în focar a agentului de uscare şi transport prin intermediul arzătorului de bază caraterul circulaţiei gazelor în general nu se schimbă. În zonele axială şi de lângă peretele lateral (arzătorul este aşezat cu axa perpendicular pe perete) apar curenţi de recirculare cu viteză semnificativă (0,2...0,4)w0, unde w0 este viteza medie echivalentă la ieşirea din arzător şi temperatură ridicată (1100...1600 °C). Pe măsura depărtării de gura arzătorului se produc uniformizări în secţiune ale vitezelor şi ale temperaturilor. La distanţa

468 C.NEAGA

de 3000 mm (l / Da = 1,9), mărimea raportului (wx/w0)max scade la 0,7 iar ρxwx/(ρ0w0) scade până la 0,25, fig. 5.122, a.

Fig. 5.122. Caracteristicile gazodinamice ale flăcării: a – variaţia vitezei şi impulsului raportate; b – dimensiunea zonei de recirculare; c, d – cantitatea raportată a gazelor recirculate; 1-wx/w0; 2 - ρxwx/(ρ0w0); 3, 4 –zona de recirculare axială, respectiv, lângă perete

Din condiţia de conservare a impulsului rezultă viteza echivalentă a amestecului

,sm,

4w4F43w3F32w2F21w1F1

24w4F4

23w3F3

22w2F2

21w1F1

0wρ+ρ+ρ+ρ

ρ+ρ+ρ+ρ= (5.155)

unde mărimile care intervin, respectiv densitatea, suprafaţa, viteza corespund notaţiilor din fig. 5.121; de remarcat că fluxul 3 este un amestec bifazic. Densitatea echivalentă a amestecului la ieşirea din arzător se calculează cu

( )

;3m

kg,

0w4F3F2F1F4w4F43w3F32w2F21w1F1

0+++

ρ+ρ+ρ+ρ=ρ (5.156)

ρx este densitatea gazelor de ardere la temperatura flăcării din punctul respectiv.


La introducerea agentului inert prin arzătorul de bază maximul vitezei se depărtează de peretele lateral spre axa arzătorului; dimensiunea liniară a curentului de recirculare axială se modifică nesemnificativ. La distanţa de 2000 mm de arzător apare zona de recirculare internă a gazelor de ardere, fig. 5.122, b. Debitul de gaze în zona cu recirculare, se determină prin integrarea câmpurilor de viteze, folosind metode cunoscute; acest debit se raportează la G0, debitul total al aerului primar (de antrenare a prafului), secundar şi care se găseşte în agentul inert, fig. 5.122, c, d. Debitul de gaze arse recirculate se calculează cu expresia

(5.157) ,R

Ridr1irirxiwxirG

f

∫ ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−ρπ=

unde R este distanţa de la axa arzătorului până la perete, pentru calculul debitului gazelor de ardere recirculate în zona peretelui Grp şi de la axa arzătorului până la mijlocul distanţei între ele, pentru Gra; Rf – raza zonei de bază a jetului sumă, pentru recircularea lângă perete şi între arzătoare, pentru recircularea axială Gra. Metoda presupune să avem deduse experimental câmpurile de viteze şi de temperaturi pentru diverse rapoarte w2/w1; în aceste condiţii limitele de integrare se citesc din grafice. Valoarea maximă a debitului de gaze pe axa arzătorului spre zona iniţială a ansamblului flăcării (Gra/G0)max = 0,15 şi are loc la abscisa raportului l / Da = 1 (fig. 5.122, c). În zona laterală (spre perete) maximul debitului raportat de gaze recirculate are loc pentru l/Da = 0,4 şi este egal cu (Grp/G0)max = 0,22 (fig. 5.122, c). Raportul sumă [(Gra+ Grp)/Ga)]max are aceeaşi valoare ca în cazul variantei iniţiale de construcţie a generatorului (arzătorul auxiliar fixat separat de arzătorul de bază) şi anume ≈0,32, valoare care depăşeşte necesarul de gaze recirculate, chiar pentru aprinderea antracitului. Egalitatea debitului sumă al gazelor recirculate în cele două variante se explică prin aceea că parametrul de rotaţie al arzătorului rămâne practic neschimbat. Procentul mare de gaze recirculate în cazul introducerii agentului inert prin arzătorul de bază asigură suficientă stabilitate arderii prafului de cărbune, cu toate că temperatura medie în secţiunea flăcării scade cu cca 50 °C. Ceretările au mai demonstrat că introducerea agentului de uscare şi transport prin arzătorul de bază şi nu separat, prin arzătorul auxiliar, conduce la scăderea coeficientului de exces de aer de la sfârşitul focarului de la

470 C.NEAGA

λf=1,25...1,3 la 1,14...1,18; o primă remarcă, pierderile de căldură cu gazele de ardere evacuate, scad. Date fiind caracteristicile arzătoarelor turbionare, mai ales în ceea ce priveşte asigurarea condiţiilor certe de aprindere a prafului, coroborate cu preţului hidrocarburilor (lichide, gazoase) necesare pornirii şi stabilizării arderii cărbunelui pulverizat, fie când cantităţile acestuia scad faţă de cel de proiect, sau când variază sarcina generatorului, au condus la ideea folosirii lor în calitate de arzătoare de pornire a generatorului.

Fig. 5.123. Arzător de aprindere cu praf de cărbune: 1 – ejector; 2 – canal de trecere; 3 – treaptă de recirculare; 4 – aer secundar; 5 – amestec primar; 6 – abur

În fig. 5.123 [5.39] este prezentată schema unui arzător de aprindere cu praf de cărbune; coeficientul de exces de aer primar (care transportă şi praful) este de 0,2, valoare existentă şi în spaţiul de aprindere. La ieşirea din camera de preamestec construcţia ridică turbulenţa curentului ceea ce uşurează aprinderea. Aerul secundar 7 este turbionat cu ajutorul paletelor axiale 4. Amestecul praf şi aer primar este absorbit cu ajutorul ejectorului de abur (4 MPa şi 525 °C) în camera de amestec; în acest mod se asigură şi o prealabilă încălzire a prafului înainte ca acesta să vină în contact cu gazele de ardere recirculate, în 3. În fig. 5.124 [5.141] se arată un arzător de aprindere, cu praf de cărbune (a) inclus în arzătorul principal de praf de cărbune (b). Acesta, fig. 5.124, a, este


aracterizat prin introducerea în trepte a aerului secundar; prima treaptă de aer (λ ≈ 0,8) asigură arderea parţială a prafului cu deficit de aer; temperatura amestecului carburant în zonă este ridicată. Concentraţia prafului de cărbune în

Fig. 5.124. Arzător de aprindere cu praf de cărbune (a) inclus în arzătorul principal de praf (b): 1 – amestec primar pentru arzătorul de aprindere; 2 – aer secundar pentru arzătorul de aprindere; 3 – stabilizator de ceramică; 4 – arzător de gaz cu aprindere electrică; 5 – aer suplimentar; 11 – amestec primar pentru arzătorul principal; 21 – aer secundar pentru arzătorul principal

amestecul primar este de 1...2 kg/kg, mult mai mare decât în conductele de transport al prafului de după separatorul morii (0,5...0,6 kg/kg). În această împrejurare condiţiile de aprindere se îmbunătăţesc, datorită creşterii debitului de substanţe volatile în zona de aprindere. Difuzorul ceramic 3 este mai dezvoltat decât la arzătoarele turbionare obişnuite şi de asemenea gradul de turbionare este superior; pentru uşurarea aprinderii particulelor de cocs, granulaţia acestora este convenabil aleasă. După încălzirea cu gaz natural

472 C.NEAGA

stabilizatorul de ceramică 3, prin căldura acumulată (volant termic) va fi capabil să asigure aprinderea continuă a noilor cantităţi de praf.

Fig. 5.125. Sistemul închis de pregătire a prafului de cărbune cu circuit paralel de praf pentru aprindere: 1 – moara; 2 – arzător principal; 3 – ventilator de amestec primar; D – desprăfuitor; 4 – agent de uscare şi transport; 5 – praf pentru arzătorul de aprindere; 6 – arzătorul de aprindere

Schema închisă de pregătire a prafului de cărbune pulverizat, fig. 5.125 [5.141] este prevăzută cu un circuit paralel în care se pregăteşte praf, fără agent de uscare şi transport, praf care apoi este condus spre arzătorul de pornire. În cazul de faţă acelaşi cărbune alimentează şi arzătoarele de bază şi arzătorul de pornire; poate fi însă adoptată şi soluţia în care praful destinat arzătoarelor de aprindere să fie pregătit separat şi să provină dintr-un cărbune cu conţinut ridicat de volatile şi deci caracteristică de aprindere mare.


5.5. Focare şi arzătoare pentru combustibili lichizi 5.5.1. Focare pentru arderea combustibililor lichizi Dintre combustibilii lichizi cel mai folosit la arderea în focarele generatoarelor de abur sau de apă caldă este păcura. Aceasta provine din distilarea fracţionată a ţiţeiului sau din cracarea reziduurilor rămase din distilarea ţiţeiului. Tendinţa obţinerii unei cantităţi cât mai mari de produse superioare din distilarea ţiţeiului au făcut ca păcura rămasă să se caracterizeze prin conţinut ridicat de hidrocarburi grele (solide) – asfaltene, parafine – ceea ce a determinat ca păcura utilizată în termocentrală să fie numită păcură grea, caracterizată prin conţinut ridicat de cocs (15-20%), cu repercusiuni însemnate asupra procesului de ardere a acesteia. De asemenea în cate-goria combustibililor lichizi sunt incluse şi produsele se-cundare lichide, carburante, care rezultă dintr-un proces tehnologic de bază: indus-tria celulozei, farmaceutică, textilă etc. De regulă aceste produse, cu caracteristici

Fig. 5.126. Scheme de focare pentru arderea păcurii şi modul de aşezare a injectoarelor: a – aşezarea injectoarelor pe peretele frontal, pe două nivele; b – aşezarea injectoarelor în colţuri; c – aşezarea injectoarelor pe cei patru pereţi, cu axele tangente la un cilindru coaxial cu focarul; d – aşezarea injectoarelor pe pereţii frontal-spate pe aceeaşi axă; e – aşezarea ˝boxer˝; f – aşezarea injectoarelor în vatră; g – aşezarea injectoarelor în tavan; h – arderea păcurii în focar ciclon vertical; i – arderea în focar ciclon orizontal

474 C.NEAGA

extrem de variate, nu pot fi folosite decât local, în generatoare industriale (recuperatoare), care produc agent termic pentru asigurarea desfăşurării procesului tehnologic din întreprinderea respectivă, sau pentru încălzire. Focarele pentru arderea combustibililor lichizi sunt mai simple decât cele pentru arderea cărbunelui pulverizat; ele nu au pâlnie, deoarece conţinutul de masă minerală care prin ardere conduce la formarea cenuşii este redus. La partea inferioară focarul este închis cu ajutorul vetrei. Şi în acest caz vatra este ecranată; de regulă cu ţevi ale sistemului vaporizator. Pentru generatoarele cu circulaţie naturală ecranul vetrei este înclinat cu cca 15° pentru a uşura circulaţia emulsiei apă-abur prin interiorul ţevilor; în cazul generatoarelor cu circulaţie forţată (unică sau multiplă) acestea pot fi şi orizontale, circulaţia emulsiei, oricum, fiind asigurată. Focarele pentru arderea combustibililor lichizi sunt tip cameră, de regulă paralelipipedice şi de radiaţie. Cheltuielile totale pentru realizarea unei centrale termoelectrice cu păcură sunt mai mici cu 20-25% faţă de centralele care folosesc combustibil solid [5.10]; randamentul generatoarelor mai mare cu 1...3%; consumurile energetice interne (pentru nevoi proprii) mai mici; sunt mai uşor de automatizat; oferă condiţii mai uşoare personalului de exploatare. În fig. 5.126 se arată diverse scheme de focare pentru arderea combustibililor lichizi şi gazoşi, care se diferenţiează între ele, în special prin modul de aşezare a arzătoarelor. De regulă injectoarele de păcură sunt turbionare. În general dispunerea injectoarelor pe pereţii focarelor pentru arderea păcurii nu diferă faţă de modul de aşezare a arzătoarelor pentru arderea cărbunelui pulverizat. O singură diferenţă putem semnala, fig. 5.126, f, în care injectoarele sunt aşezate în vatra focarului, flăcările desfăşurându-se ascendent. Forma dominantă în construcţia generatoarelor de abur energetice este, ca şi în cazul celorlalte generatoare, forma π (portal); de asemenea, pereţii focarelor sunt total ecranaţi cu diverse schimbătoare de căldură ale generatorului, funcţie de presiunea nominală a aburului supraîncălzit, fig. 5.127. La generatorul TGM-84, fig. 5.127, remarcăm pragul din partea finală a peretelui din spate (˝nas˝), destinat creşterii turbulenţei curentului de gaze, care intră în celelalte canale de gaze de ardere ale generatorului, canale de convecţie şi care astfel devin omogene termic şi în ceea ce priveşte compoziţia. Pentru a micşora pierderile de căldură prin vatra focarului, sub stratul de material refractar se prevăd câteva ţevi de preluare a căldurii, ţevi incluse în circuitul


Fig. 5.127. Generatorul de abur pentru gaz-păcură TGM-84 (Dn = 420 t/h; pn = 14 MPa; tn = 570 °C): a – secţiune verticală în planul generatorului; b – secţiune verticală transversală; 1 – tambur; 2 – focar; 3 – arzătoare; 4 – supraîncălzitor paravan; 5 – supraîncălzitor de convecţie orizontal; 6 – economizoare; 7 – preîncălzitor de aer rotativ; 8 – cicloane exterioare; 9 – ecran cu radiaţie bilaterală

Fig. 5.128. Aşezarea arzătoarelor gaz-păcură în vatra focarului generatorului TGMP-314

apă-abur al generatorului. Din considerente de optimizare constructivă şi funcţională, focarul este împărţit în două camere (focare gemene) prin

476 C.NEAGA

intermediul ecranului cu radiaţie bilaterală, poz. 9, care aparţine sistemului vaporizator. În fig. 5.128 este prezentată schema generatorului de abur cu circulaţie forţată unică TGMP-314, ale cărui arzătoare combinate gaz-păcură sunt aşezate în vatra focarului. Flacăra unui asemenea arzător este înaltă, ceea ce duce la diminuarea valorilor densităţilor de flux termic radiant spre ecrane, în special în zona de radiaţie inferioară; măsurătorile au arătat o reducere a densităţii până la 40%, faţă de aşezarea arzătoarelor pe pereţi, ceea ce măreşte siguranţa în exploatare a unor asemenea generatoare. Injec-toarele aşezate în vatră, a căror construcţie se deosebeşte de con-strucţia celorlalte, permite arderea păcurii cu coeficienţi de exces de aer foarte mici, λ≈1,01 [5.145]; de aici decurg o serie de consecinţe pozitive: temperatură ridicată; tempera-tură de rouă acidă coborâtă; pierderi de căldură cu gazele evacuate reduse; concentraţie mică de oxizi de azot etc.

Fig. 5.129. Schema focarului generatorului PK-41Ţ cu două antefocare tip ciclon: 1 – ajutaje tangenţiale; 2 – şibere pentru reglarea vitezei aerului; 3 – carcasă spirală pentru introducerea axială a aerului

La unele construcţii de generatoare arzătoarele din vatra focarului sunt înlocuite cu focare ciclon, fig. 5.129. Fig. 5.130. Focar ciclon pentru arderea păcurii:

1 – carcasă spirală pentru introducerea axială a aerului; 2 – camera ciclon; 3 – introducere tangenţială a aerului; 4 – ţevi (32x6) acoperite cu cromită; 5 – ieşire gaze din ciclon; 6 – vatra focarului

Generatorul PK-41Ţ din fig. 5.129 cu strangularea foca-rului (Dn = 132 kg/s; pn = 25


MPa; tn = 565/570 °C) este echipat cu două cicloane verticale aşezate în vatra acestuia. Aerul primar (0,7...0,8) se introduce în ciclon cu viteza de 70 m/s prin două ajutaje tangenţiale, poz. 1; în fiecare ajutaj sunt montate câte două injectoare mecanice având debitul de păcură de 1,25 kg/s şi presiunea de refulare de 2,85 MPa. Prin carcasa spirală 3 se introduce restul aerului de ardere cu viteza de 30 m/s; tot prin aceeaşi carcasă se introduce, prin arzătoare speciale, combustibil gazos. Sistemul de ardere s-a dovedit performant chiar şi în cazul arderii păcurii cu conţinut mare de sulf (excesul total de aer este cca 1). Focarele ciclon pentru arderea păcurii pot fi şi orizontale, fig. 5.130. Cantitatea principală de aer, ≈80% se introduce în antefocarul ciclon prin două ajutaje tangenţiale 3, aşezate simetric. În fiecare ajutaj se găsesc ţevi de alimentare cu combustibil gazos şi câte două injectoare mixte, abur-mecanice (modul de pulverizare a păcurii). Camera ciclon este ecranată cu ţevi acoperite cu material termorezistent; sarcina ecranelor este de a ridica temperatura apei generatorului între economizor şi partea inferioară de radiaţie a focarului acestuia. Pentru optimizarea generală a procesului de ardere a combustibililor lichizi grei (reziduali) cu mare conţinut de cocs, în [5.173] se propune arderea acestora în trepte multiple, cu injecţii intermediare de aer, vapori de apă, gaze recirculate; în speţă, lucrarea analizează cazul arderii în două trepte. Prima treaptă de ardere este un antefocar echipat cu injectoare de combustibil greu a cărui pulverizare se face cu abur (170 °C); reglarea temperaturii produselor de reacţie se face cu ajutorul unui schimbător de căldură amplasat între cele două trepte de ardere. Treapta a doua are menirea să finiseze procesul de ardere şi să producă gaze care să permită funcţionarea în condiţii de maximă siguranţă a schimbătoarelor de căldură montate în canalele de convecţie ale generatorului, depuneri minime, evitarea coroziunilor de înaltă şi joasă temperatură, noxelor, fig. 5.131. Gazele de ardere din treapta întâi pătrund în spaţiul de amestec al treptei a doua, fig. 5.131, 2, unde aerul vine preîncălzit prin parcurgerea celor patru canale din corpul bloc al treptei a doua. Măsurătorile au avut multiple scopuri: funcţionarea sondei de pulverizare pentru determinarea limitelor de stabilitate a arderii în camera a doua; măsurarea concentraţiei de particule solide din curentul de gaze. Arderea în trepte a combustibililor lichizi grei oferă posibilitatea

478 C.NEAGA

controlului şi reglării acesteia, ceea ce face ca randamentul global să fie maxim.

Fig. 5.131. Camera a doua de ardere a păcurii grele: 1 – gaze de ardere din prima treaptă; 2 – perfectarea amestecului carburant; 3 – zona bloc a curgerii 5.5.2. Arzătoare pentru combustibili lichizi Arzătoarele pentru combustibili lichizi se mai numesc şi injectoare. Rolul lor este să transforme curentul de păcură în picături, care sub formă de jet, împreună cu aerul sau alt fluid de transport, evoluează în spaţiul de ardere, focarul generatorului; rezultă că arderea combustibilului lichid în focarele generatoa-relor de abur sau apă caldă se face sub formă pulverizată. Din aceste motive injectoarele de păcură pot fi incluse în cate-goria arzătoarelor turbionare. Principiul funcţionării unui in-jector de păcură este arătat în fig. 5.132.

Fig. 5.132. Principiul funcţionării unu injector de păcură: C – combustibil; A – aer; 1 – injector de păcură; 2 – difuzor; 3 – palete de turbionare a aerului; 4 – ambrazură; 5 – graniţele curentului de recirculare; 6 – grosimea pânzei conice


Cei doi curenţi principali – combustibilul şi aerul – se introduc separat în focar, amestecarea lor urmând să aibă loc în spaţiul de ardere. Din aceste motive arderea păcurii decurge în regim difuziv, procesul în ansamblu fiind controlat de fenomene fizice, de amestec. De remarcat că în cazul arderii păcurii şi aceasta este turbionată. Curentul de păcură 1, la ieşirea din injector (funcţie de construcţia acestuia) se transformă într-o pânză conică ale cărei picături se mişcă după traiectorii în formă de elici conice. La o anumită distanţă de duza injectorului, datorită acţiunii forţelor externe (de frecare, de centrifugare, tensiunea superficială) pânza de lichid se transformă în picături de dimensiuni diferite (se poate admite o lege de distribuţie similară celei de la cărbunele pulverizat, legea Rammler-Rosin), care continuă să se deplaseze după aceleaşi traiectorii. Aerul de ardere trece prin paletele de turbionare 3 şi se transformă într-un jet de aer turbionat însoţitor al jetului de păcură; turbionarea aerului este în acelaşi sens cu al păcurii (turbionare dreapta). Întregul sistem de jeturi capătă o mişcare de rotaţie şi datorită depresiunii de pe axul injectorului se creează curentul de gaze de ardere recirculate intern, GRI; aceste gaze au temperatură ridicată (vin din frontul de flacără al jetului), ajung aproape de duză şi sunt antrenate de jetul de păcură, grăbesc vaporizarea şi deci asigură aprinderea vaporilor de păcură. Dar în urma dezvoltării lui în focar, sistemul de jeturi antrenează gaze din focar şi în partea exterioară a lui, GRE, care, de asemenea, asigură aprinderea vaporilor (mai mult, în această zonă concentraţia de oxigen este mai mare). Pentru a explica influenţa parametrului de rotaţie asupra stabilităţii arderii se analizează structura jeturilor turbionate, care ies dintr-un ajutaj cilindric, fig. 5.133. Zona rotaţiei puternice, care se caracterizează prin curent central invers, are lungimea S0; rotaţia moderată S1 este redată de forma epurei vitezei axiale; parametrul de rotaţie mic, conduce, în orice secţiune S2 la valoarea maximă a vitezei pe axul jeturilor. De remarcat că S0 creşte proporţional cu pătratul parametrului de rotaţie.

Fig. 5.133. Variaţia vitezei axiale a unor curenţi turbionaţi

480 C.NEAGA

În funcţie de unghiul de rotaţie şi de raportul d/D, pot exista următoarele forme de curgere, fig. 5.134:

Fig. 5.134. Tipuri de curgere a sistemului de jeturi datorită paletelor de turbionare: 1 – curent activ; 2 – linia vitezelor maxime; 3 – zona de recirculare internă a gazelor; 4 – profilul transversal al vitezelor

a. curgere închisă, în care curentul activ se ˝închide˝ pe ax, după zona de recirculare; b. curgere deschisă, în care zona de recirculare este mărginită incomplet de curentul activ şi se amestecă cu mediul înconjurător în direcţie axială; c. curgere întinsă pe suprafaţa peretelui; este identică cu curgerea unui jet semimărginit, care poate fi analizat cu expresiile specifice stratului limită.

Fig. 5.135. Influenţa construcţiei injectoarelor şi a aşezării lor asupra reglării temperaturii aburului supraîncălzit: a – injector cu palete de turbionare tangenţiale; b – injector cu palete axiale; c – variaţia debitului de injecţie cu sarcina generatorului şi aşezarea injectoarelor pe pereţii focarului: 1 – palete tangenţiale; 2 – palete axiale; 3 – injector; 4 – Di = f(D) cu injectoare tip a; 5 - Di = f(D) cu injectoare tip b


Paletele de turbionare a aerului de ardere pot fi aşezate tangenţial (fig. 5.135, a) sau axial (fig. 5.135, b). Acelaşi generator este echipat, o dată cu patru injectoare a aşezate pe peretele frontal, în coloană, pe două nivele, iar în cazul al doilea, cu şase injectoare b, aşezate alternat, pe trei nivele (distanţa între nivele în cazul doi este mai mică). Evident, debitul total de păcură care trebuie ars este acelaşi în ambele

situaţii. La scăderea sarcinii generatorului, debitul de păcură al fiecărui injector se reduce corespunzător, dar în cazul doi, numărul injectoarelor fiind mai mare, flacăra umple mai bine volumul focarului, temperatura gazelor de ardere la ieşirea din focar este mai mare decât în primul caz şi deci debitul de injecţie (condensat propriu sau apă de alimentare) pentru

menţinerea constantă a tem-peraturii aburului supraîncăl-zit scade. Aspecte cinematice ale sistemului de jeturi în zona de aprindere a păcurii, gradul de recirculare internă a gazelor de ardere, influenţa formei ambrazurii asupra spectrului curgerii jeturilor, sunt arătate în fig. 5.136. Datorită turbionării sis-temului de jeturi, depresiunea de pe ax duce la crearea curentului de gaze recirculate intern; aceeaşi cauză duce la curbarea traiectoriilor picătu-rilor de păcură.

7 – conturul jetului de aer; 8 – conturul jetului de păcură

Fig. 5.136. Schema circulaţiei în zona de ieşire a unui injector de păcură: 1 – gradul de recirculare a gazelor, funcţie de distanţa raportată, ambrazura fiind cilindri-că; 2 – idem, ambrazura biconică; 3 – palete tangenţi-ale; 4 – ambrazură biconică; 5 – injector; 6, 6´ - secţi-uni transversale în care s-au măsurat vitezele axiale;

De remarcat forma ambrazurii, numită biconică; în secţiunea ei cea mai îngustă viteza aerului şi deci impul-

482 C.NEAGA

cc

482 C.NEAGA

sul, au valorile cele mai mari. Pentru mărirea performanţelor pulverizării, duza injectorului trebuie poziţionată în această zonă. Caracteristicile cele mai importante ale jetului de păcură care interesează arderea lui în focarul generatorului sunt: distribuţia după dimensiuni a picăturilor de păcură (similară distribuţiei granulometrice a prafului de cărbune), diametrul mediu al picăturii de păcură, unghiul de evazare a jetului, lungimea jetului, variaţia concentraţiei păcurii, kg/m3, în secţiunea jetului şi la diverse lungimi raportate ale acestuia. Procesul de ardere a păcurii poate fi înrăutăţit, dacă duza injectorului este plasată în stânga sau în dreapta secţiunii minime a ambrazurii. Respectând această condiţie şi cele de mai sus, arderea păcurii poate decurge cu randament maxim chiar pentru excese de aer de 1,02...1,04. Condiţiile de funcţionare optimă a injectoarelor de păcură (a arzătoarelor gaz-păcură), în cazul în care aerul de ardere este preîncălzit la 280 °C sunt arătate în tabelul 5.3.

Tabelul 5.3 Caracteristici ale arzătoarelor gaz-păcură

Debitul nominal al arzătorului

Presiunea înaintea arzătorului, bar

păcură t/h

gaz natural 103 m3/h

păcură gaz natural

Viteza aerului în secţiunea îngustă,

m/s

Unghiul de evazare a jetului,

grade

Plaja de reglare a sarcinii

arzătorului, %

1,0-2,5 1,1-2,8 35 0,5 30-40 80-85 100-50

4,0-5,0 4,5-5,6 35 0,5 35-50 80-85 100-40

6,0-7,5 6,7-8,4 35-60 0,5 45-60 90-100 100-35

În fig. 5.136 apar notaţiile: d0 – diametrul de calcul al arzătorului, m; w/w0 – viteza raportată, unde w este viteza curentă într-un punct al jetului, iar w0 este viteza aerului în secţiunea arzătorului de diametru d0, m/s; l – distanţa de la secţiunea de ieşire a arzătorului, măsurată spre interiorul focarului, m; gradul de recirculare r = 100 Gr / G0, %, raportul, exprimat procentual, între debitul de gaze recirculate Gr şi debitul de aer care iese din arzător G0, kg/s. Sunt mai multe criterii de clasificare a injectoarelor; cel mai folosit este criteriul care are la bază principiul de funcţionare a injectorului sau modul în care se realizează pulverizarea fluxului de combustibil lichid. Conform acestui


criteriu injectoarele se clasifică în: - injectoare mecanice;

- injectoare care asigură pulverizarea cu ajutorul unui fluid auxiliar; - injectoare cu cupă rotativă; - injectoare combinate; - injectoare speciale.

De remarcat că prin injector trebuie înţeles o parte a instalaţiei de arzător de păcură şi anume acel subansamblu care realizează transformarea curentului de păcură în picături, care la rândul lor, ansamblul format din picături, evoluează în focar sub formă de jet bifazic, de regulă turbionat. În majoritatea lor generatoarele de abur sunt echipate cu injectoare cu pulverizare mecanică, acestea prezentând o serie de avantaje în ceea ce priveşte construcţia, montajul, funcţionarea şi economicitatea.

Fig. 5.137. Injector mecanic cu cameră de turbionare fără retur: CT – cameră de turbionare

În fig. 5.137 se arată o secţiune print-un injector mecanic (cap de injector) cu cameră de turbionare CT, fără retur. Păcura, preîncălzită până la temperatura pentru care vâscozitatea relativă Engler are valoarea 2...5 °E, este refulată prin tubulatura injectorului de către pompa de păcură, cu presiunea de 3...4 MPa. În capul injectorului, din coroana cilindrică, păcura pătrunde prin orificiile tangenţiale în camera de turbionate CT, unde capătă mişcarea circulară. Din CT păcura iese prin orificiul duzei în camera focarului sub formă de pânză conică. Comportarea, în continuare a jetului de păcură şi de aer de ardere introdus în totalitate sub formă de aer secundar (jet însoţitor turbionat) s-a descris la fig. 5.132. Acest tip de injector prezintă dezavantajul că la micşorarea sarcinii generatorului, trebuie micşorat şi debitul de păcură introdusă în focar pentru ardere; or, micşorarea debitului de păcură nu se poate realiza decât prin

484 C.NEAGA

micşorarea presiunii de refulare a pompei. Micşorarea presiunii însă înrăutăţeşte caracteristicile jetului, fineţea de pulverizare, diametrul mediu, unghiul de evazare. Apar picături cu diametre mari care nu pot arde complet la traversarea spaţiului focarului, se lovesc prematur de ecrane, se răcesc, nu mai ard şi pe ecrane se scurge o peliculă de păcură cu urmări periculoase pentru funcţionarea generatorului în general. Există mai multe posibilităţi de a preveni consecinţele negative în funcţionarea injectorului la scăderea sarcinii generatorului. Dacă focarul este echipat cu mai multe injectoare (soluţie evidentă) la scăderea sarcinii o parte a injectoarelor este scoasă din funcţiune; se deranjează însă spectrul gazodinamic din focar cu deplasări ale masei de gaze fierbinţi, care pot duce la arderea ecranelor; injectoarele respective trebuie protejate contra arderii, deoarece ele nu mai sunt răcite de curentul de păcură. O altă soluţie constă în folosirea unor injectoare cu piston mobil, care la scăderea sarcinii micşorează, prin deplasarea acestuia, volumul camerei de turbionare. Din aceste motive s-a trecut la realizarea injectoarelor mecanice cu cameră de turbionare şi recircularea unei părţi a debitului de păcură, fig. 5.138.

Fig. 5.138. Injector mecanic cu cameră de turbionare şi retur: a – retur printr-un singur canal aşezat central (Peabody); b – retur prin mai multe canale aşezat periferic (Bargebőr); c – schema circuitului păcurii tur-retur: 1 – injector; 2 – manometru; 3 – pompă de păcură; 4 – rezervor de păcură


Indiferent de sarcina generatorului, pompa funcţionează cu aceeaşi presiune şi refulează debitul constant, B, kg/s. .,constiBrBB =+= (5.158) unde Br, Bi este debitul recirculat de păcură, respectiv, introdus în focar, kg/s. La scăderea sarcinii generatorului Bi scade şi Br creşte, injectorul fiind astfel inclus în bucla de automatizare a sarcinii generatorului (pe canalul de recirculare se prevede un ventil automatizat). O mare influenţă asupra asigurării caracteristicilor jetului de păcură o are starea orificiului duzei; acesta este prelucrat deosebit de atent şi în funcţionare nu trebuie să fie uzat prin eroziune, datorită păcurii şi prin abraziune, datorită corpurilor străine, solide din păcură. De aceea duza se realizează din oţel dur, sau partea din jurul orificiului se realizează, sub formă de tor, din materiale sinterizate, piatră sau ceramică. Astfel în [5.183] se analizează caractaristicile de funcţionare ale unui injector a cărui piesă de pulverizare este realizată din material sinterizat VK15 (carbid de volfram +15% cobalt). Deoarece injectorul mecanic este cu cameră de turbionare fără recirculare, pentru a compensa o parte din dezavantajele acestui tip de injector arătate mai sus s-a recurs la un sistem de pulverizare în două trepte, fig. 5.139, ceea ce constituie un injector perfecţionat. De remarcat că

Fig. 5.139. Injector mecanic cu pulverizarea în două trepte: a – duza realizată din oţel; b – duza realizată din material sinterizat; I – primul contur al păcurii cu regim constant de pulverizare; II – conturul al doilea, cu regim reglabil; 1 – corpul injectorului; 2 – piuliţă; 3 – camera de turbionare a circuitului II; 4 – idem, circuitul I

486 C.NEAGA

injectoarele mecanice cu recirculare, prezintă unele dezavantaje care nu trebuie neglijate (complicaţie constructivă, consum de energie cu pompa de păcură etc.). Injectorul mecanic cu două trepte de pulverizare asigură domeniul de reglare a sarcinii generatorului menţinând presiunea constantă de refulare a păcurii de către pompă. Circuitul I al păcurii funcţionează în regim constant; circuitul II, este cel care preia sarcina de reglare, de adaptare la funcţionarea generatorului. În cazul utilizării duzei din oţel, după foarte puţin timp de funcţionare calitatea pulverizării scade; la folosirea materialelor dure, aceasta se menţine pe o perioadă mult mai mare de timp, care combinată cu pulverizarea în două trepte a permis funcţionarea generatorului în condiţii bune chiar la 40% din sarcina nominală; coeficientul de exces de aer în focar a scăzut cu 3%, ducând la micşorarea concentraţiei de oxizi de azot şi de anhidră sulfurică. Temperatura de preîncălzire prealabilă a păcurii are influenţe semnificative, nu numai asupra caracteristicilor jetului, dar şi asupra procesului de ardere în focar, proces caracterizat, în special, prin compoziţia gazelor de ardere în diverse puncte ale spaţiului de reacţie [5.167]. Pentru experienţe s-a folosit un injector mecanic cu turbionarea curentului de păcură şi cu deflector conic, fig. 5.140.

Fig. 5.140. Injector mecanic centrigugal cu deflector conic: 1 – corp; 2 – piuliţă; 3 – orificiu radial; 4 – corpul deflectorului; 5 – piuliţă capac; 6 – corpul de turbionare; 7 – fantă inelară; 8 – deflector conic; 9 – canal tangenţial

Compoziţia gazelor de ardere pentru diverse temperaturi de preîncălzire a păcurii, la diverse distanţe de secţiunea de ieşire a injectorului şi de axa jetului este prezentată în fig. 5.141.


Fig. 5.141. Distribuţia concentraţiei gazelor de ardere în diverse secţiuni transversale ale flăcării: I – temperatura de preîncălzire a păcurii 393K; II – idem, 633 K; a – x/d = 0,5; b – x/d = 2,3; c – x/d = 6,4; 1 – H2; 2 – CO; 3 –O2; 4 – RO2

În fig. 5.141 apar notaţiile: x/d – distanţa relativă de la secţiunea de ieşire a injectorului (x – abscisa; d – diametrul părţii cilindrice a injectorului); y/r – raza (ordonata) relativă a jetului (y – distanţa de la axa x a flăcării; r – raza părţii cilindrice a injectorului). Mărirea temperaturii păcurii scade timpul de ardere a picăturii, intensificând vaporizarea acesteia; îmbunătăţeşte condiţiile de aprindere şi măreşte stabilitatea arderii; permite scăderea coeficientului de exces de aer la ieşirea din focar, fig. 5.142.

Fig. 5.142. Variaţia pierderii procentuale de căldură prin ardere chimic incompletă, funcţie de coeficientul de exces de aer la ieşirea din focar: 1 – t = 393 K; 2 – t = 458 K; 3 – t = 633 K

488 C.NEAGA

Când temperatura de preîncălzire a păcurii creşte, coeficientul de exces de aer scade; pentru t = 458 K şi t = 633 K, qch se apropie de zero pentru λf = 1,03. Dacă temperatura de preîncălzire a păcurii creşte prea mult, atunci e posibil ca prin injector să se introducă în focar şi vapori de păcură (hidrocarburile uşoare din păcură volatilizează rapid); în aceste condiţii arderea eterogenă a picăturii este precedată de arderea omogenă a vaporilor, chiar în zona de ieşire din injector; regimul aero-gazodinamic se schimbă (trebuie asigurat oxigen mai mult în această zonă) ceea ce presupune, uneori, schimbarea sau modificarea injectorului. Valoarea optimă a temperaturii de preîncălzire a păcurii se deduce de la caz la caz, în funcţie de posibilităţile tehnice de preîncălzire, de tipul acesteia, de construcţia injectorului şi de construcţia focarului, de modul de amplasare a injectoarelor etc. La generatoarele de abur mici, de încălzire şi tehnologice se pot utiliza injectoare de păcură la care pulverizarea se face cu un fluid auxiliar, aer sau abur. De asemenea, la generatoarele mari, la sarcini parţiale pot fi utilizate injectoare cu abur, deoarece acestea menţin fineţea de pulverizare chiar la sarcina de 20%; acest tip de injectoare se folosesc la pornirea generatorului, funcţionarea de lungă durată nefiind indicată, deoarece scade economicitatea generatorului: pierderea de căldură cu gazele evacuate creşte, temperatura de rouă acidă creşte, scade temperatura în focar, consumul de abur poate ajunge la 3-5% din debitul generatorului.

Fig. 5.143. Injector de păcură cu pulverizare cu abur: a – injector ˝Y˝; b – injector cu palete de turbionare 1; CT – cameră de turbionare

În fig. 5.143 se prezintă schema a două injectoare de păcură cu


pulverizare cu abur. În fig. 5.143, a – injector Y – aburul, cu presiunea 0,4-1,2 MPa, din secţiunea inelară trece prin ajutajele convergente, în care atinge viteza de 1000 m/s, în canalele cilindrice aşezate pe generatoarele unui con (axele lor se întâlnesc într-un punct al axei injectorului). Conform legii Bernoulli, vitezei mari a aburului îi corespunde presiune statică mică şi curentul de abur antrenează păcura din rezervor; emulsia abur-păcură intră în focar, unde evoluează sub formă de jet. La o distanţă de injector jeturile se unesc formând o pânză conică. Numărul de orificii din capul injectorului depinde de debitul de păcură, fiecare calculându-se pentru 100-300 kg/h. Aburul poate fi saturat sau uşor supraîncălzit. În fig. 5.143, b, cu ajutorul paletelor 1, aburul este turbionat şi antrenarea păcurii are loc tot prin efectul de ejecţie; în camera de turbionare CT, păcura este centrifugată. Fig. 5.144 prezintă un injector de păcură cu agent auxiliar cu impact de jeturi.

Fig. 5.144. Injector de păcură cu agent auxiliar de pulverizare, cu impact de jeturi

Din camera 1, păcura, cu presiune, trece prin orificiile laterale aşezate tangenţial, devenind jeturi rotitoare cu sensul principal de deplasare spre stânga. Fluidul de pulverizare (aer sau abur) trece prin paletele de turbionare, căpătând astfel o mişcare de rotaţie în coroana cilindrică dintre ţevi. În zona de impact Z1 cei doi curenţi se ciocnesc, se amestecă şi viteza rezultată fiind spre dreapta permite emulsiei să pătrundă în focar. În [5.70] autorii propun folosirea în calitate de agent auxiliar pentru pulverizare, apă cu temperatura apropiată de temperatura de saturaţie, cores-punzătoare presiunii la ieşirea din injector, fig. 5.145, a. Pentru generatoarele de abur TP-230, care lucrează în regim de reglare a

490 C.NEAGA

Fig. 5.145. Injector cu pulverizarea păcurii cu ajutorul apei (a); injector cu flacără plană cu pulverizarea păcurii cu ajutorul aburului (b): 1 – garnitură de azbest; 2 – şaibă de cupru; 3 – piuliţă; 4 – capacul injectorului; schema generatorului de abur Ştirling (c): 1 – focar; 2 – injector cu flacără plană cu pulverizarea păcurii cu abur; 3, 4, 5 – pachete de convecţie ale sistemului vaporizator; 6 – supraîncălzitor; 7 – economizor; 8 – preîncălzitor de aer; 9 – preîncălzitor prealabil de de aer

sarcinii în sistem, la pornirea acestora sau în cazul funcţionării la sarcini reduse, se adoptă soluţia pulverizării păcurii cu apă preîncălzită. La ieşirea din injector, fig. 5.145, datorită scăderii presiunii, are loc un proces brusc de autovaporizare a apei. Formarea locală a curentului de abur, care se intersectează cu jeturile de păcură care ies din orificiile laterale ale injectorului, în urma impactului, duce la pulverizarea acestora. Pentru cercetări s-a folosit apa de purjare a generatorului sau de la ieşirea din economizor; presiunea apei de 2-12 MPa cu temperatura de saturaţie corespunzătoare presiunii, sau ts – 40, °C. Pentru pulverizarea păcurii cu apă, în cazul injectoarelor de pornire a generatorului, se recomandă folosirea apei de purjă care are temperatura mai mică cu 20-25 °C faţă de temperatura de saturaţie; în vederea construcţiei injectorului (fig. 5.145, a) se propune variaţia


raportului lungime-diametru 3 ≤ l / d ≤ 6. Figura 5.145, b, arată două secţiuni prin injectorul cu flacără plană cu pulverizarea păcurii cu ajutorul aburului. Injectorul are un debit de 1,5 t/h păcură; presiunea păcurii înainte de injector 1,6 MPa, iar a aburului 2 MPa. Aceste injectoare s-au aplicat la un generator de abur Stirling, care până atunci funcţiona cu cărbune pulverizat (fig. 5.145, c). Experienţele au demonstrat arderea fără pierderi de căldură prin ardere chimic incompletă şi excesul de aer în flacără 1,0 – 1,02.

Fig. 5.146. Injector de combustibil lichid uşor cu pulverizare cu aer comprimat, ARP-45/80A: 1 – canal de aer; 2 – palete de turbionare; 3 – conductă de CLU; 4 – conductă de aer comprimat; 5 – duză multijet; 6 – stabilizator de ardere; 7 – clapetă de aer

Injectorul ARP-45/80A, fig. 5.146 are rol de arzător de pornire a focarului cu ardere în strat fluidizat, care echipează generatorul de apă fierbinte de 1,6 Gcal/h şi care foloseşte lignit nesortat. Aerul comprimat (0,5-1 bar suprapresiune) antrenează, prin fenomenul de ejecţie, combustibilul lichid uşor. Aerul de ardere se introduce prin 1 şi este reglat cu ajutorul clapetei 7. Aerul primar este turbionat de sistemul 2 şi el devine jet însoţitor al jetului primar; aerul secundar este condus spre interiorul focarului cu ajutorul ajutajului convergent-divergent 6. În secţiunea minimă, viteza este maximă şi efectul de ejecţie a întregului sistem de jeturi (combustibil, aer primar) este amplificată. În fig. 5.147 se arată instalaţia de injector de păcură cu cupă rotativă; ele îşi găsesc utilizare în domeniile generatoarelor de abur energetice, navale şi la cuptoarele industriale, neimpunând pretenţii prea mari în ceea ce priveşte calitatea păcurii. Elementul esenţial al acestei instalaţii este cupa, poz. 11,

492 C.NEAGA

fig. 5.147; unghiul de înclinare al cupei este de 5-6°, iar la ieşirea din cupă acesta ajunge la 30°. Cupa rotativă este aşezată în capătul unui tub central prin care este refulată păcura şi pe care se găseşte şi ventilatorul. Axul cu toate subansamblele lui este rotit de un motor electric cu 4000-5000 rot/min. Un dispozitiv final al axului distribuie păcura la baza cupei, pe pereţii interiori ai acesteia. Datorită forţelor centrifuge păcura curge pe pereţii înclinaţi ai cupei. Fiecare particulă descrie elici conice până la ieşirea din cupă. Principala sursă de căldură necesară încălzirii păcurii, a cărei vâscozitate astfel scade, este căldura gazelor recirculate intern şi căldura radiată din focar. La bordura cupei pelicula de păcură este preluată de curentul de aer primar refulat de ventilator, 104 Pa; Amestecul se deplasează în interiorul focarului, apar picături de păcură, care au toate condiţiile ca să ardă. Debitul unui asemenea injector este cuprins între 1 şi 2,5 t/h; domeniul de reglare a sarcinii, 100-20%. Elemente de calcul al acestor injectoare se găsesc în [5.152; 5.176].

Fig. 5.147 Injector de

păcură cu cupă rotativă: 1 – filtru de păcură; 2 – pompă de păcură; 3 – robinet de păcură; 4, 5 – releu şi ventil electric pentru păcură; 6 – motor electric; 7 – arbore; 8 – ventilatorde aer; 9 – con pentru aer primar; 10 – com pentru aer secundar; 11 – cupa rotativă; 12 – reglare debit păcură; 13 – încălzitor electric

Analizele jeturilor de păcură realizate prin pulverizarea mecanică sau cu


ajutorul unui fluid auxiliar, au arătat că nu întotdeauna caracteristicile acestora, funcţie de sarcina generatorului, de calităţile păcurii, de regimul de funcţionare a injectorului etc. sunt cele presupuse iniţial. Din aceste motive s-a apelat la o nouă metodă de pulverizare a păcurii cu ajutorul undelor acustice [5.165; 5.146; 5.187 etc.], fig. 5.148.

Fig. 5.148. Injector acustic (a): 1 – rezonator de bază; 2 – capul injectorului; 3 – corpul ajutajului; 4 – piuliţă; 5 – conducta de abur; 6 – canale de păcură; 7 – rezonator secundar; distribuţia masică a picăturilor de păcură în funcţie de diametrul di, mm (b): 1 – injector acustic; 2 – injector mecanic;

În fig. 5.148, a, se arată schema unui injector cu pulverizarea păcurii cu ajutorul undelor sonore. Aburul cu presiunea de 0,5-0,6 MPa trece în corpul ajutajului 3 prin piuliţa 4 cu patru deschideri; se destinde în ajutajul divergent şi apoi se îndreaptă spre rezonatorul 1 montat pe axa ajutajului. Din 1 aburul se reflectă şi ajunge în jgheabul inelar 7 din corpul ajutajului, care joacă rol de rezonator secundar. Păcura cu presiunea 0,2-0,3 MPa, vine prin canalele 6 şi ajunge în zona de acţiune maximă a câmpului acustic, după care ea dispersează în focar, datorită undelor sonice şi parţial datorită acţiunii aburului. Cercetările experimentale au arătat influenţa esenţială a distanţei dintre secţiunea de ieşire a injectorului şi rezonator asupra intensităţii undelor acustice şi asupra unghiului de evazare a jetului de păcură (dacă distanţa este de 5 mm, unghiul de evazare este de 180° - flacără disc -; de remarcat că acestea sunt rezultatele obţinute pe standul de experimentare, la rece).

494 C.NEAGA

În fig. 5.148, b se arată distribuţia masică a picăturilor de păcură funcţie de diametrul picăturilor, pentru injectorul acustic şi pentru un injector mecanic. Din analiză se constată că masa picăturilor cu diametrul mai mic de 500 μm este, pentru injectorul acustic de 98%, în timp ce pentru injectorul mecanic de numai 17%; deci injectorul acustic conduce la jeturi cu fineţe mai mare (diametrul mediu al picăturilor, calculat din condiţia de suprafaţă exterioară a acestora este, în primul caz 109 μm, iar în al doilea, 356 μm. Experienţele la cald, pe un generator, au arătat că debitul de abur este 5-6% din debitul de păcură; s-a realizat un asemenea injector pentru debitul de păcură de 5 t/h; zgomotul produs nu depăşea pe cel al injectorului mecanic; se impune filtrarea superioară a păcurii de particule mici solide. 5.6. Focare şi arzătoare pentru combustibili gazoşi Constructiv, focarele pentru arderea combustibililor gazoşi nu se deosebesc de cele petru arderea combustibililor lichizi; apar însă deosebiri în funcţionarea acestora, întrucât combustibilul gazos – mai ales când acesta este reprezentat de gazul natural sau gazul de sondă – este mult mai reactiv decât combustibilul lichid. Apar însă dificultăţi la arderea combustibililor gazoşi săraci (cu putere calorifică redusă), care de regulă sunt combustibili artificiali sau produse combustibile secundare: gazul de furnal, gazele de semi- şi de cocsificare, biogazul, gazele rezultate din gazeificarea cărbunelui. Coeficientul energetic de emisie a mediului radiant din focar, la arderea gazelor este mult mai redus decât în cazul arderii păcurii; acesta, la rândul lui este mai redus decât cel specific arderii cărbunelui pulverizat. Din această cauză schimbul de căldură prin radiaţie la arderea combustibililor gazoşi este mai redus, ceea ce impune proiectantului prevederea unor măsuri speciale de intensificare a acestuia, cum ar fi carburarea flăcării. Exploatarea focarelor pentru combustibili gazoşi este mult mai uşoară decât a focarelor care folosesc păcură: coroziunea de înaltă temperatură, practic nu există, murdărirea suprafeţelor de schimb este mult redusă, sistemele de alimentare cu gaze combustibile sunt simple, automatizarea, în general este mai ieftină şi mai uşor de realizat etc. Clasificarea arzătoarelor pentru combustibili gazoşi se face după mai multe criterii. Se va adopta, în cadrul acestui capitol, clasificarea după modul în care se realizează amestecarea combustibilului gazos şi a aerului de ardere. Întrucât ambele fluxuri de substanţe au aceeaşi stare de agregare (starea


gazoasă) arderea combustibilului gazos este omogenă.

Fig. 5.149. Modelul fizic (becul Teclu) necesar clasificării arzătoarelor pentru combustibil gazos (a); 1 – conductă de gaz; 2 – şaibă pentru reglarea aerului primar; 3 – ajutaj convergent; 4 – confuzor; 5 – conductă de amestec primar; 6 – ajutaj de ieşire; 7 – secţiune de ieşire; 8 – canalul primar de ardere; 9 – frontul secundar; 10 – conductă coaxială pentru aer secundar; 11 – palete pentru turbionarea aerului secundar; flacăra cinetică (b): C – frontul flăcării cinetice; flacăra difuzivă (c): D – frontul flăcării difuzive; i – domeniul interior frontului de ardere; e – domeniul exterior; flacăra cinetico-difuzivă (d)

În fig. 5.149, a, se prezintă schema becului (arzătorului) Teclu, admis model fizic necesar clasificării arzătoarelor pentru combustibil gazos. Prin conducta 1 pătrunde combustibilul gazos cu suprapresiune. La ieşirea din ajutajul 3 viteza acestuia creşte, presiunea scade şi prin orificiile inferioare jetul de gaz combustibil îşi aspiră, prin ejecţie, aerul primar de ardere. În analiza care urmează se voe aminti şi variante în care aerul primar se introduce forţat, cu ajutorul unui ventilator de aer. În confuzorul 4, dar mai ales în canalul de amestec 5 cele două substanţe se omogenizează, formând astfel un amestec carburant, capabil să ardă. La ieşirea din ajutajul 6, la început, de la o flacără externă amestecul se aprinde, arde şi se formează flacăra; în timpul funcţionării, însăşi flacăra existentă asigură aprinderea noilor cantităţi de amestec care vin prin conductă. Cazul 1. Şaiba 2 ocupă poziţia inferioară maximă, spaţiul dintre şaibă şi capacul inferior al confuzorului 4, în care se găsesc orificiile de intrare a aerului primar este maxim şi jetul de combustibil îşi aspiră volumul stoechiometric de aer necesar arderii (sau, se introduce forţat acest volum). Astfel, la arderea metanului pur volumul stoechiometric se deduce din expresia reacţiei de ardere ,QO2H22CO2O24CH ++↔+

(5.159) .kmol/3Nm,4,2224,224,2224,22 ⋅+↔⋅+

496 C.NEAGA

.tanmem/umedaerm68,921/21000161,1V 3N

3N

0aum =⋅⋅=

Se notează cu λi coeficientul de exces de aer în focar, în zona în care se desfăşoară arderea; în această situaţie coeficientul de exces de aer primar λp = λi, iar coeficientul de aer secundar λs = 0. (Surplus de aer se introduce din considerente practice de îmbunătăţire a arderii). La ieşirea din ajutajul 6, amestecul stoechiometric (strict necesar), având suprapresiune, evoluează în focar sub formă de jet drept, rotund, evazat, care pe măsură ce antrenează gaze din focar secţiunea lui transversală creşte, simultan cu înălţimea jetului. De la o sursă exterioară de căldură jetul se aprinde; se formează frontul de flacără – locul geometric al punctelor din domeniul jeturilor în care raportul concentraţiilor celor două substanţe este strict necesar – notat cu C. Deoarece amestecul carburant a fost pregătit, nu mai este nevoie de oxigen din exterior; procesul de ardere este controlat de viteza de reacţie însăşi (de procese cinetice); timpul necesar transportului de oxigen la molecula care arde (timpul de difuzie) este nul; regimul de ardere este cinetic, flacăra se numeşte cinetică, arzătorul este cinetic (fig. 5.149, b). Flacăra cinetică are culoare albastră, are slabe calităţi radiante şi conduce la arderea completă a combustibilului (fără funingine). În interiorul frontului, domeniul i, se găseşte amestec carburant şi produse de ardere difuzate din frontul de flacără spre interior; în exterior e, se găsesc produse de ardere. Arzătorul cinetic echipează instalaţii mici; nu este folosit la generatoarele de abur. Cazul 2. Şaiba 2 obturează complet orificiul de intrare a aerului primar, λp = 0; prin canalul 5 curge gaz combustibil pur. La ieşire în camera de ardere, datorită diferenţelor de concentraţii, oxigenul din mediul înconjurător difuzează natural spre flacără; întregul proces de ardere este controlat de difuzia oxigenului spre suprafaţa de reacţie. Se obţine regimul difuziv de ardere, flacăra se numeşte de difuzie, arzătorul este difuziv (fig. 5.149, c). Flacăra difuzivă are culoarea portocalie datorită atomilor de carbon incandescent conţinuţi (funinginea), are puternice calităţi radiante, dar arderea este incompletă. Din bilanţul aerului rezultă λp = 0; λs = λi. Pentru a-l transforma într-un arzător industrial, aerul secundar trebuie să se introducă în spaţiul de ardere forţat, controlat, pentru ca însăşi dimensiunea flăcării să fie reglată şi condusă după necesităţi. În acest scop se prevede un


canal coaxial cu primul, 10, prin care se introduce forţat aerul secundar şi în plus se prevăd şi paletele de turbionare 11 pentru a transforma flacăra în una difuzivă turbionată (aerul secundar este un jet însoţitor turbionat). În domeniul interior i (fig. 5.149, c) se găsesc combustibil gazos şi produse de ardere difuzate din frontul D; în exterior e se găsesc oxidant şi gaze de ardere difuzate din frontul de flacără. Cazul 3. Şaiba 2 ocupă o poziţie intermediară; 0 ≤ λp < λi; λs = λi - λp. Amestecul aer – combustibil trece prin 5 şi se omogenizează. La ieşire apar două fronturi de flacără, cinetic C şi difuziv D (fig. 5.149, d); în frontul cinetic C arde atâta combustibil cât oxigen s-a introdus cu aerul primar; restul combustibilului arde în frontul de difuzie D, pe seama oxigenului ajuns în mod natural, sau – pentru necesităţi industriale – forţat; flacăra se numeşte cinetico-difuzivă, regimul de ardere cinetico-difuziv (sau intermediar), arzătorul este cinetico-difuziv. Proprietăţile flăcării cinetico-difuzive sunt intermediare, culoare galben deschis, radiaţie suficientă, ardere cu randament convenabil. Acesta este cel mai folosit arzător în echiparea generatoarelor de abur, evident cu introducerea forţată a aerului secundar; în acest mod se pot modifica, după dorinţă, proprietăţile fizice şi elementele geometrice ale flăcării. În domeniul i se găsesc gaz combustibil şi produse de ardere provenite din ambele fronturi C şi D; în domeniul e, oxidant şi gaze de ardere difuzate din D. Există o mare varietate constructivă de arzătoare pentru combustibili gazoşi; ele se pot clasifica şi în funcţie de puterea calorifică a acestora, fiind arzătoare pentru combustibili gazoşi inferiori şi arzătoare pentru combustibili gazoşi superiori. În primul caz raportul debit aer / debit combustibil, în condiţii normale este apropiat de unitate, în timp ce pentru combustibili gazoşi superiori, acelaşi raport, în aceleaşi condiţii, este cca 10. Aceste considerente trebuie avute în vedere la construcţia arzătorului respectiv pentru a oferi posibilitatea amestecării bune a celor doi curenţi, fie prin divizarea în jeturi multiple, fie prin alegerea valorilor vitezelor de curgere prin arzător, care să permită amestecarea pe o lungime cât mai scurtă de deplasare a celor două fluxuri. În fig. 5.150 este prezentat un arzător pentru gaz de gazogen; acesta iese din ţevile 3 sub formă de jeturi rotunde drepte. Aerul de ardere, din 2 trece prin sistemul de turbionare 4 (detaliul A) sub formă de jet însoţitor turbionat. Sistemul de jeturi primeşte căldură de la stabilizatorul 5 (prevăzut cu un strat de şamotă) şi fiecare jet, de la gazele recirculate intern, ceea ce determină

498 C.NEAGA

aprinderea rapidă şi stabilă a combustibilului gazos.

Fig. 150. Arzător multijet pentru ardrea gazului de gazogen: 1 – cameră de gaz de gazogen; 2 – cameră de aer; 3 – ţevi; 4 – sistem de turbionare a aerului; 5 – stabilizator de aprindere; 6, 7 – plăci tubulare

Gazul de furnal se foloseşte local, la arderea în centrale termice proprii. În fig. 5.151 este prezentată schema unui arzător pentru gaz de furnal. Faţă de arzătorul din fig. 5.150 (de asemenea cu putere calorifică scăzută), la acest arzător divizarea se face sub formă de jeturi plane multiple şi nu rotunde. Amestecul între aer şi gaz are loc în ambrazura de şamotă, proces ajutat de deflectoarele 9. deoarece gazul de furnal se aprinde şi arde greu, arzătoarele se aşează, de regulă, în partea inferioară a focarului, pentru a asigura lungimea necesară desfăşurării flăcării. Fig. 5.152 prezintă schema unui arzător cu jet plan (tip fantă) pentru


Fig. 5.151. Arzător pentru gaz de furnal: 1 – şiber pentru reglarea gazelor; 2 – şiber pentru aer; 3 – canale pentru gaze; 4 – ambrazură de şamotă; 5 – manetă; 6 – canale pentru aer; 7 – vizor; 8 – urmărire flacără; 9 – deflectoare în curentul de gaz de furnal

arderea gazului natural. Din cele două ţevi de gaze naturale, care mărginesc lateral fanta de aer, combustibilul iese prin mici ştuţuri în curentul de aer; vectorii viteză (aer-gaze) fiind perpendiculari, se asigură un amestec bun între fluxuri, care apoi se perfectează până la intrarea în focar; arderea este cinetică. 5.7. Arzătoare combinate şi arzătoare speciale Generatoarele de abur energetice sunt echipate cu arzătoare, care ard simultan, sau consecutiv două sau trei feluri de combustibili, solid, lichid şi gazos; aceste arzătoare se vor numi combinate. Raţiunea folosirii unor asemenea

500 C.NEAGA

instalaţii de arzătoare rezidă în următoarele: - pornirea unui genera-tor, care foloseşte cărbune pulverizat nu se va face niciodată cu combustibilul de proiect, fiindcă, în primul rând, acesta nu se poate aprinde, de exemplu de la o simplă scânteie; trebuie ca pornirea să se facă cu păcură, regimul de încărcare a injectoarelor de pornire fiind dictat de viteza optimă de încălzire a subansamblului cu pereţii cei mai groşi al circuitului termic apă-abur, cum ar fi tamburul (pentru generatoarele cu circulaţie naturală) sau un colector de ieşire al unui schimbător (în cazul generatoarelor cu străbatere unică) sau un alt criteriu; după ce s-a ajuns la temperatura în zona de reacţie de cca 600 °C, abia atunci începe să se introducă praf în focar; aprinderea păcurii presupune însă vaporizarea ei şi apoi aprinderea de la flacăra unui arzător cu combustibil gazos; abia acesta, în ultimă instanţă, se poate aprinde de la scânteia unui arc electric. Iată aşadar, s-au inclus în operaţia de pornire toate cele trei feluri de combustibili. Pentru economicitate nu se construiesc trei arzătoare vecine (poate în acest fel nici nu ar corespunde scopului urmărit), ci prin acelaşi arzător se introduc în focar toţi combustibilii;

Fig. 5.152. Arzător fantă pentru gaze naturale: 1 – ambrazură; 2 – canal de aer; 3 – ţevi de gaze naturale

- dacă generatorul este proiectat să funcţioneze cu gaze sau păcură, atunci arzătoarele combinate vor fi capabile să ardă şi gaze şi păcură; - în orice situaţie combustibilul de rezervă într-o centrală termoelectrică este păcura; aceasta are putere calorifică mare şi se poate depozita (spre deosebire de combustibilul gazos, care nu are această calitate); - sunt situaţii practice în care centrala nu poate fi alimentată cu combustibil de bază (de exemplu s-a avariat un pod, sau a fost distrusă conducta de gaz natural care alimenta centrala); în acest caz se apelează la combustibilul


de rezervă; - dacă în analiză includem şi diverşi combustibili deşeu sau produse secundare ale unor procese tehnologice de bază, care, de regulă nu pot arde fără combustibil suport, atunci folosirea unor arzătoare combinate este evidentă. Analiza teoretică a arderii amestecului de combustibil cu aceeaşi stare de agregare, sau stări diferite este dificilă şi numai datele experimentale sunt în măsură să decidă tehnologia adoptată. În arzătorul gaz-păcură, fig. 5.153, debitul aerului de ardere al combustibilului gazos 4 şi 5 poate fi reglat cu ajutorul clapetei 2. Astfel la sarcini parţiale viteza periferică a aerului în ambrazură poate fi păstrată constantă, fără a deranja spectrul gazodinamic din focar şi deci aprinderea şi arderea. Aceasta se realizează prin deschiderea clapetei 2, ceea ce duce la mărirea debitului de aer 5. Introducerea combustibilului gazos se face prin torul 7, prevăzut cu găuri pe generatoarea interioară. Aerul turbionat 6 antrenează jeturile de gaz natural şi, trecând prin ambrazură, intră în focar. Strangula-rea ambrazurii evită întoarcerea flăcării în interiorul arzătorului ceea ce ar constitui un pericol, mai ales pentru torul de distribuire a combustibilului gazos.

Fig. 5.153. Arzător combinat gaz-păcură: 1 – canal de aer; 2 – perete despărţitor de separare; 3 – canal cilindric coaxial; 4, 5 – şibere; 6 – palete de turbionare; 7 – tor de combustibil gazos; 8 – injector de păcură; 9 – ambrazură

Arzătorul combinat gaz-păcură, fig. 5.154, are multiple posibilităţi de reglare. Aerul total de ardere poate fi pur sau amestecat cu gaze de ardere recirculate, folosite, de obicei, pentru reducerea concentraţiei de oxizi de azot termici. Amestecul aer-gaze recirculate se divide în trei: primele două fluxuri 36% şi, respectiv, 49% sunt turbionate cu grade diferite de palete de turbionare PT1, respectiv PT2; restul de 15% se introduce prin ţevi laterale sub formă de aer terţiar, 1. Depăşirea secţiunii transversale dreapta a ambrazurii de către ţevile 1, influenţează debitul de gaze recirculate extern de sistemul de jeturi.

502 C.NEAGA

opijfgjokpo

502 C.NEAGA

Fig. 5.154. Arzător combinat gaz-păcură: 1 – conducte de aer terţiar; 2 – ambrazură; PT1, PT2 – palete de turbionare

Combustibilul gazos se introduce prin şase conducte (lănci) aşezate pe generatoarele unui cilindru; jeturile de gaz sunt rotunde şi drepte. Aerul 49%, turbionat de PT2 se amestecă cu jeturile de combustibil gazos; jetul central de aer 36% (PT1) serveşte la început pentru arderea păcurii, apoi măreşte debitul de gaze de ardere recirculate intern. În fig. 5.155 [5.145] se prezintă schema curgerii fluxurilor de substanţe într-un arzător turbionar de mare putere (cu trei circuite) pentru arderea păcurii şi gazelor naturale; debitul nominal de păcură 4...16 t/h. Combustibilul gazos 1 pătrunde prin orificiile 2, din colectorul periferic 3


Fig. 1.155. Arzător turbionar cu trei curenţi pentru arderea gazelor şi păcurii

şi din coroana cilindrică 4. Păcura este introdusă prin 7 şi pulverizată de injectorul 6. Aerul se introduce prin trei curenţi separaţi. Aerul primar se introduce prin 8 şi este turbionat de paletele 9. Aerul secundar circulă prin spaţiul 10 şi este turbionat de paletele axiale 11. Pentru turbionarea curentului de bază (al treilea flux) se folosesc paletele tangenţiale 12 aşezate în carcasa de intrare a aerului. Această combinare a circuitului aerului în total conduce la scăderea coeficientului de pierdere de presiune până la 2...2,5 şi scade suprapresiunea necesară până la 1200-1800 Pa. Reglarea debitului de aer al fiecărui curent se realizează cu şiberele 13, 14 şi 15. Parametrul de rotaţie al fluxului principal de aer şi în consecinţă lungimea şi unghiul de evazare a flăcării se asigură prin modificarea unghiului de înclinare a paletelor 12. Amestecul combustibil-aer se aprinde la ieşirea din ambrazura 16 şi arde în spaţiul focarului. Intensificarea amestecului se realizează succesiv prin acţiunea fluxurilor concentrice de aer ale căror caracteristici dinamice cresc spre exterior: fluxul central de aer are viteza mai mare de 30 m/s, iar viteza celorlalte trebuie să crească succesiv cu cel puţin 10-20% faţă de viteza fluxului precedent. Acest sistem de curgere asigură o bună pulverizare a jetului de păcură.

504 C.NEAGA

Fig. 5.156. Arzător gaz-păcură aşezat în vatra focarului

Pornind de la arzătorul precedent (fig. 5.155) s-a realizat arzătorul combinat gaz-păcură aşezat în vatra focarului, fig. 5.156. Şi în acest caz aerul se introduce prin trei fluxuri; fluxurile centrale sunt reglate cu ajutorul paletelor de turbionare 5 şi 6. Distribuţia aerului prin canale se realizează cu ajutorul şiberelor de colţ 7 şi 8. Gazele recirculate şi introduse prin arzător în focar sunt turbionate cu ajutorul paletelor 4; axial se prevede injectorul de păcură (pulverizarea cu abur) 3. Admisia gazului natural se face prin canalul central 1 şi prin canalele de reglare 2, care, apoi prin orificii laterale, aflate la sfârşitul acestor canale, pătrunde în curentul de aer; amestecarea începe aici şi continuă în spaţiul ambrazurii. Extrem de interesant pentru organizarea circuitelor de aer, combustibil gazos şi păcură este arzătorul Saacke, fig. 5.157. Introducerea aerului în trei trepte, cu grade de turbionare diferite, oferă posibilitatea arderii în trepte a combustibilului, cu consecinţă imediată, reducerea concentraţiei de oxizi de azot în gazele de ardere.


Fig. 5.157. Arzătorul combinat gaz-păcură SAACKE: 1 – aer de ardere; 11 – aer primar (păcură); 12 – aer primar (gaz); 21, 22 – aer secundar, treptele 1 şi 2

Arzătorul combinat gaz-păcură Cleaver-Brooks, se caracterizează prin pulverizarea păcurii cu ajutorul aerului (fig. 5.158). Arzătorul combinat gaz-praf de cărbune (fig. 5.159) este destinat arderii, în special a prafului de combustibil solid cu conţinut redus de volatile (reactivitate redusă). Deflectorul 5 transformă amestecul primar 1 într-o pânză conică neturbionată. Gazul natural pătrunde în torul 4 (dreptunghi în secţiune) care transformă curentul de gaz în jeturi radiale cu sensul spre axa arzătorului. Aerul secundar 2 este introdus printr-o carcasă melc; amestecul gaz-aer se finisează până la ieşirea din ambrazură, după care se intersectează cu particulele de praf. Pentru a evita întârzierea aprinderii particulelor de praf (gazul natural este mult mai reactiv şi consumă oxigenul din zona de contact cu praful) reglarea celor trei fluxuri (praf-gaz-aer) trebuie făcută în acest sens.

506 C.NEAGA

Fig. 5.158. Arzătorul gaz-păcură Cleaver-Brooks cu pulverizarea păcurii cu aer: 1 – aer de ardere; 2 – gaz; 3 –injector; 4 – arzător de pornire cu gaz; 5 – păcură; 6 – aer de pulverizare

Fig. 5.159. Arzător combinat praf de cărbune – gaz natural: 1 – amestec primar; 2 – aer secundar; 3 – distribuire gaz; 4 – tor; 5 - deflector


Un arzător special este prezentat în fig. 5.160. Coeficientul energetic de emisie a flăcării la arderea combustibilului gazos este mic. Pentru a-l mări se recurge la procedeul numit autocarburarea flăcării, care are drept scop creşterea concentraţiei de funingine (atomi de carbon polimerizaţi) din gazele de ardere; arzătorul prezentat se numeşte cu autocarburare.

Fig. 5.160. Arzător pentru combustibil gazos cu autocarburare: 1 – ajutaj inelar pentru gaz; 2 – zonă de amestec; 3 – canal de ieşire a amestecului aer-gaz; 4 – conductă; 5 – reglarea debitului de gaz; 6 – palete de turbionare; 7 – aer primar; 8 – gaz; 9 – aer secundar

Fluxul de bază al combustibilului gazos arde la ieşirea prin fanta inelară 1, iar restul se amestecă cu aerul primar în amestecătorul 2 şi apoi arde la ieşirea din canalul 3. Debitul de gaz se reglează cu clapeta 5, iar gradul de turbionare a aerului primar, cu ajutorul paletelor 6. Flacăra luminoasă, cu conţinut ridicat de funingine, se formează în spaţiul de ardere, deoarece fluxul principal de gaze şi fluxul de aer secundar sunt despărţite de fluxul de gaze de ardere fierbinţi care se formează la ieşirea din 3; neavând oxigen moleculele hidrocarburilor din gazul natural se descompun termic formând atomi de carbon. Cercetările teoretice şi experimentale [5.188] au demonstrat posibilitatea arderii eficiente a suspensiei apă-praf de cărbune; transportul hidraulic al prafului de cărbune şi-a dovedit valabilitatea, de mai multă vreme. În fig. 5.161 se arată câteva secţiuni printr-un injector care arde suspensie apă-praf de cărbune. Pulverizarea suspensiei se asigură pe cale mecanică şi pneumatică; diametrul secţiunii de ieşire a ajutajului este destul de mare 13,5 mm; debitul de combustibil 1000-2000 kg/h. Suspensia intră tangenţial prin corpul de legătură 3 în partea cilindrică 4 a injectorului. Rotirea fluxului bifazic este redusă;

508 C.NEAGA

Fig. 5.161. Schema injectorului pentru pulverizarea suspensiei apă-praf de cărbune; 1 – conductă de aer; 2 – suspensie apă-praf de cărbune; 3 – ştuţ de legătură; 4 – partea cilindrică a injectorului; 5 – ajutajul injectorului

unghiul de evazare a jetului care pătrunde în focar şi grosimea pânzei conice sunt însă puternic influenţate de parametrii aerului comprimat, care se introduce prin conducta 1. Cotele din desen sunt cele deduse experimental, urmărind condiţii de optimizare a sistemului în ansamblu, alimentare – ardere. De asemenea, din aceleaşi condiţii s-a demonstrat că presiunile celor două fluxuri – suspensie, aer – să fie egale; pentru pulverizare se foloseşte aer rece 0,05 kg/kg de suspensie pulverizată. Pentru aprinderea particulelor de cărbune în focar se foloseşte aer preîncălzit (primar) la 300-500 °C, în proporţie de cca 20% din întregul aer de ardere.


În acelaşi sens cercetările şi realizările practice privind arderea COM (amestec format din particule fine de cărbune şi ţiţei greu) şi-au dovedit valabilitatea. Performanţe în acest sens s-au evidenţiat la injectoarele din fig. 5.143, a şi din fig. 5.145, a. 5.8. Probleme generale de optimizare privind aşezarea arzătoarelor şi

funcţionarea instalaţiei de focar Optimizarea generală a instalaţiilor de focare trebuie să aibă în vedere, atât probleme privind construcţia lor, dar şi probleme privind funcţionarea lor. Din prima categorie de probleme un loc aparte îl ocupă modul de aşezare (de dispunere) a arzătoarelor pe pereţii focarului. Aspectele referitoare la construcţia însăşi a arzătoarelor se consideră că au fost rezolvate, că acestea sunt cele mai potrivite pentru focarul dat şi că ele sunt parte integrantă a sistemului optimizat. Toate arzătoarele folosite şi descrise până acum introduc fluxurile de substanţe în focar sub formă de jeturi drepte (plane sau cilindrice) şi turbionate. Pentru analiza posibilităţilor de ataşare a arzătoarelor la focarul unui generator de abur (energetic) sau de apă caldă, se foloseşte modelul fizic din fig. 5.162 [5.181]. Prin poziţionarea optimă a arză-toarelor s-au urmărit: ridicarea dura-tei de funcţionare a generatorului; economicitatea în funcţionare; sigu-ranţa ecranelor focarului; micşorarea gradului de murdărire şi a peri-colului de coroziune (de înaltă şi de joasă temperatură); reducerea concentraţiei noxelor emise în atmosferă etc.

Fig. 5.162. Arzător cu jeturi drepte rotunde: 1 – colector de combustibil gazos; 2- ambrazură din beton refractar

Focarul, fig. 5.162 are formă prismatică; arzătoarele se aşează la o cotă

510 C.NEAGA

mare faţă de vatră (+10,4 m), îndreptate în jos sub un unghi de 20-50°. Un prim model urmărit, privind comportarea aerodinamică, a fost acela al intersecţiei parţiale a jeturilor, fig. 5.163, a. Jetul principal loveşte peretele din spate, se deplasează înapoi deasupra vetrei, urcă pe peretele frontal şi parţial se amestecă cu jetul iniţial; gazele fierbinţi uşurează procesele prealabile aprinderii. În plus gazele, scăldând ecranele, cedează acestora prin convecţie cca 15-17% din conţinutul lor de căldură. Sistemul are dezavantajul distrugerii premature a ecranului din spate supus acţiunii dinamice a jetului iniţial. De aici au derivat sistemele cu jeturi tangenţiale care se intersectează aşezate la cote diferite, fig. 5.163, b şi 5. 163, c. În fig. 5.163, d, arzătoarele sunt aşezate pe două nivele, pe pereţii faţă-spate, înclinate în jos şi tangente unui cilindru imaginar. Pentru diminuarea consecinţelor negative ale concentrării flăcărilor în zona axială a focarului, acestea se distribuie pe o înălţime mai mare a cilindrului imaginar, arzătoarele aceluiaşi nivel fiind înclinate în jos cu unghiuri diferite (de exemplu arzătoarele 1-2; 5-6 etc.). Din aceste motive şi densitatea fluxului radiant spre ecrane este mult mai uniformă în zona de focar ocupată de arzătoare.

Fig. 5.163. Sistemul de aşezare a arzătoarelor şi aerodinamica curgerii în focar: a – dispunerea arzătoarelor cu jeturi drepte şi intersecţie parţială a acestora; b – aerodinamica jeturilor tangenţiale care se intersectează; c – jeturi care se intersectează aşezate la aceeaşi cotă; d – jeturi pe două nivele, tangente la un cilindru central


În fig. 5.164 se arată diverse modele de dispunere a arzătoarelor pe pereţii focarelor unor generatoare date. Prin aceste aranjamente s-a urmărit încărcarea cât mai uniformă a volumului focarelor, evitarea zonelor cu temperaturi ridicate, care ar favoriza formarea NOx şi SO3 şi posibilităţi de reglare a temperaturii gazelor de ardere care ies din focar; aşezarea arzătoarelor pe trei nivele, fig. 5.164, a, permite funcţionarea celor de mai jos cu coeficient mic de exces de aer, ca o primă consecinţă fiind reducerea NOx.

Fig. 5.164. Dispunerea arzătoarelor cu jeturi drepte în cazul generatorului KVGM-180 (a); 1 – 12, numerele arzătoarelor; idem, generatorul PTVM-100 (b); 1-16, numărul arzătoarelor

În ceea ce priveşte optimizarea funcţionării unui focar, se admite variabilă independentă coeficientul de exces de aer λ, faţă de care se exprimă diversele dependenţe ale unor funcţii proprii generatorului, de acesta. În acest mod se trasează graficele din fig. 5.165.

512 C.NEAGA

Funcţiile din fig. 5.165 fiind monoton scăzătoare se pot exprima printr-o dependenţă de forma

Fig. 5.165. Dependenţa unor funcţii de coeficientul de exces de aer λ: qch, qm – pierderea procentuală de căldură prin ardere chimic şi, respectiv, mecanic incompletă; BA – benz (a) pirena; CO, H2, H2S – concentraţiile de monoxid de carbon, de hidrogen şi de hidrogen sulfurat; - viteza de coroziune a ecranelor SHK 2

datorită hidrogenului sulfurat

( ) ,0y1BeAy +−λ−= (5.160)

unde y0 este limita inferioară (pragul inferior) de sensibilitate a mărimii respective; A, B – parametrii constructivi şi fucţionali ai generatorului respectiv (B – depinde de încărcarea termică de volum a focarului, de nivelul termic din focar, de gradul de amestec al combustibilului şi aerului de ardere etc.).

Fig. 5.166. Dependenţa unor funcţii de λ: - viteza de coroziune de înaltă temperatură

(vanadică); - viteza de coroziune de joasă temperatură; VK

42SOHK jtε - intensitatea de

murdărire a schimbătoarelor de joasă temperatură; îtε - idem, de înaltă temperatură;

- noxe în gaze; - pentaoxidul de vanadiu din cenuşă 3SO,xNO 5O2V

A doua grupă de funcţii se caracterizează prin valori extremale, de regulă, maxime, fig. 5.166; exprimarea analitică este de forma


(5.161) ( ) ( )[ ] ( ) ( )[ ] ,0zmaxT2fexp21bmaxT1fexp1az +−λ−−λ=

unde a, b, z0 – mărimi determinate de construcţia şi regimul funcţional al generatorului; Tmax – temperatura maximă în focar. Din anularea derivatei dz/dλ rezultă valoarea extremală λextr.

( ) ( )[ ,1maxT2fmaxT1fexpb2

aextr −−=λ ] (5.162)

care introdusă în (5.161) permite determinarea valorii maxime a funcţiei respective. Dar λextr nu coincide cu λopt dedus din considerente tehnice şi economice privind realizarea şi funcţionarea generatorului dat. Pentru determinarea λopt este necesar să se găsească abaterea economică datorată pierderilor de căldură, coroziunii etc., fig. 5.167.

Fig. 5.167. Determinarea valorii optime a coefici-entului de exces de aer: - pierderea

economică datorită arderii incomplete; mch qqC +

îtVKC ε+ - pierderea economică datorată coroziunii

şi murdăririi suprafeţelor de înaltă temperatură; - pierderea economică datorată

coroziunii şi murdăririi suprafeţelor de joasă tempe-ratură; C - pierderea economică datorită coro-

ziunii ecranelor; C - pierderea economică

datorită emiterii în atmosferă a NO

jt42SOHC ε+

SH2

x +BANO

x şi a benz (a) - - pirenei; CΣ - suma tuturor pierderilor economice

Folosind metoda expusă pentru fiecare sarcină a generatorului, pentru fiecare combustibil, valoarea λopt poate fi folosit impuls de corecţie în sistemul de automatizare a proceselor din focare, asigurându-se astfel funcţionarea optimă a întregului generator. De certă importaţă pentru optimizarea construcţiei şi funcţionării focarului unui generator de abur este metoda modelării (la rece şi la cald) a sistemului arzătoare-focar; aceasta presupune însă stăpânirea elementelor de calcul termic.

Un alt fenomen care apare în funcţionarea unui focar constă în pulsaţiile presiunii mediului din interiorul acestuia (gaze de ardere, aer de ardere, particule

514 C.NEAGA

solide de cărbune sau de cenuşă, picături de păcură etc.) cauzele apa-riţiei acestui regim în funcţionarea focarului sunt multiple, iar ana-liza lor teoretică şi experimentală este di-ficilă, datorită în pri-mul rând, suprapunerii fenomenelor fizice şi chmice specifice in-cintelor de ardere. Instalarea regimului pulsatoriu are efecte pozitive în creşterea vitezei de ardere a combustibilului, asu-pra schimbului de căl-dură prin convecţie şi asupra procesului de autocurăţire a ţevilor schimbătoarelor prin vibrarea lor. Dar arderea cu pulsaţii are şi efecte negative; în momentele de supra-presiune gazele de ardere din focar pot ieşi prin neetanşeităţile acestuia devenind periculoase pentru personalul de exploatare; apoi pulsaţiile presiunii pot conduce la instabilitatea arderii în focar, măresc forţele care acţionează asupra pereţilor, denaturează spectrul tremo-gazodinamic din focar. În anumite condiţii de însumare a suprapresiunilor parţiale create de diverse cauze, aceasta poate duce la amplificarea perturbaţiilor din sistem şi dacă frecvenţa lor coincide cu frecvenţa fundamentală a sistemului mecanic în discuţie se poate ajunge la fenomenul de rezonanţă cu efecte dezastruoase pentu generator [5.159; 5.160;

Sarcina

3

2

1

Fig. 5.168. Variaţiile frecvenţei şi amplitudinii pulsaţiilor mediului din focar în funcţie de numărul arzătiarelo în exploatare şi a sarcinii generatorului: a – variaţia frecvenţei; b – variaţia amplitudinii; 1, 2, 3 – numărul de arzătoare în exploatare


5.161; 5.163; 5.189; 5.190; 5.191; 5.192]. O cauză importantă asupra generării pulsaţiilor presiunii în focar o constituie numărul de arzătoare, modul lor de aşezare, sensul de rotaţie a jeturilor acestora (dreapta, stânga). În cazul unui focar echipat cu multe arzătoare, printre cauzele pulsaţiei de poate demonstra şi următoarea: câte arzătoare au sensul de rotaţie spre dreapta şi câte spre stânga. Acest lucru îl evidenţiază autorul [5.159], fig. 5.168.

Fig. 5.169. Forma adoptată de ţevile de ecran pentru fixarea arzătoarelor pe pereţii focarului

În fig. 5.169 se arată forma pe care trebuie să o adopte ecranele pereţilor focarului pentru fixarea arzătoarelor; în unele cazuri – pentru evitarea arderii ţevilor adiacente – acestea se acoperă cu material termorezistent.

§

516 C.NEAGA

BIBLIOGRAFIE Capitolul 1 1.1 Gheorghiu Şt., Cazane de abur, EDP – Bucureşti – 1966, 488 pg. 1.2 Ungureanu C., Generatoare de abur pentru instalaţii energetice clasice şi

nucleare, EDP – Bucureşti – 1977, 566 pg. 1.3 Antonescu N., Caluianu V., Cazane şi aparate termice, EDP – Bucureşti –

1975, 280 pg. 1.4 Cârlan M., Generatoare de abur energetice, Editura SITECH – Craiova –

1999, 322 pg. 1.5 Neaga C., Cazane şi combustibili, Centrul de multiplicare UPB, 1984, vol.

I – 375 pg.; vol II – 107 pg. 1.6 Kovalev A.P. i dr., Parogheneratorî, Moskva – Energoatomizdat, 1985,

376 st. 1.7 Rabinovici O.M., Kotelnâe agregatî M. – L., Maşghiz, 1963, 460 st. 1.8 Reznicov M. I., Parogheneratornâe ustanovki electrostanţii, “Energhiia”,

Moskva, 1974, 360 st. 1.9 Margulova T.H., Atomnâe electricieskie stanţii. Moskva “Vâsşaia şcola”,

1974, 359 st. 1.10 Meikliar M.V., Sovremennâe cotelnâe agregatâ TKZ. Moskva

“Energhiia”, 1978, 223 st. 1.11 Buznikov E.F. i dr., Kombinirovannaia vârabotca para i goriaciei vodâ.

Moskva, “Energoizdat”, 1981, 208 st. Traducere şi adaptare din limba rusă D. Ştir şi A. St. Epure, E.T. – Bucureşti – 1987.

1.12 Soloviev Iu. P., Proiectirovanie teplosnabjaiuşcih ustanovoc dlia promâşlennâh predpriatii. Moskva “Energhiia”, 1978, 192 st.

1.13 Stâricovici M.A., Şpilrain E.E., Energhetica. Problemâ i perspectivâ. Moskva “Energhiia”, 1981, 192 st.

1.14 Mihăescu L. şi a., Cazane şi turbine. Noţiuni de bază. MATRIX ROM, Bucureşti, 1999, 168 pg.

1.15 Rassohin N.G., Parogheneratornâe ustanovki atomnâh electrostanţii. Moskva, “Energoatomizdat”, 1987, 384 st.

1.16 Brătianu C şi a., Strategii şi filiere energetice nucleare. E.T., Bucuresti, 1990, 328 pg.


1.17 * * *, Materialo-vedenie i problemâ energhetiki. Perevod s angliiscogo. Moskva “Mir”, 1982, 576 st.

1.18 * * *, Sistemul de conversie termodinamică cu turbine cu gaze şi cicluri combinate abur – gaze, Energetica (43), iulie – august 1995.

1.19 Grilihes V.A. i dr., Solnecinaia energhia i cosmicieschie poletâ. Izd. “Nauka”, Moskva, 1984, 216 st.

1.20 Zazimko D.A., Ivanov P.I., p, v – diagramma dlia vodî i nasâşciennogo vodianogo para. Teploenerghetika, 10/1974, 92 - 93 st.

1.21 Schröder K., Centrale termoelectrice de putere mare. Echipamentul centralelor termoelectrice, vol III, traducere din limba germană, ET, Bucuerşti, 1971, 1086 pg.

Capitolul 2

2.1 Neaga C.C., Cazane şi combustibili. Combustibilii energetici şi arderea. Centrul de multiplicare IPB, comanda nr. 170, 1980. 300 pg.

2.2 Leca A. şi a., Tabele, nomograme şi formule termotehnice. Îndrumar, vol II, ET, Bucureşti, 1987. 296 pg.

2.3 Hzmalian D.M. i Kagan Ia. A., Teoria gorenia i topocinîe ustroistva, Energhia, Moskva, 1976. 488 s.

2.4 Zelkowski I., Kohleverbrennung. Brennstoff, Physik und Theorie, Technik. VGB – Kraftwerkstechnik GMBH. Essen, 1986. 431 s.

2.5 Chercea Gh., Băcanu R., Formule statistice pentru determinarea compoziţiei materiilor volatile degajate la încălzirea cărbunilor. Energetica, nr. 3-4/1990, pg. 157 – 160.

2.6 Taiţ E.M., Andreeva I.A., Metodî analiza i ispîtania uglei. Moskva, Nedra, 1983. 301 st.

2.7 Albu Marius şi a., Cărbunii în actualitate şi în perspectivă. Editura Tehnică, Bucureşti, 1989. 249 pg.

2.8 Rusanova A.A., Spravocinic po pîle – i zoloulavlivaniiu. Moskva, Energhia, 1975. 296 st.

2.9 Iavorskii I.A., Fizico-himiceskie osnovî gorenia tverdîh iscopaemîh topliv i grafitov. Novosibirsk, Nauka, 1973. 257 st.

2.10 Blum I. şi Barca F., Chimia şi prepararea combustibililor solizi. Bucureşti, EDP, 1966. 340 pg.

518 C.NEAGA

2.11 Korolicenko A. Ia., Pojarovzrîvoopasnosti promîşlennoi pîli. Moskva, Himia, 1986. 216 st.

2.12 Beloselskii B.S., Topocinîie mazutî. Moskva, Energhia, 1978. 256 st. 2.13 Verhovskii N.I. i dr., Sjiganie vîsocosernistogo mazuta na electrostanţiah.

Moskva, Energhia, 1970. 448 st. 2.14 Gordon G.M., Peisahov I.L., Control pîleulavlivaiuşcih ustanovoc.

Moskva, Metallurghia, 1973. 384 st. 2.15 Mizonov V.E. i dr., Rol separatora v formirovanii proizvoditelnosti

melnicinoi ustanovchi, Teploenerghetika, 8/1988, st.60-61. 2.16 Iacobovici Th., Termodinamica tehnică. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1957,

778 pg. 2.17 Barca Fr. şi a., Procese primare de prelucrare a combustibililor, Centrul

de multiplicare I.P.B., Bucureşti, 1990. 2.18 Salikov P.G., Rashod vozduha i productov sgoraniia tverdâh i jidkih

topliv cac funcţiia ih teplotî sgoraniia i elementarnogo sostava. Teploenerghetika, 4/1976, st. 91-92.

2.19 Kouzov P.A., Osnovî analiza dispersnogo sostava promâşlennâh pâlei i izmelcionnâi materialov, “Himiia”, Leningradscoe otdelenie, 1974, 280 st.

2.20 * * *, Preduprejdenie vnezapnâh vosplamenenii poroşcov i vzrâvov gazodispersnâh sistem, Izd. “Naukova dumca”, Kiev, 1975, 220 st.

Capitolul 3

3.1 Pekker Ia. L., Teplotehniceskie rasciotî po privedennîm haracteristicam topliva (obobşcenie metodî). Moskva – Energhia. 1977. 256 st.

3.2 Neaga C., Epure Al., Calculul termic al generatoarelor de abur. Îndrumar. ET – Bucureşti, 1988. 316 pg.

3.3 Piringer O., Tătaru E., Cromatografia în fază gazoasă. ET – Bucureşti, 1969. 290 pg.

3.4 Neaga C.C., Cazane şi combustibili. Combustibilii energetici şi arderea. Centrul de multiplicare IPB, comanda nr. 170, 1980. 350 pg.

3.5 Neaga C.C., Asupra controlului arderii combustibililor. Producerea, transportul şi distribuţia energiei electrice şi termice, 11/1972, vol V. pg. 513 – 519.

3.6 Părăuşanu V. şi a., Economia hidrocarburilor, Editura Ştiinţifică şi


Enciclopedică, Bucureşti, 1980. 556 pg. 3.7 * * *, Himiceschie veşciestva iz uglia (perevod s nemeţcogo), “Himia”,

Moskva, 1980. 616 st. 3.8 Şilling G.D. i dr., Gazificaţia uglia, “Nedra”, Moskva, 1986. 175 st. 3.9 Peciuro N.S. I dr., Himia i tehnologhia sinteticescogo jidcogo topliva i

gaza, “Himia”, Moskva, 1986. 352 st. 3.10 * * *, Himicescaia tehnologhia tvërdîh goriuciih iscopaemîh, “Himia”,

Moskva, 1986. 496 st. 3.11 Whitehurst D.D. and a., Ojijenie uglia (perevod s angliiscogo), “Himia”,

Moskva, 1986. 256 st. 3.12 Kuzneţov D.T., Energohimicescoe ispolzovanie goriuciih slanţev,

“Energhia”, Moskva, 1978. 216 st. 3.13 Karabasov Iu. S., Valavin V.S., Ispolzovanie topliva v aglomeraţii,

“Metallurghia”, Moskva, 1976. 264 st. 3.14 Popov V.M. i dr., Energheticescoe ispolzovanie frezernogo torfa,

“Energhia”, Moskva, 1974. 304 st. 3.15 Mali S.S., Uglevodî i azotsoderjaşcie veşcestva torfa, “Nauka i Tehnika”,

Minsk, 1982. 231 st. 3.16 * * *, Dezvoltarea producţiei de energie, vol. III, Editura Dacia, Cluj-

Napoca, 1984. 212 pg. 3.17 Jüntgen H., Theoretische Grundlagen von Vergasungsprozessen, VGB,

7/1979, s. 557 – 564. 3.18 Neaga C.C., Analiza bilanţurilor materiale şi termice ale gazeificării

combustibililor solizi, Construcţia de maşini, 10/1986, pg. 571 – 577. 3.19 Ţiperovici M.V. i dr., Obogaşcenie uglei v tiajëlîh suspenziiah, “Nedra”,

Moskva, 1974. 344 st. 3.20 Mingareev R.Ş. i Tucicov I.I., Ecspluataţiia mestorojdenii bitumov i

goriucih slanţev, “Nedra”, Moskva, 1980. 572 st. 3.21 * * *, Spravocinic po obogaşceniiu uglei, “Nedra”, Moskva, 1984. 614 st. 3.22 Necrasov A.S. i dr., Optimizaţiia razvitiia toplivno – energheticescogo

complecsa, Energoizdat, Moskva, 1981. 240 st. 3.23 Gluşcenko I.M., Prognoz cacestva cocsa, “Metallurghia”, Moskva, 1976.

200 st. 3.24 Nicolescu Lazăr, Cenuşa de termocentrală în construcţii, Editura Ceres,

520 C.NEAGA

Bucureşti, 1978. 264 pg. 3.25 Voina N.I., Teoria şi practica utilizării cenuşilor de la centralele

termoelectrice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1981. 487 pg. 3.26 * * *, Sostav i svoistva zolî i şlaca TES: spravocinoe posobie,

Energoatomizdat, Leningrad, 1985. 288 st. 3.27 Şpilrain E.E. i dr., Vvedenie v vodorodnuiu energheticu, Energoatomizdat,

Moskva, 1984. 264 st. 3.28 * * *, Priamoe preobrazovanie energhii, Sbornic naucinîh trudov,

“Naukova dumca”, Kiev, 1980. 160 st. 3.29 * * *, Teplofizicieschie voprosî priamogo preobrazovaniia energhii,

Sbornic naucinîh trudov, “Naukova dumca”, Kiev, 1979. 168 st. 3.30 * * *, Preobrazovanie energhii MGD i termoelectricieschim metodami,

Sbornic naucinîh trudov, “Naukova dumca”, Kiev, 1981. 164 st. 3.31 Tucinskii M.R. i dr., Matematiciescoe modelirovanie i optimizaţiia

piroliznîh ustanovoc, “Himiia”, Moskva, 1979. 168 st. 3.32 Neaga C.C., Calculul şi construcţia nomogramelor pentru controlul

arderii amestecurilor de combustibili, in focarele instalaţiilor termice. Producerea, transportul şi distribuţia energiei electrice şi termice, partea I, nr. 5/1995, pg. 8-17 şi partea a II-a, nr. 6/1995, pg. 39-47.

3.33 Brandt F., Dampferzeuger und Wärmeaustaucher – Entwurf und Berechnung – Technische Hochschule Darmstadt, 1984, 98 s.

3.34 Danilin E.A. i dr., Materialnâi i teplovoi balans cotelnoi ustanovki po rezultatam analiza suhih productov sgoreniia topliva. Teploenerghetika, 11/1985, 71-74 st.

3.35 Vlădea I., Instalaţii şi utilaje termice, E. Tehnică, Bucureşti, 1966 (Cap. 7 – Instalaţii de gazogene), 404 pagini.

3.36 Nosaci V.G. i dr., Vliianie obogaşcieniia vozduha chislorodom na teplovuiu effectivnosti shemî MGDU s himiciescoi regheneraţiei tepla na tverdom toplive. Teplofizika i Teplotehnika, vâpusc 25, Naukova Dumka, Kiev – 1973, 130-135 st.

3.37 Hvostov V.I. i dr., Opredelenie haracteristic goreniia metodom gazovogo analiza, Teploenerghetika, 3/1965, 68-70 st.

3.38 Griaznov N.S., Piroliz uglei v proţesse cocsovaniia, Moskva, “Metallurghia”, 1983, 184 st.


Capitolul 4 4.1 * * *, Rasciot nagrevatelnîh i termiceschih pecei, Spravocinic, Moskva

“Metallurghia” 1983, 480 st. 4.2 Pekker Ia.L., Teplotehniceschie rasciotî po privedennîm haracteristicam

topliva (obobşcenie metodî). Moskva, “Energhia”, 1977, 256 st. 4.3 Neaga C.C., Culegere de probleme de Cazane şi combustibili, Atelierul de

multiplicare IPB, cda. Nr. 107, 1976, 240 pg. 4.4 Neaga C.C., Determinarea randamentului unui cazan de abur în

conformitate cu Recomandarea ISO, Energetica, 11/1976. pg. 395-399. 4.5 Lipov Iu. M. i dr., Componovca i teplovoi rasciot parogheneratora,

Moskva “Energhia” 1975, 176 st. 4.6 Neaga C., Epure Al., Ingineria izolaţiei termice (vol. I, vol. II). MATRIX

ROM, Bucureşti, 1997. 4.7 Andreev E.I., Rasciot teplo – i massoobmena v contactnâh apparatah,

Leningrad, Energoatomizdat, 1985, 192 st. 4.8 Leca A. şi a., Tabele, nomograme şi formule termotehnice. Îndrumar vol.

II, Editura Tehnică, Bucureşti, 1987. 4.9 Neaga C., Epure Al., Calculul termic al generatoarelor de abur.

Îndrumar. Editura Tehnică, Bucureşti, 1988, 316 pg. 4.10 Kovalev A.P. i dr., Parogheneratorî, Moskva Energoatomizdat, 1985,

376 st. 4.11 Neaga C.C., Calculul randamentului şi consumului de combustibil al unui

cazan în regim variabil de funcţionare, Energetica, nr. 8/1976, pg. 265-268.

4.12 Litvin A.M., Osnovâ teploenerghetiki. Izd. 7-e, pererab. i dop. M., “Energhia”, 1973, 168 st.

4.13 Boie W., Vom Brennstoff zum Rauchgas, Verlag Teubner, Leipzig, 1957. 4.14 Boie W., Verbesserungen der vereinfachten Verbrennungsrechnung durch

neue Brennstoffkenngrösen, BWK 16 (1964) Nr. 3, März, S. 127-130. 4.15 * * *, VDI – Handbuch Energietechnik, Teil 2 Wärmetechnische

Arbeitsmappe, 1971. 4.16 Hzmalian D.M. i dr., Teoriia goreniia i topocinâe ustroistva. “Energhiia”,

Moskva – 1976, 488 st. 4.17 Vâhota O.M. i dr., K voprosu opredeleniia sostavliaiuşcih poter tepla pri

522 C.NEAGA

rabote cotlov na gaze, Teploenerghetika, vâpusc 2, Izd. “Vâşeişciaia şcola”, Minsk, 1972, 11-15 st.

4.18 Vnukov A.K., Termodinamicieskie haracteristiki productov goreniia mazuta, idem [4.17], 76-82 st.

Capitolul 5

5.1 Esterkin R.I., Promâşlennâe parogheneriruiuşcie ustanovki. Leningrad “Energhiia”, 1980, 400 st.

5.2 Sidelkovskii L.N. i dr., Parogheneratorî promâşlennâh predpriiatii. Moskva “Energhiia”, 1978, 336 st.

5.3 Aleksandrov V.G., Parovâe cotlî maloi i srednei moşcinosti. Leningrad “Energhiia”, 1972, 200 st.

5.4 Meikliar M.V., Parovâe cotli electostanţii. Moskva “Energhiia”, 1974, 312 st.

5.5 Meikliar M.V., Cotelnâe agregatî TKZ sverhcriticiescogo davleniia. Moskva “Energhiia”, 1970, 256 st.

5.6 Meikliar M.V., Sovremennâe cotelnâe agregatî TKZ. Moskva “Energhiia”, 1978, 223 st.

5.7 Kiselev N.A., Cotelnâe ustanovki. Moskva “Vâsşaia şcola”, 1979, 270 st. 5.8 Rabinovici O.M., Cotelnâe agregatî. M. – L. “Maşghiz”, 1963, 460 st. 5.9 Reznikov M.I., Parogheneratornâe ustanovki electrostanţii. Moskva

“Energhiia”, 1974, 360 st. 5.10 Hzmalian D.M. i dr., Teoriia goreniia i topocinâe ustroistva. Moskva

“Energhiia”, 1976, 488 st. 5.11 Kovalev A.P. i dr., Parogheneratorî. Moskva “Energoatomizdat”, 1985,

376 st. 5.12 Kitaev B.I. i dr., Teplo – i massoobmen v plotnom sloe. Moskva, Izd.

“Metallurghia”, 1972, 432 st. 5.13 Gorbis Z.R., Teploobmen i ghidromehanica dispersnâh scvoznâh potocov.

Moskva “Energhiia”, 1970, 424 st. 5.14 Aerov M.E. i dr., Ghidravlicieskie i teplovâe osnovî rabotî apparatov so

stationarnâm i chipiaşcim zernistâm sloem. Leningrad “Himiia”, 1968, 512 st.

5.15 Tişcienko A.T. i dr., Peci i teploobmenniki s psevdoojijennâm sloem. Kiev


“Naukova dumka”, 1973, 148 st. 5.16 Kazakova E.A., Granulirovanie i ohlajdenie v apparatah s kipiaşcim

sloem. Moskva “Himiia”, 1973, 152 st. 5.17 Razumov I.M., Psevdoojijenie i pnevmotransport sâpucih materialov.

Moskva “Himiia”, 1972, 240 st. 5.18 Borodulia V.A. i dr., Ghidrodinamica i teploobmen v psevdojijennom sloe

pod davleniem. Minsk “Nauka i Tehnika”, 1982, 206 st. 5.19 Botterill J.S.M., Teploobmen v psevdojijennom sloe (perev. s angliiscogo).

Moskva “Energhiia”, 1980, 344 st. 5.20 Borodulia V.A. i dr., Matemeticieskie modeli himicieskih reactorov s

chipiaşcim sloem. Minsk “Nauka i Tehnika”, 1976, 208 st. 5.21 Rabinovici M.I., Teplovâe proţessî v fontaniruiuşcem sloe. Kiev

“Naukova Dumka”, 1977, 176 st. 5.22 Hadjioglo A.V. i dr., Suşca uglia v chipiaşcem sloe. Moskva

“Metallurghiia”, 1971, 208 st. 5.23 * * *, Novoe v teorii i practike psevdoojijeniia (perev. s angliiscogo).

Moskva “Mir”, 1980, 192 st. 5.24 Gorbis Z.R. i dr., Teploobmeniki s protocinâmi dispersnâmi

teplonositeliami. Moskva “Energhiia”, 1975, 296 st. 5.25 Baskakov A.P. i dr., Proţessî teplo – i massoperenosa v chipiaşcem sloe.

Moskva “Metallurghiia”, 1978, 248 st. 5.26 Liuboşiţ A.I. i dr., Reghenerativnâi teploobmen v plotnom sloe. Minsk

“Nauka i Tehnika”, 1970, 200 st. 5.27 Zavarov A.S. i dr., Himico-termiciescaia obrabotca v chipiaşcem sloe.

Moskva “Maşinostroenie”, 1985, 160 st. 5.28 Lukianov P.I., Apparatî s dvijuşcimsia zernistâm sloem. Teoriia i rasciot.

Moskva “Maşinostroenie”, 1974, 184 st. 5.29 Ahmedov R.B. i dr., Aerodinamica zacrucennoi strui. Moskva

“Energhiia”, 1977, 240 st. 5.30 Kiazimov K.G., Osnovî gazovogo hoziaistva. Moskva “Vâsşaia şcola”,

1981, 320 st. 5.31 * * *, Valorificarea prin ardere a combustibililor inferiori. ET –

Bucureşti, 1977, 352 pg. 5.32 * * *, Modernizarea instalaţiilor de ardere pentru cazane industriale. ET

524 C.NEAGA

– Bucureşti, 1993, 272 pg. 5.33 Oka S.N., Sagorevanje u fluidizovanom sloju. Procesi i primena.

Jugoslovensko društvo termičara, Beograd, 1994, 524 pg. 5.34 Volkovinski V.A. i dr., Sistemî pâleprigotovleniia s melniţami

ventiliatorami. Moskva “Energoatomizdat”, 1990, 272 st. 5.35 Zelkowski J., Kohleverbrennung, Brennstoff, Physik und Theorie,

Technik. VGB – Kraftwerkstechnik GMBH. Essen, 1986, 431 S. 5.36 Motin G.I. i dr., Issledovanie aerodinamiki topocinâh ustroistv na

ghidromodeliah. Teploenerghetika, 8/1978, 17-21 st. 5.37 Romadin V.P., Topki s uglovâmi tanghenţialnâmi gorelcami.

Teploenerghetika, 7/1973, 55-62 st. 5.38 Volcov E.P. i dr., Komplecsnaia effectivnost sjiganiia mazuta i gaza v

priamotocino – vihrevom fakele na energheticieskih i vodogreinâh cotlah. Teploenerghetika, 10/1990, 40-45 st.

5.39 Effenberger H., Dampfeurzeuger, VEB Deutscher Verlag für Grundstoffindustrie, Leipzig, 1989, 376 S.

5.40 Pănoiu N., Neaga C. şi a., Rezistenţa arodinamică a grătarelor cu împingere răsturnată (GIR), construite în vederea arderii măruntului de cărbune. Energetica, 2/1987 (anul 35), pg. 73-78.

5.41 Şiman D., Popescu L., Neaga C., Determination by computation of the structural shape of the Grating bar with high power of cooling. Rev. Roum. Sci. Techn. – Electrotechn. et Energ., 32, 4/1987, pg. 473-480.

5.42 Popescu L. şi a., Experimentări de ardere a ligniţilor pe grătare cu împingere răsturnată cu recirculare de gaze de ardere. Energetica, 2/1986, pg. 71-74.

5.43 Nistor I. şi a., Cercetări privind arderea combustibililor solizi în strat fluidizat. Construcţia de maşini, 10/1975, pg. 485-487.

5.44 Cazacu C. şi a., Modernizarea cazanelor de abur industriale şi de încălzire centrală. ET – Bucureşti, 1980.

5.45 Antonescu N., Arderea cu recirculare de gaze pentru evitarea zgurificării la combustia în strat a ligniţilor. Energetica, 33, 4/1985, pg. 177-180.

5.46 Buimovici D., Aspecte specifice ale arderii ligniţilor. Studii şi cercetări de energrtică, tom VII, nr. 1, 1975, pg. 33-43.

5.47 Upmalis A., Investigaţii privind arderea combustibililor solizi pe grătare


cu împingere directă. Wärme, RFG, 77, nr. 2/3, iunie 1971, pg 37-41. Traducere DS – Combustibili – 11/1971, IDT, pg. 817-826.

5.48 Czichon P., Calculul şi construcţia unui focar cu grătar rulant. Wärme, RFG, 77, nr. 2/3, iunie 1971, pg 41-47. Traducere DS – Combustibili – 11/1971, IDT, pg. 827-844.

5.49 Sparrow E.M., Cess R.D., Teploobmen izeucieniem. Perevod s angl., Energhiia, Leningrad, 1971, 296 st.

5.50 Levin B.I., Ispolzovanie tverdâh bâtovâh othodov v sistemah energosnabjeniia. Moskva, “Energoizdat”, 1982, 224 st.

5.51 Antonescu N.N., Procese energoeconomice cu poluare redusă în arderea deşeurilor menajere şi industriale solide. Teză de doctorat, Univ. Tehnică de Construcţii, Bucureşti, 1999, 189 pg.

5.52 Kirillov V.A. i dr., Ghidrodinamicieskie rejimî v trehfaznom nepodvijnom zernistom sloe. Teoreticieskii analiz. IFJ – Sentiabr. Tom XXXI, nr. 3/1976, st. 402-409.

5.53 Borodulia V.A. i dr., Ob ustoicivosti rabotî apparatov s zernistâm sloem, ojijaemâm potocam gaza. IFJ – Sentiabr. Tom XXXI, nr. 3/1976, st. 410-417.

5.54 Mascaev V.K. i dr., Teploobmen mejdu sloem sfericieskih ciastiţ i ojijaiuşciei ego gazovzvesiu. Izv. VUZ, 9/1973, st. 137-140.

5.55 Wengefeld P., Heizkraftwerk mit aufgeladenem Wierbelschicht – Dampferzeuger im Vergleich mit alternativen Feuerungssystemen. Brown Boveri Mitteilungen, 11/1982, Band 69, S. 413-422.

5.56 Langhoff J. und a., Die Wirbelschichtanlagen Flingern und König Ludwig. Aufbau und erste Betriebserfahrungen. BWK, 11/1981 (33), S. 441-443.

5.57 Kubin M., Sjiganie tverdogo topliva v kipiaşciem sloe. Per. s cieşsk. Moskva “Energoatomizdat”, 1987, 112 st.

5.58 Menzel J., Energiesparende Kraft – Wärme – Kopplung bei Niedertemperatur – Prozesswärme. Gas Wärme International, 4/1981, Band 30, S. 208-214.

5.59 Munţ V.A. i dr., Teplovoi rasciot topoc so staţionarnâm nizcotemperaturnâm i ţirculiaţionnâm kipiaşcim sloem (ciast I). Teploenerghetika, 1/1990, st. 74-77. Ciast II, Teploenerghetika, 3/1990,

526 C.NEAGA

st. 72-75. 5.60 Kameneţkii B. Ia., Kinetica sgoraniia polifracţionnogo uglia v sloe pri

ţiclicinom teploobmene. Teploenerghetika, 12/1990, st. 63-65. 5.61 Kameneţkii B. Ia., Nestaţionarnâi teploobmen v sloevâh topcah. IFJ,

3/1987, tom 53, st. 489-490. 5.62 Kameneţkii B. Ia., Kinetica progreva i gazificaţii cuscovogo topliva pri

sloevom sjiganii. IFJ, 1/1988, tom 54, st. 151-152. 5.63 Flueraru C., Analiza proceselor termo-gazodinamice în stratul fluidizat

circulant. Referat nr. 1 în cadrul doctoranturii, Univ. Politehnica Bucureşti, 1996.

5.64 Flueraru C., Modele fizice şi matematice ale transferului de căldură în medii disperse. Referat nr. 2 în cadrul doctoranturii, Univ. Politehnica Bucureşti, 1996.

5.65 Scarlat N., Analiza pe baza literaturii a modelelor fizice şi matematice privind formarea noxelor în focarele cu ASFR. Referat nr. 1 în cadrul doctoranturii, Univ. Politehnica Bucureşti, 1999.

5.66 Scarlat N., Influenţa calităţii cărbunelui, a sorbentului şi a geometriei focarului asupra formării noxelor în focarele ASFR. Referat nr. 2 în cadrul doctoranturii, Univ. Politehnica Bucureşti, 1999.

5.67 Gîrjoabă M., Ingineria fluidizării. Referat nr. 1 în cadrul doctoranturii, Univ. Politehnica Bucureşti, 2000.

5.68 Işciuk E.A., Model goreniia ciastiţ ugleroda v kipiaşciem sloe. Fizica aerodispersnâh sistem, vâpusc 30, Kiev-Odessa, “Vişcia şcola”, 1986, st. 54-61.

5.69 Petko V.M. i dr., K voprosu o ghidrodinamike kipiaşciego sloia. Energomaşinostroenie, 11/1977, st. 39-41.

5.70 Esayan L. şi Esayan M., Fluidizarea. Teoria procesului şi aplicaţii în tehnică. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1959, 356 pg.

5.71 Bulat A., Instalaţii de transport pneumatic. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1962, 232 pg.

5.72 Mihăilă C., Procese termodinamice în sisteme gaz-solid şi aplicaţiile lor în industrie. Ed. Tehnică, Bucureşti, 1982, 248 pg.

5.73 Ahundov A.A. i dr., Objig v kipiaşciem sloe v proizvodstve stroitelnâh materialov. Moskva, Stroiizdat, 1975, 248 st.


5.74 Liuboşiţ I.L. i dr., Suşca dispersnâh termociuvstvitelnâh materialov. Izd. “Nauka i Tehnika”, Minsk, 1969, 216 st.

5.75 Leva M., Psevdoojijenie. Per. s angl., Moskva, Gostoptehnica, 1961, 400 st.

5.76 Ivănuş Gh. şi a., Ingineria fluidizării. Ed. Tehnică – Bucureşti, 1996, 360 pg.

5.77 Beranek Ia i dr., Tehnica psevdoojijeniia. Moskva, Gostoptenizdat, 1962, 160 st.

5.78 Zabrodskii S.S., Vâsocotemperaturnâe ustanovki s psevdoojijennâm sloem. Moskva, Energhiia, 1971. 328 st.

5.79 Dragoş L. şi a., Petroleum Coke and Electrode Carbon Firing in CFBC Boilers. Thermal Science, vol 1, nr. 2/1997.

5.80 Hanemann H. und a., Rotierende Wirbelschichtfeurung zur Verbrennung von Mül. Vorträge VGB – Konferenz Wirbelschicht Systeme 1990, V29, 23 S.

5.81 Heinrich F., Versuche zur Müllverbrennung in der Wirbelschicht. VGB Kraftwerkstechnik 68, Heft 11, November 1988, 1152-1160 S.

5.82 Munţ V.A. i dr., Kipiaşcii sloi cac sposob utilizaţii nizcoreacţionnâh uglerodosoderjaşcii othodov. Izv. VUZ – Energhetika, 6/1989, 69-73 st.

5.83 Bethge F. und a., Tratarea termică şi valorificarea solurilor contaminate cu hidrocarburi prin ardere combinată într-un strat fluidizat circulant. VGB, nr. 2/1999, Versiune în lb. română, pg. 81-86.

5.84 Neaga C., Epure A., Calculul termic al generatoarelor de abur. ET – Bucureşti, 1988, 316 pg.

5.85 * * *, Spravocinic po teploobmennicam. Tom 1, Moskva, Energoatomizdat, 1987, 560 st., per. s angl.

5.86 Lipov Iu. M. i dr., Componovca i teplovoi rasciot parogheneratora. Ucieb. posobie dlia vuzov. Moskva “Energhiia”, 1975, 176 st.

5.87 Lipov Iu. M. i dr., Componovca i teplovoi rasciot parovogo cotla. Ucieb. posobie dlia vuzov. Moskva “Energoatomizdat”, 1988, 208 st.

5.88 * * *, Cotelnâe i turbinnâe ustanovki energoblocov moşcinostiu 500 i 800 MWt. Sozdanie i osvoenie. Moskva, “Energhiia”, 1979, 680 st.

5.89 * * *, Teplovoi rasciot cotelnâh agregatov (normativnâi metod). Moskva “Energhiia”, 1973, 296 st.

528 C.NEAGA

5.90 Borodulia V.A. i dr., Sjiganie tverdogo topliva v psevdoojijennom sloe. Minsk “Nauka i Tehnica”, 1980, 192 st.

5.91 Rassudov N.S. i dr., Soverşenstvovanie sposoba sjiganiia topliva v chipiaşciem sloe v topcah parovâh cotlov, Teploenerghetika, 11/1982, st. 72-74.

5.92 Berg B.V. i dr., Issledovanie proţessov rastopki apparatov s chipiaşcim sloem s ispolzovaniem jidcogo topliva, Teploenerghetika, 8/1983, st. 51-53.

5.93 Şteiner I.N. i dr., Zajiganie topliv i rastopca topocinâh ustroistv psevdoojijennogo sloia. Teploenerghetika, 4/1985, st. 32-35.

5.94 Keler V.R. i dr., Izucienie proţessa goreniia jidcogo topliva v chipiaşciem sloe, Teploenerghetika, 10/1979, st. 60-62.

5.95 Rassudov N.S. i dr., Nizcotemperaturnoe sjiganie tverdâh topliv v zatormojennom chipiaşciem sloe, Eneromaşinostroienie, 2/1978, st. 1-3.

5.96 Upmalis A., Investigaţii privind arderea combustibililor solizi pe grătare cu împingere directă, DS, Combustibili, 11/1971, pg. 817-826 (traducere din Wärme, RFG).

5.97 Neaga C., Cazane şi combustibili. Centrul de multiplicat cursuri IPB, vol. I – 375 pg.; vol. II – 107 pg., Bucureşti, 1984.

5.98 Schröder K., Centrale termoelectrice de putere mare. Echipamentul centralelor termoelectrice, vol. III, traducere din limba germană, ET, Bucureşti, 1971, 1086 pg.

5.99 Mihăescu L. şi a., Aerodinamica grătarelor cu bare înguste. Energetica (39), seria A, 5/1991, pg. 184-188.

5.100 Buchmüller H.A., Ustroistvo dlia udaleniia şlaca v cotle na burom ugle (perevod s nemeţkogo), Express – Informaţia, Teploenerghetika, 41/1976, st. 14-21.

5.101 Sizâh V.Ia. i dr., Energheticieski naivâgodneişie regimâ napornogo pnevmaticiescogo transporta zolâ. Izv. VNIIG imeni B.E. Vedeneeva, Sbornic naucinâh trudov, Tom 201, Ohrana ocrujaiuşciei sredâ v teploenerghetike, Energoatomizdat, Leningrad, 1987, st. 42-44.

5.102 Potapov I.A., K metodu ghidravliciescogo rascieta napornâh ghidrotransportnâh sistem. Idem, st. 61-63.

5.103 Mariamcic M.I., Rasciot optimalnogo nasâşcieniia topki poverhnostiami


nagreva, Teploenerghetika, 11/1985, st. 7-9. 5.104 Gatiţkii E.A. i dr., Vâbor velicinâ radiaţionnoi poverhnosti

paroperegrevatelia dlia unifiţirovannâh cotlov s estestvennoi ţirculiaţiei. Energomaşinostroienie, 6/1977, st 15-18.

5.105 Voina N.I., Teoria şi practica utilizării cenuşilor de la centralele termoelectrice. ET – Bucureşti, 1981, 487 pg.

5.106 * * *, Sostav i svoistva zolâ i şlaca TES. Spravocinoe posobie. Energoatomizdat – Leningrad, 1985, 288 st.

5.107 Ciorniaev V.I., K vâboru optimalnâh tiporazmerov componovchi goreloc v topke so vstrecino – smeşciennâmi struiami. Trudâ Moskovskogo Ordena Lenina Energheticiescogo Instituta, vâpusc 213, 1974, st. 70-75.

5.108 Iziumov M.A., Componovca i rasciot gorelocinâh ustroistv MEI dlia sjiganiia topliv v sisteme vstrecino – smeşciennâh strui (VSS). Trudâ MEI, Parogheneratorostroienie, vâpusc 150, 1972.

5.109 Romadin V.P., Topki s uglovâmi tanghenţialnâmi gorelcami. Teploenerghetika, 7/1973, st. 55-62.

5.110 Kazanskii A.N. i dr., Opât ekspluataţii sistem vâsococonţentrirovannoi podaci pâli c gorelcam. Energhetik, 11/1983, st 5-7.

5.111 * * *, Itoghi vnedreniia monoblocov cotel – turbina na electrostanţiiah Franţii. Teploenerghetika, 5/1974, st. 87-91.

5.112 Rabinovici O.M. i dr., Issledovanie aerodinamiki otcrâtoi topki s frontalnâm raspolojeniem dvuhulitocinâi goreloc i vstrecinâm vvodom sbrosnogo vozduha. Energomaşinostroienie, 4/1975, st. 18-20.

5.113 Liahovskii D.N. i dr., Aerodinamica mnogovihrevoi topki s tanghenţialnoi componovcoi goreloc. Energomaşinostroienie, 7/1978, st. 36-38.

5.114 Ene A.S., Contribuţii privind influenţa unor parametri constructivi şi funcţionali ai focarelor şi camerelor de ardere privind instabilitatea regimului termo-gazo-dinamic de funcţionare. Teză de doctorat, Universitatea “Politehnica” Bucureşti, 2000.

5.115 Băltăreţu F., Modelarea matematică şi numerică a proceselor de transfer, în cazul jeturilor neizoterme. Teză de doctorat, Universitatea Tehnică de Construcţii, Bucureşti, 2001, 177 pg.

5.116 Hzmalian D.M., Teoriia topocinâh proţessov. Moskva, Energoatomizdat, 1990, 352 st.

530 C.NEAGA

5.117 Belinskii S.Ia. i dr., Energheticieskie ustanovchi electrostanţii. Moskva “Energhiia”, 1974, 304 st.

5.118 * * *, Factorî vâsocoi economicinosti TES EDF, Teploenerghetika, 6/1974, st. 87-90.

5.119 Bâcicovskii A.L., Utepliaiuşcie ecranâ parogheneratorov. Moskva “Maşinostroienie”, 1976, 112 st.

5.120 Abramovici G.N., Teoriia turbulentnâh strui. Moskva, Gos. izd – vo fiz. mat. lit., 1960, 715 st.

5.121 Golubţov V.M., K voprosu optimizaţii pâlevâh ţiclonov. Teploenerghetika, 11/1985, st. 42-43.

5.122 Mitor V.V. i dr., Ecsperimentalnaia i analiticiescaia oţenchi roli lucistovo tepla v vosplamenenii pâlevozduşnoi strui. Energomaşinostroienie, 6/1977, st. 18-20.

5.123 Kaţnelson B.D. i dr., Aerodinamiciescoe issledovanie modeli ploscofachelnoi gorelki. Teploenerghetika, 1/1974, st. 28-32.

5.124 Mihăescu L. şi a., Arzătoare turbionare. ET – Bucureşti, 1986, 447 pg. 5.125 Volkov E.P. i dr., Complecsnaia effectivnost sjiganiia mazuta i gaza

priamotocino – vihrevom fakele na energheticieskih i vodogreinâh cotlah. Teploenerghetika, 10/1990, st. 40-45.

5.126 Kazanskii A.N. i dr., Opât ecspluataţii sistem vâsococonţentrirovannoi podaci pâli c gorelcam. Energhetik, 11/1983, st. 5-7.

5.127 Kovalenko A.L. i dr., Issledovanie topocinoi camerâ cotla TGMP – 204P s podovoi componovcoi goreloc. Teploenerghetika, 4/1985, st. 25-28.

5.128 Şniţer I.N. i dr., Razvitie topocinogo proţessa pri razlicinâh componovcah vihrevâh goreloc. Teploenerghetika, 11/1976, st. 50-55.

5.129 Pomeranţev V.V. i dr., Nizcotemperaturnoe vihrevoe sjiganie mazuta. Teploenerghetika, 6/1982, st. 44-47.

5.130 Şniţer I.N. i dr., Rabotâ topocinoi camerâ cotla TPP-210A pri sjiganii toşcih uglei i poluantraţitov. Teploenerghetika, 5/1974, st. 38-42.

5.131 Mitiuşin Iu.P. i dr., Razrabotca i ispâtaniia vâsocoproizvoditelnoi acusticiescoi forsunchi dlia raspâlivaniia jidchih topliv. Teploenerghetika, 1/1979, st. 33-35.

5.132 Thielen W., Einfluss der Brennerkonstruktion auf das brennernahe Strömungsfeld in gestuften Kohlenstaubfeuerungen. BWK Bd. 40. Nr. 5 –


Mai, 1988, S. 186-192. 5.133 Schröder H.Ch. und a., Sisteme de focare sigure, cu considerarea

protecţiei mediului ambiant. Versiunea în limba română a revistei VGB Kraftwerkstechnik 2/1999, pg. 72-80.

5.134 Şniţer I.N. i dr., Rabota pâlegazovoi gorelchi s promejutocinoi podaciei gaza. Energomaşinostroienie, 1/1974, st. 24-26.

5.135 Şniţer I.N. i dr., Aerodinamicieskie haracteirstichi vihrevâh goreloc i vâgoranie pâleugolnogo fachela pri periferiinom ego vosplamenenii. Energomaşinostroienie, 9/1976, st. 35-38.

5.136 Şniţer I.N. i dr., Rabota topocinoi camerâ parogheneratora TPP-312A s odnoiarusnâm raspolojeniem goreloc teplovoi moşcinostiu 100 MWt. Energomaşinostroienie, 12/1976, st. 8-12.

5.137 Şniţer I.N. i dr., Aerodinamicieskie haracteirstichi topocinoi camerâ pri razlicinâh componovcah vihrevâh goreloc. Energomaşinostroienie, 5/1978, st. 14-17.

5.138 Parşin A.A. i dr., Opât proiectirovaniia i ecspluataţii cotloagregatov s ploscofachelnâmi gorelcami. Energomaşinostroienie, 6/1978, st. 1-4.

5.139 Şniţer I.N. i dr., Issledovanie proţessa goreniia antraţitovogo ştâba i ego smesi s gazom v topocinoi camere cotla TP-100. Electricieskie Stanţii, 7/1972, st. 22-25.

5.140 Bondarev A.M., Vliianie construcţii goreloc i ih razmeşcieniia na vosplamenenie pâli kuzneţchii uglei. Energomaşinostroienie, 8/1977, st. 31-33.

5.141 Rennert K.D., Kohlenstaubgefeuerter Zündbrenner. BWK 34 (1982) Nr.3, März, S. 131-135.

5.142 Verhovskii N.I. i dr., Sjiganie vâsocosernistogo mazuta na electrostanţiiah. Moskva “Energhiia”, 1970, 448 st.

5.143 Speişer V.A. i dr., Povâşenie effectivnosti ispolzovaniia gaza i mazuta v energheticieschih ustanovcah. Moskva “Energhiia”, 1974, 208 st.

5.144 Bergauz A.L. i dr., Povâşenie effectivnosti sjiganiia topliva v nagrevatelnâh I termicieschih peciah. Leningrad “Nedra”, 1984, 175 st.

5.145 Speişer V.A. i dr., Povâşenie effectivnosti ispolzovaniia gaza i mazuta v energheticieschih ustanovcah. 2-e izd., pererab. i dop. – Moskva “Energoizdat”, 1982, 240 st.

532 C.NEAGA

5.146 Mitiuşin Iu.P. i dr., Razrabotca i ispâtaniia vâsocoproizvoditelnoi acusticiescoi forsunchi dlia raspâlivaniia jidchih topliv. Teploenerghetika, 1/1979, st. 33-35.

5.147 Sasvary G. şi Rapp T., Modul de funcţionare a unui arzător cu strat de combustibil lichid. DS Combustibili, IDT, 4/1972, pg 237-241 (traducere din Maschinenmarkt, RFG, 77, nr 82, octombrie 1971, pg. 1859-1860).

5.148 Handby V.I., Consideraţii de bază privind funcţionarea unui arzător simplu în impulsuri. DS Combustibili, IDT, 4/1972, pg 242-251 (trad. Journal of the Institute of Fuel, Anglia, XLIV, nr. 369, nov. 1971, pg 595-599).

5.149 Tagher S.A. i dr., Obrazovanie okislov azota NO2 i sernogo anghidrida SO3 v cotloagregate TGMP-314. Teploenerghetika, 9/1974, st. 42-46.

5.150 Leikert K., Feuerungen für Dampferzeuger hinter Gasturbinen. Techn. Mitt., 1976, 69, nr. 3, S. 103-108. Ekspress Informaţiia Teploenerghetika, 27/1976, st. 8-15.

5.151 Ungureanu C., Unele rezultate cu privire la distribuirea picăturilor de combustibil pulverizat prin injectoare de joasă presiune. Energetica, 3/1961, pg. 94-100.

5.152 Lemnean N. şi a., Instalaţii de ardere cu combustibili lichizi (procese, arzătoare). ET – Bucureşti, 1982, 404 pg.

5.153 Singels L.J., Spezialdüsen für Industrie – Ölfeuerungsanlagen. Gas Wärme Int., 1976, 25, nr. 3, 120-121. Ekspress Informaţiia Teploenerghetika, 28/1976, st. 27-29.

5.154 * * *, Sjiganie vâsocoobvodnennogo topliva v vide vodougolnâh suspenzii. Izd. “Nauka”, Moskva, 1967.

5.155 Ermlich K., Verbrennung heizwertarmer Gase in Brenner-Spezialkonstruktionen für Industrie – feuerungen. Gas Wärme International, Band 31 (1982) Heft 2/3, Februar/März, S. 100-106.

5.156 Leikert K., Stand der Erkenntnis über Feuerraumschwingungen und Massnahmen zu ihrer Beseitigung. VGB Kraftwerkstechn., 1976, 56, Nr. 5, 327-333.

5.157 Rogers J.D. and a., A summary of experiences with fan-induced vibrations on fossil-fueled boilers. Proc. Amer. Power Conf. vol. 37, Chicago, III, 1975, 728-734.


5.158 Şurkin E.N., Rezultatâ gosudarstvennâh ispâtanii combinirovannoi acusticiescoi gorelchi GKA-100. Promâşlennaia Energhetika, 2/1979, st. 40-43.

5.159 Chen Y.N., Rauchgasseitige Schwingungen in Dampferzeugern. VGB Kraftswerkstechn., 59, Heft 5, Mai 1979, S. 420-433.

5.160 Ene S.A. şi a., Analiza cauzelor apariţiei şi întreţinerii regimului pulsatoriu al curgerii mediului din focarele generatoarelor de abur. Construcţia de maşini, 6/1996, pg. 7-13.

5.161 Neaga C. şi a., Modelarea funcţionării cu pulsaţii de presiune a focarului cazanului de 420 t/h, nr. 1 de la CET – Braşov, Energetica, 2/1998, pg. 56-63.

5.162 Alecu M. şi a., Influenţa numărului de mori in funcţiune asupra comportării focarelor cu arzătoare de colţ. Energetica, 2/1998, pg. 64-69.

5.163 Raboviţer I.H., Vliianie construcţii RVP na uroven colebanii rashoda vozduha i razrejeniia v topche, obuslovlennâh neravnomernâm soprotivleniem RVP, Teploenerghetika, 5/1974, st. 79-80.

5.164 Jianu C. şi a., Analiza unor soluţii de arzătoare cu hidrocarburi cu NOx scăzut utilizând modelarea numerică a proceselor din flacără. Energetica (45), 4/1997, pg. 147-153.

5.165 Jianu C., Contribuţii la studiul influenţei perturbaţiilor elastice asupra arderii şi pulverizării combustibililor lichizi grei. Teză de doctorat, Univ. “Politehnica”, Bucureşti, 1998, 227 pg.

5.166 Rădulescu I., Contribuţii la studiul stabilităţii arderii amestecurilor omogene pe obstacole neaerodinamice. Teză de doctorat, Univ. “Politehnica”, Bucureşti, 2000, 227 pg.

5.167 Petuhov V.N., Vliianie temperaturâ podogreva mazuta na proţess goreniia. Teploenerghetika, 3/1975, st. 19-23.

5.168 Mâsac I.S. i dr., K opredeleniiu optimalnogo izbâtca vozduha pri sjiganii gaza i mazuta. Izv. VUZ Energetika, 1/1976, st. 71-77.

5.169 Bairaşevskii B.A., K voprosu o modelirovanii sistemâ topca-gorelocinoe ustroistvo. VUZ Energetika, 1/1976, st. 78-83.

5.170 Râbalko V.K. i dr., Ecsperimentalnoe issledovanie raspâlivaniia mazuta vodianâmi forsuncami. Teploenerghetika, 11/1976, st. 77-79.

5.171 Ţirulnikov L.M., O vozmojnosti optimizaţii topocinogo proţessa v

534 C.NEAGA

gazomazutnâh cotlah. Teploenerghetika, 6/1979, st. 52-53. 5.172 Horsley M.E. şi a., Arderea combustibililor uşori de la prima distilare în

injectoare cu jet sub presiune. DS Combustibili, 8/1971, pg. 564-569 (trad. Din Oil an Gas Firing, Olanda, 5, nr. 6, febr. 1971).

5.173 Archer J.S. and a., Arderea în trepte multiple a combustibililor lichizi reziduali. DS Combustibili, 8/1971, pg 570-595 (trad. din Journal of the Institute of Fuel, Anglia, 43, nov. 1970).

5.174 Tagher S.A. i dr., Arderea păcurii cu conţinut mare de sulf în focar de încercare cu ciclon cu admisie dirijată. DS Combustibili, 8/1971, pg. 596-604 (din Teploenerghetika, 4/1971).

5.175 Sigal I.Ia., Zaşcita vozduşnogo basseina pri sjiganii topliva. Leningrad “Nedra”, 1977, 294 st.

5.176 Ghimbutis G.I., Teploobmen v rotaţionnoi forsunke. Teploenerghetika, 2/1980, st. 60-63.

5.177 Pomeranţev V.V. i dr., Nizcotemperaturnoe vihrevoe sjiganie mazuta. Teploenerghetika, 6/1982, st. 44-47.

5.178 Şagalova S.L. i dr., Aerodinamicieskie issledovaniia potoca v canalah vihrevâh goreloc za lopatocinâmi apparatami. Teploenerghetika, 7/1984, st. 22-26.

5.179 Kovalenko A.L. i dr., Issledovanie topocinoi camerâ cotla TGMP-204P s podovoi componovcoi goreloc. Teploenerghetika, 4/1985, st. 25-28.

5.180 Ahmedov R.B. i dr., Tehnologhiia sjiganiia goriucih gazov i jidkih topliv. Leningrad “Nedra”, 1984, 238 st.

5.181 Volkov E.P. i dr., Komplecsnaia effectivnost sjiganiia mazuta i gaza v priamotocino vihrevom fachele na energheticieskih i vodogreinâh cotlah. Teploenerghetika, 10/1990, st. 40-45.

5.182 Şiţman S.E. i dr., Opât rabotâ razlicinâh shem raspolojeniia goreloc pri perevode pâleugolnâh cotlov na mazut. Electricieskie stanţii, 9/1980, st. 66-67.

5.182 Protopopov V.S. i dr., Effectivnost sjiganiia mazuta v verticalnom priamotocino-vihrevom fachele na cotle BKZ-160-100M. Electricieskie stanţii, 10/1982, st. 13-16.

5.183 Kallas P.K. i dr., Ecspluataţiia dvuhstupenciatâh forsunoc so speciennâmi raspâliteliami. Electicieskie stanţii, 10/1982, st. 20-23.


5.184 Neaga C., Elemente geometrice ale jeturilor bifazice libere izotermice. Energetica, 10-11-12/1974, pg. 372-376.

5.185 Neaga C., Calculul analitic al câmpurilor de viteze şi concentraţii în jeturile bifazice izotermice. Construcţia de maşini, 3/1978, pg. 107-113.

5.186 Moroianu C., Contribuţii la creşterea eficienţei arderii combustibililor lichizi utilizaţi la generatoarele navale. Teză de doctorat, Universitatea “Politehnica”, Bucureşti, 2000, 180 pg.

5.187 Popa B. şi a., Procese de ardere în câmp sonor. E. Acad. RSR, Bucureşti – 1973, 256 pg.

5.188 * * *, Sjiganie vâsocoobvodnennogo topliva v vide vodougolnâh suspenzii. Izd. “Nauka”, Moskva, 1967, st. 192.

5.189 Prisecaru T. şi a., Studiul distribuţiei de presiuni în focarele generatoarelor de abur. Pulsaţiile de presiune ale gazelor de ardere din focar datorate variaţiei excesului de aer. Construcţia de maşini, 6/1996, 14-19 pg.

5.190 Leikert K., Pulsaţii v topocinoi camere i meropriiatiia po ih predotvraşcieniiu (perevod s nemeţk.). Ecspress-Informaţiia, Teploenerghetika, Moskva, 37/1976, st. 1-7.

5.191 Rogers J.D. and a., Obobşcienie opâta borbâ s vibraţiei cotloagregatov, vâzvannoi ventiliatorami (perevod s angl.). Ecspress-Informaţiia, Teploenerghetika, Moskva, nr. 31/1976, st. 1-11.

5.192 Neaga C., Analiza oscilaţiilor arderii în focarul generatoarelor de abur. Contract colaborare – convenţie civilă, Bucureşti, 1999.

Documents

Tratat de Genera to Are de Abur - Neaga Vol 1_561