Содержание к диссертации
Введение
1. Использование горючих сланцев и установка для их термической обработки 13
1.1. Общие сведения по использованию низкосортного твердого топлива 13
1.1.1 Энергетическое использование 13
1.1.2.Энергохимическое использование 16
1.2. Ресурсы и использование горючих сланцев 18
1.3. Технологические аспекты пирогазификации 23
1.4. Реакторные устройства 26
1.5. Установка для термической переработки пылевидного сланца в трубчатых реакторах 29
1.6. Выводы 35
2. Расчет характеристик течения и теплообмена в трубчатых реакторах 38
2.1. Общие сведения о изученности течения газодисперсных потоков 38
2.2. Основные параметры, характеризующие течение газовзвеси, и их расчет 39
2.2.1. Аэродинамические характеристики твердых частиц 39
2.2.2. Структура потока газовзвеси в горизонтальной трубе и рабочая скорость газа 40
2.2.3. Гидравлическое сопротивление газовзвеси при разложении частиц и перераспределении фаз по длине потока . 43
2.2.4. Скорость движения твердых частиц в неизотермическом потоке газовзвеси 46
2.3. Алгоритм расчета характеристик течения газовзвеси в трубчатом реакторе 49
2.3.1. Адиабатический разгонный участок 49
2.3.2. Основной участок 52
2.4.Общие сведения об изученности теплообмена при течении газовзвеси в трубах 57
2.5. Метод расчета теплообмена при течении в трубе газовзвеси с термохимически разлагающейся твердой фазой 63
2.5.1. Физические представления и исходные соотношения 63
2.5.2. Расчетная схема и рекуррентные связи 66
2.5.3. Алгоритм расчета 69
2.5.4. Сравнение расчета с опытными данными 71
2.6. Выводы 75
3. Комплексный расчет трубчатых реакторов в составе установки для термоокислительного пиролиза сернистых сланцев 78
3.1. Технологические и энергетические показатели процесса пиролиза сланцев 78
3.1.1 .Расходные показатели 79
3.1.2.Материальный баланс и выход кокса 83
3.1.3 .Тепловой эффект пиролиза 83
3.1.4.Динамика пиролиза в реакторе 84
3.1.5.Тепловой баланс реактора-пиролизера 86
3.2. Распределение материальных потоков и температур в установке 87
3.3. Параметры кипящего слоя и внешняя задача теплообмена реакторных труб 90
3.4. Алгоритм комплексного расчета трубчатых реакторов 93
3.5. Обсуждение результатов расчетов 96
3.6. Сравнение показателей трубчатых и других реакторов для термической обработки топлива 101
3.7. Выводы 103
4. Расчет закалочного устройств А 106
4.1. Постановка задачи и исходные положения 106
4.2. Алгоритм расчета 108
4.3. Результаты расчетов и практические рекомендации
4.4. Выводы 114
5. Вопросы оптимизации и экономические показатели 116
5.1. Оптимизация параметров реакторов-пирогазификаторов 116
5.2. Экономические преимущества проточных трубчатых реакторов типа газовзвесь перед реакторами с кипящим слоем 118
5.3. Оптимизация параметров закалочных устройств 119
5.4. Выводы 122
Общие выводы 123
Список использованных источников 126
- Энергетическое использование
- Основные параметры, характеризующие течение газовзвеси, и их расчет
- Распределение материальных потоков и температур в установке
- Экономические преимущества проточных трубчатых реакторов типа газовзвесь перед реакторами с кипящим слоем
Введение к работе
При многих проблемах развития энергетики в настоящее время, одной из главных является надежное и бесперебойное снабжение потребителей топливом. Ограниченность запасов газообразного и жидкого видов топлива, которые имеют преимущественное применение в промышленности, обусловливает необходимость активного поиска наиболее эффективных и экономичных способов и приемов использования твердого топлива, запасы которого в мире и России значительно выше. Из опубликованных данных следует, что геологические запасы нефти и газа составляют лишь около 10% общих ресурсов органического топлива в мире, а на долю угля, сланцев и торфа приходится примерно 90%.
По запасам твердого топлива России занимает ведущее место в мире. Уникальным по запасам и мощности пласта является Канско-Ачинское месторождение бурого угля в Красноярском крае. Уголь добывается открытым способом и он самый дешевый в России. Однако из-за высокой влажности и быстрой окисляемости на открытом воздухе, низкой теплоты сгорания он не может транспортироваться в европейскую часть страны обычным способом и по этой причине должен использоваться или перерабатываться на месте добычи.
По запасам горючих сланцев Россия уступает лишь США и Бразилии. Примерно из двухсот разведанных месторождений в промышленной разработке в настоящее время находится два - Ленинградское и Кашпирское. Общие потенциальные запасы горючих сланцев только в волжском бассейне составляют по оценкам около 30 млрд. т. Из-за высокой зольности и повышенного содержания серы в волжских сланцах непосредственное pix сжигание в топках котлов и других теплотехнических агрегатов в настоящее время не осуществляется. Эффективное использование сланцев возможно на основе комплексной их переработки с целью получения сырьевых продуктов для отраслей промышленности, удобрений и средств защиты растений, а также улучшенного топлива для энергетики.
9 Комплексное энерготехнологическое использование твердого топлива
многие ученые считают магистральным путем развития топливно-энергетического комплекса. Теоретические основы энерготехнологического топливоиспользования были заложены в 50-60-х годах прошлого столетия в трудах наших соотечественников А.Б. Чернышова, З.Ф. Чуханова, В.А. Голубцова, Л.И. Хитрина и многих других. Большой вклад в разработку этой проблемы внесен школой, созданной профессором В.Г. Каширским в Саратовском государственном техническом университете. В настоящее время комплексное использование твердого топлива рассматривается, по меньшей мере, в трех аспектах: во-первых, использование не только теплового потенциала для получения тепловой энергии, но и содержащихся в топливе ресурсов для производства химических продуктов, строительных материалов и т.д.; во-вторых, максимально возможное и целесообразное на данном этапе развития техники использование теплоты сгорания топлива или продуктов его переработки; в-третьих, предельное снижение всякого рода выбросов (в том числе и тепловых), загрязняющих окружающую среду.
В основе комплексного использования твердого топлива лежат высокотемпературные термохимические процессы пиролиза и газификации. С технологической и энергетической точек зрения они имеют много общего. Значительный практический интерес представляет частичная газификация, то есть пиролиз. Пиролиз особенно эффективен для гумусовых и сапропелевых топлив и он позволяет получить из них большое количество непредельных, ароматических и гетероциклических соединений, а также энергетического газа и газовых смесей для синтезов. Твердый коксовый остаток пиролиза имеет повышенную реакционную способность по отношению к исходному топливу, и это обстоятельство составляет основу многих предложений по повышению эффективности сжигания низкосортного твердого топлива в топках котлов тепловых электростанций.
Процессам термохимической подготовки твердого топлива отводится важная роль в новой и перспективной энергетической технике и, в
10 частности, в парогазовых установках. Широкое использование парогазовых
циклов и установок в энергетике, по-видимому, дело ближайшего будущего.
В настоящее время проблема комплексного использования твердого топлива - это, главным образом, проблема аппаратурного оформления головных процессов термодеструктивных превращений исходного топливного вещества. До сих пор основное внимание уделялось изучению технологических аспектов пиролиза и газификации, а теплотехническая их сторона остается недостаточно разработанной.
В работах, выполненных в Саратовском государственном техническом университете, показано, что сочетать современные концепции технологии пиролиза и газификации с оптимальными условиями энергообеспечения этих сильно эндотермических процессов удается при использовании проточных трубчатых реакторов типа газовзвесь. Подвод теплоты в зону разложения топливного вещества от внешнего источника через стенку реактора дает возможность эффективно управлять процессом разложения и получать целевые продукты заданного состава и высокого качества. По отношению к освоенным в промышленности малоинтенсивным реакторным устройствам для переработки угля и сланцев в зернистом и кусковом состояниях, трубчатые реакторы позволяют перерабатывать мелкий отсев топлива, доля которого при механизированной добыче составляет 20% и больше от всей массы топлива. Они имеют и многие другие важные преимущества.
Решение задачи создания трубчатых реакторов, а также закалочных и
теплоутилизационных аппаратов для перспективных схем
топливоиспользования обусловливает необходимость создания надежных методов расчета теплообмена и гидравлического сопротивления потоков газовзвеси в условиях термохимических превращений твердой фазы. Наличие расчетных методик дает возможность выполнять проектирование, строить математические модели устройств и проводить их оптимизацию. Такого рода задачи рассматриваются и решаются в настоящей диссертационной работе.
Цель работы. Разработка установки и методик расчета основных ее элементов - проточных трубчатых реакторов типа газовзвесь для термической обработки горючих сланцев в пылевидном состоянии.
В соответствии с целью определены следующие задачи исследования:
- разработка установки с трубчатыми реакторами для термической
обработки горючих сланцев;
- разработка методики расчета характеристик течения потока топливной
газовзвеси на адиабатическом разгонном и основном участках трубчатого
реактора;
- уточнение эмпирических связей и математической модели для
описания теплообмена стенки реактора с потоком химически реагирующей
газовзвеси;
получение корреляционных связей для технологических и энергетических показателей термо окислительного пиролиза сернистых сланцев;
- разработка математической модели, алгоритма и программы
комплексного расчета трубчатых реакторов для переработки сланцев;
разработка методики расчета закалочных трубчатых устройств;
оптимизация конструктивных и режимных характеристик реакторов-пирогазификаторов и закалочных устройств.
Научная новизна работы. Разработана новая установка для термической обработки горючих сланцев в проточных трубчатых реакторах типа газовзвесь. Составлены математические модели, разработаны алгоритмы расчета: характеристик течения адиабатического разгонного участка и основного участка проточного трубчатого реактора типа газовзвесь; теплообмена при течении в трубе потока газовзвеси с химически разлагающимися твердыми частицами; трубчатого закалочного устройства типа газовзвесь; проточного трубчатого реактора для термоокислительного пиролиза кашпирских сланцев. Определены предпочтительные конструктивные и режимные параметры трубчатых реакторов.
12 Практическая значимость. Предложенная установка по
своим удельным рабочим показателям значительно превосходит достигнутый
к настоящему времени уровень. Совокупность составленных математических
моделей, разработанных алгоритмов и программ расчета составляют
теоретические основы проектирования трубчатых реакторов, применение
которых позволяет решать актуальные задачи эффективного использования
низкосортного твердого топлива и разрабатывать новую энергетическую
технику.
Настоящее исследование выполнено автором на кафедре промышленной теплотехники Саратовского государственного технического университета и является развитием работ, проводимых кафедрой по проблеме комплексного энерготехнологического использования топлива.
Основные положения диссертации изложены в семнадцати печатных работах. По теме диссертации получен патент на изобретение.
В процессе работы автор имела возможность пользоваться советами и консультациями научного руководителя, доктора технических наук, профессора В.Ф. Симонова, научного консультанта, доктора технических наук, профессора Ю.Я. Печенегова, за что автор выражает свою благодарность. Полезным было обсуждение отдельных вопросов с заслуженным деятелем науки и техники РФ, доктором технических наук, профессором В.Г. Каширским, с сотрудниками кафедры промышленной теплотехники. Всем лицам, содействовавшим написанию работы, автор выражает свою признательность.
13 1. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ГОРЮЧИХ СЛАНЦЕВ И УСТАНОВКА ДЛЯ ИХ
ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ 1.1. Общие сведения по использованию низкосортного твердого топлива
1.1.1. Энергетическое использование
Общим признаком низкосортных энергетических топлив, согласно [9], является их низкая теплота сгорания, обычно не превышающая 10-12 МДж/кг в расчете на рабочее состояние. Сжигание низкосортных твердых топлив с их повышенной зольностью (горючие сланцы), влажностью, а также слабой реакционной способностью (угли марки АШ) в топках современных котлов тепловых электростанций сопряжено с большими трудностями. Часто не удается высушить топливо в системах пылеприготовления до необходимой конечной влажности, ухудшаются процессы воспламенения и выгорания топливной пыли, снижается температура факела в топке, нарушается процесс жидкого шлакоудаления. По данным [41], коэффициент полезного действия котлов при сжигании топлива ухудшенного качества уменьшается на 5% и более. Поэтому для обеспечения стабильности топочного режима и поддержания тепловой нагрузки в топку дополнительно с твердым топливом вынужденно подают газ или мазут. При теплоте сгорания твердого топлива 16000 кДж/кг расход мазута, например, достигает 18-20% и увеличивается на 1,6% со снижением теплоты сгорания твердого топлива на каждые 400 кДж/кг [85].
Кардинальное решение проблемы использования низкосортных твердых топлив многие исследователи связывают с предварительной термической обработкой топлива перед сжиганием с целью повышения его реакционной способности, а также с газификацией или ожижением. Для этого разработан ряд способов и устройств [9, 58, 69, 80, 85, 86, 101, 111, 117].
Эксперименты [111] на котле Т11-100 показали, что при подогреве топливной пылевоздушной смеси до 330С интенсифицируются процессы
14 воспламенения и горения. Уменьшается опасность образования и
интенсификации газовой коррозии экранных труб, а также предупреждается
занос и шлакование ширмового пароперегревателя, улучшается выход
жидкого шлака. Повышается экономичность сжигания топлива при
одновременном снижении концентрации оксидов азота в дымовых газах.
Подобные результаты получены в [58, 80, 117] и других работах.
Подогрев пылевзвеси может осуществляться в трубчатых аппаратах [69], имеющих внешний обогрев, или путем смешения с высокотемпературным потоком газа [58, 85].
В разработанном во ВТИ рабочем проекте трубчатого подогревателя угольной пыли для Шахтинскои ГРЭС предусмотрен подогрев пылевзвеси до 600 С.
Нагрев пылевидного низкосортного твердого топлива путем его смешения с газовым теплоносителем может осуществляться дымовыми газами, отбираемыми из газоходов котла [9, 58, 111], или продуктами сгорания газа либо мазута, получаемых в отдельной камере сгорания [80, 85 и др.]. В первом случае предельная температура нагрева топлива ограничивается началом выхода летучих и условиями загорания аэросмеси. Это обстоятельство не позволяет осуществлять высокотемпературный подогрев топлива и достаточно эффективно воздействовать на процесс его выгорания.
Большими возможностями обладает способ нагрева предложенный в [80, 85]. Нагрев топлива до 800-^-1100С сопровождается частичной его газификацией. Образуется двухфазное пылегазовое топливо, состоящее из оксида углерода, водорода, коксового остатка и инертных компонентов, которое сжигается в котле в режиме самовоспламенения. Предложено горелочное устройство для осуществления такого рода термохимической обработки топлива, с центральной жаровой трубой, где происходит нагрев топливной пыли. Недостатком способа является необходимость использования высокосортного топлива (газ, мазут), хотя и в значительно меньшем количестве, чем при совместном сжигании.
15 Во многих странах проводятся исследования и внедрение в
промышленность процессов и устройств для сжигания низкосортных топлив
в кипящем (псевдоожиженном) слое [11, 53, 83]. Топки с кипящим слоем
отличаются универсальностью. Они пригодны для любых видов топлива,
содержащих более 15% горючих на рабочую массу [9]. К недостаткам
способа сжигания в кипящем слое относят большой унос недогоревшего
твердого топлива из слоя, большие затраты энергии на подачу ожижающего
агента - воздуха, необходимость сооружения громоздкой и энергоемкой
системы пылеочистки отходящих газов. В кипящем слое сжигается
фракционированное топливо - дробленка. Пылевые фракции не подаются в
кипящий слой из-за их уноса и являются отсевом при подготовке топлива
перед сжиганием.
В настоящее время проявляется большой интерес к парогазовым установкам с внутрицикловой газификацией топлива и особенно низкосортного [9]. Коэффициент полезного действия таких ТЭС может достигать 48-50%. Они имеют меньшие удельные капитальные затраты по отношению к паросиловым установкам.
По данным [86], парогазовый энергоблок с внутрицикловой газификацией топлива имеет стоимость 1-=-1,05 к стоимости угольного энергоблока с прямым сжиганием, КПД 55%, экология - SO2 < 20 ppm, NOx < 20 ррт, частицы < 10 мг/м .
Разрабатываются системы и методы частичной газификации топлива. В этом случае газифицируется до 70% горючей массы, остальная ее часть сжигается в виде коксовой пыли в топке котла [9].
Острой экологической проблемой является наличие большого количества отходов (хвостов), образующихся при обогащении твердого топлива. Отходы содержат до 20% твердого углерода и, как показывают оценки [114], единственным вариантом экономически целесообразной переработки отходов является применение термохимических методов и, прежде всего, газификации.
На основании анализа литературных источников можно сформулировать следующие основные современные мировые тенденции развития энергетики:
изменение структуры топливно-энергетического баланса в сторону большего использования твердого топлива;
наряду с централизованным производством транспортируемых энергоносителей (крупная станционная энергетика) активно развиваются системы распределенной генерации энергии (завод, поселок, коттедж, и т.д.);
развитие газогенераторных технологий для ПТУ, ДВС, ГТУ, ТЭ, экологически чистых и с конкурентноспособными показателями.
В США, Европе, Японии выполняются крупные межнациональные и национальные программы по внедрению экологически чистых технологий энергетического использования твердого топлива [86].
В России развитие этих технологий запланировано в материалах «Энергетической стратегии, экологической программы РАО «ЕЭС России» на период до 2010 года», «Программы обновления основного оборудования ТЭС РАО «ЕЭС России» на период до 2010 года» (техническое перевооружение энергоблоков КЭС и ТЭЦ аппаратами с газификацией твердого топлива различными способами), концепции программы «Энергоэффективная экономика» на 2007-2010 годы и на перспективу до 2015 года».
1.1.2. Энергохимическое использование
В отличие от только энергетического, при энергохимическом использовании потенциал топлива реализуется более полно. Многочисленными трудами отечественных ученых [2, 9, 19, 43, 44, 45, 46, 52, 56, 88, 90 и др.] доказана возможность увеличения ресурсов ароматических углеводородов для промышленности органического синтеза путем окислительного пиролиза или пиролиза с частичной рециркуляцией газа сапропелевого и некоторых видов гумусового топлива в пылевидном состоянии с применением скоростного нагрева до 450-850 С.
17 Основными факторами, определяющими конечный результат пиролиза
топлива в условиях высокоскоростного его нагрева, являются [45, 46]:
скорость нагрева частиц топлива;
конечная температура нагрева и время выдержки продуктов пиролиза при этой температуре;
скорость охлаждения (закалки) продуктов пиролиза.
Конечная температура пиролиза определяет термодинамическую вероятность получения тех или иных соединений, а время пребывания потока реагирующих компонентов при этой температуре - степень приближения смеси реагирующих компонентов к состоянию термодинамического равновесия. Скоростное охлаждение потока продуктов пиролиза (закалка) необходима для того, чтобы прервать взаимодействие между компонентами на такой стадии, которая соответствует максимальному выходу продуктов целевого назначения.
К настоящему времени накоплен значительный экспериментальный материал по технологическим аспектам пиролиза и газификации различных сортов топлива.
Для производства бензольных углеводородов в энерготехнологических установках перспективным сырьем являются дешевые бурые угли Канско-Ачинского бассейна [46]. Построенная на ТЭЦ-2 г. Красноярска опытно-промышленная установка ЭТХ-175 производительностью по углю 175 т/ч при температуре в реакторе - пиролизере 600С обеспечивала выход 63,1 т/ч полукокса, 8,3 т/ч смолопродуктов и 18400 м /ч газа пиролиза [9]. При
теплоте сгорания угля Qt = 14500 кДж/кг получаемые продукты имеют следующую теплоту сгорания: полукокс до 27800 кДж/кг; смолопродукты от 38500 до 49000 кДж/кг; газ пиролиза от 17600 до 20000 кДж/м3. Состав неочищенного газа пиролиза (Ирша-Бородинский бурый уголь), процент: S02 = 22,3; 02 - 0,5; С,Д2п - 4,7; СО - 16,8; Н2 - 24,2; СпН2п+2 - 25,0; N2 - 6,5. Термический КПД установки, представляющий собой отношение потенциальной теплоты продуктов пиролиза и теплоты сгорания угля, составляет 92%.
18 Согласно данным [9], энерготехнологический комбинат с пиролизом
Канско-Ачинского бурого угля и его потреблением 12 млн. т у. т./год сможет
ежегодно вырабатывать 22,8 млрд. кВт-ч электроэнергии, 2 млн. т легкой
смолы (сырья для химической промышленности и для получения
синтетического жидкого топлива), 1,7 млн. т полукокса (сырья для получения
брикетированного коммунально-бытового топлива, сорбентов различного
назначения и др.).
Значительным химическим потенциалом характеризуются горючие
сланцы, энергохимическое использование которых позволяет получать
ароматические углеводороды, олефины и такие ценные гетероциклические
соединения, как тиофен и его производные [19, 44, 45, 46, 107].
1.2. Ресурсы и использование горючих сланцев
Горючие сланцы, являясь низкосортным топливом, отличаются высоким выходом летучих и рассматриваются в качестве комплексного сырья как для производства энергии, искусственных жидкого и газообразного топлив, так и для получения химических продуктов, которые из других видов твердых топлив и нефти получить сложнее.
Мировые разведанные ресурсы горючих сланцев в пересчете на эквивалентную нефть (смолу) составляют от 550 до 630 млрд. т [95], что значительно превышает разведанные запасы нефти. В России горючие сланцы расположены практически по всей территории страны. Так, прогнозные ресурсы для Якутии (Олененский и Анабарский районы) оцениваются в 850 млрд. т [95]. Велики запасы горючих сланцев в Волжском сланценосном бассейне. По данным [47], при разработке только Перелюбского и Рубежинского месторождений, находящихся на стыке границ Самарской, Саратовской и Оренбургской областей, ежегодная добыча сланца может составлять 15-20 миллионов тонн в год.
Теплота сгорания рабочей массы горючих сланцев составляет Q, = 4 + 9 МДж/кг, горючей массы - 25 -^- 40 мДж/кг. Среднее содержание смолы в
19 сланцах различных месторождений примерно 5,8 % от массы натурального
топлива (колеблется от 3 до 17 %) [19].
Отличительной особенностью волжских сланцев является высокое
содержание серы (от 2 до 6-10%), большая часть которой входит в состав
органического вещества и не может быть удалена при обогащении [95].
Сланцы разрабатываемого в настоящее время Кашпирского месторождения
характеризуются в целом следующими показателями: зольность Ad = 45 -=-
70%; теплота сгорания Q$ - 6,6 + 13,0 МДж/кг; выход смолы Tsk =9-42%;
содержание серы St =2-=-9%.
В настоящее время промышленное использование горючих сланцев весьма ограничено, что обусловлено высоким содержанием минеральных компонентов и серы, большими трудностями при эксплуатации оборудования существующих технологий использования.
Безсернистый прибалтийский сланец используется как топливо на ряде крупных электростанций в Эстонии. Небольшие энергоустановки на сланцах работают в Китае и Румынии.
Во многих странах (Россия, Эстония, Бразилия, Австралия, Китай и др.) продолжается совершенствование ранее созданных и разрабатываются новые эффективные технологии использования горючих сланцев. Получило развитие направление термической переработки сланцев на основе процессов пиролиза. Это направление является универсальным, так как дает возможность вместе с производством энергии получать высококалорийные жидкое и газовое топлива, широкий ассортимент изделий из зольного остатка, тиофено-ароматический концентрат и другие продукты для промышленности органического синтеза [19, 20, 45, 46, 47, 52, 93, 107].
Большой комплекс исследований по созданию и совершенствованию технологий термической переработки сланцев был выполнен в ОАО «ЭНИН» (Б.И. Тягунов, В.И. Чикул, М.С. Петров, К.А. Иорудас, А.Н. Кайдалов, Г.П. Стельмах и др.). Создана серия установок типа УТТ; две такие установки
20 УТТ-3000 на расход прибалтийских сланцев 139 т/ч были сооружены на
Эстонской электростанции в г. Нарва в конце 80-х г. прошлого столетия.
Принципиальная схема установки УТТ-3000 показана на рис. 1.1 [19].
Из бункера 1 сланец после измельчения в дробилке 2 до размера кусков 12 -г 20 мм подается транспортером 3 в сушилку 4, сюда же поступают дымовые газы (t = 600-650 С) из котла-утилизатора 5. Высушенный сланец шнековым питателем 6 подается в смеситель 7, куда также поступает зола-теплоноситель с температурой 780-820С.
Отработавший сушильный агент после очистки от сланцевой пыли в циклоне 8 сбрасывается в дымовую трубу.
Смесь сланца и золы-теплоносителя из смесителя 7 подается во вращающийся реактор пиролиза 9, где при температуре до 460-500С из сланца выделяется парогазовая смесь (ПГС). Последняя после очистки от взвешенных частиц в осадительной камере 10 и циклонах 11 отводится в отделение конденсации.
Коксозольный остаток из реактора пиролиза шнековым питателем 12 подается в аэрофонтанную топку 13, где дожигается в потоке воздуха органика, которая не перешла в реакторе пиролиза в ПГС.
Образовавшиеся продукты сгорания (t = 780-ь820С) после разделительного устройства 14 направляются в циклон теплоносителя 15 и в зольный циклон 16, в которых очищаются от золы.
Зола, уловленная циклоном 15, служит теплоносителем и подается в
смеситель, а зола, уловленная циклоном 16, после охлаждения в
теплообменнике 17, выводится из цикла.
В зависимости от конструкции отделения конденсации из него выходит либо смола суммарная, либо раздельно бензиновая, дизельная и тяжелая фракции, а также горючий газ.
Очищенные от золы высокотемпературные продукты сгорания поступают
в котел-утилизатор, где получается пар, расходуемый на собственные нужды
установки УТТ и выработку электроэнергии (или тепла).
Горючий газ-
Отделение конденсации
Смола
Рис. 1.1. Аппаратурно-технологическая схема отделения термического разложения сланца установки УТТ-3000: 1 - бункер исходного сланца; 2 -дробилка; 3 - транспортер; 4 - сушилка; 5 - котел-утилизатор; 6 - шнек сухого сланца; 7 - смеситель; 8 - циклон сухого сланца; 9 - реактор пиролиза; 10 -осадительная камера; 11 -циклон очистки ПГС; 12 - шнек коксозольного остатка; 13 - аэрофонтанная топка; 14 - делитель потока; 15 - циклон теплоносителя; 16 - циклон; 17 - зольный теплообменник
При переработке прибалтийского сланца с Q[ s 8,37 МДж/кг из одной тонны получается:
-125-130 кг смолы суммарной (Q{ =38 МДж/кг);
- 37 нм3 полукоксового газа ( Q{ = 44-46 МДж/кг).
В [19] приведены данные, показывающие, что ТЭС на сланцах с калорийностью ~ 8,3 *- 8,4 МДж/кг с их термической переработкой в УТТ-
22 3000 и частичным использованием парогазового цикла оказывается
конкурентоспособной с современными пылеугольными электростанциями,
работающими на углях калорийностью в 1,5-2,5 раза больше, чем
калорийность сланца. Кроме электроэнергии, вырабатываемой на
полукоксовом газе в парогазовом цикле и цемента из сланцевой золы,
технология позволяет получить сланцевое масло и химические продукты
(тиофен, ихтиол, продукты парфюмерии и т.д.). Расчеты [19] показали, что
при стоимости сланцев до 5 долл. за 1 т себестоимость сланцевого масла
становится сопоставимой со стоимостью добываемой нефти.
Обширный комплекс исследований по изучению процессов термической переработки горючих сланцев и разработке технологий их использования проведен В.Г. Каширским с сотрудниками в СГТУ. Результаты исследований опубликованы в большом числе работ [44, 45, 46, 47 и др.]. Показано, что безотходное и экологически приемлемое использование волжских сланцев может быть основано на их пирогазификации в потоке газовзвеси при температурах до 800С [44]. Скоростной нагрев пылевидного сланца в реакторе типа газовзвесь сопровождается преобразованием исходных сернистых соединений в сероводород и сернистые гетероциклические соединения, в основном тиофен. В потоке газовзвеси сероводород интенсивно взаимодействует с окисью кальция, образуя сульфид кальция в составе коксового остатка.
В результате перераспределения серы между твердой и газовой фазами потока, резко снижается содержание сернистых соединений в газе и по этому показателю он может быть направлен для прямого сжигания в котел.
В коксовом остатке сера, связанная в виде сульфида кальция, не представляет опасности для окружающей среды. При сжигании коксового остатка в топочной камере происходит доокисление сульфида с образованием безвредного сульфата кальция.
На основе метода пирогазификации разработана принципиальная схема экологически безопасной ТЭС на высокосернистых сланцах Поволжья [48], предложены и обоснованы направления нетопливного их использования [43].
23 В частности, предложена технология переработки сернистого карьерного
сланца, ориентированная в первую очередь на получение тиофена и 2-
метилтиофена-сероорганических полупродуктов, производство которых в
России и странах СНГ отсутствует и которые в настоящее время имеют
устойчивый спрос и высокую цену на мировом рынке. Данная технология
при переработке 1 млн. т сланца, содержащего 20% органической массы на
сухое вещество, обеспечивает получение следующей товарной продукции
(тыс. т): битум дорожный - 80; бензол технический - 3,5; тиофен
технический (80%) - 0,95; толуол технический - 2,1; 2-метилтиофен (78%) -
1,5; ксилолы - 0,23; газовая сера - 10,5; прокаленный зольный остаток - 530
[43].
1.3. Технологические аспекты пирогазификации
Начало систематических исследовательских работ по изучению термического разложения твердого топлива в Германии, Англии и несколько позднее в России относится к 20-м годам прошлого века. В 50-х годах в ЭНИНе был выполнен большой объем расчетных и экспериментальных работ по определению условий проведения процесса пирогазификации, обеспечивающих наибольший выход газовых и жидких продуктов. Впервые были показаны преимущества высокоскоростного нагрева частиц исходного топлива.
Принципы высокоскоростного нагрева топлива при его пирогазификации получили развитие в работах В.Г. Каширского с сотрудниками [46], а также в работах многих других исследователей.
Опубликованные в литературе данные по кинетическим константам пирогазификации ограничены и далеко не однозначны. Они свидетельствуют о сложности процесса, о наложении друг на друга различных реакций и о необходимости дальнейшего изучения этого вопроса.
К настоящему времени в промышленном масштабе освоены: Лурги -газификация кускового топлива в стационарном слое под давлением 20-25 ат на парокислородном либо воздушном дутье; Копперса-Тотцека -
24 газификация пыли на парокислородном дутье при атмосферном давлении;
Винклера - газификация в кипящем слое при атмосферном давлении на
парокислородном либо паровоздушном дутье [23, 39, 109, 126]. Реакторные
устройства этих процессов относятся к устройствам первого поколения.
Многие авторы [2, 108, 109, 126] заключают о неприемлемости ни одного из
освоенных методов газификации для крупнотоннажного производства
синтетического топлива в свете современных требований.
Лучшие технологические показатели, более высокий к.п.д. и единичную производительность имеют установки второго поколения. Они достаточно подробно обсуждаются в [2, 39, 106]. До стадии пилотных установок производительностью по углю от 0,2 до 11 т/ч доведены ХАЙГАЗ-процесс, БИ-ГАЗ-процесс, С02-акцептор-процесс, Синтам-процесс, процесс газификации угля с агломерацией золы [35, 39]. Общей их особенностью является то, что практически во всех случаях твердое топливо подается в реакторы-газификаторы в виде пыли тонкого помола, а реакционные процессы являются автотермичными.
В нашей стране наиболее разработанными и апробированными на стадии опытно-промышленных установок являются скоростное полукоксование с нагревом пылевидного топлива путем смешения его с твердым теплоносителем по методу ЭНИН [52] и газификация кускового топлива в кипящем слое по методу ИГИ [2, 108].
Анализ показывает, что ни одно из известных реакторных устройств второго и тем более первого поколений не отвечают современным концепциям технологии энергохимического использования топлива. На основании трудов отечественных ученых эти концепции можно сформулировать следующим образом.
1. Скорость нагрева топлива должна составлять 103—10 К/с при высокой степени температурной однородности нагреваемых частиц. Последнее выполняется при BiT=0,5aTdT / Aj. <0,25, что соответствует dT < 250-350 мкм. Увеличение размера перерабатываемых частиц свыше
25 dT = 350 мкм ухудшает структуру получаемых продуктов [88, 56]. В работе
В.Ф. Симонова [88] показано, что с учетом затрат на размол топлива оптимальная крупность подаваемых на пиролиз частиц Канско-Ачинского угля составляет 140-160 мкм, а при скорости нагрева частиц (2-^-2,5)-10 К/с время их изотермической выдержки перед выходом из реактора должно быть около 0,15 с.
Температура нагрева перерабатываемого топлива не должна превышать температуру начала размягчения минеральной части и может достигать 800С, а в некоторых случаях больше. Для многих топлив в процессе пиролиза имеется область температур, соответствующая максимальному выходу жидких продуктов. Для пиролиза Канско-Ачинских углей, например, по данным [90] эта область составляет 450-^550С, а для прибалтийских сланцев, согласно опытам НИИ сланцев, - 430-М-50С. Данные [46, 93] указывают на возможность значительного снижения температуры нагрева без ухудшения технологических показателей процесса, если увеличивать скорость нагрева топлива.
Время пребывания топливных частиц в реакционной зоне не должно быть больше 1-Н0_1с}чтобы исключить протекание нежелательных вторичных реакций. С этим показателем в высокотемпературных процессах (/л>600С) связано наличие канцерогенных веществ в конечных продуктах [63].
Кроме скорости и температуры нагрева, времени нахождения частиц в зоне разложения, дополнительным фактором управления процессом является ввод в зону пирогазификации газообразных и различных твердых добавок [46, 67]. На основе опытных данных и анализа механизма влияния паро-и газообразных добавок, В.Г. Каширским [46] рекомендовано проводить высокоскоростной пиролиз на.воздушном дутье для получения топливного газа, в среде водяного пара для производства синтезгазов с заданным соотношением 00: и рециркуляционный пиролиз для производства олефинов и бензольных углеводородов.
Важной операцией в технологии пирогазификации твердого топлива является закалка удаляемой из реактора газовой смеси. Закалка позволяет
26 стабилизировать состав смеси и способствует повышению выхода целевых
продуктов [46, 106].
Очевидно, что при выборе реакторных устройств для проведения
пирогазификации следует исходить, прежде всего, из максимального
удовлетворения требований технологии.
1.4. Реакторные устройства
Под реактором понимается устройство, в котором осуществляется нагрев, выделение летучих, термическое разложение органического вещества, закалка, другие процессы.
Для нагрева сырья используется передача тепла конвекцией и излучением через стенку реактора от внешнего источника, смешение сырья с газообразным, твердым или жидким теплоносителями, а также частичное окисление исходной органической части топлива, сопровождаемое выделением тепла. Исторически первыми являются реакторы со стационарным (малоподвижным) слоем крупнокускового топлива [9]. Одним из крупных их недостатков является малая интенсивность процесса.
Более эффективны устройства с кипящим (псевдоожиженным) слоем [2, 95, 106] для переработки мелкозернистого топлива. Производительность реактора с кипящим слоем в 10-12 раз выше, чем с неподвижным слоем. К числу их недостатков относится повышенный унос топлива (до 25-30%), пониженная скорость газификации при атмосферном давлении, ограниченные пределы регулирования производительности вследствие гидродинамической неустойчивости кипящего слоя [9].
Как отмечалось выше, наилучшим образом реализовать современные требования технологии удается при использовании реакторов типа газовзвесь для переработки пылевидного топлива. Пирогазификация в пылевидном потоке позволяет сочетать высокую интенсивность процесса с широкими пределами регулирования производительности устройства [9]. Промышленно освоенным является процесс Копперс-Тотцека, по которому построены прямоточные факельные газификаторы на парокислородном дутье с жидким
27 шлакоудалением при атмосферном давлении [23, 106]. Известны также
вихревые, в частности циклонные, газификаторы [39, 47].
Анализ показывает, что наиболее прогрессивными для пирогазификации
пылевидного твердого топлива являются трубчатые реакторы типа газовзвесь
[71]. Их основные преимущества состоят в следующем:
возможность эффективного управления процессом пирогазификации путем варьирования скорости и температуры нагрева топливных частиц, времени их пребывания в реакционной зоне, дозированной подаче окислителя и других газообразных добавок;
возможность осуществления процесса с максимальной скоростью и в режиме близкому к режиму идеального вытеснения, что исключает перемешивание начальных и конечных продуктов разложения топлива и способствует повышению качества получаемых целевых продуктов;
- практическая независимость от сорта и вида перерабатываемого
топлива;
- относительная конструктивная простота оборудования, которое хорошо
вписывается в схемы теплоэнергетических установок.
Одно их важнейших преимуществ трубчатых реакторов связано с сильной эндотермичностью реакций пирогазификации и необходимостью, в связи с этим, подводить в реакционную зону большое количество теплоты.
В ряде случаев (высокометаморфизированные топлива) для полного разложения органической массы топлива к нему требуется подвести теплоту в количестве до 40% от теплоты сгорания исходного продукта [71]. Для донецкого полуантрацита, например, это составит около 10 МДж/кг. Подвод такого количества тепла за малое время пребывания топливных частиц в реакционной зоне представляет собой сложную задачу. По-существу, это одна из наиглавнейших проблем пирогазификации, не имеющая удовлетворительного решения в известных реакторных устройствах и способах (аллотермическом и автотермическом) термохимической переработки топлива.
28 В [71] показано, что теплоподвод от внешнего источника через
Энергетическое использование
Общим признаком низкосортных энергетических топлив, согласно [9], является их низкая теплота сгорания, обычно не превышающая 10-12 МДж/кг в расчете на рабочее состояние. Сжигание низкосортных твердых топлив с их повышенной зольностью (горючие сланцы), влажностью, а также слабой реакционной способностью (угли марки АШ) в топках современных котлов тепловых электростанций сопряжено с большими трудностями. Часто не удается высушить топливо в системах пылеприготовления до необходимой конечной влажности, ухудшаются процессы воспламенения и выгорания топливной пыли, снижается температура факела в топке, нарушается процесс жидкого шлакоудаления. По данным [41], коэффициент полезного действия котлов при сжигании топлива ухудшенного качества уменьшается на 5% и более. Поэтому для обеспечения стабильности топочного режима и поддержания тепловой нагрузки в топку дополнительно с твердым топливом вынужденно подают газ или мазут. При теплоте сгорания твердого топлива 16000 кДж/кг расход мазута, например, достигает 18-20% и увеличивается на 1,6% со снижением теплоты сгорания твердого топлива на каждые 400 кДж/кг [85].
Кардинальное решение проблемы использования низкосортных твердых топлив многие исследователи связывают с предварительной термической обработкой топлива перед сжиганием с целью повышения его реакционной способности, а также с газификацией или ожижением. Для этого разработан ряд способов и устройств [9, 58, 69, 80, 85, 86, 101, 111, 117].
Эксперименты [111] на котле Т11-100 показали, что при подогреве топливной пылевоздушной смеси до 330С интенсифицируются процессы воспламенения и горения. Уменьшается опасность образования и интенсификации газовой коррозии экранных труб, а также предупреждается занос и шлакование ширмового пароперегревателя, улучшается выход жидкого шлака. Повышается экономичность сжигания топлива при одновременном снижении концентрации оксидов азота в дымовых газах. Подобные результаты получены в [58, 80, 117] и других работах. Подогрев пылевзвеси может осуществляться в трубчатых аппаратах [69], имеющих внешний обогрев, или путем смешения с высокотемпературным потоком газа [58, 85].
В разработанном во ВТИ рабочем проекте трубчатого подогревателя угольной пыли для Шахтинскои ГРЭС предусмотрен подогрев пылевзвеси до 600 С.
Нагрев пылевидного низкосортного твердого топлива путем его смешения с газовым теплоносителем может осуществляться дымовыми газами, отбираемыми из газоходов котла [9, 58, 111], или продуктами сгорания газа либо мазута, получаемых в отдельной камере сгорания [80, 85 и др.]. В первом случае предельная температура нагрева топлива ограничивается началом выхода летучих и условиями загорания аэросмеси. Это обстоятельство не позволяет осуществлять высокотемпературный подогрев топлива и достаточно эффективно воздействовать на процесс его выгорания.
Большими возможностями обладает способ нагрева предложенный в [80, 85]. Нагрев топлива до 800- -1100С сопровождается частичной его газификацией. Образуется двухфазное пылегазовое топливо, состоящее из оксида углерода, водорода, коксового остатка и инертных компонентов, которое сжигается в котле в режиме самовоспламенения. Предложено горелочное устройство для осуществления такого рода термохимической обработки топлива, с центральной жаровой трубой, где происходит нагрев топливной пыли. Недостатком способа является необходимость использования высокосортного топлива (газ, мазут), хотя и в значительно меньшем количестве, чем при совместном сжигании. Во многих странах проводятся исследования и внедрение в промышленность процессов и устройств для сжигания низкосортных топлив в кипящем (псевдоожиженном) слое [11, 53, 83]. Топки с кипящим слоем отличаются универсальностью. Они пригодны для любых видов топлива, содержащих более 15% горючих на рабочую массу [9]. К недостаткам способа сжигания в кипящем слое относят большой унос недогоревшего твердого топлива из слоя, большие затраты энергии на подачу ожижающего агента - воздуха, необходимость сооружения громоздкой и энергоемкой системы пылеочистки отходящих газов. В кипящем слое сжигается фракционированное топливо - дробленка. Пылевые фракции не подаются в кипящий слой из-за их уноса и являются отсевом при подготовке топлива перед сжиганием.
В настоящее время проявляется большой интерес к парогазовым установкам с внутрицикловой газификацией топлива и особенно низкосортного [9]. Коэффициент полезного действия таких ТЭС может достигать 48-50%. Они имеют меньшие удельные капитальные затраты по отношению к паросиловым установкам.
По данным [86], парогазовый энергоблок с внутрицикловой газификацией топлива имеет стоимость 1-=-1,05 к стоимости угольного энергоблока с прямым сжиганием, КПД 55%, экология - SO2 20 ppm, NOx 20 ррт, частицы 10 мг/м .
Разрабатываются системы и методы частичной газификации топлива. В этом случае газифицируется до 70% горючей массы, остальная ее часть сжигается в виде коксовой пыли в топке котла [9].
Острой экологической проблемой является наличие большого количества отходов (хвостов), образующихся при обогащении твердого топлива. Отходы содержат до 20% твердого углерода и, как показывают оценки [114], единственным вариантом экономически целесообразной переработки отходов является применение термохимических методов и, прежде всего, газификации. На основании анализа литературных источников можно сформулировать следующие основные современные мировые тенденции развития энергетики: - изменение структуры топливно-энергетического баланса в сторону большего использования твердого топлива; - наряду с централизованным производством транспортируемых энергоносителей (крупная станционная энергетика) активно развиваются системы распределенной генерации энергии (завод, поселок, коттедж, и т.д.); - развитие газогенераторных технологий для ПТУ, ДВС, ГТУ, ТЭ, экологически чистых и с конкурентноспособными показателями. В США, Европе, Японии выполняются крупные межнациональные и национальные программы по внедрению экологически чистых технологий энергетического использования твердого топлива [86].
Основные параметры, характеризующие течение газовзвеси, и их расчет
Следуя сложившейся практике, совокупность одновременно протекающих и в значительной степени взаимообусловленных гидравлических, тепловых и технологических (химических) процессов в трубчатых реакторах будем рассматривать в отдельности по группам основных процессов.
Методологически такой подход оправдан сложностью и многофакторностью процессов, известной обособленностью математического описания их закономерностей по группам процессов,и он дает возможность на основе принципов анализа и синтеза решить поставленную в диссертации задачу.
В данной главе последовательно рассмотрены гидравлические и тепловые процессы, разработаны методы расчета основных их характеристик. Для инженерных приложений расчетными величинами являются, прежде всего, скорости движения компонентов потока газовзвеси, его гидравлическое сопротивление, коэффициент теплообмена потока газовзвеси со стенкой и количество передаваемого тепла.
Несмотря на то, что первая работа по теории дисперсных турбулентных течений появилась относительно давно [5], развитие этой области механики и теплообмена началось только в последние 15-20 лет. К настоящему времени по вопросам течения газа со взвешенными твердыми частицами опубликовано значительное число работ.
Известные аналитические методы позволяют решать практические гидродинамические задачи лишь в простейших случаях и только при использовании не всегда достаточно обоснованных упрощающих предпосылок [70, 97, ПО, 112]. В последнее время широко используются численные методы [31, 32, 34, 38, 51, 118, 119, 122, 124, 128 и др.], которые отличаются друг от друга принятым характером взаимодействия фаз (одностороннее или обоюдное взаимодействие), расчетной схемой (двухжидкостные и траекторные модели) и другими показателями. Для нашего последующего анализа важным является то обстоятельство, что гипотеза об одностороннем воздействии газа на частицы достаточно хорошо оправдывается при объемных концентрациях твердой фазы до 10%. В топливных газовзвесях концентрация обычно не выходит за данный предел.
Главную роль при изучении процесса переноса в дисперсных системах играют экспериментальные методы [14, 15, 16, 17, 26, 27, 40, 55, 68, 71, 73, 74, 97, 123, 127 и др.]. Именно эмпирические связи и соотношения служат основой инженерных методик расчета устройств с дисперсными системами.
Ниже представлены расчетные зависимости для основных характеристик течения газовзвеси применительно к условиям в трубчатых реакторах-пирогазификаторах. Расчетные зависимости отобраны по результатам сравнительного анализа большого числа литературных источников. Предпочтение отдавалось наиболее универсальным зависимостям, справедливым в широком диапазоне изменения влияющих факторов и удовлетворяющих требованиям точности расчета.
Для учета неизотермичности в условиях нагрева, охлаждения и при наличии разложения (газификации) топливных частиц число Rer в формуле (2.2) следует определять по эффективной вязкости газа ju = JjuT jua , где Мг динамический коэффициент вязкости газа при температуре набегающего потока, а /лт - то же при температуре частицы [3]. При наличии физически многообразного взаимодействия компонентов между собой и с ограничивающими стенками канала кинематическая структура потока газовзвеси является весьма трудно идентифицируемой. Литературные данные по этому вопросу отрывочны и в основном носят качественный характер [13, 14, 15, 17, 40, 55, 68, 72, 84, 112, 113 и др.]. Установлено, что при горизонтальном транспортировании не очень мелких частиц (dT больше 50 мкм) в трубах большого диаметра эпюра скорости несущего газа может быть асимметричной с максимумом в верхней половине трубы [84]. Основными факторами, влияющими на характер скоростного поля, являются средняя скорость газа, концентрация, размер и аэродинамические свойства частиц. Частицы перемещаются по скачкообразным траекториям, а при достаточно высоких скоростях газа - от стенки до стенки по пилообразным траекториям [14, 55]. Согласно [112], поперечная скорость частиц на один - два порядка меньше продольной. Наличие мелких частиц {dT меньше 10 мкм) в потоке газа может приводить к гашению турбулентных пульсаций несущей среды [32, 113]. Крупные частицы, наоборот, увеличивают степень турбулентности газа [13, 34]. Причем это влияние проявляется, главным образом, в осевой зоне потока [15]. В пристенной зоне потока (y/R 0,l) частицы практически не изменяют турбулентность несущей среды [15, 34]. Установлено [13, 55, 84], что эпюры аксиальной скорости частиц подобны эпюрам скорости несущего газа, а фактор скольжения (pv =ux/wx по сечению потока изменяется слабо и во многих практических случаях (при w 40 -50 м/с) может приниматься постоянным, равным осредненной величине (ри —uiw. При выборе величины рабочей скорости газа w следует учитывать, что она не должна быть меньше скорости .взвешивания wm, которая всегда больше скорости витания ов. Если w wB3, то возможна закупорка (завал) трубопровода частицами твердого материала (подробнее см. [68]).
Распределение материальных потоков и температур в установке
Основываясь на материальных и тепловых балансах элементов установки, найдем связи между расходами и температурами потоков дисперсной и сплошной фаз. Структурная схема установки для анализа приведена на рис. 3.5. Штриховая линия на рис. 3.5 соответствует перемещению твердых частиц, а сплошная - газовой среды. Величина отношения FI FKCn может быть определена из конструктивных соображений. Высота слоя частиц до перехода в псевдоожиженное состояние не должна быть меньше 0,6 м для того, чтобы обеспечить необходимую степень однородности кипящего слоя. На высоте соответствующей плотному слою располагают теплообменные поверхности. В этом случае обеспечиваются максимальные и одинаковые коэффициенты теплообмена для всех рядов размещенных труб. Нижний ряд труб располагают за пределами начального прирешеточного пространства; в нашем случае оно может быть высотой 0,1 м. Примем шаг S\ между трубами в горизонтальном ряду равным 3D, а между рядами по высоте S2=0,S66S\. Тогда на высоте кипящего слоя 0,5 м разместится при шахматной компоновке 0,5/ 2+1=0,192/1)+1 рядов труб. При этом имеем F/FKMI=TU(P,064/D+ 0,237-095D). (3.39) Блок-схема расчета технологических и конструктивных характеристик реактора-пирогазификатора представлена на рис. 3.6.
Исходными данными, задаваемыми в блоке 2, являются диаметр реакторной трубы D, диаметр частиц dT и их фактор формы Ф исходного сланца, его влажность W, плотность рт, удельный расход воздуха Ve, его температура t2 0, температура воздуха 4,гоя подаваемого в топку, температура tn процесса пиролиза. Далее в расчетных блоках определяются ge = 0,00\3Ve, кг/кг сух.сл., g, по (3.6), gK по (3.8), K=l/ge, tTi0no (3.25), t0 = (1,1 tTi0 + ge t,,0)/(l+ge), dD=dr/j0, qp no (3.10), q no (3.14). При температуре tSi0 на входе определяются плотность воздуха qe 0, его кинематический коэффициент вязкости vBi0, числа Аг, 11ед, скорости витания и в и взвешивания we3 по зависимостям из главы 2, расходы воздуха G — 0,7S5we3D рво ,кг/с и частиц сланца GT0 = передаваемое потоку газовзвеси через стенку реактора тепло Q = qGT0 -103, Вт и величина теплового эффекта реакций Q = qpGr0-lQ3, Вт. В блоке 6 задается первоначальное значение температуры стенки реактора tCTX, которое далее уточняется. При tCT в блоках 7 и 8 вычисляются сп ст = (1,1 + ge) /(1 + ge), кДж/(кг-К), коэффициенты ЛСт и /Лет газовой фазы и по выражениям (2.30) и (2.29) значения І п.о.и I и,ст. В блоке 9 задается произвольная величина L\ длины реакторной трубы, которая далее в процессе итерационного счета в блоках 10-12 определяется по формуле (2.26) с учетом (2.28), причем объединенное выражение записывается относительно L в неявном виде.
В блоке 14 принимается значение dTtKXn.. Можно рекомендовать принимать сіт,к.сл.- 0,006 м. Согласно (3.32), коэффициент теплообмена со стороны кипящего слоя при этом будет аксл = 271,2 Вт/(м -К). Такой же порядок величины будет и у коэффициента теплообмена ап потока газовзвеси со стенкой реактора. Уменьшение величины dTtK.CJl., хотя и может приводить к некоторому росту коэффициента теплопередачи через стенку реактора, нежелательно по той причине, что снижает рабочую скорость псевдоожижающего газа и теплоподвод в слой. Проведенные расчетные оценки показали, что рекомендуемое значение Дт,к.сл= 0,006 м обеспечивает величину F/FKXJl. по (3.38) большую, чем по выражению (3.39). Это обстоятельство расширяет возможности применения компоновочных решений при размещении реакторных труб в кипящем слое. На длину L реактора величина dTtKXj влияния не оказывает.
В блоках 17-ь44 выполняется уточненный поинтервальный расчет реактора с использованием численного метода расчета теплообмена реагирующей газовзвеси, изложенного в главе 2. Структура расчетного алгоритма здесь остается такой же, как и на рис. 2.11. Отличительные особенности связаны с учетом динамики процесса пиролиза сланца в соответствии с рекомендациями раздела 3.1.4 и расчетом не qn.cn как основной расчетной величины, a tcr в блоке 26. Задача переноса тепла от кипящего слоя к потоку газовзвеси рассматривается как сопряженная. В результате расчета определяется изменение tZiCp, triCp и tCj по длине реактора, находится время пребывания частиц сланца в реакторе и уточняется его длина.
Величина расчетного шага (интервала) по длине реактора задается приращением te n в блоке Специальными расчетами определено, что стабильность рассчитываемых величин достигается при значениях приращений іг п в интервале до 15С. Блок 45 включает в себя расчет гидравлического сопротивления движению потока газовзвеси в реакторе. Расчет проводится по методике изложенной в главе 2. По данному алгоритму составлена программа расчета на языке Basic, приведенная в приложении 4. По разработанным вычислительным алгоритму и программе были выполнены многочисленные расчеты, некоторые характерные результаты которых обсуждаются ниже. Представленное на рис. 3.7 распределение по радиусу реактора коэффициентов переноса тепла свидетельствует о большой роли в теплопереносе в ядре потока радиальных перемещений твердых частиц. Здесь Ап,т»Атб»А, что приводит к выполаживанию профилей температур газовой и твердой фаз в ядре течения, высокому значению градиента температуры газа в пристенной зоне и, как следствие, высокоинтенсивному теплообмену потока со стенкой реактора. При концентрации частиц сланца в потоке К=5,1 и средней скорости газа w = 11 м/с градиент температуры у стенки составляет dt,/dy\CT —105 - -106 С/м, а градиент скорости dwx/dy\CT 105 с"1. Величина градиента температуры у стенки для потока газовзвеси существенно выше, чем для потока чистого газа без частиц. Для условий течения реагирующей газовзвеси на рис. 3.8 средний коэффициент теплообмена потока составляет an =180 Вт/(м2-К). При тех же условиях течения чистого воздуха без частиц расчет дает а— 83 Вт/(м -К). Данные рис. 3.8, являясь характерными, показывают, что температура стенки реактора увеличивается вместе с температурой потока по длине х реактора. Различие максимального (на выходе реактора) и минимального (на входе) значений температуры стенки для рассматриваемых условий может составлять 100С и выше.
Интересной особенностью является то обстоятельство, что средняя в сечении температура tTtCp твердой фазы, существенно отставая при нагреве потока от температуры texp на большей части длины реактора, в конце реактора становится выше tSiCp. Причем величина этого превышения увеличивается с ростом Ve. Объясняется данная особенность развитием экзотермических реакций окисления частиц сланца в процессе их нагрева.
Значительное уменьшение по х расходной концентрации К частиц (рис. 3.8) обусловлено их газификацией. Фактор скоростного скольжения фи частиц увеличивается на начальном участке быстрого прогрева потока и, достигнув максимума, затем он несколько уменьшается по длине х реактора.
Экономические преимущества проточных трубчатых реакторов типа газовзвесь перед реакторами с кипящим слоем
Рост диаметра реактора снижает экономические показатели. Значительно более выгодными являются трубы - реакторы малого диаметра. Минимальный их диаметр может ограничиваться техническими или иными соображениями и возможным числом параллельно работающих труб в реакторном модуле.
Главенствующее значение в годовых расчетных затратах имеют капитальные затраты. Поэтому изменение цены на электроэнергию не сильно сказывается на величине 3*. Производительность GT— 50 т/ч обеспечат 100 параллельно включенных трубчатых реакторов диаметром D = 0,03 м при концентрации частиц в потоке К = 10. Расчет полных удельных расчетных затрат, учитывающих капитальную и эксплуатационную составляющие, дает величину 3* = 0,026 руб./кг топлива.
Разность 3fj - 3 = 0,009 руб./кг топлива обусловливает годовую экономию в 3,15 млн. рублей. Как видно, даже такое одностороннее сравнение показывает преимущества трубчатых реакторов. Учет стоимости более качественных продуктов переработки топлива в трубчатых реакторах (прежде всего, за счет высокой концентрации целевых компонентов в парогазовой смеси) еще более увеличит их сравнительную экономическую выгодность. Важно также, что установка с трубчатыми реакторами имеет значительно меньшие габариты по отношению к реакторной установке с кипящим слоем при одинаковой производительности по перерабатываемому топливу. Например, предложенный в [7] реактор с кипящим слоем имеет диаметр 29 м, что делает проблематичным обеспечение устойчивого и однородного псевдоожижения слоя частиц.
Трубчатые закалочные устройства работают в значительно более легких температурных условиях и могут выполняться из конструкционной углеродистой стали. Стоимость такой стали более чем на порядок величины ниже стоимости высоколегированной стали для реакторов-пирогазификаторов. Поэтому в выражении (5.1) для переменной части годовых расчетных затрат главенствующее значение будет иметь составляющая эксплуатационных затрат. Последние обусловлены затратами элетроэнергии на привод нагнетательных машин для преодоления гидравлического сопротивления потока газовзвеси в закалочной трубе.
Коэффициент Е по (5.5) является аналогом критерия Кирпичева и характеризует теплогидродинамическое совершенство организации процесса теплообмена. Чем больше Е, тем меньше затраты электроэнергии на перемещение потока газовзвеси, необходимые для передачи одного и того же количества тепла. В [28] показано, что среди многих предложенных в литературе критериев для анализа эффективности теплообменных аппаратов энергетический коэффициент является наиболее обоснованным и объективным.
Характерные результаты расчетов, которые проводились по методикам изложенным в главе 4 и разделе 2.2.3 диссертации, представлены на рис. 5.2. Можно видеть, что большие значения энергетического коэффициента Е соответствуют меньшим величинам w, К, dr и большим D. Исходя из требования надежного транспортирования твердых частиц потоком газа, его скорость при минимальной температуре потока не должна быть меньше скорости взвешивания. Если принять за оптимальный размер частиц топлива dr= 140-160 мкм (см. раздел 1.3), то как показывают расчеты, скорость w газа при температурах tn — 600-^-800 С на входе в закалочную трубу не должна быть меньше 20 м/с. Из рис. 5.2, а следует, что увеличение w свыше 20 м/с снижает Е с замедляющейся скоростью и это позволяет выбирать величину w исходя из технологических и иных соображений в широком интервале ее изменения.
Сложный характер зависимости Е от К на рис. 5.2, б и наличие точки перегиба на кривой обусловлены влиянием на х& и температурные условия течения влажности топливных частиц и их высушивания. Как упоминалось выше (раздел 4.3), соотношение полных теплоємкостей газовой и твердой фаз потока (иначе - значения концентрации К частиц) в значительной степени определяет температурный уровень потока газовзвеси.
С использованием критерия годовых расчетных затрат выполнено расчетное исследование по определению оптимальных значений G,Dn К для реакторов-пирогазификаторов. Определены условия для реализации оптимальных значений параметров. Получено, что экономически выгоднее использовать реактор малого диаметра.
Показано, что реакторы-пирогазификаторы трубчатого типа имеют значительно меньшие удельные расчетные затраты и обладают большей компактностью по отношению к реакторам с кипящим слоем при равной производительности.
Проведен сравнительный анализ величины энергетического коэффициента, характеризующего теплогидродинамическое совершенство организации процесса теплообмена, при различных сочетаниях конструктивных и режимных параметров закалочного трубчатого устройства. По результатам анализа даны рекомендации по выбору рассмотренных параметров для установки термической переработки сланца.
