Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ технологических процессов термической переработки и газификации угля
1.1. Термическая переработка угля 14
1.1.1. Тенденции термической переработки угля 15
1.1.2. Повышение производительности 18
1.2. Газификация угля 19
1.2.1. Динамика развития технологий газификации угля 19
1.2.2. Типы современных промышленных газификаторов 22
1.2.3. Тенденции развития технологий газификации угля 31
1.2.4. Методы интенсификации процессов тепло-и массообмена 33
1.3. Перспективные технологии и разработки 38
1.3.1. Энергетические газогенераторные установки 3 9
1.3.2. Газогенераторы для двигателей внутреннего сгорания 42
1.3.3. МЕЕТ-технология 43
1.3.4. Другие технологии 45
1.3.5. Требования к перспективным технологиям 46
1.4. Слоевая газификация угля с использованием обратного дутья 46
1.4.1. Эффект "обратной тепловой волны" 47
1.4.2. Другие явления, аналогичные "обратной тепловой волне" 49
1.4.3. Преимущества и недостатки слоевой газификации с обратным s. дутьем
1.5. Численные методы исследования тепло- и массообмена при слоевой газификации угля
1.5.1. Основные положения 56
1.5.2. Механизм взаимодействия углерода с газами 57
1.5.3. Математическое моделирование газификации отдельной частицы угля
1.5.4. Математические модели тепло-и массообмена в слоевых 66
газификаторах
Выводы к разделу 1 69
2. Численное моделирование процессов тепло- и массообмена при слоевой газификации угля
2.1. Физическая модель взаимодействия угольных частиц и потока газа 70
2.2. Математическая модель слоевого газификатора 71
2.2.1. Проблема неизотермичности частиц в реакционной зоне 71
2.2.2. Эффективная теплопроводность твердой фазы 77
2.2.3. Математическая модель выхода летучих 79
2.2.4. Скорость гомогенного реагирования 80
2.2.5. Скорость гетерогенного реагирования 81
2.2.6. Математическая модель газовой фазы 84
2.3. Начальные и граничные условия 86
2.4. Аппроксимация уравнений и алгоритм решения 87
2.5. Параметрическое исследование математической модели 95
2.5.1. Параметрический анализ 96
2.5.2. Влияние дискретизации на численное решение 100
2.5.3. Влияние высоты слоя 102
2.5.4. Реактор идеального смешения 103
2.5.5. Влияние метода расчета газофазного реагирования на общее время счета
2.5.6. Оценка роли гетерогенного реагирования 105
2.6. Оценка адекватности математической модели 109
2.6.1. Зависимость концентраций реагирующих веществ в продуктовом газе от расхода дутья
2.6.2. Профили температуры слоя по высоте реактора 113
2.6.3. Интегральные параметры 116
2.6.4. Численное моделирование эксперимента № 5 117
Выводы к разделу 2 120
3. Экспериментальное исследование процессов тепло- и массообмена при слоевой газификации угля
3.1. Методика проведения экспериментов и обработка первичных данных 122
3.1.1. Описание экспериментального стенда 123
3.1.2. Динамика состава продуктового газа 125
3.1.3. Определение профиля температуры слоя 128
3.2. Расчет параметров "обратной тепловой волны" 130
3.2.1. Удельная производительность газификатора в эксперименте 130
3.2..2 Скорость "обратной тепловой волны" 130
3.2.3. Ширина фронта 131
3.2.4. Скорость нагрева слоя 132
3.2.5. Состав продуктового газа 133
3.3. Основные закономерности "обратной тепловой волны" 140
Выводы к разделу 3 144
4. Методы интенсификации процессов тепло-и массообмена 145
4.1. Особенности слоевой газификации с обратным дутьем 145
4.2. Возможные способы интенсификации процессов тепло- и массообмена и ограничения на их использование
4.3. Расчетное исследование 149
4.3.1. Обогащенное кислородом дутье 151
4.3.2. Рециркуляция части продуктового газа 154
4.3.3. Добавка метана к дутью 156
4.3.4. Подогрев дутья 158
4.3.5. Расчет критических расходов дутья 159
4.4. Экспериментальное исследование процессов тепло- и массообмена при обогащении дутья кислородом
4.5. Анализ результатов и практические рекомендации 161
4.6. Оценка самовоспламенения дутья 167 Выводы к разделу 4 168
Заключение 170
Основные обозначения 172
Литература 175
- Тенденции термической переработки угля
- Математическая модель слоевого газификатора
- Описание экспериментального стенда
- Возможные способы интенсификации процессов тепло- и массообмена и ограничения на их использование
Введение к работе
Энергетической стратегией России на период до 2020 года предусмотрено внедрение новых технологий переработки угольного сырья и повышение качества угольной продукции. Сегодня во всем мире усилия специалистов направлены на уменьшение экологического ущерба, наносимого угольной промышленностью, при этом большое внимание уделяется созданию энерго- и ресурсосберегающих технологий. Прогноз того, что наибольший экономический эффект может дать комплексное использование твердого топлива, находит свое подтверждение в реализации современных технологий.
Непременный атрибут традиционных способов термохимической переработки угля - их экологическая опасность из-за сложности утилизации побочных продуктов пиролиза угля и отработанного газообразного теплоносителя, поступающего в атмосферу. Приведение таких производств в соответствие природоохранным нормативам требует инвестиций, сопоставимых со стоимостью основного оборудования, а использование внешнего теплоносителя отрицательно сказывается на энергоэффективности.
Серьезную конкуренцию традиционным технологиям составляет слоевая газификация угля с использованием обратного дутья, разработанная в институте "КАТЭКНИИуголь" в начале 90-х годов (далее - технология "Термококс"). В отличие от традиционного процесса газификации эта технология предоставляет возможность получения в первую очередь твердого остатка (кокса), а горючий газ выступает как единственный побочный продукт. В основе технологии лежит эффект "обратной тепловой волны" в слое угля, который позволяет осуществить неполную газификацию топлива, а за счет особенности движения фронта волны удается значительно снизить вредные выбросы.
Кокс имеет высокую калорийность и реакционную способность, низкий выход летучих веществ и большое электрическое сопротивление, а горючий газ является
эффективным энергоносителем и пригоден для генерации энергии в различных циклах. В настоящее время технология "Термококс" успешно применяется для производства сорбентов из канско-ачинских углей.
К основному недостатку слоевой газификации с обратным дутьем следует отнести низкую удельную производительность, причина которой состоит в увеличении времени прогрева частиц и ухудшении межфазного теплообмена в слоевых процессах. Преодоление этих трудностей сделает возможным использование данной технологии при создании энерготехнологических комплексов, выпускающих широкий ассортимент угольной продукции, электрическую и (или) тепловую энергию, и позволит удовлетворить возрастающие требования по энергосбережению и охране окружающей среды.
Поэтому актуально исследование методов интенсификации процессов тепло- и массообмена при слоевой газификации угля с использованием обратного дутья и на этой основе повышение производительности перспективной технологии.
С этих позиций объектом исследования является реактор, в котором реализуется процесс слоевой газификации с использованием обратного дутья.
Цель работы заключается в интенсификации процессов тепло- и массообмена для повышения производительности слоевого газификатора с обратным дутьем. Исследование включало: 1) анализ существующих промышленных производств и научно-технических разработок в области слоевой газификации и используемых в них методов интенсификации процессов тепло- и массообмена; 2) анализ математических моделей процессов тепло- и массообмена при слоевой газификации и выбор модели для исследования методов повышения производительности; 3) уточнение выбранной математической модели введением скоростей гомогенных реакций; 4) численное исследование процессов тепло- и массообмена при слоевой газификации, установление влияния состава и расхода дутья на производительность, калорийность продуктового газа и выход твердого остатка; 5) обоснование выбора состава и расхода дутья для интенсификации процессов тепло- и массо-
обмена, исследование расчетным и экспериментальным способами выбранных высокопроизводительных режимов слоевой газификации. Научная новизна представленных в работе результатов:
Введены скорости гомогенных реакций в систему уравнений газового баланса, что позволило уточнить математическую модель процессов тепло- и мас-сообмена при слоевой газификации угля и рассчитать состав продуктового газа, совпадающий с экспериментально определенным.
Определен оптимальный состав и расход дутья на основе экспериментально установленной зависимости выхода твердого остатка, производительности газификатора и калорийности продуктового газа от них и размера частиц.
3.Предложен метод повышения производительности газификатора за счет увеличения скорости "обратной тепловой волны", достигаемого обогащением дутья кислородом без изменения конструкции аппарата.
4. Установлено, что выход твердого остатка и расход дутья, при котором достигается максимум калорийности продуктового газа, не зависят от концентрации кислорода в дутье, что позволяет повысить производительность слоевого газификатора и увеличить калорийность продуктового газа без изменения качества твердого остатка.
Практическая значимость работы
На основе расчетных и экспериментальных исследований получены исходные данные для проектирования промышленных высокопроизводительных аппаратов слоевой газификации с обратным дутьем.
Результаты исследований использованы в ЗАО "Карбоника-Ф" и ООО "Сибтермо".
На защиту выносятся:
1. Результаты численного и экспериментального исследования процессов тепло- и массообмена при слоевой газификации угля на фракциях 2,4-5,0,10,0-13,0 и 20,0-30,0 мм в диапазоне расходов воздушного дутья 100-200 м^Л), полученную
зависимость производительности газификатора, состава продуктового газа и выхода твердого остатка от состава и расхода дутья.
Результаты численного исследования режимов газификации с использованием в качестве добавок к воздушному дутью кислорода по объему до 40 %, метана - до 15 % и охлажденных газов рециркуляции - до 15 % и рекомендации к использованию этих режимов.
Экспериментальные результаты о скорости движения фронта "обратной тепловой волны", температуре слоя на фронте, калорийности продуктового газа и выхода твердого остатка при обогащении дутья кислородом до 40 % по объему.
Достоверность результатов работы следует из применения современных достижений теплофизики, теории горения и теплообмена, использования надежных математических моделей, вычислительных технологий и подтверждается сходимостью результатов расчетов и экспериментальных данных, полученных с применением современного исследовательского оборудования, воспроизводимостью и повторяемостью всех проведенных экспериментов.
Личный вклад автора заключается в постановке задач исследования, разработке и апробации численного алгоритма расчета процессов тепло- и массообмена при слоевой газификации, подготовке и проведении экспериментальных исследований, обработке полученных данных.
Апробация работы. Основные материалы диссертации и результаты исследований докладывались и обсуждались на 1-й, 2-й и 3-й Всероссийской научно-технической конференции "Современные технологии освоения минеральных ресурсов" (Красноярск, 2003 г., 2004 г., 2005 г); Всероссийской конференции "Достижения науки и техники - развитию сибирских регионов" (Красноярск, 2003 г.); 9-й Всероссийской научной конференции студентов-физиков и молодых ученых (Красноярск, 2003 г.); 2-й и 3-й Международной конференции "Углерод: фундаментальные проблемы науки, материаловедение, технология" (Москва, 2003 г., 2004 г.); 5-й Всероссийской научно-практической конференции "Красно-
ярск. Энергоэффективность: достижения и перспективы" (Красноярск, 2004 г.); Всероссийской научно-практической конференции "Химия - XXI век: новые технологии, новые продукты" (Кемерово, 2004 г.); 4-м Семинаре вузов Сибири и Дальнего Востока по теплофизике и теплоэнергетике (Владивосток, 2005 г.); 8-м Всероссийском семинаре "Моделирование неравновесных систем" (Красноярск,
г.); IX Всероссийской школе-конференции молодых ученых "Актуальные вопросы теплофизики и физической гидрогазодинамики" (Новосибирск, 2006 г.); VI Всероссийской конференции "Горение твердого топлива" (Новосибирск,
г.).
Методы исследований - экспериментальное исследование на лабораторном стенде и численное моделирование, основанное на известных достижениях фундаментальных и прикладных наук.
Публикации. Основное содержание диссертации изложено в 21 печатной работе, в том числе 5 статьях и 16 докладах на конференциях.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и 3 приложений. Объем диссертации 208 страниц, включая 41 рисунок и 30 таблиц. Библиография состоит из 239 наименований.
В первой главе выполнен анализ отечественных и зарубежных технологий газификации, термической и термохимической переработки различных твердых топлив. Определены технологические принципы повышения производительности, основанные на методах интенсификации процессов тепло- и массообмена. Показано, что основной недостаток слоевой газификации с обратным дутьем - низкая удельная производительность. Проведен анализ явления "обратной тепловой волны" (ОТВ) и аналогичных явлений. Выполнен обзор математических моделей газификации частицы и слоя угля. Рассмотрены основные принципы, допущения и упрощения. Выбрана модель для исследования методов повышения производительности слоевого газификатора. Показана необходимость учета скоростей гомогенных реакций.
Вторая глава посвящена численному моделированию слоевого газификатора. Введением скоростей гомогенных реакций в систему уравнений газового баланса уточнена математическая модель процессов тепло- и массообмена. Для определения состава и температуры продуктового газа разработан численный алгоритм, основанный на решении системы обыкновенных дифференциальных уравнений методом экспоненциальной подгонки. Решена задача прогрева частицы в условиях слоевой газификации с обратным дутьем, что позволило обосновать допущение об отсутствии температурного градиента в угольных частицах. На основе эмпирических формул получено значение коэффициента эффективной теплопроводности твердой фазы. Проведена оценка чувствительности параметров математической модели на скорость движения фронта ОТВ, выход твердого остатка и калорийность продуктового газа. Исследована роль гетерогенного реагирования коксового остатка в процессах тепло- и массообмена слоя. Выполнена оценка адекватности математической модели. Численно изучены процессы тепло- и массообмена при слоевой газификации, установлено влияние состава и расхода дутья на производительность, калорийность продуктового газа и выход твердого остатка. Получено хорошее соответствие расчетных и экспериментальных данных по составу продуктового газа, температуре слоя и выходу твердого остатка.
В третьей главе дается описание лабораторного стенда и методики проведения экспериментов. Исследован процесс неполной слоевой газификации на фракциях 2,4-5,0, 10,0-13,0 и 20,0-30,0 мм в диапазоне расходов воздушного дутья 100-200 м^мЧ), что позволило установить зависимость производительности, калорийности продуктового газа и выхода твердого остатка от размера частиц и расхода дутья, а также уточнить эффективный коэффициент теплопроводности, используемый в математической модели. Получены профили температуры слоя, ширина фронта ОТВ, максимальные и средние скорости нагрева. Предложен и обоснован способ определения состава продуктового газа без использования информации о составе сухого газа.
В четвертой главе исследованы методы повышения производительности, основанные на интенсификации процессов тепло- и массообмена. Выполнено моделирование режимов слоевой газификации с использованием в качестве добавок к воздушному дутью кислорода до 40 %, метана - до 15 % и охлажденных газов рециркуляции - до 15 %, в результате чего установлено, что максимальное увеличение производительности (до двух раз) достигается при концентрации кислорода в дутье 40 %. Показано, что при неполной слоевой газификации (расход дутья до 300 м3/(м2-ч)) нет необходимости в использовании жаропрочных материалов и в связанных с этим изменениях конструкции аппарата. Исследовано влияние состава дутья на производительность слоевого газификатора, сформулированы рекомендации к использованию добавок к дутью. Определен диапазон расходов, при которых реализуется режим ОТВ. Показана возможность повышения производительности слоевого газификатора и увеличения калорийности продуктового газа без изменения качества твердого остатка. Экспериментально подтверждены результаты численного исследования слоевой газификации с использованием обратного дутья, обогащенного кислородом, что позволило разработать исходные данные для проектирования высокопроизводительных газификаторов промышленного масштаба.
Диссертант выражает глубокую благодарность своему научному руководителю, д.ф.-м.н., профессору B.C. Славину. Также диссертант благодарит к.т.н. СР. Исламова и д.т.н. С.Г. Степанова, которые оказывали постоянное внимание и поддержку научной работе автора, и к.т.н. А.Б. Морозова за большую помощь в проведении экспериментальных работ.
Тенденции термической переработки угля
Крупнейший американский производитель кокса - компания Jewell Coal and Coke Corporation - в конце 1970-х разработала технологическую схему коксования, в которой все побочные продукты утилизируются для производства тепловой энергии. Коксовая батарея (142 печи) производительностью 700 тыс. т кокса в год эксплуатируется с 1979 года /170/. В 1998 году Jewell Coal and Coke Corporation запустила в эксплуатацию современное производство кокса на заводе Inland Steel s Complex в Чикаго производительностью 1,3 млн т кокса в год (268 печей), в котором все летучие продукты коксования утилизируются в когенерационной установке электрической мощностью 94 МВт /230/.
Технология фирмы Jewell Coal and Coke Corporation позволила создать первое экологически безопасное промышленное производство кокса. Коксовые печи в 70-х годах прошлого века имели производительность около 1,8 т/ч (1 млн т в год вырабатывала батарея из 65 печей), а удельная производительность оценивается примерно в 20,2 кг/(ъ -ч). По данным http://zadonbass.org, металлургический комбинат "Азовсталь" в 2006 году завершил модернизацию коксовой батареи, производительность которой поднялась до 3 млн т в год (48,9 т/ч). ОАО "Кокс" (Кузбасс) в 2004 году заложило фундамент новой коксовой батареи производительностью 850 тыс. т в год или до 97 т/ч (http://news.ka2i.ru). Сухое тушение кокса циркулирующим инертным газом с последующим использованием аккумулированного тепла в паровом котле позволило повысить качество кокса и улучшить технико-экономические показатели его производства. Производство формованного кокса дает возможность снизить экологический ущерб и расширить ассортимент перерабатываемых углей (в сторону низкокачественных) без ухудшения качества получаемого металлургического кокса. Полукоксование Анализ процессов полукоксования угля, реализованных в различное время в промышленном масштабе, позволяет выявить несколько тенденций в развитии технологий /97/: Переход от применения внешнего нагрева угля к внутреннему. Технологии с внешним нагревом были распространены до 30-х годов XX века. Максимальная достигнутая производительность составила 100 т/сут (печи Гейзена, Германия). Благодаря внутреннему нагреву удалось повысить производительность печи до 450 т угля в сутки /145/. Использование в ранних технологиях крупнокускового угля или брикетов, а в более поздних - низкосортного мелкозернистого угля. Впервые подобный процесс был реализован в Германии в 50-е годы - процесс Lurgi-Ruhrgas с твердым теплоносителем /145,147/. Промышленные установки на основе этой технологии в начале 60-х были построены в ФРГ (г. Боттроп, 350 т угля в сутки), в Югославии (г. Скопье, 1600 т угля в сутки) и в Англии (г. Сканторп, 700 т угля в сутки). В СССР в 60-е годы также были разработаны процессы с использованием твердого теплоносителя: ЭТХ-технология /19, 26/ (в г. Красноярске, 6 т угля в час, и в г. Калинине на ТЭЦ-4,4 т угля в час); термоконтактное коксование в кипящем слое /26, 110/ (в г. Свердловске установка ТККУ-4, 4 т в час); термообработка мелкодисперсного (до 15 мм) сланца во вращающейся барабанной печи с предварительным нагревом сланцевой золы /154/ (Эстония, УТТ-500, УТТ-3000, производительностью 500 и 3000 т сланца в сутки). Переработка угля без производства жидких продуктов. Падение спроса на жидкие продукты термической переработки угля в 60-е годы привело к сворачиванию многих углехимических производств и стимулировало разработку процессов термической переработки угля в полукокс. По этому принципу в США были разработаны два технологических процесса коксования: на движущейся колосниковой решетке (фирма Peabody Coal and Coke Corp.) и в кольцевой подовой печи (фирма Salem Corp.), в которых все летучие продукты пиролиза сжигаются в надслоевом пространстве /133-134/. В 1994 году в США (Gillette, штат Вайоминг) была запущена в эксплуатацию опытно-промышленная установка ENCOAL (разработчик - SGI International, процесс LFC) производительностью 300 тыс. т угля в год /208, 228/. На установке Rheinbraun AG удельная производительность по полукоксу - 27,5 кгД в час, на установке ENCOAL -14,0 кг/м2 в час.
Весьма перспективны энерготехнологические установки /79, 147/, в которых сочетается использование твердого топлива как химического сырья и как энергоносителя, что является одним из важнейших направлений технического прогресса в области переработки твердых горючих ископаемых. На основе принципов комплексной переработки топлива можно организовать снабжение крупных промышленных объектов всеми необходимыми энергоносителями при одновременном расширении ресурсов химического сырья и ликвидации (или существенном сокращении) вредных выбросов. Возможные варианты энерготехнологического использования углей кан-ско-ачинского (КАУ) и кузнецкого бассейнов рассмотрены в работах С.Г. Степанова с соавторами/38,116,124,126-127,129-131/.
Математическая модель слоевого газификатора
В исследуемом процессе слоевой газификации угля размер частиц находится в диапазоне 2,4-30,0 мм. Нагрев крупных частиц происходит неравномерно. Для обоснования допущения об отсутствии температурного градиента в частице (изотермичность) оценим разность температур в центре и на поверхности частицы в экспериментально наблюдаемых условиях нагрева слоя.
Предварительно рассмотрим неравномерность нагрева частицы от числа Ві. В работе Шестакова /150/ с соавторами опытным путем определена зависимость максимального относительного градиента температур по глубине частицы от числа Ві. Эксперименты проведены на одиночных круп ных частицах в условиях, моделирующих процесс воспламенения и горения частицы немолотого топлива, поданной в топочную камеру.
Применим полученную зависимость для процесса слоевой газификации с использованием обратного дутья. Определим число Ві и найдем максимальную разность температур между центром и поверхностью частицы. При расчете числа Ві использованы следующие значения теплофизических параметров на фронте: а = 50 Вт/(м2-К) - коэффициент теплоотдачи; Я = 0,3 Вт/(м-К) - эффективная теплопроводность бурого угля 121. В табл. 2.1 приведена величина АТтт = А0,шх -7 , где Т1ШХ = 1000С- характерная температура на фронте.
Используем экспериментально полученную скорость нагрева слоя и определим градиент температуры внутри частицы. Для этого решим задачу нагрева частицы в условиях процесса слоевой газификации с обратным дутьем. Часто при изучении частиц используют сферическую модель с симметричными граничными условиями /29, 47, 162, 201-202, 219, 224/. В пользу этой модели говорит то, что она учитывает конечный объем частицы (в отличие от модели бесконечной пластины). Данный подход вполне применим, когда исследуемая частица находится в условиях, близких к симметричным, например, окружена газом. Средний перепад температуры слоя На рис. 2.2 представлены средние перепады температуры AT между точками слоя, располагающимися относительно друг друга по высоте на расстоянии, равном размеру частицы. В экспериментах использовались фракции бурого угля 2,4-5,0 мм, 10,0-13,0 мм и 20,0-30,0 мм. Расход дутья изменялся в диапазоне 100-200 м3/(м2-ч). Методика и условия проведения экспериментов подробно описаны в главе 3.
Так как ширина фронта очень мала, перепад температур имеет сильную зависимость от размера частиц. Отметим, что для частиц мелкой фракции перепад температуры незначительный ( 50С), для средней - допустимый (150-250 С), а для крупной - значительный (250-350 С) (рис. 2.2). Относительно значений Tf перепад температур не превышает 7,8, 29,0 и 39,0 % соответственно. В первом приближении считаем эти данные удовлетворительными.
Полученные значения перепада температур внутри частиц не слишком высоки, что объясняется низкой скоростью нагрева слоя. Например, для частиц размером 20,0 мм при расходе дутья 100 м /(м -ч) средняя скорость нагрева составляет 0,32 С/с, а нагрев слоя до максимальной температуры на фронте занимает около 0,658 часа (табл. 2.3).
Ранее установленная неравномерность нагреїа способствует увеличению перепада температур внутри частицы. Однако будем считать, что расчетные данные, представленные в табл. 2.3, подтверждают правомерность предположения об отсутствии градиента температуры внутри частиц. Следует отметить, что для крупных частиц (d 20 мм) в режимах с высокой скоростью нагрева (при расходах дутья значительно более 200 м3/(м2-ч)) допущение об изотер мичности частиц приведет к завышению расчетной скорости движения фронта ОТВ.
Определение теплопроводности засыпки угольных частиц, претерпевающих физико-химические превращения, - очень сложная задача. Теплообмен частицы включает в себя: конвективный теплообмен с газовой фазой, теплообмен излучением, теплопроводность частицы, теплообмен с соседними частицами по местам контактов /7, 56, 80, 99/. Известно, что теплопроводность зернистого слоя при высоких температурах больше теплопроводности зерна 111.
В работах /28,86,123/ указывается, что продольный перенос тепла по слою осуществляется теплопроводностью. Для уточнения этого механизма и определения коэффициента эффективной теплопроводности приведем следующие рассуждения.
Истинная теплопроводность слоя угля должна определяться в вакууме без переноса тепла газовым потоком и излучением, то есть за счет теплопроводности угольных частиц и контактной теплопередачи. Покажем, что истинная теплопроводность не играет роли в продвижении фронта "обратной тепловой волны". Пусть коэффициент температуропроводности засыпки а = 2-10" м/с (по данным /2/), характерная скорость ОТВ м/= 10 см/ч, температура на фронте 800 С, а в холодной зоне 20 С. Решим задачу о прогреве полуограниченного тела с граничным условием первого рода на одной стороне /78/. В результате получим, что температура в засыпке через 1 час на глубине 10 см поднялась незначительно и составляет всего 28 С. Таким образом, теплопроводность слоя практически не дает вклада в продольный перенос тепла. Это объясняется низкой теплопроводностью угольных частиц и большим термическим сопротивлением на неплотных участках контакта между частицами.
Для слоя угля описание теплопроводности осложняется тем, что в процессе газификации уголь претерпевает сложные физико-химические превращения. Вдув продуктов пиролиза в пограничный слой оттесняет набегающий на частицу поток горячего газа и препятствует конвективному теплообмену (нагре ву). На данной стадии прогрев частицы возможен только за счет лучистого теплообмена.
Следовательно, теплопередача происходит только между частицами, находящимися в непосредственной близости, что говорит о преобладании лучистого теплообмена. В то же время для мелких частиц возрастает роль других механизмов передачи тепла (теплопроводности частиц, контактной теплопередачи), так как ширина зоны горения существенно превышает размер частиц.
Определение коэффициента Xs из имеющихся экспериментальных данных о динамике профиля температуры с помощью обратной задачи теплопроводности /138/ осложнено пиролизом угольных частиц (вдув в погранслой), а также наличием экзо- и эндотермических гетерогенных реакций.
Описание экспериментального стенда
Экспериментальный стенд предназначен для исследования процессов тепло- и массообмена при неполной газификации угля в плотном слое. Стенд (рис. 3.1) включает следующие узлы: 1. Компрессорная станция производительностью до 90 м /ч воздуха. 2. Газификатор. 3. Набор контрольно-измерительных приборов (расходомер, потенциометр КСП-4, термодатчики (ТХА), газоанализатор ГАУ-Д). Газификатор представляет собой шахтный футерованный реактор с наружным диаметром 1 м и внутренним диаметром 0,5 м. Уголь загружается через верхни люк. Твердый остаток (кокс) выгружается через нижний люк. Горючий газ отводится через патрубок в верхней части газификатора. Дутье подается снизу через сопла газораспределительного устройства. По высоте слоя расположены пять термопар хромель-алюмелевых (ТХА), которые устанавливаются таким образом, чтобы наконечник находился в центре реактора. Метрологические характеристики приборов приведены в приложении Б.
При неполной газификации по достижении фронтом газораспределительного устройства в продуктовом газе уменьшается доля Нг и увеличивается доля СО, что свидетельствует о завершении процесса. Последовательность запуска газификатора: 1. Отверстие в нижней части газификатора закладывается кирпичом так, чтобы загружаемый уголь оставался в пределах цилиндрической внутренней камеры, закрывается нижний люк. 2. В газификатор через верхний люк загружается необходимое количество угля, сверху размещается 0,010-0,015 м3 дров. 3. Включается подача дутья в газораспределительное устройство. 4. Через верхний люк осуществляется зажигание дровяной растопки, и люк закрывается.
К основным режимным параметрам при слоевой газификации с обратным дутьем относят размер частиц, расход дутья и влажность угля /86/.
Для определения влияния размера частиц на тепло- и массообмен слоя проведены эксперименты на засьшках с максимально узким (с учетом технической возможности) фракционным составом: 2,4-5,0 мм, 10,0-13,0 мм и 20,0-30,0 мм. Расход дутья проварьирован в диапазоне 100-200 м3/(м2-ч). В приложении Б (табл. Б1) приведены первичные экспериментальные данные по техническому и элементному анализу используемого угля (марки Б2 разреза "Березовский 1"), твердого остатка, составу сухого газа, насыпной плотности слоя, массе загружаемого угля и длительности эксперимента. На рис. 3.2-3.3 показана динамика состава сухого газа в экспериментах. Видно, что состав быстро устанавливается, следовательно, каждый режим (расход дутья и фракционный состав угля) можно характеризовать постоянным составом продуктового газа.
Стандартная ошибка округления а =-=, где со=0,1 - цена деления газо V12 анализатора. Ошибка прибора ап =-2-, где А„ - предельная ошибка прибора. При расчете аг ошибкой округления пренебрегается в силу справедливости неравенства ап Ъаокр. Так как ап 3sx, случайными ошибками также можно пренебречь.
При сравнении экспериментальных профилей температуры слоя и расчетных профилей твердой фазы (рис. 2.9-2.11) необходимо учитывать особенности датчиков-термопар. В восстановительной зоне экспериментальная и расчетная температура практически совпадают. В зоне окисления летучих разница достигает (в зависимости от режима) 500 С Это объясняется следующими причинами.
Возможные способы интенсификации процессов тепло- и массообмена и ограничения на их использование
Необходимость получения кокса заданного качества накладывает ограничения на методы интенсификации, обсуждаемые в главе 1: 1. Нельзя уменьшать (изменять) фракцию исходного угля, так как она определяет и фракцию твердого продукта - кокса. Увеличение теплопроводности слоя угля без изменений его свойств также не представляется возможным и необходимым. 2. Изменение режимных параметров оказывает влияние на выход и качество продуктов, так как при этом изменяются физико-химические условия газифика ции (температурный режим, скорости гомогенных и гетерогенных реакций и т.д.). Например, повышение расхода дутья позволяет увеличить выход горючего газа и его калорийность, а также реакционную способность твердого остатка с одновременным уменьшением выхода летучих и влаги в нем /86/. При безостаточной газификации максимальный расход дутья не должен превышать Qc. З.При использовании газовой добавки к дутью необходимо, чтобы она была инертной (не вызывала разогрева слоя) до попадания в зону окисления летучих и активной в этой зоне. Иначе нарушается стационарный режим ОТВ и не исключен самопроизвольный переход в режим ПТВ, как в традиционном способе газификации. При этом теряются основные преимущества - возможность неполной газификации и экологическая безопасность. В главе 2 (п. 2.5.6) показано, что слой угля прогревается за счет тепла, выделяемого при окислении летучих, а скорость сушки угля и выхода летучих определяется темпом прогрева слоя. Поэтому для увеличения скорости движения фронта ОТВ необходимо ускорить прогрев слоя. Анализируя уравнение энергии твердой фазы (2.5), можно сформулировать несколько способов интенсификации. Формально скорость тепловой волны зависит от эффективного коэффициента теплопроводности и источниковых слагаемых, описывающих межфазный теплообмен и тепловыделение при гетерогенном реагировании. С учетом указанных ограничений предложим следующие решения, сводящиеся к изменению состава дутья: обогащение дутья кислородом для повышения тепловыделения в зоне окисления без увеличения конвективного охлаждения; рециркуляция части продуктового горючего газа или добавка к дутью высококалорийного газа (например, метана) с предположением, что газовоздушная смесь будет воспламеняться в зоне окисления, выделяя дополнительную теплоту.
Реализация предлагаемых способов интенсификации процессов тепло- и массообмена не связана со значительным изменением существующей технологии и конструкции аппарата, в отличие от используемых в промышленности (увеличение давления, использование водяного пара и т.д.). Однако известно, что использование в качестве дутья кислорода или воздуха, обогащенного кислородом, при газификации в прямом режиме ведет к значительному росту температуры в зоне окисления. Поэтому до проведения исследований на математической модели и экспериментальной установке нельзя сделать однозначный вывод о том, насколько вырастет температура на фронте ОТВ при изменении состава дутья. Этот вопрос имеет большое значение, так как при высоких температурах необходимо обеспечить защиту стенок реактора.
Ранее показано, что ухудшение условий межфазного теплообмена способствует повышению роли реакции окисления углерода. Следовательно, интенсификация процессов тепло- и массообмена может также заключаться в улучшении межфазного теплообмена для снижения роли окисления углерода, что позволит повысить скорость ОТВ при сохранении качества (выхода) твердого остатка.
Необходимо отметить, что удельная производительность для существующих газификаторов "Термококс" и лабораторного газификатора указана (приложение Б) без учета периодичности их работы. Дополнительное время (около 10 % от времени процесса) тратится на погрузку угля, охлаждение и выгрузку кокса. Однако организация непрерывного производства повышает металлоемкость и усложняет технологию.
Для определения влияния состава дутья на производительность слоевого газификатора произведены расчеты режимов, указанных в табл. 4.1. Дополнительно к режимам с обогащенным кислородом, добавкой газов рециркуляции и метана выполнен расчет с использованием в дутье горячего водяного пара. На этом примере показано, что при использовании обратного дутья способы интенсифи кации, связанные с подогревом дутья, приводят к нарушению нормальной работы газификатора.
Анализировать влияние расхода и состава дутья на отдельный параметр удобно с помощью его скалярного поля в координатах расход дутья - концентрация примеси. Наибольший интерес вызывают четыре параметра: коэффициент увеличения скорости движения фронта к/, температура твердой фазы на фронте, выход твердого остатка и калорийность продуктового газа.
Расчеты проведены при одинаковых условиях подачи дутья (давление и температура постоянные) и свойствах слоя угля. В табл. 4.3 представлены следующие данные: насыпная плотность угля, порозность слоя, размер частиц, технический и элементный анализ угля (бурый уголь марки Б2 разреза "Березовский 1"), температура и давление дутья.
Изменение состава дутья влияет на режимные области. Задачу интенсификации процессов тепло- и массообмена можно рассматривать как сдвиг указанных областей к меньшим расходам.
