Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ горелочных устройств и технологий производства твердого топлива из торфа 10
1.1 Устройства и способы стабилизации горения твердого пылевидного топлива 10
1.2 Технологии производства твердого топлива из торфа 19
1.3 Способы предварительной обработки торфа с целью повышения характеристик топлива 27
1.4 Влияние теплофизических свойств твердого топлива на эффективность работы горелочных устройств 31
Выводы по главе 38
ГЛАВА 2. Разработка способа стабилизации горения пылевидного торфяного топлива 39
2.1 Способ стабилизации горения и экспериментальная модель устройства для сжигания торфяной пыли 39
2.2 Численное моделирование рабочего процесса горелочного устройства 42
2.3 Методика подготовки и сжигания торфяной пыли в закрученном воздушном потоке 50
2.4 Экспериментальное исследование процесса сжигания торфа 55
Выводы по главе 63
ГЛАВА 3. Исследование зависимости теплофизических и механических свойств торфяного топлива от условий прессования 64
3.1 Методика проведения экспериментальных исследований 64
3.2 Разработка экспериментального стенда и его метрологическое обеспечение 68
3.3 Влияние условий производства на механические свойства топлива 73
3.4 Исследование теплофизических характеристик топлива 79
Выводы по главе 84
ГЛАВА 4. Энергоэффективный способ производства торфяного топлива 86
4.1 Принципы организации эффективного способа производства торфяного топлива с повышенными теплофизическими свойствами 86
4.2 Исследование влияния теплофизических и механических воздействий на процесс изготовления торфяного топлива 88
4.3 Определение условий приготовления рабочей органической массы топлива при производстве пеллет и брикетов 92
4.4 Изучение свойств полученного топлива и их влияние на процесс стабилизации горения 100
Выводы по главе 109
Заключение 111
Список сокращений и условных обозначений 113
Список литературы 116
- Способы предварительной обработки торфа с целью повышения характеристик топлива
- Численное моделирование рабочего процесса горелочного устройства
- Влияние условий производства на механические свойства топлива
- Исследование влияния теплофизических и механических воздействий на процесс изготовления торфяного топлива
Введение к работе
Актуальность работы. Развитие современного топливно-энергетического комплекса Российской Федерации сопровождается неуклонным ростом использования твердых топлив для производства тепла и электричества. Местное торфяное и древесное топливо, характеризуемое возобновляемостью и низкой токсичностью, представляет особый интерес для развития региональной энергетики и сокращения удельного объема привозных энергетических ресурсов.
Областью применения твердого топлива, в связи с отсутствием тотальной газификации, является автономное энергоснабжение объектов различной мощности: частных домов, предприятий, небольших поселений и городских районов. В промышленных масштабах производство энергии из твердого топлива связано с необходимостью его измельчения до мелкодисперсного состояния с целью повышения полноты и скорости сгорания за счет увеличения удельной реагирующей поверхности.
Принцип сжигания твердого топлива в виде пыли формулирует определенные требования к системе воспламенения и стабилизации пламени в зоне горения. Наиболее распространенным способом, осуществляющим зажигание и стабилизацию пылевидного топлива, в настоящее время является подсветка частиц пыли мазутным факелом. При этом совместное сжигание твердого топлива и мазута существенно снижает эффективность и экологичность топочного процесса. Как показывает практика, на 10 – 15% повышается механический недожог топлива, на 2 – 5% снижается КПД котла, возрастает скорость коррозии экранных поверхностей, на 30 – 40% увеличивается выход оксидов азота и серы.
Значительное ужесточение требований к повышению эффективности использования топлива и защите окружающей среды определяет необходимость развития новых и модернизации существующих технологий сжигания, в том числе на основе комплексной переработки топлив.
Перспективным направлением в отмеченной области является разработка схем горения и реализующих их устройств, обеспечивающих стабилизацию топочного процесса за счет сжигания основного пылевидного топлива. При этом, многочисленные исследования показали, что возможность организации и эффективность рабочего процесса горелочных устройств определяется теплофизиче-скими свойствами топлива (теплотой сгорания, содержанием и составом летучих веществ, скоростью выгорания, зольностью и др.), формирование которых осуществляется на стадии производства и подготовки топлива к сжиганию.
Это обуславливает актуальность проведения расчетно-экспериментальных исследований, направленных на решение теплофизических задач, связанных с разработкой схем стабилизации горения твердого пылевидного топлива, поиск
оптимальных условий его подготовки и горения, определение предельно достижимых теплофизических свойств топлива и необходимых условий его изготовления. Решение указанных задач обеспечит возможность создания высокоэффективных устройств преобразования энергии, реализующих сжигание экономичного твердого топлива на основе торфа, угля и древесины.
Цель диссертационной работы. Разработать способ воспламенения и стабилизации горения твердотопливной пыли за счет повышения реакционных свойств торфяного топлива в процессе его термохимической обработки.
Для достижения поставленной цели необходимо решить ряд задач:
– выполнить анализ принципов организации рабочего процесса существующих устройств для воспламенения и стабилизации горения твердотопливной пыли, определить их недостатки, снижающие эффективность сжигания пылевидного топлива;
– разработать способ стабилизации горения пылевидного топлива и изготовить реализующее его горелочное устройство, выполнить сравнение интегральных характеристик рабочего процесса горелки с существующими аналогами;
– провести расчетные и экспериментальные исследования процесса сжигания пылевидного топлива, определить полноту сгорания, эмиссионные характеристики и концентрационные диапазоны его устойчивой организации;
– провести экспериментальные исследования влияния условий прессования
на свойства торфяных гранул и брикетов, по результатам которых обосновать
наиболее эффективные режимы их изготовления, повышающие
теплофизические и механические характеристики топлива;
– исследовать принципы организации предварительной термохимической обработки торфа, на основе которой разработать энергоэффективный способ производства пылевидного топлива, обеспечивающий повышение его реакционных свойств.
Научная новизна работы:
Предложен способ стабилизации горения пылевидного топлива в
ограниченном закрученном потоке на основе которого разработано горелочное
устройство, обеспечивающее его сжигание в условиях низконапорной подачи
без применения высокореакционных топлив, повышение качества
смесеобразования, полноты сгорания и снижение эмиссионных выбросов.
Результаты исследований теплофизических и механических характеристик торфяного топлива позволили определить асимптотический характер влияния условий его производства на теплоту сгорания, выход летучих веществ, плотность, прочность, твердость и водопоглощение, с учетом которых предложен новый эффективный способ его изготовления.
Разработан энергоэффективный способ производства торфяного
топлива, основанный на новых экспериментальных данных по влиянию концентрации гуминовых кислот на теплофизические и прочностные характеристики топлива.
Практическая и теоретическая значимость:
– разработан способ стабилизации горения и реализующее его устройство, обеспечивающее высокую полноту сгорания пылевидного топлива без применения высокореакционных энергоносителей, которое может использоваться для подсветки основного потока топливной пыли в топочных элементах теплогене-рирующих устройств взамен существующим мазутным и дизельным горелкам;
– на основе экспериментальных исследований получены регрессионные уравнения, описывающие взаимосвязь теплофизических и механических характеристик твердого топлива с условиями его изготовления, которые предназначены для обоснованного выбора производственных условий при его выпуске, прогнозов качества выпускаемой продукции и эксплуатационных затрат;
– апробирован энергоэффективный способ изготовления торфяных пеллет и брикетов, обеспечивающий повышение теплофизических (реакционной способности, скорости выгорания, содержания летучих веществ) и механических (прочности, твердости) свойств топлива при сокращении энергетических затрат на производство в сравнении с известными аналогами.
На защиту выносятся:
– Способ стабилизации процесса горения пылевидного топлива в проточной части вихревого горелочного устройства, на основе которого спроектирована, изготовлена и апробирована его опытно-промышленная модель, защищенная патентом РФ № 2565737;
– Результаты расчетных и экспериментальных исследований процесса горения пылевидного торфяного топлива;
– Результаты экспериментальных исследований свойств торфяного топлива в зависимости от способа и условий его изготовления;
– Регрессионные уравнения, описывающие влияние условий производства на теплофизические и механические характеристики торфяного топлива, реализованные в виде программного комплекса для ЭВМ – свидетельство о гос. регистрации программы для ЭВМ № 2016612614;
– Способ производства торфяного топлива с улучшенными
теплофизическими и прочностными свойствами – патент РФ № 2541317.
Достоверность и обоснованность научных положений. Достоверность и обоснованность научных положений обеспечивается комплексным расчетно-экспериментальным подходом к решению поставленных задач, применением современных вычислительных средств, сертифицированного метрологического
оборудования и апробированных методик опытных исследований и подтверждается согласованностью полученных экспериментальных данных с результатами расчетов и исследованиями других авторов.
Реализация результатов работы. Полученные результаты внедрены в производственный процесс изготовления торфяного топлива на ЗАО «Энбима Групп», реализованы в виде программного обеспечения для управления прессовым оборудованием ООО «Эксперт Энерго» и используются в учебном процессе на кафедре «Химия, охрана труда и окружающей среды» Рыбинского государственного авиационного технического университета имени П.А. Соловьева.
Апробация работы. Основные результаты выполненных исследований
докладывались на конференциях: Всероссийский конкурс «Молодежные идеи и
проекты, направленные на повышение энергоэффективности и
энергосбережения», Ярославль, 2013; XIX Школа-семинар молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках», Орехово-Зуево, 2013; Девятая Международная научно-техническая конференция студентов, аспирантов и молодых ученых «Энергия–2014», Иваново, 2014; Национальный конгресс по энергетике 2014, Казань, 2014; III Всероссийская школа-семинар студентов, аспирантов и молодых ученых «Коммерциализация научно-технических идей в энергетике», Иваново, 2014; XVII Международная научно-практическая конференция «Современное состояние естественных и технических наук», Москва, 2014; Шестая Российская национальная конференция по теплообмену (РНКТ-6), Москва, 2014; ХХ Школа-семинар молодых ученых и специалистов под рук. академика РАН А.И. Леонтьева «Проблемы газодинамики и тепломассообмена в энергетических установках», Звенигород, 2015; Третий Международный форум "Возобновляемая энергетика: пути повышения энергетической и экономической эффективности" - REENFOR-2015, Ялта, 2015.
Публикации. По теме диссертационного исследования опубликовано 13 печатных работ, в том числе 2 статьи в рецензируемых изданиях ВАК, 2 патента РФ и 1 свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ.
Структура и объём диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех разделов, заключения и списка литературы. Работа содержит 131 страниц машинописного текста, 119 рисунков, 5 таблиц.
Работа выполнена при финансировании Министерства образования и науки РФ в рамках ФЦП «Исследования и разработки по приоритетным направлениям развития научно-технологического комплекса России на 2014 - 2020 годы» (соглашение о получении субсидии №14.579.21.0034 от «05» июня 2014 г.) и Фонда содействия развитию малых форм предприятий в научно-технической сфере (ГК № 2390р/23911 и ГК № 8949/14040).
Способы предварительной обработки торфа с целью повышения характеристик топлива
На основе полученных диаграммам в работе [94] построена зависимость между влажностью торфа и оптимальным давлением прессования, значение которого соответствует началу перехода кривой сжатия p=f(l) в вертикальную линию (рисунок 1.13).
Увеличение оптимального давления pопт при снижении влажности торфа w автор [94] объясняет тем, что при прессовании абсолютно сухого материала сжатие происходит только за счет работы пресса, в то время как при наличии в нем адсорбционной влаги часть работы по уплотнению частиц совершается за счет адсорбционных сил. При прочих равных условиях это определяет возможность снижения энергетических затрат на прессование за счет увеличения влажности торфа w, предел которой должен определяться с учетом необходимой теплоты сгорания и физико-механических характеристик топлива.
Приведенные результаты [94] качественно коррелируют с исследованиями авторов [97] по прессованию торфа с начальной влажностью w = 73,5% и зольностью Ad = 21% в диапазоне давлений от 7,8 до 46,8 МПа (рисунок 1.14). Согласно полученным данным, необходимая прочность торфяного брикета может быть достигнута за счет различных сочетаний давления p, создаваемого прессом, и влажности прессуемого сырья w. Представленные экспериментальные данные не позволяют установить однозначную связь между p, w и , однако, на их основе можно сделать вывод, что увеличение влажности торфа позволяет обеспечить требуемую прочность топлива при меньших дав лениях прессования.
Исследования [79, 80] показывают, что производство прессованных брикетов и пеллет в промышленных масштабах, чаще всего осуществляется при необоснованно высоких давлениях, обуславливающих увеличение энергетических затрат без повышения качества топлива. В частности, максимальная плотность и прочность брикета, спрессованного из торфа с влажностью w = 15%, достигается при давлении 60-65 МПа [94], в то время как реальные значения при производстве топлива составляют от 100 до 200 МПа [79, 80].
Альтернативной технологией изготовления торфяного топлива является формование – процесс уплотнения вязко-пластичной торфяной массы повышенной влажности (от 60 до 85%) в результате ее прохождения через матричный канал формующего устройства с последующей сушкой полученного топлива до кондиционного влагосодержания. Отмеченный процесс характеризуется приданием торфу заданной геометрической формы: прямоугольной, цилиндрической, сферической и др. которая определяется способом формования и технологическими особенностями формующего устройства [98]. Процесс формования торфа, на протяжении своего развития, изучался многими исследователями [99-104]. С разных сторон рассмотрено влияние вида торфа, степени разложения, дисперсности, влажности сырья, формы матричных каналов и других менее значимых факторов на свойства формованного топлива.
Особое значение, определяющее свойства торфяного топлива при формовании, имеет влажность исходного сырья. А.В. Лыков [105] на основании многочисленных экспериментов по сушке формованной продукции, делает вывод, что влага в отмеченном процессе является пластификатором: «С увеличением количества свободной жидкости расстояние между базисными плоскостями частиц вещества увеличивается, сопротивляемость структуры сдвигу падает, т. е. свободная жидкость выполняет роль гидродинамической смазки».
Опыты по формованию торфа пониженной влажности (менее 50%) [104] показывают, что недостаточное влагосодержание не позволяет обеспечить требуемые механические характеристики получаемой продукции: топливо имеет поперечные трещины или даже разрушается при выходе из матричных каналов. Отмеченное, по мнению автора [104], обусловлено недостатком влаги, связывающей структуру торфа при помощи капиллярных сил, а также высоким содержанием газовой фазы в слабо увлажненном торфе, которая разъединяет его структурные образования.
Результаты исследований прочности сжатия формованного топлива, полученного при различной влажности исходной торфяной массы, представлены на рисунке 1.15 [103]. Зависимость имеет экстремальный характер, точка перегиба соответствует исходной влажности торфа w = 83%.
Определение прочности формованного торфа при испытании на изгиб в зависимости от конечного влагосодержания топлива показано на рисунке 1.16 [104]. Формование топлива осуществлялось при одинаковой исходной влажности сырья (w = 80%), конечное содержание влаги в топливе регулировалось временем сушки. Прочность формованного топлива, полученного из верхового торфа при осушке до влажности менее 50%, значительно выше, чем из торфа низинного типа. Зависимости имеют перегиб и характеризуются максимальным значением прочности при w = 20% для верхового и w = 30% для низинного торфа.
Расчетно-экспериментальные исследования прочности сжатия формованного цилиндрического топлива с диаметром 20 мм проведены в работе [102]. Рисунок 1.15 – Зависимость прочности Рисунок 1.16 – Зависимость прочности формо сжатия формованного топлива от началь- ванного топлива на изгиб от конечного влагосо ной влажности торфа [103] держания [104], 1 – верховой торф, 2 – низин ный торф
Сравнение зависимости, полученной в результате расчета по формуле [102] с опытными данными приведено на рисунке 1.17.
В представленном диапазоне влагосодержания w = 30…160%, прочность формованного топлива значительно увеличивается по мере удаления влаги. При этом наблюдается некоторое расхождение между экспериментальными и расчетными данными, наибольшее значение которого имеет место при малом влагосодержании (w 50%), что вероятнее всего обусловлено перегибом функции прочности, расположенным за представленным интервалом влажностей.
Влияние влажности формуемого торфа на давление вытеснения, соответствующего началу продвижения торфяной массы через матричный канал рассмотрено в работе [102]. В выполненных опытах на трех уровнях влажности сырья изменялась длина матричного канала при неизменном диаметре d = 16 мм (рисунок 1.18). Приведенные на рисунке 1.18 прямолинейные зависимости позволяют заключить, что с ростом влажности влияние длины формующего канала в меньшей степени сказывается на прирост давления.
Это обусловлено уменьшением адгезионной способности торфяной массы вследствие значительного количества свободной жидкости в ее составе [105]. Уменьшение влажности формуемого торфа на 10% приводит к увеличению давления вытеснения в среднем в 4-4,5 раза, которое обуславливает пропорциональный рост энергетических затрат на изготовление топлива.
Численное моделирование рабочего процесса горелочного устройства
За счет действия центробежных сил в диффузорной части области стабилизации 2 происходит расширение потока, в результате которого кинетическая энергия движущейся среды переходит в потенциальную энергию давления, скорость движения потока падает, а время пребывания топливовоздушной смеси в области стабилизации горения увеличивается. При этом, за счет сепарационной способности вихревых структур частицы пыли скапливаются внутри тороидального вихря, образуя локальную область с повышенной концентрацией топлива и скоростью распространения пламени.
С целью снижения гидравлических потерь диаметр выходного участка отвода продуктов сгорания d3 выполняется в 1,5-2 раза больше чем диаметр участка подвода топли-вовоздушной смеси d1. Таким образом, между характерными размерами схемы стабилизации горения пылевидного топлива соблюдается соотношение d1 d3 d2. Отмеченное условие способствует устойчивому формированию стабилизирующего вихря в широком диапазоне скоростей течения топливовоздушной смеси, определяемых коэффициентом избытка воздуха и тепловой мощностью горелочного устройства.
Для исследования процесса аэродинамической стабилизации горения твердого пылевидного топлива представленная схема реализована в вихревом горелочном устройстве, геометрия которого представлена на рисунках 2.2-2.4 [63, 116]. В соответствии с протекающими процессами, проточная часть устройства условно делится на три области: смешения, сгорания и дожигания. Работа горелочного устройства осуществляется следующим образом.
В полость камеры смешения 7 через патрубок 5 под давлением подается первичный воздух, который при прохождении через закручивающее устройство 2 приобретает окружную составляющую скорости и за счет центробежных сил создает радиальный гра 41 диент давления. При этом, в осевой области проточной части камеры смешения формируется зона пониженного давления, куда через форсунку подачи топливной пыли 1 под сасывается подводимое под небольшим напором пылевидное топливо.
Таким образом, камера подвода первичного воздуха совместно с камерой смешения топлива 7 представляют собой вихревой эжектор прямоточного типа, задачей которого является снижение гидравлического сопротивления при подводе топливной пыли и ее перемешивание с окислителем. Количество воздуха Gв1 подводимого в камеру смешения соответствует 0,4 – 0,8 от стехиометрического.
Перемешанная топливовоздушная смесь попадает в камеру сгорания 3, которая состоит из диффузорного и конфузорного участков и имеет торовидную форму, образованную вращением сферического профиля по оси горелочного устройства. Конфузорно-диф-фузорный переход выполненный перед цилиндрическим участком камеры дожигания 8 дополнительно способствует образованию устойчивого вихря в зоне горения и повышению полноты сгорания топлива. Рисунок 2.4 – Экспериментальная модель горелочного устройства, 1 – патрубок подвода топлива, 3 – камера сгорания, 4 – закручивающий сопловой ввод, 5, 6 – патрубок подвода воздуха, 7 – камера смешения, 8 – камера дожигания В камере дожигания 8 через патрубок 6 организован подвод вторичного воздуха, который через закручивающее устройство 4 подмешивается к реагирующему потоку. Количество подводимого вторичного воздуха Gв2 выбирается таким образом, чтобы организовать область «бедного» горения в камере 3 с достижением суммарного коэффициента избытка воздуха = 1,3…2,0. Реализация схемы «богато-бедного» горения за счет распределенного подвода воздуха способствует снижению эмиссионных выбросов NOx в отходящих газах. После камеры дожигания 8 высокотемпературный поток газов выводится из горе-лочного устройства через выхлопной фланец в огневое пространство котла.
Моделирование рабочего процесса вихревого горелочного устройства с учетом химических реакций выполнено на основе конечноэлементного программного комплекса Ansys CFX. Постановка задачи осуществлялась на 1/4 части модели, расчетная сетка гексагонального типа состояла из 800 тыс. элементов.
В расчетах учитывались горение топлива, аэродинамическое движение продуктов сгорания, воздуха и полидисперсного потока частиц пыли, а также тепло- и массообмен.
Моделирование потока в газовой фазе (летучие, кислород) проведено с использованием континуальной модели в приближении Эйлера, а расчет траекторий движения твердых частиц выполнен в дискретной Лагранжевой постановке. Использование совме 43
щенного Эйлерово-Лагранжева подхода позволяет детально описывать процессы взаимодействия двухфазных аэродинамических потоков с учетом дисперсности частиц и дает качественные результаты сходимости с экспериментальными данными [117].
На основании предварительных расчетов относительно затрат времени и вычислительных ресурсов, а также корректности получаемых результатов, при решении уравнений газовой динамики и горения принято решение об использовании SST модели турбулентности. Моделирование турбулентного течения в рамках проведенного расчета выполнено на основании решения уравнений Навье-Стокса осредненных по Рейнольдсу.
Математическое описание дисперсности частиц, радиационного теплообмена, прогрева и сушки топлива, выхода летучих и горения коксовых частиц основано на следующих функциональных зависимостях.
Дисперсность частиц топлива описывается распределением Розина-Раммлера, в соответствии с которым зерновая характеристика пыли разбивается на фракции в пределах допустимых размеров частиц, определяемых остатком на сите Rn и коэффициентом полидисперсности n [117, 118]: Я2-Я2 где - средний размер частицы в каждом из интервалов; i - минимальный размер частиц; 2 - максимальный размер частиц.
Влияние условий производства на механические свойства топлива
Прямо пропорциональная зависимость т от относительной мощности объясняется ростом коэффициента избытка воздуха кс при уменьшении N . Последнее при постоянном расходе топлива приводит к увеличению скорости движения топливовоздушной смеси и сокращению времени пребывания частиц торфа в камере сгорания, обуславливая падение т. Отмеченное подтверждается результатами численного моделирования, представленными в параграфе 2.2, а также экспериментальной зависимостью т от коэффициента избытка воздуха в камере сгорания кс (рисунок 2.17). Значение полноты сгорания полученное по данным модельного расчета в условиях = 1,5 и N = 1,0 отличается от экспериментального на 8,4% и составляет т = 0,84. Отрицательное влияние роста кс наблюдается также в отношении эмиссионных характеристик процесса сжигания топлива: представленная на рисунке 2.18 зависимость оксидов азота NOx в выходном сечении горелочного устройства имеет возрастающий характер, одновременно определяя снижение концентрации NOx с увеличением интегрального .
Представленная динамика образования NOx тесно коррелирует с исследованиями [121], результаты которых показали, что выход оксидов азота на начальном участке горения твердого топлива пропорционален квадрату среднеинтегральной концентрации кислорода 02, определяемой коэффициентом избытка воздуха. При этом разбавление продуктов сгорания вторичным воздухом, косвенно учитываемом в значении , определяет некоторое снижение температуры потока и также положительно сказывается на выбросах NOx. Кроме того, высокие реакционная способность и скорость выгорания пропана по сравнению с торфом определяют первоочередное протекание окислительных реакций в газовой фазе, что приводит к локальным областям с близким к нулю, увеличивая химический недожог топлива на выходе устройства (рисунок 2.19). Согласно отмеченному, минимальные концентрации монооксида CO в продуктах сгорания наблюдаются при значениях N = 1,0, соответствующих отсутствию горючего газа в подводимой топливовоз-душной смеси. Представленное на графике повышенное содержание монооксида CO не снижает практической значимости разработанной горелки для воспламенения основного потока пылевидного топлива и стабилизации его горения в энергетических устройствах, что обусловлено возможностью догорания CO во внутреннем объеме топочных камер до нулевых значений.
На рисунке 2.20 приведены зависимости концентрации оксидов азота NOx от относительной мощности N для разных значений коэффициента избытка воздуха . Горизонтальными линиями 4-6 обозначены верхние границы допустимых выбросов по эмиссии NOx согласно Директиве Европейского Парламента и Совета Европейского Союза 2008/1/EC от 15 января 2008 г. [122] для тепловых электростанций, работающих на торфяном топливе.
В соответствии с ее требованиями [122] величина предельных концентраций оксидов азота в продуктах сгорания топлива уменьшается с повышением установленной мощности ТЭС: допустимое содержание NOx для установок до 100 МВт – 250 мг/нм3, от 100 до 300 МВт – 200 мг/нм3, свыше 300 МВт – 150 мг/нм3.
При относительной тепловой мощности N = 1,0, соответствующей сжиганию торфяного топлива в отсутствии газообразного горючего, концентрация оксидов азота NOx в продуктах сгорания в выходном сечении устройства минимальна для всех исследованных режимов по интегральному значению . Добавление пропана к пылевидному топливу и уменьшение коэффициента избытка воздуха увеличивают эмиссию оксидов азота, максимальное значение которой NOx = 220 мг/нм3, наблюдается при = 1,0 и N = 0,45.
Сопоставление полученных экспериментальных данных с предельно допустимыми концентрациями NOx (рисунок 2.20) показывает, что кривая = 2,0 соответствует всем установленным нормативам по эмиссионным выбросам, = 1,5 – превышает первый максимальный уровень NOx = 150 мг/нм3 (прямая 4) при N = 0,5, зависимость = 1,0 – переходит через значение NOx = 200 мг/нм3 (прямая 5) в точке N = 0,6. Большинство исследованных режимов работы горелочного устройства, находящихся ниже горизонтальной прямой 4, не превосходит минимального допустимого уровня NOx, который в промышленных установках достигается за счет очистки продуктов сгорания методами селективного восстановления NOx до молекулярного азота. Увеличение эмиссии оксидов азота NOx с уменьшением относительной мощности N может быть объяснено ростом коэффициента избытка воздуха кс и расхода газообразного топлива Gг (рисунок 2.12), которые обуславливают локальное повышение температуры и концентрации кислорода в камере сгорания устройства, что формирует «очаг» образования NOx на участке газификации и начального горения торфяной пыли. Полная температура продуктов сгорания на выходе горелочного устройства в зависимости от относительной тепловой мощности N и интегрального коэффициента избытка воздуха представлена на рисунках 2.21 и 2.22.
Исследование влияния теплофизических и механических воздействий на процесс изготовления торфяного топлива
Методика экспериментального определения вышеотмеченных параметров основана на использовании комплекса синхронного термического анализа компании Netzsch. В его состав входят блок термического анализа STA 449 Jupiter, квадрупольный масс-спектрометр QMS 403 Aeolos и блок импульсного термического анализа PulseTA, при помощи которых образцы топлива исследовались одновременно методами дифференциального термогравиметрического анализа, сканирующей калориметрии и масс-спектромет-рии.
Эксперименты проводились следующим образом. Исследуемый образец (измельченная торфяная гранула до размеров частиц 0,1-0,2 мм) помещался в керамический тигель, после чего к нему подводилась аргонокислородная смесь (21% Ог) для организации процесса окисления. Нагрев испытуемого образца осуществлялся с постоянной скоростью 5 С/мин. В опыте регистрировались изменение массы топлива, выделяемого и/или поглощаемого им количества теплоты, состава образующихся при горении газообразных компонентов, которые определялись в диапазоне массовых чисел от 1 до 200 с ионизацией электронным ударом 75 эВ.
Выполненные исследования свидетельствуют о трех характерных областях протекания реакции горения: испарения влаги, выхода летучих и окисления коксового остатка, наличие которых согласуется с результатами работ [128-130]. Отмеченные процессы представлены на рисунке 4.17 в виде ярко выраженных пиков на кривых ДТГ, характеризующих скорость убыли массы во времени как функцию температуры. На рисунке 4.18 также представлена зависимость процентного изменения массы образца при его нагревании и сгорании.
Показанные позициями 1 и 2 зависимости относятся к гранулам, полученным формованием предварительно обработанного раствором NaOH торфа по технологии [64] и прессованием на матричном грануляторе, соответственно. Видно, что испарение влаги имеет максимум интенсивности в области значений температуры 90-105С, при повышении температуры до 165 С скорость протекания процесса уменьшается до практически нулевого значения, определяя отсутствие влаги в исследуемых образцах. При этом наблюдается как качественное, так и количественное совпадение кривых 1 и 2 в области температуры от 30С до 170С, обусловленное одинаковой влажностью гранул, сжигаемых в эксперименте.
В области выхода летучих веществ, характеризуемой максимальными значениями производной dm (до 41,7 мг/с), величина скорости убыли массы для гранул 1 на 20% превышает данный показатель для гранул 2. Это определяет расширение температурного диапазона условной области выхода летучих соединений для гранул 1, ограниченной на диаграмме двумя локальными минимумами, на 65C или 38%.
Необходимо отметить существенную неравномерность выгорания топливных гранул, характеризуемую скоростью убыли массы топлива, в областях выхода летучих и горения коксового остатка. Видно, что для гранул, спрессованных на матричном грануляторе, максимумы интенсивности двух отмеченных процессов сопоставимы и достигают значений 33,2 мг/с и 30,1 мг/с, соответственно.
Это свидетельствует о том, что лишь небольшая часть гранулы 2, пропорциональная отношению площадей условных областей выхода летучих и горения коксового остатка, образованных кривой ДТГ и осью абсцисс, способна к предварительной газификации, что определяет их применение в качестве топлива для слоевого сжигания с целью получения значений полноты сгорания = 0,99 и более.
Отмеченная картина также наглядно проиллюстрирована на рисунке 4.18 в интервале температуры 250C t 430C и характеризуется более интенсивной убылью массы для гранул 1, изготовленных по технологии [64].
Начиная со значения температуры 500 С кривые для гранул 1 и 2 практически идентичны, что обусловлено завершением окислительно-восстановительных реакций и приближением скорости убыли массы к значению — = О. Относительное значение массы ис dx пытуемых образцов гранул при этом не превышает некоторого постоянного значения, соответствующего величине зольности торфа А = 5,8%.
Представленные результаты исследований позволили определить одну из основных кинетических характеристик топлива - энергию активации, обуславливающую минимальное количество энергии, которое необходимо подвести к топливу для инициирования реакции горения. Ее величина, определенная по кривой ДТГ согласно [131], для гранул 1 составила Еа = 45,1 кДж/моль, для гранул 2 - Еа = 54,4 кДж/моль.
На рисунке 4.19 представлены зависимости константы скорости реакции горения от температуры для исследуемых гранул, рассчитанных по методике [131]. Необходимо отметить, что приведенные кинетические параметры Еаик являются кажущимися и с точки зрения формальной кинетики не несут физического смысла, т.к. описывают совокупность элементарных реакций, протекающих при определенном значении температуры и отражают лишь математические значения, описывающие термоаналитическую кривую.
Приведенные функциональные зависимости вида к = f(t) дополняют сделанные ранее выводы, касающиеся поэтапного протекания процессов испарения влаги, выделения летучих и горения коксового остатка, что коррелирует с кривыми ДТГ.
Отмеченные особенности выгорания торфяных гранул подтверждаются данными дифференциально-сканирующей калориметрии (ДСК), результаты которой показаны на рисунке 4.20.
Эндотермическая часть диаграммы, ограниченная температурным диапазоном 30С h 170С для гранул 1 и 30С t2 200С для гранул 2, соответствует подводу тепла к исследуемым образцам в процессе испарения влаги. Дальнейшее увеличение температуры нагрева гранул характеризуется двумя локальными максимумами q при t 320-340С и t 460-470С с последующим резким уменьшением теплового эффекта реакции до бесконечно малого значения.