, goran s. @ivkovi}, predrag m. radovanovi},termotehnika.vinca.rs/content/files/numericki... · vu...

Stevan \. Nemoda*, Goran S. @ivkovi}, Predrag M. Radovanovi},Dejan B. Cvetinovi}, Predrag D. [kobaq, Mili} D. Eri}

Laboratorija za termotehniku i energetiku,Institut za nuklearne nauke „Vin~a”, Univerzitet u Beogradu, Beograd, Srbija

Numeri~ki prora~uni i merewa raspodeleugqenog praha u mlinskim kanalima sa àluzinamai analiza teorijskih temperatura sagorevawau kotlovima TE „Nikola Tesla”-A6Originalni nau~ni radUDK: 662.612/.613:519.6

Niz nedavnih ispitivawa na postrojewima Elektroprivrede Sr-bije pokazuju da se prob lem smawene efikasnosti kotlova TE „Ni-kola Tesla”, usled visokih temperatura dimnih gasova, odnosnonefunkcionisawa regenerativnih zagreja~a napojne vode visokogpritiska, moè efikasno re{iti reorganizacijom procesa sagore-vawa u loì{tu, {to se vrlo uspe{no sprovodi primenom tzv. ̀ a-luzina za preraspodelu ugqenog praha i aerosme{e po visini mlin-skih kanala.U ciqu sveobuhvatnije analize efekata primene àluzina u mlin-skim kanalima, koja ne iziskuje velike tro{kove, u Laboratoriji za termotehniku i energetiku Instituta za nuklearne nauke „Vin-~a” razvijen je postupak za detaqnu numeri~ku simulaciju baziranna 2-D CFD komercijalnim modelima turbulentnog, dvofaznog to-ka sa Lagranèovskim pristupom pra}ewa ~estica. U radu je datopore|ewe rezultata merewa preraspodele ugqenog praha i aerosme-{e u mlinskim kanalima kotlova TE „Nikola Tesla”-A6 kod kojihsu ugra|eni ure|aji za preraspodelu goriva, sa rezultatima nume-ri~ke simulacije. Pored toga, predloèn je postupak za prora~unsastava produkata sagorevawa i teorijske tem per a ture sagoreva-wa ugqenog praha u atmosferi aerosme{e, pomo}u koga su, uz rezul-tate numeri~ke simulacije preraspodele ugqenog praha, date ana-lize raspodele tem per a ture po gorionicima du` visine kotla,{to je vaàn podatak za primenu regenerativnih zagreja~a napojnevode visokog pritiska i pove}awa efikasnosti bloka.

Kqu~ne re~i: numeri~ka simulacija, dvofazni tok, mlinskikanali, àluzine, temperatura sagorevawa

S. \. Nemoda i dr.: Numeri~ki prora~uni i merewa raspodele ugqenog praha u ...TERMOTEHNIKA, 2011, XXXVII, 2, 223‡240

223

* Odgovorni autor; elektronska adresa: [email protected]

Uvod

U ciqu postizawa projektovanih vrednosti energetske efikasnosti kotlo-

va loènih lignitom TE „Nikola Tesla” (TENT), neophodno je izvr{iti interven-

cije na organizaciju sagorevawa i razmene toplote u loì{tima ovih energetskih

blokova. Kako je utvr|eno, jedan od glavnih uzroka neadekvatnog sagorevawa i razme-

ne toplote u loì{tima blokova B1, B2 i A6, {to uzrokuje brojne negativne posledi-

ce u radu ovih kotlova, je neodgovaraju}a raspodela aerosme{e po nivoima gorioni-

ka. Radi eliminacije uo~enog problema, pored ostalog, predloèno je da se protok

aerosme{e smawi kroz najvi{a dva gorionika, naro~ito protok ugqenog praha. Time

bi se aktivirala razmena toplote u niìm delovima loì{ta {to bi, uz jo{ neke me-

re, vodilo postizawu projektnih temperatura dimnih gasova du` celog gasnog trakta

kotla, uz sve pozitivne posledice po rad kotlovskog postrojewa (rad sa obe linije re-

kuperativnih zagreja~a vode itd.) ukqu~uju}i i smawewe emisije {tetnih materija u

okolinu.

Uvidom u na~ine re{avawa sli~nih problema u evropskim elektroprivre-

dama i kod nas (TE „Kostolac-B”), odlu~eno je da se u strujni prostor iza mlinova

postave razdvaja~i aerosme{e inercijalnog tipa sa pokretnim ̀ aluzinama. Oprede-

lewe da se za re{ewe navedenog problema upotrebe ̀ aluzine proisteklo je kako zbog

niskih tro{kova wihove izrade i ugradwe tako i zbog jo{ nekih prednosti à-

luzina nad nekim drugim re{ewima, koje se ogledaju u: relativno malom dopunskom

padu pritiska od oko 10 mm vodenog stuba u krugu mlinskog postrojewa i wihovom

malom uticaju na rad mlinova; lakoj regulaciji preraspodele aerosme{e u odre|e-

nom opsegu, po{to neke skupine ̀ aluzina mogu biti izra|ene kao pokretne, odnosno

sa promenqivim nagibom.

U razradi ovog re{ewa za doma|e potrebe do{lo se do zakqu~ka da je opti-

malna raspodela ugqenog praha u kanalima aerosme{e blokova tipa „TENT-B1, B2”,

koji imaju 3 grupe od po dva gorionika, u odnosu 60:35:5%, dok je za kanale aerosme{e

blokova tipa „TENT-A6”, gde su dve grupe od po 3 gorionika, potrebna raspodela ug-

qenog praha u odnosu 85:15% po visini kanala aerosme{e.

U periodu 2006‡2008. godine na kotlovskom postrojewu bloka „TENT-A6”, u

okviru saradwe izme|u Elektroprivrede Srbije i Laboratorije za termotehniku i

energetiku Instituta za nuklearne nauke „Vin~a”, izvr{ena su obimna ispitivawa,

analize i prora~uni. Ciq ovih aktivnosti bio je da se obezbedi {to ve}i broj real-

nih i aktuelnih tehni~kih podataka koji }e posluìti za ocene i procenu stawa kot-

lovskog postrojewa, kao i uslova za pove}awe wegove efikasnosti i produkcije pare

u ciqu pove}awa snage bloka. Na kotlovskom postrojewu A6, izme|u ostalog, ugra|e-

ni su novi, rekonstruisani kanali aerosme{e sa ̀ aluzinama na mlinovima broj 62 i

65. Zakqu~eno je da je neophodno da se izvr{e odgovaraju}a ispitivawa, prora~uni i

analize u ciqu utvr|ivawa stawa i preostalog obima rekonstrukcija i radova na

kotlovskom postrojewu, a u ciqu ostvarewa pove}awa snage, efikasnosti i pouzda-

nosti rada ovog bloka.

Optimalan alat za sprovo|ewe ovog zadatka predstavqa izrada numeri~kih

modela i simulacija strujawa na ra~unaru. Na ovaj na~in, relativno brzo i lako mo-


224

è da se izvr{i varirawe vi{e razli~itih parametara i dobiti strujni profili za

svaku pojedinu vrednost tih parametara, te na taj na~in izvesti zakqu~ak o wihovom

uticaju. Na taj na~in znatno se smawuje cena ispitivawa uticaja ̀ aluzina na strujni

profil, a istovremeno se dobija efikasan alat pomo}u koga moè relativno brzo i

lako da se odredi kako da se àluzine postave u strujni prostor iza drugih mlinova.

Ovo je naro~ito zna~ajno kod mlinova TENT-a, zbog toga {to ni strujni prostor, a ni

parametri rada nisu isti kod svih mlinova, pa se ni eventualno uspe{no re{ewe na

jednom mlinu ne moè automatski primeniti na drugom.

U radu su izneti rezultati analiza efekata primene àluzina u rekon-

struisanim kanalima aerosme{e sa àluzinama na mlinovima broj 62 i 65 bloka

TENT-A6. U okviru ovih aktivnosti izvr{ene su uporedne analize primenom rezul-

tata merewa na kanalima aerosme{e i numeri~kom simulacijom ovog prostora pri-

menom profesionalnog CFD koda. Na taj na~in je, pored analize efekata primene

àluzina na preraspodelu ugqenog praha u mlinskim kanalima, ujedno izvr{ena i

verifikacija primewenog postupka numeri~ke simulacije. Pored toga, predloèn

je i postupak prora~una teorijskih temperatura sagorevawa u gorionicima, zasno-

vanog na toplotnim i materijalnim bilansima uz iterativnu proceduru korekcije

integraqenih specifi~nih toplota gasova po temperaturi. Ovi prora~uni pruàju

podatak o proceni raspodela temperatura sagorevawa i fluksa toplote, po visini

loì{ta sa preraspodeqenim sadràjem ugqenog praha.

Modelirawe strujawa dvofazne polidisperzne sme{egasa i ~estica ugqa na TENT-A6

Nema sumwe da razvoj originalnih modela i odgovaraju}ih numeri~kih ko-

dova predstavqaju najboqi na~in da se dobije odgovaraju}e numeri~ko re{ewe za od-

re|eni inèwerski prob lem. Smatra se da je ovaj pristup najta~niji i najpouzdaniji.

Mnogi primeri razvoja numeri~kih modela dvofaznih tokova sa Lagranèovskim

pra}ewem ~estica se mogu na}i u literaturi. Tako|e, ve}i niz godina grupa autora iz

Laboratorije za termotehniku i energetiku Instituta „Vin~a” razvija CFD kodove

za numeri~ku simulaciju dvofaznih, turbulentnih tokova [1, 2]. Me|utim, pomenuti

pristup je prili~no skup i ceo proces je dugotrajan. S druge strane, komercijalni

CFD kodovi su u posledwe vreme postigli tako visok stepen efikasnosti i ta~-

nosti, tako da wihova sve {ira upotreba u istraìva~ke svrhe u celom svetu pokazu-

je da se oni mogu uspe{no koristiti za simulaciju tokova visoke kompleksnosti.

Jedan od takvih kompleksnih tokova se, naprimer, javqa u delu TENT-A6 kotlovskih

loì{ta sa kanalima iza mlina, koji su opremqeni sistemom nepokretnih ̀ aluzina

i u kojima figuri{e strujawa dvofazne polidisperzne sme{e gasa i ~estica ugqa.

Prilikom kori{}ewa komercijalnih CFD kodova za simulaciju ovako kompleksnih

tokova, korisnik mora primewivati raspoloìve mogu}nosti programskog paketa

da obavqa neophodne izmene u kodu, u skladu sa potrebama odre|enog problema. Pri-

menom komercijalnog softvera FLU ENT (verzija 6.18), ove intervencije na kodu se

mogu relativno jednostavno izvesti primenom tzv. „user-de fined func tions”. U ovom pro -


225

gramskom paketu je, tako|e, integrisan modul za prora~un polidisperznih vi{e-

faznih tokova.

Zbog navedenih karakteristika dati programski paket je primewen za

potrebe numeri~ke simulacije primewene u okviru istraìvawa prikazanih u ovom

radu. Kao rezultat izvedenih prora~una dobijaju se trajektorije ~estica ugqa, sa

pozicijom i brzinom u svakom vremenskom trenutku. Formirawem i ugradwom speci-

jalizovanih potprograma u „C”-jeziku („user-de fined func tions”), kojima korisnik moè

nadograditi pojedine delove osnovnog programskog koda, omogu}eno je, da se na osno-

vu dobijenih trajektorija ~estica, izra~unaju poqa brzina i koncentracije ugqa u

aerosme{i.

Model primewen na modul za prora~un polidisperznih vi{efaznih tokova,

primewenog softvera ima sve osnovne karakteristike modela opisanih u [1, 2]. Radi

se o Lagranèovskom pra}ewu ~estica sa PSI-CELL modelom sprezawa faza, sa razvi-

jenim modelom stohasti~kog kretawa ~estica u koji su ukqu~ene sve relevantne sile

(hidrodinami~ka sila otpora, uzgonska, Magnusova i dr.). ~estice ugqa smatrane su

idealnim sferama. Uticaji efekata turbulencije na fluktuacije brzina ~estica je

definisan primenom modela turbulentnih vrtloga kontinualne faze. Opisani nu-

meri~ki model kao rezultat prora~una daje podatke o trajektorijama ~estica ugqa,

sa poloàjem i brzinama ~estica u svakom trenutku. U nastavku su prikazane osnovne

jedna~ine kretawa ~estica:

d

d

rr r

rru

u – ug

pt

F FDp

p

= +-

+( )r r

r(1)

gde F u – uD pr r

predstavqa silu otpora, pri ~emu je:

Fd

CD

p p

D=18

242

m

r

Re(2)

gde je Re = r md u – up pr r

/ . Ovde treba naglasiti da FD = 1/tp predstavqa recipro~nu

vrednost vremena relaksacije (tp), koje fizi~ki predstavqa sposobnost prilago-

|avawa brzine ~estice lokalnoj brzini gasa. [to je tp ve}e, ve}a je i inertnost ~es-

tice i wena brzina se sporije mewa.

Koeficijent CD trewa se ra~una primenom slede}eg izraza:

C aa a

D = + +12 3

2Re Re

gde su koeficijenti a1, a2 i a3 u funkciji Re i detaqnije su obja{weni u radu [4].

U jedna~ini (1) figuri{e i dodatna sila rFkoja u nekim slu~ajevima moè

imati zna~ajnu vrednost. Ovaj ~lan sadrì Safmanovu uzgonsku silu, dodatnu silu

usled „virtuelne mase” i dodatnu silu usled gradijenta pritiska u fluidu.

Jedna~ina za Safmanovu uzgonsku silu je data u radu [5] i predstavqa gene-

ralizaciju Safmanovog izraza:


226

r r rF

K d

d d du u

ij

p lk kl

p= -2 0 5

0 25

n r

r

.

.( )( )

p

(3)

gde je K = 2,59, a dij tenzor deformacije.

Dodatna sila usled „virtuelne mase”rF = (1/2)(r/rp)(d/dt)(

ru up- ) i dodatna

sila usled gradijenta pritiska u fluidu rF = (r/rp)

r ru up ×Ñ se zanemaruju za slu~ajeve

obra|ene u ovom radu.

Jedna~ina trajektorija ~estica (1) se re{ava integraqewem po vremenskim

koracima i to za svaki vremenski korak, {to daje brzinu ~estica u svim ta~kama du`

trajektorija. Integraqewe jedn. (1) podrazumeva integraqewe tri skalarne jedna~i-

ne (po jednu za svaki pravac). Za odabrani vremenski korak u kome se traì re{ewe

jedn. (1) moè se smatrati da se FD ne mewa, pa ovaj izraz postaje linearna diferenci-

jalna jedna~ina prvoga reda, koja se moè re{iti adekvatnom numeri~kom metodom.

U okviru FLU ENT-ovog koda se, linearizovan oblik jedn. (1) re{ava numeri~kim in-

tegraqewem prema trapeznom pravilu.

Turbulentno kretawe ~estica je modelirano primenom pristupa stohasti~-

ke fluktuacije putawa. Na osnovu navedenog pristupa, turbulentno kretawe ~estica

je odre|eno integraqewem jedna~ine putawe pojedina~nih ~estica za trenutne brzi-

ne fluida u u+ ¢ du` putawe ~estica.

Geometrija radnog prostora i grani~niuslovi numeri~ke simulacije

[ematski prikaz geometrije mlinskih kanala, koji

je modeliran, dat je na sl. 1. Kanal „aerosme{e” se grana

na {est delova (gorioni~kih „prstiju”), od kojih se sva-

ki sastoji od pravougaonog, delimi~no vertikalnog, de-

limi~no kosog kanala, koji prelazi u horizontalnu

sekciju. [irina kanala je konstantna i iznosi 1,5 m.

Ovo omogu}ava 2-D modelirawe, jer se moè smatrati

da je uticaj zidova kanala na profil strujawa zanemar-

qiv.

Sve ̀ aluzine su pokretne i mogu se otkloniti za 30°

na desno. @aluzine 1‡4 u osnovnoj poziciji su verti-

kalne (otklon ‡ 0°). @aluzina 5 je u svojoj osnovnoj pozi-

ciji (otklon ‡ 0°) paralelna sa kanalom koji vodi ka

gorwa 3 gorioni~ka prsta.

Na sl. 2 dat je tehni~ki crte` jedne od ̀ aluzina 1‡4.

Ova slika je dovoqna da se shvati izgled i ostalih à-

luzina, jer su geometrijske karakteristike svih àlu-

zina iste.

Generacija numeri~ke mreè obavqena je pomo}u

pretprocesora Gam bit 2.0.4. Broj kontrolnih zapre-


227

Slika 1. [ema geometrijeosnovne konstrukcijemlinskih kanala aerosme{e na TENT-A6

mina u prora~unu iznosio je

oko 80.000, pri ~emu je mreà

najgu{}a u okolini àluzi-

na. Razlog za to je èqa da se

strujawe u blizini àluzina

{to ta~nije modelira, kako

bi se {to je mogu}e ta~nije

odredio wihov uticaj na

strujnu sliku.

Za grani~ne uslove pri-

likom sprovo|ewa prora~u-

na su uzeti rezultati merewa

protoka aerosme{e, protoka

osu{enog spra{enog ugqa i

temperatura. Za ukupni pro-

tok aerosme{e usvojeno je

400.000 m3/h, a protok osu{e-

nog ugqa 66.000 kg/h, {to su

sredwe vrednosti mlinova 62 i 65. Izmerena ulazna tem peratura aerosme{e iznosi

190 °C, uz pretpostavku uniformne raspodele brzina na ulazu.

êstice su uvo|ene u strujni prostor uniformno po celom ulaznom pop-

re~nom preseku, sa 120 razli~itih pozicija, sa ulaznom brzinom jednakoj ulaznoj

brzini aerosme{e. Pre~nik ~estica na svakoj od lokacija odre|ivan je stohasti~ki,

generacijom slu~ajnih brojeva, ali tako da se u celini dobije granulometrijski sas-

tav prema merenim podacima. Frekvencija ubacivawa ~estica na svakoj lokaciji

iznosila je 5×10‡4 sekundi, {to zna~i da je u periodu od jedne sekunde u strujni prostor

uvo|eno 240.000 ~estica (ove ~estice se u numeri~kom modelirawu kretawa spra{e-

ne faze nazivaju parselima i reprezent su ve}eg broja realnih ~estica koje u vi{e-

milionskom iznosu svake sekunde izlaze iz mlina i ulaze u posmatrani strujni

prostor). Ukupno vreme tokom koga su detektovane ~estice, beleène wihove karak-

teristike i statisti~ki odre|ivana poqa karakteristika disperzne faze (ugqenog

praha) iznosilo je 2 sekunde. To zna~i da je u statisti~koj obradi razmatrano 480.000

parsela, {to predstavqa broj koji je po svim relevantnim svetskim normama vi{e

nego dovoqan za dobijawe pouzdanih statisti~kih rezultata. Pri tome, tokom nume-

ri~ke simulacije je pra}en znatno ve}i broj ~estica, koje nisu uvr{tavane u statis-

ti~ku obradu, da bi se dobili rezultati za disperznu fazu u stacionarnom reìmu

strujawa.

Pore|ewe rezultata eksperimentalnih ispitivawa naTENT-A6 sa numeri~kom simulacijom

U okviru strujno termi~kih ispitiva na bloku u toku 2009. godine, izme|u

ostalog, ispitivano je svih {est mlinova: dva sa rekonstruisanim kanalima aero-

sme{e i ugra|enim àluzinama i ~etiri u postoje}em stawu. Pri ispitivawu dva


228

Slika 2. Geometrijske karakteristike àluzina

mlina sa rekonstruisanim kanalima aerosme{e ispitivan je uticaj àluzina

(varirawem nagiba wihovih pokretnih delova) na rad mlinskih kanala [3].

Osnovni ciq eksperimentalne i numeri~ke analize raspodele ugqenog pra-

ha po visini mlinskih kanala aerosme{e mlinova br. 62 i 65 bloka A6, je da se ispita

uticaj ̀ aluzina na raspodelu ugqenog praha i to za dva slu~aja wihovih poloàja: ka-

da su àluzine 1‡4 otvorene (tj. ugao otklona je 0°) i kada su àluzine zatvorene (tj.

kada su pod uglom od 30°).

Merewa protoka nisu obavqana na svakom gorioni~kom prstu ponaosob, ve}

je to ra|eno na dva mesta na svakom od tri kanala, neposredno pre razdvajawa protoka

po gorioni~kim prstima. Tako su kao rezultat merewa dobijene dve vrednosti pro-

toka, na dowem i na gorwem kanalu. Radi pore|ewa sa merewima, kod prikazivawa re-

zultata numeri~ke simulacije je izvr{eno sabirawe rezultata po odgovaraju}im ka-

nalima.

Na sl. 3 i 4 je prikazano pore|ewe merewa raspodele ugqenog praha po gorio-

nicima u mlinskim kanalima na TENT-A6 i rezultata numeri~ke simulacije stru-


229

Slika 3. Pore|ewe merewa raspodeleugqenog praha po gorionicimau mlinovima 62 i 65 na TENT-A6i rezultata numeri~kesimulacije strujawa aerosme{e,kada su àluzine 1‡4 otvorene

Slika 4. Pore|ewe merewa raspodeleugqenog praha po gorionicimau mlinovima 62 i 65 na TENT-A6i rezultata numeri~ke simulacijestrujawa aerosme{e, kada suàluzine 1‡4 zatvorene

jawa aerosme{e, kada su àluzine 1‡4 zatvorene i kada su àluzine otvorene, res-

pektivno. Pored toga, na sl. 5. i 6. dat je detaqan prikaz rezultata numeri~ke si-

mulacije raspodele koncetracije ugqenog praha za pomenute geometrije mlinskih

kanala sa odgovaraju}im otklonima àluzina.

Na osnovu histograma sa sl. 3 i 4 moè se zakqu~iti da i merewa i numeri~ki

eksperimenti pokazuju da ̀ aluzine zna~ajno uti~u na raspodelu ugqenog praha po vi-

sini mlinskih kanala aerosme{e. Naime, kada su àluzine 1‡4 zatvorene znatno ve-

}i deo struje ugqenog praha je usmeren ka dowim gorionicima, a veoma mala koli~ina

ugqenog praha prolazi kroz gorwe gorionike. Iste rezultate daje i numeri~ka simu-

lacija, iako postoje mawa odstupawa od merewa, ~iji se uzrok moè traìti u ne-

idealnom slagawu grani~nih uslova sa realnim parametrima. Ra~unarska simula-

cija daje ne{to idealniju raspodelu ugqenog praha sa potpuno zatvorenim àluzi-

nama, tj. raspodela ugqenog praha izme|u dowe grupe i gorwih gorionika je pribli`-

no 90:10%, {to je u skladu sa èqenim ciqem, dok se ova raspodela kod eksperime-

nata kre}e oko 82:18%.

Detaqna dvodimenzionalna numeri~ka simulacija raspodele koncentracije

ugqenog praha u okviru mlinskih kanala aerosme{e, prikazana na sl. 5 i 6, slikovito


230

Slika 5. Numeri~ka simulacija raspodelekoncetracije ugqenog praha kada su

àluzine otvorene

Slika 6. Numeri~ka simulacija raspodelekoncetracije ugqenog praha kada su

àluzine zatvorene

pokazuje kvalitativan i kvantitativan efekat uticaja ̀ aluzina na raspodelu ugqe-

nog praha.

Strujno termi~ka ispitivawa bloka A6 [3], kao i rezultati numeri~ke simu-

lacije, pokazuju izrazito povoqne efekte ugradwe àluzina, od kojih je najzna~aj-

nije to {to je zona intenzivnog sagorevawa pomerena ka niìm zonama loì{ta. Pri

tome je, na primer za reìm 1 [3] (kada su ̀ aluzine 1‡4 bile zatvorene), za snagu bloka

od 303 MW ostvaren stepen korisnosti od 86,8%, a sadràj NOx u dimnim gasovima je

bio 406 mg/Nm3, pri relativno visokim temperaturama (maksimalno 1167 °C).

Prora~un raspodele teorijskih temperatura sagorevawaugqenog praha i toplotnih flukseva gorionikapo visini loì{ta blokova TE „Nikola Tesla”

Pored predvi|awa raspodele ugqenog praha u mlinskim kanalima u zavis-

nosti od parametara ugra|enih àluzina, da bi se potpunije odredio krajwi efekat

primene inercionih razdvaja~a goriva potrebno je proceniti raspodelu teorijskih

temperatura sagorevawa, odnosno flukseva toplote po gorionicima du` visine lo-

ì{ta, uzimaju}i u obzir raspodelu ugqenog praha, tj. uticaj àluzina. U skladu sa

time formiran je postupak prora~una sastava produkata i teorijskih temperatura

sagorevawa u gorionicima, zasnovanog na toplotnim i materijalnim bilansima uz

iterativnu proceduru korekcije integraqenih specifi~nih toplota gasova po tem-

peraturi.

Odre|ivawe sastava potpunog sagorevawau gorioni~kim kanalima

Proces potpunog sagorevawa goriva se moè analizirati postavqawem ste-

hiometrijskog izraza sagorevawa uop{tenog molekula goriva u oksidacionoj atmos-

feri, sa~iwenoj od aerosme{e i sekundarne struje vazduha:

C H O N S H O2n n n n nc h o n sx

~isto gorivo voda izgo

1 2444 3444+

rivavazduh iz aerosme{ei sekundarnog

123+ +kc( ,O N2 23 762

tokagasovi iz sastavaaerosme{e

1 244 344 1+ + +dCO H O N2 2w g 22444 3444

=

= + + + + -a b e f c kCO H O SO N O2 2 2 2 21( )

produkti sagorevawa1 244444444 344444444

(4)

gde je: k ‡ koeficijent vi{ka vazduha, ni ‡ broj atoma hemijske vrste i u efektivnom

molekulu goriva bez vlage i pepela, c, d, g, x, w – stehiometrijski broj molekula

(odnosno molova) hemijskih komponenata koje ulaze u reakciju i a, b, c, d, e, f ‡ broj

molekula produkata, za koje se koristi i uop{tena oznaka ni.

Broj atoma ni u efektivnom molekulu goriva moè da se odredi na osnovu

podataka elementarne i tehni~ke analize goriva. Date analize daju masene udele

atomskih vrsta C, H, O, N, i S ( ¢y i), kao i masene udele vlage ( ¢yw) i pepela ( ¢ya) u ukupnoj

masi goriva. Maseni udeli atomskih vrsta C, H, O, N, i S (yi) u delu goriva bez vlage i

pepela se moè izra~unati kao:


231

yy m

m

y m

y y y y y mi

i i

c h o n s

=¢ ¢

=¢ ¢

¢ + ¢ + ¢ + ¢ + ¢ ¢( )(5)

gde su ¢m i m ukupna masa goriva i mase bez vlage i pepela, respektivno. Broj atoma

hemijske vrste i u efektivnom molekulu goriva bez vlage i pepela se mogu izraziti

na slede}i na~in:

ny m

Ai

i

i

= (6)

gde je Ai atomska masa hemijske vrste i.

Broj molova vlage u 1 kg goriva (x) se defini{e pomo}u slede}eg izraza:

x ym

Mw= ¢

¢

H O2

(7)

gde je ¢m ‡ masa goriva (sa vlagom i pepelom) od 1 kg, a M H O2 molska masa vode.

Broj molova kiseonika pri stehiometrijskom sagorevawu goriva (k = 1) je:

c nn

nn

ch

so= + + -

4 2(8)

Koeficijent vi{ka vazduha (k), brojevi molova CO2 (d), azota (g) i vode (w) u

oksidacionoj sme{i (aerosme{a + sekundarni vazduh) se mogu odrediti na osnovu po-

dataka o protoku aerosme{e i sekundarnog vazduha kao i sastava aerosme{e.

Maseni protok ukupnog vazduha se moè odrediti na osnovu masenog bilansa

struja kiseonika iz aerosme{e i sekundarne struje vazduha:

& & &m m mY

Yv = +

¢

¢¢2 12

2

O

O

(9)

gde su: & &m m1 2i ‡ maseni protoci aerosme{e i sekundarnog toka vazduha, a ¢ ¢¢Y YO O22i ‡

maseni udeli kiseonika u aerosme{i i sekundarnoj struji vazduha. Po{to je poznat

zapreminski sastav aerosme{e, maseni udeli kiseonika u aerosme{i se odre|uju

preko slede}eg izraza: Y M X X Mi i i i i= å/ , gde su, Xi i Mi molski (zapreminski) udeo i

molska masa komponente i aerosme{e, poznati.

Brojevi molova ugqen-dioksida (d), vode (w) i azota (g) u oksidacionoj sme-

{i se mogu odrediti preko: ni 1 i i im X X M= å& / , za poznati molski sastav aerosme{e,

pri ~emu se ova vrednost mora svesti na 1 mol goriva, tj. po 1 kg ugqa mnoèwem sa & & )m / (m Mu i i1 nå , gde su i komponente aerosme{e bez kiseonika. Pored toga, broj mo-

lova azota treba korigovati za koli~inu koja je ura~unata u struju vazduha ( &mv).

Maseni bilans reakcije (4) za 1 kg goriva (ugqenog praha) moè da se pri-

kaè na slede}i na~in:

{1 37621

2 2kg

H O O N N CO H O2 2 2 2goriva

+ + + + + +xM kc M M gM dM wM( . ) =

= + + + + -aM bM eM fM c k MCO H O SO N O2 2 2 2 21( )

(10)


232

Ukoliko se bilans (10) postavi za proizvoqnu koli~inu goriva, odnosno po-

deli sa 1 kg i pomnoì sa &mu ‡ masenim protokom ugqenog praha, tada se koeficijent

vi{ka vazduha moè odrediti preko:

km

m c M Mv

u

=+

&

& ( , )O N2 23 76

(11)

Na osnovu stehiometrijske jedn. (4) se sada mogu postaviti maseni bilansi za

svaku atomsku vrstu koja se sadrì u gorivu:

‡ bilans za ugqenik: C nc + d = a,

‡ bilans za vodonik: H nh + 2x + 2w = 2b,

‡ bilans za kiseonik: O no + x + 2kc + 2d + w = 2a + b + 2e + 2c(k ‡ 1),

‡ bilans za sumpor: S ns = e, i

‡ bilans za azot: N nn + 2gkc = 2f.

Re{avawem gorweg sistema jedna~ina, za poznato k iz (11), dobijaju se

brojevi molova (a, b, c, e, f) svih komponenata produkata sagorevawa jednog mola (1 kg)

goriva:

a n d

b xn

w

c nn

nn

e n

fn

g

c

h

ch

so

s

n

= +

= + +

= + + -

=

= +

2

4 2

2

(12)

gde se brojevi atoma (nc, nh, no, nn, ns) u efektivnom molekulu goriva (m y y yc h o= ¢ + ¢ + ¢ +

+ y yn s¢ + ¢ [kg] odre|uju pomo}u izraza (5) i (6), a broj molova vlage u 1 kg goriva (x) se

defini{e pomo}u izraza (7).

Na osnovu izraza (12) se mogu definisati zapreminski udeli komponenata

produkata sagorevawa reakcije (4), ( / )X i i i= ån n .

Prora~un teorijske tem per a ture sagorevawa

Temperatura sagorevawa je maksimalna temperatura koju dostiù produkti

sagorevawa u zoni intenzivnih reakcija, pri idealnim uslovima sagorevawa. Da bi se

dobila stvarna temperatura sagorevawa potrebno je jo{ uzeti u obzir efekte me-

{awa goriva i ostalih komponenata procesa, kao i intenzitet razmene toplote sa

okolinom, {to se do izvesne ta~nosti moè odrediti primenom sloènih CFD

modela. U ovoj fazi istraìvawa ovakvi sloèni modeli, koji moraju uzeti u obzir

efekte strujawa i difuzije mase i toplote, ne}e biti primeweni, pa }e se prvi pro-

ra~uni zasnivati na slede}im upro{}ewima:

‡ proces sagorevawa se odvija adijabatski,

‡ vazduh i gorivo su idealno izme{ani, i

‡ ne uzimaju se u obzir efekti disocijacije.


233

Prora~un adijabatske tem per a ture sagorevawa se bazira na toplotnom bi-

lansu tj. na jednakosti ukupnih entalpija gorive sme{e i produkata sagorevawa.

Po{to se sagorevawe u kotlovima malih snaga odvija pri konstantnom pritisku, ov-

de }e biti razmatran samo prora~un za uslove sagorevawa na atmosferskom pritisku.

Toplotni bilans adijabatskog procesa sagorevawa mo`e da se predstavi sle-

de}om jedna~inom:

Q c T kc M c T M cd p p g p

TT

p

vg

, , , ,( ,+ + +òò d dO O N N2 2 2

298298

3 7622

2

298

298

T

p

T

p

v

v

T

M c T x w M c T

ò

ò

+

+ + + +

d

d d dCO H O H OCO2 2 2

)

( ), , gM c T

aM c T bM

p

TT

p

T

vv

v

N N

CO H O

2

2 CO2 2

d

d

,

,

2

298298

298

òò

ò

=

= + c T eM c T

fM c

p

T

p

T

p

T

s s

s

, ,

,

H O SO SO

N N

2d d+ò +ò

+

2 2

2 2

298 298

298ò + - + ¢ò òd d dO OT k cM c T y c Tp

T

a p a

Tv s

( ) , ,12 2

298 298

(13)

gde prva dva ~lana na levoj strani jedna~ine predstavqaju toplotu sagorevawa i ulaz-

nu entalpiju 1 kg goriva, a posledwi ~lan na desnoj strani predstavqa izlaznu ental-

piju pepela pri sagorevawu jednog kilograma goriva. Ukoliko se specifi~ne toplo-

te komponenata u funkciji tem per a ture izraze preko polinoma, tada se wihovi in-

tegrali mogu izraziti pomo}u slede}ih izraza:

c T T a T Ta

iTp i

i i i( )d d= =+

+ååòò 1

1 (14)

gde su ai koeficijenti polinoma. Brojevi molova (a, b, c, e, f) u stehiometrijskom iz-

razu sagorevawa 1 kg goriva (4) se odre|uju opisanim postupkom tj. pomo}u izraza (12).

Dowa toplotna mo} fosilnih goriva se mo`e definisati primenom slede-

}eg izraza:

Q y y y y yd p c h o s w, ( ) ,= ¢ + ¢ - ¢ - ¢ - ¢[ ]340 1030 109 25 100 (15)

a entalpija:

c T t y yp,g g w w

Tg

d 1,2(1» ¢ + - ¢ò [4,1868 ]298

(16)

Primenom iterativnog postupka za re{ewe jedn. (13) po Ts dobija se podatak

o teorijskoj temperaturi sagorevawa. Za ceo postupak prora~una sastava produkata i

teorijskih temperatura sagorevawa u gorionicima je formiran ra~unarski pro gram

u FORTRAN77 programskom jeziku.

Rezultati prora~una

Opisan postupak odre|ivawa sastava produkata reakcije i teorijske tem -

per a ture sagorevawa ugqenog praha u gorioni~kim kanalima je primewen na podatke


234

analiza prikazanih na sl. 3 i 4. Raspodele protoka aerosme{e i ugqenog praha, po

gorioni~kim prstima mlina bloka TENT-A6, koje su dobijene numeri~kom simula-

cijom (a ~iji su rezultati tako|e primeweni i na formirawe sl. 3 i 4), prikazani su

na sl. 7. i 8.

Predloèni postupak odre|ivawa sastava produkata reakcije i teorijske

temperature sagorevawa ugqenog praha u gorioni~kim kanalima, opisan izrazima

(4‡14), primewan na uslove oksidacionih sme{a sa sl. 7 i 8, daje raspodele teorijskih

temperatura sagorevawa po visini loì{ta, koje su prikazane na sl. 9 i 10.

Na sl. 9 i 10 se vidi o~igledan uticaj ̀ aluzina na raspodelu temperatura po

visini loì{ta. Ovi podaci se mogu uporediti sa rezultatima merewa raspodela

temperatura po visini loì{ta TENT-A6 (sl. 11), koja su obavqena u okviru jednog

od eksperimenata na mlinskim kanalima sa potpuno zatvorenim ̀ aluzinama 1‡4, ~i-

ji su rezultati prikazani na sl. 3 i 4.

Kako se sa slika 10 i 11 vidi, rezultati prora~una i merewa raspodele tem-

peratura se relativno dobro slaù, me|utim, imaju}i u vidu uticaj dowih gorionika

na gorwe, koji model ne obuhvata, mo`da bi analiza raspodele toplotnih protoka,

koje emituju gorionici preko entalpija produkata sagorevawa, dala objektivniju

sliku termi~kog uticaja primena àluzina. Rezultati ovih prora~una su prikazani

na sl. 12 i 13.


235

Slika 7. Raspodele protoka aerosme{ei ugqenog praha sa otvorenim àluzinama

Slika 8. Raspodele protoka aerosme{ei ugqenog praha sa zatvorenim àluzinama


236

Slika 9. Raspodela teorijskihtemperatura sagorevawa po visiniloì{ta sa otvorenim àluzinama

Slika 10. Raspodela teorijskihtemperatura sagorevawa po visiniloì{ta sa zatvorenim àluzinama

Slika 11. Rezultati merewa raspodela temperatura po visini loì{taTENT-A6 sa potpuno zatvorenim àluzinama

Zakqu~ak

U radu je iznet deo analiza efekata primene àluzina u rekonstruisanim

kanalima aerosme{e sa àluzinama na mlinovima broj 62 i 65 bloka TENT-A6, na

preraspodelu ugqenog praha po visini kanala aerosme{e. Prikazane su uporedne

analize rezultata merewa raspodele ugqenog praha u kanalima aerosme{e i nume-

ri~ke simulacije ovog prostora primenom profesionalnog CFD koda. Rezultati

eksperimenata i prora~una su primeweni ne samo na analize efekata primene ̀ alu-

zina na preraspodelu ugqenog praha u mlinskim kanalima, ve} i na verifikaciju

primewenog postupka numeri~ke simulacije. Pored toga, predloèn je i postupak

prora~una sastava produkata i teorijskih temperatura sagorevawa ugqenog praha u

gorionicima, zasnovanog na toplotnim i materijalnim bilansima uz iterativnu

proceduru korekcije integraqenih specifi~nih toplota gasova po tem peraturi.

Ovaj postupak je primewen na iste uslove kao kod prikazanih analiza raspodele

ugqenog praha u kanalima aerosme{e mlinova TENT-A6. Ovi prora~uni pruàju

podatak o proceni raspodela temperatura sagorevawa i fluksa toplote, po visini

loì{ta sa preraspodeqenim sadràjem ugqenog praha.

Generalno, sli~ni zakqu~ci se mogu izvesti na osnovu rezultata merewa i

numeri~ke simulacije raspodele ugqenog praha, tj. kada su àluzine 1‡4 zatvorene


237

Slika 12. Raspodela teorijskih toplotnih protoka gorionika po visini loì{tasa otvorenim àluzinama

Slika 13. Raspodela teorijskih toplotnih protoka gorionika po visini loì{tasa zatvorenim àluzinama

znatno ve}i deo struje ugqenog praha je usmeren ka dowim gorionicima, a veoma mala

koli~ina ugqenog praha prolazi kroz gorwe gorionike. Postoje izvesna kvantita-

tivna odstupawa izme|u merewa i prora~una, ~iji se uzrok moè traìti u ne-

idealnom slagawu grani~nih uslova numeri~ke simulacije sa realnim parametrima.

Numeri~ka simulacija daje ne{to idealniju raspodelu ugqenog praha sa potpuno zat-

vorenim ̀ aluzinama, tj. raspodela ugqenog praha izme|u dowe grupe i gorwih gorio-

nika je pribli`no 90:10%, {to je u skladu sa èqenim ciqem, dok se ova raspodela

kod eksperimenata kre}e oko 82:18%. Primenom postupaka prora~una sastava produ-

kata i teorijskih temperatura sagorevawa ugqenog praha u gorionicima tako|e je

potvr|en uticaj àluzina na raspodelu temperatura po visini loì{ta (od »700 °C

pri vrhu loì{ta do »1200 °C u niìm zonama loì{ta.

Oznake

Ai ‡ atomska masa hemijske vrste i, [–]CD ‡ koeficijent trewa izme|u fluida i ~estica, [–]c ‡ stehiometrijski broj molova kiseonika za sagorevawe 1 kg ~vrstog goriva, [mol]cp,a ‡ specifi~na toplota pepela, [kJkg–1K–1]cp,g ‡ specifi~na toplota goriva (ugqenog praha), [kJkg–1K–1]cp,i ‡ specifi~na toplota komponente i, [kJkg–1K–1]dij, dkl, dlk ‡ tenzori deformacje, [s–1]dp ‡ sredwi pre~nik ~estica, [m]rF ‡ dodatne sile na ~esticu, [N]g ‡ gravitacija, [ms–2]rg ‡ vektor ubrzawa, [ms–2]k ‡ koeficijent vi{ka vazduha, [–]Mi ‡ molska masa komponente i, [kgmol–1] m ‡ masa goriva bez vlage i pepela, [kg]

¢m ‡ ukupna masa goriva (sa vlagom i pepelom), [kg]& &,m m1 2 ‡ maseni protoci aerosme{e i sekundarnog toka zazduha, [kgs–1]&mn ‡ maseni protok ukupnog vazduha, [kgs–1]&mu ‡ maseni protok goriva ugqenog praha, [kgs–1]ni ‡ broj atoma hemijske vrste i u efektivnom molekulu goriva bez vlage i pepela, [–]Qd,p ‡ dowa toplotna mo} goriva (ugqa), [kJkg–1]Re ‡ ~estice u dvofaznom toku (Re = r md u – up p

r r/ ), [–]

Tg, Tv, Ts ‡ apsolutna temperatura goriva, aerosme{e sa sekundarnim vazduhom i produkata

sagorevawa, [K]t ‡ vreme, [s]ru ‡ vektor sredwe brzine fluida, [ms–1]rup ‡ vektor sredwe brzine ~estica, [ms–1]Xi ‡ molski (zapreminski udeo komponente i u sme{i gasova, [–]x ‡ broj molova vode u vla`nom gorivu, koji odgovara 1 kg ~istog goriva, [mol]

Gr~ki simboli

m ‡ dinami~ka viskoznost, [Pa×s]n ‡ kinematska viskoznost, [m2s–1]ni ‡ broj molova komponente i u stehiometrijskoj jedna~ini, [mol]r ‡ gustina fluida, [kgm–3]rp ‡ gustina ~estica, [kgm–3]


238

yi ‡ maseni udeli atomskih vrsta u ~istom gorivu (bez vlage i pepela), [–]Yi ‡ maseni udeo komponenta i u sme{i gasova, [–]

¢yi ‡ maseni udeli atomskih vrsta u ukupnoj masi goriva (sa vlagom i pepelom), [–]

¢ ¢y yw a, ‡ maseni udeli vlage i pepela u ukupnoj masi goriva, [–]

Literatura

[1] @ivkovi}, G., et al., Nu mer i cal Sim u la tion of the In flu ence of Sta tion ary Lou ver and Coal Par -ti cle Size on Dis tri bu tion of Pul ver ized Coal to the Feed Ducts of a Power Plant Burner, Ther -mal Sci ence, 13 (2009), 4, 79–90

[2] Živkovi}, G., et al., Nu mer i cal Anal y sis of the Ef fect of Lou ver In stal la tion on Pul ver ized Coal Dis tri bu tion to Burner Feed Ducts in TPP “Nikola Tesla” A6, VII All-Rus sian Con fer ence“Com bus tion of Solid Fuel” (in ter na tional par tic i pa tion), Pro ceed ings on CD, No vem ber10-13, 2009, Novosibirsk, Rus sia

[3] Radovanovi}, P., i dr., Ispitivawa, pregledi i prora~uni kotlovskog postrojewaTENT A-6 u ciqu pripreme za pove}awe snage, energetske efikasnosti i pouzdanos-ti bloka, Tehni~ki izve{taj o rezultatima ispitivawa obavqenih u toku 2009. godi-ne na mlinovima i kotlovskom postrojewu NIV-LTE 414, Vin~a-Beograd, oktobar2009.

[4] Morsi, S. A., Al ex an der, A. J., An In ves ti ga tion of Par ti cle Tra jec to ries in Two Phase Flow Sys -tems, J. Fluid Mech., 55 (1972), 2, 193–208

[5] Li, A., Ahmadi, G., Dis per sion and De po si tion of Spher i cal Par ti cles from Point Sources in aTur bu lent Chan nel Flow, Aero sol Sci ence and Tech nol ogy, 16 (1992), 4, 209–226


239

Ab stract

Nu mer i cal Cal cu la tion and Mea sure ment of theCoal Pow der Dis tri bu tion in Burner’s Chan nels withLou vers and Anal y sis of Re lated The o ret i calCom bus tion Tem per a tures on TPP “Nikola Tesla”-A6 Boil ers

by

Stevan Dj. NEMODA, Goran S. ŽIVKOVI],Predrag M. RADOVANOVI], Dejan B. CVETINOVI],Predrag D. [KOBALJ, and Mili} D. ERI]

Lab o ra tory for Ther mal En gi neer ing and En ergy,Vin~a In sti tute of Nu clear Sci ences, Uni ver sity of Bel grade, Bel grade, Ser bia

A se ries of re cent tests on plants of Elec tric Powe In dus try of Ser bia, sug gest that the prob lem of low ef fi ciency on TPP “Nikola Tesla”-A6 (TENT) boil ers, due to hightem per a ture flue gases i. e. non-func tion ing of the re gen er a tive feed wa ter heat ers of thehigh pres sure, can ef fec tively be solved by the re or ga ni za tion of the com bus tion pro cessin the fur nace, which is suc cess fully im ple mented us ing the so-called lou vers for the dis -tri bu tion of coal pow der and ox i da tion mix ture along height of the mill chan nel. In or derto per form more com pre hen sive anal y sis of the ef fect of lou vers in the mill chan nel,which does not re quire large ex pen di tures, in the Lab o ra tory for Ther mal En gi neer ingand En ergy of the Vin~a In sti tute of Nu clear Sci ences de vel oped a de tailed pro ce dure for the nu mer i cal sim u la tion based on the 2-D CFD com mer cial mod els of tur bu lent, two--phase flow with Lagrangian par ti cle track ing ap proach. The pa per deals with com par i -son of mea sure ment re sults with the re sults of nu mer i cal sim u la tions of coal pow der andox i da tion mix ture dis tri bu tion in the mill chan nel of TENT boil ers in which are em bed -ded de vices for the fuel re dis tri bu tion. In ad di tion, in the pa per has been sug gested thepro ce dure for cal cu lat ing the com bus tion prod ucts com po si tion and the the o ret i cal com -bus tion tem per a ture of coal pow der in the ox i da tion mix ture at mo sphere. Us ing thismodel and the re sults of nu mer i cal sim u la tion of coal pow der dis tri bu tion, have given theanal y sis of tem per a ture dis tri bu tion along the height of the boiler burn ers, which is im -por tant in for ma tion for the ap pli ca tion of re gen er a tive feed wa ter heat ers of the highpres sure and there fore in crease the ef fi ciency of the block.

Key words: nu mer i cal sim u la tion, two-phase flow, mill chan nel, lou vers, com bus tiontem per a ture

* Cor re spond ing au thor; e-mail: [email protected]

Rad primqen: 26. januara 2011.Rad revidiran: 31. januara 2011.Rad prihva}en: 7. februara 2011.


240

, goran s. @ivkovi}, predrag m. radovanovi},termotehnika.vinca.rs/content/files/numericki... · vu...

Documents