Efekty ekonomiczno - Nowe Prawo energetyczne, gazowe i ustawa

Efekty ekonomiczno-eksploatacyjne spalania biomasy w przedpalenisku
kotła energetycznego
Autorzy:
Henryk Karcz, Ryszard Głąbik, Marcin Kantorek, Zbigniew Modliński, Paweł Rączka Politechnika Wrocławska, Wydział Mechaniczno-Energetyczny, Zakład Kotłów i Turbin
Jan Zmyślony, Krzysztof Folga, Kazimierz Rzepa, Agnieszka Kosiorek-Herbuś ZBUS-TKW Combustion Głowno
(„Energetyka” – luty 2010)
W polskiej energetyce przemysłowej i zawodowej oraz ciepłownictwie coraz szerzej realizuje
się proces współspalania biomasy łącznie z pyłem węglowym lub węglem rozdrobnionym w
komorach kotłów pyłowych, rusztowych i fuidalnych. Czynione są również próby spalania
biomasy samodzielnie w przedpaleni-skach kotłów węglowych. Zjawisko to osiągnęło skalę
przemysłową dzięki stosowaniu priorytetów cenowych za wyprodukowaną energię ze źródeł
odnawialnych oraz z tytułu stosowanych kar za nie wypełnienie obowiązku wyprodukowania
określonej ilości „zielonej energii” wynikających z licznych Dyrektyw Unijnych i
rozporządzeń ministerialnych.
Opracowuje się wiele technologii dla termicznego przetwarzania biomasy ze względu nie
tylko na aspekty ekologiczne, ale również ze względu na wykorzystanie zasobów biomasy
pochodzącej z drewna oraz wszelkiego rodzaju upraw roślin rolniczych i specjalnych roślin
energetycznych. Według krajowych doświadczeń, najczęściej spotyka się technologię
bezpośredniego spalania biomasy pochodzącej z trocin lub zrębków, zmielonej w młynach
węglowych łącznie z węglem i współspalania mieszaniny pyłu drzewnego i węglowego w
komorach kotłów pyłowych. Należy jednak zaznaczyć, że w użytkowanych w kraju kotłach
pyłowych, udział cieplny biomasy nie przekracza zwykle 8% całkowitej ilości ciepła
wydzielanego w kotle. Przekroczenie 8% stwarza problemy eksploatacyjne związane z
pogorszeniem się przemiału, wzrostem zagrożenia pożarowo-wybuchowego, wzrostem
niedopału w lotnym koksiku i ogólnym spadkiem sprawności termodynamicznej kotła [1-5].
Współspalanie biomasy w kotłach rusztowych wymaga stosowania specjalnej technologii
[6-8] i odnosi się do kotłów energetycznych małej mocy, głównie do kotłów ciepłowniczych i
komunalnych, a współspalanie biomasy z węglem w kotłach fluidalnych niesie za sobą
kłopoty związane z tworzeniem się szlaki w złożu fluidalnym i szlakowaniem powierzchni
ogrzewalnych komory fluidalnej oraz ze wzrostem ilości niedopału w lotnym popiele.
Bardziej skomplikowaną technologią energetycznego recyklingu jest przetwarzanie biomasy
w reaktorach do zgazowania i współspalania gorącego gazu pirolitycznego w komorach
kotłów pyłowych z pyłem węglowym oraz spalanie gazu pirolitycznego w komorach kotłów
rusztowych bezpośrednio nad warstwą spalającego się węgla. Technologia ta jest jednak
ograniczona wydajnością reaktorów do zgazowania biomasy oraz komplikacjami
wynikającymi z termicznego przetworzenia pozostałego po odgazowaniu gorącego
karbonizatu, który musi zostać poddany obróbce termicznej i przygotowany do spalenia.
W praktyce istnieją cztery różne możliwości podawania i przygotowania do współspalania
biomasy z węglem w komorze kotła:
1) mieszanie biomasy z mułami węglowymi i podawanie mieszanki instalacją hydrauliczną
mułów do układu przygotowania pyłu,
2) podawanie biomasy poprzez wyodrębniony układ mechaniczny lub hydrauliczny do
bunkra przedmłynowego,
3) podawanie biomasy ze składowiska węglowego na układ taśmociągów zasilających
młyny węglowe,
4) podawanie biomasy wyodrębnionymi taśmociągami zasilającymi przedpalenisko kotła.
W przypadku wdmuchiwania mieszanki pyłu węglowego i pyłu z biomasy do komory kotła,
najkorzystniejszy jest wariant trzeci. W tym przypadku biomasa podawana jest na warstwę
węgla znajdującego się na taśmociągu. Poprzez wielokrotne mieszanie na kolejnych
przesypach uzyskuje się stosunkowo jednorodną mieszankę paliwową na wejściu do układu
przygotowania pyłu, w przypadku kotła pyłowego lub do kruszarki w przypadku kotła
fluidalnego. O ile w przypadku kotła fluidalnego stopień rozdrobnienia nie ma większego
znaczenia, to w przypadku kotła pyłowego ma znaczenie pierwszoplanowe.
Rodzaj stosowanych młynów oraz wielkość komory kotła ma ogromny wpływ na jakość
przemiału i stopień wypalenia ziaren koksiku powstałego w trakcie spalania ziaren biomasy.
Stosunkowo niskie komory kotłów do spalania węgla kamiennego i powszechnie używane
młyny kulowe, miażdżące podawany materiał, nie pozwalają spalać więcej jak 5-7% biomasy
bez znacznego pogorszenia sprawności termodynamicznej kotła.
W przypadku współspalania trocin lub zrębków, mogą być stosowane trzy pierwsze sposoby
podawania i przygotowania biomasy do komory kotła. W każdym przypadku trociny lub
zrębki podawane są do młyna węglowego, gdzie ulegają przemiałowi łącznie z węglem.
Należy jednak zdawać sobie sprawę z faktu, że tekstura fizyczna i zdolności przemiałowe
triocin i zrębków są podobne do tekstury i podatności przemiałowej ksylitu – odmiany
petrograficznej węgla brunatnego, który w czasie przemiału daje duże ilości nadziarna w
postaci długich włókien, co może powodować nawet 30% niedopał w żużlu. Wprowadzone
zmiany w układach młynowych i konstrukcjach komór kotłów pozwalają, obecnie spalać pył
węgla brunatnego bez zbyt dużych strat koksiku w żużlu. Ponieważ współspalanie biomasy
odbywa się głównie w kotłach na węgiel kamienny, pojawiły się czynniki, które w istotny
sposób ograniczają ilość współspalanej biomasy pochodzącej z drewna. Główną przyczyną
ograniczającą ilość spalanych trocin i zrębków jest zbyt mała wielkość komory spalania i
powszechnie stosowane młyny miażdżące, które dają dużą ilość nadziarna w postaci
zmiażdżonego drewna, które w niskich komorach spalania nie zdążą się spalić i jako zbyt
lekkie unoszone są ze spalinami w postaci lotnego koksiku lub jako ciężkie opadają do leja
żużlowego kotła.
Powyższe czynniki są główną przyczyną ograniczenia ilości spalanej biomasy w kotłach
pyłowych na węgiel kamienny. Z ekonomicznego punktu widzenia oraz z punktu widzenia
bezpieczeństwa instalacji przed pożarami i wybuchami, ilość spalanych w kotle trocin lub
zrębków nie powinna przekraczać 7-8% ilości energii wniesionej do kotła z paliwem
węglowym.
Wielkość ta jest znacznie mniejsza od wartości docelowej wynikającej z Dyrektywy Unijnej i
uzyskanego przez elektrownie Świadectwa Pochodzenia „energii zielonej”.
W związku z powyższymi faktami wyprodukowanie energii „zielonej” z biomasy w ilościach,
które wyznaczają Dyrektywy Unijne i Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 19 grudnia
2005 r. może być zrealizowane tylko w specjalnie zbudowanych przedpaleniskach, w których
będzie można spalać każdy rodzaj biomasy i odpady zaliczane do biomasy, niezależnie od ich
tekstury fizycznej, własności fizykochemicznych, własności kinetycznych i stopnia
rozdrobnienia.
Technologiczne i eksploatacyjne uwarunkowania przedpaleniska do spalania biomasy
Zastosowana technologia do spalania biomasy w przedpalenisku powinna z jednej strony
zabezpieczyć eksploatacyjnie pewną instalację przedpaleniska, niezależnie od struktury
fizycznej spalanej biomasy, jej własności fizykochemicznych i kinetycznych, a z drugiej
strony powinna zapewnić stabilną pracę kotła macierzystego, i nie pogorszyć parametrów
eksploatacyjnych. Kocioł macierzysty powinien zachować tę samą lub zbliżoną wydajność,
sprawność termodynamiczną oraz emisję substancji szkodliwych do otoczenia w całym
zakresie zmiany ilości spalanej biomasy [1-20].
Schemat instalacji przedpaleniska energetycznego przedstawiono na rysunku 1. Instalacja
posiada możliwość płynnego przejścia ze spalania jednego rodzaju paliwa na inne. Głównymi
elementami instalacji jest komora obrotowa (1), komora fluidalna (2) zamknięta od dołu
dnem dyszowym (3).
Lotny popiół i karbonizat wytrącany jest ze strumienia gazów w komorze separacji (4) oraz
na kształtownikach festonu wejściowego i wyjściowego z komory separacji. Dopalanie gazów
palnych i ziaren karbonizatu odbywa się w komorze dopalania (5). Złoże fuidalne (3)
utworzone jest z materiału inertnego podawanego z zasobnika popiołu (7) i karbonizatu o
regulowanym składzie masowym. Fluidyzacja złoża odbywa się przy pomocy gazu
fluidyzacyjnego składającego się z powietrza i spalin z recyrkulacji o regulowanym udziale
tlenu. Popiół ze złoża odprowadzany jest układem hydraulicznym (8). Powietrze niezbędne do
spalania biomasy jest rozdzielone na cztery powietrza przeznaczone do spalania gazów
pirolitycznych i powietrze przeznaczone do spalania karbonizatu.
Rozdział powietrza i regulowane dawkowanie, daje możliwość kontroli temperatury
płomienia, ilości powstających NOx, oraz daje możliwość wpływu na zachowanie się popiołu
w instalacji przedpaleniska.
Spalanie biomasy w przedpalenisku musi zapewnić:
•
•
•
•
•
niezawodną pracę instalacji w zakresie od 20 do 100% wydajności nominalnej
możliwość płynnego przejścia od jednego do drugiego rodzaju biomasy lub odpadów
zaliczanych do biomasy bez wprowadzenia zmian technologicznych w instalacji
pracę instalacji w „reżimie” autotermicznym lub przy minimalnej ilości paliwa
wspomagającego,
powstawanie produktów termicznej destrukcji o wysokiej reakcyjności łatwo
ulegającym dopaleniu w komorze kotła macierzystego,
powstanie produktów termicznej przemiany o działaniu obojętnym w stosunku do
kotła macierzystego i do środowiska naturalnego.
W szczególności w komorze obrotowej musi być zapewniona:
•
•
•
•
•
•
płynna możliwość stworzenia atmosfery redukcyjnej lub utleniającej w strefie
suszenia i pirolizy biomasy
możliwość regulacji mocy palnika wspomagającego proces suszenia i termicznej
destrukcji w zależności od wilgotności i ilości podawanej biomasy,
kontrola temperatury wnętrza komory wzdłuż jej długości, w poszczególnych strefach
przebiegu procesu termicznej destrukcji,
możliwość przeciwdziałania aglomeracji biomasy w strefie suszenia i pirolizy,
możliwość regulacji czasu przebywania biomasy w strefie suszenia, pirolizy i
karbonizacji,
możliwość przeprowadzenia neutralizacji substancji szkodliwych (S, Cl, F) dla
komory przedpaleniska i środowiska naturalnego metodami pierwotnymi przez
wprowadzenie do komory preparatów wapniowych lub innych skutecznych w
stosunku do siarki i chloru.
Natomiast komora fuidalna, komora separacji i komora dopalania muszą zapewnić:
•
•
•
•
•
•
•
spalanie gazów pirolitycznych w kilku etapach (trzech – czterech) rozciągniętych
na znaczną przestrzeń komory spalania w taki sposób, aby temperatura w płomieniu
nie przekraczała 1300°C,
minimalną temperaturę w komorze spalania powyżej 850°C umożliwiającą zapłon
gazów pirolitycznych,
powstanie złoża fluidalnego z materiału inertnego, popiołu i karbonizatu w takich
proporcjach aby zawartość karbonizatu w złożu nie przekraczała 10% udziału
masowego,
minimalną temperaturę złoża powyżej 500°C zapewniającą zapłon karboniztau
płynną regulację składu gazu fluidyzacyjnego składającego się z powietrza i spalin z
recyrkulacji w zakresie udziału objętościowego powietrza od 10 do 50%,
płynną regulację ilości gazu fluidyzacyjnego w takim zakresie aby szybkość
przepływu gazu przez przekrój złoża fluidalnego była w przedziale od 1,0 do 3 m/s,
niezależnie od obciążenia cieplnego przedpaleniska,
kontrolę i możliwość regulacji temperatury złoża w zakresie temperatur od 500 do
900°C w zależności od rodzaju spalanej biomasy i składu substancji mineralnej, aby
•
•
•
•
nie tworzyły się spieki i aglomeraty popiołu utrudniające pracę złoża,
separację cząstek karbonizatu i popiołu ze strumienia gazów opuszczających komorę
fluidalną przy pomocy separatorów umieszczonych na festonie wlotowym do komory
separacji, w komorze separacyjnej oraz w separatorze umieszczonym na festonie
wlotowym do komory dopalania,
odpływ wytrąconego ze strumienia gazów spalinowych popiołu i karbonizatu do złoża
fluidalnego,
stabilny zapłon i spalanie gazów palnych i cząstek karbonizatu zawartych w gazach
spalinowych wypływających z komory separacji do komory dopalania,
taką wymianę ciepła w komorze fluidalnej, komorze separacji oraz w komorze
dopalania aby temperatura wody z odpływowych komór zbiorczych poszczególnych
elementów przedpaleniska była w przedziale 220 – 260°C i nie przekraczała 10%
stopnia odparowania wody kotłowej w parowniku instalacji.
Schemat włączenia przedpaleniska w układ wodny i gazowy kotła macierzystego przedstawia
rysunek 2. Włączenie przedpaleniska w układ wodny i gazowy kotła macierzystego nie może
pogorszyć parametrów eksploatacyjnych i pewności ruchowej kotła oraz parametrów
emisyjnych gazów i części stałych do otoczenia.
Parametry eksploatacyjne, które muszą być w pierwszej kolejności zachowane, to
niezawodność ruchowa całego układu, która obejmuje:
•
•
•
•
•
•
•
•
•
pewność cyrkulacji wody w konturze wodnym komory kotła,
pewność przepływu wody w konturze wodnym komory fluidalnej,
wymianę ciepła w komorze kotła,
wymianę ciepła w komorze fluidalnej ,
rozkład podciśnień po stronie spalin w przedpalenisku i kotle macierzystym
zabezpieczających układ przed wydmuchiwaniem spalin do otoczenia,
zabezpieczenie układu przed wzrostem zawartości lotnego koksiku – karbonizatu
– w żużlu odprowadzanym z leja żużlowego kotła
zabezpieczenie powierzchni ogrzewalnych komory przedpaleniska i kotła przed
szlakowaniem. W przypadku spalania biomasy zwierzęcej w substancji mineralnej
występują znaczne ilości sodu (Na) i potasu (K),
zabezpieczenie powierzchni ogrzewalnych kotła przed korozją chlorową i siarkową
przy spalaniu biomasy zawierającej duże ilości chloru (Cl) i siarki (S),
zapewnienie symetrii w koncentracji gazów, temperatur i prędkości przepływu przez
komorę kotła macierzystego przy wprowadzeniu strumienia gazowego powstałego ze
spalania biomasy w przedpalenisku kotła.
Błędy popełniane w trakcie realizacji prototypowej instalacji przedpaleniska do spalania
biomasy
Punktem wyjścia projektu instalacji przedpaleniska kotła do spalania biomasy o mocy około
40 MW (15 – 18 t/h biomasy) były obliczenia cieplne kotła OP-150 dla różnych udziałów
cieplnych biomasy [1 ] obliczenia cyrkulacji wody w rurach ekranowych komory spalania
kotła [2], obliczenia aerodynamiczne komory paleniskowej kotła i komory fluidalnej [3-5]
obliczenia wypalania pyłu węglowego w komorze kotła macierzystego w zależności od ilości
spalanej biomasy w przedpalenisku [3-4] oraz rozkład ciśnień w układzie przedpalenisko –
kocioł macierzysty w zależności od ilości spalanej biomasy i obciążenia cieplnego kotła.
Obliczenia i modelowanie procesów spalania, przepływów, cyrkulacji wody, wymiany ciepła
i oporów hydraulicznych przeprowadzono w Zakładzie Kotłów i Turbin Wydziału
Mechaniczno-Energetycznego Politechniki Wrocławskiej. Obliczenia matematyczne dla
przyjętych modeli fizykochemicznych opisujących przebieg procesów spalania biomasy i
pyłu węglowego, wymiany ciepła i masy, przepływów po stronie czynnika roboczego (woda,
para) i po stronie czynnika gazowego, przeprowadzono w oparciu o literaturowe
charakterystyki fizykochemiczne i kinetyczne trocin i zrębków odpadów pochodzących z
drewna. Brak środków finansowych na podstawowe badania fizykochemiczne i kinetyczne
spalanej biomasy spowodował wprowadzenie do przyjętych modeli matematycznych,
literaturowych, orientacyjnych ogólnych nieadekwatnych do spalonej biomasy parametrów
określających przebieg poszczególnych zjawisk.
Brak wyników badań własności fizykochemicznych popiołu i karbonizatu spowodował
przyjęcie błędnych charakterystyk temperaturowych popiołu, co w konsekwencji
doprowadziło do niewłaściwej pracy złoża fluidalnego. Z kolei brak danych doświadczalnych
jak również brak danych literaturowych odnośnie gęstości pozornej karbonizatu i popiołu
pochodzącego z drewna oraz ich struktury fizycznej, spowodował znaczne wynoszenie
cząstek karbonizatu i popiołu ze spalinami z komory fluidalnej i wytrącanie ich w leju
żużlowym, co w sposób zdecydowany zwiększa zawartość części palnych w żużlu.
Wynoszenie z komory fluidalnej znacznych ilości niespalonych cząstek karbonizatu
spowodowane jest ich niską gęstością pozorną (ddd = 0,12 – 0,2 g/cm3) oraz rozwiniętą
powierzchnię zewnętrzną, przypominającą strukturę fizyczną sadzy.
Szlakowanie komory fluidalnej i tworzenie się szlaki w złożu fluidalnym już przy
temperaturach w złożu około 850°C spowodowane zostało znaczną ilością sodu (Na) i potasu
(K) w substancji mineralnej spalanej biomasy. Informacje dotyczące tych pierwiastków
zawartych w biomasie pochodzącej z drewna sa fragmentaryczne i nie mają charakteru
analizy, ich wpływu na zachowanie sie popiołu w wysokich temperaturach. W przypadku
tych pierwiastków należy mieć również na uwadze fakt, że sód (Na) przechodzi w stan pary
już w temperaturach 715 – 730°C, a w obecności chloru (Cl) tworzy agresywną w stosunku
do elementów metalowych kotła sól (NaCl2)
Obliczenia cieplne komory fluidalnej wykazały, że podgrzew wody w powierzchniach
ogrzewalnych komory do temperatur 220 – 230°C jest zapewniony wówczas, gdy ściany
membranowe komory są wyłożone betonem żaroodpornym o grubości ≥70mm.
Powierzchnia ogrzewalna komory fluidalnej może być wówczas traktowana jako drugi
stopień podgrzewacza wody. Odpływ wody z komory fluidalnej następuje do 2-go stopnia
podgrzewacza wody kotła macierzystego, który dla nowego układu kocioł-przedpalenisko jest
3-cim stopniem podgrzewacza wody. Przy spalaniu około 18 t/h biomasy temperatura wody
na wyjściu z 3-go stopnia podgrzewacza wody osiąga wówczas wartość 270 – 280°C i jest
wartością dopuszczalną dla stabilnej pracy podgrzewacza wody. Podgrzewacz wody 3-go
stopnia byłby wówczas podgrzewaczem z 10 – 20% stopniem odparowalności.
Względy finansowe (kołkowanie i wymurówka komory kosztowałyby około 1 500 000,00
PLN) spowodowały, że wnętrze komory fluidalnej nie zostało pokryte betonem
żaroodpornym. Z tego względu temperatury wody na wyjściu z komory fluidalnej wynosiły
270 – 280°C, a stopień odparowalności w trzecim stopniu podgrzewacza wody był tak
wysoki, że eksploatacja kotła stała się bardzo utrudniona i wręcz niebezpieczna. Układ mógł
stabilnie pracować jedynie przy maksymalnym podawaniu biomasy w ilości 7 – 8 t/h.
wówczas temperatura wody za trzecim stopniem podgrzewacza wody osiągała wartość 285 –
290°C a stopień odparowalności sięgał 25 – 30%. Oszczędności finansowe spowodowały
bezpośrednie obniżenie wydajności cieplnej przedpaleniska prawie o 50 – 55%
zaprojektowanej mocy. Chwilowe wzrosty zasilania przedpaleniska do 12 – 14 t/h biomasy
spowodowały wzrost temperatury za trzecim stopniem podgrzewacza wody do 290 –
300°C, co mogło doprowadzić do poważnej awarii kotła.
Wyniki obliczeń cieplnych i aerodynamicznych układu przedpalenisko - kocioł
macierzysty
Spalanie biomasy w przedpalenisku kotła jest uniezależne od sposobu podawania i
rozdrabniania biomasy. Proces spalania biomasy w przedpalenisku nie wywiera również
znaczącego wpływu na sprawność ogólną kotła, ponieważ istnieje zawsze możliwość spalania
gazowych jak i stałych niedopałów – o ile nie zostaną odseparowane do leja żużlowego –
powstałych w przedpalenisku, w komorze kotła macierzystego.
Schemat instalacji przedpaleniska o mocy 40 MW z kotłem pyłowym o wydajności 150 t/h
pary przedstawiony został na rysunku 2. Przedstawiona instalacja przedpaleniska została
zaprojektowana do spalania biomasy w postaci trocin, zrębków drewna, roślin
energetycznych, odpadów roślinnych, roślin rolniczych, ziaren zbóż, osadów ściekowych,
odpadów organicznych oraz wyselekcjonowanych odpadów komunalnych i przemysłowych.
Proces suszenia i odgazowania spalanej biomasy i odpadów prowadzony jest w atmosferze
redukcyjnej. Obrotowa komora suszenia i odgazowania połączona jest z komorą fluidalną
poprzez skrzynie powietrza „pierwotnego” podawanego dla częściowego spalania gazów
pirolitycznych.
Komora fluidalna od spodu zamknięta jest dnem sitowym, nad którym tworzy się złoże
fluidalne spalające powstały w komorze obrotowej karbonizat. Wytworzone w komorze
fluidalnej gazy spalinowe wprowadzane są do komory kotła macierzystego kanałem
wlotowym umieszczonym w pionowej ścianie leja żużlowego, pod palnikami pyłowymi.
Powierzchnie ogrzewalne komory fluidalnej zostały włączone do układu wodnego kotła jako
drugi równoległy parownik. Technologia, układ i sposób spalania biomasy jest chroniony
patentami i zgłoszeniami patentowymi [9-20]. Obliczenia aerodynamiczne, cieplne i
hydrauliczne wykonane zostały w Katedrze Kotłów i Turbin na wydziale
Mechaniczno-Energetycznym Politechniki Wrocławskiej.
Obliczenia aerodynamiczne
Aerodynamikę kotła OP-150 z uwzględnieniem przedpaleniska na biomasę pochodzącą z
drewna o mocy 40 MW przedstawiono w [3,4]. Do analizy wykorzystano symulator
trójwymiarowy przepływu ze spalaniem Comstar. Analiza obejmowała porównanie pola
przepływu i temperatury w komorze przedpaleniskowej kotła dla przypadku zasilania komory
kotła z wykorzystaniem pyłu węglowego o wartości opałowej 22,0 MJ/kg i zasilania komory
kotła tymże samym pyłem węglowym oraz zasilaniu przedpaleniska zrębkami w ilości 4,5
kg/s o wartości opałowej 9,0 MJ/kg.
Opracowano model matematyczny przepływu turbulentnego, dwufazowego trójwymiarowego
ze spalaniem pyłu węglowego w komorze paleniskowej tangencjalnej kotła parowego
OP-150, dla przypadku przepływu ze spalinami ze zrębków drzewnych. Określono równania
zachowania ciągłości i pędu składowanych prędkości, transport kinetycznej energii
turbulencji i jej szybkości dyssypacji oraz transport składników chemicznych i zachowanie
entalpii.
Człony źródłowe równań pędu wynoszą:
Efektywną lepkość turbulencji określa się z równań:
gdzie k i e wyznacza się z modelu k-e
Dla gazu i cząstek przyjęto istnienie wspólnego pola przepływu mieszaniny o zastępczej
gęstości.
Zakłada się, że w przedpalenisku następuje całkowite odparowanie wilgoci oraz zgazowanie
przy nadmiarze λ = 0,4. Palnik gazowy eksploatowany jest przy nadmiarze powietrza λ =
0,1. W piecu obrotowym stopień zgazowania wynosi r = 1, a w skład części lotnych wchodzą:
H2O, CO2, CO, H2, N2
Dodatkowo generuje się tlenek węgla w komorze fuidalnej a na wylocie z przedpaleniska
poprzez doprowadzenie powietrza uzupełniającego do współczynnika nadmiaru λ = 1
znajduje się H2O, CO2, CO, H2, N2. Spalenie w komorze paleniskowej kotła prowadzi się przy
nadmiarze powietrza λ = 1,15 odniesionym do węgla.
Zakłada się , że w skład części lotnych wchodzą CxHy , CO, H2O.
Współczynniki x, y dla węglowodoru oraz udziały poszczególnych składników gazowych
określa się na podstawie wielkości Cr, Vr i analizy elementarnej węgla. W oparciu o daną
wartość opałową węgla roboczego Qrw i przyjętą wartość ciepła spalania koksu Qc (jak dla
pierwiastka C) oblicza się wartość opałową węglowodoru QCxHy i wartość opałową części
lotnych Qv .
Dokonuje się podziału frakcyjnego pyłu dla określonych średnic cząstek. Początkowy udział
każdej frakcji w ogólnej masie pyłu określa się w danych wejściowych analizując np.
eksperymetalne wartości R90, R200. Poniżej przedstawiono schemat reagowania węgla:
Reakcje opisują kolejno:
(1) – wydzielanie się części lotnych z węgla, współczynniki stechiometryczne tej reakcji
określają udział poszczególnych składników w 1 kg części lotnych;
(2) – utlenianie koksu, które rozpoczyna się jednocześnie z odgazowaniem, przyjmuje się,
że ilość koksu mogącego wchodzić w reakcję z tlenem jest proporcjonalna do stopnia
odgazowania węgla;
(3,4) – spalanie węglowodoru i dopalanie CO, przyjęto że szybkość reagowania CxHy i CO
z tlenem jest kontrolowana szybkością turbulentnego mieszania i jest wprost proporcjonalna
do skali czasu turbulecji.
Zmiennymi modelu spalania wyznaczonymi z równań zachowania są: współczynnik
zmieszania, koncentracja części lotnych, rzeczywisty udział węglowodoru w mieszaninie,
udział tlenku węgla i koncentracje wszelkich frakcji pyłu.
Spalanie koksu związane jest ze zmniejszeniem się średnicy cząstek, dlatego człon źródłowy
równania zachowania i – tej frakcji cząstek zawiera obok członu związanego z
przechodzeniem do fazy gazowej człony wynikające z konieczności przeklasyfikowania
części cząstek z frakcji o większej średnicy i przesunięcia części cząstek i – tej frakcji do
frakcji niższej.
Trójwymiarowa symulacja przepływu ze spalaniem w komorze paleniskowej kotła
energetycznego obejmuje jednoczesne rozwiązanie następujących zagadnień:
•
•
•
•
•
turbulentnego, recyrkulacyjnego przepływu gaz – cząstki stałe;
odgazowania cząstek węgla,
turbulentnego spalania węglowodorów z odgazowania węgla.
spalania pozostałości koksowej węgla i biomasy,
wymiany ciepła w komorze paleniskowej ze szczególnym uwzględnieniem
promieniowania .
Istotnym zagadnieniem jest modelowanie spalania tlenku węgla powstającego:
• ze spalania części lotnych węgla.
• z odgazowania biomasy.
• ze spalania pozostałości koksowej węgla i biomasy.
Matematyczny model powyższych zagadnień zawiera kilkanaście różniczkowych,
trójwymiarowych równań zachowania i szereg algebraicznych zależności. Ich rozwiązanie
opiera się najczęściej na tzw. „Metodzie objętości kontrolnej”.
Do obliczenia przepływu ze spalaniem w komorze kotła OP-150 wykorzystano kod
COMSTAR, rozwijany od szeregu lat w Zakładzie Kotłów i Turbin Wydziału
Mechaniczno-Energetycznego Politechniki Wrocławskiej. Jest to specjalizowany do obliczeń
komór, program obliczania przepływów ze spalaniem. Biorąc pod uwagę procesy i zjawiska
zachodzące przy spalaniu węgla w komorach kotłów, COMSTAR jest kodem klasy FLUENT,
STAR3D, SATURN, itp. Wymienione kody są z powodów handlowych niezwykle
rozbudowane i umożliwiają zwykle rozwiązywanie zagadnień z różnych dziedzin nauki i
techniki.
Szczegółowe cechy kodu COMSTAR:
•
•
•
kartezjański układ współrzędnych; w tym układzie zapisywane są różniczkowe
równania zachowania i tworzona jest siatka różnicowa. Za wyborem tego układu
współrzędnych przemawia prostopadłościenny kształt komory paleniskowej i prosta
forma równań. Dla odwzorowania szczegółów palnika (np. wirowego) stosowane są
czasami nieortogonalne układy współrzędnych (siatka różnicowa budowana jest z
czworościanów o dowolnym kształcie), ale ceną jest wyraźna komplikacja równań i
znaczne wydłużenie czasu obliczeń;
model turbulencji k-ε. Ze względu na prostotę i stabilność jest to najchętniej
stosowany model turbulencji
odgazowanie i spalanie pozostałości koksowej opisano reakcjami pierwszego rzędu;
•
•
spalanie tlenku węgla modelowano przy pomocy modelu addy-breakup
promieniowanie modelowano przy pomocy metody „diskret transfer” będącej
uproszczoną wersją metody Monte Carlo
Na rysunku 3 pokazano siatkę różnicową (86x62x162) w obszarze obliczeń komory kotła
OP-150. W każdym z węzłów siatki różnicowej wyznaczono między innymi:
•
•
•
•
trzy składowe wektora prędkości;
ciśnienie, temperaturę i gęstość spalin;
skład spalin (koncentracje H2O,CO2, CO, O2, N2, CxHy, koksu);
strumienie ciepła przejmowanego przez ściany komory
Na rysunku 4 pokazano jak identyfikowane są poszczególne płaszczyzny (przekroje) na siatce
różnicowej: – poprzeczne (K) i podłużne (I oraz J).
Przedstawiono porównanie pola przepływu i temperatury oraz strumieni ciepła w komorze
paleniskowej kotła dla dwóch przypadków zasilania komory: – tradycyjnego z
wykorzystaniem węgla o wartości opałowej 22 MJ/kg przy wydajności masowej kotła 150
t/h; – planowanego, z wykorzystaniem biomasy jako paliwa dodatkowego, spalanego w
przedpalenisku w ilości 4,5 kg/s przy wydajności masowej kotła analogicznej do testu
tradycyjnego
Rysunki 5 – 9 pokazują porównanie pól temperatur w różnych przekrojach komory. Rysunki
te wskazują, że:
•
•
•
•
wprowadzenie spalin (zawierających również gazy palne) ze spalania biomasy nie
wywołuje asymetrii głównego płomienia za palnikami pyłowymi; nie zachodzi
potencjalnie groźne „przyklejenie” płomienia do którejś ze ścian (korozja) (zwłaszcza
pokazują to rys. 8 i 9);
współspalanie biomasy obniża temperatury w komorze paleniskowej, przy czym
spadek ciepła przejmowanego przez ekrany nie jest zbyt duży (jak może sugerować
wielkość spadków temperatur); jest to ważne zagadnienie dla oceny wydajności kotła
przy dużych udziałach biomasy w paliwie do kotła; spadkowi temperatur towarzyszy
wzrost H2O w spalinach (rośnie emisyjność spalin), a profile strumieni ciepła ulegają
„wygładzeniu”; obliczony spadek wydajności parownika przy spalaniu dużych ilości
biomasy dość dobrze koreluje z szacunkami obliczeń cieplnych całego kotła;
obliczenia cieplne (0-D) sugerują, że spadek ten z łatwością skompensuje do 13 ton
wody wtryskowej;
w punkcie dotyczącym cyrkulacji podkreślono, że wyrównanie strumieni ciepła do
ścian komory korzystnie wpływa na minimalne szybkości czynnika w narożnikowych
rurach ekranu.
Wektorowe pola prędkości w teście z węglem i przy współ-spalaniu biomasy wykazują, że
główny strumień spalin z biomasy unoszony jest do góry, chociaż ma miejsce również
niewielka cyrkulacja spalin w kierunku wylotu leja żużlowego – co sugeruje „wpad” części
pozostałości koksowej do leja.
Symulowany przypadek jest najbardziej niekorzystny, przy założonym całkowicie szczelnym
zamknięciu leja żużlowego. W takiej sytuacji w samym dole leja tworzy się podciśnienie,
które wywołuje niekorzystną dolną cyrkulację części spalin z biomasy.
Zwykle spotykana nawet niewielka nieszczelność leja powoduje „dekompresję” tego rejonu
zapobiegającą zawirowaniom w tym miejscu powoduje unoszenie lekkich cząstek karbonizatu
do komory kotła.
Symulacja dokładnej trajektorii dopalających się nieregularnych fragmentów koksu z biomasy
jest niezwykle skomplikowana i byłaby w naszej sytuacji wysoce spekulatywna.
Z kolei można przyjąć z dużym prawdopodobieństwem, że ze względu na duży opór
aerodynamiczny fragmentów koksu z biomasy i małą ich gęstość będą one poruszały się
wzdłuż linii prądu – ich „wypadnięcie” do leja jest więc mało prawdopodobne.
Dopalanie gazów palnych i aerodynamika w dolnej części komory nie wywołują powstania
dużych strumieni ciepła do ścian komory mogących być przyczyną „przepalenia” ekranów w
tym rejonie komory.
Należy podkreślić, że głównym gazem palnym w spalinach z biomasy. w tym rejonie będzie
tlenek węgla, którego szybkość spalania jest stosunkowo wolna – stąd „wygładzone” jest
pole temperaturowe i umiarkowane strumienie ciepła do ścian komory.
Obliczenia cieplne kotła OP-150 i komory przedpaleniska dla różnych udziałów
cieplnych biomasy w paliwie
Dla zaproponowanej modernizacji kotła, która polegała na zainstalowaniu przedpaleniska
zestawionego z pieca obrotowego i komory fluidalnej wykonano wielowariantowe obliczenia
cieplne, dla trzech konfiguracji włączenia przedpaleniska do części ciśnieniowej kotła, dla
uzyskania możliwości identyfikacji cieplnej obiektu. Celem było wyznaczenie wpływu
temperatury wody zasilającej kocioł oraz temperatury powietrza podawanego do spalania na
parametry eksploatacyjne kotła: zużycie paliwa, sprawność kotła brutto i temperaturę spalin
na wylocie z kotła. Dla przedpaleniska opracowano odpowiedni układ zasilania powietrzem
zza pierwszego i drugiego stopnia podgrzewacza powietrza i wyznaczono zakres
współczynników nadmiarów powietrza do pieca obrotowego i komory fluidalnej λPO + λKF =
0,6.
W przypadku modelu przebiegu reakcji chemicznych założono: całkowite odgazowanie
biomasy w atmosferze płomienia gazowego oraz niezupełne spalanie otrzymanych gazów
pirolitycznych. Dopalenie gazów zakłada się w komorze kotła pyłowego przy współczynniku
nadmiaru powietrza odniesionym do węgla λKP = 1,15. Wynikiem obliczeń cieplnych dla
przyjętego programu jest pełna identyfikacja kotła ze względu na: moc pieca obrotowego,
strumień biomasy i strumień gazu, zużycie węgla dla pełnego zakresu wydajności kotła od 80
do 150 t/h z obliczeniem mocy cieplnej komory fluidalnej, mocy cieplnej parownika kotła,
mocy cieplnej wszystkich powierzchni ogrzewalnych kotła, temperatury spalin: adiabatycznej
i wylotowej z komory fluidalnej, adiabatycznej i wylotowej dla kotła pyłowego oraz
temperatur za wszystkimi powierzchniami konwekcyjnymi kotła. Na podstawie analizy
wyników obliczeń oraz możliwości konstrukcyjnych wskazano na optymalny układ włączenia
komory fluidalnej do części ciśnieniowej kotła [1-4].
Celem obliczeń cieplnych było dokonanie, optymalnego ze względów technicznych, wyboru
sposobu włączenia przedpaleniska na biomasę do kotła pyłowego OP-150 i wykazanie
wpływu tego sposobu połączenia na eksploatację kotła. W tym celu przeprowadzono analizę
wyników obliczeń cieplnych dla trzech konfiguracji połączenia przedpaleniska.
•
•
•
Przedpalenisko – podg. wody I stopnia – podg. wody II stopnia
Podg. wody I stopnia – przedpalenisko – podg. wody II stopnia
Podg. wody Is stopnia – podg. wody II stopnia – przedpalenisko
Obliczenia cieplne wykonano dla dwóch przypadków.
1. Opalania kotła pyłem węglowym dla:
• wydajności w zakresie Dp =80 – 150 t/h
• temperatury wody zasilającej tz = 155°C i tz = 170°C
• temperatura powietrza zasilającego podgrzewacz υair 20°C i υair 40°C
• dla każdego przypadku wyznaczono następujące parametry i wartości eksploatacyjne
kotła:
– zużycie paliwa (B)
– sprawność kotła brutto ( η )
– temperaturę powietrza gorącego (υairg )
– temperaturę spalin na wylocie z kotła (υw )
2.
Zasilania kotła spalinami z układu przedpaleniskowego dla różnych wariantów
eksploatacji przedpaleniska, opalanego biomasą i gazem ziemnym przy całkowitym
współczynniku nadmiaru powietrza w przedpalenisku równym λPO + λKF = 0,6.
Obliczenia wykonano dla przypadku współspalania trzech paliw o określonym składzie
elementarnym: węgla kamiennego, gazu ziemnego oraz biomasy. Z wartości tych oblicza się
zapotrzebowanie teoretyczne powietrza dla węgla, biomasy i gazu a dodatkowo dla biomasy
oblicza się wartość opałową dla składu elementarnego, przyporządkowanego stopniowi
odgazowania.
Do pieca obrotowego wprowadza się dwa strumienie paliwa.
•
•
•
•
Strumień gazu, który określa moc cieplną wprowadzoną z gazem przy założonym
współczynniku nadmiaru powietrza równym jeden oraz dla temperatury powietrza
zza podgrzewacza powietrza o temperaturze równej υairg.
Strumień biomasy do pieca obrotowego, z którego wyznacza się moc cieplną w
biomasie dla współczynnika nadmiaru powietrza mniejszego od jedności oraz
temperatury powietrza zza podgrzewacza pierwszego stopnia υairgl
W komorze fluidalnej prowadzi się spalanie przy nadmiarze powietrza mniejszym od
jedności i temperaturze powietrza zza pierwszego stopnia podgrzewacza powietrza
υairl.
Określono następujące parametry dla przedpaleniska: moc całkowitą mieszaniny do
pieca obrotowego, moc całkowitą mieszaniny do instalacji, moc całkowitą
mieszaniny po od-gazowaniu i spaleniu, temperaturę adiabatyczną w piecu
obrotowym, temperaturę adiabatyczną w komorze fluidalnej, temperatura wylotowa
z komory
fluidalnej dla przypadku zastosowania wewnątrz wykładziny
karborundowej, moc cieplną komory fluidalnej przy założeniu całkowitego
zgazowania przy nadmiarze podstechiometrycznym. Obliczenia cieplne kotła
zasilanego pyłem węglowym i spalinami z przedopaleniska wykonano w odniesieniu
do paliwa podstawowego – pyłu węglowego.
Na podstawie wykonanych obliczeń cieplnych dokonano analizy trzech przypadków
konfiguracji ze względu na optymalny wybór rozwiązania konstrukcyjnego włączenia części
ciśnieniowej instalacji do części ciśnieniowej kotła, bez naruszania istniejącej konstrukcji
ciśnieniowej walczaka – czemu przeciwny był inwestor – i wykonania wykładziny
karborundowej w komorze fluidalnej w celu obniżenia ilości odprowadzonego ciepła do
powierzchni ogrzewalnych komory, jako drugiego stopnia podgrzewacza wody.
W obliczeniach wykazano wpływ konfiguracji na temperaturę powietrza gorącego, strumień
wtrysku, sprawność kotła brutto oraz temperaturę spalin wylotowych z kotła w funkcji
wydajności kotła.
Ze względów konstrukcyjnych, eksploatacyjnych i sugestii inwestora autorzy przychylili się
do wyboru podłączenia przedpaleniska jako jednego ze stopni podgrzewacza wody według
konfiguracji podgrzewacza wody I-go stopnia – przedpalenisko – podgrzewacz wody II-go
stopnia.
W obliczeniach uwzględnia się miejsce wprowadzenia strumienia spalin z przedpaleniska do
komory paleniskowej kotła. W tej propozycji jest to lewa pionowa ściana leja żużlowego. W
obliczeniach uwzględnione jest obciążenie cieplne dołu komory paleniskowej oraz wpływ
zmiany strumienia spalanej biomasy na temperaturę adiabatyczną w komorze, obciążenie
jednostki powierzchni ścian parownika, moc cieplną parownika oraz zmianę mocy cieplnych
komory paleniskowej i powierzchni konwekcyjnych kotła łącznie z podgrzewaczem
powietrza oraz dystrybucją powietrza gorącego. W obliczeniach przyjęto moc palnika
gazowego na poziomie 3,5 MW przy założeniu, że proces zgazowania w piecu obrotowym
prowadzony jest przy nadmiarze powietrza λPO = 0,4 oraz stopień odgazowania biomasy
uzależniono od temperatury zależnością funkcyjną.
Obliczenia cyrkulacji wody w parowniku kotła OP-150 współpracującego z
przedpaleniskiem na biomasę
Przeprowadzono analizę wpływu zabudowy przedpaleniska na biomasę o mocy cieplnej 40
MW na cyrkulację czynnika w rurach wznoszących kotła OP-150.
Obliczenia miały odpowiedzieć na pytanie czy zaburzenia cyrkulacji mogą wywołać zmiany
w wymianie ciepła w komorze paleniskowej spowodowana wprowadzeniem dużych ilości
spalin ze spalania biomasy oraz czy włączenie komory fluidalnej przedpaleniska między I i
II stopień podgrzewacza wody; powstanie lokalnych oporów przepływu związanych z
odgięciami rur dla ukształtowania okien wlotowych dla spalin z przedpaleniska i ich
częściowa izolacja termiczna.
Szczegółowej analizie obliczeniowej poddano przede wszystkim ścianę boczną kotła, w której
przewidywane są odgięcia rur ekranowych. O wyborze ściany bocznej do analizy cyrkulacji
zdecydowały również wstępne oszacowania, wskazujące na występowanie w nich
najmniejszych prędkości czynnika chłodzącego. Dla uzyskania odpowiedniej dokładności
obliczeń dokonano podziału ekranu ściany bocznej na 22 kontury i 33 odcinki w kierunku
pionowym. Przyjęte rozmiary siatki obliczeniowej cyrkulacji (22x33) pozwalają uwzględnić
szczegóły odgięć na palniki, włazy i połączenia z kolektorami. Ważną cechą prezentowanych
obliczeń jest „nałożenie” na siatkę obliczeniową cyrkulacji, rozkładów strumieni cieplnych do
ściany uzyskanych z obliczeń trójwymiarowych komory paleniskowych [ 1 -5, 21 -26].
Obliczenia powinny wykazać czy włącznie i odstawianie kotła z ruchu a także zmiany
obciążeń nie zaburzą cyrkulacji naturalnej, szczególnie ważne jest wykazanie jak wpłynie
wzrost oraz spadek ciśnienia na wrzenie w rurach wznoszących i opadowych. Chodzi więc o
bardzo ważny problem określenia krotności cyrkulacji oraz prędkości wody w rurach
wznoszących i wpływ obu parametrów na poprawną eksploatację kotła i właściwą wydajność
parownika.
W artykule przedstawiono wyniki obliczeń cyrkulacji czynnika roboczego w konturze
cyrkulacyjnym kotła OP-150. Wyniki obliczeń oparto na wartościach strumieni cieplnych do
rur parownika, które opracowano na podstawie modelu trójwymiarowego wymiany ciepła,
rozkładu wektorów prędkości spalin oraz pola temperatur spalin. Przyjęto podział komory
paleniskowej wzdłuż jej wysokości nas charakterystyczne odcinki, które wynikają z geometrii
komory paleniskowej oraz urządzeń: leja żużlowego i jego połączenia z komorą dla uzyskania
szczelności, palników pyłowych oraz dysz OFA. Obliczenia wykonano dla zakresu
wydajności kotła 80-150 t/h dla różnych ciśnień eksploatacji kotła.
Obliczenia cyrkulacji czynnika w kotłach z naturalnym obiegiem wody należą do niezwykle
trudnych zagadnień. Wynika to z dwóch powodów.
1. Siłą napędową cyrkulacyjnego ruchu czynnika w kotle jest strumień ciepła przyjmowany
przez ściany komory paleniskowej. Strumień masowy czynnika w każdej z równolegle
połączonych rur ekranów parownika bardzo silnie zależy od przestrzennego rozkładu
strumienia ciepła. Jednak obliczenia numeryczne strumienia ciepła do ścian komory
wymagają kompleksowego modelowania wszystkich zjawisk tzn. przepływu, turbulencji,
spalania, wymiany ciepła i wciąż są obarczone dużą niepewnością
2. Opory liniowe związane z przepływem czynnika dwufazowego w rurach ekranowych są
głównymi oporami dla cyrkulującego czynnika. W tej dziedzinie nadal brakuje uznanych
metod obliczeniowych o zadawalającej dokładności [1-4].
Niektórzy autorzy sugerują, że jeśli błąd w obliczeniu spadku ciśnienia w przepływie
dwufazowym jest mniejszy od 30% to jest to wynik znakomity, jeśli jest mniejszy od 50% –
bardzo dobry, zaś jeśli jest rzędu 100% – bardzo prawdopodobny. W obliczeniach
wspierających prace projektowe należy uwzględnić te uwagi.
Celem pracy jest porównanie cyrkulacji czynnika dla układu dotychczasowego i układu z
dobudowanym przedpaleniskiem, dlatego wymienione problemy nie mają tak zasadniczego
znaczenia.
Zastosowana w pracy metodyka polega w pierwszym rzędzie na dokonaniu podziału ekranu
komory na kontury (podział poziomy) i odcinki (podział pionowy). Rysunek 10 pokazuje
podział ogólnego konturu cyrkulacyjnego ściany bocznej na 22 równoległe kontury
(zawierające po 4 rury). Przyjęto, że rury konturu posiadają ten sam opór liniowy i te same
opory miejscowe.
Przyjęta rozdzielczość siatki obliczeniowej cyrkulacji (22x33) pozwala uwzględnić z
wystarczającą dokładnością szczegóły odgięć na palniki, włazy i połączenia z kolektorami.
Po sformułowaniu siatki ,konstruowane są dla każdego konturu nieliniowe równania na
całkowity spadek ciśnienia w konturze. Zmiennymi niezależnymi w układzie nieliniowym
równań są strumieniowe masowe czynniki w każdym z konturów. Rozwiązanie uzyskuje się
iteracyjnie. Równania algebraiczne na całkowity spadek ciśnienia w konturach zawierają
człony od tarcia liniowego i miejscowego, człony grawitacyjne i od przyśpieszenia płynu.
Spadki ciśnienia od tarcia liniowego dla mieszaniny parowo - wodnej oblicza się przy
pomocy klasycznych wzorów na spadki ciśnienia czynnika jednofazowego i współczynnika
korekcyjnego. Przyjmuje się, że mieszanina ma gęstość i prędkość cieczy w stanie nasycenia,
zaś dwufazowy (rzeczywisty) charakter przepływu uwzględnia współczynnik korekcyjny,
który jest funkcją między innymi stopnia suchości, ciśnienia, natężenia przepływu i innych.
Człon grawitacyjny (ciężar słupa) mieszaniny wymaga znajomości rzeczywistego udziału
pary w mieszaninie, który jest trudny do określenia z powodu różnych prędkości cieczy i
pary.
W pracy do obliczania członów korekcyjnych dla tarcia i grawitacji wykorzystano rezultaty z
pracy Thoma [25].
Jak już wspominano jednym z kluczowych zagadnień cyrkulacji jest znajomość lokalnych
strumieni ciepła do ścian komory. W naszym przypadku niezbędne jest określenie strumienia
ciepła z każdej z komórek siatki obliczeniowej (22x33). Do określenia lokalnych strumieni w
pracy wykorzystano oddzielnie prowadzone obliczenia trójwymiarowe.
Rysunek 11 przedstawia obliczenia wartości wybranych parametrów w konturach ściany
bocznej dla wydajności masowej kotła Dp =140 t/h i ciśnienia w walczaku pn =7,5 MPa.
Pokazano przykłady:
•
•
•
•
prędkości czynnika na wejściu do rur ekranowych,
stopnia suchości pary na wylocie z rur ekranowych,
krotności cyrkulacji (odwrotności stopnia suchości),
strumienia ciepła do poszczególnych konturów cyrkulacyjnych.
Prędkości obiegu wody w rurach ekranowych są ważnym wskaźnikiem przy ocenie
cyrkulacji. Przyjmuje się np. dość powszechnie, że prędkość obiegowa wody 0,5 m/s jest
wartością minimalną, dopuszczalna do kotłów nisko i średnio prężnych. Rysunek 11
pokazuje, że najmniejsze prędkości czynnika (wody) występują w narożach i posiadają
wartości przekraczające 0,5 m. Przebieg prędkości czynnika po szerokości ściany wskazuje na
zwiększony opór w środkowej części spowodowany przede wszystkim jednakowym
zasilaniem (po cztery rurociągi 106 mm) wszystkich trzech kolektorów dolnych, przy czym
środkowy największy zasila 32 rury ekranu, boczne zaś po 28 rur.
Pokazany na rysunku rozkład strumienia ciepła do poszczególnych konturów cyrkulacyjnych
uzyskano sumując wartości z obliczeń trójwymiarowych w poszczególnych konturach.
Porównanie rozkładów strumienia ciepła i prędkości czynnika wyraźnie wskazuje na
znaczenie tego pierwszego na cyrkulację w kotle.
Obliczenia cyrkulacji wymagają równoległych obliczeń trójwymiarowych komory i obliczeń
cieplnych kotła – obok znajomości rozkładu ciepła do ścian komory wymagana jest
znajomość temperatury wody zasilającej walczak i strumień wody wtryskowej do schładzaczy
(dla obliczenia strumienia wody zasilającej walczak).
Rysunek 11 pokazuje charakterystyczne rozkłady cyrkulacji, gdzie zestawiono tradycyjny test
spalania bez biomasy z testem z biomasą. Analiza rysunku prowadzi do dość zaskakującej obserwacji, że przy spalaniu biomasy wzrostowi ulega minimalna prędkość wody obiegowej
(prędkość wody w konturze 1). Można to wyjaśnić zmianą rozkładu strumienia ciepła do
ścian komory – w przypadku współspalania biomasy rozkład staje się bardziej płaski i
poprawia cyrkulację w konturach narożnikowych, gdzie występują zwykle minimalne
prędkości wody obiegowej. Dzieje się tak, pomimo ogólnego spadku ciepła przejmowanego
w komorze przy współspalaniu.
Współspalanie biomasy w przedpalenisku kotła OP-150 powoduje:
•
•
•
•
poprzez włączenie komory fuidalnej przedpaleniksa między I i II stopień
podgrzewacza wody przyrost wody zasilającej walczak (nawet do stanu bliskiemu
wrzenia)
obniżenie ogólnej ilości ciepła przejętego w komorze paleniskowej
„wytłumienie” rozkładów strumieni ciepła do ścian komory
przyrost ilości wody wtryskowej do schładzaczy.
Żadne z tych zjawisk nie pogarsza cyrkulacji w ekranach komory – ma miejsce natomiast
korzystne zjawisko przyrostu minimalnej prędkości wody obiegowej.
Lokalne opory przepływu powstałe w odgięciach dla okien wlotowych i ich częściowa
izolacja termiczna nie wpływają w widoczny sposób na cyrkulację czynnika. Kontury, w
których zawierają się rury okien wlotowych znajdują sie w środkowej części komory (nr 5 do
18) – „bezpiecznej” dla cyrkulacji. Duży strumień ciepła do tych rejonów zapewnia tym
konturom dużą nadwyżkę prędkości obiegowej wody nad wartością graniczną – 0,5 m/s.
Powyższe wnioski są słuszne dla:
•
•
•
wydajności kotła 80 – 150 t/h;
ciśnień w walczaku równych lub mniejszych od 7,5 MPa
strumienia biomasy mniejszego od wartości 5 kg/s
Minimum techniczne kotła
Minimum techniczne kotła rozumiane jest w niniejszym artykule jako zależność
dopuszczalnego ciśnienia w walczaku od wydajności kotła zapewniającego dostateczną
cyrkulację czynnika w rurach ekranowych komory paleniskowej.
Obliczenia konturów cyrkulacyjnych kotła OP-150 z naturalnym obiegiem wody wykonano
dla wydajności od 80 do 150 t/h. Opracowano schematy konturów cyrkulacyjnych według
konstrukcji kotła.
Na podstawie wyników obliczeń trójwymiarowych komory paleniskowej kotła dla przypadku
współspalania pyłu węglowego i biomasy w przedpalenisku opracowano wartości mocy
cieplnej w poszczególnych charakterystycznych odcinkach wzdłuż wysokości komory
paleniskowej. Na podstawie projektu technicznego kotła wyznaczono długości rur w
poszczególnych odcinkach oraz przyjęto długość rury opadowej. Określono współczynniki
oporów miejscowych rur opadowych oraz wznoszących i wykonano standardowe obliczenia
cyrkulacji metodą iteracyjną oraz wyznaczono wartość prędkości obiegu wody.
Algorytm obliczeniowy wykonano na podstawie „Normy obliczeń cyrkulacji wody w
parowych kotłach”. CKTI, cz.15, Moskwa Leningrad 1958 oraz [21-26].
Obliczenia cyrkulacji dla szeregu obciążeń wymagały wykonania kilku testów 3-D dla
określenia wymiany ciepła w komorze paleniskowej – dokładniej dla uzyskania lokalnych
rozkładów strumieni ciepła do ścian komory dla różnych obciążeń.
Następnie dla zadanego ciśnienia czynnika w układzie, przy pomocy obliczeń 0-D
wyznaczono temperaturę wody zasilającej walczak. Przyjmowano tu teoretycznie
maksymalną moc przed-paleniska na biomasę (w praktyce udział biomasy dla niskich
obciążeń może determinować konieczność zasilania pyłem 1 lub 2 rzędów palników).
W kolejnym kroku prowadzono obliczenia cyrkulacji. Analizowano rozkład szybkości
czynnika u wejścia rur wznoszących. Kiedy szybkość czynnika w jednym z 22 konturów
(zwykle blisko narożnika) była mniejsza od 0,5 m/s obniżono ciśnienie w układzie
powtarzając obliczenia 0-D.
Na rysunku 12 przedstawiono obliczeniową zależność dopuszczalnego ciśnienia w walczaku
od wydajności kotła zapewniającego dostateczną cyrkulację czynnika w rurach ekranowych
komory paleniskowej. Ustalono maksymalne ciśnienie w walczaku 7,5 MPa.
Dodatkowy podgrzew wody zasilającej w komorze fuidalnej przedpaleniska nie stanowi
zagrożenia dla cyrkulacji bo strumień ten stanowi niecałe 10% strumienia wody cyrkulującej.
Wpływ na cyrkulację ma po wprowadzeniu strumienia biomasy, rozkład ciepła w komorze
paleniskowej, ponieważ spalanie biomasy wyrównuje rozkłady ciepła do ścian komory
zwiększając minimalne prędkości wody obiegowej w skrajnych, najbardziej zagrożonych
konturach.
Lokalne opory przepływu powstałe w odgięciach dla okien wlotowych i ich częściowa
izolacja termiczna nie wpływają w widoczny sposób na cyrkulację czynnika w całym zakresie
obciążeń kotła.
Przedstawione wyniki obliczeń dla samego węgla i współspalania węgla z biomasą na
rysunku 12 obrazujące zależność ciśnienia wody w walczaku w funkcji wydajności wskazują,
że dla współspalania biomasy z pyłem węglowym obniża się minimum techniczne kotła o
około 10 t/h ze względu na kryterium poprawnej cyrkulacji wody w konturze.
Powyższe wnioski są słuszne dla:
•
•
•
wydajności kotła od 80 do 150 t/h;
ciśnień w walczaku równych lub mniejszych od 7,5 MPa;
strumienia biomasy mniejszego od wartości 5 kg/s.
Wnioski
1.
Współspalanie w kotłach energetycznych wielkiej mocy biomasy z drewna w
perspektywie najbliższego dziesięciolecia doprowadzi do znacznej degradacji biosystemu
leśnego kraju.
2. Wykorzystanie w wielkich kotłach energetycznych biomasy pochodzącej z upraw tzw.
roślin energetycznych, a w szczególności wierzby energetycznej jako nośnika energii przy
opalaniu wielkich kotłów energetycznych, jest trudne do zrealizowania, a wręcz iluzoryczne,
z uwagi na znaczne rozczłonkowanie plantacji, małą ich wydajność energetyczną, trudności
logistyczne i wielokrotnie większe zapotrzebowanie nad realną produkcję.
3.
Bezpośrednie współspalanie biomasy pochodzącej z drewna w wielkich kotłach
energetycznych opalanych pyłem węgla kamiennego nie powinno przekraczać 7-8% udziału
masowego paliwa podawanego do kotła z wyjątkiem kotłów połanieckich – z uwagi na
drastyczny wzrost straty niedopału w żużlu i lotnym popiele.
4. Wyniki obliczeń wykazały, że zaproponowana modernizacja nie zaburzy cyrkulacji w
rurach ekranowych kotła OP-150.
Lokalne opory przepływu powstałe w odgięciach dla okien wlotowych i ich częściowa
izolacja termiczna nie wpływają w widoczny sposób na cyrkulację czynnika. Kontury, w
których zawierają się rury okien wlotowych znajdują się w środkowej części komory – (nr
5 do 18) – „bezpiecznej” dla cyrkulacji.
Duży strumień ciepła do tych rejonów zapewnia tym konturom dużą nadwyżkę prędkości
obiegowej wody nad wartością graniczną – 0,5 m/s.
Powyższe wnioski są słuszne dla:
•
•
•
wydajności kotła od 80 do 150 t/g,
ciśnień w walczaku równych lub mniejszych od 7,5 MPa,
strumienia biomasy mniejszego od wartości 5 kg/s.
LITERATURA
[1] Głąbik R., Rzepa K., Modliński Z., Kosiorek-Herbuś A., Karcz H.: Obliczenia cieplne
kotła OP-150 dla różnych udziałów cieplnych biomasy w paliwie. Międzynarodowa X
Konferencja Kotłowa 2006 „Aktualne problemy budowy i eksploatacji kotłów”. Szczyrk
„Orle Gniazdo”, 17-20 października 2006. Prace Naukowe Politechniki Śląskiej. Konferencje:
z. 16, Gliwice 2006, s. 215-235
[2] Modliński Z., Głąbik R., Kosiorek-Herbuś A., Rączka P., Karcz H.: Badania teoretyczne
cyrkulacji wody w parowniku zmodernizowanego kotła OP-150. Międzynarodowa X
Konferencja Kotłowa 2006 „Aktualne problemy budowy i eksploatacji kotłów”, Szczyrk
„Orle Gniazdo”, 17-20 października 2006, Konferencja Naukowo-Techniczna „Nowoczesne
technologie spalania węgla i paliw odpadowych”, Szczyrk, 15-17 listopada 2006
[3] Karcz H., Modliński Z., Głąbik R., Kosiorek-Herbuś A., Kurzelewski J.: Wpływ spalania
biomasy w przedpalenisku na aerodynamikę kotła macierzystego. Konferencja
Naukowo-Techniczna „Nowoczesne technologie spalania węgla i paliw odpadowych”,
Szczyrk, 15-17 listopada 2006
[4] Modliński Z., Głąbik R., Kosiorek-Herbuś A., Karcz H.: Obliczenia termodynamiczne
komory paleniskowej kotła OP-150 dla współ-spalania pyłu węglowego i spalin z biomasy
wprowadzonych z przedpaleniska. Międzynarodowa X Konferencja Kotłowa 2006 „Aktualne
problemy budowy i eksploatacji kotłów”, Szczyrk „Orle Gniazdo”, 17-20 października 2006
[5] Karcz H., Głąbik R., Komorowski W., Kozakiewicz A., Kurzelewski J.: Możliwości
uzyskania „zielonej energii ze źródeł odnawialnych w kotłach energetycznych. [w] Teler J.:
Współspalane technologie i urządzenia energetyczne. Politechnika Krakowska. Kraków 2007
[6] Karcz H., Krysztof M., Szczeopaniak St., Komornicki W., Folga K.: Technologia „KRK”
spalania biomasy w kotłach rusztowych. Prace Naukowe Politechniki Śląskiej Konferencje, z.
19, Gliwice 2007, s. 94-106
[7] Karcz H., Krysztof M., Folga K, Butmankiewicz T, Kubiak J.: Przyczyny obniżenia
sprawności kotłów rusztowych przy współspalaniu biomasy, Instal 2007, nr 12, s. 2-7
[8] Karcz H., Kantorek M., Krysztof M., Folga K., Kubiak J., Szczepaniak St.: Wpływ
sposobu podawania biomasy na sprawność termiczną kotła rusztowego. Cieplne Maszyny
Przemysłowe, Turbomachinery 2007, nr 132, s. 111-122. Zeszyty Naukowe Politechniki
Łódzkiej, Konferencje, nr 1002, Łódź 2007
[9] Karcz H., Wosik W.: Patent nr 162314 z dnia 19.02.1990 r. pt. „Sposób chłodzenia i
czyszczenia głowicy palnika olejowego dwuczynnikowego, układ do chłodzenia, czyszczenia
głowicy palnika olejowego dwuczynnikowego”
[10] Karcz H.: Patent nr 181624 z dnia 18.01.1997 r. pt. „Układ zapłonu ciężkich paliw
płynnych w komorze spalania kotła energetycznego”
[11] Karcz H.; Patent nr 175529 z dnia 05.11.1994 r. pt. „Sposób i układ automatycznego
sterowania pracą gazodynamicznych palników mazutowych, rozpałkowo-podtrzymujących w
kotłach energetycznych”
[12] Karcz H., Kopeć A., Ziona J.: Patent nr 165780 z dnia 18.02.1990 r. pt: „Węzeł
armatury przypalnikowej do współpracy z palnikiem mazutowym rozpałkowym zwłaszcza do
rozpalania kotłów energetycznych”
[13] Karcz H., Zembrowski M., Tracz B., Ładogórski P., Garncarz T., Jodkowski W.,
Borowik Z., Wosik W.: Patent nr 164172 z dnia 01.10.1990 r. pt. „Palnik do spalania paliwa
ciekłego”
[14] Karcz H., Andryjowicz Cz., Butmankiewicz T., Sikorski W.: Zgłoszenie patentowe
P351005 z dnia 03.12.2001 r. pt. „Sposób i skrzynia doprowadzenia powietrza do procesu
spalania i w komorach spalania kotłów energetycznych lub przemysłowych pieców
technologicznych”
[15] Karcz H., Patent 351191 z dnia 14.12.2001 r. pt. „Zespół dozoru płomienia”
[16] Karcz H., Butmankiewicz T., Sikorski W: Patent wg zgłoszenie patentowego P360207 z
dnia 19.05.2003 r. pt: „Sposób i instalacja do spalania odpadów zwierzęcych”
[17] Karcz H., Butmankiewicz T.: Patent wg zgłoszenie patentowego P362586 z dnia
02.10.2003 r. pt: „Sposób i urządzenia do termicznej utylizacji odpadów organicznych”
[18] Karcz H., Butmankiewicz T., Andryjowicz Cz.: Zgłoszenie patentowe P362326 z dnia
22.09.2003 r. pt: „Sposób i instalacja termicznej utylizacji osadów pościekowych”
[19] Karcz H., Jodkowski W., Butmankiewicz T.: Zgłoszenie patentowe P363891 z dnia
05.12.2003 r. pt: „Urządzenia do spalania odpadów organicznych”
[20] Karcz H., Butmankiewiczx T: Zgłoszenie patentowe P368330 z dnia 02.06.2004 r. pt:
„Sposób termicznej utylizacji odpadów zwierzęcych i organicznych”
[21] Karcz H., Butmankiewicz T.: Wzór użytkowy nr 114966 z dnia 29.07.2004 r. pt: „Dno
sitowe kotła fuidalnego”
[22] Karcz H., ButmankiewiczT., Nunberg J., Jodkowski W: Zgłoszenie patentowe P372523 z
dnia 02.03.2005 r. pt: „Sposób i instalacja termicznej utylizacji toksycznych produktów
odpadowych”
[23] Karcz H., Butmankiewicz T., Nunberg J., Jodkowski W.: Zgłoszenie patentowe
W11612zdnia15.05.2006 r. pt: „Urządzenie napędowe komory pieca do termicznej utylizacji
toksycznych produktów odpadowych”
[24] Karcz H., Butmankiewicz T.: Zgłoszenie patentowe W 117184 z dnia 24.12.2007 r. pt:
„Dno sitowe w komorach i kotłach fuidyzacyjnych”
[25] Karcz H., Janowski M., Butmankiewicz T.: Zgłoszenie patentowe P363877 z dnia
26.11.2007 r. pt. „Sposób i instalacja termicznego spalania odpadów organicznych i
nieorganicznych”
[26] Karcz H., Butmankiewicz T., Modliński Zb., Kantorek M.: Zgłoszenie patentowe
P382240 z dnia 18.03.2007 r. pt. „Sposób i urządzenia do wytwarzania energii cieplnej”
[27] Thom J.R.S.: Prediction of pressure during forced cirkulation boiling of water. Int. J.
Heat Mass Transfer, vol. 7 1964
[28] Walter H.: Numerical Simulation of the Dynamic Behaviour of Natural Cirkulation
Steam Generators. PhD Thesis, Vienna University of Technology, 2000
[29] Friedel L: Improved Friction Pressusre Drop Correlations for Horizontal and Vertical
Two-Phase Pipe Flow.Eoropean Two-Phase Group Meeting, Ispra, Italy, June 5-8 1979.
Paper E 2, pp 1-25
[30] Quiben J.M.: Experimental and analytical study of two-phase pressure props during
evaporation in horizontal tubes, These No 3337 (2005), Lausanne, EPFL 2005
[31] Awada M.M. and Muzychkab Y.S.: A simple asymptotict model for two-phase frictional
pressure gradient horizontal pipes, Pro-ceedings of IMECE 2004,2004 ASME International
Mechanical Engineering Congress and Exposition, November 13-19, 2004 Anaheim,
California