1
2.
KLASIFIKACIJA GENERATORA PARE
Klasifikacija se generatora pare može izvesti po različitim kriterijima. Ovdje će biti prikazan jedan od mogućih načina klasificiranja. I.
Čelični generatori pare A. Vatrocijevni (dimocijevni) generatori pare B. Vodocijevni generatori pare 1. Horizontalni s ravnim cijevima 2. Vertikalni sa savinutim cijevima a) Generatori pare s prirodnom cirkulacijom b) Generatori pare s prisilnom cirkulacijom 1) Generatori pare s bubnjem 2) Protočni generatori pare C. Cilindrični generatori pare II. Lijevani generatori pare III. Generatori pare posebne namjene IV. Nuklearni reaktori
Čelični vatrocijevni generatori pare
Sl. 3.1 Generator pare s kratkim ložištem Plamen se i dimni plinovi kod ovih generatora pare nalaze u cijevima koje su obuhvaćene bubnjem u kojemu je voda. Namijenjeni su za kapacitete proizvodnje pare do cca 25 t/h i tlakove do maksimalno 25-30 bar. Nisu pogodni za ugradnju pregrijača pare. Osnovna prednost im leži u niskim proizvodnim troškovima. Koriste se za izgaranje sve tri vrste goriva. Starije izvedbe ovih generatora pare prikazane su na slikama 3.1 i 3.2.
2
Sl. 3.2 Kompaktna izvedba s plamenicom Vjerojatno najpoznatiji generator pare ove izvedbe je lokomotivski kotao prikazan na sl. 3.3 u zakovičnoj izvedbi.
Sl. 3.3 Lokomotivski kotao Moderna izvedba ovih generatora pare poznata je kao blok kotao i prikazana je na sl. 3.4.
3
Sl. 3.4 Blok kotao Vertikalna izvedba vatrocijevnih generatora pare prikazana je shematski na sl. 3.5.
Sl. 3.5 Vertikalna izvedba vatrocijevnog generatora pare Čelični vodocijevni generatori pare Kod vodocijevnih se generatora pare, kao što im naziv sugerira, s unutarnje strane cijevi nalazi voda, odnosno vodena para. Time se u cijevima mogu ostvariti znatno veći tlakovi nego što to mogu izdržati bubnjevi velikih promjera kod vatrocijevnih generatora pare. Horizontalni generatori pare s ravnim cijevima (Sekcijski kotlovi)
4
U razvoju generatora pare pojavili su se poslije vatrocijevnih u težnji da se podignu parametri pare (tlak i temperatura), čime se osigurava bolji stupanj iskoristivosti postrojenja. Relativno su jednostavne konstrukcije. Kod njih još nije primijenjena tehnologija zavarivanja, tako da su sekcije cijevi umetnute u zajednički kolektor. Proizvodni troškovi su viši nego kod vatrocijevnih generatora pare. Na sl. 3.6 dan je shematski prikaz cirkulacije vode (prirodna cirkulacija) u isparivaču ovih generatora pare. Isparivačke su cijevi nagnute pod kutom 5-15 ° u odnosu na horizontalnu ravninu zbog lakšeg protoka mjehura pare. Bubanj može biti postavljen uzdužno, kao na sl. 3.6 ili poprečno kao na sl.3.7. Ima dvije osnovne funkcije: spremnik je vode iz kojega se napajaju isparivačke cijevi i separator je vlage.
Sl. 3.6 Cirkulacija vode u horizontalnim generatorima pare Horizontalni se generatori pare prvenstveno koriste za proizvodnju pare za procesne potrebe, katkada za potrebe grijanja, a rijetko za proizvodnju električne energije. Za postizanje viših temperatura pare ugrađuje se pregrijač pare, kao što je to prikazano na sl. 3.7. Zbog slabijeg hlađenja cijevi od strane pregrijane pare, pregrijač je smješten iza četiri reda isparivačkih cijevi koji ga štite od direktnog zračenja plamena iz ložišta. Zbog toga su prirasti temperatura pregrijane pare ograničeni na svega 50 °C.
Sl. 3.7 Horizontalni generator pare s ravnim cijevima ostale vrste goriva.
Na sl. 3.8 prikazan je horizontalni generator pare s izgaranjem ugljena na rešetki. Za izgaranje se mogu koristiti i
5
Sl. 3.8 Horizontalni generator pare s izgaranjem na rešetci Vertikalni generatori pare sa savinutim cijevima U ovu grupu spadaju srednji i veliki generatori pare. Za izgaranje mogu koristiti sve tri vrste goriva i tada im je konstrukcija prilagođena odgovarajućoj vrsti goriva i načinu izgaranja: 1) izgaranje krutog goriva u sloju • na ravnoj rešetci • na kosoj (stepenastoj) rešetci 2) izgaranje krutog goriva u fluidiziranom sloju 3) izgaranje u prostoru • ugljena prašina • tekuće gorivo • plinsko gorivo Generatori pare s prirodnom cirkulacijom Cirkulacija vode u isparivaču nastaje zbog razlike u gustoćama vode u silaznim cijevima koje spajaju bubanj s donjim kolektorima i gustoće vodeno-parne smjese u isparivačkim cijevima koje opet vode od donjih kolektora kroz ložište do bubnja. Silazne cijevi u pravilu nisu grijane. Starije su izvedbe generatora pare imale više bubnjeva (sl. 3.9), dok se modernije izvedbe prepoznaju po jednom (sl. 3.10), najviše dva bubnja. Visoki tlakovi koji karakteriziraju današnje generatore pare bitno poskupljuju izvedbu bubnjeva, što reducira broj bubnjeva i smanjuje promjer.
6
Sl. 3.9 Generator pare s tri bubnja i kosom rešetkom
Sl. 3.10 Generator pare s jednim bubnjem i izgaranjem u prostoru
7
Generatori pare s prisilnom cirkulacijom Za prirodnu je cirkulaciju vodeno-parne smjese u isparivaču potrebna minimalna visina ložišta i dovoljna razlika gustoća vode i pare. Kod nižih ložišta ili kada se zbog povišenja tlaka razlika gustoća vode i pare smanjuje, može se koristiti pumpa za osiguranje potrebne cirkulacije. Takvi se generatori pare zovu La Mont kotlovi. Shematski prikaz La Montovog generatora pare prikazan je na sl. 3.11.
Sl. 3.11 Shema generatora pare s prisilnim strujanjem Posebnu grupu generatora pare u kojima se uspostavlja prisilno strujanje vode i pare čine protočni generatori pare. To su danas najveće jedinice koje se grade s kapacitetima pare do 2500 t/h i nadkritičnim tlakovima te temperaturama pare do 600 °C. Možemo ih zamisliti kao jednu cijev (sl.3.12) u kojoj se voda zagrijava, potpuno isparava i proizvedena para pregrijava.
Sl. 3.12 Ideja protočnog generatora pare Najpoznatiji iz ove grupe je Bensonov protočni generator pare koji koristi ideju sa sl. 3.12 u njenom izvornom obliku. Nedostatak čistog protočnog generatora pare je u tome što takva konstrukcija nije pogodna za niža opterećenja kod kojih dolazi do povećanja udjela ložišta u ukupnoj izmjeni topline generatora pare. To znači da se kod nižih opterećenja povećava opasnost od pregaranja cijevi u ložištu. Zbog tog razloga je kod nižih opterećenja povećan protok vode kroz isparivač Sulzerovog protočnog generatora pare. Za isparavanje tog povećanog protoka nema dovoljno goriva pa je na kraju isparivača postavljen odvajač vode koja se odvodi u spremnik napojne vode. Time je osigurana zaštita isparivačkih cijevi.
8
Sl. 3.13 Shema Sulzerovog generatora pare
Sl. 3.14 Sulzerov protočni generator pare Čelični cilindrični generatori pare Ovi se generatori pare sastoje od cilindrične posude u kojoj je voda i izvor topline. Izvor topline može biti plamen, para, voda ili neki drugi medij te električna energija. Najzanimljiviju grupu čine nuklearni generatori pare. Na sl. 3.15 prikazan je U-cijevni nuklearni generator pare kakav se koristi u nuklearnim elektranama PWR (Pressurized Water Reactor) tipa. Kao izvor topline koristi se voda pod visokim tlakom kako ne bi isparavala. Zagrijana voda iz reaktora ulazi u U-cijevni snop koji u pravilu ima nekoliko tisuća tankih cijevi (φ20 mm). Svoju toplinu predaje napojnoj vodi koja ispunjava prostor između cijevi i vanjskog plašta. Napojna voda se zagrijava, isparava do stanja suhog zasićenja i vodi u turbinu. Tlak i temperatura pare su relativno niski u usporedbi s generatorima pare na fosilna goriva.
9
Sl. 3.15 Nuklearni generator pare Lijevani generatori pare Lijevano željezo i čelični lijev nisu dovoljno žilavi da bi izdržali visoke tlakove. Zbog toga se ovi uređaji ne koriste za proizvodnju električne energije, kod čega se traže visoki parametri da bi se dobio visoki stupanj iskoristivosti, već se koriste za proizvodnju pare ili tople vode u domaćinstvima ili poslovnim zgradama. Izrada im je relativno skupa, ali se to nadoknađuje velikom pouzdanošću u radu i dugovječnošću. Otporni su na vanjsku (na strani dimnih plinova) i unutarnju (na strani vode) koroziju.
Sl. 3.16 Lijevani vrelovodni kotao
Sl. 3.17 Lijevani generator pare za centralno grijanje
Generatori pare posebne namjene U ovoj ćemo grupi generatora pare prikazati brodske kotlove i generatore pare na otpadnu toplinu.
10
Brodski generatori pare Karakterizira ih smještaj na brodovima zbog čega im je konstrukcija kompaktna kako bi se što bolje iskoristio raspoloživi prostor. Zbog promjenljivog režima pogona broda moraju imati veliku elastičnost u radu (0 - 120 % snage). Na ratnim se brodovima konstrukcijom osigurava da se najbolji stupanj iskoristivosti generatora pare postiže kod 25 % snage. Na trgovačkim se brodovima, za razliku od toga, najbolji stupanj iskoristivosti postiže na punoj snazi. Podgrupe su sličnih karakteristika kao kod stacionarnih generatora pare: • horizontalni s ravnim cijevima • vertikalni sa savinutim cijevima • s prisilnom cirkulacijom • nuklearni generatori pare.
3.18 Horizontalni kotao s ravnim cijevima
3.19 Vertikalni kotao s dva bubnja
Generatori pare na otpadnu toplinu Kod ovih se generatora pare koriste dimni plinovi visokih temperatura koji su proizvod nekog drugog procesa. Umjesto da ih se izbaci u atmosferu njihova se toplina koristi za proizvodnju pare. Ovaj je slučaj čest kod integriranog korištenja plinskoturbinskog i parnoturbinskog procesa. Zbog visokih temperatura (500-600 °C) dimnih plinova na izlazu iz plinske turbine oni se vode u generator pare na otpadnu toplinu (utilizator), gdje se može, ali i ne mora ubrizgavati dodatno gorivo.
11
Sl. 3.20 Generator pare na otpadnu toplinu Nuklearni reaktori U nuklearnim se elektranama BWR tipa (Boiling Water Reactor) isparavanje vode odvija u reaktoru. Time reaktor postaje generator pare, sl. 3.21.
Sl. 3.21 BWR tip reaktora Umjesto se goriva koristi toplina nastala nuklearnom reakcijom fisije (raspadom teških atoma urana ili plutonija) u jezgri reaktora. Voda se prolaskom kroz jezgru zagrijava i djelomično isparava, a para se nakon separacije vode odvodi u turbinu.
1
3.
POVRŠINE PRIJELAZA TOPLINE
Ložišta U ložištu se generatora pare odvija izgaranje goriva. Ložišta se mogu podijeliti po vrsti i načinu izgaranja goriva. Samo kruto gorivo može izgarati u sloju: krutom sloju ili fluidiziranom sloju. Izgaranje se u krutom sloju odvija na rešetci koja se kreće kroz podnožje ložišta. Kroz rešetku se upuhuje zrak potreban za izgaranje. Čestice se u krutom sloju ne gibaju u odnosu na rešetku. U fluidiziranom se sloju zrak upuhuje tolikom brzinom da podiže čestice goriva i kvarcnog pijeska (služi za popunjavanje prostora između čestica goriva zbog bolje fluidizacije). U prostoru mogu izgarati sve tri vrste goriva. Tekuće se gorivo u gorionicima raspršuje u vrlo sitne kapljice čime mu se povećava površina i olakšava isparavanje, jer izgaraju pare tekućeg goriva. Plinsko se gorivo u ložište ubacuje gorionicima u kojima se djelomično ili potpuno miješa sa zrakom zbog boljeg izgaranja. Da bi izgarao u prostoru ugljen se mora mljevenjem usitniti u vrlo finu ugljenu prašinu koja se zajedno sa zrakom upuhuje u ložište. Neizgoreni dio ugljene prašine pada u lijevak ložišta kroz koji se posebnim kanalom odvodi na deponij šljake i pepela. Veličina se ložišta (površina za prijelaz topline) u pravilu određuje tako da na izlazu iz ložišta (ispred cijevne zavjese - početak konvektivnog kanala) temperature dimnih plinova budu nešto ispod temperatura sinteriranja pepela u ugljenu. Tada ne dolazi do hvatanja pepela za cijevi koje u konvektivnom kanalu ispunjavaju prostor (za razliku od ložišta u kojemu se one nalaze na obodu ložišta). Kada je sastav pepela u ugljenu takav da bi pepeo na temperaturama izgaranja omekšavao i lijepio se za izmjenjivačke površine, može se koristiti slabo hlađeno predložište u kojemu je temperatura ekstremno visoka. Pepeo se tada u rastaljenom stanju odstranjuje, a pročišćeni dimni plinovi uvode u glavno ložište. Tablica 3.1 Klasifikacija ložišta Ložišta Izgaranje u sloju U krutom sloju
Izgaranje u prostoru
U fluidiziranom
Jednostrujno ili vrtložno
sloju Plinska i
Ugljena prašina
tekuća goriva Kruti odvod troske
Tekući odvod troske
Ložišta moraju osigurati: • • • •
što potpunije izgaranje s minimalnim koeficijentom pretička zraka, što manje zašljakivanje ložišta i izmjenjivačkih površina, odgovarajuću proizvodnju pare za unesenu količinu goriva, veliku sigurnost u radu,
2
• mogućnost lakog i jednostavnog opsluživanja, • mogućnost brzog reguliranja opterećenja u širokim granicama.
Sl. 3.22 Vrtložno loženje
Sl.3.23 Jednostrujno loženje
Parametri na temelju kojih se može procijeniti kvaliteta rada ložišta: 1.
oslobođena količina topline, QL = B ⋅ q L
2. 3. 4. 5.
koeficijent pretička zraka na izlazu iz ložišta gubitak topline uslijed kemijskog nepotpunog izgaranja - q k , %, gubitak topline uslijed mehaničkog nepotpunog izgaranja - q m , % volumno opterećenje ložišta, qV =
6.
za ložišta u sloju, gustoća toplinskog toka po jedinici površine rešetke, qR =
7.
B ⋅ qL VL B ⋅ qL AR
gustoća toplinskog toka po jedinici površine poprečnog presjeka, qA =
B ⋅ qL AL
8. udio letećeg pepela, 9. tlak (potlak) u ložištu, 10. temperatura zraka na ulazu u ložište.
3
Pregrijači pare Para se pregrijava prvenstveno zbog povećanja stupnja iskoristivosti kružnog procesa. Na sl. 3.24. pregrijano je područje od stanja 1” do 2. Povećanje pregrijanja za 55 °C povećava stupanj iskoristivosti za oko 1 %. Pregrijana para ne sadrži kapljice vode zbog čega je manje erozivna i korozivna. Pregrijanje pare je imperativ za parne turbine, a poželjno je i za parne strojeve. Izlazna para iz turbine mora sadržavati manje od 15 % vlage da ne dođe do intenzivne erozije i korozije turbinskih lopatica.
Sl. 3.24. Izobarna promjena stanja vode u generatoru pare Toplina se dimnih plinova može predati pregrijačima: konvekcijom, zračenjem ili kombiniranim djelovanjem jednog i drugog. Postizanje se najviših temperatura pregrijanja može osigurati samo kombiniranim djelovanjem. Konvektivni se pregrijači postavljaju u struju dimnih plinova tako da su cijevnom zavjesom ili paketima cijevi zaklonjeni od direktnog zračenja plamena iz ložišta. Obično se izvode u dva stupnja (dva paketa) s ubrizgavanjem napojne vode u struju pregrijane pare između njih, radi regulacije temperature izlazne pare. Prijelaz topline se kao kod svih konvektivnih površina poboljšava s povećanjem opterećenja. Ozračeni se pregrijači koriste u generatorima pare s najvišim parametrima, jer drukčije nije moguće ostvariti pregrijanja pare od > 500 °C. Smještaju se na prednjem ekranu, bočnim ekranima, stropu ili u prestrujnom kanalu, tako da ipak nisu na direktnom udaru plamena, zbog slabije sposobnosti hlađenja cijevi od strane pregrijane pare. Osjetljivi su na stvaranje sloja na unutarnjoj strani cijevi zbog čega zahtijevaju visoke standarde pripreme napojne vode. Dobre karakteristike ozračenih pregrijača su: • dodatno hlađenje ložišta (zbog visokih tlakova toplina se isparavanja vode smanjuje, a time i odvođenje topline u ložištu), • u kombinaciji s konvektivnim pregrijačima daju temperaturnu karakteristiku slabo ovisnu o opterećenju, • jednostavne su konstrukcije Na sl. 3.25 prikazane su temperaturne karakteristike ozračenog i konvektivnog pregrijača, te njihove kombinacije. Vidljivo je da se u kombinaciji ozračenog i konvektivnog pregrijača temperatura pregrijanja zadržava na konstantnoj vrijednosti u području opterećenja od 25-100 %.
4
430
Temperatura,
o
C
420 410 400 390
konvektivni
380
ozračeni kombinacija
370 360 0
0.2 0.4 0.6 0.8
1
1.2
Opterećenje
Sl. 3.25 Temperaturne karakteristike pregrijača pare Međupregrijači Proces međupregrijavanja pare prikazan je na sl. 3.26. Svježa se para ekspandira u visokotlačnom dijelu turbine do tlaka međupregrijanja, vraća se u generator pare u kojemu se međupregrijava obično do iste temperature kao i svježa para (od stanja 5 do stanja 6), te ponovo ekspandira u niskotlačnom dijelu turbine.
Sl. 3.26 Proces međupregrijanja pare Sadašnji trendovi u projektiranju međupregrijača: • • • •
jedno međupregrijanje za podkritične tlakove, dva međupregrijanja za nadkritične tlakove, bolje je uvesti međupregrijanje nego imati previsoku temperaturu svježe pare, uvođenje međupregrijanja poskupljuje turbinu (kompliciranija izvedba kućišta te dulji parovodi i složenija regulacijska oprema), ali ne poskupljuje bitno generator pare, • iznad 400 ºC spašava se 4,5-5 % topline, ali se gubi po 1 % za svakih 10 % povećanja ukupnog pada tlaka.
5
Prednosti međupregrijanja pare: • • • • • • •
povećava se stupanj iskoristivosti procesa, smanjuje se vlažnost u zadnjim stupnjevima turbine do 50 %, smanjuje se snaga napojne pumpe za 15-18 %, smanjuju se dimenzije kondenzatora za 7-8 %, smanjuju se gorionici za oko 5 %, smanjuje se generator pare za 15-18 %, smanjuju se dimenzije predgrijača napojne vode.
Nedostaci međupregrijanja pare: • povećava se cijena turbine, • ukupno uzevši investicijski trošak raste • zbog dodatnih cjevovoda i ventila otežano rukovanje i kontrola. Ekonomajzerske površine Ekonomajzerske površine čine zagrijači napojne vode i zagrijači zraka. Ugrađuju se u izlaznom dijelu generatora pare čime snizuju izlaznu temperaturu dimnih plinova. Time se ostvaruje poboljšavanje stupnja iskoristivosti generatora pare (odatle naziv ekonomajzerske površine). Smanjenjem izlazne temperature dimnih plinova za 15-20 °C, ostvaruje se poboljšanje stupnja iskoristivosti generatora pare za oko 1 %. Kod današnjih generatora pare izlazne temperature obično iznose na punom opterećenju 130-150 °C. Ukupno se na ovaj način stupanj iskoristivosti generatora pare može povećati za oko 3-5 % te iznosi 92-94 %. Utjecajni faktori o kojima ovise izlazne temperature dimnih plinova: • količina topline koja se može izmijeniti u generatoru pare, • ulazna temperatura napojne vode i zraka, • rosište dimnih plinova, • cijena uređaja. Problemi koji se javljaju u vezi s ekonomajzerskim površinama: • projektiranje niskog opterećenja - da bi se smanjila niskotemperaturna korozija potrebni su bypass na dimnim plinovima i recirkulacija na dovodu vode i zraka, • povećano onečišćenje, • potrebni su ventilatori, • potrebni su povećana pažnja i skuplje održavanje. Postoji uvijek optimalna temperatura dimnih plinova na izlazu iz generatora pare kada su troškovi proizvodnje pare minimalni. Međutim, postoje i situacije kada se ekonomajzerske površine ne upotrebljavaju (taj se prostor smanjuje kako se cijene goriva podižu): • kada je gorivo jeftino, • kada se generator pare loži sezonski, • kada generator pare služi kao pomoćni uređaj za proizvodnju pare.
6
Zagrijači napojne vode Obično su smješteni između međupregrijača pare i zagrijača zraka. Ukoliko nema zagrijača zraka, tada su zagrijači vode zadnje izmjenjivačke površine generatora pare. U pravilu se voda u njima zagrijava ispod temperature zasićenja, kako se ne bi pojavila para koja može izazvati kavitaciju i oštećenja. Ako su ipak predviđeni za zagrijavanje vode s ulaskom u zasićeno područje, tada su posebne konstrukcije i nazivaju se predisparivači. Prednosti zagrijača vode: • koriste se i za male jedinice i niže tlakove, • potrošnja je dodatne snage mala, • brže puštanje u pogon generatora pare, • zauzima relativno mali prostor, • smanjuje opterećenje ogrjevnih površina. Po konstrukciji mogu biti: 1) integralni dio isparivačkog kruga, 2) odvojeni paketi - obično su smješteni u konvektivnom kanalu generatora pare, izlazni im je kolektor spojen s bubnjem. Po tehnološkom postupku izrade dijele se na: 1) čelične sa ili bez rebara - osjetljivi na kisik u vodi i pH vrijednost vode, u pravilu se koriste veće brzine strujanja vode, 2) lijevani - za niže tlakove, otporniji na kvalitetu vode i niskotemperaturnu koroziju, skuplji u izradi. Zagrijači zraka Isplativi su u pravilu za generatore pare kapaciteta iznad 20-25 t/h. Smješteni su obično iza zagrijača vode, na kraju generatora pare. Zagrijavanje zraka za 55 °C povećava stupanj iskoristivosti generatora pare za oko 2 %. Jednostavnije su i lakše konstrukcije od zagrijača vode zbog nižih tlakova. Zbog slabijeg koeficijenta prolaza topline zahtijevaju velike površine. Zrak se zagrijava zbog: • povećanja stupnja iskoristivosti generatora pare, • sušenja goriva, • boljeg izgaranja - uslijed viših temperatura Zagrijači se zraka mogu podijeliti na: 1) rekuperatore - zrak su i dimni plinovi odvojeni stijenkom - cijevni - pločasti 2) regeneratore - rotacioni (Ljungstrom), 70 % svih zagrijača zraka su ovoga tipa (sl. 3.27), grijani se elementi sastoje od tankih čeličnih limova (saće) koji se naizmjenično zagrijavaju dimnim plinovima i hlade zrakom, vrlo su efikasni ali se javlja problem brtvljenja.
7
Sl. 3.27 Ljungstromov rotacioni zagrijač zraka
59
4.1
MASENA BILANCA GENERATORA PARE
Mesena je bilanca u općem slučaju prikazana na sl. 1. S vanjske se strane cijevi nalaze dimni plinovi, a s unutarnje strane protječu voda i para Primjer prikazuje vodocijevni generator pare s izgaranjem ugljene prašine. W Pr1
Pr2
D
G
Ga4
∆L2
∆L1
Eko
∆L3
Dnv
L B Filter Ga1
Ga2
Ga3
Sl. 1. Masena bilanca generatora pare Masena bilanca na strani dimnih plinova B L
∆Li
G Gai
U ulazni dio bilance izgaranja spadaju: količina goriva, kg/s, količina zraka za izgaranje,kg/s, količina zraka koji se usisava zbog nedovoljnog brtvljenja generatora pare, kg/s. U izlazni dio masene bilance na strani dimnih plinova ulaze: plinski produkti izgaranja, kg/s, kruti mineralni ostatak – pepeo, šljaka koji se odvode na različitim mjestima uzduž dimnog trakta: na dnu ložišta, na dnu konvektivnog kanala, u filteru krutih čestica i na dimnjaku.
60
B + L + Σ ∆Li = G + Σ ∆Gai i
i
Pri pogonu s plinskim gorivom otpada član koji obuhvaća mineralni ostatak, a pri pogonu s pretlakom u ložištu, otpada član koji se odnosi na usisavanje zraka. Masena bilanca na strani vodeno-parnog trakta Kod postavljanja masene bilance za radni medij s unutarnje strane cijevi, treba predvidjeti i vodu za odmuljivanje (ispiranje isparivača radi odstranjivanja soli koje se unose u vodeni trakt s napojnom vodom) te vodu koja se ubrizgava u pregijanu paru radi regulacije temperature svježe pare. U tom slučaju ulazni dio bilance čine: Dnv protk napojne vode, kg/s, W protok vode koja se ubrizgava za regulaciju temperature svježe pare, kg/s.
D Dmulj
Izlazni dio bilance: protk svježe pare, kg/s, količina za odmuljivanje, kg/s.
Dnv + W = D + Dmulj
4.2
TOPLINSKA BILANCA GENERATORA PARE U stacionarnim pogonskim uvjetima mora postojati ravnoteža dovedene i odvedene energije (topline) generatora pare. U toplinsku bilancu ulaze samo tokovi koji presijecaju granice generatora pare (sistema) i zato granice moraju biti definirane. Kako će biti definirane ovisi o tome što se analizom želi obuhvatiti. Ono što se događa unutar granica generatora pare nije od interesa za računanje toplinske bilance. Qdovedena = Qodvedena
(3.1)
Dovedena toplina Toplina se u generator pare može dovesti različitim načinima. Prvenstveno se dovodi kao kemijska energija goriva, ali se može dovesti i kao fizička (osjetna) toplina otpadnih dimnih plinova koji su zagrijani u nekom tehnološkom procesu. Toplina se još može dovesti zrakom i gorivom, ako su zagrijani na temperaturu koja je iznad temperature okoline. Osim izgaranja toplina se može razvijati u ložištu i nekim drugim egzotermnim procesima ili se može trošiti ukoliko su kemijski procesi koji se odvijaju paralelno s izgaranjem endotermni. I konačno toplina se može dovoditi u obliku električne energije, što je primjereno samo malim generatorima pare ili tople vode.
Qdovedena = Qin + Q f + Q p + (Qegz − Qend )
Qin = H d
(3.2)
u pravilu se radi o donjoj toplinskoj moći goriva, no može biti i entalpija otpadnih dimnih plinova iz nekog tehnološkog procesa. Ako
61
su dimni plinovi na izlazu iz generatora pare ohlađeni na temperaturu nižu od 100 °C, mora se računati s gornjom toplisnkom moći goriva. Ovo je najveća toplina koja se dovodi generatoru pare (ukoliko nije električni bojler). Q f = Q fB + Q fL
Q fB = c B (t B − t 0 )
predstavlja fizičku toplinu goriva koja je umnožak specifične
topline i temperature. Ovaj je dio topline mali i treba ga uzeti u obzir samo ako se gorivo prethodno zagrijava. Ugljen se zagrijava zbog sušenje. Tekuća goriva (mazut) se zagrijavaju radi smanjenja viskoziteta kako bi se mogla transportirati i bolje raspršiti. Plinsko gorivo se u pravilu ne zagrijava. Q fL = V L c pL (t L − t 0 ) predstavlja fizičku toplinu zraka, ako se zrak zagrijava prije uvođenja u generator pare. Ako se zrak zagrijava unutar generatora pare prije uvođenja u ložište (što je čest slučaj), to se u bilanci ne uzima u obzir. Q p = G p (h p − 2600)
kJ/kg B toplina
za
parno
raspršivanje
mazuta,
bolje
raspršivanje povećava dodirnu površinu između mazuta i vrućih plinova u ložištu što pospješuje isparavanje, a time i izgaranje. Za raspršivanje se mazuta troši 0,3-0,35 kgpare/kgmazuta. Zadnja se dva pribrojnika u jednadžbi za dovedenu toplinu (3.2) u pravilu ne pojavljuju i možemo ih izostaviti. Samo kao ilustraciju za endotermni proces koji se javlja paralelno s izgaranjem možemo spomenuti izgaranje uljnih škriljaca. Rekli smo da se radi o organskoj gorivoj tvari sličnoj nafti koja se nalazi u vapnenačkoj strukturi od koje je se ne isplati odvajati prije uvođenja u ložište. Vapnenac se tako na visokim temperaturama koje vladaju u ložištu razlaže, pri čemu nastaje ugljični dioksid. Na razlaganje se troši toplina što u proračunu treba uzeti u obzir. Odvedena toplina
Jednadžba odvedene topline iz generatora pare svedena na kilogram goriva dana je sljedećim izrazom:
Qodvedena = Qkorisna + I out + Qk + Qm + Q0 + Qtroska Qkorisna =
kJ / kg B
(3.3)
D (h − hv ) korisna toplina koja se od dimnih plinova predaje B p izmjenjivačkim površinama. D je proizvedena para, kg/s, B je gorivo, kg/s, a u zagradi su entalpija svježe (pregrijane) pare i entalpija vode na ulazu u generator pare.
62
Sl. 3.28 Toplinska bilanca generatora pare
I out = I G − I G 0 izlazna toplina je razlika između entalpije dimnih plinova na izlazu i entalpije dimnih plinova na temperaturi okoline. gubitak topline uslijed nepotpunog izgaranja zbog kemijskih razloga. Qk gubitak topline uslijed nepotpunog izgaranja zbog mehaničkih razloga. Qm gubitak topline uslijed hlađenja vanjskih toplih površina. Q0 Qtroska ostatak balastne materije nakon izgaranja naziva se troska. Troska izlazi iz generatora pare s višom temperaturom od temperature okoline. Ovo je gubitak uslijed fizičke (osjetne) topline troske.
Sl. 3.29 Shematski prikaz toplinskih tokova
63
Toplinski gubici
Toplinski se gubici generatora pare izražavaju u postocima unesene topline. Gubitak zbog fizičke topline dimnih plinova Dimni plinovi na izlazu iz generatora pare imaju višu temperaturu tG od okolišne tG0. To je najveći toplinski gubitak generatora pare i računa se prema: g out =
I G − I G0 ⋅ 100 H d + V L ( hL − hL 0 ) + hB − hB 0
%.
(3.4)
U nazivniku je unesena toplina u generator pare čiji je najveći dio ogrjevna moć goriva. Fizičke su topline zraka i goriva relativno male i uzimaju se u obzir samo ako je temperatura zraka i goriva viša od okolišne. Gubici fizičke topline dimnih plinova iznose 5-12 % što ovisi o: • temperaturi, • volumenu, • sastavu dimnih plinova. Što je veći faktor pretička zraka λ, to će i izlazni gubitak dimnih plinova biti veći. Gubitak zbog kemijskog nepotpunog izgaranja
gk, %
Ovaj se gubitak pojavljuje kada se u dimnim plinovima nalaze proizvodi nepotpunog izgaranja (CO, H2, CH4, CmHn). Može iznositi 0-2 %, a javlja se uslijed: • nedovoljne količine zraka za izgaranje, • slabog miješanja goriva i zraka, • malih dimenzija ložišta, tako da ne ostaje dovoljno vremena za izgaranje, • velikih dimenzija ložišta zbog čega su temperature izgaranja niske.
qV, MW/m
3
Sl. 3.30 Gubitak kemijskog nepotpunog izgaranja
64
Na sl. 3.30 kvalitativno je prikazan gubitak uslijed kemijskog nepotpunog izgaranja u ovisnosti o toplinskom opterećenju ložišta qV, pri čemu je toplinsko opterećenje ložišta jednako unesenoj količini topline po jedinici volumena ložišta.
BH d Vlozista
MJ / m3
Gubici, %
qV =
nepotuno izg. izlazni gubitak suma
Faktor pretička zraka
Sl. 3.31 Optimalni faktor pretička zraka Na sl. 3.31 prikazano je sumarno djelovanja izlaznog gubitka dimnih plinova i gubitka uslijed kemijskog nepotpunog izgaranja. Optimalni faktor pretička zraka nije onaj kod kojega nema gubitka nepotpunog izgaranja, već onaj kod kojega je suma gubitaka najmanja. Gubitak zbog mehaničkog nepotpunog izgaranja Gubitak topline uslijed mehaničkog nepotpunog izgaranja vezan je prvenstveno uz kruto gorivo koje ne izgara u potpunosti zbog mehaničkih razloga. Najveći se gubitak pojavljuje kod ložišta s mehaničkom rešetkom. Jedan dio goriva propadne kroz raspore na rešetki, jedan se dio goriva prenosi dimnim plinovima iz ložišta u konvektivni kanal,a na kraju ostaje jedan dio neizgorenog goriva zarobljen u šljaki. g m = g m, propad + g m,let + g m,troska 33900 ⋅ Gm rC gm = B H d + V L ( h L − h L 0 ) + hB − hB 0
[
Gm rC
(3.5)
]
%
(3.6)
količina goriva u propadu, letu i troski, kg/s udio gorive materije (uglavnom ugljik) u Gm
Ovisnost gubitka mehaničkog nepotpunog izgaranja o veličini ložišta kvalitativno je vrlo slična s ovisnošću gubitka kemijskog nepotpunog izgaranja (sl. 3.30).
65
3.32 Izgaranje na rešetki Gubitak zbog vanjskog hlađenja Vanjske su površine generatora pare više temperature od temperature okoline zbog čega dolazi do hlađenja zračenjem i konvekcijom. Kada bismo pokušali izračunati ovaj gubitak primjenjujući metode prijelaza topline, proračun bi postao vrlo složen i zahtjevan. U svrhu pojednostavljenja proračuna koristimo se gotovim dijagramom danim na sl. 3.33.
Sl. 3.33 Određivanja gubitak topline zbog vanjskog hlađenja
66
Gubitak zbog fizičke topline troske Gubitak topline zbog fizičke topline troske proizlazi iz toga što pri izgaranju krutog goriva izlazna troska ima visoku temperaturu (600-700 °C). Kod ložišta s tekućim odvodom troske, ove temperature su još osjetno više. Ovaj gubitak obično iznosi 1-2 % i može se izračunati na sljedeći način: g troska =
[
Gtroskam c p ,troska (t troska − t 0 )
B H d + V L ( h L − h L 0 ) + hB − hB 0
pri čemu je c p ,troska ≈ 1,256
]
(3.7)
%
kJ / kgK .
Stupanj iskoristivosti
Stupanj se iskoristivosti generatora pare može odrediti na dva načina. Direktna se metoda temelji na mjerenju tlaka i temperature pare i vode te ulaznih parametara i protoka goriva i zraka.
η GP =
D ⋅ (h p − hv )
B ⋅ [H d + VL ⋅ (hL − hL 0 ) + hB − hB 0 ]
⋅ 100
%
(3.8)
Kao što se vidi iz jednadžbe (3.3), toplina se unesena zrakom i gorivom uzima u obzir samo u slučaju kada im je temperatura iznad temperature okoline. Najnesigurniji parametar pri korištenju direktne metode jeste određivanje masenog protoka goriva kada se radi o ugljenu. Indirektnom se metodom stupanj iskoristivosti određuje tako da se odrede svi toplinski gubici, koji se zatim oduzimaju od 100 %.
η GP = 100 − ( g out + g k + g m + g 0 + g troska )
%
(3.9)
Ukoliko se ne radi o krutom gorivu, od gubitaka praktički ostaju samo izlazni gubitak dimnih plinova (gout) i gubitak odavanja topline na okolinu (g0). Praksa je pokazala da se indirektnom metodom dobivaju pouzdaniji rezultati.
1
5.
OSNOVE IZGARANJA
5.1
KLASIFIKACIJA OBLIKA ENERGIJE Prema zakonu održanja energije, energija se ne može niti proizvesti niti uništiti, već samo transformirati iz jednog oblika u drugi. Zbog toga nije posve ispravno, za neko (recimo fosilno) gorivo, upotrebljavati ustaljeni izraz "energetski izvor", budući da energija u "energetskom izvoru" već postoji, a ne nastaje. Ona je samo pohranjena u obliku koji u pravilu nije podesan za neposredno iskorištavanje. U tom je slučaju primjerenije govoriti o postojanju različitih oblika energije i njihovoj transformaciji iz jednoga oblika u drugi. Ipak, kada razmišljamo o tome kako je energija dospjela na Zemlju, ustanovit ćemo da se bez obzira na oblik energije u kojemu je ona pohranjena gotovo uvijek radi o istom izvoru, a to je Sunce i njegovo zračenje. Sunčeva energija je pohranjena u ugljenu, nafti, zemnom plinu, drvetu, hrani, ona je uzrok stvaranja vodotokova, morskih struja, valova i vjetrova, a da se o direktnom zračenju topline čije blagodati svakodnevno koristimo i ne govori. Sa stanovišta ljudskog postojanja sunčeva je energija beskonačni izvor topline za Zemlju. Međutim, postoje oblici energije na Zemlji čije se ishodište ne nalazi na Suncu. To je npr. energija plime i oseke, koja je posljedica gravitacijskih sila prvenstveno između Zemlje i Mjeseca. Ni nuklearna energija, bez obzira o kojemu se mogućem nuklearnom gorivu radi, nije Sunčeva energija. Isto vrijedi za geotermičku energiju za koju se pretpostavlja da energiju hlađenja preko vanjske površine Zemlje nadoknađuje toplinom radioaktivnog raspada elemenata od kojih je građena. U pokušaju klasifikacije oblika energije može se govoriti o primarnim i transformiranim oblicima energije. Primarni oblici su oni koji se nalaze ili pojavljuju u prirodi. Zbog toga što se samo neki od primarnih oblika energije mogu direktno upotrijebiti, vrše se transformacije energije do oblika koje korisnici trebaju. Osim podjele po učestalosti primjene, kada govorimo o konvencionalnim i nekonvencionalnim oblicima energije, primarni se oblici energije mogu podijeliti na obnovljive i neobnovljive oblike energije. Obnovljivi su oblici oni koji se prirodno obnavljaju u intervalima koji su sumjerljivi ljudskom poimanju vremena. To su npr.: Sunčeva energija, energija vodnih snaga, energija vjetra, energija plime i oseke, toplina mora. Drugu skupinu čine neobnovljivi oblici energije čije se rezerve uslijed korištenja svakim danom smanjuju, a to su: energija fosilnih i nuklearnih goriva te geotermička energija Zemljine unutrašnjosti. Obnovljive primarne oblike energije karakterizira promjenljivost energetskog toka. Budući da uglavnom nije riješeno skladištenje energije barem ne sa stanovišta energetike (izuzetak je npr. akumulacija vode-potencijalne energije u akumulacijskom jezeru hidroelektrane), može se dogoditi da energije ne bude baš onda kada je najpotrebnija. Obnovljive primarne oblike energije nije moguće transportirati u onom obliku u kojemu se pojavljuje u prirodi, za razliku od fosilnih i nuklearnih goriva.
2
Konvencionalni oblici energije Kao što je već naglašeno energija je uvijek povezana s materijalnim nosiocem. Prema nosiocima i učestalosti njihovog iskorištenja primarne oblike energije može se podijeliti na konvencionalne i nekonvencionalne. Konvencionalni oblici energije su kemijska energija drveta, ugljena, nafte i zemnog plina. Zatim u konvencionalne oblike spadaju potencijalna energija vodotokova, nuklearna energija zasnovana na fisiji te toplinska energija vrućih izvora. Tablica 2.1 Konvencionalni oblici energije drvo
ugljen
nafta
zemni plin
kemijska
nuklearna goriva
nuklearna
hidro energija potencijalna
neobnovlji vi oblici obnovljivi oblici
Nekonvencionalni oblici energije Nekonvencionalni oblici energije su kinetička energija vjetra, potencijalna energija plime i oseke, geotermička energija (toplinska energija Zemljine unutrašnjosti), Sunčeva energija (direktno korištenje), toplinska energija mora i nuklearna energija zasnovana na fuziji. Tablica 2.2 Nekonvencionalni oblici energije geotermička toplina mora toplinska
fuzija Sunčeva
vjetar
zračenje
kinetička
nuklearna
plima i oseka potencijalna
neobnovlji vi oblici obnovljivi oblici
Goriva Goriva su primarni oblici energije u kojima je energija pohranjena u kemijskom ili nuklearnom obliku. Oslobađanjem energije goriva povećava se unutarnja energija radne tvari koja se tada koristi za dobivanje rada ili toplinske energije. U sadašnjem su trenutku tehnološkog razvoja najvažnija konvencionalna goriva fosilna: ugljen, nafta i zemni plin, te od nuklearnih goriva uran. Korisni oblici energije
5.2
Transformacije energije teku do onih energetskih oblika koje korisnici trebaju, a to su: toplinska energija, mehanička energija, kemijska energija i energija svjetla. Od naročitog značaja su transformacije kojima se proizvodi električna energija. Zbog svojih dobrih osobina da se lako transformira u druge oblike energije (naročito je važna transformacija u mehanički rad i obrnuto, mehanički se rad s malim gubicima transformira u električnu energiju) i da se lako transportira na veće udaljenosti, električna energija je izuzetno značajna za gospodarski razvoj svake zemlje. Empirijski je utvrđeno da je potrošnja električne energije po glavi stanovnika jedan od parametara koji ukazuju na razvijenost nacionalnog gospodarstva i životni standard ljudi određene zemlje. GORIVA
3
Kruta goriva Najvažnije kruto gorivo je ugljen. Smatra se da je proces nastajanja ugljena započeo prije mnogo milijuna godina u močvarnim područjima kada je organska materija biljnog porijekla dospjela ispod površine vode. U nedostatku zraka prvo se počinje stvarati treset. Povećanjem tlaka i temperature (tektonske promjene, vulkanska aktivnost) proces pougljivanja tokom vremena napreduje uz smanjenje udjela vlage i lakoishlapljivih sastojaka. U zavisnosti od područja nastanka i geološke starosti ugljeni se mogu podijeliti u četiri osnovne grupe: ligniti, smeđi ugljeni, kameni ugljeni i antraciti. U tablici 3. dane su karakteristike prema kojima se mogu klasificirati ugljeni. Tablica 2.3 Klasifikacija ugljena
Lignit Smeđi ugljen Kameni ugljen Antracit
Voda
Ogrjevna vrijednost Hd
Ishlapivi sastojci
Ukupni ugljik
%
kJ/kg
%
%
35-75 10-40 3-10 <3
6700-19250 18850-26800 23900-35400 <35400
53-62 45-53 10-50 <10
60-67 67-77 77-92 >91
Osim ugljena koriste se još od krutih fosilnih goriva uljni škriljci čiji je glavni sastojak organska materija slična nafti. Organska je materija zarobljena u vapnenačkoj strukturi koja predstavlja balast, tako da je Ogrjevna vrijednost uljnih škriljaca znatno niža od naftne. Kao gorivo još se može koristiti otpadni materijal drvne industrije (piljevina, drvni otpaci) ili biomasa iz poljoprivrede. Tekuća goriva Osnova skoro svih tekućih goriva je sirova nafta. Vjeruje se da je sirova nafta nastala raspadanjem organskih tvari prvenstveno životinjskog, ali i biljnog porijekla koje su se istaložile na dnu plićih dijelova bivših mora i oceana. Sastoji se od različitih ugljikovodika s dodatkom nešto spojeva kisika, dušika i sumpora. U zavisnosti od vrste ugljikovodikovih spojeva razlikuje se nafta metanske, naftenske i aromatske osnove te njihove mješavine. Inicijalna rafinacija nafte provodi se frakcionom destilacijom pri čemu se na različitim temperaturama postepeno odvajaju prvo lakše pa zatim sve teže frakcije. Proizvod koji preostaje nakon procesa destilacije naziva se mazut. Mazut nastao destilacijom nafte s naftenskom osnovom služi u proizvodnji maziva, dok se ostali mazuti koriste uglavnom kao goriva u ložištima generatora pare. Mazuti imaju visoku donju ogrjevnu vrijednost koja se kreće oko 40000 kJ/kg. Zbog visoke vrijednosti koeficijenta viskoznosti mazuta, što se naročito odnosi na parafinske mazute, za transport do i raspršivanje u plamenicima moraju se zagrijavati na temperature od 60 do 130 °C. Nafta se pojavljuje u sedimentnim stijenama koje pripadaju mlađim geološkim razdobljima mezozoika i tercijara. Uz naftu se najčešće nalaze i nalazišta zemnog plina. Više od
4
Plinska goriva Zemni plin je najvažnije plinsko gorivo. On je smjesa lakih ugljikovodika, vode i drugih plinova. Sastav varira u zavisnosti od nalazišta u širokim granicama. Najveći je postotak metana (CH4) koji iznosi 50-100 %. Prema težim ugljikovodicima sastav obično može ići do heksana (C6H14). Pored plinovitih ugljikovodika u sastavu se najčešće nalaze i ugljikovodici koji su pod okolišnim uvjetima u tekućem stanju. Takvi sastojci se obično još u toku proizvodnje odvajaju kao plinski kondenzat. Ogrjevna vrijednost zemnog plina iznosi u zavisnosti od sastava 33-38 MJ/m3. U usporedbi s naftom korištenje zemnog plina je mlađeg datuma. Zbog lakoće korištenja zemnog plina iz ležišta plina (direktno se iz bušotine vodi na mjesto upotrebe) njegova proizvodnja se stalno povećava. Kasniji početak intenzivnijeg korištenje zemnog plina posljedica je problema koji su se pojavljivali s transportom i skladištenjem plina. Danas su međutim tehnički problemi velikim dijelom riješeni. Izgrađeni su plinovodi koji spajaju zemlje i kontinente te omogućuju transport plina na velike udaljenosti. S druge strane razvijena je tehnika ukapljivanja plina koja omogućuje morski transport velikih volumena. Osim zemnog plina često se kao gorivo koriste otpadni plinovi iz industrijskih pogona kao npr. koksni plin, i dr. 5.3
STATIKA IZGARANJA U gorivima se izgaranjem s kisikom oslobađa unutarnja kemijska energija koja se prenaša na molekule povećavajući njihovu kinetičku energiju. Time se povećava unutarnja energija radne tvari, a zbog toga i temperatura. Kisik se gorivu u pravilu dovodi sa zrakom u kojemu ga ima oko 21 % (volumni postotak). Izgaranje može biti potpuno i nepotpuno. Potpuno je izgaranje ono kod kojega svi gorivi sastojci u potpunosti izgore. U slučaju nedostatka kisika za izgaranje ili slabog miješanja goriva i zraka, proizvodi izgaranja mogu sadržavati još uvijek gorive tvari ili plinove. To je nepotpuno izgaranje koje je u pravilu nepoželjno jer predstavlja gubitak. Gorivo se sastoji od: gorive tvari, vode i pepela. Izgaranjem goriva tvar prelazi u plinovitu, voda u paru, a pepeo ostaje u krutom stanju. Uz gorivo je i kisik za početak procesa izgaranja potrebno osigurati i treći uvjet, a to je temperatura zapaljenja. Zanimljivo je da se proces oksidacije (spajanje s kisikom) javlja na svim temperaturama pri čemu se oslobađa toplina, ali je kod niskih temperatura proces oksidacije tako spor da se odvođenje topline lako ostvaruje. Kako se temperatura povisuje proces se oksidacije, a time i oslobađanje topline intenzivira s naročitim ubrzanjem na temperaturi zapaljenja. Proces izgaranja proučava se kroz dvije osnovne grane: Statika izgaranja – u obzir se uzimaju samo krajnji produkti nastali pri procesu izgaranja Dinamika izgaranja – bavi se fizičkim i kemijskim procesima koji se odvijaju tijekom izgaranja Mehanizam je izgaranja goriva vrlo složen i težak za proračun kada se žele pratiti sve faze procesa. Ako se zadovoljimo samo bilancom tvari i topline, što je za veliki dio praktičnih problema dovoljno, tada se proračun izgaranja bitno olakšava. Iz stehiometrijskih jednadžbi možemo na lak način izračunati količine zraka potrebnog za izgaranje kao i količine dimnih plinova koje pri izgaranju nastaju.
5
Jednadžbe izgaranja krutih i tekućih goriva Za proračun je izgaranja potrebno poznavati sastav goriva koji se dobiva elementarnom analizom. Za kruta se i tekuća goriva sastav po jedinici mase goriva (1 kg) prikazuje
c + h + s + o + n + w + a = 1.
(2.1)
Simboli redom predstavljaju: ugljik, vodik, sumpor, kisik, dušik, vlagu i pepeo. Gorivi sastojci su: ugljik, vodik i sumpor. Za potpuno izgaranje ugljika vrijedi
C + O2 = CO2 1kmol C + 1kmol O2 = 1kmol CO2
(2.2)
12 kg C + 22,4 m 3 O2 = 22,4 m 3 CO2
:12
1kg C + 1,867 m O2 = 1,867 m CO2 3
3
Za 1 kg ugljika da bi potpuno izgarao potrebno je dovesti 1,867 m3 kisika pri čemu će se dobiti 1,867 m3 ugljičnog dioksida. Jedinice za volumen odgovaraju normalnom stanju (1,013 bar i 0 °C) kao što će to biti slučaj u cijelom poglavlju. Zbog nedostatka kisika ugljik će barem djelomično izgarati u ugljični monoksid. C + 0,5O2 = CO 1kmol C + 0,5kmol O2 = 1kmol CO 12 kg C + 11,2 m 3 O2 = 22,4 m 3 CO
(2.3) :12
1kg C + 0,933m 3 O2 = 1,867 m 3 CO
Izgaranje vodika H 2 + 0,5O2 = H 2 O 1kmol H 2 + 0,5kmol O2 = 1kmol H 2 O 2kg H 2 + 11,2m 3O2 = 22,4m 3 H 2 O
(2.4)
:2
1kg H2 + 5,6m 3 O2 = 11,2 m 3 H2 O
Izgaranje sumpora S + O2 = SO2 1kmol S + 1kmol O2 = 1kmol SO2 32kg S + 22,4m 3O2 = 22,4m 3 SO2 1kg S + 0,7 m 3 O2 = 0,7 m 3 SO2
Isparavanje vlage iz goriva (nema izgaranja) 1kmol w → 1kmol H 2 O 18kg w → 22,4 m3 H 2 O 1kg w → 1,24 m 3 H 2 O
:18
(2.5) :32
6
Tablica 2.4 Stehiometrijske vrijednosti izgaranja (kruta i tekuća goriva) Izgaranje
Potrebni kisik
Proizvodi izgaranja
1 kg
m3
m3
c
1,867
1,867
CO2
c
0,933
1,867
CO
h
5,6
11,2
H2O
s
0,7
0,7
SO2
Jednadžbe izgaranja plinskih goriva
Plinskim je gorivima sastav zadan u volumnim udjelima.
CO + H 2 + H 2 S + ΣCm H n + CO2 + N 2 + O2 = 1
(2.6)
Sagorljivi sastojci su: CO, H 2 , H 2 S i ΣCm H n . Jednadžba izgaranja CO: CO + 0,5O2 = CO2
(2.7)
Budući da je 1kmol = 22,4 m 3 (kod normalnih uvjeta), to za 1m3 ugljičnog monoksida treba dovesti 0,5 m3 kisika i izgaranjem će nastati 1m3 ugljičnog dioksida. Vrijednosti za kisik i proizvode izgaranja različitih gorivih plinova dane su u sljedećoj tablici. Tablica 2.5 Stehiometrijske vrijednosti izgaranja (plinska goriva) Izgaranje
Potreba kisika
1 m3
m3
m3
CO
0,5
1
CO2
H2
0,5
1
H2O
H2S
1,5
1
SO2
1
H2O
CH4
2
1
CO2
2
H2O
CmHn
m+
m
CO2
n 2
H2O
n 4
Proizvodi izgaranja m3
Količina zraka za izgaranje
Da bismo izračunali potrebni volumen zraka za izgaranje prvo je potrebno, prema tablicama 2.4 i 2.5, a poznajući sastav odgovarajuće vrste goriva, izračunati potrebni teoretski volumen kisika. Teoretski volumen kisika je ujedno i minimalni, jer još manje dovođenje kisika znači nepotpuno izgaranje i nepotrebne gubitke. Tako je za kruto i tekuće gorivo minimalni volumen kisika za 1 kg goriva: VO2 min = 1,867 ⋅ c + 5,6 ⋅ h + 0,7 ⋅ s − 0,7 ⋅ o
m 3 / kg B
(2.8)
gdje indeks B označava gorivo. Za plinsko gorivo minimalni volumen kisika iznosi:
7
n VO2 min = 0,5CO B + 0,5H 2B + 1,5H 2 S B + Σ m + Cm H nB − O2 4
m3 / m3 B
(2.9)
Budući da kisika u zraku ima oko 21 %, tada je minimalni volumen zraka V L min =
VO2 min
(2.10)
0,21
U stvarnosti nije realno za očekivati da svaka čestica goriva dođe u kontakt s odgovarajućom česticom kisika (miješanje goriva i zraka nije idealno). Zbog toga je potrebno u pravilu dovoditi veću količinu zraka od teoretski potrebne. Omjer dovedenog i teoretski potrebnog zraka naziva se koeficijent pretička (viška) zraka.
λ=
VL V L min
(2.11)
Vrijednost koeficijenta pretička zraka ovisi o vrsti goriva, plameniku i ložištu u kojemu se vrši izgaranje. Aproksimativne vrijednosti za različita goriva iznose:
λ = 1,01 - 1,1
plinska goriva
λ = 1,03 - 1,2
tekuća goriva
λ = 1,15 - 1,3
ugljena prašina
λ = 1,3 - 1,5
ugljen na rešetki
Količina dimnih plinova
Ukupni volumen dimnih plinova VG čini suma volumena pojedinačnih plinova. VG = VCO2 + VSO2 + VCO + V H2 + ΣVCm Hn + V N 2 + VO2 + VH2O
(2.12)
U izraz za volumen dimnih plinova ulaze količine potpunog izgaranja (CO2, SO2, H2O) i nepotpunog izgaranja (CO, H2, CmHn) kao i višak zraka (O2, N2). U pravilu će količine dimnih plinova koje nastaju zbog nepotpunog izgaranja biti zanemarivo male. Nedijeleći pretičak zraka na kisik i dušik možemo pisati VG = VRO2 + V N 2 min + VH2 O + ( λ − 1)V L min
(2.13)
V RO2 = VCO2 + VSO2
(2.14)
Često se nastali dimni plinovi dijele na suhe i vlažne, pa možemo pisati VG = VGsuhi + VH2 O
(2.15)
Volumeni pojedinačnih plinova u slučaju krutih i tekućih goriva u m 3 kg B : V RO2 = 1,867c + 0,7 s
(2.16)
V N 2 min = 0,79V L min + 0,8n
(2.17)
V H2O = 11,2h + 1,24 w
(2.18)
Za plinsko gorivo se na sličan način mogu izračunati pojedinačni proizvodi izgaranja u m3 / m3 B :
8
V RO2 = CO B + ΣmCm H nB
(2.19)
V N 2 min = 0,79V L min + N 2B
(2.20)
n V H2 O = H 2B + H 2 S B + Σ Cm H nB 2
(2.21)
Gornja i donja ogrjevna moć
Ogrjevna je moć goriva količina topline koja se oslobađa izgaranjem jedinice mase goriva. Goriva u pravilu sadrže (pored ostaloga) vodik i vlagu, a vlaga se dovodi i zrakom za izgaranje (cca 13 gr/m3). Vlagu iz zraka zbog jednostavnosti proračuna nismo uzeli u obzir u jednadžbama (2.18 i 2.21). Na taj se način nakon izgaranja u dimnim plinovima pojavljuje vodena para koja u sebi sadrži latentnu toplinu isparavanja. Ako dimne plinove ohladimo ispod temperature zasićenje (100 °C za okolišni tlak zraka), doći će do kondenzacije vlage koju sadrže pri čemu će se osloboditi toplina isparavanja vode. Na taj će način toplina oslobođena izgaranjem biti veća. To je gornja ogrjevna moć goriva Hg. U većini tehničkih postrojenja dimni plinovi se ne hlade ispod temperature zasićenja, tako da će toplina oslobođena izgaranjem 1 kg goriva odgovarati donjoj ogrjevnoj moći goriva Hd. Veza između jedne i druge ogrjevne moći dana je izrazom: H g = H d + w ′ ⋅ r0
(2.22)
gdje je w ′ količina vodene pare u kg koja izgaranjem prelazi u dimne plinove, a r0 u kJ/kg toplina isparavanja za 1 kg vode od 0 °C. Tablica 2.6. Ogrjevne moći tehničkih plinova Plin
Molekularna masa
Ogrjevna moć
m
Hg
Hd
kg/kmol
kJ/m3
kJ/m3
Ugljični monoksid
CO
28,01
12.640
12.640
Vodik
H2
2,016
12.770
10.760
Metan
CH4
16,04
39.750
35.730
Acetilen
C2H2
26,04
58.030
56.020
Etilen
C2H4
28,05
63.000
58.980
Etan
C2H6
30,07
69.650
63.620
Propan
C3H8
44,09
99.130
91.090
Butan
C4H10
58,12
128.530
118.480
Glavni je sastojak svih goriva ugljik. Ogrjevna moć ugljika iznosi: H g = H d = 33.910
kJ/kgB
9
Ogrjevna se moć goriva može približno izračunati pomoću ogrjevnih moći njegovih sastavnih dijelova: n
H d = r1 H d 1 + r2 H d 2 +K+ rn H dn = Σ (ri H di ) i =1
gdje ri označava udio pojedinog sastavnog dijela u gorivu. Ako se radi o plinskom gorivu, ri označava volumne udjele pojedinih plinova u gorivu. Pomoću tablice 2.6, tada se može izračunati ogrjevna moć plinskog goriva. Za kruta je i tekuća goriva na isti način: o H d = 33.900c + 117.000 h + + 10.500s − 2.500w 8
kJ/kgB
(2.23)
Teoretska temperatura izgaranja
Ako pretpostavimo da imamo adjabatsko ložište u kojemu izgara gorivo sa zrakom, dimni će plinovi koji nastaju preuzeti svu oslobođenu toplinu izgaranja, odnosno toplinu koja se dovodi u ložište. Toplina se u ložište može dovesti kao kemijska energija goriva, ali i kao osjetna toplina (unutarnja energija) goriva i zraka. Gorivo se često zagrijava zbog sušenja (ugljen) ili zbog boljeg raspršivanja (mazut). Zrak se zagrijava zbog ubrzanja procesa izgaranja i zbog povećanja stupnja iskoristivosti generatora pare. U adijabatskom će ložištu dimni plinovi dosegnuti teoretsku temperaturu izgaranja. Kod realnih tehničkih ložišta istovremeno s procesom izgaranja teče proces hlađenja dimnih plinova, jer je to upravo i svrha, da se toplina izgaranja prenese na radni medij. Zbog toga je stvarna temperatura dimnih plinova osjetno niža od teoretske temperature. Da bismo izračunali teoretsku temperaturu tGteor potrebno je izračunati prvo teoretsku entalpiju dimnih plinova IGteor koja se izražava u kJ/kgB ili kJ / m 3B , u zavisnosti od toga da li se radi o krutom i tekućem ili o plinskom gorivu I Gteor = ηloz H d + V L h L + hB
kJ/kgB ( kJ / m 3B )
(2.24)
gdje je ηlož stupanj iskoristivosti ložišta, a hL i hB entalpije zraka i goriva. Za prikazivanje procesa izgaranja u ložištu naročito je pogodan It- dijagram, gdje je I entalpija dimnih plinova u kJ/kgB ( kJ / m 3B ), a t je Celsiusova temperatura dimnih plinova. U knjigama se i tablicama mogu naći vrijednosti za entalpije pojedinih dimnih plinova h (kJ/m3), tako da je sumarna entalpija dimnih plinova: I G = V RO2 hCO2 + V N 2 min h N 2 + VH2 O hH2 O + ( λ − 1)V L min hL
kJ/kgB
(2.25)
Kada pomoću izraza (2.25) za različite temperature nacrtamo It-dijagram, lako je uvrštavanjem vrijednosti IGteor očitati teoretsku temperaturu. Ili za neku drugu entalpiju odgovarajuću temperaturu i obrnuto. It-dijagram je vrlo upotrebljivo sredstvo kod proračuna površina za izmjenu topline kod generatora pare. Procesi izgaranja su izrazito nepovrativi procesi jer je proizvode izgaranja nemoguće vratiti u prvobitno stanje.
10
35000
entalpija, kJ/kgB
30000 25000 20000 15000 10000 5000 0 0
500
1000
1500
2000
o
temperatura, C
Sl. 2.1 It-dijagram za dimne plinove Kontrola procesa izgaranja
Koeficijent pretička zraka u ložištu treba održavati u optimalnim granicama. Kada je premalo zraka, dolazi do nepotpunog izgaranja što izaziva nepotrebne toplinske gubitke. Ako je zraka previše, povećava se masa dimnih plinova što s jedne strane izaziva gubitak zbog sniženja temperature izgaranja, a s druge strane izaziva toplinski gubitak na izlazu upravo zbog povećane mase. Mjerenjem sastava dimnih plinova moguće je odrediti gubitke nepotpunog izgaranja i vrijednost koeficijenta pretička zraka. Određivanje λ mjerenjem CO2 rCO2 =
VCO2
(2.26) VGsuhi Volumni je udio CO2 jednak omjeru njegovog volumena i ukupnog volumena suhih dimnih plinova. Ovdje se koriste suhi dimni plinovi zato što se prilikom mjerenja vlaga iz plinova kondenzira, pa je moguće odrediti sastav samo suhih plinova. Maksimalni se udio CO2 postiže kod stehiometrijskog izgaranja (λ = 1) zato što je tada volumen suhih plinova minimalan. rCO2 max =
VCO2
(2.27)
(VGsuhi ) min
Ako ove dvije jednadžbe podijelimo, dobit ćemo rCO2 VGsuhi = rCO2 max (VGsuhi ) λ =1
[
(2.28)
]
rCO2 (VGsuhi ) min + ( λ − 1)V L min = rCO2 max (VGsuhi ) min
(2.29)
Sada možemo izraziti koeficijent pretička zraka
λ = 1+
(VGsuhi ) min V L min
rCO2 max − 1 rCO2
(2.30)
11
Uz pretpostavku da su minimalni volumeni suhih plinova i zraka približno jednaki, dobiva se rCO max λ= 2 (2.31) rCO2 Određivanje λ mjerenjem O2
λ=
VO2 VL = V L min VO2 − VO2 λ
(2.32)
gdje je VO2 λ volumen kisika u pretičku zraka. VN2
U zraku:
VO2
U dimn. plinovima:
VN2 VO2
= =
79 21
rN 2 rO2
→ V N 2 = VO2
79 21
→ VO2 = VO2 λ = V N 2
(2.33)
rO2 rN 2
(2.34)
Uvrštavanjem u jednadžbu (2.32) za λ dobivamo
λ=
21 21 − 79
rO2
(2.35)
rN 2
Ako pretpostavimo da je približan udio dušika u dimnim plinovima kao i u zraku 79 %, tada je koeficijent pretička zraka
λ=
5.4
21 21 − rO2
(2.36)
DINAMIKA IZGARANJA
Proces izgaranja je proces izmjene tvari i topline, kod kojega se izmjenjuju atomi u pojedinim molekulama tako da nestaju početne molekule pojedinih komponenata u procesu izgaranja, stvaraju se nove, ali broj atoma u procesu ostaje nepromjenjen. Nezavisno od načina izgaranja, ukupno se vrijeme izgaranja bilo kojeg goriva τi sastoji od vremena neophodnog za dovod kisika gorivu (stvaranje smjese) τs, vremena potrebnog za zagrijavanje komponenata izgaranja τn i vremena potrebnog za odvijanje kemijske reakcije τk.
τ i = τ s +τ n +τ k Vrijeme u kojemu se odvija stvaranje smjese i zagrijavanje, naziva se fizički stadij procesa τ f = τ s + τ n , dok se vrijeme u kojemu se odvija reakcija izgaranja naziva kemijski stadij, tako da možemo pisati:
τ i = τ f +τ k Ako je τk >> τf, proces izgaranja se naziva kinetički proces jer se ukupno vrijeme izgaranja određuje brzinom kemijskog procesa. Za kinetički proces (kinetičko područje) vrijedi
12
τi ≈τk Pri τf >> τk tj. kada je vrijeme potrebno za transport kisika prema gorivu mnogo veće od vremena u kojemu se odvija kemijska reakcija, kažemo da se proces odvija u difuzijskom području, pri čemu vrijedi:
τi ≈τ f Ako je vrijeme potrebno za kemijsku reakciju približno jednako vremenu koje je potrebno za odvijanje fizičkog stadija procesa, tada kažemo da se proces izgaranja nalazi u međupodručju.
τi ≈τ f ≈τk Pri izgaranju plinskog goriva fizički stadij procesa τf predstavlja vrijeme stvaranja gorive smjese i njeno zagrijavanje do temperature samozapaljenja. Miješanje zraka i plina (stvaranje gorive smjese) je olakšano činjenicom što su obje komponente koje čine smjesu plinovi. Intenzivno miješanje dovodi do brzog zagrijavanja smjese do točke samozapaljenja. Osim toga veoma se često proces zagrijavanja odvija paralelno sa stvaranjem smjese i ne zahtijeva posebno vrijeme. U zavisnosti od načina stvaranja gorive smjese, proces izgaranja plinskog goriva se može odvijati u kinetičkom, difuzijskom ili međupodručju. Pri izgaranju tekućeg goriva fizički stadij čine procesi prethodnog raspršivanja tekućeg goriva u sitne kapljice, njegovo zagrijavanje i isparavanje te stavaranje gorive smjese. Treba naglasiti da gorivu smjesu čine kisik i pare tekućeg goriva, jer kapljice dok ne ispare ne mogu izgarati. Proces izgaranja tekućeg goriva može se odvijati u sva tri područja: kinetičkom, difuzijskom ili međupodručju. Proces izgaranja krutog goriva sastoji se od niza uzastopnih etapa. U prvoj etapi dolazi do toplinske pripreme goriva koja obuhvaća sušenje i izdvajanje lako hlapljivih komponenata (volatila). Na ovaj se način dobivaju plinovi i koksni ostatak koji izgaraju u prisutnosti kisika stvarajući dimne plinove i kruti nesagorivi ostatak. Mjerenja pokazuju da je najdulji proces izgaranja koksa (ugljika) koji predstavlja osnovnu sagorljivu tvar bilo kojeg krutog goriva. Npr. u antracitu ugljik sudjeluje u sagorljivoj tvari s udjelom 93-95 %. Pri ostarivanju procesa izgaranja u ložištu nastoji se omogućiti maksimalni mogući konatkt između goriva i zraka da bi se ostvarilo što potpunije izgaranje. Na smjer i intenzitet reakcije pri izgaranju značajan utjecaj imaju fizički faktori – temperatura i tlak te aerodinamički – brzina dovođenja kisika i brzina odvođenja proizvoda izgaranja od površine na kojoj se odvija reakcija. Za razliku od izgaranja plinskog goriva (homogeni proces), izgaranje krutog goriva predstavlja heterogeni proces – gorivo i kisik se nalaze u različitim agregatnim stanjima. Brzina kemijske reakcije
Brzina kemijske reakcije općenito zavisi od kemijske prirode goriva i koncentracije reagirajuće tvari te fizičkih faktora – temperature i tlaka. Većina procesa u ložištu odvija se pri atmosferskom tlaku (pretlak ili potlak koji ostvaruje ventilator za zrak i dimne plinove mjeri se u milimetrima vodenog stupca pa je otklon od atmosferskog tlaka zanemariv), tako da je od fizičkih faktora najvažnija temperatura.
13
Pri relativno niskim temperaturama, brzina reakcije je manja od brzine difuzije u blizini međupovršine. To znači da kisika ima dovoljno, tako da način njegovog dovođenja do međupovršine nema značenje. Gradijent kisika je u blizini međupovršine mali, a kocentracija približno jednaka onoj okolnoj. Pri ovakvim uvjetima brzina izgaranja je određena kinetikom kemijske reakcije. kinetičko područje
Brzina izgaranja
difuzijsko područje
Temperatura
Slika Ovisnost brzine izgaranja o temperaturi S povećanjem temperature, brzina izgaranja raste u eksponencijalnoj zavisnosti prema zakonu Arrheniusa. w = k ⋅ c Bn ⋅ cOm2
k = k0 ⋅ e
−
E R⋅T
Pri čemu su:
k k0 cB cO2 E R T
konstanta brzine reakcije koja predstavlja broj aktivnih sudara molekula, tj. sudara koji dovode do reakcije ili spajanja u druge molekule u volumenu od 1 dm3 u jednoj sekundi pri koncentraciji od 1kmol/m3 konstanta koja znači najveći mogući broj sudara molekula koje se nalaze u kemijskoj reakciji u volumenu od 1 dm3 u jednoj sekundi pri 273 K. koncentracija goriva koncentracija kisika energija aktivacije plinska konstanta temperatura
Povećanje brzine izgaranja raste s porastom temperature sve dotle dok brzina reakcije ne postane približno jednaka brzini dovođenja kisika do površine reakcije. Pri daljem povećanju temperature, brzina kemijske reakcije postaje tolika da proces izgaranja biva ograničen brzinom dovođenja kisika. Sav dovedeni kisik odmah ulazi u kemijsku reakciju s gorivom tako da je na površini reakcije njegova koncentracija približno jednaka nuli. U ovom je slučaju brzina izgaranja ograničena uvjetima dovođenja kisika tj. hidrodinamskim
14
faktorima – relativnom brzinom strujanja i veličinom čestica. Proces izgaranja se nalazi u difuznom području. Kao što je pokazano, kinetičko i difuzijsko područje izgaranja u čistom obliku pojavljuju se samo pri određenim uvjetima. Između njih se nalazi međupodručje u kojemu su brzina kemijske reakcije i brzina dovođenja kisika međusobno usporedive. Za većinu industrijskih ložišta proces izgaranja krutog goriva karakteriziraju uvjeti koji odgovaraju međupodručju. U slučaju heterogenog izgaranja količina kisika koja reagira na površini izgaranja jednaka je difuzijskom toku u pravcu te površine. Brzina izgaranja wi se može izraziti preko brzine kemijske reakcije i preko difuzijskog toka reagirajućeg plina (kisika).
wi = k ⋅ c p = α dif ⋅ (c − c p ) cp c
α dif
koncentracija kisika na površini reakcije, koncentracija kisika daleko od površine reakcije, koeficijent prijenosa mase.
Analogno prijenosu topline, koeficijent prijenosa mase je vezan bezdimenzionalnim odnosom α dif ⋅ d Nu dif = D Nudif Nusseltov broj za difuzijski tok, d veličina čestice, D konstanta difuzije. Koeficijent prijenosa mase mijenja se skoro proporcionalno s brzinom strujanja i obrnuto proporcionalno (ali s manjim intenzitetom) s veličinom čestice. w α dif ≈ n d Iz jednadžbi za brzinu izgaranja može se izraziti ukupni koeficijent brzine izgaranja.
wi = k ⋅ c p
wi = α dif ⋅ (c − c p ) 1 = cp k 1 wi ⋅ = c − cp
wi ⋅
+
α dif
wi =
ku =
1 1 1 + k α dif 1 1 1 + k α dif
⋅c
ukupni koeficijent brzine izgaranja (uzima u obzir kemijske i fizičke uvjete izgaranja)
15
1 1 i predstavljaju, uslovno rečeno, kemijski i fizikalni otpor procesu izgaranja. k α dif 1 1 proces izgaranja se odvija u kinetičkom području k u = k . Kada je 〉〉 k α dif Veličine
Kada je
1
α dif
〉〉
1 proces izgaranja se odvija u difuzijskom području k u = α dif . k
1
6.
IZGARANJE KRUTOG GORIVA
Fizikalni uvjeti izgaranja: Za vrijeme izgaranja u ložištu generatora pare gorivo prolazi kroz pet faza: 1. zagrijavanje i sušenje, 2. isplinjavanje lakih plinovitih sastojaka, 3. paljenje na temperaturi 300-550 ºC, 4. rasplinjavanje koksa, 5. izgaranje čvrstog ugljika. Kad gorivo sadrži visoki postotak vlage, za sušenje je potreban velik volumen ložišta. Sušenje se obavlja ili prije unošenja u ložište (ugrijanim zrakom ili plinovima izgaranja iz generatora pare) ili u generatoru pare zračenjem topline u ložištu. Nakon sušenja provodi se isplinjavanje pri čemu se djelovanjem topline lako hlapivi ugljikovodici prevode u plinovito stanje (volatilizacija). Za isplinjavanje nije potreban kisik. Paljenje goriva se ostvaruje na to nižoj temperaturi što je veći sadržaj isplinjenih sastojaka. U fazi rasplinjavanja se zbog lokalno nedovoljne koncentracije kisika povećava udio gorivih plinova (prvenstveno CO i H2). Na kraju slijedi izgaranje koksa, što je najsporiji dio procesa. U ložištu generatora pare čvrsto gorivo može izgarati na dva načina: - u sloju na rešetki, - ili raspršeno u prostoru (ugljena prašina). 6.1
IZGARANJE KRUTOG GORIVA U SLOJU
Početak upotrebe izgaranja u sloju javlja se s prvim generatorom pare kojega je 1769.god. konstruirao engleski inženjer J.Wat (1736-1819). Od tada se kao gorivo najviše upotrebljavao ugljen s ručnim loženjem na nepomičnoj rešetki. Sve su to uglavnom bili generatori pare s velikim sadržajem vode, a proizvodili su paru do 1,5 MPa tlaka i do 250°C temperature. U razdoblju 1900-1925. najviše se koristilo čvrsto gorivo koje je izgaralo u sloju na mehanički pokretanoj rešetki. Tada su generatori pare proizvodili paru tlaka do 4 MPa i temperature pregrijanja do 450 C. Od 1925-1950. uvedeno je osim izgaranja čvrstih goriva u sloju, i izgaranje ugljene prašine u prostoru, što je smanjilo volumensko opterećenje ložišta i skoro u potpunosti istisnulo izgaranje u sloju odnosno upotrebu rešetke.
ws
zrak
Pri izgaranju u nepokretnom sloju gorivo slobodno leži na rešetki i propuhuje se zrakom. Brzina strujanja zraka i nastalih dimnih plinova kroz sloj je takva da ne narušava strukturu sloja. Za ispunjenje ovog uvjeta neophodno je da težina čestica goriva bude veća od sile dinamičkog tlaka nastrujavanja zraka i dimnih plinova na česticu. Aerodinamička karakteristika nepokretnog sloja je dana sljedećom nejednadžbom: Gčestica 〉 c f ⋅ Ačestica ⋅ ρ G ⋅
ws 2
2
cf
težina čestice goriva, koeficijent otpora čestice,
Ačestica
površina presjeka čestice,
ρG
gustoća plinske smjese, brzina plinske smjese.
Gčestica
ws
Radi smanjenja propada kroz rešetku i smanjenja gubitaka u letu, neophodno je koristiti veću granulaciju čestica. S druge strane nastoji se smanjiti veličinu čestica goriva zbog veće površine za odvijanje reakcije što rezultira povećanjem brzine izgaranja. U praksi se koriste ložišta za izgaranje u nepokretnom sloju kod kojih je veličina čestica 20-30 mm. Pri izgaranju u sloju količina goriva iznosi 700-1000 kg/m3. Zbog relativno velikih čestica proces se izgaranja u sloju odvija u difuznom području, u kojemu se ukupna brzina izgaranja određuje brzinom dovođenja oksidanta do površine goriva. Na slici 1. se nalaze rezultati ispitivanja izgaranja kamenog ugljena na ravnoj pomičnoj rešetki koje je proveo H.Werkmeister 1931.g. Prema Werkmeister-ovim se ispitivanjima tok izgaranja može podjeliti na pet karakterističnih vremenskih intervala:
Prvi interval (1) Drugi interval (2) Treći interval (3) Četvrti interval (4) Peti interval (5)
neposredno nakon paljenja goriva postoji pretičak zraka (kisika). Gorivo se pali zračenjem topline od volumena plamena i dimnih plinova u ložištu i od oziđa ložišta, ali površina goriva nije potpuno obuhvaćena plamenom. nestaje pretičak zraka, gornji slojevi potpuno se isplinjuju, a zbog izgaranja goriva smanjuje se otpor strujanja zraka kroz sloj goriva na rešetki. rasplinjuje se ostatak čestica goriva, a udio ugljik-dioksida u dimnim plinovima naglo se povećava. ostatak goriva u krutim česticama potpuno se isplinio te izgara kao koks s plavičastim plamenom, udio ugljik-dioksida u dimnim plinovima pada, a pošto je dovod zraka veći od potrebnog teoretskog, nastaje pretičak zraka konačno dogorijevanje goriva uz daljnje smanjenje ugljika i smanjenje dovoda zraka.
3
Slika 1. Rezultati Werkmeisterovih ispitivanja kamenog ugljena Hd = 27.2 MJ/kg, udio plinovitih sastojaka vpl,s= 0.20-0.30 kg/kg, udio pepela a= 0.12 kg/kg, udio vode w = 0.6 kg/kg U novije se vrijeme zbog velikog korištenja i primjene izgaranja goriva u prostoru malo radi na istraživanju procesa izgaranja u sloju tako da se rezultati Werkmeister-ovih ispitivanja još i danas koriste kao osnovni podaci o uvjetima izgaranja u sloju. Uz određene korekcije ovi rezultati vrijede i za goriva drugačijih karakteristika na kosim ili stepenastim rešetkama, s različitim toplinskim vrijednostima. Tablica 1. Temperatura paljenja krutog goriva Kruto gorivo
drvo treset lignit smeđi ugljen kameni ugljen s velikim postotkom plinovitih sastojaka kameni ugljen s malim postotkom plinovitih sastojaka antracit koks
Temperatura paljenja, °C 220 – 300 225 – 280 200 – 240 200 – 230 210 – 250 260 – 340 480 420 – 560
4
Proces izgaranja počinje kada se gorivu dovede toliko topline da se ono zapali. Temperatura paljenja nije jednaka za sve vrste ugljena jer ni ugljen nije materija jednolika sastava i jednakih svojstava (tablica 1.) Ugljeni koji sadrže više od ∼ 20% vlage teško se pale na ravnim rešetkama, jer toplina zagrijavanja goriva koja se dovodi zračenjem ložišta na sloj goriva prodire kroz njega vrlo polagano, odnosno troši se na isparavanje vlage u gorivu. Gorivo na stepenastim i kosim rešetkama prevrće se i lakše pali jer toplina bolje prodire do čestica goriva. Prema Marcardu pojedini udjeli isplinjena i rasplinjena goriva imaju sljedeće temperature paljenja: tp=250 – 400 °C →visoko molekularni ugljikovodici tp=580 – 750 °C → plinovi H2, CO, CH4, CxHy Na paljenje i izgaranje goriva utjeću pravilna izvedba ložišta i njegovih svodova, a znatan utjecaj na vrijeme paljenja i izgaranja ima veličina zrna goriva (ugljena), odnosno asortiman goriva. Prema ispitivanjima R.Schulzea, H.Janissena te drugih autora, izrađen je pregled odnosa veličine zrna, početka paljenja ugljena, svršetka paljenja i sadržaja CO2 u dimnim plinovima. Iz tog pregleda proizlazi da asortiman goriva 0-5 mm stvara vrlo loše uvjete izgaranja u sloju, dok su kod većih asortimana goriva uvjeti bolji.
Gubici goriva kod izgaranja u sloju a) propad kroz rešetku – g m, propad Ti gubici nastaju uslijed propada čestica goriva kroz raspore između štapova rešetke. Taj je gubitak različit za različite vrste rešetke. Znatan utjecaj na veličinu ovog gubitka ima subjektivan čimbenik loženja i to napose kod rešetki s ručnim loženjem. b) neizgoreno u trosci - g m,troska Gubitak prouzročen time što se određena količina čestica goriva zapeče u trosci i neizgorena, biva odvedena iz ložišta. Gubitak je razmjeran s: - toplinskim opterećenjem rešetke qR, - sadržajem pepela, - sitnoćom zrna ugljena, - sadržajem vlage u gorivu. c) leteći koks – g m,let Gubitak je letećeg koksa posljedica činjenice da jedan dio gorive materije prijeđe iz ložišta u područje konvektivnih površina gdje više nema izgaranja te neizgoren izađe iz generatora pare. Gubitak je razmjeran s: - toplinskim opterećenjem rešetke, - toplinskim opterećenjem ložišnog prostora, - količinom prašine u gorivu. Ovaj gubitak ovisi o načinu loženja i o vrsti rešetke.
5
Ložišta za izgaranje u krutom sloju Generatori pare s ložištem kod kojega gorivo izgara u sloju imaju maksimalni učinak ograničen na 100 t/h, ali im je minimalni učinak praktički neograničen odnosno mogu raditi i u praznom hodu. Zadatak ložišta za izgaranje u krutom sloju kao i ostalih ložišta je da omoguće pretvaranje kemijske energije goriva u toplinsku energiju produkata izgaranja. Osnovni zadaci svakog kotlovskog ložišta su: 1 – potpunost izgaranja goriva 2 – što manji pretičak zraka 3 – sigurnost u eksploataciji 4 – prikladnost za posluživanje 5 – optimalno hlađenje ložišta Prema smjeru dovođenja goriva i zraka na rešetku razlikuje se pet različitih načina (shema): a) suprotan - gorivo se dovodi s gornje strane, a zrak s donje strane b) horizontalan ukrižen - gorivo se dovodi sa strane, a zrak s donje strane c) vertikalan ukrižen - gorivo se dovodi s gornje strane, a zrak sa strane d) paralelan - gorivo i zrak se dovode s donje strane e) obrnuto paralelan - gorivo i zrak se dovode s gornje strane
Slika 2.Sheme dovođenja goriva i zraka na rešetku Izgaranjem goriva u sloju odnosno na rešetki samo se dio kemijske energije goriva pretvara u osjetnu toplinu dimnih plinova u samom sloju goriva, dok se drugi dio pretvara tek u prostoru ložišta. Na temelju toga izvedene su osnovne veličine za dimenzioniranje rešetke,a to su : - stvarno toplinsko opterećenje rešetke:
qR =
B ⋅ Hd ⋅ϕ R R
[kW m ] 2
- stvarno toplinsko opterećenje volumena ložišta (Vl)
qL =
B ⋅ Hd ⋅ϕl Vl
[kW m ] 3
6
ϕR , ϕl ⇒ udjeli toplina oslobođenih u sloju (na rešetki) i u prostoru ložišta. ϕR + ϕL = 1 Vrijednost ϕR je ≤ 1, s time da gornja granica vrijednosti ϕR=1 nastaje kada sav ugljik u gorivu izgori u CO2 na samoj rešetki, dok donja granična vrijednost nastaje kad sav ugljik izgori na rešetki samo u CO. Toplinska opterećenja volumena ložišta kod izgaranja u sloju (rešetke) iznose:
qL= 116 – 420 kW/m3 Tablica 2. Toplinska opterećenja rešetke Toplinsko opterećenje, qR (kW/m2)
Vrsta rešetke (goriva) Kameni ugljen: - pomične ravne rešetke s prirodnim propuhom
907-1400
- pomične ravne rešetke s umjetnim propuhom
1150-2090
Smeđi ugljen i lignit - stepenasta i kosa rešetka s prirodnim propuhom
470-1220
- stepenasta i kosa rešetka s umjetnim propuhom
760-1860
LOŽIŠTA ZA IZGARANJE U KRUTOM SLOJU
1. LOŽIŠTA S NEPOMIČNOM REŠETKOM
- ravne rešetke - kose rešetke
2. LOŽIŠTA S POMIČNOM REŠETKOM
- ravne rešetke - kose-stepenaste rešetke
1. Ložišta sa nepomičnom rešetkom 1.1. Ravna nepomična rešetka Ravna nepomična rešetka je najjednostavnija rešetka, a sastoji se od nepomičnih šipki (rešetnica) između kojih su uži ili širi razmaci za dovod zraka.Nabacivanje goriva na rešetku se obavlja ručno.Ovakova ložišta danas imaju samo parni kotlovi malih učinaka (kotlovi centralnih grijanja malih zgrada).
7
Slika 4. Ravna nepomična rešetka Karakteristične veličine nepomičnih rešetki ograničene su mogućnošću ručnog nabacivanja goriva, a za najveće rešetke iznose: - dužina rešetke L= 2000 – 3000 mm - širina rešetke b= 1000 mm Toplinsko opterećenje nepomičnih rešetki iznosi: qR= 470 – 990 kW/m2 Toplinsko opterećenje volumena ložišta iznosi: qL= 140 – 410 kW/m3 Brzina strujanja zraka za izgaranje goriva uzima se iskustveno i iznosi: - za prirodni dovod zraka wL= 1.0 – 1.8 m/s wL= 3.0 – 6.0 m/s - za prisilni dovod zraka Gorivo se na ravnoj rešetki uslijed djelovanja gravitacije i smanjenja volumena izgorjelog sloja pomiče prema dolje.
1,4 1,2 Visina, dm
1
svježe gorivo koks
0,8 0,6 0,4 0,2
pepeo
0 0
500
1000
1500
2000
Tem peratura, oC
Slika 5. Shematski prikaz nepokretnog sloja Na vrhu sloja nalazi se svježe nabačeni ugljen koji se suši i zagrijava (1). U zoni ispod njega dolazi do izdvajanja volatila i paljenja sloja (2). U sljedećoj zoni (3) imamo izgaranje koksa tj. goriva iz kojeg su se izdvojili volatili (isparljive i sagorljive materije). Izgaranjem koksa u ovom sloju oslobađa se najveća količina topline pa se zrak i produkti izgaranja zagrijavaju do
8
visokih temperatura. Ova je zona bogata pepelom pa može doći do njenog zapaljenja i stvaranja troske. Nastala troska može znatno onemogućiti dovod zraka u sloj i odvijanje procesa izgaranja u tom sloju. U četvrtoj zoni (4) nalazi se troska koja se hladi zrakom i štiti elemente rešetke od velikih toplinskih opterećenja. Tako zrak, koji se dovodi ispod rešetke, ujedno i hladi samu rešetku. Ako se promatra protok zraka kroz rešetku u zavisnosti od vremena između dva nabacivanja svježeg goriva dobiju se tri karakteristične linije.
Slika 6. Smanjenja goriva na rešetki.
Linija (1) u dijagramu prikazuje protok zraka koji bi se trebao dovoditi u sloj da bi se postiglo potpuno izgaranje (idealni slučaj). Kod idealnog dovođenja, na početku procesa trebalo bi dovoditi više zraka zbog izgaranja volatila, dok bi na kraju perioda, pri izgaranju koksa, dovod trebalo smanjiti. Stvarno dovođenje zraka (linija 3) se međutim tijekom promatranog intervala povećava što je posljedica smanjenog otpora sve tanjeg sloja goriva. Količina zraka koja se stvarno koristi za izgaranje (linija 2) je na početku nešto manja od teorijski potrebne i tijekom vremena se smanjuje zbog smanjene mase goriva u sloju.
Prema tome na početku intervala, izgaranje će biti nepotpuno pa će i gubici od τ1 do τ2 usljed kemijske nepotpunosti izgaranja biti veći od potrebnog. To će utjecati na povećanje gubitaka u izlaznim plinovima što je izraženije kod dužeg vremena između dva nabacivanja goriva. Ovaj se nedostatak uklanja kontinuiranim dovođenjem goriva uz pomoć različith ubacivača. Kontinuirano nabacivanje goriva utjeće i na samo odvijanje procesa izgaranja na rešetki jer čestice ugljena već u letu prolaze kroz prve faze izgaranja (vidi izgaranje - općenito) pa se trajanje procesa izgaranja u sloju skraćuje. Smanjuje se i mogučnost ljepljenja ugljena na rešetku, a ujedno se i toplinsko opterećenje rešetke može povećati i do 10-15%.
Slika 7. Primjer pneumatskog ubacivača goriva
1 - dodavač ugljena 2 - kosa ravnina
9
1.2. Kosa nepomična rešetka Kose rešetke koriste se za goriva koja imaju veliki postotak vlage ( i do 65%).One imaju takav nagib da se gorivo može pomicati zbog vlastite težine prema kraju rešetke. Gorivo se pali i izgara neprekinuto pomoću užarenih čestica jednog dijela goriva , koje ostaje na pojedinim stepenicama rešetke, te se na njima pale nove čestice. Kose rešetke služe i za izgaranje drvnih otpadaka, treseta i sličnih goriva.
Slika 8. Kosa nepomična rešetka Najveće rešetke imaju dimenzije: - dužina rešetke L=4000 mm - širina rešetke b=1200 – 2200 mm Toplinsko opterećenje kose rešetke iznosi: Toplinsko opterećenje volumena ložišta iznosi:
qR= 470 – 990 kW/m2 qL= 140 – 410 kW/m3
2. Ložišta sa pomičnim-mehaničkim rešetkama Mehanički pomična rešetka može biti:
ravna kosa-stepenasta
Dovođenje ugljena i zraka na pomične rešetke odvija se po ukriženoj shemi (vidi sl. 2.). Sloj goriva, izgarajući na rešetki, polako putuje prema kraju rešetke, a zrak za izgaranje dovodi se kroz raspore između šipki (rešetnica). Uz rešetku imamo poseban uređaj koji dozira, ubacuje i regulira debljinu sloja goriva na rešetki. Za razliku od ravne pomične rešetke, gdje se gorivo giba relativno prema rešetki, na pomičnoj stepenastoj rešetki gorivo se stalno prevrće i miješa, pa se tako pospješuje izgaranje.
2.1 Pomična ravna rešetka Koristi se u generatorima pare malih i srednjih učina, gdje se koristi kameni i smeđi ugljen toplinskih vrijednosti
10
kJ kg - vlage do 35% i veličine ugljena (asortimana) < 40mm
H d = 14300 − 28600
Postoje različite konstrukcije mehaničkih rešetki, a najčešće se koristi lančana rešetka koja radi kao transportna traka. Lančana rešetka se može upotrijebiti gotovo za sva čvrsta goriva. Princip rada lančane rešetke: Na početku rešetke pada ugljen iz posebnog lijevka, a zatim putuje zajedno sa rešetkom kroz ložište. Na kraju ostaju pepeo i troska koji padaju s rešetke u lijevak za pepeo.
Slika 9. Pomična ravna rešetka Kod izgaranja u sloju odnosno na rešetki postoji izravna ovisnost između vremena zadržavanja goriva na rešetki i u ložištu, te toplinskog opterećenja rešetke i ložišta. Plinoviti sastojci isplinjenih goriva izgaraju vrlo brzo, oko 1-5 sekundi, dok rasplinjavanje ugljika (koksa) i dogorijevanje zahtjeva zadržavanje ugljena na rešetki u trajanju od 15-25 minuta pri normalnim opterećenjima generatora pare. Protok goriva na rešetki: kg B = b ⋅ h ⋅ wr ⋅ ρ s
b [m] - širina rešetke h [m] - visina sloja goriva na rešetki wr [m s ] - brzina kretanja rešetke wr =2.4-18 m h ⇒ manje i srednje rešetke wr =18- 30 m h ⇒ rešetke sa umjetnim propuhom
ρ [kg m 3 ] - gustoća goriva u rasutom stanju
Vrijeme zadržavanja goriva na rešetki odnosno u ložištu:
11
h⋅ ρ [s ] ⋅ Hd ξ ⋅ qR - donja ogrijevna moć goriva H d [k J kg ] ξ [ ] - koeficijent stvarne brzine kretanja goriva na rešetki stvarna brzine je nešto manja od brzine kretanja rešetke (ξ ≤ 1) 2 qR k W m - toplinsko opterećenje rešetke (Tablica 2.) Sloj goriva na pomičnoj rešetki kreće se brzinom wsl ,a temperatura u sloju se povisuje brzinom wt idući od vrha sloja naniže. Polje jednakih temperatura u sloju (izoterma) je nagnut
τ=
[
]
pod kutem β koji rezultantnu brzinu wR zatvara sa horizontalom. wsl
β wt
wR
Brzina povišenja temeperature wt biti će veća ako u sloju izgaraju suhi ugljeni s većom količinom volatila.
Slika 10. Shema izgaranja goriva na pomičnoj rešetki A–B C–D
početak izdvajanja volatila. završetak isparavanja volatila. Između ove dvije zone odvija se paljenje smjese koja se sastoji od volatila i zraka, i to na izotermi kojoj odgovara temperatura samozapaljenja smjese (E – F). Presjek ravnine koja predstavlja kraj izdvajanja volatila i gornje površine sloja (C) približno odgovara teorijskom pretičku zraka (λ=1). Idući od donje površine sloja do točke (G), izoterme koja predstavlja početak isparavanja volatila, neće postojati smjesa zraka i volatila pa će koeficijent pretička zraka u plinovitoj smjesi biti beskonačan (λ=∞). Od točke G do točke C počinje mješanje volatila sa zrakom, tako da višak zraka u plinovitoj smjesi naglo opada.Točka H predstavlja paljenje smjese, a koeficijent pretička zraka biti će (1<λ<2).
Paljenje kod ukrižene sheme kreće se suprotno od smjera kretanja plinovite smjese i počinje na samoj gornjoj površini sloja. Dovođenje topline potrebne za stvaranje plinovite smjese i njeno paljenje vrši se zračenjem iz ložišta u sloj.
12
Temperatura zraka je, zbog osjetljivosti elementa rešetke, ograničena na vrijednost do oko 150°C. Stabilizacija paljenja goriva, a samim time i proces izgaranja može se omogućiti dovođenjem topline u korijen sloja. Na slikama su prikazane različite koncepcije ložišta napravljene za što bolje dovođenje topline u korijen sloja (slika 11.) Starija koncepcija ložišta kod koje su se postavljali tzv. svodovi za paljenje koji su trebali odbijati toplinske zrake koje bi padale u korijen sloja. Stvarno pogodovanje paljenju sloju je bilo to što su ti svodovi spriječavali intenzivno hlađanje sloja niskim grijanim površinama. Kod nekih starijih konstrukcija, zadnji su se svodovi izvodili tako da vruće produkte izgaranja vraćaju k prednjem dijelu rešetke čime bi doprinijeli stabilizaciji procesa izgaranja, odnosno dogorijevanju teških ugljikovodika izdvojenih u korijenu sloja.
Suvremena ložišta se rade visoko, a sloj produkata izgaranja iznad rešetke je debeo pa predstavlja neku vrstu sivog tijela koje intenzivno zraći prema korijenu sloja. Slika 11. Koncepcije ložišta Kod ukrižene sheme dovođenja zraka i goriva na rešetku, sastav produkata izgaranja nije ravnomjeran (slika 12.).
Slika 12. Sastav produkata izgaranja Na srednjem dijelu rešetke najveći je sadržaj gorivih plinova (CO, H2, CH4) koji prodiru u ložište pa se za njihovo izgaranje mora dovoditi tzv. sekundarni zrak (iznad sloja). U tom dijelu
13
ložišta, iznad rešetke, intenzivnije su kemijske reakcije i odvijaju se u difuznoj oblasti izgaranja, što zahtijeva zonsko dovođenje zraka ispod rešetke. Broj zona se kreće od 3 do 8 i zavisi o duljini rešetke i fizičko-kemijskim osobinama goriva. Za generatore srednjih veličina dovoljne su 3-4 zone koje trebaju dobro brtviti. Pri dovođenju sekundarnog zraka, vrlo važan parametar za izgaranje je tlak pod kojim se uvodi taj zrak u ložište. Sljedeći slučajevi ukazuju na važnost tlaka sekundarnog zraka. Slučaj a) Slučaj b) Slučaj c)
Nema uvođenja sekundarnog zraka: ložište napuštaju velike količine nasagorijelih plinova. Uvođenje sekundarnog zraka pod tlakom od 1750 Pa: izgaranje završava pri kraju ložišta (na izlazu). Uvođenje sekundarnog zraka pod tlakom od 4000 Pa: izgaranje završava na polovini visine ložišta.
Na lančanoj rešetki uspješno izgaraju smeđi i kameni ugljeni s umjerenim sadržajem pepela (4-26 %) i vlage do 35 %, pri čemu granulacija ugljena treba biti manja od 40 mm. Da bi se površina rešetke zaštitila od topline zračenja plamena i dimnih plinova, potrebno je da ugljeni imaju najmanje 5% pepela i troske. 2.2 Pomična kosa i stepenasta rešetka
Generator pare s ugrađenom stepenastom mehaničkom rešetkom projektiran je za ugljen manje ogrjevne moći i većeg postotka pepela i vlage (smeđi ugljen i lignit). Izgaranje se i kod ovih rešetaka odvija po ukriženoj shemi, ali se kretanje sloja razlikuje od onog na ravnoj rešetki. Prve kose rešetke su bile izrađene s ravnom površinom. Kod njih se stabilizacija procesa izgaranja vršila zračenjem dimnih plinova iz ložišta, a imale su dugačak “crni korijen” u kojem su se vršile pripreme faza izagaranja.
Slika 13. Kosa stepenasta pomična rešetka
14
Uvođenjem stepenastih kosih rešetki skratio se crni korijen. Na stepenicama rešetke se formiraju gnijezda užarenog koksa na principu suprotne sheme dovođenja goriva i zraka (vidi sl.2). Produkti izgaranja goriva u gnijezdu se kreću naviše kroz sloj goriva grijući ga, sušeći i isplinjavajući sve do paljenja. Stabilizacija procesa izgaranja kod kose stepenaste rešetke vrši se na dva načina: a) zračenjem produkata izgaranja iz ložišta b) djelovanjem vrućih dimnih plinova iz užarenog gnijezda
Slika 14. Shema izgaranja goriva na kosoj stepenastoj rešetki Osnovne dimenzije stepenice rešetke: Visina između rešetnica: h = (3 − 4 ) ⋅ d [mm] d [mm] - veličina ugljena (asortiman) Minimalna širina rešetnice: tgα + tgβ [mm] bmin = h ⋅ tgα ⋅ tgβ α o - kut prirodnog klizanja ugljena β o - nagib stepenaste rešetke
[] []
Dovod zraka za izgaranje je i kod ovih rešetaka ostvaren preko zona. Debljina sloja goriva na kosim stepenastim rešetkama je obično dosta velika i doseže vrijednosti i do 400 mm u zavisnosti od dužine rešetke. Kut nagiba ovih rešetki je manji nego kod kosih nepomičnih i iznosi β= 25 - 42°. Kod ovih rešetki imamo izdvajanje zone sušenja i zagrijavanja goriva te obostrano paljenje sloja goriva, pa se mogu koristiti za izgaranje ugljena povećane vlažnosti kao i ostalih goriva (vlažni drveni otpatci – do 55% vlage, treset, itd).
Kose stepenaste rešetke se razlikuju po konstrukciji rešetnica i kinematici njihovog kretanja. Najstariji tip rešetke ja Sejbotova rešetka(15a). Kod ove se rešetke svaki drugi red rešetnica kreće oscilatorno, dok su ostali redovi nepokretni. Zbog male visine ovih rešetnica, hlađenje je slabo pa su jako toplinski opterećene. Ovaj se tip rešetki koristi za ugljene slabije kvalitete. Za kvalitetnije ugljene koriste se rešetke od legiranog čelika.
15
Sljedeći tip rešetke (15b), kod kojih se oscilatorno naizmjenično kreću svi redovi rešetnica, konstruirane su s ciljem intenzivnijeg mješanja goriva u sloju. Kaskadni tip rešetke (15c) u principu nema nagiba te je kod njega pomicanje sloja ostvareno povećanjem hoda pojedinih redova rešetnica.Ovaj tip rešetke pogodan je za ugljene sa velikim sadržajem minerala i niskom temperaturom topljenja pepela. Intenzivno mješanje ugljena u sloju, što je naročito poželjno kod sitnog ugljena s većim sadržajem pepela, ostvaruje se na Martinovoj rešetki (15d). Kod ove se rešetke rešetnice, koje su složene u pravcu suprotnom od smjera kretanja goriva, kreću oscilatorno, svaki drugi red naizmjenično. Ovime je omogućeno vraćanje upaljenih komada ugljena pod sloj goriva, a ujedno se osigurava stabilnost procesa izgaranja i kod ugljena sa velikim sadržajem minerala (do 60%) i vlage (do 50%) uz veliko opterećenje rešetke. Slika 15. Način kretanja rešetke Spaljivanje gradskog otpada u sloju
Nagla urbanizacija utjecala je na povećanje količine i energetske vrijednosti otpada tako da je njegovo spaljivanje postalo jedan od najracionalnijih načina za uništavanje ove materije. Posebno je važno zbog velikih zahtjeva da se sačuva čovjekov okoliš. Budući da je otpad heterogena mješavina organskih i anorganskih materija s promjenjivim fizičkim osobinama, problem njegova spaljivanja je dosta složen. Temeljem brojnih analiza otpada utvrđeno je da se oko 80% uzoraka nalazi u području trkuta trokomponenetnog dijagarama (slika 16.) i da se čak 50% nalazi u užem trokutu (crtkano). Prema tim podacima može se utvrditi da je kvaliteta otpada relativno ujednačena. Slika 16. Trokomponentni dijagram Mala postrojenje služe samo za uništavanje otpada, a proizvedena se toplina ne upotrebljava, dok se u većim postrojenjima toplina izgaranja koristi za dobivanje vodene pare ili tople vode. S obzirom na raznolike ogrjevne moći, različite karakteristike i nehomogenost otpada, potrebno je ložište i parni kotao za izgaranje takva goriva pojedinačno projektirati. Zbog toga
16
razlikujemo ložišta za izgaranje tehnološko-industrijskih otpadaka (drvni, tekstilni, kožni, itd) i za izgaranje gradskog otpada. Za izgaranje otpada najčešće se koriste kose stepenaste rešetke kapaciteta 15 kg/s. Zajednička karakteristika svih konstrukcija rešetki je da se zrak za izgaranje dovodi po zonama, a osim mogućnosti kontinuirane promjene brzine sloja imaju i sigurnosne spojnice kojim se sprečavaju oštečenja rešetke. Pojedine faze izagaranja otpada, zbog heterogenog sastava, se preklapaju tako da temeperaturni tok duž rešetke nije kao kod izgaranja ugljena na istoj rešetki. Zbog toga se izgaranje otpada ne može usporediti sa izgaranjem ugljena. Svi tipovi rešetke su nagnuti u smjeru kretanja sloja i podešeni za rotaciono ili oscilatorno kretanje rešetnica (slika 17.). Slika 17. Rešetke za spaljivanje gradskog otpada U novije se vrijeme za spaljivanje gradskog otpada upotrebljavaju ložišta s izgaranjem u fluidiziranom sloju.
6.2
IZGARANJE GORIVA U FLUIDIZIRANO SLOJU 200 180 160 140
∆p
120 100 80 60 40
wkr
20 0 0
1
2
3
4
5
w
Pri povećanju brzine strujanja zraka dinamički tlak u sloju može postići vrijednost koja je jednaka težini čestica, tako da dolazi do narušavanja stabilnosti sloja. Brzina koja odgovara ovim uvjetima naziva se kritičnom brzinom. S daljnjim povećanjem brzine zraka počinje tzv.
17
fluidiziranje sloja koje se sastoji u tome da se osnovna masa gorivih čestica podiže s rešetke i počinje naizmjenično vrtložno kretanje gore-dolje, koje podsjeća na ključanje uzavrele vode. Pri ovome dolazi do intenzivnog miješanja goriva sa zrakom. U fluidiziranom sloju brzina strujanja mora biti veća od one koja odgovara kritičnoj brzini, jer se želi narušiti stabilnost sloja, ali istovremeno mora biti manja od srednje brzine strujanja koja dovodi do odnošenja osnovne mase gorivih čestica. U odnosu na početnu visinu mirujućeg sloja, fluidizirajući je sloj 1,5-2 puta viši, a u 1 m3 fluidiziranog sloja nalazi se 400-600 kg goriva. Aerodinamička karakteristika fluidiziranog sloja može se izraziti: c f ⋅ Ačestica ⋅ ρ G ⋅
ws w 〉 Gčestica 〉 c f ⋅ Ačestica ⋅ ρ G ⋅ G , 2 2
gdje su brzine ws i wG , prikazane na shemi loižišta.
ws wG ws
zrak
wG
brzina smjese zraka i dimnih plinova u fluidiziranom sloju brzina smjese zraka i dimnih plinova iznad fluidiziranog sloja
Pri tome je ws 〉 wG zato što je u sloju manji presjek za strujanje dimnih plinova u odnosu na presjek iznad sloja. Presjek je manji ne samo zbog goriva koje se nalazi u njemu, već i zbog kvarcnog pijeska koji se dodaje da bi zapunio prostor između čestica goriva i tako osigurao homogenu fluidizaciju.
U praksi se fluidizirani sloj ostvaruje sa što ravnomjernijim sastavom veličine gorivih čestica. Ložišta se koriste za male i srednje snage. Relativno su skupa zbog kompliciranog sustava za pripremu i dovod goriva. Međutim, sofosticirani sustav za dovod goriva omogućuje istovremeno dodavanje Ca u formi CaCO3 (vapnenac) koji veže sumpor i na taj način smanjuje zagađenje okoliša. Dok se klasičnim kotlovima mora dograđivati sustav za odsumporavanje, što ih bitno poskupljuje. Druga velika prednost fluidiziranog loženja proizlazi iz činjenice da je moguće osigurati izgaranje na relativno niskim temperaturama 850-900 ˚C. To osigurava: • smanjenu proizvodnju štetnih dušičnih oksida (NOx), • upotrebu ugljena sa sniženom temperaturom sinteriranja i omekšavanja pepela, te na taj način smanjeno zašljakivanje.
18
6.3
IZGARANJE UGLJENA U PROSTORU
Pri izgaranju goriva u prostoru gorivo se prethodno samelje (usitni) na određenu finoću zrna ili čestica koja ovisi o osnovnim svojstvima i vrstama ugljena i tako samljeveno dovodi se u ložište posredno ili neposredno strujom prethodno zagrijanog zraka u zagrijaču zraka. Mješavina samljevena (pulveriziranog) goriva i zraka koja ulazi u ložište s temperaturom približno 80200°C pali se u ložištu zračenjem volumena dimnih plinova. Često se kod ugljena s malom toplinskom vrijednosti provodi i recirkulacija dimnih plinova, tj. iz ložišta se jedan dio dimnih plinova vraća u mlinove (usisnim djelovanjem rotora mlinova). Na taj se način ugljen suši u mlinovima i postiže potrebna temperatura smjese ugljene prašine, zraka i vodene pare nastale sušenjem goriva. Gorivo se dodaje (ubacuje) u ložište pomoću plamenika. Prednosti izgaranja goriva u prostoru u odnosu na izgaranje u sloju jesu: 1. mogu se graditi ložišta velikih kapaciteta. Za kapacitete iznad 80-100 t/h grade se isključivo generatori pare sa izgaranjem u prostoru; 2. može izgarati gorivo širokog raspona toplinske vrijednosti i sastava, kao i različitih karakteristika pepela i troske; 3. visoki stupanj iskoristivosti ložišta, zbog toga što se može ostvariti manji koeficijent pretička zraka; 4. zrak se može zagrijati na temperaturu 300-500°C. Granica zagrijavanja zraka ovisi o kvaliteti materijala zagrijača zraka i kanala, a djelomično i o temperaturi paljenja goriva. Ako temperatura mješavine goriva i zraka u dovodnim kanalima prema plamenicima dostigne temperaturu paljenja goriva, mješavina će se zapaliti. Zato treba, ovisno o količini vlage u gorivu, podesiti temperaturu zagrijavanja zraka kako bi temperatura mješavine bila dovoljno ispod temperature zapaljenja goriva. Nedostaci izgaranja goriva u prostoru: 1. veliki potrošak energije za mljevenje (usitnjavanje) goriva i energije za rad vetilatora koji dovodi svježi zrak i koji recirkuliraju dimne plinove. Dovedeni zrak mora imati dovoljno visoki tlak da bi se savladali otpori strujanja u zagrijaču, u kanalima zraka, u mlinovima i plamenicima; 2. veliko trošenje okretnih dijelova mlinova, kućišta mlinova, udarnih tijela i drugih dijelova za mljevenje (usitnjavanja). Trošenje iznosi prema iskustvenim vrijednosti ovisno o finoći meljave: - za mlinove s udarnim tijelima (rotorom) - od 30-150 grama materijala od kojeg su građeni mlinovi po toni samljevenog goriva; - za mlinove s kuglama - od 20-120 grama na tonu samljevena goriva; 3. ugradnja filtera dimnih plinova za ukanjanje čestica pepela i balansnih materija iz dimnih plinova postaje neminovno potrebna; 4. mogućnosti rada generatora pare s manjim ili malim opterećenjem su ograničene. Najčešće se ne može raditi s manjim opterećenjem od 30-50% nominalnog učina. Generatora pare s izgaranjem u sloju može raditi i s manje od 10% nominalnog opterećenja; 5. mogućnost samozapaljenja ugljene prašine.
19
Postrojenja za pripremu goriva pri izgaranju u prostoru • • • • • •
Osnovni dijelovi postrojenja za pripremu krutog goriva pri izgaranju u prostoru jesu: mlinovi s pogonskim elementima, kanali i vodovi zagrijanog zraka, vodovi recirkuliranih dimnih plinova iz ložišta do mlinova, dodavači goriva, vodovi i kanali mješavine ugljene prašine i zraka ili nosivog plina, plamenici.
Izvedbe postrojenja za pripremu goriva dijele se prema vrsti na: 1. postrojenja s mlinskim uređajima i međuskladištenjem ugljene prašine između mlinova i ložišta - postrojenja s posrednim dodavanjem goriva u ložište; 2. postrojenja s mlinskim uređajima s izravnim ubacivanjem ugljene prašine iz mlinova u ložište - postrojenja s neposrednim dodavanjem goriva u ložište. Kod postrojenja s međuskladištenjem ugljene prašine između mlinova i ložišta, mlinovi rade neovisno o trenutačnom opterećenju generatora pare, odnosno o trenutnoj potrebi goriva, a upotrebljavaju se sporohodni mlinovi. U tom slučaju mlinovi melju ugljenu prašinu koja se skladišti u zatvorenom skladištu (bunkeru). Takvi uređaji upotrebljavaju se za vrste ugljena s relativno malim udjelom vlage.
Gorivo se skladišti u bunkeru za ugljen (1), iz kojega se pomoću dodavača ugljena (2) dovodi u mlinove (3), u koje se dovodi i topli zrak iz zagrijača zraka (9). Mješavina samljevenog goriva i ugrijanog zraka izlazi iz mlina (3) i vodi se u separator (4) iz kojega se manji dio goriva koji je prekrupno samljeven vraća natrag u mlin, a veći se dio odvodi i skladišti u međuspremniku (5). Iz međuspremnika se količina ugljene prašine dozira dodavačima ugljene prašine te odvodi prema plamenicima (6). Kod postrojenja s međuskladištenja ugljene prašine pogon je mlinskog uređaja potpuno odvojen od pogona generatora pare, tako da mlinovi i ostali dijelovi mogu raditi u vremenskim razdobljima kada je električno opterećenje minimalno.
20
Sl. 2. Shema postrojenja za izravno dodavanje goriva u ložište Postrojenja s mlinskim uređajima za izravno dodavanje ugljene prašine iz mlinova u ložište, upotrebljavaju se za mljevenje smeđih ugljena i lignita. Obično koriste brzohodne mlinove s ventilacijskim djelovanjem, s udarnim batovima ili udarnim kolima (udarni rotori), koji mogu istodobno s mljevenjem goriva dodavati zagrijani zrak za sušenje ugljena. Kod postrojenja za izravno dodavanje goriva u ložište generatora pare mješavina samljevena goriva i zraka vodi se izravno iz separatora u plamenike ložišta. Količina goriva regulira se u ovom slučaju preko dodavača ugljena prije samog mlina. Naravno, da regulacija ne bi bila suviše “troma”, moraju mlinovi biti takve izvedbe da ne sadrže velike količine samljevena ugljena (npr. mlinovi u obliku bubnja). Za vrelo loše vrste ugljena, koje obično sadrže veće količine vlage, u mlin se dovodi gorivo, ugrijani zrak i recirkulirani dimni plinovi (Slika 3.) radi sušenja ugljena i postizanja više temperature izgaranja, čime se ubrzava (pospješuje) proces izgaranje.
Sl. 3. Shema postrojenja za izravno dodavanje goriva u ložište s recirkulacijom dimnih plinova
21
Na slici 4. prikazana je shema pripreme goriva za generator pare kapaciteta 1000 t/h s mlinskim uređajima za izravno dodavanje ugljene prašine u plamenike. Iz šest dodavača dodaje se gorivo u šest mlinova po 60 t goriva/h svaki, u koje se dovode ugrijani zrak iz zagrijača zraka i recirkulirani dimni plinovi. Goriva smjesa se iz mlinova vodi u dvanaest plamenika smještenih u dva reda po šest. Svaki plamenik ima otvore za dovođenje smjese i odvojeno dovođenje zraka, kako je prikazano na slici 5.
Plamenik na slici 5. ima tri sapnice za sekundarni zrak i dvije za dovod smjese goriva, primarnog zraka i recikliranih plinova. U donjoj sapnici za sekundarni zrak ugrađen je uljni plamenik za početni rad. Brzina strujanja primarnog zraka (struja koja dovodi gorivo u ložište) treba biti takva da fronta plamena bude stabilna, tj. da ne dolazi do povratnog paljenja u dovodu smjese, ali isto tako da se plamen ne gasi. Brzine strujanja sekundarnog zraka odabiru se nekoliko puta većim od brzina primarnog zraka da bi se ostvarilo vrtloženje i dobro miješanje goriva sa zrakom potrebnim za potpuno izgaranje.
22
Plamenici služe općenito za dovod smjese ugljene prašine i zraka (u određenim slučajevima i recirkuliranih dimnih plinova) u ložište generatora pare. Plamenici moraju ispuniti sljedeće uvijete: • da budu tako izvedeni da njihovo djelovanje osigurava dobro miješanje zraka i ugljene prašine u ložištu; • da osiguraju regulaciju količine zraka pri svakom opterećenju generatora pare, da bi se koeficijent pretička zraka mogao držati što manjim; • da ostvare takav oblik plamena koji će što potpunije ispuniti volumen ložišta. Smještaj plamenika u velikoj mjeri ovisi o veličini generatora pare, o konstruktivnim rješenjima i o karakteristikama goriva. Plamenici mogu biti smješteni na prednjoj ili na stražnjoj strani ložišta, u kutovima i na stropu ložišta. U tablici 1. dane su vrijednosti brzina strujanja primarnog i sekundarnog zraka. Plamenici
Primarni zrak (m/s)
Sekundarni zrak (m/s)
Smješteni u kutovima
20-30
30-50
Smješteni na čelu ili na strani ložišta
10-15
40-60 i više
Postoje tri osnovna načina ubacivanja ugljene prašine u ložište: 1. Horizontalni – frontalni ili nasuprotni 2. Stropni 3. Kutni – dijagonalni ili tangencijalni
23
frontalni
nasuprotni
tangencijalni
Prvi primjer konvencionalnog ugljenog plamenika je Foster Wheeler (slika 12.). U ovom tipu plamenika sprašeno gorivo se transportira primarnim zrakom koji se upuhuje u centralnu cijev i ulazi u plamenicu. Sekundarni zrak dodaje se sistemu za izgaranje preko radijalnih ulaznih raspršivačkih krilaca. Recirkulacija stvorena raspršivanjem i oblogom dovoljna je da stabilizira plamen. U ovom plameniku oko 80% zraka za izgaranje prolazi preko sekundarnih zračnih krilaca, a 20% kao primarni zrak dovodi se zajedno s ugljenom prašinom. Babcockov kružni plamenik (slika 13.) je slične konstrukcije i radi na sličan način, ali ugljena prašina i primarni zrak ulaze preko koljena od 90° i ploče za raspršivanje, kao suprotnost tangencijalnom ulasku kod Foster Wheelerovog plamenika. Stropni način ubacivanja ugljene prašine (slika 14.) je prihvaćen tamo gdje se koristi antracit kao glavno gorivo. Antracit zahtijeva dugo vrijeme za završetak izgaranja i to rezultira U-tipom plamena.. U ovom se plameniku oko 40% zraka za izgaranje dovodi primarnom strujom i upuhuje prema dolje, dok se ostalih 60% ubacuje u plamen kroz otvore na bočnim zidovima ložišta.
24
Sl. 12. Foster Wheeler plamenik za ugljenu prašinu
Slika 13. Babcock plamenik za ugljenu prašinu
25
Slika 14. Foster Weleer stropni plamenik Plamenik za tangencijalno ubacivanje ugljene prašine je jednostavne konstrukcije (sl. 5.) i ima više ulaza za gorivu smjesu i sekundarni zrak, da bi se ostvario stabilan plamen i minimizirala proizvodnja NOx. Tangencijalnim spiralnim kretanjem kroz ložište produljuje se rezidencijalno vrijeme ugljene prašine i omogućuje dobro miješanje sa sekundarnim zrakom i potpuno izgaranje. Plamenik može biti nagnut pod kutom od ±30° prema horizontali da bi se ostvarila regulacija temperature pare ili postigla redukcija emisija NOx. Zbog problema u primjeni nagibnog mehanizma, javljaju se rješenja s fiksnim nagibom. Vrste i izvedbe mlinova Sporohodni mlinovi u obliku bubnja
Ugljen se melje kuglama različitih veličina u bubnju koji rotira oko vodoravne osi s18-30 o/min. Ako ugljen ima više od 8-10 % vlage, mora se prije mljevenja sušiti. Iza mlina su ugrađeni separatori kojima se regulira finoća separiranja. Njima se odvajaju krupne čestice ugljena od sitnih i vraćaju u mlin.
26
Karakteristike ovih mlinova (slika 15.) jesu: • velika pogonska sigurnost • primjena prije svega za ugljene s malim udijelom vlage i visokim toplinskim vrijednostima, tj. za kamene ugljene, • primjena za ugljene koji imaju balastne materije takvog sastava (pirit, SiO2 i sl.) da djeluju na veliko trošenje (habanje) dijelova mlina, • vrlo fino usitnjavanje ugljena
Slika 15. Sporohodni mlin u obliku bubnja
27
Sl. 16. Mlin s valjcima Mlinovi s kuglama ili valjcima
Ugljen se melje kuglama ili valjcima u tanjurastoj posudi kuju pokreće motor, slika 16. Kugle ili valjci potiskivani su vlastitom težinom ili oprugama i gibaju se oko svoje osi. Reduktorom se smanjuje broj okreta pa se posuda okreće 50-120 o/min. Kugle ili valjci i segmenti posude izrađuju se od čelika legiranih manganom ili od elektroljeva s dodacima kroma i nikla. Mljeveni ugljen odnosi se strujom zraka iz mlina preko separatora u ložište. Ugljen se dodaje u ložište izravno ili posredno. U ovim mlinovima se melje kameni ugljen i neke vrste smeđeg ugljena. Mlinovi specijalnih izvedbi
Za mljevenje (usitnjavanje) svih vrsta smeđih ugljena i lignita izvode se mlinovi specijalnih konstrukcija: • mlinovi sa udarnim batovima, • mlinovi sa udarnim kolima, • mlinovi sa udarnim ventilatorskim kolima. Obodna brzina udarnih batova ili udarnih kola iznosi 50-90 m/s, a broj okretaja kola mlinova iznosi 750 ili 1500 o/min - brzohodni mlinovi. Ugrijani zrak (ili smjesa zraka i recirkulirajućih dimnih plinova) ulaz tangencijalno u mlin. Samljeveno gorivo vodi se kroz separator prema plamenicima. Krupnije čestice vode se od separatora natrag u mlin. Kod svih vrsta brzohodnih mlinova gorivo se melje sudarom s udarnim tijelima. Mlin s udarnim batovima
28
Sl. 17. Brzohodni mlin s udarnim batovima
Ovi mlinovi imaju rotor na koji su gibljivo vezani (usađeni) batovi. Kućište mlinova je iznutra obloženo pločama otpornim na habanje (lijevani čelici legirani s Mn, Cr) prema slici 17. Okretanjem rotora s batovima stvara se određeni potlak koji savladava otpor strujanja zagrijanog zraka u mlinu i otpor strujanja dimnih (recirkuliranih) plininova iz ložišta u mlin. Kod ovih se mlinova ugrađuju gravitacijski odvajači čestica (separatori), tj. separatori koji djeluju na osnovi razlike težina većih i manjih čestica samljevena ugljena koje zagrijani zrak nosi iz mlina u ložište. Mlinovi s udarnim kolima Ova vrsta mlinova ima izveden jedan dio rotora s udarnim batovima, a jedan dio s udarnim kolima. Izvedba ima znatno veće ventilacijsko djelovanje, nego mlinovi s udarnim batovima. Gorivo i smjesa ugrijanog zraka i povratnih (recirkuliranih) dimnih plinova ulazi tangencijalno u mlin slika 18. i raspoređuje se ravnomjerno uzduž oba udarna kola. Gorivo se melje na udarnim kolima, a nakon toga na udarnim batovima (središnji dio mlina). Mlin ima odvajač krupnijih čestica (separator). Mlinovi s udarnim ventilaciskim kolima Gorivo sa smjesom zraka i povratnih dimnih plinova ulazi uzdužno u mlin. Neke izvedbe tih mlinova imaju ispred udarnog ventilacijskog kola nekoliko redova udarnih batova (slika 19.).
29
Sl. 18.
Sl. 19.
30
Slika 20. prikazuje postrojenje pripreme i tok promjene u procesu mljevenja i sušenja goriva. Dimni plinovi (stanje 1) odvode iz ložišta i miješaju s gorivom (stanje 2) i s ugrijanim zrakom iz zagrijača (stanje 3). U dijelu mlina s udarnim batovima gorivo se melje i prethodno suši (stanje 4). Pokazatelj procesa predsušenja, jeste pad temperature smjese zraka i dimnih plinova zbog oduzmanja topline za sušenje goriva. Temperatura smjese zraka i plinova snizi se na približno 300°C. Nakon toga se gorivo suši i melje u vetilatorskom kolu, a temperatura snizi na 80-200°C. Kanalom (5) ulazi smjesa goriva i zraka u plamenik (6).
Sl. 20. Proces pripreme ugljene prašine
7.
IZGARANJE PLINSKOG GORIVA
7.1
IZGARANJE PLINSKOG GORIVA
Današnji generatori pare često kao pogonsko gorivo koriste plinska goriva. Prednosti plinskih goriva u odnosu na kruta i tekuća su što se vrlo lako miješaju sa zrakom. Nije im potrebna posebna priprema kao što je kod tekućih goriva zagrijavanje i isparavanje ili kod krutih goriva mljevenje. Osim toga izgaraju s vrlo malim pretičkom zraka što utječe na smanjenje količine dimnih plinova koji odlaze u okoliš s relativno visokom temperaturom. Na taj način se smanjuju gubici generatora pare. Plinska goriva osim toga izgaraju gotovo potpuno, bez štetnih ostataka kao što su čađa, ugljik-monoksid, sumpor-dioksid i pepeo, tako da praktiki ne zagađuju okoliš. Iznos investicijskih ulaganja za izgradnju razvodnih uređaja nekoliko su puta manji nego iznosi ulaganja u ostale razvodne sisteme za druge vrste goriva, preračunato na jednaku količinu transportirane energije. Troškovi razvoda plinskog goriva, gubici te održavanje plinskih razvoda su najmanji u usporedbi s razvodnim sistemima za ostala goriva. Snabdjevanje plinskim gorivom gotovo je neovisno o vremenskim, prometnim i ostalim uvijetima. Nije potreban prostor za skladištenje, što predstavlja uštedu radne snage i prostora, ali istovremeno to može biti i nedostatak kada se isporuke plina baziraju na ugovorima "puno za prazno". Uz prednosti korištenja plinskog goriva kao pogonskog goriva za generatora pare, postoje i nedostaci koji su jako bitni, a odnose se na način korištenja i mjere opreza. Naime, u određenim omjerima mješavina plina i zraka, odnosno plina i kisika je eksplozivna. Tako se prije svakog puštanja u pogon ložište generatora pare mora prozračiti da bi se izbjegla eksplozija zbog eventualno zaostalog plina.
Podjela plinskih goriva
1. 2.
Plinska goriva koja se rabe u parnim kotlovima dijele se po načinu dobivanja na: zemni (prirodni) plin umjetni plinovi • plin visokih peći, • koksni plin, • generatorski plin, • plin iz podzemne gasifikacije, • plin od pirolize.
Zemni plin je osnovno plinsko gorivo koje izgara u parnim kotlovima. Glavni sastojak mu je metan čiji volumni udio ide i do 98%. Donja ogrijevna vrijednost kreće mu se u granicama od 33000 do 37000 kJ/m3. Ostali sastojci su viši ugljikovodici (C2H6, C3H8, C4H10, C5H10) i negorivi plinovi (N2 i CO2). Plin visokih peći ima malu toplinsku vrijednost koja je obično između 4000 i 8000 3 kJ/m što je posljedica velikog udjela negorivih plinova (N2 = 51 ÷58%, CO2 = 10 ÷ 12%). Osnovni gorivi sastojci su mu ugljik-monoksid (CO = 27 ÷ 28%), vodik (H2 = 2 ÷ 8%) i metan (CH4 = 0.3 ÷ 1.6%). Karakteristika plina visokih peći je da ima vrlo malu teoretsku količinu zraka za potpuno izgaranje.
2
Koksni plin se dobiva za vrijeme proizvodnje koksa i donja ogrijevna vrijednost mu je u granicama 16300 ÷ 17600 kJ/m3. Osnovni gorivi sastojci su mu vodik (oko 57%), metan (oko 22%) i ugljik-monoksid (oko 7%). Negorivi sastojci su dušik, ugljik-dioksid i kisik (sve zajedno oko 11% volumnog udjela). Koksni plin se obično mora prije uporabe očistiti od smola, benzola, naftalina i amonijaka. U neočišćinom plinu ima oko 27 ÷ 32 g/m3 benzola i tragova smola, naftalina i amonijaka.Nakon čišćenja sadrži tragove smola i prašine te do 4 g/ m3 benzola. Generatorski plin se proizvodi u generatorima plina i rjeđe se koristi za generatore pare, ima malu toplinsku vrijednost (Hd = 5000 ÷ 6300 kJ/m3). Gorive komponente su mu ugljikmonoksid (CO = 24 ÷ 30%), vodik (H2 = 13 ÷ 15%), metan (CH4 = 0.5 ÷ 3%) i sumporovodik (H2S = 0.1 ÷ 1%), a negorive dušik (N2 = 45 ÷ 52%) i ugljik-dioksid (CO2 = 5 ÷ 8.5%). 3. Svojstva plina 3.1. Temperatura paljenja Temperaturom paljenja naziva se ona najniža temperatura na kojoj se neki plin u teoretskoj mješavini sa zrakom ili kisikom sam zapali, bez prisustva inicijatora paljenja.. Reakcijska brzina spajanja kisika i gorivih sastojaka plina je na toj temperaturi dovoljno velika da je toplina oslobođena izgaranjem upravo jednaka toplini koja se predaje okolini i time se osigurava nastavak procesa izgaranja. Kada bi se temperatura pri zadanim uvjetima smanjila, proces izgaranja bi se prekinuo. Važno je napomenuti da temperatura samozapaljenja nije konstantna veličina nego je među ostalim funkcija brzine odvođenja topline. Što je brzina odvođenja topline veća, potrebna je viša temperatura samozapaljenja, jer se na višoj temperaturi izgaranja oslobađa i veći toplinski tok koji mora biti jednak odvedenom da bi se izgaranje nastavilo, odnosno da bi temperatura izgaranja bila konstantna. Temperatura zapaljenja osim toga ovisi o vrsti plina, njegovom sastavu, koncentraciji i tlaku plina u mješavini sa zrakom ili kisikom. Tablica 1. Temperature samozapaljenja nekih plinova Vrsta plina
Prirodni plin Vodik Ugljik-monoksid Metan Etan Propan Butan
Temperatura samozapaljenja u oC sa zrakom
s kisikom
650 510 610 645 530 510 480
450 590 645 490 -
3
3.2. Granice paljenja plina Da bi se smjesa plina i zraka pri odgovarajućoj temperaturi mogla zapaliti, potrebna je minimalna koncentracija plina u smjesi. Ta minimalna koncentracija plina u smjesi naziva se donjom granicom paljenja ili eksplozivnosti. Također postoji i gornja granica zapaljenja ili eksplozivnosti. To je maksimalna koncentracija plina u smjesi pri kojoj je moguće tu smjesu zapaliti pri određenoj temperaturi. Ako se prekorači gornju granicu zapaljenja smjesa je prebogata i ne može se zapaliti. Tablica 2. Donje i gornje granice zapaljivosti
Plin
Formula
Koncentracije plina u postocima po zapremnini Zrak Donja
Vodik Ugkjik-monoksid Metan Etan Propan Butan Eten Propen Buten Etin Sumporovodik
H2 CO CH4 C2H6 C3H8 C4H10 C2H4 C3H6 C4H8 C2H2 H 2S
4.1 12.5 5 3 2.1 1.5 3 2.2 1.7 2.3 4.3
Kisik
Gornja 75 75 15 14 9.5 8.5 33.3 9.7 9.0 82 45.5
Donja 4.5 13 5 3.9 3 3 2.8 14.8
Gornja 95 96 60 50.5 80 53 93 79
3.3. Brzina širenja plamena Brzina širenja plamena, ili kako se još naziva brzina izgaranja, mješavine plina i zraka je najmanja brzina kojom fronta izgaranja napreduje u smjesi plina i zraka. To napredovanje fronte izgaranja može se objasniti time da mješavina plina i zraka, koja izgara, grije i zapaljuje susjednu nesagorjelu zonu i to putem provođenja, zračenjem ili konvekcijom topline. Brzina izgaranja ovisi o temperaturi izgaranja, temperaturi zapaljenja, specifičnom toplinskom kapacitetu i toplinskoj vodljivosti plina. Bitan utjecaj na brzinu širenja plamena imaju koncentracija plina u smjesi, temperatura predgrijavanja, sastav plina i tlak plina na sapnici. Količina zraka u plinskoj smjesi djeluje na brzinu širenja plamena, i to tako, da brzina postiže svoj maksimum kad se u smjesi plina i zraka nalazi nešto manje od teoretski potrebne količine kisika za izgaranje.
4
Tablica 3. Brzine širenja plamena Vrsta plina
Brzina širenja plamena u m/s
Vodik Metan Ugljik-monoksid Propan Butan Prirodni plin
2.65 0.40 0.35 0.32 0.38 0.32
4. Uređaji za izgaranje plinskih goriva Za razliku od izgaranja krutog i tekućeg goriva, proces izgaranja plinskih goriva je homogen i odvija se u zapaljivoj smjesi plina i oksidanta, najčešće zraka, zahvaljujući širenju plamena u njoj. Izgaranje plinskog goriva može se odvijati na dva načina: difuzijski i s predmiješanjem. Pored toga prema mehanizmu miješanja plina sa zrakom, izgaranje može biti laminarno i turbulentno.
Slika 1. Shematski prikaz difuzijskog izgaranja U praksi se pretežno ostvaruje turbulentno difuzijsko izgaranje tako što se plin i zrak dovode u ložište kroz plamenik velikim brzinama. Na slici 1. je prikazana idealizirana struktura turbulentnog difuzijskog plamena pod pretpostavkom da se plinsko gorivo uvodi u struju zraka koja se kreće u istom smjeru. U jezgri plinske struje (1) čija duljina ovisi o promjeru ušća plamenika (d0) nalazi se plin koji u zoni (2) stupa u kemijsku reakciju, zbog čega se od osi plamenika prema periferiji plamena smanjuje koncentracija plina. Zona (3) u kojoj se nalaze plin i produkti izgaranja definira duljinu plamena (Lpl). Maksimalna koncentracija produkata izgaranja nalazi se blizu kraja ove zone. Oko nje se nalazi posljednja zona (4) koja sadrži smjesu produkata izgaranja i zraka.
5
Duljina zone paljenja plina Lp zavisi prije svega od koncentracije kisika, brzine izlaženja plina iz plamenika, koeficijenta molekularne difuzije i gustoće plina i okoline, odnosno zraka. Duljina plamena je razmjerna promjeru plamenika i Froudovom broju n
2 Lpl = k ⋅ d0 ⋅ w0 , g⋅d0
gdje je: k d0 w0 n
- koeficijent koji ovisi o kvaliteti goriva, pretičku zraka, koeficijentu difuzije i kinematičkoj viskoznosti plina - promjer plamenika - brzina istjecanja plina iz plamenika - eksponent koji ovisi o vrsti goriva
Da bi se proces izgaranja plinskog goriva ubrzao potrebno je osigurati umjetnu stabilizaciju plamena, tako da paljenje gorive smjese bude što bliže ušću plamenika. Tu se javlja problem, zbog toga što je brzina istjecanja plina iz plamenika (w0 = 30 - 50 m/s) znatno veća od brzine rasprostiranja plamena (wn = 1 - 15 m/s). Zbog toga treba ostvariti recirkulaciju gorive smjese u korjenu plamena. Ako se recirkulacija ne ostvari, pri određenoj brzini, koja se naziva kritičnom, doći će do odvajanja plamena, a time i do prekida procesa izgaranja. Kritična brzina najviše ovisi o normalnoj brzini rasprostiranja plamena i iznosi
wkr = k ⋅ wna ⋅ds , 2
gdje je: k wn ds a
- koeficijent kojim se obuhvaćaju termodinamički uvjeti strujanja, - normalna brzina rasprostiranja plamena, - promjer stabilizatora, - koeficijent temperaturne vodljivosti.
Osnovni uvjeti za ubrzavanje procesa izgaranja plinskog goriva su: - zagrijavanje zraka za izgaranje (kod plinova s malom ogrijevnom vrijednosti potrebno je zagrijavati i sam plin), - dovođenje zraka u korjen plamena da bi se postiglo što bolje miješanje i brzo paljenje gorljive smjese, - osiguravanje stabilnog procesa izgaranja pri što većim brzinama istjecanja gorive smjese iz plamenika, - omogućavanje paljenja smjese po cijelom opsegu plamenika i - ostvarivanje velike turbulencije u jezgri izgaranja i zoni dogorjevanja, pri čemu se mora osigurati ubrzano paljenje u perifernim slojevima korjena plamena. Plamenici za plinsko gorivo se po duljini plamena mogu podjeliti na dugoplamene i kratkoplamene, po svjetlosti plamena na svjetleće i slabosvjetleće, po donjoj toplinskoj vrijednosti na niskokalorične i visokokalorične, po tlaku na visokotlačne i niskotlačne. Najčešća podjela je prema načinu formiranja smjese. Prema ovoj podjeli postoje: - plamenici bez prethodnog mješanja plina sa zrakom (sl. 2a), - plamenici s prethodnim miješanjem plina i zraka (sl.2b) i - plamenici s djelomičnim miješanjem plina i zraka (sl 2c).
6
Slika 2. U praksi se pretežno koriste plamenici bez prethodnog miješanja, kod kojih se može postići svjetao plamen ako plin sadrži veće količine ugljikovodika. Regulacijsko područje ovih plamenika je veliko i kod njih ne postoji mogućnost da se plamen uvuče u plamenik, što se može dogoditi kod druge dvije grupe. Cjevasti plamenik (sl. 2.a) koristi se samo za niskokalorične plinove. Za visokokalorične plinove se koriste plamenici kod kojih se plin dovodi periferno ili centralno (sl. 3.).
Slika 3. a. Periferno dovođenje plina b. Centralno dovođenje plina Plamenici sa perifernim dovođenjem plina su veoma pogodni za kombiniranje s drugom vrstom goriva, koje se dovodi u os plamenika. Da bi se postiglo zadovoljavajuće miješanje sa zrakom, plin iz mlaznica mora istjecati velikom brzinom, pa je zbog toga za ovu vrstu plamenika mjerodavan odnos masenih protoka zraka i plina n=
ρ z ⋅ wz ρ p ⋅ wp
7
gdje je: - ρz-gustoća zraka, - wz-brzina zraka, - ρp-gustoća plina, - wp-brzina plina. Stabilnost plamena
zrak zrak λ=0
produkti izgaranja + zrak
plin difuzijska fronta
zrak λ≥1 produkti izgaranja + zrak
plin gorivo + zrak
kinetička fronta
zrak λ<1
produkti izgaranja + zrak
plin difuzijska fronta kinetička fronta
Utjecaj veličine n na kvalitetu procesa izgaranja prikazan je na slici 4 (krivulja 2). Koeficijent aeracije
Vrlo je sličan koeficijentu pretička zraka, samo se odnosi na smjesu plinskog goriva i zraka unutar plamenika (prije izlaska u ložišni prostor).
λ=
V Lsmjesa V L min
=
volumen zraka u smjesi teoretski volumen zraka
8
w
Brzina smjese plina i zraka
Zona otkidanja plamena
Zona stabilnog plamena
Zona uvlačenja plamena u plamenik
λ=1
λ
Slika 4. 1 - Centralno dovođenje plina 2 - Periferno dovođenje plina Optimalni režim pri perifernom dovođenju plina postiže se pri maloj vrijednosti n, to jest, pri velikoj brzini plina. Intenzivno miješanje plina i zraka, a time i stabilno, mirno i kvalitetno izgaranje može se postići različitim promjerima mlaznica, to jest, različitim prodorom mlaza plina u struju zraka. Centralni dovod plina se koristi kada se ne predviđa loženje drugim gorivom. U tom slučaju n mora biti što veći da bi se smanjio gubitak uslijed kemijske nepotpunosti izgaranja (sl. 4, krivulja 1). Kombinirani plamenici u kojima alternativno izgaraju plinsko i tekuće ili čvrsto gorivo koriste se često, zbog smanjenja raspoloživosti pojedinih goriva. Treba napomenuti da u ovim plamenicima različita goriva ne smiju izgarati istovremeno, jer se znatno povećava gubitak zbog kemijske nepotpunosti izgaranja.
9
5. Ložišta za izgaranje plinskih goriva
U slučaju kada se projektiraju za alternativno izgaranje tekućeg i plinskog goriva, treba voditi računa da će biti različita izmjena topline u ložištu. Prirodni plin, naime, u većini slučajeva izgara polusvijetlećim plamenom, što bitno utječe na stupanj crnoće plamena, a time i na izmjenu topline u ložištu (slika 5.).
Slika 5. - 1. Svjetleći plamen - 2. Polusvjetleći plamen - 3. Nesvjetleći plamen Taj utjecaj će biti to veći što je manji toplinski kapacitet ložišta. Na ovu činjenicu treba obratiti pozornost naročito u slučajevima kada parni kotao ima pregrijač pare čisto konvektivnog tipa. U takvim slučajevima se pri izgaranju prirodnog plina obično postižu veće temperature pregrijane pare. To se neće dogoditi ako se naprave plamenici u kojima prirodni plin izgara svjetlijim plamenom, što se obično postiže miješanjem plina i zraka dublje u ložištu. Utom slučaju dolazi do raspadanja određenih ugljikovodika i do izgaranja ugljena u obliku čađe, što čini plamen svjetlim. Oblik ložišta pri izgaranju plinskih goriva ovisi, prije svega, od broja i toplinskog kapaciteta plamenika i njihovog rasporeda na zidovima ložišta.
10
Slika 6. - a. - Čeoni plamenici - b. - Podni plamenici - c. - Stropni plamenici - d. - Nasuprotni plamenici Plamenici se postavljaju na prednjem zidu (sl. 6.a), dnu (b) i stropu (c) ložišta. Ako su toplinski kapaciteti veliki, mogu se postaviti na nasuprotnim zidovima ložišta u takozvanom bokser položaju (d). Varijante sa slike 6. b i c su veoma pogodne, jer se kod njih sa jednim plamenikom većeg toplinskog kapaciteta može projektirati ložište sa velikim faktorom oblika i velikim koeficijentom ispunjenosti ložišta plamenom. Ovakva koncepcija je jeftina, ali se može primijeniti samo ako se raspolaže plamenikom sa širokim radnim područjem. Za varijantu na sl. 6.a je potrebno više plamenika, što je skuplje i složenije sa stanovišta regulacije i zahtjeva veću dubinu ložišta koje će biti toplinski manje efikasno. Bokser položaj se koristi rijetko i to samo u slučaju kada se radi o vrlo velikim toplinskim snagama ložišta. Pri projektiranju ložišta se najprije odabere broj i snaga plamenika određenog tipa, zatim se određuju osnovne dimenzije ložišta, koje ovise o dužini i promjeru plamena. Dimenzije plamena pri izgaranju tekućeg goriva ovise o tipu plamenika i njegovog toplinskog kapaciteta l pl = k l ⋅ B d pl = k d ⋅ B
gdje je B maseni protok goriva, dok se kl i kd mogu odrediti iz slike 7.
11
Slika 7. Pri izgaranju prirodnog plina vrijednosti lpl i dpl mogu se smanjiti za oko 20%. Proizvođači plamenika obično preporučuju vrijednosti koje se mogu usvojiti za dimenzije plamena. Pri projektiranju ložišta treba voditi računa o tome da plamen ni u kojem slučaju ne dodiruje zidove ložišta i da ne dolazi do sudaranja dva susjedna plamena.
8. 1.
IZGARANJE TEKUĆEG GORIVA Uvod
Temperatura isparavanja tekućeg goriva je znatno niža od temperature paljenja. Pri ubacivanju u ložište tekuće se gorivo zagrijava dovođenjem topline i isparava. U prvom trenutku isparavaju lakše ishlapljive komponente. Intenzitet isparavanja se povećava s povećanjem površine i intenziteta dovođenja topline. U prisustvu oksidanta i postignuću temperature samopaljenja, dolazi do izgaranja smjese zraka i para tekućeg goriva. Proizvedena toplina služi za daljnje zagrijavanje goriva i smjese. Brzina izgaranja tekućeg goriva određena je brzinom isparavanja površine kapljice goriva, zato što je to najsporija faza u procesu izgaranja. Dodirna površina između goriva i vrućih dimnih plinova se može višestruko povećati raspršivanjem goriva u sitne kapljice, što se postiže mlaznicama ili brizgaljkama. Npr. od kapi promjera 1 mm, može se dobiti 106 kapi promjera 10 µm, pri čemu se površina isparavanja povećava 600 puta. Faze izgaranja tekućeg goriva: 1. raspršivanje, 2. stvaranje gorive smjese, 3. paljenje smjese, 4. izgaranje smjese. U vrijeme povećane izgradnje termoelektrana na mazut, krajem pedesetih i početkom šezdesetih godina, izbio je u prvi plan problem niskotemperaturne korozije. Uz pojavu korozije uobičajeno se pojavljivao i problem izbacivanja kiselih nakupina u okolinu. Uzrok problema je bila proizvodnja SO3 tijekom izgaranja mazuta s povećanim sadržajem sumpora. Od tada su poduzeta mnogobrojna istraživanja da bi se utvrdio utjecaj različitih faktora na proizvodnju SO3. Ubrzo je utvrđeno da djelotvornu mjeru za smanjenje proizvodnje SO3 predstavlja izgaranje s niskim pretičkom zraka. Upravo iz činjenice da postoji jaka zavisnost proizvodnje SO3 o pretičku zraka, zaključeno je da se proizvodnja SO3 odvija prvenstveno u plamenu, a da je u znatno manjoj mjeri posljedica katalitičkog djelovanja. 1.1. Teorijske pretpostavke za niskotemperaturnu koroziju generatora pare loženih tekućim gorivom 1.1.1. Nastajanje SO3 u ložištu Teško loživo ulje u pravilu sadržava od 1,5 do 3 % sumpora koji skoro u potpunosti izgara u ložištu u sumporni dioksid. S + O2 = SO2
1kgS + 0,7 m O2 = 0,7 m SO2 3
3
(1) (2)
Izgaranjem 1 kg sumpora dobiva se 0,7 m3 sumpornog dioksida (kod normalnih uvjeta). Odatle proizlazi da, ako u gorivu ima 3 % sumpora i ako se stvara približno 12 m3/kgB dimnih plinova, u dimnim plinovima ima 1750 ppmvol sumpornog dioksida. Tek mali dio nastalog sumpornog dioksida veže se s kisikom u sumporni trioksid prema formuli: 1 SO2 + ⋅ O2 = SO3 (3) 2
2
Količina nastalog sumpornog trioksida ovisi o različitim termičkim i katalitičkim utjecajima. Najznačajnija su tri utjecajna faktora: • temperatura izgaranja, • koeficijent pretička zraka, • sadržaj sumpora u gorivu. Utjecaj temperature izgaranja
Proizvodnja SO3 %
Temperatura izgaranja ovisi o izvedbi ložišta i karakteristikama plamenika (načinu paljenja i načinu miješanja smjese goriva i zraka za izgaranje). Na sl. 1. prikazana je zavisnost pretvorbe SO2 u SO3 o temperaturi izgaranja i koeficijentu pretička zraka.
λ λ
λ
Temperatura izgaranja °C
Sl. 1. Pretvorbe SO2 u SO3 u zavisnosti od temperature izgaranja i koeficijenta pretička zraka
Sadržaj SO3 10-3 %
Relativno vrijeme
Temperatura izgaranja °C
Sl. 2. Proizvodnja SO3 kao funkcija vremena koje stoji na raspolaganju za reakciju
3
Temperatura rošenja °C
Temperatura izgaranja
Sadržaj SO3 10-3 %
Iz sl. 1. je vidljivo da proizvodnja SO3 pada s povišenjem temperature izgaranja. Kod visokih temperatura izgaranja naime, dolazi do ubrzanja kinetike procesa izgaranja što skraćuje vrijeme koje stoji na raspolaganju za SO3 reakciju. Utjecaj vremena reakcije na količinu proizvedenoga SO3 može se vidjeti na sl. 2. Na sl. 3. prikazani su odnosi sadržaja SO3, relativnog vremena reakcije, temperature izgaranja i temperature rošenja H2SO4. Budući da u generatoru pare nema daljnjeg izgaranja osim u ložištu, proizvodnja SO3 vezana uz izgaranje završava u ložištu.
Relativno vrijeme
Sl. 3. Proizvodnja SO3 u zavisnosti od vremena reakcije i temperature izgaranja Utjecaj pretička zraka Dugo se vremena smatralo da je za plamenike i ložišta s izgaranjem teškog loživog ulja preporučljiva vrijednost koeficijenta pretička zraka λ=1,08-1,1. Time je s jedne strane bilo osigurano potpuno izgaranje goriva, a s druge je strane veća količina zraka u dimnim plinovima smanjivala parcijalni tlak (udio) para H2SO4, što je opet smanjivalo temperaturu rošenja. Međutim, već smo vidjeli na sl. 1. da povećanjem koeficijenta pretička zraka bitno raste proizvodnja SO3. Danas je dokazano da upravo raspoloživost slobodnog kisika u plamenu tekućeg goriva stvara povoljnu atmosferu za nastajanje SO3. Na sl. 4. prikazani su rezultati mjerenja temperature rošenja H2SO4 u zavisnosti od koeficijenta pretička zraka na dvama različitim kotlovima s loženjem teškog ulja.
Temperatura rošenja
4
Sadržaj O2 u dimnim plinovima %
Sl. 4. Zavisnost temperature rošenja H2SO4 o pretičku zraka Na sl. 5. prikazan je postotak pretvorbe SO2 u SO3 u zavisnosti od sadržaja kisika u dimnim plinovima. Označeno je područje povoljnog rada, od 0,2 do 0,6 % sadržaja O2, što odgovara koeficijentima pretička zraka od 1,01 do 1,03. Tada pretvorba SO2 u SO3 iznosi od 0,4 do 1,7 %. 5
Pretvorba SO2 u SO3, %
4
3
2
1
Radno područje
0 0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
Sadržaj O2 u dimnim plinovima, %
Sl. 5. Pretvorba SO2 u SO3 u zavisnosti od sadržaja kisika u dimnim plinovima
5
Sadržaj sumpora Na sl. 6. prikazana je funkcionalna zavisnost temperature rošenja H2SO4 o sadržaju sumpora u gorivu za različite koeficijente pretička zraka.
λ
Temperatura rošenja
λ
λ
Sadržaj sumpora %
Sl. 6. Zavisnost temperature rošenja H2SO4 o sadržaju sumpora u gorivu i koeficijentu pretička zraka Vidljivo je da, za sadržaj sumpora veći od 1,2 %, temperatura rošenja leži u području između 90 i 150 °C. Isto se tako pokazuje da je utjecaj kisika u dimnim plinovima veći od utjecaja sadržaja sumpora u gorivu. 1.1.2. Točka rošenja
Točka rošenja se definira kao najviša temperatura pri kojoj je smjesa dimnih plinova, u kojoj ima para vlažnih plinova, u zasićenom stanju. Ukoliko se temperatura dimnih plinova spusti ispod temperature rošenja (bez promjene tlaka plinova) dolazi do kondenzacije. Točka rošenja H2O Točka rošenja (ili točka zasićenja) H2O ovisna je o parcijalnom tlaku H2O, odnosno o volumnom udjelu H2O u dimnim plinovima. Vodena para se pojavljuje u dimnim plinovima prilikom izgaranja vodika iz goriva, nastaje iz eventualne vlage u gorivu koja u procesu izgaranja isparava te iz zraka za izgaranje koji uvijek sadrži vlagu u većoj ili manjoj mjeri. U slučaju potpunog izgaranja tlak se vodene pare može izračunati iz Daltonovog zakona p H 2O = p G ⋅
V H 2O VG
gdje se indeksi H2O i G odnose na vodenu paru i dimne plinove. Na sl. 7. prikazana je zavisnost tlaka zasićenja vodene pare o temperaturi zasićenja. Temperatura se zasićene vodene pare kod izgaranja mazuta obično nalazi između 45 i 55 °C. Na sl. 8. dana je zavisnost temperature
6
Parcijalni tlak vodene pare kg/cm2
zasićenja vodene pare o koeficijentu pretička zraka. Kako udio vodene pare (tako i parcijalni tlak) u dimnim plinovima pada zbog veće dobave zraka, tako pada i temperatura zasićenja.
Temperatura rošenja vode °C
Temperatura rošenja vode °C
Sl. 7. Zavisnost tlaka zasićenja vodene pare o temperaturi zasićenja
Pretičak zraka λ
Sl. 8. Zavisnost temperature zasićenja vodene pare o koeficijentu pretička zraka Točka rošenja H2SO4 U slučaju kada dimni plinovi sadrže SO3 ili pare sumporne kiseline te vodenu paru, proces kondezacije se može pratiti na dijagramu na sl. 9. Dijagram je nacrtan za parcijalni tlak od 0,1 bar, što odgovara uobičajenom udjelu vodene pare i sumporne kiseline u dimnim plinovima pri izgaranju mazuta. Budući da je koncentracija SO3 i para sumporne kiseline u smjesi jako mala, vidljivo je da se temperature rošenja nalaze u području do 160 °C.
7
Linija rošenja Para
Smjesa Temperatura
pare i kondenzata
Linija isparavanja Kondenzat
Maseni udio % H2SO4
Sl. 9. Rošenje smjese sumporne kiseline i vode pri parcijalnom tlaku 0,1 bar Slika 10. prikazuje zavisnost temperature rošenja H2SO4 o volumnoj koncentraciji SO3 u dimnim plinovima. Smatra se da se ovim dijagramom može procijeniti temperatura rošenja unutar 5 °C točnosti.
Koncentracija SO3, ppm vol
1000
100
10
1 110
120
130
140
150
160
170
Temperatura rošenja, o C
Sl. 10. Temperature rošenja H2SO4 u zavisnosti o volumnoj koncentraciji SO3 Nastajanje kondenzirajućeg sloja Temperatura rošenja H2SO4 pokazuje temperaturu od koje počinje djelovati proces korozije, ali je za intenzitet korozije mnogo primjerenije upotrijebiti brzinu nastajanja kondenzirajućeg sloja. Debljina kondenzirajućeg sloja i koncentracija H2SO4 u njemu ovise o temperaturi izmjenjivačke površine.
Intenzitet korozije
8
Točka korozije
Točka rošenja vode Točka rošenja H2SO4 Temperatura površine °C
Sl. 11. Proces korozije pri kondenzaciji para H2SO4
H2SO4 u dimnim
Debljina filma mg/h
plinovima
Temperatura površine °C
Sl. 12. Intenzitet korozije u zavisnosti od koncentracije para H2SO4 u dimnim plinovima Na početku kondenzacije (na temperaturi rošenja) intenzitet procesa korozije je mali, zbog toga što je izkondenzirala mala količina kiseline koja ima visoku koncentraciju (vidi sl. 9.). Pri temperaturama ispod temperature rošenja debljina kondenzirajućeg sloja raste i doseže svoj maksimum kojih 30-50 °C ispod temperature rošenja (vidi sl. 12.). Pri tome dolazi do pada koncentracije H2SO4 i izrazite korozije izmjenjivačke površine. Daljnjim smanjenjem temperature pada intenzitet korozije. U blizini temperature zasićenja vode intenzitet korozije ponovo naglo raste, što se pripisuje djelovanju sumporaste kiseline (H2SO3) koja je nekoliko puta agresivnija od H2SO4. Opisani se proces kondenzacije ne mora uvijek na taj način odvijati. Kod drukčijih se uvjeta može susresti skoro linearna zavisnost korozije o temperaturi izmjenjivačke površine.
9
1.2. Mjere za sprečavanje pojave niskotemperaturne korozije
Iz dosadašnjih razmatranja mogu se definirati mjere i postupci koji sprečavaju ili ublažavaju pojavu niskotemperaturne korozije. To su: 1. kontrola i održavanje pogona, 2. korištenje goriva s niskim postotkom sumpora, 3. korištenje aditiva, 4. korištenje materijala otpornih na koroziju. 1.2.1 Kontrola i održavanje pogona
Kao što je već rečeno koeficijent pretička zraka potrebno je održavati na minimalnim vrijednostima (λ=1,01-1,03), čime se bitno utječe na smanjenje nastanka SO3 u dimnim plinovima, a time i na pojavu niskotemperaturne korozije. Ovo je najdjelotvornija mjera koja će se detaljno analizirati kroz svjetska iskustva i praksu u poglavlju 1.3. Ako se postrojenjem može upravljati tako da temperatura dimnih plinova ne padne ispod temperature rosišta sve dok dimni plinovi ne prođu najosjetljivija mjesta (zagrijači zraka i zagrijači vode), tada se može značajno smanjiti korozija. Alternativna je mjera povećanje temperature izlaznog kraja, ali je ovo skupa opcija zbog smanjenja stupnja iskoristivosti postrojenja. Dobro održavanje postrojenja također pomaže u borbi protiv niskotemperaturne korozije. Izolaciju na dimnim kanalima treba održavati u ispravnom stanju da ne dođe do stvaranja hladnih mjesta koja pospješuju kondenzaciju. Kanali za dimne plinove moraju biti u besprijekornom stanju da se onemogući prodor hladnijeg zraka iz okoline koji također snizuje temperaturu dimnih plinova. Dijelovi postrojenja osjetljivi na koroziju mogu se povremeno ispirati vodom da se spriječi taloženje kiseline. Zagrijači zraka i vode uobičajeno se čiste izvan pogona. Voda za ispiranje mora biti ravnomjerno raspoređena i s velikim mlazom kako bi se kiselina odstranila brzo i potpuno u što kraćem vremenu. 1.2.2. Niskosumporna goriva
Korištenje niskosumpornog goriva teško je izvedivo. Gorivo se kupuje tako da se optimira cijena proizvedene energije, a jeftinija teška ulja obično imaju sadržaj sumpora od oko 3 %. Zbog toga ova mjera, osim u izuzetnim slučajevima, ne predstavlja realnu mogućnost. 1.2.3. Korištenje aditiva
Aditivi se dodaju s namjerom neutralizacije kiseline dok se ona nalazi još u parnoj fazi, te tako sprečavaju nastajanje kiselinskog taloga na kanalima i na zagrijačima zraka. Obično se ubacuju u dimne plinova na ulazu u zagrijač zraka ili se dodaju direktno u gorivo. Tijekom godina intenzivno su testirani magnezijev karbonat, magnezijev oksid i hidroksid, dolomit (magnezijev vapnenac), cinkov prašak, tercijarni amini, piridin i amonijak. Iskustva su pokazala da su magnezijev oksid i hidriksid najučinkovitiji. Zadatak neutralizacije sumporne kiseline u parnoj fazi zahtijeva fino samljeveni magnezij kako bi se povećala reakcijska površina. Da bi se postigla djelotvorna neutralizacija kiseline srednji promjer magnezijevih čestica mora biti oko 5 µm, a molarni omjer Mg:SO3 treba biti dva.
10
Oprema za ubacivanje magnezijevog praška u zagrijač zraka sastoji se od lijevka s mješalicom spojenog s pužnim transporterom za dovod praška u venturijevu cijev. Prašak se miješa s mlazom zraka i potiskuje u dimne plinove. Ovaj način ubrizgavanja može kontrolirati kiselost u kotlovima do 660 MW, za što je potrebno 180 kg/h magnezijevog praška. Navedeni način može spriječiti koroziju postrojenja koje je čisto na početku pogona. Postrojenju koje već ima naslage kiseline neće odgovarati magnezijeve čestice veličine 5 µm koje se teško talože na površinama kanala. Veličina čestica od 5 µm prvenstveno je odabrana za neutralizaciju kiseline u dimnim plinovima. Ako je zbog neutralizacije kiseline potrebno taloženje magnezija na površinama, koriste se veće čestice (≈50 µm). I na kraju komentar o ubrizgavanju amonijaka. U nekim je slučajevima amonijak djelovao neutralizirajuće, dok je u drugima pospješivao koroziju. Problem leži u činjenici da ne smije doći do formiranja aminijevog-bisulfata koji je korozivan i potiče daljnju koroziju, ako se nataloži na hladnim površinama. U uspješnim su pokušajima preporučene doze amonijaka bile 0,06-0,08 % masenog udjela po kilogramu izgorenog goriva, ovisno o sadržaju sumpora u gorivu. 1.2.4. Korištanje materijala otpornih na koroziju
U rotacionim zagrijačima zraka isprobani su različiti materijali otporni na koroziju. Ovaj je element postrojenja sklon koroziji jer se temperatura rotirajućeg elementa mijenja 1-2 puta u minuti. Naročito je važna konstrukcija elementa. Sa stanovišta prijelaza topline bolja je savinuta forma limova, ali to može dovesti do formiranja taloga. Konstrukcije koje su predviđene za često pranje radi otklanjanja kiselih taloga, vjerojatno su ekonomski isplativije (od onih s ugrađenim skupljim materijalima), što ipak ovisi o načinu rada postrojenja i kvaliteti goriva. Iskustvo je pokazalo da su niskolegirani čelici najbolji izbor materijala za konstrukciju. Oni daju dobar odnos između vijeka trajanja i relativno niske cijene. Koriste se čelici s 3% Cr sa ili bez 0,5 % Mo, ali je najbolji materijal Corten (0,12 % C max, 0,25-0,75 % Si , 0,2-0,5 % Mn, 0,07-0,15 % P, 0,05 % S max, 0,3-1,25 % Cr, 0,65 % Ni max, 0,25-0,55 % Cu) koji je niskolegirani, zavarljivi čelik visoke čvrstoće čija je otpornost na koroziju tri puta veća od nelegiranog čelika. 1.3. Svjetska praksa i iskustva
Iz dosadašnjih je razmatranja moguće zaključiti da je poboljšanje procesa izgaranja najbolji način za smanjenje niskotemperaturne korozije. To znači da je potrebno osigurati brzo zapaljenje raspršenog goriva, dobro miješanje goriva i zraka za izgaranje te potpuno izgaranje goriva uz minimalni koeficijent pretička zraka. Time će se postići smanjenje zaprljanja dimne strane generatora pare te smanjenje korozije što omogućuje produljenje vremena pogona između dva remonta i uz sve to postiže se bolji stupanj toplinske iskoristivosti generatora pare. Ove zahtjeve nije uvijek lako ispuniti jer ovise o konstrukciji plamenika, rasporedu plamenika na zidovima ložišta, načinu dovođenja i raspodjeli goriva i zraka te načinu regulacije parametara izgaranja. 1.3.1. Tijek procesa izgaranja
Dobro miješanje goriva i zraka smanjuje vrijeme izgaranja uz postizanje visokih temperatura u ložištu. Time se izgaranje mazuta po svojim karakteristikama približava procesu izgaranja plinskog goriva. Ukoliko je miješanje nedovoljno dobro, pojavljuje se
11
pojačano koksiranje kapljica mazuta te se zbog produljenja vremena reakcije ovakvo izgaranje približava izgaranju ugljene prašine. Vrijeme izgaranja tada ovisi o količini stvorenog koksa, vremenu provedenom na visokim temperaturama i koeficijentu pretička zraka (vidi sl. 13.). [s]
Teško loživo ulje
Koeficijent pretička zraka λ
Sl. 13. Vrijeme izgaranja koksiranih kapljica mazuta s početnim promjerom od 100 µm u zavisnosti od koeficijenta pretička zraka Zbog navedenoga se treba težiti što boljem miješanju goriva i zraka što se opet postiže visokom turbulencijom privedenog zraka, velikom relativnom brzinom zraka u odnosu na gorivo, dobrim raspršenjem kapljica goriva te pravilnim izborom kuta raspršenja. Nepotrebno je reći da dimenzije ložišta moraju biti takve da ne ograničavaju plamen niti po duljini niti po širini. 1.3.2. Konstrukcija plamenika
Mlaznica za gorivo
Ulje Para
Sl. 14. Y- mlaznica
12
Mlaznice za tekuće gorivo imaju veliki utjecaj na dimenzije raspršenih kapljica i njihovu raspodjelu u izlaznom presjeku plamenika. U praksi su se izuzetno povoljnima pokazale mlaznice za tekuće gorivo u Y-obliku s parnim raspršenjem mazuta, kao što je prikazano na sl. 14. Navedeni je oblik mlaznice, za razliku od drugih načina raspršenja goriva (tlačno, zrakom, rotirajuće), izuzetno prilagodljiv što omogućuje ispunjavanja zahtjeva dobrog izgaranja. Ta se prilagodba u prvom redu odnosi na broj otvora za izlaz goriva i kut raspršenja koji se može po volji odabrati. Na sl. 15. i 16. prikazani su plamenici za mazut ugrađeni na generatorima pare s proizvodnjom pare od 32 t/h (3 plamenika, svaki ima kapacitet 800 kg/h), odnosno 400 t/h (18 plamenika, svaki ima kapacitet 1750 kg/h).
Kut raspršenja
Sl. 15. Plamenik s kapacitetom 800 kg/h, Y-mlaznica s 5 otvora
Kut raspršenja
Sl. 16. Plamenik s kapacitetom 1750 kg/h, Y-mlaznica s 10 otvora Rezultati mjerenja provedeni na navedenim generatorima pare prikazani su na sl. 17. i 18.
13
Temperatura rošenja °C Temperatura rošenja CO2 Bacharachov broj
Bacharachov broj
Sadržaj O2 u dimnim plinovima %
Sl. 17. Rezultati mjerenja na kotlu 32 t/h
Temperatura rošenja °C
Temperatura rošenja Bacharachov broj
Bacharachov broj
Sadržaj O2 u dimnim plinovima %
Sl. 18. Rezultati mjerenja na kotlu 400 t/h Na sl. 19., 20. i 21. prikazana je zavisnost točke rošenja i intenziteta nastanka korozije od kuta raspršenja goriva. Mjerenja su izvršena na generatoru pare od 400 t/h. Općenito se može reći da manji kut raspršenja goriva ima za posljedicu duži plamen i smanjenu stabilnost zapaljenja goriva.
14
Temperatura rošenja °C
Bacharachov broj
Temperatura rošenja
Bacharachov broj Kut raspršenja
Sadržaj O2 u dimnim plinovima %
Sl. 19. Parametri izgaranja u zavisnosti od kuta raspršenja mazuta
Intenzitet korozije µA/min
λ
λ
Temperatura površine °C
Sl. 20. Intenzitet korozije u zavisnosti od temperature površine (kut raspršenja mazuta 70 °)
15
Intenzitet korozije µA/min
λ
λ
Temperatura površine °C
Sl. 21. Intenzitet korozije u zavisnosti od temperature površine (kut raspršenja mazuta 85 °) Postizanje optimalnog raspršenja mazuta, što je preduvjet pogona s izrazito niskim koeficijentom pretička zraka, bitno ovisi o viskozitetu mazuta na mlaznici plamenika. Za Ymlaznice najpovoljnije vrijednosti viskoziteta mazuta iznose 2-3 E. U slučaju pogona s λ=1,15 (što je vrlo često uobičajena vrijednost), viskozitet može iznositi 6 E. Za viskozitet od 2-3 E i uobičajenu kvalitetu mazuta potrebne su temperature zagrijavanja mazuta od 120 °C. Na sl. 22. jasno je pokazano da smanjenje temperature od 120 °C na 95 °C (izaziva povećanje viskoziteta), bitno pogoršava raspršenje mazuta i uvjete izgaranja, čime se povećava intenzitet korozije. Zbog toga je potrebno regulirati temperaturu mazuta u vrlo uskim granicama na zadanu vrijednost.
Intenzitet korozije µA/min
Temperatura mazuta = 95°C
Temperatura mazuta = 120°C
Temperatura površine °C
Sl. 22. Intenzitet korozije u zavisnosti od temperature mazuta
16
Dovod zraka Na odvijanje procesa izgaranja naročiti utjecaj ima polje strujanja zraka na izlazu iz plamenika. Ono utječe na stvaranje smjese goriva i zraka te uvjete zapaljenja smjese. Brzina strujanja zraka ne smije biti niti premala, jer će raspršenje goriva biti slabo, niti prevelika da ne dođe do otpuhivanja plamena što može stvarati poteškoće kod zapaljenja svježe smjese. Za stabilizaciju plamena i postizanje povoljnog zapaljenja ugrađuje se tzv. impeler u struju zraka. Time se smanjuje aksijalna, a povećava tangencijalna komponenta strujanja zraka, što osigurava mirno i sigurno zapaljenje smjese. Impeler je uz mlaznice za raspršenje goriva, uređaje za dovođenja zraka i realizaciju optimalne brzine strujanja zraka, jedan od najvažnijih elemenata plamenika. Na sl. 23. prikazan je impeler za stabilizaciju plamena.
Sl. 23. Impeler za stabilizaciju plamena
mm v.s.
Mjerenja i detaljni proračuni pokazuju da iza impelera u smjeru strujanja zraka nastaje zona smanjenog tlaka koja dovodi do natražnog strujanja smjese. Polje strujanja iza impelera prikazana je na sl. 24.
Sl. 24. Polje strujanja iza impelera
17
Promjer impelera i udio zraka koji prolazi kroz impeler (primarni zrak) imaju veliki utjecaj na zapaljenje smjese i izgaranje. Optimalne se dimenzije impelera određuju eksperimentalno iako se danas već upotrebljavaju i kompjutorski proračuni u tu svrhu. Ostatak zraka (sekundarni zrak) koji se dovodi oko impelera ima veliku važnost za formiranje kvalitetne smjese goriva i zraka. U današnjim se plamenicima većih snaga primarni i sekundarni zrak u pravilu dovode odvojeno kako bi se brzina i način dovođenja mogli neovisno regulirati. Bolje miješanje zraka i goriva znači skraćivanje plamena. Za pouzdano zapaljenje smjese naročiti značaj ima duljina cilindričnog izlaznog otvora plamenika. Plamenik na sl. 25. radi u području λ=1,2-1,3, dok je na sl. 26. prikazan plamenik s cilindričnim otvorom za koji vrijedi λ<1,05. U tok sekundarnog zraka umeću se lopatice za postizanje vrtloženja čime se utječe na duljinu plamena, tok procesa izgaranja i stabilnost plamena.
Sl. 25. Starija izvedba plamenika za uljno loženje
Sl. 26. Moderna izvedba plamenika za uljno loženje 1.3.3. Odnos goriva i zraka
Kao što je do sada rečeno, treba se težiti k tome da koeficijent pretička zraka ne bude veći od 1,05, što odgovara udjelu kisika u dimnim plinovima do 1 %. Količine goriva i zraka morale bi se moći lako podesiti. Svaki bi plamenik morao imati vlastito brojilo protoka goriva, a po mogućnosti i količina bi se zraka trebala moći mjeriti na svakom plameniku. Idealno bi bilo kada bi svaki plamenik imao vlastiti dovod zraka. Kako je osjetljivo loženje u pogonu s malim koeficijentom pretička zraka pokazuje sl. 27. Povećanje udjela kisika za 0,4 % izaziva smanjenje udjela CO u dimnim plinovima od 0,07 % na nulu. To znači da se bez egzaktnog i kontroliranog podešenja odnosa goriva i zraka ne može održavati pogon u području malih pretičaka zraka.
Minuta
18
CO u dimnim plinovima %
O2 u dimnim plinovima %
Sl. 27. Ovisnost sadržaja CO o pretičku zraka Osim navedenoga, uvjet pogona s malim pretičkom zraka je brzo i precizno reagirajuća regulacija i obučeni personal. Naime, kod srednjih i velikih generatora pare potreban je i veliki broj plamenika, na kojima se ne može ručnim načinom regulirati raspodjela količine goriva. Na sl. 28. prikazan je pogonski ispis glavnih parametara na već spomenutom generatoru pare od 32 t/h koji ima kompletnu automatsku regulaciju. Treba uočiti da je usprkos velikim kolebanjima opterećenja od 8-10 t/h, rada s malim pretičkom zraka od svega 0,5 % udjela O2, pogon vrlo stabilan s kvalitetnim izgaranjem.
Sati
°C Temp.dim.plinova
°C Temperatura pare
Sadržaj O2
atm Tlak pare
Sadržaj CO
t/h Količina pare
% Sadržaj O2 % Sadržaj CO °C Temp.pare atm Tlak pare °C Temp.dimnih plinova t/h Količina pare
Sl. 28. Pogonski parametri generatora pare (32 t/h) s automatskom regulacijom izgaranja
19
Na sl. 29. prikazan je tijek točke rošenja za isti generator pare u zavisnosti od opterećenja. Gorivo je mazut sa sadržajem sumpora 2,5-3 %. Temperatura rošenja °C
Temperatura rošenja
Količina pare t/h
Sl. 29. Točka rošenja, sadržaj CO2 i O2 u zavisnosti od opterećenja generatoru pare od 32 t/h 1.3.4. Pretičak zraka
Već je u nekoliko navrata rečeno da je formiranje što idealnije smjese goriva i zraka prva pretpostavka za pogon ložišta s malim (blizu teoretskog) pretička zraka, a da pri tome ne dođe do nedozvoljene proizvodnje čađe i ugljičnog monoksida. Prva su ložišta s mazutnim loženjem uobičajeno koristila pretičak zraka od 10 do 20 %. Pogon s manjim pretičkom zraka izazivao je čađenje i pojavu CO, uz produljenje procesa izgaranja i produljenje plamena. Osnovni nedostatak ovakvog loženja bila je loša konstrukcija plamenika kojom se nije uspijevalo postići dovoljno dobro miješanje goriva i zraka. S jedne strane je kut raspršivanja goriva bio premali. S druge je strane dovodni kanal za zrak imao proširenje na ustima plamenika (sl. 25.), što je uvodilo zrak u proces izgaranja sa zakašnjenjem ili je dio zraka bio izgubljen za izgaranje. Rezultati mjerenja radnih parametara ložišta s ovakvom izvedbom plamenika prikazani su na sl. 30. Uočljiv je nagli porast temperature rošenja s porastom udjela kisika u dimnim plinovima, kao i visoke vrijednosti čađenja (po Bacharachu) za male vrijednosti kisika.
20
Temperatura rošenja °C
Temperatura rošenja
Bacharachov broj CO2 na kraju ložišta
Bacharachov broj
Sadržaj O2 u dimnim plinovima %
Sl. 30. Parametri izgaranja s plamenikom starije izvedbe Za razliku od navedenoga, moderni plamenici za uljno loženje s cilindričnim kanalom za privod zraka izgledaju poput prikaza na sl. 26. Rezultati mjerenja radnih parametara ložišta s modernom izvedbom plamenika prikazani su na sl. 31. U stvari se ovdje radi o rekonstrukciji izgaranja zbog prvotno jako izražene niskotemperaturne korozije na zagrijaču zraka (ulazne su temperature zraka bile 50-70 °C). Već je nakon jednogodišnjeg rada veći dio cijevi za zrak trebao biti zamijenjen zbog nagriženosti korozijom. Mjerenja prikazana na sl. 31. izvršena su godinu i pol dana (cca 10000 pogonskih sati) nakon rekonstrukcije, bez da su do tada primijećeni ikakvi znakovi niskotemperaturne korozije.
21
Temperatura rošenja °C
Bacharachov broj
Temperatura rošenja
Bacharachov broj
Sadržaj O2 u dimnim plinovima %
Sl. 31. Parametri izgaranja s plamenikom moderne izvedbe I u području niskih opterećenja potrebno je održavati optimalne parametre izgaranja, ako se želi izbjeći niskotemperaturna korozija. Održavanje niskog koeficijenta pretička zraka znatno je otežano u području niskih opterećenja. To se manje odnosi na mogućnost raspršivanja goriva, zbog toga što se promjenom dimenzija mlaznice i promjenom tlaka goriva (ili tlaka pare za raspršivanje) mogu dobiti zadovoljavajući rezultati. Nasuprot gorivu, kod nižih je opterećenja znatno teže ostvariti potrebne brzine zraka za stvaranje kvalitetne gorive smjese. Na primjer, brzina zraka od 40 m/s na punom opterećenju pada na vrijednost od 10 m/s na opterećenju od 25 %. Pri takvim je brzinama nemoguće održati nisku vrijednost pretička zraka. Mali generatori pare, koji u pravilu imaju samo jedan plamenik, rade obično s relativno visokim izlaznim temperaturama dimnih plinova. U tom slučaju nema problema s niskotemperaturnom korozijom ni kod nešto viših koeficijenata pretička zraka. Kod velikih generatora pare ložište je opremljeno s većim brojem plamenika. Kada opterećenje generatora pare padne ispod 50 %, pojedini se plamenici mogu ugasiti osiguravajući na taj način veće brzine strujanja zraka na preostalim plamenicima. Na sl. 32. prikazani su rezultati mjerenja parametara izgaranja u ložištu s tri plamenika. Preko cijelog područja opterećenja (od 33 do 13 t/h pare) uspijeva se održati konstantan koeficijent pretička zraka (što je vidljivo iz konstantne vrijednosti udjela CO2).
22
Temperatura rošenja °C
Bacharachov broj Temperatura rošenja
Bacharachov broj
Proizvodnja pare t/h
Sl. 32. Pogon generatora pare s konstantnim pretičkom zraka
Intenzitet korozije µA/min
Kao što je vidljivo iz sl. 32. postoji funkcionalna zavisnost između temperature rošenja H2SO4 i opterećenja generatora pare. S padom opterećenja pada i temperatura rošenja, što je posljedica smanjenja vremena potrebnog za izgaranje. Pri smanjenju opterećenja se naravno ne smije izgubiti na kvaliteti gorive smjese. Na slikama 33., 34. i 35. prikazan je intenzitet korozije u zavisnosti od temperature izmjenjivačke površine i koeficijenta pretička zraka za opterećenja 50, 75 i 100 %.
λ λ
λ
Temperatura površine °C
Sl. 33. Intenzitet korozije za 50 % opterećenje
Intenzitet korozije µA/min
23
λ
λ
T e m p e ra tu ra p o v rš in e °C
Sl. 34. Intenzitet korozije za 75 % opterećenje
Intenzitet korozije µA/min
λ
λ
Temperatura površine °C
Sl. 35. Intenzitet korozije za 100 % opterećenje Iz zadnjih je dijagrama vidljivo da intenzitet korozije i temperatura rošenja H2SO4 rastu s opterećenjem generatora pare i ono što je već do sada u nekoliko navrata pokazano, intenzitet korozije raste s povećanjem koeficijenta pretička zraka. Također je vidljivo da točka korozije (lokalni maksimum na krivulji intenziteta) leži kojih 30 °C ispod točke rošenja. Ovisnost točke korozije o točki rošenja prikazana je na sl. 36.
24
Primjer:
∆ t °C
Temperatura rošenja = 100°C Temperatura korozije = 75°C
Temperatura rošenja °C
Sl. 36. Temperaturna razlika između točke rošenja i točke korozije 1.3.5. Primjeri iz domaćih elektrana
U tablici 1. prikazani su rezultati proračuna i rezultati mjerenja [5] temperature rošenja H2SO4 na generatoru pare TE Rijeka. Proračun količine SO2 izvršen je prema formuli (2), a proračun temperature rošenja prema dijagramima na slikama 5. i 10. Na slikama 37. i 38. usporedba je dana dijagramski. Vidljivo je dobro slaganje izračunatih i izmjerenih vrijednosti. Treba uočiti da su izmjerene vrijednosti temperature rošenja nešto više od izračunatih, tako da iz sigurnosnih razloga u pogonu treba ići s temperaturama dimnih plinova za oko 10 °C iznad temperatura rošenja. Tablica 1. Usporedba izračunatih i izmjerenih vrijednosti temperature rošenja na TE Rijeka Nel
160,8 MW
203,1 MW
1,09
1,38
2
3,15
0,88
1,15
1,2
3,1
λ
1,055
1,070
1,105
1,176
1,044
1,058
1,061
1,173
SO2 u SO3, %
2,37
2,62
3,05
3,55
2,13
2,43
2,47
3,55
SO2, ppmvol
1044
1044
1044
1044
1312
1312
1312
1312
SO3, ppmvol
24,72
27,36
31,84
37,01
27,97
31,83
32,43
46,59
Trošenja-račun, °C
139,18
139,97
141,16
142,35
140,14
141,16
141,30
144,18
Trošenja-mjereno, °C
139,4
142,4
142,0
146,3
139,6
140,0
146,5
145,0
Temperatura rošenja H 2SO4, oC
O2 , %
150 145 140 mjereno
135
Poly. (račun)
130 125 120 0
1
2
3
4
Sadržaj O2, %
Sl. 37. Usporedba proračuna i mjerenja temperature rošenja H2SO4 u TE Rijeka, na snazi bloka 160,8 MW
Temperatura rošenja H 2SO4, oC
25
150 145 140 mjereno
135
Poly. (račun)
130 125 120 0
1
2
3
4
Sadržaj O2, %
Sl. 38. Usporedba proračuna i mjerenja temperature rošenja H2SO4 u TE Rijeka, na snazi bloka 203,1 MW Na sl. 39. prikazane su temperature rošenja H2SO4 u generatorima pare TE Sisak. Pretpostavljeno je loženje mazutom koji sadrži 1,8 % sumpora uz koeficijent pretička zraka λ=1,05, što odgovara sadržaju kisika u dimnim plinovima od oko 1 %. Na 70 % opterećenju povećava se sadržaj kisika u dimnim plinovima na 2 %, a na 30 % opterećenju na 3 %. Prema literaturi [4] s padom opterećenja dolazi do sniženja temperature rošenja. Sniženje nastaje zbog skraćenja vremena izgaranja na nižim opterećenjima te ovisi o načinu loženja i konstrukciji plamenika. Zbog nesigurnosti utvrđivanja točne temperature rošenja u ovisnosti o opterećenju, na sl. 39. prikazane su dvije granične linije. Konzervativna linija ne predviđa sniženje temperature s padom opterećenja, dok je crtkana krivulja izvedena prema podacima iz [4]. Na slici je još ucrtana temperatura dimnih plinova na izlazu iz generatora pare prema projektnoj dokumentaciji (osim one na najnižem opterećenju). Može se vidjeti da izmjerene temperatura dimnih plinova na izlazu iz generatora pare leže u području temperatura rošenja. 160
120
o
Temperatura, C
140
konzervativno
100
prema [4]
80
proizvođač
60
mjereno [6]
40 20 0 0
0.25
0.5
0.75
1
1.25
Opterećenje
Sl. 39. Promjena temperature rošenja u generatorima pare TE Sisak u ovisnosti o opterećenju
26
1.3.6. Proizvodnja SO3 uslijed katalitičkog djelovanja
Godine 1972. u elektrani je Irsching pušten u pogon 300 MW EVT generator pare s loženjem mazuta. Generator pare je projektiran uz uvažavanje mjera za sprečavanje niskotemperaturne korozije, kao što su pogon s niskim pretičkom zraka i pojedinačna regulacijom plamenika. Primopredajna su isputivanja izvršena nakon 8000 pogonskih sati sa sljedećim parametrima izgaranja: 0,6 % • sadržaj O2 1 • Bacharachov broj 20 mg/m3 • sadržaj krutih čestica u dimnim plinovima 0,001 % • sadržaj CO 100 mg/m3suhih • sadržaj SO3 140 °C • točka rošenja H2SO4 Povećanjem broja pogonskih sati, na izlazu iz dimnjaka postajala je sve uočljivija bijela perjanica, prikazana na sl. 40.
Sl. 40. Perjanica na dimnjaku (snaga 240 MW, temperatura dimn.plinova 145 °C) Dosta je vremena trebalo dok se konačno nije posumnjalo na pojavu katalitičkog SO3. Nakon 29000 pogonskih sati mjerenja su pokazala da je uz 0,6 % O2 u dimnim plinovima, sadržaj SO3 na kraju ložišta iznosio 80 mg/m3, a ispred RZZ 360 mg/m3. To znači da je pretvorba SO2 u SO3 iznosila uslijed izgaranja oko 2 %, a uslijed katalitičkog djelovanja oko 7 %. Točka rošenja H2SO4 za sadržaj SO3 od 360 mg/m3 iznosila je 160 °C. S ciljem smanjenja niskotemperaturne korozije i smanjenja izbacivanja kiselih nakupina izvršeno je pranje vodom. Rezultat je bio odmah uočljiv, što je vidljivo na sl. 41.
27
. Sl. 41. Slika dimnjaka nakon pranja izmjenjivačkih površina
Pretvorba SO2 u SO3
Ovisnost proizvodnje katalitičkog SO3 o temperaturi prikazana je na sl. 42. Na slici je prikazana i ravnotežna krivulja reakcije SO2 u SO3. U stvarnosti ova reakcija s molekularnim kisikom teče čak i kod visokih temperatura toliko sporo da se nikada ne dosegne ravnotežna koncentracija. Upotrebom katalizatora koncentracija se SO3 može povećati i do 90 %. Kao katalizatori naročiti značaj imaju V2O5 i Fe2O3. Iz slike je vidljivo da ispod temperatura od 400 °C nema proizvodnje katalitičkog SO3 zbog malih brzina reakcije.
Temperatura površine a) ravnotežna krivulja c) katalizator Fe2O3 b) katalizator V2O5
d) katalizator kvarc
Sl. 42. Proizvodnja katalitičkog SO3 u ovisnosti o temperaturi Nakon višegodišnjeg iskustva u eksploataciji i različitim pokušajima utjecanja na smanjenje proizvodnje katalitičkog SO3 došlo se do sljedećih zaključaka: 1. Relativno veće količine SO3 u dimnim plinovima dovode na dimnjaku nakon kondenzacije do stvaranja bijele perjanice. Ova se pojava zapaža pri koncentracijama SO3 u dimnim plinovima iznad 150 mg/m3. 2. Pogon s niskim pretičkom zraka u ložištima s uljnim loženjem nije dovoljna garancija za održanje niske stope pretvorbe SO2 u SO3 kada postoji katalitičko djelovanje taloga pepela na izmjenjivačkim površinama i kada su temperature na razini od 600 °C.
28
3. Proizvodnja katalitičkog SO3 može biti višestruko puta veća od količine SO3 proizvedene u plamenu. 4. Za sada nisu pronađene zadovoljavajuće mjere za sanaciju ove pojave. Privremeno rješenje ostaje pranje izmjenjivačkih površina vodom. 5. Dosadašnja istraživanja s aditivima nisu dala bitna poboljšanja. 1.4. Usporedba korištenja ugljena i tekućeg goriva za izgaranje
Korištenje kapljevitog goriva donosi određene prednosti u odnosu na ugljen: - vrijeme izgaranje kapljice kapljevitog goriva je otprilike dvostruko kraće od vremena izgaranja čestice ugljena - kod izgaranja ugljena, za razliku od kapljevitog goriva, postoji mali postotak prevelikih čestica koje moraju duže obitavati u ložištu nego prosječne čestice - prijelaz topline na zid ložišta ovisi o količini pepela prionulog uza zid, a budući kod izgaranja ugljena postoji puno više pepela nego kod ulja, postoji i veći otpor prijelazu topline kod kotlova na ugljen Posljedica svega toga jesu puno veće dimenzije ložišta na ugljen od onog na kapljevito gorivo da bi se poboljšao proces izgaranja (slika 6). Kod ugljena, mora se obratiti posebna pažnja na skupljanje pepela na dnu ložišta, o čemu ovisi i oblik ložišta, što nije slučaj kod kapljevitog goriva (ložište na ugljen na dnu mora imati stranice pod kutem od oko 60°, dok kod ložišta na kapljevito gorivo može biti horizontalno, odnosno blago zakošeno). Usporedne vrijednosti visina
širina
dubina
Ugljen
2
1,2
1,14
Ulje
1
1
1
1
9.
PRIJELAZA TOPLINE U GENERATORIMA PARE
U generatorima se pare toplina dimnih plinova, nastalih izgaranjem, prenosi na vodu i paru. Ako postoji zagrijač zraka, tada se dio topline dimnih plinova prenosi u njemu na ulazni zrak. Pri tome su zastupljena sva tri načina prijelaza topline: zračenje, konvekcija i provođenje. 9.1
Prijelaz topline zračenjem
Zračenje dviju paralelnih ploča Toplinsko zračenje dviju paralelnih ploča prikazano je na sljedećoj slici.
r1r22E1
r2E1
E1
1
a2r1r2E1
a2E1
T2
2
r12r22E1
r1r2E1
T1
a1r1r22E1
a1r2E1
Slika 1. Zračenje paralelnih ploča Zračenje ploče 1 na ploču dva jednako je:
q12 = (1 − a1r2 − a1r1r22 − a1r12 r23 − ...) ⋅ E1
[
(
)]
= 1 − a1r2 1 + r1r2 + r12 r22 + ... ⋅ E1 Suma članova geometrijskog reda u zagradi je jednaka: qn −1 1 gdje je a1 prvi član reda, q kvocijent uzastopnih članova, a Σ = a1 = q − 1 1 − r1r2 n broj članova reda. Refleksivnost ploča označena je s r1 i r2. ar q12 = 1 − 1 2 ⋅ E1 1 − r1r2 Budući da je a + r = 1 ,
a1r2 = a1 (1 − a 2 ) = a1 − a1a 2
1 − r1r2 = 1 − (1 − a1 )(1 − a 2 ) = 1 − (a1 − a 2 + a1a 2 ) = a1 + a 2 − a1a 2 zračenje s ploče 1 na ploču 2 iznosi:
2
q12 =
a2 ⋅ E1 . a1 + a 2 − a1a 2
Na sličan način se može dobiti iznos toplinskog zračenja s ploče 2 na ploču 1 a1 q 21 = ⋅ E2 a1 + a 2 − a1a 2 Gustoća rezultirajućeg toka toplinskog zračenja je: q R = q12 − q 21 =
a 2 E1 − a1 E 2 a1 + a 2 − a1a 2
Budući da je a = ε , qR =
ε 2 E1 − ε 1 E 2 ε 1 + ε 2 − ε 1ε 2
Imajući u vidu da je: T E1 = ε 1c0 1 100 qR =
4
T E 2 = ε 2 c0 2 100
4
T 4 T 4 c0 1 − 2 1 1 100 100 + − 1
ε1
ε2
Ako je c12 =
c0 konstanta zračenja tih dviju ploča, onda je ukupni tok 1 1 + −1
ε1
ε2
toplinskog zračenja jednak: T 4 T 4 Q R = q R A = c12 A ⋅ 1 − 2 100 100 Ako se umjesto o dvjema pločama radi o tijelima u obliku kugle ili cilindra, onda je konstanta zračenja jednaka: c12 =
c0 1 A1 1 − 1 + ε 1 A2 ε 2
A2 A1
Slika 2. Obuhvaćeno tijelo u obliku kugle ili cilindra
3
Proračun prijelaza topline u ložištu Jednadžba prijelaza topline u ložištu može se u općem obliku napisati kao T 4 T 4 Q L = ε L ⋅ c0 ⋅ψ sr ⋅ Az − z ⋅ξ 100 100
(1)
c0
toplinski tok zračenja, MW stupanj crnoće ložišta koeficijent zračenja crnog tijela
ψ sr
koeficijent ekranizacije ili toplinske efikasnosti površine
Az T Tz
površina zidova (ekrana), m2 temperatura dimnih plinova referentna za toplinsko zračenje, K srednja temperatura površine zidova, K faktor zaprljanja površina
QL
εL
ξ
Zbog toplinskog zračenja dimnih plinova u iznosu QL, oni će se ohladiti na temperaturu
TL
(
)
Q L = η 0 ⋅ B ⋅ (I a − I L ) = η 0 ⋅ B ⋅ VG ⋅ c pG ⋅ (Ta − TL ) B
η0 Ia IL VG c pG
(2)
količina goriva, kg/s iskoristivost zbog gubitka zračenja adijabatska entalpija dimnih plinova, MJ/kgB entalpija dimnih plinova na izlazu iz ložišta, MJ/kgB volumen dimnih plinova, m3/kgB specifična toplina dimnih plinova, MJ/m3K
(VG ⋅ c pG ) = TI a −− TI L a
L
Izjednačavanjem jednadžbi (1) i (2), dobije se:
η 0 ⋅ B ⋅ (VG ⋅ c pG )⋅ Ta 1 −
TL Ta
T 4 = ε L ⋅ c0 ⋅ψ sr ⋅ Az ⋅ ξ ⋅ T 4 ⋅ 10 −8 1 − z T
T , Uvođenjem izraza Θ = Ta
T ΘL = L Ta
i
T σ = 1− z T
4
,
η 0 ⋅ B ⋅ (VG ⋅ c pG ) ⋅ Ta (1 − Θ L ) = ε L ⋅ c0 ⋅ψ sr ⋅ Az ⋅ ξ ⋅ Ta4 ⋅ Θ 4 ⋅ 10 −8 σ uz pretpostavku da se funkcionalni odnos između bezdimenzionalnih temperature može izraziti s
4
Θ = 4 M ⋅ Θ nL , gdje je M parametar koji određuje položaj maksimalne temperature u ložištu M = a −b⋅ X h X = 1 h2
Kao prvu aproksimaciju se može uzeti da je mjesto najviše temperature u ložištu određeno visinom plamenika. • za plinsko gorivo M = 0,52 − 0,3 ⋅ X • za mazut M = 0,52 − 0,3 ⋅ X • za izgaranje u sloju M = 0,52 − 0,3 ⋅ X
h2
h1
Slika 3. Položaj maksimalne temperature u ložištu
η 0 ⋅ B ⋅ (VG ⋅ c pG ) ⋅ Ta (1 − Θ L ) = ε L ⋅ c0 ⋅ψ sr ⋅ Az ⋅ ξ ⋅ Ta4 ⋅ M ⋅ Θ 4Ln ⋅ 10 −8 σ
η 0 ⋅ B ⋅ (VG ⋅ c pG ) c0 ⋅ψ sr ⋅ Az ⋅ ξ
⋅ Ta3
⋅ (1 − Θ L ) = ε L ⋅ M ⋅ Θ 4Ln ⋅ 10 −8 σ
uvođenjem Bolzmanove značajke Bo =
η 0 ⋅ B ⋅ (VG ⋅ c pG )
c0 ⋅ψ sr ⋅ Az ⋅ ξ ⋅ Ta3
dobiva se
Bo − Bo ⋅ Θ L = ε L ⋅ M ⋅ Θ 4Ln ⋅ 10 −8 σ Θ 4Ln +
Bo Bo ⋅ ΘL − =0 −8 ε L ⋅ M ⋅ 10 σ ε L ⋅ M ⋅ 10 −8 σ
(3)
Temeljem eksperimentalnih podataka za realna ložišta Gurvič je pokazao da je rješenje jednadžbe (3) jednako
ΘL =
Bo 0,6 , M ⋅ ε L0,6 + Bo 0,6
što vrijedi za Bo < 10 ⋅ ε L ili
TL < 0,9 . Ta
Proračunom ložišta se dobiva temperatura dimnih plinova na izlazu iz ložišta (za pretpostavljene dimenzije i površinu ložišta) ili površina ložišta (za pretpostavljenu izlaznu temperaturu dimnih plinova.
5
Ta
tL =
5,672 ⋅ 10 −8 ⋅ ε L ⋅ψ sr ⋅ Az ⋅ ξ ⋅ Ta3 M ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ η B V c G pG 0
(
Az =
)
B ⋅ QL 5,672 ⋅ 10 −8 ⋅ ε L ⋅ψ sr ⋅ ξ ⋅ M ⋅ TL ⋅ Ta3
3
− 273
0, 6
(4)
+1
1 M2
T ⋅ a − 1 TL
2
(5)
Stupanj crnoće ložišta za izgaranje u sloju kod potpuno ekraniziranih ložišta
εL =
ε pl + (1 − ε pl ) ⋅ ρ ⋅ψ ' 1 − (1 − ψ '⋅ξ )(1 − ρ ⋅ψ ')(1 − ε pl )
ε pl ρ= ψ '=
stupanj crnoće plamena
AR Aef
odnos površine rešetke i površine ložišta (uz koje su cijevi)
Aef Aef − AR
Za slučaj ρ = 0
εL =
ε pl
ε pl + (1 − ε pl ) ⋅ψ sr ⋅ ξ
Efektivni koeficijent emisivnosti plamena pri izgaranju krutih goriva određuje se po formuli: ε pl = 1 − e − k ⋅ p⋅s
k p s
koeficijent slabljenja zračenja tlak u ložištu srednja efektivna debljina sloja koji zrači
Koeficijent slabljenja zračenja k = k G ⋅ rG + k a ⋅ µ a + k koks ⋅ sl1 ⋅ sl 2 koeficijent slabljenja zračenja troatomnih plinova, pepela i koksa, k G , k a , k koks
µa
parcijalni tlak troatomnih plinova, koncentracija pepela u dimnim plinovima,
s l1 , s l 2
koeficijenti koji uzimaju u obzir koncentraciju koksa i način izgaranja.
rG
6
9.2
Prijelaz topline konvekcijom
Turbulentno strujanje fluida može se zamisliti kao kretanje čestica mase fluida koji imaju različite brzine i temperature. Slika 4. prikazuje fenomenološki strujanje čestica fluida u blizini zamišljene površine a-a.
G
u2, t2
2 a
2 a
G 1
1
u1, t1
Slika 4. Izmjena mase i energije u turbulentnom toku Zbog turbulencije se čestica fluida mase G (izražena kao gustoća masenog toka, kg/s m2) iz ravnine 1-1, koja se kreće brzinom u1 i ima temperaturu t1, premješta u ravninu 2-2. Tada čestica mase G dobiva brzinu u2 i temperaturu t2. Pri prijelazu iz ravnine 1-1 u ravninu 2-2 čestica fluida prima toplinu G ⋅ c p ⋅ (t 2 − t1 ) , tako da je količina topline (izražena kao gustoća toplinskog toka, W/m2) koja se prenese kroz ravninu a-a jednaka
q = G ⋅ c p ⋅ (t 2 − t1 ) Fluid u ravnini 1-1 ima brzinu u1, a u ravnini 2-2 brzinu u2. Razlika količine gibanja pri prijelazu čestice G kroz ravninu a-a može se izraziti kao
τ = G ⋅ (u 2 − u1 ) . Iz ovoga slijedi da je
q
τ
= cp ⋅
t 2 − t1 dt ≈ cp ⋅ du u 2 − u1
Pri postojanju sličnosti između temperaturnog i brzinskog polja moguće je naći izraz za koeficijent prijelaza topline bez integriranja energetske jednadžbe, a poznavajući izraz za tangencijalno naprezanje. Ako se pretpostavi da se gustoća toplinskog toka i tangencijalno naprezanje u turbulentnom toku mogu izraziti analogno kao u laminarnom toku, tada se može pisati za gustoću toplinskog toka i tangencijalno naprezanje
q = (λ + λt ) ⋅
∂t ∂y
7
τ = (µ + µ t ) ⋅
∂u . ∂y
Dijeljenjem gornjih jednadžbi dobiva se
q
τ
=
λ + λt ∂t ⋅ µ + µ t ∂u
(9.2.1)
gdje su λt i µ t koeficijenti toplinske vodljivosti i dinamičkog viskoziteta u turbulentnom području. tz
u0
r t0
Slika 5. Profili brzina i temperatura u kanalu Ako definiramo bezdimenzionalne varijable
Θ=
t − t0 t z − t0
U=
u u0
ς=
y r
tada se jednadžba () može napisati kao
q
τ
=
λ + λt t z − t 0 ∂Θ ⋅ µ + µt u 0 ∂U
U slučaju da je
λt >> λ µ t >> µ µt ⋅ c p ≈1 Prt = λt
profili bezdimenzionalnih temperatura i brzina postaju slični, pa se može pisati
8
q
τ
= cp ⋅
t z − t0 u0
Uvođenjem jednadžbi za q i τ u gornji izraz
q = α ⋅ (t z − t 0 )
τz = cf ⋅ ρ ⋅
α ⋅ (t z − t 0 ) cf ⋅ρ ⋅
2 0
u 2
u 02 , gdje je cf koeficijent trenja na zidu kanala 2
= cp ⋅
α = cp ⋅c f ⋅ ρ ⋅
t z − t0 u0
u 02 1 d ⋅ /⋅ 2 u0 λ
u2 ⋅ d 1 µ α ⋅ d cp = ⋅cf ⋅ ρ ⋅ 0 ⋅ ⋅ 2 u0 µ λ λ
α ⋅ d cf ρ ⋅u ⋅ d µ ⋅cp = ⋅ ⋅ λ µ λ 2 Nu =
cf 2
⋅ Re ⋅ Pr
Budući da je mjerenjem ustanovljena zavisnost c f = konst. ⋅ Re −0, 2
Nu = konst. ⋅ Re 0,8 ⋅ Pr Dittus-Bölterova jednadžba za strujanju jednofaznog fluida u kanalu ima oblik
Nu = 0,023 ⋅ Re 0,8 ⋅ Pr 0,4
9
Određivanje koeficijenta prolaza topline
Na sl. 6. prikazana je čvrsta stjenka cijevi ili kanala koja odjeljuje grijući od grijanog medija. Kada su uvjeti prijelaza topline stacionarni, gustoća toplinskog toka kroz vanjski granični sloj mora biti jednaka gustoći toplinskog toka kroz stjenku i kroz unutarnji granični sloj. q = α 1 ⋅ (t1 − t z1 )
t1
λ (t − t ) δ z1 z 2 q = α 2 ⋅ (t z 2 − t 2 ) q=
unutarnji granični sloj
q⋅
tz1 tz2
vanjski granični sloj
t2
1
α2
Slika 6. Prolaz topline kroz stjenku Zbrajanjem triju izraza za gustoću toplinskog toka, dobije se 1 δ 1 = t1 − t 2 q ⋅ + + α1 λ α 2 q = k ⋅ (t1 − t 2 )
Ovdje je k koeficijent prolaza topline k=
1 1
α1
+
1 δ + λ α2
= (t1 − t z1 )
α1 δ q ⋅ = t z1 − t z 2 λ
q⋅
δ
1
= t z2 − t2
10
Srednja logaritamska temperaturna razlika Formula za toplinski tok se u integralnoj formi može pisati
Q = ∫ k ⋅ ∆t ⋅ dA A
U mnogim je slučajevima moguće smatrati koeficijent prolaza topline konstantnim uzduž cijele izmjenjivačke površine, tako da je toplinski tok izražen preko srednje temperaturne razlike jednak
Q = k ⋅ A ⋅ ∆t Odatle se srednja temperaturna razlika može izraziti kao
∆t =
1 ∆t ⋅ dA A ∫A
Toplinska bilanca grijućeg i grijanog fluida
Q = c p1 ⋅ G1 ⋅ (t1u − t1i ) Q = c p 2 ⋅ G 2 ⋅ (t 2i − t 2u ) gdje cp G u i
specifična toplina kod p = konst. gustoća masenog toka, ulazni presjek izlazni presjek Za infinitezimalno malu površinu vrijedi
dQ = k ⋅ (t1 − t 2 ) ⋅ dA
(1)
dQ = −c p1 ⋅ G1 ⋅ dt1
→
dt1 = −
dQ = c p 2 ⋅ G2 ⋅ dt 2
→
dt 2 =
1 ⋅ dQ c p1 ⋅ G1
1 ⋅ dQ c p 2 ⋅ G2
(2) (3)
Predznak minus u jednadžbi (2) pokazuje da se temperatura smanjuje. Razlika diferencijala temperature daje 1 1 d (t1 − t 2 ) = − + c p1 ⋅ G1 c p 2 ⋅ G2
⋅ dQ
(4)
Uvrštavanjem jednadžbe (1) u (4) 1 1 d (t1 − t 2 ) = − + c p1 ⋅ G1 c p 2 ⋅ G2
⋅ k ⋅ (t1 − t 2 ) x ⋅ dA
(5)
11
1 1 + Ako se uvede oznaka z, z = k ⋅ c p1 ⋅ G1 c p 2 ⋅ G2 d (t1 − t 2 ) d (∆t ) = = − z ⋅ dA ∆t x (t1 − t 2 ) x Integracijom uz z = konst., dobiva se x
, dobije se
x
d ( ∆t ) ∫ ∆t x = − z ∫ dA 0 0 ∆t x = − z ⋅ Ax ∆t1 −z⋅A x ∆t = ∆t1 ⋅ e x
ln
1 gdje je ∆t = (t1 − t 2 ) x =0 . Ako se izraz za ∆t uvrsti u formulu za ∆t = ∫ ∆t x ⋅ dA , 1 x AA dobiva se A ∆t1 − z⋅ Ax ∆t (6) ∆t = e ⋅ dA = − 1 ⋅ e − z⋅ A − 1 ∫ z⋅A A 0
(
)
Budući da je integracija provedena po cijeloj površini, onda je ∆t = ∆t ⋅ e − z ⋅ A = ∆t 1
2
∆t 2 ∆t1 Uvrštavanjem ovih izraza u jednadžbu (6), dobiva se ∆t ⋅ e − z⋅ A ∆t1 ∆t 2 ∆t1 ∆t = − 1 + = − ∆t ∆t z⋅A z⋅A ln 2 ln 2 ∆t1 ∆t1 ∆t − ∆t1 što se naziva srednjom logaritamskom temperaturnom ∆t = ∆t m = 2 ∆t 2 ln ∆t1 razlikom. Ova jednadžba vrijedi neovisno o tome da li je toplinski izmjenjivač protusmjernog ili istosmjernog tipa, niti na kojem smo kraju izmjenjivača temperaturnu razliku dvaju fluida označili s ∆t1 , odnosno ∆t 2 . ∆t Ako je odnos veće i manje temperaturne razlike V ≤ 1,7 , tada vrijedi ∆t M ∆t + ∆t M ∆t = V 2 − z ⋅ A = ln
12
protusmjerni
istosmjerni
t1u
t1u
∆t1
t1i
t1i
∆t1
∆t2
∆t2
t2i
t2i
t2u t2u 0
A
0
A
Slika 7. Temperaturni profili u protusmjernom i istosmjernom izmjenjivaču topline
Izrazi za proračun prijelaza topline u konvektivnom kanalu Treba razlikovati prijelaz topline s dimnih plinova na stjenku i prijelaz topline sa stjenke na vodu ili paru. U prvome je slučaju koeficijent prijelaza topline za red veličine slabiji od onoga za drugi slučaj. Prijelaz topline konvekcijom nastaje zbog strujanja dimnih plinova kroz cijevne pakete ili zbog strujanja vode i pare kroz cijevi. Režim strujanja je redovno turbulentni. Konvektivne izmjenjivačke površine su: cijevna zavjesa, pregrijač, međupregrijač, zagrijač vode i zagrijač zraka. U njima je glavni način prijelaza topline konvekcija, ali se ne smije zanemariti ni zračenje. Prijelaz topline s dimnih plinova na cijevi 1. Koeficijent prijelaza topline konvekcijom:
α k = 0,2 ⋅ c z ⋅ c s ⋅
λ dv
⋅ Re 0,65 ⋅ Pr 0,33 paralelni raspored cijevi
gdje je: cz
korekcija zbog broja redova cijevi z < 10, za z < 10 cz = 0,91+0,0125(z-2) za z ≥ 10 cz = 1 cs korekcija ovisna o konstrukciji cijevnog paketa 3 sp su c s = 1 + 2 ⋅ − 3 ⋅ 1 − 2 ⋅ d d
−2
()
13
λ α k = c z ⋅ cs ⋅ ⋅ Re 0,6 ⋅ Pr 0,33 d
šahovski raspored cijevi
()
v
gdje je: cz
cs
korekcija zbog broja redova cijevi z < 10, za z < 10 i sp/d < 3 cz = 3,12 z0,05-2,5 za z < 10 i sp ≥ 3 cz = 4 z0,02-3,2 za z ≥ 10 cz = 1 korekcija ovisna o konstrukciji cijevnog paketa
σu =
1 sp ⋅ 4 d
sp
2
su + d
2
−1
ϕs = d σ u −1
sp d
za 0,1 < ϕ s ≤ 1,7
c s = 0,34 ⋅ ϕ s0,1
za 1,7 < ϕ s ≤ 4,5 i sp/d < 3
c s = 0,275 ⋅ ϕ s0,5
za sp/d ≥ 3
c s = 0,34 ⋅ ϕ s0,1
poprečni korak cijevi, vanjski promjer cijevi
2. Koeficijent prijelaza topline zračenjem: P
T 1 − s T ε +1 ⋅ ε ⋅ TG3 ⋅ G α z = c0 ⋅ s 2 T 1 − s TG gdje je: c0 koeficijent zračenja crnog tijela c0 = 5,672 ⋅ 10 −8 W/m2K,
εs ε TG Ts
stupanj crnoće stjenke (koeficijent emisivnosti), stupanj crnoće plinova, srednja temperatura dimnih plinova, K srednja temperatura stjenke, K.
Općenito vrijedi ε = 1 − e − k ⋅ p⋅s k koeficijent slabljenja zračenja, p tlak u cijevnom paketu, s srednja efektivna debljina sloja koji zrači.
()
14
Prijelaz topline sa stjenke na vodu i paru 3. Koeficijent prijelaza topline u isparivaču i zagrijaču vode
α w = 10.000 ÷ 20.000
2
W/m K Zbog velike se vrijednosti koeficijent prijelaza topline ne računa. 4. Koeficijent prijelaza topline u pregrijaču pare
α p = 0,023 ⋅
λ du
⋅ Re 0,8 ⋅ Pr 0, 4
()
Izmijenjena toplina
Qk = k ⋅ A ⋅ ∆t m k=
()
ξ d − du 1 1 + v + αp (α k + α z ) 2⋅λ
()
Izmijenjena toplina mora biti jednaka toplini za koju su se dimni plinovi ohladili, odnosno toplini za koju se voda ili para ugrijala.
Qk = η r ⋅ B ⋅ ( I Gu − I Gi )
()
Qk = D ⋅ (h pi − h pu )
()
Iz ovih triju jednadžbi, uz pretpostavljenu geometriju, mogu se izračunati nepoznanice: toplinski tok, temperatura dimnih plinova na izlazu i temperatura pare (vode) na ulazu. U slučaju da je poznata i druga temperatura pare/vode, alternativno se može odrediti veličina površine za prijelaz topline.
1
10.
DVOFAZNI TOK
10.1
KARAKTERISTIKE DVOFAZNOG STRUJANJA
Strujanje tekućine i pare u isparivačkim cijevima predstavlja poseban fenomen čije razumijevanje zahtjeva poznavanje strukture i načina međusobnog djelovanja faza. Kompleksnost međusobnog djelovanja ne može se u potpunosti obuhvatiti dosadašnjim znanjima i iskustvom stečenim proučavanjem jednofaznog područja. U pokušaju da se matematičkim alatom opišu pojave u dvofaznom toku, neophodno je bilo primijeniti pojednostavljene fizikalne modele strujanja, a)
Homogeni model Ovaj model predstavlja najjednostavniji pristup analizi dvofaznog strujanja. Polazi se od pretpostavke da se dvofazni tok ponaša kao jednofazni čija se svojstva mogu izračunati interpolacijom svojstava tekuće i parne faze. Najkarakterističniju posljedicu ovakvog pristupa predstavlja uniformna brzina vode i pare.
b)
Model odvojenih tokova Model se zasniva na pretpostavci o odvojenim tokovima parne i tekuće faze. Na taj se način mogu pisati jednadžbe održanja mase, količine gibanja i energije odvojeno za svaku fazu. Ovaj pristup zahtjeva, dodatno u odnosu na homogeni model, poznavanje protočnog presjeka svake faze kao i poznavanje interakcija između faza.
c)
Model temeljen na oblicima strujanja Ovaj se model zasniva na definiranju nekoliko osnovnih režima strujanja i izgradnji dvofaznog modela na temelju idealiziranih pretpostavki prilagođenih svakom režimu strujanja. Osnovne se jednadžbe rješavaju u granicama pojedinih oblika strujanja zbog čega je potrebno poznavati kriterije po kojima se oblici strujanja razlikuju jedan od drugoga.
Oblici strujanja Pri strujanju dvofazne smjese u vertikalnim isparivačkim cijevima generatora pare, moguće je razlikovati cijeli spektar različitih režima, od kojih se u literaturi najčešće opisuju: a)
Mjehurićasti tok Pri ovom obliku strujanja parna je faza diskretno raspoređena unutar kontinuirane tekuće faze u formi mjehurića, čija je veličina bitno manja od promjera cijevi.
b)
Čepasti (klipoliki) tok Kada mjehuri pare postignu veličinu promjera cijevi, ostvaruje se čepasti tok. Prednji dio mjehura ima sferni oblik, dok je zadnji dio nepravilnog oblika. Neposrednu uz stjenku cijevi nalazi se film tekućine. Između parnih čepova nalaze čepovi tekućine koji mogu sadržavati i male parne mjehuriće.
c)
Bućkasti tok Ovaj oblik dvofaznog toka nastaje razbijanjem pravilnih parnih čepova, Parna faza poprima kaotično kretanje, dok tekuća faza održava neposredan kontakt sa stjenkom cijevi. Tok je nestabilan i ima oscilirajući karakter.
d)
Prstenasti tok
2
Prstenasti tok tekućine koji se formira na stjenci cijevi predstavlja osnovnu karakteristiku ove vrste strujanja dvofaznog toka. U jezgri kanala struji parna faza. Interakcija parne struje u centru cijevi s tekućim filmom na stjenci dovodi do formiranja valova na međufaznoj površini koji se povremeno uvećavaju do dimenzija koje dovode do otkidanja pojedinih dijelova tekućeg filma i na taj način predstavljaju izvor dispergiranih kapljica tekućine koje nosi kontinuirana parna faza. e)
Disperzni tok Disperzni tok je na neki način negativ slike mjehurićastog toka. Što su u tamo parni mjehurići, to su ovdje vodene kapljice. Mjehurićasti i disperzni tok su jedini režimi koji se mogu relativno dobro predstaviti homogenim modelom strujanja dvofaznog toka. Za ostale režime strujanja obavezno treba koristiti druge modele dvofaznog toka.
mjehurićasti
čepasti
bućkasti
prstenasti
disperzni
Slika 1. Režimi dvofaznog strujanja Pojavu dvofaznog toka s proizvodnjom pare često susrećemo u vertikalnim ili kosim grijanim cijevima isparivača. Ovo se naročito odnosi na protočne generatore pare u kojima se zbiva kontinuirana promjena masenog sadržaja pare od 0-1. Toplinski tok na stjenci cijevi dovodi do promjene oblika strujanja od jednofazne tekućine na ulazu do pregijane pare na izlazu. Na slici 2. je shematski prikazan razvoj dvofaznog toka u isparivačkoj cijevi. U cijev ulazi jednofazna tekućina koja se zagrijava do temperature zasićenja. U ovom dijelu cijevi formira se tanki granični sloj s radijalnom raspodjelom temperatura u tekućini. Kada temperatura stjenke dosegne temperaturu zasićenja tekućine, na stjenci se pojavljuju centri nukleacije na kojima se stvaraju parni mjehuri tvoreći mjehurićasti tok. Hladnija struja glavnog toka odnosi mjehure sa stjenke i oni kolabiraju grijući glavninu toka. Kada se po presjeku cijevi postigne prosječna temperatura zasićenja (x = 0), više ne dolazi do kolapsa mjehura. Ovo se područje naziva pothlađenim vrenjem ("subcooled boiling"). Maseni sadržaj pare je u ovome području negativan zato što je matematički definiran kao
x=
h − h' h' '− h'
3
Daljnjim zagrijavanjem mjehurići rastu i koaguliraju, postepeno prerastajući u čepasti tok. Spajanjem čepova formira se prstenasti tok kojega karakterizira film tekućine uz stjenku. Kako raste brzina pare, ona strujeći uz film tekućine, odnosi kapljice prema sredini toka. Kada presuši film tekućine uz stjenku, strujanje ulazi u fazu disperznog toka. Nakon isparenja posljednjih kapljica, strujanje prelazi u jednofazno područje pare. No, prije toga su se ostvarili prosječni uvjeti za koje je x = 1, što je opet posljedica postojanja radijalnog gradijenta temperature. To znači da u ovom posljednjem dijelu dvofaznog toka postoji smjesa pregrijane pare i kapljica tekućine. jednofazna para disperzni tok
h = h'' x=1
prstenasti tok
čepasti tok
mjehurićasti tok h = h' x=0 jednofazna tekućina
Slika 2. Razvoj dvofaznog toka u isparivaču Razlikovanje režima dvofaznog strujanja moguće je upotrebom mape, kao što je prikazano na slici 3. Dijagram prikazuje mapu dvofaznog toka dobivenu eksperimentalnim putem. Na koordinatnim osima su količine gibanja tekuće i parne faze, definirane na sljedeći način:
ρ '⋅ j '
2
2 [ G ⋅ (1 − x)] =
ρ'
(G ⋅ x) 2 ρ ' '⋅ j ' ' = ρ'' gdje su j' i j'' fiktivne brzine parne i tekuće faze. 2
m' ρ '⋅ A m' ' j' ' = ρ ' '⋅ A j' =
4
ρ ' '⋅ j ' ' 2 104 103
prstenasti tok
prstenasto-kapljičasti tok
102 101
bućkasti tok
100
mjehurićasti tok
čepasti tok
10-1
101
102
103
104
105
106
ρ '⋅ j ' 2
Slika 3. Mapa dvofaznog toka Parametri dvofaznog toka
Promotrimo istosmjerni dvofazni tok u cijevi. Zbog relativno malog promjera cijevi, možemo prihvatiti jednodimenzionalni model strujanja, što znači da nema promjene svojstava toka u ravnini okomitoj na smjer strujanja. Površina presjeka cijevi označen je s A, dok su površine presjeka tekuće i parne faze označene s A' i A''. Odnos površine strujanja parne faze prema ukupnoj površini cijevi naziva se volumni sadržaj pare, engleski "void fraction". Parna faza
Tekuća faza
α=
A' ' A
1−α =
A' A
volumni sadržaj
x=
m' ' m'+ m' '
1− x =
m' m'+ m' '
maseni sadržaj
m' ' = G ⋅ A ⋅ x
m' = G ⋅ A ⋅ (1 − x )
maseni protok
u' ' =
m' ' ρ ' '⋅ A' '
u' =
m' ρ '⋅ A'
stvarna brzina
j' ' =
m' ' G⋅x = u ' '⋅α = ρ ' '⋅ A ρ''
j' =
m' G ⋅ (1 − x ) = u '⋅(1 − α ) = ρ '⋅ A ρ'
fiktivna brzina
Odnos masenih protoka parne i tekuće faze dan je izrazom koji povezuje maseni i volumni sadržaj pare. m' ' A' ' ρ ' ' u ' ' = ⋅ ⋅ m' A' ρ ' u '
5
x⋅m α⋅A ρ ' ' u' ' ⋅ ⋅ = (1 − x ) ⋅ m (1 − α ) ⋅ A ρ ' u ' Ako se odnos stvarnih brzina parne i tekuće faze označi sa S, dobiva se izraz za volumni sadržaj pare: 1 1− x ρ'' ⋅ ⋅ S +1 x ρ' S se naziva faktor skliza (engl. ''slip factor'') te se izražava kao empirijska funkcija specifičnih volumena parne i tekuće faze.
α=
v' ' S = 0,93 ⋅ v'
0 ,11
v' ' + 0,07 ⋅ v'
0 , 561
korelacija prema Thomu
Gustoća dvofaznog toka se računa pomoću izraza:
ρ = α ⋅ ρ ' '+(1 − α ) ⋅ ρ ' a specifični volumen je v=
1
ρ
U slučaju kada su brzine parne i tekuće faze jednake (homogeni model strujanja), specifični volumen se može izračunati kao v = x ⋅ v' '+(1 − x ) ⋅ v'
10.2
PAD TLAKA U DVOFAZNOM TOKU
Ukupni se pad tlaka jednako kao i kod jednofaznog toka može podijeliti na tri komponente: • pad tlaka uslijed trenja, • pad tlaka zbog akceleracijskog efekta, • pad tlaka zbog gravitacijskog utjecaja.
∆p = ∆ptr + ∆pak + ∆p gr Pad tlaka uslijed trenja
Ne postoji općeprihvaćena metoda za proračun pada tlaka uslijed trenja u dvofaznom toku. Vjerojatno je najjednostavniji teoretski pristup onaj koji koristi homogeni model strujanja. On se zasniva na pretpostavci da se dvofazni tok može promatrati kao jednofazni, s time da se usrednjavaju svojstva tekuće i parne faze. Iz ovoga pristupa proizlazi da su jednake brzine parne i tekuće faze (što u stvarnosti nije uvijek slučaj). Srednju vrijednost tangencijalne sile na unutarnjoj strani cijevi u diferencijalnom obliku može se izraziti sljedećim izrazom: dF = τ w ⋅ O ⋅ dz
6
gdje je O opseg cijevi, z dimenzija u smjeru strujanja, a τ w = f 2 f ⋅ ρ ⋅
c2 . Gradijent tlaka u 2
smjeru z je tada 1 dF τ w ⋅ O O ρ ⋅ c2 dp − = ⋅ = = f2 f ⋅ ⋅ A A 2 dz tr A dz Budući da je za cijev okruglog presjeka O dπ 4 = 2 = , tada vrijedi A d ⋅π d 4 1 dp − = 2 ⋅ f2 f ⋅ v ⋅G2 d dz tr gdje je gustoća masenog toka jednaka m c = G = ρ ⋅c = . A v Budući da su u homogenom modelu brzine parne i tekuće faze jednake, onda je faktor skliza c′′ S = = 1 , pa vrijedi c′ v′′ v = v′ + x ⋅ (v′′ − v′) = v′ ⋅ 1 + x ⋅ − 1 , v′ tako da možemo gradijent tlaka uslijed trenja prikazati kao 2 ⋅ f2 f dp v′′ − = ⋅ G 2 ⋅ v′ ⋅ 1 + x ⋅ − 1 d dz tr v′ Pad tlaka zbog akceleracijskog efekta
Pad tlaka zbog akceleracijskog efekta pojavljuje se kao posljedica smanjenja energije fluida uslijed njegovog ubrzanja. Naravno da vrijedi i obratno, što znači da može doći do prirasta tlaka, ako se fluid usporava. Akceleracijski je pad tlaka to izraženiji što je zagrijavanje fluida veće, a može poprimiti naročito velike vrijednosti u zagrijavanom dvofaznom toku u kojemu dolazi do promjene tekuće u parnu fazu. Brzina je parne faze znatno veća od brzine tekuće faze zbog njenog višekratno većeg specifičnog volumena. Gradijent tlaka zbog akceleracijskog efekta možemo izraziti kao
dp − dz ak
ρ d c ⋅ ρ dc dv =G⋅ =G⋅ = G2 ⋅ dz dz dz
Imajući u vidu da je specifični volumen dvofazne smjese u homogenom modelu jednak dv v = v′ + (v′′ − v′) ⋅ x , za možemo napisati dz dv′′ dp dv′ dp dv dv′ dp dx = ⋅ + (v′′ − v′) ⋅ + x ⋅ ⋅ − ⋅ dz dp dz dz dp dz dp dz Zanemarujući kompresibilnost vode (tekuće faze), gornja jednadžba prelazi u sljedeći izraz.
7
dv dx dv′′ dp = (v′′ − v′) ⋅ + x ⋅ ⋅ dz dz dp dz Gradijent tlaka zbog akceleracijskog efekta je tada jednak dx dv′′ dp dp − = G 2 ⋅ (v′′ − v′) ⋅ + x ⋅ ⋅ dz dp dz dz ak Pad tlaka zbog gravitacijskog utjecaja
Gradijent tlaka zbog gravitacijskog utjecaja može se napisati u sljedećem obliku: g g dp − = g ⋅ρ = = v dz gr v′′ v′ ⋅ 1 + x ⋅ − 1 v′ Korištenjem dobivenih izraza za gradijent tlaka uslijed trenja u cijevi te uslijed akceleracijskog i gravitacijskog efekta, može se napisati izraz za ukupni gradijent tlaka u dvofaznom toku. 2 ⋅ f 2 f ⋅ G 2 ⋅ v′ dx v′′ ⋅ 1 + x ⋅ − 1 + G 2 ⋅ (v′′ − v′) ⋅ + d dz v′ −
dp = dz
1+ G2 ⋅ x ⋅
dv′′ dp
g v′′ v′ ⋅ 1 + x ⋅ − 1 v′
Koeficijent dvofaznog trenja
U literaturi se mogu pronaći različite eksperimentalne korelacije kojima se izražava koeficijent trenja u jednofaznom toku. Tako za turbulentni režim strujanja (Re>4000) u relativno glatkim cijevima vrijedi f1 f = 0,046 ⋅ Re −0, 2 Po analogiji se može napisati za dvofazni tok: f 2 f = 0,046 ⋅ Re
−0, 2
d ⋅G = 0,046 ⋅ µ2 f
−0, 2
Koeficijent dinamičkog viskoziteta u dvofaznom toku računa se usrednjavanjem koeficijenata dinamičkog viskoziteta parne u tekuće faze. 1
µ2 f
=
µ ′ x 1 − x x ⋅ µ ′ + (1 − x ) ⋅ µ ′′ 1 + = = ⋅ 1 + x ⋅ − 1 µ ′′ µ ′ µ ′ ⋅ µ ′′ µ′ µ ′′ −0 , 2
µ ′ ⋅ 1 + x ⋅ − 1 µ ′′
f2 f
d ⋅G = 0,046 ⋅ µ′
f2 f
µ ′ = f 1 f ′⋅1 + x ⋅ − 1 µ ′′
−0, 2
−0 , 2
8
Simbol 1f’ označava ne samo to da se radi o jednofaznom toku, već i da je on upravo na granici zasićenja tekućine. Množitelj dvofaznog trenja
Ako jednadžbu () uvrstimo u izraz (), dobiva se sljedeći izraz: 2 ⋅ f1 f ′ 2 µ ′ v′′ dp − = ⋅ G ⋅ v′ ⋅ 1 + x ⋅ − 1 ⋅ 1 + x ⋅ − 1 d v′ dz tr , 2 f µ ′′ µ ′ v′′ dp dp − = − ⋅ 1 + x ⋅ − 1 ⋅ 1 + x ⋅ − 1 v′ dz tr , 2 f dz tr ,1 f ′ µ ′′
−0, 2
−0, 2
Izraz −0, 2
µ ′ v′′ φ = 1 + x ⋅ − 1 ⋅ 1 + x ⋅ − 1 v′ µ ′′ nazivamo dvofazni množitelj trenja. On predstavlja odnos gradijenta tlaka (ili pada tlaka) u dvofaznom toku i gradijenta tlaka jednofaznog toka tekuće faze čije se toplinsko stanje nalazi upravo na granici zasićenja. 2
dp − dz tr , 2 f ∆ptr , 2 f = φ2 = ∆ptr ,1 f ′ dp − dz tr ,1 f ′ Proračun pada tlaka uslijed trenja po Lochard-Martinelli metodi
Prvi zabilježeni pokušaji računanja pada tlaka u višefaznim i višekomponentnim sistemima učinjeni su od strane Martinellija tijekom 40-tih godina 20. stoljeća na naftnim bušotinama u Teksasu. Uz pomoć Locharda razvio je metodu koja se i danas smatra vrlo uspješnom za adijabatske sisteme. Kasnije je Nelson metodu proširio i na neadijabatske sisteme. Metoda se temelji na eksperimentalnoj korelaciji koja pokazuje zavisnost dvofaznog množitelja trenja o bezdimenzionalnom parametru X. C 1 + 2 Χ Χ 2 φ ′′ = 1 + C ⋅ Χ + Χ 2 pri čemu je dp dz 2 f 2 φ′ = dp dz 1 f ′
φ ′2 = 1 +
dp dz 2 f 2 φ ′′ = dp dz 1 f ′′
Bezdimenzionalni parametar X je jednak:
9
dp dz 1 f ′ Χ2 = dp dz 1 f ′′ Zavisnost dvovaznog množitelja trenja o bezdimenzionalnom faktoru X dana je na sl. .
100
φ''tt
φ'tt 10
φ'll
φ''ll
1 0,01
0,1
10
1
100
Χ
Sl. 4. Zavisnost dvofaznog množitelja trenja o bezdimenzionalnom faktoru X Postoje četiri izražena režima za koja konstanta C poprima različite vrijednosti. Tekućina
Plin
C
Skraćenica
turbulentni
turbulentni
20
tt
laminarni
turbulentni
12
lt
turbulentni
laminarni
10
tl
laminarni
laminarni
5
ll
Prvo se izračunaju vrijednosti pada tlaka (ili gradijenta tlaka) samo tekuće odnosno parne (plinske) faze, pri čemu se koristi ukupni protok za svaku fazu. Nakon toga se iz jednadžbe () odredi parametar X, te izračunaju množitelji dvofaznog trenja (dovoljno je izračunati samo jedan), a pomoću njih ukupni pad tlaka u dvofaznom toku. Kao što je već rečeno Nelson je metodu prilagodio dijabatskom toku, pa ona ima nešto složeniji oblik, u prvom redu računanje konstante C. Proračun pada tlaka po Thomovoj metodi
10
Thomova metoda je razvijena na temelju rezultata mjerenja dvofaznog toka vode u grijanim cijevima. Daje relativno pouzdane rezultate u području tlakova od 1 do 220 bar i za vrijednosti gustoća masenog toka iznad 5,8 kg/sm2. Ona predstavlja napredak u odnosu na homogeni model u toliko što uzima u obzir mogućnost da brzine parne i tekuće faze budu različite kao i utjecaj masenog sadržaja pare na svaku od komponenata pada tlaka. Ovi utjecaji su slično kao i u Lochard-Martinellijevoj metodi obuhvaćeni preko množitelja dvofaznog pada tlaka. Za akceleracijsku komponentu pada tlaka množitelj je označen s r2 2
∆pak
m ′ = ⋅ v ⋅ r2 A⋅ n
gdje su rezultati mjerenja za r2 = r2 (p,xi) korelirani na sljedeći način: α −γ r2 = [1 + xi ⋅ (γ − 1)] ⋅ 1 + xi ⋅ γ
− 1
α predstavlja odnos specifičnih volumena parne i tekuće faze, dok je γ bezdimenzionalni faktor skliza.
α=
v′′ v′
Vrijednosti α i γ se mogu naći u sljedećoj tablici. Tlak, bar
1
17
41
86
145
207
221
α
1610
99,1
38,3
15,33
6,65
2,48
1
γ
246
40
20
9,8
4,95
2,15
1
Pad tlaka uslijed trenja na stijeci i lokalnih otpora računa se kao onaj koji bi imala jednofazna tekućina jednakog protoka s toplinskim stanjem na granici zasićenja, pomnožen množiteljem dvofaznog trenja r3. 2
l v′ m ∆ptr = 4 ⋅ f ⋅ + ∑ ς ⋅ ⋅ ⋅ r3 d 2 A⋅ n I u ovom je slučaju r3 funkcija tlaka i masenog sadržaja pare na izlazu. Međutim, zbog karaktera izmjerenih vrijednosti, nije bilo moguće na aproksimirati na prikladan način r3 algebarskim izrazom, tako da je dan tablični prikaz. xi 0
Tlak, bar 17
41
86
1,00
1,00
1,00
145
207
11 0,01
1,49
1,11
1,03
0,015
1,76
1,25
1,05
0,02
2,05
1,38
1,08
1,02
0,03
2,63
1,62
1,15
1,05
0,04
3,19
1,86
1,23
1,07
0,05
3,71
2,09
1,31
1,10
0,06
4,21
2,3
1,40
1,12
0,07
4,72
2,5
1,48
1,14
0,08
5,25
2,7
1,56
1,16
1,04
0,09
5,78
2,9
1,64
1,19
1,05
0,10
6,30
3,11
1,71
1,21
1,06
0,15
9,00
4,11
2,10
1,33
1,09
0,2
11,4
5,08
2,47
1,46
1,12
0,3
16,2
7,00
3,20
1,72
1,18
0,4
21,0
8,80
3,89
2,01
1,26
0,5
25,9
10,6
4,55
2,32
1,33
0,6
30,5
12,4
5,25
2,62
1,41
0,7
35,2
14,2
6,00
2,93
1,50
0,8
40,1
16,0
6,75
3,23
1,58
0,9
45,0
17,8
7,5
3,53
1,66
1,0
49,93
19,65
8,165
3,832
1,740
Gravitacijski utjecaj na pad tlaka je uzet u obzir na sličan način preko množitelja r4. ∆p gr =
g ⋅h ⋅ r4 v′
pri čemu je r4 jednak
γ γ −1 γ − α ⋅ ln[1 + xi ⋅ (γ − 1)] r4 = α + xi γ − 1 (γ − 1)2 Thomovom metodom se može proračunati pad tlaka dvofaznog medija od mjesta gdje je upravo postignuto stanje x = 0 do nekog izlaznog masenog sadržaja pare xi. Ukoliko je na ulazu u sistem već postignuto stanje xu > 0, tada se moraju proračunavati srednje vrijednosti množitelja dvofaznog pada tlaka.
r=
ri ⋅ xi − ru ⋅ xu xi − ru
10.3 HIDRAULIČKI PRORAČUN PRIRODNE CIRKULACIJE
Prirodna cirkulacija je kod generatora pare s bubnjem posljedica razlike gustoća u silaznim i uzlaznim cijevima isparivača te visinske razlike između bubnja i kolektora. Zbog toga se stvara uzgonska sila koja dovodi do protoka vode i pare. Broj silaznih cijevi je relativno mali 4-10, s tipičnim promjerom φ 200-250 mm. One su smještene s vanjske strane ložišta i nisu grijane. Uzlazne cijevi čine ekrani ložišta, čiji broj varira ovisno o veličini generatora pare i može iznositi nekoliko stotina s tipičnim promjerom φ 40-60 mm.
12
h
1
Q
2
i
e
Sl. 5. Shematski prikaz isparivačkog kruga Zadatak proračuna prirodne cirkulacije jeste određivanje brzine protoka u isparivačkom krugu. Naime, dok postoji protok, isparivačke su cijevi hlađene i neće doći do njihovog pregaranja. U isparivačkom su krugu cijevi postavljene paralelno. Zajedničke točke u kojima se spajaju sve cijevi s gornje je strane bubanj, a s donje strane kolektor. Pad tlaka kroz silazne cijevi, označene s indeksom 1 iznosi:
∆p1 = p K − p B = ∆p1tr + ∆p1ak + ∆p1gr ∆p1tr
v m l = 4 ⋅ f1 ⋅ 1 + ∑ ς 1 ⋅ 1 ⋅ 1 d1 2 A1 ⋅ n1
2
U silaznim cijevima struji samo voda koja se ne grije i zbog toga ne mijenja specifični volumen. U izrazu () niti jedan od članova ne ovisi o protoku m1 (kod manjih protoka može postojati donekle utjecaj protoka na f1). Zato možemo pisati
∆p1tr = k1 ⋅ m12 gdje je l v1 k1 = 4 ⋅ f1 ⋅ 1 + ∑ ς 1 ⋅ 2 d1 2 ⋅ ( A1 ⋅ n1 ) Budući da u silaznim cijevima nema promjene specifičnog volumena, onda nema ni promjene brzine, tako da je pad tlaka uslijed akceleracije moguće zanemariti. Pad tlaka uslijed gravitacije je zbog konstantnog specifičnog volumena također konstantan. ∆p1 gr = ρ1 ⋅ g ⋅ h
13
ρ1 =
1 v1
U ovom slučaju pad tlaka uslijed gravitacije raste u smjeru strujanja, dok pad tlaka uslijed trenja u smjeru strujanja pada. Time dobivamo ukupni pad tlaka u silaznim cijevima: ∆p1 gr = ρ1 ⋅ g ⋅ h − k1 ⋅ m1
2
Pad tlaka u uzlaznim cijevima jednak je padu tlaka u silaznim cijevima i ime sve tri komponente pada tlaka ∆p2 = p K − p B = ∆p 2tr + ∆p 2 ak + ∆p2 gr
Budući da je voda u donjem kolektoru pothlađena, to će proračun zahtijevati podjelu isparivačkih (uzlaznih) cijevi na dva dijela. Prvi dio do granice zasićenja, u kojemu će se računati pad tlaka jednofaznog medija (označen indeksom e) i drugi dio od granice zasićenja do bubanja (označen indeksom i), u kojemu će se računati pad tlaka dvofaznog medija. Svaka od komponenata pada tlaka izrazito je ovisna o protoku, jer protok mijenja vrijednost masenog sadržaja pare na kraju cijevi. O masenom sadržaju pare ovise i gustoća i množitelji dvofaznog pada tlaka. ∆p2 tr
m2 v′ v l l = 4 ⋅ f 2 ⋅ 2e + ∑ ς 2e ⋅ 2e + 4 ⋅ f 2 ⋅ 2i + ∑ ς 2i ⋅ 2 ⋅ r3 ⋅ d2 d2 2 2 A2 ⋅ n2
∆p2 ak
m2 ⋅ [(v′ − ve ) + v′ ⋅ r2 ] = A n ⋅ 2 2
2
2
∆p2 gr = (ρ 2e ⋅ h2e + ρ ′ ⋅ h2i ⋅ r4 ) ⋅ g
Dijagramski prikaz ovih padova tlaka dan je na Sl. 6. 160000
Pad tlaka
∆p2 ∆p 80000
∆p1
0 0
m
100
Protok
Sl. 6. Pad tlaka u zavisnosti od protoka
200
14
Presjecište dviju krivulja daje traženo rješenje. U toj je točki pad tlaka u silaznim cijevima jednak padu tlaka u uzlaznim cijevima, kao što je i protok silaznih cijevi jednak protoku uzlaznih cijevi. U realnim će generatorima pare u pravilu biti više grupa uzlaznih cijevi koje će se međusobno razlikovati po toplinskom opterećenju i hidrauličkim otporima. Npr. prednji ekran može činiti jednu grupu, stražnji i bočni ekran drugu odnosno treću grupu, a eventualno konvektivni isparivač neku sljedeću grupu cijevi. Na primjeru jedne silazne i dviju uzlaznih cijevi načelno će se prikazati algoritam proračuna. I u ovom slučaju vrijedi da je pad tlaka u svakoj cijevi jednak te da je protok u silaznoj cijevi jednak zbroju protoka u uzlaznim cijevma. ∆p1 = ∆p2 = ∆p3 m1 = m2 + m3
h
1
2
3
Sl. 7. Isparivački krug s dvije grupe uzlaznih cijevi 160000
Pad tlaka
∆p2
∆p3
∆pR
80000
∆p1 0 0
m2
m3
100
m1
200
Protok
Sl. 8. Prikaz padova tlaka za slučaj jedne silazne i dviju uzlaznih cijevi Rezultantna krivulja pada tlaka uzlaznih cijevi (∆pR) izračunava se temeljem jednadžbi () i () i to tako da se na proizvoljno odabrani pad tlaka (paralelna linija s osi apscisa) nanese zbroj odgovarajućih protoka m2 i m3. Točka u kojoj rezultantna krivulja pada tlaka uzlaznih cijevi siječe krivulju pada tlaka silaznih cijevi predstavlja rješenje. Njoj odgovaraju protok m1
15
i pad tlaka ∆p1=pK-pB. Budući da su padovi tlaka u svim cijevima jednaki, onda se za taj pad tlaka na krivuljama uzlaznih cijevi mogu naći odgovarajući protoci m2 i m3. Ekonomajzerski i isparivački dijelovi cirkulacijskog kruga
Voda u bubanj dolazi iz zagrijača napojne vode. U pravilu je njena temperatura 30-50 °C ispod temperature zasićenja. U bubnju se miješa s vodom koja dolazi iz uzlaznih cijevi i čije je toplinsko stanje upravo na granici zasićenja. Kako je optok u cirkualcijskom krugu znatno veći od dotoka svježe vode, to će entalpija vode koja napušta bubanj i ulazi u cirkulacijski krug biti veoma blizu granice zasićenja. D
h” hi
DNV hu
Q
m
H
hB
početak isparavanja
le
Q = D ⋅ (h′′ − hu ) = m ⋅ (hi − hB )
He
Sl. 9. Isparivački krug
Odnos ukupnog protoka u cirkulacijskom krugu prema proizvedenoj pari naziva se optočni broj. m Obr = D Budući da silazne cijevi nisu grijane, voda će ući pothlađena u isparivačke (uzlazne) cijevi, zbog čega će trebati duljina le isparivačkih cijevi da se ona zagrije na granicu zasićenja h’. Toplinska bilanca ekonomajzerskog dijela isparivačke cijevi daje Q∆h = m ⋅ (h′ − hB ) = D ⋅ (h′ − hu ) h′ − hu ∆hB = h′ − hB = Obr
pothlađenje vode u ekonomajzerskom dijelu (h’ je na tlaku bubnja)
16
400
T
hB
h'
h" hi
hu
200
0 0
2
4
6
8
10
s
Sl. 10. T-s dijagram procesa u isparivačkoj cijevi Formiranje pare počinje u nekoj točki isparivačke cijevi u kojoj je tlak ppi veći od tlaka u bubnju, pB, zbog čega treba dovesti dodatnu količinu topline u ekonomajzerskom dijelu. Q∆p = m ⋅
dh′ ⋅ ppi − pB dp
(
)
Razlika između tlaka u točki početka isparavanja i tlaka u bubnju jednaka je ppi − pB = (H − H e ) ⋅ ρ ′ ⋅ g − ∆p tr,sil − ∆ptr,e
gdje su ∆ptr,sil , ∆ptr,e padovi tlaka uslijed trenja (i lokalnih otpora) u silaznoj cijevi i ekonomajzerskom dijelu isparivačke (uzlazne) cijevi. Tako da je dodatna toplina zbog razlike tlaka dh′ Q∆p = m ⋅ ⋅ [(H − H e ) ⋅ ρ ′ ⋅ g − ∆p tr,sil − ∆p tr,e ] . dp Ukupna količina toplina koja se mora dovesti u ekonomajzerskom dijelu isparivačke cijevi iznosi Qe = Q∆h + Q∆p
(
)
m ⋅ hpi − hB = m ⋅ (h′ − hB ) + m ⋅ hpi − hB = ∆hB +
dh′ ⋅ [(H − H e ) ⋅ ρ ′ ⋅ g − ∆p tr,sil − ∆p tr,e ] : m dp
dh′ ⋅ [(H − H e ) ⋅ ρ ′ ⋅ g − ∆p tr,sil − ∆p tr,e ] dp
Ako se pretpostavi da je dovođenje topline po visini cijevi ravnomjerno, onda je entalpija na mjestu početka isparavanja
17
de2π G ⋅ hpi − hB ⋅ = qe ⋅ l e d e π 4 4 ⋅ qe ⋅ l e hpi − hB = G ⋅ de
(
)
gdje je G gustoća masenog toka
Zbog jednostavnosti možemo zanemarimo otpor trenja u ekonomajzerskom dijelu cijevi (zbog njene relativne kratkoće) i uzeti da je njena duljina približno jednaka visini.
le = H e
∆p tr,e = 0
Uz navedena pojednostavljenja i izjednačavanje desnih strana gornjih dviju jednadžbi, dobije se 4 ⋅ qe ⋅ H e dh′ = ∆hB + ⋅ (H − H e ) ⋅ ρ ′ ⋅ g − ∆p tr,sil G ⋅ de dp
[
]
Odavde slijedi ∆p tr,sil dh ′ 4 ⋅ qe dh ′ = ∆hB + H e ⋅ ⋅ ρ′⋅ g + ⋅ ρ ′ ⋅ g ⋅ H − G ⋅ de dp ρ ′ ⋅ g dp
∆hB + He =
∆p tr,sil dh′ ⋅ ρ ′ ⋅ g ⋅ H − ρ ′ ⋅ g dp 4 ⋅ qe dh′ ⋅ ρ′⋅ g + dp G ⋅ de
10.4 HIDRAULIČKA KARAKTERISTIKA PROTOČNIH GENERATORA PARE
U isparivačkom sustavu protočnih generatora pare voda prolazi sve faze pretvorbe u paru. U pravilu u isparivač ulazi pothlađena, tako da se prvo zagrijava do granice zasićenja, a zatim se maseni sadržaj pare povećava od 0-1. Na izlazu iz isparivača se može pojaviti pregrijana para. Isparivači protočnih generatora pare su u pravilu podijeljeni u dva dijela. Prvi je dio ozračen i nalazi se u ložištu. Prije nego što se postignu uvjeti za pojavu ''dry out'', dvofazna smjesa se odvodi u drugi dio isparivača koji se naziva prijelazna zona i smješten je u konvektivnom dijelu generatora pare. Tamo je zbog manje gustoće toplinskog toka skok temperature stjenke na mjestu isušenja manji, što smanjuje rizik od pregaranja cijevi. Služeći se homogenim modelom strujanja dvofaznog toka izvest će se zavisnost pada tlaka uslijed trenja o gustoći masenog toka. Voda u isparivač ulazi pothlađena, a izlazi s masenim sadržajem xi. Iz jednadžbe toplinske bilance za ekonomajzerski dio isparivačke cijevi proizlazi d 2 ⋅π d ⋅ π ⋅ le ⋅ q = ⋅ G ⋅ ∆h pot 4 gdje je ∆h pot = h'−hulaz . Odavde slijedi le =
d ⋅ G ⋅ ∆h pot
∆h pot
4⋅q 4 ⋅ le ⋅ q = d ⋅G
18
Na sličan se način dobiva iz jednadžbe toplinske bilance za isparivački dio d 2 ⋅π d ⋅ π ⋅ li ⋅ q = ⋅ G ⋅ xi ⋅ r 4 gdje je r = h' '− h' . 4 ⋅ l i ⋅ q 4 ⋅ (l − l e ) ⋅ q = xi = r ⋅d ⋅G r ⋅d ⋅G 4 ⋅ l ⋅ q 4 ⋅ le ⋅ q 4 ⋅ l ⋅ q ∆h pot − = − xi = r ⋅d ⋅G r ⋅d ⋅G r ⋅d ⋅G r xi
Ako se pretpostavi linearni prirast masenog sadržaja pare uzdzž cijevi, može se pisati za srednju vrijednost masenog sadržaja pare
x x = 0,5 ⋅ xi
x=
li
2 ⋅ l ⋅ q ∆h pot − r ⋅d ⋅G 2⋅r
Pad tlaka uslijed trenja iznosi le G 2 l − le G 2 ρ' 2 ∆ptr = f ⋅ ⋅ +φ ⋅ f ⋅ ⋅ ⋅ 1 + x ⋅ − 1 d 2 ⋅ ρ' d 2 ⋅ ρ' ρ ' ' Uvrštavanjem izraza za le i x u gornju jednadžbu, dobiva se d ⋅ G ⋅ ∆h pot d ⋅ G ⋅ ∆h pot l− 2 2 ⋅ l ⋅ q ∆h pot G G2 4⋅q 4⋅q 2 ∆ptr = f ⋅ ⋅ +φ ⋅ f ⋅ ⋅ ⋅ 1 + − 2 ⋅ ρ' 2 ⋅ ρ' r ⋅ d ⋅ G 2 ⋅ r d d ∆h pot ∆h pot l G2 l G2 ⋅G3 + φ 2 ⋅ f ⋅ ⋅ −φ2 ⋅ f ⋅ ∆ptr = f ⋅ ⋅ G3 + φ 2 ⋅ f ⋅ ⋅ ⋅ 8 ⋅ q ⋅ ρ' 8 ⋅ q ⋅ ρ' d 2 ⋅ ρ' d 2 ⋅ ρ' ∆h pot 2 ⋅ l ⋅ q ∆h pot 2 ⋅ l ⋅ q ∆h pot ρ ' ⋅ − ⋅ G 3 ⋅ − 1 − φ 2 ⋅ f ⋅ − 8 ⋅ q ⋅ ρ' r ⋅d ⋅G 2⋅r r ⋅ d ⋅ G 2 ⋅ r ρ'' Iz ovoga slijedi ∆h pot ∆h pot ρ ' ∆ptr = f ⋅ ⋅ 1 − φ 2 + φ 2 ⋅ ⋅ − 1G 3 + 8 ⋅ q ⋅ ρ' 2 ⋅ r ρ ' ' 1 ∆h pot ρ ' l +φ 2 ⋅ f ⋅ ⋅ ⋅ 1 − ⋅ − 1 ⋅ G 2 + d 2 ⋅ ρ' r ρ ' '
ρ' ⋅ − 1 ρ''
l2 q ρ' ⋅ ⋅ − 1 ⋅ G 2 d r ⋅ ρ' ρ'' Sasvim se općenito gornja jednadžba može napisati u obliku kubne parabole +φ 2 ⋅ f ⋅
∆ptr = AG 3 + B ⋅ G 2 + C ⋅ G
ρ' ⋅ − 1 ρ ' '
19
∆ptr
1 2
G1
G2
G3
G
Slika 10. Ovisnost pada tlaka uslijed trenja o gustoći masenog toka Za približni se proračun može uzeti da je φ 2 = 1 , pa je f ⋅ ∆h 2
ρ' ⋅ − 1 16 ⋅ q ⋅ ρ '⋅r ρ ' ' f ⋅ l ∆h pot ρ ' ⋅ 1 − ⋅ − 1 B= 2 ⋅ ρ '⋅d r ρ ' ' f ⋅ l 2 ⋅ q ρ' C= 2 ⋅ − 1 d ⋅ r ⋅ ρ' ρ'' A=
pot
Kubna parabola može imati jedno do tri realna rješenja. U prvom slučaju svakom padu tlaka odgovara samo jedna gustoća masenog toka. U drugom slučaju jednom padu tlaka mogu odgovarati tri različite gustoće masenog toka. Karakteristika 1 je stabilna, dok je karakteristika 2 nestabilna jer zbog nagle promjene protoka dovesti do značajnijih toplinskih neravnomjernosti. Nestabilna karakteristika ima dva ekstrema čiji se položaj može odrediti izjednačavanjem derivacije s nulom, dptr = 3⋅ A⋅G2 + 2 ⋅ B ⋅G + C = 0 dG G1, 2 =
− B ± B2 − 3⋅ A⋅C 3⋅ A
Ako gornja jednadžba nema realne korijene, znači da krivulja nema ekstremne vrijednosti pa je hidraulička karakteristika stabilna (svakom padu tlaka odgovara sam o jedan protok). Prema tome diskriminanta mora biti manja od nule, B 2 ≤ 3 ⋅ A ⋅ C , pa se uvrštavanjem koeficijenata u ovaj uvjet dobiva f ⋅ l 2 ⋅ ρ '⋅d
∆h pot ⋅ 1 − 2⋅r
2 f ⋅ ∆h 2 ρ' f ⋅ l 2 ⋅ q ρ' ρ' pot ⋅ − 1 ⋅ 2 ⋅ − 1 ⋅ − 1 ≤ 3 ⋅ 16 ⋅ q ⋅ ρ '⋅r ρ ' ' d ⋅ r ⋅ ρ ' ρ ' ' ρ ' '
20 2
∆h ρ' pot ⋅ − 1 ≤ 3 ⋅ 4⋅r2 ρ'' 8⋅r 4⋅r2 2 − ⋅ ∆h pot + Φ = ∆h pot ≤0 2 ρ' ρ ' −1 − 1 ρ'' ρ'' r 4⋅r 2 ∆h pot ± 2⋅ 3 ⋅ 1, 2 = ρ' ρ' −1 −1 ρ'' ρ''
2 2 ⋅ ∆h pot ρ ' ∆h pot 1− ⋅ − 1 + 2 r r ρ''
Rješenje je gornje nejednadžbe
ρ' ⋅ − 1 ρ''
2
Φ
0,54 ⋅ r 7,46 ⋅ r ≤ ∆h pot ≤ ρ' ρ' −1 −1 ρ'' ρ''
∆hpot1
∆hpot2
Tablica 2. Utjecaj tlaka na područje stabilnosti hidrauličke karakteristike p bar
r kJ/kg
ρ''/ρ' kg/m3
∆hmin kJ/kg
∆hmax kJ/kg
h' kJ/kg
tzas o C
∆tmin
∆tmax
60
1,570.40
24.60
35.94
496.45
1,214.61
275.55
7.15
106.74
160
932.05
5.44
113.45
1,567.26
1,652.26
347.33
14.42
329.86
o
C
o
C
Iz tablice 2. slijedi da je dozvoljeno povećavati ∆hpot ako se ide na više tlakove budući da se nazivnik brže smanjuje od brojnika. Slijedi zaključak da se smanjenjem tlaka povećava vjerojatnost pojave hidrauličke nestabilnosti. Utjecaj gustoće toplinskog toka na hidrauličku stabilnost
U realnim se uvjetima često susrećemo s izraženim neravnomjernostima u raspodjelik toplinskog opterećenja po duljini cijevi. Radi razjašnjenja u kojoj mjeri ova neravnomjernost može utjecati na hidrodinamičku karakteristiku isparivačke cijevi, razmotrimo pojednostavljeni model u kojemu je gustoća toplinskog toka u ekonomajzerskom dijelu jednaka n ⋅ q , a u isparivačkom q . Duljina ekonomajzerskog dijela je d ⋅ ∆h pot ⋅ G le = 4⋅n⋅q 4 ⋅ le ⋅ n ⋅ q ∆h pot = d ⋅G a srednja vrijednost masenog sadržaja pare u isparivačkom dijelu x=
∆h pot 2⋅q ⋅l − r ⋅d ⋅G 2⋅n⋅r
Koeficijenti A, B i C su jednaki
21
∆h pot ρ ' ⋅ − 1 ⋅ 1 − φ 2 + φ 2 ⋅ 8 ⋅ n ⋅ q ⋅ ρ' 2 ⋅ n ⋅ r ρ ' ' 1 ∆h pot ρ ' l ⋅ 1 − ⋅ − 1 B =φ2 ⋅ f ⋅ ⋅ d 2 ⋅ ρ' n ⋅ r ρ ' ' 2 l q ρ' ⋅ − 1 C =φ2 ⋅ f ⋅ 2 ⋅ d r ⋅ ρ' ρ'' Odgovarajući približni uvjet za postizanje stabilne karakteristike ima oblik A= f ⋅
∆h pot
0,54 ⋅ r ⋅ n 7,46 ⋅ r ⋅ n ≤ ∆h pot ≤ ρ' ρ' −1 −1 ρ'' ρ'' Iz gornje jednadžbe slijedi da ako se ekonomajzerski dio grije intenzivnije od isparivačkog dijela (n>1), tada možemo dozvoliti veće pothlađenje na ulazu u cijev bez narušavanja stabilnosti. U slučaju kada je n<1 dozvoljeno pothlađenje je manje. Utjecaj promjera cijevi na hidrauličku stabilnost
Različiti promjeri cijevi ekonomajzerskog i isparivačkog dijela mogu imati utjecaj na hidrauličku karakteristiku. Ako označimo d e = m ⋅ d , tada je m ⋅ d ⋅ ∆h pot ⋅ G le = 4⋅q 4 ⋅ le ⋅ q ∆h pot = m⋅d ⋅G Koeficijenti A, B i C tada poprimaju oblik m ⋅ ∆h pot m ⋅ ∆h pot ρ ' ⋅ 1 − φ 2 + φ 2 ⋅ A= f ⋅ ⋅ − 1 8⋅ q ⋅ ρ' 2⋅r ρ ' ' 1 m ⋅ ∆h pot ρ ' l ⋅ 1 − ⋅ − 1 B =φ2 ⋅ f ⋅ ⋅ d 2 ⋅ ρ' r ρ ' ' l2 q ρ' C =φ2 ⋅ f ⋅ 2 ⋅ ⋅ − 1 d r ⋅ ρ' ρ'' a uvjet za ostvarenje stabilne hidrauličke karakteristike ima oblik 0,54 ⋅ r 7,46 ⋅ r ≤ ∆h pot ≤ ρ' ρ' − 1 − 1 m ⋅ m ⋅ ρ'' ρ'' Smanjenje promjera cijevi ekonomajzerskog dijela (m<1) doprinosi stabilizaciji hidrodinamičke karakteristike, a njegovo povećanje (m>1) smanjuje dozvoljeno pothađenje na ulazu u isaprivačku cijev pa time destabilizira karakteristiku. Utjecaj lokalnih otpora na hidrauličku stabilnost
22
Na sličan način utječe na hidrodinamičku karakteristiku postojanje lokalnih otpora. Lokalni otpori u ekonomajzerskom dijelu su ekvivalentni smanjenju promjera ekonomajzerskog dijela cijevi tj. doprinose stabilnosti karakteristike, dok postojanje lokalnih otpora na isparivačkom dijelu smanjuje stabilnost karakteristike. Lokalni otpori na ulazu u cijev dovode do pada tlaka koji može biti prikazan u formi G2 ∆p L,ul = ζ ⋅ 2 ⋅ ρ' Pad tlaka uslijed lokalnog otpora na izlazu iz cijevi ima oblik G2 ∆p L,iz = ξ ⋅ 2 ⋅ ρ iz U dvofaznom toku je općenito gustoća jednaka ρ iz = ρ '+α ⋅ (ρ ' '− ρ ') , međutim ako su brzine parne i tekuće faze jednake tada vrijedi x 1 − xiz 1 , što se može napisati = iz + ρ iz ρ ' ' ρ' 1 ρ' ⋅ ⋅ xiz + 1 − xiz ρ iz ρ ' ' ρ ' ' Tada je pad tlaka uslijed lokalnog otpora na izlazu jednak G2 ρ' ∆p L ,iz = ξ ⋅ ⋅ ⋅ xiz + 1 − xiz 2 ⋅ ρ' ρ'' Uvrštavanjem izraza za xiz 4 ⋅ q ⋅ l ∆h pot − , dobiva se xiz = r ⋅d ⋅G r 4 ⋅ q ⋅ l ∆h pot G 2 4 ⋅ q ⋅ l ∆h pot ρ ' ⋅ 1 ∆p L,iz = ξ ⋅ ⋅ − + − − 2 ⋅ ρ ' r ⋅ d ⋅ G r ρ ' ' r ⋅d ⋅G r ξ ∆h pot ρ ' 2 2 ⋅ q ⋅l ρ' ∆p L,iz = ξ ⋅ ⋅ − 1 ⋅ G + ⋅ 1 − ⋅ − 1 ⋅ G r ⋅ ρ '⋅d ρ ' ' 2 ⋅ ρ' r ρ ' ' 1
=
Iz ove jednadžbe slijedi da će koeficijent uz G2 postati negativan pri uvjetu r ∆h pot > ρ' −1 ρ'' Tada će pad tlaka na izlaznom presjeku imati maksimalnu vrijednost pri gustoći masenog toka d (∆p L,iz ) dG
G=
=ξ ⋅
2⋅q ⋅l r ⋅ ρ '⋅d
2⋅q ⋅l r ⋅d
∆h pot r
−
ρ'' ρ '− ρ ' '
ρ' ξ ∆h pot ⋅ − 1 + ⋅ 1 − r ρ'' ⋅ ρ'
ρ' ⋅ − 1 ⋅ G = 0 ρ ' '
23
∆p
∆p
∆ptr
Σ
Σ
∆ptr ∆pL,ul
∆pL,ul
G
Sl. 11. Utjecaj lokalnog otpora na ulazu
G
Sl. 12. Utjecaj lokalnog otpora na izlazu
Kao što se vidi iz slika, postojanje lokalnih otpora u blizini ulaza u isparivačku cijev povećava stabilnost hidrodinamičke karakteristike, dok postojanje lokalnih otpora na izlazu može značajno utjecati na smanjenje stabilnosti strujanja u dvofaznom toku.
1 11.
GENERATORI PARE U NUKLEARNIM POSTROJENJIMA
Uvod Najrasprostranjeniji tip nuklearnih energetskih postrojenja koristi lakovodni reaktor s vodom pod visokim tlakom tipa PWR (Pressurized Water Reactor), Sl. 1.
Slika 1. Nuklearna elektrana PWR tipa Generatori pare koji se koriste u nuklearnim energetskim postrojenjima sa sekundarnim krugom predstavljaju izmjenjivače topline tipa "shell and tube". Generator pare u tom slučaju predstavlja toplinsku vezu između primarnog i sekundarnog kruga elektrane. Medij u primarnom krugu zagrijava se u reaktoru do temperature koja je uvijek ispod temperature zasićenja, toplom granom struji do generatora pare gdje odaje toplinu na sekundarnu stranu te se cirkulacionom pumpom koja se nalazi u hladnoj grani vraća u reaktor. Na sekundarnoj strani voda se u generatoru pare zagrijava do temperature zasićenja, isparava u suhozasićenu ili blago pregrijanu paru te odlazi u turbinu. Sekundarni se krug, osim generatora pare, ne razlikuje bitno od odgovarajućeg dijela konvencionalnog postrojenja na fosilna goriva. Odvojeni krugovi omogućuju siguran rad turbine s medijem koji nije kontaminiran, dok se djelomično kontaminirane komponente smještaju u betonsku zaštitnu posudu. Nuklearna energetska postrojenja koja koriste lakovodni reaktor s ključajućom vodom tipa BWR (Boiling Water Reactor) ne posjeduju sekundarni krug jer se proizvodnja pare ostvaruje u samom reaktoru. Time reaktor postaje ujedno i generator pare. Budući da je reaktor daleko složenija komponenta postrojenja od generatora pare, njime se u ovom prikazu nećemo baviti. Tipovi generatora pare
2
Generatori pare za PWR postrojenja Za lakovodene reaktore s vodom pod visokim tlakom PWR (Pressurized Water Reactor) na zapadu se koriste dva tipa vertikalnih generatora pare: tip s U-cijevima i prirodnom cirkulacijom vode te protočni tip s prinudnom cirkulacijom. U zemljama bivšeg SSSR koristi se horizontalni generator pare tipa VVER. U-cijevni generator pare s prirodnom cirkulacijom vode koriste u nuklearnim elektranama proizvodnje Westinghouse i Combustion Engineering. Nuklearna elektrana Krško (proizvodnja Westinghouse) također koristi dva generatora pare ovoga tipa. Generator pare je shematski prikazan na slici 2. Primarni medij je obična voda pod visokim tlakom od oko 150 bar koja struji s unutarnje strane U-cijevnog snopa, ulazeći prvo u polusfernu komoru na dnu generatora pare koja je pregradnom stijenkom od inconela (legura Ni,Cr, Fe), podijeljena na ulazni i izlazni dio. Polusferna komora je lijevane izvedbe, s unutrašnje strane presvučena austenitnim čelikom. Polusferna je komora cijevnom pločom odijeljena od zagrijačke sekcije. Cijevna je ploča čelični otkivak debljine 535 mm koja je na primarnoj strani presvučena inconelom. U nju je uvaljano 9156 cijevi od čega zbog U-izvedbe u jednom prolazu ima samo polovica ovoga broja. Cijevi su vanjskog/unutrašnjeg promjera cca 19/17 mm, izrađene od inconel legure, pri čemu je duljina ravnog dijela 7180 mm. Cijevni snop je ukrućen poprečnim limovima koji na sebi imaju perforacije za cijevi te otvore za protok dvofazne smjese vode i pare. Ima osam poprečnih limova za ukrućenje čiji je razmak od 1073 mm osiguran odstojnicima i učvrsnim šipkama. Na toploj strani generatora pare primarna voda struji prema gore do U-koljena, koja su posebnim držačima osigurana od vibracija. Nakon zaokreta od 180 °C po hladnoj se strani spušta, prolazi kroz zagrijač napojne vode i kroz izlazni dio polusferične komore napušta generator pare. Napojna voda sekundarnog kruga uvodi se napojnim pumpama u zagrijač napojne vode koji je integralni dio generatora pare. Zagrijač vode se nalazi na hladnoj strani na visini od 435 mm iznad cijevne ploče. Funkcija mu je da se pothlađena napojna voda prolaskom kroz zagrijač zagrije na temperaturu zasićenja i tek onda pomiješa s recirkulirajućom vodom iz ostalog dijela generatora pare. Time se smanjuju temperaturne razlike između medija koji se miješaju i time poboljšava stupanj toplinske iskoristivosti. U zagrijaču vode napojna voda poprečno nastrujava na cijevni snop što je osigurano s pet odbojnih limova. Vanjski plašt generatora pare ima unutrašnji promjer 3687 mm i visinu do proširenja 9042 mm. Nakon proširenja promjer se povećava na 4280 mm, a visina proširenog dijela iznosi 10965 mm. Unutrašnjost generatora pare podijeljena je cilindričnim plaštem promjera 3162 mm na zagrijačku sekciju u kojoj se nalazi cijevni snop i na silazni kanal prstenastog oblika. Cilindrični plašt ima visinu ravnog dijela 9090 mm nakon čega se širi konusno do visine 9640 mm pri čemu ima promjer 3442. Recirkulirajuća voda u silaznom kanalu koji ima presjek 0,533 m2, djelomično se miješa s napojnom vodom i struji prema dolje. Kroz otvor između cijevne ploče i cilindričnog plašta čija je cisina 127 mm ulazi u izmjenjivačku sekciju strujeći poprečno na cijevni snop. Cijevni snop ima 98 redova cijevi sa 114 kolona. Strujeći kroz prostor između cijevi, recirkulirajuća se voda prvo zagrijava do granice zasićenja. Ulazeći u zasićeno područje stvara se smjesa vode i pare koja struji u vertikalnom smjeru prema gore. Strujanjem uz cijevni snop smjesa se dalje zagrijava pri čemu se povećava udio pare u njoj. Na vrhu zagrijačke sekcije zasićena para ulazi u sustav od 12 paralelnih vrtložnih separatora u kojima se vrši grubo odvajanje vlage.
3
Slika 2. Nuklearni generator pare s U-cijevima
4
Tablica 1. Karakteristični parametri generatora pare na punoj snazi Parametar Toplinska snaga Primarna strana: - medij - protok - temperatura medija na ulazu - temperatura medija na izlazu - tlak na ulazu - pad tlak kroz generator pare Sekundarna strana: - protok - temperatura napojne vode - temperatura pare - tlak pare
Dimenzija MWt
U-cijevni 941
Protočni 1278
VVER-440 229,2
HTGR 342
LMFBR 325
kg/s °C °C bar bar
voda 4479 324,4 287,4 155,1 2,26
voda 8260 320 291,7 156 2,16
voda 1345 301 268 123 -
helij 430 775 394 47,5 0,25
natrij 1608 502 344 >1 -
kg/s °C °C bar
515 221,1 279,5 63,4
738 235 307,7 64,2
125,5 226 258,9 46
290 206 540 173
140 232 482 101
5 Nakon vrtložnih separatora para ulazi u parni prostor smješten u gornjem dijelu generatora pare. U ovome je dijelu smješten sklop finih separatora visoke efikasnosti, tako da je u normalnim radnim uvjetima vlažnost pare na izlasku iz generatora pare manja od 0,25 %. Separacijom odvojena voda ulazi u silazni kanal kroz koji se ostvaruje recirkulacija. Do recirkulacije dolazi uslijed stvaranja uzgonske sile zbog razlike hidrostatskih tlakova na dnu silaznog kanala i na dnu zagrijačke sekcije. Razlika hidrostatskih tlakova je funkcija razlika gustoća vode u silaznom kanalu i smjese u zagrijačkoj sekciji te visine vode u silaznom kanalu. Zbog toga je potrebno održavati razinu vode u silaznom kanalu u određenim granicama, što se postiže zahvatom regulatora razine na protok napojne vode. Promjena toplinskog opterećenja generatora pare postiže se djelovanjem na ulaznu temperaturu primarne vode, zatim promjenom izlaznog tlaka pare te promjenom protoka napojne vode. Toplinski tok predan od primarne na sekundarnu stranu, proporcionalan je temperaturnoj razlici dvaju medija. Pri punom opterećenju toplinski tok iznosi 941 MW. Kako je na sekundarnoj strani temperatura zasićenja ovisna samo o tlaku, tako je i izmijenjena toplina ovisna o promjenama sekundarnog tlaka. Povećanjem opterećenja turbo agregata, dolazi do smanjenja tlaka u parovodu čime se smanjuje temperatura sekundarne vode. Toplinski tok se povećava povećavajući proizvodnju pare. Ovim samoregulirajućim efektom pokriva se u prvom trenutku dio povećanja opterećenja. Međutim, zbog povećanja hlađenja primarnog kruga došlo bi do smanjenja temperature primarne vode i ovaj bi se efekt vrlo brzo izgubio, kada ga ne bi slijedilo povećanje proizvodnje toplinske snage u reaktoru, čime bi se povećala temperatura primarne vode na ulazu u generator pare i na taj način izjednačila proizvedena i iskorištena toplina. Protočni generatori pare s prinudnom cirkulacijom vode koriste se u neklearnim elektranama proizvodnje Babcock and Wilcox (B&W). Prikaz konstrukcije dan je na slici 3. Generator pare je vertikalno položen i predstavlja protusmjerni izmjenjivač topline "shell and tube" izvedbe. Cijevi u zagrijačkoj sekciji su ravne i povezuju ulaznu polusfernu komoru sa sličnom komorom na izlazu. Vanjski i unutarnji promjer cijevi iznose 15,9 mm odnosno 14,1 mm. Cijevne stijene debljine 549 mm dijele polusferne komore od zagrijačke sekcije. U cijevne stijene je uvaljano cca 16000 cijevi kroz čiju unutrašnjost struji primarna voda prema dolje i predaje toplinu na sekundarnu stranu generatora pare na kojoj se proizvodi para. Duljina izloženog dijela cijevi iznosi 15,9 m. Sekundarna strana je ograničena vanjskom stijenkom cijevi, vanjskim plaštem generatora pare te cijevnim stijenama. Vanjski promjer plašta generatora pare iznosi 3743 mm. Cijevni snop je obuhvaćen cilindričnim omotačem koji sekundarnu stranu dijeli na zagrijačku sekciju smještenu u unutrašnjosti te gornji prstenasti kanal za paru i donji prtenasti kanal u kojemu se napojna voda zagrijava strujeći prema dolje. Napojna voda se dovodi preko prstenastog napojnog razdjelnika koji vodu distribuira mlaznicama u vrh donjeg prstenastog kanala. Otvori u visini mlaznica na cijevnom omotaču omogućuju ejektorsko miješanje napojne vode s vodom iz zagrijačke sekcije čime se napojna voda dodatno zagrijava. Na taj način napojna voda doseže temperaturu zasićenja prije ulaska u zagrijačku sekciju. Prijelaz topline na primarnoj strani generatora pare karakterizira prisilna konvekcija u području vode uzduž cijele duljine cijevi. Prijelaz topline u zagrijačkoj sekciji sekundarne strane može biti podijeljen na tri režima: protočno isparavanje, filmsko isparavanje i prijelaz topline u pregrijanom području. Protočno isparavanje nastupa u području od ulaska vode u zagrijačku sekciju do pojave kritičnog toplinskog toka kada dolazi do isušenja stijenke cijevi. Isušenje stijenke cijevi događa se otprilike u visini otvora na cijevnom omotaču. Maseni sadržaj pare mijenja se od nule do skoro jedinice. Dominantni režimi prijelaza topline su mjehuričasto vrenje i isparavanje u uvjetima prinudne konvekcije. Koeficijenti prijelaza toline u području vrenja su
6 vrlo visoki, znatno iznad koeficijenata prijelaza topline u području vode a pogotovo pregrijane pare.
Slika 3. Protočni nuklearni generator pare Filmsko isparavanje se uspostavlja od točke pojave kritičnog toplinskog toka. Budući da se kritični toplinski tok u normalnim uvjetima rada događa kod visokih vrijednosti
7 masenog sadržaja pare, područje filmskog isparavanja je relativno kratko. U točki pojave kritičnog toplinskog toka dolazi do naglog smanjenja prijelaza topline zbog stvaranja parnog jastuka uz stijenku. Prijelaz topline se sada odvija prinudnom konvekcijom kroz parni sloj i kapljicama tekućine kojih još uvijek ima u sredini cijevi. Kada maseni sadržaj pare dosegne jedinicu nastupa pregrijano područje. Ono nije tako oštro odijeljeno od zasićenog područja zbog postojanja radijalne distribucije entalpije. Naime, kada je srednja vrijednost entalpije jednaka graničnoj entalpiji, uz stijenku se para već počinje pregrijavati, a u sredini cijevi još postoje kapljice vlage. Zbog znatno boljeg prijelaza topline u području vrenja od prijelaza toline u području pregrijanja, odnos duljina cijevi na kojima se uspostavljaju ovi režimi koristi se kao jedan od kontrolnih parametara prilikom manevra promjene opterećenja. Naime, zbog sigurnosnih se razloga protok rashladne vode u primarnom krugu PWR sistema pa tako i generatora pare održava konstantnim i ne može služiti u svrhu promjene opterećenja. Ostali parametri kojima se utječe na promjenu opterećenja su ulazna temperatura primarne vode i protok napojne vode. Kada se pojavi signal za povećanjem opterećenja bloka, ova tri parametra se povećavaju proizvodeći dovoljno pare za podmirenje zahtjeva. Zbog smanjenja površine cijevi na kojoj dolazi do pregrijanja pare, smanjit će se temperatura pregrijanja. Novije B&W konstrukcije protočnih generatora pare koriste integralni zagrijač napojne vode umjesto donjeg silaznog kanala u kojemu se napojna voda zgrijava strujeći uz cijevni omotač te djelomičnim miješanjem s parom. U zagrijaču vode se napojna voda vrlo brzo dovodi do točke zasićenja, a ostali režimi prijelaza topline su veoma slični opisanima. Generatori pare za VVER postrojenja (Vodo Vodnoj Energetičeskij Reaktor) koriste se u zemljama bivšeg SSSR. Postoje dvije izvedbe iste konstrukcije generatora pare za postrojenja VVER-440 i VVER-1000. U prikazu će biti dane karakteristike generatora pare za postrojenje VVER-440. Generator pare je horizontalan, tipa "shell and tube". Osnovne termohidrauličke i konstrukcijske karakteristike prikazane su na Sl. 4. U sklopu reaktora VVER-440 u primarnom dijelu postoji šest cirkulacijskih krugova u svakom od kojih je po jedan generator pare. Ukupna proizvodnja zasićene pare bloka iznosi 2711 t/h, a snaga 440 MW. Proizvodnja i separacija pare odvija se u jednom korpusu koji se sastoji od centralnog i dvaju bočnih cilindričnih plašteva te dvaju eliptičnih danca. Sve je izrađeno od materijala 22K. Unutarnji promjer plašta generatora pare iznosi 3210 mm, debljina stijenke plašta 130 mm, a duljina plašta 11,5 m.
Sl. 4. Prikaz generatora pare za VVER-440 postrojenje
8 Za centralni cilindrični plašt privareni su ulazni i izlazni kolektor primarne vode koji su izvedeni iz austenitnog čelika 12X18H10T. Austenitni čelik je izabran s ciljem smanjenja unošenja proizvoda korozije u primarni krug. Kolektori su smješteni simetrično u odnosu na vertikalnu os generatora pare na rastojanju 750 mm od nje u uzdužnom i poprečnom smjeru. Primarni cjevovod je zavaren za ulazni i izlazni kolektor. Na gornjem kraju kolektora nalaze se poklopci koji omogućuju pristup izmjenjivačkim cijevima generatora pare za slučaj pregleda i remonta. Generator pare ima 5536 cijevi koje su smještene u paralelnom rasporedu. Vanjski promjer cijevi iznosi 16 mm, a debljina stijenke 1,4 mm. Cijevi su uvaljane u stijenku kolektora po cijeloj debljini stijenke i zavarene za nju argonskim postupkom. Materijal cijevi je austenitni čelik 12X18H10T. S unutarnje strane cijevi su elektropolirane, a s vanjske strane šlifovane. Takva obrada smanjuje mogućnost defekta i povećava otpornost na koroziju. Cijevni snop sastoji se od horizontalnih U-cijevi s maksimalnom duljinom cijevi od 12 m, što omogućuje primjenu cijevi bez zavarenih spojeva. Cijevni snop je u vertikalnom i horizontalnom smjeru podijeljen na pakete cijevi. Vertikalni prolazi između paketa omogućuju prirodnu cirkulaciju sekundarne vode, a horizontalni prolazi olakšavaju montažu i služe za prolaz cijevi napojne vode. Cijevni snop zauzima donji i srednji dio volumena generatora pare. Dovodna cijev napojne vode zavarena je za razdjelnik napojne vode koji je smješten u sredini cijevnog snopa. Duljina razdjelnika iznosi 5720 mm, a promjer 150 mm. Za razdjelnik je privareno 355 cijevi promjera 20 mm kojima se voda distribuira u međucijevni prostor u smjeru ulaznog kolektora primarne vode. Usmjeravanje napojne vode prema ulaznom (toplijem) kolektoru određeno je s namjerom ravnomjernije raspodjele proizvodnje pare po cijelom obujmu generatora pare. Generatori pare za plinom hlađene reaktore Ovi generatori pare također su tipa "shell and tube", ali se za razliku od generatora pare za PWR postrojenja para proizvodi u cijevima. U ovu grupu ulaze generatori pare za postrojenja GCR (Gas Cooled Reactor), AGR (Advanced Gas Reactor) i HTGR (High Temperature Gas Reactor).
Slika 5. Prikaz generatora pare za HTGR postrojenje
9
Primjer GCR postrojenja jeste elektrana Hinkley Point koja ima šest generatora pare svaki promjera 6,5 m i visine 28 m. Generatori pare imaju zagrijače napojne vode, isparivače i pregrijače. Cijevi generatora pare su orebrene sa svrhom povećanja izmjenjivačke površine na strani plina. U HTGR postrojenjima generatori pare su smješteni po obodu jezgre u prostorima unutar predopterećene betonske posude. Svaki generator pare sadrži spiralno svinute cijevne namotaje u kojima se voda zagrijava, isparava i pregrijava. Postoji posebni spiralni cijevni namotaj za međupregrijanje pare. Tlačna posuda je projektirana za tlak od 49 bar. Shematski prikaz takvog generatora pare dan je na Sl.5. Helijum s temperaturom od 760 °C napušta reaktorsku jezgru i ulazi u generator pare iznad međupregrijačke sekcije. Kroz cijevne snopove međupregrijača struji prema dolje prenoseći dio topline na sekundarnu stranu. Ispod međupregrijača dobro brtvljena podna ploča uvjetuje zaokret helija prema gore te strujanje kroz središnju cijev do vrha generatora pare. Tu se helij s temperaturom od oko 690 °C zaokreće prema dolje i struji kroz cijevne snopove pregrijača, isparivača i zagrijača vode. S temperaturom od oko 340 °C helij napušta generator pare. Napojna voda ulazi u generator pare na dnu s temperaturom od 190 °C te se prolaskom kroz zagrijač vode, isparivač i pregrijač pare pregrijava na 513 °C. Izlazna temperatura i tlak od 174 bar održavaju se konstantnim u području opterećenja od 25 do 100%. Međupregrijana para uvodi se u generator pare na njegovom dnu. Međupregrijač se sastoji od protusmjernog i istosmjernog dijela. Para napušta međupregrijač s temperaturom od 538 °C na tlaku od 42 bar. Generatori pare za LMFBR Oplodni reaktori s tekućim metalom (Liquid Metal Fast Breeder Reactor) najčešće kao hladilac reaktora koriste tekući natrij. Glavni projektantski problem koji se time pojavljuje u vezi generatora pare jeste spriječavanje curenja cijevi kako ne bi došlo do kemijske reakcije između natrija i vode. To je jedan od glavnih razloga zbog kojega postoji još jedan izmjenjivač topline natrij-natrij između reaktora i generatora pare. Time se sekundarni krug u kojemu je voda potpuno odjeljuje od reaktora. Drugi je razlog taj što se time spriječava dodir kontaminiranog natrija koji struji kroz jezgru s generatorom pare i sekundarnim krugom koji se nalazi izvan zaštitne posude. Generatori pare u Westinghouseovoj elektrani Clinch River (CRBRP- Clinch River Breeder Reactor Plant) sastoje se od identičnih isparivačkih i pregrijačkih modula povezanih kolektorima i parnim bubnjem. U isparivački modul ulazi napojna voda iz bubnja tjerana cirkulacionom pumpom, a proizvodi se para s izlaznim masenim sadržajem pare od 50 %. Zasićena para se vodi u kolektor koji se nalazi iznad bubnja i gdje se vrši odvajanje vode koja se slijeva u bubanj. Para se iz kolektora vodi u pregrijački modul, a odatle u turbunu. Moduli generatora pare su protusmjerni izmjenjivači topline s ravnim cijevima tipa "shell and tube", kao što je prikazano na Sl. 6. Tekući natrij kao primarni hladilac struji kroz međucijevni prostor prema dolje. Sekundarni medij je voda koja struji kroz cijevni snop od 757 cijevi prema gore. Kako cijevi tako i međucijevni prostor se nastavljaju iznad zagrijačke sekcije u obliku "hokejskog štapa". Ovaskva kontura omogućuje odvođenje vodika koji nastaje u slučaju curenja vode na stranu natrija.
10
Sl. 6. Nuklearna elektrana s LMFBR Proračun generatora pare Ukratko će se prikazati termodinamički i hidraulički proračuni U-cijevnog generatora pare. Termodinamički proračun Za potrebe proračuna, zagrijačka sekcija generatora pare može se podijeliti na tri volumena: zagrijač napojne vode, isparivački dio 1 te isparivački dio 2. Isparivački dio 1 nalazi se na toploj strani i zauzima polovicu poprečnog presjeka te seže do razine zagrijača napojne vode. Iznad te razine nalazi se isparivački dio 2 koji zauzima cijeli poprečni presjek. Za svaki od volumena postavljaju se jednadžbe bilance i prijenosa topline.
Q p = m p ⋅ (i pu − i pi )
(1)
Qs = m s ⋅ (i si − i su ) Qi = k ⋅ A ⋅ ∆t m
(2) (3)
Toplinski tok Qp, Qs i Qi, koji odaje primarni medij, koji prima sekundarni medij te toplinski tok koji se izmijeni između dvaju medija zbog postojanja temperaturne razlike, u stacionarnim uvjetima pogona međusobno su jednaki. Na taj se način dobija sustav od devet jednadžbi pomoću kojega se može izračunati devet nepoznanica. Da bi se sustav matematički zatvorio još je potrebno poznavati izraze za keoficijente prijelaza topline i rubne uvjete. Ako je A vanjska površina cijevi, koeficijent prolaza topline određuje se prema izrazu (4):
11
k=
1 d d dv + v ⋅ ln v + αs 2⋅λ du α p ⋅ du 1
(4)
Koeficijent prijelaza topline na primarnoj strani može se izračunati pomoću DittusBölterove formule za prisilno strujanje jednofazne tekućine u cijevi:
α p = 0,023 ⋅
λ
du
⋅ Re 0,8 ⋅ Pr 0.3
(5)
Prijelaz topline na sekundarnoj strani odvija se u režimu prisilne konvekcije jednofazne tekućine u zagrijaču napojne vode i u režimu mjehuričastog vrenja u ostalim dijelovima zagrijačke sekcije. Koeficijent prijelaza topline kod poprečnog nastrujavanja jednofazne tekućine na cijevni snop može se računati prema izrazu (6), a u slučaju mjehuričastog vrenja prema izrazu (7).
α s = 0,29 ⋅
λ
dv
⋅ Re 0,6 ⋅ Pr 0,33
α s = 2,2 ⋅ ( p 0,14 + 1,83 ⋅ 10 −4 ⋅ p 2 ) 3,33 ⋅ (Tst − Ts ) 2,33
(6) (7)
Rubni uvjeti na primarnoj strani: - protok primarne vode, mp, - temperatura i tlak vode na ulazu u generator pare, - temperatura i tlak vode na izlazu iz generatora pare, Rubni uvjeti na sekundarnoj strani: - protok napojne vode, - temperatura i tlak napojne vode, - tlak pare, Uz predpostavljenu vrijednost optočnog broja koji je definiran kao recipročna vrijednost masenog sadržaja pare na izlazu iz zagrijačke sekcije te na punoj snazi iznosi oko tri, može se izračunati protok sekundarne vode kroz zagrijačku sekciju. Time gornji sustav jednadžbi postaje rješiv. Zbog toga što su jednadžbe nelinearne, rješenje se mora tražiti iterativnim putem. Pretpostavljenu vrijednost optočnog broja potrebno je potvrditi hidrauličkim proračunom prirodne cirkulacije. Hidraulički proračun
Hidraulički proračun služi da bi se njime odredio optočni broj generatora pare, odnosno protok sekundarne vode kroz zagrijačku sekciju. Uvjet za provedbu hidrauličkog proračuna jeste poznavanje izmijenjenih toplinskih tokova u zagrijačkoj sekciji generatora pare. U svrhu proračuna posebno se promatra pad tlaka uslijed strujanja vode kroz silazni kanal, a posebno pad tlaka uslijed strujanja smjese vode i pare kroz zagrijačku sekciju. Općenito se pad tlaka sastoji od triju komponenata: utjecaja gravitacije, trenja i akceleracije. ∆p = ∆p gr + ∆ptr + ∆p ak
(8)
U silaznom kanalu se nalazi samo voda koja se minimalno zagrijava preko unutarnjeg cilindra, pa se utjecaj akceleracije može zanemariti.
12 ∆p sk = ρ ' gh − (λ
l 1 m sk 2 + Σς ) ( ) dh 2 ρ ' Ask
(9)
U zagrijačkoj sekciji treba opet razlikovati pad tlaka u isparivačkom dijelu 1 i isparivačkom dijelu 2, budući da su različiti protoci i različita geometrija. Pad tlaka u dvofaznom toku može se odrediti prema Thomu, gdje su s φ označeni množitelji dvofaznog pada tlaka. l 1 m 1 m zs 2 (10) ∆p zs = Σ{ρ ' gh zsφ gr + (λ + Σς ) ( ) φtr + ( zs ) 2 φ ak } 2 dh ρ ' Azs 2 ρ ' Azs φ = φ ( p, x ) (11)
Varirajući protoke kroz silazni kanal i zagrijačku sekciju moguće je izračunati njihove hidrauličke karakteristike. Sjecište karakteristika je ujedno i traženo rješenje ptotoka vode kroz silazni kanal i zagrijačku sekciju. ∆p ∆psk = ∆pzs
msk = mzs
m
Slika 7. Hidrauličke karakteristike silaznog kanala i zagrijačke sekcije Problemi u ekploataciji PWR generatora pare
Osvrt je ograničen na iskustvo u vezi s ekploatacijom generatora pare u PWR postrojenjima koje je sistematizirano u SAD. Većina jedinica doživjela je u ekploatacij probleme nastale kao posljedica korozionih procesa i mehaničkih opterećenja. Korozioni problemi pretežno su vezani uz djelovanje na leguru inconel 600 iz koje se izrađuju zagrijačke cijevi, a uključuju: - stanjenje stijenke zagrijačkih cijevi koje se uočilo na toploj strani zagrijačke sekcije generatora pare s U-cijevima kod kojih se priprema vode temeljila na upotrebi natrijevog fosfata i to u području vanjske površine nakupina otpadnog materijala, - "denting" koji predstavlja smanjenje promjera zagrijačke cijevi zbog pritiska nakupina korozionih produkata na cijevnim potpornim limovima, - stvaranje pukotina na unutarnjoj strani stijenke cijevi uslijed korozije koja je posljedica naprezanja ("stress corrosion cracking"), - interkristalnu koroziju na vanjskoj površini cijevi, - "pitting" koji se pojavljuje prvenstveno na hladnoj strani zagrijačke sekcije između cijevne stijene i prvog cijevnog potpornog lima u području gdje je došlo do stvaranja nakupina
13
-
otpadnog materijala a posljedica je djelovanja klorida i oksidanta poput kisika uz nisku pH vrijednost, zamor materijala uslijed korozije koji je zabilježen u gornjim dijelovima zagrijačke sekcije protočnih generatora pare a smatra se da je posljedica difuzije nečistoće i vibracija cijevi. Mehanički problemi uključuju: kavitaciju koja nastaje uslijed naglog kolapsa parnih mjehura u kontaktu s pothlađenom napojnom vodom, termičku stratifikaciju u napojnim vodovima, istrošenost i "fretting" cijevi zbog prekomjernih vibracija te erozije i korozije.
Ovi problemi izazivaju neplanirane zastoje u radu i skupe popravke. U težim slučajevima generatori pare se moraju zamijeniti već nakon 8 do 12 godina pogona umjesto planiranog životnog vijeka od 40 godina. Tablica 2. daje pregled kvarova na generatorima pare do kraja 1985. u SAD. Radi se o uzorku od 124 jedinice od kojih je 85 jedinica u radu dulje od 5 godina, a 39 jedinica još nije bilo u pogonu dulje od 5 godina. Tablica 2. Statistički podaci o kvarovima generatora pare u SAD Problem Broj oštećenih jedinica "denting" uz potporne limove 31 "denting" uz cijevnu ploču 12 istanjenje stijenke 36 "pitting" 16 interkristalna korozija na vanjskoj strani 35 "stress corrosion craking" na unutarnjoj strani 54 "fretting" 41 zamor materijala 5 erozija 2 kavitacija 10 odnos vlage 6 bez problema 16 bez problema (za 85 jedinica starijih od 5 godina) 4
59
12
UTJECAJ NA OKOLIŠ U većini je država, a naročito u onim najrazvijenijima, ekološkim propisima ograničeno zagađenje okoline emisijom štetnih tvari iz termoenergetskih i drugih industrijskih postrojenja. U slučaju termoenergetskih postrojenja to se u prvom redu odnosi na ograničenje emisije SO2, NOx i krutih čestica. Tehničko je rješenje ovoga problema snažno uvjetovano sljedećim zahtjevima: • generatorima se pare mora dograditi oprema koja će smanjiti emisiju štetnih sastojaka na propisanu granicu, • potrebni razvojni radovi moraju biti dovršeni u definiranom roku, kako bi se rezultati mogli što prije primijeniti. Iz navedenoga se može zaključiti, da se barem u pogledu ekonomičnosti, optimalna rješenja još nisu postigla. To je zadaća koju treba ostvariti.
Odsumporavanje Na Sl. 3.35. prikazani su postupci odsumporavanja koji se danas upotrebljavaju kako kod novih tako i kod starih termoenergetskih postrojenja. Kod suhog se postupaka za odsumporavanje koristi vapno, a izlazni se materijal deponira ili prerađuje. Stupanj odsumporavanja doseže 90 %.
Sl. 3.35 Postupci za odsumporavanje
60
Kod mokrog se postupka u pravilu koristi vapnenac kao ulazni materijal, a kao nusprodukt se dobiva gips koji se može dalje koristiti. Stupanj odsumporavanja doseže i do 95 %. Kod regenerativnog mokrog postupka na bazi natrijevih spojeva proizvodi se plin bogat sa SO2, koji se može po potrebi dalje preraditi do elementarnog sumpora. Stupanj odsumporavanja može doseći vrijednost preko 95 %. Najprimjenjeniji je mokri postupak s proizvodnjom gipsa, čiji udio na njemačkom tržištu iznosi 90 %. Postupci odsumporavanja samog ugljena ili bitna redukcija SO2 u ložištu generatora pare uobičajene izvedbe ili su neekonomični ili tehnički neizvedivi. Prema tome današnji stupanj razvoja opreme za odsumporavanje pretpostavlja njeno priključivanje u nastavku generatora pare.
Hrvatska Jugoslavija V. Britanija Švicarska Švedska Portugal Njemačka Norveška Nizozemska Italija Francuska Finska Danska Austrija
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Emisija SO2, 1000 t/god.
Sl. 3.36. Emisija SO2 iz termoelektrana nekih evropskih zemalja Redukcija NOx Drukčija je situacija s redukcijom emisije dušičnih oksida. Ovdje postoje mogućnosti da se upotrebom tzv. primarnih mjera znatno smanji proizvodnja NOx. Kao što je pokazano na sl. 3.37 ove mjere se poduzimaju prilikom konstrukciji plamenika te pri utvrđivanju rasporeda mlaznica za zrak i gorivo. Osnovna ideja polazi od potrebe smanjenja maksimalnih temperatura naročito u jezgri plamena, kao i smanjenja broja molekula kisika u zoni izgaranja. Tako konstruirani plamenici u kombinaciji sa stupnjevitim izgaranjem mogu smanjiti količinu proizvedenog NOx na vrijednost manju od 300 mg/m3. Pri tome moraju biti ispunjeni sljedeći uvjeti:
61
• plamenici moraju i u području niskih tereta besprijekorno funkcionirati, • udio neizgorenoga ne smije preći vrijednost od 5 %, • ekranski zidovi ne smiju ni u dugotrajnom pogonu korodirati.
Sl. 3.37 Primarne mjere za smanjenje emisije NOx Sekundarne mjere za smanjenje emisije NOx prikazane su na sl. 3.38. Kod selektivne nekatalitičke redukcije (SNCR) uvodi se u generator pare amonijak na mjestu gdje vladaju temperature dimnih plinova od 850 do 900 °C. Time se postiže redukcija od kojih 40 %. Uvođenjem katalizatora (SCR) koji je na prikazanoj shemi ugrađen ispred rotacionog zagrijača zraka mogu se ostvariti propisane granične vrijednosti emisije, a u vezi s ovim postupkom skupljeno je do sada najveće iskustvo.
62
Sl. 3.38 Sekundarni postupci za smanjenje emisije NOx Tablica 3.2 Dozvoljene emisije Evropske zajednice za velike termoelektrane Snaga, MWt Termoelektrana Termoelektrana
Emisija SO2, mg/m3 2000-400 <400
<500 >500
Emisija NOx, mg/m3 <650 <650
Emisija čestica, mg/m3 <100 <50
Hrvatska Jugoslavija V. Britanija Švicarska Švedska Portugal Njemačka Norveška Nizozemska Italija Francuska Finska Danska Austrija
0
200
400
600
800
1000
Emisija NOx, 1000 t/god.
Sl. 3.39 Emisija NOx iz termoelektrana nekih evropskih zemalja
Ispitna pitanja iz predmeta:
Generatori pare
1. 2. 3. 4. 5.
Podjela generatora pare Vodocijevni generatori pare (shema blok-kotla) Vertikalni generatori pare s bubnjem (shema) Generatori pare s prisilnom cirkulacijom (shema) Generatori pare u nuklearnim energetskim postrojenjima
6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13.
Klasifikacija ložišta Pregrijači i međupregrijači pare Ekonomajzerske površine Masena bilanca generatora pare Toplinska bilanca generatora pare Toplinski gubici generatora pare Direktni način određivanja stupnja iskoristivosti generatora pare Indirektni način određivanja stupnja iskoristivosti generatora pare
14. 15. 16. 17. 18. 19. 20. 21.
Općenito o gorivu, raspodjela, sastav i svojstva goriva Stehiometrijski odnosi izgaranja Potrebna količina kisika (zraka za izgaranje) Proizvodi procesa izgaranja - dimni plinovi Pretičak zraka Određivanje pretička zraka na temelju mjerenja sadržaja CO2 u dimnim plinovima Određivanje pretička·zraka na temelju mjerenja sadržaja kisika u dimnim plinovima Entalpija proizvoda izgaranja (I-t dijagram)
22. 23. 24. 25. 26. 27.
Dinamika procesa izgaranja Izgaranje krutog goriva u sloju Izgaranje u fluidiziranom sloju Izgaranje ugljene prašine Principi izgaranja plinskog goriva Izgaranje tekućeg goriva
28. 29. 30. 31. 32. 33.
Zračenje dviju paralelnih ploča Proračun prijelaza topline u ložištu Prijenos topline konvekcijom Određivanje koeficijenta prolaza topline Srednja logaritamska temperaturna razlika Proračun prijelaza topline na konvektivnoj površini
34. Oblici strujanja i modeli dvofaznog toka 35. Parametri koji definiraju dvofazni tok
36. 37. 38. 39. 40. 41. 42. 43.
Određivanje gradijenata tlaka u dvofaznom toku Koeficijent dvofaznog trenja Množitelj dvofaznog trenja Proračun pada tlaka po metodi Lochard-Martinelli Proračun pada tlaka po Tomovoj metodi Hidrodinamički proračun prirodne cirkulacija Hidrodinamička karakteristika protočnih generatora pare Utjecaj neravnomjernosti raspodjele toplinskog toka na hidro-dinamičku karakteristiku generatora pare 44. Utjecaj promjera cijevi u ekonomajzerskom i isparivačkom dijelu na hidrodinamičku karakteristiku generatora pare 45. Cirkulacioni sustavi u generatorima pare 46. Određivanje optočnog broja u generatorima pare za nuklearno-energetska postrojenja.
