Оценка величины потери теплоты с химическим недожогом в камере сжигания дополнительного топлива

Размещено на http://www.allbest.ru/

Оценка величины потери теплоты с химическим недожогом в камере сжигания дополнительного топлива

Е.С. Малков

Состояние вопроса: В настоящее время теоретически обоснована возможность применения камеры сжигания дополнительного топлива и газового подогревателя сетевой воды при их последовательной установке за газовым подогревателем конденсата в газоходе котла-утилизатора и предложен способ получения тепловой энергии для нужд теплофикации на ПГУ-КЭС. Условия для протекания процесса горения в предложенной компоновке отличаются от условий в схемах, применяемых в настоящее время в энергетике. Поэтому, для комплексной оценки эффективности такого способа получения тепловой энергии необходимо оценить величину потери теплоты с химическим недожогом.

Материалы и методы: Решение поставленной задачи осуществлялось двумя способами - с применением нормативного метода расчета котельных агрегатов и с использованием программного комплекса Flow Vision (ООО «ТЕСИС») для проведения многовариантных расчетов характеристик газового потока в котле-утилизаторе.

Результаты: Разные способы оценки величины потери теплоты с химическим недожогом позволили получить практически одинаковые результаты. На основе многовариантных расчетов в программном комплексе Flow Vision авторами получена зависимость величины потери теплоты с химическим недожогом от характеристик газового потока на входе в камеру сжигания дополнительного топлива в диапазоне температур 90ч150°С и объемной концентрации кислорода 12ч17%.

Выводы: Результаты работы необходимы для комплексного анализа эффективности применения камеры сжигания дополнительного топлива для нужд теплофикации в условиях расположения её за газовым подогревателем конденсата котла-утилизатора и экономичности работы парогазового энергоблока.

Ключевые слова: котел-утилизатор, камера сжигания дополнительного топлива, потеря теплоты с химическим недожогом, газовый подогреватель сетевой воды.

Объемная концентрация кислорода О2 в выхлопных газах энергетических газовых турбин 13ч16%, а их температура за котлом-утилизатором (КУ) ?ух составляет 100ч140°С. По данным Всероссийского теплотехнического института (ВТИ) в тепловых схемах парогазовых установок (ПГУ) эксплуатация горелочных устройств КУ возможна при О2 > 12%, коэффициенте избытка воздуха б > 2 и температуре газов ?газ > 100°С [1]. Поэтому выхлопные газы газотурбинной установки (ГТУ) можно использовать в качестве малоактивного окислителя процесса горения. Данный потенциал потока газов предложено использовать для увеличения тепловой мощности ПГУ-КЭС за счет установки камеры сжигания дополнительного топлива (КСДТ) и газового подогревателя сетевой воды (ГПСВ) за газовым подогревателем конденсата (ГПК) КУ.

При горении топлива в потоке газов, забалластированных продуктами сгорания и обедненных кислородом, снижаются полнота сгорания и скорость распространения пламени. Поэтому, для анализа изменения значения КПД КУ зКУ при сжигании дополнительного топлива необходимо оценить величину потери теплоты от химической неполноты сгорания q3.

При отсутствии опытных данных и аналитической информации авторы решили данную задачу двумя способами - с использованием нормативного метода теплового расчета котельных агрегатов (далее - Нормативный метод) и программного продукта Flow Vision.

Состав топливно-газовой смеси в предпламенной зоне КСДТ близок к составу топливно-воздушной смеси при сжигании доменного газа с характеристиками, представленными в табл. 1.

Таблица 1. Характеристики балласта доменного газа и отдельных составляющих продуктов сгорания

Значения теоретических объемов отдельных составляющих продуктов сгорания природного газа «Саратов - Н.Новгород» при коэффициенте избытка воздуха бГТУ = 1,0 представлены в табл. 2. Для данного топлива при высокой суммарной концентрации горючих компонентов (95,3%) характерны высокие значения теплоты сгорания и объемов газов.

Согласно данным табл. 2 при сжигании в камере сгорания ГТУ природного газа при б = 2,8 удельный объем уходящих из ГТУ газов Vух.газ = 36,8 м3/м3.

Таблица 2. Значения теоретических объемов отдельных составляющих продуктов сгорания природного газа при б = 1,0

Удельный расход уходящих из ГТУ газов, используемых в качестве окислителя в КСДТ при объеме кислорода в них = 4,41 м3/м3 и б = 1,1:

21,1 м3/м3.

Суммарная концентрация азота и диоксида углерода в топливно-окислительной смеси (в предпламенной зоне) при сжигании топлива в количестве VТОПЛ = 1 м3:

для доменного газа

для природного газа, сжигаемого в КСДТ при б = 1,1

Полученные результаты свидетельствуют о том, что обе топливно-окислительные смеси перед сжиганием инертными газами забалластированы в равной мере.

Таким образом, для оценки величины потери теплоты от химической неполноты сгорания q3 при сжигании в КСДТ в первом приближении можно ориентироваться на данные при сжигании доменного газа.

Если химический недожог представлен в виде оксида углерода, трудносжигаемого компонента, то в случае сжигания доменного газа с располагаемой теплотой топлива = 3,86 МДж/м3 при удельном объеме сухих газов = 1,71 м3/м3 его концентрация в продуктах сгорания, %:

,

где QСО = 12,64 МДж/м3 - теплота сгорания
оксида углерода.

При одинаковых значениях концентрации инертных газов в топливно-окислительной смеси полнота сгорания топлива зависит от вероятности контакта кислорода с горючими элементами в предпламенной зоне. Поэтому концентрация оксида углерода в продуктах сгорания за КСДТ может быть определена величиной, обратно пропорциональной содержанию кислорода в предпламенной зоне.

Относительное содержание кислорода в топливно-воздушной смеси для 1 м3 топлива:

перед сжиганием доменного газа

м3/м3;

перед сжиганием природного газа в КСДТ

м3/м3;

где 15,5 - концентрация кислорода в газах,
поступающих из ГТУ в КСДТ, %.

Тогда концентрация оксида углерода в продуктах сгорания за КСДТ, %:

газовый подогреватель конденсат недожог

При удельном объеме сухих уходящих газов Vс = 17,3 м3/м3, температурах газов за КУ ?КУ = 98ч115°С и располагаемой теплоте топлива = 36,3 МДж/м3 потери теплоты от химической неполноты сгорания природного газа в КСДТ, %:

На основании полученных результатов можно сделать вывод, что использование нормативного метода расчета котельных агрегатов в сравнении с условиями сжигания доменного газа позволяет получить величину потери теплоты от химической неполноты сгорания при сжигании в КСДТ природного газа примерно равной q3 = 1,0%.

Ввиду активного развития компьютерной техники и высокой стоимости проведения натурных экспериментов основным подходом к решению большинства технических задач стало математическое моделирование рабочих процессов, позволяющие глубоко и полно исследовать влияние конструктивных и режимных факторов на основные показатели работы оборудования.

Для решения задач газовой динамики в настоящее время широко применяются численные методы, которые сводятся к тому, что область решения задачи, называемая моделью, разбивается на систему подобластей, или узлов, в каждой из которых набор газодинамических параметров заменяется постоянными функциями. При этом, газодинамическая и физико-химическая задачи неразделимы. В подавляющем большинстве случаев газодинамические параметры, характеризующие динамику горения, зависят от внутренних свойств пламени.

В КСДТ, в основном, применяются диффузионно-стабилизаторные горелки, сжигание топлива в которых осуществляются в турбулентном следе. В таких горелках используются уголковые стабилизаторы, расположенные вертикально в одной плоскости. Природный газ вводится в зону рециркуляции системой струй через специальный трубчатый коллектор или через отверстия в тыльной стороне стабилизатора. Выхлопные газы ГТУ поступают в зону горения из обтекающего стабилизатор потока (рис. 1). Такой способ сжигания топлива отличается высокой интенсивностью процесса смесеобразования при малой длине факела по потоку. Режим горения рассматриваемого диффузионного факела близок к режиму
турбулентного горения гомогенных смесей [1].

Размещено на http://www.allbest.ru/

Наиболее сложная из известных моделей КСДТ [2] представляет собой несколько рядов фронтовых устройств диффузионно-стабилизаторного типа, включающих уголковые стабилизаторы и находящиеся внутри них газовые коллекторы со струйными форсунками подачи топлива. Фронтовые устройства собираются из модулей, в которых на кромках уголковых стабилизаторов установлены поперечные уголки с короткими топливными коллекторами.

Решение поставленной задачи осуществлялось с помощью программного продукта Flow Vision, который в настоящее время широко используется для научно-исследовательских работ и решения прикладных задач газовой динамики.

Реализованная в программном комплексе Flow Vision модель массопереноса «Горение» предполагает одну брутто-реакцию с одним или двумя конечными продуктами, скорость которой определяется конкретной моделью горения. При моделировании решаются полные (без упрощений) уравнения
Навье-Стокса, уравнение энергии, записанное через полную энтальпию, и уравнения турбулентных переменных [3].

Расчет произведен на основе математической модели Аррениуса-Магнуссена. Для всех компонентов, кроме окислителя,
решаются конвективно-диффузионные уравнения. Окислитель является нерасчетным компонентом. Его массовая доля определяется из соотношения [4]:

(1)

где Yо*, Yо, Yf*, Yf - восстановленные и истинные массовые доли окислителя и горючего, соответственно, i1 - стехеометрический коэффициент при окислителе. Восстановленные массовые доли - это параметры, полученные в результате смешения компонентов (без процесса горения), а истинные - с учетом процесса горения.

Для горючего решаются два уравнения: однородное для восстановленной массовой доли (2) и неоднородное - для истинной массовой доли (3):

, (2)

, (3)

где - плотность, кг м-3; - векторный дифференциальный оператор (оператор Гамильтона); ф - время, с; V - скорость, м с-1; J*f,eff, Jf,eff - диффузионный поток горючего (эффективное значение), кг м-2 с-1; Wf - скорость реакции горения, кг м-3 с-1.

Скорость реакции горения определяется уровнем пульсаций восстановленной массовой доли горючего [5]:

, (4)

, (5)

, (6)

, (7)

где Wkin - кинетическая скорость процесса горения; Wturb - скорость турбулентного смещения горючего и окислителя; - параметр, определяющий вес турбулентной реакции горения в модели «Аррениус-Магнуссен»; A, B, n, n_o, n_f - параметры констант кинетической реакции; Tabs - абсолютная температура, К; Yo - истинная массовая доля окислителя; С - параметр константы турбулентной реакции; - молекулярная динамическая вязкость, Па с; - скорость диссипации турбулентной энергии, м2 с-3; k - турбулентная энергия, м2 с-2; gf - дисперсия восстановленной массовой доли горючего.

Для дисперсии восстановленной массовой доли горючего gf в данной модели решается конвективно-диффузионное уравнение [6]:

(8)

где ф - турбулентная динамическая вязкость, Па с.

Трехмерная модель участка газохода, в котором установлена КСДТ, представляет собой параллелепипед размерами 11630Ч9590 мм и длиной 15 м. В данной модели принято последовательное расположение ГПК, КСДТ и ГПСВ. Температура входящего потока газов в КСДТ в различных режимах
работы ГТУ изменяется в диапазоне от 100 до 140°С, а коэффициент избытка воздуха б - от 2,8 до 5,7. Характеристики топлива (природного газа) выбраны из существующей базы веществ Flow Vision. Входящий поток выхлопных газов ГТУ создан в пользовательской базе веществ. Для решения поставленной задачи исследовательской работы проведены многовариантные расчеты с различным составом газов потока ГТУ (содержанием окислителя) и его температурой.

Первый этап расчетов - определение термодинамических характеристик (скорость потока, распределение окислителя и топлива по потоку) газовой смеси без активации процесса горения. Расчеты на данном этапе завершаются при условии стабилизации массовых долей окислителя и топлива в выходном сечении модели.

Второй этап - в потоке газовой смеси с помощью модификатора «поджег» в расчетной модели инициируется процесс горения. Исследовательская модель оснащена постоянно работающей дежурной зоной горения, обеспечивающей устойчивость пламени. Расчет завершается при условии стабилизации искомых параметров в выходном сечении.

На основании результатов расчетов разработана номограмма изменения величины q3 в зависимости от количества сжигаемого топлива и параметров потока газов ГТУ: его температуры и объемной концентрации кислорода на входе в КСДТ (рис. 2). В правой части рис. 2 выделена область параметров работы ГТЭ-110 в диапазоне относительных нагрузок nГТУ = 0,3ч1,0 и температур наружного воздуха tнв = -30ч30°C, в левой части - диапазон расходов топлива в КСДТ для выработки тепловой мощности 34,2МВ.

Из анализа рис. 2 следует, что при стремлении объемной концентрации О2 на входе в КСДТ к 12% величина q3 увеличивается в большей степени. Причем, чем меньше О2 во входящем потоке газов, тем более заметно становится влияние температуры газов ?газ.

Например, для параметров ?газ = 130°С и Bксдт = 0,9 кг/с уменьшение объемной концентрации О2 с 17% до 16% вызовет увеличение q3 на 0,11%, а уменьшение объемной концентрации О2 с 14% до 13% приведет к увеличению q3 на 0,23%. Это обусловлено уменьшением количества кислорода, приходящегося на каждую долю топлива. Увеличение температуры газов на входе в КСДТ ?газ снижает величину q3, причем данное влияние наиболее выражено при меньших значениях объемной концентрации О2. Это объясняется увеличением скорости процесса горения. Так, при постоянном значении объемной концентрации О2 = 16% и Bксдт = 0,9 кг/с возрастание ?газ на 60°С (с 90°С до 150°С) уменьшит q3 на 0,13%, а при объемной концентрации О2 = 14% и тех же самых условиях уменьшение q3 составит 0,36%.

Выделенные области рабочих параметров позволяют сделать вывод, что величина q3 изменяется от 0,5 до 1,04%.

Рис. 2. Зависимость величины потери тепла с химической неполнотой сгорания q3 от количества сжигаемого топлива, температуры газов и объемной концентрации кислорода на входе в КСДТ

По полученной номограмме при тех же параметрах входящего потока, которые использовались при расчетах с применением нормативного метода, величина q3 равна 0,8%. Отличие результатов расчетов по нормативному методу и с использованием компьютерной модели Flow Vision составляет 0,26%. Данная разница является несущественной, что говорит о возможности применения обоих методов. Таким образом, величина потери теплоты от химической неполноты сгорания в указанных ранее условиях работы для расчетов эффективности работы КУ с КСДТ может быть принята равной 0,5ч1,0%.

При установке КСДТ в переходном газоходе, соединяющем диффузор ГТУ с КУ рекомендовано [1] располагать первую по ходу газов теплообменную поверхность на расстоянии 4ч5 м от горелочных устройств для выравнивания температурного поля и стабилизации потока. Такое расстояние обусловлено высокими скоростями потока на входе в КУ (свыше 12 м/с). Скорость входящего в КСДТ потока газов при расположении её за ГПК во всем рабочем диапазоне ГТУ не превышает 7 м/с. При указанных ранее параметрах работы КСДТ длина пламени в разработанной модели газохода в программном продукте Flow Vision составляет не более 0,7 м. Выравнивание температурного поля и стабилизация потока осуществляется на расстоянии 1,3ч1,7 м. На основании разработанной модели газохода при данной компоновке поверхностей нагрева и КСДТ за ГПК КУ первый ряд труб ГПСВ рекомендуется располагать на расстоянии 2 м от горелочных устройств.

Список литературы

1. Цанев, С.В., Буров В.Д., Ремезов А.Н. Газотурбинные и парогазовые установки тепловых электростанций: учеб. пособие для вузов // под ред. С.В. Цанева. - М.: Изд-во МЭИ, 2002. - 584 с.

2. Патент 2447364 Российская Федерация МПК F23G7/06. Камера дожигания / Д.Ю. Бантиков, В.И. Васильев, В.Н. Лавров, Ю.И. Цыбизов, В.П. Чикин, Б.Ю. Шариков; опубл. 10.12.2011.

3. Маркова, Т.В, Жлуктов С.В. Развитие моделей горения в ПК FlowVision ООО «Тесис», г. Москва [электронный ресурс] - Режим доступа: http://www.tesis.com.ru/ infocenter/downloads/flowvision/fv_es12_tesis3.pdf

4. Работа с документацией Flow Vision Help [электронный ресурс]. - Режим доступа: http://www.flowvision.ru/ webhelp/ fvru_30804/

5. Аксенов, А.А, Похилко, В.И., Тишин, А.П. Исследование двухступенчатого сжигания метана в вихревой горелке / Труды 2-ой Российской национальной конференции по теплообмену, Москва, 26-30 октября 1998, Том 3, с.161-164.

6. Santoro, R.J. (1997) “An Experimental Study of Characteristic Combustion-Driven For CFD Validation” // Final Report for NASA Contract NAS8-38862. Propulsion Engineering Research Center and Department of Mechanical Engineering. The Pennsylvania State University. University Park, PA., 119 р.

Размещено на Allbest.ru