ОБЖИГ ЦЕМЕНТНОГО КЛИНКЕРА

Газодинамика И практические основы горения топлива во вращающихся печах

Характер движения газового потока имеет важное значение при обжиге материала во вращающейся печи. Являясь основ­ным теплоносителем, газовая фаза определяет теплообмен, циркуляцию пылевых потоков, пылеунос, предельную тепловую мощность, качество продукции и в целом эффективность ра­боты агрегата. Расчетные и экспериментальные данные по движению газового потока в печах представлены в работах [248, 325—327 и др.].

При этом найдены математические выражения для расчета гидродинамического сопротивления печи и ее отдельных элемен­тов, как цепных завес, циклонных теплообменников, холодиль­ников и др. Показано, что пылевынос из печи зависит от скорости газа в 3-й — 4-й степени, от влажности материала за цепной завесой в 15-й степени. Критерий Re в отдельных участках печного тракта составляет от 100000 до 1500000, т. е. движение газа в печи носит явно выраженный турбулентный характер.

Учитывая, что вращающаяся печь является не только теплообменным агрегатом, но одновременно включает в себя и топку, большое внимание в теории и практике работы печи уделяется процессу горения топлива в ней и формированию оптимального факела.

При оптимизации режима работы вращающейся печи необ­ходимо учитывать основные закономерности горения топлива. Наиболее глубокие исследования горения топлива примени­тельно к котельным топочным устройствам проведены

A. С. Предводителевым, Л. Н. Хитриным, Г. Ф. Кнорре,

B. В. Померанцевым, Л. А. Вулисом, Д. Б. Сполдингом, Д. М. Хзмаляном и др. [328—336, 522—524]. В свете этих работ приводится основа теории горения, которая может быть использована при сжигании топлива во вращающихся печах.

Рассмотрим протекающие при горении твердого топлива процессы, т. к. ввиду их многоступенчатости они отчасти вклю­чают случаи сжигания других видов топлива. По мере нагрева частица топлива подогревается, подсушивается, затем начина­ется возгонка летучих. Чем больше содержание летучих в топ­ливе, тем интенсивнее и при более низкой температуре происхо­дит их выход.

Например, из бурых углей при содержании летучих ~50%, их возгонка начинается при tv~170°C. Из газовых углей при V[1] ~ 38%—температура f-210°С; из ПЖ при Vі сг ~27%—температура tv~260°C; из тощих углей с V — 7% при tv~320°C; из горючих сланцев при 250°С. Основная масса летучих возгоняется из топлива в интервале 200— 400°С, несколько меньшая часть от 400 до 700°С, выход ос­татков летучих продолжается вплоть до 800—1000°С.'

При горении мелких частиц, благодаря высокой интен­сивности тепло- и массообмена, основная доля летучих выде­ляется и диффундирует в окружающую среду, где, образуя горючую смесь, сгорает в газовом объеме. В случае горения крупных частиц, вследствие недостаточно интенсивного диффу­зионного обмена, летучие воспламеняются около поверхности и выгорают за небольшой период времени, составляющий примерно 10% времени выгорания частицы. Определяющей стадией процесса является стадия горения углерода, интенсив­ность которой и лимитирует скорость горения топлива. Опре­деляющая роль горения углерода объясняется следующим.

Во-первых, твердый углерод, содержащийся в топливе, является главной горючей составляющей почти всех применяе­мых для вращающихся печей твердых топлив. Во-вторых,

Стадия горения углерода оказывается наиболее длительной из всех стадий и может занимать до 90% всего времени, необхо­димого для горения. В-третьих, процесс горения кокса имеет решающее значение в создании тепловых условий протекания других стадий, т. к. наибольшая теплота выделяется от горения углерода.

Следовательно, основой правильного построения технологи­ческого метода сжигания твердых топлив является создание оптимальных условий для процесса горения углерода. В некото­рых случаях определяющими процесс горения могут оказаться второстепенные подготовительные стадии. Например, при сжигании высоковлажного топлива лимитирующей может быть стадия подсушки.

Процесс горения пылевидного топлива во вращающейся печи совершается в ограниченном топочном пространстве в потоках больших масс топлива и воздуха, к которым подме­шиваются продукты сгорания. Основой горения является хими­ческая реакция окисления топлива, протекающая под сильным влиянием физических процессов, таких как движение пылегазо - вых струй с развитием вихревых потоков турбулентной и моле­кулярной диффузии, теплообмен в топке, между частицами топлива, газовой средой, футеровкой, материалом и др.

Таким образом, горение угольной пыли является сложным физико-химическим процессом, состоящим из двух стадий: подвода кислорода путем турбулентной и молекулярной диффу­зии к поверхности топлива и химической реакции на ней. Сле­довательно, скорость горения топлива и длина факела в топке зависят от интенсивности смешения топлива с воздухом и скорости химического взаимодействия кислорода с топливом и в общем виде может быть выражена через константу ско­рости суммарного процесса

Кг = 1/К+ 1/%' (24)

Где К константа скорости химической реакции; uD — коэффициент диффу­зионного обмена.

Для практических целей важно знать, что же лимитирует процесс горения: скорость химического взаимодействия или диффузионный обмен? Не вдаваясь в подробности механизма реагирования углерода с кислородом, процессы, протекающие на поверхности углеродистой частицы, можно формально харак­теризовать следующими химическими реакциями:

1. C + 02 = C02 + qlf

2. 2C + 02 — 2C0 + q2,

3. С + C02 — 2C0 — q3,

4. 2CO + O2 = 2C02+q4. (25)

В условиях реальных топочных температур решающая роль принадлежит второй реакции, которая и лимитирует процесс в кинетической области [338, 337]. Важнейшее значение при горении имеет скорость реакции, которая зависит от природы топлива и физических условий: концентрации реагирующих га­зов, температуры и давления среды. Температурная зависимость является наиболее сильной и определяется по уравнению Аррениуса через константу скорости реакции

К = К0-е"^, (26)

Где К — пред экспоненциальный множитель; Е — энергия активации; R — уни­версальная газовая постоянная; Т—температура.

При снижении температуры константа К уменьшается по экспоненте, поэтому в области низких температур скорость химической реакции во много раз меньше скорости диффузии, т. е. КВ этих условиях величиной /old можно пренебречь по сравнению с 1/К и, следовательно, скорость горения — К, будет определяться лишь скоростью химической реакции кг — К.

Низкотемпературная область, при которой процесс горения лимитируется скоростью химической реакции, называется кине­тической областью горения. С увеличением температуры ско­рость химического взаимодействия, согласно уравнению Арре­ниуса, растет по экспоненте и при определенной температуре приобретает настолько большое значение, что на поверхности частицы углерода не остается свободного кислорода. В этих условиях процесс горения определяется скоростью подвода кислорода к частице топлива, т. е. aD <С К. Следовательно, пренебрегая 1/К по сравнению l/aD, имеем Кг —ад - Область горения, когда процесс лимитируется скоростью диффузии кис­лорода к реакционной поверхности, называется диффузионной областью горения. В диффузионной области скорость горения практически не зависит от реакционной способности топлива. В этой области на скорость горения влияют гидродинамические факторы: относительная скорость газовых потоков, размер час­тиц топлива и др.

В связи с вышеизложенным различают три области горения топлива: кинетическую—ниже 800°С; переходную—в интервале температур 800—1000°С, где скорость горения зависит как от скорости химической реакции, так и от диц^фузии газовых потоков; диффузионную—выше 1000°С.

Эти представления получены в результате исследования горения топлива в топках котельных агрегатов; в связи с тем, что температура в этих топках выше 1000°С, считается, что горение протекает там в диффузионной области. Поэтому интен­сификация горения в котельных топках осуществляется путем интенсификации смешения топлива с воздухом.

Наряду с процессом горения на эффективность работы топки влияет также воспламенение топлива, следовательно, необходимо коротко остановиться на теории этого процесса.

Воспламенение топлива наступает в тот момент, когда топливно-воздушная смесь приобретает температуру, необхо­димую для возникновения реакции окисления данного вида топ­лива. Летучие воспламеняются при 450—600°С, коксовый оста­ток—700—750°С. Для пылеугольного топлива период индукци­онного воспламенения зависит от следующих факторов: тон­кости помола топлива, содержания летучих в топливе, коэффи­циента избытка воздуха, температуры исходной пылевоздушной смеси и топочного пространства. В связи с тем, что летучие вос­пламеняются при более низкой температуре, чем углерод, а мел­кие частицы прогреваются быстрее, чем крупные, с увеличе­нием содержания летучих и повышением тонкости помола топлива интенсифицируется его воспламенение. Точно так же при уменьшении коэффициента избытка воздуха исходной пылевоздушной смеси вплоть до а = 0,1 уменьшается объем газовой фазы в смеси и, следовательно, сокращается время нагрева и воспламенения топливно-воздушной смеси. То есть богатые топливом смеси воспламеняются легче, чем бедные, что повседневно используется в практике запуска двигателей внутреннего сгорания. Вполне понятно, что с повышением температуры исходной смеси и газа в топке интенсифицируется воспламенение.

Мелкие частицы топлива, воспламеняясь раньше, начинают выгорать при пониженной температуре и при большем на­чальном содержании кислорода в смеси; следовательно, начало выгорания для мелких частиц топлива лимитируется скоростью химической реакции и протекает в кинетической области. Не­обходимо учитывать еще одно важное обстоятельство. Темпе­ратура частиц малых размеров превышает температуру окру-

!Г>в

Жающей газовой среды лишь на десятки градусов. Крупные же частицы из-за замедленного теплообмена с окружающей средой разогреваются на сотни градусов выше среды, кроме того, они воспламеняются несколько позже. Все это приводит к тому, что частицы топлива больших размеров воспламеняются и вы­горают при более высокой температуре, и их сгорание лими­тируется процессами диффузии, т. е. протекает в диффузион­ной области.

Портландцементный клинкер обжигается при 1400—1450°С, температура пламенного пространства в зоне спекания значи­тельно превышает эту величину и, следовательно, процесс горе­ния во вращающихся печах должен протекать в диффузионной области. В то же время следует отметить, что горение во вра­щающейся печи происходит несколько в иных условиях, чем в котельных топках. Принципиальные отличия заключаются в ко­личестве и расположении форсунок, более высокой темпера­туре стенки и контакте факела с обжигаемым материалом во вращающихся печах.

Вопросы сжигания различных видов топлива во вращаю­щихся печах рассматривались многими исследователями [219, 325—327, 248, 253, 254, 336—382]. Горение газообразного топлива, по общему мнению, протекает в диффузионной облас­ти. При сжигании твердого топлива также преобладает мнение о диффузионном горении, однако в некоторых случаях предпо­лагается возможность протекания процесса в переходной об­ласти [248, 253]. Некоторые исследователи длину основной части факела рассчитывают по интенсивности выгорания коксо­вой частицы максимального размера, т. е. лимитирующей стадией считают молекулярную диффузию. В связи с этим, для разработки практических способов оптимизации сжигания топ­лива, необходимо рассмотреть основные закономерности го­рения топлива во вращающихся печах.

Достаточно подробно теория и практика сжигания твердого топлива в цементных вращающихся печах изложены в работе В. Ансельма и Г. Фритша [253]. Проведя детальный анализ многих работ по сжиганию топлива во вращающихся печах, а также в результате собственных исследований промышленных печей и сопоставления результатов с данными котельных топок, авторы пришли к обоснованному заключению, что процесс горе­ния во вращающихся печах определяется молекулярной и тур­булентной диффузией.

Турбулентная диффузия определяет процесс макросмеше­ния, т. е. усреднения топливно-газо-воздушной смеси, моле-

Кулярная же диффузия лимитирует процесс горения непосредст­венно у поверхности частиц твердого топлива. Общее время горения, по данным авторов, складывается из времени турбу­лентной и молекулярной диффузиии. Считается, что время сме­шения обычно в 2—4 раза больше времени выгорания коксо­вой частицы, поэтому интенсификация горения обычно произ­водится путем турбулизации потока. Для оценки степени турбу - лизации потока авторы [253] предлагают ввести показатели удельной мощности топливно-воздушной смеси и произведения критерия Фурье—F() на коэффициент превращения смеси. Дан­ные величины в комплексе зависят от размеров и формы топоч­ного пространства, количества, конструкции и расположения форсунок; температуры, количества и скорости вылета топлив­но-воздушной смеси из форсунки; условий подвода и харак­теристики вторичного воздуха; конструктивных особенностей головки печи и холодильника. Время молекулярно-диффузион - ного обмена зависит от коэффициента диффузии кислорода в пограничном слое и размеров твердой топливной частицы. С уве­личением температуры смеси и тонкости помола угля сокраща­ется время выгорания частицы.

Для расчета скорости горения топлива и длины факела в отдельных работах [248, 253, 341, 348, 353, 372, 380] приводятся уравнения, которые получены эмпирическим путем или решени­ем дифференциальных уравнений тепло-массообмена топливно - газовой фазы.

При этом, как правило, учитывается лишь влияние отдель­ных факторов, а не весь комплекс параметров, который, по данным [253], включает более 10 элементов. Общим во всех формулах является положение, которое согласуется с мно­гочисленными практическими экспериментами [219, 248, 337, 341, 344, 347, 351—359, 325], что горение всех видов топлива интенсифицируется при увеличении начальной скорости и мощности топливного потока.

По влиянию остальных факторов, нет такого единства. Так, например, в работах [248, 372] утверждается, что с увеличением коэффициента избытка воздуха а удлиняется фа­кел, по данным же [342, 345, 353], напротив, с увеличением а ускоряется смешение топлива с воздухом и, следовательно, и горение. Нет единого мнения и о роли характеристики топлива, положения горелки, температуры вторичного воздуха и др. Согласно исследованиям [339, 344, 351], можно интенсифи­цировать теплообмен и горение путем направления факела на материал, опыт же других [342, 375—378, 383, 384] пока-

<V),s

Зывает, что в этом случае удлиняется факел. По влиянию состава угольного топлива общее мнение [248, 253, 341, 357, 358], сформулированное Е. И. Ходоровым, сводится к тому, что угли с большим содержанием летучих V" горят растянутым пламенем. Однако в работе [379] утверждается обратное, а именно «угли с высоким содержанием летучих дают на колосни­ковых решетках длинный факел, и поэтому называются длинно - пламенными... Однако свойства угля меняются при сжигании его в виде угольной пыли во вращающихся печах. Длинно - пламенные угли, подаваемые в виде пыли в горячую вращаю­щуюся печь, распадаются с большой скоростью. Летучие ком­поненты газифицируются и немедленно сгорают, а разделив­шиеся частицы кокса получают высокую пористость; это способ­ствует интенсивному и полному доступу кислорода, что при­водит к быстрому сгоранию кокса».

С этим высказыванием трудно согласиться, т. к. процесс горения лимитируется в печи не столько скоростью выгорания углеродистой частицы, сколько турбулентной диффузией, опре­деляющей интенсивность макросмешения топлива с воздухом. Важной характеристикой твердого форсуночного топлива явля­ется также тонкость помола—R008, зольность—Ар и влаж­ность— Wp. Если в прежних работах [338] рекомендовался остаток на сите Roor —0,6 • Vp, то в настоящее время предлага­ется более тонкий помол угля до R0o8 — 4—10% [356, 357]. При этом, как утверждается в работах [248, 359, 344], происхо­дит более раннее воспламенение и выше лучеиспускательная способность факела, что положительно сказывается на тепло­обмене в печи. При грубом помоле удаляется от головки тем­пературный максимум. Для больших печей рекомендуется более грубый помол [356]. С повышением содержания золы следует тоньше молоть уголь [356—358] и подавать больше первич­ного воздуха. При увеличении Wp > 1—2% существенно замедляется горение.

По влиянию температуры первичного и вторичного воз­духа сведения весьма ограничены. По данным Г. С. Вальберга [325], с повышением температуры вторичного воздуха факел укорачивается. Однако Дерена [342] считает, что температура как вторичного, так и первичного воздуха не влияет на длину факела, т. к. повышение температуры компенсируется снижени­ем плотности воздуха. К такому же выводу приходит Дуда [379], утверждая, что горячий первичный воздух является пло­хим носителем угольной пыли и поэтому может оказывать на факел неблагоприятное влияние.

1 Г) 9

Большое внимание при сжигании топлива уделяется кон­структивным элементам форсунок и топочных камер. К фор­сункам предъявляются требования по широкому диапазону регулирования, который бы обеспечивал интенсивное и полное горение топлива, эффективный теплообмен в печи. С этой целью предложены различные конструкции для всех видов топлива [331, 345, 354, 356—359, 365—368, 372—374, 380, 381]. Тен­денция последних лет сводится к обеспечению возможности од­новременного сжигания нескольких видов топлива, а также при­менению для интенсификации нехимических видов энергии.

Необходимо остановиться еще на влиянии холодильника и конструкции головки печи на горение топлива. В работе [253] показано, что вследствие изменения условий подачи вторич­ного воздуха из барабанного холодильника по сравнению с рекуператорными длина факела значительно сокращается. На важности роли сечения и формы шахты холодильника заостряется внимание и в других публикациях [248, 356].

В заключение обзора необходимо еще раз отметить, что, согласно общим воззрениям, процесс горения в печи в основном лимитируется интенсивностью турбулентного смешения топлива с воздухом. По теоретическим представлениями, в турбулентном пламени длина факела прямо пропорциональна скорости вду­вания, квадрату диаметра форсунки, и обратно пропорцио­нальна коэффициенту диффузии. Следовательно, длина факела при неизменном диаметре форсунки не будет зависеть от ско­рости вылета топлива, что подтверждено экспериментально при сжигании газа на топливном стенде [382]. В то же время из практики работы цементных печей известно, что длина факела сокращается при увеличении скорости вылета топлива далеко за пределами критического значения критерия Рей - нольдса, даже тогда, когда число Re находится в пределах 105—106.

Указанное противоречие находит следующее объяснение. Е. И. Ходоров считает, что данный факт свидетельствует о горении топлива во вращающихся печах не в чисто диффу­зионной области, а в промежуточной. Ансельм [253] предлагает внести понятие изотропной и анизотропной турбулизации. В первом случае длина факела зависит от скорости топливной смеси, а во втором—горение интенсифицируется с увеличением скорости при любом числе Re. В топках всегда наблюдается анизотропное поле, которое появляется при обтекании неудобо- обтекаемых тел. Каждая форсунка при рассмотрении ее в отно­шении потока вторичного воздуха представляет собой несом-

!(И)

Ненно неудобообтекаемое тело, поэтому поле факела анизотроп­но. Зейдель [347] предлагает считать критическим значением перехода потока из ламинарного в турбулентный по числу Re> 106.

Таким образом, можно констатировать, что пока не имеется еще единого представления о теории и практике сжигания топлива во вращающихся печах, и этот вопрос требует даль­нейшего изучения. В связи с тем, что основные теплотехни­ческие расчеты проводились автором на ЭВМ, потребовались аналитические выражения теплофизических свойств газовой среды применительно к цементным вращающимся печам. При­веденные в работах [385, 386] уравнения составлены приме­нительно к топкам котельных агрегатов и не обеспечивают требуемой точности при расчете цементных печей.

Предлагаемые ниже уравнения предназначены для опре­деления степени диссоциации трехатомных газов, степени чер­ноты е и теплоемкости газового потока с в зависимости от температуры t и состава газа. Эти уравнения получены путем аппроксимации справочных экспериментальных данных и могут быть использованы для расчетов при температуре газов 1000— 2200°С и при величине произведений парциального давления трехатомных газов Р на толщину газового слоя — S. Рсо • S = = 10—150 кПа • м и PHsG • S= 10—100 кПа. м. Указанные пределы охватывают параметры газового потока вращающихся печей диаметром от 3 до 7 м для любого вида топлива и состава сырья.

Уравнения для расчета степени черноты газового потока:

А) углекислого газа

Есо2 = а1 +Ь1(Ю00 —t), (27)

- 1.8Pro • S

Где a, = 0,182 - 0,1 e J 2 + 0,075 • РСОа • S - 0,05(РСО<2 • S)2 + + 0,0025(PaX) ■ S + 0,3)" -0,5 • 10-8(Pt:O2 ■ S) " (t;

- 3,3PC0 • s

B, = 9,35 • 10 " 5 — 5,5 • 10 " 5e 2 ; t — температура газа, °С;

Б) водяного пара

ЕНа0 =а2 + b2 (1000 — t) +0,88 - с2[(t — 1000)/1 ООО]2, (28)

- 2,4Ри п ■ S

Где а2 = 0,322 - 0,28 • е 2 ,

Ь2= 1,74 • 10" 1 - 1,316 ■ 10" 4е " "2<) S. е., = 0,02 + 0,03 • РИо0 • S;

В) смеси газов

Е = еСо2 + Р " єн2о - Де, (29)

Где Р= 1 + (0,42 + 0,2 - e~"PH2° S)

Л п с m 2 Г, " 4>5(РН20 + РСО ' 1 Де = 5,5 • 10 Ll — е 2 2 J.

Где Рсо, и Рц.,о — парциальное давление или объемная концентрация углекис­лого газа и водяного пара в относительных единицах; S--эквивалентная толщина газового слоя, м.

Расчетные значения, полученные по вышеприведенным урав­нениям, отличаются от справочных данных не более, чем на 3%. В качестве примера в табл. 29 приведены значения степени черноты С02 по сведенным в номограммы опытным данным [288, 387], рассчитанным по нормативным методам [385, 288] и по формуле (27).

Эти данные свидетельствуют о существенно большей схо­димости вновь полученных расчетных значений с эксперимен­тальными по сравнению с ранее применяемыми методами [385, 288].

Для запыленных газов могут быть использованы такие известные соотношения [288]:

Єлг =Єг + — ег. еп,

Єп = 1 — е~ kn 'Сп ' (30)

Kn=0,5[dn(t + 273)]"2/3,

Где сп — массовая концентрация пыли, кг/кг газов; dn — эквивалентный ди­аметр частиц пыли, м.

Для расчетов энтальпии J^ и теплоемкости отдельных газов с при температуре от 0 до 2500°С уравнения С. Л. Ривкина [386] дополнены членами высоких степеней.

Энтальпия газа (кДж/кмоль) рассчитывается по следующей формуле:

Л — 8 п = 19

J„= £ А„(Т/1000У+ £ А„ (Т/1000)" -(- А34 (Т/1000)34 +

П = - I п = 13

+ А35 (Т/1000)35 + А4| (Т/1000)41 + В • 1пТ, (31)

Где Т — температура газа, К; А и В — коэффициенты, приведенные в табл. 30.

Сравнительные результаты определения степени черноты СО2

Таблица 29

Степень черноты СО2 при

Р

S = 10 кПа -

М

Р. S = 80 кііа-м

Р. S — 150 кПа-м

Темпера­тура,

Данные, рассчитанные

Данные, рассчитанные

Данные, рассчитанные

°С.

Опытные данные (387) .

То норма­тивным методам (385, 288)

По формуле (27)

Опытные данные

(387)

По норма­тивным

Методам (ЗК.~». 288)

По формуле (27)

Опытные данные

(387)

По норма­тивным методам (385, 288)

По формуле

(27')

1000

0,102

0,123

0,100

0,190

0,310

0,190

0,225

0,398

0,222

1100

0,096

0,115

0,095

0,183

0,291

0,181

0,217

0,375

0,213

1200

0,090

0,106

0,090

0,174

0,273

0,172

0,207

0,351

0,204

1300

0,083

0,097

0,084

0,165

0,251

0,163

0,198

0,327

0,195

1400

0,078

0,089

0,079

0,155

0,230

0,154

0,187

0,301

0,185

1500

0,072

0,080

0,073

0,146

0,209

0,145

0,176

0,275

0,174

1600

0,067

0,071

0,068

0,136

0,187

0,136

0,166

0,247

0,167

1700

0,061

0,062

0,062

0,127

0,165

0,127

0,156

0,219

0,157

1800

0,056

0,053

0,057

0,118

0,142

0,118

0,147

0,189

0,148

1900

0,051

0,044

0,052

0,109

0,118

0,109

0,137

0,158

0,139

2000

0,046

0,034

0,046

0,100

0,094

0,101

0,127

0,126

0,129

За начало отсчета принята температура 0°С, при которой энтальпия Лц = 0. Отклонение полученных по уравнению зна­чений от справочных данных [131] составляет не более 0,15%.

Средняя изобарная теплоемкость газа [кДж/(кмоль • /()] определяется по такому уравнению:

H-cp=Vt, (32)

А изобарная теплоемкость газа, отнесенного к нормальным усло­виям [кДж/(м3-К)], по формуле

Cp=VV, • t, (33)

Где V^ — объем 1 кмоля газа в м3 при нормальных условиях і^для технических расчетов = 22,41 м3/кмоль).

Расчет степени диссоциации трехатомных газов по константе равновесия реакции Кр можно осуществить с точностью до 2 отн. % по упрощенным эмпирическим формулам [541, 542]:

А) для реакции С02^СО + 0,5-02; lgKp = 4,47—14700/Т; (34)

Б) для реакции

Н20-^Н2 + 0,5 • 02; lgKp = 3,05— 13160/Т, (35)

Где Т — температура абсолютная.

Степень диссоциации — X в относительных единицах нахо­дится путем решения следующих уравнений:

Х3 — ('-хЛ-^ + ^о ' (36)

(К-2 - Р) ;

При температуре до 2200°С можно принять

А при температуре до 1800° С с достаточной для прак­тики точностью

Где Р - объемная концентрация С02 или Н20 в газовой фазе. Предлагаемые уравнения могут быть применены в теплотехни­ческих расчетах цементных вращающихся. печей с исполь­зованием ЭВМ, для чего достаточен небольшой объем опера­тивной памяти вычислительной машины и небольшое коли­чество машинного времени.

Как уже отмечалось, обеспечение рационального сжигания топлива имеет важнейшее значение при эксплуатации цемент­ных вращающихся печей. Путем регулирования процесса горе­ния можно изменять гранулометрию клинкера и величину об­мазки в зоне спекания, повышать стойкость футеровки и произ­водительность печей, существенно снижать удельный расход тепла.

Для этого необходимо обеспечивать высокий уровень тепло­обмена по всей длине факела и не допускать местного пере­грева футеровки на коротком участке. При выявлении путей оптимизации теплопередачи в пламенном пространстве необ­ходимо рассмотреть уравнение лучистого теплообмена.

Дл = 5,67.гм.[Єф.(^)4-аг(^)4], (39)

Где єм, Єф — эффективная степень черноты материала и факела; аг — поглоща - тельная способность газового потока; Тф, Тм — средняя эффективная темпе­ратура факела и материала, К-

Согласно уравнению Стефана-Больцмана с дополнениями Блоха (39), теплообмен интенсифицируется наиболее сильно при увеличении температуры факела Тф. Однако, значительное увеличение температуры при высокой скорости горения приво­дит к местному перегреву огнеупора и низкой стойкости футе­ровки. Кроме того, при этом могут увеличиться теплопотери через корпус. Поэтому для обеспечения достаточной величины теплообмена и высокой стойкости футеровки необходимо сжигать топливо с относительно умеренной температурой и высокой степенью черноты факела еф. Это особенно важно осуществлять для угольного топлива, которое склонно сгорать с большой скоростью на коротком участке.

По данным Фоллио, степень черноты угольного факела для печи диаметром более 4 м должна приближаться к 1. В связи с этим некоторые исследователи [347] считают, что теплоиз­лучение факела зависит только от Тф. Однако Фоллио проводил эксперименты лишь на одной печи 3,75X45 м, работающей на угле, и вряд ли полученные единичные результаты могут быть распространены на все печи и любое топливо. Например, на ряде заводов при сжигании газа получается несветящийся факел, через который свободно просматривается «сырой» ма­териал. Исследованиями Гиги установлена более низкая сте­пень черноты єф, чем в работе [282]. Согласно работам [248, 353] и нашим испытаниям, светимость пламени можно сущест­венно изменять путем регулирования процесса горения топлива. Причем с увеличением скорости горения повышается Тф и уменьшается єф.

Для выявления взаимного влияния этих факторов на тепло­обмен проведены расчеты на ЭВМ для печи диаметром 5 м с применением уточненных нами формул. Влияние температуры газового потока и концентрации твердых частиц с^ в нем на еф и теплообмен в печи показано на рис. 76, из которого вид­но, что важно увеличивать сч при малых концентрациях. Осо­бенно наглядно это демонстрируется рис. 77, где показано, на­сколько можно изменить температуру факела с изменением концентрации твердых частиц, при которой теплообмен остается постоянным, равным 110 кВт/м2. Например, для угольного топлива при повышении концентрации твердых частиц с 5 до 10 г/кг газа, температуру факела можно снизить с 1977 до 1807°С, т. е. на 170°С. При изменении же концентрации пыли с 40 до 45 г/кг газа температуру можно уменьшить только на 15°С.

О, В

Е.

08

Газодинамика И практические основы горения топлива во вращающихся печах

0,2

Рис. 76. Изменение степени черноты факела еф и его теплового излучения Ол в зависимости от температуры факела и кон­центрации твердых частиц в нем сг

Следует обратить внимание еще на одну особенность тепло­обмена в печи. Обычно при расчетах учитывается время пре­бывания материала в отдельных зонах печи, но не принимается во внимание скорость газового потока, которая в значительно большей степени определяет время и, следовательно, величину теплообмена. Так, общеизвестно, что при увеличении разреже­ния за обрезом печи растет температура отходящих газов, что свидетельствует об уменьшении величины теплообмена в пе­чи. Поэтому в уравнение (39) предлагается ввести временной фактор т, который бы учитывал время теплообмена, изменяю­щееся обратно пропорционально скорости газа. Последняя зависит от температуры и степени диссоциации трехатомных газов:

Т = Т/[Тф.(1+0,5.р. Х)], (40)

Где Т, Тф — теоретическая и фактическая температура горения, К.

Объемная концентрация и степень диссоциации трехатомных газов.

I ()7

Газодинамика И практические основы горения топлива во вращающихся печах

Рис. 77. Взаимное изменение температуры факела t0 и концентрации твердых частиц в потоке газа сг, обеспечивающее излучение факела Ол = = 110 кВт/м2, при использовании в качестве топлива угля (1) и газа (2)

Гioo

2000

1900

1B00-

1700 1600

1500

О 10 20 ЗО 40 С г, гМГ

TpfC 2200

В качестве примера для Т = 2023 К иа рис. 78 показано влияние временного фактора т на интенсивность теплообмена в печи. Приведенные данные свидетельствуют, что интенсив­ность теплообмена в печи (штриховые линии) с повышением температуры увеличивается менее интенсивно, чем это было при­нято раньше. Кроме того, согласно ранее приведенным данным (рис. 58—61), с повышением температуры факела сущест­венно увеличивается коэффициент теплопотерь и, следователь­но, тепловой режим печи находится в неустойчивом состоянии, т. к. малейшие колебания коэффициента избытка воздуха, кпд холодильника и степени черноты факела вызывают зна­чительные изменения теплообмена в печи и, следовательно, расхода тепла и производительности.

Газодинамика И практические основы горения топлива во вращающихся печах

Рис. 78. Влияние временного фактора т на изменение теплового излучения факела Ол при различных температурах факела и концентрации сг твердых частиц в нем.

— без учета времени контакта газа с мате­риалом;

— с учетом временного фактора т.

Таким образом, в практической работе следует стремиться к интенсификации теплообмена в печи не путем увеличения температуры факела, а повышением степени его черноты, что можно регулировать рациональным сжиганием топлива.

В связи с этим необходимо рассмотреть влияние отдельных факторов на интенсивность горения топлива в печи.

С этой целью на 8 цементных заводах изучалось влия­ние режима горения топлива на состояние обмазки и теплоиз-

60 120 18$ М

Лучение корпуса печи. Специальные исследования с помощью РАИ проводились на Тонкинском заводе на печах 5X185 м при сжигании угольного топлива. Суть экспериментов своди­лась к следующему. Порошок с радиоактивным веществом вводился в бумажном пакетике в угольную форсунку. При попадании пакетика в факел бумага сгорала, далее порошок увлекался газовым потоком и характеризовал поведение пыле- газовой смеси в печи. Прохождение меченой пробы регистри­ровалось датчиками, установленными через 7,5 м вдоль печи.

Данный метод позволял измерить скорость газа в печи, рас­считать дисперсию, а, следовательно, и турбулентность газового потока. Зная при этом сечение печи и расход газа в нормальных

Кубометрах, можно оценить температуру газовой фазы. Подоб­ные исследования для вращающейся печи сделаны нами впервые и позволили получить достаточно интересные данные.

Результаты экспериментов приведены в табл. 31 и на рис. 79.

Возмущения на горение топлива производились кратко­временным изменением режимных параметров, с тем чтобы не нарушать общего теплотехнического состояния агрегата. Пар­ные опыты по изменению одних и тех же параметров проводи­лись через 5—10 мин.

Полученные данные показывают, что общее время пребыва­ния газовой фазы в печи составляет 14—16 с. Зону обжига длиною 30 м, в которой выгорает основная часть топлива, газ проходит всего за 1,1 —1,4 с, т. е. значительно быстрее, чем это предполагалось ранее. Например, в работе [353] расчет­ное время пребывания газа в печи диаметром 5 м на таком же участке составляло около 3 с. Средние скорости в пламенном пространстве были в пределах 21—27 м/с. По кривым скорости газа (рис. 79) можно оценить, в каких случаях была выше температура горения. Более высокой скорости соответствует более высокая температура факела и интенсивность горения.

Более наглядно это демонстрируется значением параметра D,/v ■ L, который является обратной величиной диффузионного критерия Пекле—I/Ре и характеризует интенсивность продоль­ного перемешивания пылегазовой фазы (рис. 80). Как показы­вают результаты испытаний, наиболее сильно интенсифицирую! горение скорость вылета из форсунки угольно-воздушной смеси и количество первичного воздуха (опыт 1 — 1). С увеличением разрежения и, следовательно а, также ускоряется горение, и факел удаляется от головки печи. То же действие оказывает снижение температуры вторичного воздуха. Все эксперименты проводились при вдувании около 20 т/ч пыли электрофильтров с горячего конца в пламенное пространство. Естественно, что при этом понижалась температура факела. Поэтому экспери­мент IV—7 проводился при отключении пылевозврата и показал значительный рост температуры и приближение факела к голов­ке печи.

На других заводах, как уже отмечалось, интенсивность горения и положение факела оценивались по характеру рас­пределения температуры корпуса печи. Ниже излагаются обобщенные результаты наших экспериментов, проведенных при сжигании различного топлива на 8 заводах страны.

Рассмотрим наиболее подробно влияние отдельных факторов на горение топлива.

Т а б л и ц а 31

Параметры работы печи 5X185 м при исследовании структуры газового потока с РЛИ

11 ерВИЧный

Го О е-

Я п

Н - о*

С с

Время движения I

А іа (с) по

Воздух

Та

І

Он ыт

Воздействие на режимные параметры

^ПН

Vo,

S о -'О

Ь 1 С°

Is

И о

С. 5

!ІЄ ЧИ 1 I МО м )

Зоне обжига

Ноне де­карбони­

Зоне подо­

Зоне цепей

° С

КПа

М/с

Bfe-S ^ t - >,

Г

— з; Ж!-

(30 м)

Зации (53 м)

Грева (44 м)

(53 м>

В <

О.

Н х

1

Мах Рпв(9 кПа); AVnB= + 12%

88

9,0

82

2

Min Рпв (4 кПа); AVllB=-2,5%

90

4,0

55

3

Min Нпк(7,5 кПа); AVor = — 11%

90

7,2

70.

4

Мах Нпк(13,0 кПа); AVor =

- + 18%

88

7,2

70

5

Min tBB (450°С);

105

7,5

63

6

Оптимальная tH1J(660 °С)

89

7,2

70

7

Отключение пылевозврата

107

7,0

68

X

Оптимальный факел, Lu =

=0,5-1 м

70

6,4

63

9

Низкая tBB(500 °С); tnB = 87 °С

87

7,6

72

10

Min tnB(47 °С); Max РІШ(8,8 кГІа)

47

8,8

78

1 1

Отключение пылевозврата

88

6,9

68

12

Форсунка выдвинута, L в=1,8 м

100

6,5

64

13

Малый слой, свар, мало топлива,

= 6 м

90

6,8

67

600

0,9

2-і.)

14,4

1,15

2,94

3,19

7,12

600

0,96

234

14,9

1,36

3,31

О,64

6,59

600

0,75

234

16,2

1,34

3,49

4 49

6,88

600

1,3

240

12,0

1,09

2,52

3,10

5,29

450

0,85

245

14,5

1,12

3,51

3,24

6,63

660

0,94

235

14,2

1,21

3,10

3,24

6,65

760

0,85

240

14,3

1,16

2,94

3 01

7,19

720

0,85

235

15,0

1,28

3,15

3,12

7,45

500

1,0

240

14,8

--

3,39

3,31

540

0,9

250

1,10

620

0,8

245

14,0

1,12

3,23

3,38

Г), 7

770

0,85

235

15,2

1,20

3,08

3,01

7,91

440

0,9

250

14,7

1,22

3,49

3,24

6,75

Газодинамика И практические основы горения топлива во вращающихся печах

Рис. 80. Интенсивность осевого перемеши­вания топливно-газового потока при измене­нии скорости вылета углевоздушной смеси (1), разрежения за обрезом (II), изменении температуры вторичного воздуха (ill), от­ключении пылевозврата и оптимальном режиме (IV). Обозначения соответствуют рис. 79,

Вид, состав и параметры подготовки топ­лива, Наибольшие скорость и температура горения установ­лены при сжигании угольного топлива, наименьшие—при при­менении газообразного. Существенное влияние на горение твер­дого топлива оказывают: содержание летучих—Vr], зольность— А,, влажность WT и тонкость помола на сите № 008 Rqos - С повышением содержания летучих V., происходит более раннее воспламенение топлива, увеличиваются длина факела и степень его черноты, снижается температура пламени. Тощие же угли воспламеняются на, значительном расстоянии от форсунки и

Горят концентрированным высокотемпературным пламенем с малой вф. Ускорение воспламенения тощих углей мож. чо обес­печить более тонким помолом, поэтому в зависимости от Vr] рекомендуется придерживаться соотношения R00H — 0,6 • V,,, т. е. размалывать угольный порошок до остатка 10—15%. С уве­личением зольности топлива Аг более 20% рекомендуется не­сколько увеличивать тонкость помола.

В некоторых случаях на заводах, пытаясь удлинить факел, загрубляют помол угля, что обычно не приводит к желаемым результатам, т. к. при этом происходит более позднее воспла­менение топлива с концентрацией температуры на удаленном от форсунки участке зоны обжига, что ведет к снижению стой­кости футеровки и к клинкерному пылению. Сушить топливо во всех случаях нужно до гигроскопической влажности, т. е. до

Wp = 1- 2%.

При сжигании мазута важнейшее значение имеет вязкость форсуночного топлива, зависящая от марки и температуры по­догрева мазута. Оптимальные условия горения мазута дости­гаются при вязкости 1—2°ВУ. При этом необходимо обеспе­чить его интенсивное распыление путем применения соответст­вующих горелок и повышения температуры подогрева до 100— 140°С, а долю первичного воздуха можно снизить до 5—15%.

Рациональное сжигание газообразного топлива обеспечива­ется снижением скорости вылета газа из горелки до 200— 280 м/с с частичным завихрением потока.

Первичный воздух. Количество первичного воздуха является одним из главных факторов, определяющих интенсив­ность горения топлива. С увеличением доли первичного воз­духа фмв и скорости вылета угольно-воздушной смеси из форсунки v0 (опыт 1, 2; табл. 31) происходит более дальнее воспламенение топлива, усиливается турбулентность потока и укорачивается факел. В связи с тем, что с увеличением V, удлиняется факел, а с увеличением <рмв — укорачивается, то для поддержания оптимального горения необходимо на каждый процент летучих в угле подавать 1% первичного воздуха, т. е. около 20—25%. Для мощных печей доля первичного воздуха может быть снижена фпв=0,8 * Ул. При подаче пыли электро­фильтров с горячего конца следует несколько интенсифици­ровать горение путем увеличения фмв до (1,1 —1,2) • V,,. Однако при любом значении V., доля фпв не должна превышать 35% от общего количества воздуха, подаваемого в печь.

Оптимальная скорость потока на выходе из форсунки опре­деляется необходимостью получения рационального факела и

Скоростью распространения пламени. По данным [342|, мак­симальная длина факела для угля и мазута получается при v0 = 40 м/с. Однако такую низкую величину можно получить только при температуре вторичного воздуха tBB ^ 350°С, т. е. на печах с рекуператорными холодильниками.

На современных печах с колосниковыми холодильниками при tBB = 450—520°С и v0 — 40 м/с топливо воспламеняется непосредственно на форсунке, вследствие чего она быстро выхо­дит из строя. Поэтому при tHH >> 450°С необходимо увеличить v() до 60—80 м/с с тем, чтобы длина невоспламененного потока топливной смеси LB составляла 0,5—1,5 м.

Общий воздух. Коэффициент избытка воздуха зависит, в основном, от работы запечных тяговых устройств.

С повышением разрежения увеличивается количество проса­сываемого через печь воздуха и коэффициент избытка воздуха— а. В связи с тем, что при этом несколько удаляется факел от устья форсунки (опыт 3, 4), у большинства машинистов сложи­лось представление, что при этом удлиняется факел. Фактиче­ски же с увеличением а уменьшаются температура факела и теплообмен в печи и, следовательно, резко возрастает расход топлива.

В то же время повышение а от 1,03 до 1,25 приводит к кон­центрации температуры на 20—30 м от головки печи и быстрому прожогу футеровки на этом участке. Рациональный факел получается при снижении а до 1,08—1,03. При этом топливо воспламеняется ближе к форсунке, несколько снижается ско­рость горения, увеличиваются степень черноты и средняя тем­пература факела, что обеспечивает интенсивный теплообмен и высокую стойкость футеровки.

Вторичный воздух. Значительную экономию топлива можно получить, повышая эффективность работы холодильни­ка, когда существенная часть тепла клинкера передается вто­ричному воздуху и возвращается в печь. При этом важное зна­чение для процесса горения топлива и стойкости футеровки име­ет температура вторичного воздуха—tBB (опыт 5, 6). Некоторые исследователи, исходя из представления о молекулярной диф­фузии при горении, приходят к неверному заключению о том, что с повышением температуры воздуха укорачивается факел. Фактически же скорость горения топлива в печи, в основном, определяется турбулентной диффузией, и поэтому авторы [253, 342, 353], учитывая, что с увеличением tBB — уменьшается его плотность и растет вязкость, справедливо допускают возмож­ность удлинения факела.

По данным автора, важнейшее влияние на скорость горения оказывает предварительное смешение топлива с воздухом до момента его воспламенения. Так как с увеличением tHH факел приближается к форсунке, то при этом уменьшается доля кислорода, вошедшего до воспламенения в топливно-воздуш - ную смесь, и поэтому факел удлиняется. Это позволяет на­ряду с существенной экономией тепла обеспечить рациональ­ное сжигание топлива.

Положение форсунки и направление фа­кела. Регулировать длину факела можно также путем изме­нения положения форсунки. Форсунку рекомендуется устанав­ливать ниже оси печи, смещать ее в сторону материала на 0,05—0,1 диаметра печи и обязательно наклонять вниз под углом 1—3%. Чем ближе к клинкеру располагается пламя, тем более затруднен доступ кислорода к топливу, и тем длиннее факел.

Совокупное влияние отдельных факторов на горе­ние топлива. Естественно, что все вышеуказанные факторы взаимосвязаны и не могут быть рассмотрены изолированно друг от друга. При изучении совокупности воздействий уста­новлено, что важнейшее влияние на скорость горения оказывает предварительное смешение топлива с воздухом до момента его воспламенения, которое в значительной степени определяется удалением факела от форсунки. Чем дальше в печи загорается топливо, тем больше оно предварительно смешивается с воз­духом до воспламенения и тем, следовательно, короче зона го­рения. При таком подходе следует принимать за первичный воздух не только количество, которое подается в форсунку, а прибавлять к нему и долю вторичного воздуха, вошедшего в топливно-воздушную смесь до воспламенения.

Так, в печи диаметром 5 м при удалении факела на 6—7 м от форсунки уголь распыляется до стенок печи, и, следовательно, почти весь вторичный воздух переходит в первичный. При таких условиях факел за точкой воспламенения становится прозрач - но-голубого цвета с малой степенью черноты и высокой темпе­ратурой. При этом наблюдаются местный перегрев и низкая стойкость футеровки.

Если же путем уменьшения количества и скорости первично­го воздуха, разрежения за обрезом печи или увеличения тон­кости помола, температуры вторичного воздуха и содержания летучих в угле приблизить факел к форсунке, то он становится желтым и непрозрачным. Видимость в печи резко ухудшается, что свидетельствует о высокой степени черноты факела. При этом создаются рациональные условия сжигания топлива, обес­печивающие хорошую гранулометрию клинкера, высокую стой­кость футеровки и низкий расход тепла.

Предлагаемый подход к сжиганию топлива во вращаю­щихся печах, когда за важнейший параметр, определяющий скорость горения, принято количество воздуха, вошедшего в смесь до воспламенения, определяет принципиально новый метод расчета интенсивности выгорания топлива и длины факе­ла. При таком подходе нельзя представить себе процесс горения во вращающейся печи как чисто диффузионный, поэто­му предлагается разделить расчет на две самостоятельные части.

В одной из них, определяемой концентрацией кислорода в топливно-воздушной смеси до её воспламенения, горение проте­кает в кинетической области и, следовательно, расчеты должны проводиться по соответствующим уравнениям с расчетом моле­кулярной диффузии кислорода и скорости выгорания отдель­ной частички топлива. В другой, протекающей после израсхо­дования предварительно смешанного кислорода, горение проис­ходит в диффузионной области, и расчеты этой части следует вести по методу, учитывающему турбулентную диффузию сме­шения макрообъемов. Придерживаясь этого принципа, можно использовать различные методики расчета каждой из областей. Ниже предлагается один из вариантов расчета выгорания твердого топлива, за основу взяты методы расчета, предлагае­мые в работах [253, 334].

Задача о выгорании углерода заключается в учете одно­временного протекания трех гетерогенных реакций на поверх­ности и гомогенного горения СО в объеме около поверхности при наличии сопутствующих диффузионных процессов. Процес­сы, происходящие в пограничном слое вблизи горящей поверх­ности, учитываются методом приведенной пленки. За пределами пограничной пленки происходит интенсивный молярный пере­нос, вызванный турбулентными пульсациями, вследствие чего здесь отсутствуют градиенты температур и парциальных дав­лений, в то время как приведенная пограничная пленка — это область ярко выраженных градиентов. У поверхности углеро­дистой частицы протекают по уравнению (25) три гетерогенные реакции— 1 —3, а в пределах приведенной пленки и гомо­генная — 4.

Основываясь на закономерностях горения частиц углерода, можно для пылинок пренебречь влиянием горения СО в погра­ничном слое, а также ролью восстановительной реакции и внут-

Реннего реагирования [334], тогда в общем случае количество прореагировавшего углерода будет

+ (41)

Где G* — в кмоль/(м2 - с); aD — коэффициент диффузионного обмена (мас - соотдачи), м/с; К — константа скорости реакции, с0^ — концентрация кисло­рода в газе, кмоль/нм3.

Изменение размеров шаровой частицы диаметром в про­цессе выгорания может быть записано в виде:

« • ^ • ЇК

. Dr = — G* • я • 6? • dx;

М

Dft; О АД

— — • Gc (42)

ЇК

Где М — молекулярная масса, кг/кмоль; — кажущаяся удельная масса час­тицы, кг/м3; т — время, с.

D6| 2-12 ^ * с°2 - ^ * с°2

~ ' ' + Щ/(М„о • D) = ~ 7к • (I/«D + 1/К)

I " X

Если недожог топлива в кг/кг обозначить через G/ , то текущую концентрацию кислорода при выгорании топлива можно найти по формуле

Со2 = - 0,21 VI[(a - l)v;/v; + Gi - *], нм3/кг угля, (44)

Или

С02= — Р/ (RT) -0,21 • YJV Да - 1) V./V; + GJ ~ *],

Кмоль/нм3,

Где V^, VJ, Vr — объем теоретического воздуха, воздуха на горение кокса и продуктов горения, нм3/кг топлива; a — коэффициент избытка воздуха.

Подставив выражение (44) в уравнение (43), имеем:

(45)

5,04 К Р К

Dr Vk 1 + ■ D) ' RT Vr

(a-l).^Gj-*]

В кинетической области горения 1 /а —0 и тогда

'78 17= -2/Yk - 12-К-Со. (46)

После ряда преобразований с использованием формулы Розина - Раммлера по распределению частиц угля

Йб!

О, = е (47)

И последующего интегрирования получим:

І

G! - * = Кр • m • п ( ^-[у - (1 - z)f ■ dy = К"/, (2), (48)

J у

I - г

Где произведение (т • п) на интеграл равно /,(2); Кр — содержание кокса в угле, кг/кг; z = 6[/60! — текущий относительный размер наиболее крупной частицы; у = 60j/60, — начальный размер частицы промежуточной фракции в отношении к начальному размеру наиболее крупной частицы.

Dz

Уравнение сгорания наиболее крупной частицы факела в кинетической области.

Th> + 'i(z)];

DT р. 6Ш

/,(2) = фк • G' ~

Где а = (а - 1) • Г/(Г • Кр).

Р = A + ----------- BL= Yk ' Vi ' Т. (50)

—:= к------ ■ (51)

2 22,4 РКр 5,39 . Кр • Р

Конечное уравнение для кинетической области будет

Р "OK J " I М

Если обозначить долю воздуха, вошедшего в топливно-воздуш - ную смесь до воспламенения, через фк, то формулы для соот­ветствующих коэффициентов примут вид:

А=(а - 1).фк • VI/(VI. КРН«- О-Фк • VTB/(8,89. К"), (52)

179

5 39 • Кр • Р '

R„ = е ""'*

К = Ко • exp[-E/(RT)].

Согласно уравнению Розина-Раммлера, размер наибольшей частицы, выгоревшей в кинетической области, будет:

В« = т-,п(т^7)' (53)

Где b находится по проценту остатков на двух ситах.

Обычно коэффициент равномерности п для угля можно принять равным I и тогда b и m рассчитываются по формуле

Количество кокса, участвующего при горении в кинетической области, составит

Ккр = фк ■ а?-Ул/100. (54)

В диффузионной области, согласно работе [253], предлага­ется следующая методика расчета. Время горения

T = F0 . Km/VNv/4 (55)

Где Fn — критерий Фурье; Кт — коэффициент смешения; Nv — удельная мощ­ность топки; г) — динамическая вязкость газа в топке.

Так как только часть топлива сгорает в диффузионной области, то

Td=<Pd • Fo ' Кт/Л/Н /Ч

Где Ч!> =— 1 — <1К.

В связи с тем, что размер топочного объема VT во вращаю­щейся печи неизвестен, предлагается отнести мощность топлив - но-воздушного потока к свободному сечению печи и внести соответствующие изменения в коэффициент Km. Значение крите­рия F(M согласно исследованиям Ансельма [253], можно принять для мощных вращающихся печей равным F0 = 0,02. Тогда с некоторыми допущениями

TD = 1,06 ■ 104фо. Vn/Np, (56)

NF = (m0 + mT). vg/(2. D*),

Где m0, mT — массовый секундный расход первичного воздуха и топлива; v0 — скорость первичного воздуха; Dn — внутренний диаметр печи.

Общее время будет складываться из последовательно иду­щих процессов горения

Тг=тк +TD. (57)

Для того, чтобы найти коэффициенты Фк и %, необходимо рассмотреть аэродинамику струйных процессов (рис. 81).

Sn

Газодинамика И практические основы горения топлива во вращающихся печах

Рис. 81. Истечение струи в печи.

Точка полюса струи h0 и текущая ордината Rx находятся из соотношения

^ = 0,29 • r0/u;

1*0 * ■ Го

Rx = г0 + Кг - х/2, (58)

Где экспериментальный коэффициент и = 0,07—0,08.

Согласно работе [334], а также нашим исследованиям по сжиганию угольного топлива, можно принять Кг — 0,5 и тогда

Rx = г0 + 0,25 . х; х = 4 . (Rx - г0);

Sx — х — h0. (59)

В связи с тем, что стенки печи не позволяют расширяться газовой струе за ее пределы, можно принять, что интенсивность смешения первичного потока со вторичным воздухом до воспла­менения топлива пропорциональна изменению сечения струи, тогда

R

Tu — m

M — m

M.

Фк =

Rn

Где rn0, mx, mB — массовый расход воздуха в струе первичного, в сечении X и действительного для полного горения топлива.

Порядок расчета времени выгорания твердого топлива. При

Испытании вращающейся печи определяют исходные данные по составу, тонкости помола, теплоте сгорания и расходу топ­лива; количеству, скорости и температуре первичного воздуха; коэффициенту избытка воздуха и температуре вторичного воз­духа; диаметру форсунки и внутреннему диаметру печи; уда­лению точки воспламенения топлива от форсунки и сечению струи в точке воспламенения. Предварительно оценивается тем­пература факела, энергия активации для данного вида угля и динамическая вязкость газа в пламенном пространстве. Произ­водится расчет горения топлива с определением объема и массы воздуха и продуктов горения.

Рассчитываются коэффициенты: константа скорости реак­ции, а и (З—по формулам (52). Находятся шх и срк из уравнений (60), 60К — из (53), Крк— из (54). Вычисляется значение интег­рала її (г) из выражения (49), затем по номограммам 9—6 или 9—g [334] определяется I2 (z) и по формуле (51) время выго­рания тк в кинетической области, а по (56)—т0 в диффузионной области. Общее время горения находится как сумма состав­ляющих по (57). Применительно к Топкинскому заводу были сделаны расчеты для угля с характеристикой: Ср=67,6%; № = 3,7%; №=1,6%; 0^=5,1%; Sp=0,4%; R02=0,5%; R008 = 13%; Ул = 21 %; Ар = 21 %; Wp = l%; Qp=26,2 МДж/кг;

Kp =0,57 кг/кг; Gp = 0,78 кг/кг; ук = 1500 кг/м3 и дополнитель­ными данными VB = 6,98 нм3/кг; Vr = 8,03 нм3/кг; m, =4,8 кг/с; mz =47,6 кг/с; щ, = 11,9 кг/с; тх=52,4 кг/с; г()=0,25м; Dn=4,5 м; v0 = 60 м/с; Тф=2000 К; а= 1,1; т] = 6,3- 10~5Н; Кп = 4,5 • 104; Е= 140 МДж/кмоль. Результаты расчетов сведены в табл. 32.

(60)

н?

Таблица 32 Расчетные данные по времени выгорания топлива и длине факела

S„ м

V с

Tv с

Тг, с

Vr м/с

Ч-"

0

0,01

1,36

1,37

22

30

3,5

0,04

1,01

1,05

23

24

7*

0,58

0

0,58

27

16

* При S. r — 7 топливно-воздушная струя до воспламенения доходит до стенок печи.

Приведенные расчетные данные хорошо согласуются с экс­периментами, проведенными с помощью РАИ (табл. 31, рис. 80), а также с характером распределения теплоизлучения корпуса печи при различных условиях сжигания топлива.

ОБЖИГ ЦЕМЕНТНОГО КЛИНКЕРА

Обжиг клинкера

Классен В. К Интенсификация многих отраслей промышленности, в том числе и цементной, происходит в направлении увеличения еди­ничной мощности агрегатов с внедрением энергосберегающей Технологии. Основным и самым энергоемким переделом в про­изводстве …

Повышение Активности клинкера рациональным сжиганием топлива

Влияние режима обжига клинкера на его физико-механи­ческие свойства изучено в многочисленных работах [424—428, 45, 47, 51, 53, 483, 487—491, 67—74, 245, 437, 438]. При этом отмечалось, что прочностные свойства клинкера …

ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССОВ КЛИНКЕРООБРАЗОВАНИЯ ВО ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧАХ В ПРИСУТСТВИИ ПРИРОДНЫХ ПРИМЕСЕЙ

Процессы, протекающие при обжиге портландцементного клинкера, изучены многими отечественными и зарубежными исследователями [1—35]. Подавляющее число экспериментов при этом проводилось в лабораторных условиях, когда, как справедливо отмечалось на 7-м Международном конгрессе …

Как с нами связаться:

Украина:
г.Александрия
тел./факс +38 05235  77193 Бухгалтерия
+38 050 512 11 94 — гл. инженер-менеджер (продажи всего оборудования)

+38 050 457 13 30 — Рашид - продажи новинок
e-mail: msd@msd.com.ua
Схема проезда к производственному офису:
Схема проезда к МСД

Оперативная связь

Укажите свой телефон или адрес эл. почты — наш менеджер перезвонит Вам в удобное для Вас время.