Instalatii termice
-
Upload
covalciucbogdan -
Category
Documents
-
view
169 -
download
8
description
Transcript of Instalatii termice
Academia de Poliţie „Alexandru Ioan Cuza” Facultatea de Pompieri
APARATE TERMICE C a z a n e
Conf. univ. dr. ing. Mihai–Constantin Dianu
Bucureşti, 2009
Cod CNCSIS 270 DIANU, MIHAI-CONSTANTIN Aparate termice: cazane / conf. univ. dr. Mihai-Constantin Dianu. – Bucureşti: Editura Ministerului Administraţiei şi Internelor, 2009 Bibliogr. ISBN 978-973-745-016-6 621.1
Redactare: Comisar-şef Torje Aurora Tehnoredactare: Agent şef principal Vănuţă Dumitru
Editura Ministerului Administraţiei şi Internelor
– 2009 –
3
CUPRINS
CAPITOLUL 1 – CLASIFICAREA CAZANELOR............................................................5 1.1. Cazane cu circulaţie naturală...............................................................................6
1.1.1. Cazane ignitubulare cu circulaţie naturală..................................................7 1.1.2. Cazane cu ţevi de fum.................................................................................8 1.1.3. Cazane combinate cu tub de flacără şi ţevi de fum ....................................9 1.1.4. Cazane cu volum mic de apă şi ţevi drepte puţin înclinate ......................11 1.1.5. Cazane cu ţevi cu înclinare mare (de radiaţie)..........................................12
1.2. Cazane cu circulaţie impusă ..............................................................................14 1.2.1. Cazane cu străbatere forţată ......................................................................15
1.2.1.1. Cazanul Vuia ....................................................................................16 1.2.1.2. Cazane de apă fierbinte (CAF).........................................................16
1.2.2. Cazane cu circulaţie forţată.......................................................................17
CAPITOLUL 2 – COMBUSTIBILI ...................................................................................18 2.1. Caracteristicile combustibililor .........................................................................18
2.1.1. Caracteristici pentru combustibilii solizi ..................................................20 2.1.2. Caracteristici pentru combustibilii lichizi.................................................22 2.1.3. Caracteristici pentru combustibilii gazoşi ................................................23
2.2. Arderea combustibililor.....................................................................................24 2.2.1. Arderea combustibililor solizi şi lichizi....................................................26
2.2.1.1. Arderea perfectă a carbonului ..........................................................26 2.2.1.2. Arderea imperfectă a carbonului ......................................................27 2.2.1.3. Arderea sulfului................................................................................27 2.2.1.4. Arderea hidrogenului........................................................................27 2.2.1.5. Cantitatea teoretică de oxigen (O0) necesară arderii ........................28 2.2.1.6. Cantitatea teoretică de aer necesară arderii ......................................29 2.2.1.7. Cantitatea teoretică de gaze rezultată din ardere..............................29
2.2.1.7.1. Ardere perfectă ........................................................................29 2.2.1.7.2. Ardere imperfectă ....................................................................30
2.2.1.8. Cantitatea teoretică de gaze uscate...................................................30 2.2.2. Arderea combustibililor gazoşi.................................................................30
2.2.2.1. Cantitatea teoretică de oxigen necesară arderii ................................32 2.2.2.2. Cantitatea teoretică de aer necesară arderii ......................................32 2.2.2.3. Cantitatea teoretică de gaze rezultate din ardere..............................32 2.2.2.4. Cantitatea teoretică de gaze uscate rezultate din ardere...................32
2.2.3. Coeficientul de exces de aer la arderea reală ............................................33 2.2.3.1. Volumul real de gaze rezultat din ardere pentru combustibilii solizi
şi lichizi ...........................................................................................34 2.2.3.2. Volumul real de gaze rezultat din arderea combustibililor gazoşi...34 2.2.3.3. Conţinutul de CO2 din gazele de ardere uscate ................................35
4
2.2.3.4. Calculul coeficientului de exces de aer cu ajutorul compoziţiei gazelor de ardere..............................................................................36
2.2.3.4.1. Calculul coeficientuluiα prin conţinutul de CO2 din gaze............ 36 2.2.3.4.2. Calculul coeficientuluiα prin conţinutul de O2 din gaze .............. 37
2.2.4. Triunghiul arderii (Triunghiul lui Ostwald) .............................................38 2.2.5. Entalpia gazelor de ardere. Diagrama I g – t.............................................40
CAPITOLUL 3 – BILANŢUL INSTALAŢIEI DE CAZAN.............................................41
3.1. Pierderi de căldură prin gazele evacuate la coş (q2)..........................................42 3.2. Pierderi de căldură prin ardere incompletă din punct de vedere chimic (q3) ............ 42 3.3. Pierderi de căldură prin ardere incompletă mecanic (q4) ..................................43 3.4. Pierderi de căldură prin pereţii cazanului către mediul ambiant (q5)................45 3.5. Pierderi de căldură prin evacuarea zgurii şi cenuşii din focar (q6)....................46 3.6. Bilanţul analitic al cazanului .............................................................................46 3.7. Bilanţurile parţiale ale suprafeţelor de schimb de căldură ................................49
3.7.1. Bilanţul termic la supraîncălzitor..............................................................51 3.7.2. Bilanţul termic la economizor...................................................................51 3.7.3. Bilanţul termic la preîncălzitorul de aer ...................................................51
3.8. Randamentul indirect al cazanului ....................................................................52 3.9. Consumul de combustibil..................................................................................52
CAPITOLUL 4 – FOCARE ................................................................................................53
4.1. Clasificarea focarelor ........................................................................................53 4.2. Indicii de caracterizare a focarelor ....................................................................54 4.3. Focare cu grătar .................................................................................................55
4.3.1. Focare cu ardere în strat liniştit.................................................................55 4.3.2. Focare cu răscolire slabă...........................................................................56 4.3.3. Focare cu răscolire puternică ....................................................................57
4.4. Focare cu arzătoare............................................................................................58 4.4.1. Focare pentru arderea cărbunelui pulverizat.............................................59 4.4.2. Focare pentru combustibil lichid sau gazos..............................................62
4.4.2.1. Focarul tunel îngust..........................................................................62 4.4.2.2. Focarul tunel larg .............................................................................62 4.4.2.3. Focarul ciclon...................................................................................63
CAPITOLUL 5 – ARZĂTOARE........................................................................................64
5.1. Arzătoare pentru cărbune pulverizat .................................................................64 5.2. Arzătoare pentru combustibil lichid ..................................................................66 5.3. Arzătoare pentru combustibil gazos ..................................................................69 5.4. Arzătoare combinate..........................................................................................70
CAPITOLUL 6 – AVARII LA CAZANE ..........................................................................71 BIBLIOGRAFIE .................................................................................................................73
5
CAPITOLUL 1
CLASIFICAREA CAZANELOR Cazanul este un aparat termic destinat producerii de apă caldă, abur saturat
sau supraîncălzit. El este constituit dintr-o înşiruire de schimbătoare de căldură în sensul de curgere a apei având nivele termice, din ce în ce mai ridicate. Agentul primar (cel care cedează căldura) este reprezentat de gazele generate de arderea unui combustibil sau rezultate ca produs secundar dintr-un proces tehnologic.
Există două criterii mari de clasificare a cazanelor: – în funcţie de modul de circulaţie a apei; – după principiul constructiv al sistemului fierbător. Astfel, avem: A. Cazane cu circulaţie naturală în care apa şi emulsia apă-abur se
vehiculează în agregat pe baza diferenţei de densitate. Constructiv, din această categorie fac parte:
Cazanele cu volum mare de apă subdivizate în: cazane ignitubulare (cu tub de flacără) mono-, bi- sau tritubulare; cazane cu ţevi de fum; cazane combinate (cu tub de flacără şi ţevi de fum).
Cazane cu volum mic de apă (cu ţevi de apă) subdivizate în: cazane cu ţevi drepte puţin înclinate; cazane cu ţevi cu înclinare mare (numite şi „de radiaţie”).
B. Cazane cu circulaţie impusă la care circulaţia apei este activată prin pompare: Subdiviziuni:
cazane cu circulaţie forţată multiplă; cazane cu străbatere forţată.
Sintetic, această clasificare este redată în schema de mai jos:
ignitubulare cu ţevi de fum combinate
cu volum mare de apă
Cu circulaţie naturală
Cazane
cu volum mic de apă (acvatubulare)
cu ţevi drepte puţin înclinate
cu ţevi cu înclinaţie mare (de radiaţie)
Cu circulaţie impusă cu circulaţie forţată multiplă
cu străbatere forţată
6
În funcţie de destinaţie, cazanele se subîmpart în: – cazane pentru încălzire cu sau fără furnizare de apă caldă menajeră
utilizabile local; – cazane pentru centrale termice (CT) mici care produc apă caldă, fierbinte
(t≤115°C) sau abur saturat de joasă presiune (JP); – cazane pentru centrale termice medii furnizând apă fierbinte, abur saturat de
presiune joasă sau medie, eventual cu o uşoară supraîncălzire; – cazane pentru centrale termice mari (CT) mari sau centrale electrice de
termoficare (CET) furnizând abur de înaltă presiune (IP) mult supraîncălzit; – cazane pentru destinaţii speciale (navale, recuperatoare etc.).
1.1. Cazane cu circulaţie naturală
Aşa cum s-a arătat, circulaţia apei în cazan poate fi naturală sau impusă. Prima categorie cuprinde cazane la care antrenarea apei se face pe baza diferenţei de densitate (ca o consecinţă a încălzirii, diferite a masei de apă supuse vaporizării).
Fig. 1.1. Schema circulaţiei naturale
1. Tambur cazan 2. Ţevi coborâtoare din exteriorul cazanului 3. Colector inferior 4. Ţevi urcătoare în interiorul cazanului
În ţevile de urcare, densitatea amestecului apă-abur ρu este mai mică decât
densitatea apei în ţevile coborâtoare ρc (în exterior). Datorită acestei diferenţe se creează o presiune de circulaţie:
ΔP=H(ρc-ρu)g (1.1.) Circulaţia naturală poate lua naştere în ţevile sistemului fierbător sau în masa
lichidului supus vaporizării (la cazanele ignitubulare).
7
Cazanele cu circulaţie naturală se construiesc pentru debite de abur foarte mari, nefiind teoretic supuse unei limite din acest punct de vedere.
Presiunea la care funcţionează este însă limitată şi este condiţionată de punctul critic la care densitatea aburului şi a apei devin aproximativ egale, iar circulaţia naturală peste aceşti parametri devine imposibilă. Se poate afirma că sub valorile punctului critic, dar în apropierea acestuia, diferenţa de densitate între apă şi abur este prea mică pentru a asigura o viteză de circulaţie suficient de mare.
Din această cauză apar probleme de răcire a peretelui ţevii care poate să se distrugă din cauza solicitărilor termice şi mecanice. Acest tip de cazane se limitează constructiv până la presiunea maximă de 180 bar.
1.1.1. Cazane ignitubulare cu circulaţie naturală Cazanele ignitubulare sunt instalaţii de produs abur saturat sau supraîncălzit,
alcătuite dintr-un corp vaporizator cilindric orizontal cu diametrul uzual (φ1.500–2.800 mm) străbătut longitudinal de unul (Cornwall), două (cazan Lancashire) sau trei (cazan Fairbairn) tuburi de flacără (cca φ700–800 mm), care leagă între ele cele două funduri ale corpului cilindric.
Corpul se execută din tablă de oţel sudată, iar tubul de flacără din tablă ondulată.
Fig. 1.2. Circulaţia naturală a apei la cazanul cu două tuburi de flacără
Fig. 1.3. Cazan cu volum mare de apă cu tub de
flacără
8
La cazanele cu un singur tub de flacără, acesta se montează excentric faţă de cilindrul de presiune (tambur) în scopul activării circulaţiei de apă în cazan. Aburul saturat este colectat fie într-un dom colector separator de abur, fie printr-un separator de picături format dintr-o conductă scurtă perforată.
Scăderea nivelului apei sub limita de siguranţă (linie întreruptă) conduce la lipsa de răcire a tubului de flacără pe o anumită zonă ceea ce provoacă tensiuni termice şi distrugerea acestuia.
Titlul aburului (x) în tambur este de 0.93–0.95 ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
=+
=)(
)(lichidvaporimasă
vaporimasămm
mx
v
v
şi justifică utilizarea separatorului de picături în vederea obţinerii unui abur mai uscat. În spaţiul de apă din tambur circulaţia se realizează natural pe baza diferenţei de densitate.
Tubul de flacără se execută din tablă de oţel ondulată din două motive: ondularea măreşte suprafaţa de schimb de căldură cu cca 15% şi dă, de asemenea, posibilitatea de a se prelua efortul de dilatare axială inegală faţă de tambur.
Aceste tipuri de cazane sunt echipate uneori cu supraîncălzitor de abur şi preîncălzitor de apă amplasate în canalele de gaze.
Circulaţia apei în cazanele ignitubulare este lentă şi neuniformă în lungul mantalei şi a tuburilor de flacără. Această neuniformitate se datorează vaporizării mai puţin intense a apei deasupra tuburilor de flacără în zonele opuse focarului. Circulaţia deficitară face ca straturile inferioare de apă din tambur să rămână mai seci decât cele superioare chiar la sarcină nominală. Desigur, la sarcini mai reduse această diferenţă de încălzire se accentuează.
Avantajele cazanelor ignitubulare constau în: − construcţie simplă; − capacitate mare de acumulare a căldurii; − exploatare, curăţire şi separare uşoară; − sensibilitate redusă faţă de calitatea apei de alimentare.
Dezavantajele sunt:
− Suprafaţă construită şi greutate mare pentru un debit dat; − Durata mare de pornire (5–8 ore); − Circulaţie înceată, presiune nominală joasă şi randament redus.
1.1.2. Cazane cu ţevi de fum Aceste cazane sunt constituite dintr-un corp vaporizator cilindric (tambur)
similar cu al cazanelor ignitubulare, între care se fixează prin mandrinare ţevi pentru trecerea gazelor de ardere (ţevi de fum).
Ţevile care au diametrul între 50–100 mm constituie suprafaţa de încălzire şi se află în întregime acoperite de apă.
Presiunea nominală maximă ajunge la aceste tipuri de cazane până la 20 bar.
9
Fig. 1.4. Cazan de abur cu ţevi de fum
recuperator 1 – corp; 2 – placă tubulară; 3 – ţeavă de fum; 4 – tirant; 5 – focar; 6 – arzător; 7 – înzidire; 8 – cameră; 9 – ventilator; 10 – intrare gaze; 11 – ieşire gaze;
În general, aceste cazane au un rol de recuperator pentru valorificarea unei
părţi din căldura gazelor de ardere evacuate dintr-un motor cu ardere internă sau dintr-un cuptor industrial.
Cazanele cu ţevi de fum recuperatoare sunt înzestrate uneori cu focar dotat cu un arzător de gaze sau cu un injector de păcură pentru pornire şi eventual pentru compensarea variaţiilor de sarcină ale instalaţiei primare cu care este cuplat cazanul.
Avantajele constau în capacitatea mare de acumulare a căldurii şi mărirea suprafeţei de schimb de căldură (prin ţevile de fum) comparativ cu cazanele ignitubulare.
Dezavantajele sunt aceleaşi ca la cazanul ignitubular la care se adaugă nefolosirea transmiterii de căldură prin radiaţie şi dificultatea curăţării de piatră la exteriorul ţevilor de fum.
1.1.3. Cazane combinate – cu tub de flacără şi ţevi de fum Sistemul fierbător al acestor tipuri de cazane cuprinde unul sau mai multe
tuburi focar şi ţevi de fum.
Fig. 1.5. Cazan cu tub focar şi ţevi de fum
1 – corp; 2 – dom; 3 – tub focar; 4 – grătar; 5 – placă tubulară; 6 – ţevi de fum; 7 – cameră de fum; 8 – supraîncălzitor; 9 – supapă siguranţă; 10 – izolaţie termică.
10
Este caracteristică limitarea lungimii tubului de flacără la lungimea strictă a flăcării şi continuarea sa cu un sistem de ţevi schimbătoare de căldură (ţevi de fum) care majorează substanţial suprafaţa de schimb de căldură, având diametre cuprinse între 45–90 mm si o grosime de 3–4 mm. Pentru intensificarea schimbului de căldură, soluţiile moderne prevăd în interiorul ţevilor de fum sisteme de rotire a gazelor de ardere. Cazanul poate avea până la trei drumuri de gaze de ardere. Cazanul prezentat în figura anterioară este prevăzut cu un singur drum de gaze. El este construit dintr-o manta cilindrică orizontală închisă cu două capace plane, având în interior un tronson de tub de flacără unde se produce arderea. Gazele trec prin fascicolul de ţevi spre camera de fum de unde sunt evacuate către coş.
Tubul focar este echipat fie cu un grătar plan (cazul de faţă), fie cu un arzător de păcură sau gaze. Ansamblul tubului focar împreună cu ţevile de fum poate fi scos din manta în vederea curăţirii de piatră.
Dacă se prevăd trei drumuri de gaze incluzând tubul de flacără, acesta are lungimea egală cu a fascicolelor convective şi cu lungimea cazanului.
Fig. 1.6. Cazan cu volum mare de apă, cu trei drumuri 1 – tub de flacără; 2 – fascicol convectiv
Cazanele prezentate până aici au drept caracteristică volumul mare de apă
conţinut. Această particularitate conduce la o serie de avantaje şi dezavantaje. Avantaje:
− cantitatea mare de apă în stare de saturaţie conduce la o mare inerţie termică datorată capacităţii ridicate de stocare a căldurii. Consecinţa imediată rezultă
11
a fi preluarea variaţiilor de sarcină (debit) relativ uşor respectiv, fără oscilaţii semnificative ale presiunii de furnizare a aburului (presiunea din tambur);
− sensibilitate redusă la calitatea apei de alimentare. Dezavantaje: − pornirea în timp îndelungat şi durată lungă de trecere de la o sarcină la alta
(de exemplu, de la o sarcină minimă la cea nominală durata este de 30 minute). Cazanele cu volum mare de apă se utilizează pentru consumatori de debite
reduse cu fluctuaţii mici şi rapide de sarcină şi care nu pot asigura o calitate deosebită a apei de alimentare.
1.1.4. Cazane cu volum mic de apă şi ţevi drepte puţin înclinate La acest tip de cazane, apa circulă natural (pe baza diferenţei de densitate)
prin fascicole de ţevi drepte racordate la camerele de apă. În acest fel, suprafaţa de schimb de căldură se măreşte simţitor faţă de
cazanele cu tambur (corp cilindric vaporizator). Înclinarea ţevilor faţă de orizontală este de 10°– 15°.
Fig. 1.7. Cazan cu camere secţionale şi tambur longitudinal 1 – tambur; 2 – fascicul fierbător; 3 – camere secţionale; 4 – ţevi de urcare;
5 – ţevi de coborâre; 6 – colector/uscător abur; 7 – cap de alimentare; 8 – supapă siguranţă; 9 – supraîncălzitor; 10 – economizor; 11 – preîncălzitor de aer; 12 – focar;
13 – grătar; 14 – ventilator; 15 – înzidire; 16 – clapă de reglare; 17 – canal de ocolire;
12
În figură se poate vedea că sistemul fierbător cuprinde un tambur orizontal cu rol de distribuitor central de apă şi de colector, separator de abur şi camerele de apă secţionale între care se fixează ţevile fierbătoare.
Camerele de apă sunt denumite secţionale deoarece fiecare este legată numai la o ţeavă fierbătoare. Fiecare cameră de apă (de secţiune rectangulară) este legată de tambur printr-o ţeavă de urcare şi respectiv una de coborâre. Racordarea acestor ţevi de legătură la tambur se face după direcţii radiale. Se formează astfel un număr mare de circuite alăturate pentru circulaţia apei, comunicante fiind numai prin tambur. La cazanul cu tambur longitudinal, numărul de camere secţionale este limitat la ** pentru a se crea posibilitatea de racordare la tambur.
Focarul este, în general, de tip inferior, cu grătar. Supraîncălzitorul, când există, se montează de obicei cu serpentinele orizontale suspendate între primul şi al doilea drum de gaze.
La acest tip de cazan se poate mări suprafaţa de încălzire a sistemului fierbător prin ecranarea focarului cu ţevi integrate în circuitul de vaporizare. Ecranarea poate fi completă sau parţială.
Fig. 1.8. Ecrane etanşe: a) cu lamele sudate pe ţevi; b) cu ţevi cu aripioare sudate între ele.
1.1.5. Cazane cu ţevi cu înclinare mare (de radiaţie) Acest tip de cazan conţine mari suprafeţe de radiaţie amplasate în focar.
Dispoziţia verticală a ţevilor sistemului vaporizator conduce la îmbunătăţirea siguranţei circulaţiei naturale. Camerele de apă existente la cazanul anterior sunt înlocuite cu un sistem de colectoare la care sunt racordate pachete de ţevi. Ţevile montate în focar, amplasate numai pe pereţii laterali (ţevi ecran) au un diametru de 50–70 mm. Acestea îmbracă în întregime faţa interioară a pereţilor focarului (inclusiv cea a plafonului şi eventual a pâlniei de evacuare a zgurii). Racordarea ţevilor ecran se poate face fie sub nivelul de apă din tambur, fie deasupra acestuia prin colectoare superioare sau prin perechi de ţevi reunite.
13
Fig. 1.9. Tipuri de ecrane pentru cazane acvatubulare de radiaţie a, b – ecrane laterale; c – ecran frontal şi de spate;
1 – distribuitor; 2 – ţeavă fierbătoare; 3 – ţeavă de uscare; 4 – colector superior; 5 – tambur colector separator; 6 – ţeavă de coborâre.
Fig. 1.10. Cazan de radiaţie
14
În figură, ţevile de urcare aflate sub influenţa radiaţiei flăcării sunt figurate cu linie continuă, iar cele din exteriorul zidăriei (ţevi de coborâre) sunt figurate punctat. În general, acest tip de cazane sunt utilizate la parametri înalţi (180 bar, 450°C) în domeniul energetic şi prezintă următoarele avantaje:
− construcţie elastică ce permite compensarea dilatărilor; − circulaţie a apei (apă–abur) sigură până la presiuni de regim foarte înalte; − presiunile de lucru acoperă toată gama utilizărilor de la presiuni mici
tehnologice, până la presiuni înalte energetice; − debitele la care se construiesc pot fi oricât de mari; − randamentele sunt ridicate (87% la combustibil lignit şi 94% la
combustibil gazos) şi se datorează utilizării unor suprafeţe anexe (economizor, preîncălzitor de aer) şi reducerii pierderilor.
Dintre dezavantaje cităm: − înrăutăţirea circulaţiei la presiuni apropiate de cea critică (când densitatea
apei se apropie de cea a emulsiei apă-abur); − înălţimea mare a cazanului (necesară pentru obţinerea diferenţei de
presiune în cazul circulaţiei naturale); − construcţie, montaj şi întreţinere mai dificile decât la cazanele cu ţevi cu
înclinare mică. Lucrările se pot simplifica prin folosirea pereţilor membrană;
− sensibilitate mărită la calitatea apei de alimentare. Concentrarea sărurilor în apa din ţevi este accentuată. Legat de acest aspect apare necesitatea unei instalaţii anexe pentru tratarea apei de adaos;
− inerţia termică relativ mică datorată unui volum nu foarte mare de apă conduce la fluctuaţii de presiune atunci când variază sarcina. De aici, apare necesitatea unei automatizări sensibile la nivelul cazanului (reglare ardere, reglare debit de apă etc.).
1.2. Cazane cu circulaţie impusă
Spre deosebire de cazanele cu circulaţie naturală unde circulaţia în sistemul fierbător se realiza pe baza diferenţei de densitate dintre fluidele conţinute între cele două ramuri ale circuitului, la cazanele cu circulaţie impusă deplasarea fluidelor se realizează prin pompare.
În acest caz, dispare necesitatea unui tambur şi doar unele cazane dispun de un mic tambur separator de apă. O altă caracteristică o constituie poziţionarea ţevilor care pot să nu mai fie verticale, ci au posibilitatea de a lua diferite forme în focar sau în drumurile de gaze.
Cazanele cu circulaţie impusă se subîmpart în cazane cu străbatere forţată (sau „cu circulaţie forţată unică”) şi cazane cu circulaţie forţată (sau „cu circulaţie multiplă a apei”).
15
Fig. 1.11. Schema instalaţiei de cazan cu străbatere forţată
Fig. 1.12. Schema instalaţiei de cazan
cu circulaţie forţată
1.2.1. Cazane cu străbatere forţată
Acest tip de cazane solicită o bună calitate a apei (cu atât mai bună cu cât parametrii de funcţionare sunt mai înalţi).
Fig. 1.13. Cazan Vuia cu patru serpentine
1 – tub focar; 2 – serpentină; 3 – manta; 4 – capac inferior; 5 – capac superior; 6 – colector gaze de ardere; 7 – bujie; 8 – şicană; 9 – injector; 10 – admisie apă de alimentare; 11 – ieşire abur; 12 – intrare aer; 13 – intrare combustibil; 14 – ieşire gaze.
Fig. 1.14. Cazan La Mont 1 – tambur colector; 2 – conductă de aspiraţie a pompei de recirculare; 3 – pompe de reciclare; 4 – ventil de reţinere; 5 – robinet; 6 – ecran fierbător; 7 – serpentină fierbătoare; 8 – ţeavă urcare; 9 – supraîncălzitor; 10 – regulator temperatură; 11 – robinet abur; 12 – pompă alimentare.
16
Reducerea masei metalice şi a cantităţii de apă conţinute conduce la reducerea inerţiei termice şi deci la un comportament neadecvat la variaţiile de sarcină. La solicitarea unui debit crescut de abur, presiunea devine mai scăzută decât cea necesară utilizatorului.
1.2.1.1. Cazanul Vuia Un reprezentant tipic al cazanelor cu străbatere forţată este cazanul Vuia (fig.
1.13.). Suprafaţa de încălzire este compusă din serpentine legate în serie şi coaxiale cu un tub focar central.
Corpul metalic al cazanului care este confecţionat din tablă termorezistentă are formă cilindrică şi este închis cu două capace la extremităţi. Canalele de gaze au secţiune inelară şi sunt conturate de şicane cilindrice de tablă (coaxiale cu tubul central). Ele sunt fixate alternat prin îmbinări demontabile sau sudură la capacul superior şi inferior al cazanului. În centrul capacului superior este montată o bujie pentru aprinderea combustibilului la pornire.
Avantajele cazanului Vuia:
− construcţie simplă; − reparaţii (pentru înlocuirea unor serpentine) foarte uşor de realizat; − pornire rapidă (câteva minute); − inerţie termică mică; − randament mare (95%); − productivitate foarte mare (30 kg abur/m2h); − gabarit redus.
Dezavantaje:
− debit relativ redus; − necesită o bună automatizare; − necesită combustibil de bună calitate.
Cazanul se utilizează în general pentru producerea aburului saturat de 1,2–100 bar şi uneori pentru producerea apei fierbinţi de încălzire a centrelor urbane sau pentru necesităţi navale.
1.2.1.2. Cazane de apă fierbinte (CAF) Aceste cazane produc apă caldă (sub 100°C) sau fierbinte (peste 100°C) şi
funcţionează pe principiul străbaterii forţate. Pentru scopuri de termoficare ele primesc apă la o temperatură de 60–75°C şi o încălzesc până la 150–170°C presiunea depinzând de natura reţelei şi are valori medii de 15–25 bar.
În funcţie de puterea termică, CAF-urile se împart în trei categorii: – putere termică redusă (sub 6 MW); – putere termică mare (între 6–12 MW); – putere termică ridicată (peste 12 MW).
CAF-urile peste 10 MW sunt construite în varianta turin. Arderea se face cu aer rece şi cu suprapresiune fapt care permite evacuarea gazelor de ardere fără ventilator.
17
1.2.2. Cazane cu circulaţie forţată Schema de principiu expusă în fig. 1.12. ne arată că faţă de cazanele cu
străbatere forţată apare un element constructiv nou şi anume tamburul separator. Deoarece în sistemul fierbător nu se produce abur, ci o emulsie apă-abur (10–15% abur) aceasta se separă la nivelul tamburului în apă şi abur saturat.
Astfel, din exterior pompa de alimentare aduce în tambur un debit D. Din tambur pompa de circulaţie vehiculează prin sistemul fierbător un debit 10D care este introdus în tambur separându-se în 9Dapă+1Dabur. Acest abur rezultat fie este trimis la utilizator în stare de saturaţie, fie pătrunde în supraîncălzitor şi este livrat la consumator sub formă supraîncălzită. Cantitatea de apă 9Dapă reintră în circulaţia pompei. În tambur, sărurile provenite din apa de alimentare şi neantrenate cu aburul produs se acumulează, concentrându-se treptat în apă. Problema se rezolvă prin purjarea cazanului, adică prin îndepărtarea periodică a unei cantităţi reduse de apă din tambur. Acest fapt protejează cazanul contra depunerilor de săruri şi permite utilizarea unei ape mai puţin tratate decât în cazul cazanelor cu străbatere forţată.
Faţă de cazanele cu circulaţie naturală cele cu circulaţie forţată prezintă următoarele avantaje:
− posibilitatea de adaptare la sarcini variabile prin menţinerea circulaţiei cu ajutorul pompei (de circulaţie) la sarcini scăzute;
− posibilitatea realizării unei circulaţii sigure la presiuni de regim apropiate de cea critică;
− la debit egal cu cel al unui cazan cu circulaţie naturală, înălţimea este mai mică datorită posibilităţii de amplasare compactă a ţevilor fierbătoare;
− timp de punere în funcţiune mai scurt. Dezavantajele circulaţiei forţate sunt: − consum suplimentar de energie pentru acţionarea pompei de circulaţie; − dificultăţi de aspiraţie pentru pompa de circulaţie la scăderea bruscă a presiunii; − acces mai dificil la controlul şi schimbarea ţevilor schimbătoare. Cazanul La Mont arătat în fig.1.14. este un cazan cu circulaţie multiplă a apei.
Diametrul exterior al ţevilor este de 32–38 mm, iar principalul dezavantaj constă în repartiţia neuniformă a debitului de apă pe aceste ţevi. Pentru uniformizarea acestuia se montează pe fiecare ţeavă ajutaje de laminare sau diafragme care prin rezistenţa lor
hidraulică egalizează în fapt pierderile de presiune.
Fig. 1.15. Ajutaje de reglare la distribuitoarele La Mont
1 – distribuitor; 2 – ţeavă fierbătoare; 3 – ajutaj; 4 – piesă tubulară găurită
Dimensionarea acestor ajutaje se face astfel încât suma căderilor de presiune din ajutaj şi din ţeavă (ţevile au lungimi diferite şi deci rezistenţe hidraulice diferite) să rămână constantă la toate ţevile.
În acest fel se obţine o curgere stabilă a amestecului apă-abur prin toate ţevile fierbătoare.
18
CAPITOLUL II
COMBUSTIBILI
Definiţie: Combustibilii sunt substanţe în general de natură organică ce au proprietatea de a arde şi sunt folosiţi pentru necesităţi industriale sau casnice.
Pentru ca o substanţă să poată fi utilizată drept combustibil, trebuie să îndeplinească mai multe condiţii:
− să se poată combina cu oxigenul din aer având o reacţie exotermică cu o viteză suficient de mare pentru a da temperaturi de ardere înalte;
− aprinderea şi arderea să nu prezinte dificultăţi sau să necesite instalaţii prea costisitoare;
− să fie ieftină, să se obţină uşor din natură şi în cantităţi suficiente; − să nu aibă o altă întrebuinţare mai utilă economic; − să nu producă prin ardere compuşi vătămători. După starea de agregare, combustibilii pot fi solizi, lichizi sau gazoşi. Dacă
provin din natură se numesc combustibili naturali, iar dacă se obţin prin transformarea unor substanţe din natură se numesc artificiali.
Tabel 2.1. Principalii combustibili naturali şi artificiali Stare de agregare Obţinere
Solizi Lichizi Gazoşi Din natură Lemn, turbă, lignit, cărbune brun,
huilă, antracit, şisturi bituminoase Ţiţei Gaze naturale, gaze de
sondă, gaze uscate (sărace) Artificiali Brichete de cărbuni, semicocs,
rumeguş, coji de seminţe, paie etc. Petrol,
motorină, păcură
Gaz de apă, gaze de furnal, gaze de cocserie, gaze de
gazogen, GPL.
2.1. Caracteristicile combustibililor
Compoziţia chimică se referă la elementele care intră în componenţa
combustibililor. În general, elementele acestea sunt aceleaşi pentru toţi combustibilii şi se
împart în elemente combustibile (C, H, S) şi elemente necombustibile (N, O, A – cenuşă, W – umiditate). Elementele combustibile se găsesc în general sub formă de combinaţii (CO, CH4 etc.). Cenuşa (A) şi umiditatea (W) formează aşa-numitul balast al combustibilului.
Precizarea compoziţiei chimice se face cu ajutorul analizei elementare, care reprezintă procentele în greutate ale componentelor din masa combustibilului solid (sau lichid).
C+H+O+S+N+W+A=100 [%] (2.1.)
19
Pentru combustibilii gazoşi, analiza elementară indică participaţia volumică a hidrocarburilor componente.
Puterea calorică reprezintă cantitatea de căldură degajată prin arderea completă a unui kilogram de combustibil solid sau lichid sau a unui metru cub normal de combustibil gazos.
NB. Un metru cub normal de gaz (notat m3N) reprezintă un metru cub de gaz
la temperatura de 20°C şi presiunea de 760 mmHg. Precizarea trebuie făcută deoarece cantitatea de gaz dintr-un volum dat este puternic influenţată de presiunea şi temperatura la care se găseşte gazul respectiv. Unitatea de măsură a puterii calorice este [J/kg] sau [J/m3
N]. În funcţie de starea de agregare în care se găseşte apa în combustibilul
respectiv, distingem: – putere calorică inferioară (notată uzual cu Hi sau Qi). În această situaţie, apa
din combustibil la 20°C se găseşte în stare de vapori. Astfel, o parte din căldura degajată prin arderea combustibilului s-a utilizat pentru vaporizarea apei.
– putere calorică superioară (notată uzual cu Hs sau Qs). În acest caz, apa din combustibil se găseşte sub formă lichidă.
Tabel 2.2. Puteri calorice inferioare ale unor combustibili
Tipul combustibilului Puterea calorică
Turbă Lignit Cărbune brun Huilă Antracit Cocs Păcură Motorină Gaze naturale Gaze de sondă
8.200 – 14.350 kj/kg 8.000 – 16.800 kj/kg 1.700 – 24.500 kj/kg 23.850 – 28.600 kj/kg 28.000 – 31.600 kj/kg 24.800 – 27.000 kj/kg 32.500 – 41.800 kj/kg 41.500 – 45.000 kj/kg 34.000 kj/m³N 21.000 – 41.500 kj/m³N
Deoarece puterile calorice ale combustibililor variază în limite destul de largi
s-a introdus noţiunea de combustibil convenţional. Acesta este un combustibil etalon, fictiv care are puterea calorică de 29.300 KJ/kg sau KJ/m3
N. [7.000 Kcal/kg] Cantitatea de combustibil convenţional (Gc.c.) corespunzătoare unei cantităţi
dintr-un combustibil oarecare se determină astfel:
[ ]3.. ;
29300 Ni
cc mkgQG
G⋅
= (2.2.)
unde: G – greutatea sau volumul combustibilului care se echivalează cu cel
convenţional [kg sau m3N].
20
2.1.1. Caracteristici pentru combustibilii solizi
a) Conţinutul de materii volatile este constituit din gazele degajate din cărbune când este încălzit; în materiile volatile neincluzându-se şi vaporii de apă rezultaţi din această încălzire. Conţinutul de materii volatile are o mare influenţă asupra procesului de ardere. Cu cât acesta este mai mare cu atât cărbunele se aprinde mai uşor, la o temperatură mai mică, arderea decurge mai repede, flacăra este mai lungă şi cu o luminozitate mai intensă.
Conţinutul de materii volatile depinde de vârsta combustibilului. Cărbunele mai tânăr conţine mai multe materii volatile decât cel bătrân (turba are 70%, iar antracitul numai 15–20%).
b) Conţinutul de umiditate (W) exprimă cantitatea de apă conţinută în combustibil. Se compune din:
– umiditatea de îmbibaţie provenind din apa amestecată mecanic cu cărbunele şi care poate fi eliminată prin uscare în aer liber până la greutate constantă sau în etuvă, la temperatura maximă de 45°C;
– umiditatea higroscopică conţinută în structura cărbunelui şi a masei minerale. Se poate elimina prin încălzire la 105°C după ce s-a îndepărtat umiditatea de îmbibaţie.
Umiditatea combustibililor creează probleme dificile la: descărcarea cărbunilor îngheţaţi din vagoane, în timpul iernii; îngreunează măcinarea cărbunilor; încetineşte procesul de ardere; pentru vaporizarea apei conţinute în combustibil se consumă o
cantitate de căldură latentă, afectând puterea calorică a cărbunelui. c) Conţinutul de cocs (K) reprezintă partea din cărbune care rămâne în procesul
de ardere după degajarea materiilor volatile şi a vaporilor de apă. Cocsul are două componente:
Carbon fix – reprezintă cota parte din cocs care rămâne după dispariţia umidităţii, a volatilelor şi a cenuşii;
Conţinutul de cenuşă (A) – reprezintă masa minerală rămasă după arderea combustibilului solid sau lichid. Cantitatea mare de cenuşă a combustibilului scade valoarea energetică a cărbunelui, îngreunează arderea, iar evacuarea cenuşii din cazan contribuie la scăderea randamentului acestuia.
Tabel 2.3. Conţinutul de cenuşă a unor combustibili
Felul combustibilului Conţinutul de cenuşă [%]
Lemn uscat la aer Turbă uscată la aer Lignit de Valea Jiului Cărbune brun de Valea Jiului Huilă şi mixte Lignit de Oltenia Şisturi bituminoase
aproximativ 0,4 aproximativ 4,5 6 – 29 4 – 36 46 – 52 40 – 55 75 – 80
21
Componentele cenuşii (SiO2, CaO, Fe2O3, Al2O3, MgO, FeO, carbonaţi, pirite) se topesc la temperaturi diferite şi, în funcţie de ponderea uneia sau alteia din componente în amestec, rezultă temperatura de topire a cenuşii.
Aceasta are o importanţă deosebită în cazul arderii combustibililor în cazane, deoarece cenuşa topită prin solidificare se transformă într-o substanţă dură de consistenţă sticloasă care se depune pe suprafeţele schimbătoare de căldură şi înrăutăţeşte transferul termic, precum şi evacuarea gazelor către exterior. Substanţa se numeşte zgură.
d) Conţinutul de sulf (S) reprezintă cantitatea de sulf conţinută în cărbune,
care se prezintă sub formă de sulfuri şi sulfaţi. Prima substanţă arde rezultând în gazele de ardere bioxidul şi trioxidul de sulf (SO2, SO3). A doua componentă (sulfaţii) sunt incombustibili şi se regăsesc în cenuşa evacuată.
Componentele gazoase apărute (SO2, SO3) se combină cu apa condensată din gazele de ardere rezultând acid sulfuric (H2SO4) care corodează suprafeţele metalice finale ale cazanului. Condensarea vaporilor de apă se produce la ieşirea gazelor din cazan acolo unde temperatura este mai scăzută (temperatura de rouă acidă).
Fig. 2.1. Reprezentarea schematică a analizei imediate a combustibililor solizi
e) Granulaţia este o caracteristică a cărbunelui care urmează a fi ars şi arată
intervalul în care se pot afla dimensiunile particulelor de combustibil. f) Unghiul taluzului natural reprezintă unghiul pe care îl face panta cea
mai înclinată a stivei de cărbune aruncat în mod natural, pe un plan orizontal. După mărimea granulaţiei şi sortimentului de cărbune, acest unghi variază între 32°–45° şi are o importanţă deosebită pentru stivuirea şi manipularea acestuia pe benzile transportoare, precum şi pentru alunecarea în interiorul buncărului de cărbune brut.
g) Exfolierea exprimă proprietatea cărbunelui de a se fărâmiţa datorită uscării
în depozit. Este importantă în calcularea duratei maxime de stocare a cărbunilor.
22
h) Autoaprinderea reprezintă proprietatea cărbunelui de a se aprinde în depozit fără existenţa unei surse exterioare de energie. Cauza autoaprinderii o constituie fixarea oxigenului din aer de către cărbune. Ca urmare a acestui fenomen, temperatura în interiorul haldei de cărbune creşte treptat şi acesta se autoaprinde. Apar, astfel, în interiorul stivei, zone cu cărbune degradat prin ardere, care nu mai posedă puterea calorică iniţială. Pentru urmărirea temperaturii în interiorul stivei de cărbune se introduc periodic termometre, iar atunci când aceasta depăşeşte o anumită limită se iau măsuri adecvate.
2.1.2. Caracteristici pentru combustibilii lichizi a) Vâscozitatea reprezintă rezistenţa pe care o opune un lichid la deplasarea
particulelor sale, în timpul curgerii. Unitatea de măsură tehnică pentru determinarea vâscozităţii este gradul Engler [°E] reprezentând raportul între timpul de scurgere a 200 cm3 de lichid vâscos (combustibil) încălzit la o anumită temperatură şi timpul de scurgere a unei cantităţi egale de apă distilată la 20°C printr-un orificiu calibrat. Vâscozitatea se determină uzual la temperaturile de 20°C sau 50°C.
Cunoaşterea vâscozităţii combustibililor lichizi este importantă pentru că: − pulverizarea şi arderea combustibilului se realizează în bune condiţii când
vâscozitatea se află între 2–3,5°E pentru păcura obişnuită; − puterea necesară pentru pomparea combustibilului este proporţională cu
pierderea de sarcină pe conducte care la rândul ei este dependentă de vâscozitate.
b) Temperatura de congelare – reprezintă temperatura cea mai mare la care un combustibil lichid supus răcirii încetează de a mai curge. În mod concret, este vorba de temperatura la care o eprubetă plină cu combustibil şi înclinată la 45° nu-şi schimbă meniscul timp de un minut. Păcurile utilizate la noi au temperatura de congelare între 25°C şi 50°C. Caracteristica de congelare este importantă pentru stocarea şi transportul combustibilului.
c) Temperatura de inflamabilitate – reprezintă cea mai joasă temperatură la
care vaporii degajaţi de un combustibil la presiune atmosferică nominală se aprind în prezenţa unei surse incandescente (flacără, scântei electrice sau mecanice). Cunoaşterea temperaturii de inflamabilitate este importantă pentru transportul, depozitarea şi procesul de ardere a combustibilului în focar. Păcurile româneşti au punctul de inflamabilitate în jur de 90°C.
d) Temperatura de autoaprindere – reprezintă temperatura cea mai scăzută la care un amestec de vapori în aer se autoaprinde fără prezenţa unei surse incandescente.
N.B. – temperatura de inflamabilitate nu trebuie confundată cu temperatura de aprindere. Prin temperatura de aprindere se înţelege temperatura cea mai mică la care poate fi iniţiată arderea unei substanţe în anumite condiţii standard, ardere care trebuie să se continue şi după îndepărtarea sursei de aprindere.
23
e) Agresivitatea – combustibilii de cazan nu trebuie să conţină substanţe cu caracter acid pentru a nu se produce corodarea instalaţiei de alimentare şi a cazanului propriu-zis. Substanţele în cauză sunt sulful şi vanadiul. După conţinutul de sulf, combustibilii se împart în:
– cu conţinut redus Sc*) < 1% – cu conţinut mediu 1% < Sc < 2% – cu conţinut ridicat Sc > 2% *) Sc – reprezintă sulful combustibil ca sumă între sulful organic şi sulful din sulfuri. Combustibilul acid uşor face parte din prima categorie. Limitarea conţinutului
de sulf este necesară pentru evitarea atacării suprafeţelor metalice finale ale cazanelor de acidul sulfuric apărut ca urmare a hidrolizării compuşilor de sulf (SO2 şi SO3).
De asemenea, probleme deosebit de neplăcute creează pentaoxidul de vanadiu (V2O5) conţinut în cenuşa din compoziţia păcurii şi care la temperaturi ale oţelului peste 550–620°C generează compuşi care atacă stratul protector al metalului. Combustibilii lichizi prezintă avantaje faţă de cei solizi în ceea ce priveşte transportul, depozitarea şi arderea.
Cei mai utilizaţi sunt: − păcura – rezultată prin distilarea fracţionată a ţiţeiului după apariţia
hidrocarburilor uşoare şi care conţine amestecuri de hidrocarburi grele. În vederea arderii se fluidifică la 370–420°K şi apoi se pulverizează în focar.
− combustibilul de calorifer – (combustibil lichid uşor – CLU) compus din păcură în amestec cu petrol sau motorină în proporţii care să permită ca, la temperatura ambiantă, să se obţină o bună fluidizare, în vederea pulverizării.
2.1.3. Caracteristici pentru combustibilii gazoşi
Compoziţia chimică a gazelor combustibile influenţează arderea lor în focare,
precum şi stabilitatea flăcării. În general, pentru ardere se folosesc combustibili naturali (gaz metan, gaz de sondă) sau artificiali (gazul de furnal, de cocserie, de rafinărie).
Tabel 2.4. Compoziţia chimică a unor combustibili gazoşi
Compoziţia volumetrică % Felul combustibilului
gazos N2 CO CH4 C2H2 CO2 H2 O2
Densitatea în raport cu
aerul
Puterea calorică KJ/m3
N Gaz de furnal 4 28 0 0 8 60 0 0,97 3.950
Gaz de cocserie 50 8 29 4 2 7 0 0,41 18.520 Gaz metan 0 0 99,2 0 0 0,8 0 0,56 34.800
Combustibilii gazoşi sunt lipsiţi total de cenuşă şi aproape total de apă. Ei pot
fi transportaţi foarte uşor, însă dezavantajul constă în imposibilitatea practică a stocării acestora (în cantităţi mari). Gazul natural, ca şi gazul de sondă, este compus
24
dintr-un amestec de hidrocarburi în care predomină metanul (CH4). Puterea calorică oscilează între 30.000–36.000 kJ/m3
N. Componentele care alcătuiesc combustibilul gazos – în participaţii volumice
– sunt următoarele: CO2+CO+H2+O2+H2S+∑CmHn+H2O=100% (2.3.)
2.2. Arderea combustibililor
Procesul de ardere este o reacţie chimică însoţită de producere de căldură şi emisie de lumină prin care anumite elemente din componenţa combustibilului se combină cu oxigenul din aer. [Fiind vorba de ardere în interiorul unor aparate termice, arderea este controlată. Aceasta, spre deosebire de arderea necontrolată care defineşte incendiul]. Arderea este caracterizată prin două fenomene diferite:
– fenomenul chimic constând în reacţia compuşilor combustibilului cu aerul de ardere;
– fenomenul fizic reprezentat de pătrunderea aerului prin difuzie până la combustibil.
În sensul celor arătate mai sus, dacă durata de timp necesară fenomenului chimic este mult mai lungă decât cea solicitată de fenomenul fizic, arderea se numeşte cinetică. Invers, dacă fenomenul fizic de difuzie durează mai mult decât cel chimic de ardere propriu-zisă, arderea se desfăşoară în domeniul difuziv.
În primul caz, viteza de ardere creşte mult cu temperatura. În a doua situaţie, viteza de ardere este influenţată puţin de temperatură, însă creşte substanţial odată cu creşterea vitezei aerului faţă de particulele de combustibil. Din punct de vedere al fenomenului chimic, procesul de ardere poate fi perfect sau imperfect, ultima situaţie caracterizând arderea incompletă. Dacă în urma arderii tot carbonul din combustibil se regăseşte în CO2, hidrogenul participă integral la obţinerea apei, iar sulful se oxidează rezultând SO2, în gazele de ardere nu se mai găsesc elemente care să mai poată arde şi arderea este considerată perfectă.
Condiţiile ca arderea să fie completă sunt: − asigurarea unei cantităţi suficiente de aer; − asigurarea amestecării omogene a combustibilului cu aerul. Dacă cele două condiţii de mai sus nu sunt îndeplinite decât parţial, carbonul
din combustibil nu se poate transforma prin ardere în totalitate în CO2, o parte rămânând sub formă de CO. Este posibil, de asemenea, ca şi o parte din hidrogen sau metan (în cazul combustibililor gazoşi) să rămână nears. Avem, în acest caz, de-a face cu o ardere imperfectă.
Arderea combustibililor nu reprezintă o reacţie simplă de oxidare a carbonului, hidrogenului şi sulfului. Ea constituie un fenomen mai complex atât chimic, cât şi fizic.
Din punct de vedere chimic apar produşi de ardere ca urmare a unor reacţii intermediare, iar ca fenomen fizic înainte de ardere combustibilul (solid) se usucă şi îşi degajă materiile volatile conţinute.
25
Aşadar, etapele de ardere la combustibilul solid sunt: Uscarea. Sub acţiunea căldurii, umiditatea de îmbibaţie se elimină
rezultând combustibilul uscat. Acest proces se realizează în focarul cazanului sau în exteriorul acestuia, în mori de măcinat cărbune. Agentul încălzitor este constituit fie din gaze de ardere, fie din aerul preîncălzit necesar arderii.
Degajarea materiilor volatile. Constituie un stadiu pregătitor pentru ardere şi constă în separarea din masa combustibilului a materiilor volatile.
Arderea materiilor volatile. Prin încălzirea combustibilului până la temperatura de aprindere se produce arderea materiilor volatile. Aprinderea combustibilului solid nu se realizează în toată masa acestuia începând cu câteva nuclee de aprindere.
Arderea carbonului. Se compune din mai multe stadii: difuzia oxigenului spre suprafaţa cărbunelui; absorbţia oxigenului însoţită de combinarea carbonului din
combustibil cu oxigenul din aerul de ardere; arderea propriu-zisă.
Combustibilii lichizi sunt pulverizaţi în focar (prin comprimare sau cu ajutorul unui agent de pulverizare), în scopul măririi suprafeţelor de contact cu aerul. Astfel, diametrul picăturilor variază între 0,05 mm până la 0,5 mm, iar calitatea procesului de pulverizare şi a amestecului combustibil-aer de ardere au o influenţă covârşitoare asupra arderii.
Combustibilii gazoşi ard în două etape: aprinderea; arderea propriu-zisă
Primul stadiu constă în creşterea temperaturii până la temperatura de aprindere (cca 700°C) urmată de accelerarea reacţiei de oxidare şi trecerea în ardere propriu-zisă.
O proprietate caracteristică a combustibililor gazoşi este viteza de propagare a flăcării, respectiv viteza de înaintare a frontului de flacără în amestecul combustibil-aer. Această viteză depinde de compoziţia amestecului de gaze, de forma focarului şi tipul arzătorului. În anumite proporţii, amestecul gaz-aer devine exploziv.
S-a constatat că pentru fiecare tip de gaze combustibile viteza de propagare a flăcării atinge un maxim la o anumită compoziţie a amestecului gaz-aer. La presiunea atmosferică, viteza de propagare a flăcării este proporţională cu pătratul temperaturii absolute a amestecului combustibil-aer.
Tabel 2.5. Viteze maxime de propagare a flăcării la combustibilii gazoşi
Tipul combustibilului Viteza maximă
de propagare a flăcării m/s
Hidrogen 2,67 Oxid de carbon 0,33 Metan 0,35 Acetilenă 1,31 Propan 0,32
26
2.2.1. Arderea combustibililor solizi şi lichizi
Tabel 2.6. Mase molare ale unor substanţe sau elemente implicate în ardere
Elementul sau compusul chimic
Simbolul chimic
Masa molară
Elementul sau compusul chimic
Simbolul chimic
Masa molară
Carbon C 12 Apa H2O 18 Hidrogen H2 2 Metan CH4 16 Sulf S2 32 Etilenă C2H4 28 Oxigen O2 32 Etan C2H6 30 Azot N2 28 Propan C3H8 44 Oxid de carbon CO 28 Butan C4H10 58 Bioxid de carbon CO2 44 Acetilenă C4H2 26 Bioxid de sulf SO2 64 Hidrogen sulfurat H2S 34
Se reaminteşte că 1 kmol dintr-o substanţă reprezintă acea cantitate de
substanţă a cărei masă exprimată în kilograme este egală cu masa molară a substanţei respective. De asemenea, conform legii lui Avogadro 1 kmol de gaz perfect ocupă, în condiţii fizice normale (0°C şi 760 mmHg), acelaşi volum. Acest volum este de V=22,4 m3/kmol.
Pentru simplificarea calculelor se consideră că vaporii de apă şi celelalte gaze reale ocupă în stare normală volumul de 22,4 m3
N. Ecuaţiile de ardere pentru combustibilii solizi şi lichizi care conţin elementele
combustibile C, S, H sunt următoarele:
2.2.1.1. Arderea perfectă a carbonului
C + O2 = CO2 (2.4.) 1 kmol C + 1 kmol O2 = 1 kmol CO2 12 kg C + 32 kg O2 = 44 kg CO2 Împărţim cu 12 întreaga relaţie:
1kg C+1232 kgO 2 = kgCO 2
Dacă luăm în considerare volumul molar: 12 kg C + 22,4 m3
N O2 = 22,4 m3N CO2
Împărţim relaţia cu 12: 1 kg C + m3
N O2 = m3N CO2
Ecuaţia arderii se interpretează astfel: pentru ca 1 kg C să ardă complet sunt
necesari 12
4,22 m3N O2 rezultând
124,22 m3
N CO2.
1244
124,22
124,22
27
2.2.1.2. Arderea imperfectă a carbonului C +
21 O2 = CO
1 kmol C + kmol 21 O2 = 1 kmol CO
12 kg C + 21 32 kg O2 = 28 kg CO
Împărţim relaţia cu 12: 1 kg C +
1221⋅
32 kg O2 = 1228 kg CO
Dacă se ia în considerare volumul molar: 12 kg C +
21 22,4 m3
N O2 = 22,4 m3N CO
Împărţim relaţia cu 12: 1 kg C +
1221⋅
22,4 m3N O2 =
124,22 m3
N CO
2.2.1.3. Arderea sulfului S + O2 = SO2 (2.6.) 1 kmol S + 1 kmol O2 = 1 kmol SO2 32 kg S + 32 kg O2 = 64 kg SO2 Împărţim relaţia cu 32: 1 kg S + 1 kg O2 = 2 kg SO2 Prin considerarea volumului molar: 32 kg S + 22,4 m3
N O2 = 22,4 m3N SO2
Împărţim relaţia cu 32: 1 kg S +
324,22 m3
N O2 = 32
4,22 m3N SO2
2.2.1.4. Arderea hidrogenului H2 +
21 O2 = H2O (2.7.)
1 kmol H2 + 21 kmol O2 = 1 kmol H2O
2 kg H2 + 21 32 kg O2 = 18 kg H2O
Împărţim cu 2: 1 kg H2 +
221⋅
32 kg O2 = 9 kg H2O
Raportând relaţia la volumul molar: 2 kg H2 +
21 22,4 m3
N O2 = 22,4 m3N H2O
28
Împărţim cu 2: 1 kg H2 +
221⋅
22,4 m3N O2 =
24,22 m3
N H2O
2.2.1.5. Cantitatea teoretică de oxigen (O0) necesară arderii Din ecuaţia de ardere perfectă a carbonului rezultă că pentru arderea a 1 kg
carbon sunt necesari 12
4,22 m3N de oxigen, iar la ardere imperfectă
1224,22
⋅ m3
N oxigen.
În analiza elementară a combustibilului, cantitatea de carbon este dată în procente de greutate. Cu alte cuvinte, 100 kg cărbune conţin C kg de carbon sau altfel spus 1 kg de cărbune conţine
100C kg carbon.
După cum s-a arătat la ardere perfectă avem nevoie de 12
4,22 m3N O2 pentru
arderea fiecărui kilogram de carbon. Aşadar, pentru a arde perfect 100C kg carbon sunt
necesari: [ ]23
100124,22 OmC
N⋅ (2.8.)
iar la ardere imperfectă: [ ]2
3
100244,22 OmC
N⋅ (2.9.)
Acelaşi raţionament îl aplicăm şi la arderea hidrogenului. Din ecuaţia de ardere 1 kg H2 necesită
44,22 m3
N O2 pentru ardere. Totalul de oxigen necesar pentru
arderea a 100H kg hidrogen este: [ ]2
3 ,1004
4,22 OmHN⋅ (2.10.)
Arderea sulfului necesită 23
324,22 OmN pentru fiecare kilogram de sulf. Dar
cărbunele conţine 100
S kg sulf la fiecare kilogram de cărbune.
Prin urmare, oxigenul total necesar pentru arderea cantităţii totale de sulf este: [ ] )1
23
100324,22 OmS
N⋅ (2.11.)
În concluzie, oxigenul total necesar la arderea a 1 kg de cărbune se obţine însumând cantităţile necesare pentru arderea (perfectă sau imperfectă) a carbonului, hidrogenului şi sulfului. Nu trebuie uitat să se scadă cantitatea de oxigen conţinută chiar în kilogramul de cărbune supus arderii.
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡−++=
carbunekgOmOSHCO N 2
3
0 100324,22
100324,22
10044,22
100124,22
(2.12.) 1 1 ) Mai explicit: 22,4[
kmolm N
3
]; 32[kmol
sulfkg.];
100S
[carbunekg
sulfkg.
.]
29
Pentru ardere imperfectă:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡−++=
carbunekgOmOSHCO N 2
3
0 100324,22
100324,22
10044,22
100244,22' (2.13.)
2.2.1.6. Cantitatea teoretică de aer necesară arderii
Se cunoaşte compoziţia aproximativă în procente de volum a aerului: 21% O2
1) şi 79% N2
Rezultă că pentru o ardere care necesită O0 ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡kgmN
3
oxigen, cantitatea teoretică
de aer (V0) este:
Ardere perfectă ⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡=
combkgaermO
V N3
00 21,0
(2.14.)
Ardere imperfectă ⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡=
combkgaermO
V N3
00 21,0
'' (2.15.)
Aerul introdus în focar este presupus a fi uscat şi fără impurităţi.
2.2.1.7. Cantitatea teoretică de gaze rezultată din ardere
2.2.1.7.1. Ardere perfectă Gazele rezultate din ardere sunt compuse din CO2, SO2, N2 şi umiditatea din
combustibil. Aşadar: OHNSOCOg VVVVV
22220+++= (2.16.)
Din ecuaţiile de ardere rezultă că din arderea unui kilogram de carbon rezultă: 2
3
124,22 COmN
sulf rezultă: 23
324,22 SOmN
hidrogen rezultă: OHmN 23
24,22
Cantităţile totale de carbon, sulf şi hidrogen raportate la kilogramul de combustibil sunt:
100C ,
100S ,
100H care produc volumele de gaze:
124,22
100C ,
324,22
100S ,
24,22
100H
Trebuie avut în vedere că gazele de ardere cuprind azotul din combustibil în cantitate de
100284,22 N şi azotul din aerul teoretic de ardere 0100
79 V , precum şi apa
conţinută în combustibil )1
100184,22 W 1
1 respectiv 21
3Nm O2 la 100
3Nm aer [23,1% oxigen şi 76,4% azot în procente de masă]
30
Prin urmare, cantitatea totală teoretică de gaze rezultate prin arderea a cantităţii de 1 kg de combustibil este:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡+++++=
lcombustibikgmWNVHSCV N
g
3
0 100184,22
100284,22
10079
24,22
100324,22
100124,22
1000(2.17.)
Unităţile de măsură sunt (exemplificare pentru carbon):
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
kmolcarbonkg
kmolm
lcombustibikgcarbonkgC
N
.12
4,22
..
1003
2.2.1.7.2. Ardere imperfectă Raţionamentul pentru determinarea volumului teoretic de gaze de ardere este
similar cu cel aplicat la arderea perfectă. Deosebirea constă în faptul că volumul de CO2 apărut la arderea perfectă este
înlocuit cu un volum egal de CO (ceea ce nu influenţează volumul total teoretic de gaze). Apare, de asemenea, în plus şi diferenţa între cantitatea de oxigen introdusă ( 0O ) şi cea efectiv consumată la ardere imperfectă (O0’).
( ) ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡−++++++=
=++++= −
..'
100184,22
100284,22
10079
24,22
100324,22
100124,22
100
'3
000
'002220
combkgmOOWNVHSC
VVVVVV
N
OOOHNSOCOg
(2.18.)
2.2.1.8. Cantitatea teoretică de gaze uscate Această cantitate rezultă din volumul teoretic de gaze (la ardere perfectă sau
imperfectă) din care se scade cantitatea de vapori de apă conţinută în combustibil (higroscopică) rezultată prin arderea hidrogenului.
Ardere perfectă: OHgusc
g VVV200
−= (2.19.) 1
Ardere imperfectă: OHguscg VVV
200'' −= (2.20.)
2.2.2. Arderea combustibililor gazoşi Ecuaţiile de ardere sunt similare cu cele prezentate pentru combustibilii solizi
şi lichizi:
2221 COOCO =+ (2.21.)
2) Se neglijează umiditatea aerului atmosferic
31
23
233
23
233
22
14,222
4,221
4,222
4,224,22
1211
COmOmCOm
COmOmCOm
COkmolOkmolCOkmol
NNN
NNN
=⋅
+
=+
=+
OHOH 222 2
1=+ (2.22.)
OHmOmHm
OHmOmHm
OHkmolOkmolHkmol
NNN
NNN
23
23
23
23
233
222
4,224,22
4,2224,221
4,222
4,224,22
1211
=⋅
+
=+
=+
OHCOOCH 2224 22 +=+ (2.23.)
OHmCOmOmCHm
OHmCOmOmCHm
OHkmolCOkmolOkmolCHkmol
NNNN
NNNN
23
23
23
43
23
23
23
43
2224
2121
4,2224,224,2224,22
2121
+=+
⋅+=⋅+
+=+
OHCOOHC 22242 223 +=+ (2.24.)
OHmCOmOmHCm
OHmCOmOmHCm
OHkmolCOkmolOkmolHCkmol
NNNN
NNNN
23
23
23
423
23
23
23
423
22242
2231
4,2224,2224,2234,22
2231
+=+
⋅+⋅=⋅+
+=+
OHnmCOOnmHC nm 222 24
+=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ++ (2.25.)
OHmnCOmmOmnmHCm
OHmnCOmmOmnmHCm
OHkmolnCOkmolmOkmolnmHCkmol
NNNnmN
NNNnmN
nm
23
23
233
23
23
233
222
241
4,222
4,224,224
4,22
241
+⋅=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ++
⋅+⋅=⋅⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ++
+=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ++
Gazele combustibile au o compoziţie care cuprinde: oxid de carbon (CO%),
hidrogen (H2%), hidrocarburi (CmHn%), oxigen (O2%), bioxid de carbon (CO2%) şi azot (N2%) toate cantităţile exprimate în procente de volum.
32
2.2.2.1. Cantitatea teoretică de oxigen necesară arderii Această cantitate rezultă prin însumarea necesarului de oxigen pentru arderea
fiecărei componente combustibile din care se scade aportul de oxigen adus chiar de combustibil:
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡−⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅++⋅+⋅+⋅+⋅=
gazoscombmoxigenmOnmHCHCCHHCOO
N
Nnm
.1004100....3
1002
10021
10021
100 3
324242
0 (2.26.)
2.2.2.2. Cantitatea teoretică de aer necesară arderii
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡=
lcombustibimaermOV
N
N3
30
0 21,0 (2.27.)
2.2.2.3. Cantitatea teoretică de gaze rezultate din ardere Se obţine prin adunarea cantităţilor de gaze rezultate din arderea fiecărei
componente combustibile: OHNCOg VVVV
2220++= .................................. (2.28.)
Bioxidul de carbon rezultă din arderea CO, CH4, C2H4, CmHn. Aşadar:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡+⋅++⋅++= 3
32424
100100.....
1002
1001002N
NnmCO m
mCOHCmHCCHCOV (2.29.)
Azotul provine din aerul de ardere şi din componenţa combustibilului:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡+⋅=
.10079,0 3
32
02 combmmNVV
N
NN (2.30.)
Apa din gazele de ardere provine din arderea hidrogenului şi a CH4, C2H4,
CmHn (se neglijează umiditatea aerului atmosferic):
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡⋅++⋅+⋅+= 3
34242
1002.....
1002
1002
1002N
NnmOH m
mHCnHCCHHV (2.31.)
2.2.2.4. Cantitatea teoretică de gaze uscate rezultate din ardere
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡−=+=
lcombustibimarderedegazem
VVVVVN
NOHgNCO
uscg 3
3
20220 (2.32.)
33
2.2.3. Coeficientul de exces de aer la arderea reală În situaţii de ardere reală, cantitatea teoretică de aer calculată pentru arderea
unităţii de combustibil nu este suficientă. Pentru a se realiza o amestecare bună între combustibil şi aerul de ardere în
vederea unei arderi cât mai complete, volumul de aer introdus în focar trebuie să fie mai mare decât cantitatea teoretică, această depăşire fiind cu atât mai pronunţată cu cât particula de combustibil este mai mare şi având valorile cele mai mici pentru combustibilul gazos.
Coeficientul de exces de aer prin care se estimează surplusul de volum de aer introdus în focar se defineşte ca fiind raportul între volumul real de aer introdus în focar şi volumul teoretic necesar:
0VV
=α (2.33.)
unde: V – volumul real de aer introdus în focar; V0 – volumul teoretic de aer necesar arderii. Din relaţia de mai sus rezultă cantitatea reală de aer necesară pentru ardere:
V=αV0 Aceasta nu trebuie să depăşească o anumită valoare, deoarece perturbă arderea
prin preluarea inutilă de căldură de la gazele de ardere după care, neparticipând la ardere se evacuează la coş. În acest fel, scade temperatura pe traseul gazelor de ardere, se supradimensionează ventilatoarele de aer şi de gaze şi tubulatura aferentă.
Tabel 2.7. Valori uzuale pentru coeficientul de exces de aer
Tipul combustibilului şi al focarului Coeficientul de exces de aer α
Huilă în focare cu grătar fix 1,40 – 2,00 Huilă în focare cu grătar rulant 1,35 – 1,60 Lignit în focare cu cărbune pulverizat 1,30 – 1,50 Cărbune pulverizat (mixte) 1,25 – 1,45 Păcură 1,05 – 1,25 Combustibili gazoşi 1,05 – 1,20
Cantitatea de aer necesară pentru ardere se exprimă uzual în ⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
lcombustibikgaermN
3
pentru combustibil solid şi lichid şi ⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
lcombustibimaerm
N
N3
3
pentru combustibilii gazoşi.
Ca o consecinţă a introducerii de cantităţi suplimentare de aer, volumul de azot din gazele de ardere va fi corespunzător mai mare:
[ ] 079,079,02
VVV N ⋅⋅=⋅= α (2.34.)
34
La fel, cantitatea de oxigen apărută în gazele de ardere este:
[ ] ( ) ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡−= 3
33
0 ;12
N
NNO m
mkgm
OV α (2.35.)
Relaţia de mai sus se mai poate scrie prin desfacerea parantezei:
[ ] 002OOV O −⋅= α în care primul termen arată cantitatea reală de oxigen introdusă (αO0)
iar al doilea, cantitatea de oxigen consumată pentru ardere (O0). Dacă se raportează la cantitatea de aer teoretică (V0):
[ ] ( ) ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡−⋅= 3
33
0 ;121,02
N
NNO m
mkgmVV α
2.2.3.1. Volumul real de gaze rezultat din ardere pentru combustibilii solizi şi
lichizi
Relaţia care stabileşte volumul real de gaze la ardere perfectă este: (2.36.) ( )
( ) ( )121,0179,021,021,079,079,0
21,079,021,079,01
000000
0000000
00
000
−+−+=−+−+=
=−−++=−+=−+=
αααα
αααα
VVVVVVVV
VVVVVVVVVVV
gg
gggg
În această relaţie observăm că la cantitatea teoretică de gaze (Vg0) stabilită pentru ardere perfectă se adaugă cantitatea de azot conţinută de surplusul de aer introdus, precum şi cantitatea de oxigen care nu participă la procesul de ardere. Relaţia scrisă complet este:
( ) ( )⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡−+−+
+⋅++⋅+⋅+⋅+⋅=
lcombustibimarsegazem
VV
WVNHSCV
N
N
g
3
3
00
0
121,0179,0
184,22
10010079
284,22
10024,22
100324,22
100124,22
100
αα (2.37.)
Dacă arderea nu este perfectă, în focar se introduce aceeaşi cantitate reală de aer V=αV0 însă se consumă numai V0
’
( ) ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡−++
+⋅+⋅+⋅+⋅+⋅=
combmmVVV
WNHSCV
N
N
g
3
3
000 '21,079,0
184,22
100284,22
10024,22
100324,22
100124,22
100'
αα (2.38.)
2.2.3.2. Volumul real de gaze rezultat din arderea combustibililor gazoşi
Gazele de ardere produse în urma arderii combustibililor gazoşi cuprind CO2, H2O, N2 şi O2. Aşadar:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡+++= .
.3
3
2222 combmmVVVVV
N
NONOHCOg (2.39.)
35
Dacă se consideră volumul de gaze uscate:
222 ONCOusc
g VVVV ++= (2.40.)
CO2 rezultă prin arderea CO şi a hidrocarburilor CH4, C2H4, CmHn. H2O rezultă din arderea H2 şi a hidrocarburilor CH4, C2H4, CmHn
1
N2 rezultă din aerul total de ardere introdus în focar (0,79αV0) şi din
combustibil :100
2 ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ N
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡+=
combm
mNVVN
NN 3
32
0 10079,0
2α (2.41.)
O2 provine din excesul de aer introdus în focar:
( )⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡−=
combm
mVV
N
NO 3
3
0121,02
α (2.42.)
2.2.3.3. Conţinutul de CO2 din gazele de ardere uscate
Gazele de ardere reprezintă un amestec de componente care au rezultat prin arderea fiecărui element din combustibil.
Numim participaţie raportul între volumul fiecărui component şi volumul total de gaz uscat [raportate ambele la kilogramul de combustibil].
10022 ⋅= usc
g
COusc
VV
CO [%] (2.43.)
Din ecuaţiile de ardere rezultă că la fiecare kilogram de combustibil ars se produc 2
3
124,22 COmN
→uscgV reprezintă volumul total de gaze uscate produs prin arderea unui
kilogram de combustibil. Participaţia de CO2 arătată mai sus pentru o ardere reală se poate scrie:
( ) 1001 0
20
2 ⋅−+
=VV
VCO usc
g
COusc
α[%] (2.24.)
În cazul în care arderea se desfăşoară fără exces de aer (α=1, respectiv V=V0) numitorul fracţiei devine minim, iar valoarea acesteia indică valoarea maximă a participaţiei de CO2 ( uscCO max2 ).
Această valoare uscCO max2 depinde exclusiv de compoziţia combustibilului. Ea se găseşte în tabele şi reprezintă o caracteristică proprie fiecărui combustibil. 1) Cantităţile de OşiHCO 22 rezultă în funcţie de ecuaţiile de ardere ale combustibilului gazos.
36
Tabel 2.8. Valori aproximative pentru uscCO max2 ale unor sorturi de combustibil Tipul
combustibilului (CO2) uscmax [%]
Lignit 19,2 Huilă 18,5 Păcură 16,0 Gaz natural 11,7 Gaz de furnal 24,0
2.2.3.4. Calculul coeficientului de exces de aer cu ajutorul compoziţiei
gazelor de ardere
Cunoaşterea coeficientului de exces de aer (α) este deosebit de importantă pentru funcţionarea cazanelor.
Începând din focar, pe tot traseul gazelor de ardere până la evacuarea acestora în atmosferă pătrund mici cantităţi de aer prin neetanşeităţi (reamintim că arderea se desfăşoară în condiţii de uşoară depresiune). Aceste mici volume de aer constituie „aerul fals” (Δα) care face ca la evacuare coeficientul αev să fie mai mare decât cel din focar.
αev=αF+Δα (2.45.) Valorile medii pentru pătrunderile Δα în diferite zone ale cazanului se găsesc
în tabele. Procesul de ardere este mult influenţat de coeficientul de exces de aer, respectiv: – trecerea unei părţi din SO2 în SO3 conduce în final prin reacţie cu apa din
gazele de ardere la formarea de acid sulfuric (H2SO4) cu efect puternic coroziv asupra suprafeţelor finale de schimb de căldură;
– procentul de flux termic ce se pierde odată cu gazele de ardere la coş este direct proporţional cu αev.
Determinarea debitului real de aer de ardere se poate face cu dificultăţi când este vorba de cantităţi foarte mari în unitatea de timp. Din această cauză, coeficientul de exces de aer se poate afla în mod indirect folosindu-se compoziţia gazelor de ardere indicată de analizoare.
Analizoarele utilizate pot fi cu funcţionalitate discontinuă (la care probele se recoltează periodic) sau continuă prin aparate de panou, care indică în fiecare moment valoarea procentuală a componentei considerate în locul de prelevare (fix) al gazelor pe traseul acestora prin cazan.
Deoarece vaporii de apă din gaze condensează între punctul de prelevare şi aparatul analizor, aceste aparate indică compoziţia gazelor de ardere uscate.
2.2.3.4.1. Calculul coeficientului α prin conţinutul de CO2 din gaze Participaţia de CO2 în cazul arderii reale (α>1) este:
( ) 1001 0
20
2 ⋅−+
=VV
VCO usc
g
COusc
α
37
Dacă arderea este perfectă (α=1) atunci în relaţia anterioară al doilea termen al numitorului se anulează, iar fracţia va exprima valoarea maximă a participaţiei de CO2 ( )uscusc COCO 2max2 > .
1000
2max2 ⋅= usc
g
COusc
VV
CO
Dacă se face raportul celor două participaţii:
( ) ( ) uscg
uscg
uscg
usc
usc
VV
VVV
COCO
00
0 00
2
max2 111
−+=−+
= αα
Pentru un combustibil folosit curent, valorile uscuscg COVV max20 ,,
0 se pot
calcula fără probleme, iar dacă în acelaşi timp un analizor ne indică uscCO2 este posibilă calcularea valorii lui α din relaţia anterioară.
Deoarece pentru majoritatea combustibililor 00VV usc
g ≈ putem scrie:
usc
usc
COCO
2
max2=α (2.46.) uscCO max2 intervine ca o constantă (tabelat) pentru un anumit combustibil, iar uscCO2 este valoarea indicată de aparatul analizor.
Practic aparatul analizor, deşi măsoară participaţia de uscCO2 din gazele de ardere, este gradat direct în valori ale coeficientului de exces de aer(α).
Relaţia indică o valoare puţin mai mare pentru α deoarece am introdus aproximaţia 00
VV uscg ≈ . Abaterea este în plus cu 1% ÷ 1,8% pentru combustibilii solizi,
lichizi şi gazul natural. Erorile sunt mai mari pentru gazul de furnal care conţine mult azot.
2.2.3.4.2. Calculul coeficientuluiα prin conţinutul de O2 din gaze Participaţia de oxigen din gazele de ardere:
( )( ) 100
1121,0
1000
02
0
2 ⋅−+−
=⋅=VV
VVV
O uscg
uscg
Ousc
αα (2.47.)
Volumul de oxigen de la numărătorul fracţiei provine din excesul de aer care nu participă la ardere. Numitorul este constituit din volumul teoretic de gaze uscate rezultate prin arderea componentelor combustibile la care se adaugă excesul de aer (α-1)V0.
Similar cu calcularea lui α în funcţie de participaţia de CO2 şi în cazul oxigenului valoarea lui α rezultă din relaţia anterioară după ce în prealabil s-a calculat V0, usc
gV0
, iar un analizor ne indică participaţia momentană de O2 din gaze. Dacă se procedează la considerarea aceleiaşi aproximaţii adică 00
VV uscg ≈
rezultă din relaţia precedentă:
uscO22121−
=α (2.48.)
38
2.2.4. Triunghiul arderii (Triunghiul lui Ostwald)
În instalaţiile de ardere este necesar un control al procesului de combustie. Acest lucru se poate realiza folosindu-se o diagramă de formă triunghiulară numită triunghiul arderii (Triunghiul lui Ostwald) (Fig. 2.2.).
În acest fel se poate stabili în ce măsură arderea este completă, precum şi coeficientul de exces de aer în locul de prelevare.
Din relaţiile care stabilesc valorile coeficientului de exces de aer în funcţie de conţinutul de CO2 şi O2 din gazele de ardere (prezentate anterior), găsim:
α1
max2
2 =usc
usc
COCO
şi α11
212 −=uscO
[provenită din: uscO22121−
=α ]
Adunăm membru cu membru:
111121
2
max2
2 =−+=+αα
usc
usc
usc OCOCO
121
2
max2
2 =+usc
usc
usc OCOCO (2.49.)
Ecuaţia găsită este condiţia arderii perfecte şi reprezintă ecuaţia unei drepte „prin tăieturi” într-un sistem de axe având în abscisă procentul de oxigen în gaze, iar în ordonată procentul de CO2 din gaze [dreapta CB].
Caracteristicile punctelor de intersecţie cu axele dreptei CB, respectiv coordonatele punctelor C şi B din diagramă sunt următoarele:
( )
( )⎪⎩
⎪⎨
⎧
→
=→
gazeîn CO avemnu deci perfecta este Arderea :ticicaracteris altelului.combustibi compozitiapentru ticacaracteris valoarea CO :ordonata
1 perfecta arderea la gazedin oxigen de continutul reprezinta 0 :abscisausc2max
α
C
( )( )
⎪⎪⎪
⎩
⎪⎪⎪
⎨
⎧
→
∞=
gazein CO decontinut avemNu :ticicaracteris altegazedin CO de procentul reprezintă 0 :ordonata
21%aer din oxigen de procentulcu coincideoxigen decontinut Acest .aer de exces deinfinit coeficient
uncu ipotetica ardere o la gazedin oxigen de continutul reprezinta :abscisa
2
2
αB
Dacă prin arderea carbonului se obţine în totalitate numai CO, arderea este total
imperfectă, iar conţinutul de CO2 va fi nul. Participaţiile de CO2 şi O2 din gaze vor fi:
[ ]%'
124,22
100'
100124,22
100'
uscuscusc ggg
COusc V
C
V
C
VV
CO =⋅=⋅=
[ ]%100'
'100
'00
22 ⋅
−=⋅=
uscusc gg
Ousc V
OOVV
Oα
În relaţia ( ) uscgguscgg VVVVVuscusc 00
'' rezult ă şi 1 facem 1'' 0 ==−+= αα
39
CO=ct α=ct
Rezultă:
[ ]
[ ] [ ]
⎪⎪⎪⎪⎪
⎩
⎪⎪⎪⎪⎪
⎨
⎧
=
=−
=
=
0CO :ordonata
1 deoarece %100'
'O :abscisa
%'
124,22
CO
D
2
002usc
maxusc
0
0
αuscg
uscg
VOO
V
C
Aşadar, punctul D aflat pe abscisă indică o ardere fără exces de aer (α=1) în
care carbonul trece în totalitate în CO. Dreapta CD caracterizează domeniul în care arderea este stoechiometrică
(α=1) şi împarte triunghiul ABC în două domenii: – triunghiul CDB în care arderea se face cu exces de aer (α>1) şi – triunghiul ACD în care arderea se desfăşoară cu „subexces” de aer (α<1). Dreptele de exces de aer constant (α=ct) sunt paralele cu dreapta CD, iar cele
paralele cu dreapta CB sunt drepte de CO=ct. Utilizarea diagramei Ostwald este simplă. Din analiza gazelor de ardere se determină conţinuturile de CO2 şi O2 şi se fixează punctul pe diagramă. Se determină apoi conţinutul de CO şi valoarea luiα cu ajutorul dreptelor de CO=ct şi α=ct, care trec prin punctul respectiv. Fiecare combustibil, în funcţie de analiza sa elementară, are o diagramă de ardere diferită.
CO2[%] C
CO=0 A D B O ]/[2 oo
Fig. 2.2. Diagrama de ardere (Triunghiul lui Ostwald)
40
2.2.5. Entalpia gazelor de ardere – Diagrama I g -t Conţinutul de căldură al gazelor de ardere într-un punct pe traseul de
evacuare al acestora din cazan este dependent de compoziţia chimică a combustibilului folosit, de temperatura gazelor şi de excesul de aer în punctul considerat (α).
În principiu, entalpia gazelor rezultate prin arderea unităţii de combustibil în focar este rezultatul însumării produselor între volumul componentului şi entalpia sa. Astfel, dacă se consideră gazele de ardere ca fiind alcătuite din CO2, SO2, N2, H2O şi excedent de aer, relaţia care dă entalpia gazelor este:
( )⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡−+⋅+⋅+⋅+⋅=
combmJ
kgJViViViViViI
N
OHOHNNSOSOCOCOg 300 ;comb
122222222
α (2.50.)
Unde:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡3
N22220 m
Jaer ,,,,CO ale entalpii - ,,,,2222
OHNSOiiiii OHNSOCO
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡
combmm
kg
OHNSOVVVV
N
NN
OHNSO
3
33
22220CO
;comb
m lcombustibi de unitatii
ardereaprin rezultă careaer şi ,,,CO de volumele- ,,,,V2222
α – coeficient de exces de aer Diagrama este specifică fiecărui tip de combustibil şi are alura de mai jos:
Fig. 2.3. Diagrama I g – t a gazelor de ardere
Diagrama Ig-t este utilă pentru stabilirea temperaturii gazelor de ardere în diferite puncte ale drumului de gaze în vederea dimensionării schimbătoarelor de căldură ale cazanului şi pentru determinarea temperaturii de ardere.
41
CAPITOLUL 3
BILANŢUL INSTALAŢIEI DE CAZAN
Bilanţul energetic al cazanului constă în evidenţierea fluxurilor termice introduse în agregat (prin arderea combustibilului), a fluxurilor de căldură utile şi a cantităţilor de căldură pierdute în unitatea de timp, proprii fiecărei zone a instalaţiei. Bilanţul termic oferă posibilitatea de a se calcula randamentul cazanului şi consumul de combustibil.
Pierderile de căldură se pot exprima fie în fluxuri termice (Q′) raportate la totalul debitului de căldură produs în focar, fie în fluxuri termice (Q″) raportate la unitatea de cantitate de combustibil:
[ ]%100100"'
⋅=⋅=
••
ii QQ
BQQq (3.1.)
unde: →••
" ,' QQ fluxuri termice de pierderi ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
sJ ;
B → consum de combustibil ;3
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
sm
sKg N
Q i → putere calorică inferioară a combustibilului ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡3;Nm
JKgJ
Interpretarea acestor relaţii se realizează foarte uşor: – q reprezintă cota parte din totalul căldurii produse în unitatea de timp, în
focar ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡⋅⎥⎦
⎤⎢⎣⎡
SJ
KgJ
SKg , care se pierde într-o anumită zonă a cazanului (Q′) sau
reprezintă cota parte din căldura produsă de unitatea de combustibil arsă ( )kgmN ,3 , care se pierde într-o anumită zonă a cazanului.
Principalele surse de pierderi de căldură ale cazanului sunt următoarele: – prin gazele evacuate la coş (q2); – prin ardere incompletă chimic (q3); – prin ardere incompletă mecanic (q4); – prin căldură pierdută prin suprafeţele exterioare ale cazanului către mediul
ambiant (q5); – prin evacuarea zgurii sau cenuşii la temperatură înaltă (q6).
42
3.1. Pierderi de căldură prin gazele evacuate la coş (q2)
Se datorează temperaturii destul de ridicate a gazelor de ardere care se evacuează în atmosferă (cca 150÷290°C), conţinutul de căldură al acestora pierzându-se pentru instalaţie.
Scăderea temperaturii gazelor în vederea reducerii acestei pierderi sub valoarea punctului de rouă pentru vaporii de apă conduce la formarea acidului sulfuric care corodează suprafeţele finale ale cazanului.
[ ] [ ]%100)(),(102 ⋅−= tItI
Qq acccg
i
αα (3.2.)
),( ccg tI α – entalpia gazelor de ardere la temperatura şi coeficientul de exces
de aer la coş ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡bilkgcombusti
J ;
t0 – temperatura ambiantă;
Ia(t0) – entalpia aerului la temperatura ambiantă t0 ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡bilkgcombusti
J .
Termenul αcIa(t0) reprezintă entalpia aerului ambiant. Se poate înlocui în calcule, fără a constitui o abatere importantă, cu Ig(t0,αc), reprezentând entalpia gazelor de ardere la temperatura ambiantă (t0) şi coeficientul de exces de aer de la coş (αc).
3.2. Pierderi de căldură prin ardere incompletă din punct de vedere
chimic (q3) Arderea incompletă conduce la apariţia în gazele de ardere a unor
componente combustibile care ar fi putut să cedeze căldura în cazan şi care pot fi decelate cu ajutorul analizoarelor de gaze.
Aceste componente ar putea fi: oxidul de carbon (CO), hidrogenul (H2), metanul (CH4) sau alte hidrocarburi saturate (notate generic cu CmHn).
( ) [ ]%100144223 ⋅⋅⋅+⋅+⋅+⋅= ∑ guscHCHCCHCHHHCOCO
i
VQVQVQVQVQ
qnmnm
(3.3.)
unde: Q i – putere calorică inferioară a combustibilului ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡3;Nm
JkgJ
nmHCCHHCO VVVV ,,,42
– volume de CO, H2, CH4, CmHn în gazele de ardere
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡lcombustibikg
componentmgazoscombm
componentm N
N
N
;
.
3
3
3
nmHCCHHCO QQQQ ,,,42
– puterile calorice inferioare ale fiecărui component
din gazele de ardere ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡componentm
J
N3
43
Vg usc – volumul de gaze uscate rezultat prin arderea unităţii de combustibil
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡combmm
combkgm
N
NN3
33
;.
Pierderea de căldură q3 se mai poate exprima şi în funcţie de participaţiile procentuale ale componentelor gazoase combustibile în gazele de ardere.
Se reaminteşte relaţia de definiţie a participaţiei procentuale:
usc usc 100
100 gCOg
CO VCOVVV
CO ⋅=→⋅=
Expresiile volumelor rezultate din relaţia de definiţie a participaţiei se introduc în q3:
[ ]%100100100100100
14
4
2
23 ⋅⋅⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅+⋅+⋅+⋅= ∑ guscHC
HCCH
CHHco
i
VQV
QV
QHQCOQ
qnm
nm (3.4.)
3.3. Pierderi de căldură prin ardere incompletă mecanic (q4)
Acest tip de pierdere de căldură este proprie combustibililor solizi şi se datorează sustragerii de la ardere a unor cantităţi de combustibil care:
– cad printre barele grătarului (la arderea pe grătar); – sunt înglobate în zgură şi cenuşă fiind evacuate odată cu aceste
produse; – sunt antrenate de gazele de ardere şi se evacuează pe coş.
Pentru determinarea pierderilor de căldură prin ardere incompletă mecanic este necesară stabilirea următoarelor notaţii:
Q 4 – cantitatea de căldură ce se pierde prin ardere incompletă mecanic la
fiecare kilogram de cărbune introdus în cazan ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡combkgJ
.
czQ4 – cantitatea de căldură ce se pierde prin nearderea combustibilului căzut
printre barele grătarului şi a celui înglobat în zgură şi cenuşă ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡combkgJ
.
antQ4 – cantitatea de căldură ce se pierde prin nearderea combustibilului
antrenat de către gazele de ardere ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡combkgJ
.
Mcz, Mant – debite de substanţă căzută şi respectiv antrenată de gaze ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
skg
Ccz, Cant – procente de carbon din substanţa căzută, respectiv antrenată [%] Acz, Aant – procente de cenuşă din substanţa căzută, respectiv antrenată [%] acz, aant – fracţie de cenuşă căzută şi respectiv antrenată de gaze [acz + aant = 1]
Qc – putere calorică a carbonului ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡kgJ
44
Pierderea procentuală este:
[ ]antcz
antczant
i
cz
i
QQQ
qqQQ
QQQq
444
44444
4
:deoarece
100100
100100
+=
+=⋅+⋅=⋅= (3.5.)
Căldura pierdută prin căderea unor mici cantităţi din combustibil se poate scrie:
cczczcz Q
BMCQ ⋅⋅⋅=
11004 ⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡combkgJ
Cantitatea de carbon din substanţa căzută în
unitatea de timp ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
scarbon kg
Cantitatea de carbon căzută la fiecare kg de cărbune introdus
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡comb kg
carbon kg
Pierderea de căldură cauzată de nearderea unei părţi din combustibilul căzut în pâlnia focarului la fiecare
kilogram de combustibil introdus ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡comb kgJ
Cantităţile de cenuşă căzute în unitatea de timp pot fi exprimate în două
moduri:
czcz
cz MA
BAa ⋅=⋅⋅100100
cantitatea de cenuşă căzută cantitatea de cenuşă din totalul cenuşii rezultate căzută în unitatea de timp
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡. .
.combkg
cazutacenusakg ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
scazutacenusakg
cantitatea de cenuşă
căzută în unitatea de timp
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
scazutacenusakg
Din ultimele două relaţii eliminăm fracţia B
M cz , rezultă cz
czcczcz
AAaQ
CQ ⋅⋅⋅=
1004
dar: czcz CA −= 100
45
ccz
czcz
cz QAC
CaQ ⋅⋅
−⋅=
1001004
Similar se arată că: cant
antant
ant QAC
CaQ ⋅⋅
−⋅=
1001004
Rezultă:
[ ]% 100100100100
10044 ⋅
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡−
⋅+−
⋅⋅=⋅=
i
ant
antant
cz
czczc
i QC
Ca
CC
aQA
QQq (3.6.)
Pierderea de căldură prin ardere incompletă mecanic se situează de obicei
între 2÷4%. Din cauza determinării anevoioase se utilizează valori din literatura de specialitate determinate pe bază de calcule şi experimentări practice. Astfel, valorile pentru azg şi aant în diferite situaţii, sunt:
Tabelul 3.1.
Tip de ardere zga anta – ardere în suspensie cu evacuarea zgurii în stare solidă
0,1 0,9
– ardere în suspensie cu evacuarea zgurii în stare lichidă
0,7 0,3
– ardere pe grătar 0,9 0,1
3.4. Pierderi de căldură prin pereţii cazanului către mediul ambiant (q5) Suprafeţele exterioare ale cazanului sunt mai calde decât nivelul termic al
mediului ambiant. Din această cauză apare o cedare de căldură prin convecţie şi prin radiaţie care se consideră ca o pierdere de energie pentru instalaţie. Determinarea exactă a acestei pierderi este extrem de complicată şi, ca urmare, ea se stabileşte pe baza unor valori stabilite experimental.
Pierderea procentuală de căldură prin pereţi către exterior este în funcţie de debitul cazanului; la creşterea debitului, valoarea lui q5 scade.
[ ]%1001
5 ⋅Δ= ∑ jjji
tKFBQ
q (3.7.)
Fj – suprafeţe ale cazanului în contact cu aerul exterior [m2];
Kj – coeficienţi de transfer termic global aferenţi fiecărei suprafeţe ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
KmW
2 ;
Δtj – diferenţa între temperatura fiecărei suprafeţe şi temperatura ambiantă [˚C];
46
B – consum de combustibil ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
skg ;
Q i – putere calorică inferioară a combustibilului ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡kgJ .
3.5. Pierderi de căldură prin evacuarea zgurii şi cenuşii din focar (q6) Este o pierdere specifică utilizării combustibililor solizi. Se impune la
calcularea randamentului, în special la arderea cu evacuare lichidă a cenuşii şi la arderea în strat pe grătar a cărbunilor care au conţinut ridicat de masă minerală.
[ ]%100100
16 ⋅⋅⋅⋅⋅= zgzgcz
i
tcAaQ
q (3.8.)
Masă de cenuşă căzută raportată la 1 kg combustibil
ac – fracţie de cenuşă care cade în pâlnia focarului ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡produsa cenusa kgcazuta cenusa kg
czg – căldura specifică a zgurii ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡Kkg
J
tzg – temperatura de evacuare a zgurii [˚C] N.B.
100A – reprezintă cantitatea de cenuşă rezultată prin arderea unui
kilogram de cărbune ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡comb. kg
cenusa kg
Temperatura de ardere a zgurii în stare solidă este de circa 870 K, iar pentru starea lichidă temperatura trebuie să depăşească cu 100˚C nivelul de topire al cenuşii.
3.6. Bilanţul analitic al cazanului Bilanţul analitic al cazanului constă în egalarea debitului util de căldură cu
cel introdus din care se scad pierderile.
Fig. 3.1. Variaţia temperaturii şi a entalpiei gazelor de ardere în cazan
47
Notaţiile sunt următoarele:
Dab – debit de abur supraîncălzit la utilizator ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
skg ;
Dsi – debit de abur saturat pentru servicii interne ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
skg ;
Dp – debit de apă la purje ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
skg ;
i” – entalpia aburului saturat ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡kgJ ;
i’ – entalpia aburului în stare de saturaţie pentru purje ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡kgJ ;
iab – entalpia aburului supraîncălzit la utilizator ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡kgJ ;
ial, iec – entalpia apei de alimentare la intrarea şi respectiv ieşirea din
economizor ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡kgJ ;
1
I 0 – entalpia teoretică a gazelor de ardere în focar )1 ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
N3mJ;
comb kgJ ;
If – entalpia gazelor de ardere la finele focarului ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
N3mJ;
comb kgJ ;
Isf – entalpia gazelor de ardere după sistemul fierbător convectiv
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
N3mJ;
comb kgJ
Isi – entalpia gazelor de ardere după supraîncălzitor ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
N3mJ;
comb kgJ ;
Iec – entalpia gazelor de ardere după economizor ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
N3mJ;
comb kgJ ;
Ipa – entalpia gazelor de ardere după preîncălzitorul de aer ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
N3mJ;
comb kgJ ;
tf, tsf, tsi, tec, tpa – temperaturile gazelor de ardere la finele focarului, după sistemul fierbător convectiv, după supraîncălzitor, după economizor, după preîncălzitorul de aer [˚C];
αf, αsf, αsi, αec, αpa – coeficienţii de exces de aer în punctele indicate în schemă. 1 cantitatea de căldură conţinută într-un volum de gaze rezultat prin arderea a 1 m3
N de combustibil gazos sau 1 kg combustibil lichid sau solid.
48
[ ]
[ ]
[ ]
[ ]Waer de toruluipreincalziaferent cflux termi -
W uluieconomizoraferent cflux termi -
W zitoruluisupraincalaferent cflux termi -
Wfocar in produsradiant cflux termi -
pa
ec
si
sfr
Q
Q
Q
Q
•
•
•
•
tpa – temperatura aerului introdus în focar după trecerea prin preîncălzitorul de aer [˚C];
ta – temperatura ambiantă a aerului introdus în preîncălzitorul de aer [˚C];
C p aer – căldura specifică medie a aerului la presiune constantă ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
KmJ
N3 .
Tabel 3.2. Bilanţul analitic al cazanului Flux termic introdus şi pierderi Flux termic util Observaţii
BQi iQqB ⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ −
1001 4*
(Dab+Dsi+Dp)(i′-ial)+ +(Dab+Dsi)(i”- i′)
Sistem fierbător şi economizor
2
•
−Q 100
2qBQi−
3
•
−Q 100
3qBQi−
5
•
−Q 1005qBQi−
6
•
−Q 1006qBQi−
Dab(iab-i”)
Supraîncălzitor
paQ•
)(0 apaarf ttCpVB −⋅⋅α paQ
•
Preîncălzitor de aer
B* – debit de combustibil introdus în cazan ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡s
ms
kg N3
;
B – debit de combustibil supus arderii [după căderea unei cantităţi printre
barele grătarului – cu referire exclusivă la combustibilul solid] ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
skg
Qi – puterea calorică a combustibilului ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡3;Nm
JkgJ
Trebuie specificat că purja cazanului exprimată prin debitul de purje (Dp) constă în îndepărtarea din tamburul cazanului – periodic sau continuu – a unei cantităţi de apă în stare de saturaţie având un conţinut mare de săruri. Această salinitate ridicată se datorează aportului de săruri conţinut în apa de alimentare şi care nu sunt antrenate odată cu aburul către consumator. Debitul de abur pentru servicii interne Dsi reprezintă o cantitate de abur în stare de saturaţie utilizat pentru nevoi legate de funcţionarea cazanului (ex: antrenarea cu turbină de abur a pompei de alimentare a cazanului etc.).
49
3.7. Bilanţurile parţiale ale suprafeţelor de schimb de căldură Acest bilanţ se efectuează pe fiecare suprafaţă de schimb de căldură a
cazanului şi permite stabilirea entalpiilor şi temperaturilor pe traseul de gaze prin intermediul diagramei I g -t.
Scopul final al acestor calcule este dimensionarea schimbătoarelor de căldură din interiorul cazanului, cunoscându-se (la fel ca la schimbătoarele obişnuite de căldură) temperaturile gazelor de ardere înainte şi după fascicolul schimbător de căldură.
Dacă ne raportăm la schiţa din fig. 3.1. putem să evidenţiem variaţia coeficientului de exces de aer de-a lungul traseului de gaze. Această creştere a coeficientului este cauzată de pătrunderea de aer din exterior prin neetanşeităţile cazanului (aer fals), fiind favorizate de depresiunea existentă pe traseul de gaze.
Variaţia coeficientului de exces de aer α este următoarea: − în focar (la sfârşitul focarului): αf − după sistemul fierbător convectiv: αsf=αf+Δαsf − după supraîncălzitor: αsi=αsf+Δαsi − după economizor: αec=αsi+Δαec − după preîncălzitorul de aer: αpa=αec+Δαpa Toate valorile pentru Δα corespunzătoare diverselor suprafeţe sunt tabelate.
Tabel 3.3. Creşterea excesului de aer din cazan Locul de pătrundere Δα
Focare tip cameră Focare cu grătar Primul fascicul fierbător (la cazane mici) Al doilea fascicul fierbător (id) Supraîncălzitor Economizor într-o singură treaptă Economizor în două trepte Preîncălzitor de aer din ţevi Preîncălzitor de aer cu buzunare Preîncălzitor de aer rotativ Instalaţie de separare a cenuşii volante
0,05 0,1
0,05 0,1 0,05 0,03 0,04 0,05 0,07 0,2
0,05 – 0,1 În focar, procesul termic este considerat a se desfăşura teoretic în două faze
succesive: – Faza I: arderea combustibilului realizată într-un proces adiabatic, rezultând
gaze cu o entalpie teoretică de ardere I0 şi o temperatură teoretică de ardere t0.
50
– Faza II: cedarea către sistemul fierbător radiant a unei cantităţi de căldură Qsfr. Entalpia teoretică I0 se determină ţinându-se seama de aportul de căldură al combustibilului, al aerului de ardere şi de pierderile care au loc în focar. Se calculează relativ la cantitatea de gaze care rezultă prin arderea unui kilogram de combustibil solid sau lichid sau a unui 3
Nm de combustibil gazos care arde în focar.
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡+−−−=
comb )
1001001001( 643
0 kgJIaqqqQI tpfi α ⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡combmJ
N 3 (3.9.)
)100100100
1( 643 qqqQi −−− – cantitatea de căldură produsă de combustibil în focar
din care s-au scăzut pierderile; tpf Iaα – cantitatea de căldură aportată de aerul preîncălzit.
După găsirea valorii I0, din diagrama I-t se determină temperatura teoretică de ardere t0.
Temperatura tf înainte de fascicolul convectiv se stabileşte în funcţie de rezistenţa materialului refractar şi condiţiile economice. Aşadar, ea se impune.
În focar, fluxul de căldură care se preia prin radiaţie.
( ) [ ]WBqIIQ f 100
1 50 ⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ −−=
∗
(3.10.)
Sistemul fierbător în ansamblu trebuie să primească:
[ ]WiiDiiDiiDQ ecsiecpecabsf )()()( ''''' −+−+−=•
(3.11.) În aceste condiţii, sistemul fierbător convectiv va prelua diferenţa:
sfrsfsfc QQQ•••
+= (3.12.) Valoarea fluxului termic dată de relaţia de mai sus reprezintă debitul termic
preluat de agentul termic care circulă prin ţevi (apă, emulsie apă-abur). În exteriorul ţevilor sistemului fierbător convectiv gazele de ardere cedează
fluxul termic: BIIIqQ atasfsffsfc ))(100
1( 5 αΔ+−−=•
(3.13.)
Evident, cele două valori trebuie să fie egale: BIIIqQQQ atasfsffsfrsfsfc ))(
1001( 5 αΔ+−−=−=
•••
Relaţie din care rezultă Isf:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡Δ+
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
−=.
;
1001
35 kgcomb
JmJIa
qB
QII
Ntasf
sfcfsf α (3.14.)
Din diagrama I g – t rezultă temperatura corespunzătoare: Isf Diagrama I g – t tsf
51
3.7.1. Bilanţul termic la supraîncălzitor Urmând acelaşi mod de gândire, obţinem:
( ) abur de parte pe '' →−=•
iiDQ ababsi (3.15.)
( ) gaze de parte pe 100
1Q 5 →Δ+−⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −=
•
BIIIqatasisisfsi α (3.16.)
Din egalarea fluxului de căldură cedat cu cel primit obţinem valoarea Isi:
( ) ( )BIIIqiiD atasisisfabab αΔ+−⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −=−
1001 5''
( )atasi
ababsfsi I
qB
iiDII αΔ+⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
−−=
1001 5
''
(3.17.)
Din diagrama I g – t obţinem temperatura corespunzătoare: Isi Diagrama I g – t tsi 3.7.2. Bilanţul termic la economizor
( )( ) apă de parte pe →−++=•
alecpsiabec iiDDDQ (3.18.)
( ) gaze de parte pe 100
1 5 →Δ+−⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −=
•
BIIIqQ ataececsiec α (3.19.)
Egalăm fluxurile de căldură:
( )( ) ( )BIIIqiiDDD ataececsialecpsiab αΔ+−⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −=−++
1001 5
Rezultă Iec: ( )( )
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡Δ+
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
−++−=
combmJ
combkgJI
qB
iiDDDII
Nataec
alecpsiabsiec
;
1001
35
α (3.20.)
Din diagrama I g – t obţinem temperatura tec: I ec Diagrama I g – t t ec 3.7.3. Bilanţul termic la preîncălzitorul de aer Ecuaţiile de bilanţ termic sunt:
( ) aer de parte pe →−=•
BIIQ ataatpfpa α (3.21.)
( ) gaze de parte pe 100
1 5 →Δ+−⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −=
•
BIIIqQ atapapaecpa α (3.22.)
Egalăm fluxurile de căldură:
( ) ( ) 100
1 5 BIIIqBII atapapaecataatpaf αα Δ+−⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −=−
52
Rezultă:
( )
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡Δ+
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
−−=
combmJ
combkgJI
qII
IIN
atapaataatpaf
ecpa ;
100
13
5
αα
(3.23.)
Din diagrama I g – t se găseşte tpa: I pa Diagrama I g – t t pa Închiderea bilanţului se verifică dacă se obţine tpa ≈ tcoş 3.8. Randamentul indirect al cazanului Fiind cunoscute pierderile energetice ale cazanului se poate determina un
randament brut al acestuia: η = 100 – (q2 + q3 + q4 + q5 + q6) (3.23.) Randamentul poate fi calculat mai precis ţinându-se seama de pierderile
cazanului produse prin servicii interne (pompe de alimentare, evacuare gaze, alimentare cu aer etc.) şi este diferenţiat în funcţie de natura combustibilului şi felul cazanului:
Tabel 3.4. Randamente uzuale RANDAMENT [%]
Tip cazan Combustibil superior Lignit
Cazane mici fără suprafeţe auxiliare 80 – 85 50 – 60
Cazane mijlocii cu suprafeţe auxiliare 85 – 90 60 – 70
Cazane mari 88 – 92 85 – 90
3.9. Consumul de combustibil
Consumul de combustibil se determină din relaţia de bilanţ:
iu QBQ••
= * η (3.24.)
Unde: uQ•
– reprezintă căldura utilă produsă de cazan: ( ) ( ) ( )[ ]WiiDiiDiiDQ alpalsialababu ''' −+−+−= (3.25.)
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡s
mlcombustibideconsumB N3
* ;s
kg -
Qi – putere calorică inferioară a combustibilului ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡3;
kgJ
NmJ
Rezultă: i
u
QQBη
•
=* (3.26.)
Debitul de combustibil ars efectiv: ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −=
1001 4* qBB (3.27.)
53
CAPITOLUL 4
FOCARE
Focarul constă într-o cameră aferentă a cazanului în care se produce combinarea chimică a oxigenului din aerul de ardere cu elementele combustibile. Funcţiile principale ale focarului sunt:
− asigurarea condiţiilor fizico-chimice ale arderii, respectiv amestecarea intimă a combustibilului cu aerul de ardere, evacuarea gazelor de ardere, realizarea temperaturii de aprindere, menţinerea procesului de ardere;
− eliberarea deşeurilor necombustibile; − realizarea transferului termic prin radiaţie între flacără şi gazele fierbinţi
pe de o parte şi suprafeţele de încălzire amplasate în focar pe de altă parte. Aerul necesar arderii care este introdus în spaţiul focarului poate fi: − aer primar – aer introdus odată cu combustibilul şi în amestec omogen cu
acesta; − aer secundar – aer introdus suplimentar pentru asigurarea arderii complete
şi pentru menţinerea temperaturii de ardere.
4.1. Clasificarea focarelor Principalul criteriu de clasificare a focarelor este natura combustibilului
folosit. Distingem: A. focare pentru combustibil solid:
1) focare cu ardere în strat (pe grătar); 2) focare cu ardere în suspensie (combustibil pulverizat); 3) focare cu ardere în strat fluidizat.
B. focare pentru combustibil lichid. C. focare pentru combustibil gazos.
Alte criterii de clasificare a focarelor vizează: A. Forma
1) focare tip cameră; 2) focare tunel:
a) largi;
54
b) înguste. B. Poziţia focarului faţă de suprafeţele de preluare a căldurii:
1) interioare; 2) exterioare.
C. Gradul de răscolire (la arderea pe grătar): 1) fără răscolire; 2) cu răscolire slabă; 3) cu răscolire puternică.
4.2. Indicii de caracterizare a focarelor
Aceşti indici servesc pentru aprecierea comparativă a focarelor: a) elasticitatea focarului indică limitele de sarcină între care poate
funcţiona focarul fără a se afecta calitatea arderii. Se exprimă prin raportul dintre sarcina maximă şi cea minimă a focarului.
b) încărcarea termică volumetrică (qv)
f
acv V
QQq••
+= (4.1.)
unde:
cQ•
– fluxul de căldură produs de arderea combustibilului [J/s];
aQ•
– fluxul de căldură introdus cu aerul de ardere [J/s]; Vf – volumul focarului [m3]. Încărcările termice volumetrice pot creşte foarte mult în situaţiile în care
arderea este intensificată (la focare cu ardere sub presiune sau acolo unde combustibilul arde în curent puternic turbionat). În asemenea situaţii, prima la cazanul Velox şi a doua întâlnită la focarul ciclon, materialele utilizate trebuie să reziste termic la fluxuri calorice foarte ridicate. Invers, există posibilitatea scăderii sub nivelele uzuale ale încărcărilor termice când în focar sunt amplasate mari suprafeţe de schimb de căldură prin radiaţie.
c) încărcarea termică a grătarului (qg)
g
ac
SQQ
qg
••
+= (4.2.)
Se defineşte ca raportul între fluxul de căldură produs de arderea combustibilului pe grătar şi suprafaţa acestuia (Sg).
Semnificaţia notaţiilor este aceeaşi cu cea de la încărcarea volumetrică. d) cifra de evacuare a focarului exprimă gradul de ecranare cu ţevi a
pereţilor focarului.
per
r
FF
=ψ (4.3.)
55
unde: Fr – suprafaţa de preluare a radiaţiei [m2] Fper – suprafaţa totală a pereţilor focarului [m2] Dacă valoarea ψ este ridicată, schimbul de căldură în focar se realizează
preponderent prin radiaţie. Se poate face observaţia că o ecranare masivă a focarului cu ţevi – ecran etanş – conduce la o temperatură scăzută în interior cu consecinţe nefaste asupra stabilităţii arderii combustibilului.
e) randamentul focarului evidenţiază calitatea acestuia ţinând cont de pierderile energetice care au loc aici: q3 (pierderi prin ardere incompletă chimic); q4 (pierderi prin ardere incompletă mecanic); q5f (pierderi de căldură radiante prin zidăria aferentă focarului).
Astfel, randamentul focarului se poate scrie: η=100-(q3+q4+q5f) [%] (4.4.)
4.3. Focare cu grătar Deşi cazanele moderne sunt echipate cu focare pentru cărbune pulverizat,
grătarele se întâlnesc încă la cazane mai mici şi mai vechi. Deosebim următoarele tipuri de focare cu grătar:
− cu ardere în strat liniştit; − cu răscolire slabă; − cu răscolire puternică.
Constructiv, barele de grătar sunt confecţionate din fontă refractară şi în general nealiată. Secţiunea transversală a acestora este în formă de trapez isoscel cu baza mare în sus. Aceste bare sunt dotate cu nervuri de distanţare şi uneori cu nervuri de răcire.
Focarele cu grătar permit arderea combustibilului în strat, repartizarea aerului necesar arderii şi evacuarea zgurii şi cenuşii.
În general, combustibilul utilizat este cărbunele, dar există şi cazuri când se ard deşeuri de lemn.
4.3.1. Focare cu ardere în strat liniştit
1 – buncăr de cărbune 2 – limitator de strat 3 – role de antrenare 4 – intrare aer 5 – strat de cărbune 6 – zăvor de zgură 7 – grătar 8 – debitul de aer pe zone de
insuflare în focar 9 – puţul de zgură
56
Constructiv, barele de grătar (7) sunt prinse pe lanţuri purtătoare (la grătare cu lăţimea peste 3 m) şi sunt antrenate de roţi dinţate motoare cu viteză de înaintare de 0,5–0,6 cm/s.
La ieşirea din buncărul de combustibil există dispozitivul de limitare a stratului (2) cu rolul de a stabili grosimea stratului de cărbune la o valoare convenabilă.
La ieşirea aparatului de ardere se află amplasat zăvorul de zgură (6) cu rolul de a împiedica intrarea aerului fals în spaţiul de ardere. Este constituit din plăci alăturate independente pentru a urmări neregularităţile stratului de cărbune. Funcţionarea este simplă. Cărbunele cade din buncăr şi se aşterne pe grătar în strat limitat datorită dispozitivului (2). Arderea trebuie să se încheie după parcurgerea întregii camere de ardere. Din această cauză, viteza de rulare a grătarului trebuie corelată strict cu grosimea stratului de cărbune care la rândul său nu trebuie să depăşească o anumită valoare pentru a permite aerului de ardere să-l străbată în bune condiţii. Zgura rezultată pe grătar în urma arderii trebuie dirijată către puţul zgurii (9), trebuie specificat că aerul necesar combustiei este introdus printre barele de grătar (4) pe nivele de debit diferit repartizate în funcţie de zona de ardere, aşa cum se arată în fig. 4.1. (8).
Grătarul rulant este indicat a fi folosit pentru cărbune: − cu granulaţie sub 40 mm; − umiditate sub 20%; − conţinut mare de materii volatile; − cenuşă cu punct de înmuiere ridicat.
4.3.2. Focare cu răscolire slabă În scopul arderii cărbunelui cu o putere calorică mică având granulaţie
neuniformă şi cu cenuşă având temperatură scăzută de înmuiere se utilizează focarul cu grătar cu împingere directă.
Fig. 4.2. Focar cu grătar cu împingere directă
1 – bare de grătar; 2 – cadru mobil; 3 – motor de acţionare; 4 – aer de ardere; 5 – puţ de zgură; 6 – boltă de întoarcere; 7 – buncăr de combustibil.
57
Constructiv, barele din două în două sunt mobile şi acţionate de un motor. Celelalte bare sunt fixe. Există şi varianta în care barele sunt cuplate la două motoare diferite executând mişcări în sensuri opuse. Aerul (4) este introdus printre barele de grătar având debite diferite pe zone, similar cu situaţia arătată la grătarul cu ardere liniştită. Bolta superioară a focarului numită boltă de întoarcere (6), prin construcţia sa, facilitează dirijarea gazelor de ardere fierbinţi către zona de intrare a cărbunelui pe grătar. În acest mod are loc un proces de uscare şi degajare a volatilelor din combustibil. Funcţionarea grătarului cu împingere directă are asemănări cu cea a grătarului cu ardere liniştită. După intrarea combustibilului din buncăr (7) pe barele de grătar (1) şi stabilirea unei grosimi limitate, înaintarea pe planul înclinat se realizează sub acţiunea a două forţe care acţionează asupra particulei de combustibil: forţa de greutate şi forţa care ia naştere prin mişcarea orizontală a barelor. Rezultanta va fi dirijată paralel cu planul înclinat.
Odată cu deplasarea combustibilului are loc şi un proces de răscolire al stratului. Arderea particulei de combustibil trebuie să fie încheiată atunci când aceasta ajunge la capătul grătarului (în zona puţului de zgură).
Focarul cu grătar cu împingere directă este indicat pentru arderea cărbunilor bruni şi a lignitului (putere calorică 9.000–11.000 KJ/kg), cu un conţinut de umiditate relativ ridicat.
4.3.3. Focare cu răscolire puternică Reprezentantul acestui tip de focar este cel echipat cu grătar cu împingere
răsturnată.
Fig. 4.3. Focar cu grătar cu împingere răsturnată 1 – buncăr de cărbune; 2 – dozator de combustibil; 3 – cilindru de zgură;
4 – puţ de zgură; 5 – intrare aer; 6 – bolta de întoarcere; 7 – bolta anterioară.
58
Constructiv, acest tip de grătar este alcătuit din bare mobile orientate oblic spre înapoi (22°–25° faţă de orizontală), având mişcări alternative. Fiecare rând se deplasează în sens contrar rândurilor cu care se învecinează.
Pătrunderea aerului de ardere se realizează la fel ca şi la celelalte focare cu grătar şi anume pe sub bare, în debite reglate după faza de ardere a zonei de grătar. Cursa barelor şi perioada unei curse complete influenţează gradul de răscolire a stratului şi variază în funcţie de sortul de cărbune utilizat.
Funcţionarea acestui tip de grătar prezintă unele particularităţi. Astfel, în timpul arderii, bucăţile mici de combustibil care sunt în contact cu barele au o deplasare către partea superioară a grătarului cauzată de mişcarea barelor, concomitent cu alunecarea în jos sub efectul gravitaţiei a bucăţilor mai mari de la suprafaţa stratului. În acest mod, particulele care au ars parţial asigură uscarea şi aprinderea combustibilului proaspăt sosit din buncăr.
O altă particularitate a acestui tip de grătar o reprezintă bolta de întoarcere ce acoperă cca 2/3 din lungimea grătarului. Rolul ei este deosebit de important, mai ales la ardere unor cărbuni cu umiditate mare. Gazele fierbinţi rezultate în urma arderii sunt dirijate prin intermediul acestei bolţi către zona anterioară a focarului, contribuind la pregătirea pentru ardere a combustibilului aflat pe prima porţiune de grătar. De asemenea, bolta de întoarcere menţine în zona de ardere un regim de temperatură ridicat care contribuie la stabilitatea arderii pe grătar. După arderea combustibilului, zgura şi cenuşa rezultate sunt preluate de cilindrul de zgură (3) de la sfârşitul grătarului şi trimise în puţul de zgură (4) unde se produce sfărâmarea şi evacuarea acestor produse de ardere.
Grătarul cu împingere răsturnată este indicat pentru arderea ligniţilor inferiori la cazane având un debit de abur de maxim 10 t/h sau un debit de apă fierbinte de maxim 10 Gcal/h.
4.4. Focare cu arzătoare Acest tip de focare sunt utilizate pe larg atât la cazanele mici, cât şi la
cazanele energetice de putere mare atât pentru arderea combustibilului solid în stare de suspensie (praf de cărbune), cât şi la arderea combustibilului lichid sau gazos. Focarele cu arzătoare se utilizează la arderea cu depresiune, dar există şi cazuri când arderea se desfăşoară în condiţii de suprapresiune.
Acestea din urmă prezintă următoarele avantaje: − volum mai mic; − posibilitatea unor încărcări termice ridicate; − dispariţia ventilatoarelor de gaze de ardere; − evitarea pătrunderii de aer fals; − realizarea unei izolaţii uşoare.
59
Fig. 4.4. Durata arderii cărbunelui pulverizat a – durata arderii în funcţie de granulaţie la un exces de aer α=1,25; b – coeficientul de corecţie a duratei de ardere (k) pentru diverse excese de aer; µ – granulaţia cărbunelui (mm); t – durata arderii complete a unei particule de cărbune (s); 1 – cărbune brun; 2 – cocs; 3 – huilă grasă; 4 – huilă slabă.
Pentru obţinerea acestor avantaje este necesară asigurarea unei etanşeităţi foarte bune a focarului. O soluţie în acest sens o constituie focarul cu învelitoare membrană la care ţevile sunt montate fără distanţă între ele sau focarele cu pereţi membrană unde ţevile sunt prevăzute cu aripioare sudate între ele.
4.4.1. Focare pentru arderea cărbunelui pulverizat Focarele cu arzătoare pentru cărbune pulverizat prezintă următoarele avantaje
faţă de focarele cu grătar: − posibilitatea de a echipa cazane cu debite mari; − posibilitatea de ardere a unui cărbune cu putere calorică scăzută; − randament al arderii superior; − permit o creştere mare a temperaturii de preîncălzire a aerului de ardere; − gabarit redus pentru acelaşi debit de abur al cazanului; − consum specific de metal mai mic decât la cazanele cu grătar; − exploatarea este mai simplă şi se pretează mai uşor la reglaj şi
automatizare; − permit o elasticitate mai mare la alimentarea cu combustibil când au loc
variaţiile de sarcină. Dezavantaje: − putere relativ mare consumată de instalaţiile de preparare a prafului de
cărbune şi de insuflare în focar; − uzură importantă a instalaţiilor amintite mai sus, necesitând un volum
mare de reparaţii; − necesitatea echipării cazanelor cu instalaţii costisitoare de desprăfuire.
După măcinarea cărbunelui brut în mori, praful de cărbune este adus în focar prin arzătoare în stare amestecată cu o cantitate de aer (aer primar). Pentru completarea cantităţii necesare de aer pentru ardere, în focar se mai introduce separat încă un volum de aer numit aer secundar. Între mărimea focarului şi dimensiunile particulelor de cărbune există o strânsă legătură.
60
Dimensiunile camerei de ardere sunt stabilite prin proiectare astfel încât să se poată arde complet majoritatea particulelor care alcătuiesc masa de praf. Amplasarea arzătoarelor se stabileşte în aşa fel încât să fie utilizat la maxim volumul focarului, iar traiectoria particulei să fie suficient de lungă pentru a putea să ardă complet.
Timpul de ardere al unei particule de cărbune depinde de mărimea acesteia, de conţinutul de materii volatile şi variază invers proporţional cu excesul de aer, temperatura medie din focar şi viteza de plutire a particulei (diferenţa între viteza de deplasare a particulei în camera de ardere şi viteza aerului). În vederea unei aprinderi uşoare şi a unei arderi intensificate cu viteză mare se procedează astfel:
− granulaţia combustibilului se micşorează prin mărimea fineţii de măcinare (se ţine însă cont de scumpirea exploatării morilor prin creşterea consumului de energie şi scăderea debitului de cărbune);
− mărirea vitezei de plutire prin insuflarea amestecului aer – cărbune cu viteză mare. Creşterea vitezei de insuflare nu trebuie să fie totuşi prea mare pentru a nu crea o flacără lungă cu posibilitatea de rupere a acesteia de arzător (când viteza de înaintare a amestecului este superioară vitezei de ardere);
− insuflarea aerului secundar cu o viteză crescută. În acest fel, aerul pătrunde mai uşor în masa de gaze degajate de arderea particulelor mici şi înconjoară mai uşor particulele mari. Pe lângă creşterea vitezei se procedează şi la o divizare a vânei de aer, în scopul creşterii eficienţei de aerare a particulelor de combustibil. Procedura se utilizează atât pentru aerul primar, cât şi pentru cel secundar. În plus, arzătorul este construit astfel încât la ieşire să imprime o mişcare de rotaţie aerului (sau amestecului aer–combustibil);
− creşterea concentraţiei de praf de cărbune în aerul insuflat şi mărirea temperaturii acestui aer primar. Aplicarea acestui procedeu este limitată de pericolul de autoaprindere a amestecului praf de cărbune – aer în tubulatura de transport şi întoarcerea flăcării (când viteza de ardere devine mai mare decât viteza de insuflare a amestecului combustibil);
− creşterea temperaturii aerului secundar; Amplasarea arzătoarelor urmăreşte mai întâi o utilizare maximă a volumului
camerei de ardere şi o traiectorie suficient de lungă a particulei de cărbune. Pentru cazane medii, arzătoarele pot fi aşezate în colţuri (figura 4.5.)
Fig. 4.5. Amplasarea arzătoarelor în colţuri
61
În acest mod, flacăra şi masa de gaze capătă o mişcare circulară ce favorizează omogenizarea mai bună a amestecului între combustibil şi aer, un schimb termic mai eficient şi o separare uşoară a zgurii de pereţi.
La cazane foarte mari se pot obţine aceleaşi rezultate fără a se modifica secţiunea focarului. O astfel de situaţie este arătată în figura 4.6.
Fig. 4.6. Focar cu insuflare tangenţială Soluţia arătată anterior se aplică în general pentru cazane energetice mari. În
situaţiile unor cazane mici şi medii arzătoarele se dispun frontal sau faţă în faţă.
Fig. 4.7. Amplasarea arzătoarelor a – amplasare frontală; b – amplasare frontală şi superioară;
c – arzătoare cu flacără în formă de s; d – arzătoare cu unghi variabil; e – arzătoare pe mai multe niveluri
Un comentariu aparte este rezervat pentru utilizarea unui arzător cu înclinare
variabilă. În acest caz, o dirijare în jos a jetului conduce la o umplere mai bună cu flacără a focarului, iar izotermele de-a lungul traseului de gaze inclusiv temperatura gazelor la ieşirea din focar vor fi mai scăzute.
62
Invers, dacă jetul este orientat către în sus, temperaturile vor fi mai ridicate. Această modalitate de orientare a jetului de combustibil constituie o posibilitate de reglare a temperaturii aburului supraîncălzit. O altă posibilitate de a modifica poziţia flăcării în focar se referă la utilizarea arzătoarelor etajate la care o parte din ele se pot opri în cazul unor sarcini mai mici decât cea nominală.
4.4.2. Focare pentru combustibil lichid sau gazos Focarul pentru combustibilii lichizi sau gazoşi are secţiunea transversală de
formă prismatică sau cilindrică lipsind pâlnia de colectare a zgurii şi cenuşii existentă la arderea cărbunilor.
Alte caracteristici sunt următoarele: − ecranarea se face cu pereţii membrană; − volum de ardere mai mic (datorită puterii calorice superioare a
combustibilului); − încărcări termice mari faţă de arderea combustibililor solizi; Volumul focarului este stabilit prin timpul minim necesar arderii complete a
unei picături de combustibil (timp dependent la rândul său de calitatea pulverizării – diametrul picăturii – şi calitatea amestecului combustibil/aer).
În situaţia cazanelor mici (cu tub de flacără sau realizate din elemente secţionale), focarul se şamotează pe o anumită lungime în scopul de a proteja flacăra de o răcire prea puternică în momentul aprinderii ceea ce ar conduce la instabilitatea procesului de ardere.
Lungimea focarului este condiţionată minimal de necesitatea terminării arderii în focar, precum şi de lungimea drumurilor convective de gaze amplasate paralel cu focarul din corpul cazanului.
În anumite situaţii, cazanele trebuie să funcţioneze la parametri relativ înalţi având la dispoziţie un spaţiu restrâns de exploatare. Este cazul cazanelor cu un gabarit redus în care arderea este intensificată, iar producerea de agent termic se face cu un randament superior. Încărcările termice ale focarului sunt ridicate, fapt ce solicită suplimentar materialele utilizate. Desigur, aliajele folosite în aceste cazuri trebuie să fie de o calitate corespunzătoare.
4.4.2.1. Focarul tunel îngust Este utilizat pe larg în construcţia cazanelor de putere mică (sub 3,5 MW). Forma constructivă este cilindrică având raportul între lungime şi diametru
între valorile 5–10. În acest caz, arderea se desfăşoară intensificat datorită unor puternice turbulenţe (care favorizează creşterea vitezei de ardere).
4.4.2.2. Focar tunel larg Forma constructivă a acestor focare este tot cilindrică, dar cu un raport
lungime – diametru cuprins între 1–8. Se foloseşte pentru echiparea unor cazane de
63
până la 12 MW. Datorită secţiunii transversale mai mari, admisia combustibilului se face numai prin partea centrală a acestei secţiuni.
Fig. 4.8. Stabilizarea arderii la focarul tunel larg
Din figura de mai sus reiese apariţia unei turbionări a gazelor fierbinţi în zona de intrare a amestecului combustibil. Acestea sunt recirculate prin efectul de ejecţie contribuind la stabilitatea procesului de ardere, mai ales imediat după aprindere. Un rol important în menţinerea temperaturii acestor gaze îl are şamotarea pereţilor focarului pe o anumită zonă a acestuia, în vederea reducerii pierderilor de căldură.
4.4.2.3. Focarul ciclon Focarul ciclon reprezintă o instalaţie în care se poate arde atât combustibil
lichid sau gazos, cât şi combustibil solid pulverizat. Constructiv este alcătuit dintr-o cameră cu secţiune transversală cilindrică căptuşită refractar care permite admisia combustibilului şi aerului cu viteză mare (cca 100 m/s) orientată tangenţial. Procesul de ardere decurge rapid datorită turbulenţei puternice, fapt care determină un gabarit redus al incintei. Încărcările termice la astfel de focare pot ajunge până la 7 MW/m3 cu mult mai mari decât la focarele obişnuite.
Elasticitatea acestui tip de focar poate varia între 25–100%. Combustibilul solid utilizat poate fi de slabă calitate (cu un conţinut mare de
cenuşă şi temperatură relativ scăzută de topire a zgurii).
Fig. 4.9. Focarul ciclon
64
CAPITOLUL 5
ARZĂTOARE
Arzătorul este un element al instalaţiei de ardere care alimentează focarul cu combustibil şi aer în proporţii bine determinate şi realizează o flacără în camera de ardere, în concordanţă cu tipul de cazan în exploatare.
Un arzător trebuie să asigure astfel următoarele funcţii tehnologice: − aprinderea şi arderea stabilă a combustibilului; − arderea completă a combustibilului; − realizarea unui anumit regim de temperatură în incinta de ardere; − realizarea unui anumit regim de curgere în incinta de ardere. 5.1. Arzătoare pentru cărbune pulverizat La focarele cu arderea în suspensie a cărbunelui pulverizat, arzătoarele
folosite se clasifică în două categorii: − arzătoare cu fante; − arzătoare cu turbionare. Arzătorul cu fante realizează traiectorii drepte ale amestecului aer – praf şi
ale fluxurilor de aer secundar. Arzătorul cu turbionare este conceput din două sau mai multe tubulaturi
concentrice prin care se suflă amestecul aer primar – praf de cărbune şi aer secundar. Jeturile respective capătă o mişcare de turbionare la ieşirea din arzător imprimată de construcţia specială a acestuia. Arzătoarele cu fantă utilizate în special la cazane mari sunt construite în scopul de a introduce amestecul aer – praf de cărbune divizat în mai multe vine, în scopul realizării unui amestec cât mai omogen al combustibilului cu aerul.
Fig. 5.1. Arzător divizat în mai multe vine paralele
65
Arzătorul prezentat în figura 5.1. este utilizat, cu precădere, pentru cărbuni cu un conţinut mare de cenuşă.
Arzătorul turbionar realizează un amestec mai bun al combustibilului cu aerul, flacăra rezultată este mai scurtă existând totodată şi posibilităţi de reglare în limite destul de mari. Dezavantajul arzătorului turbionar constă în suprafaţa frontală mai mare decât a arzătorului cu fante. Acest aspect constructiv conduce la devierea mai multor ţevi ecran în dreptul ambrazurii arzătorului în peretele focarului.
Fig. 5.2. Exemple de arzătoare turbionare pentru combustibil solid
a – cu turbionare fixă; b – cu turbionare reglabilă; c – cu turbionarea numai a aerului secundar
66
Transportul cărbunelui la arzătoare se face pneumatic, printr-o tubulatură specială, fapt care prezintă un pericol potenţial de explozie prin retur de flacără. Din această cauză, constructiv, trebuie create condiţii pentru o viteză de ieşire a amestecului combustibil mai mare decât viteza de propagare (în sens invers) a frontului de flacără. Acest lucru se realizează prin amplasarea la orificiul de ieşire din arzător a unei piese-obstacol (ceramică) cu rolul de a micşora secţiunea de ieşire a combustibilului şi, deci, de a mări viteza acestuia. Piesa mai joacă un rol de protejare a amestecului combustibil de radiaţia fierbinte a focarului reducând astfel pericolul de autoaprindere a prafului de cărbune. Arzătoarele prezentate în schiţa de mai sus sunt destinate debitelor mijlocii de combustibil având admisia prafului de cărbune prin conducta centrală, iar aerul secundar turbionat se introduce tangenţial pentru a îmbunătăţi calitatea amestecării în focar a combustibilului cu aerul de ardere.
5.2. Arzătoare pentru combustibil lichid În scopul arderii unui combustibil lichid acesta trebuie pulverizat în picături
fine pentru a se mări suprafaţa de contact a acestora cu aerul, pentru a se facilita încălzirea particulei de combustibil şi pentru cracarea ei sub efectul radiant al flăcării. În acest fel se formează carbonul liber care conferă flăcării un caracter de puternică luminozitate.
Pulverizarea trebuie să asigure învingerea forţelor de coeziune moleculară ceea ce se realizează fie prin comprimare mecanică, fie prin utilizarea unui fluid auxiliar (abur, aer sub presiune).
Prima variantă de pulverizare a combustibilului constă în antrenarea acestuia într-o mişcare de rotaţie care se suprapune peste componenta axială de deplasare astfel încât la ieşirea din arzător traiectoria particulelor de combustibil să fie elicoidală.
Calitatea pulverizării depinde de presiunea fluidului şi vâscozitatea sa. Pentru o bună pulverizare, vâscozitatea trebuie să nu depăşească 3–4°E exceptând arzătoarele rotative care admit 8°E.
Fig. 5.4. Principiul constructiv al arzătorului cu injecţie mecanică
67
În situaţia în care cazanele funcţionează cu debite parţiale (deci mai mici decât debitul nominal) cantitatea de combustibil introdusă în focar scade. Acest fapt duce la o micşorare a presiunii la arzător şi deci la o pulverizare de mai slabă calitate (particule mai mari de combustibil) ceea ce înrăutăţeşte arderea.
Pentru remedierea acestui dezavantaj se utilizează arzătoarele cu recirculare.
Fig. 5.5. Arzător de combustibil lichid cu recirculare
În acest caz, debitul de combustibil până în camera de rotaţie este constant şi independent de debitul necesar pentru ardere. La variaţiile de sarcină, debitul de retur se reglează astfel încât variază numai componenta axială a vitezei combustibilului. Astfel, viteza tangenţială rămâne constantă asigurându-se astfel o pulverizare uniformă şi deci o ardere corespunzătoare chiar şi la sarcini reduse, respectiv la excese de aer foarte mici.
Fig. 5.6. Diagrame de viteze pentru diverse tipuri de pulverizare prin presiune
Din diagrama de viteze reiese că viteza rezultată (W) se micşorează,
antrenând o scădere a debitului de combustibil, numai pe seama reducerii vitezei axiale (Wa). A doua posibilitate de pulverizare a combustibilului constă în utilizarea unui fluid auxiliar (aer comprimat sau abur), care tranzitează un ajutaj concentric sau alăturat ajutajului prin care trece combustibilul. Deoarece viteza fluidului auxiliar
68
este foarte mare, şocul produs la întâlnirea celor două vine de fluid are un efect de pulverizare asupra combustibilului. În continuare se pune problema opţiunii.
Utilizarea aerului de înaltă presiune (0,7–6 bar) se justifică acolo unde există o reţea de aer comprimat pentru alte nevoi. În caz contrar, instalarea unui compresor special pentru arzătoarele cazanului nu ar fi justificată economic.
Utilizarea aburului conduce la o serie de dezavantaje şi este îndreptăţită numai rareori deoarece:
− scade producţia de abur a cazanului cu 3–4%; − creşte conţinutul de apă din gazele de ardere ridicându-se totodată
temperatura punctului de rouă (indirect creşte q2 şi scade randamentul cazanului);
− aburul folosit la pulverizare nu se recuperează sub formă de condens, crescând consumul de apă totală.
Comparând cele două sisteme se observă că: − fineţea de pulverizare este mai mare la pulverizarea cu fluid auxiliar decât
prin pulverizare mecanică; − uniformitatea de pulverizare (definită ca raport între diametrul maxim al
picăturilor şi diametrul mediu) este mai bună la folosirea aerului ca fluid auxiliar faţă de pulverizarea mecanică.
O consideraţie aparte trebuie acordată costului pulverizării. Pulverizarea cu abur de joasă presiune este indicată pentru cazane de putere
mică, iar la cazane de puteri mari se justifică pulverizarea mecanică. Dacă incinta de ardere are dimensiuni relativ mici este indicată folosirea
aerului de presiune medie sau înaltă, caz în care se obţine o pulverizare fină a combustibilului şi o flacără scurtă.
În funcţie de varianta aleasă, puterea consumată pentru pulverizare pe unitatea de debit de combustibil este: 18,5 kW/kg/s – pulverizare mecanică 26 kW/kg/s – aer de joasă presiune 53 kW/kg/s – aer de medie presiune 212 kW/kg/s – aer de înaltă presiune
Principial, schema de funcţionare a arzătoarelor utilizând un fluid auxiliar este redată de figura de mai jos.
Fig. 5.7. Schema de principiu a arzătorului cu pulverizare prin aer
sub presiune sau abur 1 – admisie combustibil; 2 – admisie fluid auxiliar
69
5.3. Arzătoare pentru combustibil gazos Combustibilul gazos folosit uzual este gazul natural. În general, arzătoarele care folosesc acest combustibil sunt de tip turbionar,
realizând flăcări de difuziune sau mixte (cinetic – difuzive) în care viteza de ardere creşte, iar stabilitatea flăcării se îmbunătăţeşte. Turbionarea se obţine fie prin intermediul unei carcase spirale, fie cu ajutorul unor palete cu înclinare variabilă. Aceste sisteme imprimă aerului de ardere şi ulterior combustibilului o mişcare elicoidală, realizând prin turbulenţa creată o bună amestecare a celor două componente (aer şi combustibil). Flacăra rezultată este scurtă şi cu un unghi mare de evazare.
Dezavantajele arzătoarelor cu turbionare sunt reprezentate de: − consumul mai mare de energie (faţă de arzătoarele neturbionate); − nivelul ridicat de zgomot în timpul arderii.
Fig. 5.8. Arzător în curent de aer turbionat
Din schiţa de mai sus rezultă admisia periferică a gazului prin orificii, iar
aerul este introdus tangenţial pentru crearea mişcării elicoidale. Este de remarcat direcţia perpendiculară a vectorilor viteză a celor două componente la punctul de întâlnire a acestora, fapt ce conduce la o bună amestecare a combustibilului cu aerul de ardere.
Gazul admis în arzător se introduce periferic (ca în figura de mai sus), central sau median.
Fig. 5.9. Arzător cu palete axial – radiale de turbionare
a aerului şi admisie centrală a gazului
70
Arzătorul prezentat în figura 5.9. se caracterizează prin admisia centrală a gazului, fapt care conduce la un grad mai redus de amestecare a componentelor (deşi există o turbionare a aerului introdus prin palete axial – radiale). Se obţine astfel o flacără mai lungă cu caracter difuziv. Acest caracter se accentuează odată cu micşorarea gradului de turbionare a aerului la unele construcţii de arzătoare – mai ales la cele la care aerul este introdus în jeturi paralele cu aceeaşi viteză ca şi gazul. În acest ultim caz (figura 5.10.), amestecarea este lentă din cauza turbulenţei reduse, iar flacăra rezultată este foarte luminoasă din cauza prezenţei carbonului liber puternic radiant.
Fig. 5.10. Arzător cu flacără difuzivă
La polul opus se găsesc arzătoarele la care întrepătrunderea aer–gaz se
realizează în proporţie de 80–90% rezultând o flacără transparentă (aşa-numita „ardere fără flacără”).
5.4. Arzătoare combinate Acest tip de arzătoare, care folosesc concomitent două categorii de combustibil,
au apărut ca urmare a unor necesităţi ivite în exploatarea cazanelor, respectiv: − necesitatea trecerii uşoare pe combustibil lichid în perioadele de vârf ale
consumului de combustibil gazos; − combaterea instabilităţii arderii la funcţionarea pe cărbune pulverizat mai
ales la pornire şi la sarcini reduse (când se utilizează concomitent şi un combustibil lichid sau gazos).
Constructiv, arzătoarele combinate de combustibil păstrează parţial caracteristicile arzătoarelor monocombustibile din care provin.
Fig. 5.11. Arzător combinat păcură – combustibil gazos (schiţă şi secţiune)
Se observă în figura de mai sus pătrunderea centrală a combustibilului lichid (specifică acestui tip de arzător) şi admisia periferică a combustibilului gazos.
71
CAPITOLUL 6
AVARII LA CAZANE
Funcţionarea normală a cazanelor poate fi perturbată sau, în anumite condiţii,
poate fi întreruptă în totalitate. Astfel de situaţii conduc la starea de avariere a agregatului de cazan care se poate solda cu incendii, explozii şi deteriorări majore ale instalaţiilor. Pentru preîntâmpinarea acestor evenimente este necesară o activitate susţinută de control şi supraveghere a principalilor parametri de funcţionare a cazanului.
Aceşti parametri informează asupra a două aspecte fundamentale în exploatarea cazanului şi anume:
− siguranţa în funcţionare a agregatului; − funcţionare economică. În cele ce urmează ne vom referi preponderent la primul aspect evidenţiind
câteva dintre principalele avarii la cazane, precum şi cauzele posibile care stau la baza lor.
Tabel 6.1. Avarii la cazane
Nr. crt.
Natura avariei Cauze
1. – explozia prafului de cărbune răspândit în sala cazanelor sau a gazelor combustibile scăpate prin neetanşeităţi
– neetanşeităţi pe traseul prafului de cărbune sau al gazelor până la intrarea în focar
2. – aprinderea unor scurgeri de combustibil lichid la nivelul arzătoarelor cazanului (aprindere cauzată de ieşirea accidentală a gazelor fierbinţi sau a flăcării în exteriorul focarului)
– neetanşeităţi la racordurile injectoarelor. Izolaţia termică de azbest se îmbibă cu combustibil care se aprinde de la flacăra sau gazele fierbinţi scăpate prin neetanşeităţile focarului la schimbările de sarcină sau la defectarea protecţiei de depresiune în cazan
3. – explozia unor cantităţi de combustibil (gazos) acumulate în focar
– neglijarea ventilării cazanului la pornire; – stingerea accidentală a flăcării şi defectarea protecţiei aferente care nu opreşte admisia combustibilului în cazan; – oprirea ventilatoarelor de aer sau gaze.
4. – incendii în preîncălzitorul rotativ de aer – neglijarea suflării acestuia cu periodicitatea indicată în regulament; – aparatură de semnalizare a dezechilibrului de temperatură gaze – aer în stare de nefuncţionare.
72
5. – aprinderi ale combustibilului în canalele de gaze de ardere
– regim incorect de ardere (în special la pornirea şi oprirea cazanului)
6. – spargeri/explozii de ţevi – funcţionarea cazanului cu apă insuficient tratată chimic; – funcţionarea cazanului în regim necorespunzător de ardere; – necurăţarea depunerilor la exteriorul ţevilor.
7. – avarii la zidăria focarului – funcţionarea de durată în regim neadecvat de ardere
8. – pierderea nivelului de apă – defectarea sticlelor de nivel; – defecţiuni în circuitul de alimentare cu apă; – spargeri de ţevi în cazan.
Trebuie menţionat că printre avariile evidenţiate în tabel nu se regăsesc cele
care au la bază defecte de material, o proiectare greşită sau un montaj necorespunzător.
De asemenea, în timp, s-a constatat că pot apărea avarii grave din cauza unor manevre greşite ale personalului, care sunt favorizate de nefuncţionarea semnalizărilor luminoase (sau acustice) de pe panoul de comandă. În acelaşi sens cu cele de mai sus se subliniază importanţa aparaturii de măsură şi control (AMC) în prevenirea avariilor de cazane.
Această aparatură trebuie verificată periodic în conformitate cu normele metrologice, iar aparatele se inscripţionează (sau se plombează) cu anul ultimului control.
73
BIBLIOGRAFIE 1. L. Mihăescu, s.a. – Cazane şi turbine Vol. I, Editura Perfect, 2002
2. L. Mihăescu, s.a. – Arzătoare turbionare, Editura Tehnică, 1986
3. T. Popa, s.a. – Cazane şi turbine cu abur, Editura Didactică şi Pedagogică, 1968
4. N. Antonescu, s.a. – Cazane şi aparate termice, Editura Didactică şi Pedagogică, 1975
5. P. Bocănete, s.a. – Ghid de pregătire profesională în termoenergetică, Editura Tehnică, 1989