etapa ii cercetari exeprimentale privind reducerea...

Centrul de Cercetari Termice

Etapa II CERCETARI EXEPRIMENTALE PRIVIND REDUCEREA EMISIILOR DE OXIZI DE SULF PRIN

ARDEREA COMBUSTIBILULUI SOLID IMBOGATIT CU HRG

Analiza posibilitatilor de insuflare a HRG in focarul cazanului de abur – CO

Realizare variante experimentale – sisteme de insuflare a HRG – P1

Realizare variante experimentale – sisteme de insuflare a HRG – P2

Universitatea Politehnica Bucuresti – Centrul de Cercetari Termice

I. ANALIZA POSIBILITĂŢILOR DE INSUFLARE A HRG ÎN

FOCARUL CAZANULUI DE ABUR

1. Prezentarea instalaţiei experimentale Cazanul pilot pentru combustibil solid pulverizat, din cadrul laboratorului de

cazane şi instalaţii de ardere de la Catedra de Echipament Termomecanic Clasic şi Nuclear,

Universitatea Politehnică din Bucureşti, din punct de vedere energetic este răcit cu apă,

făcând parte din clasa CAF (cazan de apă fierbinte); a fost ales pentru experimentările

privind arderea prafului de cărbune cu HRG (gaz îmbogăţit cu hidrogen). Cazanul pilot

(fig.1) va fi adaptat pentru realizarea instalaţiei experimentale şi experimentarea arderii

prafului de cărbune îmbogăţit cu HRG.

Are următoarele caracteristici funcţionale:

• putere termică – 1-2 MWt;

• debit apă răcire - 30 t/h;

• presiune apă răcire - 3,5 bar;

• temperatură apă răcire intrare 250C, ieşire 35=C; cu Q=7500;

• temperatură de refulare din moară a amestecului primar 70-1200C;

• temperatura aerului preîncălzit 200-3500C;

• coeficientul excesului de aer la ieşirea din focar – 1,2-1,25;

• exces de aer înainte de preîncălzitorul de aer – maxim 2,2;

• exces de aer înainte de ventilatorul de gaze –max. 5;

• debitul de combustibil gazos, de aport - 40m3N/h;

• presiunea gazului la arzător – 500 mmH2O.

Instalaţia de cazan (fig.1) este prevăzută cu trei buncăre de cărbune brut (1) de câte

15 m3 fiecare, de unde prin intermediul benzii transportoare (2) cărbunele este condus la

concasor (3), care reduce granularea cărbunelui brut (0-30)mm la (0-10)mm. Concasorul

de cărbune are capacitatea 350 kg/h şi este acţionat de un motor asincron de 7 kW.


La baza fiecărui buncăr de cărbune brut se găseşte câte un închizător, care susţine

cărbunele şi care permite prin scoaterea lui, dirijarea cărbunelui prin concasor.

Din concasor cărbunele este urcat prin intermediul unui elevator (4) în buncărul de

alimentare (5). Elevatorul este acţionat de un motor de cca. 7 kW.

Pentru transportul cărbunelui de la baza buncărului de alimentare până la moarea

ventilator (8) se foloseşte dozatorul (6), care asigură alimentarea uniformă cu cărbune a

morii. Dozatorul are capacitatea de 300 kg/h şi este acţionat de un motor în curent

continuu, de 1 kW. Dozatorul este un tambur cu 8 jgheaburi longitudinale (cu un volum

total de 1000 cm3) care roteşte turaţie variabilă.

Din dozator cărbunele coboară prin turnul de preuscare (7) în moara ventilator. În

turnul de preuscare cărbunele îşi micşorează gradul de umiditate datorită faptului că intră

în contact, pe de o parte, cu aerul primar, preîncălzit la 300-3500C prin încălzitorul de aer

tubular (15), iar pe de altă parte, cu gazele de ardere fierbinţi 750-8500C prelevate de la

finele focarului. La intrarea gazelor fierbinţi în turnul de preuscare este montată o clapetă

de reglare a cantităţii de gaze de ardere în sistemul de prelucrare.

Amestecul primar (cărbune, aer primar, gaze de ardere) ajunge la moara ventilator,

unde particulele de cărbune sunt măcinate la dimensiuni de ordinul 50-200 microni

(R90=55%).

Moara ventilator are capacitatea 300 kg/h, cu presiunea de refulare 150 mmH2O.

Motorul de acţionare moară de curent continuu, are puterea electrică de 17 kW, turaţia

2500 rot/minut cu amplificator turaţie în raportul 2:1. Temperatura de refulare din moară a

amestecului primar este cuprinsă între 80-1200C :

Pe refularea morii este montat separatorul de granule de tip inerţial (9) care

recirculă cărbunele cu granulaţie mare, ieşit din moară.

Instalaţia permite prelevarea de probe pentru determinarea caracteristicilor

cărbunelui la intrarea în moară şi la ieşirea din separatorul morii.

Focarul pentru arderea prafului de cărbune are forma dreptunghiulară cu secţiunea

2400x1200 mm şi înălţimea 7400 mm. Focarul este căptuşit cu material refractar şi are

pereţii răciţi cu apă. Apa de răcire intră în ţevile ce ecranează focarul cu o temperatură de

200C şi iese (în regim nominal de funcţionare) la o temperatură de 40-500C, fiind returnată

la rezervorul pompei de alimentare. Această construcţie (şamotarea cu material refractar)

permite astfel simularea condiţiilor din interiorul focarelor cazanelor energetice care au o

temperatură a peretelui metalic de cca. 3500C; totodată prin şamotare este redus transferul

de căldură prin radiaţie de la flacără în vederea creşterii stabilităţii acesteia pentru cazul


unei încărcări termice mai reduse a volumului focarului faţă de situaţia cazanelor

industriale.

Datorită construcţiei speciale a focarului (14) flacăra se dezvoltă atât pe orizontală

cât şi pe verticală. Focarul este echipat cu un arzător (13) de combustibil solid pulverizat,

dispus central pe frontul focarului, la carcasa căruia se pot adapta diferite variante

constructive.

Pornirea şi funcţionarea la sarcini parţiale se face cu ajutorul unei instalaţii de

ardere pentru gaz metan (natural). Când temperatura gazelor de ardere la finele focarului

ajunge la valori de 500-5500C, se introduce combustibilul solid.

Instalaţia de cazan existentă are în dotare un ventilator de aer (12) şi un ventilator

de gaze de ardere (11), care vehiculează agenţii (aer şi gaze de ardere) în reţeaua de canale

şi conducte a cazanului.

Ventilatorul de aer are următoarele caracteristici:

• debit 1000m3h;

• presiune 500 mm col H2O;

• temperatură 250C;

• motor acţionare asincron de 10 kW;

• turaţia 1800 rot/min

Cea mai mare parte din aerul rece este refulată preîncălzitorului de aer, iar o parte

din aerul rece (funcţie de necesitate) este refulată pentru răcirea gazelor de ardere

prelucrate în turnul de uscare, la ieşirea din focar pentru a nu se depăşi temperatura admisă

(9500C) şi la ieşirea gazelor de ardere din preîncălzitorul de aer (2800C). Temperatura

gazelor de ardere la intrarea în preîncălzitorul de aer nu trebuie să depăşească temperatura

de 5500C, mărime obţinută prin injecţia de aer rece.

Ventilatorul de gaze de ardere are următoarele caracteristici:

• debit – 1200 m3/h;

• presiune – 500 mm col H2O;

• temparatură – 3500C;

• motor acţionare asincron de 15 kW;

• turaţia 1500 rot/minut

La partea inferioară a focarului este prevăzută pâlnia de evacuare hidraulică a

zgurii, iar după ieşirea gazelor de ardere din preîncălzitorul de aer sunt prevăzute cicloane

separatoare pentru evacuarea mecanică a cenuşii în stare uscată.


1.1 Soluţii de arzătoare experimentale pentru arderea prafului de cărbune

îmbogăţit cu HRG

Cercetarea experimentală pe cazanul pilot va stabili soluţia optimă de injecţia HRG

în amestecul primar pentru trei tipuri de arzătoare cu fante sau injecţia separată a gazului în

acelaşi arzător.

Arzătorul cu fante cuprinde un ansamblu de 2-3 fante prin care circulă agentul

primar (praf cărbune, aer, gaze de ardere), fante amplasate una deasupra celeilalte în zona

centrală a ambrazurii rotunde a focarului, care formează canalul de aer secundar.

Între fantele de agent primar în caz de injecţie separată a HRG se pot introduce

canalele de admisie a HRG. Jetul de HRG va fi încadrat de jetul de agent primar în cadrul

geometriei de ansamblu a flăcării în focar. Această geometrie urmăreşte ridicarea

performanţelor de aprindere şi de ardere a prafului de cărbune cu ajutorul HRG.

Arzătoarele cu fante urmăresc arderea stoichiometrică la nivelul de bază al flăcării,

având fante de lungimi diferite, pentru realizarea arderii în trepte.

Selectarea tipului de arzător este dictată de modelul focarului, de caracteristicile

cărbunelui, de volumul camerei de ardere, de presiunea aerului de ardere etc. Raportul

dintre ardere cu un randament bun, cu un control satisfăcător al acesteia şi realizarea unei

concentraţii reduse de poluanţi, devine o cerinţă din ce în ce mai importantă în proiectarea

şi realizarea practică a arzătoarelor.

Arzătoarele cu fante au canale de intrare separate pentru aerul secundar şi pentru

amestecul praf-aer primar, canalele situându-se unele peste altele. Volatilizarea cărbunelui

ca şi aprinderea şi arderea materiilor volatile pot să aibă loc într-o zonă cu o concentraţie

redusă de oxigen, deoarece acest lucru se realizează înainte de amestecul cu aerul

secundar.

Arderea cu exces de aer scăzut este o metodă simplă, prin care formarea emisiilor

poluante poate fi redusă şi arderea în focar, poate fi optimizată. Este uşor de implementat,

nu necesită schimbări constructive şi eficienţa focarului poate creşte. Reducerea este în

funcţie de compoziţia combustibilului şi de modul de ardere.

În practică, excesul de aer nu poate fi variat mult. Limitele generale sunt

murdărirea şi coroziunea, cauzate de reducerea atmosferei de oxigen şi arderea incompletă.

La arderea lignitului conţinutul de CO în gazele d ardere, este criteriul limită.

Arderea în condiţii stoichiometrice sau ardere prin injecţii de aer se bazează pe

reglarea introducerii oxigenului în focare. Prin divizarea aerului total necesar arderii se


realizează în focar o zonă de ardere şi o zonă de completare a arderii, cu exces de oxigen,

numită zonă secundară.

Obiectivul cercetării cuprinde implementarea unor arzătoare de cărbune pulverizat

într-un focar cu injecţie de HRG.

Tema de proiectare pentru arzătorul experimental are în vedere următoarele

caracteristici:

1. Putere termică nominală:400 kW

2. Combustibil: lignit; 7500 kJ/kg; 1700 kcal/kg; wit=30%; Ai=30%; Vi=35%;

3. Tip arzător: cu fante (trei variante constructive conform pct.5 de mai jos):

4. Arzătoarele vor fi implementate pe instalaţia experimentală de la UPB care cere

următoarele dotări:

- instalaţie de măcinare cu insuflare directă cu moară ventilator, turn de preuscare şi

separator inerţial

• temperatură aer 200-3000C (preîncălzitor de aer);

• presiune aer 300 mm H2O (la intrarea în arzător);

• temperatură ieşire separator 80-1000C;

• presiune fine focar -2 ÷-5 mm H2O;

• ambrazură arzător Φ 200 mm;

• temperatură de aspiraţie gaze de ardere turn preuscare 750-8500C;

• dimensiune focar 1200x2400x7400 mm;

• arzător de sprijin (susţinere termică) cu gaz natural (20-40)m3N/h;

• grătar post ardere;

• exces de aer la arzător 0,9-1,1;

• exces de aer la fine focar 1,25-1,45;

• emisii CO max 100 ppm

5. Variante de arzător:

5.1 Arzător cu trei fante de amestec primar, de lungimi diferite

5.2 Arzător cu două fante de amestec primar şi o fantă superioară de aer secundar

(cald)

5.3 Arzător cu două fante de amestec primar şi o fantă superioară de aer secundar II

(rece)

5.4 La toate variantele de arzătoare se va prevede şi posibilitatea de insuflare de aer

terţiar rece sau cald direct în focar (în exteriorul arzătorului).


Debitul de cărbune a fost ales Bc=300 kg/h, peste sarcina nominală a instalaţiei care

este de 200 kg/h, pentru a se obţine o încărcare termică a focarului apropiată de cele de la

cazanele energetice. Pe parcursul experimentărilor se va experimenta remontarea la

utilizarea gazului natural de susţinerea flăcării de cărbune pulverizat. Încărcarea termică a

focarului pilot va fi:

367mkW

VHB

qf

icv ==

unde volumul focarului Vf=11m3.

Fineţea de măcinare se va încadra în valorile ce se obţin la instalaţiile industriale

(R0,09=65-72%).

În afara reducerii emisiilor de poluanţi se are în vedere obţinerea arderii cu

randament apropiat de cel industrial, pentru realizarea unei similitudini cât mai ridicate

între pilot şi industrie, pentru creşterea gradului de generalizare a rezultatelor obţinute.

În fig.2 se prezintă varianta I de arzător

Fig.2 Varianta I de arzător


Acest arzător este caracterizat prin dispunerea etajată a canalelor de agent primar

(prin care este admis praful de cărbune) cu lungimea în ambrazură scăzând pe înălţimea

arzătorului.

Arzătorul permite o dezvoltare progresivă a flăcării pe înălţimea arzătorului şi

realizarea în final a arderii în trepte.

Arzătorul are un canal de aer secundar, de formă dreptunghiulară amplasat

deasupra canalelor de agent primar, cu rolul de a penetra jeturile de praf de cărbune şi aer

primar la o anumită lungime de la zona de aprindere, pentru a grada arderea şi doza

adecvat concentraţia de oxigen astfel ca emisiile poluante să fie cât mai reduse.

În fig.3 se prezintă varianta II de arzător.

Fig.3 Varianta II de arzător

Acest arzător este caracterizat prin dispunerea etajată a canalelor de agent primar

(canal de distribuţie a cărbunelui pulverizat) cu lungimea de admisie în ambrazură,

crescând în înălţimea arzătorului.

Arzătorul este dotat cu un canal de aer secundar amplasat în paralel cu cele de

cărbune pulverizat şi cu o coroană înconjurătoare de aer terţiar.

Construcţia arzătorului permite o dezvoltare în trepte a arderii, cu o penetrare mai

accentuată în focar a jeturilor inferioare faţă de flacăra realizată de către varianta I de

arzător.


În funcţie de rezultatele testelor experimentale se va decide eficacitatea fiecărei

variante de arzător din punct de vedere al performanţelor arderii şi al reducerii emisiei de

poluanţi.

În fig. 4 se prezintă varianta III de arzător.

Fig.4 Varianta III de arzător

Arzătorul varianta III este un arzător clasic cu fante care asigură parţial arderea în

trepte. Acest arzător are trei fante şi nu are aer terţiar.

Arderea substoichiometrică la nivelul arzătoarelor poate să ducă la o emisie mare

de CO dar prin dozarea adecvată a aerului până la finele focarului se obţine un conţinut de

CO sub limitele legislative de mediu.

2.Analiza posibilităţilor de insuflare HRG. Particularizare în

focarul cazanului de abur, care arde praf de cărbune 2.1 Caracteristicile cărbunilor

Cărbunii care vor fi utilizaţi în programul de experimentare sunt cărbunii indigeni

şi anume ligniţii şi huilele.

Funcţie de calitatea cărbunilor care se ard pentru producerea de energie, instalaţiile

de pregătire a prafului de cărbune au fost dotate cu morile ventilator cu sau fără ciocane


pentru măcinarea ligniţilor şi a cărbunelui brun, iar pentru măcinarea ligniţilor şi a

cărbunelui brun, iar pentru măcinarea huilei morile cu valţuri şi morile cu bile.

Praful de cărbune, pentru a fi ars în bune condiţiuni, este necesar să fie măcinat

corespunzător şi să fie uscat. Praful este caracterizat prin:

• fineţe de măcinare, reprezentată prin resturile obţinute pe diverse site sau prin curba

granulometrică;

• suprafaţa specifică medie a prafului;

• capacitatea de reacţie a prafului determinate în principal de conţinutul de materii

volatile, iar în ce priveşte capacitatea de reacţie a cocsului depinde în principal de

porozitate;

• capacitatea de explozie a prafului determinată prin concentraţia de praf sau prin

concentraţia minimă de oxigen în amestec;

• densitatea aparentă a prafului de cărbune

( ) ( ) 3/100/100 mkgWW pi

tappap −−= ρρ

unde:

=apρ densitatea aparentă (rezultată la volumul particulei) de cărbune, inclusiv porii şi

crăpăturile:

( ) tiap W

WW −

−−+

=100100

100010105 lim

lim5 ρ

ρ

în care W lim este umiditatea limită a cărbunelui, corespunzătoare saturării cu apă, %

(pentru ligniţii cu %)40%,32 lim == WW it ;

itW este umiditatea totală a cărbunelui;

pW este umiditatea prafului;

ρ este densitatea reală (raportată la volumul cărbunelui, exclusiv porii).

Analiza chimică arată că majoritatea cărbunilor au în comun mai multe elemente:

carbon (C), hidrogen (H), oxigen (O), azot (N), sulf (S), apă şi substanţe minerale.

Ligniţii au în compoziţie 57-60% carbon; cărbunii bruni au 60-80% carbon; huilele

au 79-90% carbon, iar antraciţii au 90-95% carbon.

Azotul este un element chimic dăunător, deşi se găseşte în proporţie redusă (de la

1,5-2% la lignit, la 0,5-1% la cărbunii bruni şi de 0,5% la huile).

Sulful este un alt component dăunător cu toate că participă în cantitate redusă de la

0.75-1% până la 3-5%. În masa de carbon el apare cu sulfuri (marcasite, pirite), sulfaţi


(gips), sulf organic şi sulf nativ. Sulful în funcţie de natura lui are repercursiuni deosebite

atât în procesul arderii, cât şi în cel al cocsificării.

Conţinutul de cenuşă este reprezentat de rezidul solid rămas după combustia

completă a cărbunelui. Aceasta variză foarte mult (de la 2-3% până la 20-45%). Calitatea

cărbunilor este influenţată şi de compoziţia cenuşii. În cenuşe se găsesc diferiţi oxizi între

care: bioxidul de siliciu (40-50%), oxid de aluminiu (20-35%), oxid de fier (5-15%), oxid

de calciu (3-75), oxid de magneziu (1-5%), bioxid de sulf (1-3%).

2.2 Caracteristicile HRG

Sub denumirea de HRG este cunoscut gazul îmbogăţit în hidrogen, obţinut din

electroliza apei. De la electrolizor s-a obţinut un gaz incolor, care are densitatea

0,503kg/m 3 , la 760 mm Hg şi 273,15K; densitatea este mai mare comparativ cu a

hidrogenului (1,09) şi mai mică decât a oxigenului (1,428), densitatea vaporilor de apă la

100 0 C şi o atmosferă, este 0,606 kg/m 3 .

HRG are masa moleculară 12,3 kg/kmol, mai mare comparativ cu a hidrogenului

(2,06) şi mai mică decât a oxigenului (32).

HRG are temperatura de autoaprindere mai mare (591-605 0 C ) decât a

hidrogenului (510 0 C); în schimb limita de inflamabilitate se situează într-un domeniu mai

larg (7,3-100%) comparativ cu a hidrogenului (4-75%).

Experimentările de laborator, de comprimare-destindere policronică, au arătat că nu

apar modificări ale compoziţiei gazului şi că nu se formează vapori de apă.

Pentru cunoaşterea compoziţiei HRG s-au efectuat determinări de laborator. Prima

serie de determinări a cuprins analizele care s-au efectuat cu un cromatograf de gaze,

cuplat la un spectometru şi cu un cromatograf de gaze, cu detector de conductibilitate

termică. A doua serie a cuprins analizele care s-au efectuat cu un spectometru cu absorbţie

în infraroşu şi cu un higrometru pentru măsurarea umidităţii.

La toate regimurile de lucru analizate, HRG a avut o compoziţie apropiată de cea

teoretică şi anume două volume de hidrogen, la un volum de oxigen. În compoziţia

probelor supuse analizei, participaţia vaporilor de apă a fost mică ( 5000 ppm). Trecerea

prealabilă a gazului HRG, prin dezicator nu a evidenţiat deosebiri semnificative, ce provine

de la compoziţia amestecului.

Din punct de vedere chimic, HRG este un amestec nonstoichiometric de atomi şi

radicali (H, O, OH, HO 2 , H2O) la care este preponderent hidrogenul şi care nu ar necesita

oxigen pentru ardere (raportul O2-H2 este apropiat de valoarea stoichiometrică).


Reactivitatea deosebită a componentelor HRG este avută în vedere la îmbunătăţirea

procesului de ardere a prafului de cărbune şi la reducerea emisiilor nocive din gazele de

ardere.

Pentru aceasta s-a avut în vedere două tehnologii de utilizare a HRG în procesul de

ardere a prafului de cărbune şi anume:

• insuflarea HRG în praful de cărbune vehiculat prin conducta de praf de

cărbune, după moară;

• arderea HRG în arzătorul de praf de cărbune concomitent cu praful de

cărbune

Instalaţia care va produce HRG are capacitatea de 4,5 Nm3 (250C, 1 bar) şi

presiunea 2,5 bar.

2.3 Insuflarea HRG în praful de cărbune vehiculat prin conducta de praf de

cărbune

La insuflarea HRG în conducta de praf se obţine o difuzie a acestuia în particulele

de praf de cărbune. Se scontează pe randamente de adsorbţie, funcţie şi de caracteristicile

prafului de cărbune, de ordinul 50-80%.

În procesul adsorbţiei, limita de adsorbţie o constituie, pentru fiecare substanţă

adsorbită, echilibrul dintre concentraţia de adsorbant (ax) şi presiunea parţială p (sau

concentraţia yC ) a substanţei adsorbante din amestecul gazos.

Curba de echilibru la temperatură constantă a=f(p) se numeşte izoterma de

adsorbţie (fig.5) serveşte pentru caracterizarea staticii procesului.

Fig.5 Izotermele de adsorbţie


1-benzen la 200C; 2-alcool etilic la 200C; 3-alcool etilic la 250C; 4-alcool etilic

(70%)+eter etilic (30%); 5-eter etilic la 200C

După cum se vede din fig.5, la presiuni parţiale relativ ridicate p, concentraţia

substanţei adsorbante ax se apropie de valoarea constantă a ∞, caracterizând starea de

saturaţie a adsorbantului la temperatura dată.

Între concentraţia yC a substanţei adsorbite, din amestecul gazos, şi presiunea sa

parţială p, după ecuaţia lui Clapeyron există proporţionalitatea:

( )3/ mkgRTpCy =

O ecuaţie a izotermei de adsorbţie care ia în consideraţie structura adsorbantului

este ecuaţia lui Dubinin, obţinută pe baza teoriei potenţiale a adsorbţiei:

a) pentru cărbunii cu pori de dimensiuni mici cu

r ‹ 25÷60 A(

2

2

2lg0

−= p

psBTBe

VWa

b) pentru cărbuni cu pori de dimensiuni mari cu

700=r ÷=800 A(

−= p

psTAeVWa lg0

0

2

ρ

a – este cantitatea adsorbită moli/g;

W0,B şi A- constante care caracterizează adsorbantul;

V- volumul molar al substanţei adsorbite în stare lichidă;

T- temperatura absolută;

Β1- coeficient de afinitate a vaporilor adsorbitului în raport cu substanţa standard;

pp1 - raportul dintre presiunea vaporilor saturaţi ai componentului adsorbit şi presiunea sa

parţială.

Conform teoriei Eucken-Polany, dacă se cunoaşte izoterma de adsorbţie a vaporilor

standard la temperatura T1, se poate calcula izoterma de adsorbţie a altor vapori la

temperatura T2.

Pentru calculul adsorbţiei se aplică relaţia:


2

112 V

Vaax

x =

unde:

xa1 - ordonată izotermei substanţei standard, deobicei bensen, în kg/kg;

xa2 - ordonata izotermei căutate, în kg/kg;

V1 şi V2- volumele molare (în stare lichidă, ale substanţei standard şi ale substanţei

cercetate în m3).

Volumele molare se calculează după relaţia:

ρMV =

unde

M- greutatea moleculară, în kg/kmol;

ρ - densitatea lichidului, în kg/m3;

Abscisele se calculează după relaţia:

1

1

2

122 lglg

pp

TTppl s

sg−

− −= β

unde

P1 ;i P2 sunt presiunile parţiale ale substanţei standard şi ale substanţei cercetate, în

mm Hg;

Ps-1 – presiunea vaporilor saturaţi ai substanţei standard, la temperatura absolută T1,

în mm Hg;

Ps-2 - presiunea vaporilor saturaţi ai substanţei cercetate la temparatura absolută T2,

în mm Hg;

Β – coeficientul de afinitate, egal cu raportul volumelor molare:

1

2

VV

=β

Pentru calculul punctelor izotermei vaporilor cercetaţi, se fixează pe curba

substanţei standard coordonatele p1 şi a1, iarvalorile P1, P2, Ps-1, Ps-2 se obţin din tabelele de

presiune ale vaporilor saturaţi.

Procesul de adsorbţie în condiţii dinamice se caracterizează printr-o ecuaţie

cinetică, după care viteza de adsorbţie (sau cantitatea de substanţă (a) care se adsoarbe în

unitatea de timp şi în unitatea de volum de adsorbant) este direct proporţională cu

coeficientul de transfer de masă şi forţa motrice a procesului


( )∗−= CCdda

yβτ

unde

C - este concentraţia substanţei adsorbante în amestecul de gaze, în kg/m3 de gaze

sau în kg/kg de gaz;

∗C - concentraţia substanţei adsorbante în amestecul de gaze, în echilibrul de

adsorbţie în kg/m3 de gaz sau în kg/kg de gaz;

Βy – coeficientul cinetic (coeficientul de transfer de masă), având dimensiunea

sgazm

sorbentkgssorbentm

ţăsubskg 1tan

33

=

Pentru calculele orientative ale coeficientului de transfer de masă yβ se utilizează

ecuaţia: 546,1 eu RN =′

unde

νβ dWR

Dd

N ey

u⋅

==′ ;2

d - este diametrul mediu al particulelor adsorbantului, în m;

D – coeficientul de difuziune α substanţei adsorbite în gaz la temperatura

procesului, în m2/s;

W – viteza curentului amestecului de gaz, calculată la secţiunea liberă, în m/s;

y -coeficientul viscozităţii cinematice a amestecului de gaz, în m2/s;

Coeficientul cinetic βy are forma:

46,154,0

54,0

6,1d

WDy νβ =

Procesul de adsorbţie în condiţii dinamice se poate de asemenea caracteriza prin

timpul scurs de la începutul trecerii amestecului de gaz peste stratul de adsorbant până în

momentul străpungerii, când apare substanţa adsorbită peste stratul de adsorbant. Acest

interval de timp se numeşte timp de acţiune protectoare a stratului de adsorbent şi se

determină din ecuaţia lui Şilov

0ττ −= Hk

unde


τ – este timpul acţiunii protectoare a stratului, în secunde (s);

k – coeficientul acţiunii protectoare a stratului, în s/m;

H – înălţimea stratului de sorbent, în m;

τ0 – coeficientul cinetic sau pierderea de timp a acţiunii protectoare a stratului, în s.

Coeficientul acţiunii protectoare a stratului se calculează cu relaţia:

0CWaK D=

unde

aD – reprezintă activitatea dinamică a adsorbentului, în kg/m3 adsorbent;

W – viteza amestecului de gaz, raportată la întreaga secţiune a aparatului;

τ0- concentraţia iniţială a substanţei adsorbite în amestecul de gaz, în kg/m3 de gaz

Pentru determinarea procesului de adsorbţie în stratul fluidizat se aplică ecuaţia lui

Şilov: HK=τ

unde

τ – este timpul acţiunii probatoare în s;

K – coeficientul acţiunii protectoare, în s/m;

H – înălţimea de adsorbent, în m.

Cantitatea de substanţă adsorbită în timpul τ se obţine din ecuaţia transferului de

masă:

τβ mya CfG ∆=

unde

Ga – este cantitatea de substanţă adsorbită, în kg;

βy – coeficientul de transfer de masă, în m/s;

f – suprafaţa transversală a adsorbantului ocupată cu granule de sorbent, în m2;

mC∆ - forţa motoare medie a procesului, în kg/m3

Τ – durata adsorbţiei, în s.

Utilizând date experimentale pentru calculul cineticii procesului şi activităţii

dinamice a sorbentului se pot calcula dimensiunile principale ale adsorbantului, cantitatea

de substanţă adsorbită şi durata procesului.

În procesul de adsorbţie componentele unei soluţii gazoase se separă prin difuziune.

După legea lui Thomas viteza de difuziune a unui gaz la o presiune şi temperatură dată este

invers proporţională cu rădăcina pătrată a masei moleculare. În consecinţă, viteza de


difuziune a hidrogenului din componenta HRG este de patru ori mai mare decât a

oxigenului.

Difuzia şi adsorbţia (fixarea) HRG pe particulele de praf de cărbune (substanţa

adsorbantă) este influenţată de o serie de parametri:

• concentraţia HRG în amestecul primar (praf cărbune, agent de uscare-vehiculare;

• timpul de contact cu particule de praf de cărbune;

• mărirea suprafeţei interioare specifice (Si) a particulei de cărbune; pentru cărbunii

tineri are valoarea 57-114 cm2/cm3, a antracitului este de 100 cm2/cm3, iar a

cărbunelui pentru electrozi este 70-500 cm2/cm3. Difuzia HRG se realizează la

suprafaţa particulei de cărbune în pori şi în crăpăturile din interiorul particulei;

• volumul specific al porilor particulei exprimat în cm3/g. Un grad foarte mare de

porozitate are cărbunele activ şi semicocsul.

Porozitatea, exprimată în procente, cu un raport al volumului porilor şi volumul

total, pentru cocs este de cca 50%, iar la aceasta corespunde o densitate specifică aparentă

(care include şi porii) de 0,45-0,55t /m3. Densitatea aparentă pentru cărbunii bruni variază

între 0,65-0,79, iar pentru huilă este între 0,8-0,86 /m3

• adsorbţia se realizează la temperaturi reduse (1000C), iar desorbţia la temperaturi de

3000C;

• contactul optim între HRG şi particulele de cărbune se obţine în regimul de

funcţionare cu fluidizare a prafuluide cărbune;

• prin pătrunderea HRG în porii particulei, reacţia de ardre se desfăşoară nu numai la

exterior ci şi în interiorul particulei şi este definită ca reacţie interioară. Reacţia

interioară se manifestă în cazul arderii particulelor de dimensiuni medii.

La baza tehnologiei de insuflare a HRG în particulele de cărbune, stă procesul de

difuzie liberă (fără schimbul de căldură şi de lucru mecanic)- Ecuaţia Legendre:

if UUdQdU === ;0,0

unde

U – este potenţialul de energie internă;

Q – este cantitatea de căldură schimbată în timpul procesului;

f – este starea finală;

i – este starea iniţială

Penru ca interfaţa între faza solidă (praful de cărbune, şi faza gazoasă (HRG) să fie

stabilă, trebuie ca energia sa liberă de formare să fie posibilă, dacă nu se modifică starea

sistemului. Tensiunea specifică interfacială este prin definiţie energia liberă pe unitatea de


suprafaţă asociată la formarea interfaţei considerate. Materialele care prezintă o activitate

de suprafaţă sunt definite ca tensioactive.

Formarea unui strat adsorbit nu este un proces instantaneu, el este guvernat de

procesul de difuzie spre interfaţă.

Când HRG este pus în contact cu particula de cărbune, o cantitate însemnată de gaz

se ataşează la suprafaţa particulei pentru a forma un strat adsorbit. În general la acest

fenomen de adsorbţie se suprapune şi o adsorbţie de gaz în interiorul aceleaşi particule şi

este dificil să se distingă fenomenul de adsorbţie de pentru a denumi fenomenul general de

reţinere a unui gaz de un solid. De regulă în termodinamică nu se iau în calcul efectele

acestor forţe. Există totuşi şi situaţii unde efectele interfaciale sunt departe de a fi neglijate,

ele pot chiar juca un rol preponderent. Când materialele sunt constituite din faze fin

divizate. Suprafaţa minimă pentru un volum fixat la două faze este o sferă.

La echilibru cantitatea de gaz adsorbită depinde de temperatură, de presiunea

gazului şi de suprafaţa care o oferă particula de cărbune. Adsorbanţii solizi, cei mai

renumiţi sunt aceia care prezintă o mare porozitate şi deci o suprafaţă specifică foarte

ridicată (suprafaţa pe unitatea de masă de solid). Aceştia sunt cărbunii, gelurile de siliciu,

pulberile fin divizate, care pot să realizeze suprafeţe specifice ajungând până la 1000 m2/g.

Forţele implicate în adsorbţia fizică a gazului sunt forţele de slabă intensitate,

cunoscute şi sub denumirea de forţele Van der Waals exprimate sub forma generală:

( ) τRbVVap =−

+ 2

unde

a- este o constantă care caracterizează amplitudinea forţelor de adsorbţie a

moleculelor;

b- este covolumul care prezintă existenţa unui limite de compresibilitatea fluidului,

impusă de mărimea moleculelor;

p,V,τ – reprezintă presiunea, volumul şi temperatura gazelor;

R – este constanta gazelor perfecte (R=8,3144 jk-1.mol-1;

Adsorbţia de gaz este însoţită de o diminuare a entropiei.

În fig. nr.6 se prezintă fenomenul de adsorbţie (izotermele) amoniacului pe

cărbune. Volumul de gaz adsorbit (cm3/g) este exprimat în condiţii normale de temperatură

şi de presiune.

Atracţia reciprocă prin forţe Van der Waals este o proprietate generală a tuturor

moleculelor şi a atomilor gazelor. Se mai numesc şi legături de hidrogen, când apar grupele


de radicali HO. În general sunt mai slabe decât legăturile covalente sau homopolare care se

formează între atomi în interiorul moleculelor sau legăturile electrovalente, (heteropolare)

care sunt forţele de atracţie dintre ioni, în compuşii ionici şi legăturile dintre atomi, în

interiorul moleculelor.

Presiune (105 pascal)

Fig.6 Fenomenul de adsorbţie a amoniacului pe cărbune

Arderea prafului de cărbune este un proces tipic de ardere eterogenă determinată

atât de cinetica arderii pe suprafaţa particulei de cărbune cât şi de procesul de difuziune al

oxigenului din mediul ambiant spre suprafaţa particulei, şi de gazele de ardere, în sens

contrar spre mediul ambiant, prin stratul limită de gaze aderent la suprafaţa respectivă a

particulei.

Când particula de cărbune este poroasă prin pătrunderea oxigenului în porii

acesteia, reacţia de ardere denumită exterioară se poate desfăşura nu numai la exterior, la

suprafaţa particulei, ci şi în interiorul acesteia.

Această reacţie din urmă se numeşte reacţie interioară. De regulă această reacţie

este inclusă în coeficientul vitezei de reacţie de suprafaţă.

Debitul de consum de oxigen (go2) pe suprafaţa unitară a carbonului se exprimă

prin relaţia:

sO ckkg )( 212 +=

unde

cs – este concentraţia de oxigen la suprafaţa carbonului.

Oxigenul debitat la suprafaţa carbonului este consumat ca urmare a reacţiilor:

COOC K→+ 1

2

COOC K 22 22 →+


Debitul de consum de oxigen cu includerea reacţiei interioare este:

ssn

ciisO CKDKCg *

2 =

+=

δδ

Din care rezultă

sn

i

s

i cCD

KK

+=∗

δδ

unde:

K* este constanta vitezei aparente de reacţie,

K – constanta totală a vitezei de reacţie a oxigenului (K1+K2);

Di=mD coeficientul de difuziune interioară a oxigenului (D-coeficientul de

difuziune exterioară a oxigenului;

m- gradul de porozitate al particulei;

Ci- concentraţia oxigenului în interiorul particulei;

Cs – concentraţia oxigenului la suprafaţa carbonului;

n – coordonata normală la suprafaţa carbonului.

Reacţiile între carbon şi oxigen se desfăşoară pe suprafaţa particulei, în stratul de

adsorbţie. În urma acestor reacţii apare CO2 şi CO. CO2 poate să intre din nou în reacţie cu

carbonul şi se formează din nou CO (reacţia de reducere)

COCOC K 232 →+

Deasemenea în prezenţa vaporilor de apă sau a hidrogenului pot avea loc reacţiile

C + H2O→CO+H2

2H2+O2→H2O

CO+H2O→CO2+H2

La o temperatură modestă (sub 8000C) în prezenţa oxigenului carbonul arde la

suprafaţă şi se transformă în CO şi CO2.

Cu cât temperatura este mai ridicată cu atât se accelerează mai mult reacţia

2CO+O2=2CO, iar CO2 tinde către valoarea maximă.

Funcţie şi de concentraţia de oxigen la suprafaţa particulei, coeficienţii consumului

de carbon depind de o serie de factori ca: tipul cărbunelui, temperatura la suprafaţă,

presiunea parţială a oxigenului la suprafaţa particulei şi în mediul ambiant, mărimea

particulei de carbon, rugozitatea şi porozitatea la suprafaţa carbonului.

În ceea ce priveşte reacţia interioară de oxidare aceasta se manifestă la particulele

de dimensiune medie şi deosebit de intens în cazul oxidării la temperatură scăzută.


Încălzirea până la aprindere a prafului de cărbune injectat în camera de ardere are

loc prin toate modurile de transmitere a căldurii (conductivitate, convecţie, radiaţie).

Timpul necesar încălzirii prafului de cărbune şi viteza de propagare a flăcării

variază cu concentraţia prafului, cu temperatura iniţială a amestecului şi cu temperatura

flăcării.

Temperatura maximă a flăcării corespunde amestecului stoichiometric (temperatura

scade atât la amestecul sărac cât şi la amestecul bogat). Viteza flăcării este maximă şi

timpul până la aprindere este minim pentru amestecul stoichiometric. Deasemenea timpul

până la aprindere scade cu micşorarea granulaţiei şi cu creşterea conţinutului de materii

volatile.

Compoziţia substanţelor volatile variază mult după degajare datorită reacţiei

gazelor între ele şi reacţiei cu substanţa reziduală carbonoasă. Variaţia momentană a

compoziţiei substanţelor volatile depinde şi de viteza de degajare şi de amestec a acestor

substanţe cu gazele din mediul ambiant.

La ardrea prafului de cărbune, viteza procesului de descompunere termică se

desfăşoară rapid, deoarece viteza de încălzire este de cca 104 0C, iar descompunerea

termică nu durează mai mult de o secundă.

Temperatura necesară aprinderii nu este în fiecare moment aceeaşi, deoarece nu

depinde numai de caracteristicile amestecului combustibil, de transferul de căldură etc. Ci

şi de procesul de difuziune în imediata apropiere a frontului de flacără, de centri activi de

reacţie şi de gazele de ardere, cantitativ şi calitativ variabile.

Faptul că începutul reacţiilor în flacără se realizează la o temperatură cu mult mai

scăzută decât temperatura maximă a flăcării a dus la concluzia că pentru începutul

reacţiilor este nevoie de o energie scăzută de activare.

Înainte şi după punctul de aprindere se dezvoltă o zonă cu centri activi de reacţie

(atomi şi radicali liberi) care iniţiază o serie de reacţii înlănţuite, ce se desfăşoară după

mecanismul bazat pe datele cinetica chimică.

Cea mai mare viteză de creştere a concentraţiilor de ioni şi electroni în flacără se

produce în zona primară de reacţie a flăcării.

La arderea particulelor de cărbune procesul se desfăşoară două faze:

• arderea substanţelor volatile;

• arderea rezidului carbonos

Arderea substanţelor volatile funcţie de natura cărbunilor se poate desfăşura sub

forma unui proces violent, repartizat neuniform în jurul particulelor de cărbune (huile,


cărbuni bruni) sau sub forma unui proces continuu cu o repartiţie uniformă în jurul

particulei.

Arderea particulei de reziduu carbonos se poate realiza la suprafaţă cu micşorarea

mărimii particulei şi păstrarea densităţii rezidului constantă sau arderea în întreaga masă de

reziduri, fără ca particula să-şi schimbe mărimea.

2.4.Reducerea emisiilor de oxizi de sulf prin arderea combustibilului solid,

îmbogăţit cu HRG

După ce s-a arătat la capitolele anterioare temperatura de aprindere şi începutul

reacţiilor în flacără depinde şi de procesul de difuziune a centrilor activi din componenta

HRG.

Începutul reacţiilor în flacără se realizează la o temperatură cu mult mai scăzută

decât temperatura maximă a flăcării şi ca atare pentru începutul reacţiilor este nevoie de o

energie scăzută de activare.

Hidrogenul are o conductibilitate de 6,4 ori mai mare decât aerul. Este cel mai bun

conducător de căldură dintre gaze apropiindu-se de metale prin aceste proprietăţi, cât şi

prin electropozivitatea sa ccentuată la temperaturi obişnuite, începând de la 1800C se

combină cu O2.

Hidrogenul atomic (prezent în HRG) este mai reactiv decât hidrogenul molecular.

Combinarea hidrogenului cu sulful are loc deasupra temperaturii de 2500C

8,4;22 −=∆=+ HSHSH kcal/mol

La temperaturi mult mai ridicate, de ordinul 500-12000C pot avea loc reacţii de

combinare a hidrogenului cu alte componente ale cărbunelui, cum ar fi azotul sau carbonul.

În general în fiecare grupă combinarea elementelor cu hidrogenul se face cu atât

mai greu, cu cât masa lor atomică este mai mare.

Afinitatea hidrogenului faţă de elementele puternic electronegative între care se

găseşte şi sulful (încadrate în partea dreaptă a sistemului periodic) determină acţiunea

reducătoare pe care hidrogenul o exercită asupra combinaţiilor acestor elemente: H2 este

electropozitiv, iar O2 este elecronegativ.

Cu cât oxizii sunt mai puţin stabili (au căldura de formare mai mică) cu atât sunt

mai reduşi de hidrogen.

Se menţionează procedeul puternic reductor care transformă bioxidul de sulf (SiO2)

şi acidul sulfuric în sulfaţi sau hidrogen sulfurat.


Sulfaţii pot fi reduşi la sulfuri, care la rândul lor pot trece în hidrogen sulfurat.

Sulful formează cu hidrogenul o serie de combinaţii cu formula generală H2Sn,

hidrogeni polisulfuraţi sau sulfuri, dintre care cel mai important este monoxidul de sulf,

H2S.

H2S arde formând apă şi SO2

2H2S+O2=2H2O+2S

H2S reduce SO2 la sulf

2H2S+SO2=2H2O+3S

Se estimează o reducere a emisiei de SO2 până la 50%.

Formarea (prezanţa H2S) poate duce ulterior la o serie de reacţii de oxidare care

depind de concentraţiile de OH, O, O2.

Aceste reacţii pot să fie:

OSH +2 2HOHS +⇔

OHSOOHS +⇔+ 2

22 HHSSHOH +⇔+

OSOOSO +⇔+ 22

OHHSSHO +⇔+ 2

OSOOSO +⇔+ 322

Procesul de combinare a hidrogenului atomic cu H2S va da radicalii HS şi OH, iar

interactivitatea lor conduce la formarea SO.

Atât SO2 cât şi SO nu prezintă agenţi de coroziune de înaltă temperatură.

Cea mai mare parte a legăturilor sulfului cu gazele de ardere se găsesc în SO2, dar

în anumite condiţii se pot găsi şi sub formă de SO.

Prin încălzire H2S se poate descompune:

molkcalHSHSH /8,422 =∆+⇔

În aer H2S arde:

SOHOSH 222 222 +=+

H2S reacţionează cu unele metale sau nemetale formând sulfuri:

22 2 NAgSSH ++

SHClClSH +=+ 222

H2S reduce SO2 la sulf

SOHSOSH 322 222 +=+


H2S poate fi neutralizat de baze formând sulfuri . Reacţia are loc în două etape: la

început are loc formarea unei sulfuri acide, care apoi cu o altă cantitate de hidroxid, trece

în sulfură neutră:

OHNaHsNaOHSH 22 +=+

OHSNaNaOHNaHS 22 +=+

H2S poate forma sulfuri şi cu oxizii bazici sau cu unele săruri.

SO3 în flacără se obţine de la combinarea oxigenului atomic, în exces, la înaltă

temperatură, cu SO2

32 SOOSO x ⇔+

sau

32 SOOSO →+

32212/1 SOOSO K→+

Conţinutul de SO3 în flacără se calculează cu relaţia:

( ) tt kkSO ee

kkk

aC 21

321

1 −− −−

=

unde

a – este coeficientul iniţial de oxigen atomic în ppm;

k1 – constanta coeficientului de reacţie pentru prima reacţie;

k2 – constanta coeficientului de reacţie pentru a doua reacţie;

CSO3 – conţinutul în SO3 (în ppm, după t scade)

k1 este de 8-9 ori mai mare decât k2

SO3 poate să apară şi în cazul interacţiunii cu oxizii de azot:

OMSOHOSO 232 2 +→+

HOSOMOSO +→+ 322

Când se formează concentraţia maximă a oxigenului atomic ( 1=fα ), conţinutul de

SO3 în gazele de ardere este minim.

La arderea cărbunelui cu sulf, în zona marginală a ecranelor, la o anumită

concentraţie a H2S poate să apară coroziunea acestora. Factorul hotărâtor de corodare a

suprafeţelor de radiaţie a ecranelor şi temperatura acestora.

Prin injecţia HRG, oxidarea hidrogenului sulfurat se va putea realiza în

conformitate cu relaţia:

SHHSSHOH 22 +→+


La inertizarea lanţului un rol mare îl are şi moleculele vaporilor de apă, care se

formează la injecţia HRG.

La injecţia HRG, în jurul flăcării se va realiza o zonă îmbogăţită în oxigen, care va

duce la micşorarea coroziunii şi la îmbunătăţirea procesului de ardere.

Sistemul de ardere corectat, cu exces redus de aer, asigură diminuarea producţiei de

SO3 şi reducerea corespunzătoare a procesului de coroziune.

3. Caiet de sarcini pentru proiectarea arzatoarelelor cu arderea prafului de carbune imbogatit cu HRG

3.1. Calculul debitului de amestec primar şi al debitului de aer secundar

1.1 Date de proiectare:

- puterea termică nominală a arzătorului: 400 kW;

- combustibil: lignit Qi =7500 kJ/kg (1794 kcal/kg), Wti=30%, Ai=30%, Vi=35%;

- temperatură aer: 200 – 3000C Adoptat 2500C;

- temperatura de ieşire separator moară: 80 - 1000C Adoptat 900C;

- temperatura de aspiraţie a gazelor: 750 – 8500C Adoptat 7500C;

- coeficientul de exces de aer la arzător: 0,9 – 1,1 Adoptat 1,0;

- tip arzător: cu fante ( 3 variante constructive)

- diametrul interior al ambrazurii (existente) Ө= 168 mm

3.2 Calculul de dimensionare al spaţiilor de amestec primar şi respectiv aer

secundar ale arzătorului

3.2.1 Arzător VARIANTA 1

Vs=0,0864889 m3/s

a) numărul de fante de aer primar 3 fante/arzător

b) debitul de amestec per fantă:

smxV

V sfs /0288008,00864889,0333,0

33===

c) vitezele adoptate

- prin fanta 1 (superioară) wsf1=12 m/s


- prin fanta 2 (mediană) wsf1=13 m/s

- prin fanta 3 (inferioară) wsf1=15 m/s

d) secţiunile rezultate pentru fantele de ametsec primar

- fanta superioară 2

11 2400

120288008,0 mm

wV

Ssf

sff ===

- fanta mediană 2

22 2215

130288008,0 mm

wV

Ssf

sff ===

- fanta inferioară 2

33 1920

150288008,0 mm

wV

Ssf

sff ===

e)viteza aerului secundar în ambrazura arzătorului

- secţiunea liberă disponibilă pentru aerul secundar

-

∑−= fanteextaas SDS .2

4π

Da=diametrul ambrazurii Da=168 mm

( ) 22. 008178,0817828323487 mmmS fanteext ==++⋅=∑

22 01398891,0008178,0168,04

mSas =−⋅=π

- debitul de aer secundar

( )[ ] [ ]smVVVV FLHLLTL /,273

250273 3sec

+⋅′+′−′=

( )[ ] smVL /2011232,0273

250273006175,0012350,0123509,0 3sec =

+⋅+−


Rezultă viteza aerului secundar aerului secundar în ambrazură:

smS

Vw

as

La /37,14

0139891,02011232,0sec ===

3.2.2 Arzător VARIANTA 2

Vs=0,0864889 m3/s

VLsec=0,2011232 m3/s

a) numărul de fante de amestec primar.............................................2 fante /arzător

b) debitul de amestec primar per fantă:

smxV

V ssf /0432445,00864889,05,0

23===

c) Vitezele adoptate pentru amestecul primar:

prin fanta 1 (mediană) wsf1=13 m/s

prin fanta 2 (inferioară) wsf1=15 m/s

d) Secţiunile rezultate pentru fantele de amestec primar:

- fanta 1 2

11 3326

130432445,0 mm

wV

Ssf

sff ===

- fanta 2 2

22 2883

150432445,0 mm

wV

Ssf

sff ===

e) Dimensionarea fantei superioare (fanta de aer secundar II cald)

- debitul de aer secundar II cald

VLsecII=0,025 smxV IIL /0502808,02011232,025,0 3sec ==

- viteza adoptată:

waII=20m/s

- secţiunea rezultată pentru fanta de aer secundar II cald


2sec 251420

0502808,0 mmw

VS

aII

IILaIIcald ==

3.2.3. Arzătorul VARIANTA 3

- fantele de amestec primar sunt identice cu cele de la Arzătorul VARIANTA 2

- fanta superioară este pentru aer secundar II rece (t=100C)

a) debitul de aer secundar II rece

( )[ ] ( ) [ ]smVVVV FLHLLTIIreceL /,273

1027325,0 3sec

+⋅′+′−′⋅=

smV IIreceL /0272074,003663,1104984,025.0 3sec =⋅⋅=

b) secţiunea fantei de aer secundar II rece

se adoptă viteza de 20m/s

2sec 136020

0272074,020

mmV

S IIreceLaIIrece ==

etapa ii cercetari exeprimentale privind reducerea...

Documents