Efekty ekonomiczno-eksploatacyjne spalania biomasy w przedpalenisku kotła energetycznego

Henryk Karcz, Ryszard Głąbik, Marcin Kantorek, 

Zbigniew Modliński, Paweł Rączka 

Politechnika Wrocławska

Wydział Mechaniczno-Energetyczny Zakład Kotłów i Turbin

Efekty ekonomiczno-eksploatacyjne spalania biomasy

w przedpalenisku kotła energetycznego

W polskiej energetyce przemysłowej i zawodowej oraz cie-płownictwie  coraz  szerzej  realizuje  się  proces  współspalania  biomasy łącznie z pyłem węglowym lub węglem rozdrobnionym  w komorach kotłów pyłowych, rusztowych i fluidalnych. Czynione  są również próby spalania biomasy samodzielnie w przedpaleni- skach kotłów węglowych. Zjawisko to osiągnęło skalę przemysło-wą dzięki stosowaniu priorytetów cenowych za wyprodukowaną  energię ze źródeł odnawialnych oraz z tytułu stosowanych kar  za nie wypełnienie obowiązku wyprodukowania określonej ilości  „zielonej  energii”  wynikających  z  licznych  Dyrektyw  Unijnych  i rozporządzeń ministerialnych.

Opracowuje się wiele technologii dla termicznego przetwa-rzania  biomasy  ze  względu  nie  tylko  na  aspekty  ekologiczne,  ale  również  ze  względu  na  wykorzystanie  zasobów  biomasy  pochodzącej z drewna oraz wszelkiego rodzaju upraw roślin rol-niczych i specjalnych roślin energetycznych. Według krajowych  doświadczeń, najczęściej spotyka się technologię bezpośredniego  spalania biomasy pochodzącej z trocin lub zrębków, zmielonej  w młynach węglowych łącznie z węglem i współspalania miesza-niny pyłu drzewnego i węglowego w komorach kotłów pyłowych.  Należy  jednak  zaznaczyć,  że  w  użytkowanych  w  kraju  kotłach  pyłowych,  udział  cieplny  biomasy  nie  przekracza  zwykle  8%  całkowitej ilości ciepła wydzielanego w kotle. Przekroczenie 8%  stwarza problemy eksploatacyjne związane z pogorszeniem się  przemiału, wzrostem zagrożenia pożarowo-wybuchowego, wzro-stem niedopału w lotnym koksiku i ogólnym spadkiem sprawności  termodynamicznej kotła [1-5].

Współspalanie  biomasy  w  kotłach  rusztowych  wymaga  stosowania  specjalnej  technologii  [6-8]  i  odnosi  się  do  kotłów  energetycznych małej mocy, głównie do kotłów ciepłowniczych  i komunalnych,  a  współspalanie  biomasy  z  węglem  w  kotłach  fluidalnych  niesie  za  sobą  kłopoty  związane  z  tworzeniem  się  szlaki  w  złożu  fluidalnym  i  szlakowaniem  powierzchni  ogrze-walnych  komory  fluidalnej  oraz  ze  wzrostem  ilości  niedopału  w lotnym popiele.

Bardziej  skomplikowaną  technologią  energetycznego  recy-klingu jest przetwarzanie biomasy w reaktorach do zgazowania  i współspalania  gorącego  gazu  pirolitycznegog  w  komorach  kotłów pyłowych z pyłem węglowym oraz spalanie gazu pirolitycz-nego w komorach kotłów rusztowych bezpośrednio nad warstwą  spalającego się węgla. Technologia ta jest jednak ograniczona  wydajnością reaktorów do zgazowania biomasy oraz komplika-cjami wynikającymi z termicznego przetworzenia pozostałego po  odgazowaniu gorącego karbonizatu, który musi zostać poddany  obróbce termicznej i przygotowany do spalenia.

W  praktyce  istnieją  cztery  różne  możliwości  podawania  i przygotowania do współspalania biomasy z węglem w komorze  kotła:

1)  mieszanie  biomasy  z  mułami  węglowymi  i  podawanie  mie-szanki instalacją hydrauliczną mułów do układu przygotowania  pyłu,

2)  podawanie biomasy poprzez wyodrębniony układ mechaniczny  lub hydrauliczny do bunkra przedmłynowego,

3)  podawanie  biomasy  ze  składowiska  węglowego  na  układ  taśmociągów zasilających młyny węglowe,

4)  podawanie biomasy wyodrębnionymi taśmociągami zasilają-cymi przedpalenisko kotła.

W przypadku wdmuchiwania mieszanki pyłu węglowego i pyłu  z biomasy do komory kotła, najkorzystniejszy jest wariant trzeci.  W  tym  przypadku  biomasa  podawana  jest  na  warstwę  węgla  znajdującego się na taśmociągu. Poprzez wielokrotne mieszanie  na  kolejnych  przesypach  uzyskuje  się  stosunkowo  jednorodną  mieszankę paliwową na wejściu do układu przygotowania pyłu,  w przypadku kotła pyłowego lub do kruszarki w przypadku kotła  fluidalnego.  O  ile  w  przypadku  kotła  fluidalnego  stopień  roz-drobnienia nie ma większego znaczenia, to w przypadku kotła  pyłowego ma znaczenie pierwszoplanowe. Rodzaj stosowanych młynów oraz wielkość komory kotła ma  ogromny wpływ na jakość przemiału i stopień wypalenia ziaren  koksiku powstałego w trakcie spalania ziaren biomasy. Stosunkowo niskie komory kotłów do spalania węgla kamien-nego i powszechnie używane młyny kulowe, miażdżące podawany  materiał,  nie  pozwalają  spalać  więcej  jak  5–7%  biomasy  bez  znacznego pogorszenia sprawności termodynamicznej kotła.

W  przypadku  współspalania  trocin  lub  zrębków,  mogą  być  stosowane  trzy  pierwsze  sposoby  podawania  i  przygotowania  biomasy do komory kotła. W każdym przypadku trociny lub zrębki  podawane są do młyna węglowego, gdzie ulegają przemiałowi 

Jan Zmyślony, Krzysztof Folga,  

Kazimierz Rzepa, Agnieszka Kosiorek-Herbuś 

łącznie z węglem. Należy jednak zdawać sobie sprawę z faktu,  że tekstura fizyczna i zdolności przemiałowe triocin i zrębków są  podobne do tekstury i podatności przemiałowej ksylitu – odmia-ny petrograficznej węgla brunatnego, który w czasie przemiału  daje duże ilości nadziarna w postaci długich włókien, co może  powodować nawet 30% niedopał w żużlu. Wprowadzone zmiany  w układach młynowych i konstrukcjach komór kotłów pozwala-ją, obecnie spalać pył węgla brunatnego bez zbyt dużych strat  koksiku w żużlu. Ponieważ współspalanie biomasy odbywa się  głównie  w  kotłach  na  węgiel  kamienny,  pojawiły  się  czynniki,  które w istotny sposób ograniczają ilość współspalanej biomasy  pochodzącej  z drewna.  Główną  przyczyną  ograniczającą  ilość  spalanych trocin i zrębków jest zbyt mała wielkość komory spa-lania i powszechnie stosowane młyny miażdżące, które dają dużą  ilość nadziarna w postaci zmiażdżonego drewna, które w niskich  komorach spalania nie zdążą się spalić i jako zbyt lekkie unoszone  są ze spalinami w postaci lotnego koksiku lub jako ciężkie opadają  do leja żużlowego kotła.

Powyższe  czynniki  są  główną  przyczyną  ograniczenia  ilo-ści spalanej biomasy w kotłach pyłowych na węgiel kamienny.  Z ekonomicznego punktu widzenia oraz z punktu widzenia bezpie-czeństwa instalacji przed pożarami i wybuchami, ilość spalanych  w kotle trocin lub zrębków nie powinna przekraczać 7–8% ilości  energii wniesionej do kotła z paliwem węglowym. 

Wielkość  ta  jest  znacznie  mniejsza  od  wartości  docelowej  wynikającej z Dyrektywy Unijnej i uzyskanego przez elektrownie  Świadectwa Pochodzenia „energii zielonej”.

W  związku  z  powyższymi  faktami  wyprodukowanie  energii  „zielonej”  z  biomasy  w  ilościach,  które  wyznaczają  Dyrektywy  Unijne i Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 19 grudnia  2005 r.  może  być  zrealizowane  tylko  w  specjalnie  zbudowa-nych przedpaleniskach, w których będzie można spalać każdy  rodzaj biomasy i odpady zaliczane do biomasy, niezależnie od  ich tekstury fizycznej, własności fizykochemicznych, własności  kinetycznych i stopnia rozdrobnienia. Rys. 1. Schemat instalacji przedpaleniska kotła energetycznego  1 –  komora obrotowa, 2 – fluidalna komora spalania, 3 – złoże fluidalne, 4 – komora separacji cząstek stałych, 5 – komora dopalania 6 – kocioł macierzysty, 7 – zasobnik materiału inertnego, 8 – układ dopalania

Technologiczne i eksploatacyjne

uwarunkowania przedpaleniska

do spalania biomasy

Zastosowana technologia do spalania biomasy w przedpa-lenisku  powinna  z  jednej  strony  zabezpieczyć  eksploatacyjnie  pewną instalację przedpaleniska, niezależnie od struktury fizycznej  spalanej  biomasy,  jej  własności  fizykochemicznych  i  kinetycz-nych, a z drugiej strony powinna zapewnić stabilną pracę kotła  macierzystego,  i  nie  pogorszyć  parametrów  eksploatacyjnych.  Kocioł  macierzysty  powinien  zachować  tę  samą  lub  zbliżoną  wydajność, sprawność termodynamiczną oraz emisję substancji  szkodliwych do otoczenia w całym zakresie zmiany ilości spalanej  biomasy [1–20]. 

Schemat  instalacji  przedpaleniska  energetycznego  przed-stawiono na rysunku 1. Instalacja posiada możliwość płynnego  przejścia ze spalania jednego rodzaju paliwa na inne. Głównymi  elementami instalacji jest komora obrotowa (1), komora fluidalna  (2) zamknięta od dołu dnem dyszowym (3). Lotny popiół i karbonizat wytrącany jest ze strumienia gazów  w komorze separacji (4) oraz na kształtownikach festonu wejścio-wego i wyjściowego z komory separacji. Dopalanie gazów palnych  i ziaren karbonizatu odbywa się w komorze dopalania (5). Złoże  fluidalne (3) utworzone jest z materiału inertnego podawanego  z  zasobnika  popiołu  (7)  i  karbonizatu  o  regulowanym  składzie  masowym. Fluidyzacja złoża odbywa się przy pomocy gazu flu-idyzacyjnego składającego się z powietrza i spalin z recyrkulacji  o regulowanym udziale tlenu. Popiół ze złoża odprowadzany jest  układem hydraulicznym (8). Powietrze niezbędne do spalania bio- masy jest rozdzielone na cztery powietrza przeznaczone do spa-lania gazów pirolitycznych i powietrze przeznaczone do spalania  karbonizatu. Rozdział powietrza i regulowane dawkowanie, daje  możliwość  kontroli  temperatury  płomienia,  ilości  powstających  NOx,  oraz  daje  możliwość  wpływu  na  zachowanie  się  popiołu  w instalacji przedpaleniska. Materiał inertny PW III PW IV _P W IV 2 1 1 3 3 2 4 5 6 8

Spalanie biomasy w przedpalenisku musi zapewnić: •  niezawodną pracę instalacji w zakresie od 20 do 100% wydaj-ności nominalnej •  możliwość płynnego przejścia od jednego do drugiego rodzaju  biomasy lub odpadów zaliczanych do biomasy bez wprowa-dzenia zmian technologicznych w instalacji •  pracę instalacji w „reżimie” autotermicznym lub przy minimalnej  ilości paliwa wspomagającego,

•  powstawanie  produktów  termicznej  destrukcji  o  wysokiej  reakcyjności  łatwo  ulegającym  dopaleniu  w  komorze  kotła  macierzystego,  •  powstanie produktów termicznej przemiany o działaniu obo-jętnym w stosunku do kotła macierzystego i do środowiska  naturalnego. W szczególności w komorze obrotowej musi być zapewniona: •  płynna możliwość stworzenia atmosfery redukcyjnej lub utle-niającej w strefie suszenia i pirolizy biomasy

•  możliwość  regulacji  mocy  palnika  wspomagającego  proces  suszenia i termicznej destrukcji w zależności od wilgotności  i ilości podawanej biomasy,

•  kontrola  temperatury  wnętrza  komory  wzdłuż  jej  długości,  w  poszczególnych  strefach  przebiegu  procesu  termicznej  destrukcji,

•  możliwość  przeciwdziałania  aglomeracji  biomasy  w  strefie  suszenia i pirolizy,

•  możliwość  regulacji  czasu  przebywania  biomasy  w  strefie  suszenia, pirolizy i karbonizacji, •  możliwość przeprowadzenia neutralizacji substancji szkodli- wych (S, Cl, F) dla komory przedpaleniska i środowiska natu-ralnego metodami pierowtnymi przez wprowadzenie do komory  preparatów wapniowych lub innych skutecznych w stosunku  do siarki i chloru. Natomiast komora fluidalna, komora separacji i komora do-palania muszą zapewnić: •  spalanie gazów pirolitycznych w kilku etapach (trzech – czterech)  rozciągniętych na znaczną przestrzeń komory spalania w taki spo-sób, aby temperatura w płomieniu nie przekraczała 1300°C, •  minimalną temperaturę w komorze spalania powyżej 850°C  umożliwiającą zapłon gazów pirolitycznych,

•  powstanie  złoża  fluidalnego  z  materiału  inertnego,  popiołu  i karbonizatu w takich proporcjach aby zawartość karbonizatu  w złożu nie przekraczała 10% udziału masowego,

•  minimalną  temperaturę  złoża  powyżej  500°C  zapewniającą  zapłon karboniztau

•  płynną  regulację  składu  gazu  fluidyzacyjnego  składającego  się z powietrza i spalin z recyrkulacji w zakresie udziału obję-tościowego powietrza od 10 do 50%, •  płynną regulację ilości gazu fluidyzacyjnego w takim zakresie  aby szybkość przepływu gazu przez przekrój złoża fluidalnego  była w przedziale od 1,0 do 3 m/s, niezależnie od obciążenia  cieplnego przedpaleniska, •  kontrolę i możliwość regulacji temperatury złoża w zakresie  temperatur od 500 do 900°C w zależności od rodzaju spalanej  biomasy i składu substancji mineralnej, aby nie tworzyły się  spieki i aglomeraty popiołu utrudniające pracę złoża, •  separację cząstek karbonizatu i popiołu ze strumienia gazów  opuszczających komorę fluidalną przy pomocy separatorów  umieszczonych na festonie wlotowym do komory separacji,  w komorze separacyjnej oraz w separatorze umieszczonym  na festonie wlotowym do komory dopalania, •  odpływ wytrąconego ze strumienia gazów spalinowych popiołu  i karbonizatu do złoża fluidalnego, •  stabilny zapłon i spalanie gazów palnych i cząstek karbonizatu  zawartych  w  gazach  spalinowych  wypływających  z  komory  separacji do komory dopalania, •  taką wymianę ciepła w komorze fluidalnej, komorze separacji  oraz w komorze dopalania aby temperatura wody z odpływo- wych komór zbiorczych poszczególnych elementów przedpa-leniska była w przedziale 220 – 260°C i nie przekraczała 10%  stopnia odparowania wody kotłowej w parowniku instalacji. Schemat włączenia przedpaleniska w układ wodny i gazowy  kotła macierzystego przedstawia rysunek 2. Włączenie przedpaleni- ska w układ wodny i gazowy kotła macierzystego nie może pogor-szyć parametrów eksploatacyjnych i pewności ruchowej kotła oraz  parametrów emisyjnych gazów i części stałych do otoczenia.  Parametry eksploatacyjne, które muszą być w pierwszej ko-lejności zachowane, to niezawodność ruchowa całego układu,  która obejmuje: •  pewność cyrkulacji wody w konturze wodnym komory kotła, •  pewność przepływu wody w konturze wodnym komory fluidal-nej, •  wymianę ciepła w komorze kotła, •  wymianę ciepła w komorze fluidalnej , •  rozkład podciśnień po stronie spalin w przedpalenisku i kotle  macierzystym zabezpieczających układ przed wydmuchiwa-niem spalin do otoczenia,

•  zabezpieczenie  układu  przed  wzrostem  zawartości  lotnego  koksiku – karbonizatu – w żużlu odprowadzanym z leja żużlo-wego kotła

•  zabezpieczenie powierzchni ogrzewalnych komory przedpa-leniska  i  kotła  przed  szlakowaniem.  W  przypadku  spalania  biomasy zwierzęcej w substancji mineralnej występują znaczne  ilości sodu (Na) i potasu (K),

•  zabezpieczenie powierzchni ogrzewalnych kotła przed korozją  chlorową i siarkową przy spalaniu biomasy zawierającej duże  ilości chloru (Cl) i siarki (S),

•  zapewnienie  symetrii  w  koncentracji  gazów,  temperatur  i prędkości przepływu przez komorę kotła macierzystego przy  wprowadzeniu strumienia gazowego powstałego ze spalania  biomasy w przedpalenisku kotła.

Błędy popełniane

w trakcie realizacji prototypowej instalacji

przedpaleniska do spalania biomasy

Punktem wyjścia projektu instalacji przedpaleniska kotła do  spalania biomasy o mocy około 40 MW (15 – 18 t/h biomasy)  były  obliczenia  cieplne  kotła  OP-150  dla  różnych  udziałów  cieplnych biomasy  [1] obliczenia cyrkulacji wody w rurach ekra-nowych komory spalania kotła [2], obliczenia aerodynamiczne 

Rys. 2. Schemat włączenia instalacji przedpaleniska do instalacji kotła macierzystego 1 – komora kotła macierzystego, 2 – walczak, 3 – rury opadowe, 4 – powierzchnie ogrzewalne drugiego ciągu, 5 – lej żużlowy 6 – kanał wyprowadzenia gazów z przedpaleniska, 7 – okno wlotowe gazów z przedpaleniska do leja zużlowego kotła 8 – dysze powietrza wspomagającego, 9 – pompa cyrkulacyjna wody zasilającej przedpaleniska, 10 – komora fluidalna przedpaleniska, 11 – komora separacji,  12 – złoże fluidalne, 13 – zasobnik materiału inertnego, 14 – układ gazu fluidyzacyjnego, 15 – komora obrotowa, 16 – układ zasilania biomasy,  17 – układ zasilania preparatami redukcyjnymi, 18 – układ zasilania palników wspomagających komory paleniskowej kotła i komory fluidalnej [3-5] obliczenia  wypalania  pyłu  węglowego  w  komorze  kotła  macierzystego  w zależności  od  ilości  spalanej  biomasy  w  przedpalenisku  [3-4] oraz rozkład ciśnień w układzie przedpalenisko – kocioł  macierzysty w zależności od ilości spalanej biomasy i obcią-żenia cieplnego kotła. 

Obliczenia  i  modelowanie  procesów  spalania,  przepływów,  cyrkulacji wody, wymiany ciepła i oporów hydraulicznych prze- prowadzono w Zakładzie Kotłów i Turbin Wydziału Mechanicz- no-Energetycznego Politechniki Wrocławskiej. Obliczenia mate-matyczne dla przyjętych modeli fizykochemicznych opisujących  przebieg procesów spalania biomasy i pyłu węglowego, wymiany  ciepła i masy, przepływów po stronie czynnika roboczego (woda,  para) i po stronie czynnika gazowego, przeprowadzono w oparciu  o literaturowe charakterystyki fizykochemiczne i kinetyczne trocin  i zrębków odpadów pochodzących z drewna. Brak środków finan-sowych na podstawowe badania fizykochemiczne i kinetyczne  spalanej  biomasy  spowodował  wprowadzenie  do  przyjętych  modeli matematycznych, literaturowych, orientacyjnych ogólnych  nieadekwatnych do spalonej biomasy parametrów określających  przebieg poszczególnych zjawisk.

Brak wyników badań własności fizykochemicznych popiołu  i  karbonizatu  spowodował  przyjęcie  błędnych  charakterystyk 

temperaturowych popiołu, co w konsekwencji doprowadziło do  niewłaściwej pracy złoża fluidalnego. Z kolei brak danych do-świadczalnych jak również brak danych literaturowych odnośnie  gęstości pozornej karbonizatu i popiołu pochodzącego z drewna  oraz ich struktury fizycznej, spowodował znaczne wynoszenie  cząstek karbonizatu i popiołu ze spalinami z komory fluidalnej  i wytrącanie ich w leju żużlowym, co w sposób zdecydowany  zwiększa zawartość części palnych w żużlu.

Wynoszenie  z  komory  fluidalnej  znacznych  ilości  niespalo-nych cząstek karbonizatu spowodowane jest ich niską gęstością  pozorną (ddd = 0,12 – 0,2 g/cm3_{) oraz rozwiniętą powierzchnię}

zewnętrzną, przypominającą strukturę fizyczną sadzy.

Szlakowanie komory fluidalnej i tworzenie się szlaki w złożu  fluidalnym    już  przy  temperaturach  w  złożu  około  850°C  spo-wodowane  zostało  znaczną  ilością  sodu  (Na)  i  potasu  (K)  w substancji mineralnej spalanej biomasy. Informacje dotyczące  tych pierwiastków zawartych w biomasie pochodzącej z drewna  sa fragmentaryczne i nie mają charakteru analizy, ich wpływu na  zachowanie sie popiołu w wysokich temperaturach. W przypadku  tych pierwiastków należy mieć również na uwadze fakt, że sód  (Na) przechodzi w stan pary już w temperaturach 715 – 730°C,  a  w  obecności  chloru  (Cl)  tworzy  agresywną    w  stosunku  do  elementów metalowych kotła sól (NaCl₂) 1 2 3 4 5 8 7 6 9 11 10 12 15 14 16 17 18 13

Obliczenia cieplne komory fluidalnej wykazały, że podgrzew  wody  w  powierzchniach  ogrzewalnych  komory  do  temperatur  220 – 230°C jest zapewniony wówczas, gdy ściany membranowe  komory są wyłożone betonem żaroodpornym o grubości ≥70mm.  Powierzchnia ogrzewalna komory fluidalnej może być wówczas  traktowana jako drugi stopień podgrzewacza wody. Odpływ wody  z komory fluidalnej następuje do 2-go stopnia podgrzewacza wody  kotła macierzystego, który dla nowego układu kocioł-przedpa-lenisko jest 3-cim stopniem podgrzewacza wody. Przy spalaniu  około 18 t/h biomasy temperatura wody na wyjściu z 3-go stopnia  podgrzewacza wody osiąga wówczas wartość 270 – 280°C i jest  wartością dopuszczalną dla stabilnej pracy podgrzewacza wody.  Podgrzewacz wody 3-go stopnia byłby wówczas podgrzewaczem  z 10 – 20% stopniem odparowalności. Względy finansowe (kołkowanie i wymurówka komory kosz- towałyby około 1 500 000,00 PLN) spowodowały, że wnętrze ko-mory fluidalnej nie zostało pokryte betonem żaroodpornym. Z tego  względu temperatury wody na wyjściu z komory fluidalnej wynosiły   270 – 280°C, a stopień odparowalności w trzecim stopniu podgrze-wacza wody był tak wysoki, że eksploatacja kotła stała się bardzo  utrudniona i wręcz niebezpieczna. Układ mógł stabilnie pracować  jedynie przy maksymalnym podawaniu biomasy w ilości 7 – 8 t/h.  wówczas temperatura wody za trzecim stopniem podgrzewacza  wody osiągała wartość 285 – 290°C a stopień odparowalności się-gał 25 – 30%. Oszczędności finansowe spowodowały bezpośrednie  obniżenie wydajności cieplnej przedpaleniska prawie o 50 – 55%  zaprojektowanej mocy. Chwilowe wzrosty zasilania przedpaleni-ska do 12 – 14 t/h biomasy spowodowały wzrost temperatury za  trzecim stopniem podgrzewacza wody do 290 – 300°C, co mogło  doprowadzić do poważnej awarii kotła.

Wyniki obliczeń cieplnych i aerodynamicznych

układu przedpalenisko – kocioł macierzysty

Spalanie biomasy w przedpalenisku kotła jest uniezależne od  sposobu podawania i rozdrabniania biomasy. Proces spalania bio-masy w przedpalenisku nie wywiera również znaczącego wpływu  na sprawność ogólną kotła, ponieważ istnieje zawsze możliwość  spalania gazowych jak i stałych niedopałów – o ile nie zostaną  odseparowane do leja żużlowego – powstałych w przedpalenisku,  w komorze kotła macierzystego. Schemat instalacji przedpaleniska o mocy 40 MW z kotłem  pyłowym  o  wydajności  150  t/h  pary  przedstawiony  został  na  rysunku 2. Przedstawiona instalacja przedpaleniska została zapro-jektowana do spalania biomasy w postaci trocin, zrębków drewna,  roślin  energetycznych,  odpadów  roślinnych,  roślin  rolniczych,  ziaren zbóż, osadów ściekowych, odpadów organicznych oraz  wyselekcjonowanych odpadów komunalnych i przemysłowych.

Proces suszenia i odgazowania spalanej biomasy i odpadów  prowadzony  jest  w  atmosferze  redukcyjnej.  Obrotowa  komora  suszenia i odgazowania połączona jest z komorą fluidalną poprzez  skrzynie powietrza „pierwotnego”podawanego dla częściowego  spalania gazów pirolitycznych. Komora fluidalna od spodu zamknięta jest dnem sitowym, nad  którym tworzy się złoże fluidalne spalające powstały w komorze  obrotowej karbonizat. Wytworzone w komorze fluidalnej gazy spa-linowe wprowadzane są do komory kotła macierzystego kanałem  wlotowym umieszczonym w pionowej ścianie leja żużlowego, pod  palnikami pyłowymi.  Powierzchnie ogrzewalne komory fluidalnej zostały włączone  do układu wodnego kotła jako drugi równoległy parownik. Techno-logia, układ i sposób spalania biomasy jest chroniony patentami  i zgłoszeniami patentowymi [9-20]. Obliczenia aerodynamiczne,  cieplne  i  hydrauliczne  wykonane  zostały  w  Katedrze  Kotłów  i Turbin  na  wydziale  Mechaniczno-Energetycznym  Politechniki  Wrocławskiej. Obliczenia aerodynamiczne Aerodynamikę kotła OP-150 z uwzględnieniem przedpaleniska  na biomasę pochodzącą z drewna o mocy 40 MW przedstawiono  w [3,4]. Do analizy wykorzystano symulator trójwymiarowy prze-pływu ze spalaniem Comstar. Analiza obejmowała porównanie  pola przepływu i temperatury w komorze przedpaleniskowej kotła  dla przypadku zasilania komory kotła z wykorzystaniem pyłu wę-glowego o wartości opałowej 22,0 MJ/kg i zasilania komory kotła  tymże  samym  pyłem  węglowym  oraz  zasilaniu  przedpaleniska  zrębkami w ilości 4,5 kg/s o wartości opałowej 9,0 MJ/kg.

Opracowano model matematyczny przepływu turbulentnego,  dwufazowego  trójwymiarowego  ze  spalaniem  pyłu  węglowego  w komorze paleniskowej tangencjalnej kotła parowego OP-150,  dla przypadku przepływu ze spalinami ze zrębków drzewnych.  Określono równania zachowania ciągłości i pędu składowanych  prędkości, transport kinetycznej energii turbulencji i jej szybkości  dyssypacji oraz transport składników chemicznych i zachowanie  entalpii. Człony źródłowe równań pędu wynoszą: Efektywną lepkość turbulencji określa się z równań: gdzie k i e wyznacza się z modelu k-e Dla gazu i cząstek przyjęto istnienie wspólnego pola przepływu  mieszaniny o zastępczej gęstości. Zakłada się, że w przedpalenisku następuje całkowite odpa-rowanie wilgoci oraz zgazowanie przy nadmiarze l = 0,4. Palnik  gazowy eksploatowany jest przy nadmiarze powietrza l = 0,1.  W piecu obrotowym stopień zgazowania wynosi r = 1, a w skład  części  lotnych  wchodzą:  H₂O,  CO₂,  C_O,  H₂,  N₂.  Dodatkowo  generuje  się  tlenek  węgla  w  komorze  fluidalnej  a  na  wylocie  z przedpaleniska poprzez doprowadzenie powietrza uzupełnia-jącego do współczynnika nadmiaru l = 1 znajduje się H₂O, CO₂,  CO,  H₂,  N₂.  Spalenie  w  komorze  paleniskowej  kotła  prowadzi  się przy nadmiarze powietrza l = 1,15 odniesionym do węgla.  μef = μt + μ1 μt = ρCμ —ks Sk = G – ρε Ss = — (C_ks 1G –C2ρε) G = μt ә_әx_xt

(

j әuj әxj

)

әut әxj + S_ui = – ә_әP xi ә әxj әuj әxi μef +

Zakłada się , że w skład części lotnych wchodzą C_xH_y, CO,H₂O.  Współczynniki x, y dla węglowodoru oraz udziały poszczególnych  składników gazowych określa się na podstawie wielkości Cr_, Vr i analizy elementarnej węgla. W oparciu o daną wartość opałową  węgla roboczego Q_wr_{i przyjętą wartość ciepła spalania koksu Q} c  (jak dla pierwiastka C) oblicza się wartość opałową węglowodoru  Q_CxHy i wartość opałową części lotnych Q_v. Dokonuje się podziału frakcyjnego pyłu dla określonych śred-nic cząstek. Początkowy udział każdej frakcji w ogólnej masie pyłu  określa się w danych wejściowych analizując np. eksperymetalne  wartości R₉₀, R₂₀₀. Poniżej przedstawiono schemat reagowania  węgla: (1) (2) (3) (4) Reakcje opisują kolejno:  (1)  –  wydzielanie się części lotnych z węgla, współczynniki ste-chiometryczne tej reakcji określają udział poszczególnych  składników w 1 kg części lotnych;

(2)  –  utlenianie  koksu,  które  rozpoczyna  się  jednocześnie  z odgazowaniem, przyjmuje się, że ilość koksu mogące-go wchodzić w reakcję z tlenem jest proporcjonalna do  stopnia odgazowania węgla; (3,4) –  spalanie węglowodoru i dopalanie CO, przyjęto że szyb-kość reagowania C_xH_y, i CO z tlenem jest kontrolowana  szybkością turbulentnego mieszania i jest wprost propor-cjonalna do skali czasu turbulecji. Zmiennymi modelu spalania wyznaczonymi z równań zacho-wania są: współczynnik zmieszania, koncentracja części lotnych,  rzeczywisty  udział  węglowodoru  w  mieszaninie,  udział  tlenku  węgla i koncentracje wszelkich frakcji pyłu. Spalanie koksu związane jest ze zmniejszeniem się średnicy  cząstek, dlatego człon źródłowy równania zachowania i – tej frakcji  cząstek zawiera obok członu związanego z przechodzeniem do  fazy gazowej człony wynikające z konieczności przeklasyfikowania  części cząstek z frakcji o większej średnicy i przesunięcia części  cząstek i – tej frakcji do frakcji niższej. Trójwymiarowa symulacja przepływu ze spalaniem w komo-rze  paleniskowej  kotła  energetycznego  obejmuje  jednoczesne  rozwiązanie następujących zagadnień: •  turbulentnego, recyrkulacyjnego przepływu gaz – cząstki stałe; •  odgazowania cząstek węgla, •  turbulentnego spalania węglowodorów z odgazowania wę-gla. •  spalania pozostałości koksowej węgla i biomasy,

•  wymiany  ciepła  w  komorze  paleniskowej  ze  szczególnym  uwzględnieniem promieniowania .

Istotnym  zagadnieniem  jest  modelowanie  spalania  tlenku  węgla powstającego: •  ze spalania części lotnych węgla. •  z odgazowania biomasy. •  ze spalania pozostałości koksowej węgla i biomasy. Matematyczny model powyższych zagadnień zawiera kilkana-ście różniczkowych, trójwymiarowych równań zachowania i szereg  algebraicznych zależności. Ich rozwiązanie opiera się najczęściej  na tzw. „Metodzie objętości kontrolnej”.

Do  obliczenia  przepływu  ze  spalaniem  w  komorze  kotła  OP-150  wykorzystano  kod  COMSTAR,  rozwijany  od  szeregu  lat w Zakładzie Kotłów i Turbin Wydziału Mechaniczno–Energe-tycznego  Politechniki  Wrocławskiej.  Jest  to  specjalizowany  do  obliczeń komór, program obliczania przepływów ze spalaniem.  Biorąc pod uwagę procesy i zjawiska zachodzące przy spalaniu  węgla w komorach kotłów, COMSTAR jest kodem klasy FLUENT,  STAR3D, SATURN, itp. Wymienione kody są z powodów handlo-wych niezwykle rozbudowane i umożliwiają zwykle rozwiązywanie  zagadnień z różnych dziedzin nauki i techniki. Szczegółowe cechy kodu COMSTAR: •  kartezjański układ współrzędnych; w tym układzie zapisywane  są różniczkowe równania zachowania i tworzona jest siatka róż-nicowa. Za wyborem tego układu współrzędnych przemawia  prostopadłościenny kształt komory paleniskowej i prosta forma  równań. Dla odwzorowania szczegółów palnika ( np. wirowego)  stosowane są czasami nieortogonalne układy współrzędnych  (siatka różnicowa budowana jest z czworościanów o dowolnym  kształcie), ale ceną jest wyraźna komplikacja równań i znaczne  wydłużenie czasu obliczeń; •  model turbulencji k-ε. Ze względu na prostotę i stabilność jest  to najchętniej stosowany model turbulencji •  odgazowanie i spalanie pozostałości koksowej opisano reak-cjami pierwszego rzędu; •  spalanie tlenku węgla modelowano przy pomocy modelu addy-breakup

•  promieniowanie  modelowano  przy  pomocy  metody  „diskret  transfer” będącej uproszczoną wersją metody Monte Carlo

Na  rysunku  3  pokazano  siatkę  różnicową  (86x62x162)  w obszarze obliczeń komory kotła OP-150. W każdym z węzłów  siatki różnicowej wyznaczono między innymi:

•  trzy składowe wektora prędkości; •  ciśnienie, temperaturę i gęstość spalin;

•  skład spalin (koncentracje H₂O, CO₂, CO, O₂, N₂,C_xH_y, koksu); •  strumienie ciepła przejmowanego przez ściany komory

Na rysunku 4 pokazano jak identyfikowane są poszczególne  płaszczyzny (przekroje) na siatce różnicowej: – poprzeczne (K)  i podłużne ( I oraz J).

Przedstawiono  porównanie  pola  przepływu  i  temperatury  oraz strumieni ciepła w komorze paleniskowej kotła dla dwóch  przypadków zasilania komory:

–  tradycyjnego z wykorzystaniem węgla o wartości opałowej 22  MJ/kg przy wydajności masowej kotła 150 t/h;

–  planowanego, z wykorzystaniem biomasy jako paliwa dodat-kowego,  spalanego  w  przedpalenisku  w  ilości  4,5  kg/s  przy  wydajności masowej kotła analogicznej do testu tradycyjnego Rysunkach 5 – 9 pokazują porównanie pól temperatur w róż-nych przekrojach komory. Rysunki te wskazują, że: •  wprowadzenie spalin (zawierających również gazy palne) ze  spalania biomasy nie wywołuje asymetrii głównego płomienia  za palnikami pyłowymi; nie zachodzi potencjalnie groźne „przy-klejenie” płomienia do którejś ze ścian (korozja) (zwłaszcza  pokazują to rys. 8 i 9);

VD → i_CxHy,1 C_xH_y + i_CO,1 CO + i_H2O,1 H₂O C + i_O2,3 O2 → iCO,2 CO

C_xH_y + i_O2,3 O₂ → i_CO,3 CO + i_H2O,3 H₂O CO + i_O2,4 O2 → iCO2,4 CO2

Rys. 3. Siatka różnicowa (86x62x162) 

w obszarze obliczeń kotła OP-150 Rys. 4. Dyskretny układ współrzędnych I x J x K (86x62x162). Zaznaczono wybrane płaszczyzny przekroje  – poprzeczne (K) i podłużne ( I oraz J)

•  współspalanie  biomasy  obniża  temperatury  w  komorze  pa-leniskowej,  przy  czym  spadek  ciepła  przejmowanego  przez  ekrany  nie  jest  zbyt  duży  (  jak  może  sugerować  wielkość  spadków  temperatur);  jest  to  ważne  zagadnienie  dla  oceny  wydajności kotła przy dużych udziałach biomasy w paliwie do  kotła; spadkowi temperatur towarzyszy wzrost H₂O w spalinach  (rośnie emisyjność spalin), a profile strumieni ciepła ulegają  „wygładzeniu”; obliczony spadek wydajności parownika przy  spalaniu dużych ilości biomasy dość dobrze koreluje z sza-cunkami obliczeń cieplnych całego kotła; •  obliczenia cieplne (0-D) sugerują, że spadek ten z łatwością  skompensuje do 13 ton wody wtryskowej; •  w punkcie dotyczącym cyrkulacji podkreślono, że wyrównanie  strumieni ciepła do ścian komory korzystnie wpływa na mini-malne szybkości czynnika w narożnikowych rurach ekranu. Wektorowe pola prędkości w teście z węglem i przy współ-spalaniu biomasy wykazują, że główny strumień spalin z biomasy  unoszony  jest  do  góry,  chociaż  ma  miejsce  również  niewielka  cyrkulacja spalin w kierunku wylotu leja żużlowego – co sugeruje  „wpad” części pozostałości koksowej do leja.

Symulowany  przypadek  jest  najbardziej  niekorzystny,  przy  założonym  całkowicie  szczelnym  zamknięciu  leja  żużlowego.  W takiej  sytuacji  w  samym  dole  leja  tworzy  się  podciśnienie,  które  wywołuje  niekorzystną  dolną  cyrkulację  części  spalin  z biomasy.

Zwykle spotykana nawet niewielka nieszczelność leja powo-duje  „dekompresję”  tego  rejonu  zapobiegającą  zawirowaniom  w tym miejscu powoduje unoszenie lekkich cząstek karbonizatu  do komory kotła. Symulacja dokładnej trajektorii dopalających się nieregular-nych fragmentów koksu z biomasy jest niezwykle skomplikowana  i byłaby w naszej sytuacji wysoce spekulatywna.  Z kolei można przyjąć z dużym prawdopodobieństwem, że  ze  względu  na  duży  opór  aerodynamiczny  fragmentów  koksu  z biomasy i małą ich gęstość będą one poruszały się wzdłuż linii  prądu – ich „wypadnięcie” do leja jest więc mało prawdopodobne.  Dopalanie gazów palnych i aerodynamika w dolnej części komory  nie wywołują powstania dużych strumieni ciepła do ścian komory  mogących być przyczyną „przepalenia” ekranów w tym rejonie  komory.  Rys. 5. Porównanie temperatur w przekroju poprzecznym K=15 Rys. 6. Porównanie temperatur w przekroju poprzecznym K=52 Rys. 7. Porównanie temperatur w przekroju poprzecznym K=76 OFA palniki okna dla spalin z biomasy powietrze wtórne powietrze wtórne mieszanka pyłowo-powietrzna ściana prawa przód  kotła

Rys. 8. Porównanie temperatur w przekroju podłużnym I-11 Rys. 9. Porównanie temperatur w przekroju podłużnym I=50 Należy podkreślić, że głównym gazem palnym w spalinach  z biomasy. w tym rejonie będzie tlenek węgla, którego szybkość  spalania jest stosunkowo wolna – stąd „wygładzone” jest pole tem-peraturowe i umiarkowane strumienie ciepła do ścian komory.

Obliczenia cieplne kotła OP-150 i komory przedpaleniska dla różnych udziałów cieplnych biomasy w paliwie

Dla  zaproponowanej  modernizacji  kotła,  która  polegała  na  zainstalowaniu  przedpaleniska  zestawionego  z  pieca  obroto-wego i komory fluidalnej wykonano wielowariantowe obliczenia  cieplne,  dla  trzech  konfiguracji  włączenia  przedpaleniska  do  części ciśnieniowej kotła, dla uzyskania możliwości identyfikacji  cieplnej obiektu. Celem było wyznaczenie wpływu temperatury  wody zasilającej kocioł oraz temperatury powietrza podawanego  do spalania na parametry eksploatacyjne kotła: zużycie paliwa,  sprawność kotła brutto i temperaturę spalin na wylocie z kotła. Dla  przedpaleniska opracowano odpowiedni układ zasilania powie-trzem zza pierwszego i drugiego stopnia podgrzewacza powietrza  i wyznaczono zakres współczynników nadmiarów powietrza do  pieca obrotowego i komory fluidalnej  l_PO + l_KF = 0,6.

W  przypadku  modelu  przebiegu  reakcji  chemicznych  zało-żono:  całkowite  odgazowanie  biomasy  w  atmosferze  płomie-nia  gazowego  oraz  niezupełne  spalanie  otrzymanych  gazów  pirolitycznych.  Dopalenie  gazów  zakłada  się  w  komorze  kotła 

pyłowego przy współczynniku nadmiaru powietrza odniesionym  do węgla l_KP = 1,15. Wynikiem obliczeń cieplnych dla przyjętego  programu jest pełna identyfikacja kotła ze względu na: moc pieca  obrotowego, strumień biomasy i strumień gazu, zużycie węgla dla  pełnego zakresu wydajności kotła od 80 do 150 t/h z obliczeniem  mocy cieplnej komory fluidalnej, mocy cieplnej parownika kotła,  mocy cieplnej wszystkich powierzchni ogrzewalnych kotła, tem-peratury  spalin:  adiabatycznej  i  wylotowej  z  komory  fluidalnej,  adiabatycznej i wylotowej dla kotła pyłowego oraz temperatur za  wszystkimi powierzchniami konwekcyjnymi kotła. Na podstawie  analizy wyników obliczeń oraz możliwości konstrukcyjnych wska-zano na optymalny układ włączenia komory fluidalnej do części  ciśnieniowej kotła [1-4]. Celem obliczeń cieplnych było dokonanie, optymalnego ze  względów technicznych, wyboru sposobu włączenia przedpale-niska na biomasę do kotła pyłowego OP-150 i wykazanie wpływu  tego  sposobu  połączenia  na  eksploatację  kotła.  W  tym  celu  przeprowadzono analizę wyników obliczeń cieplnych dla trzech  konfiguracji połączenia przedpaleniska. •  Przedpalenisko – podg. wody I stopnia – podg. wody II stopnia •  Podg. wody I stopnia – przedpalenisko – podg. wody II stopnia •  Podg. wody Is stopnia – podg. wody II stopnia – przedpalenisko Obliczenia cieplne wykonano dla dwóch przypadków. 1.  Opalania kotła pyłem węglowym dla: •  wydajności w zakresie D_p = 80 – 150 t/h •  temperatury wody zasilającej t_z = 155°C i t_z = 170°C •  temperatura powietrza zasilającego podgrzewacz υ_air 20°C  i υ_air 40°C •  dla każdego przypadku wyznaczono następujące parametry  i wartości eksploatacyjne kotła: –  zużycie paliwa (B) –  sprawność kotła brutto (h) –  temperaturę powietrza gorącego (υ_airg) –  temperaturę spalin na wylocie z kotła (υ_w)

2.  Zasilania  kotła  spalinami  z  układu  przedpaleniskowego  dla  różnych wariantów eksploatacji przedpaleniska, opalanego bio- masą i gazem ziemnym przy całkowitym współczynniku nad-miaru powietrza w przedpalenisku równym l_PO + l_KF = 0,6.

Obliczenia  wykonano  dla  przypadku  współspalania  trzech  paliw o określonym składzie elementarnym: węgla kamiennego,  gazu ziemnego oraz biomasy. Z wartości tych oblicza się zapo-trzebowanie  teoretyczne  powietrza  dla  węgla,  biomasy  i  gazu  a dodatkowo dla biomasy oblicza się wartość opałową dla składu  elementarnego, przyporządkowanego stopniowi odgazowania.

Do pieca obrotowego wprowadza się dwa strumienie paliwa. •  Strumień  gazu,  który  określa  moc  cieplną  wprowadzoną 

z gazem przy założonym współczynniku nadmiaru powietrza  równym jeden oraz dla temperatury powietrza zza podgrze-wacza powietrza o temperaturze równej υ_airg. •  Strumień biomasy do pieca obrotowego, z którego wyznacza  się moc cieplną w biomasie dla współczynnika nadmiaru po-wietrza mniejszego od jedności oraz temperatury powietrza  zza podgrzewacza pierwszego stopnia υ_airgI. •  W komorze fluidalnej prowadzi się spalanie przy nadmiarze  powietrza  mniejszym  od  jedności  i  temperaturze  powietrza  zza pierwszego stopnia podgrzewacza powietrza υ_airl.

•  Określono następujące parametry dla przedpaleniska: moc  całkowitą mieszaniny do pieca obrotowego, moc całkowitą  mieszaniny do instalacji, moc całkowitą mieszaniny po od-gazowaniu  i  spaleniu,  temperaturę  adiabatyczną  w  piecu  obrotowym, temperaturę adiabatyczną w komorze fluidalnej,  temperatura wylotowa z komory fluidalnej dla przypadku za-stosowania wewnątrz wykładziny karborundowej, moc cieplną  komory fluidalnej przy założeniu całkowitego zgazowania przy  nadmiarze podstechiometrycznym. Obliczenia cieplne kotła zasilanego pyłem węglowym i spa-linami  z  przedopaleniska  wykonano  w  odniesieniu  do  paliwa  podstawowego – pyłu węglowego.

Na  podstawie  wykonanych  obliczeń  cieplnych  dokonano  analizy trzech przypadków konfiguracji ze względu na optymalny  wybór rozwiązania konstrukcyjnego włączenia części ciśnieniowej  instalacji do części ciśnieniowej kotła, bez naruszania istniejącej  konstrukcji ciśnieniowej walczaka – czemu przeciwny był inwestor  –  i wykonania  wykładziny  karborundowej  w  komorze  fluidalnej  w celu obniżenia ilości odprowadzonego ciepła do powierzchni  ogrzewalnych  komory,  jako  drugiego  stopnia  podgrzewacza  wody.

W obliczeniach wykazano wpływ konfiguracji na temperaturę  powietrza  gorącego,  strumień  wtrysku,  sprawność  kotła  brutto  oraz temperaturę spalin wylotowych z kotła w funkcji wydajności  kotła.

Ze  względów  konstrukcyjnych,  eksploatacyjnych  i  sugestii  inwestora autorzy przychylili się do wyboru podłączenia przed-paleniska  jako  jednego  ze  stopni  podgrzewacza  wody  według  konfiguracji podgrzewacza wody I-go stopnia – przedpalenisko  – podgrzewacz wody II-go stopnia.

W obliczeniach uwzględnia się miejsce wprowadzenia stru-mienia spalin z przedpaleniska do komory paleniskowej kotła.  W  tej  propozycji  jest  to  lewa  pionowa  ściana  leja  żużlowego.  W obliczeniach  uwzględnione  jest  obciążenie  cieplne  dołu  komory  paleniskowej  oraz  wpływ  zmiany  strumienia  spalanej  biomasy na temperaturę adiabatyczną w komorze, obciążenie  jednostki powierzchni ścian parownika, moc cieplną parownika  oraz zmianę mocy cieplnych komory paleniskowej i powierzchni  konwekcyjnych kotła łącznie z podgrzewaczem powietrza oraz  dystrybucją powietrza gorącego. W obliczeniach przyjęto moc  palnika gazowego na poziomie 3,5 MW przy założeniu, że proces  zgazowania w piecu obrotowym prowadzony jest przy nadmiarze  powietrza l_PO  = 0,4 oraz stopień odgazowania biomasy uzależ-niono od temperatury zależnością funkcyjną. Obliczenia

cyrkulacji wody w parowniku kotła OP-150 współpracującego z przedpaleniskiem na biomasę

Przeprowadzono analizę wpływu zabudowy przedpaleniska na  biomasę o mocy cieplnej 40 MW na cyrkulację czynnika w rurach  wznoszących kotła OP-150.

Obliczenia  miały  odpowiedzieć  na  pytanie  czy  zaburzenia  cyrkulacji mogą wywołać zmiany w wymianie ciepła w komorze  paleniskowej spowodowana wprowadzeniem dużych ilości spalin  ze spalania biomasy oraz czy włączenie komory fluidalnej przed-paleniska między I i II stopień podgrzewacza wody; powstanie 

lokalnych  oporów  przepływu  związanych  z  odgięciami  rur  dla  ukształtowania okien wlotowych dla spalin z przedpaleniska i ich  częściowa izolacja termiczna.

Szczegółowej  analizie  obliczeniowej  poddano  przede  wszystkim  ścianę  boczną  kotła,  w  której  przewidywane  są  odgięcia rur ekranowych. O wyborze ściany bocznej do analizy  cyrkulacji zdecydowały również wstępne oszacowania, wskazu-jące na występowanie w nich najmniejszych prędkości czynnika  chłodzącego. Dla uzyskania odpowiedniej dokładności obliczeń  dokonano podziału ekranu ściany bocznej na 22 kontury i 33  odcinki w kierunku pionowym. Przyjęte rozmiary siatki oblicze-niowej cyrkulacji (22x33) pozwalają uwzględnić szczegóły odgięć  na palniki, włazy i połączenia z kolektorami. Ważną cechą pre-zentowanych obliczeń jest „nałożenie” na siatkę obliczeniową  cyrkulacji, rozkładów strumieni cieplnych do ściany uzyskanych  z obliczeń trójwymiarowych komory paleniskowych [ 1-5, 21-26].  Obliczenia powinny wykazać czy włącznie i odstawianie kotła  z ruchu a także zmiany obciążeń nie zaburzą cyrkulacji natural-nej, szczególnie ważne jest wykazanie jak wpłynie wzrost oraz  spadek ciśnienia na wrzenie w rurach wznoszących i opadowych.  Chodzi  więc  o  bardzo  ważny  problem  określenia  krotności  cyrkulacji oraz prędkości wody w rurach wznoszących i wpływ  obu  parametrów  na  poprawną  eksploatację  kotła  i  właściwą  wydajność parownika. W artykule przedstawiono wyniki obliczeń cyrkulacji czynnika  roboczego w konturze cyrkulacyjnym kotła OP-150. Wyniki ob- liczeń oparto na wartościach strumieni cieplnych do rur parow-nika, które opracowano na podstawie modelu trójwymiarowego  wymiany ciepła, rozkładu wektorów prędkości spalin oraz pola  temperatur spalin. Przyjęto podział komory paleniskowej wzdłuż  jej  wysokości  nas  charakterystyczne  odcinki,  które  wynikają  z geometrii komory paleniskowej oraz urządzeń: leja żużlowego  i jego połączenia z komorą dla uzyskania szczelności, palników  pyłowych  oraz  dysz  OFA.  Obliczenia  wykonano  dla  zakresu  wydajności  kotła  80-150  t/h  dla  różnych  ciśnień  eksploatacji  kotła.  Obliczenia cyrkulacji czynnika w kotłach z naturalnym obie-giem wody należą do niezwykle trudnych zagadnień. Wynika to  z dwóch powodów. 1.  Siłą napędową cyrkulacyjnego ruchu czynnika w kotle jest stru-mień ciepła przyjmowany przez ściany komory paleniskowej.  Strumień masowy czynnika w każdej z równolegle połączonych  rur ekranów parownika bardzo silnie zależy od przestrzennego  rozkładu  strumienia  ciepła.  Jednak  obliczenia  numeryczne  strumienia ciepła do ścian komory wymagają kompleksowego  modelowania wszystkich zjawisk tzn. przepływu, turbulencji,  spalania, wymiany ciepła i wciąż są obarczone dużą niepew-nością

2.  Opory  liniowe  związane  z  przepływem  czynnika  dwufa-zowego  w  rurach  ekranowych  są  głównymi  oporami  dla  cyrkulującego  czynnika.  W  tej  dziedzinie  nadal  brakuje   uznanych metod obliczeniowych o zadawalającej dokład-ności [1–4].

Niektórzy autorzy sugerują, że jeśli błąd w obliczeniu spad-ku ciśnienia w przepływie dwufazowym jest mniejszy od 30%  to jest to wynik znakomity, jeśli jest mniejszy od 50% – bardzo 

Rys. 10. Podział ogólnego konturu cyrkulacyjnego ściany bocznej na 22 równoległe kontury zawierające po 4 rury dobry, zaś jeśli jest rzędu 100% – bardzo prawdopodobny. W  obliczeniach wspierających prace projektowe należy uwzględnić  te uwagi. Celem pracy jest porównanie cyrkulacji czynnika dla układu  dotychczasowego i układu z dobudowanym przedpaleniskiem,  dlatego wymienione problemy nie mają tak zasadniczego zna-czenia. Zastosowana w pracy metodyka polega w pierwszym rzędzie  na dokonaniu podziału ekranu komory na kontury (podział po-ziomy) i odcinki (podział pionowy). Rysunek 10 pokazuje podział  ogólnego konturu cyrkulacyjnego ściany bocznej na 22 równoległe  kontury (zawierające po 4 rury). Przyjęto, że rury konturu posiadają  ten sam opór liniowy i te same opory miejscowe. Przyjęta rozdzielczość siatki obliczeniowej cyrkulacji (22x33)  pozwala  uwzględnić  z  wystarczającą  dokładnością  szczegóły  odgięć na palniki, włazy i połączenia z kolektorami.

Po  sformułowaniu  siatki  ,konstruowane  są  dla  każdego  konturu  nieliniowe  równania  na  całkowity  spadek  ciśnienia  w konturze.  Zmiennymi  niezależnymi  w  układzie  nieliniowym  równań są strumieniowe masowe czynniki w każdym z konturów.  Rozwiązanie uzyskuje się iteracyjnie. Równania algebraiczne na  całkowity spadek ciśnienia w konturach zawierają człony od tarcia  liniowego i miejscowego, człony grawitacyjne i od przyśpiesze-nia  płynu.  Spadki  ciśnieliniowego i miejscowego, człony grawitacyjne i od przyśpiesze-nia  od  tarcia  liniowego  dla  mieszaniny  parowo - wodnej oblicza się przy pomocy klasycznych wzorów 

na  spadki  ciśnienia  czynnika  jednofazowego  i  współczynnika  korekcyjnego. Przyjmuje się, że mieszanina ma gęstość i pręd-kość  cieczy  w  stanie  nasycenia,  zaś  dwufazowy  (rzeczywisty)  charakter przepływu uwzględnia współczynnik korekcyjny, który  jest funkcją między innymi stopnia suchości, ciśnienia, natężenia  przepływu i innych. Człon grawitacyjny ( ciężar słupa) mieszaniny wymaga znajo-mości rzeczywistego udziału pary w mieszaninie, który jest trudny  do określenia z powodu różnych prędkości cieczy i pary. W pracy do obliczania członów korekcyjnych dla tarcia i gra-witacji wykorzystano rezultaty z pracy Thoma [25]. Jak już wspominano jednym z kluczowych zagadnień cyrku-lacji jest znajomość lokalnych strumieni ciepła do ścian komory.  W naszym przypadku niezbędne jest określenie strumienia ciepła  z każdej z komórek siatki obliczeniowej (22x33). Do określenia  lokalnych strumieni w pracy wykorzystano oddzielnie prowadzone  obliczenia trójwymiarowe. Rysunek 11 przedstawia obliczenia wartości wybranych pa-rametrów w konturach ściany bocznej dla wydajności masowej  kotła D_p=140 t/h i ciśnienia w walczaku p_n=7,5 MPa.

Pokazano przykłady:

•  prędkości czynnika na wejściu do rur ekranowych, •  stopnia suchości pary na wylocie z rur ekranowych,  •  krotności cyrkulacji (odwrotności stopnia suchości), •  strumienia ciepła do poszczególnych konturów cyrkulacyjnych.

Prędkości  obiegu  wody  w  rurach  ekranowych  są  ważnym  wskaźnikiem przy ocenie cyrkulacji. Przyjmuje się np. dość po-wszechnie, że prędkość obiegowa wody 0,5 m/s jest wartością  minimalną,  dopuszczalna  do  kotłów  nisko  i  średnio  prężnych.  Rysunek 11 pokazuje, że najmniejsze prędkości czynnika (wody)  występują w narożach i posiadają wartości przekraczające 0,5  m. Przebieg prędkości czynnika po szerokości ściany wskazuje  na zwiększony opór w środkowej części spowodowany przede  wszystkim jednakowym zasilaniem (po cztery rurociągi 106 mm)  wszystkich trzech kolektorów dolnych, przy czym środkowy naj-większy zasila 32 rury ekranu, boczne zaś po 28 rur. Pokazany na rysunku rozkład strumienia ciepła do poszcze-gólnych  konturów  cyrkulacyjnych  uzyskano  sumując  wartości  z obliczeń trójwymiarowych w poszczególnych konturach. Porów-nanie rozkładów strumienia ciepła i prędkości czynnika wyraźnie  wskazuje na znaczenie tego pierwszego na cyrkulację w kotle. Obliczenia cyrkulacji wymagają równoległych obliczeń trójwy-miarowych komory i obliczeń cieplnych kotła – obok znajomości  rozkładu ciepła do ścian komory wymagana jest znajomość tem-peratury wody zasilającej walczak i strumień wody wtryskowej do  schładzaczy (dla obliczenia strumienia wody zasilającej walczak). Rysunek 11 pokazuje charakterystyczne rozkłady cyrkulacji,  gdzie zestawiono tradycyjny test spalania bez biomasy z testem  z biomasą. Analiza rysunku prowadzi do dość zaskakującej ob-serwacji, że przy spalaniu biomasy wzrostowi ulega minimalna  prędkość wody obiegowej (prędkość wody w konturze 1). Można  to wyjaśnić zmianą rozkładu strumienia ciepła do ścian komory  – w przypadku współspalania biomasy rozkład staje się bardziej  płaski i poprawia cyrkulację w konturach narożnikowych, gdzie  występują zwykle minimalne prędkości wody obiegowej. Dzieje się  tak, pomimo ogólnego spadku ciepła przejmowanego w komorze  przy współspalaniu.

Rys. 11. Wartości wybranych parametrów 

w konturach ściany bocznej dla spalania pyłu węglowego i biomasy  Dp= 140 t/h, Pn =7,5 MPa

Współspalanie  biomasy  w  przedpalenisku  kotła  OP-150  powoduje:

•  poprzez włączenie komory fluidalnej przedpaleniksa między  I  i  II  stopień  podgrzewacza  wody  przyrost  wody  zasilającej  walczak (nawet do stanu bliskiemu wrzenia)

•  obniżenie ogólnej ilości ciepła przejętego w komorze paleni-skowej

•  „wytłumienie” rozkładów strumieni ciepła do ścian komory •  przyrost ilości wody wtryskowej do schładzaczy.

Żadne  z  tych  zjawisk  nie  pogarsza  cyrkulacji  w  ekranach  komory  –  ma  miejsce  natomiast  korzystne  zjawisko  przyrostu  minimalnej prędkości wody obiegowej.

Lokalne opory przepływu powstałe w odgięciach dla okien wlo-towych i ich częściowa izolacja termiczna nie wpływają w widoczny  sposób na cyrkulację czynnika. Kontury, w których zawierają się  rury  okien  wlotowych  znajdują  sie  w  środkowej  części  komory  (nr 5 do 18) – „bezpiecznej” dla cyrkulacji. Duży strumień ciepła do  tych rejonów zapewnia tym konturom dużą nadwyżkę prędkości  obiegowej wody nad wartością graniczną – 0,5 m/s. Powyższe wnioski są słuszne dla: •  wydajności kotła 80 – 150 t/h; •  ciśnień w walczaku równych lub mniejszych od 7,5 MPa •  strumienia biomasy mniejszego od wartości 5 kg/s

Minimum techniczne kotła

Minimum techniczne kotła rozumiane jest w niniejszym ar-tykule jako zależność dopuszczalnego ciśnienia w walczaku od  wydajności kotła zapewniającego dostateczną cyrkulację czynnika  w rurach ekranowych komory paleniskowej.

Obliczenia  konturów  cyrkulacyjnych  kotła  OP-150  z  natu-ralnym obiegiem wody wykonano dla wydajności od 80 do 150  t/h.  Opracowano  schematy  konturów  cyrkulacyjnych  według  konstrukcji kotła.

Na  podstawie  wyników  obliczeń  trójwymiarowych  komory  paleniskowej kotła dla przypadku współspalania pyłu węglowego  i biomasy w przedpalenisku opracowano wartości mocy cieplnej  w poszczególnych charakterystycznych odcinkach wzdłuż wyso-kości komory paleniskowej. Na podstawie projektu technicznego  kotła wyznaczono długości rur w poszczególnych odcinkach oraz  przyjęto długość rury opadowej. Określono współczynniki oporów  miejscowych rur opadowych oraz wznoszących i wykonano stan-dardowe obliczenia cyrkulacji metodą iteracyjną oraz wyznaczono  wartość prędkości obiegu wody. Algorytm obliczeniowy wykonano na podstawie „Normy obli-czeń cyrkulacji wody w parowych kotłach”. CKTI, cz.15, Moskwa  Leningrad 1958 oraz [21–26]. Obliczenia cyrkulacji dla szeregu obciążeń wymagały wyko-nania kilku testów 3-D dla określenia wymiany ciepła w komorze  paleniskowej  –  dokładniej  dla  uzyskania  lokalnych  rozkładów  strumieni ciepła do ścian komory dla różnych obciążeń.

Następnie dla zadanego ciśnienia czynnika w układzie, przy  pomocy obliczeń 0-D wyznaczono temperaturę wody zasilającej  walczak. Przyjmowano tu teoretycznie maksymalną moc przed-paleniska  na  biomasę  (w  praktyce  udział  biomasy  dla  niskich  obciążeń może determinować konieczność zasilania pyłem 1 lub  2 rzędów palników). W kolejnym kroku prowadzono obliczenia cyrkulacji. Anali-zowano rozkład szybkości czynnika u wejścia rur wznoszących.  Kiedy szybkość czynnika w jednym z 22 konturów (zwykle blisko  narożnika) była mniejsza od 0,5 m/s obniżono ciśnienie w układzie  powtarzając obliczenia 0-D. Na rysunku 12 przedstawiono obliczeniową zależność dopusz-czalnego ciśnienia w walczaku od wydajności kotła zapewniającego  dostateczną cyrkulację czynnika w rurach ekranowych komory pa-leniskowej. Ustalono maksymalne ciśnienie w walczaku 7,5 MPa. Dodatkowy podgrzew wody zasilającej w komorze fluidalnej  przedpaleniska nie stanowi zagrożenia dla cyrkulacji bo strumień  ten stanowi niecałe 10% strumienia wody cyrkulującej. Wpływ na cyrkulację ma po wprowadzeniu strumienia bioma-sy, rozkład ciepła w komorze paleniskowej, ponieważ spalanie  biomasy wyrównuje rozkłady ciepła do ścian komory zwiększając  minimalne  prędkości  wody  obiegowej  w  skrajnych,  najbardziej  zagrożonych konturach.

Lokalne opory przepływu powstałe w odgięciach dla okien  wlotowych  i  ich  częściowa  izolacja  termiczna  nie  wpływają  w widoczny  sposób  na  cyrkulację  czynnika  w  całym  zakresie  obciążeń kotła.

Przedstawione  wyniki  obliczeń  dla  samego  węgla  i  współ-spalania węgla z biomasą na rysunku 12 obrazujące zależność  ciśnienia wody w walczaku w funkcji wydajności wskazują , że dla 

współspalania biomasy z pyłem węglowym obniża się minimum  techniczne kotła o około 10 t/h ze względu na kryterium poprawnej  cyrkulacji wody w konturze. Powyższe wnioski są słuszne dla: •  wydajności kotła od 80 do 150 t/h; •  ciśnień w walczaku równych lub mniejszych od 7,5 MPa; •  strumienia biomasy mniejszego od wartości 5 kg/s.

Wnioski

1.  Współspalanie w kotłach energetycznych wielkiej mocy bio-masy z drewna w perspektywie najbliższego dziesięciolecia  doprowadzi  do  znacznej  degradacji  biosystemu  leśnego  kraju.

2.  Wykorzystanie w wielkich kotłach energetycznych biomasy  pochodzącej z upraw tzw. roślin energetycznych, a w szcze-gólności  wierzby  energetycznej  jako  nośnika  energii  przy  opalaniu  wielkich  kotłów  energetycznych,  jest  trudne  do  zrealizowania, a wręcz iluzoryczne, z uwagi na znaczne roz-członkowanie plantacji, małą ich wydajność energetyczną,  trudności logistyczne i wielokrotnie większe zapotrzebowanie  nad realną produkcję. 3.  Bezpośrednie współspalanie biomasy pochodzącej z drewna  w wielkich kotłach energetycznych opalanych pyłem węgla ka-miennego nie powinno przekraczać 7–8% udziału masowego  paliwa podawanego do kotła z wyjątkiem kotłów połanieckich  –  z  uwagi  na  drastyczny  wzrost  straty  niedopału  w  żużlu  i lotnym popiele.

4.  Wyniki obliczeń wykazały, że zaproponowana modernizacja  nie zaburzy cyrkulacji w rurach ekranowych kotła OP-150.

Lokalne opory przepływu powstałe w odgięciach dla okien  wlotowych  i  ich  częściowa  izolacja  termiczna  nie  wpływają  w widoczny sposób na cyrkulację czynnika. Kontury, w których  zawierają  się  rury  okien  wlotowych  znajdują  się  w  środkowej  części komory – ( nr 5 do 18) – „bezpiecznej” dla cyrkulacji. Duży  strumień ciepła do tych rejonów zapewnia tym konturom dużą  nadwyżkę prędkości obiegowej wody nad wartością graniczną  – 0,5 m/s. Powyższe wnioski są słuszne dla: •  wydajności kotła od 80 do 150 t/g, •  ciśnień w walczaku równych lub mniejszych od 7,5 MPa, •  strumienia biomasy mniejszego od wartości 5 kg/s. LITERATURA     [1]  Głąbik R., Rzepa K., Modliński Z., Kosiorek-Herbuś A., Karcz H.:  Obliczenia cieplne kotła OP-150 dla różnych udziałów cieplnych  biomasy  w  paliwie.  Międzynarodowa  X  Konferencja  Kotłowa  2006 „Aktualne problemy budowy i eksploatacji kotłów”. Szczyrk  „Orle Gniazdo”, 17-20 października 2006. Prace Naukowe

Poli-techniki Śląskiej. Konferencje: z. 16, Gliwice 2006, s. 215-235

  [2]  Modliński Z., Głąbik R., Kosiorek-Herbuś A., Rączka P., Karcz  H.: Badania teoretyczne cyrkulacji wody w parowniku zmoder-nizowanego  kotła  OP-150.  Międzynarodowa  X  Konferencja  Kotłowa 2006 „Aktualne problemy budowy i eksploatacji kotłów”,  Szczyrk „Orle Gniazdo”, 17-20 października 2006, Konferencja  Naukowo-Techniczna „Nowoczesne technologie spalania węgla  i paliw odpadowych”, Szczyrk, 15-17 listopada 2006   [3]  Karcz H., Modliński Z., Głąbik R., Kosiorek-Herbuś A., Kurze- lewski J.: Wpływ spalania biomasy w przedpalenisku na aerody-namikę kotła macierzystego. Konferencja Naukowo-Techniczna  „Nowoczesne technologie spalania węgla i paliw odpadowych”,  Szczyrk, 15-17 listopada 2006   [4]  Modliński Z., Głąbik R., Kosiorek-Herbuś A., Karcz H.: Obliczenia  termodynamiczne komory paleniskowej kotła OP-150 dla współ-spalania pyłu węglowego i spalin z biomasy wprowadzonych  z przedpaleniska. Międzynarodowa X Konferencja Kotłowa 2006  „Aktualne problemy budowy i eksploatacji kotłów”, Szczyrk „Orle  Gniazdo”, 17-20 października 2006   [5]  Karcz H., Głąbik R., Komorowski W., Kozakiewicz A., Kurzelew- ski J.: Możliwości uzyskania „zielonej energii ze źródeł odna-wialnych w kotłach energetycznych. [w] Teler J.: Współspalane  technologie i urządzenia energetyczne. Politechnika Krakowska.  Kraków 2007   [6]  Karcz H., Krysztof M., Szczeopaniak St., Komornicki W., Folga  K.: Technologia „KRK” spalania biomasy w kotłach rusztowych. 

Prace Naukowe Politechniki Śląskiej Konferencje, z. 19, Gliwice 

2007, s. 94-106

  [7]  Karcz H., Krysztof M., Folga K., Butmankiewicz T., Kubiak J.:  Przyczyny  obniżenaia  sprawności  kotłów  rusztowych  przy  współspalaniu biomasy, Instal 2007, nr 12, s. 2-7

  [8]  Karcz H., Kantorek M., Krysztof M., Folga K., Kubiak J., Szcze-paniak St.: Wpływ sposobu podawania biomasy na sprawność  termiczną  kotła  rusztowego.  Cieplne Maszyny Przemysłowe,

Turbomachinery 2007,  nr  132,  s.  111-122.  Zeszyty Naukowe Politechniki Łódzkiej, Konferencje, nr 1002, Łódź 2007

  [9]  Karcz H., Wosik W.: Patent nr 162314 z dnia 19.02.1990 r. pt.  „Sposób chłodzenia i czyszczenia głowicy palnika olejowego  dwuczynnikowego, układ do chłodzenia, czyszczenia głowicy  palnika olejowego dwuczynnikowego”

[10]  Karcz  H.:  Patent  nr  181624  z  dnia  18.01.1997  r.  pt.  „Układ  zapłonu  ciężkich  paliw  płynnych  w  komorze  spalania  kotła  energetycznego”

[11]  Karcz H.; Patent nr 175529 z dnia 05.11.1994 r. pt. „Sposób  i układ automatycznego sterowania pracą gazodynamicznych  palników mazutowych, rozpałkowo-podtrzymujących w kotłach  energetycznych”

[12]  Karcz  H.,  Kopeć  A.,  Ziona  J.:  Patent  nr  165780  z  dnia  18.02.1990 r. pt: „Węzeł armatury przypalnikowej do współpracy  z palnikiem mazutowym rozpałkowym zwłaszcza do rozpalania  kotłów energetycznych” Rys.12. Obliczeniowa zależność dopuszczalnego ciśnienia   w walczaku do wydajności kotła zapewniającego dostateczną  cyrkulację czynnika w rurach ekranowych komory paleniskowej