UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCŢII BUCUREŞTI FACULTATEA DE INSTALAŢII

CONTRIBUŢII LA STUDIUL TEHNICII DE ARDERE A DEŞEURILOR DE LEMN

CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: Prof. Dr. Ing. Nicolae Antonescu AUTOR: Ing. Ioana Mogoş

Lucrare de Doctorat Decembrie 2007

CAPITOLUL IANALIZA DOCUMENTARĂ PRIVIND STUDIUL TEHNICII DE ARDERE A DEŞEURILOR DE LEMN…………………………………………Biomasa………………………………………………………………………………………Proiectul,,Rumeguş"…………………………………………………………………………

Aspecte de legislaţie în domeniul managementului deşeurilor………………………………

Cap.1.1 Documentare privind arderea la suprafaţa lemnului - masivului de lemn……………Cap.1.2 Documentare privind arderea particulei de lemn……………………………………Cap.1.3 Studiu documentar privind procesul arderii unui combustibil solid…………………

Cap. 1.3.1 Teoria arderii combustibilului solid după Adrian Stămbuleanu…………Cap. 1.3.1a Arderea particulei de carbon……………………………………………Cap. 1.3.1b Dinamica particulei solide în suspensie………………………………Cap. 1.3.1c Încălzirea particulei în suspensie………………………………………Cap. 1.3.1d Degajarea substanţelor volatile…………………………………………Cap. 1.3.1e Timpul de ardere al particulei de carbon(reziduu carbonos)……………Cap. 1.3.1f Timpul total de ardere al particulei de combustibil solid………………Cap. 1.3.1g Arderea combustibilului solid în strat…………………………………Cap. 1.3.1h Transferul de căldură în stratul de combustibil solid…………………Cap. 1.3.1i Procesul de uscare a combustibilului solid……………………………Cap. 1.3.1j Transferul de căldură din zona de ardere a stratului de combustibil solid……………………………………………………………………

ănoiu………………Cap. 1.3.2a Arderea particulei………………………………………………………

Cap.1.4 Documentare asupra arderii lente a lemnului(Smoldering Combustion)……………Cap.1.5 DDocumentare asupra lucărilor de simulare experimentală a arderii

particulelor de lemn

CAPITOLUL IIARDERE MASIV…………………………………………………………….Cap.2.1 Arderea cu gazeificare a combustibilului solid în strat………………………………

în stratul de ardere inversat…………………………………………………………………

Cap.2.3 Studiul procesului de ardere la suprafaţa unui masiv de lemn cu discretizare în straturi subţiri……………………………………………………………………

CUPRINS

pag.1 - pag.2pag.2 - pag.4

pag.1 - pag.46

pag.4 - pag.7pag.7 - pag.11

pag.12 - pag.13pag.14 - pag.16pag.17pag.18 - pag.36pag.19 - pag.24pag.25pag.25 - pag.28pag.28pag.28 - pag.30pag.30pag.30 - pag.33pag.33 - pag.34pag.34 - pag.35

pag.37 - pag.42pag.37 - pag.42pag.43 - pag.44

pag.35 - pag.36

pag.45 - pag.46

pag.47 - pag.124pag.47 - pag.56

pag.57 - pag.61

pag.62 - pag.73

Cap.2.4 Modelare numerică a arderii la suprafaţa unui masiv de lemn……………………..Cap.2.5 Masivul de lemn cu ardere la suprafaţă în regim cvasistaţionar…………………..

Cap. 2.5.1 Modelul fizic al masivului de lemn cu ardere la suprafaţăîn regim cvasistaţionar………………………………………………………..

Cap.2.6 Cercetări experimentale privind arderea cu gazeificare de suprafaţă a lemnului………………………………………………………..

Cap.2.7 Experimentări de laborator pe un pilot cu vizualizare a arderiicu gazeificare a lemnului………………………………………………………..

CAPITOLUL IIIARDEREA ÎN SUSPENSIE A RUMEGUŞULUI………………………………Cap.3.1 Arderea carbonului fix din particula de lemn……………………………………Cap.3.2 Evoluţia în timpul de ardere a fluxurilor de caldură

şi a temperaturii particulei de lemn……………………………………………..Cap.3.3 Măsurări de timp de ardere a a prticulelor de combustibil

în suspensie…………………………………………………………………….

funcţie de temperatura focarului……………………………………………………Cap.3.5 Arderea rumeguşlui în focarul turbionar……………………………………………Cap.3.6 Experimentarea arderii particulei singulare de lemn în suspensie……………………

BIBLIOGRAFIE…………………………………………………………………

pag.153 - pag.168

pag.74 - pag.95pag.96 - pag.112

pag.98 - pag.112

pag.113 - pag.122

pag.123 - pag.124

pag.125 - pag.183pag.125 - pag.141

pag.142 - pag.149

pag.150 - pag.152

pag.169 - pag.180pag.181 - pag.183

pag.184 - pag.187

pag.188 - pag.194

1

CAPITOLUL I ANALIZA DOCUMENTARĂ PRIVIND STUDIUL TEHNICII DE ARDERE A DEŞEURILOR DE LEMN BIOMASA În conditiile mediului topogeografic existent, se apreciaza că România are un potenţial energetic ridicat de biomasa, evaluat la circa 7.594 mii tep*)/an (318x109MJ/an), ceea ce reprezintă aproape 19% din consumul total de resurse primare la nivelul anului 2000, împartit pe urmatoarele categorii de combustibil:

• reziduuri din exploatari forestiere şi lemn de foc [1.175 mii tep (49,8x109 MJ/an)];

• deşeuri de lemn - rumeguş şi alte resturi de lemn [487 mii tep (20,4x109 MJ/an)];

• deşeuri agricole rezultate din cereale, tulpini de porumb, resturi vegetale de viţa de vie s.a. [4.799 mii tep*) (200,9x109 MJ/an)];

• biogaz [588 mii tep*) (24,6x109 MJ/an)]; [*) tep - tone echivalent petrol]

Fig. 1 Potenţialul energetic al biomasei în România Caldură rezultată din valorificarea energetică a biomasei deţine ponderi diferite în balanţa resurselor primare, în funcţie de tipul de deşeuri utilizat sau după desţinatia consumului final. Astfel, 54% din caldură produsa pe bază de biomasa se obţine din arderea de reziduuri forestiere s-au 89% din căldura necesara încalzirii locuinţelor şi

2

prepararea hranei (mediul rural) este rezultatul consumului de reziduuri şi deşeuri vegetale. Tabelul 1 Consumul de biomasa în balanţa resurselor energetice primare Specificaţie u.m./an 1996 1997 1998 1999 2000 Consum total resurse primare mii tep 2.341 2.146 1.934 1.666 40.390 Consum de biomasa mii tep 205 141 127 118 2.772 Pondere biomasa % 8,76 6,57 6,56 7,10 6,87 Sursa: Anuarul statistic al României Institutul National al Lemnului (INL) În consumul curent de biomasa din România, în regim de exploatare energetica, se folosesc diferite tipuri de combustibili, cu urmatoarea destinaţie:

- cazane industriale de abur si apă fierbinte pentru încalzire industrială (combustibil pe baza de lemn);

- cazane de apa caldă, cu puteri instalate între 0,7 MW si 7,0 MW, pentru încalzire urbana;

- sobe sau cuptoare de lemne şi/s-au deşeuri agricole pentru încălzirea locuinţelor individuale sau prepararea hranei.

Între anii 1998 - 1999 s-a implementat un proiect demonstrativ, denumit "Asistenţa pentru implementarea surselor regenerabile de energie", cu finanţare asigurată prin Programul PHARE - UE. Caracterul demonstrativ al proiectului constă în punerea în evidenţă a valorii de înlocuire a biomasei în raport cu combustibilii fosili la producerea de agent termic. Proiectul realizat în localitatea Câmpeni funcţionează pe bază de biomasă (deşeuri de lemn), cu furnizare de energie, în condiţii de eficienţă economică si cu respectarea normelor de protecţie a mediului înconjurator.

Proiectul “Rumeguş 2000”

Pe 7 martie 2003 a avut loc semnarea Acordului de colaborare dintre Ministerul Apelor şi Protecţiei Mediului din România şi Ministerul Mediului din Regatul Danemarcei privind implementarea în comun a proiectului "Rumeguş 2000", un proiect în valoare de 14 mil EUR ce are ca scop punerea bazelor colaborării între cele două ţări în domeniul modificărilor climatice.

Acest acord privind promovarea pe scară largă a unor procedee moderne de valorificare a rumeguşului a fost precedat de un proiect pilot derulat împreuna cu Agenţia Daneză pentru Protecţia Mediului şi Ministerul Mediului din Regatul Danemarcei, având la bază tehnologia de utilizare a rumeguşului ca sursă de energie în sistemul de încălzire centrală a unor oraşe, care deţin deja un sistem de încălzire proiectat pentru utilizarea combustibililor fosili. Realizarea concretă a

3

proiectului a avut loc în orasul Tasca, zona Bicaz, cu finanţare exclusivă dintr-un grant danez. Ca urmare a succesului de care s-a bucurat acest proiect, s-a decis utilizarea aceleeaşi tehnologii pentru sistemul de încălzire a încă 5 oraşe: Întorsura Buzăului, Gheorghieni, Huedin, Vatra Dornei şi Vlăhiţa.

Avantajele implementării acestui proiect sunt în general din sfera protecţiei mediul, dar nu numai, el permiţând şi o dezvoltare economică în direcţii încă neexplorate:

• retehnologizarea completă a sistemelor de încălzire din oraşele menţionate; • reducerea emisiilor de CO2 şi CH4, importante gaze cu efect de seră; • reducerea depozitării necontrolate a rumeguşului şi prevenirea poluării

apelor şi solului; • stabilizarea preţului energiei termice, reducerea şi eliminarea treptată a

subvenţiilor alocate în acest domeniu; • dezvoltarea unor noi oportunităţi de afaceri.

Programul "Rumeguş 2000" se deruleaza în spiritul procedurii art. 6 din Protocolul de la Kyoto, si conduce la diminuarea impactului asupra mediului determinat de procesarea bruta a lemnului în arii geografice de mare întindere. În general, valorificarea biomasei prin proiecte specifice de investitii energetice confera atractivitate întrucât energia termica obtinuta are costuri mai mici în raport cu combustibilii fosili. Aspecte ale activitǎţii în domeniul producerii şi utilizării deşeurilor de lemn sunt prezentate în câteva fotografii specifice care ilustreazǎ ciclul carbonului în naturǎ. Fig.2 Ciclul carbonului în naturǎ

4

Fig.3 Aspecte din activitatea de producere şi de valorificare a deşeurilor de lemn

Gestionarea deşeurilor lemnoase

Gradul de valorificare a deşeurilor în România este foarte redus, de aproximativ 4%, adică de 10 ori mai mic comparativ cu ţarile Europei Occidentale. Industria lemnului nu este una dintre cele mai poluante, dar într-o oarecare masura are un impact asupra factorilor de mediu (aer, apa, sol).Conform datelor Ministerul

5

Mediului, valorificarea deşeurilor rezultate în procesul de producţie în industria lemnului faţa de restul ramurilor industriale se ridica la un procent de 83,6%, procent care scade, din păcate, ca urmare a apariţiei micilor producători a căror preocupare pentru valorificarea deşeurilor este scăzută.

La nivelul economiei naţionale, în ultimii ani s-au evidenţiat rezultate notabile în activitatea de protecţie împotriva poluarii industriale, de reciclare şi de utilizare a deşeurilor drept materie primă în produse secundare cu o valorificare eficientă.

Scumpirea energiei termice si electrice impune necesitatea intensificarii preocupărilor pentru reducerea consumurilor energetice a utilizarii resurselor secundare, cum ar fi deşeurile combustibile, în producerea energiei termice si chiar electrice.

La prelucrările mecanice ale lemnului în fabricile de mobilă, panouri din lemn masiv, parchet triplu stratificat rezultă cantităţi mari de deşeuri uscate care sunt un excelent combustibil pentru centralele termice proprii. Problematica utilizarii deşeurilor în fabricile de cherestea, în special a rumeguşului rezultat la debitarea cherestelei cu umiditate mare, precum si în fabricile de placaj, furnir si panel unde rezultă deşeuri în amestec (umed si uscat) este cu atât mai mare, cu cât cantitatea de deşeuri rezultată si transformată în energie termică este mult peste necesarul pentru încălzirea spatială sau chiar tehnologică. La secţiile mici de debitare a cherestelei, precum si la atelierele mici de producţie, utilizarea deşeurilor la producerea energiei termice rezolvă, totodată, şi problema încadrării în prevederile legislaţiei pentru protecţia mediului. Apariţia a noi agenţi economici în exploatarea si prelucrarea lemnului, în contextul inexistenţei unei legislaţii ferme de protecţie a mediului înconjurator, a condus la apariţia a numeroase halde de rumeguş si alte deşeuri lemnoase, constituindu-se în surse de poluare agresive pentru solul forestier si pentru cursurile de apă. Astfel, poluarea cu deşeuri din lemn are urmatoarele consecinte: scoaterea din circuitul productiv a unor suprafeţe de teren, pe care vegetaţia dispare sau se reinstalează cu dificultate, se modifică circuitul normal al apelor de suprafată, direcţia vântului şi starea de însorire a terenului. De asemenea, au loc schimbari în forma zonei în cauză, simultan cu dezvoltarea bacteriilor, larvelor, insectelor şi a ciupercilor, precum si reducerea covorului vegetal, dezvoltarea buruienilor şi raspândirea de praf de lemn în atmosferă. Relaţiile între nivelul şi calitatea producţiei şi cel al reziduurilor, pentru un

6

sistem tehnologic bine determinat, sunt controlabile şi pot fi menţinute în limitele admisibile. Suprafaţa de teren ocupată cu deşeuri de lemn este relativ mare, fiind estimată la 702.373 m2. În vederea valorificarii, dar, în special, pentru depoluarea zonelor afectate de acest tip de reziduu, poate fi rezolvat printr-un proces de colectare a reziduurilor pe baza unei tehnologii simple (mijloc de transport echipat cu un încărcător cu cupă sau graifar polip) pâna la eliberarea ecologică completă a terenului. O altă soluţie este transportul deşeurilor pe distanţe scurte de 2-5 km către puncte stabilite din fondul forestier, exceptând desigur pepinierele, puncte în care vegetaţia forestieră are caracteristici staţionare bune. Deşeurile de lemn stocate în afara incintelor de producţie pot fi valorificate prin realizarea de caramizi si calupuri de zidărie si de placi izolatoare. Căramizile şi calupurile de zidarie, prin asociere cu alte materiale şi un liant, sunt destinate construcţiilor uşoare, acest tip de element putând conferi proprietaţi termoizolante bune. La fel si plăcile izolatoare permit îmbunătăţirea izolării termice a încăperilor prin combinarea cu un liant de ciment sau ipsos. Mai mult, deşeurile lemnoase pot proteja culturile în pepiniere prin reducerea pierderilor de umiditate si prin asigurarea unui confort caloric si pot ameliora solul vegetal prin îmbunataţirea texturii si refacerea apreciabilă a fertilităţii. În zonele cu teren steril, în timp îndelungat, prin simpla depozitare a haldelor de reziduuri lemnoase cu un început de descompunere, se reinstalează covorul vegetal. În prezent, în România nu s-au dezvoltat suficient tehnologiile de valorificare completă a tuturor deşeurilor. De exemplu, nu există suficiente utilaje specializate în scoaterea cioatelor şi a radăcinilor, acest potenţial de deşeuri lemnoase neputând fi astfel valorificat cel puţin pe termen scurt şi mediu. Pe termen lung este necesară realizarea unei analize pentru determinarea oportunitaţii de achiziţionare a tehnologiilor deja existente pe piaţa europeană pentru scoaterea si valorificarea acestor cioate si radăcini, ţinând seama de faptul că această practică este aplicată la scară largă în ţările nordice ale Europei şi în Italia. Ţările europene aplică această tehnologie în cadrul plantaţiilor energetice, datorită beneficiului economic pe care îl reprezintă utilizarea acestora drept combustibil şi din considerente de pregătire a solului pentru viitoarele plantaţii. În aceste condiţii, din totalul deşeurilor rezultate din sectorul de exploatari forestiere, cioatele reprezentau în anul 2000, 180 mii m3, prognozându-se pentru anul 2005, aproximativ 200 mii mc de cioate, iar în 2010, 209 mii m3. Deşeurile lemnoase trebuie utilizate cât mai practic pentru a evita poluarea excesivă, dar si pentru a înregistra o cât mai mica pierdere de masă lemnoasă, deoarece lemnul este o materie primă greu regenerabilă şi tocmai de aceea trebuie preţuit la adevarata lui valoare.

7

Aspecte de legislaţie în domeniul managementului deşeurilor Odată cu intrarea pe Piaţa Unică, gestionarea deşeurilor într-o manieră modernă europeană este o cerinţă obligatorie şi are beneficii economice datorită valorificării lor eficiente. Problema deşeurilor este de actualitate în domeniul industriei de prelucrare a lemnului şi a producerii de mobilier. Este esenţial ca la nivel de management această problemă să fie conştientizată deoarece progresul tehnologic nu poate fi analizat numai prin prisma unor criterii strict economice. La nivelul global al industrie au apărut şi au început să fie utilizate frecvent noi tipuri de tehnologii:

• Tehnologie raţională - consumuri din ce în ce mai reduse de materiale şi energie ;

• Tehnologie curată - ecologizarea tehnologiilor deja existente; • Ecotehnologie – tehnologii noi, ce sunt adaptate cerinţelor ecologice actuale

În acest context, deşeurile reprezintă o problemă majoră în fiecare ţară europeană, iar cantităţile de deşeuri sunt în general în creştere. Generarea

8

deşeurilor implică o pierdere de materiale şi energie şi impune costuri ridicate, economice şi de mediu, pentru colectarea, tratarea, şi prelucrarea lor. În România demersurile în acest sens s-au realizat prin transpunerea normelor europene în legislaţia naţională prin intermediul adoptării prevederilor directivelor europene (Directiva 75/442/EEC, Decizia 94/3/EEC) Acestea se regăsesc în textul următoarelor acte naţionale: OUG nr.78/2000 privind regimul deşeurilor. Obiectul ordonanţei îl reprezintă reglementarea activităţilor de gestionare a deşeurilor cu scopul protejării mediului înconjurător şi a sănătăţii populaţiei. OUG nr.16/2001 privind gestionarea deşeurilor industriale reciclabile. Scopul acestei ordonanţe este asigurarea gestionării eficiente a deşeurilor industriale reciclabile în condiţii de protecţie a mediului şi a sănătăţii populaţiei. Art. 5 al ordonanţei stabileşte obligaţiile deţinătorilor de deşeuri ca fiind strângerea, sortarea şi depozitarea temporară a acestora şi introducerea lor în circuitul productiv. Legea nr. 465/2001 pentru aprobarea OUG nr. 16/2001 privind gestionarea deşeurilor reciclabile. Această lege aduce modificări şi completări la textul ordonanţei. HG nr.155/1999 privind introducerea evidenţei gestionării deşeurilor şi a Catologului European al Deşeurilor Legea nr. 426/2001 pentru aprobarea OUG nr. 78/2000 privind regimul deşeurilor. Reglementǎri privind colectarea, transportul, tratarea şi eliminarea deşeurilor. Planul Naţional de Gestionare a Deşeurilor conţine informaţii referitoare la: Tipul, cantitatea şi originea deşeurilor ce urmează a fi eliminate; Măsurile speciale pentru categoriile speciale de deşeuri; Localizarea zonelor şi a instalaţiilor de eliminare a deşeurilor; Persoane autorizate să desfăşoare activitatea de gestionare a deşeurilor; Costuri estimative; Măsuri pentru încurajarea acestor practici. HG nr. 856/2002 privind evidenţa gestiunii deşeurilor şi pentru aprobarea listei cuprinzând deşeurile, inclusiv deşeurile periculoase. Hotărârea stabileşte obligativitatea producătorilor de deşeuri de a ţine o evidenţă a acestora şi de a transmite, la cerere, datele centralizate autorităţilor publice teritoriale pentru protecţia mediului. Hotǎrârea cuprinde lista deşeurilor. Sub Codul 03 sunt identificate Deşeurile de la prelucrarea lemnului şi producerea plăcilor şi mobilei:

• deşeuri de la procesarea lemnului şi producerea plăcilor şi mobilei; • deşeuri de scoarţă şi de plută ; • rumeguş, talaş, aşchii, resturi de scândură şi furnir cu conţinut de substanţe

periculoase ; • deşeuri de la conservarea lemnului.

9

Producţia de mobilier ca activitate cu impact asupra mediului Producţia de mobilier este considerată a avea un impact asupra mediului înconjurător, de aceea activităţile din acest domeniu se supun Procedurii din 20/12/2004 privind autorizarea activităţilor cu impact semnificativ asupra mediului. EXEMPLIFICARE PRINTR-UN STUDIU DE EVALUARE A POTENŢIALULUI LOCAL PENTRU DEZVOLTAREA FILIEREI LEMN – ENERGIE JUDEŢUL SUCEAVA Obiectivul principal al studiului realizat de ALGEPEM îl constituie analiza posibilităţilor de dezvoltare a filierei lemn – energie în localităţile Bilca si Vicov de Sus, fiind vizate în principal atât aspecte legate de valorificarea deşeurilor lemnoase abundente în zonă datorită numeroaselor exploatări forestiere si unităţi de prelucrare a masei lemnoase, cât şi satisfacerea anumitor necesităţi energetice locale dictate de specificul activităţilor desfăşurate în zonă. În direcţia valorificǎrii deşeurilor lemnoase în România, existǎ studii si în alte localităţi precum comuna Tasca (judeţul Neamţ), Vatra Dornei (judeţul Suceava), Huedin (judeţul Cluj), Gheorgheni (judeţul Harghita) etc. În comuna Tasca, s-a reuşit implementarea unui sistem centralizat de încălzire si alimentare cu apă caldă menajeră a principalelor instituţii din localitate (şcoală, dispensar, primărie, cămin cultural etc.), sistem care valorifică cu succes deşeurile lemnoase rezultate în urma activităţilor producătorilor de cherestea si a altor societăţi care au drept activitate prelucrarea primară sau finită a lemnului, preţul real de producere a gigacaloriei fiind de aproximativ 3 până la 5 ori (!) mai mic decât cel al gigacaloriei produse pe bază de combustibili fosili în marile unităţi termice din ţară. PREZENTAREA ZONEI ÎN STUDIU Comunele Bilca si Vicovu de Sus sunt situate în judeţul Suceava, în partea de nord a regiunii Moldova a României, în zona de trecere de la câmpia Sucevei (la est) spre nordul Carpaţilor Orientali (la vest). Judeţul Suceava ocupă primul loc în România la suprafaţă împădurită, fiind urmat de judeţele Neamţ şi Covasna, lucru care de asemenea, reclamă un climat propice dezvoltării unei infrastructuri de valorificare energetică a deşeului lemnos, dat fiind nivelul ridicat al activităţilor de exploatare a lemnului din această zonă. În tabelul de mai jos sunt prezentate principalele coordonate socio-geografice ale localitaţilor studiate:

10

Fig. 4 Zona geograficǎ de studiu Năsăud Există în comunele Bilca si Vicovu de Sus un număr de aproximativ 15 – 20 de unităţi de prelucrare primară a masei lemnoase prin tăiere si debitare cherestea. Exprimat în cifre, acest poteţnial se „traduce” printr-un volum total de deşeu lemnos colectat lunar de peste 1000 mc (1077,5 m3 rezultă de la cei 17 agenţi economici monitorizaţi ), din care cca 500 m3 rumeguş pur. Exprimând aceste cantităţi în tone echivalent petrol, putem aprecia ca fiind posibile următoarele ipoteze de calcul: - 1 tonă de deşeu lemnos (aşchiat) este echivalent energetic cu: · 0,189 – 0,240 tep pentru o umiditate de 40 – 50 %; · 0,284 – 0,335 tep pentru o umiditate de 20 – 30 %; - 1 m3 deşeu lemnos (aşchiat) cântăreşte în general între 300 – 400 kg; - 1 m3 rumeguş (= 600 .. 700 kg rumegus) este echivalent energetic cu: · peste 0,395 tep pentru o umiditate mai mică de 10 %; · 0,200 – 0,250 tep pentru rumeguş verde (w = 30 – 40 %). Aşadar, se poate realiza pe baza acestor ipoteze de calcul o evaluare în tone echivalent petrol (tep) a cantităţilor de deşeuri lemnoase inventariate în urma acestui studiu realizat de către ALGEPEM:

11

Mai mult, se poate deduce posibilitatea amplasării unor instalaţii de valorificare a deşeului lemnos în scopurile diverse, destinaţia acestor instalaţii fiind bineînţeles coroborată cu specificul activităţilor desfăsurate în zonă: uscătoare de lemn, instalaţii de producere în cogenerare a energiei electrice şi termice, instalaţii de brichetare a rumeguşului, cazane proprii de alimentare cu căldură si apă caldă menajeră etc. Fig.5 Solicitări privind direcţia de valorificare energeticǎ a deşeurilor

Mai trebuie precizat că un eventual necesar de deşeu lemnos (utilizat drept combustibil ) superior cantitativ celui evaluat local ar putea fi foarte uşor asigurat în zonă, neţinând cont de faptul că există pe o rază de 15 – 20 km cca 100 de astfel de unităţi de prelucrare a lemnului, deci de potenţiale surse de combustibil lemnos. CONCLUZII Din exemplul prezentat rezultǎ potenţialul extrem de ridicat de valorificare energeticǎ a deşeurilor de lemn în ţara noastrǎ şi se justificǎ o direcţie de cercetare ştiinţificǎ permanentǎ în acest domeniu.

12

1.1 DOCUMENTARE PRIVIND ARDEREA LA SUPRAFAŢA LEMNULUI – MASIVUL DE LEMN Un volum relativ mic de documentare se gǎseşte privind procesul de ardere a lemnului. Faptul se datoreazǎ utilizǎrii restrânse a lemnului masiv, numai pentru instalaţii mici de ardere. Procesul de ardere nu poate fi mecanizat şi automatizat astfel cǎ exploatarea se caracterizeazǎ prin indicativul “cu supraveghere permanentǎ”. În aceste condiţii pentru nevoi industriale şi ale încǎlzirilor cu termoficare se foloseşte numai lemnul sub formǎ granularǎ: tocǎturǎ sau rumeguş. Fenomenul arderii suprafeţei de lemn intereseazǎ în special cercetarea problemelor mai simplificate, bidimensional, ipotezǎ în care şi ecuaţiile sunt mult simplificate şi pot cǎpǎta forme rezolvabile numeric. Se disting categoriile de cercetǎri privind:

• aprinderea • degajarea volatilelor • arderea carbonului fix.

Se vor aminti în acest studiu câteva studii reprezentative direct legate de teoria generalǎ a procesului de ardere a masivului de lemn. Un studiu complex al problemei a fost dat de F.DOUARD prin societǎţile “Energie Bois Sisse” şi « ADEME ». Se trateazǎ problema utilizǎrii energetice a lemnelor de foc şi valorificarea “lemnelor rebutate”, în aceastǎ ultimǎ categorie intrând deşeurile de fabricaţie de mobilǎ, mobilǎ scoasǎ din uz, lemn de pe şantierele de construcţii, ambalaje de la întreprinderi şi comerţ, cum ar fi lǎzile, paleţii etc. Se analizeazǎ instalaţiile de cazane cu grǎtare înclinate mobile cu o putere de 200 kW ... 25 MW. Tehnologia acceptǎ dimensiuni de lemn de pânǎ la 30 cm (grosime) şi umiditate de la 20 la 60%. Se studiazǎ procesele de ardere în focare cu temperaturi între 650 şi 950 0C. Analiza proceselor este mai mult fenomenologicǎ, pe baze experimentale, fǎrǎ sǎ se aducǎ o teorie analiticǎ a procesului. Cercetǎrile efectuate de U. BIELERT şi M. KLUG din Institutul de Mecanicǎ AACHEN – Germania prezintǎu model de ardere turbulentǎ la suprafaţa unui lemn cu reacţii într-o zonǎ de grosime micǎ. Se calculeazǎ un model bidimensional de propagare a zonei de ardere spre interiorul lemnului. Se porneşte de la o situaţie iniţialǎ de aprindere şi se urmǎreşte procesul pânǎ când devine staţionar, în sensul cǎ variaţia temperaturii în adâncimea stratului rǎmâne constantǎ. Teoria este verificatǎ experimental pe un model de laborator.

13

Cercetǎrile lui Antonio GALGANO şi D.BLASI de la Universitatea de Inginerie Chimicǎ di NAPOLI – Italia, prezintǎ fazele de propagare a uscǎrii şi degajǎrii volatilelor în adâncimea masivului de lemn. Analiza este fǎcutǎ pe straturi succesive foarte subţiri, finite, în adâncimea suprafeţei. Pe direcţie verticalǎ, unidimensional, se scriu ecuaţiile de transfer de cǎldurǎ de la suprafaţa lemnului, apoi procesele care au loc pe adâncime. Aplicaţiile numerice sunt fǎcute pe grosimi finite de straturi de 0,04 m , fluxuri de cǎldurǎ de 40 ... 80 kW/m2 , şi umiditǎţi iniţiale de 0 ... 47%. Modelul stabileşte o grosime de strat de degazare cu un strat inferior de uscare la temperaturǎ constantǎ. Aplicarea modelului se poate face la arderea masivului de lemn dar, cu toate cǎ se dau ecuaţiile de proces, programul de calcul nu este suficient de detaliat pentru a putea reproduce cu el unele aplicaţii. Cercetǎrile lui B. TUYEN , R. LOOF şi S. BHATTACHARYA de la Institutul de Tehnologie din BANGKOK – Tailanda – au fost publicate ca o serie de articole în revista ENERGY (Anglia) . Se fac ample cercetǎri asupra flǎcǎrilor la suprafaţa unui lemn în regimurile : apropiat de stingere, stabil fǎrǎ fum, stabil cu fum, adicǎ arderea volatilelor de pirolizǎ a lemnului. Se stabilesc valorile critice de alimentare cu aer a stratului de volatile, un element deosebit de important în instalaţiile de ardere a lemnelor unde alimentarea cu aer secundar este strict necesarǎ. Cercetǎrile efectuate de E. KHARBAT, K. ANNAMALAI ş.a. de la Departamentul Mecanic al COLLEGE TEXAS – USA s-au fǎcut cu ajutorul unui sistem digital de urmǎrire cu imagini a procesului de ardere. S-au descris urmǎtoarele etape :

1. aprindere primarǎ heterogenǎ; 2. ajectarea volatilelor; 3. aprinderea secundarǎ a volatilelor ; 4. formarea unei unde de aprindere pe stratul de cocs format la suprafaţa

lemnului. Au fost obţinute caracteristici de timpi de ardere prin tehnica de imagini digitale.

14

1.2 DOCUMENTARE PRIVIND ARDEREA PARTICULEI DE LEMN Un volum mare de documentare se gǎseşte privind procesul de ardere a particulelor de lemnul în suspensie. Faptul se datoreazǎ utilizǎrii largi a prafului, rumeguşului sau a aşchiilor de lemn, în instalaţii mari de ardere. Procesul de ardere poate fi mecanizat şi automatizat astftel cǎ exploatarea se caracterizeazǎ prin indicativul “fǎrǎ supraveghere permanentǎ”. În aceste condiţii pentru nevoi industriale şi ale încǎlzirilor cu termoficare se foloseşte numai lemnul sub formǎ granularǎ: tocǎturǎ sau rumeguş. Foarte multǎ documentaţie aparţine ţǎrilor cu o dezvoltatǎ energeticǎ pe bazǎ de lemn: Finlanda, Danemarca, Austria etc. Cercetǎrile lui J.SAASTAMOINEN, R. TAIPALE M. HORTTANINEN de la Universitatea de Tehnologie, Departamentul de Tehnologie Energeticǎ, JYVASKYLA , FINLANDA, trateazǎ despre procesul de aprindere al particulelor de lemn în suspensie. Modelul este pe un pat suspendat fix şi descrie efectele parametrilor: viteza relativǎ de suspendare, umiditatea iniţialǎ a particulei, dimensiunea particulei, densitatea şi specia de lemn. Se deteminǎ viteza de ardere observatǎ şi se coreleazǎ cu viteza aerului şi cu temperatura mediului de ardere. Cercetǎrile lui M. JARVINEN, R. ZEVENHOVEN , E. VAKKILAINEN de la Universitatea de Tehnologie din HELSINKI , FINLANDA, oferǎ un model al procesului de gazeificare din patul de particule de lemn. Pentru particule mari ( invariant BIOT>0,1), distribuţia de temperaturi este neuniformǎ deoarece existǎ diferite regimuri de temperaturi în particulǎ. La particule mici se poate considera temperatura uniformǎ. Aceastǎ determinare are o deosebitǎ importanţǎ deoarece ipoteza de plecare a unui model simplu de particulǎ care arde în suspensie este un model izoterm. Se determinǎ difuzia CO2 şi H2O din mediu la suprafaţa particulei. S-au determinat timpii de pirolizǎ pentru diferite granulaţii de lemn. Cercetǎrile efectuate de M. HORTTANAINEN şi J. SAASTAMOINEN de la Universitatea de Tehnologie, Departamentul de Energie din LAPPEENRANTA – FINLANDA au condus la determinarea condiţiilor de aprindere a particulelor în suspensie funcţie de viteza aerului de suspendare. Se pune în evidenţǎ o diferenţǎ mare între arderea unui pat suspendat cu particule de aceleaşi dimensiuni şi un pat cu neuniformitate dimensionalǎ mare a particulelor. Neuniformitatea dimensionalǎ duce la o vitezǎ mǎritǎ de ardere datoritǎ circulaţiei particulelor mici în interiorul stratului. Cercetǎrile publicate de B. PETERS de la Centrul de Cercetare Energeticǎ KARLSRUHE – GERMANIA se referǎ la studiul complet al arderii particulelor într-un strat fluidizat circulant. Pe un model clasic de ecuaţii de conservare a masei şi a energiei, se construieşte un model matematic numeric pentru procesul din

15

camera de ardere. Experimentǎrile s-au fǎcut şi pentru o particulǎ unicǎ şi pentru un nor de particule. Teoria a fost confirmatǎ de mǎsurǎtoriile experimentale. Cercetǎrile efectuate de M. JOELLER, T. BRUNNER, I. OBERBERGNER de la Universitatea de Tehnologie din GRAZ – AUSTRIA s-au referit la formarea de aerosoli în procesul de ardere a particulelor de lemn în suspensie. Modelul matematic ia în considerare coagularea, nuclearea şi condensarea gazelor de la periferia particulelor de lemn în procesul de ardere. Aerosolii se formeazǎ în condiţiile unei variaţii continue a temperaturii din stratul vecin particulei. Partea de verificare experimentalǎ s-a fǎcut pe un cazan de 440 kW la care s-au prelevat probe (blocate termic prin rǎcire bruscǎ în sondǎ) şi s-au fǎcut analizele de compoziţie a aerosolilor captaţi. Cercetarea, foarte originalǎ ca subiect, abordeazǎ o problemǎ foarte importantǎ în arderea lemnului, aceia cǎ în procesul de ardere, mai ales la temperaturi joase, se produc condensǎri de aerosoli de gudroane şi fenoli ce se depun pe suprafeţe ca murdǎrii foarte aderente şi, pe de altǎ parte, sunt şi substanţe cancerigene care nu trebuie emise în mediu prin gazele de evacuare. Cercetǎrile efectuate sub conducerea lui R. CHANGKOOK de la Centrul de Cercetare a Arderii Deşeurilor de la Universitatea di SHEFFIELD – ANGLIA, au avut ca obiect determinare efectelor proprietǎţilor combustibilului asupra procesului de ardere.Cercetǎrile se referǎ la arderea în strat fluidizat a rumeguşului. Au fost puse în evidenţǎ câmpurile de temperaturi din camera de ardere, stabilizarea zonei de aprindere, evoluţia procesului de ardere.A fost analizatǎ de asemenea şi compoziţia cenuşii. Cercetǎri utilizând tehnologii foarte avansate au fost întreprinse de o divizie de cercetare condusǎ de J. D. MCDONALD de la Institutul de Cercetǎri Energetice din RENO - NEVADA –SUA privind emisiile de particule şi de gaze în timpul procesului de ardere a lemnului. S-au pus în evidenţǎ peste 350 de compuşi organici şi anorganici emişi. Particulele de 2,5 µm au fost colectate pe un ciclon cu selectivitate de 2,5 µm, colectate cu diluţie de 80 şi rǎcite la temperatura ambiantǎ în vederea condensǎrii. Particule foarte fine de produşi organici au fost colectate pe filtre XAD iar compuşii anorganici pe filtre de TEFLON şi QUARZ. S-au utilizat şi soluţii de impregnare a filtrelor pentru reţinerea selectivǎ a unor anumite fracţiuni. Analizele s-au fǎcut cu gravimetrie de masǎ, iar elementele care au concentraţii foarte mici cu analizǎ fluorescentǎ de raze X. S-a utilizat spectroscopie de masǎ pentru Carbon 12 şi Carbon 14 pentru compoziţii de cenuşi. Pentru gazele de volatile s-a folosit un cromatograf de înaltǎ sensibilitate.

16

CONCLUZII Documentarea în problema arderii lemnului şi a deşeurilor de lemn este foarte vastǎ şi demonstreazǎ actualitatea economicǎ şi ecologicǎ a problemei. Principalele cercetǎri se regǎsesc în câteva publicaţii de specialitate:

• International Symposium on Combustion (volum care apare din 2 în 2 ani) • Combustion and Flame • Energy & Fuels • Fuel • Environmental Science & Technology

care scot în evidenţǎ şi principalele direcţii actuale de cercetare. Astfel, se observǎ un bogat material de cercetare privind arderea particulelor de lemn în suspensie, aceasta fiind tehnologia actualǎ la nivel energetic şi industrial de valorificare a deşeurilor de lemn. În aceastǎ categorie intrǎ cercetǎrile privind:

• aprinderea, uscarea şi degajarea volatilelor; • arderea particulei de cocs; • evoluţia temperaturilor şi proceselor în timp; • degajarea unor aerosoli şi condensarea în preocesul de ardere.

Urmǎtoarea categorie este cea a cercetǎrilor privind arderea suprafeţei masivului de lemn. Cu aplicaţii la arderea lemnelor pe grǎtar cu ardere directǎ sau cu gazeificare, domeniul se referǎ la instalaţii mici cu specific de înclzire localǎ. În aceastǎ categorie intrǎ cercetǎri privind:

• arderea succesivǎ a straturilor spre adâncimea masivului de lemn; • propagarea fluxurilor de cǎldurǎ spre interiorul masivului; • spectrul de temperaturi de la suprafaţǎ spre interiorul masivului; • arderea volatilelor deasupra suprafeţei de lemn.

Dupǎ cum se va putea urmǎri în capitolele urmǎtoare, cercetarea din cadrul tezei de doctorat a abordat majoritatea direcţiilor principale de cercetare din domeniul arderii lemnului şi a deşeurilor de lemn.

17

1.3 STUDIU DOCUMENTAR PRIVIND PROCESUL ARDERII UNUI COMBUSTIBIL SOLID Literatura prezintǎ multe studii analitice privind procesul de ardere a combustibililor solizi, atât pentru arderea masivullui în strat cât şi pentru arderea particulei în suspensie. Dintre studiile cele mai complete, bazate pe cercetǎri proprii şi pe analiza literaturii de specialitate, citǎm douǎ lucrǎri de bazǎ, care vor fi prezentate în continuare:

• A. STAMBULEANU – Flacǎra industrialǎ – Procese de ardere în focare – Ed.Tehnicǎ – Bucureşti - 1971

• N. PĂNOIU ş.a. – Instalaţii de ardere a combustibililor solizi – Ed. Tehnicǎ – Bucureşti - 1985

Se vor prezenta succint ambele teorii de ardere pentru a se putea urmǎrii baza comunǎ de ipoteze fizice şi diferenţele specifice de tratare. O remarcǎ generalǎ este aceia cǎ pentru expunerea teoriei arderii combustibilului solid s-a ales exemplificarea privind arderea cǎrbunelui. Alegerea autorilor era justificatǎ prin faptul cǎ în ponderea utilizǎrii energetice cǎrbunele are o utilizare mult mai mare decât lemnul. Totuşi, similitudinea compoziţiilor cǎrbunelui şi lemnului (de altfel derivate din acea sursǎ organicǎ) fac ca teoria arderii cǎrbunelui şi teoria arderii lemnului sǎ fie identice.

18

1.3.1 TEORIA ARDERII COMBUSTIBILULUI SOLID DUPĂ A. STAMBULEANU Arderea carbonului este proces tipic de ardere eterogenă, determinat atăt de cinetica arderii pe suprafaţa carbonului căt şi de procesele de difuzie ale oxigenului din mediul ambiant spre suprafata carbonului şi ale gazelor de ardere, în sens contrar spre mediul ambiant, prin stratul limita de gaze aderent la suprafaţa carbonului. Formarea bioxidului de carbon si a oxidului de carbon pe suprafaţa de reacţie este exprimată în urmatoarele reacţii: C + O2 CO2; (1) 2C + O2 2CO; (2) C + CO2 2CO; (3) Reacţia în stratul gazos aderent la suprafaţa carbonului a oxidului de carbon, este dată de reacţia: 2CO + O2 2CO2; (4) O examinare a procesului de ardere a carbonului la suprafaţă, schematizat, poate da o imagine generală asupra desfaşurării calitative a acestui proces. La o temperatură moderată (sub 8000C), în prezenţa oxigenului, carbonul arde la suprafaţă şi se transformă în CO2 si CO prin reacţiile (1 si 2). Fig.6 Schemele procesului de gazeificare şi de ardere la suprafaţa carbonului

Figura 6a – Exemplifică faptul că datorită concentraţiilor mari la suprafaţa carbonului, gazele de ardere difuzează spre mediul ambiant şi se întâlnesc în drumul lor cu oxigenul ce difuzează, în sens contrar, spre suprafaţa carbonului. Figura 6b – Exemplifică faptul că temperatura cu cât este mai ridicată cu atât se accelerează mai mult reacţia (4) şi cantitatea de bioxid de carbon tinde către un maxim. Datorită concentraţiei ridicate a bioxidului de carbon, acesta difuzează, la rândul lui, în partea spre mediul ambiant şi în parte spre suprafaţa carbonului. În

19

contact cu această suprafaţă, bioxidul de carbon intra în reacţie cu carbonul şi conform reacţiei de reducere (3) ia naştere oxid de carbon. Acesta se reântoarce prin difuziune în zona în care inalneşte oxigenul, iar apoi procesul de formare a bioxidului de carbon şi întregul ciclu de procese de reacţie reîncepe. La o temperatura de circa 1000 – 13000C (sa constatat experimental) – rolul de a transporta la suprafaţa carbonului, oxigenul revine aprope exclusiv bioxidului de carbon, cand întregul proces de ardere, dominat de reacţia (3), se desfaşoară sub influenţa difuziunii CO2. Viteza de consum de carbon la suprafaţă poate fi calculată cu urmatoarele expresii: gc = Ks

cCs = Kspps; (5)

gc – viteza de consum a carbonului la suprafaţa de ardere [g · cm-2 · s-1] ; Cs – concentraţia de oxigen la suprafaţa carbonului : Cs = Mps/R'T [g · cm-3] (6) ps – presiunea parţială a oxigenului la suprafaţa carbonului; Ks

p – coeficienţii vitezei consumului de carbon la suprafaţa carbonului; R' – constanta. generală a gazelor; T – temperatura absolută ; M – masa moleculară; În acest caz problema determinării consumului de carbon prin reacţia de ardere, la suprafaţa unitară a carbonului, este redusă la determinarea perechilor de valori Cs, Ks

c sau ps, Ksp.

Coeficienţii Ksc si Ks

p, depind de următorii factori : tipul combustibilului, temperatura la suprafaţă, presiunea parţială a oxigenului la suprafaţa carbonului şi în mediul ambiant, factorii care împiedică difuziunea oxigenului la suprafaţa carbonului, mărimea particulei de carbon, rugozitatea la suprafaţa carbonului, porozitatea carbonului, etc. Influenţa cea mai mare o exercită tipul combustibilului şi temperatura la suprafaţă. 1.3.1a Arderea particulei de carbon S-a calculat pe cale analitica, atât pentru cazul particulelor mici cât si pentru cazul particulelor mijlocii si mari, coeficientul vitezei consumului de carbon, Ks

c.

20

Daca arderea carbonului este la suprafaţa particulei conform reacţiilor (1) şi (2), bilanuţul variaţiilor elementare ale debitelor de O2, CO2 si CO este urmatorul: 1/2(dgO2/dx )= -(dgCO2)/dx = (dgCO)/dx = - k4C2, (7) in care: gO2, gCO2, gCO – debitele pe suprafaţa unitară, de oxigen, bioxid de carbon, oxid de carbon; C2 – concentraţia curentă de oxid de carbon la suprafaţa carbonului; k4 – constantă; x – coordonata normală la suprafaţa particulei. Calculul lui C2: gCO = - D(dC2/dx) din ec. (7), rezultă: (8) D(d2C2/dx2) - k4C2 =0, (9) unde: D – coeficientul de difuzie [cm2·s-1] Soluţia ecuaţiei (9) este dată de relaţia: C2 = Aexp[(k4δ2/D)1/2x/δ] + Bexp[-(k4δ2/D)1/2x/δ], (10) în care: A si B – constante; δ – grosimea raportată a stratului limită gazos ce inconjoară particula. Grupul (k4δ2/D)1/2 a fost denumit - criteriul Semenov – Pentru o suprafaţă plana δ ≈ D/β, în care β este coeficientul de transfer de masă: (k4δ2/D)1/2 ≈ (k4D)1/2/β (11) Pentru o particulă sferică: β = Sh·D/d [cm·s-1], (12) în care: Sh - criteriul Sherwood; d - diametrul particulei. Constanta k4 din ecuaţiile de mai sus poate fi aproximată cu relaţia: k4 = 6·104exp(-15000/RT) [s-1]. (13) Din (10) se constată că atunci cand criteriul Semenov este mic, se poate face abstracţie de arderea CO în stratul-limită gazos de la suprafaţa carbonului.

21

Din punct de vedere practic, abstracţie de reacţia (10) se poate face când: (k4D)1/2/β<0. La temperaturile proceselor de ardere din focare, acest caz corespunde particulelor de combustibil aflate în suspensie în curentul fluid din focar, mai mici ca circa 800µm. Pentru particulele mici de carbon, putându-se face abstracţie de reacţia(10), debitele de oxigen: gO2, gCO2, gCO , pot fi calculate direct, rezolvand ecuaţia (7). Debitul de oxigen pe suprafaţa dată, în funcţie de concentraţia de oxigen la suprafaţa carbonului Cs şi în mediul ambiant Ca, este dat de relaţia: gO2 = β(Ca-Cs). (14) Deoarece oxigenul debitat la suprafaţa carbonului este consumat (ca urmare a reacţiilor 1 si 2), se poate scrie: gO2 =(k1+k2)Cs, (15) Din ec. (14) si (15), rezultă: Cs = [β/(k1+k2+β)]Ca (16) si gO2 ={[(k1+k2)β]/[ k1+k2+β)]}Ca (17) In mod analog, considerand concentraţia de CO în mediul ambiant egală cu 0, se obţine: gCO2 = β(C1s – C1a) = k1Cs – k3C1s; (18) gCO = βC2s = 2 k2Cs + 2k3C1s, (19) unde: C1s , C2s – concentraţiile de CO2 si CO la suprafaţa carbonului; C1a – concentraţia de CO2 în mediul ambiant, k1,k2,k3 – constantele vitezelor reacţiilor (1,2 şi 3) in [c·ms-1]. Cand C1s>C1a (acest lucru se poate întampla la începutul arderii) consumul de carbon la suprafaţa carbonului este dat numai de reacţiile (1) si (2): gC = gCO2 + gCO [mol·cm-2·s-1], (20) Cu ajutorul reacţiilor (18) si (19), se obţine: gC =(k1 + 2k2)Cs + k3C1s, (21) Din relaţia (18), rezultă: C1s = [k1/(k3+β)]Cs + [β/(k3+β)]C1a, (22)

22

Folosind relaţiile (16),(21), (22), rezultă: gC={[1+(k3/k3+β)·(k1/k1+2k2)][(k1+2k2)/(k1+2k2+β)]·βCa} + + (k3/k3+β)·βC1a. (23) Dacă reacţia de reducere (3) are o importanţă mică, se poate lua k3=0 şi ecuaţia (23) devine: gC =( k1+2k2) ·βCa /( k1+k2+β) = Ks

cCa, (24) în care: Ks

c = ( k1+2k2) ·β /( k1+k2+β). (25) În cazul în care C1a este mai mic: - dacă se notează cu k=k1+k2 - constanta vitezei totale de reacţie a oxigenului, cu a = k2/k1 şi cu b = a/(1+a) = k2/(k1+k2), (26) ecuaţia (23), devine: gC = {[2k3+(1+b)·β]/(k3+b)}·[(k·β)/(k3+b)] ·Ca = Ks

cCa, (27) în care: Ks

c = {[2k3+(1+b)·β]/(k3+b)}·[(k·β)/(k3+b)] (28) După cum se observă din ecuaţia (26), când se produce numai CO2, b=0, iar când se produce numai CO, b=1. Când k3 este neglijabil, ecuaţia (27), devine: gC =(1+b)[k·β /( k+β)]Ca = Ks

cCa, (29) în care: Ks

c = (1+b)[k·β /( k+β)]. (30) Cand k < β – k·β /( k+β) ≈ k Arderea are loc pe suprafaţa carbonului în domeniul cinetic, Ca≈Cs si ecuaţia (29), devine: gC = Ks

cCs (31) , in care Ksc ≈ (1+b)k. (32)

Cand k > β – k·β /( k+β) ≈ β Arderea se desfaşoara în domeniul difuziv (important pentru arderile la temperaturi peste 10000k). În acest caz, daca se scrie pentru uniformitate în loc de Ks

c = (1+b) β, Kdif

c ≈ (1+b) β, (33) ecuaţia (29), devine: gC = Kdif

c· Ca (34) Cand k ≈ β Procesul de ardere a carbonului la suprafaţa particulei sferice se desfaşoara atât cinetic cât si prin difuzie.

23

Considerând că se produce numai CO2 (b=0), ecuaţia (29), devine : gC =1[(1/ks

c)+(1/Kdifc)] ·Ca. (35)

Fig 7 Variaţia concenţratiei gazelor şi a temperaturii înauntrul stratului limită gazos ce înconjoară particula de carbon, la o viteză de ardere foarte mare a CO

Figura nr. 7 – arată că a valori mari ale criteriului (k4D)1/2/ β şi la viteză mare a reacţiei (3), deoarece oxidul de carbon arde cu oxigenul înauntrul stratului limită gazos ce înconjoara particula de carbon, acesta din urma nu mai poate să ajungă la suprafaţa carbonului. Din calcule, verificate şi experimental, se constată că la temperatura suprafeţei carbonului de circa 1000 – 13000C, când în reacţia carbonului rolul dominant este preluat de recţia de reducere (3), iar arderea se desfasoară dupa schema din fig. 6b – temperatura în stratul – limită gazos, ce înconjoară paricula, creşte de la valoarea pe care aceasta temperatură o are la suprafaţa carbonului, pană la valoarea critică maximă Tf. Dacă se presupune că viteza reacţiei (4), este infinit mare, atunci zona de ardere ∆ (fig. nr. 7) – persistă, însă devine infinit subţire. Atunci δ - (debitul de CO2, care difuzează în afara grosimii stratului-limită gazos de la suprafaţa carbonului) – trebuie sa fie egal cu debitul de oxigen (deoarece C+O2 = CO2), care patrunde prin difuzie, în sens contrar, în stratul respectiv. Cu notaţiile de pe fig. nr. 7 – se poate scrie : D[Ca/(δ-∆)] = D[C1max/(δ-∆)], (36) unde : C1max – concentraţia maximă a CO2 în stratul aderent gazos. Din relaţia (36), rezultă : C1max= Ca, (37)

24

Deoarece se poate scrie : gCO2 = D[(Cs – C1s)/∆)] = k3C1s, (38) gCO = D(C2s/∆) = 2k3C1s, (39) Rezultă: C1s = {(D/k3∆)/[1+( D/k3∆)]} Ca, (40) C2s = [2/(1+( D/k3∆)] Ca. (41) Conform reacţiei (4), trebuie ca : 2k3C1 = 2D[Ca/(δ-∆)], (42) în consecinţă, folosind C1, dat de relaţia (40), rezultă: ∆ = 1/2 [δ – (D/k3)], (43) din care, cu relaţia D/δ = β , se obţine: ∆/δ = 1/2 (1 – (β/ k3). (44) Din relaţiile (38), (40) si (44), rezultă: gCO2 =2[k3 β/( k3 + β)]Ca, (45) deci: gC =2[k3 β/( k3 + β)]Ca = Ks

cCa, (46) unde:Ks

c = 2[k3 β/( k3 + β)]. (47) În domeniul arderii difuzive (adică la arderi la temperatura peste 10000K), se analizeazǎ douǎ cazuri: când k3 > β: Ks

c = Kdifc = 2β (48) si gC = Kdif

c Ca. (49) Dacă se compară ecuaţia (48) cu ecuaţia (33), se constata că: Kdif

c din ec. (49), este de două ori mai mare ca Kdifc din ec. (33).

În cazul când concentraţia bioxidului de carbon în mediul ambiant are o valoare finită C1a, rezultă: C1amax = Ca + C1a si (50) ∆/δ =[(Ca + C1a)/ (2Ca + C1a)]{1-(Caβ) /[( Ca + C1a) k3]}. (51) În acest caz, relaţia (46) devine: gC ={β/{[(Ca + C1a)/(2Ca + C1a)][1-(Caβ)/( Ca + C1a) k3]+[β/ k3]}}(Ca+ C1a), (52) când k3 < β: gC = β[2(Ca + C1a)] = Kdif

c [2(Ca + C1a)], (53)

25

unde:Kdifc = Ks

c = β. (54) 1.3.1b Dinamica particulei solide în suspensie Pentru ca particula solidă (sau lichidă) în mişcare cu fluidul portant, să nu se separe, trebuie ca greutatea ei sa fie mai mică decât forţa care se opune mişcării de separare, adică: [(πd3)/6]( γp-γa) ≤ Cf[(πd2/4)(ω2/2g)] γ, (55) unde: d- diametrul particulei; γp,γa,γ – greutaţile specifice ale particulei, fluiudului portant, amestecului fluid portant-particule; ω – viteza relativă a fluidului; g – acceleraţia gravitaţională; Cf – coeficientul de rezistenţa frontală, dependent de criteriul Reyhnolds. Pentru ca particula solida să plutească, când criteriul Reynolds: Re = (ωd/υ) ≤ 1~1,5 – trebuie satisfacută legea lui Stokes: [(πd2)/6]( γp-γa) = 3πµdω (56) unde: µ − vâscozitatea dinamică. 1.3.1c Încălzirea particulei în suspensie până la aprindere Încălzirea prin convecţie Căldura ce se transferă de la gazele calde la suprafaţa unitară a frontierei solide, spalată de aceste gaze, este dată de relaţia: q = - λ(dT/dx) (57) λ – conductivitatea termică a gazului; dT/dx – gradientul de temperatură la suprafaţa frontierei solide. Pentru cazul suprafeţei exterioare a sferei solide în mişcare, în masa de gaze calde, ecuaţia (57), devine: Q = [4πλ(Ts – Tg)]/[(1/rs) – (1/rg)] (58) în care: Ts si Tg – temperaturile suprafeţei solide şi a curentului de fluid de la exteriorul stratului-limită gazos ce înconjoară sfera solidă; rs si rg – raza sferei solide, respectiv raza exterioară a stratului-limită. Din ecuaţia (12) – cu δ = rg – rs – grosimea stratului limită, rezultă:

26

Q = [4πλ rs2 (Ts – Tg)][+(rs

2/δ)], (59) deoarece: [ δ/L(=rs)] = A(µ/ρuL)1/2 =(A/Re1/2) ≈ (4,64/Re1/2) (60) în care: A ≈ 4,64 - constantă; µ – coeficientul de vâscozitate al gazului în stratul limită; ρ – densitatea gazului stratului-limită; u – viteza relativă a gazului la exteriorul stratului-limită; L – dimensiune caracteristică sistemului (pentru cazul sferei solide L=rs); Re = ρuL/µ, astfel, ecuaţia (59), devine: Q = 4πλ rs (Ts – Tg)(1+0.22Re1/2) (61) Cum fluxul de caldură poate fi scris sub forma: Q = 4π r2

s α (Ts – Tg) (62) În care: α – coeficientul de transfer de caldură prin convecţie, din ecuaţiile (61) şi (62), rezultă: rsα = λ(1+0.22Re1/2) (63) s-au urmatoarea expresie: Nu = αds/λ = 2(1+0.22Re1/2) - criteriul Nusselt (64) ds – diametrul sferei solide, ds = 2rs. Pentru cazul când sfera solidă şi gazul dimprejurul ei sunt între ele în repaus, Re = 0 (deci δ = ∞) şi în consecintă Nu = 2.

• Pentru Re < 1 – Acrivos şi Taylor – recomandă urmatoarea expresie a criteriului lui Nusselt:

Nu = 2{1+(1/4Pe)+1/2[1/4ln(Pe) + 0,034](pe)2+.....} (65) În care : Pe = Pr·Re – criteriul Péclet (Pr – criteriul Prandtl) (66)

• Pentru 1< Re < 2000 – Rowe, Claxton si Lewis – recomandă expresia : Nu = 2{1+[(B/2)Pr1/3Re1/2]}, (67) în care cu B ≈ 0,55 si Pr ≈ 0,71, pentru aer, devine: Nu = 2(1 + 0,245Re1/2) (68)

27

• Pentru 1< Re < 10 – Nusselt este calculat după caz, fie cu ecuaţia (65), fie cu ecuaţia (68)

Încalzirea prin radiaţie Ipotezele de calcul sunt: - particulele sunt sfere cu diametrul d; - toate particulele sferice au acelaşi diametru; - particulele în suspensie nu au nici o mişcare faţă de curentul gazos portant; - volumul particulelor este neglijabil faţă de volumul gazului portant; - conductivitatea termică şi căldura specifică ale gazului sunt constante în tot

domeniul corespunzator de temperatură; - gazul(aerul) în care se gaseşte în suspensie este transparent la radiaţia de

caldură; faţă de această radiaţie, praful de carbune se comportă ca si corpul negru;

- flacară este un corp cenuşiu cu o temperatură medie egală cu Tf, astfel încât intensitatea cu care suprafaţa unitară a frontului de flacară radiază particula este dată de relaţia: If = εfσT4

f (69) în care: εf – coeficientul de emisivitate al flacării σ = 1,36·10-12 [cal ·s-1·K-4] – constanta Stefan-Boltzmann (70) În baza ipotezelor prezentate se poate scrie relaţia:

dI/dx = kI (71) în care: I – energia transmisă prin radiaţie pe suprafaţa unitară a stratului de cărbune, în unitatea de timp; dx – grosimea elementară a stratului de particule în lungul căreia se absoarbe energia kI. Relaţia între energia de radiaţie absorbită de particule, căldura de încălzire pâna la temperatura Tc, căldura cedată prin convecţie pentru încălzirea gazului(aerului) dimprejurul particulelor pâna la temperatura Tg – poate fi scrisă astfel: dI/dx = [(Ccc)(dTc/dt)]+(ρcp)(Tg/dt) = kI, (72) în care: C – concentraţia de particule pe volumul unitar de amestec cc – căldura specifică a prafului de carbune; ρ – densitatea specifică a gazului(aerului); cp – căldura specifică a gazului(aerului);

28

Tc,Tg – temperatura particulei, respectiv temperatura gazului(aerului) ce înconjoară particula; t – timpul. 1.3.1d Degajarea subsţantelor volatile După încălzirea particulelor, de la o anumită temperatură începe faza de descompunere termică cu degajare de substanţe volatile şi formarea cocsului (reziduul carbonos). După viteza procesului de descompunere termică a combustibilului solid se deosebeşte descompunerea termică lentă si rapidă. În cazul arderii prafului de lemn s-au cărbune este vorba de o descompunere termică rapidă, deoarece viteza de încălzire este de circa 104 K/s. Fig. 8 Variaţia compoziţiei produselor descompunerii termice a carbunelui, în funcţie de procentul de substanţe volatile

În figura nr. 8 – sunt date rezultatele lucrărilor lui Loison şi Chauvin în cazul descompunerii prafului de cărbune cu diametrele particulelor de 50 – 80µ, încălzit electric până la 10500C şi împachetat într-o plasă metalică(cărbune uscat liber de materii minerale).Se observă, de asemenea, că în timp ce conţinutul procentul de H2 rămâne acelaşi, conţinutul procentual de CO2, CO ş H2O scade pe măsură ce creşte conţinutul procentual de substanţe volatile degajate. 1.3.1e Timpul de ardere al particulei de carbon (de reziduu carbonos) Se va considera că particula de carbon este sferică, de densitate constantă şi lipsită de porozităţi (se va neglija reacţia de ardere interioară). Dacă se consideră că arderea se desfăşoară în domeniul difuziv, conform condiţiilor:

29

Kdifc ≈ (1+b) β,

gC = Kdifc· Ca,

rezulă: gC = (1+b) β Ca (mol·cm-2·s-1) (73) Dacă în ecuaţia (73) se înlocuieşte β cu relaţia β = Sh·D/d [cm·s-1] (rel 12) şi se consideră că mediul ambiant , la suprafaţa particulei, este în repaus (Sh = 2), consumul de carbon la suprafaţa particulei devine: gC = (1+b)(2·12/d)Ca = Kdif

c· Ca, (g·cm-2·s-1) (74) în care: Kdif

c = (1+b)24D/d (75) Ca–concentraţia de oxigen în mediul ambiant la temperatura medie absolută Tm a câmpului de gaze ce înconjoară particula de carbon,(mol·cm-3); D–coeficientul de difuzie a oxigenului la temperatura medie Tm, (cm-2·s-1); d – diametrul particulei sferice de carbon , (cm); b=0 când se produce prin reacţia de ardere numai CO. Viteza de descreştere a mărimii particulei este dată de relaţia: d(d)= -2gC/ρC; (76) în care: t – timpul (s); rc – densitatea particulei de carbon (g·cm-3). Din euaţiile (74) si (76) prin integrare, se obţine: d2 = d2

0 – {[96(1+b)D]/ρc}Cat (77) în care: d0 – diametrul iniţial al particulei de carbon. Din ecuaţia (77), rezultă, pentru d = 0, tc = [ρc/[96(1+b) DCa]}d2

0 = KDd20 (78)

în care: KD =ρc/ /[96(1+b) DCa] (79) Temperatura medie din zona de difuzie ce înconjoară particula de carbon se calculează cu relaţia: Tm = (Ts – Ta)ln(Ts/Ta) (80) în care: Ts – temperatura absolută a suprafeţei carbonului; Ts – temperatura absolută a mediului ambiant la exteriorul zonei de difuziune(a stratului limită).

30

Dacă se ţine seama de variaţia densitaţii aparente a particulei de carbon, datorită devolatilizarii anterioare a particulei, ecuaţia (78) trebuie înmulţită cu relaţia: ρred/ρC = (1-V/100) (81) în care: ρred – densitatea particulei de carbon redusă; V – conţinutul de substanţe volatile ale carbonului (%). 1.3.1f Timpul total de ardere al particulei de combustibil solid Durata totală de ardere se considerǎ: tT = ti + tv + tc, (82) în care: ti – durata încălzirii particulei pâna la aprindere; tv – durata arderii substanţelor volatile; tc – durata arderii reziduului carbonos. 1.3.1g Arderea combustibilului solid in strat Caracteristica desfaşurarii gazeificării şi arderii combustibilului în strat.Compozitia gazului deasupra stratului. Pentru documentarea tezei de doctorat s-au ales ca reprezentative douǎ tipuri de grǎtare plane, uzuale în instalaţiile de cazane pentru lemne:

• focarul cu grătar plan cu bare de grǎtar (ardere în faze succesive) • focarul cu grătar rulant (ardere în faze suprapuse)

a) Focarul cu gratar plan cu bare de grǎtar

Combustibilul - cărbune sau lemn – este împrăştiat pe grătar prin uşa de sus a focarului. Sub acţiunea tirajului focarului, aerul necesar arderii, dupa ce trece prin cenuşar, intră prin spaţiile libere ale grătarului în stratul de combustibil de pe grătar. În fig. 9 – este arătat un focar cu grătar plan cu bare.

31

Fig. 9 Focarul cu grătar plan cu bare: a – secţiunea longitudinală; b – secţiunea transversală: 1 – zona de oxigen; 2 – zona de reducere; 3 – zona de distilare uscată; 4 – zona de uscare; Z – zgura si cenuşa. Arderea stratului începe în partea de jos, deasupra zonei de zgură şi de cenuşă de pe grătar şi se termină, în general, când aproape toată cantitatea de oxigen din curentul de aer s-a consumat. Zona de reducere - (fig. 10b - 2) – în această zonă pătrund produsele de ardere, compuse în special din CO2 şi în mai mică masură din CO. În această zonă bioxidul de carbon intră în reacţie cu carbonul din combustibilul degazificat (cu cocsul) adus la incandescenţa de caldură degajată în zona de oxigen. Ca rezultat al reacţiei CO2 şi apei (conţinută sub formă de umiditate şi vapori în aer), cu carbonul din combustibil, se produc CO si H2 (gaze combustibile de tip gaze de gazogen). Acestea împreuna cu azotul (ca balast) din curentul de aer, cu CO2 şi vaporii de H2O, rămaşi nedescompuşi în zona de reducere a stratului, trec mai departe şi încalzesc zona urmatoare sratului – zona de distilare uscată a combustibilului- (fig. 10b - 3). În această zonă, în lipsa oxigenului se produce cocsificarea şi semicocsificarea combustibilului, cu degajarea substantelor volatile compuse din: CO, CO2, H2, CH4, hidrocarburi nesaturate, hidrocarburi aromatice, etc. La acest amestec de gaze se mai adaugă, înainte de intrarea lui în focar, şi vaporii de apă proveniţi din uscarea combustibilului în zona ultimă a startului de combustibil – zona de uscare- (fig. 10b - 4). Formarea zgurei – zgura se formează în zona de oxidare cu temperatura cea mai înaltă, unde se topeşte şi apoi se scurge spre gratar. Formarea şi comportarea zgurei de pe gratar – depinde de conţinutul de cenuşă al combustibilului, de calitatea cenuşii, de nivelul de temperatură ce se atinge în masa de combustibil, de fuzibilitatea şi vâscozitatea zgurei, etc.

b) Focarul cu gratar rulant (lanţ) Stratul de combustibil este purtat în lungul focarului pe o bandă transportoare alcătuită din bare de grǎtar aşezate pe zale metalice articulate împreunî, constituind aşa numitul – gratar lanţ. În fig. 11 se prezintǎ o schemǎ a grǎtarului.

32

Fig. 10 Schema grǎtarului rulant Aerul intra în stratul de combustibil pe sub grătar, pe o direcţie perpendiculară pe cea de înaintare a stratului de combustibil. Banda transportoare este alimentată cu combustibil dintr-un buncar. Reglarea alimentarii cu combustibil se efectuează cu ajutorul unui registru şi prin varierea vitezei de mişcare a grătarului. Desfaşurarea arderii se face în faze succesive, în timp şi spaţiu, a proceselor de încalzire, uscare, devolatilizare, aprindere, ardere, terminarea arderii şi la sfârşit evacuarea zgurei şi cenuşii. Suprafeţele (aproape plane) de separare a zonelor de devolatilizare şi de producere a cocsului sunt înclinate faţă de orizontală. În fig 11 Schema arderii stratului de cărbune pe grătarul rulant după liniile izotermice ale stratului (,,Flacăra combustibililor solizi – Adrian Stămbuleanu”)

În figura nr. 11 – se arată că datorită însumării geometrice a vitezei de transfer de căldură, care are loc de sus în jos, cu viteza orizontală de deplasare a stratului de combustibil, suprafeţele (aproape plane, se constată experimental) de separare a zonelor de devolatilizare şi de producere a cocsului [O1 – L(L1) şi O2 – K(K1)], sunt înclinate faţă de orizontală. Suprafeţe plane înclinate O1 – L si O2 – K – sunt izoterme şi le corespunde un anumit nivel de temperatură. De exemplu: - pentru O1 – L : după natura combustibilului, 170 – 4000C; - pentru O2 – K : după natura combustibilului , 1100 – 12000C;

33

În partea inferioară aceste suprafeţe se alungesc din cauza acţiunii de răcire exercitată asupra startului de combustibil de barele reci ale gratarului. În partea superioară suprafeţele izoterme se apropie între ele deoarece în canalele dintre particulele şi bucăţile de combustibil, se produce un front de aprindere a substanţelor volatile degajate. 1.3.1h Transferul de căldură în stratul de combustibil solid Schimbul de caldură ce are loc, în stare staţionară, în startul de combustibil solid poate fi exprimat prin ecuaţia diferenţială: λ (d2θ/dx2) – cc(1 – m)u(dθ/dx) – αS(θ – T) = 0 (83) în care: θ – temperatura combustibilului într-o sectiune oarecare x ; dx – grosimea elementară a stratului; cc – căldura specifică pe volumul unitar de combustibil; u – viteza cu care combustibilul traverseaza frontul de flacară; m – procentul de goluri de combustibil pe volumul unitar de strat de combustibil; α – coeficentul de transfer de caldură prin convecţie între o frontiera solidă şi gazele ce spală această frontieră; S – suprafaţa particulelor de combustibil pe volumul unitar de strat; T – temperatura medie a gazului în dreptul frontierei solide cu temperatura θ; λ – coeficientul de conductivitate termică totală, cuprinzând atât transferul de caldură prin contact, cât şi transferul de caldura între peretii porozitaţilor şi golurilor din interiorul combustibilului, prin radiaţie. Pentru a calcula creşterea temperaturii aerului s-au a gazelor ce trec prin startul de combustibil solid, la ecuaţia (84), scrisă pentru mediul solid, trebuie să se adauge, pentru mediul gazos, ecuaţia: wcp(dT/dx)dx - αS(θ – T) = 0 (84) în care: w – viteza cu care aerul s-au gazele trec prin stratul de combustibil; cp – căldura specifică, la presiune constantă, a aerului s-au gazleor respective. Suprafaţa S din ecuaţiile (84) si (85), se calculează cu expresia: S = [(1 – m)s]/v = [(1 – m)4πr2]/[(4/3) πr3] = 6(1-m)/d, (85) în care: s si v – suprafaţa medie si volumul mediu al particulei; m – golurile de combustibil pe volumul unitar de strat, procentual; r si d – raza, respectiv diametrul particulei.

34

Conductivitatea termică totală, este dată de relaţia: λ = (1 - m) λct + md/{[(1 – ε)d/λ] + (1/αr)} (86) în care: λct - conductivitatea termică datorită contactului direct dintre particuele de combustibil; λ – conductivitatea termică a substanţei particulei de combustibil;

d – diametrul particulei s-au bucăţii de combustibil solid; εd – distanţa medie între pereţii golurilor (porozităţilor); ε = 1,7 (m – 0,25); αr – coeficientul de schimb de caldură prin radiaţie între pereţii particulelor s-au porozităţilor; αr = 4σϑ3; σ – coeficientul de absorbţie al corpului negru ; Coeficientul de transfer de căldură α poate fi aproximat, în lipsa altor date, din relaţia: Nu = αd/λg = 0,24 Re0,83, (pentru Re > 50...100) (87) în care : d – diametrul particulei ; λg – conductivitatea termică a gazului respectiv. 1.3.1i Procesul de uscare a combustibilului în start Valori aproximative pentru tipul de uscare t a bucăţii de combustibil, cufundată într-un mediu gazos cu temperatura constantă T, se obţine cu relaţia: t = {qρ[(r2/6λ) + (r/3α)]}/(T – θe) (88) în care: q – căldura consumată pentru evaporarea umidităţii combustibilului, raportată la 1 kg de substanţă în stare uscată, (kcal·kg-1); ρ – masa substanţei uscate, (kg·m-3); r – raza bucăţii de combustibil, (m); λ – conductivitatea, pentru cărbune λ ≈ 0,11 (kcal·m-1·h-1·grd1); α – coeficientul de transfer de căldură prin convecţie, (kcal·m-2·h-1·grd-1); T – temperatura mediului ambiant, (0C); θe – temperatura de evaporare, (0C); Coeficientul α poate fi calculat, din relaţia:

35

α = λg Nu/d, (89) în care: λg – conductivitatea termică a gazului, (kcal·m-1·h-1·grd1); d – diametrul particulei, (m); Nu – criteriul Nusselt. Când Re < 60 se recomandă următoarea expresie: Nu = 26,5 Pr1/3 (90) în care: Pr – criteriul lui Prandtl. Pentru o schemă de circulaţie în contracurent a combustibilului şi gazelor, diferenţa de temperatură T - θe , este dată de relaţia: T - θe = (θ0 + θe)/2 (91) în care: θ0 = T - θe (92) θe = θ0 + q/(ggcp) (93) în care: θ0 – diferenţa iniţială dintre temperatura gazelor T0 si temperatura suprafeţei carbunelui θe; gg – cantitatea de gaze produse de 1 kg de combustibil în stare uscată, (m3·kg-1); cp – căldura specifică la presiune constantă, (kcal·m-3·grd-1); 1.3.1j Transferul de căldură din zona de ardere a stratului de combustibil

Temperatura care se stabileşte în zona de ardere depinde de căldura degajată prin reacţiile de ardere (oxidare), de căldura absorbită în timpul acestor reacţii (reducerea CO2) şi de pierderile de caldură prin convecţie, conductivitate termică şi radiaţie. Bilanţul de căldură pe volumul unitar de gaze ce străbate stratul de combustibil de grosime x, este dat de relaţia: cp(1 + ψ)(T – T0) = [q' – (q''/1 + e)](Ca – C) + (q''C'') (94) în care : T – temperatura gazului în zona de ardere, la distanţa x de la grătar, egală cu temperatura θ a suprafeţei particulelor s-au bucaţilor de combustibil în această zonă; T0 – temperatura iniţială a aerului la intrare în startul de combustibil de pe grătar; q' – degajarea specifică de caldură în cursul reacţiei endometrice de reducere a bioxidului de carbon ;

36

q''- absorbţia specifică de caldură în cursul reacţiei endometrice de reducere a bioxidului de carbon; Ca si C – concentraţiile de oxigen în curentul de aer, respectiv la intrarea aerului în stratul de combustibil de pe grătar, şi la distanţa x de grătar ; C'' – concentraţia de bioxid de carbon ; cp – căldura specifică la presiune constantă pe volumul unitar de gaze ; e – marime cu care se ţine seama de corelaţia dintre oxizii primari ce se formează la oxidarea combustibilului (CO, CO2) cu arderea în acest timp a CO în aproprierea suprafeţei combustibilului şi în spaţiul dintre particulele de combustibil. În ecuaţia (95), ψ – reprezintă cota-parte din fluxul convectiv de caldură ce se pierde spre grătar prin conductivitate termică totală a stratului şi se calculeaza din relaţia: [λ (T - Τ0)]/x = ψwcp(T - Τ0) (95) în care: x - grosimea stratului de combustibil; w - viteza gazului; λ - conductivitatea termică totală. Din relaţiile (95) si (96), rezultă: T - Τ0 = {[q' – (q''/1 + e)](Ca – C) + (q''C'')} / [cp( 1 + λ/ xwcp )]. (96) Se poate observa că T este cu atăt mai mare cu căt viteza w de insuflare a aerului pe sub gratar este mai mare şi cu căt λ este mai mic.

37

1.3.2 TEORIA ARDERII COMBUSTIBILULUI SOLID DUPĂ N. PĂNOIU 1.3.2a Arderea particulei Arderea particulei de combustibil solid în suspensie are loc într-un timp, τa, ce cuprinde fazele succesive de ardere. Timpul de ardere este dat de relaţia: τa = τp + τmv + τrc (s) (97) unde: τp – timpul de pregătire termică a particulei în vederea aprinderii; τmv – timpul de descompunere (degajare) a materiilor volatile; τmrc – timpul de ardere a reziduului carbonos. În cazul când procesul de ardere are loc în mediu imobil, particulele de combustibil fiind de dimensiuni mari (cazul arderii în regim difuziv), componentele timpului de ardere pot fi determinate cu ajutorul relaţiilor: τp = Kpdr1

mcTnOz2 (s) (98)

în care: Kp- coeficientul ce ţine seama de calitatea combustibilului, (sK4/cm); dmc – diametrul mediu corectat al particulei, (cm); T – temperatura mediului, (K); O2 – concentraţia oxigenului,(%); Z – exponenţi experimentali. Cu valori numerice experimentale expresia de calcul a timpului de pregătire este: τp = τp0Ta

-1,75wr (s) (99) τp0- timpul de pregătire pentru mediu fix, (s) Ta – temperatura de preâncălzire a aerului, (K); w – viteaza de spalare a particulei, (cm/s). Timpul de ardere a materiilor volatile se determină cu ajutorul, relaţiei: τmv = Kvdmc

m1 (s) (100) unde: Kv – coeficientul experimental al vitezei de degajare a materiilor volatile; m1– exponentul ce caracterizează dependenţa timpului de ardere de diametrul particulei.

38

Pornind de la cantitatea de materii volatile ce intră în componenţa unei particule: Gv = K 0dmc

r2Va/100; Va – conţinutul de materii volatile raportat la masa pentru analiză - se va determina expresia vitezei de ardere a materiilor volatile sub forma: Fv = Gv/ τmv = (K0/Kv)(Vn/100)(dmc

m3) = K3(dmcm3) (101)

Se face ipoteza cǎ variaţia conţinutului de materii volatile existent la un moment dat în particula, este proporţională cu valoarea conţinutului iniţial, de unde rezultă relaţia; (d/dτ )(V0

i – V) = - Kv(V0i – V) (102)

în care: V0

i – conţinutul de materii volatile al masei iniţiale, (kg volatile/kg comb.); V – cantitatea de materii volatile ce au părăsit particula pâna în momentul τ, (kg volatile/kg comb.); Kv – constanta de viteză de degajare a materiilor volatile, (s-1) care are expresia: Kv = K0v e-E/RT (103) K0v – coeficient preexponenţial, (s-1); E – energia de activare, (J/mol); R – constanta gazelor, (J/molK). În cazul general – constanta vitezei de degajare a materiilor volatile are o componenta difuzională şi una cinetică: αv = 1/[(1/αv,dif) +/(1/αv,dif)] (104) αv,dif = (2,22·10-6)/d2 [m3/(m3·s)] (105) unde: d – diamterul particulei, (m); αv,cin = K0ve-(E

v/RT) (s-1) (106)

Viteza de consum a oxigenului la arderea masei carbonice (reziduului carbonos rămas dupa volatilizare), este dată de variaţia concentraţiei oxigenului la suprafaţa particulei: dCO/dτ = -KO2

S S (107) unde:

39

CO – concentraţia oxigenului, (kgO2/m3); KO2

S – constanta vitezei de reacţie, (kgO2/(m2·s)); S – suprafaţa de reacţie cu raportare la volum, (m2 /m3); Între viteza de consum a oxigenului KO2

S şi de consum a carbonului KCS, există

relaţia: KC

S = σKO2S (108)

unde: σ – coeficientul de transformare stoichiometric, σ = 12/32. În funcţie de caracterul cinetico-difuziv al arderii, expresia vitezei de consum a carbonului va fi dată de relaţia: KC

S = σ [CO/(1/α + 1/β)] (109) unde: CO – concentraţia oxigenului în mediul înconjurător, (kgO2/m3); α – constanta vitezei de ardere cinetică,(m/s); β – rezistenţa la difuzia oxigenului, (m/s). Fig.12 Influenţa temperaturii asupra vitezei de ardere a unei particule de combustibil solid

În figura nr. 12 se reprezintă variaţia vitezei de consum a carbonului cu temperatura. Ramura OA – zona de ardere cu caracter cinetic, după care, în funcţie de rezistenţa la difuzie β, curbele se ramifică, viteza de reacţie fiind cu atât mai mare cu cât coeficientul β este mai mare. Constanta vitezei de ardere cinetică se determină cu ajutorul relaţiei: α = K + λDi[ ctgλr – (1/λr)] (110) unde: K – constanta vitezei de ardere cinetică la suprafaţa particulei, (m/s);

40

Di – coeficientul de difuzie a oxigenului în porii particulei, (m2/s); r – raza particulei, (m); λ – coeficientul ce caracterizează reacţia de ardere interioară-difuzie interioară, se determină cu relaţia: λ = √Ki/Di (111) unde: Ki = K·Si - constanta de ardere interioară este determinată în funcţie de constanta de ardere la suprafaţă K şi de suprafaţa interioară de reacţie. Pentru domeniul temperaturilor scăzute şi pentru particule de dimensiuni reduse, la care predomină caracterul cinetic al vitezei de ardere, constanta vitezei de ardere α – capăta forma: α = K[1 + (rSi/3)] (112) Coeficientul de rezistenţă la difuzie β se determină în funcţie de criteriul Nusselt difuziv (Nud): Nud = βd/D (113) unde: d – diamterul particulei; D – coeficientul de difuzie moleculară. Înlocuind relaţia (119) în relaţia (115), rezultă: KC

S = σ {CO/[1/α + (d/D Nud)]} (114) Fig. 13 Schema reacţiilor chimice ce au loc pe suprafaţa unei particule de combustibil solid în funcţie de nivelul de temperatură

În figura nr. 13 sunt prezentate reacţiile de ardere ale carbonului în funcţie de nivelul de temperatură. Astfel: Domeniul de joasă temperatură(t<700...7500C) Reacţiile de oxidare sunt:

41

C + O2 CO2 C + 0,5O2 CO Domeniul de temperaturi(1000...12000C) Reacţie secundară de reducere a bioxidului de carbon: C O2 + C 2CO Arderea oxidului de carbon: CO + 0,5O2 CO2 Rolul reacţiilor secundare se poate lua în consideraţie pe baza existenţei în jurul particulei de rază r0 a unei ,,pelicule stagnante” de rază rf, astfel ca în zona peliculara, concentraţia de oxigen să fie mai mică decât cea de oxid de carbon (C < C1), iar în afara peliculei, concentraţia de oxigen să fie mai mare ca cea de oxid de carbon (C > C1). Fig. 14 Variaţia câmpului de concentraţii ale fazelor gazoase în jurul unei particule de combustibil

Sistemul de ecuaţii ce caracterizeaza arderea particulei va fi (fig. 18 : variaţia câmpului de concentraţii din jurul particulei): - pentru subdomeniul exterior: (d2C/dr2 ) + (2/r)(dC/dr) – υ1

2C1 = 0 (115) (d2C1/dr2 ) + (2/r)(dC1/dr) – υ1

2C1 = 0 (116) (d2C2/dr2 ) + (2/r)(dC2/dr) – υ2

2C1 = 0 (117) unde: C2 – concentraţia de CO2; υ1 – constanta vitezei de reacţie, (m-1); υ2

2 = x/Dx, x – constanta vitezei de ardere a oxidului de carbon, (s-1);

42

D – coeficientul difuziei moleculare, (m2/s). - pentru subdomeniul interior: (d2C'/dr2 ) + (2/r)(dC'/dr) – υ1

2C' = 0 (118) (d2C'1/dr2 ) + (2/r)(dC'1/dr) – υ1

2C' = 0 (119) (d2C'2/dr2 ) + (2/r)(dC'2/dr) – υ2

2C' = 0 (120) indicele ,, ' ” reprezentand raportarea la subdomeniul interior. CONCLUZII Modelele analitice ale arderii particulei şi stratului de combustibil solid pleacǎ de la analiza fiecǎrei etape de ardere: încǎlzire, pierderea umiditǎţii, degajarea volatilelor şi arderea cocsului. Fiecare din aceste etape are ecuaţiile specifice de conservare şi de transport, descrise specific de fiecare metodologie. Deoarece lucrǎrile exemplificate îşi propuneau descrierea fenomenelor şi nu gǎsirea unui model numeric de calcul, acesta lipseşte în documentare. Pentru cercetǎrile proprii se va aborda aceiaşi metodǎ analiticǎ de scriere a ecuaţiilor de proces pentru fiecare fazǎ din timpul total de adere şi, în plus, se va urmǎri posibilitatea rezolvǎrii ecuaţiilor prin metode numerice. În final se remarcǎ o importanţǎ mare care trebuie acordatǎ verificǎrilor experimentale de laborator.

43

1.4 DOCUMENTARE ASUPRA ARDERII LENTE A LEMNULUI ( SMOLDERING COMBUSTION) Un volum mare de documentare se gǎseşte privind procesul de ardere lentǎ(mocnitǎ) a lemnului. Fenomenul intereseazǎ în special problemele de pornire şi dezvoltare a incendiilor, de aceea documentare multǎ se gǎseşte în revistele de specialitate ale pompierilor. Totuşi, fenomenul având acelaşi fundament ca orice problemǎ de ardere, este tratat şi în revistele de specialitate (Combustion and Flamme etc.). Se vor aminti în acest studiu numai unele fundamente direct legate de teoria generalǎ a procesului de ardere a lemnului. Fig.19 Arderea lentǎ a masivului

Caracteristica principalǎ a procesului este viteza de propagare a frontului de ardere. În fig.20 se prezintǎ o diagramǎ caracteristicǎ pentru propagarea în echicurent şi în contracurent a arderii lente.

Fig.20 Viteza de ardere lentǎ funcţie de viteza şi direcţia aerului codul punctelor: dimensiunea medie a particulei cerc = 120 µm; triunghi = 190 µm ; patrat = 480 µm Practic, pentru cazurile tehnice curente, se lucreazǎ cu o relaţie pǎtraticǎ pentru determinarea timpului de ardere τ :

44

τ = A * L2 (127) în care L este latura particulei şi A o constantǎ de material determinatǎ experimental.

45

1.5 DOCUMENTARE ASUPRA LUCRĂRILOR DE SIMULARE EXPERIMENTALĂ A ARDERII PARTICULELOR DE LEMN O lucrare reprezentativǎ pentru domeniul de cercetare este prezentatǎ în lucrarea “SIMULAREA NUMERICĂ A PROCESULUI DE ARDERE A RUMEGUŞULUI îNTR-UN FOCAR PILOT DE 2,5 MW” [T.Prsecaru, S.Ene, L.Mihaescu]. Instalaţia pe care s-au fǎcut experimentǎri şi s-a efectuat simularea numericǎ este un pilot focar cu ardere în suspensie din Laboratorul de Cazane UPB., prezentat în fig. 21. Fig.21 Pilot focar cu ardere în suspensie din Laboratorul de Cazane UPB

Modelul geometric al focarului pilot a fost construit în 3 dimensiuni cu ajutorul logiciel-ului GAMBIT 1.1 (FLUENT) cu respecatarea dimensiunilor instalaţiei pilot existente. Procesul de discretizare în volume şi suprafeţe elementare a fost fǎcut cu metoda Cooper şi a rezultat un numǎr de volume 45738. Condiţiile de contur impuse simulǎrii au fost urmǎtoarele :

• viteza în orificiul de alimentare cu presiune 0 şi viteza realǎ • suprafaţa de ieşire cu o depresiune de 90 Pa • suprafaţa fundului de focar cu o depresiune de 10 Pa • temperatura pereţilor 9000C • combustibil rumeguş

46

nr. diametru maxim µm

diametru minim µm

diametru mediu µm

1 10,0 0,01 2,00 2 20,0 1,00 10,0

Simularea numericǎ prezentatǎ are rolul de a valida o serie de experimentǎri efectuate pe pilotul de ardere a rumeguşului de 2,5 MW. Rezultatele modelǎrii se încadreazǎ cu o abatere mai micǎ de 10% în cîmpurile de valori mǎsurate, ceeace aratǎ o foarte bunǎ modelare cu programul Fluent. Pentru cercetǎrile din cadrul acestei teze de doctorat nu se va aborda o direcţie privind arderea globalǎ în focar ci o direcţie analiticǎ privind procesul de ardere a suprafeţei unui lemn şi a particulei unitare, aceastǎ cercetare având un mai pronunţat caracter fenomenologic.

47

CAPITOLUL 2

ARDERE MASIV 2.1 ARDEREA CU GAZEIFICARE A COMBUSTIBILULUI SOLID ÎN STRAT

Cazanele mici de încălzire cu lemne aplică din ce în ce mai mult sistemul de ardere inversată. Sistemul reprezintă arderea şarjei de lemne într-o zonă bine delimitată la baza stratului. Fazele specifice arderii combustibililor solizi se succed cu rapiditate, într-o zonă îngustă faţă de grosimea stratului, împiedicându-se funcţional apariţia fenomenului de “ambalare” a arderii în toată masa de combustibil. In figura 1 este schematizată arderea stratului în sistem clasic, direct.

Ca principiu general, la arderea directă în strat, aerul primar de ardere

produce un debit de gaze de ardere ce străbate stratul şi duce la apariţia diverselor faze de ardere (ardere reziduu carbonos, devolatilizare şi încălzire cu uscare) în toată masa de combustibil ce formează o şarjă de alimentare. Rezultă la partea

38

1

2

5

49

67

fig. 1 Focar cu grătar cu ardere directă a stratului de lemne 1. corp cazan cu pereţi răciţi cu apă 2. grătar 3. strat de lemne 4. insuflare de aer de ardere 5. zonă de ardere a cocsului 6. cameră de ardere a produselor de gazeificare 7. insuflare de aer secundar

48

superioară a stratului un debit de gaze de ardere incompletă în amestec cu substanţe volatile combustibile şi umiditate. Acest debit de gaze combustibile, rezultat practic din întreaga grosime a stratului, primeşte aerul secundar de ardere şi generează gaze de ardere completă. Concluzia este că în regimul normal de lucru al grătarului apare fenomenul de “ambalare” a stratului, adică apariţia unei sarcini termice care depăşeşte sarcina termică proiectată a cazanului. Rezultatul este depăşirea temperaturii maxime a apei din cazan chiar şi în condiţiile unor sisteme mecanice de introducere a aerului de ardere şi apariţia situaţiei de avarie de supratemperatură. Pentru a evita acest fenomen trebuie redusă grosimea stratului de combustibil, ceeace duce la şarje cu timp scurt de acoperire a necesarului termic.

În cazul arderii inverse, conform schemei din figura 2, datorită propagării frontului de flacără în contracurent cu aerul de ardere (primar), fenomenul de aprindere necontrolată a stratului nu mai apare, ceeace permite realizarea unor rezerve semnificative de combustibil printr-o grosime foarte mare de strat. Astfel se realizează autonomii de funcţionare cu o încărcătură (şarjă) de până la 12 ore de funcţionare normală (50 % din sarcina nominală).

În contact cu o zonă stabilă de ardere, lemnele de deasupra grătarului se

aprind şi suferă un proces de gazeificare. În prezenţa unei cantităţi suficiente de aer pentru ardere completă, care antrenează sub grătar produsele de gazeificare, acestea ard într-o cameră de ardere. Aici este de menţionat diferenţa de proces faţă de arderea directă a stratului. La arderea directă, stratul de combustibil în ardere se

3 8

1

2

5

6

7

4

Figura 2 - Focar cu grătar cu ardere inversă a stratului de lemne 1. corp cazan cu pereţi răciţi cu apă 2. grătar 3. buncăr de lemne 4. insuflare de aer de ardere 5. zonă de aprindere a lemnelor 6. cameră de ardere a produselor de gazeificare 7. întoarcerea gazelor 8. ţevi în drumul convectiv

49

dezvoltă pe verticală oricât de mult, în limita aerului disponibil, şi întotdeauna, datorită reactivităţii mari a carbonului la temperaturi ridicate, arderea este incompletă. De aceea este totdeauna necesar ca la arderea directă să se insufle deasupra stratului aer secundar, aproximativ cu acelaşi debit ca şi aerul primar, pentru a da oxigenul necesar arderii volatilelor şi gazelor de gazeificare a cocsului. La arderea inversă, stratul de cocs este numai pe periferia buncăţilor de lemn, la porţiunea inferioară a stratului, şi nu se dezvoltă în susul stratului deoarece curentul de aer de ardere vine de sus în jos menţinând rece combustibilul. Acest fenomen de aprindere, numai prin conducţie şi radiaţie locală, s-a pus în evidenţă în cadrul experimentărilor efectuate în cadrul Laboratorului de Termotehnica şi diferenţiază fundamental arderea inversă de arderea directă unde aprinderea se face mai ales convectiv, prin gazele fierbinţi produse de straturile inferioare.

Datorită acestor particularităţi funcţionale, cazanele cu combustibil solid cu

ardere inversă au distribuţia aer primar/aer secundar în domeniul 100% / 0% - 60% / 40% spre deosebire de sistemele cu ardere directă care au acelaşi raport variind în domeniul 50% / 50% - 40% / 60%.

Sistemul de ardere inversă a combustibilului solid în strat aduce şi o serie de

alte avantaje importante. Din punct de vedere al calităţii arderii, deoarece insuflarea de aer secundar

se realizează de obicei concentrat, aşa cum reiese din schema funcţională din figura 3, pe o zona de secţiune redusă (secţiunea de trecere dintre buncărul ce are la bază zona de ardere şi camera focar răcit de ardere a produselor gazoase), se realizează o amestecare foarte bună cu produsele din camera de gazeificare, asigurându-se necesarul de aer de ardere în condiţiile unor excese scăzute. Chiar dacă arderea se realizează numai cu aer primar, prin accelerarea debitului combinat: aer în exces, produse de ardere incompletă şi volatile, la trecerea prin reducerea de secţiune, se realizează de asemenea condiţii favorabile de amestecare, ce creează premizele unei arderi complete la excese de aer mici. Adăugând elementul de stabilizare a arderii constituit de temperatura ridicată a canalului de trecere şi posibilitatea în camera de ardere răcită de dirijarea a gazelor de ardere peste suprafeţe refractare fierbinţi, rezultă o reducerea substanţială a COV nearse eliminate cu gazele de ardere şi un nivel de concentraţii de oxid de carbon comparabile cu cele caracteristice arderii combustibililor gazoşi în sisteme autoaspirante.

Din punct de vedere funcţional, deoarece prin caracteristicile particulare

sistemului, oprirea procesului de ardere este aproape completă prin oprirea insuflării de aer, spre deosebire de arderea directă în strat unde oprirea insuflării de aer nu duce şi la oprirea degajărilor de volatile din strat, rezultă posibilitatea unui control şi a unei asigurări a cazanelor mult mai stricte şi eficiente.

50

Fig. 3 Schema funcţională de ardere la soluţiile cu “duză” de trecere a produselor de gazeificare

Mai mult, datorită sistemului specific de aprindere şi stabilizare a arderii în strat, ce permite încărcarea cu şarje mari, se constituie în avantaj funcţional continuitatea procesului de ardere, de tip proces staţionar, conform exemplului din figura 4, în timp ce la arderea în strat obişnuit arderea este nestaţionară, în sistem ciclic de şarjă, conform exemplului din figura 5.

Rezultă, pentru cazanele cu ardere inversă, sisteme de reglaj şi protecţie mai

simple şi cu eficienţă sporită, materializată prin creşterea randamentului de sistem şi frecvenţă scăzută de apariţie a situaţiilor de avarie de supratemperatură (cea mai frecventă la funcţionarea cu combustibil solid a cazanelor).

Post-ardereprimară

Post-arderesecundară

(cu stabilizare)

Produse deardere completă

Corp refractar

Aer primar 100 % - 60 %

Aer secundar 0 % - 40 %

Secţiune de trecere a produselor de gazeificare

Zonă şamotată ( “grătar” activ )

Strat de combustibil

Cameră de apă

51

Fig.4 Variaţia temperaturilor la cazanul cu proces de ardere inversată a stratului re gim nom inal 1

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

0 6 12 18 24 30 36 42 48 54 60 66 72 78 84 90 96 102 108 114 120 126 132 138

timp(m in)

tem

pera

tura

(C)

Tur

Retur

Apa rece

T ext 1

Gaze deardere

Fig. 5 Variaţia temperaturilor la cazanul cu proces de ardere directă a stratului

regim nominal

0

50

100

150

200

250

300

0 5 10 15 20 25 30 35

timp(1unit=3min)

tem

pera

tura

(C) Tur

Retur

Apa rece

ACC

T ext 1

Gaze de ardere

La nivelul exploatării curente este de remarcat în primul rând faptul că

deschiderea uşii de alimentare nu duce la contactul cu stratul de ardere, ceeace elimină posibilitatea de accidentare directă sau prin căderi de combustibil aprins din cazan. În camera de ardere inferioară, aerul fiind în debit suficient, se produce arderea completă. Gazele de ardere urmează apoi traseul prin ţevile drumului convectiv şi sunt apoi evacuate la coş, circulaţia lor fiind asigurată de un exhaustor.

52

Este avantajoasă funcţionarea cazanului în depresiune deoarece se evită scăpările de gaze de ardere prin neetanşeităţi. Procesul din camera de deasupra stratului fiind preponderent de gazeificare, temperatura nu este înaltă. Specifice pentru procesul de gazeificare sunt temperaturile de 700 – 900 0C. Contactul grătarului cu un combustibil cu temperatură relativ joasă şi cu aerul de ardere care are un puternic efect de răcire, face ca temperatura barelor de grătar să fie mult mai joasă decât în arderea directă, deci nu vor fi necesare materiale refractare de calitate superioară pentru a asigura durabilitatea grătarului. Particularitatea de pornire la cazanele cu ardere inversă este dată de trecerea curgerii gazelor, din sistemul invers şi cu străbatere a convectivului, în sistem direct fără străbaterea camerei de ardere răcite şi a convectivului, printr-o secţiune de scurt-circuit, cu evacuare directă la coş. Sistemul de trecere este în general manual şi nu ridică probleme de realizare tehnologică sau de manipulare în exploatare curentă. Prezenţa acestui sistem are însă avantajul asigurării, la pornirea sistemului de la rece, a unui debit de gaze de ardere de temperatură ridicată, ceeace duce la atingerea rapidă a regimului de autotiraj pentru coşul de fum, element funcţional deosebit de avantajos atât pentru funcţionarea cazanului cât şi pentru condiţiile de siguranţă a funcţionării în centrală (se evită apariţia refulărilor de gaze toxice sau formarea de acumulări de gaze cu potenţial de explozie).

Perioada de ardere directă, la pornirea de la rece a sistemelor cu ardere inversă, trebuie să fie suficient de lungă pentru a asigura încălzirea zonei refractare de la baza buncărului de combustibil ce conţine grătarul şi formarea stratului superficial de cox reactiv la suprafaţa inferioară a combustibilului de la baza stratului. Această perioadă este însă mult mai scurtă decât cea necesară sistemelor clasice de ardere care necesită timp atât pentru încălzirea zonelor şamotate cât mai ales pentru formarea unui strat de jar gros şi uniform necesar iniţierii arderii la încărcarea cu şarja de combustibil proaspăt. Scurtarea timpului de pornire la rece, conjugată cu mărirea timpului de şarjă, duce la simplitate sporită în exploatare a sistemelor cu ardere inversă, paralel cu reducerea emisiilor globale la nivelul sistemului (este cunoscut faptul că un sistem de ardere cu combustibil solid are emisii maxime de noxe în perioadele de pornire).

Din punctul de vedere al combustibilului utilizat, la cazanele cu ardere

inversă se recomandă folosirea unor lemne de secţiune medie, de circa 70 x 70 mm (se va evita secţiunea rotundă preferându-se cele cu zone de colţ unde se iniţiază arderea cu uşurinţă), cu lungime care să permită relizarea unei acoperiri corecte a grătarului şi a zonei de bază şamotate şi cu umiditate maximă de 15-20 %. Condiţia de umiditate este mai restrictivă decât în cazul sistemelor de ardere directă care permit uzual folosirea unor lemne cu umiditate maximă de 25 – 30 % dar nu

53

reprezintă un impediment în folosirea sistemelor cu ardere inversă deoarece umiditatea cerută este atinsă de combustibil prin uscare naturală pe perioadă de circa 2 ani în depozit închis.

Trebuie de asemenea remarcată diferenţa constructivă ce apare la nivelul

zonei de grătar. Astfel, la sistemul de ardere directă a combustibilului, se constituie în zonă de grătar strict suprafaţa pe care se insuflă aer primar de ardere, formată din bare de grătar sprijinite în diverse sisteme. Rezultă necesitatea asigurării unor sisteme complexe de distribuţie uniformă a aerului pe secţiuni de curgere mari, pentru a nu se realiza dezechilibre de ardere şi a se asigura debitele specifice de combustibil ars. La cazanele cu ardere inversă, datorită prezenţei aerului necesar de reacţie primară şi a scăldării zonei de bază cu gaze de ardere, rezultă o funcţionare ca suprafaţă de grătar (generatoare de aprindere) a întregii zone şamotate de la baza stratului.

Furnizarea de aer secundar, sau amestecarea gazelor de ardere incompletă cu aerul disponibil de tip primar, nu se realizează însă decât în zona de trecere dintre buncăr şi focarul răcit, zonă caracterizată de viteze şi turbulenţe mari şi de secţiune redusă. Se creează astfel premizele unei insuflări eficiente de aer de ardere fără necesitatea asigurării uniformităţii de curgere pe secţiuni mari. Mai mult, aerul primar ce scurt-circuitează anumite zone din buncăr va fi folosit ca aer de ardere secundar la trecerea prin zona de legătură mai sus amintită. Rezultă deci că sistemul de ardere inversă nu numai că elimină complicaţiile legate de distribuţia de aer de ardere dar şi compensează constructiv scurt-circuitele de aer inerente curgerii prin stratul de combustibil aleatoriu şi în continuă modificare.

In tabelul 1 se oferă spre exemplificare valorile de măsurări şi de calcul

pentru patru cazane considerate ca fiind reprezentative, cu rezultate bune de funcţionare, ce au fost testate în Laboratorul de Termotehnicǎ al Facultǎţii de Instalaţii.

Ardere inversǎ Ardere directǎ 25 kW 105 kW 170 kW 650 kW

Referitor la sarcinile termice ale cazanelor în discuţie este important de

menţionat că se utilizează un domeniu uzual mai redus de puteri termice nominale pentru cazanele cu ardere inversă (20 – 150 kW) faţă de cazanele cu ardere directă (20 – 1500 kW).

54

Tabelul 1 – Funcţionarea unor cazane cu ardere directă şi inversă

REGIMUL Ardere inversa

Ardere inversa

Ardere directa

Ardere directa

Sarcina nominala 25 kW 105 kW 170 kW 650 kW

DATE MASURATE notatie U.m.Temp. gazelor la cos Tcos C 203,0 131,0 215,5 286,4Analiza gazelor la cos O2 % 7,9 4,2 12,4 10,4Analiza gazelor la cos CO2 % 12,7 16,3 8,3 10,2Analiza gazelor la cos CO ppm 7167 7071 3631 5153Analiza gazelor la cos NO ppm 70 65 43 84Analiza gazelor la cos NOx ppm 72 67 45 86

Exces de aer Exces aer 1,65 1,25 2,43 2,19Caldura utila Qut kW 25,1 106,8 167,7 631,5Caldura utila Qut kcal/h 21600 91869 144343 543446Combustibil

umiditate W % 18,0 17,0 15,0 8,0putere calorica Hi kJ/kg 13976 14321 14934 16365putere calorica Hi kcal/kg 3339 3421 3568 3909

Debit combustibil B kg/h 7,82 30,0 51,4 185,3Debit de caldura dat Qdat kW 30,4 119,3 213,3 842,3Randament direct EFFdir % 82,65 89,45 78,62 74,97

pierderi spec. la cos qcos % 13,60 6,50 19,42 21,48pierderi spec. mecanice qinc.m % 0,06 0,27 0,26 0,24pierderi spec. chimice qinc.c % 4,39 3,19 3,06 3,58pierderi spec. exterior qext % 0,89 0,94 1,19 0,40Randament indirect EFFind % 81,06 89,11 76,07 74,31

CALCULUL RANDAMENTULUI DIRECT AL CAZANULUI

CALCULUL RANDAMENTULUI INDIRECT AL CAZANULUI

Explicaţia pentru domeniul relativ redus specific soluţiilor cu ardere inversă

rezidă pe de o parte în noutatea soluţiei, care nu a permis încă lansarea unor cazane de puteri mari, datorită lipsei unor modele clare de calcul şi funcţionare, iar pe de altă parte datorită caracterului nepractic al unui buncăr cu alimentare superioară în cazul unor cazane mari. De aceea, s-au considerat de referinţă cazanele de 25 şi 105 kW pentru soluţia cu ardere inversă şi cele de 170 şi 650 kW pentru sistemul cu ardere directă. Alegerea nu dezavantajează soluţiile cu ardere directă deoarece este cunoscut faptul că atât în ceeace priveşte randamentele cât şi în ceeace priveşte calitatea arderii, o sarcină termică mai mare avantajează performanţele.

În aceste condiţii de comparaţie, se remarcă în primul rând nivelurile de

temperatură la coş, mai scăzute la soluţiile cu ardere inversă datorită funcţionării de tip regim permanent. Valorile de temperatură la coş pentru regimul maxim al cazanelor cu ardere directă sunt ceva mai ridicate deoarece proiectarea se face pentru o valoare medie de şarjă ce este depăşită în perioadele de ardere foarte

55

intensă a volatilelor din strat. Lărgirea domeniului de funcţionare cu perioadele de “acalmie” de la capetele şarjelor ar duce la “declasarea” cazanului ca sarcină termică, ceeace nu este acceptabil pentru beneficiari.

Un alt parametru important atât pentru performanţele termice cât şi pentru

cele de ardere este excesul de aer. Dacă la cazanele cu ardere directă este necesară menţinerea unui nivel de oxigen în gazele de ardere de circa 10 – 14 % în vederea menţinerii unei concentraţii de CO la un nivel corect de circa 5000 ppm la 10% O2 , pentru cazanele cu ardere inversă este suficientă o concentraţie de oxigen în gazele de ardere de numai 4 – 8 %. Aceste concentraţii de oxigen se exprimă prin excese de aer cuprinse între 2 şi 2,5 la cazanele cu ardere directă spre deosebire de cazanele cu ardere inversă ce necesită excese de aer de doar 1,25 – 1,65.

Rezultă pierderi de căldură prin entalpia gazelor de ardere la coş cu 5 până la

15 procente mai mari la cazanele cu ardere directă faţă de cele cu ardere inversă în condiţiile comparării unor cazane cu mase şi costuri de producţie (raportate la sarcina termică utilă) apropiate. În ceeace priveşte pierderile specifice prin ardere incompletă de natură mecanică se observă uniformitatea valorilor. Faptul reprezintă însă o anomalie de caz datorită selectării pentru studiu a unor cazane cu performanţe foarte bune şi în condiţii de funcţionare strict controlată şi optimizată. In realitate, datorită sistemului de ardere, cazanele cu ardere directă înregistrează pierderi specifice prin ardere incompletă de natură mecanică de ordinul 1 – 3 % spre deosebire de cele cu ardere inversă care datorită circulaţiei gazelor de ardere peste zona şamotată de tip jgheab înregistrează valori sub 0,5 %. La nivelul pierderilor specifice prin suprafeţele exterioare calde se remarcă de asemenea o uniformitate a valorilor. Nici în acest caz situaţia nu este caracteristică în general pentru soluţiile constructive analizate deoarece izolarea cazanelor cu ardere inversă este mult mai eficientă decât a celor cu ardere directă la nivelul uşii de alimentare (fierbinte la arderea clasică şi răcită cu aer la arderea inversă). În concluzie, din analiza efectuată, rezultă o serie de avantaje clare pe plan energetic şi legate de calitatea arderii (ecologice) generate de folosirea tehnicii de ardere inversată dar şi imposibilitatea aplicării acestei tehnici, fără complicarea sistemului de alimentare, la puteri termice mari. In plus, dacă s-ar dori menţinerea caracteristicii de autonomie la 10 – 12 ore, s-ar ajunge la volume neeconomice de stocare pentru combustibil. Rezultă că soluţia cu ardere inversă se pretează la sarcini termice până la 150 – 200 kW, fiind recomandabilă datorită avantajelor de exploatare semnificative, dar este discutabilă aplicarea acesteia la sarcini termice mai mari.

56

Sistematizând avantajele importante ale cazanelor cu ardere inversatǎ sunt de menţionat urmǎtoarele:

- reducerea substanţială a COV nearse eliminate cu gazele de ardere; - continuitatea procesului de ardere, de tip proces staţionar, în timp ce la

arderea în strat obişnuit arderea este nestaţionară, în sistem ciclic de şarjă; - oprirea procesului de ardere este aproape completă prin oprirea insuflării de

aer, în timp ce la arderea în strat direct oprirea insuflării de aer nu duce şi la oprirea degajărilor de volatile din strat;

- deschiderea uşii de alimentare nu duce la contactul cu stratul de ardere; - sistemele de reglaj şi protecţie sunt mai simple.

57

2.2 PROCESUL DE ARDERE AL UNUI BLOC DE COMBUSTIBIL SOLID ÎN STRATUL DE ADERE INVERSAT

În contact cu o zonă stabilă de ardere, lemnele de deasupra grătarului se aprind şi suferă un proces de gazeificare. În prezenţa unei cantităţi suficiente de aer pentru ardere completă, care antrenează sub grătar produsele de gazeificare, acestea ard într-o cameră de ardere.

La arderea inversă, stratul de cocs este numai pe periferia buncăţilor de lemn, la porţiunea inferioară a stratului, şi nu se desvoltă în susul stratului deoarece curentul de aer de ardere vine de sus în jos. Acest fenomen de aprindere, numai prin conducţie şi radiaţie locală, s-a pus în evidenţă în cadrul experimentărilor şi diferenţiază fundamental arderea inversă de arderea directă unde aprinderea se face mai ales convectiv, prin gazele fierbinţi produse de straturile inferioare. Pentru o mai bună cunoaştere a procesului de ardere inversată s-au făcut experimentări pe focarul cazanului de pe standul de încercări din Laboratorul de Termotehnică al Facultăţii de Instalaţii U.T.C.B. Structura stratului cu ardere inversă este prezentat în fig. 6 şi 7. Fig.6 Structura stratului în ardere inversă Fig.7 Aprinderea periferică inferioara a lemnului

1 2 3 1. grătar şi pat de jar ; 2. suprafaţă inferioară în gazeificare ; 3. lemn fără proces de ardere In fig. 8 şi 9 se prezintă proba de lemn pe care se urmăreşte arderea, echipată cu termocuple şi aşezarea probei în strat.

58

Fig.8 Masivul de proba de lemn Fig.9 Proba în stratul de lemne

Proba a avut dimensiunile 30 x 90 x 120 mm. In interiorul probei s-au introdus termocuple Ni-CrNi foarte fine, cu diametrul total de 1 mm. Poziţionarea termocuplelor s-a făcut pe centrul fiecărei feţe la adâncimea de 5 mm. Termocuplele s-au legat la un achizitor de date. In fig.10 se prezintă proba cu dispunerea termocuplelor. Fig. 10 Proba de lemn şi termocuplele de măsurare a temperaturii

Pe un pat de jar pregătit pentru aprindere, s-a aşezat un strat de lemne şi apoi un al doilea strat, în mijlocul căruia s-a implantat proba de masiv de lemn pe care s-a experimentat arderea. Rezultatele experimentale sunt prezentate în continuare în diagramele de variaţie a temperaturilor măsurate fig. 11 şi fig. 12.

60

60

100

59

Fig. nr. 11 Tempertaura de contorl pe termocuple

TEMPERATURA DE CONTROL PE TERMOCUPLE

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 3600 7200 10800

TIMP [sec]

TEMP

ERAT

URA

[C]

SUPERIOR

INFERIORLATER MIC

LATER MARE

Fig. 9 Temperaturi caracteristice pe proba

Temperaturile periferice pe proba de masiv de lemn în stratul de combustibil cu ardere inversă au o variaţie relativ mare în timp datorită în primul rând unor modificări de poziţie a probei în strat şi datorită unor fluctuaţii de debite de aer insuflate în strat şi în al doilea rând datorită faptului că ardera se produce pe o suprafaţă cu adâncime redusă, deci o foarte mică inerţie termică a stratului. Aerodinamica curgerii aerului prin strat are variaţii foarte mari în principal datorită următorilor factori:

- reaşezarea periodică a stratului de lemne pe măsură ce se consumă; - variaţia debitului de aer care trece prin strat datorită modificării rezistenţei

hidraulice a stratului; - variaţia temperaturii în strat ca urmare a variaţiei intensităţii de ardere, legată

şi de reaşezarea periodică a stratului; - consumarea combustibilului, la început pe partea inferioară a masivelor, apoi

pe părţile laterale.

Fig. nr. 11 Temperaturi caracteristice pe probă

60

Fluctuaţiile foarte mari de temperatură la intervalele de măsurare a achzitorului de date, au făcut necesară medierea periodică a datelor şi luarea în considerare a acestor medii pentru evaluarea fenomenului de fluctuaţii mari. Medierea atenuează cu raportul 1/10 fluctuaţiile momentane de temperaturi şi permite astfel o apreciere mai de ansamblu a procesului de ardere a masivului. Figura 12 Valoarea temperaturilor mediate pe intervale de 50 s

VARIATIA TENPERATURII LA TERMOCUPLELE DE CONTROL

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 3600 7200 10800

TIMP [sec]

TE

MP

ER

AT

UR

A [

C]

MEDLATMIC

MEDLATMAR

MEDSUP

MEDINF

fig, 10 Temperaturi medii caracteristice pe proba

Din diagramă se pot desprinde următoarele concluzii:

- datorită poziţiei iniţiale de aşezare în strat a masivului de probă, arderea începe după cca 200 s (3,5 min) când temperatura peretelui inferior al masivului capătă o creştere bruscă de temperatură de la 60 C la 300 C în interval de 10 min.

- creşterea uniformă de temperatură a suprafeţei, fără pragurile cunoscute de la arderea directă, pragul de 105 C de uscare a masei şi pragul de 280-380 C de degajare a volatilelor din masă, arată că procesul de ardere este cu totul diferit în arderea inversă: arderea în toate fazele ei se produce la suprafaţa masivelor de combustibil şi nu influenţează starea interioară a masivului. De exemplu, în arderea directă (de jos în sus) un masiv de lemn cu umiditate mare trebuie să stea un timp relativ lung până se elimină umiditatea, pentru

61

ca apoi un alt timp de asemenea lung să fie necesar pentru degajarea volatilelor în intervalul de temperatură a masivului de 280 -3800 C. De aici se deduce că la arderea inversă toate procesele sunt pe suprafaţa de contact a masivului cu radiaţia stratului de temperatură înaltă şi nu în volumul masivului. Procesele convective nu au nici-o influenţă deoarece gazele calde, circulând de sus în jos, nu pot produce încălzirea masivului ca în cazul circulaţiei de jos în sus.

- temperatura feţei laterale mari urmăreşte foarte aproape temperatura inferioară, ceeace arată că aceasta a avut o poziţie privilegiată datorită căreia a primit un flux puternic de căldură radiată din straturile inferioare, similar cu suprafaţa inferioară;

- când temperatura pe suprafaţa inferioară şi lateral mare a ajuns la cca. 800 C, procesul devine specific de ardere a cocsului, la o temperatură relativ constantă. În această etapă procesul se desfăşoară pe un timp de cca. 1 oră;

- în tot acest timp faţa superioară rămâne la temperatura ambiantă, a aerului insuflat. Din nou se confirmă modelul de ardere conform căruia la arderea inversă nu poate exista niciun schimb de căldură convectiv în strat, ci numai transferuri radiante. Numai în momentul scurt când procesul de ardere din zonele inferioare a ajuns la suprafaţa superioară apare un scurt interval de ardere intensă, după care procesul de ardere se termină.

- temperatura unei suprafeţe aşezată oblic faţă de planul radiant, este vorba de suprafaţa laterală mică, are o evoluţie mai întârziată deoarece fluxul de căldură primit prin radiaţie este mai mic. Din aceiaşi cauză procesele de ardere a suprafeţei laterale mici se desfăşoară la o temperatură mai redusă, 450-600 C, tot în domeniul de ardere difuzivă a cocsului, dar de intensitate mai redusă decât a feţelor care primesc radiaţie intensă inferioară.

- din diagramele de variaţie a temperaturii suprafeţelor masivului trebuie considerată caracteristică perioada până la 7200 s (cca.2 ore) după care variaţiile bruşte de temperatură din diagramă arată prăbuşirea masivului testat în strat, cu ieşirea temporară a suprafeţelor din zoana de ardere intensă, după care o altă reaşezare în strat duce la activarea din nou a reacţiilor. În final, după alte 1800 s (1/2 ore) arderea se termină.

62

2.3 STUDIUL PROCESULUI DE ARDERE LA SUPRAFATA UNUI MASIV DE LEMN CU DICRETIZARE ÎN STRATURI SUBŢIRI ÎN ADÂNCIMEA MASIVULUI Pentru cunoaşterea fenomenului fizic şi elaborarea unei metodici de calcul a procesului de ardere se consideră masa lemnului la suprafaţa de ardere discretizată în straturi subţiri. În fig.13 se prezintă modelul de calcul. Fig.13 Modelul masei de lemn cu suprafaţă de ardere

Starea de funcţionare în regim a masivului de lemn este caracterizată printr-o temperatură ridicată, de ordinul 900 – 1200 0C, realizată printr-o încǎlzire locală. La acest nivel de temperatură, şi în condiţiile unei viteze relative a aerului WREL deasupra suprafeţei lemnului, se produce un transfer de căldură care iniţiază aprinderea şi arderea primului strat din suprafeţa lemnului. FAZA DE ÎNCǍLZIRE T < 100 0C Stratul se încălzeşte până la o temperatură de 100 0C în prima fază de proces până la începerea procesului de eliminare a umidităţii, la temperatură constantă. Schema de proces este prezentată mai jos.

DEL

DEL

1

2

3

WREL TF

T(2)

T(1)

LAT

63

QINC – flux de căldură disponibil pentru încălzirea stratului QRF – flux de căldură transmis prin radiaţia mediului din focar, la temperatura focarului QLAM1 – flux de căldură prin conducţie spre stratul vecin în acâncime FAZA DE DEGAJARE A UMIDITǍŢII LA T = 100 0C Stratul încălzit până la o temperatură de 100 0C începe procesul de eliminare a umidităţii, la temperatură constantă. Schema de proces este prezentată mai jos.

QVAP – flux de căldură disponibil pentru vaporizarea umidităţii QRF – flux de căldură transmis prin radiaţia mediului din focar, la temperatura focarului QLAM1 – flux de căldură prin conducţie spre stratul vecin în acâncime. Pe măsură ce intră fluxul de căldură prin radiaţie şi se pierde flux de căldură prin conducţie, QRF - QLAM1 , fluxul de căldură rămas în strat va fi destinat vaporizării apei. FAZA DE ÎNCǍLZIRE T =100 ... 280 0C Stratul se încălzeşte până la o temperatură de 280 0C până la începerea procesului de eliminare a volatilelor, în intervalul următor de temperaturi 280-3800 C. Schema de proces este prezentată mai jos.

QRF QLAM1 QVAP

QRF QLAM1 QINC

64

QINC – flux de căldură disponibil pentru încălzire stratuluii QRF – flux de căldură transmis prin radiaţia mediului din focar, la temperatura focarului QLAM1 – flux de căldură prin conducţie spre stratul vecin în acâncime FAZA DE ÎNCǍLZIRE ŞI ELIMINARE A VOLATILELOR T = 280 – 3800 C Stratul se încălzeşte până la o temperatură de 280 C până la începerea procesului de eliminare a volatilelor. Volatilele se elimină pe o plajă de temperaturi între 280 şi 380 C. Fizic, procesul este cu intensitate crescătoare exponenţial cu temperatura deoarece este un proces de echilibre chimice care respectă legea exponenţială a lui Arrhenius W=C*EXP(-E/R/T) care arată că W viteza de reacţie (degajare a volatilelor) creşte exponenţial cu T temperatura de proces, dar va scădea liniar cu scăderea concentraţiei C de volatile ce se formează în strat. Din rularea unor simulări de programe de modelare utilizând modele cu straturi subţiri a rezultat că eroare este neglijabilă dacă se acceptă pe acest interval redus de timp şi temperaturi o desfăşurare liniară a procesului. Explicaţia este aceia că temperatura de început a procesului TINI = 280+273 = 553 K este diferită de temperatura de sfârşit a procesului TFIN = 380+273 = 653 K cu cca. 15 %, ceeace duce la erori neglijabile în liniarizare în condţiile în care concentraţia potenţială de volatile scade de la 100% la 0%. Schema de proces este prezentată mai jos.

QINC – flux de căldură disponibil pentru încălzire stratului QVOL – flux de căldură necesar eliminării volatilelor QRF - flux de căldură transmis prin radiaţia mediului din focar, la temperatura focarului QLAM1 - flux de căldură prin conducţie spre stratul vecin în adâncime

QRF QLAM1

QINC + QVOL

QRF QLAM1 QINC

65

Se remarcă faptul că se consumă o cantitate de căldură QVOL pentru elimnarea volatilelor. Similar căldurii de vaporizare a apei, căldura de degajare a volatilelor este o energie consumată pentru procesul de degajare a unor substanţe. Se ia pentru această energie o valoare stabilită experimental RVOL = 1100 kJ/kg . FAZA DE ÎNCǍLZIRE T =380 ... 600 0C După terminarea degajării volatilelor, la temperatura de 380 C stratul se încălzeşte până la o temperatură de 600 C , până la începerea procesului intens de ardere a carbonului fix. Limita de 600 C pentru începutul proceselor intense de ardere a carbonului fix este aleasă oarecum arbitrar, având în vedere fenomenul fizic de ardere a carbonului cu o viteză exponenţial crescătoare cu temperatura absolută de proces. Totuşi, rulând programe de calcul cu diferite temperaturi convenţionale de începere a reacţiei reducătoare a carbonului între 500 şi 800 C s-a ajuns la o variaţie de timp total de ardere a stratului de ordinul sub 10 secunde, ceeace este neglijabil în ansamblul procesului de ardere a stratului. În intervalul de temperaturi 380-600 0C schema de proces este ilustrată mai jos.

QINC – flux de căldură disponibil pentru încălzirea stratului QRF – flux de căldură transmis prin radiaţia mediului din focar, la temperatura focarului QLAM1 – flux de căldură prin conducţie spre stratul vecin în adâncime FAZA DE ARDERE A CARBONULUI FIX LA T > 600 0C După fazele de încălzire, uscare, degajare a volatilelor şi încălzire finală la 600 0C are loc faza de ardere a cocsului, adică a carbonului fix care rezultă dupǎ degajarea volatilelor. La temperaturi mai ridicate de 600 0C reactivitatea carbonului reprezintă principala caracteristică în procesul de ardere şi în consecinţă devin predominante procesele de reducere de tipul : CO2 + C = 2 CO

QRF QLAM1 QINC

66

Indiferent de cinetica de ardere a carbonului la temperatură ridicată, în afara stratului limită a masivului iese CO ca produs de ardere, acesta urmând să-şi continue procesul de oxidare până la CO2 în volumul camerei de ardere. Premiza unui astfel de proces duce la stabilirea unor fluxuri necesare de oxigen pentru consumarea carbonului determinate astfel: molar: C + ½ O2 = CO gravimetric: 12 kg C + 16 kg O2 = 28 kg CO fluxul masic de C = fC fluxul masic de O2 = fO2 fluxul relativ de masă al oxigenului fO2 = 16/12 * fC Fluxul masic de oxigen ajunge la suprafaţa masivului prin difuzie, după care în contact cu suprafaţa de carbon are loc reacţia chimică de oxidare. Timpul de difuzie este cel care guvernează timpul procesului, deoarece reacţia oxigen-carbon este atât de rapidă încât timpul ei este neglijabil. În literatura de specialitate timpul de ardere a carbonului fix este determinat pe baza unor constante experimentale care sunt cuprinse în constanta timpului de ardere a carbonului fix. Ca exemplu amintim relaţia larg adoptată în practică, τr = KD

* dm [*] unde: pentru fiecare tip de combustibil se dau constantele KD şi m având ca parametru şi temperatura. Tabelul 2 Date pentru ligniţi

temperatura 700 800 900 1000 1100 1200 KD mg/s/cm 572-910 520-873 440-670 365-570 346-540 220-450 m - 1.81-2.10 1.71-2.02 1.73-2.08 1.87-1.99 1.84-2.05 1.97-1.89

* N.Panoiu ş.a. –Instalaţii de ardere a combustibililor solizi Pentru stratul de lemn în ardere cu gazeificare se propune o metodă de calcul a timpului de ardere a carbonului fix care ţine seama de următoarele particularităţi:

• stratul este scăldat de mediul cu oxigen din camera de ardere cu viteza WREL;

• concentraţia de oxigen din mediul din focar este determinată de excesul de aer în procesul de ardere şi este media între excesul de aer final şi excesul de aer la terminarea degajării volatilelor;

• difuzia oxigenului la suprafaţa masivului se face prin stratul limită, în care are loc variaţia concentraţiei de oxigen de la cea din focar CO2 foc la cea de

67

pe suprafaţă CO2 s = 0. Stratul limită este determinat de viteza relativă a aerului şi de proprietăţile fizice ale mediului din camera de ardere;

• bilanţul termic al stratului determină încălzirea lui: din căldura de reacţie QAR un flux pleacă cu conţinutul de căldură al gazelor CO degajate la temperatura de ardere QCO şi un flux de căldură pleacă transmis prin radiaţie de suprafaţa stratului QRP la temperatura stratului. Un flux de căldură este adus cu oxigenul de difuzie care vine cu temperatura din focar. Suprafaţa stratului primeşte un flux de căldură prin radiaţia mediului din focar QRF, la temperatura focarului. Stratul primeşte sau cedează un flux de căldură prin convecţie care este egal cu conducţia prin stratul limită QCL.

• grosimea stratului variază ca urmare a transformării C --> CO cu mărimea fluxului de masă fC = fO2*12/16. Datorită faptului că lemnul are un conţinut de cenuşă de ordinul 1%, deci neglijabil, dimensiunea finală a stratului este nulă.

S-a urmărit determinarea unui sistem de ecuaţii, dezvoltat cu diferenţe finite, astfel ca să poată fi rezolvat cu un program de calcul. In final programul care urmăreşte cu rigurozitate fenomenul fizic pe toată durata în care stratul trece de la forma iniţială la dispariţie are schema de proces prezentată în figura următoare.

QINC – flux de căldură disponibil pentru încălzirea stratului QAR - flux de căldură de reacţie produsă de arderea carbonului pănă la CO QCO - flux de căldură care pleacă cu conţinutul de căldură al gazelor CO degajate la temperatura stratului QRF - flux de căldură transmis prin radiaţia mediului din focar, la temperatura focarului QRP - flux de căldură care pleacă transmis prin radiaţie de suprafaţa stratului QCL - flux de căldură prin convecţie, primit sau cedat, egal cu conducţia prin stratul limită.

QRF QRP

QCO QCL

QINC

QAR

68

• Cifre caracteristice Re Pentru diferite lungimi caracteristice şi medii de gaze de ardere în care evoluează stratul se calculează criteriul Re, determinat din relaţia: Re = w *l / υ. Pentru vâscozitatea cinematică a gazelor de ardere în domeniul de temperaturi 800 – 1200 0C s-a determinat, cu eroare admisibilă, relaţia liniară: υ = 0,235 10-6 * t – 61 10-6 [s^2/m] (1) Lungimea caracteristică este latura stratului LAT.

• Stratul limita la suprafata masivului Stratul este scăldat de mediul înconjurător cu o mişcare laminară deoarece în raport cu aerul sau gazul de ardere a volatilelor viteza relativă este de ordinul 1 ... 2 m/s. Pentru determinarea grosimii stratului laminar se utilizează relaţia lui Blasius: δ = 5 * (υ*l/w)^0.5 sau echivalent δ/l = 5 / (Re)^0.5 . Ordinul de mărime al grosimii stratului limită, de 1... 4 mm. Grosimea stratului limită are o deosebită importanţă în procesele de difuzie la suprafaţa masivului, în particular la difuzia oxigenului la arderea carbonului. Difuzia se face pe grosimea stratului limită deoarece în afara stratului limită, datorită curgerii cu viteză relativ mare a gazului, concentraţia de O2 este cea medie din camera de ardere. Grosimea mică a stratului de difuzie are drept consecinţă un flux mare de oxigen prin difuzie, ceeace va duce la un timp scurt de ardere a masei carbonoase la sfârşitul procesului de ardere. QAR - FLUXUL DE CĂLDURĂ DE REACŢIE PRODUS DE ARDEREA CARBONULUI PĂNĂ LA CO Se consideră un interval de timp DELTAU suficient de mic astfel încât pe de o parte variaţia de temperatură în acest interval să nu afecteze sensibil parametrii de desfăşurare a procesului iar pe de altă parte, luând de bază temperatura iniţială, să nu apară modificări sensibile cu variaţia temperaturii până la temperatura finală. Se definesc urmă torii parametrii: - puterea calorică de ardere a carbonului până la CO este HCARB =10308 kJ/kg C --> CO2 H=406800 [kJ/kmol] – 33900 [kJ/kg] CO --> CO2 H=283100 [kJ/kmol]

69

C --> CO H=123700 [kJ/kmol] - 10308 [kJ/kg] - suprafaţa masivului are latura LAT [m] - grosimea stratului de difuzie DELGAZE, egal cu grosimea stratului limită, definit funcţie de viteza relativă WREL şi temperatura medie a stratului limită TLIM, luată ca medie între temperatura focarului TF şi temperatura iniţială a suprafeţei la momentul analizat T1; - presiunea parţială O2 în gazele din mediul focarului PO2. Excesul de aer existent final determină un conţinut de oxigen O2FIN iar iniţial conţinutul de O2 este cel rezultat în urma arderii volatilelor O2INI. Presiunea de oxigen în mediul din focar se determină la concentraţia medie a oxigenului O2MED = (O2FIN+O2INI)/2 PO2 = 98066*(O2MED/100) [Pa] (2) - presiunea oxigenului la suprafaţa particulei PO2p = 0 - coeficientul de difuzie al oxigennului DO2 se determină funcţie de temperatura medie a stratului limită TLIM: DO2 = 0.203*10-4 *((Tlim+273)/273) 1.81 [ ] (3) - constantele molare: MO2 = 32 ; RGAZE = 8314 - suprafaţa de activitate reactivă = suprafaţa exterioară a stratui SS = 6 * LAT2 [m2] Fluxul specific masic de oxigen JO2 este definit de relaţia de transfer de masă: JO2 = DO2*MO2/RGAZE/(T+273)*PO2/DELGAZE [kg/m2/s] (4) Fluxul de masă de carbon în reacţie este 12/16 din fluxul specific masic de oxigen înmulţit cu suprafaţa activă: MCFIXARS = 12/16*JO2*SS [kg/s] (5) În intervalul de timp DELTAU masa de carbon fix care se consumă este: DELMCFIXARS = MCFIXARS * DELTAU [kg] (6) Masa iniţială a carbonului fix este 0,4 din masa combustibilului MCFIX0 = 0,4*MAS0 (7) iar la timpul TAU masa iniţială este MASIN. La finele intervalului de timp DELTAU masa de carbon fix va fi:

70

MASFIN = MASIN- DELMCFIXARS [kg] (8) Fluxul de căldură degajat prin arderea carbonului fix: QR = DELMCFIXARS* (HCARB*1000) [J] (9) QCO - FLUXUL DE CĂLDURĂ CARE PLEACĂ CU CONŢINUTUL DE CĂLDURĂ AL GAZELOR CO DEGAJATE LA TEMPERATURA SUPRAFEŢEI Cantitatea de CO produsă de arderea carbonului este dată de proporţiile materiale: C + ½O2 = CO rezultă 12 kg C -->28 kg CO Masa de carbon consumată în timpul DELTAU este DELMCFIXARS şi rezultă: DELMCO = DELMCFIXARS * 28/12 [kg] (10) Pentru căldura specifică medie masică a CO s-a determinat relaţia de calcul liniară valabilă pentru domeniul 900-1200 C : CPCO = 1,1105 + 0,00012* t [kJ/kg/K] (11) Oxidul de carbon este degajat la temperatura particulei T1 şi se evacuează la temperatura focarului TF. Cantitatea de căldură consumată pentru procesul de încălzire va fi: QCO = DELMCO*(CPCO*1000)* (TF-T1) [J] (12) QRF - FLUXUL DE CĂLDURĂ TRANSMIS CẦTRE SUPRAFAŢǍ PRIN RADIAŢIA MEDIULUI DIN FOCAR, LA TEMPERATURA FOCARULUI Într-o zona de ardere la temperatură ridicată dar de grosime micǎ de strat coeficientul de absorbţie-emisie al volumului este EPSGAZ = 0,2 , coeficientul de absorbţie emisie a suprafeţei de carbon este EPSPER = 0,9 iar suprafaţa de preluare a radiaţiei este suprafaţa periferică SS = LAT2 [mp]. Rezultă în timpul DELTAU o cantitate de căldură radiată de mediul din focar spre supafaţă:

71

QRF = C0*EPSGAZ*EPSPER*(TF+273)4 *SS*DELTAU [J] (13) cu C0=5.76*10-8 QRP - FLUXUL DE CĂLDURĂ CARE PLEACĂ TRANSMIS PRIN RADIAŢIE DE SUPRAFAŢA MASIVULUI LA TEMPERATURA SUPRAFEŢEI Într-o zona de ardere la temperatură ridicată dar de grosime micǎ de strat coeficientul de absorbţie-emisie al volumului este EPSGAZ = 0,2 , coeficientul de absorbţie emisie a suprafeţei de carbon este EPSPER = 0,9 iar suprafaţa de preluare a radiaţiei este suprafaţa periferică SS = LAT2 [mp]. Rezultă în timpul DELTAU o cantitate de căldură radiată de suprafaţă spre mediul din focar: QRP = C0*EPSGAZ*EPSPER*(TP+273)4 *SS*DELTAU [J] (14) cu C0=5.76*10-8 QCL - FLUXUL DE CĂLDURĂ PRIN CONVECŢIE, PRIMIT SAU CEDAT Suprafaţa, va efectua un schimb de căldură convectiv cu mediul din focar, care se suprapune transferului de căldură prin radiaţie. Deoarece în calculele anterioare s-a determinat grosimea stratului limită, este mai simplu să se înlocuiască calculul convecţiei prin calculul conducţiei în stratul limită. Grosimea stratului limită, determinată ca o funcţie de viteza relativă a gazelor WREL şi temperatura medie a stratului limită TLIM , luată ca medie între temperatura focarului TF şi temperatura iniţială la momentul analizat T1 este dat de relaţia: DELLIM = 5*(ν*LAT/WREL)0,5 (15) Pentru gazele de ardere s-au determinat următoarele relaţii de calcul a parametrilor fizici în domeniul de temperaturi 900 ... 1200 0C : vâscozotate cinematică ν = 0,235 10-6 * t – 61 10-6 [s2/m] (16) conductibilitate termică

72

λ = 0,019 + 0,00009 * t [W/m/K] (17) Parametrii se determină pentru temperatura medie a stratului limită: TLIM = (TF+T1)/2. Rezultă căldură schimbată între mediu şi suprafaţa masivului prin convecţie pe suprafaţa exterioară SS în timpul DELTAU: QCL = SS*λ/DELLIM*(TF-TLIM)*DELTAU [J] (18)

• Calculul caldurii de încalzire a suprafeţei şi temperatura dupa intervalul DELTAU

Din bilanţul termic prezentat anterior rezultă ecuaţia de determinare a cantităţii de cǎldură de încǎlzire a suprafeţei dupǎ intervalul de timp DELTAU: QINC = QAR - QCO + QRF - QRP + QCL (19) Această cantitate de căldură duce la încălzirea suprafeţei şi, deoarece grosimea stratului luată ca bază de calcul (DEL=2 ... 10 mm) este foarte mică, se poate considera că temperatura stratului este uniformă în tot volumul. Creşterea de temperatură a stratului dupǎ intervalul de timp DELTAU este: DELT = QINC/(MAS1)/(CPC*1000) [K] (20) Căldura specifică a carbonului după o relaţie de interpolare liniară în domeniul 900 ... 1200 0C este : CPC = 1.089 + 0.000334 * t [kJ/kg/K] (21) Rezultă creşterea temperaturii finale a stratului de cocs după intervalul de timp DELTAU de ardere: T1FIN = T1 + DELT (22)

• Condiţii iniţiale pentru intervalul urmator Temperatura finală T1FIN devine temperatură iniţială la intervalul următor de timp.

73

Datorită consumului de masă carbonică, volumul particulei scade. Masa particulei după intervalul de timp este : MASFIN = MASIN - DELMCFIXARS [kg] (23) Volumul stratului este VPERFIN= MASFIN/ROPER [m3], ceeace va influenţa conducţia spre stratul următor prin micşorarea grosimii de strat DEL(1) Aceste valori finale pentru timpul anterior devin valori iniţiale pentru următorul interval de timp.

• Terminarea calculului pentru primul strat

Condiţia de terminare a arderii pentru stratul 1 este MASFIN <= 0 adică o consumare completă a stratului de carbon.

• Evoluţia calculului pentru stratul al 2-lea şi următoarele

În programul de calcul stratul al doilea capătă continuu un flux de căldură prin conducţie de la statul 1. În aceste condiţii procesele din stratul 2 evoluează după schema fizică a evoluţiei stratului 1 dar cu un decalaj de timp. În momentul când stratul 1 s-a consumat, adică MASFIN <= 0 , stratul 2 intră în contact direct cu mediul din focar. Pentru acest domeniu calculul programat prevede înlocuirea fluxului de căldură QLAM1 cu fluxul de căldură QRF deoarece stratul 2 are acum contact direct cu focarul şi, practic, a luat locul stratului 1.

• Terminarea calculului Calculul se termină când s-a terminat arderea carbonului fix în stratul 2. Evoluţia temperaturilor şi proceselor în straturile >2 sunt similare cu evoluţiile stratului 2. Acest sistem de calcul este justificat prin faptul că stratul 2 parcurge toate fazele de ardere, la fel ca stratul 1, şi transmite la straturile următoare fluxuri de căldură la fel ca stratul 2.

74

2.4 MODELARE NUMERICĂ A ARDERII LA SUPRAFAŢA UNUI MASIV DE LEMN Pe baza modelului fizic al arderii la suprafaţǎ a masivului de lemn s-a realizat o modelare numericǎ utilizând un program de calcul cu diferenţe finite în creşterea timpului de ardere. Programul foloseşte un mod de programare G.W.BASIC , cel mai adecvat rulǎrii unor programe de calcul cu ecuaţii neliniare şi frecvente apariţii de instabilitate a soluţiilor în rezolvarea ecuaţiilor. În continuare se prezintǎ principalele etape de programare. Se precizeazǎ condiţiile iniţiale: - suprafaţa activǎ SS=.002*.002 - grosimea unui strat din suprafaţa de reacţie DEL=.0005 - densitatea lemnului RO=800 - compoziţia lemnului - umiditate W0=.12 - conţinut de volatile VOL0=.48 - conţinut de carbon fix CFIX0=.4 - temperaturi caracteristice - ambiant T0=20 - masa iniţialǎ a lemnului T1=20 - zona de ardere TF=1000 - constante de proces - constanta de radiaţie C0=5.76E-08 - factor de emisie a gazelor EPSGAZ=.2: - factor de emisie a lemnului EPSLEMN=.85 - cǎldura specificǎ a lemnului CPL=2.7 - conductibilitate termicǎ lemn LAM=.2 - putere caloricǎ a carbonului HCARB=33900 - cǎldura de vaporizare a apei RVAP=2300 - cǎldura de degajare a volatilelor RVOL=1100 Se deschide în continuare un fişier de date pentru rezultate: OPEN "ARD.DOC" FOR OUTPUT AS #1 Se alege un interval de timp [s] DELTAU=1

• Începutul calculului pentru stratul 1 VOLUMUL 1 – toate variabilele iniţializate la 0 Contorul de timp: I I=I+1 Se alege mersul calulului dupǎ valoarea temperaturii T1 a stratului în urmǎtoarele trepte: 1. trepta de încǎlzire a stratului pânǎ la 1000 C IF T1<100 'INCALZIRE -100' masa stratului MAS1=SS*DEL*RO

75

caldura primitǎ – cedatǎ prin radiaţie QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T1+273)^4)*SS*DELTAU cǎldura cedatǎ prin conducţie la stratul urmǎtor (2) QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU cǎldura disponibilǎ pentru încǎlzirea stratului QINC1=(QR-QLAM12) creşterea de temperaturǎ a stratului în timpul DELTAU : DELT=QINC1/MAS1/(CPL*1000) temperatura straului dupǎ timpul DELTAU : T1=T1+DELT:T1(I)=T1 imprimarea rezultatelor în fişierul de date : PRINT #1, "VOL1";" I = ";I;" T1 = ";T1 2. trepta de vaporizare a apei din stratu la 1000 C condiţia ca treapta sǎ fie cea de vaporizare a apei este IF W1 >0 dacǎ umiditatea este 0 se trece la treapta urmǎtoare IF W1<0 GOTO … se determinǎ conţinutul de apǎ al stratului 1 W1=WMAS1/MAS1 caldura primitǎ – cedatǎ prin radiaţie QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T1+273)^4)*SS*DELTAU cǎldura cedatǎ prin conducţie la stratul urmǎtor (2) QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU cǎldura disponibilǎ vaporizǎrii apei QVAP=(QR-QLAM12) cantitatea de apǎ vaporizatǎ GVAP1=QVAP/(RVAP*1000) cantitatea de apǎ rǎmasǎ în strat WMAS1=WMAS1-GVAP1 masa stratului dupǎ pierderea cantitǎţii GVAP1 de apǎ MAS1=MAS1-GVAP1 :MAS1(I)=MAS1 umiditatea reletivǎ a lemnului din stratul1 W1=WMAS1/MAS0:W1(I)=W1 imprimarea rezultatelor în fişierul de date : PRINT #1, "VOL1";" I = ";I;" W1% = ";W1*100 3. treapta de încǎlzire 100-2800 C condiţia ca treapta sǎ fie cea de încǎlzire IF T1 > 100 dacǎ temperatura este mai mare de 2800C se trece la treapta urmǎtoare IF T1>280 GOTO ... caldura primitǎ – cedatǎ prin radiaţie QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T1+273)^4)*SS*DELTAU cǎldura cedatǎ prin conducţie la stratul urmǎtor (2) QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU cǎldura disponibilǎ pentru încǎlzirea stratului QINC1=(QR-QLAM12) creşterea de temperaturǎ a stratului în timpul DELTAU : DELT=QINC1/MAS1/(CPL*1000) temperatura straului dupǎ timpul DELTAU : T1=T1+DELT:T1(I)=T1 imprimarea rezultatelor în fişierul de date : PRINT #1, "VOL1";" I = ";I;" T1 = ";T1 4. treapta de încǎlzire si degajare volatile 280-3800 C condiţia ca treapta sǎ fie cea de încǎlzire IF T1 > 100 dacǎ temperatura este mai mare de 2800C se trece la treapta urmǎtoare IF T1>380 GOTO ... caldura primitǎ – cedatǎ prin radiaţie QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T1+273)^4)*SS*DELTAU cǎldura cedatǎ prin conducţie la stratul urmǎtor (2) QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU cǎldura disponibilǎ pentru încǎlzirea stratului QINC1=(QR-QLAM12) cǎldura necesarǎ cegajǎrii volatilelor VOL0*MAS0*(RVOL*1000)/(380-280)) creşterea de temperaturǎ a stratului în timpul DELTAU : DELT=QINC1/(MAS1*(CPL*1000)+VOL0*MAS0*(RVOL*1000)/(380-280)) temperatura straului dupǎ timpul DELTAU : T1=T1+DELT:T1(I)=T1

76

conţinutul de volatile a stratului la temperatura T1: VOL1=VOL0*(380-T1)/(380-280):VOL1(1)=VOL masa stratului dupǎ pierderea cantitǎţii (VOL0-VOL1) de volatile MAS1=MAS0-WMAS0-(VOL0-VOL1)*MAS0:MAS1(I)=MAS1 imprimarea rezultatelor în fişierul de date PRINT #1, "VOL1";" I = ";I;" T1 = ";T1;" VOL1% = ";VOL1*100;"MAS1/MAS0 = ";MAS1/MAS0 5. treapta de încǎlzire 380 - 6000 C condiţia ca treapta sǎ fie cea de încǎlzire IF T1 > 380 dacǎ temperatura este mai mare de 6000C se trece la treapta urmǎtoare IF T1>600 GOTO ... caldura primitǎ – cedatǎ prin radiaţie QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T1+273)^4)*SS*DELTAU cǎldura cedatǎ prin conducţie la stratul urmǎtor (2) QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU cǎldura disponibilǎ pentru încǎlzirea stratului QINC1=(QR-QLAM12) creşterea de temperaturǎ a stratului în timpul DELTAU : DELT=QINC1/MAS1/(CPL*1000) temperatura straului dupǎ timpul DELTAU : T1=T1+DELT:T1(I)=T1 imprimarea rezultatelor în fişierul de date : PRINT #1, "VOL1";" I = ";I;" T1 = ";T1 6. treapta de încǎlzire si ardere a carbonului fix 6000 C condiţia ca treapta sǎ fie cea de încǎlzire şi ardere a carbonului fix este IF T1 > 600 dacǎ s-a terminat arderea carbonului fix se trece la urmǎtorul strat IF CFIX<0 GOTO ... caldura primitǎ – cedatǎ prin radiaţie QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T1+273)^4)*SS*DELTAU cǎldura cedatǎ prin conducţie la stratul urmǎtor (2) QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU se transferǎ programul la subrutina de ardere a carbonului fix: 'ARDEREA CARBONULUI FIX' deoarece procesul este de difuzie cineticǎ şi nu de difuzie molecularǎ se alege subrutina 'DIFUZIE CINETICA' se definesc: diametrul echivalent şi grosimea stratului de gaze DECH=. : DELGAZE=. presiunea parţialǎ a oxigenului în gazele de la suprafaţa stratului PO2= suprafaţa stratului SS= witeza relativǎ a gazelor deasupra stratului: WSTRAT= se calculeazǎ pentru temperatura T1 a stratului mǎrimile fizice şi invarianţii: viscozitatea gazelor NGAZ=.0000119+3.0657E-08*T^1.2203 cifra de turbulenţǎ RE=WSTRAT*DECH/NGAZ coeficientul de difuzie DIF=.0000203*((T+273)/273)^1.81 invariantul Schmidt SC=NGAZ/DIF rezultǎ invariantul Sherwood SH=.395*RE^.64*SC^.33 coeficientul de transfer de masǎ BETA=DIF*SH/DELGAZE constantele molare pentru oxigen şi gaze MO2=32: RMOLGAZ=8314 presiunea medie de oxigen în gaze PO2MED=9.000001E-02*98066! rezultǎ debitul masic specific de oxigen venit prin difuzie la suprafaţa stratului: JO2WIT=BETA*MO2/RMOLGAZ/(TF+273)*PO2MED masa de carbon fix consumatǎ prin ardere: MCFIXARS=JO2WIT*SPART [kg/s] timpul de ardere a masei totale de carbon fix TARDCFIX=MCFIX0/MCFIXARS imprimarea rezultatelor în fişierul de date : PRINT #1, "TARDCFIXWIT = ";TARDCFIX,"JO2WIT = ";JO2WIT

77

Dacǎ condiţiile de curgere sunt laminare, apare difuzie molecularǎ şi calculul se deruleazǎ pe subrutina 'DIFUZIE MOLECULARA' coeficientul de difuzie este DO2=.0000203*((T+273)/273)^1.81 constanele de material MO2=32: RGAZE=8314 fluxul de masǎ JO2STAT=DO2*MO2/RGAZE/(T+273)*PO2/DELGAZE masa de carbon fix consumatǎ prin ardere: MCFIXARS=JO2STAT*SPART timpul de ardere a masei totale de carbon fix TARDCFIX0=MCFIX0/MCFIXARS imprimarea rezultatelor în fişierul de date: PRINT #1, TARDCFIXSTAT = ";TARDCFIX,"JO2STAT = ";JO2STAT Se revine în programul proncipal de calcul a fluxurilor de cǎldurǎ: cantitatea de carbon fix arsǎ în timpul caracteristic DELTAU : DELMCFIXARS=MCFIXARS*DELTAU cǎldura degajatǎ prin arderea carbonului fix în timpul DELTAU : QARDCFIX1=DELMCFIXARS*(HCARB*1000) cǎldura disponibilǎ pentru încǎlzirea stratului QINC1=(QR-QLAM12) creşterea de temperaturǎ a stratului: DELT=(QR-QLAM12+QARDCFIX1)/MAS1/(CPL*1000) temperatura straului dupǎ timpul DELTAU : T1=T1+DELT: T1(I)=T1 imprimarea rezultatelor în fişierul de date PRINT #1, "VOL1";"I = ";I;"T1 = ";T1;"MAS1/MAS0 = ";MAS1/MAS0

• Calculul pentru stratul 2 În esenţǎ se merge pe acelaşi algoritm de calcul ca la stratul 1 dar trebuie o secvenţǎ separatǎ de calcul deoarece la terminarea stratului 1 programul trebuie sǎ se transfer pe stratul urmǎtor. O altǎ particularitate a stratului 2 şi urmǎtoarele este aceia cǎ, dacǎ stratul anterior nu s-a consumat complet, transferul de cǎldurǎ la suprafaţǎ este prin conducţie de la stratul superior. Dacǎ stratul superior s-a consumat complet, transferul de cǎldurǎ la suprafaţǎ este prin radiaţie a mediului din focar. Astfel, la fiecare secvenţǎ de calcul pe intervale de temperaturi va apare opţiunea: IF MAS1>0 QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU IF MAS1<0 QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T2+273)^4)*SS*DELTAU Cu aceleaşi notaţii ca pentru volumul 1 secvenţele de calcul pentru volumul 2 sunt urmǎtoarele: VOLUMUL 2 INCALZIRE -> 100 -------------------------- IF T2<100 MAS2=SS*DEL*RO IF MAS1<0 QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T2+273)^4)*SS*DELTAU

78

IF MAS1>0 QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU QLAM23=LAM/DEL*(T2-T3)*SS*DELTAU QINC2=(QLAM12-QLAM23) DELT=QINC2/MAS2/(CPL*1000) T2=T2+DELT:T2(I)=T2 PRINT #1, "VOL2";" I = ";I;" T2 = ";T2 VAPORIZARE APA -------------------------- IF W2>0 IF MAS1<0 QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T2+273)^4)*SS*DELTAU IF MAS1>0 QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU QLAM23=LAM/DEL*(T2-T3)*SS*DELTAU IF MAS1<0 QVAP2=(QR-QLAM23) IF MAS1>0 QVAP2=(QLAM12-QLAM23) GVAP2=QVAP2/(RVAP*1000) WMAS2=WMAS2-GVAP2:MAS2=MAS2-WMAS2 W2=WMAS2/MAS0:W2(I)=W2 1213 PRINT #1, "VOL2";" I = ";I;" W2% = ";W2*100 INCALZIRE 100-280 -------------------------- IF T2<280 IF MAS1<0 QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T2+273)^4)*SS*DELTAU IF MAS1>0 QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU QLAM23=LAM/DEL*(T2-T3)*SS*DELTAU IF MAS1<0 QINC2=(QR-QLAM23) IF MAS1>0 QINC2=(QLAM12-QLAM23) DELT=QINC2/MAS2/(CPL*1000) T2=T2+DELT:T2(I)=T2 PRINT #1, "VOL2";" I = ";I;" T2 = ";T2 INCALZIRE SI DEGAJARE VOLATILE 280-380 ---------------------------------------------------------------- T2<380 IF MAS1<0 QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T2+273)^4)*SS*DELTAU IF MAS1>0 QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU QLAM23=LAM/DEL*(T2-T3)*SS*DELTAU IF MAS1<0 QINC2=(QR-QLAM23) IF MAS1>0 QINC2=(QLAM12-QLAM23) DELT=QINC2/(MAS2*(CPL*1000)+VOL0*MAS0*(RVOL*1000)/(380-280)) T2=T2+DELT:T2(I)=T2 VOL2=VOL0*(380-T2)/(380-280):VOL2(I)=VOL2 MAS2=MAS0-WMAS0-(VOL0-VOL2)*MAS0:MAS2(I)=MAS2 PRINT #1, "VOL2";" I = ";I;" T2 = "T2;" VOL2% = ";VOL2*100;" MAS2/MAS0 = ";MAS2/MAS0 INCALZIRE 380-600 --------------------------- IF T2<600 IF MAS1<0 QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T2+273)^4)*SS*DELTAU IF MAS1>0 QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU QLAM23=LAM/DEL*(T2-T3)*SS*DELTAU IF MAS1<0 QINC2=(QR-QLAM23)

79

IF MAS1>0 QINC2=(QLAM12-QLAM23) DELT=QINC2/MAS2/(CPL*1000) T2=T2+DELT:T2(I)=T2 PRINT #1, "VOL2";" I = ";I;" T2 = ";T2 INCALZIRE SI ARDERE CARBON FIX 600-> ----------------------------------------------------------- IF CFIX>0 IF MAS2>0 IF MAS1<0 QR=C0*EPSGAZ*EPSLEMN*((TF+273)^4-(T2+273)^4)*SS*DELTAU IF MAS1>0 QLAM12=LAM/DEL*(T1-T2)*SS*DELTAU QLAM23=LAM/DEL*(T2-T3)*SS*DELTAU DELMCFIXARS=MCFIXARS*DELTAU QARDCFIX2=DELMCFIXARS*(HCARB*1000) MCFIX2= MCFIX2-DELMCFIXARS MAS2=MAS2-DELMCFIXARS:MAS2(I)=MAS2 IF MAS1>0 QINC2=(QLAM12+QARDCFIX2-QLAM23) IF MAS1<0 QINC2=(QR+QARDCFIX2-QLAM23) DELT=QINC2/MAS2/(CPL*1000) T2=T2+DELT:T2(I)=T2 PRINT #1, "VOL2";" I = ";I;" T2 = ";T2;" MAS2/MAS0 = ";MAS2/MAS0

• Calculul pentru startul 3 si urmatoarele Are aceiaşi structurǎ de program cu cea a stratului 2 , cu schimbarea indicilor : 2 3 ... şi urmǎtoarele 3 4 ... şi urmǎtoarele

• Rezultate obţinute cu calculul numeric

Rularea programului de calcul ARD_MASIV s-a fǎcut pentru multe situaţii modelate. Principalii parametrii variabili care prezintǎ interes în modelare sunt:

- grosimea straturilor discretizate: s-au fǎcut rulǎri pentru grosimi de strat de 1 ... 5 mm. Rezultatele de calcul au fost foarte apropiate. Succesiunea fazelor de ardere cosecutivǎ a straturilor a fost cea mai bunǎ la grosimi de strat de 2 mm, în sensul cǎ la un interval de timp de calcul de 1 sec. creşterile de temperaturǎ ale stratului sunt de ordinul 10-15 K, ceeace reprezintǎ o continuitate foarte bunǎ a evoluţiilor temperaturilor şi fazelor de ardere.

- intervalul de timp: se coreleazǎ cu grosimea stratului discretizat, astfel ca la fiecare interval de timp sǎ fie o creştere de temperaturǎ de ordinul 10-15 K, Pentru o grosime de strat de 2 mm intervalul de timp optim este de 1 sec.

- numǎrul de straturi care se analizeazǎ: este determinat de stabilitatea repetǎrii rezultatelor. Pentru primul strat, stratul care ia contact cu mediul de aprindere din focar, condiţiile de ardere sunt puţin diferite deoarece urmǎtoarele straturi primesc cǎldurǎ prin conducţie de la straturile superioare în timp ce primul strat primeşte cǎldurǎ prin radiaţie şi convecţie

80

din mediul focarului. Straturile 2 ...--> au acelaşi sistem de determinare a temperaturii şi numǎrul de straturi luate în considerare nu mai are importanţǎ. Totuşi, limitarea s-a fǎcut la 5 straturi deoarece pentru analiza procesului straturile definitorii sunt primele 3, iar ultimele 2 straturi sunt necesare pentru crearea condiţiilor de frontierǎ cu masivul de lemn în adâncime.

- temperatura mediului radiant din focar: temperaturile uzuale , determinate în mǎsurǎtorile experimentale, sunt de TFOC = 900 – 12000 C. Pentru aceste temperaturi s-au fǎcut modelǎrile numerice.

- emisivitatea gazelor din mediul focarului: este una din caracteristicile foarte variabile în funcţionare. Aceastǎ emisivitate depinde de grosimea stratului radiant şi de excesul de aer din procesul de ardere deoarece EPSGAZ = f(pH2O,pCO2,s). Din datele de calcul pentru focare cu straturi subţiri de gaze, emisivitatea gazelor din mediul focarului este EPSGAZ = 0,2 ...0,3 .

Ceilalţi parametrii de ardere au influenţe minore asupra rezultatelor de calcul. În continuare se dau rezultatele de calcul pentru urmǎtoarele situaţii analizate: Variaţia cu temperatura focarului TFOC şi cu emisivitatea gazelor din mediul focarului este EPSGAZ a vitezei de ardere a stratului de lemn din masiv. Aceastǎ dependenţǎ este cea mai importantǎ deoarece ea se verificǎ experimental cu datele obţinute în laborator pe instalaţia de ardere la suprafaţǎ a masivului de lemn. S-a constatat experimental cǎ într-un domeniu larg de situaţii viteza de ardere a suprafaţei masivului de lemn este de 40 – 70 m/h, date care se vor compara cu cele calculate. Rezultatele de calcul se referǎ la urmǎtoarele situaţii:

temperatura focarului Tfoc

emisivitatea gazelor EPSGAZE

1000 0.2 1000 0.3 1100 0.2 1100 0.3 1200 0.2 1200 0.3

Fişele de calcul sunt prezentate în anexa CD sub forma fişierelor de date: ARD1000TF02EPS

81

ARD1100TF02EPS ARD1200TF02EPS ARD1000TF03EPS ARD1100TF03EPS ARD1200TF03EPS Prezentare pe CD este impusǎ de faptul cǎ fiecare fişier de date are un volum de 40 ... 90 pagini. Urmǎrirea lor pe CD nu prezintǎ dificultate deoarece datele sunt comentate explicit cu notaţii. Rezultatele de calcul sunt prezentate sintetic în tabelul 3 şi diagrama din fig.14. Tabelul 3 VITEZA DE ARDERE A MASIVULUI DE LEMN mm/h

temp epsgaze ward

1000 0.2 41.9 1000 0.3 59 1100 0.2 64.7 1100 0.3 92.3 1200 0.2 83.4 1200 0.3 109.6

Analiza rezultatelor de calcul poate fi sintetizatǎ în urmǎtoarele concluzii:

Fig. nr. 14 Viteza de ardere a suprafeţei masivului

82

1. modelul de calcul verificǎ rezultatele experimentale; 2. viteza de ardere a suprafeţei unui masiv de lemn se încadreazǎ între 40 şi

120 mm/h în condiţii de funcţionare foarte largi; 3. creşterea temperaturii mediului de ardere între 1000 şi 1200 0C duce

aproximativ la dublarea vitezei de ardere; 4. creşterea emisivitǎţii mediului de ardere între 0,2 şi 0,3 duce aproximativ la

creşterea cu 50% a vitezei de ardere; În continuare se prezintǎ evoluţia temperaturii şi a schimburilor de masǎ din stratul de combustibil care arde la suprafaţa masivului. Datele de calcul sunt: VOLUME=5 DEL=0.002 EPSGAZ=0.3 TFOC=1000 Tabelul 4

TIMP [s] T1 T2 T3 T4

TIMP [s] T1 T2 T3 T4

1 28.9 20.2 20 20 201 829.2 329.3 187.4 100.1 2 37.6 20.6 20 20 202 863.8 334.1 189 100.1 3 46.1 21.2 20 20 203 894.9 339.4 190.6 100.1 4 54.4 21.9 20.1 20 204 922.3 345.3 192.3 100.1 5 62.6 22.8 20.1 20 205 946.1 351.8 194.1 100.1 6 70.5 23.9 20.2 20 206 966.5 358.9 196 100.1 7 78.3 25 20.3 20 207 983.5 366.7 198 100.1 8 86 26.3 20.5 20 208 997.5 375.3 200.1 100.1 9 93.5 27.8 20.6 20 209 1008.9 384.9 202.3 100.1 10 100.8 29.3 20.8 20.1 210 1018 439.7 205.9 100.1 11 100.8 30.7 21 20.1 211 1036 488.4 210.5 100.1 12 100.8 32.1 21.3 20.1 212 1059.9 532.5 216.1 100.1 13 100.8 33.5 21.5 20.1 213 1086.9 573.3 222.5 100.1 14 100.8 34.8 21.8 20.2 214 1114.7 611.3 229.5 100.1 15 100.8 36 22.1 20.2 215 1141.4 685.5 238.2 100.1 16 100.8 37.2 22.4 20.3 216 1184.8 754.3 248.2 100.1 17 100.8 38.3 22.7 20.3 217 1231.4 818.9 259.3 100.1 18 100.8 39.4 23 20.4 218 1272.6 879.1 271.5 100.1 19 100.8 40.4 23.4 20.4 219 1306 934.6 284.5 100.1 20 100.8 41.4 23.7 20.5 220 1335.1 985.6 287.2 100.1 21 100.8 42.4 24.1 20.6 221 1355.5 1030.6 290.2 100.1 22 100.8 43.3 24.5 20.6 222 1015.4 293.1 100.1 23 100.8 44.2 24.8 20.7 223 1002.7 296 100.1 24 100.8 45.1 25.2 20.8 224 992.2 298.8 100.1 25 109.4 46.1 25.6 20.9 225 983.6 301.6 100.1 26 117.8 47.3 26 21

226 976.5 304.4 100.1

83

27 126.1 48.6 26.4 21.1 227 970.8 307.2 100.1 28 134.1 50.1 26.8 21.2 228 966.2 309.9 100.1 29 141.9 51.7 27.3 21.3 229 962.7 312.7 100.1 30 149.6 53.4 27.7 21.5 230 960 315.4 100.1 31 157.1 55.2 28.2 21.6 231 958.1 318.2 100.1 32 164.5 57.1 28.7 21.7 232 956.8 320.9 100.1 33 171.6 59.1 29.3 21.9 233 956 323.7 100.1 34 178.7 61.2 29.8 22 234 955.7 326.5 100.1 35 185.6 63.3 30.4 22.2 235 955.8 329.3 100.1 36 192.4 65.5 31.1 22.3 236 956.2 332.1 100.1 37 199 67.8 31.7 22.5 237 956.8 334.9 105.4 38 205.5 70.2 32.4 22.7 238 957.7 337.8 110.6 39 211.9 72.6 33.1 22.9 239 958.8 340.8 115.6 40 218.2 75 33.8 23.1 240 960 343.9 120.4 41 224.4 77.6 34.6 23.3 241 961.3 347 125 42 230.4 80.1 35.4 23.5 242 962.8 350.2 129.5 43 236.4 82.7 36.2 23.7 243 964.4 353.5 133.9 44 242.2 85.3 37 24 244 966 356.9 138.1 45 248 87.9 37.9 24.2 245 967.8 360.4 142.3 46 253.7 90.6 38.8 24.5 246 969.6 364.1 146.3 47 259.2 93.3 39.8 24.8 247 971.5 367.8 150.3 48 264.7 96.1 40.7 25 248 973.4 371.6 154.1 49 270.1 98.8 41.7 25.3 249 975.5 375.6 157.9 50 275.4 101.6 42.7 25.6 250 977.6 379.8 161.7 51 280.7 101.6 43.7 26 251 979.8 384.2 165.4 52 281.7 101.6 44.6 26.3 252 982.1 407.3 169.5 53 282.7 101.6 45.5 26.6 253 992.1 428.4 174 54 283.7 101.6 46.4 27 254 1003.3 447.9 178.8 55 284.7 101.6 47.2 27.3 255 1013.6 466 183.9 56 285.7 101.6 48 27.6 256 1022.7 482.7 189.2 57 286.7 101.6 48.7 28 257 1030.8 498.2 194.7 58 287.7 101.6 49.5 28.4 258 1038.2 512.6 200.3 59 288.7 101.6 50.2 28.7 259 1044.9 526 206 60 289.7 101.6 50.9 29.1 260 1050 538.4 211.7 61 290.7 101.6 51.6 29.4 261 538.1 217.2 62 291.7 101.6 52.2 29.8 262 538.2 222.5 63 292.7 101.6 52.8 30.2 263 538.6 227.5 64 293.7 101.6 53.4 30.5 264 539.3 232.4 65 294.7 101.6 54 30.9 265 540.2 237 66 295.7 101.6 54.6 31.3 266 541.3 241.5 67 296.7 101.6 55.1 31.6 267 542.6 245.7 68 297.7 101.6 55.7 32 268 544 249.8 69 298.7 101.6 56.2 32.3 269 545.6 253.7 70 299.7 101.6 56.7 32.7 270 547.3 257.4 71 300.7 101.6 57.2 33.1 271 549.1 260.9 72 301.7 101.6 57.6 33.4 272 551 264.4 73 302.7 101.6 58.1 33.8 273 552.9 267.7 74 303.7 101.6 58.5 34.1

274 554.8 270.9

84

75 304.7 101.6 59 34.5 275 556.8 273.9 76 305.6 101.6 59.4 34.8 276 558.9 276.9 77 306.6 101.6 59.8 35.2 277 560.9 279.7 78 307.6 101.6 60.2 35.5 278 562.9 282.5 79 308.6 101.6 60.6 35.8 279 565 283 80 309.6 101.6 61 36.2 280 566.9 283.6 81 310.6 101.6 61.3 36.5 281 568.7 284.1 82 311.6 106 61.8 36.8 282 570.3 284.6 83 312.6 110.3 62.3 37.2 283 571.9 285.2 84 313.7 114.4 62.9 37.5 284 573.4 285.8 85 314.8 118.4 63.6 37.8 285 574.8 286.3 86 315.9 122.1 64.4 38.2 286 576.1 286.9 87 317 125.7 65.2 38.5 287 577.3 287.4 88 318.1 129.2 66.1 38.9 288 578.5 288 89 319.3 132.6 67 39.3 289 579.6 288.6 90 320.5 135.8 67.9 39.6 290 580.6 289.1 91 321.7 138.9 68.9 40 291 581.6 289.7 92 322.9 141.9 69.9 40.4 292 582.5 290.3 93 324.2 144.8 71 40.8 293 583.4 290.8 94 325.5 147.7 72.1 41.2 294 584.3 291.4 95 326.8 150.4 73.2 41.7 295 585.1 292 96 328.1 153 74.3 42.1 296 585.9 292.5 97 329.5 155.6 75.4 42.6 297 586.7 293.1 98 330.8 158.1 76.6 43 298 587.4 293.7 99 332.2 160.6 77.7 43.5 299 588.1 294.3 100 333.6 162.9 78.9 44 300 588.8 294.8 101 335.1 165.3 80.1 44.5 301 589.4 295.5 102 336.5 167.5 81.3 45 302 590.1 296.1 103 338 169.8 82.5 45.5 303 590.7 296.7 104 339.5 171.9 83.7 46 304 591.3 297.4 105 341 174.1 85 46.5 305 591.9 298.1 106 342.5 176.2 86.2 47.1 306 592.5 298.8 107 344.1 178.2 87.4 47.6 307 593.1 299.5 108 345.7 180.2 88.6 48.2 308 593.7 300.2 109 347.3 182.2 89.9 48.7 309 594.2 301 110 348.9 184.2 91.1 49.3 310 594.8 301.7 111 350.6 186.1 92.3 49.9 311 595.4 302.5 112 352.2 188 93.6 50.5 312 595.9 303.3 113 353.9 189.9 94.8 51.1 313 596.5 304 114 355.7 191.8 96 51.7 314 597.1 304.8 115 357.4 193.6 97.3 52.3 315 597.6 305.7 116 359.2 195.5 98.5 52.9 316 598.2 306.5 117 361 197.3 99.7 53.5 317 598.8 307.3 118 362.9 199.1 100.9 54.1 318 599.4 308.2 119 364.7 200.8 100.9 54.7 319 599.9 309 120 366.6 202.6 100.9 55.3 320 600.5 309.9 121 368.6 204.3 100.9 55.9 321 638.3 311 122 370.5 205.9 100.9 56.4

322 673.7 312.3

85

123 372.6 207.6 100.9 57 323 706.4 313.8 124 374.6 209.2 100.9 57.5 324 736.7 315.6 125 376.7 210.7 100.9 58 325 764.4 317.5 126 378.8 212.3 100.9 58.4 326 789.7 319.6 127 381 213.8 100.9 58.9 327 812.7 321.8 128 392.2 215.5 100.9 59.3 328 833.4 324.3 129 402.8 217.4 100.9 59.8 329 852 326.8 130 412.7 219.5 100.9 60.2 330 868.6 329.5 131 422.1 221.7 100.9 60.6 331 883.3 332.4 132 430.9 224.1 100.9 61 332 896.4 335.3 133 439.3 226.5 100.9 61.4 333 907.8 338.4 134 447.2 229 100.9 61.7 334 917.9 341.6 135 454.7 231.6 100.9 62.1 335 926.7 345 136 461.8 234.2 100.9 62.5 336 934.3 348.4 137 468.5 236.9 100.9 62.8 337 941.1 351.9 138 475 239.6 100.9 63.1 338 947 355.6 139 481.1 242.3 100.9 63.5 339 952.1 359.4 140 486.9 245 100.9 63.8 340 956.7 363.3 141 492.5 247.7 100.9 64.1 341 960.8 367.4 142 497.8 250.5 100.9 64.4 342 964.6 371.6 143 502.8 253.2 100.9 64.7 343 968 375.9 144 507.7 255.9 100.9 64.9 344 971.1 380.5 145 512.3 258.6 100.9 65.2 345 974.1 404.6 146 516.8 261.2 100.9 65.5 346 979.9 426.3 147 521.1 263.8 100.9 65.8 347 987.3 446.1 148 525.2 266.4 100.9 66 348 995.8 464.3 149 529.1 269 100.9 66.3 349 1004.6 481.2 150 532.9 271.5 100.9 66.5 350 1013.5 496.8 151 536.6 274 100.9 66.7 351 1022.1 511.3 152 540.1 276.5 100.9 67 352 1030.2 524.9 153 543.5 278.9 100.9 67.2 353 1037.8 537.6 154 546.7 281.3 100.9 67.4 354 1044.7 549.5 155 549.9 281.7 100.9 67.6 355 1051.1 560.6 156 552.8 282.2 100.9 67.9 356 1057 571.1 157 555.6 282.7 100.9 68.1 357 1062.3 581 158 558.1 283.2 100.9 68.3 358 1067.2 590.2 159 560.5 283.7 100.9 68.5 359 1071.7 599 160 562.7 284.2 100.9 68.7 360 1075.8 607.2 161 564.8 284.7 100.9 68.9 361 1079.7 650.7 162 566.8 285.2 105 69.1 362 1108.3 691.9 163 568.6 285.8 108.8 69.5 363 1117.1 729.7 164 570.3 286.3 112.5 69.9 364 1149.5 765.7 165 571.9 286.9 115.9 70.4 365 1092.5 794.1 166 573.4 287.6 119.3 71 366 846.9 167 574.9 288.2 122.5 71.6 367 859.2 168 576.2 288.9 125.5 72.3 368 870.3 169 577.5 289.6 128.4 73 369 � 880.4 170 578.7 290.3 131.2 73.7

370 889.4

86

171 579.9 291 133.9 74.5 371 897.5 172 581 291.7 136.5 75.3 372 904.8 173 582.1 292.5 139 76.1 373 911.2 174 583.1 293.2 141.5 77 374 917 175 584.1 294 143.8 77.9 375 922.2 176 585.1 294.8 146 78.8 376 926.8 177 586 295.6 148.2 79.7 377 930.9 178 586.9 296.4 150.3 80.6 378 934.6 179 587.8 297.2 152.4 81.5 379 938 180 588.6 298.1 154.3 82.5 380 941 181 589.4 298.9 156.3 83.4 381 943.7 182 590.3 299.8 158.1 84.4 382 946.2 183 591.1 300.6 159.9 85.4 383 948.6 184 591.8 301.5 161.7 86.4 384 950.7 185 592.6 302.4 163.4 87.3 385 952.8 186 593.4 303.3 165.1 88.3 386 954.7 187 594.1 304.2 166.8 89.3 387 956.6 188 594.9 305.1 168.4 90.3 388 958.4 189 595.6 306.1 170 91.3 389 960.1 190 596.4 307 171.5 92.3 390 961.9 191 597.1 307.9 173 93.2 391 963.6 192 597.8 308.9 174.5 94.2 392 965.3 193 598.5 309.8 175.9 95.2 393 967 194 599.3 310.8 177.4 96.2 394 968.8 195 600 311.8 178.8 97.2 395 970.6 196 600.7 312.7 180.2 98.1 396 972.4 197 658.6 315.1 181.6 99.1 397 974.3 198 705.6 317.9 183 100.1 398 976.2 199 749.9 321.2 184.4 100.1 399 978.2 200 791.2 325 185.9 100.1 400 980.3 401 989.4 402 999.5 403 1008.9 404 1017.2 405 1024.7 406 1031.4 407 1037.7

408 1032.5

87

VARIATIA TEMPERATURILOR STRATURILOR DE ARDERE

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1 51 101 151 201 251 301 351 401

TIMP [s]

TEM

PER

ATU

RA

[C]

T1

T2

T3

T4

VOLUME=5; DEL=0.002;EPSGAZ=0.3;TFOC=1000 Fig 15 Evoluţia temperaturii din stratul de combustibil care arde la suprafaţa masivului

88

În continuare se prezintǎ evoluţia temperaturii şi a schimburilor de masǎ din stratul de combustibil care arde la suprafaţa masivului. Datele de calcul sunt: VOLUME=5 DEL=0.002 EPSGAZ=0.2 TFOC=1000 Tabelul 5 TIMP T1 T2 T3 T4 TIMP T1 T2 T3 T4

0 20 20 20 20 301 309.3 198.2 100.1 1 28.9 20.1 20.0 20.0 302 309.9 198.5 100.1 2 37.6 20.4 20.0 20.0 303 310.5 198.9 100.1 3 46.1 20.8 20.0 20.0 304 311.1 199.3 100.1 4 54.4 21.3 20.1 20.0 305 311.7 199.6 100.1 5 62.6 21.9 20.1 20.0 306 312.4 200.0 100.1 6 70.5 22.6 20.2 20.0 307 313.0 200.3 100.1 7 78.3 23.4 20.2 20.0 308 313.6 200.7 100.1 8 86.0 24.2 20.3 20.0 309 314.2 201.0 100.1 9 93.5 25.2 20.4 20.0 310 314.8 201.3 100.1

10 100.8 26.2 20.5 20.0 311 315.4 201.7 100.1 11 100.8 27.3 20.7 20.1 312 316.0 202.0 100.1 12 100.8 28.4 20.9 20.1 313 316.6 202.3 100.1 13 100.8 29.6 21.0 20.1 314 317.2 202.7 100.1 14 100.8 30.9 21.2 20.1 315 317.9 203.0 100.1 15 100.8 32.2 21.5 20.1 316 318.5 203.3 100.1 16 100.8 33.6 21.7 20.2 317 319.1 203.7 100.1 17 100.8 34.9 22.0 20.2 318 319.7 204.0 100.1 18 100.8 36.1 22.3 20.3 319 320.3 204.3 100.1 19 100.8 37.3 22.6 20.3 320 320.9 204.7 100.1 20 100.8 38.4 22.9 20.4 321 321.5 205.0 100.1 21 100.8 39.5 23.2 20.4 322 322.2 205.3 100.1 22 100.8 40.6 23.6 20.5 323 322.8 205.6 100.1 23 100.8 41.6 23.9 20.6 324 323.4 206.0 100.1 24 100.8 42.6 24.3 20.6 325 324.0 206.3 100.1 25 109.4 43.5 24.6 20.7 326 324.6 206.6 100.1 26 117.8 44.4 25.0 20.8 327 325.2 206.9 100.1 27 126.1 45.3 25.4 20.9 328 325.8 207.2 102.2 28 134.1 46.2 25.7 21.0 329 326.5 207.6 104.2 29 141.9 47.0 26.1 21.1 330 327.1 208.0 106.1 30 149.6 47.7 26.5 21.2 331 327.7 208.5 107.9 31 157.1 48.5 26.9 21.3 332 328.3 209.0 109.6 32 164.5 49.2 27.3 21.4 333 328.9 209.5 111.2 33 171.6 49.9 27.7 21.5 334 329.5 210.1 112.8 34 178.7 50.6 28.1 21.6 335 330.2 210.7 114.3 35 185.6 51.3 28.4 21.8 336 330.8 211.3 115.8 36 192.4 51.9 28.8 21.9 337 331.4 212.0 117.2 37 199.0 52.5 29.2 22.0 338 332.0 212.7 118.6

89

38 205.5 53.1 29.6 22.2 339 332.7 213.3 119.9 39 211.9 53.7 30.0 22.3 340 333.3 214.0 121.2 40 218.2 54.4 30.4 22.5 341 333.9 214.8 122.5 41 224.4 55.2 30.8 22.6 342 334.6 215.5 123.7 42 230.4 56.0 31.2 22.7 343 335.2 216.2 124.9 43 236.4 57.0 31.6 22.9 344 335.9 217.0 126.0 44 242.2 58.1 32.0 23.1 345 336.5 217.7 127.1 45 248.0 59.2 32.4 23.2 346 337.2 218.5 128.2 46 253.7 60.4 32.8 23.4 347 337.8 219.2 129.3 47 259.2 61.6 33.3 23.6 348 338.5 220.0 130.3 48 264.7 62.9 33.7 23.7 349 339.1 220.8 131.4 49 270.1 64.3 34.2 23.9 350 339.8 221.6 132.4 50 275.4 65.7 34.7 24.1 351 340.5 222.4 133.3 51 280.7 67.2 35.2 24.3 352 341.1 223.1 134.3 52 281.7 68.7 35.7 24.5 353 341.8 223.9 135.2 53 282.7 70.2 36.3 24.7 354 342.5 224.7 136.2 54 283.7 71.8 36.8 24.9 355 343.2 225.5 137.1 55 284.7 73.4 37.4 25.1 356 343.8 226.3 138.0 56 285.7 75.1 38.0 25.3 357 344.5 227.1 138.9 57 286.7 76.7 38.6 25.5 358 345.2 227.9 139.7 58 287.7 78.4 39.2 25.7 359 345.9 228.7 140.6 59 288.7 80.2 39.8 25.9 360 346.6 229.4 141.5 60 289.7 81.9 40.5 26.2 361 347.3 230.2 142.3 61 290.7 83.7 41.2 26.4 362 348.0 231.0 143.1 62 291.7 85.4 41.8 26.7 363 348.7 231.8 143.9 63 292.7 87.2 42.5 26.9 364 349.5 232.6 144.8 64 293.7 89.0 43.3 27.2 365 350.2 233.4 145.6 65 294.7 90.9 44.0 27.5 366 350.9 234.2 146.4 66 295.7 92.7 44.7 27.7 367 351.6 234.9 147.1 67 296.7 94.5 45.5 28.0 368 352.3 235.7 147.9 68 297.7 96.4 46.3 28.3 369 353.1 236.5 148.7 69 298.7 98.2 47.1 28.6 370 353.8 237.3 149.4 70 299.7 100.1 47.9 28.9 371 354.6 238.1 150.2 71 300.7 100.1 48.6 29.2 372 355.3 238.8 151.0 72 301.7 100.1 49.4 29.5 373 356.0 239.6 151.7 73 302.7 100.1 50.1 29.8 374 356.8 240.4 152.4 74 303.7 100.1 50.8 30.2 375 357.6 241.1 153.2 75 304.7 100.1 51.4 30.5 376 358.3 241.9 153.9 76 305.6 100.1 52.1 30.8 377 359.1 242.7 154.6 77 306.6 100.1 52.7 31.2 378 359.8 243.4 155.3 78 307.6 100.1 53.3 31.5 379 360.6 244.2 156.1 79 308.6 100.1 53.9 31.8 380 361.4 245.0 156.8 80 309.6 100.1 54.4 32.2 381 362.2 245.7 157.5 81 310.6 100.1 55.0 32.5 382 363.0 246.5 158.2 82 311.6 100.1 55.5 32.8 383 363.7 247.3 158.9 83 312.6 100.1 56.0 33.2 384 364.5 248.0 159.6 84 313.7 100.1 56.5 33.5 385 365.3 248.8 160.2 85 314.8 100.1 57.0 33.8 386 366.1 249.5 160.9

90

86 315.9 100.1 57.4 34.2 387 366.9 250.3 161.6 87 317.0 100.1 57.9 34.5 388 367.8 251.1 162.3 88 318.1 100.1 58.3 34.8 389 368.6 251.8 163.0 89 319.3 100.1 58.7 35.1 390 369.4 252.6 163.6 90 320.5 100.1 59.2 35.5 391 370.2 253.3 164.3 91 321.7 100.1 59.6 35.8 392 371.0 254.1 165.0 92 322.9 100.1 59.9 36.1 393 371.9 254.8 165.6 93 324.2 100.1 60.3 36.4 394 372.7 255.6 166.3 94 325.5 100.1 60.7 36.7 395 373.6 256.4 166.9 95 326.8 100.1 61.1 37.0 396 374.4 257.1 167.5 96 328.1 100.1 61.4 37.4 397 375.3 257.9 168.1 97 329.5 100.1 61.7 37.7 398 376.1 258.6 168.7 98 330.8 100.1 62.1 38.0 399 377.0 259.4 169.3 99 332.2 100.1 62.4 38.3 400 377.8 260.1 169.9

100 333.6 100.1 62.7 38.6 401 378.7 260.9 170.5 101 335.1 100.1 63.0 38.9 402 379.6 261.6 171.0 102 336.5 100.1 63.3 39.2 403 380.5 262.4 171.6 103 338.0 100.1 63.6 39.4 404 385.0 263.2 172.1 104 339.5 100.1 63.9 39.7 405 389.1 264.1 172.6 105 341.0 100.1 64.2 40.0 406 392.8 265.1 173.2 106 342.5 104.1 64.5 40.3 407 396.2 266.1 173.7 107 344.1 107.8 65.0 40.6 408 399.4 267.2 174.2 108 345.7 111.4 65.5 40.9 409 402.3 268.3 174.7 109 347.3 114.9 66.1 41.2 410 405.0 269.4 175.3 110 348.9 118.1 66.7 41.5 411 407.6 270.6 175.8 111 350.6 121.3 67.4 41.8 412 410.0 271.8 176.4 112 352.2 124.2 68.1 42.1 413 412.3 273.0 176.9 113 353.9 127.1 68.9 42.4 414 414.6 274.2 177.4 114 355.7 129.9 69.7 42.7 415 416.7 275.4 178.0 115 357.4 132.5 70.5 43.0 416 418.7 276.6 178.5 116 359.2 135.0 71.3 43.4 417 420.7 277.8 179.1 117 361.0 137.5 72.2 43.7 418 422.6 279.0 179.6 118 362.9 139.8 73.1 44.1 419 424.4 280.2 180.2 119 364.7 142.1 74.1 44.5 420 426.2 280.5 180.7 120 366.6 144.2 75.0 44.8 421 427.9 280.7 181.3 121 368.6 146.3 75.9 45.2 422 438.7 281.0 181.7 122 370.5 148.4 76.9 45.6 423 452.7 281.4 182.2 123 372.6 150.3 77.9 46.0 424 469.4 281.9 182.7 124 374.6 152.2 78.9 46.4 425 488.3 282.4 183.2 125 376.7 154.1 79.9 46.8 426 509.0 283.1 183.6 126 378.8 155.9 80.9 47.3 427 531.3 283.9 184.0 127 381.0 157.6 81.9 47.7 428 554.9 284.8 184.5 128 392.2 159.3 82.9 48.1 429 579.4 285.8 184.9 129 402.8 160.9 83.9 48.6 430 604.7 287.0 185.4 130 412.7 162.5 84.9 49.1 431 666.6 288.5 185.9 131 422.1 164.1 85.9 49.5 432 724.9 290.3 186.4 132 430.9 165.6 86.9 50.0 433 780.1 292.4 186.9 133 439.3 167.1 87.9 50.5 434 832.9 294.8 187.5

91

134 447.2 168.5 88.9 51.0 435 883.4 297.5 188.1 135 454.7 169.9 89.9 51.4 436 931.9 300.6 188.7 136 461.8 171.3 90.9 51.9 437 978.2 303.9 189.4 137 468.5 172.7 91.9 52.4 438 1022.4 307.5 190.2 138 475.0 174.0 92.9 52.9 439 1064.2 311.4 191.0 139 481.1 175.3 93.8 53.5 440 1103.3 315.6 191.9 140 486.9 176.6 94.8 54.0 441 1139.7 320.1 192.9 141 492.5 177.9 95.8 54.5 442 1173.1 324.9 193.9 142 497.8 179.1 96.8 55.0 443 1203.6 330.0 195.0 143 502.8 180.3 97.7 55.5 444 1231.1 335.5 196.2 144 507.7 181.5 98.7 56.1 445 1256.0 341.3 197.5 145 512.3 182.7 99.7 56.6 446 1278.3 347.5 198.9 146 516.8 183.8 100.6 57.2 447 1218.8 353.4 200.4 147 521.1 185.0 100.6 57.7 448 1171.2 359.1 201.9 148 525.2 186.1 100.6 58.2 449 1132.9 364.8 203.5 149 529.1 187.1 100.6 58.7 450 1101.8 370.3 205.2 150 532.9 188.2 100.6 59.1 451 1076.8 375.8 206.9 151 536.6 189.2 100.6 59.6 452 1056.7 381.4 208.7 152 540.1 190.1 100.6 60.0 453 1040.8 410.0 211.2 153 543.5 191.1 100.6 60.4 454 1030.9 434.9 214.1 154 546.7 192.0 100.6 60.8 455 1025.6 456.7 217.5 155 549.9 192.8 100.6 61.2 456 1024.0 476.0 221.2 156 552.8 193.7 100.6 61.6 457 1025.2 493.3 225.2 157 555.6 194.5 100.6 62.0 458 1028.4 509.0 229.4 158 558.1 195.3 100.6 62.4 459 1033.0 523.4 233.7 159 560.5 196.1 100.6 62.7 460 1038.8 536.7 238.2 160 562.7 196.9 100.6 63.1 461 1045.1 549.0 242.7 161 564.8 197.6 100.6 63.4 462 1051.9 560.6 247.4 162 566.8 198.3 100.6 63.7 463 1058.8 571.5 252.0 163 568.6 199.0 100.6 64.0 464 1065.6 581.8 256.7 164 570.3 199.7 100.6 64.3 465 1072.3 591.5 261.4 165 571.9 200.4 100.6 64.6 466 1078.8 600.8 266.1 166 573.4 201.1 100.6 64.9 467 1084.9 645.7 271.7 167 574.9 201.7 100.6 65.2 468 1099.3 687.3 278.1 168 576.2 202.4 100.6 65.5 469 1118.2 726.2 285.2 169 577.5 203.0 100.6 65.7 470 1138.8 762.6 286.8 170 578.7 203.6 100.6 66.0 471 1159.4 796.4 288.5 171 579.9 204.2 100.6 66.3 472 1178.7 827.9 290.4 172 581.0 204.8 100.6 66.5 473 1196.2 857.0 292.5 173 582.1 205.4 100.6 66.7 474 1211.7 883.8 294.8 174 583.1 206.0 100.6 67.0 475 1225.4 908.6 297.2 175 584.1 206.6 100.6 67.2 476 1237.5 931.2 299.8 176 585.1 207.1 100.6 67.4 477 1248.1 951.9 302.5 177 586.0 207.7 100.6 67.6 478 1257.5 970.9 305.4 178 586.9 208.2 100.6 67.9 479 1265.8 988.1 308.4 179 587.8 208.8 100.6 68.1 480 1273.1 1003.7 311.6 180 588.6 209.3 100.6 68.3 481 1279.6 1017.8 314.9 181 589.4 209.8 100.6 68.5 482 1005.1 318.1

92

182 590.3 210.4 100.6 68.7 483 994.5 321.4 183 591.1 210.9 100.6 68.9 484 985.8 324.6 184 591.8 211.4 100.6 69.1 485 978.6 327.9 185 592.6 211.9 100.6 69.2 486 972.9 331.1 186 593.4 212.4 100.6 69.4 487 968.3 334.4 187 594.1 212.9 100.6 69.6 488 964.9 337.7 188 594.9 213.4 100.6 69.8 489 962.4 341.0 189 595.6 213.9 100.6 69.9 490 960.8 344.4 190 596.4 214.4 100.6 70.1 491 959.9 347.9 191 597.1 214.9 100.6 70.3 492 959.6 351.4 192 597.8 215.4 100.6 70.4 493 959.8 355.0 193 598.5 215.9 100.6 70.6 494 960.5 358.6 194 599.3 216.4 100.6 70.7 495 961.7 362.4 195 600.0 216.9 100.6 70.9 496 963.1 366.3 196 600.7 217.4 100.6 71.0 497 964.9 370.2 197 658.6 217.9 100.6 71.2 498 967.0 374.4 198 705.6 218.4 100.6 71.3 499 969.2 378.7 199 749.9 218.8 100.6 71.5 500 971.7 383.1 200 791.2 219.3 100.6 71.6 501 974.4 406.8 201 829.2 219.8 100.6 71.7 502 982.0 428.2 202 863.8 220.3 100.6 71.9 503 992.3 448.0 203 894.9 220.8 100.6 72.0 504 1004.0 466.2 204 922.3 221.2 100.6 72.1 505 1016.0 483.3 205 946.1 221.7 100.6 72.2 506 1027.6 499.3 206 966.5 222.2 100.6 72.4 507 1038.5 514.3 207 983.5 222.7 100.6 72.5 508 1048.3 528.3 208 997.5 223.2 100.6 72.6 509 1057.3 541.5 209 1008.9 223.6 103.1 72.8 510 1065.4 554.0 210 1018.0 224.2 105.5 73.0 511 1072.8 565.6 211 1036.0 224.8 107.8 73.3 512 1079.6 576.7 212 1059.9 225.4 110.0 73.6 513 1085.8 587.0 213 1086.9 226.1 112.1 73.9 514 1092.0 596.9 214 1114.7 226.9 114.1 74.3 515 588.1 215 1141.4 227.7 116.0 74.7 516 580.4 216 1184.8 228.5 117.9 75.2 517 573.5 217 1231.4 229.4 119.7 75.6 518 567.3 218 1272.6 230.3 121.5 76.1 519 561.9 219 1306.0 231.2 123.2 76.6 520 557.0 220 1335.1 232.1 124.8 77.2 521 552.7 221 1355.5 233.1 126.4 77.7 522 548.8 222 234.1 128.0 78.3 523 545.4 223 � 235.0 129.5 78.9 524 542.4 224 236.1 131.0 79.5 525 539.6 225 237.1 132.4 80.1 526 537.1 226 238.2 133.8 80.7 527 534.7 227 239.5 135.2 81.3 528 532.6 228 240.9 136.6 81.9 529 530.6 229 242.3 137.9 82.5 530 528.8

93

230 243.9 139.2 83.2 231 245.5 140.6 83.8 232 247.2 141.9 84.5 233 248.9 143.2 85.2 234 250.7 144.5 85.8 235 252.5 145.8 86.5 236 254.3 147.1 87.2 237 256.2 148.4 87.8 238 258.0 149.7 88.5 239 259.9 151.0 89.2 240 261.9 152.3 89.9 241 263.8 153.6 90.6 242 265.7 154.9 91.3 243 267.7 156.2 92.0 244 269.6 157.5 92.8 245 271.6 158.8 93.5 246 273.5 160.1 94.2 247 275.5 161.4 94.9 248 277.4 162.7 95.7 249 279.4 164.0 96.4 250 281.3 165.3 97.2 251 281.7 166.6 97.9 252 282.1 167.8 98.6 253 282.5 169.0 99.4 254 282.9 170.2 100.1 255 283.4 171.3 100.1 256 283.8 172.4 100.1 257 284.3 173.4 100.1 258 284.8 174.4 100.1 259 285.2 175.4 100.1 260 285.7 176.3 100.1 261 286.2 177.2 100.1 262 286.7 178.1 100.1 263 287.2 178.9 100.1 264 287.8 179.7 100.1 265 288.3 180.5 100.1 266 288.8 181.2 100.1 267 289.4 181.9 100.1 268 289.9 182.6 100.1 269 290.4 183.3 100.1 270 291.0 183.9 100.1 271 291.6 184.5 100.1 272 292.1 185.2 100.1 273 292.7 185.7 100.1 274 293.2 186.3 100.1 275 293.8 186.9 100.1 276 294.4 187.4 100.1 277 295.0 188.0 100.1

94

278 295.5 188.5 100.1 279 296.1 189.0 100.1 280 296.7 189.5 100.1 281 297.3 190.0 100.1 282 297.9 190.5 100.1 283 298.5 190.9 100.1 284 299.1 191.4 100.1 285 299.7 191.8 100.1 286 300.3 192.3 100.1 287 300.8 192.7 100.1 288 301.4 193.1 100.1 289 302.0 193.6 100.1 290 302.6 194.0 100.1 291 303.2 194.4 100.1 292 303.8 194.8 100.1 293 304.5 195.2 100.1 294 305.1 195.6 100.1 295 305.7 195.9 100.1 296 306.3 196.3 100.1 297 306.9 196.7 100.1 298 307.5 197.1 100.1 299 308.1 197.5 100.1 300 308.7 197.8 100.1

95

VARIATIA TEMPERATURII STRATURILOR DE ARDERE

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1 51 101 151 201 251 301 351 401 451 501

TIMP [s]

TEM

PER

ATU

RA

[C]

T1T2T3T4

VOLUME=5; DEL=0.002;EPSGAZ=0.2;TFOC=1000

Fig. 16 Evoluţia temperaturii din stratul de combustibil care arde la suprafaţa masivului

96

2.5 MASIVUL DE LEMN CU ARDERE LA SUPRAFAŢĂ IN REGIM CVASISTAŢIONAR În procesul de ardere inversǎ a lemnului, la suprafaţǎ existǎ un strat de carbon fix care arde difuziv, în reacţia de ardere la temperaturǎ ridicatǎ specificǎ carbonului, sub acest strat existând toate fazele de pregǎtire a arderii caracteristice lemnului. Pentru concretizarea modelului fizic studiat s-au ales nişte valori medii de proces, caracteristice lemnului. Pentru orice caz particular studiat, temperaturile de proces pot fi modificate în jurul valorilor caracteristice.

Fig.17 Schema de proces de ardere inversǎ a lemnului în regim cvasistaţionar

Se remarcǎ în schema de ardere în proces cvasistaţionar, cǎ sursa de cǎldurǎ este stratul de carbon fix, în proces de ardere difuzivǎ la suprafaţa masivului de lemn, cu temperatura de referinţǎ de 6000 C . Trebuie fǎcutǎ diferenţierea între cele douǎ modele fizice prezentate în tezǎ:

1. Masivul de lemn cu discretizare în straturi subţiri în adâncimea masivului

2. Masivul de lemn cu ardere la suprafaţă în regim cvasi staţionar

zonǎ de ardere a carbonului

zonǎ de încǎlzire 380 - 6000

zonǎ de degajare a volatilelor 280 - 3800

zonǎ de încǎlzire 100 – 2800

zonǎ de eliminare a umiditǎţii 100 – 1050

zonnǎ de încǎlzire 20 – 1000

97

Cele douǎ scheme de proces sunt prezentate în figura de mai jos.

a b

a. model de calcul al masivului de lemn cu discretizare în straturi subţiri în adâncimea masivului

b. model de calcul al masivului de lemn cu ardere la suprafaţă în regim cvasistaţionar

Prezentarea paralelǎ a celor douǎ modele scoate în evidenţǎ diferenţa de concepţie a modelului fizic: a. modelul de calcul al masivului de lemn cu discretizare în straturi subţiri

în adâncimea masivului analizeazǎ procesul din punctul de vedere al desfǎşurǎrii complete a arderii în fiecare strat, dupǎ care se trece la stratul urmǎtor, aşa cum se vede în fig. a

b. modelul de calcul al masivului de lemn cu ardere la suprafaţă în regim cvasistaţionar nu împarte adâncimea în zone de grosime egalǎ ci urmǎreşte desfǎşurarea procesului de ardere în adâncimea materialului pe zone de proces, aşa cum se vede în fig.b.

98

2.5.1 Modelul fizic al masivului de lemn cu ardere la suprafaţă in regim cvasistaţionar Pentru cunoaşterea fenomenului fizic şi elaborarea unei metodici de calcul a procesului de ardere se consideră masa lemnului la suprafaţa de ardere discretizată în straturi cu grosime specificǎ fiecǎrei etape de ardere. Sursa de cǎldurǎ este stratul de carbon fix, în proces de ardere difuzivǎ la suprafaţa masivului de lemn, cu temperatura de referinţǎ de 6000

C . Fluxul de cǎldură transmis de aceastǎ suprafaţǎ este preluat prin conducţie de zona în care se face încǎlzirea unui strat din masivul de lemn de la 3800 la 6000 C. În continuare apare în masivul de lemn o zonǎ de degajare a volatilelor în care, pe lângǎ încǎlzirea zonei de la 2800 la 3800 C, apare şi degajarea volatilelor. Cu toate cǎ procesul de degajare a volatilelor este cu vitezǎ de reacţie exponenţialǎ, conform legii lui Arrhenius, datoritǎ intervalului relativ mic de temperaturǎ în care se produce aceastǎ degajare de volatile, se poate aproxima procesul cu o evoluţie punctualǎ la o temperaturǎ medie de proces de 3300 C . Sub zona de degajare a volatilelor este plasatǎ zona de încǎlzire a stratului de la 1050 la 2800 C. În aceastǎ zonǎ masivul de lemn, care a pierdut în prealabil umiditatea, este încǎlzitǎ fǎrǎ procese fizico-chimice de modificare a structurii. În adâncime apare în continuare zona de eliminare a umiditǎţii lemnului. Procesul are loc la temperatura de 1000 – 1050 C. La 1000 se eliminǎ apa de îmbibaţie şi la 1050 C apa de adsobţie din capilare. Procesul se poate considera, cu o aproximaţie acceptabilǎ, cǎ este izoterm la 1000 C deoarece fracţiunea de apǎ din structurǎ este mult mai micǎ decât fracţiunea de apǎ de imbibaţie. Zona de încǎlzire a masivului de lemn de la 200 la 1000 C se aflǎ sub zona de degajare a umiditǎţii şi, teoretic, se întinde indefinit în adâncimea lemnului. Din considerente de posibilitate de calcul, zona se va lua finitǎ cu o adâncime corespunzǎtoare unei diferenţe arbitrare de 1 K la interfaţa cu restul masivului.

99

Modelarea matematicǎ a fenomenului fizic de ardere la suprafaţǎ a lemnului este expusǎ în metodica de calcul prezentatǎ în continuare. O datǎ precisǎ a modelului fizic, care se determinǎ şi teoretic şi experimental, este viteza de ardere a carbonului fix. Aceastǎ vitezǎ de ardere determinǎ viteza de propagare a fronturilor de temperaturǎ pentru toate procesele din interiorul masivului de lemn. Este evident cǎ dacǎ viteza de ardere la suprafaţa lemnului este ward , cu aceiaşi vitezǎ se vor propaga şi celelalte zone de temperaturǎ în interiorul lemnului. Aceastǎ structurǎ fizicǎ constantǎ a masivului de lemn care arde, care se propagǎ cu vitezǎ constantǎ, viteza de ardere a carbonului fix, conferǎ caracterul de cvasistaţionar procesului, adicǎ existanţa unui câmp invariabil de temperaturi în interiorul lemnului care se propagǎ uniform spre adâncimea masivului de lemn. Viteza de propagare a procesului de ardere a carbonului fix, deci a înaintǎrii supafeţei de ardere spre interiorul lemnului, se poate determina analitic prin viteza de difuzie a oxigenului la suprafaţa lemnului, care determinǎ consumul masei carbonoase. Din punct de vedere experimental, se poate determina viteza de consum spre adâncime a suprafeţei lemnului prin mǎsurǎri pe instalaţia de laborator de ardere la suprafaţǎ a lemnului într-un curent de aer paralel cu suprafaţa de ardere sau înclinat cu un unghi oarecare faţǎ de aceastǎ suprafaţǎ. Apare asfel posibilitatea de verificare experimentalǎ a modelului fizico-matematic al arderii lemnului de la suprafaţǎ spre interior. În continuare se vor da schema modelului fizic şi principalele relaţii de calcul pentru zonele de ardere şi de pregǎtire a arderii masivului de lemn. Starea de funcţionare în regim a zonei de ardere a masivului de lemn este caracterizată printr-o temperatură ridicată, de ordinul 900 – 1200 0C. La acest nivel de temperatură, şi în condiţiile unei viteze relative a aerului WREL deasupra suprafeţei lemnului, se produce un transfer de căldură şi masǎ care iniţiază aprinderea şi arderea primului strat din suprafaţa lemnului. Zona de reacţii de ardere a lemnului se desfǎşoarǎ pe o adâncime de ordinul 1 ... 2 cm, constatatǎ experimental, în secţiunea unui masiv de lemn vizualizatǎ în lucrǎrile experimentale de ardere. Se ia convenţional temperatura de 600 0C ca temperaturǎ de început de reacţie de ardere a cocsului deoarece de la acestǎ temperaturǎ viteza de reacţie devine semnificativ de mare şi creşterile de temperaturǎ devin exponenţiale.

100

Pentru ilustare se dau în tabelul 6 vitezele de reacţie ale procesului de ardere a carbonului în condiţiile de ardere reactivǎ cu evidenţierea particularităţii de reactivitate mare a carbonului la temperaturi > 500 0C. Tabelul 6 Constanta de echilibru kCO=(VCO)2/(VCO2) în reacţia de reducere a carbonului C + CO2 2 CO t [C] kCO VCO2=1 VCO = VCO2 = 500 0,0032 0,0565 = 5,34 % 94,66 % 600 0,00801 0,283 = 22 % 78 % 700 0,998 0,998 = 49,9 % 40,1% 800 7,587 2,75 = 73,3 % 26,7 % 900 40,197 6,34 = 86,4 % 13,6 % 1000 161,89 12,72 = 92,7 % 7,3 % … 1200 1451 38,09 = 97,4 % 2,6 % Se remarcǎ faptul cǎ la 6000 C procesul de reactivitate creşte peste 10% ceeace antreneazǎ în continuare dezvoltarea exponenţialǎ a reacţiilor de ardere reactivǎ a carbonului din cocs. Verificarea practicǎ a acestei ipoteze este cǎ rulând programe de calcul cu diferite temperaturi convenţionale de începere a reacţiei reducătoare a carbonului între 500 şi 800 0C s-a ajuns la o variaţie de timp total de ardere a stratului de ordinul sub 10 secunde, ceeace este neglijabil în ansamblul procesului de ardere a stratului. Concluzia este cǎ un model fizic de desfǎşurare cvasistaţionarǎ a procesului de ardere de la suprafaţǎ spre adâncimea masivului de lemn poate lua ca început de proces temperatura de 600 0C la baza stratului de ardere a carbonului fix. Cu aceastǎ datǎ iniţialǎ şi cu schematizǎrile prezentate anterior, modelul fizic al desfǎşurǎrii zonale cvasistaţionare de ardere a lemnului este prezentatǎ în fig. 18.

101

Fig.18 Desfǎşurarea zonelor cvasistaţionare de ardere a lemnului cu schematizǎrile prezentate pentru modelul fizic

• FAZA DE ÎNCǍLZIRE T =3300 ... 6000 C ŞI DE DEGAJARE A VOLATILELOR LA 330 0C

După terminarea degajării volatilelor, la temperatura de 3300 C stratul se încălzeşte până la o temperatură de 6000 C, până la începerea procesului intens de ardere a carbonului fix. Deoarece masa lemnului dupǎ degajarea volatilelor este cocs, materialul va avea cǎldura specificǎ a cocsului cpcocs

= ...... kJ/kg/K La temperatura de 3300 C are loc degajarea volatilelor cu un consum de cǎldurǎ dat de masa de volatile multiplicatǎ cu valoarea cǎldurii specifice de degajare a volatilelor (similar cu cǎldura latentǎ de vaporizare a apei) cu valoare determinatǎ experimental de 1100 kJ/kg. În intervalul de temperaturi 330-6000 C schema de proces este ilustrată în fig. 19

zonǎ de ardere a carbonului fix la temperaturǎ > 6000 C

zonǎ de încǎlzire 330 - 6000

pragul de degajare a volatilelor la 3300 C

zonǎ de încǎlzire 100 – 3300

pragul de eliminare a umiditǎţii la 1000 0

zonnǎ de încǎlzire 20 – 1000

zonǎ a lemnului neinfluenţatǎ de procesul de ardere

102

Fig. 19 Schema de proces în intervalul de temperaturi 330-6000 C

Qcond – flux de cǎldurǎ intrat prin conducţie de la stratul de cocs în proces de ardere Qcond = λc /δc * (600 – 300) [kW/m2] (24) λc – conductibilitatea termicǎ a cocsului de lemn λc = 0.151 *10-3 kW/m/K Qvol – flux de cǎldurǎ necesar degajǎrii volatilelor Qvol = G*VOL*rVOL [kW/m2] (25) G – debit specific de lemn consumat prin ardere [kg/s/m2] VOL – conţinut de volatile a lemnului VOL = 0,48 rVOL - 1100 kJ/kg QincVOL – flux de cǎldurǎ necesar încǎlzirii volatilelor de la temperatura de degajare pânǎ la temperatura stratului de cocs [kW/m2] QincVOL = G*VOL*cpvol * (600-330) (26) cpVOL – cǎldura specificǎ a volatilelor între 330 şi 6000C cpVOL = 1,77 kJ/kg/K QincW – flux de cǎldurǎ necesar încǎlzirii vaporilor de apǎ de la temperatura iniţialǎ a stratului pânǎ la temperatura stratului de cocs [kW/m2]

Qcond

Qrest QINC

Qvol

QincVOL + QincW

103

QincW = G*W*cpW * (600-330) (27) cpW – cǎldura specificǎ a vaporilor de apǎ între 330 şi 6000C cpW = 1,92 kJ/kg/K Qrest - flux de cǎldurǎ propagat prin conducţie spre adâncimea materialului pentru acoperirea necesarului da cǎldurǎ a fazelor inferioare Qrest = G* clemn * (100-20) + G*W*rvap +G*W*cpW *(330-100) + + (G-G*W)*cusc * (330-100) [kW/m2] (28) (G-G*W) – consum de masǎ de lemn uscat [kg/s/m2] clemn – cǎldura specificǎ a lemnului brut clemn = 2,72 kJ/kg/K W – conţinut de umiditate a lemnului W = 0,12 rvap - cǎldura latentǎ de vaporizare a apei rvap = 2300 kJ/kg QINC – flux de căldură pentru încălzirea stratului QINC = (G-G*VOL-G*W) *ccocs * (600 -330) (29) (G-G*VOL-G*W) – consum de masǎ de cocs [kg/s/m2] ccocs – cǎldura specificǎ a cocsului ccocs = 1,105 kJ/kg/K

• FAZA DE ÎNCǍLZIRE T =1000 ... 3300 C ŞI DE DEGAJARE A UMIDITĂŢII LEMNULUI LA 100 0C

După terminarea degajării umiditǎţii din lemn, la temperatura de 1000 C, stratul se încălzeşte până la o temperatură de 3300 C, până la începerea procesului degajare a volatilelor. Deoarece masa lemnului dupǎ degajarea umiditǎţii este lemn uscat, materialul va avea cǎldura specificǎ a lemnului uscat cusc

= 2,52. kJ/kg/K

104

La temperatura de 1000 C are loc degajarea umiditǎţii cu un consum de cǎldurǎ dat de masa de umiditate multiplicatǎ cu valoarea cǎldurii latente de vaporizare a apei, cu valoare de 2300 kJ/kg. În intervalul de temperaturi 100 - 3300 C schema de proces este ilustrată în fig. 20 Fig. 20 Schema de proces în intervalul de temperaturi 100 - 3300 C

Qcond – flux de cǎldurǎ intrat prin conducţie de la stratul superior cu temperatura de 330 0C Qcond = λu /δ2 * (330 – 100) [kW/m2] (30) λu – conductibilitatea termicǎ a lemnului uscat λu = 0.2 *10-3 kW/m/K (31) Qusc – flux de cǎldurǎ necesar degajǎrii umiditǎţii Qusc = G*W*rusc [kW/m2] (32) G – debit specific de lemn consumat prin ardere [kg/s/m2] W – conţinut de umiditatea a lemnului W = 0,12 rusc - 2300 kJ/kg QincW – flux de cǎldurǎ necesar încǎlzirii vaporilor de apǎ de la temperatura de degajare pânǎ la temperatura stratului de degajare a volatilelor [kW/m2] QincW = G*W*cpW * (330 - 100) (33) cpW – cǎldura specificǎ a vaporilor de apǎ între 100 şi 3300C

Qcond

Qrest QINC

Qusc

QincW

105

cpW = 1,89 kJ/kg/K Qrest - flux de cǎldurǎ propagat prin conducţie spre adâncimea materialului pentru acoperirea necesarului da cǎldurǎ a fazelor inferioare Qrest = G* clemn * (100-20) [kW/m2] (34) clemn – cǎldura specificǎ a lemnului brut clemn = 2,72 [kJ/kg/K] QINC – flux de căldură pentru încălzirea stratului QINC = (G -G*W) *cusc * (330-100) (35) (G-G*W) – consum de masǎ de lemn uscat [kg/s/m2] cusc – cǎldura specificǎ a lemnului uscat cusc = 2,52 kJ/kg/K

• FAZA DE ÎNCǍLZIRE T = 200 ... 1000 C Pânǎ la degajărea umiditǎţii din lemn, la temperatura de 1000 C, stratul se încălzeşte de la temperatura ambiantǎ de 200 C, până la începerea procesului degajǎrii masive a vaporilor de apǎ la temperatura de saturaţie. Deoarece masa lemnului înainte de degajarea umiditţii este cea a lemnului brut, materialul va avea cǎldura specificǎ a lemnului cbrut

= 2,72. kJ/kg/K În intervalul de temperaturi 20 - 1000 C schema de proces este ilustrată în fig. 21 Fig. 21 Schema de proces în intervalul de temperaturi 20 - 1000 C

Qcond QINC

106

Qcond – flux de cǎldurǎ intrat prin conducţie de la stratul superior cu temperatura de 100 0C Qcond = λb /δ3 * (100 - 20) [kW/m2] (36) λb – conductibilitatea termicǎ a lemnului uscat λb = 0.2 *10-3 kW/m/K QINC – flux de căldură pentru încălzirea stratului QINC = G *clemn* (330-100) (37) clemn – cǎldura specificǎ a lemnului brut clemn = 2,72 kJ/kg/K

• Calculul grosimii de strat a diferitelor faze Grosimea stratului de cocs în fazǎ de ardere nu reprezintǎ o datǎ importantǎ de proces deorece este modelatǎ prin temperatura de contact de 6000C cu fazele inferioare de pregǎtire a arderii. Începând de la stratul de 6000C grosimile de strat se calculeazǎ, dupǎ modelul fizic prezentată anterior, astfel :

1. pentru grosimea stratului 1 se calculeazǎ suma fluxurilor specifice de cǎldurǎ consumate :

Q1 = Qvol + Q rest . (38) acest flux de cǎldurǎ trebuie introdus prin coducţie de la stratul de cocs în fazǎ de ardere : Qcond = Q1 (39) de unde rezultǎ ecuaţia : λc /δc * (600 – 300) = Q1 (40) şi

107

δc = λc * (600 – 300) / Q1 (41)

2. pentru grosimea stratului 2 se calculeazǎ suma fluxurilor specifice de cǎldurǎ consumate :

Q2 = Qusc + Q rest . (42) acest flux de cǎldurǎ trebuie introdus prin coducţie de la stratul precedent de degajare a volatilelor: Qcond = Q2 (43) de unde rezultǎ ecuaţia : λu /δ2 * (330 – 100) = Q2 (43') şi δ2 = λu * (330 – 100) / Q2 (44)

3. pentru grosimea stratului 3 se calculeazǎ suma fluxurilor specifice de cǎldurǎ consumate :

Q3 = Qinc (45) acest flux de cǎldurǎ trebuie introdus prin coducţie de la stratul de uscare spre stratul indefinit al lemnului supus arderii, de unde rezulta ecuatia : λb /δ3 * (100 – 20) = Q3 (46) şi δ3 = λb * (100 – 20) / Q3 (47)

Suma grosimii straturilor pregǎtitoare de ardere va fi : δ = δ1 + δ2 + δ3 (48) valoare ce va fi comparatǎ cu mǎsurǎtorile fǎcute asupra masivului de lemn în procesul de ardere.

108

Calcul modelului de ardere s-a efectuat pentru 3 valori de viteze de ardere superficiale ale lemnului, mǎsurate experimental:

• viteza superficialǎ medie practicǎ a aerului în procesul de ardere a lemnului: wmin = 1,07 m/s

• viteza superficialǎ minimǎ în procesul de ardere a lemnului, la limita de stingere : wmed = 0,43 m/s

• viteza superficialǎ medie practicǎ a aerului în procesul de ardere foarte intensificat a lemnului : wmax = 1,6 m/s De menţionat cǎ peste aceste viteze de ardere, pe de o parte creşterea intensitǎţii de ardere este micǎ, pe de altǎ parte, aerul migrând spre zonele inferioare fǎrǎ contact cu zonele reducǎtoare de carbon, începe un proces de ardere a lemnului cu exces mare de aer.

Tabelul 7 Rezultatele de calcul sunt prezentate sintetic în tabelul EXCEL dat CALCULUL ZONAL AL PROCESULUI DE ARDERE LA SUPRAFATA LEMNULUI viteza de ardere experimentala Ward mm/min 1.07 0.43 1.6 m/s 1.78E-05 7.17E-06 2.67E-05 viteze gravimetrice de ardere viteza de consum lemn G kg/s/mp 0.0152 0.0061 0.0227 viteza de consum lemn uscat G*(1-W) kg/s/mp 0.0133 0.0054 0.0199

viteza de consum cocs G*(1-W-VOL) kg/s/mp 0.0061 0.0024 0.0091

densitate lemn Rolemn kg/mc 850 850 850 conductib.lemn LAMl W/m/K 0.2 0.2 0.2 conductib.lemn LAMl kW/m/K 0.0002 0.0002 0.0002 caldura specifica lemn Clemn kJ/kg/K 2.72 2.72 2.72 densitate lemn uscat Rousc kg/mc 800 800 800 conductib.lemn uscat LAMu W/m/K 0.2 0.2 0.2 conductib.lemn uscat LAMu kW/m/K 0.0002 0.0002 0.0002 caldura specifica lemn uscat Cusc kJ/kg/K 2.52 2.52 2.52

109

densitate cocs Rococs kg/mc 680 680 680 conductib cocs LAMc W/m/K 0.151 0.151 0.151 conductib.cocs LAMc kW/m/K 0.000151 0.000151 0.000151 caldura specifica cocs Ccocs kJ/kg/K 1.105 1.105 1.105 continut de apa a lemnului W 0.12 0.12 0.12 caldura sp.de vaporizare a apei r kJ/kg/K 2300 2300 2300 continut de volatile a lemnului VOL 0.48 0.48 0.48 caldura sp. de degajare volatile rvol kJ/kg/K 1100 1100 1100 caldura sp. Abur 100-600 C cpab1 kJ/kg/K 1.92 1.92 1.92 caldura sp. Abur 100-330 C cpab2 kJ/kg/K 1.89 1.89 1.89 caldura sp. Volatile 300-600 cpvol kJ/kg/K 1.77 1.77 1.77 STRATUL 1 (600-330) incalzire cocs+degajare volatile incalzire strat 330-600 Qstrat kW/mp 1.809 0.727 2.705 incalzire rest strat 20-330 Qrest kW/mp 11.030 4.433 16.493 degajare volatile Qvol kW/mp 8.004 3.216 11.968 degajare apa Qw kW/mp 4.184 1.681 6.256 incalzire vapori apa 100-600 Qvap kW/mp 1.746 0.373 1.388 incalzire volatile 330-600 Qvol kW/mp 3.477 1.397 5.200 caldura intrata in strat Q1 kW/mp 30.250 11.828 44.010 grosime strat del1 m 0.001 0.003 0.001 del1 mm 1.348 3.447 0.926 STRATUL 2 (330-100) incalzire-degajare umiditate incalzire strat 330-100 Qstrat kW/mp 8.786 3.531 13.138 incalzire rest strat 100-20 Qrest kW/mp 3.298 1.326 4.932 degajare apa Qw kW/mp 4.184 1.681 6.256 incalzire vapori apa 100-330 Qvap kW/mp 0.791 0.318 1.182 caldura intrata in strat Q2 kW/mp 8.273 3.325 12.371 grosime strat del2 m 0.002 0.005 0.001 del2 mm 1.934 4.813 1.293 STRATUL 4 (100-20) incalzire incalzire strat 20-100 Qrest kW/mp 3.298 1.326 4.932 caldura intrata in strat Q3 kW/mp 3.298 1.326 4.932 grosime strat del3 m 0.005 0.012 0.003 del3 mm 4.851 12.070 3.244 TOTAL GROSIME STRAT ACTIV mm 8.133 20.330 5.464 DIAGRAMA DE CALCUL ZONAL fara incalzire gaze viteza de ardere experimentala 1.07 0.43 1.6

110

GROSIME STRAT ACTIV 8.6 21.4 5.8 DIAGRAMA DE CALCUL ZONAL cu incalzire gaze viteza de ardere experimentala 1.07 0.43 1.6 GROSIME STRAT ACTIV 8.1 20.3 5.5

Pentru procesele între 200 şi 6000 C s-au figurat douǎ curbe:

• DEL1 – grosimea stratului în ipoteza de calcul cǎ dupǎ degajarea volatilelor şi a umiditǎţii din strat aceste gaze nu consumǎ cǎldurǎ din interiorul stratului ci pǎrǎsesc stratul prin capilaritǎţi laterale

• DEL2 – grosimea stratului în ipoteza de calcul cǎ dupǎ degajarea volatilelor şi a umiditǎţii din strat aceste gaze acestea consumǎ cǎldurǎ

Fig. 22 - Diagrama grosimii stratului de de pregǎtire a arderii

111

din interiorul stratului ci pǎrǎsesc stratul prin faţa superioarǎ, la 6000 C.

Se remarcǎ diferenţa foarte micǎ între cele douǎ curbe, ceeace aratǎ cǎ ponderea încǎlzirii componentelor gazoase degajate din strat este neglijabilǎ.

Fig. 23 Comparaţie între grosimea straturilor pregătitoare la diferite viteze de consum a lemnului Se remarcǎ în diagramele prezentate aceiaşi distribuţie a zonelor de încǎlzire, indiferent de viteza de consum a lemnului în procesul de ardere. ANALIZA REZULTATELOR Se remarcǎ din analiza rezultatelor obţinute prin calculul modelului fizic urmǎtoarele concluzii:

112

• stratul de pregǎtire a arderii, aflat sub stratul de cocs în proces de ardere (stratul de jar) este foarte mic, de ordinul 8 – 21 mm. Acest fapt constatat şi experimental, în sensul cǎ la o adâncime de peste 20 mm sub stratul incndescent de jar nu se simte vre-o modificare de temperaturǎ faţǎ de temperatura ambiantǎ, se explicǎ prin conductivitatea termicǎ foarte micǎ a stratului de cocs, de lemn uscat şi de lemn brut aflat sub stratul de ardere.

• grosimea stratului de pregǎtire este cu atât mai micǎ cu cât viteza

specificǎ de consum a lemnului [kg/m2 /s] este mai mare. Acest fenomen are ca explicaţie faptul cǎ gradientul de temperaturǎ în procesul de conducţie rǎmâne practic constant în timp ce vitezele proceselor de uscare, degajare a volatilelor şi de ardere a cocsului cresc. Exemplificarea la limitǎ ar fi aceia cǎ dacǎ viteza de consum a cocsului devine nulǎ, stratul de pregǎtire se desvoltǎ indefinit în adâncimea masivului, datoritǎ timpului indefinit de lung de menţinere a temperaturii de proces de 6000 C la acelaşi nivel, iar dacǎ viteza de consum a cocsului devine foarte mare, fazele de pregǎtire a arderii se concentreazǎ şi ele pe o adâncime foarte micǎ, nefiime un timp necesar pentru propagarea în regim nestaţionar a cǎldurii spre adâncimea materialului.

• arderea inversǎ a lemnului este un proces concentrat la suprafaţa

lemnului, astfel cǎ se confirmǎ faptul cǎ procesul de ardere nu înainteazǎ în adâncimea lemnului, ca la arderea directǎ. De aici decurg şi celelalte avantaje ale arderii inverse, cum ar fi posibilitatea de oprire practic imediatǎ a procesului de ardere prin întreruperea alimentǎrii cu aer a stratului.

• porozitatea lemnului, care poate face ca vaporii de apǎ şi volatilele

sǎ iasǎ din lemn lateral, nu în direcţia stratului de cocs, are o influenţǎ neglijabilǎ asupra grosimii stratului de pregǎtire.

113

2.6 CERCETĂRI EXPERIMENTALE PRIVIND ARDEREA CU GAZEIFICARE DE SUPRAFAŢĂ A LEMNULUI În laboratorul de Termotehnicǎ al Facultǎţii de Instalaţii a fost realizat un stand de experimentare al arderii cu gazeificare la suprafaţa unui masiv de lemn. Cercetarea experimentalǎ a urmǎrit determinarea vitezei de consum a masei lemnoase în condiţii variabile de vitezǎ şi de unghi de atac a jetului de aer. În condiţiile reale de funcţionare a unui focar cu ardere cu gazeificare, suprafaţa unui masiv oarecare de lemn poate sǎ primeascǎ curentul de aer sub diferite unghiuri şi cu diferite viteze. O mediere statisticǎ a poziţiilor lemnelor aşezate aleatoriu într-un focar şi cunoaşterea vitezei de consum a masei lemnoase pe fiecare suprafaţǎ va permite medierea vitezei de ardere a stratului în condiţiile de gazeificare de suprafaţǎ.

• Stratul limită la suprafaţa masivului Stratul este scăldat de mediul înconjurător cu o mişcare laminară deoarece în raport cu aerul sau gazul de ardere a volatilelor viteza relativă este de ordinul 1 ... 2 m/s. Pentru determinarea grosimii stratului laminar se utilizează relaţia lui Blasius: δ = 5 * (υ*l/w)^0.5 (49) sau echivalent δ/l = 5 / (Re)^0.5 (50) Ordinul de mărime al grosimii stratului limită este de 1... 4 mm. Grosimea stratului limită are o deosebită importanţă în procesele de difuzie la suprafaţa masivului, în particular la difuzia oxigenului la arderea carbonului. Difuzia se face pe grosimea stratului limită deoarece în afara stratului limită, datorită curgerii cu viteză relativ mare a gazului, concentraţia de O2 este cea medie din camera de ardere. Grosimea mică a stratului de difuzie are drept consecinţă un flux mare de oxigen prin difuzie, ceeace va duce la un timp scurt de ardere a masei carbonoase.

114

• Reacţia de ardere a carbonului pănă la CO în procesul de gazeificare

Se definesc următorii parametrii: - puterea calorică de ardere a carbonului până la CO este HC-CO =10308 kJ/kg C --> CO2 H=406800 [kJ/kmol] – 33900 [kJ/kg] CO --> CO2 H=283100 [kJ/kmol] C --> CO H=123700 [kJ/kmol] - 10308 {kJ/kg] - suprafaţa masivului de lemn are latura L [m] - grosimea stratului de difuzie δ, egal cu grosimea stratului limită, definit funcţie de viteza relativă WREL şi temperatura medie a stratului limită TLIM, luată ca medie între temperatura focarului TF şi temperatura iniţială a suprafeţei la momentul analizat T1; - presiunea parţială O2 în gazele din mediul focarului PO2. Excesul de aer existent final determină un conţinut de oxigen O2FIN iar iniţial conţinutul de O2 este cel rezultat în urma arderii volatilelor O2INI. Presiunea de oxigen în mediul din focar se determină la concentraţia medie a oxigenului O2MED = (O2FIN+O2INI)/2 PO2 = 98066*(O2MED/100) [Pa] (51) - presiunea oxigenului la suprafaţa particulei PO2p = 0 - coeficientul de difuzie al oxigenului DO2 se determină funcţie de temperatura medie a stratului limită TLIM: DO2 = 0.203*10-4 *((tLIM+273)/273) 1.81 (52) - constantele molare MO2 = 32 ; RGAZE = 8314 - suprafaţa de activitate reactivă = suprafaţa exterioară a stratui SS = L2 [mp] Fluxul specific masic de oxigen JO2 este definit de relaţia de transfer de masă: JO2 = DO2*MO2/RGAZE/(t+273)*PO2 / δ [kg/mp/s] (53) Fluxul de masă de carbon în reacţia de gazeificare C CO este 12/16 din fluxul specific masic de oxigen înmulţit cu suprafaţa activă: ∆MCFIX = 12/16*JO2*SS [kg/s] (54)

115

În intervalul de timp DELTAU masa de carbon fix care se consumă este: MCFIX = ∆MCFIX * ∆τ [kg] (55) Masa iniţială a carbonului fix este 0,4 din masa combustibilului MCFIX0 = 0,4*Mcomb0 (56) iar la timpul τ masa iniţială este MIN. La finele intervalului de timp ∆τ masa de carbon fix va fi: MFIN = MIN - ∆MCFIX [kg] (57) Fluxul de căldură degajat prin arderea carbonului fix: QA = ∆MCFIX * (HC-CO * 1000) [J] (58)

• Lucrǎrile experimentale

La arderea inversă, stratul de cocs este numai pe periferia bucăţilor de lemn, la porţiunea inferioară a stratului, şi nu se dezvoltă în susul stratului deoarece curentul de aer de ardere vine de sus în jos menţinând rece combustibilul. Acest fenomen de aprindere, numai prin conducţie şi radiaţie locală, s-a pus în evidenţă în cadrul experimentărilor efectuate în cadrul Laboratorului de Termotehnica şi diferenţiază fundamental arderea inversă de arderea directă unde aprinderea se face mai ales convectiv, prin gazele fierbinţi produse de straturile inferioare.

Pentru a putea aprecia o cifră caracteristică de încărcare termică a secţiunii focarului s-au efectuat experimentări vizând viteza de ardere a lemnului în condiţii de propagare a căldurii, necesară pentru fazele premergătoare arderii cocsului, numai prin fluxul de căldură convectiv venit de la o suprafaţă de cocs în proces de ardere difuziv turbulent.

Instalaţia experimentală pentru determinarea vitezei de ardere a lemnului a fost concepută astfel încâ să se realizeze o suprafaţă de lemn orientată de jos în sus (pentru ca gazele de ardere să nu scalde partea de lemn nearsă) şi scăldată pe suprafaţă cu un curent de aer tangenţial cu o viteză reglabilă. Schema instalaţiei experimentale este prezentată în fig. 24.

Fig.24 Instalaţia experimentală de determinare a vitezei de ardere a suprafeţei lemnului

������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������

������������

����������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������

geam de cuarţ

proba de lemn ventilator

reglaj viteză

cric de ridicare a probei

front de ardere

������������������������������������������

116

Se remarcă în primul rând posibilitatea de a ridica progresiv lemnul pe

măsură ce se consumă prin ardere, astfel ca suprafaţa superioară să fie permanent la nivelul inferior al canalului de curgere a aerului de ardere. În al doilea rând este de remarcat posibilitatea varierii în limite largi a vitezei de circulaţie a aerului deasupra suprafeţei de ardere, prin aceasta putându-se evidenţia influenţa difuziei turbulente asupra vitezei de ardere superficială.

fig.25 Instalaţia experimentalǎ fig. 27 Suprafaţa de ardere a lemnului la vitezǎ mare a aerului de ardere

fig.26 Suprafaţa de ardere a lemnului

117

În fig. 25 se prezintă o fotografie a dispozitivului de introducere a probei de lemn şi a tunelului de aducere a aerului de ardere. Prin transparenţa gemurilor laterale de cuarţ se poate vedea (şi ajusta prin reglare) poziţia suprafeţei lemnului în canalul de aer.

În fig. 26 şi 27 se prezintă fotografii ale suprafeţei lemnului în procesul de ardere. De obicei suprafaţa este plană când lemnul este omogen dar, în condiţiile atipice, când lemnul are un nod în structură, densitatea lemnului fiind mai mare în zona nodului suprafaţa devine vălurită. Explicaţia este aceia că viteza de ardere a lemnului este funcţie de fluxul de masă de oxigen, care este uniform pe plan, şi deci cu acelaşi flux de masă în unele zone mai puţin dense se consumă un strat mai gros de lemn iar în alte zone cu densitate mai mare se va consuma un strat mai subţire. La viteze mari ale aerului apare un proces de ardere cu pantǎ deoarece arderea este mai intensǎ apare zona de intrare a aerului.

• Prima sesiune de experimentǎri

Într-o primǎ fazǎ de experimentǎri s-a urmǎrit determinarea vitezei de

ardere a lemnului funcţie de viteza tangenţialǎ a aerului la suprafaţa lemnului şi deteminarea vitezei minime a aerului care poate sǎ întreţinǎ procesul de ardere.

Lemnul ars a fost un bloc de stejar (ales pentru uniformitatea structurii).

O primă constatare experimentală este aceia că există o viteză limită inferioară a aerului de ardere care poate să asigure stabilitatea arderii. Sub această viteză limită procesul de ardere nu poate să progreseze. Viteza limită inferioară de ardere este de wmin = 1,4 m/s .

La viteze mai mari se constată stabilitatea procesului de ardere şi o progresare foarte uniformă a arderii în timp.

Dependenţa vitezei de ardere a lemnului funcţie de viteza tangenţialǎ a aerului rezultǎ din datele experimentale prezentate în tabelul 8.

Tabelul 8. Viteza de ardere a lemnului cu vitezǎ tangenţialǎ de aer unghiul de atac al aerului asupra suprafeţei lemnului

viteza aerului in sectiune la suprafata lemnului [ m/s]

deplasarea lemnului în procesul de ardere mm / s

viteza de ardere a lemnului mm/h

viteza de ardere a lemnului kg/m2 /h (ρlemn = 850 kg/m3 1mm * 1m2 = 0,850 kg)

viteza medie de ardere a lemnului kg/m2 /h

0 5.194 2.5 / 120 75 67.5 2.5 / 120 75 67.5 2 / 120 60 54

118

2 / 120 60 54 2 / 120 60 54 2 / 120 60 54 2 / 120 60 54 57.857

0 2.582 2 / 180 40 36 2 / 180 40 36 1/ 180 20 18 1/ 180 20 18 1/ 180 20 18 1/ 180 20 18 1/ 180 20 18 23.143

Fig.28 Diagrama viteza de ardere a lemnului - viteza aerului de ardere

Ecuaţia curbei de dependenţǎ dintre încǎrcarea gravimetricǎ de ardere

G şi viteza aerului la suprafaţa lemnului w este: G = 20,3 * ( w – 1,4 ) 0,786 [kg/m2/h] (59) Curba prezentatǎ şi ecuaţia dedusǎ pentru cifra caracteristică de

încărcarea termică gravimetrică [kg/m2/h] se pot folosi la proiectarea focarelor de ardere cu gazeificare a lemnului.

O concluzie importantă este şi aceia că mărirea vitezei de circulaţie a aerului duce la o mărire a vitezei de consum a materialului după o curbă exponenţială cu exponent ≈ 0,8. Aceasta confirmă corectitudinea experimentărilor deoarece există fenomenologic următoarea dependenţă:

119

• A doua sesiune de experimentǎri Într-o a doua fazǎ de experimentǎri s-a urmǎrit determinarea vitezei de

ardere a lemnului funcţie de viteza tangenţialǎ a aerului la suprafaţa lemnului la diferite unghiuri de atac asupra suprafeţei lemnului.

Situaţia corespunde cazului real în care suprafaţa lemnului, datoritǎ aşezǎrii aleatorii, poate avea diferite înclinaţii faţǎ de curentul de aer insuflat. Deoarece poziţia stratului este în medie cu lemnele aşezate orizontal, deviaţia faţǎ de orzontalǎ a unei suprafeţe poate avea valori de unghi între 0 şi 60 0 .

Fig. 29 Arderea lemnului cu un curent de aer înclinat

Rezultatele experimentale sunt prezentate în tabelul 9.

masa de carbon

masa de oxigen

criteriul Sh în care intră Re0,8

Re0,8 care duce la w0,8

������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������

���������������������������������

geam de cuarţ

proba de lemn ventilator

reglaj viteză

cric de ridicare a probei

front de ardere

���������������������������������������������������������

120

Tabelul 9. Viteza de ardere a lemnului sub diverse unghiuri de incidenţǎ a aerului unghiul de atac al aerului asupra suprafeţei lemnului

viteza aerului in sectiune la suprafata lemnului [ m/s]

deplasarea lemnului în procesul de ardere mm / s

viteza de ardere a lemnului mm/h

viteza de ardere a lemnului kg/m2 /h (ρlemn = 850 kg/m3 1mm * 1m2 = 0,850 kg)

viteza medie de ardere a lemnului kg/m2 /h

0 5.56 3,2 / 178 64.72 55.012 3,2 / 167 68.98 58.633 3,2 / 183 62.95 53.057

3,2 / 171 67.37 57.264 3,2 / 175 65.83 55.955 3,2 / 170 67.76 57.596 56.253

0 3.98 3.2 / 258 44.65 37.952 3.2 / 247 46.64 39.644 3.2 / 263 43.80 37.230 38.275

30 6.53 3.2 / 135 85.33 72.531 3,2 / 131 87.94 74.749 3,2 / 117 98.46 83.691 3,2 / 123 93.66 79.611 3,2 / 121 95.21 80.928 78.302

60 6.98 3.2 / 112 102.85 87.422 3,2 / 107 107.66 91.511 3,2 / 103 111.84 95.064 3,2 / 118 97.63 87.985 3.2 / 99 116.36 98.906 92.177

In diagrama fig.30 se prezintă valorile experimentale şi curba de dependenţă între viteza de ardere a lemnului şi viteza aerului de ardere.

121

Fig.30 Diagrama viteza de ardere a lemnului - viteza aerului de ardere

Diagrama vitezei de ardere a lemnului functie de viteza aerului si unghiul de incidenta fata de suprafata lemnului

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

1,4 1,7 2 2,3 2,6 2,9 3,2 3,5 3,8 4,1 4,4 4,7 5 5,3 5,6 5,9 6,2 6,5 6,8

viteza aerului [m/s]

inca

rcar

ea g

ravi

met

rica

G

[kg/

mp.

h]

θ = 30

θ = 0

θ = 60

Pentru masivul de lemn cu ρ = 900 kg/m3 relaţia generală de calcul a dependenţei dintre încărcarea gravimetrică de ardere G [kg/m2.h] , viteza aerului la suprafaţa lemnului w [m/s] şi unghiul θrad [rad] de incidenţă a aerului faţă de suprafaţa lemnului este : G = 20,3 . ( 1 + 0,226. (θrad)2,08 ) . (w - 1,4)0,786[kg/m2.h] (60)

Scopul acestei a doua pǎrţi a cercetǎrii a fost acela de a ţine seama în calculul vitezei de ardere a stratului de lemne cǎ supafaţa efectivă de lemn în procesul de ardere are diferite orientǎri faţǎ de curentul de aer. Datorită aşezării aleatoare a lemnelor în focar suprafaţa efectivă de ardere a lemnelor în secţiune este mai mare decât secţiunea plană a grătarului. Ţinând seama

122

de această corecţie şi de cifrele de încărcare obţinute experimental pentru diferite unghiuri de atac ale jeturilor de aer se va deduce un factor de încǎrcare gravimetricǎ a grǎtarului pentru cazanele funcţionând cu ardere cu gazeificare a lemnelor.

CONCLUZII Cercetarea experimentalǎ a condus la urmǎtoarele concluzii:

• rezultatele constituie o verificare a modelului fizico-matematic elaborat pentru procesul de ardere cu gazeificare a lemului. Rularea programului ARDLEGAZ elaborat pentru acest proces a condus la rezultate care validează programul.

• rezultatele permit o dimensionare corectă a focarelor destinate arderii cu gazeificare a lemnului.

• se pune în evidenţă o limită inferioară de viteză a aerului sub care arderea nu mai este posibilă.

• se pune în evidenţă influenţa vitezei tangenţiale a aerului la suprafaţa lemnului asupra vitezei de ardere a lemnului cu o dependenţă exponenţială cu exponent 0,785 – analog transferului de masǎ care în curgere longitudinalǎ depinde de vitezǎ la puterea 0,8.

• se pune în evidenţǎ importanţa mare a unghului de atac al jetului de aer asupra suprafeţei lemnului.

123

2.7 EXPERIMENTĂRI DE LABORATOR PE UN PILOT CU VIZUALIZARE A ARDERII CU GAZEIFICARE A LEMNULUI Complexitatea fenomenului de ardere cu gazeificare, în special complexitatea fenomenului de aprindere şi progresare a arderii, a impus realizarea unui pilot de laborator cu vizualizare a procesului din stratul de lemn printr-un geam de quarţ. Pilotul, este la scarǎ redusǎ, o instalaţie realǎ de ardere a lemnului cu gazeificare. Se compune dintr-un buncǎr de lemne în care se pot aşeza bucǎţi de lemne fie în vrac, fie spǎrturi de lemn de 110 mm lungime ordonate una peste alta. În partea inferioarǎ, cuprinzând zona de gazeificare, zona duzei de trecere a gazelor spre camera inferioarǎ de ardere şi partea suprioarǎ a camerei de ardere, aşa cum apare pe figurǎ, este montat un geam de quarţ prin care tot procesul este vizualizat şi poate fi fotografiat. Pilotul este prevǎzut în partea de sus cu un ventilator de insuflare de aer, cu reglaj de debit de aer prin variere de turaţie. Fig. 30 Schema instalaţiei pilot cu vizualizare a procesului de ardere cu gazeificare

124

Seria cea mai concludentǎ de mǎsurǎri a fost fǎcutǎ pe instalaţia funcţionând cu strat de lemne ordonat aşezate, lemnele având lungime de cca. 110 mm şi latura secţiunii de cca. 30 mm. Tehnica experimentalǎ a cuprins urmǎtoarele etape:

1. realizare într-un cotlon separat a unei cantitǎţi de cca. 1 dm3 de jar de mangal de lemn;

2. depunerea jarului pe fundul buncǎrului pilotului, deasupra duzei de evacuare a gazelor de gazeificare;

3. se clǎdeşte deasupra jarului patul de lemne, pânǎ la partea superioarǎ a buncǎrului;

4. se pune capacul buncǎrului la care este ataşat ventilatorul de aer; 5. se alimenteazǎ electric ventilatorul şi se regleazǎ turaţia pe o treaptǎ

anumitǎ, ceeace va impune debitul termic al instalaţiei. Aşa cum este cunoscut, reglajul debitului instalaţiei se face din debitul de aer de gazeificare.

6. se urmǎreşte, imediat dupǎ alimentarea cu aer, apariţia în camera inferioarǎ de ardere a unu jet de gaze de gazeificare care produce o flacǎrǎ de culoare albastrǎ, cu vitezǎ ridicatǎ, ca la arzǎtoarele de combustibil gazos;

7. se începe o fotografiere a stratului cu intervale fixe de timp. In experienţa pe care o prezentǎm, intervalul de timp a fost de 10 sec. şi au fost fǎcute 200 de fotografii, adicǎ pe perioada de 2000 sec., cât a durat arderea întregii şarje.

125

8. se selecteazǎ din fotografiile fǎcute o anumitǎ bucatǎ de lemn, iniţial neaprinsǎ, şi se urmǎreşte aprinderea ei pe suprafaţa inferioarǎ, apoi arderea ei pe toatǎ adâncimea, pânǎ la dispariţia completǎ.

9. se face corelarea dintre masa bucǎţii de lemn [kg] (volumul iniţial înmulţit cu densitatea lemnului), suprafaţa lateralǎ a bucǎţii de lemn [m2] şi timpul de ardere [s] şi se determinǎ viteza gravimetricǎ de ardere [kg/m2/s].

În setul de figuri 31,prezentat în continuare, se aratǎ tehnica de fotografiere şi de identificare a bucǎţii de lemn aleasǎ pentru mǎsurare. O serie relativ mare de mǎsurǎri au condus la obţinerea unei viteze gravimetrice de ardere [kg/m2/h], cu valorile cuprinse în intervalul: Gw = 250 ... 420 [kg/m2/h], cifrǎ care coincide cu cea determinatǎ pe modelul de calcul şi cu cele mǎsurate pe cazanele industriale experimentate. CAPITOLUL 3 ARDEREA ÎN SUSPENSIE A RUMEGUŞULUI 3.1. ARDEREA CARBONULUI FIX DIN PARTICULA DE LEMN - APLICAŢIE LA ARDEREA ÎN SUSPENSIE A RUMEGUŞULUI – Dacǎ la masivul de lemn procesele din’nainte de arderea cocsului constituiau un timp mare din timpul total de ardere, la o particulǎ de dimensiuni mici, în stare de suspensie în focar, timpul acestor faze este neglijabil faţǎ de timpul de ardere a cocsului. Explicaţia este aceia cǎ, la particule mici, suprafaţa lateralǎ este foarte mare la unitatea de volum şi toate procesele endoterme care presupun aport de cǎldurǎ din focar prin suprafaţa de contact: încǎlzire, vaporizarea apei, degajarea volatilelor, se desfǎşoarǎ în timpi foarte scurţi.

126

Ca ilustrare a acestei particularitǎţi se dau în tabelul 1 rapoartele dintre suprafaţǎ lateralǎ şi volum Slat / V pentru diferite mǎrimi de particule sau masive. Tabelul 1Rapoartele Slat / V pentru diferite mǎrimi de particule sau masive.

RUMEGUS latura particulei [mm]

suprafata laterala a cubului [mmp]

volumul cubului [mmc]

raportul Slat/VOL mmp/mmc

2 24 8 3 4 96 64 1.5 6 216 216 1 MASIV DE LEMN

latura masivului [mm]

50 15000 125000 0.120 60 21600 216000 0.100 70 29400 343000 0.086 80 38400 512000 0.075 90 48600 729000 0.067 100 60000 1000000 0.060

Se constatǎ din tabel diferenţa importantǎ dintre rumeguş şi masiv de lemn în ceeace priveşte procesele de suprafaţǎ. Starea de funcţionare în regim a camerei pentru arderea particulelor de lemn în suspensie este caracterizată printr-o temperatură ridicată a mediului, de ordinul 900 – 1200 0C. La acest nivel de temperatură şi în condiţiile unei viteze relative a particulei de rumeguş, care este viteza de sustentaţie a particulei în curentul de gaze, fazele de încălzire, uscare şi degajare a volatilelor au loc în timpi relativi scurţi faţă de timpul total de ardere. Faza de ardere cu timp determinant este faza de ardere a cocsului, adică a carbonului fix care rezultă dupa degajarea volatilelor.

• Particula de lemn în suspensie în camera de ardere La temperaturi mai ridicate de 6000C reactivitatea carbonului reprezintă principala caracteristică în procesul de ardere şi în consecinţă devin predominante procesele de reducere de tipul : CO2 + C = 2 CO (1)

127

Indiferent de cinetica de ardere a carbonului la temperatură ridicată, în afara stratului limită a particulei iese CO ca produs de ardere, acesta urmând să-şi continue procesul de oxidare până la CO2 în volumul camerei de ardere. Premiza unui astfel de proces duce la satbilirea unor fluxuri necesare de oxigen pentru consumarea carbonului determinate astfel: molar: C + ½ O2 = CO (2) gravimetric: 12 kg C + 16 kg O2 = 28 kg CO (3) fluxul masic de C = fC (4) fluxul masic de O2 = fO2 (5) fluxul relativ de masă al oxigenului fO2 = 16/12 * fC (6) Fluxul masic de oxigen ajunge la particulă prin difuzie, după care în contact cu suprafaţa de carbon are loc reacţia chimică de oxidare. Timpul de difuzie este cel care guvernează timpul procesului deoarece reacţia oxigen-carbon este atât de rapidă încât timpul ei este neglijabil. În literatura de specialitate timpul de ardere a carbonului fix este determinat pe baza unor constante experimentale care sunt cuprinse în constanta timpului de ardere a carbonului fix. Ca exemplu amintim relaţia larg adoptată în practică, τr = KD

* dm (7) unde pentru fiecare tip de combustibil se dau constantele KD şi m având ca parametru şi temperatura. În aceastǎ cercetare pentru particulele de lemn, la arderea în suspensie, se propune o metodă de calcul a timpului de ardere a carbonului fix care ţine seama de următoarele particularităţi:

• particula este în suspensie în gazele din camera de ardere, viteza relativă a particulei fiind fie viteza de cădere liberă în camerele verticale, fie viteza de antrenare în camerele orizontale;

• forma particulei poate fi compactă, asemănător unui cub sau stelată, de tip poligonal cu vârfuri ascuţite. Cum suprafaţa secţiunii determină viteza de plutire, rezultă că aceasta va fi funcţie de densitatea aparentă a particulei (densitatea în vrac);

128

• concentraţia de oxigen din mediul din focar este determinată de excesul de aer în procesul de ardere;

• difuzia oxigenului la particulă se face prin stratul limită al particulei, în care are loc variaţia concentraţiei de oxigen de la cea din focar CO2

foc la cea de pe suprafaţă CO2 s = 0. Stratul limită este determinat de viteza relativă a particulei şi de proprietăţile fizice ale mediului din camera de ardere.

• bilanţul termic al particulei determină încălzirea ei: din căldura de reacţie QAR un flux pleacă cu conţinutul de căldură al gazelor CO degajate la temperatura adiabatǎ de ardere în reacţia de formare a lor QCO şi un flux de căldură pleacă transmis prin radiaţie de suprafaţa particulei QRP la temperatura particulei; particula primeşte un flux de căldură prin radiaţia mediului din focar QRF, la temperatura focarului. Particula primeşte sau cedează un flux de căldură prin convecţie care este egal cu conducţia prin stratul limită QCL.

• dimensiunea particulei variază ca urmare a transformării C CO cu mărimea fluxului de masă fC = fO2*12/16. Datorită faptului că lemnul are un conţinut de cenuşă de ordinul 1%, deci neglijabil, dimensiunea finală a particulei este nulă.

S-a urmărit determinarea unui sistem de ecuaţii, dezvoltat cu diferenţe finite, astfel ca să poată fi rezolvat cu un program de calcul. În final a rezultat un soft care urmăreşte cu rigurozitate fenomenul fizic pe toată durata în care particula trece de la forma iniţială la dispariţie.

• Viteza de plutire a a particulei – viteza de cădere Se stabileşte un echilibru de forţe în plutire : forţa de portanţă ascensională este agală cu greutatea particulei. Fg = Fp (8) Fg = ρp*V*9,81 (9) Fp = C*d2*w2*ρg/2 (10) Rezultă viteza de suspendare a particulei: w = (ρp*V*9,81 / (C*d2*ρg/2))^0,5 (11)

129

Pentru calculul numeric al plutirii particulei cubice de lemn se iau următoarele valori:

- particula cubică cu latura d = 2 mm - densitatea lemnului ρp = 800 kg/mc - densitatea aerului ρa = 1,29 kg/mc - coeficientul de portanţă al particulei C = 1,2

Fig. 1 Particula cubică de lemn

Pentru calculul numeric al plutirii particulei stelate de rumeguş se ia în considerare o formă neregulată, de obicei de tip stelat, aşa cum rezultă dintr-un proces de aşchiere. Fig. 2 Particula stelată de rumeguş

2 mm

2 mm

2 mm

130

Pentru calculul numeric al plutirii particulei stelate de rumeguş se consideră că suprafaţa portantă este suprafaţa pătrată circumscrisă formei stelate, pentru care se iau următoarele valori:

- particula stelată cu latura d = 2 mm - cubul de înscriere a particulei cu latura d = 2 mm - densitatea aparentă a lemnului ρp = 200 kg/mc - densitatea aerului ρa = 1,29 kg/mc - coeficientul de portanţă al particulei C = 1,2

Calcule numerice sunt făcute pentru următoarele date:

- diferite valori ale laturii particulei - diferite valori ale temperaturii gazelor de antrenare - diferite forme de particule

Variantele sunt prezentate în tabelul 2. Tabelul 2 Calcule numerice pentru viteza de plutire a particulei .---------------------------------------------------------------------------------------. viteza de plutire a particulei cubice de lemn du latura d mm

plutire in aer t=20 C d 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 w 3.18 3.90 4.50 5.03 5.52 5.96 6.37 viteza de plutire a particulei stelate de rumegus cu latura d mm

plutire in aer t=20 C d 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 w 1.59 1.95 2.25 2.52 2.76 2.98 3.18 viteza de plutire a particulei cubice de lemn du latura 2 mm

plutire in gaze de ardere cu temperatura t 0C t 600 700 800 900 1000 1100 1200 w 8.05 8.50 8.93 9.33 9.72 10.10 10.46 viteza de plutire a particulei stelate de rumegus cu latura 2 mm

plutire in gaze de ardere cu temperatura t 0C t 600 700 800 900 1000 1100 1200

131

w 4.03 4.25 4.46 4.67 4.86 5.05 5.23 viteza de plutire a particulei stelate de rumegus cu latura 4 mm

plutire in gaze de ardere cu temperatura t 0C t 600 700 800 900 1000 1100 1200 w 5.69 6.01 6.31 6.60 6.88 7.14 7.40 viteza de plutire a particulei stelate de rumegus cu latura 6 mm

plutire in gaze de ardere cu temperatura t 0C t 600 700 800 900 1000 1100 1200 w 6.97 7.36 7.73 8.08 8.42 8.75 9.06

Pentru cazul când particula este antrenată de un curent orizontal de gaze, traiectoria este determinată de componenta vitezei orizontale a gazului şi componenta vitezei de cădere gravitaţională. Viteza relativă a particulei în curentul de gaz va fi o compunere a vitezei de antrenare şi vitezei de cădere, ambele viteze fiind egale cu viteza de plutire.

• Cifre caracteristice Re Pentru diferite mǎrimi de particule şi medii de gaze de ardere în care evoluează se calculează criteriul Re, determinant în procesele fizice ale particulei: Re = w *d / υ .

w tot

w antrenare

w cădere

w antrenare = w cădere = w w tot = 1,41 * w

132

Pentru vâscozitatea cinematică a gazelor de ardere în domeniul de temperaturi 800 – 1200 0C s-a determinat, cu eroare admisibilă, relaţia liniară: υ = 0,235 10-6 * t – 61 10-6 [s2/m] (12) Fig.3 Calculul caracteristcilor Re pentru domeniul evoluţiei particulelor de lemn în suspensie

Re pentru particule de 2 mm in suspensie

020406080

100

2 4 6 8 10

viteza relativa a gazelor [m/s]

Re

tg = 900

tg = 1000

tg = 1100

tg = 1200

Re pentru particule de 4 mm in suspensie

0

100

200

2 4 6 8 10

viteza gazelor [m/s]

Re

tg = 900

tg = 1000

tg = 1100

tg = 1200

Re pentru particule de 6 mm in suspensie

0

100

200

300

2 4 6 8 10

viteza gazelor [m/s]

Re

tg = 900

tg = 1000

tg = 1100

tg = 1200

133

• Stratul limită la particula în suspensie

Particula în suspensie are o mişcare laminară în raport cu aerul sau gazul de antrenare. Cifrele Re caracteristice sunt de ordinul 20-200 ceeace conferǎ proceselor de difuzie şi proceselor de tranfer de cǎldurǎ dependenţa specificǎ de invarianţii proceselor laminare. Pentru calculul parmetrilor fizici ai gazului din camera de ardere s-au luat cele ale gazelor de ardere provenite din arderea lemnului. Cifrele Re rezultate sunt prezentate în tabelul 3. Tabelul 3 Cifrele Re pentru particule în suspensie

w 2 3 4 5 6 7 8 9tg = 900 19.0 28.5 37.9 47.4 56.9 66.4 75.9 85.4tg = 1000 17.1 25.6 34.1 42.7 51.2 59.7 68.3 76.8tg = 1100 15.5 23.3 31.0 38.8 46.5 54.3 62.0 69.8tg = 1200 14.2 21.3 28.4 35.5 42.6 49.8 56.9 64.0

w 2 3 4 5 6 7 8 9tg = 900 37.9 56.9 75.9 94.8 113.8 132.8 151.7 170.7tg = 1000 34.1 51.2 68.3 85.3 102.4 119.5 136.5 153.6tg = 1100 31.0 46.5 62.0 77.6 93.1 108.6 124.1 139.6tg = 1200 28.4 42.6 56.9 71.1 85.3 99.5 113.7 127.9

w 2 3 4 5 6 7 8 9tg = 900 56.9 85.4 113.8 142.3 170.7 199.2 227.6 256.1tg = 1000 51.2 76.8 102.4 128.0 153.6 179.2 204.8 230.4tg = 1100 46.5 69.8 93.1 116.3 139.6 162.9 186.1 209.4tg = 1200 42.6 64.0 85.3 106.6 127.9 149.3 170.6 191.9

cifre caracteristice Re pentru particule de 2 mm in suspensie

cifre caracteristice Re pentru particule de 4 mm in suspensie

cifre caracteristice Re pentru particule de 6 mm in suspensie

134

Pentru determinarea grosimii stratului laminar la suprafaţa particulei se utilizează relaţia lui Blasius: δ = 5 * (υ*l/w)^0.5 sau echivalent δ/l = 5 / (Re)^0.5 (13) Cu datele pentru cifrele Re din tabel se calculează grosimile de strat limită pentru diferite diametre de particule, viteze de curgere şi temperaturi ale gazului. Rezultatele sunt prezentate în tabelul 4. Tabelul 4 Grosimea stratului laminar la suprafaţa particulei

grosime de strat limiita [m] pentru particule de 2 mm in suspensie w 2 3 4 5 6 7 8 9 tg = 900 0.00230 0.00187 0.00162 0.00145 0.00133 0.00123 0.00115 0.00108 tg = 1000 0.00242 0.00198 0.00171 0.00153 0.00140 0.00129 0.00121 0.00114 tg = 1100 0.00254 0.00207 0.00180 0.00161 0.00147 0.00136 0.00127 0.00120 tg = 1200 0.00265 0.00217 0.00188 0.00168 0.00153 0.00142 0.00133 0.00125

grosime de strat limiita [m] pentru particule de 4 mm in suspensie w 2 3 4 5 6 7 8 9 tg = 900 0.00325 0.00265 0.00230 0.00205 0.00187 0.00174 0.00162 0.00153 tg = 1000 0.00342 0.00280 0.00242 0.00217 0.00198 0.00183 0.00171 0.00161 tg = 1100 0.00359 0.00293 0.00254 0.00227 0.00207 0.00192 0.00180 0.00169 tg = 1200 0.00375 0.00306 0.00265 0.00237 0.00217 0.00200 0.00188 0.00177

grosime de strat limiita [m] pentru particule de 6 mm in suspensie w 2 3 4 5 6 7 8 9 tg = 900 0.00398 0.00325 0.00281 0.00252 0.00230 0.00213 0.00199 0.00187 tg = 1000 0.00419 0.00342 0.00296 0.00265 0.00242 0.00224 0.00210 0.00198 tg = 1100 0.00440 0.00359 0.00311 0.00278 0.00254 0.00235 0.00220 0.00207 tg = 1200 0.00459 0.00375 0.00325 0.00291 0.00265 0.00246 0.00230 0.00217

Este de observat ordinul de mărime al grosimii stratului limită, de 1... 4 mm. Grosimea stratului limită are o deosebită importanţă în procesele de difuzie la suprafaţa particulei, în particular la difuzia oxigenului la arderea carbonului din particulă. Difuzia se face pe grosimea stratului limită deoarece în afara stratului limită, datorită curgerii cu viteză relativ mare a gazului, concentraţia de O2 este cea medie din camera de ardere.

135

Grosimea mică a stratului de difuzie are drept consecinţă un flux mare de oxigen prin difuzie, ceeace va duce la un timp scurt de ardere a masei carbonoase la sfârşitul procesului de ardere. Mai mult, pe măsură ce diametrul particulei se micşorează ca urmare a consumării carbonului, grosimea stratului limită scade şi fluxul de oxigen creşte, astfel că arderea se intensifică pe măsură ce particula se consumă. Se poate urmări calitativ acest fenomen şi vizual prin urmărirea temperaturii de culoare a particulei. Când devine luminoasă, particula are culoarea roşu închis, apoi, pe traseu se vede cum devine mai luminoasă şi înainte de a dispare apare pentru o fracţiune de secundă o bruscă strălucire spre galben foarte luminos a particulei. Este momentul când, datorită apropierii de 0 a diametrului particulei, grosimea stratului limită tinde spre 0 şi fluxul de oxigen creşte spre ∞ astfel că suprafaţa particulei tinde spre temperatura teoretică de ardere .

• Distanţa între particule În difuzia oxigenului la particulă este importantă cunoaşterea distanţei medii între două particule în suspensie. Această distanţă dacă este mult mai mare decât stratul limtă al particulei nu va influenţa procesul de ardere. O aproximare a distanţei se face cu următoarele ipoteze:

• la o umiditate a lemnului de 12 % volumul aerului minim de ardere este Vo = 4,02 Nm3/kg, volumul minim al gazelor de ardere Vgo = 4,80 Nmc/kg, la un exces de aer α=1, volumul de gaze de ardere este Vg = 6,81 Nm3/kg;

• temperatura gazelor de ardere între tg = 900 şi 1200 0C; • dimensiunea particulei cub cu latura 2 mm. Se alegea particula de

dimensiune minimă care va avea cea mai mică distanţă medie între particule.

• masa particulei m = Vp*ρ = 8*10-9*800 = 6,4 10-6 kg • număr de particule pe 1 kg lemn N = 1/6,4 10-6 = 156000 part/kg

În tabelul 5 se dǎ distanţa medie între două particule în suspensie.

136

Tabelul 5 Distanţa medie între două particule în suspensie temperatura gazelor C 900 1000 1100 1200 volum real de gaze/kg mc 29.3 31.8 34.2 36.7 număr de particule pe 1 mc de gaz - 5324 4905 4561 4251 volumul alocat unei particule 10-4 mc 1.88 2.04 2.19 2.35 distanţa între axe particule = latura volumului mm 57.3` 58.9 60.3 61.7 distanţa între particule δp mm 55.3 56.9 58.3 59.7 grosimea stratului limită δsl (w=9m/s) mm 1.08 1.14 1.20 1.25 raportul dintre distanţa între particule şi grosimea stratului limită δp/δsl (9 m/s; 1000

51 50 49 48

• Fluxurile de căldură asupra particulei Schema fluxurilor de căldură este prezentată în schema de mai jos.

QINC – flux de căldură disponibil pentru încălzire particulei QAR - flux de căldură de reacţie produsă de arderea carbonului pănă la CO QCO - flux de căldură care pleacă cu conţinutul de căldură al gazelor CO degajate la temperatura adiabatǎ de ardere a CO QRF - flux de căldură transmis prin radiaţia mediului din focar, la temperatura focarului QRP - flux de căldură pleacă transmis prin radiaţie de suprafaţa particulei la temperatura particulei QCL - flux de căldură prin convecţie, primit sau cedat, egal cu conducţia prin stratul limită. QAR - FLUXUL DE CĂLDURĂ DE REACŢIE PRODUSĂ DE ARDEREA CARBONULUI PÂNĂ LA CO

QRF QRP

QCO QCL

QINC

QAR

137

Se consideră un interval de timp DELTAU suficient de mic astfel încât variaţia de temperatură în acest interval să nu afecteze sensibil parametrii de desfăşurare a procesului astfel ca, luând de bază temperatura iniţială, să nu apară modificări sensibile cu variaţia temperaturii până la temperatura finală. Se definesc următorii parametri:

- puterea calorică de ardere a carbonului până la CO este HCARB =10308 kJ/kg

C --> CO2 H=406800 [kJ/kmol] – 33900 [kJ/kg] CO --> CO2 H=283100 [kJ/kmol] C --> CO H=123700 [kJ/kmol] - 10308 {kJ/kg]

- particula de lemn de formă cubică cu latura LAT [m] - grosimea stratului de difuzie DELGAZE, egal cu grosimea stratului

limită, definit funcţie de viteza relativă a particulei în gaze WREL şi temperatura medie a stratului limită TLIM, luată ca medie între temperatura focarului TF şi temperatura iniţială a particulei la momentul analizat T1;

- presiunea parţială O2 în gazele din mediul focarului PO2. Excesul de aer existent final determină un conţinut de oxigen O2FIN iar iniţial conţinutul de O2 este cel rezultat în urma arderii volatilelor O2INI. Presiunea de oxigen în mediul din focar se determină la concentraţia medie a oxigenului O2MED = (O2FIN+O2INI)/2

PO2 = 98066*(O2MED/100) [Pa] (14)

- presiunea oxigenului la suprafaţa particulei PO2p = 0 - coeficientul de difuzie al oxigennului DO2 se determină funcţie de

temperatura medie a stratului limită TLIM: DO2 = 0.203*10-4 *((Tlim+273)/273) 1.81 (15)

- constantele molare MO2 = 32 ; RGAZE = 8314 - suprafaţa de activitate reactivă = suprafaţa exterioară a particulei SPART = 6 * LAT2 [m2] (16)

138

Fluxul specific masic de oxigen JO2 este definit de relaţia de transfer de masă: JO2 = DO2*MO2/RGAZE/(T+273)*PO2/DELGAZE [kg/m2/s] (17) Fluxul de masă de carbon în racţie este 12/16 din fluxul specific masic de oxigen înmulţit cu suprafaţa activă: MCFIXARS = 12/16*JO2*SPART [kg/s] (18) În intervalul de timp DELTAU masa de carbon fix care se consumă este: DELMCFIXARS = MCFIXARS * DELTAU [kg] (19) Masa iniţială a carbonului fix este 0,4 din masa combustibilului MCFIX0 = 0,4*MAS0 (20) iar la timpul TAU masa iniţială este MASIN. La finele intervalului de timp DELTAU masa de carbon fix va fi: MASFIN = MASIN- DELMCFIXARS [kg] (21) Fluxul de căldură degajat prin arderea carbonului fix: QR = DELMCFIXARS* (HCARB*1000) [J] (22) QCO - FLUXUL DE CĂLDURĂ CARE PLEACĂ CU CONŢINUTUL DE CĂLDURĂ AL GAZELOR CO DEGAJATE LA TEMPERATURA ADIABATĂ DE ARDERE A PARTICULEI Cantitatea de CO produsă de arderea carbonului este dată de proporţiile materiale: C + ½O2 = CO rezultă 12 kg C -->20 kg CO Masa de carbon consumată în timpul DELTAU este DELMCFIXARS şi rezultă: DELMCO = DELMCFIXARS * 20/12 [kg] (23)

139

Pentru căldura specifică medie masică a CO s-a determinat relaţia de calcul liniară valabilă pentru domeniul 900-1200 C : CPCO = 1,1105 + 0,00012* t [kJ/kg] (24) Oxidul de carbon este degajat la temperatura particulei T1 şi se evacuează la temperatura adiabatǎ Tt de ardere în recţia C CO . Cantitatea de căldură consumată pentru procesul de încălzire va fi: QCO = DELMCO*(CPCO*1000)* (Tt-T1) [J] (25) Pentru căldura specifică medie masică a CO s-a determinat relaţia de calcul liniară valabilă pentru domeniul 900-1200 0C : CPO2 = 1,143 + 86*10-6 * t [kJ/kg] (26) QRF - FLUXUL DE CĂLDURĂ TRANSMIS LA PARTICULǍ PRIN RADIAŢIA MEDIULUI DIN FOCAR, LA TEMPERATURA FOCARULUI Într-o zona de ardere la temperatură ridicată a norului de particule de carbon coeficientul de absorbţie-emisie al volumului este EPSGAZ = 0,9 , coeficientul de absorbţie emisie a particulei de carbon este EPSPART = 1 iar suprafaţa de preluare a radiaţiei este suprafaţa periferică a particulei SPART = 6 * LAT2 [m2]. Rezultă în timpul DELTAU o cantitate de căldură radiată de mediul din focar spre particulă: QRF = C0*EPSGAZ*EPSPART*(TF+273)4 *SPART*DELTAU [J] (27) cu C0=5.76*10-8 QRP - FLUXUL DE CĂLDURĂ TRANSMIS PRIN RADIAŢIE DE SUPRAFAŢA PARTICULEI LA TEMPERATURA PARTICULEI Într-o zona de ardere la temperatură ridicată a norului de particule de carbon coeficientul de absorbţie-emisie al volumului este EPSGAZ = 0,9,

140

coeficientul de absorbţie emisie a particulei de carbon este EPSPART = 1 iar suprafaţa de emisie a radiaţiei este suprafaţa periferică a particulei SPART = 6 * LAT2 [m2]. Rezultă în timpul DELTAU o cantitate de căldură radiată de particulă spre mediul din focar: QRP = C0*EPSGAZ*EPSPART*(TP+273)4 *SPART*DELTAU [J] (28) cu C0=5.76*10-8 QCL - FLUXUL DE CĂLDURĂ PRIN CONVECŢIE, PRIMIT SAU CEDAT, DE PARTICULǍ Particula având o deplasare cu viteza de portanţă în mediul din camera de ardere va efectua un schimb de căldură convectiv cu mediul din focar, care se suprapune transferului de căldură prin radiaţie. Deoarece în calculele anterioare s-a determinat grosimea stratului limită al particulei, este mai simplu să se înlocuiască calculul convecţiei prin calculul conducţiei în stratul limită. Grosimea stratului limită, determinată ca o funcţie de viteza relativă a particulei în gaze WREL şi temperatura medie a stratului limită TLIM, luată ca medie între temperatura focarului TF şi temperatura iniţială a particulei la momentul analizat T1 este dat de relaţia: DELLIM = 5*(ν*LAT/WREL)0,5 (29) Pentru gazele de ardere s-au determinat următoarele relaţii de calcul a parametrilor fizici în domeniul de temperaturi 900 ... 1200 C : viscozotate cinematică ν = 0,235 .10-6 * t – 61 .10-6 [s2/m] (30) conductibilitate termică λ = 0,019 + 0,00009 * t [W/m/K] (31) Parametrii se determină pentru temperatura medie a stratului limită: TLIM = (TF+T1)/2.

141

Rezultă cantitatea de căldură schimbată între mediu şi particulă prin convecţie pe suprafaţa exterioară SPART în timpul DELTAU: QCL = SPART*λ/DELLIM*(TF-TLIM)*DELTAU [J] (32)

• Calculul căldurii de încălzire a particulei şi temperatura particulei după intervalul de timp DELTAU

Din bilanţul termic prezentat anterior rezultă ecuaţia de determinare a cantităţii de cǎldură de încǎzire a particulei dupǎ intervalul de timp DELTAU: QINC = QAR - QCO + QRF - QRP + QCL (33) Această căldură duce la încălzirea particulei şi, deoarece dimensiunea particulei este foarte mică, se poate considera că temperatura particulei este uniformă în tot volumul. Creşterea de temperatură a particulei dupǎ intervalul de timp DELTAU este: DELT = QINC/(MAS1)/(CPC*1000) [K] (34) Căldura specifică a carbonului după o relaţie de interpolare liniară în domeniul 900 ... 1200 0C este : CPC = 1.089 + 0.000334 * t [kJ/kg/K] (35) Rezultă creşterea temperaturii finală a particulei de cocs după intervalul de timp DELTAU de ardere: T1FIN = T1 + DELT (36)

• Conditii iniţiale pentru intervalul urmator

Temperatura finală T1FIN devine temperatură iniţială la intervalul următor de timp. Datorită consumului de masă carbonică, volumul particulei scade. Masa particulei după intervalul de timp este : MASFIN = MASIN- DELMCFIXARS [kg] (37) Volumul particulei este VPARTFIN= MASFIN/ROPART [mc] (38) Latura parliculei va fi LATFIN = VPART

(1/3) (39)

142

Aceste valori finale pentru timpul anterior devin valori iniţiale pentru următorul interval de timp.

• Terminarea calculului Se impune condiţia de terminare a calculului dacă MASFIN <= 0 adică o consumare completă a particulei de carbon. În programul de calcul se poate introduce şi o instrucţiune de restrângere a intervalului de timp dacă salturile de temperatură între iniţial şi final sunt prea mari. 3.2 EVOLUŢIA ÎN TIMPUL DE ARDERE A FLUXURILOR DE CĂLDURĂ ŞI A TEMPERATURII PARTICULEI DE LEMN În programul de calcul ARD_PART s-au introdus datele pentru arderea unei particule de lemn. Programul a fost rulat cu intervale de timp de 1/100 sec astfel ca diferenţele dintre doi timpi succesivi sǎ fie sub 1/100 din valoarea parametrului calculat. În felul acesta eroarea de analizǎ a procesului pe intervale de timp finit este mai micǎ decât 1/00 din fluxurile de cǎldurǎ care ar fi determinate continuu. Datele prinicpale ale cazului studiat, un caz tipic de ardere a unei particule de deşeu de lemn în focarul cu ardere în suspensie, au fost urmǎtoarele : Fig. 4 Variaţia temperaturii particulei funcţie de temperatura focarului T=f(timp)

143

VARIATIA TEMPERATURII PARTICULEI FUNCTIE DE TEMPERATURA FOCARULUI

0

500

1000

1500

2000

2500

0 2 4 6

TIMP [S]

TEM

PER

ATU

RA

PA

RTI

CU

LEI

[C

]

Tf = 500Tf = 600Tf = 1000

Se pot trage urmǎtoarele concluzii din analiza diagrmei de variaţie a temperaturii particulei funcţie de temperatura focarului:

• temperatura particulei creşte, de la valoarea iniţialǎ de echilibru a particulei cu temperatura focarului, la temperatura de 220-2300 C ca urmare a fluxului intens de cǎldurǎ primit prin reacţiile interne. Se constatǎ cǎ la o variaţie foarte largǎ a temperaturii iniţiale a particulei temperatura maximǎ este aproximativ aceiaşi. Rezultatul aratǎ cǎ indiferent de temperatura la care se considerǎ cǎ se începe procesul de ardere reactivǎ a carbonului fix, 500 oC ... 100 0C , temperaturile de reacţie sunt practic aceleaşi.

• Dupǎ perioada de reacţii intense de ardere, dartoritǎ scǎderii dimensiunii (diametrului) particulei, au loc urmǎtoarele fenomene: aportul de cǎldurǎ prin reacţii scade ca urmare a scǎderii volumului particulei, fluxurile de cǎldurǎ eliminate cresc datoritǎ creşterii raportului Sp/Vp suprafaţa lateralǎ de reacţie a particulei raportatǎ la volumul ei.

• In perioada de descreştere a temperaturii, inidferent de temperatura iniţialǎ, curba de descreştere are aceiaşi alurǎ exponenţialǎ şi chiar şi aceleaşi valori în timp.

144

• procesul de ardere se terminǎ, prin consumare totalǎ a particulei la o temperaturǎ de cca. 1100 0C.

Fluxurile de căldurǎ în evoluţia de ardere a particulei prezintǎ un deosebit interes deoarece determinǎ în final echilibrul termici temperatura particulei şi în final consumarea particulei. Fig.5 Alura fluxului de cǎldurǎ prin reacţiile exoterme de oxidare a carbonului

FLUXUL DE CALDURA QAR PRIN ARDEREA CARBONULUI FIX

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 1 2 3 4 5TIMP [s]

Flux

de

cald

ura

[W

QAR

Este de remarcat cǎ, în prima etapǎ, de cca 1s , degajarea de cǎldurǎ prin reacţie este foarte mare ca urmare a suprafeţie mari de reacţie, particula avînd încǎ un diametru apropiat de cel iniţial. Deoarece în timp diametrul particulei scade, scade şi suprafaţa ei lateralǎ şi reacţiile, bazate pe difuzia oxigenului la particulǎ, scad şi ele .Dupǎ cca. 3 s particula este consumatǎ în proporţie de peste 95 % şi procesul se îndreaptǎ asimptotic spre terminarea arderii particulei. Deoarece toate procesele cinetice nu se terminǎ ci tind asimptotic spre 0, şi în acest caz particula nu dispare ci tinde asimptotic cǎte 0. Totuşi, tehnic, considerǎm cǎ arderea particulei este terminatǎ când masa ei a scǎzut sub 1/10-6 din masa iniţialǎ. Cu aceste condiţii rezultǎ cǎ arderea sensibilǎ a particulei se desǎvârşeşte în 3 s şi arderea finalǎ se încheie dupǎ cca. 5 s. Fluxul de cǎldurǎ cu cea mai mare pondere în desfǎşurare procesului de ardere este cel eliminat prin degajarea produselor de ardere la temperatura

145

adiabatǎ de ardere. Justificare acestei ipoteze a fost datǎ anterior. Gazele de ardere, CO , pleacǎ din zona de reacţie cu temperatura adiabatǎ de ardere şi transportǎ un flux de cǎldurǎ arǎtat în diagrama din fig. 6. Figura 6 Flux de căldură degajat prin CO din reacţia de ardere QCO

FLUXUL DE CALDURA DEGAJAT PRIN CO DIN REACTIA DE ARDERE - QCO

00.05

0.10.15

0.20.25

0.3

0 1 2 3 4 5

TIMP [S]

FLU

UX

DE

CA

LDU

RA

QC

O [

W]

QCO

În ordinea importanţei ca pondere a fluxurilor de cǎldurǎ urmeazǎ fluxul de cǎldurǎ pentru încǎlzirea particulei QINC. Încǎlzirea particulei este un rezultat al bilanţului termic al fluxurilor de cǎldurǎ din fiecare moment al procesului de ardere. Fluxul cu aport de cǎldurǎ este cǎldura de reacţie şi din acesta se scad fluxurile de cǎldurǎ evacuate de particulǎ. Cǎldura diponibilǎ rǎmasǎ reprezintǎ cǎldura de încǎlzire a particulei şi duce la ridicarea temperaturii particulei. Fig. 7 Variaţia fluxului de cǎldurǎ pentru încǎlzirea particulei QINC

146

VARIATIA FLUXULUI DE INCALZIRE A PARTICULEI QINC IN TIMPUL DE ARDERE

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0 1 2 3 4 5

TIMPUL DE ARDERE [s]

FLU

XUL

DE

CA

LDU

RA

D

E IN

CA

LZIR

E A

PA

RTI

CU

LEI

QA

R [

W]

QINC

Variaţia fluxului de încǎlzire a particulei este semnificativǎ pentru procesul de ardere a particulei. În prima perioadǎ de timp, cca.1 s , fluxul de cǎldurǎ este foarte mare şi duce la încǎlzirea rapidǎ a particulei. Între timpul de 1 şi 2 secunde apare un deficit de cǎldurǎ care duce la o scǎdere a temperaturii particulei. Acest fapt apare clar şi în evoluţia temperaturii particulei unde, dupǎ atingerea unui maxim la cca 1 secundǎ de proces, temperatura începe sǎ scadǎ. Scǎderea temperaturii este mai lentǎ spre sfârşitul procesului deoarece deficitul de flux de cǎldurǎ al particulei devine din ce în ce mai mic, pe de o parte, pe de altǎ parte volumul (respectiv masa) de particulǎ care rǎmîne de încǎlzit este din ce în ce mai micǎ. Douǎ fluxuri de cǎldurǎ cu influenţǎ mult mai micǎ sunt cele de conducţie prin stratul limitǎ QCOND şi de radiaţie a particulei QR. Ambele fluxuri de cǎldurǎ sunt proporţionale cu suprafaţa particulei şi deci este de aşteptat cǎ au o pondere mai importantǎ în prima secundǎ de proces, când încǎ particula are o dimensiune relativ mare, şi devin foarte mici spre sfârşitul procesului când particula are o dimensiune foarte micǎ. Fig. 8 Curbele de variaţie a celor douǎ fluxuri de cǎldurǎ

147

VARIATIA FLUXURILOR DE CALDURA PIERDUTE PRIN SUPRAFATA PARTICULEI

QCOND SI QR FUNCTIE DE TIMPUL DE ARDERE

-3.00E-02-2.50E-02-2.00E-02-1.50E-02-1.00E-02-5.00E-030.00E+005.00E-031.00E-021.50E-02

0 1 2 3 4 5

TIMPUL DE ARDERE [s]

FL

UX

DE

CA

LD

UR

[W] QCONDLIM

QR

Ambele curbe de pierderi de cǎldurǎ ale suprafaţei particulei au aprioximativ aceiaşi alurǎ. La început, când particula are dimensiune mare şi suprafaţǎ lateralǎ mare, pierderile sunt mari, apoi pierderile devin negative (aporturi de cǎldurǎ) datoritǎ faptului cǎ temperatura particulei devine mai mare decât temperatura focarului. Pe mǎsurǎ ce suprafaţa particulei scade spre sfârşitul procesului, pierderile de cǎldurǎ devin din ce în ce mai mici, apoi, dupǎ secunda 2, devin pozitive, dar cu valori foarte mici. Pentru ansamblul procesului, deorece variaţiile de temperaturi şi fluxuri de cǎldurǎ sunt foarte mari pe parcursul procesului, valori mari de fluxuri de cǎldurǎ în primul interval de timp şi valori foarte mici de fluxuri în timpul de la sfârşitul procesului de ardere, rezultatele se vor prezenta pe fracţiuni de timp. În figurile 9, 10, 11, 12 si 13 se prezintǎ succesiv cele 5 secunde ale procesului de ardere a particulei de lemn. Fig. 9 Fluxuri de căldură în intervalul de timp 0 – 1 s

148

FLUXURI DE CALDURA IN INTERVALUL DE TIMP 0-1 s

-0.050

0.050.1

0.150.2

0.250.3

0.35

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

INTERVAL DE TIMP [s]

FLU

XUR

I DE

CA

LDU

RA

[W

]

QARQRQCOQCONDLIMQINC

Fig. 10 Fluxuri de căldură în intervalul de timp 1 – 2 s

FLUXURI DE CALDURA IN INTERVALUL DE TIMP 1-2 s

-0.04

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

1 1.2 1.4 1.6 1.8 2

INTERVAL DE TIMP [s]

FLU

XU

RI D

E C

ALD

UR

A

QARQRQCOQCONDLIMQINC

Fig. 11 Fluxuri de căldură în intervalul de timp 2 – 3 s

149

FLUXURI DE CALDURA IN INTERVALUL DE TIMP 2-3 s

-5.00E-03

0.00E+00

5.00E-03

1.00E-02

1.50E-02

2.00E-02

2 2.2 2.4 2.6 2.8 3

INTERVAL DE TIMP [s]

FL

UX

UR

I DE

CA

LD

U

QARQRQCOQCONDLIMQINC

Fig. 12 Fluxuri de căldură în intervalul de timp 3 – 4 s

FLUXURI DE CALDURA IN INTERVALUL DE TIMP 3-4 s

-1.00E-03-5.00E-040.00E+005.00E-041.00E-031.50E-032.00E-032.50E-03

3 3.2 3.4 3.6 3.8 4

INTERVAL DE TIMP [s]

FLUX

URI D

E CA

LDUR

A [W

] QARQRQCOQCONDLIMQINC

Fig. 13 Fluxuri de căldură în intervalul de timp 4 – 5 s

150

FLUXURI DE CALDURA IN INTERVALUL DE TIMP 4-5 s

-5.00E-05

0.00E+00

5.00E-05

1.00E-04

1.50E-04

2.00E-04

4 4.2 4.4 4.6 4.8 5

INTERVAL DE TIMP [s]

FLU

XUR

I DE

CA

LDU

RA

[W

]

QARQRQCOQCONDLIMQINC

3.3. MĂSURĂRI DE TIMP DE ARDERE A PARTICULELOR

151

ÎN SUSPENSIE

Fig. 14 Cantitǎţi de cǎldurǎ funcţie de timp în procesul de ardere a particulei de combustibil solid

CANTITATI DE CALDURA FUNCTIE DE TIMP

-0.05

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0 1 2 3 4 5

TIMP [s]

Q [k

J

QAR

QR

QCO

QCONDLIM

QINC

CONCLUZII

152

• Procesul de ardere al particulei de combustibil solid fiind un proces cu

fenomene complexe, de volum pentru variaţia temperaturii şi de suprafaţǎ pentru cǎlduri de reacţie şi pierderi (sau aport) de cǎldurǎ ale suprafeţei, descrierea procesului se poate face numai printr-un calcul numeric bazat pe un model fizic cât mai complet al procesului real de ardere;

• Validitatea modelului fizic este datǎ în primul rând de corectitudinea a doi parametrii care pot fi mǎsuraţi experimental:

• timpul de ardere al particulei • temperatura particulei în procesul de ardere

• Al doilea criteriu de validare este bilanţul termic al particulei. O atribuire greşitǎ a unei variaţii a parametrilor principali QAR şi QCO duce la soluţii total netehnice ale desfǎşurǎrii procesului. De exemplu, luare în consideraţie a temperaturii de degajare a CO la temperatura focarului, ceeace este o eroare deoarece CO se creazǎ la temperatura de reacţie, duce imediat la o absurditate, şi anume, nivele de temperaturi cu mult mai mari decât temperatura adiabatǎ de ardere a carbonului. Aici trebuie menţionat faptul cǎ un calcul calorimetric al temperaturii adiabete de ardere este totdeauna confirmat de un calcul analitic al proceselor din egalitatea degajǎrilor de cǎldurǎ şi al absorbţiilor sau pierderilor de cǎldurǎ.

• Procesul de ardere al particulei de combustibil este foarte variat în timp. Dupǎ o perioadǎ de procese foarte intense datoritǎ suprafeţei laterale relativ mari a particulei, volumul particulei scade atât de mult încât suprafaţa exterioarǎ devenind foarte micǎ, procesele se încetinesc considerabil. În acestǎ fazǎ trebuie aleasǎ o limitǎ de declarare tehnicǎ a terminǎrii procesului de ardere, deoarece din punct de vedere fenomenologic procesul tinde spre masa zero a particulei la timpul infinit. S-a considerat cǎ terminare timpului de ardere este acela în care masa iniţialǎ s-a redus de 1*10-6 ori, ceeace implicǎ reducerea tuturor temenilor de proces la nivelul de pǎrţi pe milion (ppm ).

• Asociind la timpul de ardere a unei particule elementele de ardere în interiorul unui focar:

• numǎrul de particule pe unitatea de volum • cǎldura degajatǎ de arderea unei particule • timpul de ardere a unei particule,

153

se poate determina încǎrcarea termicǎ specificǎ a focarului.

3.4 PARAMETRII DE ARDERE A PARTICULEI DE COMBUSTIBIL SOLID FUNCŢIE DE TEMPERATURA FOCARULUI

154

Deoarece datele de calcul au fost obţinute pentru foarte multe situaţii de funcţionare a unui focar cu ardere în suspensie a particulelor de lemn, prezentarea lor graficǎ nu s-a mai fǎcut în teza de doctorat şi s-au prezentat sintetic rezultatele pentru valori de temperaturi de focar între 700, 800 şi 900 0C , dimensiuni de particulǎ de 2 , 4, 6 şi 8 mm.

• Rezultate de calcul pentru arderea particulei de lemn la temperaturi de focar de 700...9000C

DATE DE CALCUL PENTRU ARDEREA PARTICULEI TF = 700 DATE INITIALE' ------------------' PARTICULE DE 2,4,6,8 mm' FOR J=2 TO 8 STEP 2 RO=800:MAS0=VOL0*RO: CFIX0=.4:MCFIX0=CFIX0*MAS0 VOLUMUL MCFIX=VOLUMUL MAS0 ROCFIX=MCFIX0/VOL0 TF=700:T1=500 O2FOCINI=.16:O2FOCFIN=.11 C0=5.76E-08:EPSGAZ=.9:EPSLEMN=1 HCARB=10308 INTERVALE DE TIMP [s] .01 TF=700 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 2 SS mmp = 4.000001 VOL mmc = 8.000002 DELLIM mm = .7252838 WREL = 7.604036 JO2 kg/h/mp = 696.3614 QR = 1.118199E-03 QAR = .3589047 QCO = .1091572 QCONDLIM = 4.831213E-03 QINC = .2556969 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2617.196 MC1/MC0 = .1725668 DEL mm = 1.11348 SS mmp = 1.239837 VOL mmc = 1.380534 DELLIM mm = 1.270055 WREL = 5.673752 JO2 kg/h/mp = 593.7578 QR = -4.427145E-02 QAR = 9.485459E-02 QCO = 2.884905E-02 QCONDLIM = -1.889628E-02 QINC = 2.837818E-03 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 2195.08 MC1/MC0 = .0168354 DEL mm = .5125912 SS mmp = .2627497 VOL mmc = .1346831 DELLIM mm = .9640164 WREL = 3.849592 JO2 kg/h/mp = 322.8287 QR = -4.932015E-03 QAR = 1.092946E-02 QCO = 3.324083E-03 QCONDLIM = -3.649815E-03 QINC =-9.764528E-04

155

TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 1568.445 MC1/MC0 = 1.078898E-03 DEL mm = .2051272 SS mmp = 4.207715E-02 VOL mmc = 8.631164E-03 DELLIM mm = .657903 WREL = 2.435234 JO2 kg/h/mp = 153.8812 QR = -2.312599E-04 QAR = 8.342886E-04 QCO = 2.537403E-04 QCONDLIM = -4.035062E-04 QINC =-5.421788E-05 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 1044.74 MC1/MC0 = 3.550746E-05 DEL mm = 6.573601E-02 SS mmp = 4.321223E-03 VOL mmc = 2.840599E-04 DELLIM mm = .4143315 WREL = 1.378576 JO2 kg/h/mp = 63.84293 QR = -4.746646E-06 QAR = 3.554707E-05 QCO = 1.081128E-05 QCONDLIM = -2.103611E-05 QINC =-1.046963E-06 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 772.307 MC1/MC0 = 2.664375E-07 DEL mm = 1.286951E-02 SS mmp = 1.656242E-04 VOL mmc = 2.131502E-06 DELLIM mm = .2430512 WREL = .6099723 JO2 kg/h/mp = 19.50592 QR = -2.555394E-08 QAR = 4.162696E-07 QCO = 1.266041E-07 QCONDLIM = -2.520412E-07 QINC = 1.207036E-08 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 256 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 4 SS mmp = 16 VOL mmc = 64.00001 DELLIM mm = .8625132 WREL = 10.75373 JO2 kg/h/mp = 1139.11 QR = 4.472796E-03 QAR = 2.34839 QCO = .7142386 QCONDLIM = 1.625019E-02 QINC = 1.654874 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2806.122 MC1/MC0 = .2479034 DEL mm = 2.512779 SS mmp = 6.314059 VOL mmc = 15.86584 DELLIM mm = 1.608344 WREL = 8.523269 JO2 kg/h/mp = 1085.256 QR = -.2912924 QAR = .8829282 QCO = .2685336 QCONDLIM = -8.769739E-02 QINC = .2354049 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 2923.926 MC1/MC0 = 3.597535E-02 DEL mm = 1.320469 SS mmp = 1.743639 VOL mmc = 2.302422 DELLIM mm = 1.396116 WREL = 6.178646 JO2 kg/h/mp = 697.9651 QR = -9.360722E-02 QAR = .1568104 QCO = 4.769226E-02 QCONDLIM = -3.034317E-02 QINC =-1.483228E-02 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 2341.685 MC1/MC0 = 3.746325E-03 DEL mm = .6212431 SS mmp = .385943 VOL mmc = .2397644 DELLIM mm = 1.042218 WREL = 4.23799 JO2 kg/h/mp = 377.7659 QR = -9.171842E-03 QAR = 1.878583E-02

156

QCO = 5.713515E-03 QCONDLIM = -5.68571E-03 QINC =-1.785241E-03 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 1712.553 MC1/MC0 = 2.678373E-04 DEL mm = .2578399 SS mmp = 6.648141E-02 VOL mmc = 1.714156E-02 DELLIM mm = .7247423 WREL = 2.730261 JO2 kg/h/mp = 184.849 QR = -5.047721E-04 QAR = 1.58344E-03 QCO = 4.815871E-04 QCONDLIM = -7.109131E-04 QINC =-1.138322E-04 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 1146.378 MC1/MC0 = 1.072565E-05 DEL mm = 8.821337E-02 SS mmp = 7.781599E-03 VOL mmc = 6.86441E-04 DELLIM mm = .4640676 WREL = 1.596969 JO2 kg/h/mp = 79.68295 QR = -1.275728E-05 QAR = 7.989482E-05 QCO = 2.429919E-05 QCONDLIM = -4.584714E-05 QINC =-3.008783E-06 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 816.647 MC1/MC0 = 1.301727E-07 DEL mm = 2.027215E-02 SS mmp = 4.109601E-04 VOL mmc = 8.331045E-06 DELLIM mm = .2785517 WREL = .7655598 JO2 kg/h/mp = 27.03012 QR = -1.09388E-07 QAR = 1.431304E-06 QCO = 4.353166E-07 QCONDLIM = -9.009065E-07 QINC =-1.430681E-08 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 317 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 6 SS mmp = 36 VOL mmc = 216 DELLIM mm = .9545276 WREL = 13.17058 JO2 kg/h/mp = 1519.114 QR = 1.006379E-02 QAR = 7.04656 QCO = 2.143139 QCONDLIM = 3.303833E-02 QINC = 4.946523 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2756.285 MC1/MC0 = .2975406 DEL mm = 4.005591 SS mmp = 16.04475 VOL mmc = 64.26871 DELLIM mm = 1.792064 WREL = 10.76124 JO2 kg/h/mp = 1501.247 QR = -.6929645 QAR = 3.103628 QCO = .9439365 QCONDLIM = -.192793 QINC = 1.273934 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 3318.567 MC1/MC0 = 5.411048E-02 DEL mm = 2.269402 SS mmp = 5.150186 VOL mmc = 11.68784 DELLIM mm = 1.697072 WREL = 8.099996 JO2 kg/h/mp = 1077.595 QR = -.441853 QAR = .7150933 QCO = .2174883 QCONDLIM = -9.528184E-02 QINC =-3.952974E-02 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 2836.84 MC1/MC0 = 7.130605E-03 DEL mm = 1.154852 SS mmp = 1.333684 VOL mmc = 1.540208 DELLIM mm = 1.331048 WREL = 5.778198 JO2 kg/h/mp = 627.4404

157

QR = -6.404548E-02 QAR = .1078226 QCO = 3.279314E-02 QCONDLIM = -2.288693E-02 QINC =-1.190293E-02 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 2223.964 MC1/MC0 = 6.97067E-04 DEL mm = .5319975 SS mmp = .2830213 VOL mmc = .1505666 DELLIM mm = .9789093 WREL = 3.921786 JO2 kg/h/mp = 332.82 QR = -5.571889E-03 QAR = 1.213704E-02 QCO = 3.691357E-03 QCONDLIM = -3.980753E-03 QINC =-1.106955E-03 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 1595.583 MC1/MC0 = 4.564967E-05 DEL mm = .2144359 SS mmp = 4.598274E-02 VOL mmc = 9.860348E-03 DELLIM mm = .6703841 WREL = 2.489877 JO2 kg/h/mp = 159.4341 QR = -2.69244E-04 QAR = 9.446272E-04 QCO = 2.872987E-04 QCONDLIM = -4.507745E-04 QINC =-6.268997E-05 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 1062.922 MC1/MC0 = 1.563788E-06 DEL mm = 6.964296E-02 SS mmp = 4.850143E-03 VOL mmc = 3.377783E-04 DELLIM mm = .4234621 WREL = 1.418952 JO2 kg/h/mp = 66.66236 QR = -5.754805E-06 QAR = 4.166003E-05 QCO = 1.267047E-05 QCONDLIM = -2.452436E-05 QINC =-1.289604E-06 TIMP s = 3.5 I = 350 T1 = 783.1772 MC1/MC0 = 1.298149E-08 DEL mm = 1.410131E-02 SS mmp = 1.988469E-04 VOL mmc = 2.804001E-06 DELLIM mm = .250083 WREL = .638497 JO2 kg/h/mp = 20.8314 QR = -3.587958E-08 QAR = 5.337302E-07 QCO = 1.623285E-07 QCONDLIM = -3.402425E-07 QINC =-4.720477E-09 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 357 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 8 SS mmp = 64.00001 VOL mmc = 512.0002 DELLIM mm = 1.025706 WREL = 15.20807 JO2 kg/h/mp = 1863.362 QR = 1.789118E-02 QAR = 15.36603 QCO = 4.67342 QCONDLIM = 5.465893E-02 QINC = 10.76516 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2670.772 MC1/MC0 = .3339733 DEL mm = 5.55044 SS mmp = 30.80738 VOL mmc = 170.9945 DELLIM mm = 1.91581 WREL = 12.66756 JO2 kg/h/mp = 1870.995 QR = -1.185009 QAR = 7.426975 QCO = 2.258838 QCONDLIM = -.3245524 QINC = 3.658575 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 3540.153 MC1/MC0 = 7.108886E-02 DEL mm = 3.314036 SS mmp = 10.98283 VOL mmc = 36.39751 DELLIM mm = 1.923728 WREL = 9.788311 JO2 kg/h/mp = 1448.257 QR = -1.198591 QAR = 2.049484 QCO = .6233295 QCONDLIM = -.204119 QINC = 2.344401E-02

158

TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 3199.755 MC1/MC0 = 1.094571E-02 DEL mm = 1.776252 SS mmp = 3.155073 VOL mmc = 5.604205 DELLIM mm = 1.56891 WREL = 7.166077 JO2 kg/h/mp = 892.3119 QR = -.2364211 QAR = .3627525 QCO = .1103275 QCONDLIM = -5.866175E-02 QINC =-4.265783E-02 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 2608.602 MC1/MC0 = 1.294401E-03 DEL mm = .8718592 SS mmp = .7601386 VOL mmc = .6627339 DELLIM mm = 1.192876 WREL = 5.020561 JO2 kg/h/mp = 498.5136 QR = -2.681707E-02 QAR = 4.882634E-02 QCO = 1.485003E-02 QCONDLIM = -1.225128E-02 QINC =-5.092037E-03 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 1984.876 MC1/MC0 = 1.105154E-04 DEL mm = .3839114 SS mmp = .1473879 VOL mmc = 5.658391E-02 DELLIM mm = .8562173 WREL = 3.331537 JO2 kg/h/mp = 255.1275 QR = -1.917278E-03 QAR = 4.84511E-03 QCO = 1.47359E-03 QCONDLIM = -1.855486E-03 QINC =-4.01245E-04 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 1370.891 MC1/MC0 = 5.914427E-06 DEL mm = .1446754 SS mmp = 2.093096E-02 VOL mmc = 3.028193E-03 DELLIM mm = .5678489 WREL = 2.045156 JO2 kg/h/mp = 116.7404 QR = -6.951501E-05 QAR = 3.148435E-04 QCO = 9.575644E-05 QCONDLIM = -1.664617E-04 QINC =-1.688959E-05 TIMP s = 3.5 I = 350 T1 = 925.5671 MC1/MC0 = 1.366328E-07 DEL mm = 4.120421E-02 SS mmp = 1.697787E-03 VOL mmc = 6.995597E-05 DELLIM mm = .3502832 WREL = 1.09144 JO2 kg/h/mp = 45.20187 QR = -1.027483E-06 QAR = 9.888353E-06 QCO = 3.007441E-06 QCONDLIM = -6.044896E-06 QINC =-1.914664E-07 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 388 DATE DE CALCUL PENTRU ARDEREA PARTICULEI TF = 800 DATE INITIALE' ------------------' PARTICULE DE 2,4,6,8 mm' FOR J=2 TO 8 STEP 2 RO=800:MAS0=VOL0*RO: CFIX0=.4:MCFIX0=CFIX0*MAS0 VOLUMUL MCFIX=VOLUMUL MAS0 ROCFIX=MCFIX0/VOL0 TF=800:T1=500 O2FOCINI=.16:O2FOCFIN=.11

159

C0=5.76E-08:EPSGAZ=.9:EPSLEMN=1 HCARB=10308 INTERVALE DE TIMP [s] .01 TF = 800 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 2 SS mmp = 4.000001 VOL mmc = 8.000002 DELLIM mm = .7579563 WREL = 7.985232 JO2 kg/h/mp = 667.0205 QR = 2.008318E-03 QAR = .3437824 QCO = .1045579 QCONDLIM = 7.361903E-03 QINC = .2485947 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2602.248 MC1/MC0 = .1832881 DEL mm = 1.136078 SS mmp = 1.290674 VOL mmc = 1.466307 DELLIM mm = 1.2644 WREL = 6.018339 JO2 kg/h/mp = 584.1211 QR = -4.484113E-02 QAR = 9.714128E-02 QCO = 2.954453E-02 QCONDLIM = -1.899685E-02 QINC = 3.75877E-03 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 2221.803 MC1/MC0 = 1.951436E-02 DEL mm = .5384535 SS mmp = .2899322 VOL mmc = .156115 DELLIM mm = .9774402 WREL = 4.143303 JO2 kg/h/mp = 326.3203 QR = -5.623224E-03 QAR = 1.219059E-02 QCO = 3.707645E-03 QCONDLIM = -3.921711E-03 QINC =-1.061985E-03 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 1641.2 MC1/MC0 = 1.396697E-03 DEL mm = .2235616 SS mmp = 4.997979E-02 VOL mmc = 1.117356E-02 DELLIM mm = .6875979 WREL = 2.669754 JO2 kg/h/mp = 160.8331 QR = -3.135183E-04 QAR = 1.035749E-03 QCO = 3.150124E-04 QCONDLIM = -4.727244E-04 QINC =-6.550629E-05 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 1155.385 MC1/MC0 = 5.407999E-05 DEL mm = 7.563251E-02 SS mmp = 5.720278E-03 VOL mmc = 4.32639E-04 DELLIM mm = .4533075 WREL = 1.552841 JO2 kg/h/mp = 69.4987 QR = -8.413416E-06 QAR = 5.122456E-05 QCO = 1.557942E-05 QCONDLIM = -2.878907E-05 QINC =-1.557346E-06 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 889.8805 MC1/MC0 = 5.852764E-07 DEL mm = 1.672952E-02 SS mmp = 2.798767E-04 VOL mmc = 4.682203E-06 DELLIM mm = .2806739 WREL = .7303218 JO2 kg/h/mp = 23.01728 QR = -7.299855E-08 QAR = 8.300517E-07 QCO = 2.524518E-07 QCONDLIM = -5.111037E-07 QINC =-6.502262E-09 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 263 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 4 SS mmp = 16 VOL mmc = 64.00001

160

DELLIM mm = .9013677 WREL = 11.29283 JO2 kg/h/mp = 1091.115 QR = 8.033272E-03 QAR = 2.249442 QCO = .6841448 QCONDLIM = 2.476237E-02 QINC = 1.598093 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2768.25 MC1/MC0 = .2603412 DEL mm = 2.554119 SS mmp = 6.523521 VOL mmc = 16.66185 DELLIM mm = 1.592205 WREL = 9.023875 JO2 kg/h/mp = 1061.3 QR = -.2848219 QAR = .8920816 QCO = .2713175 QCONDLIM = -8.688628E-02 QINC = .249056 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 2927.834 MC1/MC0 = .0408107 DEL mm = 1.377161 SS mmp = 1.896571 VOL mmc = 2.611884 DELLIM mm = 1.399628 WREL = 6.626205 JO2 kg/h/mp = 698.781 QR = -.1018984 QAR = .1707634 QCO = 5.193593E-02 QCONDLIM = -3.230816E-02 QINC =-1.537915E-02 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 2383.556 MC1/MC0 = 4.676127E-03 DEL mm = .668891 SS mmp = .4474151 VOL mmc = .2992719 DELLIM mm = 1.064736 WREL = 4.617961 JO2 kg/h/mp = 389.2989 QR = -1.124439E-02 QAR = 2.244286E-02 QCO = 6.825765E-03 QCONDLIM = -6.478357E-03 QINC =-2.105656E-03 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 1797.673 MC1/MC0 = 3.774187E-04 DEL mm = .2890689 SS mmp = 8.356083E-02 VOL mmc = 2.415484E-02 DELLIM mm = .7624836 WREL = 3.035801 JO2 kg/h/mp = 197.4734 QR = -7.389466E-04 QAR = 2.126159E-03 QCO = 6.466495E-04 QCONDLIM = -8.914885E-04 QINC =-1.509258E-04 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 1269.564 MC1/MC0 = 1.79673E-05 DEL mm = .1047661 SS mmp = 1.097594E-02 VOL mmc = 1.149907E-03 DELLIM mm = .5109541 WREL = 1.827608 JO2 kg/h/mp = 88.99126 QR = -2.467427E-05 QAR = 1.258559E-04 QCO = 3.827778E-05 QCONDLIM = -6.786245E-05 QINC =-4.958587E-06 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 940.4644 MC1/MC0 = 3.101902E-07 DEL mm = 2.707714E-02 SS mmp = 7.331712E-04 VOL mmc = 1.985218E-05 DELLIM mm = .3233457 WREL = .9291246 JO2 kg/h/mp = 32.59311 QR = -3.202844E-07 QAR = 3.079042E-06 QCO = 9.36459E-07 QCONDLIM = -1.859781E-06 QINC =-3.748255E-08 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 325 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 6 SS mmp = 36 VOL mmc = 216 DELLIM mm = .997527 WREL = 13.83083 JO2 kg/h/mp = 1455.108

161

QR = 1.807486E-02 QAR = 6.749666 QCO = 2.052842 QCONDLIM = 5.034451E-02 QINC = 4.765244 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2710.082 MC1/MC0 = .3104731 DEL mm = 4.062804 SS mmp = 16.50638 VOL mmc = 67.06219 DELLIM mm = 1.770977 WREL = 11.38113 JO2 kg/h/mp = 1464.356 QR = -.6662633 QAR = 3.11446 QCO = .9472313 QCONDLIM = -.1890174 QINC = 1.311948 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 3305.573 MC1/MC0 = 6.056714E-02 DEL mm = 2.3563 SS mmp = 5.552147 VOL mmc = 13.08252 DELLIM mm = 1.692353 WREL = 8.667378 JO2 kg/h/mp = 1072.467 QR = -.4682101 QAR = .7672364 QCO = .2333471 QCONDLIM = -.1004911 QINC =-3.481189E-02 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 2865.721 MC1/MC0 = 8.711923E-03 DEL mm = 1.23459 SS mmp = 1.524212 VOL mmc = 1.881776 DELLIM mm = 1.348659 WREL = 6.273846 JO2 kg/h/mp = 641.4713 QR = -7.563952E-02 QAR = .1259815 QCO = 3.831599E-02 QCONDLIM = -2.576816E-02 QINC =-1.374213E-02 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 2289.573 MC1/MC0 = 9.489591E-04 DEL mm = .5896133 SS mmp = .3476438 VOL mmc = .2049754 DELLIM mm = 1.013321 WREL = 4.33567 JO2 kg/h/mp = 351.3498 QR = -7.532597E-03 QAR = 1.573833E-02 QCO = 4.786652E-03 QCONDLIM = -4.845539E-03 QINC =-1.426458E-03 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 1705.268 MC1/MC0 = 7.14963E-05 DEL mm = .2490266 SS mmp = 6.201424E-02 VOL mmc = 1.544319E-02 DELLIM mm = .7180699 WREL = 2.817704 JO2 kg/h/mp = 175.2645 QR = -4.497615E-04 QAR = 1.400457E-03 QCO = 4.259346E-04 QCONDLIM = -6.179608E-04 QINC =-9.320007E-05 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 1200.446 MC1/MC0 = 3.029279E-06 DEL mm = 8.681557E-02 SS mmp = 7.536942E-03 VOL mmc = 6.543239E-04 DELLIM mm = .4765113 WREL = 1.663686 JO2 kg/h/mp = 77.12458 QR = -1.323693E-05 QAR = 7.489838E-05 QCO = 2.277957E-05 QCONDLIM = -4.143086E-05 QINC =-2.54899E-06 TIMP s = 3.5 I = 350 T1 = 908.973 MC1/MC0 = 4.036824E-08 DEL mm = 2.058248E-02 SS mmp = 4.236383E-04 VOL mmc = 8.719526E-06 DELLIM mm = .2980015 WREL = .8100678 JO2 kg/h/mp = 26.72572 QR = -1.375265E-07 QAR = 1.458845E-06 QCO = 4.436927E-07 QCONDLIM = -8.914208E-07 QINC =-1.379522E-08

162

TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 367 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 8 SS mmp = 64.00001 VOL mmc = 512.0002 DELLIM mm = 1.071912 WREL = 15.97046 JO2 kg/h/mp = 1784.85 QR = 3.213309E-02 QAR = 14.71858 QCO = 4.476506 QCONDLIM = 8.329041E-02 QINC = 10.3575 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2621.664 MC1/MC0 = .3470281 DEL mm = 5.621836 SS mmp = 31.60504 VOL mmc = 177.6784 DELLIM mm = 1.892167 WREL = 13.38787 JO2 kg/h/mp = 1822.647 QR = -1.12859 QAR = 7.422381 QCO = 2.257441 QCONDLIM = -.3157908 QINC = 3.720559 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 3512.068 MC1/MC0 = .0788004 DEL mm = 3.429779 SS mmp = 11.76338 VOL mmc = 40.34579 DELLIM mm = 1.91164 WREL = 10.45696 JO2 kg/h/mp = 1435.024 QR = -1.243593 QAR = 2.175083 QCO = .6615293 QCONDLIM = -.2133267 QINC = .0566345 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 3219.371 MC1/MC0 = 1.317411E-02 DEL mm = 1.88943 SS mmp = 3.569945 VOL mmc = 6.74516 DELLIM mm = 1.582097 WREL = 7.761362 JO2 kg/h/mp = 907.249 QR = -.272848 QAR = .4173231 QCO = .1269246 QCONDLIM = -6.546866E-02 QINC =-.0479181 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 2663.357 MC1/MC0 = 1.721518E-03 DEL mm = .958798 SS mmp = .9192936 VOL mmc = .8814168 DELLIM mm = 1.224669 WREL = 5.528867 JO2 kg/h/mp = 522.0636 QR = -3.479694E-02 QAR = 6.183894E-02 QCO = 1.880768E-02 QCONDLIM = -1.467409E-02 QINC =-6.439767E-03 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 2079.171 MC1/MC0 = 1.667144E-04 DEL mm = .4402992 SS mmp = .1938634 VOL mmc = 8.535791E-02 DELLIM mm = .9026055 WREL = 3.746679 JO2 kg/h/mp = 277.233 QR = -2.943138E-03 QAR = 6.925084E-03 QCO = 2.106194E-03 QCONDLIM = -2.448993E-03 QINC =-5.732402E-04 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 1507.217 MC1/MC0 = 1.057863E-05 DEL mm = .175617 SS mmp = 3.084134E-02 VOL mmc = 5.416263E-03 DELLIM mm = .6243621 WREL = 2.366224 JO2 kg/h/mp = 132.8824 QR = -1.393861E-04 QAR = 5.280621E-04 QCO = 1.606046E-04 QCONDLIM = -2.574462E-04 QINC =-2.937486E-05 TIMP s = 3.5 I = 350 T1 = 1068.851 MC1/MC0 = 3.282184E-07 DEL mm = 5.518374E-02 SS mmp = 3.045246E-03 VOL mmc = 1.680481E-04

163

DELLIM mm = .4061391 WREL = 1.326411 JO2 kg/h/mp = 54.92004 QR = -3.025455E-06 QAR = 2.154952E-05 QCO = 6.554065E-06 QCONDLIM = -1.246989E-05 QINC =-4.998874E-07 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 399 DATE DE CALCUL PENTRU ARDEREA PARTICULEI TF=900 EXCES 1.5 ; TTCO=975' DATE INITIALE' ------------------' PARTICULE DE 2,4,6,8 mm' FOR J=2 TO 8 STEP 2 RO=800:MAS0=VOL0*RO: CFIX0=.4:MCFIX0=CFIX0*MAS0 VOLUMUL MCFIX=VOLUMUL MAS0 ROCFIX=MCFIX0/VOL0 TF=900:T1=500 O2FOCINI=.16:O2FOCFIN=.11 C0=5.76E-08:EPSGAZ=.9:EPSLEMN=1 HCARB=10308 INTERVALE DE TIMP [s] .01 TF=900' TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 2 SS mmp = 4.000001 VOL mmc = 8.000002 DELLIM mm = .787294 WREL = 8.349044 JO2 kg/h/mp = 644.3417 QR = 3.18534E-03 QAR = .3320938 QCO = .1010029 QCONDLIM = 9.998807E-03 QINC = .244275 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2593.617 MC1/MC0 = .1924853 DEL mm = 1.154772 SS mmp = 1.333497 VOL mmc = 1.539885 DELLIM mm = 1.261121 WREL = 6.344096 JO2 kg/h/mp = 575.664 QR = -4.537179E-02 QAR = 9.891121E-02 QCO = 3.008283E-02 QCONDLIM = -1.893386E-02 QINC = 4.522739E-03 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 2247.731 MC1/MC0 = 2.201222E-02 DEL mm = .5605116 SS mmp = .3141733 VOL mmc = .1760978 DELLIM mm = .9895441 WREL = 4.419917 JO2 kg/h/mp = 328.8455 QR = -6.267339E-03 QAR = 1.331207E-02 QCO = 4.04873E-03 QCONDLIM = -4.124427E-03 QINC =-1.128425E-03 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 1707.461 MC1/MC0 = 1.72133E-03 DEL mm = .239691 SS mmp = 5.745176E-02 VOL mmc = 1.377067E-02 DELLIM mm = .713245 WREL = 2.890331 JO2 kg/h/mp = 166.62

164

QR = -4.017921E-04 QAR = 1.233431E-03 QCO = 3.751353E-04 QCONDLIM = -5.32043E-04 QINC =-7.553963E-05 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 1256.974 MC1/MC0 = 7.536316E-05 DEL mm = 8.447921E-02 SS mmp = 7.136738E-03 VOL mmc = 6.02906E-04 DELLIM mm = .4866865 WREL = 1.715919 JO2 kg/h/mp = 74.42965 QR = -1.326801E-05 QAR = 6.844316E-05 QCO = 2.081629E-05 QCONDLIM = -3.645312E-05 QINC =-2.09425E-06 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 999.317 MC1/MC0 = 1.043605E-06 DEL mm = 2.028658E-02 SS mmp = 4.115452E-04 VOL mmc = 8.348842E-06 DELLIM mm = .3127495 WREL = .8408647 JO2 kg/h/mp = 26.07827 QR = -1.551664E-07 QAR = 1.382868E-06 QCO = 4.205851E-07 QCONDLIM = -8.191895E-07 QINC =-1.20732E-08 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 265 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 4 SS mmp = 16 VOL mmc = 64.00001 DELLIM mm = .9362556 WREL = 11.80733 JO2 kg/h/mp = 1054.017 QR = 1.274136E-02 QAR = 2.172961 QCO = .6608839 QCONDLIM = 3.363184E-02 QINC = 1.55845 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2739.484 MC1/MC0 = .2709599 DEL mm = 2.588382 SS mmp = 6.699722 VOL mmc = 17.34144 DELLIM mm = 1.580468 WREL = 9.498083 JO2 kg/h/mp = 1040.718 QR = -.2794608 QAR = .8984092 QCO = .273242 QCONDLIM = -8.551439E-02 QINC = .260192 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 2931.849 MC1/MC0 = 4.526767E-02 DEL mm = 1.425573 SS mmp = 2.032258 VOL mmc = 2.897131 DELLIM mm = 1.402867 WREL = 7.048821 JO2 kg/h/mp = 698.3791 QR = -.1091465 QAR = .182875 QCO = 5.561957E-02 QCONDLIM = -3.380823E-02 QINC =-1.569924E-02 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 2420.481 MC1/MC0 = 5.610231E-03 DEL mm = .7107556 SS mmp = .5051737 VOL mmc = .359055 DELLIM mm = 1.084029 WREL = 4.977164 JO2 kg/h/mp = 398.5376 QR = -1.328776E-02 QAR = 2.594146E-02 QCO = 7.889829E-03 QCONDLIM = -7.160275E-03 QINC =-2.396397E-03 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 1871.991 MC1/MC0 = 4.992903E-04 DEL mm = .3173299 SS mmp = .1006983 VOL mmc = 3.195457E-02 DELLIM mm = .7946421 WREL = 3.325655 JO2 kg/h/mp = 208.2404 QR = -1.00624E-03 QAR = 2.701913E-03 QCO = 8.217593E-04 QCONDLIM = -1.062283E-03 QINC =-1.883688E-04

165

TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 1379.407 MC1/MC0 = 2.715094E-05 DEL mm = .1202232 SS mmp = 1.445361E-02 VOL mmc = 1.737659E-03 DELLIM mm = .5510785 WREL = 2.04699 JO2 kg/h/mp = 97.32442 QR = -4.167596E-05 QAR = 1.812519E-04 QCO = 5.512591E-05 QCONDLIM = -9.171844E-05 QINC =-7.268413E-06 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 1057.965 MC1/MC0 = 5.975331E-07 DEL mm = 3.369101E-02 SS mmp = 1.135084E-03 VOL mmc = 3.824213E-05 DELLIM mm = .362501 WREL = 1.083624 JO2 kg/h/mp = 37.68265 QR = -7.325415E-07 QAR = 5.511298E-06 QCO = 1.676205E-06 QCONDLIM = -3.178728E-06 QINC =-7.61761E-08 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 331 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 6 SS mmp = 36 VOL mmc = 216 DELLIM mm = 1.036137 WREL = 14.46096 JO2 kg/h/mp = 1405.633 QR = 2.866806E-02 QAR = 6.520172 QCO = 1.983043 QCONDLIM = 6.837707E-02 QINC = 4.634174 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2673.854 MC1/MC0 = .3214716 DEL mm = 4.110223 SS mmp = 16.89393 VOL mmc = 69.43783 DELLIM mm = 1.755412 WREL = 11.96891 JO2 kg/h/mp = 1432.912 QR = -.6438548 QAR = 3.119139 QCO = .9486539 QCONDLIM = -.1841904 QINC = 1.342439 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 3294.383 MC1/MC0 = 6.645536E-02 DEL mm = 2.430309 SS mmp = 5.9064 VOL mmc = 14.35438 DELLIM mm = 1.688441 WREL = 9.203488 JO2 kg/h/mp = 1066.421 QR = -.490095 QAR = .8115889 QCO = .2468364 QCONDLIM = -.104404 QINC =-2.974647E-02 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 2890.206 MC1/MC0 = 1.027676E-02 DEL mm = 1.304478 SS mmp = 1.701663 VOL mmc = 2.219782 DELLIM mm = 1.363425 WREL = 6.742797 JO2 kg/h/mp = 652.277 QR = -8.664772E-02 QAR = .1430178 QCO = 4.349739E-02 QCONDLIM = -2.825117E-02 QINC =-1.537851E-02 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 2345.816 MC1/MC0 = 1.222786E-03 DEL mm = .6416056 SS mmp = .4116577 VOL mmc = .2641219 DELLIM mm = 1.042464 WREL = 4.728853 JO2 kg/h/mp = 366.864 QR = -9.633388E-03 QAR = 1.945923E-02 QCO = 5.918327E-03 QCONDLIM = -5.654389E-03 QINC =-1.74687E-03

166

TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 1799.365 MC1/MC0 = 1.030519E-04 DEL mm = .2813002 SS mmp = .0791298 VOL mmc = 2.225923E-02 DELLIM mm = .7585262 WREL = 3.131171 JO2 kg/h/mp = 189.1745 QR = -6.789468E-04 QAR = .0019288 QCO = 5.866247E-04 QCONDLIM = -7.907602E-04 QINC =-1.275319E-04 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 1323.57 MC1/MC0 = 5.124293E-06 DEL mm = .1034418 SS mmp = .0107002 VOL mmc = 1.106847E-03 DELLIM mm = .5222647 WREL = 1.898758 JO2 kg/h/mp = 86.76642 QR = -2.554057E-05 QAR = 1.196267E-04 QCO = 3.638322E-05 QCONDLIM = -6.199352E-05 QINC =-4.290654E-06 TIMP s = 3.5 I = 350 T1 = 1030.146 MC1/MC0 = 9.357532E-08 DEL mm = 2.723988E-02 SS mmp = 7.420109E-04 VOL mmc = 2.021228E-05 DELLIM mm = .3404026 WREL = .9743708 JO2 kg/h/mp = 32.28177 QR = -3.810678E-07 QAR = 3.086399E-06 QCO = 9.386966E-07 QCONDLIM = -1.801843E-06 QINC =-3.520847E-08 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 375 TIMP s = 0 I = 0 T1 = 500 MC1/MC0 = 1 DEL mm = 8 SS mmp = 64.00001 VOL mmc = 512.0002 DELLIM mm = 1.113402 WREL = 16.69809 JO2 kg/h/mp = 1724.163 QR = 5.096543E-02 QAR = 14.21814 QCO = 4.324302 QCONDLIM = .1131235 QINC = 10.05793 TIMP s = .5 I = 50 T1 = 2582.668 MC1/MC0 = .3580985 DEL mm = 5.680992 SS mmp = 32.27367 VOL mmc = 183.3464 DELLIM mm = 1.874728 WREL = 14.07128 JO2 kg/h/mp = 1781.596 QR = -1.080938 QAR = 7.408696 QCO = 2.253279 QCONDLIM = -.3054084 QINC = 3.76907 TIMP s = 1 I = 100 T1 = 3487.856 MC1/MC0 = 8.577207E-02 DEL mm = 3.528082 SS mmp = 12.44736 VOL mmc = 43.91532 DELLIM mm = 1.901497 WREL = 11.08897 JO2 kg/h/mp = 1421.639 QR = -1.278674 QAR = 2.280085 QCO = .6934645 QCONDLIM = -.2200076 QINC = 8.793906E-02 TIMP s = 1.5 I = 150 T1 = 3235.046 MC1/MC0 = 1.535288E-02 DEL mm = 1.988322 SS mmp = 3.953425 VOL mmc = 7.860683 DELLIM mm = 1.592789 WREL = 8.324632 JO2 kg/h/mp = 918.1944 QR = -.3065043 QAR = .4677272 QCO = .1422544 QCONDLIM = -7.131473E-02 QINC =-5.234631E-02 TIMP s = 2 I = 200 T1 = 2709.545 MC1/MC0 = 2.177786E-03 DEL mm = 1.036959 SS mmp = 1.075284 VOL mmc = 1.115025

167

DELLIM mm = 1.25134 WREL = 6.011772 JO2 kg/h/mp = 541.4851 QR = -4.305456E-02 QAR = 7.502295E-02 QCO = 2.281746E-02 QCONDLIM = -1.692685E-02 QINC =-7.775923E-03 TIMP s = 2.5 I = 250 T1 = 2159.016 MC1/MC0 = 2.335322E-04 DEL mm = .4926504 SS mmp = .2427044 VOL mmc = .1195684 DELLIM mm = .9418211 WREL = 4.143727 JO2 kg/h/mp = 296.3814 QR = -4.163383E-03 QAR = 9.268576E-03 QCO = 2.818943E-03 QCONDLIM = -3.049566E-03 QINC =-7.633148E-04 TIMP s = 3 I = 300 T1 = 1624.258 MC1/MC0 = 1.693912E-05 DEL mm = .2054565 SS mmp = 4.221237E-02 VOL mmc = 8.672806E-03 DELLIM mm = .6724763 WREL = 2.675973 JO2 kg/h/mp = 147.5543 QR = -2.421093E-04 QAR = 8.025572E-04 QCO = 2.440896E-04 QCONDLIM = -3.616792E-04 QINC =-4.532081E-05 TIMP s = 3.5 I = 350 T1 = 1200.739 MC1/MC0 = 6.494602E-07 DEL mm = .06928 SS mmp = 4.799718E-03 VOL mmc = 3.325244E-04 DELLIM mm = .4551216 WREL = 1.553909 JO2 kg/h/mp = 64.13555 QR = -7.026609E-06 QAR = 3.966421E-05 QCO = 1.206347E-05 QCONDLIM = -2.160493E-05 QINC =-1.030794E-06 TIMP s = 4 I = 400 T1 = 975.7378 MC1/MC0 = 6.647076E-09 DEL mm = 1.504181E-02 SS mmp = 2.26256E-04 VOL mmc = 3.4033E-06 DELLIM mm = .2877247 WREL = .7240554 JO2 kg/h/mp = 21.02242 QR = -6.314711E-08 QAR = 6.128685E-07 QCO = 1.863977E-07 QCONDLIM = -3.69523E-07 QINC =-6.199287E-09 TERMINAT TIMPUL DE ARDERE I = 407

• Sinteza rezultatelor de calcul

Timpul de ardere al particulelor de combustibil solid în suspensie în focar şi viteza de ardere funcţie de temperatura focarului sunt prezentate în datele şi diagrama urmǎtoare. Tabelul 6 temperatura focar d=2 d=4 d=6 d=8

700 2.56 3.17 3.57 3.88 TIMP DE ARDERE (s) 800 2.63 3.25 3.67 3.99 900 2.65 3.31 3.75 4.07

temperatura focar d=2 d=4 d=6 d=8 700 2500 16151 48403 105567 VITEZA DE ARDERE 800 2433 15754 47084 102657 [mg/s] 900 2415 15468 46080 100639

168

Fig.15 Timpul de ardere a particulei de lemn funcţie de temperatura focarului Fig.16 Viteza de ardere a particulei funcţie de temperatura focarului

169

Din diagramele prezentate rezultǎ cǎ viteza de ardere a particulelor scade cu creşterea temperaturii focarului. Aceastǎ dependenţǎ între viteza de ardere şi temperatura focarului este şi o condiţie de stabilitate a arderii deoarece procesul este stabil când viteza de ardere a particulelor de combustibil care ard în suspensie scade cu creşterea temperatuii focarului. Modelul a fost confirmat în cercetǎrile experimentale efectuate pe un focar turbionar de ardere a rumeguşului.

170

3.5 ARDEREA RUMEGUŞULUI ÎN FOCARUL TURBIONAR Focarul turbionar este destinat arderii rumeguşului în suspensie, într-o camerǎ cvasiadiabatǎ, unde datoritǎ stǎrii de suspensie particula are o vitezǎ relativǎ mare faţǎ de aerul de combustie, turbulenţǎ foarte mare a mediului şi temperaturǎ înaltǎ, toate aceste condiţii ducând la o ardere cu vitezǎ mare şi o ardere practic completǎ, cu exces mic de aer şi emisii mici de noxe. În Fig. 17 se prezintǎ o schemǎ a instalaţiei experimentale din Laboratorul de Termotehnicǎ al Facultǎţii de Instalaţii. Fig. 17 Camera de ardere cu strat fluidizat pentru arderea deşeurilor de lemn

����������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������

���������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������

������������������������������������������������������������������������������������������������

������������������������������������������������������������

���������������������������������������������������������������

������������������������������������������������������������������������������������������������������������������

������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������

��������������������������������������������������������������������������������������������������

������������������������������

������������������������������������������

������������������������������������������������������������

���������������������

������������������������������������������������������

���������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������������

���������������������������������������������

���������������������������������������������

��������������������������������������������������������������������

1

5

11

13

12

14 15

10

9

6

7 8

4

3

2

1. Corp cilindric; 2. Placă de fund găurită; 3. Placă de fund negăurită 4. Melc de alimentare 5.strat ascendent semifluidizat 6. Jet de aer primar; 7. Clapetă de reglaj a aerului primar; 8. Cămaşă de răcire; 9. Jet de aer secundar; 10. Clapetă de reglaj a aerului secundar; 11. Jet de aer secundar; 12. Canal de gaze; 13. Jet de gaze de ardere; 14. Capac antefocar; 15. Şarniere În fig. 18 se prezintǎ o fotografie a instalaţiei experimentale.

171

In fig. 19 se prezintǎ o fotografie a interiorullui camerei de ardere.

172

Focarul turbionar se cupleazǎ la un cazan cu focar camerǎ, focarul camerǎ al cazanului având numai rolul de postardere şi de transfer de cǎldurǎ prin radiaţie.

Combustibilul solid – rumeguş – are următoarele compoziţii şi constante de ardere:

Combustibil solid : lemn , rumeguş masa uscată umiditate W=5% umiditate W=10% Compoziţie C=49,6 ; H=6 ;

O=43 ; N=0,2 ; A=1,2 ; W=0

C=47,12 ; H=5,7 ; O=40,85 ; N=0,19 ; A=1,14 ; W=5

C=44,64 ; H=5,4 ; O=38,7 ; N=0,18 ; A=1,08 ; W=10

Vo [Nmc/kg] 4,57 4,34 4,11 Vgo [Nmc/kg] 5,28 5,08 4,88 VCO2 [Nmc/kg] 0,925 0,88 0,83 VH2O [Nmc/kg] 0,745 0,77 0,79 Hi [kJ/kg] 18770 17710 16650 Hi [kcal/kg] 4484 4230 3977 CO2max[VCO2/Vgusc] 20,39 20,41 20,39 Rumeguşul se introduce într-un buncăr cu capacitate utilă de cca. 0,6 mc , ceeace, la o densitate medie a rumeguşului de 100 kg/m3, reprezintă o capacitate de stocare de 60 kg, corspunzător unui timp de funcţionare de cca. 2,5 ore a camerei de ardere la debitul nominal.

În partea superioară buncărul este prevăzut cu o grilă, cu ochiuri de 30 x 60 mm, care împiedică alimentarea cu bucăţi de deşeuri lemnoase cu dimensiuni relativ mari, care ar bloca melcul de alimentare.

În interiorul buncărului există un ax rotitor cu palete care are rolul de a afâna continuu rumeguşul din cuvă pentru a nu se creia poduri de discontinuitate în alimentarea prin cădere liberă a melcului.

Melcul se găseşte la partea inferioară a buncărului şi are diametrul exterior Ø 120 mm. El are o lungime activă de alimentare în interiorul buncărului de 900 mm, după care urmează o porţiune de 55 mm carcasat, pentru legătura cu antefocarul.

Pe porţiunea carcasată se găseşte sistemul de siguranţă de stingere a unui eventual retur de ardere. Sistemul de siguranţă constă dintr-o membrană care obturează conducta de ieşire dintr-un rezervor cu apă; dacă un retur de proces de ardere ajunge în dreptul membranei, aceasta se topeşte şi apa din rezervor inundă alimentarea cu rumeguş, astfel că incendiul nu se poate propaga în amonte, spre buncăr.

173

Dozarea alimentării cu rumeguş se face prin antrenarea secvenţială a melcului. Motorul de antrenare a melcului este comandat de un contactor temporizat, cu timp de anclaşare reglabil manual înre 1 şi 12 sec. La oprirea contactorului intră în funcţiune un disjunctor care întrerupe alimentarea electrică cu un timp reglabil manual între 1 şi 12 sec. După terminarea timpului de disjunctare, reintră în funcţiune contactorul temporizat, şi ciclul se repetă.

Rumeguşul debitat de melc intră la parte inferioară a camerei de ardere,

unde are loc procesul de ardere. Focarul turbionar este o cameră cilindrică verticală cu următoarele

dimensiuni prezentate în tabelul 7. Tabelul 7 Dimensiuni ale camerei de ardere pentru ardere de rumeguş Debit caloric nominal Q [kW]

diametrul de ardere A [mm]

diametrul exterior B [mm]

înălţimea totală H [mm]

Q = 80 345 585 645 Q = 175 610 900 930

La partea inferioară a camerei şamotate se găseşte o diafrgmă din tablă

de oţel. Jumătatea dinspre alimetarea cu rumeguş este perforată cu găuri Ø 8 mm pentru pătrunderea aerului primar venit de sub placă.

Camera de ardere şamotată are o grosime de perete izolant de 60 mm, din

beton refractar greu, pe partea cilindrică. Capacul, rabatabil pe şarniere, este şi el izolat termic cu izolant de 60 mm

din beton refractar. Conducta de ieşire spre focar a produselor de ardere este un canal

dreptunghiular, izolat şi el termic cu 50 mm de beton refractar. Aerul de ardere este furnizat de un ventialtor centrifugal, pornit din

comanda de cuplare electrică generală şi care nu se opreşte, inidiferent de comenzile sistemului de alimentare a combustibilului. Aerul intră într-un sistem de distribuţie cu două clapete. Clapeta plasată în partea superioară trimite aerul direct în camera de ardere, fiind aerul secundar de ardere. Clapeta plasată în partea inferioară trimite o parte din aer în cămaşa exterioară a camerei de ardere, având ca prim efect răcirea mantalei camerei de ardere; în continuare, acest aer intră sub placa de tablă de oţel inferioară a

174

camerei de ardere şi prin găurile din această placă pătrunde ca aer primar în stratul de rumeguş alimentat de melc în antefocar.

Găurile de pătrundere ale aerului primar, fiind numai pe prima jumătate din placa de bază, cea dinspre alimentare, cealaltă jumătate din placă capătă rolul de colectare a resturilor de rumeguş într-un proces de postardere şi a cenuşii separate în antefocar.

Procesul de ardere în antefocar se desfăşoară cu următoarele secvenţe:

combustibilul care intră pe canalul de alimentare al melcului se aşează pe prima parte a plăcii de bază a camerei de ardere. Aici, primind aer insuflat cu viteză mare prin găurile inferioare de aer, este suspendat aerodinamic, intră în volumul camerei camerei de ardere, şi arde în suspensie în volum. O parte mică din debitul de rumeguş, separat aerodinamic din camera de ardere, precum şi cenuşa parţial separată în cameră, se adună pe o porţiune posterioară a plăcii de bază, care nu are găuri de pătrundere a aerului. În final cenuşa, în cantităţi relativ mici, rămâne în strat şi va fi evacuată la curăţirea periodică a camerei de ardere. O parte, care depăşeşte capacitate de stocare a semiplăcii de bază, va fi reantrenată ca cenuşă volantă în focarul cazanului.

Partea principală de combustibil, în contact cu mediul de temperatură foarte ridicată din camera de ardere, se aprinde şi arde în suspensie. Pentru completarea necesarului de aer de ardere, se introduce în camerǎ aerul secundar printr-o fantă dreptunghiulară situată în jumătatea superioară din înălţimea camerei de ardere, pe partea diametral opusă fantei de evacuare.

Fanta de evacuare din camera de ardere se găseşte în partea superioară, pe generatoarea opusă fantei de alimentare. Fanta de evacuare se prelungeşte cu un canal cu izolaţie refractară, care face legătura camerei de ardere cu focarul cazanului. Prin acest canal, produsele de ardere ajung în focarul cazanului, unde au rolul de agent termic primar.

În camera de ardere a rumeguşului arderea se desfăşoară în strat

suspendat, ceeace permite o încărcare termică mare a camerei de ardere. Cifrele carcateristice, verificate experimental, sunt următoarele:

- încărcare termică volumetrică qv = 400 – 500 kW/mc - încărcare termică a secţiunii qs = 300 – 400 kW/mp

La ieşire din canalul de legătură cu cazanul se obţine practic temperatura

teoretică de ardere deoarece antefocarul este adiabat.

175

• Sistemul de automatizare Sistemul automat de funcţionare normală are două componente

principale: a. Sistemul de prereglare a sarcinii.

Sistemul se bazează pe posibilitatea de a regla debitul de alimentare cu

combustibil (rumeguş) prin două întrerupătoare temporizate. Unul comandă timpul de funcţionare a motorului de antrenare a alimentării, celălalt comandă timpul de pauză între două secvenţe de alimentare.

Motorul de antrenare a melcului este comandat de un contactor temporizat, cu timp de anclaşare reglabil manual înre 1 şi 12 sec. La oprirea contactorului intră în funcţiune un disjunctor care întrerupe alimentarea electrică cu un timp reglabil manual între 1 şi 12 sec. După terminarea timpului de disjunctare, reintră în funcţiune contactorul temporizat, şi ciclul se repetă.

În felul acesta, prin instalarea manuală a doi timpi de reglare, se pot realiza combinaţii între:

alimentare minimă: pornit 1sec oprit 12 sec alimentare maximă: pornit 12 sec oprit 1 sec Sistemul este astfel dimensionat încât în regim maxim normal se

funcţionează cu o combinaţie: 5 sec. pornit 5 sec. orpit Un întrerupător pe panoul de alimentare permite întreruperea completă a

alimentării, pentru situaţiile de pornire a instalaţiei, când nu trebuie alimentat focul până nu ajunge la temperatura minimă de funcţionare cu autoaprindere de combustibil, sau pentru cazurile de supraalimentare temporară când trebuie oprită alimentarea pentru a reveni la regimul normal.

Reglarea alimentării cu aer se face pe ansamblu printr-o clapetă

prevăzută pe aspiraţia ventilatorului centrifugal. În continuare, mai apare un reglaj de distribuţie cu două clapete care comandă două canale care se bifurcă din conducta principală de refulare. Prin clapeta inferioară se reglează aerul care intră sub baza camerei de ardere, prin găurile plăcii de bază, şi are rol de aer primar şi de suspendare a norului de rumeguş. Prin clapeta superioară se reglează debitul de aer secundar, insuflat în jumătatea superioară a camerei de ardere. Rolul aerului secundar este de a furniza aerul pentru desăvârşirea arderii.

176

Tabloul de comandă cuprinde sistemele de alimentare electrică, conjunctoarele şi disjunctoarele pentru comanda motoarelor de acţionare.

Ca element suplimentar există două întrerupătoare importante: - întrerupătorul general, aflat în exterior, pe partea dreaptă a cutiei tabloului, care scoate de sub tensiune întregul tablou; - întrerupătorul motorului de alimentare cu rumeguş, aflat în exterior, pe partea stângă a cutiei tabloului, care scoate din funcţiune antrenarea melcului de alimentare (ventilatorul de aer rămâne în funcţiune). Acţionarea acestui întrerupător este necesară pentru perioada de pornire de la rece, când se face în camera de ardere un foc de lemne care se întreţine până când pereţii de material refractar ai camerei de ardere capătă temperatura necesară aprinderii în flux a rumeguşului.

Evacuarea de cenuşă volantă la coş este de maxim 5 mg/Nm3, ceeace reprezintă, la un debit de gaze de ardere echivalent puterii de 100 kW :

Dgn = B*(Vgo+(α-1)*Vo) = 25*(4,88+(1,6-1)*4,11 = 183 Nmc/h (40)

un conţinut de cenuşă evacuat pe coş: 183*5E-6 = 0.00092 kg/h

Considerând că cenuşa din combustibil nu depăşeşte 1,2%, la sarcina nominală a cazanului se produc 0,3 kg/h, din care evacuarea de cenuşă volantă la coş este neglijabilă. În consecinţă cca. 0,3 kg/h se separă în camera de ardere şi cazan. La o capacitate de stocare a cenuşii în sistemele de curăţire de cca 6 kg cenuşă, rezultă intervalul de curăţire de 20 de ore de funcţionare la sarcină nominală.

• Descrierea funcţionării camerei de ardere

Alimentarea buncărului se face prin deversarea sacilor de rumeguş peste grila de cernere care se găseşte pe secţiunea de alimentare a buncărului. Bucăţile cu dimensiuni mai mari decât cele acceptabile pentru melcul transportor vor fi reţinute şi apoi îndepărtate manual.

La pornirea de la rece, se face un foc de lemne în interiorul camerei de ardere, aerul fiind furnizat prin instalaţia de alimentare cu aer, iar alimentarea cu rumeguş fiind întreruptă. Se menţine capacul camerei de ardere închis. Timpul de încălzire a camerei de ardere este de cca. 1 oră. La sfârşitul acestui timp din lemnele din focar nu trebuie să rămână decât jar.

După încălzirea camerei de ardere se porneşte alimentarea cu rumeguş, păstrând reglajul de timp de acţionare neschimbat.

177

La punerea incorectă în funcţiune, există pericolul ca în cazul când camera de ardere nu a fost încălzită la o temperatură suficient de înaltă, arderea rumeguşului să nu se facă cu intensitatea necesară, să apară depozite de rumeguş nears pe fundul camerei de ardere, aerul primar să nu mai fie admis la debitul necesar şi în final arderea să se întrerupă. În acest caz camera de ardere se curăţă, după ce s-a răcit, şi se reia aprinderea cu lemne.

Capacitatea buncărului fiind de cca. 2,5 ore de funcţionare în regim

nominal, este necesar să se verifice existenţa combustibilului în buncăr şi să se completeze alimentarea cu combustibil a buncărului la fiecare 2 ore, în funcţionare la regim nominal, respectiv la timpi proporţional mai lungi dacă sarcina este parţială.

La oprirea camerei de ardere este suficientă oprirea întrerupătorului

general al tabloului. Sistemul de ardere nu este cu rezervǎ de combustibil în focar, deci nu vor

exista decât cantităţi mici de combustibil nearse. Răcirea camerei de ardere cu aer, prin oprirea melcului de alimentare, nu

este indicată deoarece în stare de rezervă caldă camera de ardere poate porni, fără fază de aprindere cu lemne, după un timp relativ lung de pauză, de ordinul 6 ore.

Metoda de încercare este conform standardului SR EN 303 – 5:

Cazane cu combustibil solid, cu putere < 300 kW. Combustibil de încercare rumeguş cu umiditate medie de W = 10%.

Compoziţie C=44,64 ; H=5,4 ; O=38,7 ; N=0,18 ; A=1,08 ; W=10 Vo [Nmc/kg] Vgo [Nmc/kg] VCO2 [Nmc/kg] VH2O [Nmc/kg] 4,11 4,88 0,83 0,79 Hi [kJ/kg] Hi [kcal/kg] CO2max[VCO2/Vgusc] 16650 3977 20,39

• Încercări – rezultate sintetice

Deoarece camera de ardere pentru rumeguş nu poate fi experimentatǎ în condiţiile determinǎrii debitelor de cǎldurǎ decât prin cuplare la un cazan, s-au fǎcut probele cu camera de ardere cuplatǎ la un cazan FI - 150 .

178

Corpul de cazan FI – 150 produce apă caldă de 90/70 0C destinată sistemelor de încălzire.

Din punct de vedere constructiv corpul de cazan este de formă dreptunghiulară, realizat din 18 elemente tip, din ţeavă Ø 60 x 3,5, prinse între ele prin platbande dint tablă neagră 60 x 4 mm, sudate continuu.

Fiecare element este prins prin ştuţuri de Ø 48 x 3 mm de distribuitorul şi colectorul corpului de cazan.

Pe ultimele două drumuri de gaze de ardere, aflate după focar, sunt introduse corpuri de turbulizare realizaţi din tablă îndoită în zig-zag, care intensifică schimbul de căldură conveectiv.

Principalele caracteristice termice ale corpului de cazan FI-150 în

funcţionare cu antefocarul de ardere a rumeguşului sunt prezentate în tabelul 8.

Tabelul 8 Caracteristici tehnice ale corpului de cazan FI-150 nr. Denumirea u.m. corp cazan 1 debitul caloric nominal kW 100 2 dimensiuni de gabarit - lungime m - lăţime m - înălţime m 3 temperatura apei calde - maximă 0C 98 - nominală în regim 0C 90 - la retur 0C 70 4 temperatura de evacuare a gazelor de ardere 0C 190 - 210 5 presiunea pe circuitul apei - nominală bar 3 - maximă (de încercare) bar 4,5 6 suprafaţa totală de transfer de căldură m2 10,56 7 suprafaţa de aşzare m2 1,2 8 diametrul racordului la coş mm 250 9 diametrul racordurilor de apă ţoli 1 1/2” 10 lungimea minimă a coşului m 6 11 cădere de presiune în cazan – pe circuitul apei mbar 4 12 - pe circuitul gazelor de

ardere mbar 0,5

13 volumul apei din cazan l 250 14 masa (fără apă) kg 660

179

S-au urmărit următoarele condiţii de încercare:

• Conditii de încercare pentru cazane cu rumeguş Probe de combustibil: umiditate Proba la Qn +/- 8%

- 6 ore - te = 80-90 - δt = 10-25 - măsurare CO2,CO,COV,NOx – medie pe toată perioada - măsurare praf 4 ori – sucţiune maximă la filtrare 30 min - temperaturi pe suprafeţe : min 5 puncte pe fiecare

suprafaţă

Proba la Qmin +/- 8% sarcina indicată de producător - 6 ore - te = inidicat de producător - δt = 10-25 - măsurare CO2,CO,COV,NOx – medie pe toată perioada - măsurare praf 4 ori – sucţiune maximă la filtrare 30 min

- Pornirea cazanului s-a făcut cu foc de lemne cu durată de 1 oră, până când temperatura apei în cazan s-a ridicat la t = 80 0C;

- S-a instalat sistemul de alimentare cu rumeguş la poziţiile: 5 s acţionare + 5 s pauză;

- Clapetele de aer s-au reglat la proporţiii aproximative de ½ aer primar şi ½ aer secundar;

- Reglajul clapetei generale de aer de pe admisia ventilatorului s-a făcut funcţie de calitatea arderii, urmărindu-se obţinerea unei concentraţii de O2 în gazele de ardere de 8-10 % , ceeace corespunde unor excese de aer cu valori α = 1,6 … 1,8;

- În funcţionare, temperatura apei la ieşirea din cazan s-a menţinut la 80 – 90 0C;

- Apa de alimentare din reţea a avut o temperatură de to = 18,5 0C; - Temperatura de intrare în cazan s-a reglat cu o pompă de recirculaţie,

între turul şi returul cazanului, astfel ca ecartul de temperatură în cazan să fie de 15 … 20 K.

180

Probele pentru sarcina nominală a cazanului au fost făcute la sarcina de 100 kW. Probele pentru sarcina minimă a cazanului au fost făcute la sarcina de 50 kW. Extrase tipice de date măsurate sunt prezentate în tabelele 9 şi 10. Tabelul 9 Rezultate la sarcina nominală Qn = 100 kW cazan rumeguş FI-R100 Vapa [l] 20 20 20 20 timp [s] 51.5 54 51 51 tapa [C] 83 90 92 75 Roapa [kg/mc] 973 867 965 975 cpa [kJ/kg/K] 4.186 4.186 4.186 4.186 Gapa [kg/h] 1360.3 1156 1362.3 1376.5 Tapai [C] 18.5 18.5 18.5 18.5 Tapae [C] 83 90 92 75 Qut [kW] 102.022 96.108 116.432 90.429 Qut [kcal/h] 87798 82709 100200 77822 Tcoş [C] 187 188 209 205 Taer [C] 23 23 25 24 O2 [%] 11.2 9.8 8.7 8.8 CO2 [%] 9.3 10.7 11.7 11.6 CO [ppm] 449 481 307 376 NO [ppm] 191 124 202 184 NOx [ppm] 196 127 209 188 α 1.5 2.1 1.7 1.7 Tabelul 10 Rezultate la sarcina minimă Qmin = 50 kW cazan rumeguş FI-R100

Vapa [l]

20 20 20 timp [s] 68 92 75 tapa [C] 61 77 67 Roapa [kg/mc] 983 973 980 cpa [kJ/kg/K] 4.186 4.186 4.186 Gapa [kg/h] 1041 761.5 940.8 Tapai [C] 18.5 18.5 18.5 Tapae [C] 61 77 67 Qut [kW] 51.435 51.797 53.056

181

Qut [kcal/h] 44264 44576 45659

Tcoş [C] 137 137 137

Taer [C] 25 25 25

O2 [%] 12.1 11.3 11.5

CO [ppm] 152 121 113

CO2 [%] 8.5 9.2 9

NO [ppm] 111 113 115

NOx [ppm] 2.5 2.1 118

α 2.3 2.1 2.2 Conculzii generale – rezultate

• Camera de ardere experimentatǎ poate furniza la sarcina nominală Qn = 120 kW ceeace corespunde unei sarcini de 100 kW la cazan.

• Temperatura ridicată, practic temperatura teoretică de ardere, se obţine deoarece pierderile de căldură prin pereţii camerei de ardere sunt practic neglijabile;

• Se obţine o ardere cvasicompletă, cu un conţinut de emisii gazoase de ardere incompletă în limita emisiilor admisibile;

• Cenuşa volantă cu resturi de conţinut de cocs, incomplet arsă, evoluează în continuare în interiorul focarului cazanului unde va dispune de un timp suplimentar de ardere;

• Camerele de ardere cu strat fluidizat, pentru arderea deşeurilor de lemn, au fost relizate cu datele dimensionale arătate în tabelul 11.

Tabelul 11. Date dimensionale tipice pentru camere de ardere cu strat semifluidizat pentru arderea deşeurilor de lemn capacitate termică a instalaţiei [kW]

diametrul camerei de ardere [mm]

înălţimea camerei de ardere [mm]

debit de combustibil [kg/h]

exces de aer

100 480 660 27,6 1,8 250 700 660 60,5 1.4 580 780 660 152 1,7

182

3.7 EXPERIMENTAREA ARDERII PARTICULEI SINGULARE DE LEMN ÎN SUSPENSIE Experimentǎrile au avut drept scop determinarea vitezei de ardere a particulei singulare de combustibil solid. Metodica este aceiaşi cu instalaţia clasicǎ de ardere a picǎturii de combustibil lichid: “MICROSCOPUL LEITZ”. Spre deosebire de studiul particulelor foarte mici de combustibili lichid, de ordinul 100 µm, care în instalaţia experimentalǎ erau fixate prin forţele de adeziune la un fir de platinǎ şi pentru urmǎrirea procesului de ardere era nevoie de mǎsurǎri sub microscop, la arderea particulei de lemn, cu dimensiunea de ordinul 2 ... 6 mm, particula poate fi urmǎritǎ vizual. Instalaţia realizatǎ a fost un tub de quarţ în care s-a fǎcut:

• intraoducerea de gaze de ardere cu o temperaturǎ determinatǎ, la intrare în tub;

• mǎsurarea temperaturii cu un termocuplu Pt-PT.Rh înainte de locul introducerii probei;

• introducerea probei printr-un orificiu la timpul τ = 0; • urmǎrirea prin fotografiere, la intervale de timp stabilite, a comportǎrii

fizice a probei în procesul de aprinedere şi de ardere. Instalaţia experimentalǎ este prezentatǎ în figura 20.

183

Se mǎsoarǎ continuu temperatura gazelor de ardere care produc aprinderea şi se fotografiazǎ secvenţial – la intervale de 3 ..6 s proba în procesul de ardere.

flacǎrǎ de producere de gaze de ardere

termocuplu

proba de particulǎ

184

ARDEREA PARTICULEI DE 4 mm

ARDEREA PARTICULEI DE 6 mm Calculul vitezei masice de ardere (t = 600 0C ) Conform definiţiei vitezei masice de ardere, relaţia de calcul este: wm = V*ρ / S / τ [g/m2 /s ; kg/m2 /h ] (41) Tabelul 12

Mǎrimea unitate de mǎsurǎ latura particulei 4 mm

latura particulei 6 mm

suprafaţa particulei mmp 96 216 vollumul particulei mmc 64 216 densitatea material kg/mc 900 900

185

masa particulei mg 57.6 194.4 timpul de ardere s 12 20 viteza masicǎ de

ardere g/mp/s 50 45

viteza masicǎ de ardere

kg/mp/h 180 162

CONCLUZII Viteza de ardere se încadreazǎ în valorile practice cunoscute de la calculul camerelor de ardere a lemnului în suspensie. Lucrarea experimentalǎ nu a avut scopul de a determina valori mai precise şi într-un domeniu mai larg de condiţii iniţiale, ci numai de a verifica o metodǎ de laborator pentru determinarea vitezei de ardere a particulei, metodǎ folositǎ şi în cazul arderii picǎturii de combustibil lichid, cunoscutǎ sub denumirea “determinarea vitezei de ardere cu microscopul LEITZ” . Pentru o cercetare viitoare, se propune lǎrgirea domeniului de experimentare: - variaţia dimensiunii particulei între 2 şi 8 mm - variaţia formei particulei: cub sau stelatǎ - variaţia temperaturii gazelor de ardere din tubul de quarţ între 500 şi 1000 0C - variaţia excesului de aer din gazele de ardere între α = 1,2 şi α = 1,6 - reglarea vitezei gazelor de ardere în tubul de quarţ la valoarea vitezei de plutire - efectuarea fotografiilor cu aparat secvenţial automat.

CONLUZII ŞI CONTRIBUŢII PROPRII Concluzii teoretice şi practice detaliate au fost prezentate în fiecare capitol al tezei. În acest ultim capitol se prezintǎ numai concluzii generale şi

186

se marcheazǎ principalele contribuţii personale pe care le-am avut în efectuarea cercetǎrilor pentru acestǎ tezǎ de doctorat.

1. Studiul documentar efectuat în vederea stabilirii stadiului actual al cercetǎrilor în domeniul arderii lemnului şi deşeurilor de lemn contureazǎ cu claritate principalele direcţii importante de cercetare pentru rezolvarea tehnicii de ardere şi pentru cunoaşterea fenomenelor legate de acest proces. De la început se contureazǎ douǎ direcţii tehnice şi implicit douǎ direcţii de cercetare în arderea combustibilului lemnos : arderea masivului de lemn şi arderea în suspensie a particulelor mici de lemn. Ambele aspecte au fost tratate în tezǎ.

2. Analiza tehnico-funcţionalǎ a sistemelor de ardere în strat a lemnului

masiv a scos în evidenţǎ avantajele sistemului de ardere în strat cu gazeificare. S-a efectuat un studiu comparativ cu arderea directǎ pe grǎtare. Am participat la efectuare încercǎrilor pe stand a unor cazane fabricate în ţara noastrǎ.

3. Au fost concepute douǎ modele fizico-matematice ale procesului de

ardere a masivului de lemn, modele în care s-a fǎcut analiza fiecǎrei faze a procesului de ardere. Modelele au dus la realizarea a douǎ programe de calcul a arderii la suprafaţa masivului de lemn. Am rulat pe calculator aceste programe şi am tras o serie de concluzii fenomenologice şi practice din rezultatele obţinute. Prin introducerea în programe a condiţiilor iniţiale şi de contur ale încercǎrilor experimentale s-a obţinut o validare a modelului fizic.

4. Am conceput şi realizat douǎ instalaţii experimentale pentru

determinare vitezei de ardere a masivului de lemn: - instalaţie de determinare a vitezei de ardere la suprafaţa unui

lemn într-un curent de aer la care se poate modifica viteza de curgere şi unghiul de atac asupra suprafeţei

- instalaţie de modelare a camerei de ardere cu ardere cu gazeificare pe care se poate determina prin fotografiere viteza de ardere a lemnului şi se poate urmǎri vizual comportarea stratului în procesul de ardere.

5. Am determinat experimental douǎ relaţii de calcul care pot fi utilizate

în practicǎ. Ele dau viteza de ardere a lemnului funcţie de viteza aerului şi unghiul de atac al aerului asupra suprafeţei.

187

6. Compararea rezultatelor experimentale cu cele obţinute rulând

programele pentru condiţiile experimentale au dus la concluzia cǎ modelul fizico-matematic exprimǎ cu multǎ fidelitate realitatea arderii lemnului cu gazeificare în camerele de ardere.

7. Pentru studiul arderii în suspensie a particulei de lemn (rumeguş) a

fost conceput un model fizic în care, plecând de la condiţiile aerodinamice de plutire a particulei, se determinǎ procesele complexe de oxidare reactivǎ a carbonului şi toate procesele de schimb de cǎldurǎ şi masǎ în toate fazele de ardere. S-a realizat un program numeric care cuprinde, cu dicretizare pe timp a procesului, toate fazele de la începutul încǎlzirii particulei care a ajuns în camera de ardere pînǎ la sfârşitul arderii cocsului. Am contribuit la rularea programului pentru o serie de verificǎri tehnice a unor focare care s-au experimentat pe stand.

8. Personal, am realizat douǎ instalaţii experimentale de ardere a

particulelor de lemn: - antefocar “TERMOFARC” transformat şi echipat cu aparatura de mǎsurǎ pentru determinarea arderii norului de particule de rumeguş. Acest antefocar a permis mǎsurarea unor încǎrcǎri gravimetrice şi termice ale camerelor de ardere turbionarǎ a rumeguşului, actualmente cele mai performante soluţii tehnice. - aparat de laborator pentru urmǎrirea procesului de ardere a particulei singulare de lemn. Aparatul este un tub de quarz în care se realizeazǎ o curgere uniformǎ de gaze de ardere la o temperaturǎ şi un exces de aer controlate; proba de particulǎ de lemn cubicǎ, cu latura variabilǎ între 2 şi 6 mm, este introdusǎ în curentul de gaz şi se urmǎreşte prin fotografiere evoluţia particulei pânǎ la arderea completǎ. Se determinǎ astfel timpul de ardere şi viteza gravimetricǎ de ardere.

9. Am comparat mǎsurǎrile fǎcute pe instalaţiile experimentale cu rezultatele de calcul obţinute cu programul de calcul al particulei de lemn şi am determinat faptul cǎ modelarea fizico-matematicǎ ilustreazǎ cu o eroare mai micǎ de 10% procesul fizic real, ceeace valideazǎ programul de calcul

188

10. O serie de concluzii tehnice, importante pentru fabricarea cazanului pe rumeguş au fost trase în urma experimentǎrilor pe care le-am fǎcut: Camera de ardere experimentatǎ poate furniza o sarcina de 500 kW/m3 , ceeace reprezintǎ o încǎrcare termicǎ mare pentru arderea lemnului în suspensie.

Temperatura ridicată, practic temperatura teoretică de ardere, se obţine deoarece pierderile de căldură prin pereţii camerei de ardere sunt practic neglijabile; Se obţine o ardere cvasicompletă, cu un conţinut de emisii gazoase de ardere incompletă în limita emisiilor admisibile; cenuşa volantă cu resturi de conţinut de cocs, incomplet arsă, evoluează în continuare în interiorul focarului cazanului unde va dispune de un timp suplimentar de ardere.

Dimensiunile camerelor de ardere cu strat fluidizat, pentru arderea deşeurilor de lemn, sunt cele prezentate în lucrarea de cercetare experimentală.

11. Direcţii importante de cercetare pe care le deschide teza de doctorat: Domeniul foarte vast şi complex de cercetare abordat în aceastǎ tezǎ de doctorat a ilustrat,practic la fiecare capitol stadiul la care a ajuns cercetarea şi desvoltarea în perspectivǎ a cercetǎrilor. Pentru sintezǎ se vor enunţa în continnuare principalele direcţii de cercetare pe care le deschide teza :

• studiul variaţiei desfǎşurǎrii procesului de ardere cu caracteristicile fizice ale lemnului. De exemplu, lemnul este caracterizat printr-o umiditate foarte variatǎ, între 2 % a lemnului uscat forţat, 10-12 % a lemnului uscat natural şi 40-50 % a lemnului verde sau umed, iar umiditatea lemnului este definitorie pentru procesul de ardere. Teza a abordat numai domeniul lemnului uscat natural, alte cercetǎri urmeazǎ cu alte categorii de umiditate.

• o altǎ direcţie de cercetare, semnalatǎ în tezǎ, este aceia a gazodinamicii camerei de ardere; în cercetarea noastrǎ am lucrat cu gazodinamici specifice instalaţiilor de ardere industriale actuale, în cercetǎri viitoare se pot elabora alte camere de ardere, mai performante, cu alte caracteristici gazodinamice.

• este de semnalat şi problema de perspectivǎ foarte vastǎ a fenomenologiei de ardere a lemnului. Stadiul actual al

189

cunoaşterii se bazeazǎ pe multe simplificǎri în fiecare fazǎ a arderii. Cele mai multe ipoteze se fac la faza de ardere a carbonului fix unde, funcţie de cum se considerǎ reactivitatea stratului de carbon, reacţiile de reducere pot fi în interiorul stratului limitǎ (ipotezǎ valabilǎ la turbulenţe reduse) sau şi în afara stratului limitǎ, când radicali activi pǎrǎsesc stratul limtǎ (ipotezǎ valabilǎ la turbulenţe puternice). În tezǎ am desvoltat ipoteza turbulenţelor reduse, caracteristicǎ instalaţiilor de ardere energetice şi industriale actuale. În domeniul arderii în pat fluidizat circulant se contureazǎ de pe acum un domeniu fenomenologic specific turbulenţelor mari şi care va duce la un nou capitol de fenomonologie a arderii.

B I B L I O G R A F I E

1. ARTICOLE SI COMUNICARI CU CONTRIBUŢIE PROPRIE

190

1. ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU D. , MOGOS I. - Cercetări privind un model fizic de ardere în suspensie a rumeguşului - Conferinţa a XIII - "Termodinamică şi transfer de căldură" - Facultatea de Instalaţii Bucureşti - nov.2006 – publicat în volumul „Eficienţă, Confort, Conservarea Energiei şi Protecţia Mediului” – Bucureşti 2006 2. ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU D. , MOGOS I. - Cercetări experimentale privind arderea cu gazeificare de suprafaţă a lemnului - Conferinţa a XIII - "Termodinamică şi transfer de căldură" - Facultatea de Instalaţii Bucureşti - nov.2006 – publicat în volumul „Eficienţă, Confort, Conservarea Energiei şi Protecţia Mediului” – Bucureşti 2006 3. STANESCU D. , ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., OLEA_POPESCU L., MOGOS I. - Studiul termodinamic-chimic al stabilităţii procesului de ardere a particulelor în suspensie – Conferinţa Naţionalǎ de Termotehnicǎ (XVI) UPG – Ploieşti mai 2007 – publicat în „ Termodinamicǎ, schimb de cǎldurǎ şi aplicaţii vol.1, pg.9-18 – ISSN 1843-1992 4. ANTONESCU N.N., ANTONESCU N., STANESCU D. , OLEA_POPESCU L., MOGOS I. - Un model fizic de ardere a particulei de rumeguş în suspensie - – Conferinţa Naţionalǎ de Termotehnicǎ (XVI) UPG – Ploieşti mai 2007 – publicat în „ Maşini şi instalaţii termice” vol.2, pg.254-264 –ISSN 1843-1992

2. BIBLIOGRAFIE DIN LUCRĂRILE COLECTIVULUI DE APARATE TERMICE

– ARTICOLE, COMUNICĂRI - 5. ANTONESCU N., CALUIANU V., STANESCU P., ANTONESCU N.N., DANATOIU O., CERVINSCHI V., BRAGA I. - Experimentări de ardere în strat a rumeguşului pe o instalaţie pilot - Sesiunea IX-a SOROPA noemb.1999 - publicat în revista "Protecţia Atmosferei" 6. ANTONESCU N., STANESCU P., ANTONESCU N.N. - Arderea în strat semifluidizat a rumeguşului pe o instalaţie pilot - Sesiunea Facultăţii de Instalaţii - noemb.1999 - publicat în volumul sesiunii

191

7. ANTONESCU N, , STANESCU D., ANTONESCU N.N. - Rezultate experimentale bţinute în arderea deşeurilor spitaliceşti pe o instalaţie pilot cu piroliză şi ardere în focar ciclon – VORTEX-SPIT Revista "Instalatorul", 2000, nr.8, pg.41-45 8. ANTONESCU N., STANESCU P.D., ANTONESCU N.N. - Tratarea ecologică a deşeurilor medicale prin sistem VORTEX-SPIT de piroliză-ardere şi cercetări pe instalaţie pilot - Conferinţa a VII-a "Eficienţă, confort, conservarea energiei şi protetcţia mediului - Termodinamică şi transfer de căldură" - nov.2000 - Ed.CONSPRES BUCURESTI- ISBN 973-8165-00-8 pg.33-41 9. ANTONESCU N., STANESCU P.D., ANTONESCU N.N. - Rezultate privind cercetările tehnice în domeniul incinerării deşeurilor - Sesiunea de comunicări ICEMENERG - Bucuresti - mai 2001 - publicat în volumul sesiunii. 10. ANTONESCU N., ANTONESCU N.N.- Ecuaţia generală de ardere a unui masiv izoterm - Conferinţa a VII-a "Eficienţă, confort, conservarea energiei şi protecţia mediului - Termodinamică şi transfer de căldura" - Facultatea de Instalaţii Bucureşti - nov.2001 - Ed. Compress - BUCURESTI- ISBN 973-8165-05-9 - pg. 226-223 11. ANTONESCU N., STANESCU D., ANTONESCU N.N.- Piroliza pe un front de suprafaţă mare la arderea deşeurilor spitaliceşti - Conferinţa a VIII-a "Eficienţă, confort, conservarea energiei şi protecţia mediului - Termodinamică şi transfer de căldură" - Facultatea de Instalaţii Bucureşti - nov.2001 - Ed. Compress - BUCURESTI- ISBN 973-8165-05-9 - pg. 95-100 12. ANTONESCU N., STANESCU D., ANTONESCU N.N.- Procese combinate de piroliză şi ardere la distrugerea termică a unor deşeuri cu putere calorică ridicată - Sesiunea ştiinţifică a Universităţii Transilvania Braşov – noiembrie 2002 – publicat în volumul sesiunii CIB 30.10 –pg.405-412- ISBN 973-635-082-7 13. ANTONESCU N., STANESCU D., ANTONESCU N.N.- Rezultate experimentale privind piroliza pe un front de suprafaţă mare la arderea deşeurilor spitaliceşti - Conferinta a IX-a " Termodinamica si transfer de caldura" - Facultatea de Instalaţii Bucureşti - nov.2002 - Ed. MATRIX.ROM - BUCURESTI - ISBN 973-685-531-7 - pg. 18 – 24

192

14. ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU D. – Prelucrarea şi tratarea ecologică a deşeurilor lemnoase - – revista SALUBRITATEA nr.3 / 2003 – pg . - – ISBN 1582-974x 15. ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU D., OLEA L. - Experimentarea tehnicii de ardere a rumeguşului în strat semifluidizat – Sesiunea Ştiinţifică Construcţii-Instalaţii CIB 2004 – Braşov – noiemb.2004 – publicat în volumul „Lucrările Sesiunii Ştiinţifice Construcţii-Instalaţii –Editura Universităţii Transilvania 2004 – ISBN 973-635-411-3 – pg. 269-277 16. ANTONESCU N., ANTONESCU N.N. STANESCU D., Aspecte aplicative privind arderea inversată a combustibilului solid în strat - Conferinţa a XII - "Termodinamică şi transfer de căldură" - Facultatea de Instalaţii Bucureşti - nov.2005 – publicat în volumul „Eficienţă, Confort, Conservarea Energiei şi Protecţia Mediului” – Bucureşti 2005 17. ANTONESCU N., STANESCU D., ANTONESCU N.N., OLEA L. – Valorificarea energetică şi ecologică a deşeurilor industriale granulare – o actuală resursă economică de energie termică - Simpozionul Ştiinţific ROMTERM-2005 – Bucureşti mart. 2006 – publicat în volumul conferinţei 18. ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU D., OLEA L. –

Model fizic de ardere a lemnului cu gazeificare – Conferinţa Catedrei de Echipament Termomecanic Clasic şi Nuclear - Universitatea “Politehnica” Bucureşti – iulie 2006 19.ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU D., OLEA L. – Rezultate experimentale privind arderea lemnului cu gazeificare – Conferinţa Catedrei de Echipament Termomecanic Clasic şi Nuclear - Universitatea “Politehnica” Bucureşti – iulie 2006 20 ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU D. – Arderea rumeguşului în antefocare ciclon destinate cazanelor cu debite mici – Conferinţa Catedrei de Termotehnică - Universitatea “Politehnica” Iaşi – iulie 2006 21.ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU D. – Aspecte comparative privind arderea lemnelor în strat, la cazane, în arderea inversǎ şi

193

în arderea directǎ – Revista de Construcţii - 2006

22. ANTONESCU N.N., ANTONESCU N., STANESCU D.- Arderea deşeurilor periculoase cu gazeificare pe un front de suprafaţă mare. - Seminarul AirQuality – iunie 2007 – Timişoara – în curs de publicare. 23. STANESCU D., ANTONESCU N., ANTONESCU N.N. - Focar ciclon cu tub de piroliză pentru arderea cu gazeificare a deşeurilor periculoase - rezultate experimentale pe pilot- Seminarul AirQuality – iunie 2007 – Timişoara – în curs de publicare

24. ANTONESCU N.N., ANTONESCU N., STANESCU D. - Vortex

furnace with pyrolisis tube for medical type wastes burning with gasification – experimental data from pilot testing – Buletinul Stiinţific al UPT - în curs de publicare 25. STANESCU D., ANTONESCU N., ANTONESCU N.N. , POPESCU LELIA LETIŢIA - Experiments on intensiffied burning processes in conical furnaces – Conferinţa – METIME - Galati - iunie 2007 – publicat în volumul THERMAL ENGINES END ENVIROMENTAL ENGINEERING pg. 59-63 – ISBN 978-973-1724-17-1 26. ANTONESCU N.N. , ANTONESCU N., STANESCU D., POPESCU LELIA LETIŢIA - Intensiffied burning process in conical furnaces - a phisical model - Conferinţa – METIME - Galati - iunie 2007 – publicat în volumul THERMAL ENGINES END ENVIROMENTAL ENGINEERING pg. 15 – 21 - ISBN 978-973-1724-17-1

3. BIBLIOGRAFIE DIN LUCRĂRILE COLECTIVULUI DE APARATE TERMICE

– CĂRŢI, MANUALE - 27. STANESCU P.D., ANTONESCU N.N. - Indrumar de lucrări de laborator de ardere - UTCB - 1997

194

28. ANTONESCU N., STANESCU P.D., ANTONESCU N.N. - Procese de ardere - bazele fizice şi experimentale - Editura MATRIX ROM - ISBN 973-685-522-8 - Bucuresti ian.2003 - 318 pag. 29. ANTONESCU N.N. – Soluţii energetice de tratare a deşeurilor solide menajere, speciale şi industriale – Editura CONSPRESS – ISBN 973-8165-48-2 – Bucureşti 2003 – 196 pag. 30. ANTONESCU N., ANTONESCU N.N., STANESCU P.D., POPESCU-OLEA LELIA – Indrumǎtor de proiectare cazane - Editura MATRIX ROM - ISBN 973-755-087-0 - Bucuresti 2006 - 265 pag. 31. ANTONESCU N.N., ANTONESCU N., STANESCU P.D., POPESCU-OLEA LELIA – Gestiunea şi tratarea deşeurilor urbane – gestiunea regionalǎ - Editura MATRIX ROM - ISBN 973-755-114-1 - Bucuresti 2006 - 233 pag.

4. BIBLIOGRAFIE UTILIZATA ÎN TEZĂ - CĂRŢI 32. A.Stambuleanu – Flacǎra Industrialǎ: Procese de Adere în Focare – Ed.Tehnicǎ Bucureşti 1971 33. N. Pǎnoiu ş.a. – Instalaţii de Ardere a Combustibililor Solizi

5. BIBLIOGRAFIE UTILIZATA ÎN TEZĂ – ARITOLE ŞI COMUNICĂRI

34. Thunmann H.ş.a – Combustion of wood particles. A particle model for eulerian calculation – Combustion and Flamme 2002 nr. 1-2 35. Winter F. ş.a – Temperatures in a fuel particle burning in a fluidized bed: the effect of drying, devolatilisation and char combustion - Combustion and Flamme 1997 nr. 3 36. Johnson R. ş.a. – Influence of interparticle gradients in modeling of fixed bed combustion - Combustion and Flamme 2006 nr. 3

195

37. Beilert U. ş a – Application of front tracking techniques to the turbulent combustion processes in a single stroke device - Combustion and Flamme 1996 nr. 1-2 38. Galgano A. ş.a. – Modeling thw propagation of drying and decomposition fronts in wood - Combustion and Flamme 2004 nr. 1-2 39. Tuyen B. – Small diffusion flames over a wood particle – Energy 1995 nr 10 40. Saastamoinen J.J. – Propagation of the ignition front in bads of wood - Combustion and Flamme 2000 nr. 1-2 41. Javinen M.P. ş a – Auto-gasification of biofuel - Combustion and Flamme 2002 nr. 4 42. Horttanainen M. ş a – Operational limits of ignition front propagation against airflow in packed bads of different wood fuels – Energy and Fuels 2002 nr.3 43. Petters B. – Messurements and appplication of a discretparticle model to simulate combustion of a packed bed of individual fuel particles - Combustion and Flamme 2002 nr. 1-2 44. Joller M. ş.a. – Modeling of aerosol formation during biomass combustion in grte fournaces and comparison with measurements - Energy and Fuels 2005 nr.1 45. Donghoon s. ş a. – The combustion of simulated waste particles in a fixed bad - Combustion and Flamme 2000 nr. 1-2 46. Bedat B. – Effects of buoyancy on premixed flame stabilisation - Combustion and Flamme 1996 nr. 1-2 47. Grotkjaer ş.a – An experimental study of biomass ignition – Fuel 2003 nr.10 48. De Diego L. – Modeling of the devolatilisation of nonspherical wet pine wood particles in fluidized beds – Industrial & engineering research – 2002 nr.15

196

49. McDonald J.D. ş a – Fine particle and gaseous emission rates from residential wood combustion. Environmental science & technology – 2000 no.11 50. Ryu C. ş.a. – Effect of fuel properties on biomass combustion – Fuel 2006 nr. 7-8 51. Kharbat E. - ş.a. – Ingnition and combustion of isolated and binary array of coal particles – 26 International Symposium on Combustion 1995 vol 100 52. Johansson R. ş.a. - Influence of intraparticle gradients in modeling of fixed bed combustion - Combustion and Flamme 2004 nr. 4 53. Kuhlmann ş.a. – Single biomass particle combustion - 31 International Symposium on Combustion 2006 54. Wilmes B. ş a. – A computation model of the gasification of a single bion particle - 31 International Symposium on Combustion 2006 55. Jenkins B. ş a. – Combustion properties of biomass – Fuel – 2004 nr.5