1. Ciencia

XII Congreso Nacional de Ingeniería Mecánic a
SIMULACION DE FLUJO, COMBUSTION Y FORMACIO N
DE NO, EN UNA CALDERA DE CARBON DE DOBL E
ARCO Y QUEMADORES VERTICALE S
N Fueyo*, V Gambón # , C Dopazo*, P Gómez Yagüe t , P Otero t .
* Centro Politécnico Superior, Universidad de Zaragoza.
# LITEC, Laboratorio de Investigación en Tecnologías de Combustión, Zaragoza .
tENDESA, Empresa Nacional de Electricidad, CT Compostilla .
Resume n
Se ha desarrollado un modelo capaz de simular el proceso de combustión de las partículas de carbó n
en el interior del hogar. Dicho modelo resuelve ecuaciones de conservación eulerianas para la fracció n
volumétrica de cada una de las fases y para el promedio local de cada propiedad (velocidad, temperatura y concentraciones) en cada fase . Los distintos procesos que sufre el carbón —calentamiento ,
secado, volatilización y combustión— son modelados mediante términos de intercambio interfásico .
El modelo incluye un post-procesador para el cálculo de la formación de NO = .
El modelo ha sido aplicado a la simulación del hogar de una caldera real de 350 MW, en la que s e
disponen de diversas medidas experimentales de temperatura y concentraciones . Se han realizado dos
tipos de simulaciones, una bidimensional y otra tridimensional completa. Las predicciones obtenidas
concuerdan notablemente con las medidas experimentales disponibles .
Introducción
Las calderas de doble arco y quemadores verticales son utilizadas comúnmente en la industria eléctric a
para quemar carbones tipo antracita . La forma de llama "en U" que crea la disposición vertical de lo s
quemadores proporciona a la (poco reactiva) partícula de antracita el adecuado tiempo de residencia e n
el hogar para una eficiente combustión .
La modelización matemática y simulación numérica de la combustión de carbón en calderas es, pes e
a las incógnitas asociadas a la dificultad de la modelización del proceso de combustión, una alternativa valiosa a la experimentación (muy costosa económicamente y limitada) como herramienta para l a
evaluación de distintas estrategias de operación .
En este contexto, este trabajo presenta la modelización de una caldera real (el grupo IV de la C T
C ompostilla) y su posterior validación con referencia a las medidas experimentales existentes .
2 El modelo matemátic o
El flujo en el seno del hogar presenta dos fases distintas, una gaseosa compuesta por el aire de combustió n
Y los productos de volatilización y combustión, y otra sólida compuesta por las partículas de carbón . Para
describir adecuadamente todos los procesos involucrados en la modelización, se han elegido las siguiente s
variables dependientes (la figura 1 presenta un esquema de las mismas) :
• Para la fase gaseosa: Presión P, fracción volumétrica de la fase gaseosa r 1 , las tres componentes d e
la v elocidad del gas u l , vl, w 1 , las variables turbulentas k y e, la entalpía de la fase gaseosa h l y
las fracciones másicas de oxidante yóxr volátiles inquemados y ' ° '2 , productos de la combustió n
229
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homogénea yr R ° productos de la combustión heterogénea yi O2 , vapor de agua
y HC N y1ayrR0
yW AT , NO yNo
• Para la fase sólida : Fracción volumétrica de la fase sólida r 2 , las tres componentes de velocidad
de las partículas de carbón U2, v2 , w 2i la entalpía de la fase sólida h 2 y las fracciones másicas d e
carbón bruto y2 ° L , carbono fijo CHA humedad (agua en el carbón) y vAT y ceniza y2 s a
El esquema multifásico euleriano-euleriano (Spalding (1981) [12] y Fueyo (1990) [4]) trata amba s
fases como continuos, y por tanto las describe en términos de ecuaciones eulerianas de conservación ,
que proporcionan valores promedio de cada variable en cada punto . Dichas ecuaciones eulerianas d e
conservación son (una presentación mas detallada se puede encontrar en Fueyo y Pérez (1993) [5]) :
• para las fracciones volumétricas :
a ( piri )
+ 0(P i r2 V ;) —
at
*— .
'--"'----'l
Tempora
I r Vr i
(1 )
mii
Conveccion Difusion turbulent a
Interfasic o
r1 + r2 = 1 .0
(2)
• para las otras variables dependientes :
at
(Pi r i `Yi) + 0 (Pi ri ViOi) — y (ro ; ri V W ) — y ( rr ;
2
1
I*
9 ri***I
3
4
—'!ami—+jlIb—+(*bj
5
(Pi Vri) =
6
— 'i)+ Sqs,
(3 )
7
Para el cierre del conjunto de ecuaciones anteriores se utiliza un modelo de turbulencia k — e versió n
RNG (Yakhot y Orszag (1986) [13]) y un modelo de difusión turbulenta de partículas según la propuesta de Rizk y Elgobashi (1989) [10], que se incorporan en los términos (3) y (4) de la ecuación (3) . Los
efectos de los distintos procesos que sufre la partícula de carbón, se incorporan en el modelo como fuente s
o sumideros de las diferentes variables, en el término (7) de la ecuación (3) . La modelización de dicho s
procesos se esquematiza en la tabla 1 . El cálculo de la temperatura a partir de la entalpía se realiz a
mediante la evaluación de polinomios que proporcionan el calor específico de los distintos componentes .
El modelo de formación de NO x tiene en cuenta los mecanismos de formación térmico y "fuel" y los d e
reducción homogénea y heterogénea en la superficie de la partícula (Levy et al . (1981) [8]) .
3 El método numérico
Las ecuaciones que constituyen el presente modelo matemático, junto con sus correspondientes condicione s
de contorno, han sido codificadas en el código de Mecánica de Fluidos Computacional PHOENICS . Est e
código utiliza una discretización por volúmenes finitos y el esquema IPSA (Spalding (1981) [12]) para l a
resolución acoplada de presión, velocidad y fracciones volumétricas .
4 Aplicación del modelo y resultado s
El modelo presentado anteriormente se ha aplicado a la simulación del hogar de una caldera de 350 M W
eléctricos, quemando antracita . Un esquema de la caldera se presenta en la figura 2, donde se pued e
apreciar también la disposición de los distintos quemadores .
23 0
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Tabla 1 : Modelización de los distintos proceso s
Proceso
Arrastre
gaspartícula
Conducción de calor gas-partícula
Secado partícula
Volatilización
Combustión
mogénea
Combustión
rogénea
hohete-
Radiación
Formación de NO z
Tipo Modelo
Correlaciones de arrastre par a
partículas esféricas
Fase a fase
Referenci a
Crowe (1977) [3]
Gobernado por la transferencia
de calo r
Dos componentes y una sóla
energía de activación
Eddy Break Up (EBU) y reasción de un solo paso
Esquema competitivo entre l a
difusión del 02 y la cinétic a
química
6 flujos
Mecanismos
de
formació n
térmico y "fuel"
Fueyo y Pérez (1993) [5 ]
Costa y Lockwoo d
Badzioch y Hawskley
(1970) [1 ]
Magnussen y Hjertager
(1976) [9]
Smith (1983) [11]
Hamaker (1947) [6]
Kjaldman (1993) [7], Car valho y Coelho (1993) [2]
Dada la envergadura del problema, y aprovechando carácter fundamentalmente bidimensional de l
flujo (en el plano XZ), en primer lugar se modelizó un sector XZ de la caldera, correspondiente a u n
solo quemador, mediante un mallado 34 x 5 x 81 (13770 celdas) . Con las conclusiones obtenidas en est a
modelización cuasi-bidimensional se procedió a simular el hogar completo (hasta el plano de simetrí a
central) mediante una malla 54 x 56 x 67 (191794 celdas) .
Las condiciones de la simulación representan un periodo de operación "normal"de la caldera, y s e
pueden resumir en la siguiente tabla:
Gasto másico de carbón (húmedo)
Gasto másico total de aire
Gasto másico de aire primario
Ratio aire terciario/secundario
Molino fuera de servicio
17.611 kg/s g
164 .568 kg/sg
25.544 kg/s g
0.85
E
Tabla 2: Condiciones de la simulación
Algunos resultados típicos se pueden observar en las figuras que se comentan a continuación .
4 .1 Comparación con datos experimentales
• Temperaturas
La comparación con los datos de temperaturas se presenta en la tabla 3. Las medidas tomadas desd e
las paredes laterales en los tres primeros niveles, presentan una gran diferencia con las prediccione s
debido a que los datos experimentales han sido tomados en las zonas más frías de la caldera ,
mientras que los calculados son promedios . No obstante, se recoge con claridad la caracterizació n
de la llama . En los niveles IV y V, donde el flujo es más homogéneo, los datos experimentales s e
muestran bastante de acuerdo con los valores predichos por la simulación .
En cuanto a las temperaturas puntuales medidas sobre el arco de quemadores, éstas se puede n
23 1
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Medidas en mirillas
de paredes laterales
(promedios)
Resultado s
simulación
(promedios )
1826 K
1
1678 K
Medidas en mirilla s
de paredes frontal y
trasera (puntuales)
-
T en nivel II (ai re secundario)
T en nivel III
(sobre arco)
T en nivel I V
1594 K
-
1756 K
1763 K
1763 a 1933 K
1854 K
1737 K
-
1748 K
1595 K
-
1563 K
T
en
nivel
(garganta)
(nariz)
T en nivel V (salida)
Tabla 3 : Comparación entre medidas experimentales de temperatura y prediccione s
comparar directamente en la figura 4. La simulación predice en ese plano una banda de valore s
entre 1768 y 1947 K, dentro de la cual se encuentran los datos experimentales .
• Concentración de 02
Datos experimenta-
Resultados
simulación
(promedios )
4,1% promedio
4%
4,1-7,3%
(medias ` 4,5 %
puntuales)
les
0 2 en salida (%)
02 sobre arco quemadores (%)
Tabla 4 : Comparación entre medidas experimentales de concentración de 0 2 y predicciones
Los datos promedio de la simulación presentan un aceptable acuerdo con los datos experimentales
(como se refleja en la tabla 4), recogiendo el hecho de la existencia de mayores niveles de oxígen o
sobre arco de quemadores que en salida .
Las medidas experimentales sobre el arco de quemadores oscilan entre 0 .15 y 0 .32 (en fracción
másica de aire) y se pueden comparar con las predicciones presentadas en la figura 5 . Comparando
las figuras 4 y 5 se puede comprobar también que se confirma en las simulaciones el hecho constatado en las medidas experimentales de que a las zonas de mayor temperatura les corresponde un a
concentración de oxígeno menor .
• Óxido de Nitrógeno
La tabla 5 presenta la comparación entre valores promedios predichos por la simulación y los medido s
experimentalmente . Los resultados, aunque ligeramente superiores, presentan un aceptable acuerd o
con los datos experimentales, recogiendo claramente el hecho de la formación de N0 de orige n
térmico en la chimenea.
Respecto a los valores sobre el arco de quemadores —presentados en la figura 6—, la simulació n
predice una banda entre 490 y 1300 ppmm (4 .9 x 1 0–4 y 1.3 x 1 0–3 en fracción másica), que engloba a
los datos experimentales (578 a 812 ppm) . La distribución de NO= viene asociada con la del camp o
de temperaturas, presentándose los picos de concentración en las zonas más calientes (figuras 4 y
6) . Este mismo hecho se puede observar en las medidas experimentales .
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Datos experimentales
NOx en salida
860 promedio
Resultado s
Simulació n
(promedios )
960
(PPm)
NO = sobre ar-
co quemadores
(PPm)
540 - 810 (medidas
puntuales)
789
Tabla 5 : Comparación entre medidas experimentales de concentración de NOx y prediccione s
Referencia s
[1] S . Badzioch and P . G. Hawksley. Ind. Eng. Checo . Process Desing and Development, 9 :521-530,
1970 .
[2] P. J . Coelho and M . G. Carvalho . Mathematical modelling of NO formation in a power station
boiler. 2nd Int . Conference on combustion technologies for a clean environment, 1, 1993 .
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gas-droplet fiows . Journal of Fluids Engineering, 99 :325-332, 1977 .
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University of London, 1990 .
[5] N . Fueyo and C . Pérez. Eulerian models for coal combustion with NOS formation . Joint Meeting of
the Italian and Spanish sections of The Combustion Institute, 1993 .
[6] H . C. Hamaker . Radiation and heat conduction in light scatering material . Philip Res . Rep ., 1947.
[7] L . Kjiildmann. Numerical simulation of combustion and nitrogen pollutants in furnaces . PhD thesis ,
Helsinki University of Technology, 1993 .
[8]J. M . Levy, L . K. Chan, A. F. Sarofim, and J . M. Beér . NO/char reactions at pulverizad coal flame
conditions . 18th Symp . (Int) on Combustion . The Combustion Institute, pages 111-120, 1981 .
[9] B . F . Magnussen and B . H . Hjertager . On the mathematical modeling of turbulent combustion wit h
emphasis on soot formation and combustion . 16th Symp . (Int) on Combustion . The Combustio n
Institute, pages 719-729, 1976 .
[10] M. A . Rizk and S . E. Elgobashi . A two equation turbulence model for disperse dilute contrae d
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[13] V . Yakhot . and S .A. Orszag . Renormalization group analysis of turbulence . J. Sci. Comput ., 1 ,
1986 .
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XII Congreso Nacional de Ingeniería Mecánica
Figura 1 : Composición de las fases y procesos de transferencia de masa entre ellas .
=
Plano de
simetria
13. 3
6.625
7.25
13 .565
27.06
Figura 2 : Esquema de la caldera simulada (medidas en metros) y disposición de los quemadores .
23 4
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ísss'f;l dt t n-
---
**t!/✓
.s
1
\\51 1
/,r 1
\1,111111! 1 /
-1-
17 .75 m/s
1 ! 1 1
i
lulu l
1 \
tI
t
rrr t
--i 17 .88 m/ s
Figura 3 : Derecha: vectores velocidad en plano de quemadores en la simulación cuasi-bidimensional .
Izquierda : Simulación 3D, vectores velocidad a la altura de la salida de aire secundario .
19W 1
1768
1781
179 4
180 6
1819
183 3
1845
185 7
187 0
188 3
189 6
190 8
191 1
193 4
194 7
Pare d
Temperatura (K)
frontal
E4
D4-Cl
E2
C4
Ext .
1933
1928
1895
1840
1763
1924
1892
1893
1814
1794
Pare d
lateral
F4
B1-A 2
F2
A4
' Ext.
Figura 4 : Comparación entre predicciones y datos experimentales de temperatura sobre el arco de quemadores . En las medidas experimentales se indica sobre qué quemador se han tomado.
23 5
XII
Congreso Nacional de Ingeniería Mecánic a
061 1
.0 2
.0 5
.0 8
.1 2
.1 5
.1 8
.2 2
.2 5
.2 8
.3 2
.3 5
.3 8
.41
.45
.48
Pare d
frontal
Fracción másica de aire
Pare d
lateral
E4
D4-C1
E2
C4
Ext .
0 .25
0 .23
0 .18
0 .19
0 .22
F4
B1-A 2
F2
A4
Ext .
0 .17
0 .15
0 .19
0 .31
0 .32
Figura 5 : Comparación entre predicciones y datos experimentales de fracción másica de aire sobre el arc o
de quemadores .
NO 1
4 .9E- 4
5 .4E-4
6 .0E- 4
6 .5E- 4
7 .1E- a
7 .7E- 4
8 .2E- 4
8 .8E- 4
9 .3E- 4
9 .9E- 4
1 .0E- 3
1 .1E- 3
1 .2E- 3
1 .2E_ 3
1 .3E- 3
Pared
frontal
E4
D4-C1
E2
C4
Ext .
NOx (ppmm)
712
682
755
624
578
667
812
712
607
5 .85
Figura 6 : Comparación entre predicciones y datos experimentales de concentración de
de quemadores . Las predicciones se encuentran expresadas en fracción másica .
236
Pared
lateral
F4
B1-A 2
- F2
A4
Ext .
NO= sobre el arc o