The combustion kinetics of coal and sludge have been determined in thermo-gravimetric analyzer (TGA) and a thermobalance reactor. Hydrodynamic properties of mono-dispersed bed and binary bed materials have been determined in a cold-mode transparent square internally circulating fluidized bed (ICFB). The co-combustion and heat transfer characteristics of sludge and coal have been determined in a square internally circulating fluidized bed combustor.
From the kinetic studies, activation energies have been determined at the given temperature regions and the weight change patterns from thermo-gravimetric analysis can be predicted by the kinetic equations. The conversion data for char combustion in the thermobalance reactor can be predicted by the shrinking core reaction model and the reaction rate can be expressed as: $\frac{dX}{dt} = k exp(\frac{-E}{RT}) (P_{O_2})^{0.95}(1-X)^{\frac{2}{3}}$
where E values are respectively 35.600, 12.933 and 0.025 kcal/mol for chemical reaction control, pore diffusion control and gas film diffusion control.
The hydrodynamic properties have been determined in a cold-mode transparent square internally circulating fluidized bed with an orifice-type square draft tube. The effects of gas velocities to draft tube and to annulus section on solid circulation rate $(G_s)$ and gas bypassing fractions $(F_{AD}$, $F_{DA})$ have been determined. The solid circulation rate $(G_s)$ and gas bypassing fraction from the annulus section to the draft tube $(F_{AD})$ increase but the gas bypassing fraction from the draft tube to the annulus section $(F_{DA})$ decreases with increasing gas velocity to the draft tube. With increasing gas velocity to the annulus section, $(G_s)$ and $(F_{DA})$ increase but, $(F_{AD})$ decreases. The obtained pressure drop across the orifices $(\Delta P_{or})$ on the wall of the draft tube in the present and previous studies have been correlated with the dimensionless terms of the ratios of gas velocity to the draft tube $(U_f)$ as fluidizing state and minimum fluidizing velocity $(U_{mf})$, gas velocity to the annulus as a moving bed $(U_m)$, and the ratio of particle size $(d_p)$ to orifice diameter $(d_{or})$ at the wall of the draft tube as: $\Delta P_{or} = 5.327 \times 10^{3}(\frac {U_f}{U_{mf}})^{0.520}(\frac {U_m}{U_{mf}})^{0.795}(\frac {d_p}{d_{or}})^{0.728}$ in the range of 3.00 ≤ $U_f/U_{mf}$ ≤ 117.69, 0.80 ≤ $U_m/U_{mf}$ ≤ 1.67, $2.87\times10^{-3}$ ≤$d_{p}/d_{or}$ ≤ $4.07\times10^{-2}$.
To predict $(G_s)$ in the internally circulating fluidized bed, a correlation is proposed as a function of $(\Delta P_{or})$ as: $G_{s}=0.51\frac{S_o}{S_a}\sqrt{2\rho_a\Delta P_{or}}$
The gas bypassing fractions $(F_{DA}, F_{AD})$ in the square ICFB with the orifice type draft tube are correlated with $U_f/U_{mf}$ and $U_m/U_{mf}$ as: $F_{DA}=9.631(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{-1.052}(\frac{U_m}{U_mf})^{1.323}$;$F_{AD}=4.468(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{1.389}(\frac{U_m}{U_mf})^{-0.885}$ in the range of 3.6 ≤ $U_{f}/U_{mf}$ ≤ 7.1, 0.9 ≤ $U_m/U_{mf}$ ≤ 1.6.
Based on the gas bypassing fraction data, the gas flow rates across the orifice are correlated in terms of $U_f/U_{mf}$, $U_m/U_{mf}$, $d_p/H_s$, and R where $H_s$ and R are the static solids bed height and the opening ratio of non-circular openings and down flowing beds as:
$Q_{or}=6.577\times10^{4}(\frac{U_f}{U_{mf}})^{0.590}(\frac{U_m}{U_{mf}})^{0.106}(\frac{d_p}{H_s})^{1.229}R^{0.130}$ in the range of 3.6 ≤ $U_f/U_{mf}$ ≤ 10, 0.9 ≤ $U_m/U_{mf}$ ≤ 1.6, $3.33\times10^{-4}$ ≤ $d_{p}/H_s$ ≤$7.63\times10^{-4}$, $1.41\times10^{-2}$ ≤ R ≤ $5.63\times10^{-2}$.
Fluidized bed combustors are commonly operating with complex bed materials of feeding solid wastes, sorbent, bottom ash, sinter and particle split. In the present study, the effects of gas velocities to the fluidized (draft tube) and the moving (annulus section) beds and the weight percent of additive (alumina) on the solid circulation rate $(G_s)$, gas bypassing fractions $(F_{DA})$, $(F_{AD})$, and pressure drop across the orifices $(\Delta P_{or})$ of the binary bed materials have been determined in a square internally circulating fluidized bed with an orifice-type square draft tube. At a given aeration rate to the moving bed, $(F_{AD})$, \Delta P_{or} and $G_s$ increase with increasing gas velocity to the fluidized bed $(U_f)$. At a given aeration rate to the fluidized bed, $F_{DA}, \Delta P_{or} and G_s$ increase but $F_{AD}$ decreases with increasing gas velocity to the moving bed $(U_m)$. Solid circulation rate $(G_s)$, $F_{AD}$, and $\Delta P_{or}$ increase with increasing wt% of alumina. The obtained $\Delta P_{or}$ have been correlated with the dimensionless terms as:
$DeltaP_{or}=2.894\times10^{-3}(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{1.504}(\frac{U_{m}}{U_{mf}})^{1.661}Ar^{2.180}$ in the range of 4.5 ≤ $U_f/U_{mf}$ ≤ 7.1, 0.9 ≤ $U_m/U_{mf}$ ≤ 1.6, 2416 ≤ Ar ≤ 2732. The gas bypassing fractions $(F_AD, F_DA)$ in the square ICFB with the orifice type draft tube are correlated in terms of $U_f/U_{mf}$, $U_m/U_{mf}$, and Ar as:
$F_{DA}=2.753\times10^{17}(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{-2.782}(\frac{U_m}{U_mf})^{0.697}Ar^{-4.487}$;
$F_{AD}=1.946\times10^{-13}(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{3.766}(\frac{U_m}{U_mf})^{-0.971} Ar^{3.489}$ in the range of 4.5 ≤ $U_f/U_{mf}$ ≤ 7.1, 0.9 ≤ $U_m/U_{mf}$ ≤ 1.6, 2416 ≤ Ar ≤ 2732
Based on the gas bypassing fraction data, the gas flow rates across the orifice in the present study are correlated with $U_f/U_{mf}$, $U_m/U_{mf}$, and Ar as: $Q_{or}=1.983\times10^{-14}(\frac{U_f}{U_{mf}})^{1.001}(\frac{U_m}{U_{mf}})^{0.267}Ar^{3.036}$
in the range of 4.5 ≤ $U_f/U_{mf}$ ≤ 7.1, 0.9 ≤ $U_m/U_{mf}$ ≤ 1.6, 2416 ≤ Ar ≤ 2732.
The effects of bed temperature and the gas velocity to the draft tube on the heat transfer coefficient and the overall combustion efficiency have been determined in a square internally circulating fluidized bed combustor with an orifice-type square draft tube. The overall combustion efficiency increases with increasing the excess air ratio and bed temperature. At a given aeration rate to the moving bed, the heat transfer coefficient in the fluidized bed goes through a maximum value with increasing $U_f$. The heat transfer coefficient in the moving bed increases with increasing $U_m$ and the bed temperature. The heat transfer coefficient in the freeboard is 0.3 - 0.4 times the heat transfer coefficient in the fluidized bed. The heat transfer coefficients in terms of the Nusselt numbers in the fluidized bed, moving bed and freeboard have been correlated with the Prandtl number and Reynolds numbers as:
In the fluidizing bed:
$N_f=\frac{h_f d_p}{k_g}=0.314 Pr^{0.333}Re_f^{-0.002}Re_m^{-0.984}$
In the moving bed:
$N_m=\frac{h_m d_p}{k_g}=2.089 Pr^{0.333}Re_f^{0.287}Re_m^{-0.034}$
In the freeboard region:
$N_t=\frac{h_t d_p}{k_g}=0.140 Pr^{0.333}Re_f^{0.511}Re_m^{-1.036}$
where$Pr=\frac{C_p\mu_f}{k_g}$, $Re_f=\frac{d_p U_f\rho_g}{mu_f}$, $Re_m=\frac{d_p U_m\rho_g}{\mu_f}$ in the range of 0.75≤ Pr ≤ 0.77, 0.39 ≤ $Re_f$ ≤ 0.71, 0.17 ≤ $Re_m$ ≤ 0.21.
석탄과 슬러지의 연소 특성이 열중량 분석기와 열천칭 반응기에서 결정되었다. 단일성분으로 구성된 층 물질과 이 성분으로 구성된 층 물질의 수력학적 특성이 투명한 사각형 내부순환 유동층에서 결정되었다. 슬러지와 석탄의 혼소 및 열전달 특성이 사각형 내부순환 유동층 연소로에서 결정되었다.
반응 특성 연구로부터, 활성화 에너지가 주어진 온도 영역에서 결정되었고 열중량 분석으로부터 무게 변화를 반응식에 의해서 예측하였다. 열천칭 반응기에서 촤의 연소에 대한 전환율 값이 쉬링킹 코어 반응모델에 의해서 예측 되었고 반응 속도 식은 다음과 같다. $\frac{dX}{dt} = k exp(\frac{-E}{RT}) (P_O_2)^{0.95}(1-X)^{\frac{2}{3}}$ 여기서 활성화 에너지 값은 화학 율속 영역, 기공 확산 영역, 기체막 확산 영역에 대해서 각각 35.600, 12.933, 0.025 kcal/mol 이다.
수력학적 특성이 오리피스 타입의 사각형 드래프트 관을 갖고 있는 투명한 사각형 내부순환 유동층에서 결정되었다. 고체 순환 속도 $(G_s)$ 와 애뉼러스 구역에서 드래프트 관으로의 기체 우회분율 $(F_{AD}, F_{DA})$ 에 대한 드래프트 관과 애뉼러스 구역으로 주입되는 기체 유속의 영향이 결정되었다. 드래프트 관으로의 기체 유속을 증가시킴에 따라서 고체순환 속도와 애뉼러스 구역에서 드래프트 관으로의 기체 우회 분율은 증가하지만 드래프트 관에서 애뉼러스 구역으로의 기체 우회 분율은 감소한다. 애뉼러스 구역으로의 기체 유속을 증가시킴에 따라서 고체순환 속도와 드래프트 관에서 애뉼러스 구역으로의 기체 우회 분율은 증가하지만 애뉼러스 구역에서 드래프트 관으로의 기체 우회 분율은 감소한다. 본 연구와 이전의 연구에서 얻어진 드래프트 관의 벽에 있는 오리피스의 압력강하 $(\Delta P_{or})$ 의 상관식이 유동화 상태에서의 드래프트 관으로 주입되는 기체 유속 $(U_f)$, 최소 유동화 속도 $(U_{mf})$, 이동층 상태로 애뉼러스 구역으로 주입되는 기체 유속 $(U_m)$, 입자 크기 $(d_p)$, 드래프트 관 벽에 있는 오리피스의 직경 $(d_{or})$ 의 함수로 다음과 같이 제안되었다. $\Delta P_{or} = 5.327 \times 10^{3}(\frac {U_f}{U_{mf}})^{0.520} (\frac {U_m}{U_{mf}})^{0.795}(\frac {d_p}{d_{or}})^{0.728}$ 유효 범위는 3.00 ≤ $U_{f}/U_{mf}$ ≤ 117.69, 0.80 ≤ $U_{m}/U_{mf}$ ≤ 1.67, $2.87\times10^{-3}$ ≤$d_{p}/d_{or}$ ≤ $4.07\times10^{-2}$ 이다. 내부순환 유동층에서 고체 순환 속도를 예측하기 위해서, 고체 순환 속도 상관식이 오리피스에 걸리는 압력강하의 함수로 다음과 같이 제안되었다: $G_{s}=0.51\frac{S_{o}}{S_{a}}\sqrt{2\rho_{a}\Delta P_{or}}$ 오리피스 타입의 드래프트 관을 갖고 있는 사각형 내부순환 유동층에서 기체 우회 분율 $(F_{DA}, F_{AD})$ 의 상관식이 $U_{f}/U_{mf}$ 와 $U_{m}/U_{mf}$ 의 함수로 제안되었다. $F_{DA}=9.631(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{-1.052}(\frac{U_m}{U_mf})^{1.323}$ $F_{AD}=4.468(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{1.389}(\frac{U_m}{U_mf})^{-0.885}$ 유효 범위는 3.6 ≤ $U_{f}/U_{mf}$ ≤ 7.1, 0.9 ≤ $U_{m}/U_{mf}$ ≤ 1.6 이다. 기체 우회 분율 값을 기초로, 오리피스를 통과하는 기체 유량의 상관식이 $U_{f}/U_{mf}$, $U_{m}/U_{mf}$, $d_{p}/H_{s}$, R 의 함수로 다음과 같이 제안 되었다. 여기서 $H_{s}$ 는 정체층의 높이, R 는 오리피스와 이동층의 단면적 비이다. $Q_{or}=6.577\times10^{4}(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{0.590}(\frac{U_{m}}{U_{mf}})^{0.106}(\frac{d_{p}}{H_{s}})^{1.229}R^{0.130}$ 유효 범위는 3.6 ≤ $U_{f}/U_{mf}$ ≤ 10, 0.9 ≤ $U_{m}/U_{mf}$ ≤ 1.6, $3.33\times10^{-4}$ ≤ $d_{p}/H_{s}$ ≤$7.63\times10^{-4}$, $1.41\times10^{-2}$ ≤ R ≤ $5.63\times10^{-2}$ 이다.
유동층 연소로는 주입하는 고체 폐기물, 흡수제, 바닥재, 마모나 분쇄된 입자 등으로 된 복잡한 층 물질로 구성되어 있다. 본 연구에서는 오리피스 타입의 사각형 드래프트 관을 갖고 있는 사각형 내부순환 유동층에서 두 성분으로 구성된 층 물질의 고체 순환 속도 $(G_{s})$, 기체 우회 분율 $(F_{DA}, F_{AD})$, 오리피스에 걸리는 압력강하 $(\Delta P_{or})$ 에 대한 유동층과 이동층으로 주입되는 기체 유속과 첨가제인 알루미나의 무게 함량의 영향이 결정되었다. 이동층으로 주입되는 기체유속을 일정하게 유지한 상태에서, 애뉼러스에서 드래프트 관으로의 기체 우회 분율, 오리피스에 걸리는 압력강하, 고체 순환 속도는 유동층으로 주입되는 기체 유속을 증가시킴에 따라 증가한다. 유동층으로 주입되는 기체 유속을 일정하게 유지한 상태에서, 드래프트 관에서 애뉼러스 구역으로의 기체 우회 분율, 오리피스에 걸리는 압력강하, 고체 순환 속도는 이동층으로 주입되는 기체 유속을 증가시킴에 따라서 증가하지만 애뉼러스 구역에서 드래프트 관으로의 주입되는 기체 우회 분율은 감소한다. 고체 순환 속도, 애뉼러스 구역에서 드래프트 관으로의 기체 우회 분율, 오리피스에 걸리는 압력강하는 알루미나의 무게함량을 증가시킴에 따라 증가한다. 오리피스에 걸리는 압력강하의 상관식은 무차원 군의 함수로 다음과 같이 제안되었다. $DeltaP_{or}=2.894\times10^{-3}(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{1.504}(\frac{U_{m}}{U_{mf}})^{1.661}Ar^{2.180}$ 유효 범위는 4.5 ≤ $U_{f}/U_{mf}$ ≤ 7.1, 0.9 ≤ $U_{m}/U_{mf}$ ≤ 1.6, 2416 ≤ Ar ≤ 2732 이다. 오리피스 드래프트 관을 갖고 있는 사각형 내부순환 유동층에서 기체 우회 분율 $(F_AD, F_DA)$ 의 상관식은 $U_{f}/U_{mf}$, $U_{m}/U_{mf}$, Ar 의 함수로 다음과 같이 제안 되었다. $F_{DA}=2.753\times10^{17}(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{-2.782}(\frac{U_m}{U_mf})^{0.697}Ar^{-4.487}$ ; $F_{AD}=1.946\times10^{-13}(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{3.766}(\frac{U_m}{U_mf})^{-0.971} Ar^{3.489}$ 유효 범위는 4.5 ≤ $U_{f}/U_{mf}$ ≤ 7.1, 0.9 ≤ $U_{m}/U_{mf}$ ≤ 1.6, 2416 ≤ Ar ≤ 2732 이다. 기체 우회 분율 값을 기초로, 본 연구에서 오리피스를 통과하는 기체 유량의 상관식이 $U_{f}/U_{mf}$, $U_{m}/U_{mf}$, Ar 의 함수로 다음과 같이 제안 되었다. $Q_{or}=1.983\times10^{-14}(\frac{U_{f}}{U_{mf}})^{1.001}(\frac{U_{m}}{U_{mf}})^{0.267}Ar^{3.036}$ 유효 범위는 4.5 ≤ $U_{f}/U_{mf}$ ≤ 7.1, 0.9 ≤ $U_{m}/U_{mf}$ ≤ 1.6, 2416 ≤ Ar ≤ 2732 이다.
열전달 계수와 총괄 연소효율에 대한 드래프트 관으로 주입되는 기체 유속과 층 온도의 영향이 오리피스 타입의 사각형 드래프트 관을 가진 사각형 내부순환 유동층 연소로에서 결정되었다. 총괄 연소효율은 과잉 공기비와 층 온도를 증가시킴에 따라서 증가한다. 이동층으로 주입되는 기체유속을 일정하게 유지한 상태에서, 유동층에서 열전달 계수는 유동층으로 주입되는 기체 유속을 증가시킴에 따라 최고값을 보인 후 감소한다. 이동층에서 열전달 계수는 이동층으로 주입되는 기체 유속과 층 온도를 증가시킴에 따라서 증가하였다. 프리보드에서 열전달 계수는 유동층에서의 열전달 계수의 0.3-0.4 배 이다. 유동층, 이동층, 프리보드에서 열전달 계수 상관식이 Prandtl number 와 Reynolds numbers 의 함수로 다음과 같이 제안 되었다. 유동층에서: $N_{f}=\frac{h_{f}d_{p}}{k_{g}}=0.314 Pr^{0.333}{Re_{f}}^{-0.002}{Re_{m}}^{-0.984}$ 이동층에서: $N_{m}=\frac{h_{m}d_{p}}{k_{g}}=2.089 Pr^{0.333}{Re_{f}}^{0.287}{Re_{m}}^{-0.034}$ 프리보드에서: $N_{t}=\frac{h_{t}d_{p}}{k_{g}}=0.140 Pr^{0.333}{Re_{f}}^{0.511}{Re_{m}}^{-1.036}$ 여기서 $Pr=\frac{C_{p}\mu_{f}}{k_{g}}, Re_{f}={\frac{d_{p}U_{f}rho_{g}}{mu_{f}}, Re_{m}=\frac{d_{p}U_{m}\rho_{g}}{\mu_{f}}$이다. 유효 범위는 0.75≤ Pr ≤ 0.77, 0.39 ≤ $Re_{f}$ ≤ 0.71, 0.17 ≤ $Re_{m}$ ≤ 0.21 이다.
