MODEL BİR GAZ TÜRBİNİ YANMA ODASINDA KÖMÜR GAZLARI YANMA DAVRANIŞININ SAYISAL ANALİZİ. Serhat KARYEYEN YÜKSEK LİSANS TEZİ MAKİNA MÜHENDİSLİĞİ

Transkript

1 MODEL BİR GAZ TÜRBİNİ YANMA ODASINDA KÖMÜR GAZLARI YANMA DAVRANIŞININ SAYISAL ANALİZİ Serhat KARYEYEN YÜKSEK LİSANS TEZİ MAKİNA MÜHENDİSLİĞİ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ MAYIS 2013 ANKARA

2 Serhat KARYEYEN tarafından hazırlanan MODEL BİR GAZ TÜRBİNİ YANMA ODASINDA KÖMÜR GAZLARI YANMA DAVRANIŞININ SAYISAL ANALİZİ adlı bu tezin Yüksek Lisans tezi olarak uygun olduğunu onaylarım. Prof.Dr. Mustafa İLBAŞ Tez Danışmanı, Enerji Sistemleri Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Bu çalışma, jürimiz tarafından oy birliği ile Makina Mühendisliği Anabilim Dalında Yüksek Lisans tezi olarak kabul edilmiştir. Prof.Dr. Atilla BIYIKOĞLU Makina Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Prof.Dr. Mustafa İLBAŞ Enerji Sistemleri Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Doç.Dr. Abuzer Kadir ÖZSUNAR Makina Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Tez Savunma Tarihi: Bu tez ile G.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü Yönetim Kurulu Yüksek Lisans derecesini onamıştır. Prof.Dr. Şeref SAĞIROĞLU Fen Bilimleri Enstitüsü Müdürü

3 TEZ BİLDİRİMİ Tez içindeki bütün bilgilerin etik davranış ve akademik kurallar çerçevesinde elde edilerek sunulduğunu, ayrıca tez yazım kurallarına uygun olarak hazırlanan bu çalışmada bana ait olmayan her türlü ifade ve bilginin kaynağına eksiksiz atıf yapıldığını bildiririm. Serhat KARYEYEN

4 iv MODEL BİR GAZ TÜRBİNİ YANMA ODASINDA KÖMÜR GAZLARI YANMA DAVRANIŞININ SAYISAL ANALİZİ (Yüksek Lisans Tezi) Serhat KARYEYEN GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Mayıs 2013 ÖZET Bu tez çalışmasında model bir gaz türbini yanma odasında, kömürlerden farklı yöntemlerle elde edilen kömür gazlarının yanma ve emisyon karakteristikleri sayısal olarak incelenmiştir. Ayrıca, yanma odası için referans alınan ve işletmede olan gaz türbini için enerji ve ekserji analizi yapılmıştır. Gaz türbinlerinde genellikle doğalgaz kullanılmaktadır ve doğalgazın da büyük bir bölümü metandan oluşmaktadır. Bu tez çalışması kapsamında model yanma odasında referans yakıt olarak öncelikle metan yanma modellemesi gerçekleştirilmiş ardından kömürlerin koklaştırılması ve gazlaştırılması ile elde edilen kok fırını gazı, şehir gazı I, şehir gazı II, su gazı ve jeneratör gazının yanma modellemeleri de aynı yanma şartları için gerçekleştirilmiştir. Metan ve kömür gazları 2 farklı ısıl güç için (40 kw ve 60 kw) ve farklı hava fazlalıkları için (λ=1,1, λ=1,3 ve λ=1,5) modellenmiş, bu modellemeler için de iki farklı model (seyreltmesiz ve seyreltmeli) gaz türbini yanma odası kullanılmıştır. Yanma, önce 3-boyutlu, ardından 2-boyutlu ve eksenel simetrik olarak modellenmiştir. Yanma modellemesi için ANSYS Fluent sayısal akışkan

5 v dinamiği çözücü programı kullanılmıştır. Modellemede kullanılan türbülans modeli k-ε türbülans modelidir. Yanma modellemesi için The PDF/Mixture Fraction yanma modelidir. Çalışmada kullanılan radyasyon modeli P-1 dır. Modelleme sonucunda elde edilen yanma ve emisyon karakteristikleri değerlendirildiğinde, metana en yakın sıcaklık seviyeleri, kok fırını gazı, şehir gazı I ve II yanmaları sonucunda ulaşılmıştır. Diğer iki kömür gazının yanma performansları metanın yanma performansının biraz uzağında kalmıştır. Emisyonlar incelendiğinde ise kok fırını gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II yanma sonu NO X oluşumları metana göre çok yüksek seviyelerde tahmin edilmiş, ancak bu problem seyreltme havasının yanma odasına gönderilmesiyle aşılmış ve λ=1,5 yanma şartları için NO X seviyeleri metan yanmasında açığa çıkan NO X seviyelerinin altına inmiştir. CO ve CO 2 değerlendirildiğinde ise, kömür gazlarının bünyesindeki CO gazı yanma odası boyunca tükenmiş ve yanma odası çıkışında CO gözlemlenmemiştir. Yanma odası çıkışında CO 2 oluşumları ise genel olarak metan gazı seviyelerindedir. Bilim Kodu : Anahtar Kelimeler : Emisyon, Gaz türbinleri, Kömür gazları, Yanma Sayfa Adedi : 134 Tez Yöneticisi : Prof.Dr. Mustafa İLBAŞ

6 vi NUMERICAL ANALYSIS OF THE COMBUSTION BEHAVIOUR OF COAL GASES IN A GAS TURBINE MODEL COMBUSTOR (M.Sc.Thesis) Serhat KARYEYEN GAZİ UNIVERSITY INSTITUTE OF SCIENCE AND TECHNOLOGY May 2013 ABSTRACT In this thesis, combustion and emission characteristics of coal gases are numerically investigated in a model gas turbine combustor. In addition, Energy and exergy analyses of the existing gas turbine were performed in this study. Gas turbines are generally operated using natural gas and the major component of natural gas is methane. Within the scope of this study, the pure methane as baseline fuel was firstly modelled. Then, coal gases, which are called coke oven gas, town gas I, town gas II, water gas and generator gas, were modelled under the same operating conditions. These operating conditions were two different heat powers (40 kw and 60 kw) and excess air ratios (λ=1,1, λ=1,3 ve λ=1,5) and two type model combustors were performed for numerical simulations. The combustor was modelled firstly as 3-dimensional and then 2- dimensional and axisymmetrical. Modelling has been performed by using ANSYS Fluent CFD code. Mathematical models used in this study include the k-ε model of turbulent flow, the PDF/Mixture Fraction model of non-premixed combustion (turbulent diffusion flame) and P-1 of radiation model.

7 vii Predictions were evaluated in terms of combustion and emission characteristics. In comparision with methane, the best predicted temperature levels were for coke oven gas, town gas I and town gas II. The other fuels comprise lower heating value. For this reason, the predicted temperature levels were also lower. When emissions were evaluated for coke oven gas, town gas I and town gas II, the combustion characteristics were not satisfactorily good in that excessive NO X in accordance with methane was emitted. But, this problem was achieved supplying by dilution air to the combustor. After this process, the combustion performances of these coal gases were better than the combustion performance of methane in terms of NO X formation at λ=1,5 combustion conditions anymore. Moreover, CO and CO 2 were evaluated for all gases. CO including in coal gases were burned throughout the combustor and it was not predicted at the combustor exit. CO 2 formations for all coal gases generally was near the metane at the combustor exit. Science Code : Key Words : Emission, Gas turbines, Coal gases, Combustion Page Number : 134 Adviser : Prof.Dr. Mustafa İLBAŞ

8 viii TEŞEKKÜR Bu tez konusunu belirlememde ve yürütülmesinde, kıymetli tecrübelerini esirgemeyen ve her zaman yardım ve desteğini gördüğüm tez danışmanım ve değerli hocam Prof.Dr. Mustafa İLBAŞ a en içten teşekkürlerimi sunarım. Tez çalışmam süresince tecrübelerinden her zaman faydalandığım Doç.Dr. İlker YILMAZ a da ayrıca teşekkürü borç bilirim. Bu tez çalışmasını hazırlamamı sağlayacak maddi ve manevi hiçbir desteğini esirgemeyen ve eğitim-öğretim hayatım boyunca her zaman yanımda olan çok değerli ve kıymetli aileme şükranlarımı sunuyorum. Ayrıca çok küçük yaşta kaybettiğim değerli kardeşimi büyük bir özlemle anıyor ve bu tez çalışmamı onun aziz hatırasına ithaf ediyorum.

9 ix İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET... İV ABSTRACT... Vİ TEŞEKKÜR... viii İÇİNDEKİLER... ix ÇİZELGELERİN LİSTESİ... xiii ŞEKİLLERİN LİSTESİ... xiv RESİMLERİN LİSTESİ... xvii SİMGELER VE KISALTMALAR... xviii 1. GİRİŞ GAZ TÜRBİNLERİ, GAZ TÜRBİNİ YANMA ODALARI, YANMA VE HAVA KİRLİLİĞİ Gaz Türbinleri Brayton çevrimi: Gaz türbinleri için ideal çevrim Jet motorları Endüstriyel gaz türbinleri Gaz Türbini Yanma Odaları Britanya Almanya Amerika... 21

10 x Sayfa Yanma odası gereksinimleri Yanma odası tipleri Yanma odası bölümleri Yanma ve Hava Kirliliği Yanma NO X oluşum mekanizması KÖMÜRLER, KÖMÜR GAZI ELDESİNDEKİ KOKLAŞTIRMA VE GAZLAŞTIRMA İŞLEMLERİ Kömürler Kömürlerin Koklaştırılması (Kömürün Karbonizasyonu) Kok fırını gazı üretimi Kömürlerin Gazlaştırılması Gazlaşma reaksiyonları Eski ve şimdiki ticari gazlaştırıcılar İkinci nesil gazlaştırıcılar YANMANIN MODELLENMESİ Yanmanın Sayısal Akışkanlar Dinamiği (CFD) Modellemesi Temel denklemler Yanma odalarında türbülanslı akışın modellenmesi Yanmanın modellenmesi... 72

11 xi Sayfa 4.2. Geliştirilen Model Gaz Türbini Yanma Odası Çalışmada kullanılan 2-D model yanma odaları ve boyutları Sayısal Akışkanlar Dinamiği Modelinin Oluşturulması Sayısal ağ (grid) yapısının belirlenmesi Sınır şartları Kömür Gazları ve Özellikleri Enerji ve Ekserji Analizi Sistemin tanıtılması ve termodinamik metodolojisi SONUÇLAR VE İRDELEME CFD Modelleme Sonuçları boyutlu modelleme sonuçları boyutlu modelleme sonuçları Enerji ve Ekserji Analizi Sonuçları BULGULAR VE ÖNERİLER KAYNAKLAR ÖZGEÇMİŞ

12 xii ÇİZELGELERİN LİSTESİ Çizelge Sayfa Çizelge 4.1. k-ε modelde kullanılan sabitler Çizelge 4.2. Mixture Fraction/PDF modelinde kullanılan sabitler Çizelge 4.3. Yanma odası boyutları Çizelge 4.4. Kullanılan kömür gazlarının temel özellikleri Çizelge 4.5. Sistem bileşenlerinin tersinmezlik ve ekserji verimlilik ifadeleri 88 Çizelge 4.6. Taurus 60 gaz türbini için termodinamik veriler Çizelge 5.1. Gaz türbininin enerji analizi Çizelge 5.2. Çevrimdeki tersinmezlikler ve ekserji verimlilikleri

13 xiii ŞEKİLLERİN LİSTESİ Şekil Sayfa Şekil 2.1. İdeal brayton çevrimi Şekil 2.2. Rolls-Royce RB tipi bir gaz türbininin kesiti Şekil 2.3. Siemens Typoon gaz türbini Şekil 2.4. Geniş, tek ölçekli gaz türbini Şekil 2.5. Whittle buharlaştırıcılı yanma odası Şekil 2.6. Juno 004 borulu yanma odası Şekil 2.7. GE J33 borulu yanma odası Şekil 2.8. Pratt&Whitney J57 borulu-halkalı yanma odası Şekil temel yanma odası Şekil Çoklu borulu tip bir yanma odası Şekil Borulu-halkalı bir yanma odası Şekil CF6-halkalı yanma odası Şekil Bir yanma odasının temel bileşenleri Şekil Yakıt NO X oluşum şeması Şekil 3.1. Eski tip sentetik gaz jeneratörü Şekil 3.2. Eski tip basınçlı gazlaştırıcı Şekil 3.3. Modern Lurgi tip basınçlı gazlaştırıcı Şekil aşamalı Wellman gazlaştırıcı... 54

14 xiv Şekil Sayfa Şekil brülörlü Koppers-Totzek gazlaştırıcısı Şekil 3.6. Basitleştirilmiş Winkler gazlaştırıcısı Şekil 3.7. Bi-Gas gazlaştırıcı Şekil 3.8. Sythane gazlaştırıcısı Şekil 3.9. CO 2 Acceptor un basitleştirilmiş akış şeması Şekil CO 2 Acceptor prosesinde kullanılan gazlaştırıcı Şekil HYGAS prosesinin akış şeması (proses H 2 nin elektroısıl üretimi) Şekil H 2 üretimi için HYGAS buhar-demir prosesinin akış şeması Şekil H2 üretimi için HYGAS buhar-oksijen prosesinin akış şeması.. 64 Şekil HYGAS gazlaştırıcı Şekil 4.1. Taurus 60 model gaz türbini halkalı yanma odası Şekil 4.2. Üç-boyutlu ve iki-boyutlu geometrilerin karşılaştırılması Şekil 4.3. Seyreltmesiz model gaz türbini yanma odası Şekil 4.4. Seyreltmeli model gaz türbini yanma odası Şekil 4.5. Farklı grid sayıları ile yanma odası eksenel sıcaklık dağılımları.. 82 Şekil 4.6. Gaz türbinleri için Brayton çevrimi Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili Şekil kw ve λ=1,5 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili

15 xv Şekil Sayfa Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili Şekil kw ve λ=1,5 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili Şekil 5.7. Hava fazlalığının metan yanmasındaki sıcaklık seviyelerine etkisi Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında radyal sıcaklık profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında radyal sıcaklık profili Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında eksenel NO X profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel NO X profili Şekil kw ve λ=1,5 yanma şartlarında eksenel NO X profili Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında radyal NO X profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında radyal NO X profili Şekil kw ve λ=1,5 yanma şartlarında radyal NO X profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel CO profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel CO 2 profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel CH 4 profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel H 2 profili Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel H 2 O profili

16 xvi RESİMLERİN LİSTESİ Resim Sayfa Resim Model gaz türbini yanma odası (3-boyutlu) Resim Model gaz türbini yanma odası (3-boyutlu) Resim 5.1. Metanın 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) Resim 5.2. Metanın 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) Resim 5.3. Metanın 60 kw ve λ=1,5 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) Resim 5.4. Kok fırını gazının 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) Resim 5.5. Kok fırını gazının 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) Resim 5.6. Kok fırını gazının 60 kw ve λ=1,5 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D)... 96

17 xvii SİMGELER VE KISALTMALAR Bu çalışmada kullanılmış bazı simgeler ve kısaltmalar, açıklamaları ile birlikte aşağıda sunulmuştur. Simgeler Açıklama A A a a B b C c Reaktant Arrhenius faktörü Reaksiyon derecesi Oksijenin reaksiyon üssü Reaktant Reaksiyon derecesi Sabit Kömürün ihtiva ettiği C nin kütlesel yüzdesi Havanın özgül ısısı, kj/kg.k Yanma sonu ürünlerinin özgül ısısı, kj/kg.k D i D i,j E E a Deneysel sabit i özelliğinin difüzyon katsayısı j türü içerisinde i türü için ikili difüzyon katsayısı Reaksiyonun aktivasyon enerjisini, kj/mol Aktivasyon enerjisi, J/kmol Yakıt enerjisi, kw Ekserji, kw Karışım oranı H h h Türbülans-kimya etkileşimi Türbülans kinetik enerjisi üretim oranı Entalpi, kj Özgül entalpi, kj/kg Kömürün ihtiva ettiği H 2 nin kütlesel yüzdesi Standart koşullardaki entalpi değişimi, kj/kg

18 xviii Simgeler Açıklama Reaktant ve ürünlerin standart oluşum entalpileri I Toplam yarı küresel şiddet Işıma yoğunluğu Tersinmezlik J i K k k - k k k-ε m i N n o P pv Q i türünün kütle difüzyonu Kömürleşme indeksi İleri reaksiyon oran sabiti Ters reaksiyon oran sabiti Isıl iletkenlik, W/m.K Türbülans kinetik enerjisi Türbülans modeli Yakıtın alt ısıl değeri, kj/kg Yakıtın kütle oranı Havanın kütle oranı Yanma sonu toplam debi, kg/s Hava debisi, kg/s Yakıt debisi, kg/s i türünün kütle kesri Hidrokarbon yakıttaki karbon sayısı Kömürün ihtiva ettiği N 2 nin kütlesel yüzdesi Kömürün ihtiva ettiği O 2 nin kütlesel yüzdesi P ürünü Mekanik enerji, kj Q ürünü q Birim hacimde üretilen ısı oranı, W/m 3 R Universal gaz sabiti, kj/kg.k R HCN nin dönüşüm oranı, 1/s R i RNG k-ε kimyasal tür kütle kesri Türbülans Modeli

19 xix Simgeler Açıklama Sc t s s p s q s x T U X λ φ t ij eff Türbülanslı Schmidt sayısı Kaynak terimi Reaktantlar için stokiometrik katsayı Entropi, kj/kg.k P ürünü için stokiometrik katsayı Q ürünü için stokiometrik katsayı Stokiometrik bir faktör Sıcaklık, K İç enerji, kj Türbin gücü, kw Kompresör gücü, kw Mol kesri Hava fazlalık katsayısı Yakıt/hava denklik oranı Türbülans vizkozitesi, kg/m.s Kroneker delta tensörü Efektif vizkozite, kg/m.s Yayılma oranı Prandtl sayısı Prandtl sayısı Emme katsayısı Saçılma katsayısı Stefan-Boltzman sabiti, W/m 2.K 4 Kompresörün izantropik verimi Türbinin izantropik verimi Yanma verimi I. Yasa verimi Ekserji verimi II. Yasa verimi

20 xx Kısaltmalar Açıklama ABD GE RSM PDF SAD Amerika Birleşik Devletleri General Electric Şirketi Reynold Gerilme Modeli Olası Yoğunluklu Fonksiyon Sayısal Akışkanlar Dinamiği

21 1 1. GİRİŞ Fosil kökenli yakıtlar (kömür, petrol ve doğalgaz) günümüzde en yaygın enerji kaynağı olarak kullanılmaktadırlar. Bunun temel nedeni ihtiva ettikleri yüksek enerjileridir. Bu nedenle hiçbir ülke fosil yakıt kullanmaktan vazgeçememektedir. Ancak fosil yakıtlar fazlaca kullanıldığı için hızla tükenmektedir. Bilimsel verilere göre kömüre biçilen ömür 200 yıl, petrol ve doğalgaza ise sırasıyla 46 ve 63 yıldır [1]. Fosil kökenli yakıtların kullanım avantajlarının yanı sıra çevreye verdikleri zararlardan da bahsetmek gerekmektedir. Çünkü, fosil kökenli yakıtlar yanarak enerji ihtiyacına cevap verirler fakat bu sırada bazı problemler ortaya çıkarmaktadırlar. Bunlar, küresel ısınmaya neden olan sera gazı salınımları (başlıca sera gazı CO 2 ) ve asit yağmuru oluşumunun başlıca nedeni olan NO X salınımlarıdır. Fosil yakıtlar için bahsi geçen nedenlerden dolayı bilim adamları alternatif enerji kaynaklarına yönelmeye başlamışlardır. Bunlardan en bilineni yenilenebilir enerji kaynaklarıdır. Yenilenebilir enerji kaynakları kullanımları sırasında doğaya zarar vermezler. Fakat, insanlar için gerekli enerjinin çok küçük bir bölümünü karşılamakla sınırlıdırlar. Bu nedenden dolayı yenilenebilir enerji kaynakları, birincil derecede alternatif bir enerji kaynağı olamamaktadır. Bilimsel olarak üzerinde çalışılan bir diğer alternatif enerji kaynağı ise atıkların kullanımıdır. Örneğin; çöp gazından elektrik üretimi ve biyokütle, atık yağlardan vs. enerji üretimi gibi. Bu şekilde yapılan enerji üretimleri de yeterli düzeyde olamamakta, insanoğlunun alıştığı konforu sağlayacak enerjiyi arz edememektedir. Tüm bu nedenler ışığında fosil kökenli yakıtların kullanımından vazgeçmek neredeyse imkansız bir hal almaktadır. Ancak fosil kökenli yakıtların farklı biçimlerde kullanımı veya kullanımları sırasında açığa çıkabilecek yeni bir enerji kaynağını keşfetmek, hem insanoğlunun konforundan taviz vermeyecek hem de çevreye daha duyarlı bir kaynak oluşturulabilecektir.

22 2 Günümüzde enerji dönüşüm sistemlerinde yaygın olarak kullanılan fosil yakıtların en uzun ömürlüsü kömürdür [1]. Bununla beraber kömür ülkemizde rezervi en çok bulunan enerji kaynağıdır. Ancak kömürün direkt olarak kullanımı, hem ısıl değerinin çok yüksek olmamasından dolayı fazla bir enerji açığa çıkaramamakta hem de bünyesinde ihtiva ettiği kükürt (S) den dolayı çevreye ciddi zararlar vermektedir. Bundan dolayı kömürler koklaştırılmakta ve karbon oranı yüksek kok elde edilmektedir. Ayrıca günümüzde kömürlerin gazlaştırılması da yaygın olarak yapılan bir işlemdir. Buradaki temel hedef de daha temiz bir yakıt elde etmektir. Kömürlerin koklaştırılması sırasında açığa çıkan kok fırını gazı, gazlaştırma prosesleri sonucunda elde edilen su ve jeneratör gazları ve bunların karıştırılması sonucunda ortaya çıkan şehir gazları, günümüzde alternatif yakıt olarak kullanılabilecek özelliklere sahip gazlardır. Bu gazların çoğu, özellikle de gaz yakıt kullanan sistemler için alternatif yakıt olabilecek düzeyde ısıl değerlere sahip olup, temiz bir teknoloji olarak da önümüze çıkmaktadırlar. Ülkemizde bu konu ile ilgili olarak yeni birçok yatırım yapılmakta ve desteklenmektedir. Tezin Amacı ve Önemi Doğalgaz çevrim santralleri, ülkemizde buhar ve hidroelektrik santrallere göre ikinci planda olmakla beraber enerjinin sürdürülebilir olması ve elektriğin de depolanamamasından dolayı, elektrik enerjisi açığına anında cevap verebilmek için çok önemlidir. Bu doğalgaz çevrim santrallerinde ise enerji dönüşüm sistemi olarak gaz türbinleri kullanılmaktadır. Gaz türbinleri de üretimleri itibariyle genellikle fosil yakıtlardan doğalgazı kullanmaktadır. Bu tez çalışmasıyla birlikte, gaz türbinlerinin yanma odalarında doğalgaza alternatif olabilecek nitelikte olan kömür gazlarının kullanımına ilişkin bir yanma modellemesi yapılmıştır. Bu yanma modellemesi, doğalgazın büyük bir bölümünü oluşturan metandan başlanarak kok fırını gazı, su gazı,

23 3 jeneratör gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II için ayrı ayrı yapılmış, yanma performansları ve yanma sonu emisyonları detaylıca incelenmiştir. Bu çalışma sayesinde gaz türbinlerinde kullanılmak üzere alternatif yakıtların kullanılabilirliğinin irdelenmesi sağlanmıştır. Çünkü kullanılan alternatif yakıtlar kömür gazıdır ve kömür ülkemiz için yerli bir kaynaktır. Ayrıca bu gaz yakıtlar kullanım durumlarına göre genel olarak daha temiz enerji kaynaklarıdır ve günümüzün büyük problemi olan çevre kirliliğine de çözüm getirecek niteliktedirler. Yanma odası geometrisine referans alınan gaz türbini için (Kombassan Kağıt fabrikasındaki kojenerasyon sisteminde kullanılan gaz türbini) enerji ve ekserji analizi de yapılarak sistemin çalışma performansı bu tez kapsamında incelenmiştir. Bu sayede de, bu gaz türbininin ne derece verimli çalıştığı belirlenmiştir. Literatür Taraması Yaga ve ark. model bir yanma odasında LES (Large Eddy Simulation) metodunu kullanarak metan yanmasını nümerik olarak incelemişlerdir. Analizini gerçekleştirdikleri metanın eşdeğerlilik oranını 1,0 olarak belirlerken sistemin sınır şartlarında hava ve yakıtın sıcaklık değerlerini 293,15 K olarak seçmişlerdir. Yapılan sayısal inceleme sonucunda, eksenel yönde 0,1 m deki radyal sıcaklık dağılımını belirlemişler ve bu bölgedeki maksimum sıcaklığı 1400 K olarak bulmuşlardır. Analizlerinin doğruluğunu deneysel bir çalışmayla kıyaslayarak ortaya koymuşlardır. Yaga ve ark. yaptıkları çalışmayla aynı eksenel uzaklıktaki CH 4 ve CO mol oranlarını da belirlemişlerdir. Sonuçlara göre, radyal yönde 0,1 m den itibaren CH 4 tamamen tükenmiş ve CO miktarı da yanma odası çıkış duvarına doğru minimum seviyelere inmiştir [2]. Keramida ve ark. doğalgaz yanmalı bir yanma odasında radyasyonlu ısı transferini sayısal olarak incelemişlerdir. Çalışmada kullanılan yanma odası

24 4 ani genişlemeli bir yanma odasıdır. Çalışma sonuçları değerlendirildiğinde eksenel yöndeki sıcaklık dağılımına göre maksimum sıcaklık seviyesine 0,2 m de ulaşılmıştır. Ayrıca radyal olarak yapılan incelemede, yakıcıya yakın bölgede sıcaklık seviyeleri yanma odasının duvarlarına gidildikçe önce azalmakta daha sonra artmaktadır. Yanma odası çıkışına doğru ise radyal yöndeki sıcaklık dağılımı genellikle azalmaktadır. Yanma odasındaki radyasyonun etkisini gözlemleyen Keramida ve ark. en yüksek sıcaklık seviyelerine radyasyonsuz modellemelerinde ulaşmışlardır [3]. Datta ve Som bir gaz türbini yanma odası için farklı basınç ve döngü şartlarında sıvı yakıt olarak n-hekzan için yanma ve emisyon karakteristiklerini sayısal olarak incelemişlerdir. Çalışmada kullanılan yanma odası modeli iki boyutlu ve eksenel simetrik kabul edilmiştir. Yapılan çalışmada öncelikle döngü sayısı 0,76 da sabit tutularak basınç artırılmıştır. Bu durumda yanma veriminde düşüş gözlemlenirken çıkıştaki NO konsantrasyonunda artış tespit edilmiştir. Daha sonra 100 kpa sabit basınçta döngü sayısı artırılmış, bu durumda yanma verimi ve çıkış NO değeri düşmüştür. Diğer bir çalışma ise 600 kpa sabit basınçta yine döngü sayısı artırılarak gerçekleştirilmiş ve bu durumda ise yanma verimi artarken çıkış NO konsantrasyonu düşüş göstermiştir [4]. Gökalp ve Lebas yaptıkları bir çalışmada endüstriyel gaz türbinlerinde kullanılabilecek alternatif yakıtları araştırmışlardır. Bu çalışmaya göre bitkisel yağların, esterlerin, parlamalı proliz yağlarının, etanolün, metanolün, sentetik yakıtların, dimetil eterin, gazlaştırılmış biyogazın, atık metanlaştırılmış biyogazın, yavaş proliz biyogazının ve hidrojence zengin gazların endüstriyel gaz türbinlerinde kullanılabilirliği için alt ısıl değerlerini ortaya koymuşlardır. Yapılan araştırmayla birlikte laboratuvar ortamındaki alev şartlarında gelecek çalışmalara ışık tutulmuştur [5]. Tomczak ve ark. doğalgaz ve hidrojen karışımlı yakıtları bir gaz türbini yanma odasında sayısal olarak incelemişlerdir. Yakıt karışımları % 100 den % 0 a

25 5 kadar % 25 değiştirilerek yanma performansları araştırılmıştır. Bu veriler ışığında gaz türbini yanma odasının maksimum sıcaklığı % 100 hidrojen yakılması durumunda yaklaşık 2300 K dolaylarında tespit edilmiştir. Bu şartlar altında bulunan maksimum sıcaklık yanma odası giriş bölgesinde oluşurken yanma odası çıkışına doğru sıcaklık seviyeleri düşmektedir. Ayrıca yakıt karışımındaki H 2 miktarı artırıldıkça oluşan NO X miktarlarında da belirgin bir artma olduğu gözlemlenmiştir [6]. Haugen ve ark. tekrar ısıtmalı bir gaz türbini sisteminde gaz karışımlarını yakıt olarak kullanmışlardır. Çalışmada kullanılan yakıtların H 2 ve N 2 oranları çok yüksek olup CO oranları çok düşük seviyelerdedir. Bu yakıtların yanması sonucunda bazı problemler tespit etmişlerdir. Bu problemler, tutuşmaya bağlı olarak otomatik oksitlenme, termoakustik kararsızlık, geri tepme ve gaz türbini içerisindeki emisyon artışları olmuştur. Çalışmaya göre karışım sıcaklıkları 400 C de tutulduğunda ve O 2 mol oranı % 3 ü geçmediğinde bu problemler ortadan kaldırılabilmiştir [7]. Gobbato ve ark. hidrojen yanmalı bir gaz türbini yanma odasının nümerik analizini gerçekleştirmişlerdir. Yapılan çalışmada hedef, gaz türbini yanma odasının gövdesi etrafındaki sıcaklık seviyelerini tespit etmek olmuştur. Yanma odası gövdesi etrafındaki sıcaklık değerleri değerlendirildiğinde eksenel olarak yanma odası giriş bölgesinde sıcaklık seviyeleri 800 K civarlarına kadar çıkmış ve daha sonra yanma odası ortalarına doğru bu değerde düşüş gözlemlenmiştir. Yanma odası çıkış bölümüne yaklaşıldıkça gövdedeki sıcaklık seviyelerinde tekrar bir artış gözlemlenmiş ve bu değer 850 K dolaylarına kadar yükselmiştir. Yanma odası çıkışında ise yanma odası gövde sıcaklık seviyesi 750 K dolaylarında belirlenmiştir [8]. Minchener, ileri güç üretim teknolojileri için kömür gazlaştırılması hakkında bir çalışma gerçekleştirmiştir. Bu çalışmayla birlikte kömürün elektrik üretimindeki kullanımını günümüze kadar irdeleyen Minchener, gazlaştırma prosesi entegreli bileşik ısı-güç santrallerinde kullanılan gazlaştırıcı çeşitlerini

26 6 ortaya koymuş ve bu sistemlerdeki kömür kullanımının avantaj ve dezavantajlarını irdelemiştir. Ayrıca çalışmasında, gazlaştırma prosesi entegreli bileşik ısı-güç santrallerinin dünyada nerelerde kullanıldığını da araştıran Minchener Avrupa daki ve Amerika daki birçok tesisin bu uygulamaya geçtiğinin altını çizmiştir [9]. Kim ve ark. gazlaştırma entegreli bir çevrimde sentetik gaz kullanımının gaz türbini işletme şartlarına olan etkisini araştırmışlardır. Çalışmada kullanılan sentetik gaz bileşimi % 0,86 Ar, % 0,01 CH 4, % 50,01 CO, % 0,05 CO 2, % 25,77 H 2, % 18,07 H 2 O ve % 4,73 N 2 dir. Yapılan çalışmayla birlikte gaz türbininin kompresör dalgalanma boşluğunda azalma ve türbin metal sıcaklığında ciddi artmalar tespit edilmiştir. Kompresör dalgalanması için boşluk, yanma sıcaklığındaki azalma ile veya soğutucu artışıyla kabul edilebilir bir düzeye gelmektedir. Ayrıca yakıtta kullanılan azot akışı ve yanma sıcaklığı kontrolü için de sistemin çıkış gücü ve verimi bakımından optimum seviyeler tespit edilmiştir [10]. Ghenai ve ark. girdap tutmalı bir yanma odasında farklı bileşimli sentetik gazları yakıt olarak kullanmışlar ve bu yanma odasındaki yanma performanslarını sayısal olarak incelemişlerdir. Çalışmada kullanılan gaz karışımlarının bileşimleri % 100 CH 4, % 61,2 H 2 ve % 6,9 CH 4 ihtiva eden sentetik gaz, % 100 H 2 ve ayrıca belirli yüzdelerdeki H 2 -CH 4 karışımlı yakıtlardır. Çalışma sonuçlarına göre hidrojence zengin hidrokarbon yakıtlar daha yüksek sıcaklık seviyelerinde sonuçlar vermiş olup bununla beraber NO X seviyelerinde de artış gözlemlenmiştir. Ayrıca yakıtlardaki H 2 konsantrasyonu artırıldıkça CO 2 emisyonlarında da düşüş olduğu belirlenmiştir. Bu yanma odasında CH 4 yanması sonucunda alev, yanma odasının birincil bölgesinde oluşurken H 2 yandığı zaman bu alevin ikinci bölgede oluştuğu da tespit edilmiştir [11].

27 7 Chacartegui ve ark. referans aldıkları bir bileşik ısı-güç santralinin gaz türbininde doğalgazla birlikte 9 farklı sentetik gazın yakılmasını tahmin etmişler ve bunun sonucunda çalışmalarını bu sentetik gazların yanma sonu ürünlerine odaklamışlardır. Çalışmada kullanılan sentetik gazlar, farklı oranlarda olmakla beraber su ve jeneratör gazlarıdır. Yalnızca üretilme metotlarında farklılıklar vardır. Kullanılan bazı sentetik gazlar kömürden değil ağaç veya biokütle gazlaştırma prosesleriyle elde edilmiştir. Çalışmanın sonuçları irdelendiğinde yanma odası çıkışındaki emisyonlardan CO oranı en yüksek olan sentetik gaz S4 ( % 22,09 H 2 ve % 60,52 CO) sentetik gazıdır. Bir diğer emisyon olan NO için yanma odası çıkışı veya türbin girişindeki maksimum konsantrasyon S5 (% 39,4 H 2 ve % 33,2 CO) yakıtı yanmasında açığa çıkmıştır. Çalışmada araştırılan bir diğer parametre ise sentetik gazların yanma sonu ürünlerinin türbin kanatlarına olan etkisi olmuştur. Türbindeki maksimum metal sıcaklıkları en fazla doğalgaz yanmasında gerçekleşirken sentetik gaz yanması sonucu belirlenen metal sıcaklık değerleri birbirlerine çok yakın çıkmıştır [12]. Walton ve ark. geliştirdikleri bir deney düzeneğinde yakıt olarak sentetik gaz kullanmışlar ve bunun sonucunda bu gazların tutuşma parametrelerini deneysel olarak incelemişlerdir. Yapılan çalışmada kullanılan sentetik gazların hepsi çok yüksek oranda azot (N 2 ) ihtiva etmektedir. Kullanılan sentetik gazların bünyesindeki N 2 konsantrasyonu arttıkça bu sentetik gazın tutuşma sıcaklığı da 855 K den 1051 K e kadar yükselmiştir. Yanmayan bir gaz olan N 2 un tam aksine sentetik gazdaki H 2 miktarı artırıldıkça yakıtın tutuşma sıcaklığı 855 K e kadar düşüş göstermiştir [13]. Ilbas ve ark. model bir yanma odasında H 2 -CH 4 karışımlarını yakıt olarak kullanmış ve yanma sonucu sıcaklık ve NO X dağılımlarını sayısal olarak incelemişler ve deneysel sonuçlarla karşılaştırmışlardır. Yapılan çalışmada % 70 H 2 -% 30 CH 4 bileşimli yakıtın yanması sonucu yanma odasının maksimum sıcaklığı 2210 K ve maksimum NO seviyesi 1081 ppm olarak bulunurken % 10 H 2 -% 90 CH 4 bileşimli yakıtın yanması sonucu yanma odası

28 8 maksimum sıcaklığı yaklaşık 2200 K ve maksimum NO seviyesi 362 ppm olarak tespit edilmiştir. Ayrıca bu çalışmada % 100 H 2 ve % 100 CH 4 yakıtları içinde analizler yapılmış ve bu yakıtlar için sırasıyla maksimum sıcaklıklar 2323 K ve 2012 K ve maksimum NO seviyeleri ise 1961 ppm ve 55 ppm olarak saptanmıştır [14]. di Mare ve ark. ön karışımlı olmayan bir yanma rejiminde, Rolls-Royce Tay gaz türbinine ait can tipi yanma odası işletme koşullarında Large Eddy Simulation (LES) i kullanarak bu yanma odasındaki tür bileşimlerini ve sıcaklığı belirlemişlerdir. Ayrıca analiz sonucunda hız dağılımları da elde edilmiştir. Yapılan analize göre 0,01 simülasyon zamanında yanma odası maksimum sıcaklığı 2100 K dir. Analiz, zamana bağımlı devam ederken maksimum sıcaklık bölgeleri artmakta ve 0,0231 s e kadar analiz devam ettirilmektedir. Yanma odası çıkışına doğru sıcaklık azalmakta ve yaklaşık olarak 1500 K ne düşmektedir. Yapılan bir diğer analiz ise türlerin mol oranlarının tespiti yönündedir. C 3 H 8, O 2, CO 2 ve CO mol oranları eksenel ve radyal dağılımlar olarak ortaya konulmuştur [15]. He ve ark. sentetik gaz yanmalı bir gaz türbininde, H 2 ce zengin sentetik gaz karışımını seyreltmeden ve seyrelterek ve CO ce zengin sentetik gaz karışımını seyreltmeden (% 61,72 CO, % 30,87 H 2, % 0,03 CH 4, % 0,15 H 2 O, % 1,01 CO 2 ve % 6,22 N 2 ) ve seyrelterek (% 39,72 CO, % 19,87 H 2, % 0,02 CH 4, % 0,10 H 2 O, % 0,65 CO 2 ve % 39,65 N 2 ) kısmi yük altında performans analizi yapmışlardır. Bu analizlerde öncelikle kısmi yük altında doğalgaz yakıtı kullanmışlar ve karşılaştırmışlardır. Ayrıca tüm çalışmalarını kw aralığı için gerçekleştirmişlerdir. Doğalgaz yanması sonucunda gaz türbininin çıkış sıcaklığı 0,5-0,8 yük aralığı haricinde 450 C civarında kalmış ve değişim göstermemiştir. CO ca zengin sentetik gaz karışımının yanması sonucu elde edilen egzoz sıcaklık değeri değerlendirildiğinde, bu yakıtın seyreltilmesiyle egzoz sıcaklık değerinde bir miktar düşüş olmuş ve bu değer yaklaşık 50 C olarak saptanmıştır. Benzer şekilde H 2 ce zengin (% 87,77 H 2, % 4,4 CO, % 0,03 CH 4, % 0,44 H 2 O, % 1,13 CO 2 ve % 6,23 N 2 ) yakıtın

29 9 seyreltilmesiyle (% 44,85 H 2, % 2,25 CO, % 0,02 CH 4, % 0,22 H 2 O, % 0,58 CO 2 ve % 52,08 N 2 ) egzoz sıcaklığında oluşan farkta bir azalma gözlemlenmiştir. H 2 yanmasındaki değişim miktarı CO yanmasına göre daha büyük bir değer olmuş ve bu değer yaklaşık olarak 100 C tespit edilmiştir. Ayrıca çalışmada kw aralığı için CO ca zengin sentetik gazda seyreltme işlemi ile ciddi sıcaklık farklılıkları gözlemlenmezken H 2 ce zengin yakıtta bu değişim oldukça yüksek olmuştur [16]. Ilbas ve ark. 2 farklı model gaz türbini yanma odasında metan, hidrojen ve propan yanmasını stokiometrik yanma için sayısal olarak incelemişler ve yaptıkları analizler sonucunda yanma odası sıcaklık ve NO X dağılımlarını elde etmişlerdir. Bu çalışmada elde edilen sonuçlara göre birinci model yanma odası tasarımı için maksimum sıcaklıklar metanda 1769 K, hidrojende 1956 K ve propanda 1630 K olduğu gözlemlenmiştir. İkinci model yani konik girişli yanma odası tasarımı için maksimum sıcaklık değerleri en yüksek değeri 1958 K ile hidrojende ve en düşük değeri tıpkı birinci modelde olduğu gibi 1671 K ile propanda meydana geldiği saptanmıştır. Çalışmada gerçekleştirilen bir diğer araştırma ise NO X dağılımlarıdır. Birinci model yanma odası en yüksek NO X miktarı hidrojen yanması sonucunda 862 ppm değeri ile alev bölgesinde oluşurken en düşük NO X miktarı propan yanması sonucu 246 ppm değeri ile meydana gelmiştir. Konik girişli yanma odası tasarımında ise maksimum NO X miktarları çıkış bölgeleri için karşılaştırılmış ve en yüksek NO X değeri 570 ppm ile hidrojende oluşurken en düşük NO X değeri propanda meydana gelmiştir [17]. Chacartegui ve ark. MS 7001F tipi bir gaz türbini yanma odasında doğalgaz yanmasını analiz etmişler ve sonuçları deneysel verilerle karşılaştırmışlardır. Bu model için analizin doğruluğunu tespit ettikten sonra aynı yanma odasında 8 farklı bileşime sahip sentetik gaz yanmasının sayısal simülasyonunu gerçekleştirmişlerdir. Ayrıca bu analizleri gaz türbininin farklı yükleri altında (% 50, % 75 ve % 100) yapmışlardır. Yapılan analizler sonucunda gaz türbini yük miktarı artırıldıkça NO X dağılımları artmaktadır.

30 10 Gaz türbini % 50 yük altında iken en yüksek NO X miktarı yaklaşık 300 ppm değeri ile 4 numaralı sentetik gazda (% 22,09 H 2, % 60,52 CO, % 3,88 CO 2, % 12,47 N 2 ve % 1,04 Ar) oluşurken, % 100 yük altında maksimum NO X miktarı yaklaşık 780 ppm ile 3 numaralı sentetik gazda (% 49,66 H 2, % 48,68 CO, % 0,37 CH 4 ve % 1,29 CO 2 ) meydana gelmiştir. Çalışmada araştırılan bir diğer tür ise CO tir. Türbin, % 50 yükte iken maksimum CO miktarı yaklaşık 15 ppm ile 8 numaralı sentetik gazın (% 6,84 H 2, % 8,1 CO, % 3,97 CH 4, % 16,2 CO 2, % 43,9 N 2 ve % 0,59 Ar) yanması ile oluşurken türbinin yük miktarı % 100 e getirildiğinde maksimum CO miktarını yaklaşık 5 ppm ile 3 numaralı sentetik gaz (% 49,66 H 2, % 48,68 CO, % 0,37 CH 4 ve % 1,29 CO 2 ) almıştır. Chacartegui ve ark., yaptıkları bir diğer çalışmada ise bu sentetik gazlar için yanma odası boyunca sıcaklık dağılımlarını elde etmişlerdir. Yaptıkları çalışma sonucu, 8 numaralı sentetik gazın dışındaki tüm gazlar için sıcaklık dağılımı benzerlik göstermiştir. Maksimum sıcaklık yaklaşık 2500 K iken minimum sıcaklık 1400 K civarında kalmıştır. Gerçekleştirilen çalışmada tüm bu yapılanlara ek olarak tüm gazlara % 0-4 miktarında buhar ilave edilerek tüm analizler yinelenmiş ve sonuçlar karşılaştırılmıştır [18]. Ghenai can tipi yanma odalı bir gaz türbini için model bir yanma odası tasarlamış ve bu yanma odasında metan ve 5 farklı sentetik gaz (1:Schwarze pumpe, 2:Exxon singapore, 3:Tampa, 4:PSI ve 5:Sarlux) yanmasını sayısal olarak araştırmıştır. Yaptığı modellemede k-ε türbülans modelini, PDF/Mixture Fraction yanma modelini ve P-1 radyasyon modelini ön karışımlı olmayan gaz yanması için gerçekleştirmiştir. Yapılan analizler sonucunda gaz yakıtlar için sıcaklık, hız döngü mukavemeti, CO 2 kütle oranı ve NO kütle oranını tespit etmiştir. Elde edilen sonuçlara göre en yüksek sıcaklık değeri 2200 K ile metanda olurken sentetik gazların sıcaklık değerleri bu değerin altında kalmıştır. Sentetik gazların yanması sonucu en yüksek sıcaklık değerinin 1881 K ile 1 numaralı sentetik gazda oluştuğu ortaya konulmuştur. CO 2 kütle oranları değerlendirildiğinde en yüksek CO 2 kütle oranı metan yanması ile oluşurken en düşük CO 2 oluşumu 0,01 kütle oranı ile 5 numaralı

31 11 sentetik gazda meydana gelmiştir. Bu gaz yakıtların NO oluşumları değerlendirildiğinde ise tıpkı CO 2 oluşumunda olduğu gibi en yüksek NO metan yanması ile meydana gelirken en düşük NO 5 numaralı sentetik gazın yanma sonu ürünü olmuştur. Ghenai, çalışmasını, birincil ve ikincil hava debilerini sabit tutarak gerçekleştirmiş fakat yakıt debilerini farklı almıştır. Bu yüzden tüm yakıtların debilerini de aynı alarak tüm yakıtlar için farklı güçlerde analizleri yinelemiştir [19]. Lee ve ark. model bir gaz türbini sistemi tasarlamışlar ve bu sistemin yanma odasını bir kuartz tüp sisteme monte etmişlerdir. Tasarladıkları bu sistemin yakıt manifolduna istenilen karışımı ayarlayabilecek şekilde gaz karıştırıcı yerleştirmişler ve bu sistemde CH 4, % 100 H 2, % 80 H 2 -% 20 CO, % 60 H 2 -% 40 CO, % 40 H 2 -% 60 CO, % 20 H 2 -% CO ve % 100 CO gaz yakıt karışımlarını deneysel olarak yakmışlardır. Yaptıkları çalışmayı 30 kw, 35 kw, 40 kw, 45 kw, 50 kw, 55 kw ve 60 kw lık güçler için ayrı ayrı gerçekleştirmişlerdir. Yapılan deneyler sonucunda tüm yakıtlar için çıkış sıcaklıkları, güç değerleri artırıldıkça artış göstermiştir. 30 kw güçte yapılan deneylerde en yüksek çıkış sıcaklık değeri yaklaşık 650 C ile metan olurken en düşük çıkış sıcaklığı değeri yaklaşık 520 C ile % 60 C0- % 40 H 2 yakıt karışımı olmuştur. Yanma odasından alınan bir diğer sıcaklık ölçümü ise nozul sıcaklık değerleridir. Bu ölçümlerde sıcaklık değeri en düşük ölçüm metandadır. Yakıt karışımları için ölçülen değerler benzerlik göstermiştir. Lee ve ark. yaptıkları deneysel çalışmayı yanma sonu ürünü olan NO X ve CO miktarlarını ölçerek sürdürmüşlerdir. Ölçüm sonuçlarına göre güç girdileri artırıldıkça tüm yakıtların NO X miktarlarında artış görülmüş, buna karşın CO yanma sonu ürün miktarlarında azalma görülmüştür. En fazla NO X oluşumu yaklaşık 40 ppm ile % 100 H 2 yakıtının yanması sonucu oluşurken en düşük NO X miktarı yaklaşık 5 ppm ile % 100 CO yakıtından meydana gelmiştir. CO yanma sonu ürünü için yapılan ölçümlerde ise NO X un tam tersi sonuç elde edilmiştir [20].

32 12 Lee ve ark., bir diğer çalışmalarında yukarıdaki deney sisteminin aynısını kullanarak 30 kw, 35 kw, 40 kw, 45 kw, 50 kw, 55 kw ve 60 kw lık güçler için belirli oranlardaki H 2 -CO karışımlı gaz yakıta % 0-90 N 2, % 0-40 CO 2 ve % buhar seyreltme oranlarıyla karışım yaparak oluşturdukları yeni yakıtlar için nozul ve çıkış sıcaklık değerlerini tespit etmişler, ayrıca bu seyreltme miktarlarının yanma sonu ürünlerine etkilerini araştırmışlardır. Yakıta karıştırılan N 2 nin çıkış sıcaklık değerlerine bir etkisi olmadığı gözlemlenmiş fakat nozul sıcaklıklarında düşüşe yol açtığı belirlenmiştir. Yakıta ilave edilen N 2 yüzdesi artırıldıkça NO X oranlarında ciddi düşüş tespit edilmiştir. 30 kw için yakıta hiç N 2 ilave edilmemişken NO X miktarı yaklaşık 28 ppm ölçülmüş, % 90 oranında N 2 ilave edildiğinde ise aynı güç için NO X değeri yaklaşık 2 ppm olarak belirlenmiştir. Yakıta N 2 ilavesinin yanma sonu ürünlerinden CO ya bir etkisi olmamıştır. CO oluşumundaki en büyük etki, 30 kw gücünde iken buhar ilavesi ile gerçekleşmiştir. % 50 ye kadar buhar ilavesinin CO oluşumuna ciddi bir etkisi olmazken, bu değer % 100 e çıkarıldığında CO oluşumunda ciddi bir değişim gözlemlenmiştir. Çalışmada yapılan diğer bir analiz ise yanma odası adyabatik alev sıcaklıkları olmuştur. N 2 ilave edilen yakıtta, ilave edilen % artırıldıkça tüm güçler için yanma odası adyabatik alev sıcaklıklarında düşüş gözlemlenmiştir [21]. Alavandi ve Agrawal gözenekli bir yakıcıda sentetik gaz karışım yakıtlarının yanma performanslarını ve emisyonlarını deneysel olarak incelemişlerdir. Çalışmada değişik oranlarda CH 4, H 2 ve CO karışımlı 6 farklı yakıt kullanılmıştır. Adyabatik alev sıcaklıkları bakımından değerlendirildiğinde stokiometrik değere daha yakın hava-yakıt oranlarında % 50 CO-% 50 H 2 karışım yakıtının yaklaşık 2300 C sıcaklığa ulaştığı, çalışmada kullanılan CH 4 miktarı artırıldıkça ve H 2 miktarı azaltıldıkça da adyabatik alev sıcaklık değerlerinin 2000 C ye kadar düştüğü gözlemlenmiştir. Çalışmada yanma sonu emisyonları değerlendirildiğinde 1450 C adyabatik alev sıcaklığında eksenel olarak CO miktarı yanma odası çıkışına doğru azalmış, NO X miktarı ise yanma odası çıkışına doğru artış göstermiş ve % 100 CH 4 için 13 ppm dolaylarında seyretmiştir. Bu çalışmayla birlikte yapılan bir diğer tespit ise

33 13 adyabatik alev sıcaklığının tüm karışımlar için artmasıyla beraber NO X ve CO miktarlarında da artış olmasıdır [22]. Martinez ve ark. sentetik gaz çarpmalı jet alevinin dinamiğine yakıt çeşitliliğinin etkilerini sayısal olarak incelemişlerdir. Çalışmalarında kullandıkları karışım yakıtları saf H 2, % 20 CO ve % 80 H 2, % 40 CO ve % 60 H 2 ve % 20 CO, % 20 CO 2 ve % 60 H 2 dir. Çalışma sonuçlarına göre maksimum sıcaklık seviyelerine (2500 K üzeri) saf H 2 yanmasında ulaşılmış olup, diğer karışım yakıtlarının yanma performansları birbirine daha yakındır. Ancak yine en düşük yanma performanslı yakıt üç gaz karışımlı yakıttır. Bu durum eksenel hızlar için değerlendirildiğinde de benzer sonuçlar ortaya çıkmıştır. Martinez ve ark. bunun nedenini H 2 nin yoğunluk olarak diğer yakıtlardan daha düşük olduğunu ortaya koyarak açıklamışlardır. Çalışmada incelenen diğer parametreler ise yanma sonu ürünleridir. Kütle oranı bakımından H 2 O ve CO 2 bu yakıtlar için kıyaslandığında, en fazla H 2 O oluşumu saf H 2 yanmasında meydana gelirken en fazla CO 2 oluşumuna neden olan yakıt % 40 CO-% 60 H 2 karışımlı yakıt olmuştur [23]. Kok fırını gazı ve diğer kömür gazlarının gaz türbinlerinde yanması konusunda literatürde yeterli çalışma bulunmamaktadır. Özellikle yerli kömüre dayalı kömür gazlarının gaz türbini yanma odasında yanma ve emisyon davranışları ile ilgili olarak detaylı bir çalışma yapılması yerli kaynakların değerlendirilmesi bakımından büyük önem taşımaktadır.

34 14 2. GAZ TÜRBİNLERİ, GAZ TÜRBİNİ YANMA ODALARI, YANMA VE HAVA KİRLİLİĞİ OLUŞUMU 2.1. Gaz Türbinleri Çağımızın modern ve yüksek verimli enerji dönüşüm sistemlerinden biri olan gaz türbinleri, birçok bilim adamı tarafından düşünülerek günümüze kadar ciddi bir gelişim göstermiştir. Bu alanda ilk ciddi girişim 1791 yılında İngiltere den John Barber tarafından gerçekleştirilmiştir. John Barber ilk önemli dizaynı gerçekleştirmiş ve kendi adına gaz türbini patentini almıştır. 19. yy ın hemen başlarında Stirling ve Ericsson sıcak hava makinesinin sabit hacim ve sabit basınçlı çevrimlerini gerçekleştirmişlerdir. Yine aynı yy ın ortalarında ise Joule adyabatik sıkıştırma ve adyabatik genişlemeyi kullanarak, gaz türbinleri için günümüzde yararlanılan temel çevrimi keşfetmiştir [24]. Modern gaz türbinlerine ilk yaklaşım 1872 yılında Dr. F. Stolze ile olmuştur. Dr. Stolze nin ortaya koyduğu gaz türbini; çok kademeli, eksenel akımlı bir kompresör ile onun doğrudan bağlandığı, reaksiyon tipi bir gaz türbininden oluşmaktadır. Bu makineye sağlanan gazlar, dış bir kaynak yardımı ile tutuşturulan bir yanma odasından temin edilmektedir. Bu makinenin denemeleri yılları arasında yapılmıştır. Bir taraftan aerodinamik konusundaki bilgilerin yetersiz olması, diğer taraftan da yüksek sıcaklığa mukavemet gösterebilen rotor ve kanat malzemesinin olmaması, türbine aktarılan gaz sıcaklığının düşük olmasına ve dolayısıyla da Dr. Stolze nin makinesinin düşük verimle çalışmasına neden olmuştur. Bu dönemde ABD de Charles Curtis ve Dr. S. A. Moss gaz türbinleri konusunda araştırmalara başladılar. Dr. Moss Birleşik Devletler de ilk gaz türbinini yapmış ve çalıştırmıştır. Fakat bu makinede yanma için gerekli olan hava, buharla çalıştırılan bir kompresörde üretilmektedir. Bundan dolayı kompresörde tüketilen güç, gaz türbininin ürettiği güçten daha büyük olduğundan gaz türbininden net iş elde edilememiştir. Bu arada, reaksiyon türbinlerinin isim babası olan Charles Parsons ın bulduğu, eksenel akımlı kompresörde küçük

35 15 bir başarı dışında fazla bir şey getirmemiştir. Kısa bir süre sonra Fransa da Rato, hayli yüksek verimli santrifüj bir kompresör geliştirmiştir. Böylece, yılları arasında Paris te çok kademeli, santrifüj kompresörlü ve günümüzün modern makinelerine benzeyen çevrimiyle gaz türbinleri yapılmıştır. Bu türbinlerin işletme sıcaklıkları 1030 C dolaylarında olup, gaz türbinlerinin ısıl veya termik verimi %3 ten biraz daha yüksekti. Bu makine net iş veren ilk ünite olmuştur [24] ve 1930 yılları arasında Dr. Holzworth, Dr. Moss, Dr. Büchi ve Dr. Lorenzon aerodinamik ve metalurji dallarındaki gelişmeler nedeniyle, gaz türbinlerine önemli katkılarda bulunmuşlardır yılında British Royal Air Force da (Birleşik Krallık Hava Kuvvetlerinde) Frank Whittle nin turbojet makinesini geliştirmesi, gaz türbinleri alanındaki en önemli buluş olarak kabul edilmiştir ve 1938 yılları arasında İsviçre nin Brown-Boveri, Sulzer Brothers ve Escher Wyss firmaları, paralel çalışmalarla lokomotif ve hava kuruluşları adına da gaz türbinleri planlamışlardır. İkinci Dünya Savaşı ndan sonra, gaz türbinleri alanındaki çok hızlı gelişme günümüzde de sürmekte ve giderek artan sayıda gaz türbini, ticaret ve savaş gemilerine de uygulanmaktadır [24] Brayton çevrimi: Gaz türbinleri için ideal çevrim Brayton çevrimi ilk olarak 1870 li yıllarda George Brayton tarafından kendi geliştirdiği yağ yakan pistonlu motorda kullanılmak üzere önerilmiştir. Bugün Brayton çevrimi kullanımı, sıkıştırma ve genişleme işlemlerinin eksenel kompresörler ve türbinlerde gerçekleştirdiği, gaz türbinleri ile sınırlıdır. Gaz türbinleri Şekil 2.1 de görüldüğü gibi genellikle açık çevrime göre çalışır. Çevre koşullarındaki taze hava kompresör tarafından emilerek sıkıştırılır. Sıcaklık ve basıncı yükseltilir. Yüksek basınçlı hava daha sonra yakıtın sabit basınçta yakıldığı yanma odasına girer. Yanma sonucu oluşan yüksek sıcaklıktaki gazlar türbinde çevre basıncına genişlerken güç üretmiş olur.

36 16 Türbinden çıkan egzoz gazları tekrar çevrime sokulmaz ve atmosfere bırakılır. Böylece açık bir çevrim gerçekleşmiş olur [25]. Şekil 2.1. İdeal Brayton çevrimi Jet motorları Gaz türbinlerinin en çok kullanıldığı alan hiç şüphesiz tepkili uçak (jet) motorlarıdır. Jet motorlarının gelişim süreci II. Dünya Savaşı döneminde hız kazanmıştır. Bu süreçteki gelişimin temel nedeni askeri gereksinimlerdir ve jet motorlarının ilk uygulaması da yüksek hızlı askeri bir uçakta gerçekleştirilmiştir. Bu ilk motorların hareket süreleri çok kısadır ve bu ilk motorlar güvenilirlikten çok uzaktırlar. Ayrıca fazla miktarda yakıt harcamaktadırlar. Bu ilk motordan sonra asıl büyük gelişim sivil havacılıkta olmuştur li yılların başlarında ilk sivil uçak uygulamaları ortaya çıkmış ve günümüze kadar ulaşmıştır [26]. Şekil 2.2 de Rolls-Royce RB tipi bir gaz türbininin kesiti görülmektedir.

37 17 Şekil 2.2. Rolls-Royce RB tipi bir gaz türbinin kesiti Uçaklarda kullanılan bu gaz türbinleri, tepkili çevrim adıyla biline açık bir çevrime göre çalışırlar. İdeal tepkili çevrim, basit ideal brayton çevrimine benzer. Ancak tepkili çevrimde gazlar, türbinde çevre basıncına kadar genişletilmezler. Bunun yerine türbindeki genişleme, sadece kompresörü ve küçük bir jeneratör ile diğer yardımcı donanımları (hidrolik pompalar gibi) çalıştırmaya yetecek gücü sağlayacak basınca kadar yapılır. Diğer bir deyişle tepkili çevrimin net işi sıfırdır. Türbinden çıkan yüksek basınçlı gazlar bir lülede genişleyerek hız kazanır ve uçağı itecek tepkiyi sağlar. Uçak gaz türbinleri daha yüksek basınç oranlarında (genellikle 10 ile 25 arasında) çalışırlar. Kompresörde sıkıştırılmadan önce akışkan bir yayıcıdan geçirilerek hızı düşürülür ve basıncı arttırılır [25] Endüstriyel gaz türbinleri Gaz türbinleri yalnızca uçak motorlarında kullanılmamaktadır. Kombine çevrim santralleri, kojenerasyon ve trijenerasyon sistemleri gibi birçok endüstriyel kuruluşta da gaz türbinleri kullanılmaktadır. Kullanılan gaz türbinlerinden bazıları özellikleri ile birlikte aşağıda verilmiştir.

38 18 Siemens Typoon tipi gaz türbini yaklaşık 5 MW gücünde olup gaz ve sıvı yakıtla çalışma özelliğine sahiptir. Bu tip gaz türbinleri hem kombine çevrimlerde hem de mekanik sürücü uygulamalarında kullanılmaktadır. Bu gaz türbinlerinde değişken statorların birkaç basamağı kullanılır ve bu statorlar için tahrik düzeneği Şekil 2.3 de görülmektedir [26]. Şekil 2.3. Siemens Typoon gaz türbini Geniş ölçekli tek şaftlı makine, Siemens V94, ise Şekil 2.4 de görülmektedir. Bu makine, kompresör çıkışından çalıştırılan sabit bir hız jeneratör çalışması adına tasarlanmıştır. Bu özelliğin bir kazanımı da bu gaz türbininin kombine çevrimlerde kullanılması durumunda atık ısı geri dönüşüm kazanına daha kolay egzoz sağlamasıdır. V94 ün eski modelleri yaklaşık 150 MW güç üretmektedir. Bu gaz türbinlerinin hava akışı ve çevrim sıcaklığı artırılmış, halkalı tipi bir yanma odasıyla desteklenmiş en son versiyonları 250 MW tan fazla elektrik üretebilmektedir [26].

39 19 Şekil 2.4. Geniş, tek ölçekli gaz türbini 2.2. Gaz Türbini Yanma Odaları 1950 li yıllarda bilinen gaz türbini yanma odaları geliştirilmiş ve günümüze kadar ulaşmıştır. Bu zamandan beridir yanma odası teknolojisi hızlı değişiklerden ziyade aşama aşama ve sürekli olarak gelişim göstermiştir. Gelişim gösteren bazı yanma odası modelleri aşağıda verilmiştir [27] Britanya Britanya da çok farklı ve çok çeşitli yanma odaları geliştirilmiştir. Bunlardan yalnızca birisinden burada bahsedilmektedir. O da Whittle tipi yanma odasıdır.

40 20 Yanma için sıvı yakıt hazırlamanın bir yolu ağır hidrokarbon bileşenlerini kaynama noktalarının üzerine kadar ısıtmaktır. Bunun için de yanma öncesi tüm yakıt buhara dönüştürülmelidir. Bu, ilk turbojet motorlar için Whittle tarafından hayata geçirilmiştir. Bu motor, kısa bir motor şaftına izin vermek için ters akışlı bir ayarlamada boru şeklindeki 10 parçalı yanma odası şeklinde gerçekleştirilmiştir. Whittle birkaç buharlaştırıcı tüp konfigürasyonu denemiştir. Bahsi geçen bu sistem Şekil 2.5 de gösterilmiştir [27]. Şekil 2.5. Whittle buharlaştırıcılı yanma odası Bu şekil, yakıtın alev bölgesinde konuçlanmış tüplerde ısıtıldığını göstermektedir. Yakıt, yanma bölgesinin basıncı azaltılana kadar ve bir nozul boyunca püskürtülene kadar buharlaşma meydana gelmemesi için yüksek basınçta tutulur. Whittle bu sistem sayesinde, ısıl çatlaklık problemlerinden ve yakıt akış oranı kontrolündeki problemler kadar buharlaştırıcı tüplerden kaynaklı ciddi zorlukları gözlemlemiştir [27] Almanya Almanya da da farklı tiplerde birçok yanma odası geliştirilmiştir. Bunlardan birisi Jumo 004 tipi yanma odasıdır. Bu motorun çok büyük bir tarihi vardır. Jumo 004 eksenel akışlı turbomakine ve düz yanma odası tipindeki ilk motorlar arasındadır. 6 borulu yanma odasının her biri, birincil yanma bölgesine püskürtülmüş yakıt akımlı basınçlı döngü püskürtücüsünden 5,2 MPa basınçlı yakıtla beslenir. Şekil 2.6, temel yanma odası tasarımını şematik olarak göstermektedir. Birincil hava, yanma odası boyunca 6 döngü

41 21 vanası yardımıyla akmaktadır. Bu işlemde hava miktarı stokiometrik yanma için gerekli hava miktarına yakın bir değere göre ayarlanmaktadır [27]. Şekil 2.6. Juno 004 borulu yanma odası Yanma ürünleri ve seyreltme havası arasındaki karışım, 10 cm çaplı küt borular vasıtası ile sağlanmıştır. Sıcak yanma sonu ürünleri, soğuk ikincil hava ile de karışarak radyal biçimde yanma odası dışına atılır [27] Amerika Bir diğer yanma odası tipi de Amerika da geliştirilmiştir. W1 motorunun gelişimi sırasında, W2B olarak belirlenen yaklaşık 720 kg daha geniş bir Whittle motorunun yapımı kararlaştırılmış, çizimleri tamamlanmış ve General Electric Company (GE) ye iletilmiştir. 6 ay içerisinde bu firma aynı tasarımlı ikiden fazla motor geliştirmiştir yılında, Pratt & Whitney (P&W), pistonlu motor üretimiyle zihinleri meşgul etmiş ve Rolls Royce dan Nene motor lisansını alarak turbojet alanına giriş yapmıştır. Torbojet motorunun geliştirilmesiyle GE ve P&W, hiç vakit kaybetmeden kendi yanma odalarını tasarlamışlardır. Örneğin GE in Whittle-türevli J31 motorunun yanma odası ters akışlıdır, fakat düz akışlı versiyonu (Şekil 2.7) J33 için benimsenmiştir (J35 ve J47) [27].

42 22 Şekil 2.7. GE J33 borulu yanma odası J57 motorları için (Şekil 2.8), P&W halkalı bir zarf içinde 8 adet borulu silindir gömleği yerleştirmiştir. Her silindir gömleği merkezi eksenleri boyunca delikli birer tüptür. Aslına bakılırsa, bu merkezi tüp borulu silindir gömleğini küçük bir halkalı yanma odasına dönüştürmektedir [27] te, Westinghouse başarılı bir eksenel-akışlı turbojet motoru geliştirmiştir. J30 motoru için halkalı bir yanma odası seçilmiştir. Halbuki, çift halkalı konfigürasyon J34 için hayata geçirilmişti. Bu çift halkalı konsept zamanının da ilerisindedir ve 1970 lerde GE tarafından CFM56-B motorları için düşük emisyonlu yanma odası yeniden hayata geçirilene kadar ortadan kaybolmuştur [27]. Şekil 2.8. Pratt&Whitney J57 borulu-halkalı yanma odası 1940 ların sonunda İngiltere de, Almanya da ve Amerika da bu gelişmeler uygulanmıştır. Geliştirilen bu yanma odalarının temel bileşenleri, yanmadaki aşırı basınç kayıplarını azaltma adına kompresör çıkış hava hızını azaltmak için yayıcı (difüzör), yanma odasının çıkış menfezindeki konsantrasyonu ayarlayan bir silindir gömleği (bunun anlamı; püskürtülmüş ya da buharlaştırılmış yakıtla yanma bölgesinin beslenmesidir) ve borulu silindir

43 23 gömleklerinden (sıcak gazları yanmış bir silindir gömleğinden, bu silindir gömleğinin ardından gelen diğer yanmış silindir gömleğine geçirebilen boru ara parçası) oluşmaktadır [27]. Silindir gömleklerinde hava dağılımı, tüm yanma odasındaki yakıt/hava oranından daha fazla miktarda bir yakıt/hava oranında işletilen birincil yanma bölgesinin sağlama alınması adına dikkatlice ayarlanır [27] Yanma odası gereksinimleri Bir gaz türbini yanma odası, motor tipleri içerisinde farklı önemli özellikler bakımından geniş bir aralığa hitap edebilmelidir. Fakat, tüm yanma odalarında olması gereken temel özellikler şöyle sıralanabilir [27]. 1. Yüksek yanma verimi 2. Güvenli ve pürüzsüz ateşleme (hem yerde hem de yüksek rakımda meydana gelebilecek alev sönmelerinden sonra uçak motorlarındaki yeniden ateşlemede) 3. Geniş tutarlılık limitleri (alev, basınç ve hava/yakıt oranının geniş bir aralığı üzerinde parlak kalmalı) 4. Düşük basınç kayıpları 5. Uygun çıkış sıcaklık dağılımları 6. Yanma sonu zararlı ürünlerin düşük emisyonu 7. Basınç titreşimlerinden ve yanma sırasında meydana gelen diğer karasızlıklardan bağımsızlık 8. Büyüklük ve şeklin motora olan uygunluğu 9. Üretim maliyeti az olan tasarım 10. Bakım yapılabilirlik 11. Dayanıklılık 12. Farklı türdeki yakıtlarla çalışabilme özelliği

44 24 Uçak motorları için, büyüklük ve ağırlık, endüstriyel yanma odaları ile kıyaslandığı zaman daha önemlidir. Buna karşın endüstriyel gaz türbinlerinde kullanılan yanma odalarında aranan temel özellikler ise işletme süresinin uzun olması ve farklı yakıt tipleri ile de çalışabilir olmasıdır [27] Yanma odası tipleri İki temel yanma odası tipi mevcuttur. Bunlar borulu (tubular) ve halkalı (annular) tipi yanma odalarıdır. Bir diğer yanma odası tipi de bu iki yanma odası tasarımından daha farklı olan boru-halkalı (tuboannular ya da canannular) tipi yanma odalarıdır. Bu tip yanma odalarında halka çevrelerinin içine borulu silindir gömlekleri konuşlandırılmıştır. Bu üç farklı yanma odası Şekil 2.9 de gösterilmiştir [27]. Şekil temel yanma odası Borulu tip yanma odaları Borulu tip bir yanma odası silindirik bir gövde içerisine eş merkezli olarak monte edilmiş silindirik bir silindir gömleğinden oluşur. Eski tip jet motorlarının çoğu, örneğin Whittle W2B, Jumo 004, RR Nene, Dart, ve Derwent gibi, 6 ile 16 farklı sayı aralığında borulu yanma odasından oluşmaktadır [27].

45 25 Borulu sistemlerin en temel avantajı nispeten daha az zamanda çalışmaları ve imalat ücretlerinin daha az olmasıdır. Fakat, aşırı uzun olmaları ve ağırlıklarının kullanım için bir engel oluşturması, uçak motorları için uygun olmadıklarının göstergesi olup daha ziyade endüstriyel uygulamalar için daha uygundurlar. Çoklu borulu tip bir yanma odası Şekil 2.10 da verilmiştir [27]. Şekil Çoklu borulu tip bir yanma odası Borulu-Halkalı tip yanma odaları 1940 ların sonlarında tırmanmaya başlayan yüksek motor basınç oranlarına olan ihtiyacın artmasından dolayı, borulu-halkalı yanma odalarına Atlantik in her iki yanında da ilgi artmaya başlamıştır. Bu tasarımla, borulu silindir gömleklerinin bir grubu, 6 dan 10 a kadar, tek bir halkalı gövde içine yerleştirilir. Bu tip bir yanma odası Şekil 2.11 de gösterilmektedir [27].

46 26 Şekil Borulu-halkalı bir yanma odası Bu tasarım, borulu yanma odasının mekanik mukavemeti ile halkalı yanma odası sıkılığının bir kombinasyonudur. Bu tip yanma odalarının bir dezavantajı ise (borulu tiple karşılaştırıldığı zaman) ara bağlayıcılara ihtiyaç duymasıdır. Borulu-halkalı yanma odalarıyla tasarlanmış motorlardan bazıları şunlardır; Allison 501-K, GEJ73 ve J79, P&W J57 ve J75, RR Avon, Conway, Olympus, Tyne ve Spey [27]. Halkalı tip yanma odaları Bu tip yanma odalarında, halkalı bir silindir gömleği halkalı bir gövde içerisine eş merkezli olarak montajlanmıştır. Yanma odasının ideal formundaki birçok uygulamada, temiz aerodinamiğinden ötürü diğer yanma odası tiplerine göre basınç kayıpları daha az olmaktadır. Bilinen en temel dezavantajları ise silindir gömleğinin dış tarafındaki ağır yüklemeden kaynaklı burulmalardır. Diğer bir dezavantajı ise, tam yük durumunda halkalı yanma odasına gerekli debi, sıcaklık ve basınç seviyelerinde hava beslemenin fiyatının çok pahalı olmasıdır. Şekil 2.12 de CF6 halkalı tip bir yanma odası gösterilmiştir [27].

47 27 Şekil CF6-halkalı yanma odası Yanma odası bölümleri Yanma odalarında bilinen 3 farklı bölüm vardır. Bunlar; birincil bölüm, orta bölüm ve seyreltme bölümüdür. Birincil bölüm Birincil bölümün temel fonksiyonu alevi sabitlemek ve yeterli zamanı, sıcaklığı ve yakıt/hava karışımı ile gerçekleştirilecek yanma için türbülansı sağlamaktır. Birincil bölümdeki hava akımının önemi, tüm bu fonksiyonların aşırıya kaçılmadan gerçekleştirilmesine yardımcı olmaktır. Akım modellerinin çok farklı tipleri kullanılmaktadır fakat bir özellik çok önemlidir. Bu özellik, yakıt/hava karışımının halka şeklindeki geri döngülerini yaratmaktır ve bu çok yaygın bir özelliktir. Bu sayede yanma başladıktan sonra, gelen yakıt ve havanın sürekliliği sağlanmış ve sıcak yanma gazlarının bir bölümü geri döndürülerek yeni gelen yakıt hava karışımının da yanması hızlandırılmış olur. Bazı eski tip yanma odalarında halka biçiminde alev yapıları yaratabilmek için hava döndüren fırdöndüler kullanılmaktadır. Diğer yanma odalarında fırdöndü yoktur ve silindir gömleğinin son üst hava akımındaki silindir gömleği duvarında delinmiş ve hava enjekte edilen delikler bulunmaktadır. Her iki metotta da birincil bölümde akım geri döngüleri üretilebilmektedir [27].

48 28 Orta bölüm Birincil bölüm sıcaklığı 2000 K değerinden daha fazla ise, yanma sonu gazlarında CO ve H 2 nin belirli bileşimlerinde ayrışma reaksiyonları olacaktır. Bu gazlar doğruca seyreltme bölümüne geçecek ve hava ilavesi ile rastgele soğuyacak gaz kompozisyonu donmuş olacak ve yanma verimsizliğinin bir kaynağı ve kirliliği olan CO yanma odasından yanmamış olarak ayrılacaktır. Orta bölümde bir miktar hava ilavesi ile sıcaklık düşürülecek bu oluşan CO ve diğer yanmamış hidrokarbonların yanmasına da izin verilerek yakıt tüketilecektir [27]. Seyreltme bölümü Yanma odalarında seyreltme bölümünün rolü, yanma sonu ürünlerinin sıcaklık dağılımını türbin için kabul edilebilir bir düzeye indirgemek adına yanma odasına hava girişi sağlamaktır. Bir diğer amaçsa yanma sonu ürünlerinin sıcaklığından kaynaklanabilecek silindir gömleğinin iç kısmındaki tahribatı engellemektir. Sıcaklık dağılımı genellikle model faktörü ya da sıcaklık dönüşme kalitesi olarak tanımlanır [27]. Seyreltme için yeterli hava miktarı yanma odasındaki toplam hava akımının genellikle % arasındadır. Seyreltme işlemine silindir gömleği duvarlarındaki deliklerin bir veya daha fazla sıralanmasıyla ve bu deliklerden sıcak gaz akımlarına doğru hava girişi ile başlanır. Bu deliklerin büyüklüğü ve biçimi hava akımının optimum nüfuz etme durumuna göre seçilir [27]. 3 bölümün de gösterildiği bir yanma odasının kesiti Şekil 2.13 de gösterilmiştir [27].

49 29 Şekil Bir yanma odasının temel bileşenleri 2.3. Yanma ve Hava Kirliliği Yanma Yanma işlemi, bir yakıtın bir yakıcı (hava) ile reaksiyona girmesi sonucunda ısı ve yanma ürünlerinin açığa çıktığı kimyasal bir reaksiyondur. Bu proses kimyasal ve fiziksel işlemlerin etkileşiminden meydana gelmektedir [28]. Yanma prosesi genel manada farklı biçimlerde sınıflandırılabilir. Bilinen en yaygın sınıflandırma şekli yakıtın yanma bölgesine gönderilme biçimine göre olanıdır. Bu tanıma göre yanma üç farklı kategoride şu şekilde sıralanabilir. 1. Difüzyon (ön karışımsız) yanma, 2. Ön karışımlı yanma, 3. Kısmi ön karışımlı yanma. Türbülanslı (ön karışımsız) yanmada, yakıt ve oksitleyici ayrı ayrı yanma odasına gelir. Bu yanma biçiminde yanma işlemi türbülanslı karışım işlemi ile eş zamanlı gerçekleşir. Difüzyon yanması dizel motorlarda, bazı gaz türbin motorlarında ve ocaklarda meydana gelir. Bir diğer yanma biçimi olan ön karışımlı yanma prosesinde yakıt ve oksitleyici yanma odasına girmeden önce tamamen karışmaktadır. Bundan sonra kimyasal reaksiyon oranı bir ateşleme yüzeyi vasıtasıyla sıcak yanma bölgesinde soğuk reaksiyon

50 30 olmayan bölgeye doğru bir yayılma söz konusu olur [29]. Örneğin kıvılcım ateşlemeli motorlar ön karışımlı yanmayla çalışırlar. Kıvılcım ateşlemeli motorlarda yakıt ve oksitleyici uzun bir süre moleküler düzeyde iyice karışırlar. Karışım kıvılcım enerjisi ile ilk olarak laminer alevi başlatır ve türbülans oluşur. Kısmi ön karışımlı yanmada ise yakıt ve oksitleyici yanmadan önce karışır. Uygulamada kısmi ön karışımlı yanmada yakıt akımına bir miktar hava ilave edilerek yakıt kaynaklı NO X emisyonu hava kademesi ile azaltılır [30]. Yanmanın reaksiyon kinetiği ve termodinamiği Yanma, ayrı bir biçimde reaksiyona giren ve ürünlerin enerjilerinden elde edilen kimyasal reaksiyonları devam ettirici olarak serbest enerjileri içerir. Yanma işlemi ile açığa çıkan enerjiyi hesaplamak için her bir kimyasal türün enerjisi ya onun iç enerjisi ya da entalpisi yoluyla aşağıdaki gibi verilebilir [31]. H = U + pv (2.1) H entalpiyi, U iç enerjiyi ve pv sistem üzerinde yapılan mekanik enerjiyi gösterir. İç enerjinin ve entalpinin ölçülmesi mümkün değildir. Bundan dolayı diğer bütün enerjiler ile ilgili standart bir durum seçilmesi gereklidir. Bir reaksiyon aşağıdaki gibi tanımlanırsa; s A A + s B B + = s p P + s q Q + (2.2) Burada s A ve s B, A ve B reaktantları için stokiometrik katsayıları göstermekte, s p ve s q ise P ve Q ürünleri için stokiometrik katsayıları temsil etmektedir. Genel kimyasal reaksiyon için entalpi değişimi reaksiyona giren ve ürünlerin standart oluşum entalpilerinin farkı olarak aşağıda verildiği gibi tanımlanabilir.

51 31 = Σs x (X) (2.3) Burada standart koşullarda reaksiyondaki entalpi değişimidir. S x reaktantlar için negatif, ürünler için pozitif olan stokiometrik bir faktördür. reaktant ve ürünlerin kj/mol biriminde standart oluşum entalpileridir. Kimyasal reaksiyonun davranışını miktar olarak tanımlamak için ürünlerin konsantrasyon ve oran sabitleri biçiminde kimyasal türlerin konsantrasyonlarındaki değişim oranını belirten bir oran kanunu aşağıdaki gibi tanımlanır [32]. - = - = - = - = k[a] a [B] b (2.4) Burada k oran sabitini, a ve b reaksiyon derecesini göstermektedir. Oran sabiti k genellikle sıcaklığa bağımlı ve konsantrasyondan bağımsızdır. Oran sabiti genellikle Arrhenius formunda şu şekilde ifade edilir [30]: k = A exp( - ) (2.5) Burada A Arrhenius faktörü (k nın birimi ile aynı birimde), E reaksiyonun aktivasyon enerjisini (kj/mol), R üniversal gaz sabitini ve T sıcaklığı (K) göstermektedir [30] NO X oluşum mekanizması Yanma sonucunda 5 farklı NO X tipi oluşabilir. Bunlar; azotmonoksit (NO), azot dioksit (NO 2 ), diazotoksit (N 2 O), diazottrioksit (N 2 O 3 ) ve diazotpentaoksit (N 2 O 5 ) dir. Bu emisyonlar kararlı gaz özelliği içermektedirler. Bunlardan sadece ilk üçü (NO, NO 2 ve N 2 O) hava kirliliği bakımından önemli etkiye sahiptir. NO renksiz ve insan sağlığı üzerinde zehirli etkiye sahiptir. Ayrıca

52 32 NO fotokimyasal duman oluşum mekanizmasında da aktif bir rol oynamaktadır. Birçok yanma sonu emisyonlarındaki toplam NO X miktarının % 95 nin NO olduğu kabul edilmektedir. NO çevre üzerinde birçok kirletici etkiye sahiptir. Yakıt-hava yanma proseslerinde azotoksit (NO X ) oluşumuna katkı yapan azotun iki temel kaynağı vardır. Birinci kaynak molar olar % 79 azot ve % 21 oksijen molekülü içeren havadır. İkinci kaynak ise bünyesinde azot ihtiva eden yakıttır [31]. Genellikle alevlerde NO X emisyon değerinin 3 yolla oluştuğu kabul edilir. Bunlar; ısıl (thermal) NO X, ani (prompt) NO X ve yakıt (fuel) NO X tur. Bu 3 NO X oluşum mekanizmaları aşağıda detaylı olarak ele alınmıştır. Isıl NO X oluşum mekanizması Zeldovich [33] tarafından önerilmiş ısıl NO X oluşum mekanizması, pik alev sıcaklıklarında bulunan yüksek ısıl enerji yoluyla yanma havasındaki azotun oksidasyonunu hesaplar. Isıl NO X oluşum mekanizması pik alev sıcaklığına ve oksijenin kullanılabilirliğine bağımlıdır. Oksijen atomları aşağıdaki işlemler ile oluşur. O 2 2O (2.6) O2 + M O + O + M (2.7) Daha sonra atmosferik azotun oksidasyonu ısıl NO X (Zeldovich) mekanizması ile aşağıdaki gibi oluşur. 1 O + N 2 NO + N (2.8) 2 N + O 2 NO + O (2.9) Zeldovich mekanizmasında N 2 bağları parçalanması en zor adım olduğundan (2.8) reaksiyonu genellikle oran kontrollüdür. Denklem (2.8) ve (2.9) un her

53 33 ikisi de fakir ve kısmen zengin (λ<0,85) alevlerde NO oluşumu bakımından çok önemlidir. Ek olarak, Lavoie ve ark. [34] tarafından aşağıdaki reaksiyon önerilmiştir. 3 N + OH NO + H (2.10) Denklem 2.10 da verilen reaksiyon zengin alevlerde (λ<1) önemlidir. Fakir yakıt karışımlarında NO hesapların çoğu ihmal edilebilir. Yukarıdaki durumda ısıl NO oluşum oranı sadece yüksek sıcaklıklarda (T> 1800 K) önemlidir. Ayrıca, her 90 K sıcaklık artışında NO seviyesi yaklaşık iki kat artmaktadır [31]. (2.8), (2.9) ve (2.10) no lu denklemlerde verilen reaksiyonlar ısıl NO mekanizmasını içerir. Denklem (2.8) de verilen reaksiyon, radikallerin yeniden birleşiminin tamamlandığı ve sıcaklığın tanımlandığı alev sonrası gazlarda NO nun hemen hemen tamamının oluşumunda belirleyici adım oranı olarak kabul edilmektedir [30]. Bu denklemlerde verilen reaksiyonlar için oran sabitleri Hansoni ve Salimian nın çalışmasından alınarak aşağıda verilmiştir [35]. k 1 = 1,8 X 10 8 exp( - ) (2.11) k -1 = 3,8 X 10 7 exp( - ) (2.12) k 2 = 1,8 X 10 4 T exp( - ) (2.13) k -2 = 3,8 X 10 3 T exp( - ) (2.14) k 3 = 7,1 X 10 7 exp( - ) (2.15)

54 34 k -3 = 1,7 X 10 8 exp( - ) (2.16) Yukarıdaki denklemlerde k 1, k 2 ve k 3, denklem (2.8), (2.9) ve (2.10) da verilen reaksiyon için ileri oran sabitlerini, k -1, k -2 ve k -3 ise ters reaksiyon oran sabitlerini temsil etmektedir [30]. (2.10) no lu reaksiyonun aşağıdaki durum için ihmal edilebileceği kabul edilirse; k 2 [O 2 ]» k 3 [OH] eq (2.17) Isıl NO mekanizması ile NO oluşum oranı aşağıdaki gibi verilmektedir [36]. (2.18) Yukarıdaki denklemde tüm kimyasal türler mol.m -3 birimindedir. O 2 ve N 2 konsantrasyonları yanma çözümünde hesaplanır. O radikal konsantrasyonu kısmi denge kabulü ile aşağıdaki gibi belirlenebilmektedir. Denklem (2.6) ve (2.7) ye göre O atom konsantrasyonu aşağıdaki gibi elde edilebilir [37]. [O] = 36,64T 1/2 [O 2 ] 1/2 exp( - ) (2.19) Isıl NO oluşumu için birçok global NO modelleri önerilmiştir. N atomu için daimi durum yaklaşımı alınır ve O atomunun konsantrasyonu denge göz önüne alınarak hesaplanabileceği kabul edilirse maksimum NO oluşum oranı aşağıdaki gibi elde edilebilir [31].

55 35 (2.20) Bu denklemde NO oluşum oranının yanmış gaz sıcaklığına (T) yoğun olarak bağlı olduğu ve yanmış gazlarda O 2 konsantrasyonuna ve basınca daha az bağımlı olduğu görülmektedir. Ani NO X oluşum mekanizması Fenimore [38] tarafından ilk olarak önerilen ani NO X mekanizması, ya devam eden NO oksidasyonundan ya da NO X ile olduğu gibi N 2 nin azaltılmasından önce hidrokarbon parçalanması sonucu atmosferik azotun reaksiyonunu tanımlar. Yakıt NO X un aksine, ani NO X oluşumu hidrokarbon yakıt parçalanmasının çok olduğu yakıt zengin bölgelerde daha önemlidir. Alevlerde oluşan ani NO X miktarının çok önemli bir bölümünü ani NO oluşturabilir. Özellikle düşük sıcaklıklarda (T<1800 K), ısıl NO mekanizması ile oluşan NO toplam NO oluşumu ile karşılaştırıldığında çok küçüktür. N 2 -O 2 - NO bilinen kinetik kanunları, hidrokarbonlar tüketildikten sonra alev sonrası gazlardaki azot oksit oluşumunu tanımlar. Genellikle kabul edilen ani NO oluşum yolu aşağıdaki gibidir [30]. CH + N 2 HCN + N (2.21) C 2 + N 2 2CN (2.22) HCN + OH CN + H 2 O (2.23) Bu reaksiyonlar N ve CN nin oksidasyonu sonucunda ilk olarak NO oluşumu olur. N + O 2 NO + O (2.24)

56 36 CN + O 2 NO + CO (2.25) Hidrokarbon alevlerinde, CH ani NO X oluşumunun temel kaynağıdır. Bundan başka, ani NO X kaynağı, yakıt parçalanması ile oluşan çok sayıda kimyasal türlere (CH, CH 2, C, C 2, C 2 H) katkı sağlayabilir [37]. Ani NO yukarıda tanımlanan basit denge ısıl NO mekanizması ile hesaplanandan daha hızlı bir oranda oluşan NO olarak tanımlanabilmektedir. Bu tanım ile hidrokarbon yakıt yanmasında ani NO 2 nin üç kaynağı tanımlanabilir. Birincisi reaksiyon bölgesinde ve yanmış gazlarda ısıl NO mekanizmasının oranını hızlandıran dengede olmayan O ve OH konsantrasyonu, ikincisi moleküler azot ile reaksiyon bölgesinde ve yakınlarında bulunan hidrokarbon radikal reaksiyonları ile başlatılan ardışık reaksiyon (Fenimore prompt NO mekanizması) ve sonuncusu ise üçüncü cisim birleşmesi reaksiyonu ile N 2 ile O atomlarının reaksiyonu ile oluşan N 2 O dir [30]. O + N 2 + M N 2 O + M (2.26) N 2 O ardışık reaksiyonu ile oluşan NO [39] aşağıdaki reaksiyondan belirlenebilir. N 2 O + O NO + NO (2.27) NO oluşumunda bu reaksiyonların ve oluşan ani NO nun toplam miktarı yakıcıdaki şartlara bağlıdır. Dengede olmayan radikal konsantrasyonu ile NO oluşumunun hızlanması difüzyon alevlerinde ve düşük basınçlı ön karışımlı alevlerde toplam NO oluşumunun % 80 den fazlasının oluşturduğu görülmektedir [40]. Hidrokarbon radikal moleküler azot mekanizması ile ani NO oluşumu, toplam NO oluşumunun % 50 den daha fazlasını oluşturan yakıt zengin ön karışımlı hidrokarbon yanmasında ve hidrokarbon difüzyon alevlerinde hakimdir. N 2 O mekanizması ile NO oluşumu, yakıt/hava oranı ve

57 37 yanmış gaz sıcaklığı azalırken ya da basınç artarken, önemli derecede artar. Hidrokarbon yanması birçok karmaşık reaksiyon ve kimyasal türleri içermektedir ve sayısal olarak bunları belirlemek zordur [30]. Bu nedenle birçok araştırmacı ani NO oluşumunu hesaplamak için tahmin edici genel modeller önermişlerdir. DeSoete [41] tarafından önerilen ifade; (2.28) şeklindedir. Bu formül 2000 K dolaylarındaki sıcaklıklarda elde edilmiş deneysel bilgilerin analizinden türetilmiştir. Yakıt NO X oluşum mekanizması Yakıt NO X mekanizması yakıt moleküllerindeki azot bağlarının oksidasyonunu tanımlar. Bu geçici reaksiyonların meydana geldiği bölgelerde oksijenin bulunması ve ara radikal reaksiyonuna bağlı olarak ya N 2 ye ya da NO ya dönüşür. Ayrıca, bu mekanizma CH radikalleri ile azot molekülünün yerine NO moleküllerinin azaltılmasını da içermektedir. Bu nedenle, yakıt azotunun NO ya dönüşümü yerel alev stokiometrisine son derece bağlıdır. Yakıt damlacıkları ısıtıldığında azot içeren bileşenler gaz fazında serbest kalır. HCN, N, CN ve NH gibi azot ara ürünleri bileşenlerin ısıl ayrışması ile oluşur ve NO X a dönüşebilir [37]. Genellikle kabul edilen yakıt NO X mekanizması Şekil 2.14 de gösterilmiştir [30].

58 38 Şekil Yakıt-NO X oluşum şeması HCN, yakıttaki azottan oluşmaktadır ve onun üretim oranı damlacık buharlaşması süresince gaz fazında yakıtın serbest kalma oranına eşittir. HCN iki reaksiyon ile tüketilmektedir. Birincisi, üretilen NO ya oksitlenir. İkincisi N 2 yi azaltmak için NO ile reaksiyona girer. Bu iki reaksiyondan HCN nin tüketim oranı aşağıdaki gibi tanımlanabilmektedir [41]. (2.29) (2.30) Denklem (2.29) ve (2.30) da R 1 ve R 2, HCN nin dönüşüm oranlarını (1/s), T anlık sıcaklığı (K), X mol kesrini, a oksijenin reaksiyon üssünü göstermektedir ve A 1 = 3,5 x (1/s), A 2 = 3 x (1/s), E 1 = cal/mol, E 2 = cal/mol dür [31]. NO X oluşumunun tahmini Yanma sonu emisyonlarından NO X oluşumunun % 95 den fazlasını NO oluşturmaktadır [31]. Bundan dolayı, yapılan çalışmada NO X tahmini yapılırken yalnızca NO oluşumu hesaplanmıştır. NO oluşumunun tahmini hesaplamalı akışkan dinamiği programı FLUENT NO X işlemcisi [36] kullanılarak yapılmıştır. NO X işlemcisi, FLUENT sayısal akışkan dinamiği

59 39 çözücüsünün içerisinde bulunmaktadır. NO hesaplamalarında, ısıl NO hesaplamak için (2.13) denklemi ve ani NO tahmini için (2.26) denklemi kullanılmıştır. FLUENT NO X işlemcisinde kullanılan modeller ve NO X oluşum kimyasından bu bölümde bahsedilmiş olup, daha detaylı bilgi için NO X işlemci rehberi kullanılabilir [37]. NO oluşumunun tahmini için bir taşınım denklemi çözülmüştür. Yakıt NO oluşumu durumunda, ilave bir taşınım denklemi HCN ara kimyasal özellik HCN için çözülmektedir [30]. Metan alevlerinde NO X oluşumu oldukça iyi bilinmekte olup, detaylı reaksiyon mekanizmaları geliştirilmiştir. Bu modeller birçok özelliği ve reaksiyonu içermektedir. Bu nedenle, tüm kimyasal özellikleri ve reaksiyonları hesaplamak çok karmaşık ve zordur. Hidrokarbon yakıtların oksidasyonunun bilgisayar modellemesi ve kirletici oluşumu, hesaplama zamanı ve diğer zorluklardan dolayı mümkün olduğunca reaksiyon mekanizmasının sayısının azaltılmasını gerektirmektedir. Bundan dolayı DeSoote modeli ((2.23) denklemi) gibi NO oluşumunu hesaplamak için birçok genel modeller ve azaltma reaksiyon mekanizmaları önerilmiştir [30]. Reaksiyon bölgesinde NO üretimini sağlamak için bir reaksiyon katılımcısı olarak metan kullanılır. Isıl NO oluşumu aşağıdaki reaksiyondan hesaplanabilir [30]. O 2 + N 2 2NO (2.31) Bu reaksiyon ısıl NO hesaplamalarını gerçekleştirmek için (2.20) denklemi ile bağlantılı olarak önceki reaksiyonlara ilave edilebilir. Metan yakılan bir yanma ortamında, NO X oluşumu ısıl NO X ve ani NO X olmak üzere iki kimyasal kinetik işleme tabidir. Isıl NO X sadece yüksek sıcaklıklarda (T> 1800 K) önemlidir [42]. Metan yanması için DeSoote [41] NO modeli (denklem 23) modifiye

60 40 edilmiştir. Metan yanması için NO oluşumunu hesaplamak amacı ile aşağıdaki denklem ile bu denklemin modifiye edilmiş biçimi kullanılmıştır [30]. NCO + NO N 2 O + CO (2.32) Metan yakıt olarak kullanıldığında ani NO X düşük alev sıcaklığı meydana geldiğinden baskın mekanizma yoludur. Goddard ve ark. [43] 1400 C den daha yüksek sıcaklıklarda yanma için ani NO X oluşum mekanizması için aşağıda verilen modeli önermişlerdir. (2.33) İlbaş ve ark. [44] önceki modelden daha iyi tahmin yapabilen bir başka model önermişlerdir. (2.34) Dupont ve ark. [45] aşağıda verilen DeSoote modelini modifiye etmişlerdir. (2.35) Yukarıda verilen modifiye edilmiş model (denklem 2.35) orta derecede iyi sonuçlar vermektedir [44-45]. Modelde aktivasyon enerjisi düşük sıcaklık oranlarında (T<1920 K), E a =1,78x10 8 J/kmol değerinde ve yüksek sıcaklık oranlarında (T> 1920 K) E a =3,03x10 8 J/kmol değerinde elde edilebilmektedir. a ve b metan ve oksijenin üslerini göstermektedir. O 2 için 0 ile 1 arasında, CH 4 için 0.2 ile 1 arasında değer alabilmektedir [30].

61 41 f faktörünün değeri f=4,75 + C 1 n c -C 2 φ + C 3 φ 2- C 4 φ 3 ile verilebilmektedir. C 1, C 2, C 3 ve C 4 sabitlerdir. n hidrokarbon yakıttaki karbon sayısı ve φ yakıt/hava denklik oranını göstermektedir. C 1, C 2, C 3 ve C 4 değerleri sırasıyla; 0,0819;23,2;32;12,2 dir [30].

62 42 3. KÖMÜRLER, KÖMÜR GAZI ELDESİNDEKİ KOKLAŞTIRMA VE GAZLAŞTIRMA İŞLEMLERİ 3.1. Kömürler Kömürler, jeolojik çağlardaki ( yıl öncesi) bitki ve hayvan atıklarının, yüksek basınç altında ve sıcaklığın da etkisiyle bozunmaları sonucunda meydana gelen fosil yakıtlardır [46]. Kömürleşmede bilinen 3 aşama bulunmaktadır. Normal basınç ve sıcaklık altında çeşitli prosesler sonucunda ilk önce turblar oluşmuştur. Ardından gerçekleşen esmer kömüre geçiş aşaması kömürleşme aşamalarında birinci kömürleşme aşamasıdır. Bu aşama biyokimyasal aşama olarak da adlandırılmaktadır. İkinci kömürleşme aşamasında ise esmer kömürden taş kömürü oluşumu söz konusudur. Bu aşamada yüksek sıcaklık, kömürleşmedeki en önemli faktördür. Daha derine inildikçe ve sıcaklık artışıyla beraber yumuşak esmer kömürün sert esmer kömüre, parlak kömürün de taş kömürüne dönüştüğü görülmektedir. Genel olarak antrazitten grafite geçiş aşaması kömürleşme aşamalarında üçüncü aşama olarak bilinir. Bu aşamalar esmer kömür, taş kömürü ve grafit oluşumuyla belirlidir [46]. Kömürler elementer olarak incelendiğinde C, H 2, O 2, N 2, P, S bulundururlar ve bünyesinde ihtiva ettiği gereksiz maddeler de H 2 O ve küldür. Kömürleşme süresi arttıkça kömürün bünyesinde barındırdığı C miktarı da artarken O 2, N 2 ve H 2 konsantrasyonlarında da azalma olmaktadır. Bu durum, elementer olarak bileşim üzerinden belirlenmiş kömürleşme indeksi (3.1) İle belirlenmektedir. Bu denklemde h, o, n ve c kömürün ihtiva ettiği H 2, O 2, N 2 ve C nun kütlesel yüzdelerini belirtmektedir [46].

63 43 Kömür bünyesinde su, kaba nem olarak ve adsorbsiyonla tutulan higroskopik nem olarak bulunmaktadır. Kurutma prosesi ile sadece kaba nem kömürden ayrıştırılabilmektedir [46]. Sanayi ile ilgili olarak da değerlendirildiğinde taş kömürleri ve çeşitlerini ele almak gerekmektedir. Bu tip kömürler bünyesinde daha az S bulundurduklarından daha çok tercih edilen yakıt tipidir. Renkleri siyah olan bu kömürler az veya çok parlaktırlar. Taş kömürleri kullanıldıkları alana göre beş grupta incelenebilirler [46]. Alev kömürü; % civarında karbon bulundurmakla beraber kok üretimi için çok da elverişli değildir. Bu tip kömürlerin koku toz halindedir ve uzun alevle yanmaktadırlar. Alev kömürleri % oranında gaz ihtiva ederler ve dolayısıyla şehir gazı üretiminde kullanılırlar [46]. Gaz alev kömürü; % civarında O 2 ihtiva eder. Gaz alev kömürleri termik işleme tabi tutulduğunda % oranında uçucu bileşen bulundururlar. Bu kömürler sadece uygun kömürlerle karıştırılarak koklaştırmaya tabi tutulabilmektedir [46]. Gaz kömürü; % oranında gaz bulunduran gaz kömürleri şehir gazı üretiminde en fazla kullanılan kömür tipidir. Ülkemizdeki ereğli kömürleri bu cinstedir [46]. Yağlı Kömürler; aşırı parlak alevle yanmaktadırlar. Yağlı kömürler % oranında gaz ihtiva ederler. Hem gaz üretiminde hem de kok üretiminde kullanılmaktadırlar. Yandıkları zaman aşırı is çıkardıklarından teshinlerde kullanılmazlar [46]. Yağsız Kömürler; kısa alevle yanmaktadırlar. % 8-12 civarında nispeten diğer kömürlere göre daha az gaz ihtiva ederler. Bu tip kömürlerin koklaştırılması sonucunda % 90 oranında kok elde edilir. Elde edilen bu kok gaz halinde

64 44 olup yağsız kömürler kok ve gaz üretimi için çok da uygun olamamaktadır. Yağsız kömürler grubuna antrazitler de dahildir [46] Kömürlerin Koklaştırılması (Kömürün Karbonizasyonu) Koklaştırma, bitümlü katı yakıtlara oksijensiz (inert) bir ortamda uygulanan termik bir işlemdir. Bu işlemin uygulanmasında amaç tercihen katran elde etmek ise bu durumda 600 C ye kadar ısıtma yapılır. Buna alçak sıcaklık koklaştırması denilir. Geriye kalan kok, hala uçucu bileşenlere sahiptir. Koklaştırmadaki amaç uçucu bileşenlerce fakir, katrandan tamamen arındırılmış ve yüksek oranda karbon içeren kok üretimi ise, koklaştırma 1200 C ye kadar yapılır. Bu işlem de yüksek sıcaklık koklaştırmasıdır. İkinci işlemdeki gaz verimi birinci işleme nazaran daha yüksektir [47]. Koklaştırma, prensip itibariyle her türlü katı yakıta uygulanabilir. Turb yüksek miktarda nem içerdiğinden ve karbonca fakir olduğundan koklaştırmaya elverişli değildir. Koklaştırma, esas itibariyle esmer kömür ve taş kömürüne uygulanmaktadır. Esmer kömürde, taş kömürüne nazaran, kok verimi düşük fakat gaz verimi yüksektir [47]. Koklaştırmada başlıca 5 safha görülür; 20 C-100 C arası ön ısınma, 100 C-250 C arası kuruma, 250 C-450 C arası ön gazlaşma, 450 C-800 C arası esas gazlaşma, 800 C-1200 C arası son gazlaşma, 250 C ye kadar süren kuruma safhasında su tamamen atılır. Bu sıcaklıkta katran oluşmaya başlar, 400 C de maksimum değere ulaşır ve 600 C de

65 45 sona erer. Yüksek sıcaklık koklaştırmasında 600 C-1200 C arasında sadece gazlaşma yer almaktadır [47]. Koklaştırmada sıcaklığın yanı sıra ısıtma hızı da önemli bir etken olarak görülmektedir. Hızlı bir ısıtmada gazlaşma yüksek sıcaklıklara kaymaktadır. Ayrıca koklaştırma reaktöründeki basıncın da katran oluşumuna etkisi olmakta ve yüksek basınçta katran verimi azalmakta, vakumda ise yükselmektedir [47] Kok fırını gazı üretimi Kömürün karbonizasyonu ile kok üretilirken aynı zamanda geniş hacimli bir gaz da üretilir. Bu gaz, yoğuşabilir, aşındırıcı ya da ekonomik olarak değişken bileşenleri ayrıştırıldıktan sonra temiz bir gaz yakıt olarak elde edilebilmesi için ürün fabrikasında işlenir. Gaz en fazla koklaşma süresince üretilir. Bu süreçteki eldenin bileşim ve oran değişimi ve temel olarak sürecin tamamlanması, koklaştırma 700 C ye ulaşınca gerçekleşir. Ürün fabrikasındaki işlemlerden sonra elde edilen temiz gazın verimi 1 ton kuru kömürde 300 Nm 3 gazdır. Bu verim, kömürün içerdiği uçucu madde miktarına ve koklaştırma koşullarına bağlıdır [48]. Gazın kolayca yoğuşabilir bileşenleri yoğuşturulur ve makul bir sıcaklık değerine sıcaklığı düşürülür. Ardından tek tek fırın odalarına ayrılarak üzerine durulama çözeltisi püskürtülür. Kok fırını gazı, bazı püskürtme çözeltisinin adyabatik buharlaşması ile soğutulur ve bataryadan karıştırılan gazlar yaklaşık C su yoğuşma sıcaklığına düşürülür. Bu sıcaklık gaz toplamadaki kullanım için yeterince düşüktür [48]. Durulama çözeltisi ve yoğuşturulmuş katranla birlikte gazlar temel toplanmaya doğru geçer ve bataryadan ayrılmadan önce kelebek kontrol valfine gider. Bu kontrol valfi basınç değerini küçük pozitif bir değerde tutmak

66 46 için ayarlanır (yaklaşık 100 mb). Bu basınç, kok fırın odalarında iş güvenliği şartlarını sağlamak için temel toplanmada önemlidir [48]. Kok fırını gazı karmaşık bir karışımdır ve nümerik olarak bileşenleri şöyle sıralanabilir [48]. Temel Bileşenler Yaklaşık Miktarı (%) Hidrojen (H 2 ) Metan (CH 4 ) Karbonmonoksit (CO) 5,0-7,5 Karbondioksit (CO 2 ) 1,5-2,5 Nitrojen (N 2 ) 1,0-3,0 Yüksek Parafinler ve Doymamış Hidrokarbonlar 2,5-4,0 Oksijen 0,0-0,5 Bu gazlardan, son temiz yakıt gazının temel bileşeninde genellikle H 2, CH 4, CO, parafinik ve doymamış gazlar bulunur. CO 2, O 2 ve N 2 den az miktarda bulunur. Bu gazlar yanmama özelliğine sahiptir ve yakıt gazı için zararsız bileşenlerdir [48]. Yakıt gazı bileşimindeki gereksiz bileşenler ürün fabrikasında olabildiğince hızlı bir şekilde yakıttan uzaklaştırılır [48]. Amonyak çözeltisiyle fırın odasından ayrılan püskürtme gaz, amonyumklorit ve katran buharı bileşimli yüksek kaynama sıcaklıklı gazdan yoğuşturulacaktır. Sıcak püskürtme çözeltili ve amonyumkloritli bir ayrık sıvı fazı formuna geçecek olan katran çözeltide çözünecektir. Katran ve çözeltisi iniş borusunda ayrıştırılır ve katran tortusunu ayırma bölümüne geçer [48]. Kok fırın gazı akışı, santrifüj bir üfleç ve vantilatör yardımıyla bataryadan ayrıştırılır ve bir yakıt olarak dağıtım için yeterli basınçta ürün fabrikasının

67 47 gaz tankları boyunca iletilir. Vantilatörü geçmeden önce gaz birincil soğutucuda yaklaşık 25 C ye soğutulur. Bu sayede geniş bir miktarda yoğuşabilir malzeme yakıttan uzaklaştırılmış olur (katran ve naftalin gibi). Su buharının çoğu da gazdan yoğuşturulur ve yaklaşık 80 C den 25 C ye olan soğumada gaz azalır. Tutma özellikli vantilatör gazın hacmini ciddi manada düşürmüş olur [48]. Kok fırın fabrikasından verimli ve güvenilir kok üretimini garanti altına almak için vantilatör sürekli olarak çalışmalıdır ve üstelik makul bir şekilde düşük bir sıcaklığa, bu kok gazını indirgemek, durulama çözeltisinin sürekli olarak ilavesiyle mümkün olabilmektedir [48] Kömürlerin Gazlaştırılması Gazlaşma reaksiyonları Farklı kapsamlarda ve çeşitli kombinasyonlarda meydana gelen kimyasal reaksiyonlar kömürü gazlaştırır. Bu işlem 1500 F (815 C) nin üzeri bir sıcaklıkta yalnızca belirli oranlarda devam eder. Burada gerçekleşen reaksiyonlar şu şekildedir [49]. C + O 2 CO 2 (+395,4 MJ) yanma (3.2) C + CO 2 2CO (-167,9 MJ) Boudouard reaksiyonu (3.3) C + H 2 O CO + H 2 (-135,7 MJ) karbon-buhar reaksiyonu (3.4) CO + H 2 O CO 2 + H 2 (+ 32,18 MJ) değişim reaksiyonu (3.5) Parantez içerisindeki ifadelerin işaretine bakıldığında reaksiyon sonrası ısı açığa çıkmışsa (+), ısı absorbe edilmiş ise (-) ile gösterilmiştir. Sıcaklık 1150 C nin altında iken ve basınç da yükseltilmişse, karbonla hidrojen reaksiyona girecek ve metan oluşacaktır.

68 48 C + 2H 2 CH 4 (+ 91,6 MJ) karbon hidrojenlenmesi (3.6) Bununla beraber ne zaman olursa olsun karbon kaynağı uçucu madde ve ısıl parçalanma sonucu CH 4 ün daha ileri niteliğini üretir. C m H n CH 4 + C (3.7) Bu reaksiyon denklemleri, proseslerin mekaniğine ait karmaşıklıkların doğası gereği her şeyi ortaya koymaz. Reaksiyon (3.2) çok hızlı olmasına rağmen, aslında aktif karbon alanlarında oksijenin ilk kimyasal tutulma evresini ve bunun ardından gazlaşmış oksijenle etkileşimde olan CO un ayrımını gerektirir [49]. C aktif + O 2 C (O) + O (3.8) C aktif + O C (O) (3.9) C (O) CO + C aktif ( ya da + C inaktif ) ve (3.10) CO + O 2 CO 2 + O (3.11) CO + O CO 2 (3.12) C aktif + H 2 O C (O) + H 2 (3.13) C (O) CO + C aktif ( ya da + C inaktif ) (3.14) C (O) + CO CO 2 + C inaktif (3.15) Tüm bu reaksiyonlar ve çeşitli proseslerin termodinamik özellikleri, herhangi bir durumda hem elde edilmiş ürün gazın bileşimini belirlemede hem de bir kömür ya da başka bir karbon kaynağının nasıl daha verimli ya da nasıl daha hızlı olacağını etkiler. Gazlaştırma sistemlerinin modellenmesinden ve ayrı ayrı gazlaştırma reaksiyonlarının çalışmalarından çok şey öğrenilmesine rağmen, genellikle pratikte, gerçek işletme koşulları altında testler yapılarak

69 49 optimum işletme parametrelerinin ortaya konma işlemi hala devam etmektedir [49]. Fakat eşitlik (3.2) ve (3.6) gazlaştırma önerilerinin birkaç seçeneğini belirleme adına bir fırsat sağlar. En basit durum reaksiyon (3.2) ve (3.3) ile gösterilmektedir. Burada oksijenin yetersizliğinden tamamlanmamış bir yanma oluşmaktadır. 2C + O 2 2CO tamamlanmamış bir yanma gerçekleşmektedir. Eğer ki C CO 2 havayla sürdürülürse, yakıta, yatak dibindeki akış üzerinde uygulanan kontrol teorik bir yaklaşıma izin verir ve C + (O 2 + 4N 2 ) = CO + 2N 2 ve çıkış gazı jeneratör gazı (generator gas or producer gas) olarak isimlendirilmiş, % 33 civarında CO içeren bir gaz oluşur. Yakıt yatağına havanın yanı sıra buhar girişine de izin verilirse, karbon-buhar reaksiyonu (3.4), ürün gazı olarak CO ve H 2 oluşmasını sağlayacak ve buna bağlı olarak ısı değeri daha yüksek olan su gazı (water gas) oluşacaktır. Fakat bu prosesin fazlasıyla endotermik ve düşük yakıt yatak sıcaklığına meyilli olmasından dolayı, değişim reaksiyonunun (3.5) gerçekleştirilmesi kolaylaştırılacak ve buhar oranı dikkatli bir şekilde kontrol edilmedikçe, bunun bir sonucu olarak CO harcandıkça sentetik gazın CO 2 oranı artacaktır. Fakat, aynı reaksiyon, hava ve buharla yapılmaktansa oksijen ve buharla gerçekleştirilirse daha yararlı sonuçlar elde edilir. Böylece ürün gazları azotsuz sentez gazları olacaktır. Bu sentez gazları tamamıyla CO 2, CO ve H 2 den oluşacak, CO 2 kaldırıldıktan sonra, kimyasal sentezlerin geniş bir çeşitliliği için temel hammadde sağlanacaktır [49].

70 Eski ve şimdiki ticari gazlaştırıcılar Kömür gazlaştırma, yeni bir teknoloji değildir hatta orijinal bir konsepti bile vardır. Teknik prensipler vurgulanarak 19 y.y. ın ortalarından önce bu teknolojinin varlığından söz etmek mümkündür. Bazı endüstriyel gazlaştırma prosesleri 1860 yılında bile işletmededir [49]. İngiltere de inşa edilen ilk fabrikaların çoğu K. W. (sonra Sir William) tarafından tasarlanmıştır. İlk çalışmalardan birisi Siemens tarafından gerçekleştirilmiştir. Jeneratör gazı üretmek için, kül bir ızgara içeren aşırı şekilde eğimli köşesiyle tuğladan bir oda düşünülmüştür (Şekil 3.1) [49]. Şekil 3.1. Eski tip sentetik gaz jeneratörü Bu sistemde kömür, eğime karşı dirençli bir bunkerden dibe doğru durmaksızın doğal akışlı bir besleme ile beslenmektedir. Proses ısısı, odanın altında yer alan bir fırından sağlanmaktadır ve gaz jeneratördeki yeterli çekişi sağlayan bir baca boyunca çıkabilmektedir.

71 li yıllarda, sürekli gelişen gaz talebinden dolayı Gaillard (1848), du Motay ve Lowe (1873) tarafından yeni bir sistem geliştirilmiştir. Bu sistem bir tesistir ve bu tesiste su gazı (water gas) üretilmiştir. Tesislerde, ateşlenmiş kok yatağı, sıcaklık yeterince artıncaya kadar hava üflemelidir. Daha sonra gaza buharlama yapılmış ve CO 2 oluşumunun artmaya başlamış ve bunun sonucunda da sıcaklık düşmüştür. Sıcaklık düşüşünün yaşandığı anlarda ise tekrardan hava üflemeye dönülmüştür (değişim reaksiyonu ile). Hava üflemeli sistem sırasında tüm gaz oluştuğundan, bu şekilde üretilen su gazı yaklaşık kj/m 3 bir kalorifik değere sahip olabilmiştir [49]. Modern gazlaştırıcılar eski tip gazlaştırıcıların gelişmiş birer versiyonlarıdır fakat bu tip gazlaştırıcılar daha verimlidir, basitleştirilmişlerdir ve görünümleri daha kibardır. 2 modern gazlaştırıcıdan daha eski olanı, 1920 lerde uygulamaya konulan basınçlı sentetik gaz üreticilerinde (pressure producer) görülmektedir. Bunlar genellikle, hava ve buhar enjekte edebilen ızgaralar boyunca sabitlenmiş 4,5-6 m yükseklikteki silindirik çelik sistemlerdir. Bu sistemde kül, ergimiş cüruf olarak ya da kül kolonunun altından kesilmiş cürufların, ayarlı kaselerin içine döndürülmesiyle boşaltılır (Şekil 3.2) [49]. Önemli özellikleri, yakıt yatağının buharlaşmasını döngüsel yapmaktansa süreklilikle biriktiren yüksek yayılma kapasiteleridir. Bir diğer özellikleri ise su cidarlarından kendilerine ait tüm buharı kendilerine sağlayabilme kapasiteleridir. Bu tip bazı basınçlı gazlaştırıcılar 1960 larda bile hala kullanılmaya devam edilmiştir [49].

72 52 Şekil 3.2. Eski tip basınçlı gazlaştırıcı Basınçlı gazlaştırıcıların en dikkat çekenlerinden birisi 1936 da ortaya çıkan sabit yataklı modern Lurgi tipi gazlaştırıcıdır (Şekil 3.3) [49]. Lurgi gazlaştırıcısı sentetik gaz üretimi için günümüzde bile kullanılmaktadır. Bu sistem yukarısındaki kapalı besleme bölümünden aralıklı olarak kömür beslenen dikey su soğutmalı basınçlı gazlaştırıcıdır. Sistemde, buhar ve oksijen (ya da hava), reaktörün alt kısmında kapalı bir şekilde bulunan ve kül toplanan bölümüne sürekli olarak cüruf da dökebilen dönel bir ızgara boyunca enjekte edilmektedir. Gazlaşma yaklaşık C sıcaklıkta, 3-3,5 MPa basınç altında gerçekleşmektedir. Gazlaşmanın bu koşullarda rahatlıkla gerçekleşmesinden dolayı üretilen gaz CO 2 siz olup oksijen ve buhar üflemeli reaktörden üretilen sentetik gaz bileşimi % 50 H 2, % 35 CO ve % 15 CH 4 ten oluşmaktadır [49].

73 53 Şekil 3.3. Modern Lurgi tipi basınçlı gazlaştırıcı Lurgi gazlaştırıcılar, birbirine yapışmayan kömürlerin yanı sıra zayıfça birbirine yapışan kömürlerin işlenmesine de olanak sağlayan alternatifli mekanik karıştırıcı, buhar soğutmalı ızgara ve dönel kömür dağıtıcıların birleşmesiyle yıllar geçtikçe ciddi bir gelişim göstermiştir. Standart bir Lurgi ünitesi günde 600 tonun üzerinde kömür gazlaştırabilmektedir [49]. Bir diğer modern ticari gazlaştırıcı atmosfer basıncında çalışan Wellman reaktörüdür. Wellman ünitesi 2-3,5 m çapında ve dönel silindir besleyicileri ile bir veya daha fazla borulu bunkerden beslenen çift duvarlı, su soğutmalı bir tanktır (Şekil 3.4) [49]. Buhar ve su, külün alttaki atık kısmından eş zamanlı olarak geri alındığı dönel bir ızgarada, hava delikleri boyunca sisteme dahil edilirler.

74 54 Şekil aşamalı Wellman gazlaştırıcı Wellman gazlaştırıcıları belirli bir noktaya kadar jeneratör gazı üretmek için kullanıldılar fakat günümüzde bu tip gazlaştırıcıların 2 serilileri mevcuttur. Tek aşama içeren tiplerinden farklı olarak günümüzde, ilk aşamasında katran biçimlendirmenin geliştirildiği 2 aşamalıları tercih edilmektedir. Bu gazlaştırıcıda üretilen sentetik gazların ısı değerleri, üretilen gazın nasıl üretildiğine (katransız ya da katran parçalamalı) bağlıdır. Buradaki sentetik gazların ısı değerleri soğuk temiz gaz için 6 333,65 kj/m 3, katranı giderilmiş sıcak gaz için 6 892,5 kj/m 3 ve sıcak ham gaz için 7 451,35 kj/m 3 dır [49] ların ortalarından beri, iki farklı gazlaştırıcı sistemi, tamamıyla birbirinden farklı olan Lurgi ve Wellman reaktörleri, endüstriyel alanda birlikte kesin olarak buluşmuşlardır. Bunlardan birisi oksijen sürüklemeli kömürden sentetik gaz üreten Koppers-Totzek jeneratörü, bir diğeri ise akışkanlaştırılmış bir kömür yatağında gazlaştırma yapan Winkler jeneratörüdür [49].

75 55 Koppers-Totzek jeneratörü (Şekil 3.5) 1938 den beri ticari olarak kullanılan bir jeneratördür. 2 veya 4 brülör başlığının teğetsel olarak yerleştirildiği ve oksijenin buradan enjekte edildiği bu reaktör tipi, içerisinde kömürün askıda kaldığı kısa, silindirik ve tuğla kaplamalı bir tanktır. Buhar sisteme, reaksiyon alanını koruma altına almak ve aşırı ısıdan tank duvarlarını korumak için bu başlıkların etrafından enjekte edilir. Bu tip gazlaştırıcılarda üretilen sentetik gaz yukarıdaki bir kolektör borusu ile alınır. Ayrıca oluşan kül sistemin alt kısmında ergimiş kül olarak atılır. 2 brülör başlıklı biriminin maksimum iç çapı 3-3,5 m, tüm uzunluğu 7,5 m ve hacmi yaklaşık olarak 28 m 3 tür. 4 brülör başlıklı model de benzer şekildedir fakat tek farkı hacmidir ve yaklaşık 56 m 3 tür [49]. Şekil Brülörlü Koppers-Totzek gazlaştırıcısı Lurgi gazlaştırıcısı ve Koppers-Totzek jeneratörü atmosfer basıncında çalışmadıkça katran üretmezler ve ciddi derecede metansız bir sentetik gaz üretirler. Oluşturdukları sentetik gazın bileşimi % H 2, % 55 CO ve % 12 CO 2 den meydana gelir.

76 56 Teknik avantajları arasında kül atmadaki çok yönlülükleri ve püskürtme haricinde eski yöntemleri kullanmaksızın kömürün tüm çeşitlerini kullanabilme yetileri vardır. Bu sistemlerin bir diğer avantajı ise külü cüruf olarak atmaktansa üretilen sentetik gazla birlikte sistemde uzaklaştırırlar ve daha sonra bir siklonda külü sentetik gazdan ayırırlar. Yüksek işletme sıcaklığı, genellikle C, hızlı gazlaştırmayı da beraberinde getirmektedir. 4 brülör başlıklı sistem günde 850 tonun üzerinde kömür işleyebilmektedir. Koppers-Totzek jeneratörünün makul bir fiyatı ve yüksek kapasitesi olduğu kabul edilebilir. Bu açıdan değerlendirildiğinde düşük karbon envanteri ve neticede yüksek oranda oksijen tüketimi ciddi dezavantaj teşkil etmemektedir. Aşağı doğru gerçekleşen kimyasal sentez akımı için temiz gazı sıkıştırmaktan ve temizleme adına çevre sıcaklığına soğutulan ( C) ham gazken, hissedilir ısı kaybından doğan bazı caydırıcı önlemler oluşmaktadır [49]. Winkler gazlaştırıcının modern versiyonu (üstelik atmosfer basıncında da çalışabilen) 22,9 m yükseklikte, 5,5 m çapında, ısıya dayanıklı kaplamadan meydana gelen reaktör gövdelidir. Bu gazlaştırıcı günde 110 tondan fazla kömürü gazlaştırabilmektedir. Kömür, basınçlı bunkerden ve alt ızgara üzerinde ani birincil patlama ile akışkanlaştırılmış sıkıştırma yapılarak düzgün bir şekilde reaktöre beslenir. Ayrıca oluşan sentetik gaz akımında gazlaştırılamamış herhangi bir kömür artığını yeniden gazlaştırabilme adına akışkan yatağın üst bölgesinde ikincil bir patlama meydana gelir. Fakat kül bu akımla sistemden ayrılmaz. Kül, dönel bir kazıyıcı vasıtasıyla reaktörün altından alınır (Şekil 3.6) [49].

77 57 Şekil 3.6. Basitleştirilmiş Winkler gazlaştırıcısı Gazlaştırma sonunda oluşacak olan gazın jeneratör gazı mı yoksa klasik sentetik gaz olan su gazı mı olacağını belirleyen parametre hava-buhar ya da oksijen-buhardan hangisinin üfleneceğidir. Tipik bir sentetik gaz % H 2, % 45 CO ve % 16 CO 2 içerir. Fakat, reaktörün imalatından dolayı, maksimum sıcaklık 980 C yi geçmemektedir ve bu durum, linyit ve altbitümlü kömürleri Winkler gazlaştırma için yakıtları kısıtlamaktadır. Yüksek mertebeli kömürler, bir kural olarak, düşük sıcaklıklarla kıyaslandığında reaktiflik konusunda yetersiz kalmaktadırlar [49] İkinci nesil gazlaştırıcılar Günümüzde endüstriyel olarak ispat edilmiş gazlaştırıcılar, doğalgaz yerine kullanılacak yakıt (SNG: Substitute Natural Gas) ve diğer petrokimyasallara dönüşme özelliği bulunan sentetik gaz üretebilme kapasitelerine sahip olmalarına rağmen, yeni tip gazlaştırıcıların gelişimi konusunda da ciddi çalışmalar yapılmaktadır. Bu gelişim süreci Amerika da ikinci nesil

78 58 gazlaştırıcılar olarak adlandırılmıştır. Bu çalışma çok geniş ölçekli SNG üretimi için gelişen teknolojinin temel kriteridir. Geliştirilen ikinci nesil gazlaştırıcılar günde ton kömür işleyebilecek büyüklüktedir [49]. Mevcut gazlaştırıcı kapasitelerinin çok üzerinde bulunun bu gazlaştırıcıların geniş kapsamlı gazlaştırıcı bataryaları için gerekli elemeleri yapılarak fabrika işletimi kolaylaştırılmıştır. Bir boru dağıtım sisteminde SNG nin bir önceki son basıncını önlemek bir yana yüksek basınç gazlaşması metan oluşumunu artıracaktır (ve bunun sonucunda CO + 3H 2 CH 4 + H 2 O için gerekli sentetik gazın 1:3 CO:H 2 dönüşüm oranı artacaktır) [49]. Yapılan bu çalışmalar, düşük SNG fiyatlarının, geniş ölçekli gazlaşmanın teknik güvenilirliğinin ve işletme konseptleri ve bazı önemli ilginç tasarımların ortaya çıkmasının bir sonucudur. Amerika da test edilmiş gazlaşma ünitelerinin ve reaktör konfigürasyonlarının çoğu birkaç gruba ayrılabilir. Grup I, gaz sürüklenmiş ya da akışkanlaştırılmış kömürü gazlaştıran teknikleri, yüksek basınçlı bir boru gazı olarak kullanılmadan önce şiddetli metanlaşma ve dönüşümü hala gerektiren ve henüz var olan metan oranını içerirken sentetik gaz üretebilen özellikleri içerisinde barındırır. II. Grup hidrogazlaştırmadan oluşturulur. Bu proses hidrojen ve buharla akışkanlaştırılmış ya da sürüklenmiş kömürü gazlaştırma prosesidir. Bunun sonucunda herhangi bir şey olursa diye ya da daha da ilerisi dönüşüm olma durumunda küçük ihtiyaçların karşılandığı zengin metan içeriği elde edilir. Grup III teknikleri ise Grup I de üretilen sentetik gazın aynısını üretir fakat gazlaşma, gazlaşma reaksiyonuna katalizör etme ihtimali de olan sıvı bir ortamda gerçekleşir [49]. I. Grup gazlaştırıcı sistemleri teknik olarak en basit bitümlü kömür gazlaştırıcılardır. Bilinenlerinden birisi Bi-Gas (Şekil 3.7) tipi gazlaştırıcıdır. Bu gazlaştırıcıda yaklaşık 6,9 kpa da çalıştırılan 2 aşamalı reaktör

79 59 bulunmaktadır dan bu yana pilot fabrika olarak Homer City ve Pennsylvania da günde 120 ton da testler sürdürülmektedir [49]. Şekil 3.7. Bi-Gas gazlaştırıcı Öğütülmüş kömür ve buhar (ya da bir kömür bulamacı) reaktörün üst bölümünden enjekte edilir ve burada 925 C de CO, H 2 ve CH 4 ilaveli formda alt bölgeden üst bölüme hareket eden sıcak sentetik gazla temas eder. Reaksiyona girmemiş kömür kalıntısı da ürün gazı ile birlikte üst bölümden alınır ve bir siklonda ayrıştırılır ve 1480 C de oksijen ve buharla seyreltmenin yapıldığı ve gazlaşmanın neredeyse tamamlandığı yer olan reaktörün alt bölümünün yanından tekrar içeri sokulur. Kül reaktörün alt kısmındaki bir su rezervuarında ergimiş cüruf olarak sistemden bertaraf edilir ve kalan cüruf partikülleri kapalı bir bunker sistemi boyunca periyodik olarak sistemden atılır. İşlenmemiş ürün gazı ise % CH 4 ile birlikte sistemden ayrılır [49]. Benzer bir yaklaşım Şekil 3.8 de gösterilen US Bureau of Mines Synthane prosesidir. Bruceton, Pennsylvania da pilot fabrikası bulunan bu sistem günde 75 ton kömürü işleyebilmektedir. Bu sistemde kırılmış kuru kömür ilk olarak, herhangi bir yapışmayı önlemek ve kömürün uçucu maddesini

80 60 gidermek için 400 C ve 7 MPa da buhar ve oksijenle akışkanlaştırılmış ön işlem ünitesinde basınçlandırılmış kapalı bir bunkerden beslenmektedir. Reaksiyona girmemiş buhar ve uçucu maddelerle birlikte kömürsü kalıntılar jeneratöre taşınırlar ve son olarak C ve 7 MPa da daha fazla seyreltme fazında ilave oksijen ve buharla birlikte reaksiyona sokulurlar. Tüketilmemiş kömür kalıntıları ve kül jeneratörün alt kısmı ile sistemden uzaklaştırılırlar. Bu sırada % CH 4 lü ham sentetik gaz siklon ayrıştırıcılar için sistemin üst bölümünden çıkarılır ve bir gaz temizleyici, gazın içerisindeki sürüklenmiş tozu ve katranlı malzemeleri temizler [49]. Şekil 3.8. Synthane gazlaştırıcısı

81 61 Consolidation Coal Company nin CO 2 Acceptor prosesinde (Şekil 3.9), gazlaşma için besleme stoğu olarak kireçlenmiş dolomit (MgO.CaO) ve kömürün kullanımı bu gazlaştırıcı tipi için tuhaf ama önemli bir özelliktir. Bu sistem için prosesin ilk aşaması, basitleştirilmiş akış şeması olarak Şekil 23 de ve gazlaştırıcı olarak Şekil 3.10 da gösterilmiştir. Kırılmış kömür ve kireçlenmiş dolomit (rejeneratörden) 815 C ve 2-3 MPa da buharla akışkanlaştırılmış uçucu madde ayrıştırıcı (devolatilizer) beslenir. Net reaksiyonlar burada gerçekleşir. Bu reaksiyonlar şu şekildedir [49]. Şekil 3.9. CO 2 Acceptor ın basitleştirilmiş akış şeması 2C + H 2 + H 2 O CH 4 + CO (3.16) CO + H 2 O CO 2 + H 2 (3.17) MgO.CaO + CO 2 MgO.CaCO 3 (3.18) Bu reaksiyonlar, gazlaşmış kömür artığından kısmen daha ağır olan dolomitin büyük bir bölümü harcanana kadar devam eder. Dolomit ve kömür artığı akışkanlaştırılmış yatağın alt bölümüne doğru hareket ederler. Yatağın üst bölümünden, harcanmamış kömür artığı, buhar ve fazlaca kireçlenmiş dolomitin temasta bulunduğu gazlaştırıcıya gönderilir. Ürün gazları, ham

82 62 sentetik gaz olarak son çıkışlarından uçucu madde ayrıştırıcıya geri dönerler [49]. C + H 2 O CO + H 2 (3.19) CO + H 2 O CO 2 + H 2 (3.20) MgO.CaO + CO 2 MgO.CaCO 3 (3.21) Gazlaştırıcı ve uçucu madde ayrıştırıcıdan harcanan dolomitle birlikte gazlaştırıcıdan reaksiyona girmemiş kömür artığı, kömür artığının 1065 C deki havayla yakıldığı ve geri dönüşümünden önce dolomiti kireçlemede kullanılan ısının sağlandığı, rejeneratöre gönderilir. Aslında, 1972 de Rapid City, North Dakota da günde 40 ton işleyebilen pilot tesis CO 2 Acceptor prosesi oksijen ya da hidrojene tesis dışında gerek duymamış ve CO 2 siz sentetik gazı, bazı avantajlarıyla bu tesise ciddi şekilde para kazandırmıştır. Fakat, gazlaştırıcı ve uçucu madde ayrıştırıcıda dolomitin kullanımı 870 C altı bir sıcaklıkta bu birimlerin işletme gereksinimini sağlar; ve bazı sıcaklıklarda oldukça yavaş bir biçimde bitümlü kömürün buhar gazlaşması (tıpkı Winkler gazlaştırıcıda olduğu gibi) linyitleri ve altbitümlü kömürleri sınırlayacaktır. Üsteli pratikte 3 bağımsız akışkanlaştırılmış yatak arasındaki malzeme akışını dengelemedeki ihtiyaçtan kaynaklanan bazı zorluklar doğacaktır [49].

83 63 Şekil CO 2 Acceptor prosesinde kullanılan gazlaştırıcı II. Grup proseslerden günümüzden aktif olarak bilinen proses HYGAS (Şekil 3.11, Şekil 3.12, Şekil 3.13 ve Şekil 3.14) prosesidir [49]. Bu proses 1940 lardan sonra Illinois Institute of Gas Technology (IGT) tarafından geliştirilmeye başlanmıştır. Günümüzde Chicago da günde 80 tonluk kapasitesi ile bir pilot tesis bulunmaktadır. 7,8-10,5 MPa basınç altında buhar ve hidrojenle birlikte direk olarak hidrojenleme yapılır. Bu proses sonucunda elde edilen sentetik gaz bileşimi yaklaşık olarak % 37,5 CH 4, % 45 H 2 ve % 13 CO dir. Sonuçta önceki değişimsiz arıtma ve son metanlaşmaya gönderilir [49].

84 64 Şekil HYGAS Prosesinin Akış Şeması (Proses H 2 nin elektroısıl üretimi) Şekil H 2 üretimi için HYGAS buhar-demir prosesinin akış şeması Şekil H 2 üretimi için HYGAS buhar-oksijen prosesinin akış şeması HYGAS gazlaştırma, topaklanma özelliğini yıkma adına 425 C deki havayla ön ısıtma gerektiren, ince ince kırılmış kuru kömürle başlar ve bundan sonra da yağla bulanır. Elde edilen bulamaç gazlaştırıcının kurutma bölümünde pompalanır. Bu işlem ürün gazıyla da uygulanarak yağ buharlaştırılır. Kömürse 650 C de 1. aşamada ve C de de 2. aşamada

85 65 reaksiyona girerek buhar ve hidrojenin artan akımı boyunca aşağı doğru hareket eder. Tüketilmemiş kömür artığı, orijinal yakıtın yaklaşık % 50 si, gazlaştırıcının altından geri alınır ve CO + H 2 üretme adına gazlaştırıcıya döndürülen ve buharla akışkanlaştırılmış olan hidrojen üreticiye geçer [49]. Şekil HYGAS Gazlaştırıcı İlk olarak düşünülmüş olan hidrojen üretici, akışkanlaşmış kömür boyunca elektrik akımı geçirilerek beslenen C + H 2 O CO + H 2 için ısıyla birlikte elektroısıl bir proses kullanmıştır. İleri düzey teknolojiye sahip buhar-demir prosesinde (Şekil 3.12), gazlaştırıcıdan gelen sıcak kömür artığı hava ve buharla akışkanlaşmış bir gaz üreticiye transfer edilir. Burada elde edilen gas bir redüktöre transfer edilir. Bu redüktörde Fe 3 O 4 elde edilir ve harcanan gaz dışarı atılır. İndirgenmiş FeO + Fe, buharla içi içe olan bir oksitleyiciye gönderilir. Buhar + hidrojen gazlaştırıcıya gönderildiği sırada yeniden üretim için Fe 3 O 4 redüktöre gönderilir [49].

86 66 Alternatif buhar-oksijen prosesinde, gazlaştırıcıdan tüketilmemiş kömür artığı, CO, H 2 ve CO 2 üretmek için ayırıcı bir reaktörde buhar ve oksijenle akışkanlaştırılır. Çiğ sentetik gaz hidrojence zenginleştirilmek ve CO 2 den arındırılmak için dönüşüm reaksiyonu geçirir ve sonra da temel gazlaştırıcının 2. aşamasına geri gelir [49].

87 67 4. YANMANIN MODELLENMESİ Çalışmanın bu bölümünde öncelikle yanma analizi için sayısal akışkanlar dinamiği modellemesinden bahsedilmiş, ardından referans alınan gaz türbini için model yanma odası geliştirilerek yanma analizi parametreleri (model yanma odası geometrisi ve CFD modellemesi, kullanılan kömür gazlarının temel özellikleri ve analizleri için belirlenen sınır şartları) belirlenmiştir. Ardından çalışması yapılan gaz türbini için enerji ve ekserji analizi hakkında bilgi verilmiştir Yanmanın Sayısal Akışkanlar Dinamiği (CFD) Modellemesi Sayısal akışkanlar dinamiği modellemesi, çalışılan kontrol hacimleri içerisindeki korunum denklemlerinin çözümlenmesi ve akış alanı simülasyonlarının yapılmasını kapsamaktadır. Bu alanın simülasyonunun yapılabilmesi için tüm gerekli faktörleri içeren bir SAD modeline ihtiyaç duyulmaktadır [30]. Gaz yakıtların SAD modellemesi, gerek yanmanın gerekse akış alanının karmaşıklığından dolayı araştırmacılar için önemli bir ilgi odağı olmuştur. Bu çalışmada kullanılan SAD paket programı Sheffield Üniversitesi nde geliştirilen ve NO X son işlemcisiyle bütünleştirilmiş FLUENT sayısal akışkanlar dinamiği programıdır [33]. Bu şekilde akışın özellikleri, yanma odasının yanma ve emisyon performansının tahmini gerçekleştirilmiştir Temel denklemler Simülasyonda kullanılan matematiksel model aslında, kütle, momentum, enerji ve skaler değişkenler için taşınım denklemlerinin sayısal çözümüne dayanmaktadır. Metan ve kömür gazı yanmasının gerçekleştiği model yanma odası içerisindeki reaksiyonun akış alanı, öncelikle 3-boyutlu olarak çözülmeye başlanmış fakat çalışmada birçok yakıt farklı sınır şartlarıyla

88 68 denendiği için çözümlere daha kısa sürede gidebilmek adına çözümler 2- boyutlu, eksenel simetrik olarak değerlendirilmiş ve temel denklemler de buna göre iki boyutlu, eksenel simetrik, sıkıştırılabilir denklemler çözülmüştür. Yanma odası içerisinde kömür gazlarının yanma olayını tanımlayan kısmi diferansiyel denklemler aşağıda sunulmuştur [30]. Korunum denklemleri Kütlenin Korunumu: (4.1) Z-Momentumun Korunumu: (4.2) R-Momentumun Korunumu: (4.3) Enerjinin Korunumu: (4.4)

89 69 Denklem 4.4. te h özgül entalpiyi, T alev sıcaklığını, k ısıl iletkenliği, q ise birim hacimde üretilen ısı oranını göstermektedir. Entalpi h=σ i m i h i olarak tanımlanmaktadır. Burada h i i türünün özgül entalpisini, m i i türünün kütle kesrini göstermektedir [30]. Kimyasal Türlerin Korunumu: (4.5) Denklem 4.5 te J i i türünün kütle difüzyonunu, R i ise kimyasal reaksiyon ile oluşan ya da bozulan kimyasal tür kütle kesrini göstermektedir. Kütle difüzyonu aşağıdaki gibi yazılabilir: (4.6) Denklem 4.6 da D i i özelliğinin difüzyon katsayısıdır. Sc t türbülanslı Schmidt sayısı 0,7 olarak alınmıştır. (4.7) Yukarıdaki denklemlerde t türbülans vizkozitesi D i,j j türü içerisinde i türü için ikili difüzyon katsayısıdır [30] Yanma odalarında türbülanslı akışın modellenmesi Türbülans tanım olarak oldukça karmaşık bir ifadedir. Türbülanslı akışta karmaşık olaylar arka arkaya meydana gelir. Akışın davranışı gelişigüzel ve karmaşıktır. Türbülanslı akış meydana geldiği zaman akışın özellikleri

90 70 (örneğin hız) sürekli değişmektedir. Bu yüzden türbülanslı akışta, bir noktadaki hız ortalama ve değişen bileşenin toplamı olarak dikkate alınmaktadır [30]. Bu çalışmanın sayısal yanma analizinde FLUENT programındaki türbülans modelleri arasından standart k-ε türbülans modeli kullanılmıştır. Bunun yanında başka türbülans modelleri de program içerisinde mevcuttur. Bunlar RNG k-ε ve RSM türbülans modelleridir. Standart k-ε türbülans modeli Standart k-ε türbülans modeli eddy-viskozite modeli olarak da bilinmektedir. Reynolds gerilmesinin, ana hız gradyanı ile orantılı olduğu varsayılır. Bu Boussinesq hipotezi olarak bilinir [50]. Gerilmeler; u u 2 ' ' i j uiu j t k ij (4.8) x j xi 3 Denklem 4.8 de t türbülans viskozitesini, ij kroneker delta tensörünü, u i ve u j ortalama hızları, u i ' ve u j ' 1 türbülanslı kinetik enerji ( 2 i u ' i değişen hızları ve denklemdeki k ifadesi de 2 ) yi temsil etmektedir [30]. Türbülans girdap vizkozitesi laminar akışta moleküler viskoziteden farklıdır. Fakat, moleküler viskozite ile aynı rolü oynar. Moleküler viskozite yerine efektif viskozite ( eff ) kullanılır. (4.9)

91 71 Türbülanslı viskozitesinin, türbülans hızı ve uzunluk skalası ile orantılı oldu varsayılır. Bu skalalar türbülans kinetik enerjisinden k ve yayılma oranı elde edilir. Türbülans vizkosite ifadesi aşağıdaki gibidir [30]. (4.10), deneysel bir sabittir. k-ε türbülans modelinde türbülans vizkozitesinin hesaplanması için k ve değerlerine ihtiyaç duyulmaktadır. Bu değerler ise aşağıda verilen denklemlerden elde edilmektedir [30]. Türbülans kinetik enerjisi k nın değeri; (4.11) Türbülans kinetik enerjisinin dağılım oranı nun değeri; (4.12) Burada ortalama hız gradyentinden dolayı türbülans kinetik enerjisi üretimi, ve deneysel sabitleri, ve Prandtl sayılarını göstermektedir. Türbülans kinetik enerjisi üretim oranı aşağıdaki ifade ile elde edilmektedir [30]. (4.13)

92 72 Çizelge 4.1. k-ε modelde kullanılan sabitler [33] Yanmanın modellenmesi Türbülanslı reaksiyon akışlarının modellemesi hem türbülans ve kimya arasındaki etkileşimlerin hem de bir çok reaksiyon ve kinetik modellerin tanımlanmasını gerektirmektedir. Akış denklemlerine ek olarak tüm kimyasal tür için kütle kesrinin taşınım denklemlerinin çözümlenmesi gerekmektedir. Tüm kimyasal türlerin taşınım denklemlerinde bir kimyasal türün üretimi veya bozunmasının hacimsel oranı kaynak terimi (S j ) olarak bulunmaktadır. Yakıt, oksitleyici ve inert türlerin hepsinin kütle ve hacim kesirlerinin toplamı 1 e eşittir. Yanma işlemi boyunca kimyasal enerji ısı olarak açığa çıkmaktadır. Bu işlemdeki entalpi, taşınım denkleminin çözümü sonucunda elde edilir [30]. Yanmanın gerçekleştiği akış hacmi sıcaklık ve yoğunluk değişimlerinden etkilenmektedir. Bundan dolayı kimyasal tür ve entalpi denklemleri çözülmelidir. Sonuçta oluşan denklemler çok büyüktür [30]. Bu çalışmada kullanılan kömür gazları genel olarak beş farklı gazı bünyelerinde bulundurmalarından dolayı yanma modeli Mixture Fraction/PDF yanma modeli seçilmiştir. Bu model özellikle karışım yakıtlar için daha iyi sonuçlar vermektedir. The Mixture Fraction/PDF yanma modeli Çalışmada kullanılan Mixture Fraction/PDF yanma modeli skaler korunumlu tek bir karışım için taşıyıcı eşitliklerin çözümünden meydana gelir [31]. Bu yanma modelinde ayrı ayrı türler için taşıyıcı eşitlikler çözülmez. Onun yerine, ilgili tür için tek tek bileşim konsantrasyonu, karışım oran dağılımı tahmin

93 73 edilen formda türetilmiştir. Kimya ve türbülansın etkileşimi, imkan dahilindeki yoğunluk fonksiyonunun yardımı ile açıklanabilir [31]. PDF model yaklaşımı türbülanslı difüzyon alevlerinin simülasyonu için özel olarak geliştirilmiştir. Yakıt/Oksitleyici bir sistem için, karışım oranı, yerel yakıt kütlesel oranı bakımından şöyle yazılabilir [31]: (4.14) Burada ve yakıt ve havanın kütle oranlarını göstermektedir. Karışım oranı, türbülanslı akış alanının zaman ortalamalı değeri için korunum denklemlerinin çözüldüğü akış alanındaki her noktada korunan bir nicelik değeridir [31]. (4.15), sıvı yakıt damlacığından gaz fazına, yalnızca zamanı gelmiş kütlenin transferinin kaynak terimidir. Anlamlı karışım oranı için çözüme ek olarak, bir korunum denklemi karışım oranı değişimi için çözülür. kapama modelinde kullanılır [31]. türbülans-kimya etkileşimini tanımlayan (4.16)

94 74 Çizelge 4.2. Mixture fraction/pdf modelinde kullanılan sabitler [31] Sistem kimyasını tanımlamak için, modelde iki seçenekli varsayım yapılır; alev tabakası (karışım yakılır (mixed is burned)) yaklaşımı ve denge varsayımı. Alev tabakası ya da karışım yakılır benzerliği, kimyanın sonsuz hızda ve tersinmez olduğu varsayar. Bununla beraber yakıt ve oksitleyici türleri boşlukta asla birlikte görünmezler ve tek aşamada yanma sonu ürünlerine dönüşürler. Bu basit sistem türlerin kütle ve karışım oranları arasında düz çizgi ilişkisi sağlar. Bu benzerliğin hesaplanması kolaydır ve reaksiyon ve reaksiyon oranına ihtiyaç duyulmadan nispeten hızlıdır. Fakat karışım yakılır modeli, tek aşama reaksiyonlarının tahmininde yetersiz olup orta türlerin tahminini gerçekleştirememektedir. Sonuç olarak, denge varsayımı, sistemdeki orta türlerin hesaplamasını yapmaktadır. Bu varsayım, moleküler seviyede her zaman var olan kimyasal denge için yeterli kimyasal hızı işaret etmektedir [31]. Karışım oranındaki (f) türlerin mol oranları, Gibbs free enerji [51] nin azaltılması temelli bir algoritma ile hesaplanır. Bu model detaylı bir kimyasal kinetik oran verisini gerektirmez. Kimyasal türler için özellik verisi, kodlarla belirlenmiş kimyasal bir veritabanından tanımlanır [31]. Türbülans-Kimyasal etkileşimi Türbülans ve kimyasalın etkileşimi, olasılık yoğunluk fonksiyonu (PDF) nun uygulaması ile modellenir. PDF, p(f), dalgalı değişken f değerinin f + Δf arasında bir değer almasının zaman oranını tanımlar [31]. burada nin aralığında harcadığı zamanın oranıdır [31]. (4.17)

95 75 Radyasyon modeli Radyasyonla gerçekleşen ısı transferi yüksek sıcaklıklarda olmaktadır. Yanma odalarının gaz alev sıcaklıkları, stokiyometrik yanma koşullarında genellikle C den yüksektir. Bundan dolayı yanma odalarında ısı transferi önemlidir ve yanma odalarındaki sıcaklık dağılımlarının daha iyi tahmin edilebilmesi adına, çözümlemelerde radyasyon modeli kullanılmalıdır [31]. Işınımla ısı transferi aşağıdaki eşitlikle ifade edilmektedir. (4.18) Burada taşınım ya da iletim ısı transfer miktarları, radyasyonla ısı transfer modeli simülasyonu içinde yer almalıdır. Bir d x yolu süresince radyant yoğunluğu da aşağıdaki eşitlikle ifade edilebilir. (4.19) ve sırasıyla emme ve saçılma katsayıları, I, toplam yarı küresel şiddet, T yerel sıcaklık (K), ve Stefan-Boltzman sabitidir (5,672x10-8 W/m 2 K 4 ). Bu modelde, eşitlik 4.19, bir yüzeyde her ayrık kontrol hacminde tek bir noktadan çıkan ışınların serileri boyunca entegre edilir. Bu ışınlar, bu nokta civarında yarı küresel katı açı kaplarlar [51]. Entegre edilmiş ışıma yoğunluğu aşağıdaki eşitlikle verilir.

96 76 (4.20) devam eden d x mesafesinin başındaki ışıma yoğunluğudur. Bu yeni durumda entalpi kaynağı, ışıma izleme tekniğinin kullanıldığı akışkan kontrol hacmi boyunca takip edilen her ışıma mesafesi yolu boyunca, yoğunluktaki değişimin toplamı olarak hesaplanır [52]. Fluent radyasyon modelinde radyasyon, modeldeki tüm yüzeylerin radyasyonda dalga boyuna bağlı olmadığı anlamına gelen gri radyasyon olarak kabul edilir. Yani, yukarıdaki eşitlikten tahmin edilen radyasyon yoğunluğu, tüm dalga boylarında entegre edilmiş bir yoğunluğa eşittir. Sonuç olarak, Fluent radyasyon modeli gri-yayılmalı bir radyasyon modelidir [52]. Karbondioksit ve su buharı gibi, yanma sistemlerindeki gazların çoğu ağır emici ve yayıcı olmalarına rağmen, radyasyonu belirgin bir şekilde saçamazlar [53]. Dağıtma katsayısı bir ihmal etkisine sahip olmak için bulunur. Değişken bir emme katsayısı, alevdeki emisyona ve emmeye katkı sağlayan karbondioksit ve su buharıyla beraber yanma sisteminde radyasyon emişinin bileşim bağımlığının öneminden dolayı olanak sağlar. Radyasyon özellikleri bir program vasıtasıyla hesaplanabilme imkanı sağlar. Duvar yayıcılığı 0,6 ya ayarlanır (gaz yakıt yanması için bilinen değer). Akış giriş ve çıkışındaki yayıcılık katsayısı 1,0 olarak alınır (siyah cisim emmesi) [31] Geliştirilen Model Gaz Türbini Yanma Odası Çalışmanın bu bölümünde referans alınan gaz türbini için geliştirilen yanma odası modelinden bahsedilmiştir. Referans alınan gaz türbini yanma odası boyutlarına ve geometrisine uygun olarak ve literatürden [19] faydalanılarak

97 77 3-boyutlu bir gaz türbini yanma odası tasarlanmıştır. Bu yanma odası için iki farklı geometri geliştirilmiştir. Bunlardan ilki birincil ve ikincil havanın olduğu yanma odası olup, bu çalışmada bu yanma odası için hava fazlalığı λ=1,1 olan yanma şartları çalışılmıştır. Geliştirilen diğer yanma odasında ise birincil ve de ikincil havaya ilaveten yanma odasına seyreltme havası da gönderilmiştir. Bu şekilde seyreltme havasının sıcaklık ve emisyonlara olan etkisi incelenmiştir. Modellenen iki yanma odası Şekil 4.1 ve Şekil 4.2 de gösterilmiştir. Resim Model gaz türbini yanma odası (3-boyutlu) [19]

98 78 Resim Model gaz türbini yanma odası (3-boyutlu) [19] Yukarıdaki yanma odası geometrilerinde metan ve kok fırını gazı, 60 kw ve λ=1,1, λ=1,3 ve λ=1,5 hava fazlalığı yanma şartlarında sayısal olarak incelenmiş ve sonuçlar 5. bölümde verilmiştir. Çalışmanın 40 kw ve 60 kw ve λ=1,1, λ=1,3 ve λ=1,5 hava fazlalığı yanma şartlarında metan ve 5 farklı kömür gazı için gerçekleştirildiği düşünüldüğünde çalışma süresinin çok uzamasından dolayı çalışmanın daha hızlı ve daha net sonuçlarla tamamlanabilmesi için çalışma 2-boyutlu ve eksenel simetrik olarak gerçekleştirilmiştir. Bununla birlikte çalışmada referans alınan gaz türbini yanma odası Taurus 60 model gaz türbini yanma odasıdır. Bu yanma odasına ait geometriler de çalışmanın 2-boyutlu olarak devam edilmesinde önemli rol oynamıştır. Taurus 60 model gaz türbinine ait yanma odası Şekil 4.1 de gösterilmiştir.

99 79 Şekil 4.1. Taurus 60 model gaz türbini halkalı yanma odası Çalışmaya 2-boyutlu ve eksenel simetrik devam edebilmek için 3-boyutlu yapılan modelleme sonucunda elde edilen eksenel sıcaklık dağılımları ile 2- boyutlu yapılan modellemeyle ortaya konulan eksenel sıcaklık dağılımları karşılaştırılmış ve sonuçların genel olarak tutarlı olduğu görülerek çalışmaya 2-boyutlu olarak devam edilmiştir. Bu karşılaştırmaya ait grafik Şekil 4.2. de gösterilmiştir. Şekil 4.2. Üç-boyutlu ve iki-boyutlu geometrilerin karşılaştırılması

100 Çalışmada kullanılan 2-D model yanma odaları ve boyutları Metan ve 5 farklı kömür gazı için geliştirilmiş olan 2-boyutlu model yanma odaları gerek literatür gerekse referans alınan gaz türbininin yanma odasına göre tasarlanmıştır. Çalışmada kullanılan model gaz türbini yanma odaları Şekil 4.3 ve Şekil 4.4 te gösterilmiştir. Şekil 4.3. Seyreltmesiz model gaz türbini yanma odası Şekil 4.4. Seyreltmeli model gaz türbini yanma odası Referans olarak seçilen Taurus 60 model gaz türbini yanma odasının boyutlarına ulaşılamadığı için yanma odası boyutları belirlenirken genel olarak literatürden faydalanılmıştır. Literatürde yapılan birçok çalışma göz önünde bulundurularak geliştirilen model gaz türbini yanma odası boyutları Çizelge 4.3 te gösterilmiştir.

101 81 Çizelge 4.3. Yanma odası boyutları Uzunluk Yanma Odası Yarıçapı Yakıt Giriş Yarıçapı Birincil Hava Giriş Yarıçapı İkincil Hava Giriş Genişliği Seyreltme Havası Giriş Genişliği Çıkış Yarıçapı 600 mm 150 mm 2 mm 50 mm 10 mm 10 mm 100 mm Şekil 4.3 ve Şekil 4.4 te gösterilen yanma odaları için ikincil hava girişinin konumu, genişliğinin merkezinden itibaren z yönünde 100 mm, seyreltme havası girişinin konumu ise genişliğinin merkezinden itibaren z yönünde 300 mm dir Sayısal Akışkanlar Dinamiği Modelinin Oluşturulması Akışkanlar için akış problemlerinin sayısal akışkan dinamiği (SAD) modellemesinin yapılabilmesi için analize dair bazı parametrelerin belirlenmesi gerekir. Çünkü her parametre modelleme sonucunu doğrudan etkilemektedir. Bu nedenle, yanma simülasyonuna başlamadan önce sınır şartları, çözüm hacmi için sayısal ağ yapısının belirlenmesi, fiziksel modelin tanımlanması (laminar ya da türbülanslı), türbülans modelinin seçimi ve yanma modelinin seçimi gibi parametrelerin doğru belirlenmesi gerekmektedir [30]. Türbülans modelinin ve yanma modelinin seçimleri daha önceki bölümlerde gerçekleştirilmişti. Bu çalışmadaki diğer parametreler aşağıda verilmiştir Sayısal ağ (grid) yapısının belirlenmesi Çözümlemeye başlamadan önce geliştirilen model yanma odası için sayısal ağ (grid yapısı) oluşturulması gerekmektedir. Oluşturulacak hesaplama ağ yapısının çözüm sonuçlarında etkisi olduğu gibi fazla mesh sayısı kullanılarak yapılabilecek çözümlemelerle zaman kaybetmenin de bir anlamı yoktur. Ağ yapısını seçebilmek için 40 kw ve λ=1,3 yanma şartlarındaki kok

102 82 fırını gazı farklı sayılardaki ağ yapısı ile yakılmıştır. Ağ yapısı seçimine ait grafik Şekil 4.5 te gösterilmiştir. Şekil 4.5. Farklı grid sayıları ile yanma odası eksenel sıcaklık dağılımları Modelleme sonuçları değerlendirildiğinde mesh sayısından sonraki mesh sayılarında eksenel sıcaklık dağılımında ciddi değişimler görülmemiştir ve civarındaki mesh sayılarında bile elde edilen eksenel sıcaklık dağılımları mesh sayısında elde edilen eksenel sıcaklık dağılımı ile uyumludur. Bundan dolayı hesaplama grid yapısı olarak mesh sayılı ağ yapısı seçilmiştir. Seçilen bu ağ yapısı literatürdeki bir çalışma ile karşılaştırılmıştır [30]. Bu çalışmada Yılmaz, 40 kw ve λ=1,2 yanma şartlarında M30H70 (%30 CH 4 -%70 H 2 ) kompozit yakıtının yanma performansını deneysel olarak araştırmıştır. Yakıt kompozisyonları olarak kok fırını gazı ile bu karışım yakıtı benzerlik gösterdiği için bu seçim yapılmıştır. Şekli 4.5 te de görüldüğü gibi deneysel çalışma ile sayısal çalışma arasında trend olarak bir uyum olsa da bazı farklılıklar göze çarpmaktadır. Bunun

103 83 temel nedeni yanma şartlarındaki farklılık (özellikle yanma odası geometrileri) ve kullanılan yakıtların kompozisyon farklılıklarıdır Sınır şartları Modelleme sonucunda kömür gazlarına ait sıcaklık, NO X ve diğer önemli parametrelerin belirlenmesi için modellemeye başlamadan önce sınır şartları belirlenmelidir. Yanma odasına giren kömür gazlarının ve havanın sıcaklıkları 293 K olarak belirlenmiştir. Yanma odası simetri ekseninde eksen sınır şartı eksenel simetrik olarak tanımlanmıştır. Yanma şartları ise her bir kömür gazı için 40 kw ve 60 kw lık ısıl güçlerde λ=1,1 (seyreltmesiz yanma odasında birincil havanın % 10 u ), λ=1,3 (seyreltmeli yanma odasında ikincil hava birincil havanın % 10 u ve seyreltme havası birincil havanın % 20 si [27]) ve λ=1,5 (seyreltmeli yanma odasında ikincil hava birincil havanın % 20 si ve seyreltme havası birincil havanın % 30 u [27]) olarak belirlenmiştir Kömür Gazları ve Özellikleri Bu çalışma kapsamında metan yanmasının yanı sıra geliştirilen model gaz türbini yanma odasında 5 farklı kömür gazı kullanılmıştır. Bunlar; kok fırını gazı, su gazı, jeneratör gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II dir. Kok fırını gazının koklaştırma sonu ürünü, su gazı ve jeneratör gazlarının da farklı yöntemlerle yapılan gazlaştırma ürünleri olduklarından ve şehir gazı üretiminde ise alev kömürü ve gaz kömürünün kullanıldığından daha önceki bölümlerde bahsedilmişti. Bu çalışmada modellemesi yapılan şehir gazı I, kok fırını gazı ve su gazı karışımı, şehir gazı II ise kok fırını gazı ve jeneratör gazı karışımıdır [54]. Modellemesi gerçekleştirilen kömür gazlarına ait temel özellikler Çizelge 4.4 te gösterilmiştir.

104 84 Çizelge 4.4. Kullanılan kömür gazlarının temel özellikleri [54] 4.5. Enerji ve Ekserji Analizi Gaz türbinleri, diğer enerji dönüşüm sistemleriyle karşılaştırıldığı zaman kuruluş süreleri daha kısa ve yatırım maliyetleri daha düşüktür. Bununla beraber, çok kısa sürede devreye alınıp istenildiği zaman da devreden çıkabilmektedirler. Bahsi geçen nedenlerden dolayı son yıllarda elektrik enerjisi üretiminde ve kojenerasyon tesislerinde yaygın olarak kullanılmaktadırlar [55]. Gaz türbinleri işletmedeyken bu sistemlere yapılabilecek bazı analizler sayesinde sistemin verimliliği tespit edilebilmektedir. Bu nedenle enerji ve ekserji analizi oldukça önemlidir. Enerji ve ekserji analizi ile birlikte sistemde hangi sistemin daha iyi çalıştığı ve hangi sistemin daha verimsiz çalıştığı tespit edilebilmekte, bu şekilde sisteme katkı sağlayacak iyileştirmeler doğru olarak belirlenebilmektedir. Çalışmanın bu bölümünde Kombassan Kağıt fabrikasında işletmede olan kojenerasyon sisteminde çalıştırılan Taurus 60 model gaz türbini için enerji ve ekserji analizi yapılmış ve sistemin çalışma performansı incelenmiştir.

105 Sistemin tanıtılması ve termodinamik metodolojisi Gaz türbinlerinin Brayton çevrimine göre çalıştıklarından daha önceki bölümlerde bahsedilmişti. Bu çevrim ışığında fabrikadaki sistem Şekil 4.6 da gösterilmiştir. Şekil 4.6. Gaz türbinleri için Brayton çevrimi Gaz türbinlerinde taze hava kompresör tarafından sıkıştırılarak basıncı ve sıcaklığı artırılır. Daha sonra yanma odasında yakıtla bir araya gelerek yanmayı sağlar. Yanma sonu ürünleri türbine gönderilerek iş üretilir ve son olarak yanma sonu ürünleri türbin çıkışından dışarıya bırakılır. Enerji ve ekserji analizi yapabilmek için bazı termodinamik eşitliklere ihtiyaç duyulmaktadır. Sistemin enerji ve ekserji analizinde kullanılan bu eşitlikler aşağıda verilmiştir.

106 86 Sistemin enerji analizi değerlendirildiğinde sistemde kompresör tarafından tüketilen ve türbin tarafından üretilen güç ve yanma sırasında verilen ısıl güç şöyledir [55]; (4.21) (4.22) (4.23) Sistemde kullanılan doğalgazın alt ısıl değeri 8250 kcal dir. Yukarıdaki eşitliklerde gösterilen ve değerlerinin her nokta için ayrı ayrı hesaplanabilmesi için literatürde bulunan eşitliklerden yararlanılmıştır. Bahsi geçen eşitlikler şu şekildedir [56]: (4.24) (4.25) Sistemin I. yasa ya da termik verimi şu şekilde ifade edilebilir. Buradaki ifadesi türbin tarafından üretilen güç ile kompresör tarafından tüketilen gücün farkına eşittir [55]:

107 87 (4.26) Kompresörden geçen hava debisi aşağıdaki eşitlikle bulunabilir [55]: (4.27) Sistemin ekserji analizine geçildiğinde öncelikle ölü halin belirlenmesi gerekmektedir. Bu sistem için ölü halde P 0 =100 kpa ve T 0 =300 K olarak alınmıştır. Daha sonra her noktanın ayrı ayrı ekserjisinin hesaplanması gerekmektedir. Çevrimde gösterilen 1 ve 2 noktaları için ekserji eşitliği şu şekildedir [25]: (4.28) 3 ve 4 nolu durumlarda sistemin yanma sonu ürünleri ile ilgili bir durum söz konusu olduğundan buradaki ekserjileri bulmak için eşitlik 4.28 den yararlanmak ciddi problem teşkil etmektedir. Bundan dolayı yapılan araştırmalar sonucunda literatürde önerilmiş yeni bir yaklaşım kullanılmıştır. Bu yaklaşım 3 ve 4 durumlarının ekserjilerini tespit etmeye yöneliktir ve yapılan bu çalışmada bulunan eşitlik şu şekildedir [57]: (4.29) R ort, doğalgaz için yüksek hava fazlalık katsayılarında hava ile neredeyse aynıdır (R ort =0,287 kj/kgk) [57]. 5 durumundaki yakıtın giriş ekserjisi de eşitlik 4.30 la hesaplanabilir [58]:

108 88 (4.30) Buradaki değeri kullanılan yakıta göre değişkenlik göstermekte olup doğalgaz için 1.06 alınmaktadır [56]. Tüm noktaların ekserjileri tespit edildikten sonra kompresör, yanma odası ve türbinin tersinmezlikleri ve ekserji verimlilikleri hesaplanarak sistemin ekserji analizi gerçekleştirilmiştir. Kompresör, yanma odası ve türbin için tersinmezlik ve ekserji verimliliği eşitlikleri Çizelge 4.5 te gösterilmiştir [56, 58]. Çizelge 4.5. Sistem bileşenlerinin tersinmezlik ve ekserji verimlilik ifadeleri Enerji ve ekserji analizi yapılan gaz türbinine ait termodinamik veriler çizelge 4.6 da gösterilmiştir. Bunun yanında kompresörün izantropik verimi ve türbinin izantropik verimi dir. Ayrıca sistemin basınç oranı da r=10,726 olarak hesaplanmıştır. Sistemde kullanılan doğalgazın ise alt ısıl değeri LHV= 8250 kcal dir.

109 Çizelge 4.6. Taurus 60 gaz türbini için termodinamik veriler 89

110 90 5. SONUÇLAR VE İRDELEME Bu çalışma kapsamında model bir yanma odasında metanla birlikte 5 farklı kömür gazı farklı yanma koşullarında ve farklı tip yanma odalarında yakıt olarak kullanılmış ve bu yakıtların yanma performansları ve emisyon davranışları sayısal olarak incelenmiştir. Çalışmanın diğer bölümünde ise, yanma odası için referans alınan ve işletmede olan Taurus 60 model gaz türbininin enerji ve ekserji analizi yapılmıştır. Bu bölümde öncelikle yanma analizi sonuçları değerlendirilecek, ilave olarak enerji ve ekserji analizi sonuçları da verilecektir CFD Modelleme Sonuçları boyutlu modelleme sonuçları Çalışmaya 3-boyutlu bir yanma odasında başlanıp daha sonra 2-boyutlu ve eksenel simetrik olarak devam edildiğinden bir önceki bölümde bahsedilmişti. 3-boyutlu modelleme yapılan metan ve kok fırını gazı için 60 kw ısıl güçte hava fazlalığı λ=1,1, λ=1,3 ve λ=1,5 olan yanma şartlarında elde edilen sıcaklık dağılımları bu bölümde verilmiştir. İlk modelleme işlemi metan gazı için gerçekleştirilmiş olup 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarındaki metanın sıcaklık dağılımı Resim 5.1 de gösterilmiştir. Resim 5.1 te görüldüğü gibi metanın bu yanma şartlarındaki adyabatik alev sıcaklığı 2232 K olarak belirlenmiştir. Bu sonuç, metan yanması için teorik adyabatik alev sıcaklığı değeri ile karşılaştırılmış (2233 K) ve sonucun son derece uyumlu olduğu görülmüştür [19]. Resim 5.1 değerlendirildiğinde maksimum sıcaklık seviyelerinin yanma odasının ortalarından itibaren başlayıp çıkış bölgesine kadar yüksek sıcaklıklarda bu şekilde devam ettiği görülmektedir.

111 91 Resim 5.1. Metanın 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) (x=0) Hava fazlalığı birincil ve ikincil hava için değiştirilmeden, birincil havanın %20 si oranında seyreltme havası ile 60 kw ve λ=1,3 yanma şartları için metan yanması Resim 5.2 de gösterilmiştir. Resim 5.2 de de görüldüğü gibi seyreltme havası ile yanma odası sıcaklığı bir miktar düşmektedir. Bu duruma neden olan temel etken hava fazlalığın artırılmasıdır. Seyreltme havasının gaz türbinlerinin yanma odalarında kullanılmasındaki ana neden, yanma odası yüzeylerindeki yüksek sıcaklık değerlerine azaltmak ve ısı artışının yanma odası gövdesine vereceği zararı en aza indirgemektir [27]. Resim 5.2 den de anlaşılacağı gibi 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında yanma odasının maksimum sıcaklığı 2220 K dolaylarında seyretmektedir.

112 92 Resim 5.2. Metanın 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) (x=0) Benzer şekilde hava fazlalığı birincil hava için değiştirilmeden, ikincil hava için birincil havanın %20 si oranında ve seyreltme havası için de %30 u oranında hava fazlalığı artırılarak 60 kw ve λ=1,5 yanma şartlarındaki metan yanması Resim 5.3 te gösterilmiştir. Bu yanma şartlarındaki maksimum sıcaklık 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarındaki yanma odası maksimum sıcaklığı ile kıyaslandığında 60 kw ve λ=1,5 yanma şartlarındaki maksimum sıcaklık bir miktar daha düşmüş ve yaklaşık olarak 2200 K olarak belirlenmiştir. Ayrıca yanma odası çıkışına doğru maksimum sıcaklık seviyelerinde de azalmalar olduğu gözlemlenmiştir.

113 93 Resim 5.3. Metanın 60 kw ve λ=1,5 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) (x=0) Kok fırını gazının yanma performansı, geliştirilmiş iki tip gaz türbini yanma odası için incelendiğinde 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarındaki kok fırını gaz yanmasının sıcaklık dağılımı Resim 5.4 te gösterilmiştir. Resim 5.4 değerlendirildiğinde kok fırını gazının yanma odasındaki maksimum sıcaklığı yaklaşık olarak 2150 K seviyelerindedir. Ayrıca çıkış bölgesindeki sıcaklık dağılımı radyal olarak homojenlik göstermemektedir. Yanma odasının çıkışında, yanma odası merkezinden gövdesine doğru gidildikçe sıcaklık değerleri azalmakta ve yanma odası yüzeyinde minimum seviyeye gelmektedir. Bu sonuç aynı yanma şartları için metan yanması ile karşılaştırıldığında, sıcaklık seviyesinin ve alev boyunun bir miktar düşük olduğu anlaşılmaktadır. Bunun en temel nedeni kok fırını gazının ısıl değer olarak metandan düşük olmasıdır.

114 94 Resim 5.4. Kok fırını gazının 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) (x=0) 60 kw ve λ=1,3 yanma şartları için kok fırını gazı yanması sonucu yanma odasının sıcaklık dağılımı Resim 5.5 te gösterilmiştir. Bu yanma şartları metan yanmasında olduğu gibi %20 lik bir seyreltme havası ile gerçekleştirilmiştir. Resim 5.5 e göre yanma odasındaki maksimum sıcaklık, 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarındaki kok fırını gazı yanmasına göre ciddi bir değişim göstermezken sıcaklık dağılımı, yanma odasının merkezinde daha fazla iken, yüzeylere gidildikçe daha da azalmaktadır. Ayrıca yanma odası çıkış bölgesinde sıcaklık dağılımı, 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarındaki kok fırını gazı yanmasına kıyasla daha düşük bir dağılım göstermektedir. Benzer yanma şartlarında kok fırını gazı yanması metan yanması ile karşılaştırıldığında çok büyük farklılıklar olmamakla beraber beklendiği gibi daha düşük sıcaklık dağılımı görülmektedir.

115 95 Resim 5.5. Kok fırını gazının 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) (x=0) Resim 5.6 da ise 60 kw ve λ=1,5 lik yanma şartları için kok fırını gazı yanması sonucu meydana gelen sıcaklık dağılımı verilmiştir. Sonuçlar irdelendiğinde, maksimum sıcaklığın diğer yanma şartlarına göre bir miktar yükseldiği sonucuna varılmakla birlikte alev boyunun kısaldığı ve yanma odasının çıkış bölgesindeki sıcaklık dağılımının giderek azaldığı belirlenmiştir. Benzer yanma şartları için bu sıcaklık dağılımı metan yanması ile karşılaştırıldığında ise, sıcaklık seviyesinin biraz daha az olduğu tespit edilmiştir.

116 96 Resim 5.6. Kok fırını gazının 60 kw ve λ=1,5 yanma şartlarında y-z düzlemindeki sıcaklık dağılımı (3-D) (x=0) boyutlu modelleme sonuçları 3-boyutlu ve 2-boyutlu geometrilerde yapılan modellemelerin uyumu (Şekil 4.2) sonucunda 2-boyutlu eksenel simetrik olarak yapılan modelleme tüm yakıtlar için 40 kw ve 60 kw ısıl güç ve λ=1,1, λ=1,3 ve λ=1,5 hava fazlalığı yanma şartları için gerçekleştirilmiştir. Yapılan modelleme sonucunda elde edilen sıcaklık ve emisyon dağılımları aşağıda gösterilmiştir. Sıcaklık dağılımları 40 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında tüm yakıtlar için ortaya konulan sıcaklık profili Şekil 5.1 de gösterilmiştir. Şekil 5.1 değerlendirildiğinde yanma odası ekseni boyunca sıcaklık seviyesi artan tek yakıt metan olmuştur. Bu durum yanma odası çıkışında da kendini göstermektedir. Ancak, özellikle kok fırını gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II kömür gazlarının yanma performansları metana oldukça yakın seyretmiştir. Şekil 5.1 den de anlaşılacağı gibi eksenel mesafede 0,4 m ye kadar bu kömür gazlarının sıcaklık seviyeleri metandan iyi iken yanma odasının çıkışına doğru metanın sıcaklık seviyesi bahsi geçen

117 97 kömür gazlarının sıcaklık seviyelerini geçerek yanma odasını terk etmiştir. Şekil 5.1 de gösterilen diğer iki kömür gazından jeneratör gazının sıcaklık seviyesi metanın çok uzağında kalmıştır. Su gazının yanmasında ise yanma odası giriş bölgesinde sıcaklık seviyesi çok yüksek iken yanma odası çıkışına doğru sıcaklık seviyelerinde bir düşme meydana gelmiş ve yanma odasını, jeneratör gazı yanmasına kıyasla iyi iken diğer kömür gazlarının yanmasına göre daha kötü bir sıcaklık seviyesinde terk etmiştir. Su gazı ve jeneratör gazı yanmasında yanma odası girişinde sıcaklık seviyesinin aniden yükselmesinin temel nedeni su gazı ve jeneratör gazının bünyesinde fazlaca bulundurduğu ağır gazlardır (CO ve N 2 gibi). Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili 40 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında ortaya çıkan maksimum sıcaklık değerlerinden bahsedilecek olursa, yanma odası en yüksek sıcaklık değeri metan yanmasında yaklaşık 2200 K dolaylarında meydana gelmiştir. Bu değer metan için belirtilen adyabatik alev sıcaklığı değerine oldukça yakın çıkmıştır [19]. Diğer yüksek sıcaklık seviyesi de su gazı yanmasında

118 98 meydana gelmiş olup bu değer 2195 K dolaylarındadır. Fakat bu değer yanma odası çıkışına doğru çok hızlı bir şekilde düşmüştür. Metan yanmasına göre iyi sonuç veren kok fırını gazı yanması sonucunda oluşan maksimum sıcaklık seviyesi de 2140 K dolaylarında meydana gelmiş ve yanma odası çıkışına doğru bir miktar düşüş gözlemlenmiştir. Kok fırını gazının içeriği Yılmaz [30] tarafından yapılan hidrojen-metan kompozit yakıt karışım içeriğine yakın olmasından dolayı bu çalışmayla karşılaştırma yapılmış sonuçlarda çok az bir farklılık olduğu saptanmıştır. Kok fırını gazına benzer bir eğilim gösteren şehir gazı I ve şehir gazı II kömür gazlarının yanması ile meydana gelen maksimum sıcaklık seviyeleri de sırasıyla 2120 K ve 2100 K civarındadır. Diğer kömür gazlarında olduğu gibi bu değerler yanma odası çıkışına doğru azalmıştır. Jeneratör gazı yanmasında ise sıcaklık seviyesi beklenen düzeylerin çok altında kalmıştır. Burada da maksimum sıcaklık değeri 1600 K dolaylarında çıkmıştır. Bu değer, literatürde yapılan diğer çalışmalarla karşılaştırılmış ve sonuçların son derece uyumlu olduğu görülmüştür. Lewis ve ark. yaptıkları çalışmada, bu çalışmada kullanılan jeneratör gazı ile içerik olarak benzer gaz karışımı bulunduran gazlaştırılmış biyokütle yakmışlar ve maksimum sıcaklık değerini 1500 K civarında tespit etmişlerdir [59]. Buldukları bu değeri λ=2,0 hava fazlalığı civarında tespit etmişlerdir. Bir diğer çalışmada ise Bhoi ve Channiwala, yaptıkları bir çalışmada tıpkı Lewis ve ark. gibi biokütleden elde edilmiş bir gaz karışımını yakmışlar ve kullandıkları karışım yakıt için teorik maksimum sıcaklık seviyesini 1650 K olarak belirlemişlerdir [60]. 40 kw ısıl güç ve λ=1,3 hava fazlalığındaki yanma şartlarına ait eksenel sıcaklık profili Şekil 5.2 de gösterilmiştir. Burada göze çarpan ilk durum metan ve tüm kömür gazları sıcaklık seviyelerinin yanma odası boyunca 40 kw ve λ=1,1 yanma şartındaki sıcaklık seviyelerinden çok da farklı olmadığıdır.

119 99 Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili Şekil 5.2 ye göre bu yanma şartlarında metan yanması sonucunda ortaya çıkan maksimum sıcaklık değeri 2150 K dolaylarında olmuştur. Bu yanma şartında seyreltme havası da kullanılmıştır. Böylelikle maksimum sıcaklık seviyelerinde az olmakla beraber bir miktar düşüş gözlemlenmiştir. Tıpkı metan yanmasında olduğu gibi kömür gazlarının yanması sonucunda da maksimum sıcaklık değerlerinde az miktarda düşüşler meydana gelmiştir. Şekil 5.3 de de 40 kw ısıl güç ve λ=1,5 hava fazlalığı yanma şartları için sıcaklık profili gösterilmiştir. Şekil 5.3 den de anlaşılacağı gibi seyreltme havasının sıcaklığa olan etkisi çok fazla olmamaktadır. Ancak maksimum sıcaklık seviyelerinden az miktarda düşüşlere sebebiyet vermektedir. Burada da kok fırını gazının maksimum sıcaklığı 2125 K değerine ve metanın da maksimum sıcaklık değeri 2120 K dolaylarına gerilemiştir. Bu durum diğer kömür gazları içinde geçerli olmaktadır.

120 100 Şekil kw ve λ=1,5 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili Benzer şekilde modelleme 60 kw ısıl güçte aynı hava fazlalıklarında yapılarak çalışmaya devam edilmiştir 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında metan ve tüm kömür gazları için sıcaklık profili Şekil 5.4 te gösterilmiştir. Şekil 5.4 e bakıldığında tüm yakıtlar için yanma odası boyunca sıcaklık seviyelerinin 40 kw ısıl güçte yapılan modelleme sonuçlarından çok da farklı olmadığı görülmektedir. Isıl gücün artmasıyla beklendiği gibi sıcaklıklarda bir miktar da artış gerçekleşmiştir. Örneğin kok fırını gazı için bu yanma şartlarında maksimum sıcaklık değeri 2145 K dolaylarına kadar yükselmektedir. Bu gazın yanında şehir gazı I ve şehir gazı II kömür gazları için de maksimum sıcaklık değerleri az da olsa yükselmiş ve bu değerler sırasıyla 2155 K ve 2105 K olarak belirtilmiştir.

121 101 Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili 60 kw ve λ=1,3 ve 60 kw ve λ=1,5 yanma şartlarında da modelleme yapılmış ve bu modelleme sonucunda yanma odası boyunca ortaya çıkan sıcaklık profilleri de Şekil 5.5 ve Şekil 5.6 da gösterilmiştir. Burada da beklendiği gibi sıcaklık seviyelerinde düşüşler meydana gelmiş fakat bu değerler, özellikle de yanma odası boyunca çok az değişmiştir. Hava miktarının artırılmasına ait grafik de Şekil 5.7 de gösterilmiştir. Şekil 5.7 de görüldüğü gibi hava fazlalığının artırılmasının sıcaklık seviyesine etkisi oldukça az olmuştur.

122 102 Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili Şekil kw ve λ=1,5 yanma şartlarında eksenel sıcaklık profili

123 103 Şekil 5.7. Hava fazlalığının metan yanmasındaki sıcaklık seviyelerine etkisi Yanma odasındaki sıcaklık seviyelerinin daha iyi anlaşılabilmesi ve eksenden yanma odası duvarına doğru kömür gazlarının yanma davranışlarının belirlenebilmesi için bu sıcaklık dağılımlarını radyal olarak da ortaya koymak gerekmektedir. Şekil 5.8 ve Şekil 5.9 de 60 kw ve λ=1,1, λ=1,3 yanma şartlarındaki sıcaklık profilleri gösterilmiştir.

124 104 z=0.5 m z=0.35 m z=0.2 m İkincil Hava Yakıt Birincil Hava Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında radyal sıcaklık profili

125 105 Şekil 5.8 ye göre yanma odası giriş bölümünde, eksenden yanma odası duvarına gidildikçe önce metanın sıcaklık seviyesi düşmüş daha sonradan artarak yanma odası duvarında yaklaşık 1750 K civarına ulaşmıştır. Kömür gazlarından kok fırını, şehir gazı I ve şehir gazı II nın yanma performansları yanma odası girişinde belirli bir yere kadar metandan daha iyi durumdadır. Alt ısıl değeri diğer kömür gazlarına göre daha düşük olan su gazı ve jeneratör gazı için sıcaklık seviyeleri eksenden yanma odası duvarına doğru azalarak devam etmiştir. Yanma odasının orta bölümlerine gelindikçe metanın yanma performansının artışı göze çarpmaktadır. Gerek yanma odası ekseninde gerekse yanma odası duvarı civarındaki sıcaklık seviyesi 2000 K ni bulmuştur. Yanma odasının bu bölümünde de ısıl değeri yüksek olan üç kömür gazının (kok fırını gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II) metanın yanma performansına çok yakın seyrettiği görülmektedir. Ayrıca genel olarak tüm kömür gazlarının sıcaklık seviyeleri yanma odası duvarına gidildikçe azalma göstermektedir. Yanma odası çıkışına yaklaşıldıkça metanın sıcaklık seviyesi eksenden yanma odası duvarına kadar yaklaşık 2150 K olarak belirlenmiş ve yanma odası boyunca da sıcaklık seviyesinin artarak devam ettiği görülmüştür. x=0,5 m de gösterilen radyal sıcaklık profili, kömür gazları için sanki bir ısıl değer sıralaması gibi olmuştur. Isıl değeri en yüksek olan kömür gazından en düşük olan kömür gazına doğru bir sıralama gibi gözükmektedir. Burada da kömür gazları için yanma odası ekseninden yanma odası duvarına doğru sıcaklık seviyelerinde bir miktar azalma gözlemlenmektedir.

126 106 z=0.5 m z=0.35 m Seyreltme Havası z=0.2 m İkincil Hava Yakıt Birincil Hava Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında radyal sıcaklık profili

127 107 Şekil 5.9 değerlendirildiğinde seyreltme havası ile yanma odasına giren hava miktarı artırılmış ve bu şekilde 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarındaki yanma odası radyal sıcaklıklarında bir miktar düşüş gözlemlenmiştir. Özellikle de seyreltme havasının yanma odasına gönderildiği andan itibaren Şekil 5.9 değerlendirildiğinde x=0,35 m ve x=0,5 m eksenel mesafelerdeki sıcaklık seviyeleri Şekil 5.8 de verilen değerlerden bir miktar düşmüştür. Bu sıcaklık değerlerine bakılırsa kömür gazlarından kok fırını gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II yakıtlarının yanma odası çıkışına doğru 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında 2000 K ni biraz geçerken Şekil 5.9 deki 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında bu değeri geçememektedirler. Belli bir düzeyde sıcaklık düşüşü metan ve diğer kömür gazları için de yanma odası boyunca devam etmiştir. NO X dağılımları Çalışmanın bu bölümünde, FLUENT programındaki NO X tahmin kısmı kullanılarak yanma odası içerisindeki NO X oluşumları tahmini yapılmıştır. Yapılan modelleme sonucunda yanma odası boyunca hem eksenel hem de radyal olarak NO X dağılımları ortaya konulmuştur. Şekil 5.10 da 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında eksenel NO X dağılımı gösterilmiştir. Şekil 5.10 değerlendirildiğinde maksimum NO X oluşumları genellikle yanma odası çıkışında gerçekleşmiştir. Yanma sonucunda yakıtlar içerisinde en yüksek NO X oluşumu yaklaşık 1400 ppm ile kok fırını gazı yanmasında meydana gelmiştir. Bunun en temel nedeni yüksek oranda H 2 ihtiva etmesi ve bunun yanında ısıl değerinin yüksek olmasıdır. Onu takip eden diğer iki kömür gazı ise şehir gazı I ve şehir gazı II olmuştur. Bu iki kömür gazı yanmasında da NO X seviyeleri sırasıyla 875 ppm ve 490 ppm dolaylarına kadar yükselmektedir. Bu yanma şartında bu üç kömür gazının yanmasıyla oluşan NO X seviyeleri metan yanmasında oluşan NO X seviyesine göre daha yüksek olmuştur. Şekil 5.10 a göre su gazı yanmasıyla açığa çıkan NO X seviyesi de 245 ppm dolaylarına çıkmış ve bu değer Chacartegui ve ark. nın [61] yaptıkları çalışmayla karşılaştırılmıştır. Chacartegui ve ark.

128 108 S3 isimli (%49,66 H 2 +%48,68 CO) yakıtın yanması sonucunda yaklaşık 400 ppm lik bir NO X oluşumu tespit etmişlerdir. Farklılığın nedeni ortaya konulacak olursa kullanılan bu yakıttaki yanabilen gaz yüzdesi bu çalışmada kullanılan su gazındakinden daha fazladır ve kullanılan yanma odalarında farklılıklar söz konusudur. Şekil 5.10 da gösterilen bir diğer kömür gazı da jeneratör gazıdır. Jeneratör gazı yanmasında oluşan NO X miktarı çok düşük olduğundan bu grafikte görülememektedir. Kömür gazlarının yanmasıyla açığa çıkan NO X seviyelerini belirleyen iki tip NO X oluşum mekanizması bulunmaktadır. Bunlar ısıl ve ani NO X oluşum mekanizmalarıdır. Yanma odası girişinden çıkışına kadar H 2 miktarı ile orantılı olarak artan ısıl NO X un yanında, özellikle de yanma odası orta bölümlerinden itibaren ani NO X un da tüm NO X oluşumuna ciddi etkisi bulunmaktadır. Diğer bir NO X oluşum mekanizması olan yakıt NO X u, bu çalışmada kullanılan kömür gazları için bir parametre oluşturmamıştır. Bunun nedeni yakıtların bünyesinde kimyasal olarak bağlı bulunan N 2 un olmamasıdır (HCN ve NH 3 gibi). Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında eksenel NO X profili

129 109 Yanma odasına seyreltme havasının gönderilmesiyle birlikte yanma odasında % 20 oranında bir seyreltme yapılarak 60 kw ve λ=1,3 yanma şartları metan ve kömür gazları için ortaya konulmuş ve eksenel NO X dağılımı Şekil 5.11 de verilmiştir. Grafiğe bakıldığı zaman tüm yakıtların NO X seviyelerinde seyreltme ile birlikte ciddi bir düşüş gözlemlenmiştir. Özellikle 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında kok fırını gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II kömür gazlarının yanması sonucunda ciddi NO X oluşumları gözlemlenmişti. Şekil 5.11 e bakıldığında ise yanma odası çıkışında kok fırını gazı için NO X oluşumu 1400 ppm den 450 ppm e, şehir gazı I için 875 ppm den 290 ppm e ve şehir gazı II için de 490 ppm den 150 ppm e kadar düşüş göstermiştir. Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel NO X profili Benzer biçimde bu durum su gazı için de geçerli olmuş ve 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında maksimum 245 ppm oluşurken 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında bu değer 85 ppm e kadar düşüş göstermiştir.

130 110 Çalışmaya ikincil hava ve seyreltme havasının yüzdeleri artırılarak devam edilmiş ve 60 kw ve λ=1,5 yanma şartları için modelleme yapılarak NO X oluşumları tahmin edilmiştir. Bu yanma şartlarında ki NO X oluşumuna ait eksenel NO X dağılım grafiği de Şekil 5.12 de gösterilmiştir. Şekil 5.12 e göre yanma odası çıkışına doğru kömür gazlarının NO X oluşum seviyeleri metan yanmasıyla oluşan NO X seviyesinin de altına inmiştir. Yanma odası çıkışında kok fırını gazı, şehir gazı I, şehir gazı II ve su gazı yanması sonucu oluşan NO X değerleri sırasıyla 40 ppm, 25 ppm, 10 ppm ve 8 ppm civarındadır. Yine metan yanmasıyla oluşan NO X seviyesi de alev sıcaklığının bir miktar azalmasıyla azalmış ve yanma odası çıkışında yaklaşık olarak 125 ppm civarında kalmıştır. Şekil kw ve λ=1,5 yanma şartlarında eksenel NO X profili Sıcaklık dağılımında olduğu gibi NO X dağılımlarını da daha iyi anlamak için radyal olarak incelemek gerekmektedir. 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında radyal NO X profili Şekil 5.13 de gösterilmiştir. Bu grafikten de görüldüğü gibi yanma odasının her bölgesinde bu yakıtlar arasında NO X oluşum seviyesi en

131 111 fazla olan yakıt kok fırını gazıdır. Ondan sonra genel olarak şehir gazı I ve şehir gazı II kömür gazlarının yanmasıyla oluşan NO X seviyeleri göze çarpmaktadır. Yanma odası boyunca su gazı ve jeneratör gazı yanmasıyla oluşan NO X seviyeleri metanın yanması sonucu oluşun NO X seviyesinin altında kalmıştır. Tüm yakıtlar için yanma odası girişinden çıkışına doğru gidildikçe genel olarak NO X seviyelerinde artış gözlemlenmektedir. Tüm yakıtlar için diğer bir durumsa yanma odası girişinde, eksenden yanma odası duvarına doğru gidildikçe NO X seviyesindeki artıştır. Bunun nedeni yanma odası içerisindeki geri dönüşlerdir. Bu durum, yanma odası çıkışına doğru, eksenden yanma odası duvarına kadar genel olarak aynı seyreden NO X seviyelerine dönüşmüştür.

132 112 z=0.5 m z=0.35 m z=0.2 m İkincil Hava Yakıt Birincil Hava Şekil kw ve λ=1,1 yanma şartlarında radyal NO X profili

133 113 Şekil 5.14 te ise % 20 seyreltme havasıyla seyreltilmiş yanma odası için 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında radyal NO X profili gösterilmiştir. Şekil 5.14 te göze çarpan en net sonuç kok fırını gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II için NO X seviyelerinin eksenel yönde olduğu gibi radyal yönde de düşüş göstermiş olmasıdır. Kok fırını gazının 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında yanma odası çıkış bölgesinde ki NO X seviyesi radyal olarak ortalama 1000 ppm civarında iken 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarında bu seviye ortalama 350 ppm dolaylarına düşmüştür. Benzer şekilde şehir gazı I ve şehir gazı II için NO X seviyeleri ortalama 700 ppm ve 400 ppm değerlerinden 200 ppm ve 125 ppm değerlerine kadar gerilemiştir. Tıpkı 60 kw ve λ=1,1 yanma şartlarında olduğu gibi yanma odası boyunca su gazı ve jeneratör gazının NO X seviyeleri metanın gerisinde kalmış ve yanma odası çıkışında su gazının NO X seviyesi ortalama 50 ppm e kadar düşmüştür. Tüm yakıtlar için seyreltme havasının etkisinin NO X seviyelerini düşürme bakımından olumlu sonuç verdiği radyal NO X profiliyle de ortaya konulmuştur. Şekil 5.15 te ise ikincil havanın %20 ye ve seyreltme havasının da %30 a çıkarıldığı 60 kw ve λ=1,5 yanma şartlarındaki radyal NO X profili gösterilmiştir. Şekil 5.15 te de seyreltme havasının etkisi devam etmiş ve ikincil havanın miktarının da artırılmasıyla kömür gazları için NO X seviyeleri ciddi seviyede düşüş göstermiştir. Yanma odası giriş bölgesinde kömür gazlarının (kok fırını gazı ve şehir gazı I) NO X seviyeleri metana göre daha yüksek seviyelerde seyrederken yanma odasının eksenel yönde orta bölümleri geçildikçe bu yanma şartlarında kömür gazlarının NO X seviyeleri metanın altına düşmüştür. Yanma odası çıkışına doğru radyal yönde ortalama NO X seviyesi kok fırını gazı ve şehir gazı I için 30 ppm iken şehir gazı II ve su gazı için de bu değer ortalama 10 ppm dolaylarındadır.

134 114 z=0.5 m z=0.35 m Seyreltme Havası z=0.2 m İkincil Hava Yakıt Birincil Hava Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında radyal NO X profili

135 115 z=0.5 m z=0.35 m Seyreltme Havası z=0.2 m İkincil Hava Yakıt Birincil Hava Şekil kw ve λ=1,5 yanma şartlarında radyal NO X profili

136 116 Radyal sıcaklık profilleri değerlendirildiğinde metan ve kömür gazları için genel olarak yanma odası giriş bölgesinde sıcaklık seviyeleri ile NO X seviyeleri arasında daha uyumlu bir ilişki varken, yanma odası çıkışına doğru metanın sıcaklık seviyeleri daha fazla olmasına rağmen kok fırını gazı, şehir gazı I ve II kömür gazlarının yanmasıyla oluşan NO X seviyeleri genellikle daha fazla olmaktadır. Buradaki birinci neden bünyelerinde barındırdıkları yüksek oranlı H 2 dir. Özellikle giriş bölgesinde H 2 nin daha çabuk ve hızlı yanabilmesinden dolayı daha hızlı NO X oluşumu gözlemlenmiştir. Ayrıca bu üç kömür gazı için ani NO X oluşum mekanizması da, özellikle yanma odası ortalarından itibaren baskın rol oynamıştır. CO ve CO 2 dağılımları Tam yanma olmadığı sürece yanma sonu ürünlerinden CO 2 nin bir kısmını da CO gazı oluşturmaktadır. CO gazı zehirli bir gazdır ve yanma odası çıkışında mümkün olduğunca çıkmaması istenmektedir. Bu çalışmada kullanılan kömür gazlarının bünyesinde de CO bulunmakta ve bu gaz yanabilmektedir. Bu yüzden yanma odası boyunca CO nun durumu önem arz etmektedir. Isıl güç ve hava fazlalık değerlerinin değiştirilmesi eksenel yöndeki CO dağılımını fazla etkilemediği için yalnızca 60 kw ve λ=1,3 yanma şartlarındaki CO dağılımı gösterilmiş ve bu dağılım Şekil 5.16 da verilmiştir.

137 117 Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel CO profili Şekil 5.16 da da görüldüğü gibi kömür gazlarının tümü yandığı zaman, yanma odası çıkışına kadar bünyelerindeki CO miktarları yanarak azalmış ve yanma odası çıkışında CO tamamen tükenmiştir. Bu durum çevre kirliliği açısından istenen bir durumdur. Metan değerlendirildiğinde ise eksik yanma sonucu %5 seviyelerine kadar CO oluşmuş, yanma odası çıkışına doğru ortaya çıkan bu CO nun bir bölümü yanmıştır. Yanma odası çıkışında ise bir miktar CO bulunmaktadır. CO 2, yanma sonu ürünlerinden en çok bilinenidir. Bilindiği gibi CO 2 bir sera gazıdır ve sera gazları küresel ısınmanın başlıca nedenlerindendir. Bu yüzden yanma odası içerisindeki CO 2 oluşum durumu incelenmelidir. Çalışılan model gaz türbini yanma odası için eksenel yöndeki CO 2 seviyeleri Şekil 5.17 de gösterilmiştir.

138 118 Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel CO 2 profili Şekil 5.17 incelendiğinde metanın CO 2 oluşumu yanma odası çıkışına kadar artarak devam etmiş ve yanma odası çıkışında yaklaşık %7 dolaylarında kalmıştır. Kömür gazlarından kok fırını gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II nin CO oluşumları aynı paralellikte ilerlemiş ve yanma odası çıkışında şehir gazı I in CO 2 seviyesi metandan fazla çıkmıştır. Jeneratör gazının CO 2 seviyesi yanma odası girişinde aşırı yükselmiş fakat daha sonra yanma odası çıkışına doğru ciddi manada azalmıştır. CO 2 seviyesi en fazla çıkan yakıt ise su gazı olmuştur. CH 4 dağılımı Çalışmada kullanılan metan gazı (%100 CH 4 ) ve diğer kömür gazlarında belirli oranlarda yanıcı olan metan (CH 4 ) bulunmaktadır. Yanıcı özelliği olan bu gazın yanma odası ekseni boyunca ortaya çıkan mol oranı eksenel profili Şekil 5.18 de gösterilmiştir. Şekil 5.18 e göre tüm kömür gazlarının bünyesinde barındırdıkları CH 4 yanma odası çıkışına kadar tükenmiştir.

139 119 %100 metan yanmasında bile yanma odası çıkış bölümlerine doğru metan tamamen tükenmektedir. Şekil 5.18 den de anlaşılacağı gibi yanma odası boyunca tüm yakıtlar için yanıcı özelliği olan metan gazı tükenmiştir. Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel CH 4 profili H 2 dağılımı Kömür gazlarından kok fırını gazı, su gazı, şehir gazı I ve şehir gazı II bünyelerinde yüksek oranda hidrojen (H 2 ) ihtiva etmektedirler. Bundan dolayı yanma odasının H 2 dağılımını ortaya koymak gerekmektedir. Tüm yakıtlar için eksenel H 2 profili Şekil 5.19 da gösterilmiştir.

140 120 Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel H 2 profili Şekil 5.19 a göre kömür gazlarının bünyelerinde ihtiva ettikleri H 2 nin hepsi yanma odası çıkışına kadar yanmıştır. Ayrıca metan yanmasıyla bir miktar H 2 açığa çıkmış ve bu H 2 yanma odası çıkışına doğru yanmaya başlamış ama yanma odası çıkışında tam olarak tükenmemiştir. H 2 O dağılımı Tıpkı CO 2 gibi yanma sonu ürünü olan ve yakıtın içerdiği H 2 den dolayı açığa çıkan su buharı H 2 O nun tüm yakıtlar için yanma odası boyunca ortaya çıkan eksenel H 2 O dağılımı Şekil 5.20 de gösterilmiştir.

141 121 Şekil kw ve λ=1,3 yanma şartlarında eksenel H 2 O profili Şekil 5.20 e göre maksimum H 2 O seviyesi kok fırını gazı yanmasında açığa çıkmıştır. Bunun en temel nedeni ihtiva ettiği H 2 miktarının fazla olmasıdır. Yanma odasının büyük bölümünde kok fırını gazının ardından yüksek seviyelerde H 2 O oranları şehir gazı I ve şehir gazı II yanmalarıyla açığa çıkmıştır. Yanma odası çıkışına doğru metan yanmasıyla açığa çıkan H 2 O seviyesi bu iki kömür gazını geçmiştir. Su gazı yanması sonucu açığa çıkan H 2 O seviyesi nispeten daha azdır. Jeneratör gazı yanmasıyla açığa çıkan H 2 O seviyesi bu yakıtlar arasında en az olanı olmuştur Enerji ve Ekserji Analizi Sonuçları Çalışmanın bu bölümünde Kombassan Kağıt fabrikasında bulunan gaz türbininin enerji ve ekserji analiz sonuçları ortaya konulmuştur. Yapılan enerji analizine göre elde edilen sonuçlar Çizelge 5.1 de gösterilmiştir. Çizelge 5.1 de görüldüğü gibi I yasa verimi % 35,9 dolaylarında çıkmıştır. Bu değer literatürdeki bazı çalışmalarla karşılaştırıldığı zaman [55, 62, 63, 64] çok

142 122 küçük farklılıklar dışında gaz türbinleri için benzer sonuçların olduğu görülmüştür. Çizelge 5.1. Gaz türbininin enerji analizi Çevrimin ekserji analizi yapıldığında ise çevrimin her bir noktasının ekserjisi hesaplanmıştır ve değerler şu şekildedir. Bu değerler ışığında çevrimin her bir enerji dönüşüm sistemi için ekserji yıkımları (tersinmezlikler) ve ekserji verimlilikler hesaplanmıştır. Ayrıca tüm çevrimin ekserji verimliliği de ifade edilmiştir. Bu değerler Çizelge 5.2 de gösterilmiştir. Çizelge 5.2 değerlendirildiğinde kompresör verimi yaklaşık % 82 çıkmıştır. Bu değer literatürdeki değerlerle karşılaştırıldığında çok az düşük olmakla beraber genel olarak kompresörün ekserji verimlilikleri %80-90 arasında olmaktadır [62, 65, 66]. Bu duruma neden olarak kompresörlerdeki kademe farklılıkları ve hesaplamalarda kullanılan termodinamik özelliklerin mevsim şartlarına göre değişkenlik göstermesi gösterilebilir.

143 123 Çizelge 5.2. Çevrimdeki tersinmezlikler ve ekserji verimlilikleri Çizelge 5.2 ye bakıldığı zaman ekserji yıkımının en fazla olduğu enerji dönüşüm sistemi olarak yanma odası gözükmektedir. Ayrıca yanma odası için ekserji verimliliği %56 olarak hesaplanmıştır. Literatürdeki çalışmalar incelendiğinde bazı çalışmalarda yanma odası ekserji verimlilikleri yüksek çıkarken [62] bazı çalışmalarda ise bu çalışmada bulunan sonuçtan daha düşük çıkmaktadır [65]. Gaz türbinlerinin yanma odalarındaki ekserji verimliliklerini yakılan doğalgazın ısıl değeri önemli ölçüde etkilemektedir. Ayrıca yanma odası çıkış sıcaklıkları da bu verim değerinde önemli bir diğer parametre olmaktadır. Kombassan Kağıt fabrikasında kullanılan gaz türbininin çıkış sıcaklığı türbin gücüne göre kıyaslandığında biraz yüksektir ve bu atık ısı da kojenerasyonla kağıt kurutmada değerlendirilmektedir. Çizelge 5.2 de gösterilen diğer bir ifade de türbinin ekserji yıkımı ve ekserji verimliliği olmuştur. Bu gaz türbini için türbin bölümünün ekserji verimliliği % 97,3 olarak saptanmıştır. Genel itibariyle literatürdeki çalışmalarda da türbinlerin ekserji verimlilikleri bu seviyelerde olmaktadır [62, 66, 67]. Bu sistem için tüm çevrimin ekserji verimliliği de hesaplanarak sistemin ekserji analizi sonlandırılmıştır. Bu değer yaklaşık olarak % 28,5 olarak tespit edilmiştir. Kazerouni ve ark. [66] yaptıkları çalışmada tüm sistemin ekserji verimliliğini % 29,5 olarak tespit etmişlerdir. Al-Doori ve ark. [65] ön ısıtmalı olarak gerçekleştirdikleri ekserji analizi sonucunda tüm çevrimin ikinci yasa verimini yaklaşık % 42 olarak bulmuşlardır.