Разработка и исследование кольцевой топки, ее промышленное внедрение и испытания на котле паропроизводительностью 820 т/ч

Теоретико-экспериментальное исследование рабочих процессов в топочных устройствах крупных котлоагрегатов и разработка на их основе новой технологии пылёуголъного сжигания твердого топлива и конструкции кольцевой топки для создания ресурсосберегающих и экологически перспективных направлений в котлостроении.

Актуальность темы

.

Цель работы.

Научная новизна.

• Предложена и разработана новая технология пылеугольного сжигания в кольцевых топках.

• Проведены комплексные экспериментальные исследования рабочих процессов в кольцевых и тангенциальных топках, дан качественный анализ и представлены количественные оценки влияния режимных, конструктивных и физических характеристик на экономичность, надежность и экологичность топочного процесса в этих перспективных топочных устройствах. На основе результатов выполненных исследований разработаны инженерные методы расчета исследованных процессов.

• Определены критерии и разработаны технология и конструктивные решения по стадийно-сгупенчатому сжиганию утлей, обеспечивающие низкие выбросы оксидов азота в кольцевой и тангенциальных топках.

• Разработаны методы расчета и проектирования кольцевых топок для крупныхкотлоагрегатов:—————————;

• По результатам исследований разработаны рекомендации по расчету и проектированию тангенциальных топочных устройств, которые вошли в Методические указания по проектированию топочных устройств энергетических котлов и в новое (третье) издание Теплового расчета котлов (Нормативного метода).

• Основные технические решения, полученные при разработке технологий и устройств для их осуществления, защищены авторскими свидетельствами и патентами СССР и России.

Апробация.

Основные результаты работы докладывались и обсуждались на: IV Всесоюзной конференции «Горение твердого топлива» (Новосибирск, 1974 г.), V Всесоюзной конференции «Горение органического топлива» (Новосибирск, 1985 г.), Всесоюзной научно-технической конференции по проблемам развития канско-ачинского топливноэнергетического комплекса (Красноярск, 1976 г.), Всесоюзной научно-практической конференции «Техника и технология КАТЭКа в свете решений XXVI съезда КПСС» (Красноярск, 1983 г.), Международной научно-технической конференции «Техника низкоэмиссионного сжигания» (Устронь, Польша, 1997г), Советско-финском симпозиуме (Хельсинки, Финляндия, 1981 г.), Международной конференции «Дни сжигания 97. Охрана окружающей среды. (Брно, Чехия, 1997г), Международной конференции «Сжигание лигнитов на электростанциях», (г. Скопье, Македония, 1997г), краевом научно-техническом совещании «Вопросы сжигания канско-ачинских углей в мощных парогенераторах» (Красноярск, 1978 г.), республиканском научно-техническом совещании «Образование окислов азота в процессах горения и пути снижения выброса их в атмосферу» (Киев, 1979 г.), на научно-технических советах и семинарах Всесоюзного теплотехнического института, Подольского машиностроительного завода, Барнаульского котельного завода, Центрального котлотурбинного института, Института теплофизики СО РАН, Таганрогского котельного завода, Казахского научно-исследовательского института энергетики, Производственного объединения «Союзтехэнерго», Сибирского энергетического института СО РАН, Красноярскэнерго, Кузбассэнерго, Омскэнерго,.

Иркутскэнерго, Новосибирскэнерго, а также на четырех заседаниях НТС Минэнерго СССР, секциях ГКНТ СССР, НТС Минэнерго Казахской ССР.

Публикации.

Материалы диссертации опубликованы в одной монографии, двух методических сборниках, 30 статьях и 15 изобретениях.

В опубликованных в соавторстве работах автору принадлежит решающая роль в постановке выносимых на защиту задач и соответствующих методических подходов, а также в разработке основных технических решений, анализе и интерпретации полученных результатов.

Практическое использование полученных научных результатов.

Результаты исследований процессов в кольцевой и тангенциальных топках использованы при создании и освоении головных котлов Г1−67 (блок 800 МВт) Березовской ГРЭС и Е-500 Новоиркутской ТЭЦ, а также при реконструкции котлов ПК-40−1 Беловской и Томь-Усинской ГРЭС, П-57-ЗМ (блок 500 МВт) Экибастузской ГРЭС-2, ОР-500 ТЭС «Тунчбилек» (Турция), ОР-2Ю, ОР-140, VP-200 на ТЭС в Польше, Е-670 ТЭС «Плевля» (Югославия), котла блока 210 МВт ТЭС «Нейвели» (Индия) и др.

Данные физического и математического моделирования рабочих процессов в кольцевой топке легли в основу разработки (совместно с АО «Сибэнергомаш) техно-рабочего проекта и освоения (совместно с Новоиркутской ТЭЦ) опытно-промышленного котла 820 т/ч с кольцевой топкой.

Итоговые результаты научных исследований включены в «Методические указания по проектированию топочных устройств энергетических котлов», и в новое (третье) издание Теплового расчета котлов (Санкт-Петербург-Москва, 1998 г.).

Структура работы.

Диссертация в форме научного доклада содержит следующие разделы:

1.

Введение

.

2. Разработка и исследования кольцевых топок на изотермических стендахмоделях.

3. Исследование кольцевой топки на укрупненном огневом пылеугольном стенде.

4. Развитие технологических методов снижения ЫОх в кольцевых и тангенциальных топках.

5. Разработка, промышленное внедрение и исследования опытно-промышленного котла паропроизводительностью 820 т/ч с кольцевой тонкой.

6. Рекомендации по расчету и проектированию котлоагрегатов с кольцевыми топками для крупных энергоблоков.

7.

Заключение

Публикации.

1.

ВВЕДЕНИЕ

.

Несмотря на широкое применение и многие исследования (В.В.Померанцев, С. Л. Шагалова, Г. Ф. Кнорре, Ю. Л. Маршак, Д. Н. Ляховский и др.) пьшеугольные топки до настоящего времени остаются недостаточно изученными в основном из-за сложного характера течения газов и теплообмена. Широко используемые при их конструировании расчетные зависимости в основном были получены на основе испытаний и опыта работы котлов малой и средней мощности. С переходом в последние десятилетия к котлам мощных энергоблоков, топочные устройства которых имеют поперечные размеры 20 м и более, потребовалось более углубленное изучение основных закономерностей аэродинамики, теплообмена и выгорания, особенно с учетом новых требований организации сжигания топлива с минимальными выбросами >Юх.

Исследования выгорания угольной пыли на стендах и в топках котельных агрегатов показывают /1/, что до 90% топлива выгорает за десятые доли секунды на коротком участке топки (в горелочнои зоне), а оставшаяся его часть, представляющая собой наиболее крупные коксовые частицы, сравнительно медленно (в течение нескольких секунд) догорают (и то лишь на 50.70%) на основном (обычно вертикальном) участке топки. Горение этих крупных частиц, определяющих мехнедожог, в современных топочных устройствах протекает в диффузионном режиме. Существующие в настоящее время различные методы расчета выгорания пылеугольного факела в промышленных топочных устройствах основаны на предположении, что горение угольной частицы в общем случае протекает в промежуточной области с преобладающим влиянием кинетических или диффузионных факторов (Г.Ф. Кнорре, Л. Н. Хитрин, В. В. Померанцев, В. И. Бабий, А. Б. Резняков, Б. Д. Кацнельсон и др.). При оценке концентрации окислителя и продуктов горения вблизи реагирующей поверхности, как правило, принимается, что за пределами диффузионного слоя («пленки») концентрации этих составляющих равны средним значениям для рассматриваемого сечения факела, т. е. предполагается, что процессы турбулентного переноса в объеме факела настолько интенсивны по сравнению с молекулярной диффузией вблизи реагирующей поверхности частицы, что они не могут тормозить процесс выгорания топлива. Такое положение привело к тому, что в существующих методах расчета топочных устройств слабо отражено влияние конструкции топки, а также типа, компоновки и режима работы горелок на эффективность выгорания факела. В то же время ряд исследований и весь опыт наладки, испытаний и эксплуатации современных котлоагрегатов указывает на сильную зависимость времени и степени выгорания пылеугольного факела и температуры на выходе из топочной камеры от интенсивности смесеобразования в объеме топки. /2/.

Анализ аэродинамики и смесеобразования в крупноразмерных топочных устройствах современных котлоагрегатов показывает, что в них нет условий для изотропной турбулентной диффузии, и время смешения зависит от формы и размеров топки, а также от конструкции, расположения и режимов работы горелок, что в итоге определяет степень аэродинамического совершенства топочного устройства. Следуя Фричу, в качестве критерия аэродинамического совершенства топочного устройства может быть принят диффузионный критерий Фурье. Если принять в качестве коэффициента обмена коэффициент турбулентной диффузии в поперечном сечении факела (Ат), а за линейный параметр-поперечный (относительно основного течения горелочных струй) размер топки (Ь), то критерий Ро будет устанавливать со, ответствие между располагаемым временем пребывания газов в топке и временем, необходимым для турбулентного обмена газовых объемов по всему сечению топочной камеры (т^). Физический смысл комплекса.

Атхсм/Ь2 (1.1) заключается в том, что время, необходимое для осуществления турбулентного переноса в топке, пропорционально квадрату характерного поперечного размера топки и обратно пропорционально коэффициенту турбулентной диффузии факела. Из этого следует, что при переходе к крупноразмерным топочным устройствам мощных котлоагрегатов условия смесеобразования по сравнению с малыми котлами объективно ухудшаются и для обеспечения той же эффективности и экономичности требуются относительно большие затраты энергии вводимых в топку потоков топлива и воздуха, а также дополнительная интенсификация процессов тепломассопереноса в объеме топки.

Сравнительный анализ известных топочных устройств показывает, что наиболее эффективно процессы тепломассопереноса организуются в тангенциальных топках, которые получают преимущественное применение для котлов, сжигающих не только низкосортные бурые угли и лигниты, но и высококачественные угли, а также жидкое и газообразное топливо. Как показывают многие испытания котлов, при прочих равных условиях тангенциальные топки по сравнению с «линейными» (с встречным или одностороннем расположением горелок) позволяют получить более низкие (~на 20.30%) выбросы >Юх при достижении высоких показателей по экономичности сжигания. Кроме того, тангенциальные топки вследствие более эффективного теплообмена позволяют получить более низкие уровни температуры факела в горелочной зоне и в конце топки, что благоприятно сказывается на условиях бесшлаковочного режима работы экранов топки и пароперегревателя. Одной из основных причин высокой эффективности тангенциальных топок является повышенный уровень турбулентного массои теплопереноса в объеме топки, который зависит от интенсивности крутки вихревого факела /3/ и возрастает с увеличением соотношения сечений топки и горелок (К/ Рг), увеличением диаметра условной окружности горения (с1у) и уменьшается с увеличением размеров топки. Проведенные автором исследования средних и пульсационных характеристик турбулентных закрученных течений /4,5/ подтверждают сказанное выше.

Дальнейшим развитием тангенциальных топочньгх устройств являются кольцевые топки, в которых топочный процесс организуется и протекает в кольцевом пространстве, образованном внутренним и наружным коаксиальными экранами.

Учитывая большое сходство процессов тепломассопереноса и горения в тангенциальных и кольцевой топках, в основе разработки конструкции и методов расчета кольцевых топок автором использовались результаты выполненных под его руководством исследований тангенциальных топок /6. 12/. С другой стороны специальные исследования кольцевых топок позволили разработать дополнительные решения по совершенствованию тангенциальных топочных устройств для мощных энергетических котлов /35.47/.

2. РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЯ КОЛЬЦЕВЫХ ТОПОК НА ИЗОТЕРМИЧЕСКИХ СТЕНДАХ-МОДЕЛЯХ.

2.1. Преимущества и конструктивные особенности котлоагрегата с кольцевой топкой.

Строительство крупных тепловых электростанций с энергоблоками 500−800 МВт и выше связано с трудностями по созданию мощных котлоагрегатов, особенно пылеугольных. Для обеспечения высокой надежности и экономичности современного котлоагрегата принимаются умеренные теплонапряжения и сравнительно низкие температуры газов в топочной камере, что при существующих традиционных конструкциях топочных устройств приводит к большим размерам всего котлоагрегата. Так, например, высота даже П-образного котла для блоков 800 МВт превышает 100 м, а башенного котла еще значительно выше. Монтаж крупновысотных котлов и строительство для них зданий является сложной технической—задачей-—в—резу ?штате—чего—сроки—и—стоимость—строительства—современных мощных тепловых электростанций существенно увеличиваются. В связи с этим весьма важен поиск новых технических решений по снижению габаритов крупных котлоагрегатов (в частности пылеугольных), естественно, при сохранении высокой надежности и экономичности, а также требуемых показателей по экологии.

В свете этой проблемы по предложению и под руководством автора в Сибтехэнерго с участием КазНИИЭ, ВТИ, СКВ ВТИ, ТЭПа, Союзтехэнерго и Барнаульского котельного завода разработана и предложена (в качестве одного из перспективных направлений) принципиально новая конструкция котлоагрегата с кольцевой топкой /13. .27/.

Анализ конструкций современных мощных котлоагрегатов показал, что большие габариты его и прежде всего высота, определяются размерами топочной камеры. Отметим, что если для котлов средней паропроизводительности (например, до 320 т/ч) высота пылеугольной топки зависит от условий выгорания топлива и тепловосприятия экранных поверхностей, то на мощных котлах она выбирается в основном из условий охлаждения продуктов сгорания в пределах топки до температуры, обеспечивающей надежную и бесшлаковочную работу ширмовых и конвективных поверхностей нагрева. В результате высота топки современного крупного котлоагрегата оказывается значительно большей, чем требуется для экономичного выгорания топлива. В существующих конструкциях котлов тепловоспринимающие поверхности в топке размещаются в основном в виде настенных экранов. Использование же объема топки для установки двусветных экранов и низкоопущенных ширм широкого распространения не получило из-за их недостаточной надежности, особенно при большой глубине топки.

Как отмечалось ранее, кольцевая топочная камера, по существу, представляет дальнейшее развитие тангенциальных топок, отличительной особенностью которых является вихревой характер течения газов. Проведенные исследования, в том числе под руководством и при участии автора /6,11/ показали, что продукты сгорания в такой камере движутся сравнительно узким спирально-вихревым потоком в пристенной области топки, а в Центральной (приосевой) области топочной камеры по всей ее высоте практически отсутствует активное движение факела. По данным модельных и натурных исследований, поперечный размер (диаметр) этой малоактивной зоны достигает 40.50% сечения топки. Отсутствие в этой области активного движения факела позволяет эффективно использовать ее для размещения надежею работающих дополнительных (в виде осесимметричной вставки) поверхностей нагрева. При таком решении вращающийся факел оказывается как бы зажатым в кольцевом пространстве между внутренними и наружными экранами, в результате чего условия смешения, выгорания и теплообмена в таком топочном объеме становятся существенно отличными от обычных топок. Выполненные Сибтехэнерго и СКБ ВТИ проектно-конструкторские проработки профилей котлов для блоков 500 и 800 МВт на экибастузских и канско-ачинских углях показали, что применение кольцевых топок для мощных котлоагрегатов позволяет снизить их высоту на 30.40% и за счет этого существенно сократить металлоемкость и стоимость строительства станции. Учитывая новизну конструкции и значительные отличия в протекании топочного процесса в кольцевой топке, в Сибтехэнерго и КазНИИЭ под руководством и при непосредственном участии автора проведен комплекс исследовательских и проектно-конструкторских работ, позволивших изучить основные особенности топочного процесса в кольцевьж топках и разработать рекомендации по расчету и проектированию опытно-промышленного котла с таким топочным устройством /28/.

Принципиальной особенностью конструкции котла с кольцевой топкой является (рис. 2.1) топочная камера, представляющая собой многогранную призму, внутри которой по всей ее высоте коаксиально установлена многогранная экранированная вставка.

Поперечный размер этой вставки выбирается из соотношения (1)/с12=0,5.0,6, при этом меньшее значение рекомендуется для котлов, рассчитанных на сжигание шлакующих углей. Здесь и далее с1] и <12 -диаметры окружностей, условно вписанных в сечения внутренней и наружных камер, а <1Удиаметр условной окружности, касательно к которой направлены оси горелок. Проведенные сравнительные исследования цилиндрической и многогранных кольцевых камер с различным «шелом граней показали, что уже при восьмигранном сечении аэродинамика топки близка к течению в цилиндрической кольцевой камере. Что же касается технологичности изготовления, то изготовление восьмигранной камеры не представляет особых сложностей. Стены внутренней и наружной камер выполняются из цельносварных газоплотных панелей. В нижней части топки экраны наружной камеры отгибаются внутрь и образуют многоскатную холодную воронку. В верхней части топки к боковым стенам наружной камеры примыкают горизонтальные конвективные газоходы, число которых может быть 2 или 4. Горе лонные устройства устанавливаются на каждой стене топки в один или несколько ярусов в зависимости от мощности котла и рекомендуемых теплонапряжений для конкретного топлива. Оси горелок направляются по касательным к условной окружности, диаметр которой.

А-А Н.

АА.

Рис. 2.1. Схема кольцевой топки. 1 -наружная камера;

2-внутренняя вставка;

3-горелки. с1у==(1у/(12) выбирается в диапазоне 0,5.0,75 с учетом шлакующих характеристик угля. Особенностью воспламенения факела в кольцевой топке является то, что вытекающая из щелевой прямоточной горелки топливно-воздушная смесь прогревается и зажигается в основном за счет набегающего от предыдущих (по ходу вращения) горелок мощного вихревого потока высокотемпературных топочных газов. При такой схеме зажигания более эффективна вертикально-щелевая прямоточная горелка, в которой аэросмесь подается со стороны набегающего (поджигающего) потока высокотемпературных топочных газов, а вторичный воздух вводится со стороны наружного экрана, к которому отжимается весь факел. Существенное изменение конструкции топочной камеры при установке в центральной части ее многогранной экранированной вставки требует разработки специальных решений по включению этой внутренней поверхности в пароводяной тракт котла. При этом, если для котлов с естественной циркуляцией может быть принято одно решение, а именно включение экранов центральной вставки параллельно наружным экранам, то для прямоточных котлов помимо такой схемы возможна последовательная подача всего или части расхода среды сначала во внутренние, а затем в наружные экраны. Расположение пароперегревательных поверхностей нагрева, экономайзера и воздухоподогревателя в конвективных газоходах котла принимается таким же, как и для обычных котлов. Компоновка котлоагрегата с кольцевой топкой по расположению основного и вспомогательного оборудования принципиально не отличается от типовой компоновки котлов с квадратной тангенциальной топкой, хотя и здесь имеются некоторые особенности, связанные с формой кольцевой топки. Так, при схемах с прямым вдуванием топлива углеразмольные мельницы желательно располагать вблизи своего горелочного блока. В этом случае увеличивается длина питателя сырого угля, но зато существенно сокращается протяженность пылепроводов к горелкам, а следовательно, уменьшается их сопротивление и износ. В случае установки восьми мельниц на котел с восьмигранной топкой каждая из нылесистем работает на свой горелочный блок. При 4-х пылесистемах каждая мельница подключается к двум соседним горелочным блокам. Повышенная устойчивость и симметрия движения газов в кольцевой топке позволяют выполнить простую компоновку мельниц с горелками. Подвод вторичного воздуха к горелочным блокам выполняется отдельными отводами из общего короба, который опоясывает топочную камеру. На котле, рассчитанном для сжигания шлакующих углей, обдувочные устройства по топке устанавливаются только на наружных стенах. Использование серийных дальнобойных или глубоковыдвижных водяных аппаратов позволяет эффективно очищать и экраны внутренней вставки. Поскольку центральная вставка в кольцевой топке выполняется из газоплотных цельносварных панелей, ее внутренняя полость представляет собой газоплотный газоход большого поперечного сечения, который можно использовать для различных целей. Так при создании крупных котельных агрегатов с кольцевыми топками по оси полой внутренней шахты может быть установлена мощная центральная колонна, что позволяет значительно уменьшить длину и высоту несущих хребтовых балок каркаса котла. Кроме того, во внутренней шахте возможно размещение части опускной системы котла, что позволит освободить котел от части наружных трубопроводов. Для проведения ремонтных работ и осмотра остановленного котла в центральной шахте устанавливаются площадки обслуживания и скоростной лифт. В целом применение котлов с кольцевыми топками не требует специальной разработки каких-либо принципиально новых решений по компоновке котлоагрегата.

2.2. Исследование кольцевых топок на изотермических моделях /28.32/.

2.2.1. Исследование аэродинамики кольцевых топок.

Для проведения исследований аэродинамики и конвективного теплообмена в кольцевых толках в Сибтехэнерго и КазНИИЭ были изготовлены изотермические модели топочных устройств котлов 800 и 500 т/ч, рассчитанных для работы на канско-ачинских и экибастузских углях. Модели, выполненные в Сибтехэнерго в масштабе 1:40 и 1:25, предназначались для исследования общей аэродинамики кольцевых топок, конвективного теплообмена и отыскания способов гашения крутки топочного вихря в верхних сечениях топочной камеры. Конструкции модели позволяли изменять верхнюю часть топки и осуществлять вывод газов двумя или четырьмя конвективными газоходами. Для изучения конвективного теплообмена одна из стен наружной камеры могла заменяться на стенку, оборудованную трубками-калориметрами. Горелочные устройства выполнялись в три яруса с непроточным разрывом Ьр/Ь =2,1, где Ь,-величина непроточного разрыва между ярусами горелок, а Ьширина горелки. Ориентировку горелок на обеих моделях можно было изменять в пределах диаметра условной окружности с! у=0,3.0,8, а сопла рециркуляции ориентировать на создание потока с противоположной круткой. Кроме того, на модели большего масштаба имелась возможность изменить ориентировку сопел рециркуляции как в горизонтальной, так и в вертикальной ллоскост В последнем варианте эта модель топки была оборудована новым типом регулируемых прямоточных горелок. Внутренний восьмигранник был выполнен съемным в трех вариантах с диаметром вписанной окружности <11=с11/с1^=0,3 -0,5 и 0,7, что позволило исследовать его влияние на аэродинамику топочной камеры.

1.0.

0,5.

0,5.

2.2.1.1. Общая картина течения.

На рис. 2.2 показано распределение относительных величин тангенциальной.

Уф) и аксиальной (Ух).

ИЗ гг.

0.87 Г/Яг.

0,5 0,6 0.7 0, В 0.9 1.0.

1.0 0.5 0.

— 0.5.

Ух х- 0,87 -о—с Г/Яг.

0.5 0,6 0.7 0. В 0.9 1,0.

1.0.

0,5.

V¡-р ¿-Гц х 0,12 ГА2.

1,0 0.5 О.

0.5 0,6 0,7 0.8 0,9 1.0.

— 0.5.

Ух х= 0,12 Г/1?.,.

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0.

Рис. 2.2. Распределение У9 и V* по радиусу кольцевой топки в сечениях на уровне горелок (х=0,12) и вверху топки (х=0,87) при разных углах установки горелок. 0,3- 0,5-а-ау =0,75, — ж-а =0,8- составляющих вектора скорости в различных поперечных сечениях по высоте кольцевой камеры. Как видно, особенностью аэродинамики кольцевых топок является вихревое движение газов с ярко выраженными зонами приосевого обратного тока вблизи внутренней вставки и выходного вихря вблизи стен наружной камеры. Основная составляющая вектора скорости — тангенциальная (вращательная) скорость (V,).

В горелочной зоне тошси в соответствии с характером распределения тангенциальной скорости по радиусу камеры (г) так же, как и в циклонных камерах, можно выделить (рис. 2.2) две области течения: периферийнуюприблизительно квазипотенциального вращения (У^сош!) и центральнуюприблизительно квазитвердого вращения (Уу^сопй).

В зоне, расположенной выше верхнего яруса горелок, в отличие от циклонных камер, область квази-потенциального течения практически вырождается и (за исключением пристенного слоя) с увеличением радиуса наблюдается рост тангенциальной составляющей скорости (Уф). Здесь и далее V, и Ух представляют отношение соответствующей компоненты скорости к средней скорости на выходе из горелок (У0). С распределением V, по сечению кольцевой камеры неразрывно связано соответ-ствующее распределение по радиусу статического давления. При интенсивном вращении потока максимум Рст наблюдается вблизи наружной стенки камеры. С уменьшением радиуса Рст снижается вплоть до отрицательных значений в области внутренней вставки. Такая взаимосвязь Рсг обеспечивает равновесие вращающегося потока в кольцевой топке. Несколько более сложный вид, особенно в нижней части топки, имеет профиль аксиальной скорости. В основной части топки, исходя из распределения Ух по радиусу камеры можно выделить две области потока: область положительных значений V" которая расположена вблизи наружных стен камеры и представляет собой «выходной вихрь», и область отрицательных значений Ух, наблюдающуюся вблизи внутренней вставки и представляющую собой приосевой обратный ток". Обе эти области ярко выражены по всей высоте топки, за исключением самых нижних ее сечений. Анализ линий тока позволяет представить качественно следующую картину течения потока в кольцевой камере без верхнего пережима (рис. 2.3). Основная часть втекающего потока газов разворачивается в камере и вовлекается в поток «выходного вихря». Этот поток доходит до верхней части топки, где его внешняя основная часть отводится из камеры через выходные окна, а Рис. 2.3. Линии токов в кольцевой топке. внутренняя тормозится у потолка камеры, поворачивает назад и устремляется вниз, образуя при этом вблизи стен внутренней вставки приосевой обратный ток. Возникновение приосевого тока связано с наличием пониженного давления вблизи внутренней вставки. Этот приосевой обратный ток пронизывает почти всю топку, достигая (при некоторых режимах) холодной воронки, где нисходящий ток тормозится, разворачивается и вовлекается в восходящий поток газов. Поскольку в холодной воронке образуется пониженное статическое давление, сюда вместе с потоком приосевого обратного тока попадает также часть потока газов, втекающего в топку через горелки нижнего яруса. Этот поток также разворачивается в холодной воронке и вовлекается в общий восходящий поток газов. Максимальный расход приосевого обратного тока наблюдается в сечении выше верхнего яруса горелок и в режиме с (11=0,5 и (1у-0,5 составляет 10.12% от расхода воздуха через горелки. По сравнению с и V*, радиальные скорости в кольцевой топке относительно малы. Наибольшие значения V, приближающиеся к уровню аксиальных скоростей, наблюдаются по высоте топки в сечениях ввода горелок, а по периметру топки — в зоне развития горелочных струй (вблизи наружных стен камеры). Заметно влияет на аэродинамику нижней части топки удаление нижнего яруса блока горелок от дна холодной воронки. При фиксированной глубине холодной воронки близкое расположение горелок к началу ее скатов может вызвать интенсивное взаимодействие струй нижнего яруса с дном холодной воронки, приводящее к возникновению несимметрии потока в нижней части топочной камеры, включая и горелочную зону. Увеличение расстояния от горизонтальной оси нижнего яруса горелки до начала скатов холодной воронки или увеличение высоты холодной воронки ослабляет это взаимодействие и способствует увеличению симметрии потока.

2.2.1.2. Влияние поперечного размера (условного диаметра) внутренней вставки /28/.

Основной конструктивной особенностью кольцевых топок является наличие внутренней коаксиальной вставки, поперечный размер (диаметр) которой определяет дополнительную тепловоспринимающую поверхность внутри топки. В связи с этим весьма важным для кольцевых топок является отыскание оптимального размера вставки, при котором обеспечивались бы условия ее надежной работы и максимальный эффект от снижения высоты топки. Анализ профилей аксиальной (рис. 2.4) и тангенциальной скоростей для вариантов топки с различными диаметрами внутренней вставки показал, что увеличение с1[ до определенного предельного размера не приводит к качественному изменению профилей скоростей. Так, если при заданном с1у в режиме без вставки в приосевой области топки возникает развитая зона обратного тока диаметром (1Р, то установка в этой камере вставок диаметром 7{< ёр не влияет на характер выходного вихря вблизи наружных стен топки. В количественном отношении изменение с1[ слабо сказывается на профиле У9по высоте топки, но более заметно влияет на распределение аксиальной скорости (V*). По сравнению с режимом с <11=0 установка внутренней вставки вызывает некоторое расширение границы зоны приосевого обратного тока, однако чрезмерное увеличение йь например до 0,7, приводит к ликвидации этой зоны. Поскольку интенсивность приосевого обратного тока при (11=0 относительно невелика, то уменьшение этой зоны за счет установки внутренней вставки слабо отражается на изменении максимальных значений тангенциальной и аксиальной скоростей. С учетом эффективной аэродинамики и теплообмена в кольцевой топке оптимальное значение (11=0,5. .0,6.

Рис. 2.4. Распределение аксиальной скорости Ух в поперечных сечениях по высоте восьмигранной тангенциальной и кольцевой топочных камер при разных размерах внутренней вставки <1у=0,75, Ке,=]06×103.

2.2.1.3. Влияние условного диаметра ввода горелочных струй /28/.

Условный диаметр, касательно к которому направляются оси горелочных струй, является основным конструктивным параметром, в наибольшей степени влияющим на структуру течения как в поперечном сечении, так и по высоте кольцевой топки. Втекающая в топку по тангенциальной схеме горелочная струя перестраивается из прямолинейного потока во вращательный, что, естественно, связано с дополнительной затратой энергии. При этом горелочные струи тем быстрее вовлекаются в общее вихревое движение, чем больше <1у приближается к диаметру наружной камеры ?2 (рис. 2.2). Если при <1У=0,3 горелочная струя перестраивается после разворота ее от места ввода через 25°, то при <�±,=0,75 струя теряет свойства прямолинейного потока уже через 5°. Естественно, что струи, вводимые под большим (1У, в большей степени способствуют усилению крутки общего потока в камере, интенсифицируя при этом приосевой обратный ток и восходящий выходной вихрь. С увеличением 6У возрастают коэффициенты сохранения тангенциальной скорости в плоскости ввода.

2.1) к и начального момента вращения.

2'2).

Здесь V, мпкс и У, — максимальное и текущее (по радиусу г) значение тангенциальной скорости в плоскости ввода горелочных струй, К.2- радиус окружности, условно вписанной в наружный восьмигранник.

Следует отметить, что уже при <1у=0,8 значения Е&bdquoи Е&bdquoприближаются к единице, что говорит о том, что такой хордальный ввод по эффективности близок к чисто тангенциальному. Более высокие значения У<1ШКС при больших с! у сохраняются и по высоте камеры. Характерной особенностью ввода струй с с1у=0,3 и 0,5 является их проникновение ближе к внутренней вставке, в то время как при с1у=0,75. 0,8 максимум тангенциальной скорости приближен к наружной стенке камеры. Увеличение общей крутки потока в камере с ростом ¿-у способствует увеличению размеров и массового расхода зоны приосевого обратного тока (в камере без пережима), что особенно наглядно проявляется в сечениях выше уровня горелок. В то же время движение газов вблизи наружных стен в зоне выше горелок (Х>0,5) в открытой кольцевой топке практически всегда (по крайней мере, при 5У>0,3) пристенное. Измерения коэффициента гидравлического сопротивления (?) моделей топки показали /28/, что для всех углов установки горелок он не зависит от числа Рейнольдса в исследуемом интервале его изменения (11е>б0−103). Что же касается влияния самого Зу, то с изменением его от 0,75 до 0,5, т. е. пока в камере сохраняется вихревое течение, коэффициент сопротивления практически не изменяется. При дальнейшем уменьшении ёу картина течения качественно изменяется, что приводит к некоторому увеличению Ъ, от 1,15 при Ву=0,5 до 1,24 при с1у=0,2. Проведенные исследования позволили установить, что в зависимости от типа и конструкции горелок оптимальное значение Зу находится в диапазоне 0,5. .0,75.

2.2.1.4. Влияние геометрии выхода на аэродинамику кольцевой топки /28,31/.

Конструктивная проработка вариантов профиля котла с кольцевой топкой показала, что в зависимости от принятой компоновки (Т-образная с верхним пережимом и без него, башенная, полубашенная и др.) по разному решается конструкция верхней части топки. В связи с этим представлялось важным изучить влияние геометрии выхода на аэродинамику кольцевой топки. В результате специальных исследований установлено, что значительное влияние на аэродинамику кольцевой камеры оказывает пережим (сужение) в верхней части топки (переход с восьмигранника на зауженный квадрат). Из общих соображений аналогии течений в кольцевой и циклонных камерах можно предположить, что пережим вверху кольцевой топки должен воздействовать примерно так же, как диафрагма на выходе из циклона. Действительно, наличие пережима вызывает значительное увеличение избыточного статического давления по всей высоте камеры (рис. 2.5), но в отличие от полой (без внутренней вставки) циклонной камеры в кольцевой топке полностью исчезает зона разрежения вблизи внутренней вставки, а нисходящий ток наблюдается лишь только в холодную воронку. В отличие от кольцевой топки без пережима, где влияние Ау особенно.

Рис. 2.5. Влияние пережима в верхней части кольцевой камеры на распределение статического давления: 1-топка с пережимом- 2−6ез пережима. заметно лишь на аэродинамике нижней половины топки, в камере с верхним пережимом изменение <1у оказывает значительное воздействие на аэродинамику по всей высоте топки и с уменьшением с1у можно добиться минимального и одинакового омыванда внешних и внутренних стен как в горелочной зоне, так и выше ее. Другами словами, наличие пережима в верхней части кольцевой топки делает ее аэродинамику более чувствительной к изменению направления горелочных струй.

2.2.1.5. Аэродинамика верхней части кольцевой топки /28,31/.

Анализ приведенных выше экспериментальных данных показывает, что одной из основных особенностей аэродинамики кольцевых топок в отличие от топок с тангенциальным расположением горелок является более высокая степень сохранения крутки потока по высоте топки. Следовательно, в натурных условиях следует ожидать значительного уровня тангенциальных скоростей на выходе с характерными для вращающегося потока скоростной и температурной неравномерностями на входе в ширмовые и конвективные поверхности нагрева. При разработке технических решений по котлам с кольцевыми тонками рассматривались следующие возможные варианты компоновки конвективных газоходов: башенная, полубашенная и Т-образная с двумя или четырьмя симметрично расположенными газоходами. Из общих соображений о симметрии омьшания поверхностей нагрева, расположенных за топкой, следует, что характерное для кольцевой топки сохранение крутки и скоростной неравномерности по радиусу в верхних ее сечениях особенно сильно должно сказываться на котлах с Т-образной компоновкой. В топке с двумя расширенными газоходами наблюдается существенная неравномерность распределения скоростей газового потока по ширине газохода. Так, со стороны «набегания» потока на выходное окно (с учетом направления крутки) скорости максимальны и снижаются до минимума с образованием даже зон с обратным током с противоположной стороны. На котле с четырьмя газоходами степень неравномерности значительно меньше, и зоны с обратным течением отсутствуют. Отмеченная выше большая скоростная неравномерность для двухгазоходного выхода газов получена для варианта с расширенными газоходами, каждый из которых образован путем соответствующей отгибки труб трех смежных граней топки. При разработке проекта опытно-промышленного котла 820 т/ч более технологичной оказалась Т-образная компоновка двух зауженных газоходов. При таком решении распределение скоростей по ширине газохода становится более равномерным, а зоны с обратным движением газов отсутствуют. Существенному уменьшению скоростной неравномерности по ширине выходного окна кольцевой топки способствует также выполнение пережима (сужения) в верхней части топочной камеры. Интересно отметить, что в кольцевой топке с щелевыми горелками и аэродинамической регулировкой направлении факела путем отжатия горелочных струй в сторону внутренней вставки удается снизить неравномерность на выходе в 2 раза по сравнению с режимом, когда поток отжат к наружной стенке. Это, вероятно, объясняется существенным уменьшением общей крутки потока. Тем не менее и в этом случае неравномерность остается достаточно большой, что может привести к снижению надежности работы поверхностей нагрева из-за неравномерности их тепловосприятия и шлакования. В связи с этим поиск средств снижения этой неравномерности на выходе из кольцевой топки — одна из важных задач. Известными методами подавления температурной неравномерности и снижения общего температурного уровня на выходе из топки является ввод (рециркуляция) низкотемпературных дымовых газов или горячего воздуха в верхнюю часть топки. Этот метод достаточно широко применяется для мощных котлоагрегатов с «линейными» топками. Для кольцевых топочных устройств с характерным вихревым движением основного потока ввод рециркуляции должен, наряду с уменьшением общего температурного уровня, обеспечить снижение крутки потока и выравнивание скоростных и температурных полей на выходе из топки. Как показали исследования условий ввода рециркуляции в верхнюю часть тангенциальных топок /6,7/, наиболее эффективным средством подавления остаточной крутки и снижения скоростной неравномерности является тангенциальный ввод ре1 циркулирующих газов с направлением крутки, противоположным направлению вращения основного потока. Очевидно, для кольцевых топочных устройств такое решение также применимо, и оно наиболее рационально /19/. Поскольку существующие методы расчета и методические указания по проектированию рециркуляции не могут в «чистом» виде использоваться для сложных вихревых течений, были проведены экспериментальные исследования по отработке тангенциального (с противокруткой) ввода рециркуляции в верхнюю часть топочных камер. Невозможность применения существующих методов расчета объясняется и различными условиями взаимодействия струй рециркуляции с основным потоком. Так, во всех известных случаях рассматривается основной поток с однозначным направлением движения, ири котором определяющей является расходная составляющая скорости (скорость в направлении движения), другие же составляющие скорости (V, и V,) практически равнялись нулю, и поле скоростей по сечению потока предполагалось равномерным. В кольцевой топке при достаточно интенсивном вращении потока основная масса газов протекает ближе к наружной стене. В этой области поле скоростей неравномерно и, по крайней мере, две составляющие вектора скорости (V, и Ух) имеют значительные величины. Ввод рециркуляции в верх кольцевых топочных камер изучался на трех изотермических стендовых установках, отличающихся масштабом, компоновкой сопл рециркуляции (на наружных или внутренних стенах), относительной высотой их расположения от оси верхнего яруса горелок, а также их суммарным относительным сечением. Для всех вариантов принята тангенциальная компоновка сопл рециркуляции с направлением крутки, противоположным направлению вращения основного потока. При этом варьировались диаметр условной окружности в центре топки, по касательной к которой ориентировались оси сопел (?>=0,2.0,75), угол наклона сопел относительно горизонтали (р=0.20°), доли рециркуляции (гр=0.20%). Здесь и ниже гротношение массового расхода газов рециркуляции к расходу через горелки, т-пидродинамический параметр: о ?2.

2.3) рт ¦ где рр и рТплотность рециркулирующих и топочных газов, соответственно;

УР и У/.,-скорость газов на выходе из сопл рециркуляции и в сечении топки перед вводом рециркуляции, соответственно.

Исследования показали, что ввод рециркуляции заметно влияет на характеристики потока, причем с увеличением доли рециркуляции это влияние усиливается (рис. 2.6). Значительно выравниваются профили аксиальных и тангенциальных скоростей, зона обратных токов вблизи внутренней вставки полностью исчезает. При малой доле рециркуляции (гр=)0%- го=157) струи не проникают на всю глубину топки и практически полностью вовлекаются в основной пристенный поток. При этом максимальная величина тангенциальной скорости уменьшается по сравнению с режимом без рециркуляции на 25.28%, а аксиальная скорость вблизи стен наружной камеры возрастает. При увеличении гр до 15% (т-355) струи рециркуляции оказывают более значительное влияние на поток в топке, что проявляется в уменьшении У, тах на 60%, выравнивании доля аксиальных скоростей и увеличении глубины проникновения струй в кольцевой объем топки. Проходя через пристенную зону основного потока, струи в значительной мере сохраняют свою индивидуальность и, заполняя зону вблизи внутренней вставки (ширина зоны ~0,21<2), образуют в ней активный кольцевой поток с обратной круткой. При гр=20% (т=625) весь поток в топке раскручивается в обратную сторону, т. е. в направлении крутки струй рециркуляции. Поле аксиальных скоростей сохраняется достаточно ровным, а величина V* возрастает. Вероятно, при гр=20% энергия струи настолько велика, что поток в топке не может изменить направления ее движения, в результате чего струя рециркуляции, проходя пристега1уго зону по тока, сохраняет.

0,5 0,.

0.7 0,8 0.9 1,0.

0,25.

Ух 1111 б.

Г/Я г.

Рис. 2.7. Распределение концентраций рециркулирующих газов в поперечном сечении кольцевой топки: ?1=0,5- йу=0,5;

0.5 0,6 0,7 0,8 0.9 1.0 Рис. 2.6. Распределение тангенциальной (а) и аксиальной (б) составляющих скорости в верхней части кольцевой топки приразных долях рециркуляции (^=0,5- с1у—0,5, ?)у.р=0,75- X 1″ р=0,008- Хр=0,58): 1-гр=0- 2 .10%- 3−15%- 4−20%. практически свое направление и энергию. Измерения полей концентраций вводимого (рециркулирующего) агента, измеренные в трех сечениях по высоте топки, показали (рис. 2.7), что при всех вышерассмотренных трех режимах ввода рециркуляции (гр=10- 15- 20%) происходит усиленное перемешивание компонентов, что является характерным для вихревых потоков. Перемешивание интенсивно протекает на <р=0,008): 1-Гр=10%, т=140- 2−15%, 312, 3−20%- 550. начальном участке взаимодействия й практически завершается, в сечении Хр=0,25. 0,3. Увеличение гидродинамического параметра (т) способствует росту интенсивности перемешивания и уменьшению конечной величины максимальной температурной неравномерности Для всех режимов ввода рециркуляции свойственно проникновение рециркулирующего агента в кольцевую зону вблизи внутренней вставки, Характер распределения концентраций в сечении ввода рециркуляции (Хр=0) при т/ 20% подтверждает описанное взаимодействие струй с потоком при больших импульсах. Зона с максимальной концентрацией рециркулирующего агента в этом случае сосредоточена вблизи наружных стен топки. Проведенные исследования распределения концентрации рециркулирующих газов по высоте топки при различных режимах позволили установить, что в этих режимах газы рециркуляции оказывают влияние на значительном расстоянии от их ввода, а по сечению топки они имеют ярко выраженный максимум концентрации у внутренней вставки (в данном случае отсутствовала зона с противокруткой вблизи внутренней вставки). В результате этого происходит их быстрое перемешивание с топочными газами, однако повышенная концентрация вблизи внутренней вставки сохраняется до самого верха топочной камеры. Это означает, что на реальном котле подача газов рециркуляции снизит не только скоростную неравномерность вверху топки, но и будет способствовать выравниванию температуры в объеме топочной камеры, начиная с середины топки и выше. Таким образом, ввод рециркуляции в верхнюю часть кольцевых топочных камер по тангенциальной схеме с направлением крутки, противоположным направлению крутки основного потока, является эффективным средством подавления остаточной крутки и выравнивания профилей скоростей и температур на выходе из топки. Основные параметры, определяющие эффективность воздействия рециркуляции на закрученный поток в топочной камере, следующие: доля рециркуляции (гр), гидродинамический параметр (т), сечение и размеры сопл рециркуляции (? {р и? эк".р) и диаметр условной окружности рециркуляции (с1у.р). Первые три из указанных параметров являются взаимосвязанными и должны рассматриваться в комплексе.

2.2.2. Конвективный теплообмен в кольцевой топке /28,29/.

В существующих топочных устройствах между факелом и экранными поверхностями нагрева происходит сложный теплообмен, который включает как радиационную, так и конвективную составляющие. Известно, что в открытых призматических топках доля конвективного тепловосприятия экранов не превышает 10%, и поэтому в рекомендациях нормативного метода при расчете линейных и тангенциальных топок она не учитывается. В случае же перехода к кольцевым многогранным топкам, приближающимся по структуре вихревого течения газов к циклонным и вихревым камерам, доля конвективного тепловосприятия экранов может быть весьма существенной. Для изучения особенностей конвективного тепловосприятия экранов кольцевой топки были проведены специальные исследования с использованием метода локального эяектротеплового моделирования, при котором одна из восьми наружных и внутренних граней топки экранировалась нагреваемыми постоянным током трубками 03×0,5 мм, внутри которых перемещались термопары с диаметром спая 0,3 мм. Нагрев не одной, а системы трубок (6−7 шт.) и выполнение измерений в трубке, расположенной в середине пучка, позволяло пренебречь теплообменом между соседними трубками, поскольку их температура была приблизительно одинаковая, и в то же время обеспечить условия шероховатости в середине пучка, близкие к натурным.

На рис. 2.8 приведены экспериментальные данные для наружных экранов, обработанные в виде критериальной зависимости N1^ от Нс1. При этом для расчета чисел Nu, r «А и Red= в качестве з.г.

5,8 6,0 6,2.

Рис. 2,8. Изменение Ми от Яе для наружных экранов кольцевой топки при разных углах установки горелок.

О — dy—0,3;

— dy = 0,5- u≅cly=OI75- Я характерных величин принимались диаметр наружной камеры d2, скорость на выходе из горелок Wг, а коэффициенты теплопроводности А. и кинематической вязкости v оценивались для средней температуры воздуха в камере. Чаиисимосп. Nuj or Rej для кольцевой тонки может быть выражена в виде.

Nu=A Red (2.4) где постоянный множитель «А» при прочих равных условиях зависит от параметра возрастая при его увеличении (для наружных экранов). Физически это объясняется тем, что с ростом <1у максимум Уф приближается к наружным экранам уже в начальных (на уровне горе ночных вводов) сечениях топки, и в результате более интенсивно омываются потоком наружные стены. Для условий модели значение коэффициента, А в формуле (2.4) составило 0,0017.

2.2.3. Особенности омывания и конвективного тепловосприятия топочных и выходных ширм /28/.

В современном крупном котлостроении при разработке схем и конструкций пароперегревателя широкое применение находят полурадиационные пшрмовые поверхности нагрева, расположенные обычно в выходной части топочной камеры. При разработке вариантов крупных котлоагрегатов с кольцевой топкой также прорабатывались несколько схем размещения ширм над топкой, т. е. на входе в горизонтальные конвективные газоходы. Особенность схемы установки топочных ширм заключается в том, что они располагаются по направлению скорости, т. е. в плоскости составляющих вращательной (У, р) и подъемной (Ух), что уменьшает опасность их загрязнения и шлакования (при этом существенно ослабляется наброс газового потока на ширмы). С другой стороны, такое расположение ширм в кольцевом зазоре позволяет организовать их очистку с помощью обычных обдувочных аппаратов или устройств импульсной очистки. Для изучения условий омывания и конвективного теплообмена топочных и выходных ширм в кольцевой топке, в Сибтехэнерго под руководством автора были проведены на изотермических моделях специальные исследования с использованием метода локального электротеплового моделирования. Для этого каждая ширма выполнялась в виде плоской пластины с габаритными размерами, подобными натурным (по проекту котла 820 т/ч). С внешней стороны каждой такой пластины крепилась медная трубка-калориметр, представляющая собой модель крайнего (огибающего) змеевика ширмы.

Исследования условий обтекания ширм показали, что по всей высоте топочные ширмы достаточно активно омываются газовым потоком, хотя сам уровень скоростей при приближении к потолку снижается. В поперечном сечений кольцевого зазора на уровне расположения ширм (по высоте топки) сохраняется свойственное для закрученного течения расположение максимума скорости вблизи наружной стенки. Естественно, при таком характере движения газов наибольшее конвективное тепловосприятие имеют ширмы, расположенные ближе к наружным граням топки.

В соответствии с рассмотренными выше особенностями омывания топочных ширм отмечается (рис. 2.9) несколько большее (на 15. 20% от среднего уровня) конвективное тепловосприятие нижней трети ширмы, в то время как верхняя (припотолочная треть) ширмы воспринимает на 15.20% меньше тепла за счет конвекции. Для большинства ширм даже в режиме без рециркуляции (гр=0) неравномерность распределения ак по высоте ширмы не превышает 20%. Распределение ак между ширмами по ширине газохода качественно согласуется с распределением скоростей газового потока. Так, рециркуляции.

Рис. 2.9. Неравномерность конвективного тепловосприятия по высоте топочных ширм (на модели).

1,1 1,0 0.9 0,8.

1 2 3.

Як 1 1.

ГП-1 в.

4 5 6 7 8 9 10 11 12 Номер шир/лы Рис. 2.10, Распределение конвективного тепловосприятия выходных ширм по ширине режиме без наибольшее тепловосприятие конвекцией (на 15% больше среднего) имеют ширмы, расположенные в первой четверти газохода со стороны набегающего из топки закрученного потока (рис. 2.10). Ширмы, размещенные в середине газохода, имеют конвективное тепловосприятие на 10. 15% ниже «к срПодача рециркуляции в верхнюю часть топки с противокруткой в количестве 10% существенно уменьшает (с 30 до 10. 15%) эту неравномерность. Обработка экспериментальных данных показала, что конвективное тепловосприятие модельной ширмы подчиняется зависимости вида газохода (.

0.75- Р=0.7): 1.

1^=415, гр т=637.

0%, 2-Кет=374, гр=10,.

Ыи=АКе" '.

2.5).

Для условий модели при ?1=0,5, (1У=0,75 и г,=0 среднее (для 12-ти ширм) значение коэффициента, А составило 0,353.

2.3. Исследование условий «прилипания» горелочных струй к стенам в кольцевой и тангенциальной топках /34/.

Одной из специфических особенностей аэродинамики кольцевых и тангенциальных топок является «прилипание» (при определенных условиях) горелочных струй к стенам топочной камеры, что обычно способствует шлакованию экранов (рис. 2.11). В лаборатории моделирования Сибтехэнерго под руководством автора впервые (применительно к топочным устройствам) были проведены комплексные исследования этого вопроса. Экспериментальная часть рассматриваемого исследования проводилась на двух установках. На первой установке изучались особенности течения изотермической однофазной струи вблизи плоской боковой стенки, расположенной под различными углами относительно сопла (в пределах 10.60°). Вторая установка представляла собой изотермическую модель тангенциальной топки котла БКЗ-500 с четырьмя щелевыми горелками, выполненными в четыре яруса и расположенными в углах топочной камеры. Движение струи вблизи—плоской боковой стенки определялось влиянием, гак называемого «эффекта Коанда». Исследования показали, что распространение струи вдоль стенки или в отрыве от нее определяется углом наклона оси струи относительно стенки, высотой струи, величиной начальной скорости вторичного воздуха (У2) и отношением скоростей вторичного и первичного воздуха.

Было установлено, что в диапазоне углов при величинах скорости У2 в пределах 30.40 м/сек и возможно как отрывное течение, так и течение вдоль стенки. При этих условиях определяющим фактором является соотношение высоты (Ь) и ширины (Ь) горелки (рис. 2.12). При УЪ>7 струи развиваются только вдоль стенки. Движение струи в топочной камере определяется помимо «эффекта топке. Н, и Нг-давление со стороны факела струи при разном соотношении высоты к и пристенной областиЬр-непроточный ширине сопла (горелки). разрыв между ярусами горелок- 1топливовоздушная смесь- 2-вторичный воздух.

Коанда" еще и влиянием вихревого сносящего потока, действующего на каждую струю в направлении боковых стен. Следовательно, для организации отрывного от стен течения необходимо ослабить влияние этих факторов. Исследования показали, что ослаблению эффекта Коанда способствует выполнение горелочного устройства в виде нескольких ярусов с непроточными разрывами между ними. Причем, величина непроточного разрыва (Ьр) должна быть достаточно большой, т.к. только увеличение этого разрыва до 3,5Ь приводит к отрывному от стен течению. В плане ослабления действия сносящего потока возможно размещение горелок попарно на разных высотах. Причем, в случае размещения горелок на разных высотах и организации большого простенка между ярусами оба искривляющих струю эффекта ослаблены одновременно, что и дает наиболее оптимальную картину течения.

Таким образом, проведенные исследования позволили определить пути организации отрывного от стен топочной камеры течения с минимальными набросами на стены. В условиях возрастающих единичных мощностей котельных агрегатов, с применением вертикально — щелевых горелок, конструктивное выполнение горелок в виде нескольких ярусов с большим простенком (непроточным разрывом) между ними, а также соответствующее размещение их в плане топки позволяет избежать шлакования топочных экранов.

Результаты этих исследований были использованы при разработке Методических указаний по проектированию топочных устройств энергетических котлов.

2.4. Пристенная газовая завеса как способ предотвращения локального шлакования в тонке.

Рассматривая проблемы шлакования в топочных камерах, следует иметь ввиду, что все известные и широко применяемые технические решения, наряду с положительным воздействием, имеют и отрицательные стороны. Так общее снижение температуры и теплонапряжения топки снижает устойчивость и экономичность сгорания топлива, а удаление факела от стен топки уменьшает их восприятие. В ряде случаев общего снижения температуры факела оказывается недостаточным, т.к. остаются отдельные опасные зоны топки, подверженные шлакованию. Обычно особенно опасной зоной является область экранов в конце зоны активного горения, где имеют место максимальный уровень температуры факела и падающих тепловых потоков на экраньг Для локальной защиты этой зоны экранов от шлакования может быть достаточно эффективно использована пристенная газовая завеса, например, путем вдува вдоль экранов струй «холодных» рециркулирующих газов. Известно, что этот способ защиты стен от чрезмерных тепловых потоков широко используется в камерах сгорания и других объектах. В топочных устройствах котлов этот способ пока не нашел применения, что связано, по-видимому, прежде всего с большими размерами защищаемой поверхности стен. Исследование возможности защиты топочных экранов от шлакования с помощью газовой завесы проводилось на модели топки котла П-67 блока 800 МВт Березовской ГРЭС /6/. Ввод струй газовой завесы осуществлялся выше оси верхнего яруса горелок двумя ярусами сопел. Для изучения эффекта охлаждения и конвективного тепловосприятия экранов использовался метод локального электротеплового моделирования. В процессе проведения работы изучалось влияние на эффективность газовой завесы угла установки сопл относительно стены топки (?5,) и параметра вдува пгл (2'6).

Здесь р, ир&bdquo— соответственно плотность среды завесы и потока газов в топке (кг/м), а и скорость истечения струй газовой завесы и спутного потока газов в топке (м/с). На рис. 2.13 показана схема ввода и течения исследованных струй газовой завесы. Исходя из конструктивных возможностей расположения сопл на натурном га^одоа ¿-аЬесы.

Рис. 2.13. Схема ввода струй газовой завесы на модели топки котла П-67. котле П-67, в модели сопло 1 устанавливалось параллельно защищаемой стенке, а сопло II под углом 15 и 20 град. Струя завесы, вытекающая из сопла 1, «стелется» вдоль стенки сравнительно узкой струей с максимумом температуры вблизи стенки. Следует отметить, что в отличие от натурного котла на модели газовая завеса имитировалась вводом струи горячего воздуха с температурой Т3 в более холодную топочную среду с температурой То. С удалением от сопла 1 ширина температурного профиля непрерывно возрастает. В сечении х/в=0,45 на профиль этой струи накладывается струя от сопла И, ввод которой под углом к защищаемой стене заметно увеличивает ширину температурного профиля. Кроме того, горелочные струи верхних ярусов как бы отжимают завесную струю от стенки, уменьшая ее дальнобойность и эффективность и заметно увеличивая ширину температурного профиля. Измерения профилей температуры в пограничном слое в различных сечениях по течению потока от сопла 1 показали, что в режиме без воздействия горелочных струй для всех профилей характерно (в условиях модели при Т3>Т") расположение максимума температуры практически на стенке (рис. 2.13). Эффективность газовой завесы существенно зависит от параметра вдува, который в нашем случае изменялся за счет изменения расхода воздуха через сопла завесы. При прочих равных условиях эффективность завесы от сопла 1, установленного параллельно защищаемой стенке ((1=0 град.), заметно выше чем для завесы от сопл, установленных на середине грани топки под углом (З3=15 и 20 град. Так для завесы сопла 1 характерно наличие довольно протяженного начального участка (х/Ь~6), где эффективность на оси завесы не уменьшается (т1=1). Полученные экспериментальные данные по эффективности завесы (рис. 2.14) в режимах без воздействия горелочных струй хорошо согласуются с расчетной кривой по формуле Э. П. Волчкова.

1 +.

62,5.

-~Ке~0,25 +0,143 Ъ чО, И4.

0,8.

2.7) где Дхзначение продольной координаты, отсчитываемое от точки, где начинается падение эффективности (п<-1). Это позволяет использовать известные расчетные зависимос7Н для оптимизации технических решений по организации завесы на крупных котлоагрегатах. Приведенные исследования конвективного тепловосприятия экранов топки при наличии и отсутствии завесы показали, что в сравнении с данными по ак при отключенной завесе (ш=0) ввод пристенной струи значительно интенсифицирует конвективный теплообмен на защищаемой стенке, что должно.

Рис. 2.14. Эффективность газовой завесы при разных параметрах вдува т и углах ввода газовой завесы Рз. о —1X1 = 13,7- о — т = 9,89- ?-т = 6"1- (Р =0°) «— т = 13,7- * — т = 9,89- •-т = 6,1- ((3 = 15°).

20 976.

Рис. 2.15. Профили температуры в пристенном слое вдоль стены топки котла П-67 при вводе газовой завесы (Р—15°- Т0=1115°С, Тз=352°Ст=9.89, Чз=13%-) учитываться при расчете и проектировании газовой завесы. Полученные в работе результаты были использованы для расчета пристенной завесы на котле П-67 (рис. 2.15). Согласно расчетам газовая завеса при принятых условиях распространяется по всей ширине защищаемой стены топки. При этом высота завесы, рассчитанная по 50-ти процентной границе, составляет 5 м, а по 5-ти процентной — Юм. Наиболее сильное снижение температуры естественно ожидать по оси завесы (до 350 °C в ближайших к соплам сечениях). Проведенные исследования и выполненные на их основе расчеты показывают, что локальная защита экранов с помощью пристенных газовых завес может быть эффективным средством борьбы со шлакованием топки в наиболее опасных ее зонах.

2.5. Разработка и исследование прямоточных горелок для кольцевой и тангенциальной топок /35.38/.

2.5.1. Исследование аэродинамики вертикально-щелевых прямоточных горелок /35/.

Несмотря на широкое распространение в практике пылесжигания прямоточных горелок, закономерности аэродинамики этих устройств до настоящего времени остаются недостаточно изученными, что существенно сдерживает дальнейшее развитие их конструкций и совершенствование методов расчета. Из всего множества применяемых на практике конструкций прямоточных горелок одним из наиболее перспективным типов являются вертикально — щелевые горелки с внешней подачей аэросмеси. При такой схеме выходящая из горелки топливно — воздушная смесь непосредственно контактирует с высокотемпературными топочными газами, за счет чего обеспечивается устойчивое зажигание пылеугольиого факела, а интенсивное в дальнейшем смешение аэросмеси со вторичным. воздухом способствует эффективному выгоранию топлива на коротком участке топки. Учитывая перспективность и недостаточную изученность таких схем прямоточных горелок, в Сибтехэнерто под руководством автора были исследованы основные закономерности их аэродинамики и Смешения при различных режимных и конструктивных параметрах истечений струй первичного и вторичного воздуха. Исследования проводились на изотермической модели горелки, представляющей собой два вертикально — щелевых канала одинаковой высоты, но разной ширины и Ь2. При обработке экспериментальных данных скорость в каждой точке струи относилась к среднерасходной скорости истечения из горелки потока вторичного воздуха ?2, а размеры струй — к полуширине всей горелки — Ь/2.

На рис. 2.16 показана характерная картина течения рассматриваемых струй.

Здесь ь (278).

— р

Ъ х/ Ь — 1>,?6 х/Ь.

О.Ь V О 0.5 а) где Ь| и — ширина каналов первичного и вторичного воздуха соответственно, а Сширина простенка между каналами. При истечении двух потоков с разной скоростью из соприкасающихся сопел (С=0) в начальных сечениях струи ступенчатый профиль скорости сохраняется до сечений х/Ь=3. .4. В дальнейшем струя приобретает профиль, характерный для одиночной свободной струи. При этом ось струи практически совпадает с осью более мощной по импульсу струи вторичного воздуха. В случае истечения потоков из сопл, расположенных на определенном расстоянии друг от друга, на начальном участке струи в межструйной области возникает зона с пониженным статистическим давлением, способствующая вовлечению в эту область определенной доли газа из окружающего струю пространства (в условиях работающей горелки это высокотемпературные газы). Глубина и ширина этой зоны в существенной степени определяются величиной межсоплового разрыва (с/Ъ) и соотношением массовых расходов (импульсов) потоков первичного и вторичного воздуха. На участке х/Ь>2. .3 (при с/Ь=0,35.0,51) струя приобретает профиль, характерный для рассмотренного выше случая истечения струй без разрыва. В отличие от широко применяемых в настоящее время прямоточных горелок, где имеет место только внешнее зажигание факела, в горелках с простенком между соплами появляется возможность организовать и внутренний фронт.

О.Г) V О 0.5 V 0 0.5 V О [}.

Рис. 2.16 Распределение скорости в поперечном сечении струи на различных расстояниях от устья горелки, а-вариант без простенка между каналамиб-вариант с простенком между каналами, зажигания. Последнее представляется принципиально важным и перспективным для прямоточных горелок при сжигании низкореакционных углей. Поскольку зажигание и выгорание факела в существенной мере определяются интенсивностью смешения потоков первичного и вторичного воздуха друг с другом и окружающей средой, в работе более подробно изучались концентрационные характеристики исследуемых струй. Из анализа распределения концентрационных составляющих в различных сечениях по длине струи следует, что до сечения х/Ь=1.1,6 первичный и вторичный потоки Не взаимодействуют. Однако в сечениях х/Ь>3, даже при разрыве между струями с/Ь=0,51, вторичный и первичный воздух распределяются по всему сечению струи. Характерной особенностью распределения концентрации окружающей среды (Сокр), которая в условиях изотермической модели служит аналогом высокотемпературных топочных газов, является наличие (рис. 2.17) максимума в ближайших к устью горелки сечениях не только на внешних границах струи, но и в межструйном пространстве. Поскольку справа и слева от этого максимума, т. е. в основной части струи, О^О, его появление является следствием интенсивной эжекции окружающей среды, которая имеет место по всей высоте межструйной зоны. С увеличением разрыва между струями концентрация Сокр в межструйном пространстве возрастает, что говорит о важности этого конструктивного параметра горелки для зажигания и выгорания факела. Проведенные исследования показали, что для вертикально-щелевых горелок интенсивность смешения существенно возрастает с уменьшением соотношения ширины сопл (Ц/Ьг) и скоростей истечения потоков первичного и вторичного воздуха что должно учитываться при расчете и конструировании аналогичных горелок.

Полученные результаты использованы при разработке Методических указаний по проектированию топочных устройств энергетических котлов, а также при конкретном проектировании котлов с тангенциальными топками на АО «ЗиО» и АО «Сибэнергомаш». На конструкцию прямоточной вертикально-щелевой горелки с регулируемым простенком получено авторское свидетельство на изобретение /36/.

2.5.2.Разработка и исследование регулируемой прямоточной горелки /28,37,38/.

Как было показано, в кольцевой и тангенциальной топках положение горелочных струй в топочном объеме определяется диаметром условной окружности установки горелок. Поскольку его изменение на натурном котле с типовыми прямоточными горелками связано с изменением конструкции горелочных устройств,.

1,25.

2.50 у/Ь ь, РЩ1 Ь г 1.

ЦЩ |.

2Ь «!

Рис. 2.17 Распределение концентрации окружающей среды в поперечных сечениях струй на разных удалениях от устья горелки с простенком между каналами. возникла необходимость разработки иного способа управления горелочными струями. В основу конструкции такой горелки положена аэродинамическая регулировка. Особенностью ее является то (рис. 2.18а), что канал вторичного воздуха делится на два вертикально-щелевых подканала, средний, ось которого параллельна оси канала аэросмеси, и боковой, расположенный под острым (30.45°) углом к нему. Специальные клапаны позволяют перераспределять подачу воздуха по этим каналам и. тем самым изменять вторичного воздуха, а следовательно, и всей горелочной струи, поскольку струя вторичного воздуха, обладая по сравнению с потоком аэросмеси существенно большим импульсом, является определяющей. При полном перекрытии клапаном бокового канала вторичный воздух вытекает из горелки параллельно струе аэросмеси. При полной или частичной подаче вторичного воздуха по боковому каналу горелочная струя отклоняется от оси горелки в сторону вставки. Проведенные в Сибтехэнерго стендовые исследования изотермической модели горелки, а в КазНИИЭна огневом стенде подтвердили ее большие регулировочные возможности. Опыты проводились при различных соотношениях импульсов первичного (Р)) и вторичного воздуха (Р2)и различных углах между каналами вторичного воздуха. Это позволило выявить два основных фактора, определяющих степень отклонения струи: первыйугол между каналами вторичного воздухавторойотношение импульса бокового потока вторичного воздуха (Рг.б) к суммарному импульсу параллельных потоков первичного и центрального вторичного воздуха.

Р26.

Рис. 2.18. Прямоточная регулируемая горелка для кольцевой и тангенциальных топок (а) и результаты исследований ее на стенде (траектории струи при разных соотношениях Р-импульсов бокового и основного потоков в горелке) (б). Iканал аэросмеси- 2-внутренний канал вторичного воздуха- 3-боковой канал вторичного воздуха- 4-регулирующий клапан;

У-отношение аксиальной скорости к средней скорости на выходе из горелки.

Р=.

Р, +Р.

2ц.

2.9).

На рис. 2.186 показаны профили скоростей по сечениям горелочной струи для режимов с различным распределением расходов вторичного воздуха по центральному и боковому каналам. Как видно из рисунка, наибольшее отклонение траектории горелочной струи от оси горелки и наименьшая дальнобойность (наибольшая интенсивность падения осевой скорости) наблюдаются в режиме, когда весь вторичный воздух подается через боковой канал. В случае подачи вторичного воздуха по центральному каналу горелочная струя развевается практически вдоль его оси. С распределением скоростей хорошо коррелируют профили концентраций первичного воздуха. Таким образом, исследованная конструкция горелки позволяет путем перераспределения потоков вторичного воздуха в достаточно широких пределах изменять направление горелочных струй и интенсивность смешения первичного и вторичного потоков. Рассмотренные выше результаты получены в условиях свободного истечения горелочной струи. В кольцевой и тангенциальной топках горелочная струя, истекающая и топочное пространство подвергается воздействию двух сил, отклоняющих струю (факел) к наружной стенке топки: силы Коанда и динамического воздействия сносящего вихревого потока. Поэтому представляло интерес изучить регулировочные возможности новой горелки в условиях топки. Для этого регулируемые горелки были установлены на модели топки котла 820 т/ч и исследованы при различных значениях параметра Р. Выявлено, что с увеличением параметра Р поток смещается к внутренней вставке, а изменение его в диапазоне 0,4< Р<2,3 позволяет получать течение с максимумомскорости на любом удалении от стен в пределах кольцевого сечения топки. При Р=2,3 существенно снижается уровень V, и по всей высоте топки (за исключением выходных сечений) максимум скорости располагается ближе к середине кольцевого промежутка. В условиях натурного котла изменение положения факела относительно внутреннего и наружного экранов может существенно уменьшить или исключить шлакование и коррозию экранов кольцевой топки, что особенно важно при сжигании на котле сильношлакующих углей типа канско-ачинских. Использование регулируемых горелок позволит также изменять условия теплообмена в кольцевой топке. Простота конструкции и отсутствие поворотных элементов в выходной обогреваемой части горелки позволяют рассчитывать на ее высокую надежность условиях длительной эксплуатации. Следует отметить, что такая регулируемая горелка представляется весьма перспективной и для традиционных тангенциальных топок, где по условиям шлакования и теплообмена также требуется иметь возможность воздействия на положение факела.

На конструкцию регулируемой горелки получено авторское свидетельство на изобретение.

3. ИССЛЕДОВАНИЕ КОЛЬЦЕВОЙ ТОПКИ НА УКРУПНЕННОМ ОГНЕВОМ ПЫЛЕУГОЛЬНОМ СТЕНДЕ.

3.1. Конструкция огневого стенда-модели кольцевой топки /28/.

Определение оптимальных конструкций и режимных параметров, а также отработка основных узлов будущего котельного агрегата могут быть успешно выполнены на огневых моделях. Для изучения кольцевой топочной камеры в КазНИИ энергетики при активном участии автора была разработана и изготовлена укрупненная огневая модель кольцевой топочной камеры котла 500 т/ч. Модель, выполненная в масштабе 1:5, позволяла изучать особенности зажигания и выгорания пылеугольного факела, теплообмен, загрязнение экранов, образование оксидов азота, влияние рециркуляции и другие процессы. В соответствии с методикой огневого моделирования для обеспечения в огневой модели протекания топочного процесса, подобного натурному, на модели были выдержаны ряд условий, из которых наиболее существенными являлись следующие:

— геометрическое подобие модели и натуры;

— использование одного и того же топлива;

— равенство тепловых напряжений топочного объема в модели и в натуре;

— тепловосприятие поверхностей нагрева в модели принято меньшим, чем в натуре в линейном масштабе;

— равенство температур первичного и вторичного воздуха;

— одинаковая тонкость помола угольной пыли;

— скорости газового потока в модели были приняты меньшими, чем в натуре в линейном масштабе (в пределах области автомодельное&tradeпо числу Рейнольдса).

Модель была предназначена для сжигания угольной пыли в режиме твердого пшакоудаления. Топочная камера, как и в изотермических моделях, представляла полую восьмигранную призму с диаметром вписанной окружности сЬ=2,4 м, внутри которой по всей высоте устанавливается соосно восьмигранная призматическая вставка с диаметром вписанной окружности сЬ=1,2 м. В нижней части экраны наружной камеры отгибаются внутрь и образуют восьмигранную коническую «холодную воронку». Корпус топочной камеры собран из трех секций: нижняя с горелочными устройствами высотой 1578 мм, средняя и верхняякаждая по 1578 мм. Вставка также смонтирована из трех одинаковых секций. Одним из основных условий огневого моделирования является равенство радиационных критериев топки и модели. Для его обеспечения стенки огневой модели были выполнены в виде кессонированных экранов, покрытых огнеупорной массой. Толщина огнеупорной массы подбиралась (согласно расчету) таким образом, чтобы обеспечить соответствующее соотношение теплонапряжений поверхностей в модели и натуре. Для данной огневой модели толщина обмазки — составляла 65.70 мм. Горелочные устройства установлены в центре каждой грани камеры в один ярус и представляли собой щелевые прямоточные горелки с аэродинамической регулировкой направления факела. Огневая модель была снабжена необходимыми тяшдугьевыми средствами, системами подачи угольной пыли и шлакозолоудаления. Для начального разогрева установки и для «подсветки» факела огневая модель была оборудована системой подачи жидкого топлива в топку через форсунки. Охлаждение установки производилось водой, которая подавалась независимо через каждую грань корпуса и вставки последовательно: от холодной воронки к верхним секциям. Для определения теплового баланса была предусмотрено измерение температуры охлаждающей воды термопарами по каждой грани и каждой секции. Расход воды измерялся щелевыми расходомерами, установленными в трактах отводов воды.

3.2.Сжигание экибастузских углей различной зольности /28,32/.

В опытах сжигался уголь обычной (А'ср"41%) и повышенной зольности (А'ср"56,5%). Режимные параметры варьировались по расходу топлива (Вр=450.905 кг/ч), по числу работающих горелок (4.8), температуре аэросмеси (^=85.125°С), температуре вторичного воздуха (12=210.370°С). Коэффициенты избытка воздуха на входе в топку изменялись в пределах 0^=0,84. 1,32, на работающую горелку-аг=0,58. 1,12. Всего было проведено 18 опытов, из них три для обычного угля (А'"41%) на восьми работающих горелках, остальные для высокозольного (А"56,5%) при различной нагрузке и числе работающих горелок. Из распределения температуры в различных сечениях по периметру и высоте топочного объема на обычном утле (рис. 3.1) видно, что оно по радиальным сечениям практически постоянное, особенно в сечениях выше пояса горелок. Небольшие градиенты температур отмечаются в области горелок и в непосредственной близости у стенок. Характерно, что уровень максимальных температур по сечениям с ростом осевой координаты (высоты) снижается, при этом в опытах на угольной пыли спад этих температур больше, чем в опытах на соляровом масле, что вероятно связано с большим излучением пылеугольного факела на тепловоспринимающие экраны. Потери тепла с механической неполнотой сгорания топлива изменяются от максимальных значений в области горелок (30. .40%) до минимальных (2.. 3%) вблизи выхода из топки, что не превышает величин, принятых в тепловых расчетах и полученных на огневых моделях других котлов. Наибольшее содержание оксидов азота наблюдается в области высоких температур вблизи горелок, и затем оно плавно снижается на 20. .40% к выходу из топки. Средний уровень тепловых потоков на наружную грань составил qн=16. 17,4 кВт/м2, а на внутреннюю вставку qв=20,9.23,2 кВт/м2, т. е. на внутреннюю вставку падающий тепловой поток в среднем на 20. .25% больше. На модели это объясняется неодинаковым загрязнением поверхностей нагрева. При осмотрах топочной камеры (в период останова) на ее стенках и в холодной воронке обнаружены рыхлые легкоудаляемые золовые отложения, внутренняя вставка во всех опытах оставалась чистой. Длительная работа топки (в течение 6.8 ч) на 8 горелках показала, что она работает устойчиво без сепарации пыли в холодную воронку. Работа огневой модели при меньших расходах топлива также показала, что симметричное включение 4-х горелок обеспечивало вполне устойчивую работу топки. При трех и двух включенных горелках горение было неустойчивое и стабилизировалось только при «подсветке» факела за счет жидкого топлива. При осмотре топки в период останова состояние горелок хорошее, обгорание гарнисажа внутри топки незначительное. Не наблюдалось также скопления шлака в холодной воронке. В исследованном диапазоне нагрузок температурные и гидравлические режимы поверхности нагрева топки были достаточно надежными во всех проведенных опытах.

На экибастузском угле повышенной зольности (Агсря56,5%) были проведены опыты при повышенной нагрузке, близкой к номинальной (при восьми работающих горелках), и пониженной (на 4.6 работающих горелках). Опыты показали, что при сжигании такого угля также обеспечивается достаточно интенсивное воспламенение и устойчивое горение пылеугольного факела во всем диапазоне изменения режимных параметров, в том числе и при пониженной до 50% нагрузке при работе на 4-х симметрично включенных горелках. Температура аэросмеси при этом была 85 и 120 °C, а вторичного воздуха — 340 и 210 °C соответственно. В опытах при повышенной нагрузке не обнаружено признаков интенсивного шлакования поверхностей нагрева, хотя на футерованных стенках камеры образовывался легкоудаляемый рыхлый слой золовых отложений. Поверхности внутренней вставки во всех опытах были практически чистыми. Сепарация угольных частиц в холодную воронку и скопление в ней шлака также не наблюдались. Изменение температуры в сечении наблюдается вблизи поверхностей нагрева наружной камеры и в меньшей степени — у вставки. По периметру температура даже в области горелок изменяется незначительно. Горение угольной пыли повышенной зольности в кольцевой топке протекает также, как и угля обычной зольности. Более 90% топлива выгорает в зоне протяженностью примерно 10% от общей высоты топки. В этой же области находится зона максимальных температур. Величины удельных тепловых потоков ((|уд) на поверхности нагрева изменяются по высоте топки также незначительно. При этом тепловые потоки на вставку заметно выше, чем при сжигании угля обычной зольности, особенно на первых секциях. Видимо, влияние неодинаковости золовых отложений при сжигании высокозольного угля проявляется в большей степени. Потери тепла от механической неполноты сгорания при коэффициентах избытка воздуха на входе в топку в интервале 1,01−1,12 для всех опытов на восьми работающих горелках при сжигании высокозольного экибастузского угля не превышали 2%. Сравнительный анализ показывает (рис. 3.2), что увеличение зольности экибастузского угля от 40 до 57% не оказывает заметного влияния на макс.

— А^О" Н.

0.8.

0.8.

0,2 0,4 0,6 0,8 1,0.

Рис. 3.2. Изменение мехнедожога ^4) и относительной максимальной температуры факела (1М1КС) по высоте кольцевой топки при сжигании эхибастузских углей разной зольности. д ооАГ = 40,3−41,6%-а?= 1,2- К30= 10 — 12% «• «- А' = 57 — 57,5%- 1,! — 1,23,¦!*""= 1? — 20%.

Рис. 3.1. Распределение температуры в разных сечениях по высоте кольцевой топки при сжигании экибастузского угля на огневом стенде (Аг=40,3%). г=(г-Т1)/(г1-Г2), где г-текущий радиус, а г, и Гг-радиусы окружностей, условно вписанных в наружную камеру и вставку соответственно). воспламенение, устойчивость горения, полноту выгорания пылеугольного факела в кольцевой топке. Незначительное перераспределение температур и тепловых потоков определяется в основном увеличением на стенках камеры золовых отложений. Объясняется это, по всей вероятности, тем, что повышение зольности топлива влияет на затягивание воспламенения на начальном участке факела каждой горелки и смещает зону максимальных температур больше по периметру, чем по высоте топки вследствие спирально-вихревого течения газов. Сравнение результатов исследований на огневых стендах кольцевой топки и обычной топки с вихревыми горелками показывает /28/, что влияние зольности на затягивание воспламенения в кольцевой топке существенно меньше. При этом в топке с вихревыми горелками происходит существенная качественная перестройка профиля температуры, а для кольцевой топки лишь незначительное ее снижение. Вероятно, это связано с тем, что процесс воспламенения угольной пыли в кольцевой топке протекает значительно интенсивнее за счет взаимодействия горелок, когда горячие газы от предыдущей горелки подводятся к корню факела последующей. Таким образом, установка щелевых горелок с односторонней подачей аэросмеси в сочетании с организацией общего вихревого движения газов и их интенсивного перемешивания в зоне активного горения обеспечивают в кольцевых топках более высокую устойчивость горения пылеугольного факела в широком диапазоне изменения нагрузок, а топочный процесс менее подвержен влиянию качества сжигаемого топлива.

З.З.Сжигание бурых углей в огневой модели кольцевой топки /28/.

Березовские бурые угли Канско-ачинского бассейна относятся к сильно шлакующим топливам. Поэтому при сжигании березовского угля помимо общих закономерностей топочного процесса (влияние режимных параметров, нагрузки и др.) и проверки работоспособности отдельных узлов модели особое внимание уделялось изучению образования отложений на поверхностях нагрева и анализу их химического состава с целью получения некоторых исходных данных для проектирования опытно-промышленного котла с кольцевой топкой на канско-ачинские угли. Проведено, в частности, исследование в огневых условиях щелевых горелок с аэродинамической регулировкой направления факела (рис. 2.18) и различных схем включения горелок. В опытах сжигался высокозольный березовский уголь с зольностью Аг=8,76. 12%. При работе топки на пониженной нагрузке (50%) при 4-х работающих горелках, максимальная температура в зоне горения составляла 1050 °C, а на выходе из топки 580 °C. Для этого режима характерны заметная неравномерность температур в зоне горения и смещение максимальных температур выше пояса горелок, что связано с большими избытками воздуха (коэффициент избытка воздуха на выходе из топки авых=1,6) и несимметричным включением горелок. Однако и в этом случае профили температур в верхних сечениях по высоте топки были практически равномерны, а характер изменения максимальных (по сечениям) температур и тепловых потоков аналогичен таковому для экибастузских углей (рис. 3.3). Существенное снижение зольности березовского угля по сравнению с экибастузским сказывается на распределении тепловых потоков. Уменьшение отложений на стенках камеры приводит к выравниванию удельных тепловых потоков на поверхности камеры и вставки. Увеличение нагрузки путем включения дополнительных горелок или повышения производительности пылепитателей, как и в случае сжигания каменных углей, повышает общий температурный уровень и интенсивность теплообмена в топочном объеме. При этом происходит выравнивание температурных профилей даже в поясе горелок. Уменьшение избытка воздуха на работающую горелку с 0,78 до 0,58 и на топку в целом (0^=1,56 и 1,15 соответственно) также приводит к повышению общего температурного уровня и теплообмена в топочном объеме, не нарушая при этом равномерности распределения температур. Однако поля газового состава (02, ]Ю2, СО) при этом претерпевают существенное изменение. При уменьшении аг и а, в указанных выше пределах снижается содержание кислорода в зоне горения и появляется восстановительная зона (наличие СО). При работе топки на полной нагрузке на 8-ми работающих горелках максимальная температура в топке возросла до 1200 .1230°С при удельном тепловом напряжении объема qv= 130 кВт/м3. Соотношение расходов в каналах вторичного воздуха обеспечивало, по визуальным наблюдениям, направление факела в середину кольцевого промежутка между камерой и вставкой. Для этого опыта, как и при сжигании каменных углей, характерно в основном равномерное распределение температур в топочном объеме, а) б).

Рис. 3.3—Результаты исследований сжигания бсрезовеких углей на огневом стенде кольцевой топки, а) распределение температур в различных сечениях по периметру и высоте топочной камерыб) распределение максимальных температур (tM"c), мех. недожога (q<) и воспринятых тепловых потоков наружными экранами (?) и вставкой (¦). плавное снижение максимальных по сечениям температур и тепловых потоков по высоте топки. В отличие от опытов на экибастузских каменных углях при сжигании березовского бурого угля наблюдается лучшее воспламенение и более интенсивное выгорание топлива и практическое совпадение тепловых нагрузок на поверхности камеры и вставки. Значительное изменение тонкости помола от Rg0=63% до 43% не оказывало заметного влияния на локальные и ингафальные характеристики топочного процесса (температуру на выходе из топки, q4, тепловые нагрузки и др.). В целом, опыты по сжиганию березовского угля показали, что в широком диапазоне изменения режимных параметров, в том числе и на пониженной до 50% от номинальной нагрузке, обеспечивается устойчивое воспламенение и интенсивное выгорание пылеугольного факела. Потери от механической неполноты сгорания не превышали 1. 1,5%.

Осмотр топки после каждого опыта показал, что при сжигании березовского угля во всех опытах, в том числе и при повышенных температурах в ядре факела (до 1300°С), поверхности стен камеры и вставки находились в эксплуатационно-чистом состоянии. Футерованные поверхности местами были покрыты небольшим слоем слабоспекшихся легкоудаляемых отложений светло-серого цвета. В поясе горелок в зоне высоких температур наблюдались более прочные (неосьшающиеся) отложения.

Специальные исследования /28/ с использованием охлаждаемых зондов с температурой стенки показали, что скорость образования на них первичных отложений изменяется от 0,01 до 0,02 кг/м2ч при увеличении температуры газов от 850 до 1050 °C. Интересно отметить, что во всех пробах летучей золы отмечались низкие значения свободного СаО (не более 2,5%), что обычно способствует меньшему загрязнению конвективных поверхностей нагрева при сжигании канско-ачинскихю углей. Можно предположить, что отмеченное выше активное взаимодействие горелочных струй и высокий уровень турбулентности в кольцевой топке способствует интенсивному перемешиванию и связыванию свободного СаО на начальном участке факела.

4. РАЗВИТИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ МЕТОДОВ СНИЖЕНИЯ N0* В КОЛЬЦЕВЫХ И ТАНГЕНЦИАЛЬНЫХ ТОПКАХ.

В настоящее время многими исследователями (в т.ч. и автором) /39,45/ показано, что основным источником образования оксидов азота при сжигании угля в топках с твердым шлакоудалением являются азогосодержащие соединения топлива, которые в процессе выхода и горения летучих преобразуются в зависимости от ряда факторов в N0 или N2. В связи с этим соответствующая организация режима сжигания в корне факела (вблизи устья горелки) является довольно эффективным и в то же время простым способом снижения выбросов оксидов азота. Для его реализации приходится разрабатывать специальные схемы организации сжигания и конструкции горелок, позволяющие при небольших затратах достичь значительных результатов.

Исследования кинетики образования N0 в пылеугольном факеле показали, что для снижения эмиссии оксидов азота необходимо обеспечить выделение и горение летучих в условиях недостатка кислорода. Для интенсификации прогрева угольной пыли, выхода летучих и воспламенения факела требуется.

• уменьшение доли первичного воздуха в пределах, обеспечивающих стабильность воспламенения и горения топлива на начальном участке;

• активная рециркуляция высокотем пературных топочных газов к корню факела и увеличение площади контакта их со, струями пылевзвеси;

• увеличение времени пребывания угольной пьиш в условиях богатой смеси в результате задержки на начальном участке перемешивания пылевзвеси со вторичным воздухом;

• достаточно интенсивное смешение горящей пылевзвеси с вторичным воздухом на следующем участке факела с целью получения высокой температуры рециркулирующих к устью горелки топочных газов и уменьшения содержания горючих в летучей золе.

Рис. 4,!. Схема низкоэмиссионной прямоточной горелки и результаты ее исследований при сжигании каменного угля в котле VP-120 ТЭС «Люблин» (Польша). 1-подвод топлива и первичного воздуха- 2-центральный канал вторичного воздуха- 3-боковой подвод части вторичного воздуха- 4-регулиругощий клапан.

Эта концепция была реализована автором в системе стадийно-ступенчатого сжигания с новой конструкцией низкоэмиссионной прямоточной горелки (рис 4.1), разработанной и внедренной на многих котлах автором совместно со специалистами Сибтехэнерго, АО «ЗиО», Экоэнергии и Варшавского института энергетики /40.42/. В этой системе часть вторичного воздуха (~20.30% от теоретически необходимого объема) на начальном участке горелочной струи отводится от горелки, благодаря чему воспламенение, выделение и горение летучих происходит в условиях недостатка кислорода при а~0,7.0,75. Для исключения высокотемпературной коррозии экранных труб, отведенная часть воздуха подается со стороны близлежащей стены топки. В дальнейшем эта часть воздуха подмешивается к основному факелу, в результате чего затягивание горения и ухудшения выгорания топлива, как правило, не происходит. На рис. 4.1 показаны результаты исследования начального участка факела в такой горелке (измерения проводились с использованием специальных водоохлаждаемых зондов /48/). Как видно, подача части воздуха в отрыве от топлива способствует снижению образования N0 на начальном участке и в то же время обеспечивает вблизи экранов окислительную среду, что снижает опасность шлакования и коррозии экранных труб.

— Кроме этой горизонтальной стадийности дтя более глубокого снижения N0,4—используется известная система третичного дутья (ОРА), при которой 15.20% воздуха подается в зону выше основных горелок. Применительно к особенностям аэродинамики тангенциальных топок автором совместно с сотрудниками Сибтехэнерго предложена новая схема ввода струй третичного воздуха с противокруткой П. 9,19/. При этой схеме струи третичного воздуха подаются в тангенциальную топку также по тангенциальной схеме, но с направлением вращения противоположным вращению основного топочного вихря. Такая система ввода струй с максимальным градиентом обеспечивает эффективное их смешение с основным потоком газов на коротком участке по высоте топки (что весьма важно для снижения выбросов СО) и кроме того способствует гашению остаточной крутки факела в верхней части топки.

Предложенная система стадийно-ступенчатого сжигания внедрена под руководством и при непосредственном участии автора на различных котлах паропроизводительностаю от 75 до 1650 т/ч на электростанциях России, Польши и Казахстана /43.46/. На всех котлах получено значительное (от 30 до 50%) снижение выбросов ЫОх без ухудшения экономичности сгорания топлива. Так, например, внедрение этой схемы в сочетании с двухвихревой тангенциальной топкой на котле П-57-ЗМ (ст.№ 2) Экибастузской ГРЭС-2 позволило обеспечить снижете выбросов ¡-ЧОх с 1000.1200 до 500.550мг/нмэ при сжигании высокозольных экибастузских углей. Весьма интересные результаты получены при внедрении такой схемы сжигания на котлах типа ПК-40 и ПК-40−1 блоков 200МВт Беловской и Томь-Усинской ГРЭС при сжигании в топке с жидким шлакоудалением кузнецких углей с высоким (более 2%) содержанием азота в топливе /47/. Несмотря на весьма высокий уровень температуры факела в горелочной зоне (~1780°С) и большое содержание азота в топливе (№ до 2%), выбросы КОх при а" «л=1,3.1,4 составили 380. 420 мг/нм3 при содержании С0=30.85 мг/нм3 (рис. 4.2). При этом сохранились высокая экономичность сжигания (34=0,4.0,7%) и устойчивый выход жидкого шлака при нагрузках 100.70% от номинальной. Применение аналогичной схемы на котле УР-120 ТЭС «Люблин» (Польша) обеспечило снижение ЫОх с 800 до 450.. 470 мг/нм3 /44/.

С целью оптимизации основных и конструктивных параметров системы стадийно-ступенчатого сжигания по инициативе и при участии автора разработана и эффективно используется при проектировании котлов комплексная модель топочного процесса, протекающего в тангенциальной топке с учетом особенностей ее аэродинамики. В этой модели наряду с программой позонного расчета топки для расчета аэродинамики, теплообмена и горения топлива использовались программы CHAIF и CHAIF-3, разработанные Старченко A.B. и Бубенчиковым A.M. в Томском Госуниверситете и программа CHAIKA, разработанная с участием автора Коняшкиным В. Ф. в АО «СибКОТЭС». В этой модели при ряде допущений математическая постановка задачи о горении угольной пыли в топке описывается уравнениями: сохранения массы для смесиизменения концентраций газовых компонентовсохранения массы и числовой плотности частицпереноса количества движения для смесиэнергии для смеси и состояния. Для описания турбулентной структуры потока используется стандартная «к-е» модель для течений с высокими значениями турбулентного числа Рейнольдса. Компоненты вектора радиационного теплопе-реноса q™d для смеси определяются на основе Р| приближения метода сферических гармоник для серой излучающей, поглощающей и рассеивающей среды. Механизм образования оксидов азота (N0 и N02) при горении углей принимался по схеме Митчела и Тэрбелли с корректировкой выхода летучих, так как Митчелом предполагалось, что летучие состоят только из углеводородов СшНь и постулировалась скорость их выхода из частиц топлива. Суть данного подхода состоит в том, что все многообразие (десятки и сотни) компонентов и реакций с участием азота сведено к нескольким обобщающим компонентам и реакциям, скорости которых получены обработкой большого количества экспериментальных данных. В качестве азотосодержащих компонентов были выбраны NH3, HCN, NO, N2. Каждое из этих веществ на самом деле является представителем целой группы. Например, NH3 является представителем NH, NH2> NH3 и др.- то есть веществ, в состав которых входит азот и водород, но не входит ни кислород, ни углерод. В качестве обобщенных реакций были выбраны следующие:

Летучие—>HCN+CmHb+ (4.1).

HCN+H20->NH3+ (4.2).

NH3+02->N0+ (4.3).

NH3+NO-«N2+ (4.4).

N2+02->N0 (4.5).

N0+C", Hb-> HCN+ (4.6).

N0+C->N2+ (4.7).

NO*. мг/нм3 Ог = в%.

600 500 400 300 гоо.

— г.

Кг 0 • • •.

41 ЛА-3 О «-4.

1,2.

1.3.

1,4.

1.5.

1,?

1,7 а т.

Рис. 4.2. Зависимость концентрации ]ЧОх от избытка воздуха за пароперегревателем котлов ПК-40, реконструированных по схеме стадийно-ступенчатого сжигания топлива. 1-пылесистема остановлена- 2-пылесистема в работе- 3-котел ПК-40−2 Томь-Усинской ГРЭСДк=0.65−0.8 Дном- 4-котел ПК-40−1 Беловской ГРЭС, Дк=0.77−0.86 Дном.

Проведенные с использованием вышерассмотренной модели расчетные исследования позволили оптимизировать основные решения по выбору конструкций и режимов работы топочно-горелочных устройств при проектировании совместно с АО «ЗиО» новых и реконструированных котлов на Беловской и Томь-Усинской ГРЭС в России, на ТЭС «Тунчбилек» (Турция), ТЭС «Скавина» и «Катовице» (Польша), ТЭС «Нейвели» (Индия) и др. Для примера на рис. 4.3 и 4.4 показаны расчетные профили скорости, температуры и концентрации N0 в топке котла АУР-200 ТЭС «Катовице» (Польша). Как видно, в тангенциальной топке этого котла возникает ярко выраженное вращательное движение газов, постепенно ослабевающее к верху топки. Максимум температуры факела располагается на уровне верхнего яруса. Использование расчетной модели позволило оптимизировать расположение и скоростной режим основных горелок и сопел третичного дутья (ОРА) в системе ступенчатого сжигания для снижения Гч’Ох. В поведении кривых изменения N0 и 02 по высоте топки прослеживается четкая взаимосвязь. Три пика (максимумы) N0 (рис. 4.4) соответствуют уровням ввода и сгорания основной части топлива (в данном случае в трех нижних ярусах горелок). После каждого максимума наблюдается резкий спад N0, что объясняется действием реакций восстановления части N0 до N2 за счет стадийной подачи воздуха в горелки с избытком агор=0,7. Исследования схемы с четырехярусным вводом топлива показали, что наилучшие показатели по минимуму N0 наблюдаются в режиме с подачей топлива в горелки трех нижних ярусов, когда в отключенные по топливу горелки 4-го (верхнего) яруса подается часть воздуха. При схеме ступенчатого сжигания этот воздух может рассматриваться как часть третичного воздуха (мини ОРА), обычно подаваемого выше зоны сгорания основной части топлива. Полученные на модели результаты подтверждаются данными испытаний котлов со ступенчатым сжиганием.

5. РАЗРАБОТКА, ПРОМЫШЛЕННОЕ ВНЕДРЕНИЕ И ИССЛЕДОВАНИЕ ОПЫТНО-ПРОМЫШЛЕННОГО КОТЛА 820 т/ч С КОЛЬЦЕВОЙ ТОПКОЙ.

Приведенные выше результаты стендовых исследований явились основой для выбора технических решений при создании опытно — промышленного котла Е-820−13,8−560 с кольцевой топкой, который был разработан (при участии и научном руководстве автора) и изготовлен Барнаульским котельным заводом в соответствии с Правительственной программой создания малогабаритных котлов большой мощности.

Высота [ л].

Рис. 4.4. Зависимость концентрации N0 по высоте топки от избытка воздуха для котла ШР-200. и предназначен для проверки в условиях промышленной эксплуатации конструктивных решений по кольцевой топке, которая в основном и определяет габариты котла.

5.1. Конструкция котла Е-820 /28/.

Котел Е-820 (рис. 5.1) однокорпусный, однобарабанный с естественной циркуляцией, Т-образной компоновки, рассчитанный на следующие параметры: — паропроизводительность — 820 т/чдавление пара- 140 кгс/см2- температура пара -560 Стемпература питательной воды — 230°Стемпература уходящих газов — 151 °C, температура горячего воздуха — 253°Стемпература газов на выходе из толки — 984°Стемпература газов в поворотной камере (перед экономайзером) — 662°СКПД котла-91,4%- расход топлива (иршабородинского) — 142т/чтеплонапряжение объема топки (q") — 97,7 кВт/м3- теплонапряжение сечения топки (qF)-2,83 МВт/м2- теплонапряжение лучевоспринимающей поверхности в зоне активного горения (дж)-0,74 МВт/м.

Котел рассчитан на сжигание в режиме твердого шлакоудаления сильнопиакующих бурых уг лей КанскоАчинского бассейна (березовского и иршабородинского), а также менее шлакующего азейского угля с характеристиками:

Наименование Обозн Березовский Ирша — Азейский.

Бородинский.

Влажность, % W 33 33 25.

Зольность, % А' 4,7 6 12,8.

Теплотворная способность, ккал/кг Q’i 3740 3740 4140.

Выход летучих, % у" 1 48 48 46.

Плавкостные характеристики золы °С Та 1270 1180 1100.

Тв 1290 1210 1300.

Тс 1310 1230 1310.

Принципиальной особенностью котла является кольцевая топка, представляющая собой открытую восьмигранную призматическую камеру, внутри которой по всей высоте установлена коаксиальная восьмигранная вставка. Поперечные размеры наружной и внутренней восьмигранных камер (диаметры условно вписанных окружностей) составляют 18 540 и 9270 мм. (соотношение ?1²=0,5). Обе камеры изготовлены из цельносваренных панелей из труб 60×6мм (ст.20) с шагом 80 мм. В нижней части топки наружные экраны отгибаются внутрь и образуют восьмискатную холодную воронку. Отвод газов из топки осуществляется двумя симметрично расположенными наклонными газоходами. В верхней части топки на двух фронтовых и двух задних стенах наружной камеры расположены панели настенного радиационного пароперегревателя. Горелочные устройства установлены в 3 яруса лишь на 6-ти наружных гранях топки, т.к. для данного котла по условиям его компоновки в существующем здании была возможность установки лишь 6 мельниц вентиляторов. При этом каждая мельница подключена по аэросмеси к своему блоку горелок. На двух противоположных гранях топки, оставшихся без вводов топлива, установлены только сопла вторичного воздуха.

Для возможности регулирования положения факела в кольцевом сечении топки на котле установлены регулируемые горелки конструкции Сибтехэнерго, позволяющие за счет перераспределения потоков вторичного воздуха изменять в широких пределах направление горелочнои струи относительно внутреннего и наружного экранов топки. тк На уровне нижнего яруса горелок и в горелках третьего яруса расположены по 8 растопочных мазутных форсунок. На расстоянии ~ 5,0 м. вниз от нижней Гранины ширм на наружных стенах топочной камеры установлены сопла для подачи низкотемпературных рецирку-лирующих газов в верх топки. Для ликвидации остаточной крутки факела и интенсификации смешения струи рециркуляции вводятся в топку по тангенциальной схеме в направлении, противоположном вращению факела. По проекту для очистки экранов внутренней камеры от золовых отложений используются 4 дальнобойных односопловых водяных аппарата, а для очистки экранов наружной камеры 4 глубоковыдвижных многосопловых водяных аппарата. Все аппараты установлены на наружных стенах топки. Для очистки ширмового и конвективного пароперегревателя проектом предусмотрены глубоковыдвижные паровые аппараты. Топка подвешена на обогреваемых тягах к потолочному перекрытию каркаса и свободно расширяется вниз. Тяги из труб 076×18 (ст.20) включены в контур циркуляции. Для выравнивания нагрузок по тяге, а также напряжений в цельносварной коробке топки все тяги снабжены тарельчатыми пружинами. Прочность конструкции топочной камеры обеспечивается горизонтальными поясами жесткости. Кроме этого для восприятия нагрузок от пояса жесткости связаны с каркасом.

Рис. 5.1. Опытно-промышленный котел с кольцевой топкой Сибтехэнерго. Поперечный разрез (а) и установка горелок в топке (б). 1-топка- 2-наружный экран- 3-внутренний экран- 4-пылеугольная горелка- 5-воздушные сопла в сечении горелок- 6-сопла третичного дутья (ОРА). хлопка и сейсмических нагрузок специальными упорами.

По гидравлической схеме топочная камера котла конструктивно разбита на 12 циркуляционных контуров: 8 по наружным и 4 по внутренним экранным панелям. Для получения качественного пара при минимальной продувке в котле применена схема двухступенчатого испарения. Чистым отсеком является барабан с внутрибарабанными устройствами. Сварной барабан внутренним диаметром 1600 мм и толщиной стенки 112 мм выполнен из стали 16ГНМА. Длина цилиндрической части барабана 24 000 мм. В соленые отсеки включены левые и правые блоки фронтового и заднего экранов наружной камеры, из которых пароводяная смесь поступает в выносные циклоны.

Пароперегреватель котла по характеру тепловосприятия является радиоционно — конвективным. Радиационную часть пароперегревателя образуют трубы потолка топки, потолка, стен и пода поворотных газоходов, потолка и стен опускных газоходов, а также настенных панелей пароперегревателя, расположенных на фронтовых и задних наружных стенах в верхней части топочной камеры. Полурадиационная часть пароперегревателя состоит из 44 ширм, установленных в выходном окне топки с шагом ~700мм и выполненных из стали 12Х1МФ. Конвективные поверхности пароперегревателя (I и III и IV ступени) расположены в горизонтальных поворотных газоходах. Пароперегреватель разбит на два независимых потока, симметричных относительно барабана котла, и соответственно имеет 2 выхода пара из котла. Расчетная температура газов вверху топки (перед ширмами) — 984 °C, а за пароперегревателем (в поворотной камере) — 662 °C. Для уменьшения температурных перекосов в пароперегревателе производится-смешивание пара после каждой ступени, а также переброс пара с одной стороны газохода на противоположную в пределах своего потока. Регулирование температуры перегретого пара осуществляется путем впрыска «собственного конденсата» в пароохладителях 1,2 и 3 ступеней. Экономайзер котла установлен в опускных газоходах котла и выполнен 4-мя ступенями с шахматным расположением труб 32×4 (ст.20) с шагом 8,== 100 мм. Трубчатый воздухоподогреватель установлен в отдельной, вынесенной из-под котла колонке и выполнен в виде отдельных кубов из труб 040×1,5 (ст.З), включенных по шестипоточной схеме в 4 яруса по высоте. Котельная установка оборудована 6-ю индивидуальными системами пылеприготовления с прямым вдуванием. Размол и сушка топлива производится в 6-ти мельницах — вентиляторах типа МВ-2700/650/590 производительностью по ирша-бородинскому углю 35,5 т/ч при вентиляции 135×103м3/ч. Сушка сырого топлива осуществляется смесью «горячих» дымовых газов, забираемых из поворотной камеры (ТГГ-662°С) и «холодных» газов, забираемых дымососами рециркуляции с напора основных дымососов. Расчетная температура аэросмеси за мельницей 130 °C. На напорном тракте каждой мельницы за сепаратором по проекту установлен центробежный делитель пыли (с поворотными лопатками), обеспечивающий возможность перераспределять количество топлива между верхним и нижним ярусами горелок. Из пыледелителя аэросмесь шестью пылепроводами 0500 мм подводится к 3-ем ярусам вертикального горелочного блока. Котел оборудован двумя дутьевыми вентиляторами типа ВДН-28, двумя осевыми дымососами типа ДОД-31,5Ф и двумя дымососами газовой рециркуляции типа ДН-21. Для очистки дымовых газов от золы установлены 2 пятипольных электрофильтра типа ЭГА-2−56−12−64−330−5.

Опытно-промышленный котел Е-820 установлен в котельном отделении, запроектированном ранее под котел Е-500. Ширина котельной ячейки 60 м, глубина 45 м и высота 60 м. Максимальная отметка котла 50 м, что на 20 м ниже аналогичного (по тепловой мощности) котла с обычной топкой.

5.2. Пуск и исследования котла.

После монтажа первые пуски и работа котла на угле были проведены в мае-июле 1997 г. В этот период котел впервые работал полностью на угле и был проверен на нагрузках 550 и 820 т/ч. Первые пуски показали, что котел может обеспечивать проектные показатели по нагрузке, параметрам пара и экономичности. В течение второй половины 1997 г. на котле выполнялись работы по устранению строительно-монтажных недоделок и очередной пуск котла был проведен в марте 1998 г. В мартеапреле 1998 г. на котле совместной группой СибКОТЭС — Сибтехэнерго, Иркутскэнерго, Новоиркутской ТЭЦ и Сибэнергомаш при научно-техническом руководстве и участии автора были проведены режимно-наладочные и балансовые испытания при сжигании смеси азейских и ирша-бородинских углей: (Wr = 19,1%- А' = 18,1%- Q’j=4198 ккал/кг), а в феврале-марте 1999 г. на одном ирша-бородинском угле (W'= 26,8%- А'=11,4%- Qr-=3886 ккал/кг). t, «С.

590 570 55D 530 510 490 470 450 430 •410 390 370 350 330 3J0 290 370 250 230 210 поток 3.

Расчет Опыт IIIS tnp=580'C Z * Дк=820 т/ч. tne=560″ C Рггс=140кгс/слг Дк=?9 tne=55 В работ А, Б. В, Г, Д.

4 Т Lnp-540'C поток i /¿-¿-г' в л/с 1пр-5го" с.

Е i.

Lp=475T ^ nom< К 4.

Расчет nomc к г.

Иридабородинс киа угол.

У — ОТ ЮК 1.

1 — — П эп юк 2.

Расчет / ——1 DI юк 3.

-. I эл юк 4 л о. о g, w o ё «в 2 5 х g IV го 2 a § «8 6 < X о с с еС 2 3, Я см QJ —' х '8 си п о ® е о < X о С Е х g tu a X Т В 2 3 i «j Eco с? X о — X Д W CO o a V X о >4 с е оа с? аз •с я OJ § л* * 5 со о.

Рис. 5.2. Изменение температуры среды в пароводяном тракте при работе котла на ирша-бородинском угле, Дк=790 т/ч, а" «л=1.2, 1190=46%.

В ходе этих испытаний проверены различные режимы работы котла на нагрузках от 480 до 820 т/ч при различном количестве (от 4-х до 6-и), сочетании работающих мельниц и температуре питательной воды 205.230°С. На заключительном этапе испытаний был успешно проведен тестовый опыт на максимальной нагрузке 900 т/ч.

На основании анализа результатов проведенных испытаний и полученного опыта эксплуатации установлено:

— В проверенном диапазоне нагрузок 480.900 т/ч (60. 110% Оном) котел обеспечивает расчетные выходные параметры по температуре и давлению пара. При этом даже при нагрузке 900 т/ч отсутствуют ограничения по тяге, дутью и регулированию температуры перегретого пара.

— Во всем диапазоне нагрузок.

L, мм.

0 800 1600 2400 3200 4000 4600.

Рис. 5.3. Изменение температуры факела по глубине топки при разной доли (скорости) вторичного воздуха в боковом канале горелки. Опыты при сжигании азейского угля: Дк=680 т/ча" пп=1.29- в работе 5 пылесистем: Ь V6=V6ok/(V6ok+VOOI!)=0.32, W6=12.5m/c- 2- V6=0.38, W6=14.5m/c- 3-V6=0.48, W6=l 7.5м/с. промежуточные температуры пара и металла не превышают расчетных и предельных значений (рис. 5.2).

— Конструкция кольцевой топки с регулируемыми горелочными устройствами обеспечивает устойчивое вращательное движение факела без заметного «прижатия» его к внутренним и наружным экранам при любом сочетании работающих мельниц (рис. 5.3). При этом Полностью отсутствует сепарация невоспламенившихся частиц топлива в холодную воронку.

— Максимальный температурный уровень в топке (усредненный по кольцевому сечению уровень температур в зоне их максимума), замеренный оптическим пирометром при нагрузке 820 т/ч, составляет 1180.1190°С (рис. 5.4), вверху топки — 950.,.960°С, в поворотной камере — 620 °C. При этом сравнительно низком уровне температур заметного загрязнения и шлакования экранов и пароперегревателя (после 1900 часов наработки котла) не обнаружено. Следует отметить, что в период испытаний проектные средства очистки топки и пароперегревателя не использовались, так как не были еще смонтированы. Характер распределения температур по газовому тракту близок к расчетному.

— Минимально устойчивая (без подсветки факела мазутом) нагрузка котла, выявленная в период испытаний при работе 4-ех и 5-ти мельниц, составляет 60% Оном (в условиях относительно незагрязненных экранов топки). — В большинстве режимов с различным сочетанием 5-ти работающих мельниц в кольцевой топке обеспечивается высокая равномерность распределения температуры факела по периметру топки (рис. 5.5). При работе 4-х мельниц наибольшая неравномерность получается при одностороннем включении мельниц. В этом случае на котле возникают перекосы по температуре пара по газоходам Т-образного котла на уровне 20.30°С, не выходя при этом за предельно допустимые значения. При всех других возможных сочетаниях 4-х и тем более при 5-ти работающих мельницах при вихревом движении факела в кольцевой топке обеспечивается равномерная раздача газов и распределение температуры пара и газов по обоим газоходам.

— Применение подачи «холодных» газов с противокруткой в верхнюю часть кольцевой топки позволяет активно воздействовать на температуру пара по потокам, расположенных в правом и левом газоходах котла.

— В диапазоне нагрузок 60. 100% Оном КПД котла брутто составляет 93. 93,8% при 125.140°С и ф = 0,35.0,7% (проектный КПД в этом диапазоне нагрузок — 91,4% при Ц = 136. 147 °C и = 0,5%). При этом более высокий КПД (до 93,8%) получен при сжигании более сухого азейского угля (рис. 5.6).

— Сравнительно низкий температурный уровень в зоне горения (ниже 1200°С) и высокая интенсивность смесеобразования при вихревом движении газов в кольцевой топке обеспечивают (при нагрузках 60−100% Оном и а" пп= 1,2. 1,25) относительно низкие концентрации вредных выбросов МОх = 370.410 мг/нм3 и СО = 20.70 мг/нм3 (рис. 5.7).

Полученные результаты достигнуты без применения системы третичного дутья и отработки специальных низкоэмиссионных режимов.

Анализ показателей суммарного теплообмена в топке показывает (рис. 5.8), что в кольцевой топке имеет место существенная (до 30.35%) доля конвективного тепловосприятия.

— Применение на котле раздельных основных пылеугольных и растопочных вихревых мазутных горелок позволяет легко растапливать котел на холодном воздухе без заметного попадания невоспламенившегося мазута в холодную воронку.

— Установленная на котле система дисплейного контроля распределения температуры факела по периметру топки (разработка проблемной лаборатории Иркутскэнерго) позволяет оператору легко контролировать положение факела и при необходимости оперативно воздействовать на него с помощью регулируемых горелок. Испытания и опыт эксплуатации подтвердили работоспособность и эффективность этой системы.

— Котел легко управляем как в стационарных, так и в переходных режимах.

— Проведенные тепло-химические испытания показали, что конструктивные особенности схемы циркуляции котла при соблюдении норм качества питательной воды позволяют иметь котловую воду с низким солесодержанием, особенно в «чистом» отсеке. Сепарационные устройства котла позволяют получить нормальное кремнесодержание насыщенного и перегретого пара.

Проведенные в течение 10 суток на нагрузке 820 т/ч испытания котла при сжигании ирша-бородинских углей не выявили заметных отличий от работы котла на азейских углях как в части отсутствия загрязнений и шлакования, так и по работе пароперегревателя и экономичности котла.

JT = .100=7.7%.

ЭОО 1000 1100 1 Ф- 1.

Рис. 5.4. Распределение яркостдай температуры факела по высоте O D U.

1JL.

Б:В.

-^Д К) кольцевой топочной камеры котла Е-820 при сжигании ирша-бородинского и азейского бурых углей (в работе 5 пылесистем).

1 О —/у,=?91']/ч 0~Г !,'/. ир (]Щ-^хрод"скийугаь.

2 ДДс=8051/Ч СЬ.=1,22 азейский угть.

3 О —Д<=4?2"4 и^яиэ-йородмский)"ЙЬ.

4 X —ДС=4?ЛУЧ -1 Л' азйжжийугсяь.

1 F-1 а —¦

БСУ — Работающие мельницы.

Рис. 5 5. Пирометрия топки в зоне максимальных температур при сжигании ирша-бородинских углей. Дк=800 т/ч, в работе 5 мельниц (Б, В, Г, Д, Е).

С NOx, мг/нла.

450 500 550 600 650 7D0 750 ВОО 850.

42.* (.

7 л д.

В работе 5 п/с Дк=472-В28 т/ч йо $ nfi — — * гЛ" ?-i А-г 0−4. • -S.

1,15 1,2 1.25 1,3 1,35 1,4 г. а).

L NOx. мг/нм3 («=1.4>

450 500 550 600 650 700 750 600 В50 q4-.x ,.

1 «.

Dtnn=1,25.

450 500 550 600 650 700 750 б).

Д. т/ч.

Dnp.

450 500 550 600 650 700 750 800 В50 г.

Рис. 5 6. Зависимость КПД котла брутто (т|бр), потерь тепла с уходящими газами (q2) и мехнедожогом (q-i) от паропроизводитедьности котла. 1-при сжигании азейского угля, 2-при сжигании ирша-бородинского угля.

1,8,3 (ДА^С)-при работе на е^епском угле.

4,5,6 (о#0)-при работе на ирша-бородинскол угле.

ОД-Дк=630−82 В т/ч «A-^ftt=53"-560 т/к /Г*-Д1р472−476 т/ч.

Рис. 5.7. Зависимость концентрации оксидов азота в уходящих газах котла Е-820 от избытка воздуха за пароперегревателем (а) и от нагрузки (б) при работе на азейском и ирша-бородинском бурых углей.

Наряду с рассмотренными выше положительными моментами, следует отметить, что до настоящего времени на котле пока еще не устранены полностью резонансные колебания (по воздушной стороне) отдельно стоящей колонки трубчатого воздухоподогревателя, которые наблюдаются и в традиционных котлах и совершенно не связаны с конструкцией и работой собственно кольцевой топки. Работы по устранению этих колебаний продолжаются.

Тем не менее полученный опыт эксплуатации и испытания кольцевой топки подтверждают ее эффективность и целесообразность применения для крупных котлоагрегатов.

6. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ И ПРОЕКТИРОВАНИЮ КОТЛОАГРЕГАТОВ С КОЛЬЦЕВЫМИ ТОПКАМИ ДЛЯ КРУПНЫХ ЭНЕРГОБЛОКОВ /28/.

6.1. Особенности расчета и проектирования кольцевых толок.

Котельные агрегаты с кольцевыми топками наиболее целесообразно применять для мощных энергоблоков, где использование обычных топок затруднительно и неэффективно по условиям габаритов и стоимости. Котлоагрегаты с кольцевыми топками могут выполняться с Т-образной и полубашенной компоновками. Поскольку конструкция, компоновка и методика расчета полурадиационных (ширмовых) и конвективных поверхностей нагрева в котлах с кольцевыми топками остаются обычными, то особенности проектирования этих котлов прежде всего относятся к топочной камере. Кольцевые топочные устройства, по существу, являются развитием широко распространенных в энергетике тангенциальных топок, и поэтому при их расчете и проектировании используются рекомендации для тангенциальных топок с некоторыми уточнениями.

Кольцевые топки с твердым шлакоудалением рекомендуется применять для сжигания каменных и бурых углей по схеме прямого вдувания аэросмеси или с промбункером. В схемах с прямым вдуванием аэросмеси число мельниц выбирается с учетом количества горелок и схемы подключения их к мельницам (предпочтительно 8 мельниц). Для восьмигранных кольцевых топок рекомендуется устанавливать 8 горелочных блоков (по одному на каждой наружной грани). При расчете размеров-топки тепловые напряжения и qл.r. выбираются в пределах значений, рекомендованных Методическими указаниями по проектированию топочных устройств энергетических котлов. При этом поперечные размеры внутренней камеры выбираются из соотношения с1[^2=0,4.0,6 (меньшие значения для котлов средней производительности и сильношлакующих углей). При выборе размера внутренней вставки следует также учитывать, что по условиям установки центральной колонны (пилона) и обслуживания (при ремонте) центральной шахты не следует принимать <1|.

Рис. 5.8. Зависимость условно нормативного коэффициента тепловой эффективности топки от нагрузки при сжигании азейского угля. менее 7 м.

Высота зоны активного горения выбирается из условий обеспечения умеренного теплового напряжения лучистой поверхности в этой зоне и рассчитывается по формуле ь -0,83(1-О+ zr/r п—. (6.1.).

3,32 (</,+<* 2) где qnr. -тепловое напряжение лучистой поверхности в зоне активного горения, (кВт/м2) — Врасход топлива на котел, кг/чQV теплотворная способность топлива, кДж/кгdi и d2 диаметры окружностей, условно вписанных соответственно во внутренний и наружный многогранники топки, мzr и frчисло и площадь сечения амбразуры горелок, м2- ц/ - коэффициент тепловой эффективности стен со стороны факела и холодной воронкиуср-средний коэффициент тепловой эффективности стен.

Коэффициент тепловой эффективности собственно экранов для многогранных.

8 граней и более) кольцевых топок определяется по формуле.

Ч/= 1,2×5, (6.2).

Коэффициент 1,2 учитывает повышенную равномерность тепловосприятия экранов за счет вихревого кольцевого движения факела, уменьшающего толщину пристенного неизотермического слоя, и исключения в многогранных камерах малоэффективных угловых панелей, имеющихся в обычных квадратных или прямоугольных призматических топках. Величина углового коэффициента х и коэффициента загрязнения экранов определяется по Нормам теплового расчета котельных агрегатов. Высота кольцевой топки при сжигании каменных и бурых углей в основном определяется условиями теплообмена, исходя из допустимой по шлакованию температуры перед ширмами с последующей проверкой на полноту выгорания. При этом температура вверху топки принимается в соответствии с рекомендациями Норм теплового расчета. При расчете теплообмена в кольцевой топке учитывается суммарное лучистое и конвективное тепловосприятие экранов. Расчет лучистого тепловосприятия в топке проводится в соответствии с Нормами, принимая, как отмечалось выше, коэффициент тепловой эффективности экранов с коэффициентом 1,2.

Конвективное тепловосприятие наружных экранов по формуле.

Qk=—j—-(63) р где аккоэффициент теплоотдачи конвекцией, Вт/(м2оС) — Нкповерхность экранов наружной камеры в пределах вертикальной части, м — Тф и IV температуры факела и загрязненной стенки соответственно, Вр — расход топлива, кг/ч.

Коэффициент теплоотдачи конвекцией (а&bdquo-) может быть определен из соотношения, полученного в КазНИИЭ для циклонных топок с несколькими распределенными по окружности горелочными вводами с учетом поправки на dy /28/.

1 ^ 0,043КгКс1уКт (-~^-)0'5РгКе (6.4).

Здесь Кг—геометрический критерий, учитывающий конструктивные параметры топки. Для рассматриваемых условий геометрический критерий запишется в виде.

Кг=0,76(^)°-9Ч^°'5тй5 (6.5.) г ¦ где ЕСГ суммарная площадь выходных сечений горелок, м2, К0- площадь поперечного сечения наружной камеры топки, м2- ёг — диаметр наружной камеры топки, мНт-высота топки, мчг ячисло горелок в одном ярусе, шт.;

Кйу — коэффициент, учитьгеающий влияние условного диаметра установки горелок, принимается равным: 1,2 для с1у=0,75, 1 для (1У=0,5 и 0,75 для <1У=0,3,.

Кттемпературный критерий, позволяющий в первом приближении распространить закономерности, полученные на изотермических моделях, на условия горящей топки б-б) где Таадиабатическая температура горения, °КТв и Т" т-температуры топливовоздушной смеси на выходе из горелки и продуктов сгорания вверху топки, соответственно, °К;

8 и 8шерповерхности условно гладкой стенки и с учетом трубной шероховатости соответственно, м2- Хкоэффициент теплопроводности топочных газов при средней температуре факела, Вт/(м°С).

При сжигании шлакующих углей для снижения эффекта «прилипания» факела к экранам высота горелки должна составлять 11г= (1,5.2)ЬГ, где Ьг — ширина горелки. Кроме того, между горелками или блоками горелок по высоте следует предусматривать непроточные экранированные разрывы высотой Ьр /Ьг >2 при установке нерегулируемых горелок типа ГПО и Ьр /Ьг >1,5 при установке регулируемых горелок конструкции Сибтехэнерго. Расстояние от нижней кромки амбразуры нижнего яруса горелок до начала скатов холодной воронки принимается равным или более ЗЬГ при установке горелок типа ГПО и (2.2,5) Ьг при установке регулируемых горелок Сибтехэнерго. При этом необходимо, чтобы высота подгорелочной зоны находилась в пределах (0,25. 0,3) с12, т. е. йп.г.,= ~ + Ьг. х =0,25.0,3 (6.7) где Ьхввысота холодной воронки, отнесенная к <1гЬ гхрасстояние от начала скатов холодной воронки до оси нижнего яруса горелки, отнесенное к (12. Конструктивно холодная воронка может выполняться с 4-мя и 8-ю окнами для удаления шлака. Для кольцевых топок рекомендуется применять вертикально-щелевые прямоточные горелки с односторонней (со стороны ядра факела) подачей аэросмеси (горелки типа ГПО) или регулируемые прямоточные горелки конструкции Сибтехэнерго. Последние, сохраняя все преимущества горелок типа ГПО, позволяют еще регулировать положение факела относительно внутреннего и наружного экранов топки. Скорости аэросмеси и вторичного воздуха в горелках принимаются по рекомендациям для тангенциальных топок с прямоточными горелками. В плане топки горелки устанавливаются как минимум по одной на каждой грани с направлением их осей по касательной к условной окружности диаметром Иу=0,5.0,75. При этом меньшее значение (1у рекомендуется для горелок типа ГПО, а большее значение Зу-дпя регулируемых горелок конструкции Сибтехэнерго. При расположении на грани одной горелки она устанавливается на середине грани. При многоярусной компоновке горелок количество ярусов выбирается, исходя из рекомендуемых Нормами теплонапряжений сечения на ярус горелок.

Для кольцевых топочных камер рекомендуют тангенциальный ввод рециркулирующих газов или струй третичного воздуха с направлением крутки, противоположным крутке основного потока топочных газов. Количество сопл рециркуляции или третичного воздуха должно соответствовать числу граней топочной камеры. Сопла устанавливаются в середине (в плане) каждой" наружной грани топки горизонтально^ с направлением продольных осей сопл по касательной к условной окружности ¿-уР. ~0,8. По высоте камеры сопла рециркуляции располагаются ниже узкого сечения пережима или начала поворотного газохода на расстоянии Нр=(0,1,.0,25)ё2. Суммарное выходное сечение сопл рециркуляции выбирается из соотношения.

5X^=0,008+0,012, (6.8) где Рткольцевое сечение топки.

Доля рециркулирующих газов от общего расхода газов, проходящих через топку, в сечении перед вводом рециркуляции должна быть в пределах гр=0,1.0,15. При этом меньшие значения НрМ2 и гр принимаются для топок с пережимом, а большиедля открытых камер (без пережима). Приведенные выше рекомендации подлежат уточнению по мере накопления экспериментальных и расчетных данных по исследованию кольцевых топок.

6.2.Технические решения по профилю котельных агрегатов с кольцевой топкой для крупных энергоблоков на примере профиля котла с твердым шлакоудалением для блока 800 МВт на канско-ачинских углях /13.Л 7,28/.

Профиль котла с кольцевой топкой производительностью 2650 т/ч на канскоачинских углях разрабатывался при научно-техническом и непосредственном участии автора в Сибтехэнерго и СКВ ВТИ с участием ТЭПа, ВТИ и Союзтехэнерго. Основной целью этих проработок было выявление при конкретном проектировании особенностей конструктивных решений новых узлов, сложность и технологичность их изготовления, а также определение общих показателей котла в сравнении с аналогичным по мощности котлом П-67, принятым в качестве основного для первых энергоблоков КАТЭКа. При разработке профиля котла для блока мощностью 800 МВт рассмотрено десять вариантов котлов с твердым шлакоудалением. Анализ проработанных вариантов котла показал, что наибольший интерес представляют Т-образный и полубашенный котлы с восьмигранной кольцевой топкой и с зауженными конвективными газоходами (рис. 6.1). Для этих вариантов принята одинаковая восьмигранная кольцевая топка с диаметром наружной камеры (1=27,5 м и внутренней — 13,75 м. Топка оборудуется 32-мя вертикально-щелевыми регулируемыми прямоточными горелками, расположенными в 4 яруса на каждой наружной грани топки и с направлением осей горелок тангенциально (касательно) к окружности диаметром с1у=0,5(12. Скорости в горелках приняты равными по аэросмеси 18 м/с, по вторичному воздуху — 55 м/с. Для уменьшения опасности шлакования наружных экранов топки и улучшения условий зажигания аэросмеси горелки выполняются таким образом, чтобы вытекающая из горелки струя аэросмеси находилась со стороны факела, а струя вторичного воздуха — со стороны наружного экрана. В нижней части экраны наружного восьмигранника отгибаются внутрь и образуют восьмискатную холодную воронку с 4-мя окнами для выхода золы. При принятых размерах кольцевой топки и расположении горелок тепловое напряжение ее сечения равно q^^=3,88 МВт/м2, теплонапряжение на ярус горелок ~0,97 кВт/м2- теплонапряжение лучевоспринимающей поверхности в зоне активного горения — члг= 0,81 МВт/м2- объемное теплонапряжение а&bdquo-= 107 кВт/м3- температура газов на выходе из зоны активного горения Т" аг =П74°С. Эти значения отвечают рекомендациям Норм теплового расчета и ¡-Методических указаний по проектированию топочных устройств энергетических котлов. Низкий уровень температуры газов в ядре факела, умеренные теплонапряжения и применение специальных регулируемых горелок позволят исключить образование прочносвязанных золовых отложений на экранах топки и обеспечить (с учетом благоприятной аэродинамики кольцевой топки) низкий уровень образования >ТОх. Наружные и внутренние ограждения кольцевой топки выполнены из цельносварных газоплотных экранных панелей из труб 32×6 (сталь 12Х1МФ) с шагом 48 мм. Экранные панели наружного и внутреннего восьмигранников топки включаются параллельно по рабочей среде по двухходовой схеме, при этом массовая скорость среды составит уУ-1500 кг/(м2с). Температура газов на уровне начала ширм по аналогии с котлом П-67 принята равной 1100 °C. Для гашения остаточной крутки газов вверху топки и снижения МОх часть вторичного воздуха (~15%) подается в верхнюю часть топки тангенциально с противокруткой. В верхней части топки создан переход наружной камеры с восьмигранника с поперечным размером 27,5 м на квадрат со стороной 19,4 м, который выполнен в виде симметричного конфузора (сужения внутрь топки). Как показывает сравнительный анализ различных конструкций перехода, применение конфузорного перехода позволяет сделать его высотой всего 2,3 м, во всей обогреваемой зоне перехода.

Рис. 6.1. Профиль котла с кольцевой топкой для блока 800 МВт на канско-ачинских углях. сохранить принятый для топки шаг экранных труб 48 мм, упростить конструкцию подвески экранов и, расположив переход в зоне пониженной температуры газов, исключить налипание шлака. В Т-образном варианте котла к верхней части топки примыкают два конвективных газохода шириной 19,4 м, в которых размещаются ширмовые и конвективные поверхности нагрева. Особенностью полубашенного котла является то, что выше конфузорного перехода располагается подъемный квадратный газоход, в котором вертикально подвешены ширмы пароперегревателя высокого давления. Пройдя эти ширмы, газы направляются в 4 опускные шахты, непосредственно примыкающие к подъемному газоходу, где размещены промпароперегреватель и экономайзер. Для всех вариантов по аналогии с котлом П-67 принята система пылеприготовления с прямым вдуванием с установкой восьми мельниц-вентиляторов, каждая из которых работает на свой блок горелок, расположенных вертикально на каждой стене топки.

Компоновка котельного оборудования прорабатывалась ТЭПом с участием автора. Котельное отделение выполняется сомкнутым для всех блоков. Габариты котельной ячейки котла определялись расстановкой мельниц-вентиляторов с учетом——-максимального приближения их к топке, а также с учетом обеспечения их обслуживания наземным транспортом во время ремонта. При этом ширина ячейки 60 м, пролет 54 м и высота по завязке ферм 85,5 м. Мельницы в количестве 8-ми штук на блок расположены вокруг топки, а бункера сырого угля — в двух продольных этажерках по четыре на блок в каждой этажерке. Подача топлива в мельницы производится скребковыми питателями. Мельницы работают каждая на одну грань топки, подавая аэросмесь на группу горелок, расположенных в 4 яруса, для чего на выходе из мельницы устанавливаются вертикальные вихревые пыледеяители. Коллекторы вторичного воздуха выполнены в виде кольца, расположенного на уровне холодной воронки. Рециркуляция дымовых газов в мельницы и в горелки осуществляется с помощью 4-х дымососов рециркуляции, расположенных на отметке 0,00 во второй бункерной этажерке. Там же на отметке 20,4 расположены золоконцентраторы и батарейные циклоны. В варианте подвески котла к «своему» каркасу, не связанному со строительными конструкциями здания, хребтовые балки опираются на центральную колонну и на четыре группы колонн снаружи котла, при этом расстояние между группами колонн в осях 36,0 м. По сравнению с подвеской котла к колоннам здания установка котла на «своем» каркасе при некотором усложнении компоновки приводит к значительному облегчению строительных конструкций здания как за счет исключения нагрузки от котла, так и за счет снятия ограничения по горизонтальным деформациям здания. Кроме того, при такой компоновке хорошо решаются вопросы организации монтажа оборудования, для чего предусматривается установка мостовых кранов грузоподъемностью 125/20 т.

Сопоставление по основным показателям с традиционным котлом П-67, показывает, что поверхность обмреваемых цельносварных экранов в полубашенном кольцевом котле уменьшена на 33%, суммарная поверхность нагрева под давлениемна 22%, высота котла — на 27 м, удельный объем застройки — на 29%. По данным ТЭПа, применение такого типа котлов для станции с 8-ю блоками 800 МВт позволяет снизить стоимость главного корпуса станции на 12%.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

.

1. Предложена и разработана новая конструкция топочного устройствакольцевая топка, обеспечивающая значительное снижение габаритов котла, его металлоемкости и повышение эффективности сжигания различных топлив.

2. Выполнены комплексные стендовые и натурные исследования кольцевых и тангенциальных топочных устройств, в ходе которых вскрыты новые закономерности в области аэродинамики, теплообмена, шлакования и образования 1чГОх в этих топках.

3. На основе проведенных исследований разработаны рекомендации по расчету и проектированию кольцевых топок для крупных энергетических котлов.

4. Разработаны технические решения по топочно-горелочным устройствам, которые использованы при проектировании кольцевого котла, а также тангенциальных топок в заводских сериях котлов Е-500, П-67 и др., рассчитанных на сжигание низкосортных шлакующих углей.

5. По результатам исследований тангенциальных топок разработаны рекомендации по расчету и проектированию тангенциальных топок, которые вошли в Методические указания по проектированию топочных устройств энергетических котлов.

6. Разработана модель, конструктивные решения и методика расчета системы стадийно-ступенчатого сжигания топлива в тангенциальных и кольцевых топках, обеспечивающая значительное снижение выбросов >ГОх. Система успешно внедрена, опробована на многих котлах и принята котельными заводами к серийному внедрению.

7. Совместно с заводом «Сибэнергомаш» разработана конструкция опытно-промышленного котла с кольцевой топкой паропроизводительностью 820 т/ч.

8. Проведены и представлены основные результаты успешного промышленного внедрения и исследования котла 820 т/ч с кольцевой топкой на Новоиркутской ТЭЦ при сжигании азейского и ирша-бородинского углей. Полученные результаты полностью подтверждают высокую эффективность и перспективность применения кольцевых топок для крупных котлоагрегатов.

9. На основе сравнительного анализа возможных конструктивных решений даны рекомендации по рациональному профилю котла с кольцевой топкой для энергоблоков мощностью 800 МВт и выше.

10. Разработанные новые технические решения по топочно-горелочным устройствам защищены авторскими свидетельствами на изобретения и патентами /8,9,19.26,36.38,40.42/.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ ОПУБЛИКОВАНЫ В РАБОТАХ:

1. Серант Ф. А., Точилкин В. Н, Пугач ЛИ.

Исследование выгорания пылеугольного факела в топках котлоагрегатов. Сборник.

Химическая физика процессов горения и взрыва. Проблемы теплоэнергетики" .

Материалы VIII Всесоюзного симпозиума по горению и взрыву. АН СССР, Институт химической физики. Черноголовка, 1986, с. 31. .35.

2. Серант Ф. А., Пугач Л. И. Об оценке аэродинамического совершенства топочного устройства. Материалы IV Всесоюзной конференции «Горение твердого топлива», Новосибирск, 1974 г, с. 190. .195.

3. Серант Ф. А., Точипкин В. Н. Особенности расчета изотермической модели топки с вихревыми и прямоточными горелками. Материалы IV Всесоюзной конференции «Горение твердого топлива», ч. П, Новосибирск, 1974, с. 167. 174.

4. Серант Ф. А., Устименко Б. П., Петухов В. В. Исследование осредненных и пульсационных характеристик двойных коаксиальных сильнозакрученных струй вихревых горелок. Сборник «Проблемы теплоэнергетики и прикладной теплофизики». Выпуск 9. Наука, Алма-Ата, 1973 г.

5. Петухов В. В., Серант Ф. А., Устименко Б. П. Пульсационные характеристики коаксиальных сильнозакрученных струй вихревых горелок. Материалы IV Всесоюзной конференции «Горение твердого топлива», ч. П, Новосибирск, 1974, с. 144. 151.

6. Точипкин В. Н., Серант Ф. А. Изучение на изотермической модели аэродинамики одноквадратной топочной камеры котла 2650 т/ч на березовских углях. Тезисы докладов на научно-технической конференции по проблемам развития канско-ачинского топливно-энергетического комплекса, Красноярск, 1976, с.157−163.

7. Маршак Ю. Л., Точшкин В. Н., Бепшовский Ю. Б., Магтохин П. И., Осинцев В. В., Темирбаев Д. Ж., Серант Ф. А., Лебедев В. Д. Исследование на изотермических и огневых моделях систем ввода рециркулирующих газов в топку котла П-67. Тезисы докладов к краевому научно-техническому совещанию «Вопросы сжигания канско-ачинских углей в мощных парогенераторах», Красноярск, 1978, с. 142. 146.

8. Осинцев В. В., Хидиятов A.M., Маршак Ю. Л., Вербовецкий Э. Х., Серант Ф. А. и др. Вертикальная призматическая топка. Авт. свидетельство № 937 877 СССР, 1982.

9. Осинцев В. В., Хидиятов A.M., Маршак Ю. Л., Гапускин В. Б., Сотников И. А., Кузьменков H.H., Серант Ф. А. и др. Вертикальная призматическая топка. Авт. свидетельство № 1 218 246 СССР, 1985.

10. Пугач Л. И., Серант Ф. А., Лисицын В. В., Харченко В. В., Точшкин ВН. Комплексные исследования сжигания канско-ачинских энергетических углей. Тезисы докладов к краевому научно-техническому совещанию «Вопросы сжигания канско-ачинских углей в мощных парогенераторах», Красноярск, 1978, с. 172. .176.

11. Dik Е. Р, Serant F.A. Slagging and ways of its redaction in coal-fired boilers units, VTT Symposium 56, Espoo, Finland, 1984.

12. Серант Ф. А., Гордеев B.B., Ершов Ю. А., Смышляев A.A., Харченко В В.,.

Точткин В. Н. Проблемы сжигания бурых углей и лигнитов при использовании мельниц-вентиляторов и пути их решения. Сборник докладов международного симпозиума, «Использование углей в энергетике», Охрид, Македония, 1997 г.

13. Серант Ф. А., Булгаков В. В., Точткин В. Н., Итман Д. Л, Маршак Ю. Л., Пугач Л. И., Шахсуваров К. В. Котельные агрегаты с кольцевой топкой для энергоблоков 800 и 1600 МВт на канско-ачинских углях. Тезисы докладов на Всесоюзном совещании «Работы Союзтехэнегрго по повышению надежности и экономичности энергооборудования», М. СПОСоюзтехэнерго, 1978, с. 52.,.64.

14. Итман Д. Л., Харкт Ю. А., Серант Ф. А. и др. Техническое предложение по профилю котлоагрегата с кольцевой топкой для мощных энергоблоков на канско-ачинских углях. Тезисы доклада «Вопросы сжигания канско-ачинских углей в мощных парогенераторах», Красноярск, 1978, с. 182. 185.

15. Серант Ф. А., Булгаков ВВ., Точткин В. Н. О возможности создания малогабаритного котлоагрегата с твердым шлакоудалением для блоков 800 МВт на березовских углях. Тезисы доклада на научнотехнической конференции по проблемам развития Канско-ачинского топливно-энергетического комплекса. Красноярск, 1976, с. 134.,.138.

16. Бондарев Л. К., Дубянский В. В., Капелъсон Л. М., Левит Г. Т., Пугач Л. И, Серант Ф.А.

Направление совершенствования и создания новых топочных устройств, Энергетика, № 12, 1978, С. 6.9.

17. Кутателадзе С. С., Голованов Н. В., Колбасов Е В., Серант Ф. А., Пугач Л. И. Проблемы и перспективы создания котельных агрегатов для электростанций Сибири, Сборник «Энергетический комплекс Сибири. Перспективы развития». Доклады секции № 4 Всесоюзной конференции «Развитие производительных сил Сибири и задачи ускорения научно-технического прогресса». СО АН СССР, Иркутск, 1985, с. 68., 78.

18. Пугач Л. И., Серант Ф. А., Волобуев А. Н., Точткт ВН., Ловцов А. Н., Харченко В. В. Освоение головных и опытно-промьшгленных котельных установок при сжигании углей Сибирских месторождений. Электрические станции, № 10, 1995, с. 16.26.

19. Серант Ф. А., Булгаков ВВ., Устименко Б. П. и др. Парогенератор, авт. свидетельство № 658 358 СССР, 1978.

20. Серант Ф. А., Булгаков В. В. и др. Вертикальная топка котла, авт. свидетельство Не 909 418 СССР, 1981.

21. Серант Ф. А., Точилкин В. Н и др. Котел, авт. свидетельство № 840 556 СССР, 1981.

22. Харкин Ю. А., Итман Д. Л, Харьков Н. В., Серант Ф. А. и др. Парогенератор. Авт. Свидетельство № 731 175.

23. Розенгауз И. Н., Харкии Ю. А., Серант Ф. А. и др. Парогенератор, авт свидетельство № 693 089 СССР, 1979.

24. Маръямчик И. И., Серант Ф. А. и др. Котел. Авт. Свидетельство № 1 064 724 СССР, 1983.

25. Серант Ф. А., Точипкин В. Н., Маршак Ю. Л. и др. Топка. Авт. свидетельсво № 819 499 СССР, 1980.

26. Маршак Ю. Л., Итман Д. Л, Харкни Ю. А., Серант Ф. А. и др. Призматическая топка. Авт. свидетельство № 922 425 СССР, 1981.

27. Серант Ф. А., Точшкин В. Н., Булгаков В. В. и др. Перспективы создания малогабаритных котлов на канско-ачинских углях. Тр. научно-практической конференции «Техника и технология КАТЭКа в сете решений XXVI съезда КПСС», Красноярск, 1983, с. 25. .28.

28. Серант Ф. А., Устименко Б. П., Змейков В. Н., Кроль В. О. Кольцевые топки пылеугольных котлов. Алма-Ата, Наука, 1988, 167 с.

29. Серант Ф. А., Точипкин В. Н., Остапенко ТВ. Исследование на моделях особенностей аэродинамики и конвективного теплообмена в кольцевых топках. Тезисы докладов «Вопросы сжигания канско-ачинских углей в мощных парогенераторах», Красноярск, 1978, с. 146. 150.

30. Серант Ф. А., Змейков В. Н., Устименко Б. П. и др. Исследование кольцевых топок и разработка профиля котла для мощных энергоблоков. Теплоэнергетика, 1982, № 10, с. 33.,.36.

31. Точипкин В. Н., Стрижко Ю. В., Серант Ф. А. Влияние пережима в верхней части топки и конструкций горелочных устройств на аэродинамику кольцевой топочной камеры. Тр. научно-пракгической конференции «Техника и технология КАТЭКа в свете решений XXVI съезда КПСС», Красноярск, 1983, с. 37.40.

32. Серант Ф. А., Устименко Б. П., Змейков В. Н. и др. Исследование на изотермических моделях и огневом стенде особенностей аэродинамики, теплообмена н выгорания топлива в кольцевых топках. Горение органического топлива. Материалы V Всесоюзной конференции. Новосибирск, 1985.4 1, C.195.199.

33.Куценко В. М., Рубцов М. А., Серант Ф. А. Численный расчет теплообмена в кольцевой топке. Горение органического топлива. Материалы V Всесоюзной конференции. Новосибирск, 1985.4 1, с. 147. 152.

34. Стрижко Ю. В. Серант Ф.А. Точипкин В Н. Исследование условий «прилипания» горелочных струй к стенам тангенциальной топочной камеры. Тезисы докладов на научно-технической конференции по проблемам развития канско-ачинского топливно — энергетического комплекса. Красноярск, 1976, С. 163.170.

35. Серант Ф. А., Стрижко Ю. В., Точшкип В. Н. Исследование аэродинамики вертикально-щелевых прямоточных горелок. Сборник «Горение твердого топлива». Материалы IV Всесоюзной конференции. Новосибирск, 1974, с. 159. 164.

36. Точшкин В. Н., Стрижко Ю. В., Серант Ф. А. Прямоточная пылеугольная горелка. Авторское свидетельство 486 187, СССР, 1975.

37. Серант Ф. А., Стрижко Ю. В., Точшкин В. Н. Разработка и исследования на моделях нового типа регулируемой прямоточной горелки для тангенциальных топок на шлакующих углях. Тезисы докладов «Вопросы сжигания канско-ачинских углей в мощных парогенераторах», Красноярск, 1978, с. 146. 150.

38. Серант Ф. А., Точшкин В. Н., Стрижко Ю. В. Прямоточная пылеугольная горелка, Авт. свидетельство № 896 314 СССР, 1981.

39. Пугач Л. И, Серант Ф. А., Волобуев А. Н. и др.

Технологические методы подавления окислов азота на котельном оборудовании электростанций при сжигании твердого топлива. Тезисы научно-технической конференции Сибирского региона «Экологические проблемы в энергетике», Новосибирск, 1990, с. 6. 11.

40. V. Wroblewska, S. Zelkowski, Y. Szymezak, Y. Swirski, E. Tamowka, R. Zaremba, F. Seront, W. Tochilkin, Y.Strizko. Uklad dysz palnika strumieniowgo do spalania pylu weglowego z regulacja wanmkow zaplonu i kicrunku wyplywu mieszaniny pylowo-gazowej, Patent № 128 359. Polska, 1985.

41. Серант Ф. А., Точшкин B.H., Стрижко Ю. В., Витухина Э. М. Прямоточная горелка с низким выходом окислов азота и способ сжигания топлива. Патент РФ на изобретение № 2 055 268, 1996.

42. J. Swirski, V. Wroblewska, F. Serant, V. Tochilkin, J. Strizko, J. Szymczak, T. Golee, R. Zameba., A. Kulpa, H. Jadamus.

Uklad do niskoemisyjnego spalania pylu weglowegow kotlach energetycznych z palnikami strumieniowymi, Patent Polska, № PL 170 716 Bl, 1993.

43. Seranl F.A., Yershov Yu.A., Pougach L.I., Somicov LA. Complex modernization and industrial Research of Boiler Installation with the aim to Inerease Realiability and cost efficiency. Sbornic mezinarodni konference «Dny plamene 97. Spalovania Zivotni Prostredi», Bme, 1997.

44. V. Wroblewska, J Swirski, J. Szymctak, F. Serant. Nowe rozwiazanie niskoenisyjnych palnikow strumieniowych w kotle WP-120. Zeszyty naukowe politechniki slaskiej. Seria. ENERGETYKA z. 122. Gliwice, 1994, p.237. .246.

45. Пугач Л. И., Серант Ф. А., Вопобуев А. Н., Точилкин В Н., Остапенко В. Е. Разработка и внедрение горелочных устройств и схем сжигания твердого топлива, обеспечивающих снижение образования оксидов азота. Сборник Урал ВТИ «Совершенствование теплотехнического и электротехнического оборудования ТЭС». Челябинск, 1991, с. 28.29.

46. Серант Ф. А., Пугач Л. И., Точилкин В. Н., Стропус В. В. Внедрение новых технологий сжигания при модернизации котельного оборудования. Сборник трудов научно-технического семинара «Новые технологии и научные разработки в энергетике». Институт теплофизики СО РАН. Новосибирск, 1994, с. 7 .10.

47. Seranl F.A. Experience in using low emission burners with high concentration supply of pulverized coal. Konferencja naukowotechniczna «Nisroemisyjne techniki spalania 97. Ustron, 1997, pp.65.76.

48. Агапов K.B., Остапенко B.E., Пугач Л. И., Пугач Ю. Л, Серант Ф. А. Точилкин ВН Методические указания по испытаниям топочных и горелочных устройств котельных установок, Москва, 1988, 89 с.

Подписано в печать 27.09.99. Формат 60×84 1/16. Бумага офсетная. Тираж 150 экз. Усл.печ.л. 3.5. Заказ № SS.I.

Отпечатано в типографии Новосибирского государственного технического университета 630 092, г. Новосибирск, пр. К. Маркса, 20.