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

Введение к работе

В настоящем докладе обобщаются результаты работ автора, связанные с разработкой, исследованием и промышленным освоением новой технологии сжигания и конструкции кольцевой тонки, предназначенной для пылсугольного сжигания низкосортных углей в котлах крупных энергоблоков. Доклад составлен по материалам работ, опубликованных в период с !972 по 1999 годы и написанньгх автором на основе исследований, которые проводились им в лаборатории моделирования Сибтехэнерго, в Казахском научно-исследовательском институте энергетики, в СибКОТЭСе, а также на ряде отечественных и зарубежных электростанций в России, Казахстане, Польше, Турции и Югославии.

Актуальность темы

Развитие отечественной и мировой энергетики в обозримой и долгосрочной перспективе объективно будет связано с коренной модернизацией существующих и строительством новых крупных энергокомплексов с тепловыми электростанциями, работающими на оргашгческом топливе.

Поскольку тепловая энергетика является одним из наиболее каниталлоемких и загрязняющих токсичными и тепловыми выбросами секторов промышленности, актуальным и приоритетным направлением научно-технического прогресса является разработка и широкое внедрение ресурсосберегающих и экологически чистых технологий сжигания натуральных топлив.

Настоящая работа выполнялась в соответствии с заданиями общегосударственных программ:

- целевая комплексная научно-техническая программа О.Ц.002 (подпрограмма
0.01.01.Ц, задание 01.01), утвержденная Постановлением ҐКНТ, Госплана СССР и
Президиума АН СССР от 29.12.81 № 516/272/174.

- целевая комплексная программа по проблеме "Исследование и освоение
сжигания канско-ачинских углей на электростанциях КАТЭКа на 1986-1990 гг",
задание 01.03.И.

целевая комплексная научно-техническая программа, утвержденная Постановлением ГКНТ СМ СССР, Госпланом СССР и Президиумом АН СССР от 30.10.85 №555.

- федеральная целевая программа «Топливо и энергия».

Актуальность и практическая важность работы подтверждается присуждением автору премии Правительства РФ за 1995 г. в области науки и техігаки за разработку и внедрение технологии низкотемпературного сжигания шлакующих канско-ачинских углей. (Постановление Правительства РФ от 16.01,1996 № 95 г. Москва).

Цель работы

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

Научная новизна

Предложена и разработана новая технология ішлеугольного 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 характериетш; на экономичность, надежность и экологичиость 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 стаднйно-ступеїїчатому сжиганию углей, обеспечивающие низкие выбросы оксидов азота в кольцевой и тангенциальных топках.

Разработаны методы расчета и проектирования кольцевых топок для крупных котлоагрегат ов.

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"(Новоснбирск, 1974г.), V Всесоюзной конференции "Горение органического топлива" (Новосибирск, 1985г.), Всесоюзной научно-технической конференции но проблемам развития канско-ачинского топливно- энергетического комплекса (Красноярск, 1976г.), 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 нарогенераторах"(Красноярск, 1978г.), республиканском научно-техническом совещании "Образование окислов азота в процессах горения и пути снижения выброса их в атмосферу" (Киев, 1979г.), на научно-технических советах и семинарах Всесоюзного теплотехнического института, Подольского машиностроительного завода, Барнаульского котельного завода, Центрального котлотурбинного института, Института теплофизики СО РАН, Тагаїгрогскоіо 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 11 ГС Минэнерго СССР, секциях ГКНТ СССР, НТС Минэнерго Казахской ССР.

Публикации

Материалы диссертации опубликованы в одной моиоірафии, 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 освостш головных коглов П-67 (блок 800 МВт) Березовской ГРЭС и Е-500 Новоиркутской ТЭЦ, а также при реконструкции котлов ПК-40-1 Ведовской и Томь-Усинской ГРЭС, П-57-ЗМ (блок 500 МІЗт) Экибастузской ГРЭС-2, ОР-500 ТЭС "Тунчбилек" (Турция), ОР-210, ОР-140, WP-200 на ТЭС в Польше, Г-670 ТЭС "Плевля" (Югославия), котла блока 210 МВт ТЭС "Нейвели" (Индия) и др.

Данные физического и математического моделирования рабочих процессов а 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, 1998г.)

Структура работы

Диссертация в форме научного доклада содержит следующие разделы:

1. Введение.

2. Разработка и исследования кольцевых топок на изотермических стендах- моделях

3. Исследование кольцевой топки на укрупненном огневом пьшеугольном стенде.

4. Развитие технологических методов снижения NOx в копьцевых и тангенциальных топках.

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

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

7. Заключение
Публикации.

Несмотря на широкое применение и многие исследования (В.В.Померанцев, С.Л.Шагалова, Г.Ф.Кнорре, Ю.Л.Маршак, Д.Н.Ляховский и др.) иылеугольные топки до настоящего времени остаются недостаточно изученными в основном из-за сложного характера течеїшя газов и теплообмена. Широко используемые при их конструирования 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 изучеіше основных закономерностей аэродинамики, теплообмена и выгорания, особенно с учетом новых требований организации сжигания топлива с минимальными выбросами NOx.

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 ґорелочной 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 нромьпллеїшьіх 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.Хитрий, В.В.Померанцев, В.И.Бабий, АБ.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") концеїгграции 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 силыгую зависимость времени и степени выгорания пылеугольного факела и температуры на выходе из топочной камеры от интенсивности смесеобразования в объеме топки. 121

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 стенеш, 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

горелочньпс струй) размер тонки (L), то критерий Fo будет устанавливать соответствие между располагаемым временем пребывания газов в топке и временем, необходимым для турбулентного обмена газовых объемов по всему сечению топочной камеры (Ч_см). Физический синел комплекса

A₇wX² (1.1)

заключается а 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 смесеобразоваїшя 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 оргаїгазуются 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 сравнетпо с "линейными" (с встречным или одностороннем расположением горелок) позволяют получить более низкие (~на 20...30%) выбросы NOx 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 массо- и теплопереноса в объеме топки, который зависит от интенсивности крутки вихревого факела /3/ и возрастает с увеличением соотношения сечений топки и горелок (F/ F_r), увелітчеішем диаметра условной окружности горения (d_y) и уменьшается с увеличением размеров топки. Проведештые автором исследования средних и пульсационных характеристик турбулентных закрученных течений /4,5/ подтверждают сказагаюе выше.

Дальнейшим развитием тангенциальных топочных 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 ПА 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 нылеугольных. Для обеспечения высокой надежности и экономичности современного котлоагрегата принимаются умеренные теплонапряженил и сравнительно низкие температуры газов в топочной камере, что при существующем традиционных конструкциях топочных устройств приводит к большим размерам всею котлоагрегата. Так, например, высота даже П-образного котла для блоков 800 МВт превышает 100м, а башенного котла еще значительно выше. Монтаж крупновысотных котлов и строительство для них зданий является сложной технической задачей, в результате чего сроки и стоимость строительства современных мощных тепловых электростанций существенно увеличиваются. В связи с этим весьма важен поиск новых технических решений по снижению габаритов круїшьіх котлоафегатов (в частности пылеугольлых), 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, СКБ 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 тенловоспринимающие поверхности в топке размещаются в основном в виде настенных экранов Использование же объема топки для установки двусветных экранов и низкоопущешшх 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 се для размещения надежно работающих дополнительных (в виде осесимиетричпой 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 отличішми от обычных топок. Выполненные Сибтехэнерго и СКБ ВТИ проекгно-конструкторские проработки профилей котлов для блоков 500 и 800 МВт на экибастузских и канско-ачинских углях показали, что применение кольцевых тонок для мощных, котлоагрегатон позволяет снизить их высогу 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 кольцевых 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 коаксиалыю установлена многогранная экранированная вставка.

Поперечный размер этой вставки выбирается из
соотношения di/d2=0,5. ..0,6, при этом меньшее значение
рекомендуется для котлов, рассчитанных на сжигание
шлакующих углей. Здесь и далее d| и й₂ -диамеїрьі
окружностей, условно вписанных в сечения внутренней и
наружных камер, a d_y- диаметр условной окружности,
касательно к которой направлены оси горелок.
Проведенные сравнительные исследования

Рис.2.1. Схема кольцевой топки. 1 -наружная камера; 2-внутренняя вставка; 3-горелки.

цилиндрической и многогранных кольцевых камер с различным числом 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. Степы внутренней и наружной камер выполняются из цельносварных газоплотных панелей. D нижней части топки экраны наружной камеры отгибаются внутрь и образуют многоскатную холодігую воронку. В верхней части топки к боковым стенам наружной камеры примыкают горизонтальные конвективные газоходы, число которых может быть 2 или 4. Горелочные устройства устанавливаются на каждой стене тонки в один или несколько ярусов в зависимости от мощности котла и рекомендуемых теплонанряжений доя конкретного топлива. Оси горелок направляются по касательным к условной окружности, диаметр которой

( d_y=dy/d₂) 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 вертикалыю-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 пршгципиально 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 углеразмолыше мелышцы желательно располагать вблизи своего горелочвого 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 пылесисгем работает на свой горелочный блок. При 4-х пылесистемах каждая мельница подключается к двум соседним горелочным блокам. Повышенная устоичітость 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 топочігую 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 вігутренняя 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 длшгу 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 решении но 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 топках в Сибтехэнерго и КазНИИЭ были изготовлены изотермические модели топочных устройств котлов 800 и 500 т/ч, рассчитанных для работы на канско-ачинских и эюлбастузских 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, оборудовашгую трубками-калориметрами. Горелочные устройства выполнялись в три яруса с непроточным разрывом hp/b =2,1, где Ь_р-величииа непроточного разрыва между ярусами горелок, а b -ширина горелки. Ориентировку горелок на обеих моделях можно было изменять в пределах диаметра условной окружности dy=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 плоскости. В последнем варианте эта модель топки была оборудована новым типом регулируемых прямоточных горелок. Внутремтй восьмигранник был выполнен съемным в трех вариантах с диаметром вписанной окружности d|=d|/d2=0,3;0,5 и 0,7, что позволило исследовать его влияние на аэродинамику топочной камеры.

2.2.1.1. Общая картина течения

На рис. 2.2 показано распределение относительных величин тангенциальной

1.0

0,5

-0.5

(V,p) и аксиальной (V„)
составляющих вектора

0,5 0,8 0.7 О.а 0.9 1.0

0,5 0,8 0,7 0.Є 0.9 1,0

скорости в различных
поперечных сечениях по
высоте кольцевой камеры. Как
видно, особенностью

аэродинамики кольцевых

1,0

0.5

1 і

І хфлг

(г/к_г

топок является вихревое
движение газов с ярко
выраженными зонами

0.5 0,8 0.7 0,0 0.!

Рис.2.2, Распределение V,, и V, по радиусу кольцевой топки в сечениях на уровне горелок ( x=fl,12) и вверху топки ( х~0,87) при разных углах установки горелок

приосевого обратного тока
вблизи внутренней вставки и
выходного вихря вблизи стен
наружной камеры. Основная
составляющая вектора

= 0,75; *-d_y = O_rl

= 0,3;

скорости - тангенциальная (вращательная) скорость (У_ф).

В горелочной зоне тонки 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: периферийную- приблизительно квазипотсндиального вращения (V^const) и центральную -приблизительно квазитвердого вращения (V,/r=const).

В зоне, расположенной выше верхнего яруса горелок, в отличие от циклонных камер, область квази-потенциалыюго течения практически вырождается и (за исключением пристенного слоя) с увеличением радиуса наблюдается рост тангенциальной составляющей скорости ( V,). Здесь и далее У_ф и Vx представляют отношение соответствующей компоненты скорости к средней скоросш на выходе из горелок (V₀). С распределением У_ф по сечению кольцевой камеры неразрывно связано соответ-ствуїощее распределение по радиусу статического давления. При интенсивном вращении потока максимум Р_ст наблюдается вблизи наружной стенки камеры. С уменьшением радиуса Р„ снижается вплоть до отрицательных значений в области внутренней вставки. Такая взаимосвязь Р_ст 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 V„ по радиусу камеры можно выделить две области потока:

область положительных значений
V» которая расположена вблизи
наружных стен камеры и
представляет собой "выходной
вдарь", и область отрицательных
значений У*, 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 степ 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

i:t

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 ноток также разворачивается в холодной воронке и вовлекается в общий восходящий поток газов. Максимальны» расход приосевого обратного тока наблюдается в сечении выше верхнего яруса горелок и в режиме с d(—0,5 и dy=0,5 составляет 10...12% от расхода воздуха через горелки. По сравнению с V,, и V_x, 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 горедочпых 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 горелочлую 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 доиолннтелыгую 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 d] до определенного предельного размера не приводит к качественному изменению профилей скоростей. Так, если при заданном d_y в режиме без вставки в приосевой области топки возникает развитая зона обратного тока диаметром d_p, то установка в этой камере вставок диаметром

di< d,, не влияет на характер выходного вихря вблизи еіаружньгх стен топки. В количественном отношении изменение di слабо сказывается на профиле V,_p по высоте топки, но более заметно влияет на распределение аксиальной скорости ( V,). По сравнению с режимом с d₍=0 установка внутренней вставки вызывает некоторое расширение границы зоны приосевого обратного тока, однако чрезмерное увеличение

d|, например до 0,7, приводит к ликвидации этой зоны. Поскольку интенсивность приосевого обратного тока при dj=0 относительно невелика, то уменьшение этой зоны за счет установки вігутренней вставки слабо отражается на изменении максимальных значений тангенциальной и аксиальной скоростей. С учетом эффективной аэродинамики и теплообмена в кольцевой топке оптимальное значение

dr 0,5...0,6.

d, = 0,7

Рис.2.4. Гаспределение аксиальной скорости Wx в поперечных сечениях по высоте восьмигранной тангенциальной и кольцевой топочных камер при разных размерах

внутренней вставки dy=Q,75, В.е,=106х10

2.2.1.3. Влияние условного диаметра ввода горелочных струй /28/

Условный диаметр, касательно к которому направляются оси горелочиых струй, является основным конструктивным параметром, в наибольшей степени влияющим на структуру течения как в поперечном сечении, так и по высоте кольцевой топки. Втекающая в толку по тангенциальной схеме горелочная струя перестраивается из прямолинейного потока во вращательный, что, естественно, связано с допошшгельной затратой энергии. При этом горелочные струи тем быстрее вовлекаются в общее вихревое движение, чем больше d_y приближается к диаметру наружной камеры d₂ (рис.2.2). Если при d_y=0,3 горелочная струя перестраивается после разворота ее от места ввода через 25, то при d_y=0,75 струя теряет свойства прямолинейного потока уже через 5. Естественно, что струи, вводимые под большим d_y, в большей степени способствуют усилению крутки общего потока в камере, интенсифицируя при этом приосевой обратный ток и восходящий выходной вихрь. С увеличением dy возрастают коэффициенты сохранения тангенциальной скорости в плоскости ввода

(2.1)

у „,

и начального момента вращения

(2.2)

V-r ,.,= -*—

г) значение R₂- радиус

Здесь V,, _макс и V₉- максимальное и текущее (по радиусу тангенциальной скорости в плоскости ввода горелочных струй, окружности, условно вписанной в наружный восьмигранник.

Следует отметить, что уже при d_y=0,8 значения E_v и E_vr. приближаются к единице, что говорит о том, что такой хордальный ввод по эффективности близок к

чисто тангенциальному. Колее высокие значения У,_ртт при больших d_y сохраняются и по высоте камеры. Характерной особенностью ввода струй с d_y=0,3 и 0,5 является их проникновение ближе к внутренней вставке, в то время как при d_y=0,75. .0,8 максимум тангенциальной скорости приближен к наружной стенке камеры. Увеличение общей крутки потока в камере с ростом d_y способствует увеличению размеров и массового расхода зоны приосевого обратного тока (в камере без пережима), что особенно наглядно проявляется в сечениях вьппе 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 d_v>0,3) пристенное. Измерения коэффициента гидравлического сопротивления (Q моделей топки показали /28/, что для всех углов установки горелок он не зависит от числа Рейнольдса в исследуемом интервале его изменения (Re>60-10³). Что же касается влияния самого d_y, 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 d_y картина течения качественно изменяется, что приводит к некоторому увеличению і, от 1,15 при d_y=0,5 до 1,24 при d_y=0,2. Проведенные исследования позволили установить, что в зависимости от типа и конструкции горелок оптимальное значение d_y 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-

0.2

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

Х=0.вг

кольцевой топки. В результате специальных

О.г

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

Х=0,57

предположить, что пережим вверху кольцевой

~'~ 0.5 0.75 1 топки должен воздействовать примерно так же,

Рис.2.5. Влияние пережима в как диафрагма па выходе из циклона.

верхней части кольцевой камеры Действительно, наличие пережима вызывает

на распределение статического значительное увеличение избыточного

давления: 1-топка с пережимом; статического давления по всей высоте камеры

2-без пережима. (рис.2.5), но в отличие от полой (без внутреішей

вставки) циклонной камеры в кольцевой топке полностью исчезает зона разрежения

вблизи внутренней вставки, а нисходящий ток наблюдается лишь только г» холодную

воронку. В отличие от кольцевой толки без пережима, где влияние d_y особенно

заметно лишь па аэродинамике нижней половины топки, в камере с верхним нережимом изменение d_y оказывает значительное воздействие на аэродинамику по всей высоте тонки и с уменьшением d_y можно добиться минимального и одинакового омывания внешних и внутренних стен как в горелочной зоне, так и выше се. Другими словами, наличие пережима в верхней части кольцевой тонки 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 тонок 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 неравиомерностями на входе в ширмовые и конвективные поверхности нагрева. При разработке технических решений по котлам с кольцевыми топками рассматривались следующие возможные варианты компоновки конвективных газоходов: башеїшая, полубашенная и Т-образная с двумя или четырьмя симметрично расположенными газоходами. Из общих соображений о симметрии омывания поверхностей нагрева, расположенных за топкой, следует, что характерное для кольцевой топки сохранение крутки и скоростной неравномерности ло 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 зои 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 двухгазоходаого 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 направления 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 нс менее и в этом случае неравномерность остается достаточно большой, что может привести к снижению надежности работы поверхностей нагрева из-за неравномерности их тешговосприягия 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 котлоагрегагов с "линейными" гопкамк Для кольцевых топочных устройств с характерным вихревым движением основного потока ввод рециркуляции должен, наряду с уменьшением общего температурного уровня, обеспечить снижение крутки потока и вмравігивание скоростных и температурных полей на выходе из топки. Как показали исследования условий ввода рециркуляции в верхнюю часть тангенциальных топок /6,7/, наиболее эффективным средством подавлеїшя остаточной крутки и снижеігия скоростной неравномерности является тангенциальный ввод рециркулирующих 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 прозедены экспериментальные исследования но отработке тангенциального (с нротавокруткой) 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_движеішя, при котором определяющей является расходная составляющая скорости ( V_x- скорость в направлении движения), другие же составляющие скорости (У_ф и V_r) 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 степе. В этой области поле скоростей неравномерно и, по крайней мере, две составляющие вектора скорости (V,, и V_x) 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...2О), доли рециркуляции (г_р=0... 20%). Здесь и ниже г_р- отношение массового расхода газов рециркуляции к расходу через горелки, m-гидродинамический параметр:

пл=^—'_т (2.3)

где Рр и р_т- плотность реігиркулирующих и топочных газон, соответственно;

W_p и W_T-CKopocTb газов си выходе из сопл рециркуляции и в сечении топки перед

вводом рециркуляции, соответственно.

Исследования показали, что ввод рециркуляї щи 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 (r_p=10%; т=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 г_р до 15% (ш=355) струи рециркуляции оказывают более значительное влияние на поток в топке, что проявляется в уменьшении V^maj на 60%, выравнивании ноля 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 ~0,2R₂), образуют в ней активный кольцевой поток с обратной круткой. При г_р=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_x возрастает. Вероятно, при г_р=20% энергия струи настолько велика, что поток в топке не может изменить направления ее движения, в результате чего струя рециркуляции, проходя пристенную зону потока, сохраняет

Тсї:

Рис.2.б. Распределение тангенциальной (а) и аксиальной (б) составляющих скорости в верхней части кольцевой топки приразных долях рециркуляции (_di=0,5; d_y=0,5; d\,_p=0,75; X f_p=0,003; X_p=0,58): l-r_p=0; 2...10%; 3-15%; 4-20.

Рис.2.7. Распределение концентраций
рециркулирующих газов в

поперечном сечении кольцевой топки.
( di=0,5; оу=0,5; d,._p=0,75,

Z ^=0,008): l-r„=10%, т=140; 2-15%, 312; 3-20%; 550.

практически свое направление и энергию. Измерения полей концентраций вводимого (рециркулиругащего) агента, измеренные в трех сечениях по высоте топки, показали (рис.2.7), что при всех вышерассмотренньгх трех режимах ввода рециркуляции (г_р = 10; 15; 20%) происходит усиленное перемешивание компонентов, что является характерным для вихревых потоков. Перемешивание интенсивно протекает на

1'J

начальном участке взаимодейстішя и практически завершается, в сечении Х_р=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 рецнркулирующего агента в кольцевую зоггу вблизи внутренней вставки, Характер распределения концентраций в сечении ввода рециркуляции (Х_р=0) при г_р=20% подтверждает описанное взаимодействие струй с потоком при больших импульсах. Зона с максимальной концентрацией рецнркулирующего агента в этом случае сосредоточена вблизи наружных стен топки. Проведенные исследования распределения концентрации рециркулиругогдих газов по высоте топки при различных режимах позволили установить, что в этих режимах газы рециркуляции оказывают влияние на значительном расстояігаи 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 рециркуляция в верхнюю часть кольцевых тоночньгх 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 (гД гидродинамический параметр (го), сечение и размеры сопл рециркуляции (S f_p и d_1KBp) и диаметр условной окружности рециркуляции (d_yp). 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 конвектюшого 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 электротеплового моделирования, при котором одна из восьми наружных и внутренних граней топки экранировалась нафеваемыми постоянным током трубками 03x0,5 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

Ig Nu

температура была приблизительно одинаковая,

и в то же время обеспечить условия

шероховатости в середине пучка, близкие к

натурігьім.

На рис. 2.8 приведены

экспериментальные данные для наружных

^L^yL

6 х

экранов, обработанные в виде критериальной

зависимости Nu_d от Re_d. При этом для расчета

1,1 V'i т, HCrf,

Ig Re

3.2

чисел Nu_d= —^—і- и Red=—'— --- в качестве
Я v

5,В в.О 6.2 ЬА

Рис.2 8. Изменение Nu от Re для наружных экранов кольцевой топки при разных углах установки горелок. О -dv = 0,3; -dy = 0,5; a -dy=0.7S;

характерных величин принимались диаметр

наружной камеры tl₂> скорость на выходе из

горелок W_r, а коэффициенты теплопроводности

А. и кинематической вязкости v оценивались для

средней температуры воздуха в камере.

Зависимость N\ia от Re,j для кольцевой топки

может быть выражена в виде

Nu=A Rc,j (2.4)

где постоянный множитель "А" при прочих равных условиях зависит от параметра d_v, возрастая при его увеличении (для наружных экранов). Физически это объясняется тем, что с ростом fly максимум Vp приближается к наружным экранам уже в начальных (на уровне горелочных 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 смыкания и конвективного тепловосприятия топочных и выходных ширм /28/

В современном крупном котлостроении при разработке схем и конструкций пароперегревателя широкое применение находят полурадиационные ширмовые 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 (V_f) и подъемной (V_x), что уменьшает опасность их загрязнєїшя 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 Сибтехэиерго 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

h/II

0.6

ширмы достаточно активно омываются газовым потоком, хотя сам уровень скоростей при приближении к потолку снижается. В поперечном сечении кольцевого зазора на уровне расположения ширм (по иысоте топки) сохраняется свойственное для закрученного течения расположение максимума скорости вблизи наружной стенки. Естествеїшо, при таком характере движения газов наибольшее коїтективнос тегшовосприятие имеют ширмы, расположенные ближе к наружным граням топки.

0,2

(>/)

Рис.2.9 Неравномерность

конвективного тсиловосприятия по высоте топочных ширм (на модели).

В соответствии с рассмотренными выше особенностями омывай ия топочных ширм отмечается (рис.2.9) несколько большее (па 15...20% от среднего уровня) конвективное тенловосприятие нижней трети ширмы, в то время как верхняя (припоюлочная треть) ширмы воспринимает на 15...20% меньше тепла за счет конвекции. Для большинства гаирм даже в режиме без рециркуляции (г_р=0) неравномерность распределения а_к по высоте ширмы не превышает

20%. Распределение а_к между

1,1

согласуется с

скоростей газового в режиме без наибольшее тенловосприятие 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 тенловосприятие на 10...15% ниже о_кср. Подача рециркуляции в верхнюю часть топки с протявокруткой в количестве 10% существенно уменьшает (с 30 до 10...15%) эту неравномерность. Обработка экспериментальных данных показала, что конвективное тегшовосприятие модельной ширмы подчиняется зависимости вида

ширмами по ширине газохода

качественно

распределением

потока. Так,

Номер UIVjp.VLbl

Распределение конвективного тепловоенриятия выходных їлирм по ширине газохода ( d\=0 5; 3,.==0.75, Р=0.7): 1-Re_m=41S, r_p=0%, 2-Re„=374, r_p=10, d,., m=637.

Рис 2.10.

=0.9,

рециркуляции

Nu=A-Re"'

(2.5)

Для условий модели при dj =0,5, u_y=0,75 и r_p=0 среднее (для 12-ти ширм) значение коэффициента А составило 0,353.

2.3. Исследование условий "прилипания" горслочных струй к стенам в кольцевой и тангенциальной топка* /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 Сибтехэисрго 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, так называемого "эффекта Коаида". Исследования показали, что распространение струи вдоль стенки или в отрыве от нее определяется углом наклона оси струи относительно стенки, высотой струн, величиной начальной скорости вторичного воздуха (W₂) и отношением скоростей (V/₂Wi) вторичного и первичного воздуха. Было установлено, что в диапазоне углов 20<а<40, при величинах скорости W₂ в пределах 30...40 м/сек и Wa/W|>l возможно как отрывное течение, так и течение вдоль стенки. При этих условиях определяющим фактором является соотношение высоты (h) и ширины (Ь) горелки (рис.2.12). При h/b>7 струи развиваются только вдоль стенки. Движение струи в топочной камере определяется помимо «эффекта

Рис.2.11. Эффект Коаида в тангенциальной Рис.2.12. Траектория оси пристенной

топке. Hi и Н₂-давление со стороны факела струи при разном соотношении высоты к

и пристенной области; Ь_р~непроточішй ширине сопла (горелки).

разрыв между ярусами горелок; 1-

топливовоздушная смесь; 2-вторичный

воздух.

Коанда» еще и влиянием вихревого сносящего потока, действующего на каждую струю в направлении боковьа 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 (h,,) должна быть достаточно большой, т.к. только увеличение этого разрыва до 3,5Ь приводит к отрывному от стен течению. В плане ослабления

действия сносящею потока возможно размещение горелок попарно на разных высоюх. Причем, и случае размещения горелок на равных высотах и органи заний большого простенка между ярусами оба искринлякшшх струю эффекта ослаблены одновременно, что и даст наиболее оптимальную каришу течения.

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

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

2.4. Пристінна» газовая завеса как способ предотвращения

локального' ііілаковіїїїіія'в" гонке

Рассматривая проблемы шлакования в топочных камерах, следует иметь ввиду, чю все известные и широко применяемые течннческие решения, наряду с положительным воздействием, имеют и отрицательные стороны. Так общее снижение іечиератури 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 -жраны. Для локальной защиты этой зоны экранов от шлакования может быть достаточно эффективно использована пристенная газовая завеса, например, путем вдува вдоль экранов струй "холодных" рециркулирующнх газов. Известно, что этот способ зашиты 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 /б/. 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 (р,) и параметра вдува

Здесь р, и р„ - соответственно плотность среды завесы и потока газов в топке (кг/м ), а VV, и \V„- скорость истечения струй газовой завесы и спутною 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 па натурном

2*

котле П-67, в модели
сопло 1 устанавливалось
параллельно защищаемой
стенке, а сопло IJ /юд
углом 15 и 20 град. Струя
завесы, вытекающая из
сопла 1, "стелется" вдоль
стенки сравнительно

узкой струей с

Рис.2.13. Схема ввода струй газовой завесы на модели топки котла П-67.

максимумом температуры
вблизи стенки. Следует
отметить, что в отличие от
натурного котла на модели
газовая завеса

имитировалась вводом струи горячего воздуха с температурой Тз в более холодную топочную среду с темпераіурой Т₀. С удалением от сопла 1 ширина температурного профиля непрерывно возрастает. В сечении х/в=0,45 на профиль этой струи накладывается струя от сонла И, ввод которой под углом к защищаемой стене заметно увеличивает ширину температурного профиля. Кроме того, горелочпые струи верхних ярусов как бы отжимают завесігую 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 Т,>Т₀) 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 (Р,=0 град), заметно выше чем для завесы от сопл, установленных на середине грани топки под углом р₃⁼15 и 20 град. Так для завесы сопла 1 характерно наличие довольно протяженного начального участка (х/Ыб), где эффективность на оси завесы не уменьшается (п,⁼1)- Полученные экспериментальные данные по эффективности завесы (рис.2.14) в режимах без воздействия горелочлых струй хорошо согласуются с расчетной кривой по формуле Э.П.Волчкова.

0 +

62,5

^Re-'^2S ₊0,143 о

(2.7)

где Дх- значение продольной координаты, отсчитываемое от точки, где начинается падение эффективности (п<1). Это позволяет использовать известные расчетные зависимости 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 а, при отключенной завесе (т=0) ввод пристенной струи значительно интенсифицирует конвективный теплообмен на защищаемой стенке, что должно

Рис 2.14. Эффективность газовой завесы при разных параметрах вдува m и углах ввода газовой завесы [із

о -т = 13,У; а -т = 9,89; < -m = G,l; ( Р =0) — пі = 13,7; - -т = 9,89; .-т = 6,1; ((J = 15*)

учитываться при расчете и
проектировании газовой

завесы. Полученные в работе
результаты были использованы
для расчета пристенной завесы
ira 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 но - 50-ти

процентной границе,

составляет 5 м, а но 5-ти
процентной - 10 м. Наиболее
сильное снижение температуры
естественно ожидать по оси
завесы (до 350 С в
ближайших к соплам
сечениях). Проведенные
исследования и

выполненные на их
основе расчеты

показывают, что

локальная защита

Рис.2.15. Профили температуры в пристенном слое вдоль стены топки котла П-67 при вводе газовой завесы ((5=15; Т„=1115С, Т₃=352С; т=9.89; _Чу=13%;)

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 вертикалыт-шелевых прямоточных горелок /35/

Несмотря на широкое распространение в практике пмлесжигания прямоточных горелок, закономерности аэродинамики этих устройств до настоящего времени остаются недостаточно изучешгыми, 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 тонливно - воздушная смесь непосредственно контактирует с высокотемпературными топочными газами, за счет

2(.

чсі о обеспечивается устойчивое зажшание пылеуюльного факела, а интенсивное в дальнейшем смешение аэросмеси со вторичным воздухом способствует эффективному выгоранию топлива на коротком участке тонки. Учитывая перспективное и, к недостаточную изученность таких схем прямоточных горелок, к (. іібгехзперго 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 L| и Ь,> При обработке экспериментальных данных скорость в каждой точке струи относилась к среднерасходной скорости истечения из горелки погока вторичного воздуха \\\, а размеры струй - к полуширине всей горелки - Ь/2

На рис. 2. 16 показана характерная картина течения рассматриваемых струй 'Здесь

/., і U < С

(2.8)

где 1-і и 1.2 - ширина каналов первичного и вторичного воздуха соответственно, а С-

ширина простенка между каналами.
При истечении двух потоков с
разной скоростью из

соприкасающихся сопел (С=0) в
начальных сечениях струн

ступенчатый профиль скорости
сохраняется до сечений хЛ>=3 . 4 В
дальнейшем струя приобретает
профиль, характерный для

Рис 2.16 Распределение скорости в поперечном сечении струи на различных расстояниях от устья горелки а-вариант без простенка между каналами, б-вариант с- простенком между каналами.

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 сташетическим
давлением, способствующая

вовлечению в эту область определенной доли газа из окружающею струю пространства (в условиях работающей горелки это высокотемпературные газы). Глубина и ширила этой зоны в существенной степени определяются величиной межсоплового разрыва(с/Ъ) и соотношением массовых расходов (импульсов) потоков первичною и вторичного воздуха. На участке х/Ъ>2. .3 (при с/Ь=0,35...0,51) струя приобретает профиль, характерный-для рассмотренного выше случая истечения струй без разрыва В отличие ог 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

зажигания. Последнее представляется принципиально важным и перспективным для прямоточных горелок при сжигании низкореакциошшх 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 хЛ»3, даже при разрыве между

воздух

по всему

Характерной

распределения

окружающей

струями с/Ь=0,51, вторичный и

первичныи распределяются сечению струи. 0.2В особенностью

концентрации

Рис.2.17 Распределение концентрации окружающей срелы в поперечных сечениях струй на разных удалениях от устья горелки с простенком между каналами.

среды (С_окр), 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, С_оч,=0, его появление является следствием интенсивной эжекции окружающей среды, которая имеет место по всей высоте межструйной зоны. С увеличением разрыва между струями концентрация С„_кр в межструйном пространстве возрастает, что говорит о важности этого конструктивного параметра горелки для зажигания и выгорания факела. Проведенные исследования показали, что для вертикалыго-щелевых горелок интенсивность смешения существенно возрастает с уменьшением соотношения ширины сопя (L/L2) и скоростей истечения потоков первичного и вторичного воздуха (W|/W₂), 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 простеюхом 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 топочмом объеме определяется диаметром условной окружности установки горелок. Поскольку его изменение на натурном котле с типовыми прямоточными горелками связано с изменением конструкции горелочных устройств,

возникла необходимость разработки иного способа управления горслочными 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
направление вытекающей струи
вторичного воздуха, а

следовательно, и всей

горелочной струи, поскольку
струя вторичного воздуха,
обладая но сравнению с
потоком аэросмеси

существенно большим

импульсом, является

горелки

аэросмеси.

частичной

воздуха по

горелочная

от оси

определяющей. При полном перекрытии клапаном бокового канала вторичный воздух

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 горел ке.) (б). 1 -канал аэросмеси; 2-внутренний канал вторичного воздуха; 3-боковой канал вторичного воздуха; 4-ретулирующий клапан; V-отношение аксиальной скорости к средней скорости на выходе из горелки.

вытекает из

параллельно струе При полной или подаче вторичного боковому каналу струя отклоняется

горелки в сторону вставки.
Проведенные в Сибтехэнерго
стендовые исследования

изотермической модели

горелки, а в КазНИИЭ -на огневом стенде подтвердили ее большие регулировочные возможности. Опыты проводились при различных соотношениях импульсов первичного (Pi) и вторичного воздуха (Рг)и различных углах между каналами вторичного воздуха. Это позволило выявить два основных фактора, определяющих степень отклонения струи: первый- угол между каналами вторичного воздуха; второй- отношение импульса бокового потока вторичного воздуха (Ргб) к суммарному импульсу параллельных, потоков первичного и центрального вторичного воздуха

(2.9)

її ^Р2Й

Р,+Р

Па рис.2.186 показаны профили скоростей ко сечениям горелочной струи для режимов с различным распределением расходов вторичного почдуха по центральному и боковому каналам. Как нидно 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 развивается 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 максимумом скорости 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.

3.1. 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 пылеутолыюго факела, теплообмен, загрязнение экранов, образование оксидов азота, влияние рециркуляции и другае 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;

тепловоенриятие 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 катуре в
линейном масштабе (в пределах области автомодельности по числу Рейнольдса).

Модель была предназначена для сжигания угольной пыли в режиме твердого шлакоудалеїшя. Топочная камера, как и в изотермических моделях, представляла полую восьмигранную призму с диаметром вписанной окружности d₂=2,4 м, внутри которой по всей высоте устанавливается соосно восьмигранная призматическая вставка с диаметром вписанной окружности di=l,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 верхняя- каждая 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 тешюнаггояжений 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 тягодутьевыми средствами, системами подачи угольной пыли и пшакозолоудаления. 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.

3.2.0кнгание экибастузских углей различной зольности /28,32/

В опытах сжигался уголь обычной (А^г_ер«41%) и повышенной зольности (А^г_сря56,5%). Режимные параметры варьировались по расходу топлива (В_р=450...905 кг/ч), по числу работающих горелок (4...8), температуре аэросмеси (t|=85... 125С), температуре вторичного воздуха (t₂=210...370C). Коэффициенты избытка воздуха на

входе в топку изменялись в пределах (^=0,84...1,32, на работающую горелку-га_г'0,58...),12. Всего было проведено 18 опытов, из них три для обычного угля (А^г*41%) на восьми работающих горелках, остальные для высокозольного (А^г=56,5%) при различной нагрузке и числе работающих горелок. Из распределения температуры в различных сечениях по периметру и высоте топочного объема на обычном угле (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) сіпиается, при этом в опытах на угольной пыли спад этих температур больше, чем в опытах на соляровом масле, что вероятно связано с большим излучением пылеутольного факела на тепловоспршшмающпе экраны. Потери тепла с механической неполнотой сгорания топлива изменяются от максимальных значений в области горелок (30...40%) до минимальных (2...3%) вблизи выхода из тонки, 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, н затем оно плавно снижается на 20.. .40% к выходу из топки. Средний уровень тепловых потоков на наружную грань составил q„=16...17,4 кБт/м , а на внутреннюю вставку q_E=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 леподудаляемые 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 топлика 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 (А^г_гр=56,5%) 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 120С, а вторичного воздуха - 340 и 2ЮС соответстветго. В опытах при повышенной нагрузке не обнаружено признаков интенсивного шлакования поверхностей нагрева, хотя на футерованных стенках камеры образовывался лепсоудаляемый рыхлый слой золовых отложений. Поверхности внутренней вставки во всех опьггах 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 (q_yn) 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 высокозолыюго угля проявляется в большей степени. Потери тепла от механической неполноты сгорания (q^) при коэффициентах избытка воздуха на входе в толку 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

20 ._Д

0,6

Рис.3.2. Изменение мехнедожога (q,t) и относительной максимальной температуры факела ( и»,*) по высоте кольцевой топки при сжигании зкибастузских углей разной зольности

uoa_A^, = 40,3-41,6%;a;=l,2;R⁹»=10- 12%

A ~A^r = 57~57,5%;af=l,!-1.23;R^!»= 17-20%

Рис.3 1. Распределение температуры в разных сечениях по высоте кольцевой топки при сжигании экибастузского угля на огневом стенде (А'=40,3%). ( r=(r-r₂)/(ri-r₂), где r-тскущий радиус, а Ті и Гг-радаусы 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 ог 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-ачицского 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 іюлучеїшя 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 березовскнй уголь с зольностью А'=8,76... 12%. При работе топки на пониженной нагрузке (50%) при 4-х работающих горелках, максимальная температура в зоне горения составляла 1050С, а на выходе из топки 580С. 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 о»ыч⁼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,.= ),56 и 1,15 соответственно) также приводит к повышению общего температурного уровш и теплообмена в топочном объеме, не нарушая при этом равномерности распределения температур. Однако поля газового состава (Оз, RO2, СО) при этом претерпевают существенное изменение. При уменьшении а, и ее, в указанных выше пределах сігижаетея 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 120О...)23ОС при удельном тепловом напряжении объема q_v= 130-кВт/м⁵. 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,

t,C q-lO'^Bm/M.² Uaxc.C

ilOO

0,4

6)

а)

Рис.3.3. Результаты исследований сжигания березовских углей на огневом стенде кольцевой топки, а) распределение температур в различных сечениях по периметру и высоте топочной камеры; б) распределение максимальных температур (WJ, мех. недожога (q₄) и воспринятых тепловых потоков наружными экранами (П) и вставкой (В ).

плавное снижение максимальных по сечениям температур и тепловых потоков по высоте топки. В отличие от опытов на экибастузекпх 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 R₉o=63% до 43% не оказывало заметного влияния на локальные и интегральные характеристики топочного процесса (температуру на выходе из толки, q₄, тепловые нагрузки и др.). В целом, опыты по сжиташпо 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 1300С), 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 (неосыпающиеся) отложения.

Специальные исследования /28/ с использованием охлаждаемых зондов с температурой стенки 450...550С показали, что скорость образования на них первичных отложеїлш изменяется от 0,01 до 0,02 кг/м²ч при увеличении температуры газов от 850 до 1050С. 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. IWMMITIIK ТКХІІОЛОІ ИЧКСКИХ М КТО ДО» (ТІІІЖКШШ \(>х В КОЛ1.ЦКВЫХ II ТЛІІГГ.ИЦІІЛЛІ.ІІІ.ІХ ГОНКАХ

IJ настоящее время многими исследователями (it т.ч и автором) /39,45/ показано, 'по основным источником образования оксидов азота при сжигании угля и гонках с твердым шлакоудалением являются азотсодержащие соединения топлива, которые в процессе выхода и горения летучих преобразуются is зависимое пі or ряда факторов в NO или Ы₂. В связи с этим соответствующая организация режима сжигания в корне факела (вблизи устья горелки) является довольно эффективным и в 10 же время простым способом снижения выбросов оксидов азота. Для его реализации приходится разрабатывать специальные схемы организации сжигания и конструкции юрелок, позволяющие при небольших затратах достичь значительных результатов

Исследования кинетики образования NO в пмлеутолмюм факеле показали, иго 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
высокотемпературных

топочных газов к корню факела и увеличение площади контакта их со струями пылевзвеси;

Схема низкоэмиссионной прямоточной и результаты ее исследований при

Рис. 4.1.

увеличение времени
пребывания угольной пыли в
условиях богатой смеси в

"Люблин" (Польша). I-подвод топлива и первичного воздуха; 2-центральний капал вторичного воздуха; 3-боковой подвод части вторичною воздуха; 4-регулирующий клапан.

горелки п результаты ее исследовании при результате задержки на
сжигании каменного угля в котле WP-120 ТЭС начальном участке

перемешивания пылевзвеси со

вторичным воздухом,

достаточно интенсивное

смешение горящей пылевзвеси

с вторичным воздухом на

следующем участке факела с цепью получения высокой температуры

рециркулируюших к устью горелки топочных газон и уменьшения содержания

і орючих и летучей золе.

Эта концепция была реализована автором в системе стадийно-ступенчатого сжигания с новой конструкцией низкоэмиссиошюй 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 теорепгчески 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 использоваїшем специальных водоохлаждаемьк 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 для более пгубокого снижения NOx используется известная система третичного дутья (OFA), 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 протнвокруткой /7...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 сгруй 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 паропроизводительностью 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 NOx без ухудшения экономичности сгорания топлива. Так, например, внедрение этой схемы в сочетании с двухвихревои тангенциальной топкой на котле П-57-ЗМ (ст.№ 2) Экибастузской ГРЭС-2 позволило обеспечить снижение выбросов NOx с 1000..1200 до 50О...55Омг/нм³ 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 (~1780С) и большое содержание азота в топливе (N' до 2%), выбросы NOx при а"_ш=1,3... 1,4 составили 380..420 мг/нм при содержании СО=30...85 мг/нм³ (рис.4.2). При этом сохранились высокая экономичность сжигания (q4=0,4...0,7%) и устойчивый выход жидкого шлака при нагрузках 100...70% от номинальной. Применение аналогичной схемы на котле WP-120 ТЭС "Люблин" (Польша) обеспечило снижение NOx 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

КОх. мй/нм³

о_г---ех

аэродинамики. В этой
модели наряду с

программой позонного

расчета топки для расчета
аэродинамики, теплообмена
и горения топлива

использовались программы
CHAIF и CHAIF-3,

1.2 1,3 1,4 1.5 1,8 1,7 a"_m

Рис.4.2. Зависимость концентрации NOx 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 ГРЭС, Дк=0.65-0.8 Дном, 4-котел ГПК-40-] Ьеловской ГРЭС, Дк=0 77-0 86 Дном.

разработанные Старченко
Л.В. 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 смеси; изменения
концентраций газовых компонентов; сохранения массы и числовой плотности частиц;
переноса количества движения для смеси; энергии для смеси и состояния. Для
описания турбулентной структуры потока используется стандартная "к-є" модель для
течений с высокими значениями турбулентного числа Рейпольдса. Компоненты
вектора радиационного теллопе-реноса q"¹ для смеси определяются на основе Р|
приближения метода сферических гармоник для серой излучающей, поглощающей и
рассеивающей среды. Механизм образования оксидов азота (N0 и NO2) при горении
углей принимался по схеме Митчела и Тэрбепли с корректировкой выхода летучих,
так как Митчелом предполагалось, что летучие состоят только из углеводородов С_тНь
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 im кислород, пи углерод. В
качестве обобщенных реакций были выбраны следующие;
Летучие->НС№С_ПН_Ь+ (4.1)

HCN+H₂0->NH₃+ (4.2)

NH₃+02-*NCH- (4.3)

NH₃+NO->N₂+ (4.4)

N₂+0₂-»NO (4.5)

Ж)-»С_гаП_ь-> HCN+ (4.6)

NCHC->N₂+ (4.7)

о

У.

э-

ЛЙ<

' О О* »3 Г- ^>

*--«*ЬЗь*.,< *...[

ЗЯКгйЙг;:'^' '. ! ' '-

ss«sai«.,-.;<<,' г |

Проведенные с использованием вышерассмотренной модели расчетные исследования позволили оптимизировать основные решения по выбору конструкций и режимов работы топочно-горелочньгх устройств при проектировании совместно с АО "ЗиО" новых и реконструированных котлов на Бсловской и 'Томь-Усинской ГРЭС в России, на 'ГЭС "Тунчбилек" (Турция), ТЭС "Скавина" и "Катовице" (Польша), ТЭС "Пейвели" (Индия) и др. Для примера на рис.4.3 и 4.4 показаны расчетные профили скорости, температуры и концентрации N0 в топке котла WP-200 ГЭС "Каговице"(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 (OFA) в системе ступенчатого сжигания для снижения NOx. В поведеттл кривых изменения NO 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 и трех нижних ярусах горелок) После каждого максимума наблюдается резкий

x~\

спад N0, что объясняется действием
реакций восстановления части N0 до
Nj за счет стадийной подачи воздуха
в горелки с избытком а,„_рйО,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

Высота [ м] Рис 4 4 Зависимость концентрации NO по высоте гопки от избытка воздуха для котла WP-200.

третичного воздуха (мини OFA), 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

и предназначен для проверки в условиях промышлсшюи эксплуатации конструктивных решений по кольцевой топке, которая в основном и определяет габариты котла.

5.1. Конструкция когла Е-820 /28/

Котел Е-820 (рис.5.1) однокорпускый, одшбарабанпый с естественной циркуляцией, Т-образной компоновки, рассчитанный на следующие параметры: - паропроизводитспиюсть - 820 т/ч, давление пара- 140 кгс/см ; температура пара -560 С; температура питательной воды - 230С; температура уходящих газов - 151С; температура горячего воздуха - 253С; температура газов на выходе из топки - 984С; температура газов в поворотной камере (перед экономайзером)- 662 С; КПД котла-91,4%; расход топлива (иріпа- бородинского)- 142т/ч; теплонапряжепне объема топки (q_v)- 97,7 кВт/м³; тегшонапряжение сечения топки (qp)-2,83 МВт/м²; теплонапряжепне лучевоспршшмающей поверхности в зоне активного горения (q_M)-0,74 МВт/м .

Котел рассчитан на сжигание в режиме твердого шлакоудалепия сильношлакующих бурых углей Канско- Ачинского бассейна (березовского и ирша -бородинского), а также менее шлакующего азейского угля с характеристиками:

Принципиальной особенностью котла является кольцевая тонка, представляющая собой открытую восьмигранную призматическую камеру, внутри которой по всей высоте установлена коаксиальная восьмигранная вставка. Поперечные размеры наружной н внутренней восьмигранных камер (диаметры условно вписанных окружностей) составляют 18540 и 9270 мм. (соотношение di/d₂=0,5). Обе камеры изготовлены из цельносвареїшьіх панелей из труб 60x6мм (ст.20) с шагом 80мм. В нижней части топки наружные экраны отгибаются внутрь и образуют восьмискатнуто 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 б-ти наружных гранях топки, т.к. для данного котла по условиям его компоновки в существующем здании была возможность установки лишь 6 мельшщ 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 Сибтехэнсрго, позволяющие за счет перераспределения потоков вторичного воздуха изменять в

широких пределах направление наружного экранов топки.

Л761Ю -—__—j—

горелочнои струи относительно внутреннего и

На уровне нижнего яруса горелок и в
горелках третьего яруса расположены
по 8 растопочных мазутных форсунок.
На расстоянии ~ 5,0 м. вниз от нижней
границы ширм па наружных стенах
топочной камеры установлены сопла
для подачи низкотемпературных
рецирку-лирующих газов в верх топки.
Для ликвидации остаточной крутки
факела и интенсификации смешения
струн рециркуляции вводятся в топку
по тангенциальной схеме в
направлении, противоположном

вращению факела. По проекту для
очистки экранов внутрсігаей камеры от
зоновых 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

Рис. 5.1. Опытно-промышленный котел с
кольцевой топкой Сибтехэнерго.

Поперечный разрез (а) и установка горелок в топке (б). 1-топка; 2-наружннй экран, 3-внутренний экран, 4-пылеугольная горелка; 5-воздушные сопла в сечении горелок; 6-сопла третичного дутья (OFА).

нагрузок

глубоковыдвижные паровые аппараты.
Топка подвешена на обогреваемых
тягах к потолочному перекрытию
каркаса и свободно расширяется вниз.
Тяги из труб 076x18 (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

хлопка и сейсмических 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 24000 мм. В соленые отсеки включены левые и правые блоки фронтового и заднего экранов наружной камеры, из которых паронодяная смесь поступает в выносные циклоны.

Пароперегреватель когла по характеру тешювосприятия является радиоциошю - конвективным. Радиационную часть пароперегревателя образуют трубы потолка топки, потолка, стен и иода новоротных газоходов, потолка и стен оігускньїх газоходов, а также настенных панелей пароперегревателя, расположенных на фронтовых и задних наружных стенах в верхней части топочной камеры. Полурадиационная часть паропереіревателя состоит из 44 ширм, устаповлеїшьгх 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) - 984С, а за пароперегревателем (в поворотной камере) - 662С. 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 32x4 (ст.20) с шагом Sj = 100 мм. Трубчатый воздухоподогреватель установлен в отдельной, вынесенной из-под котла колонке и выполнен в виде отдельных кубов из труб 040x1,5 (сг.З), включенных по шеститюточпой 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 135x10 м7ч. Сушка сырого топлива осуществляется смесью "горячих" дымовых газов, забираемых из поворотной камеры (T_rr-662C) и "холодных" газов, забираемых дымососами рециркуляции с напора основных дымососов. Расчетная температура аэросмеси за мельницей 130 С. 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 0500мм подводится к 3-enf 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.

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

5.2. Пуск и исследовании котла

После монтажа первые пуски и работа котла на угле были проведены в мае-июле ]997г. 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 ткономичности. В течение второй половины 1997г. на котле выполнялись работы по устранению строительно-монтажных недоделок и очередной пуск котла был проведен в марте 1998г. В марте -апреле 1998г. на котле совместной группой СибКОТЭС - Сибтехэнерго, Иркутскэнерго, Новоиркутской ТЭЦ и Сибэнергомаш при научно-техническом руководстве и участии автора были проведены режимио-налалочные и балансовые испытания при сжигании смеси азейских и ирша-бородинсюга углей: (W^r = 19,1%; А' = 18,1%; Q^rj=4198 ккал/кг), а в феврале-марте 1999г. на одном ирша-бородннском угле (W = 26,8%; А^г= 11,4%; Q'i=3886 ккал/кг).

Г, С 1пр=5Э5*С

Рис.5.2. Изменение температуры среды в пароводяном тракте при работе котла на ирша-бородинском угле, Дк=790 т/ч, а"-=1 2, R.9o=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...230С. 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%
Dhom) котел обеспечивает расчетные
выходные параметры по температуре
и давлению пара. При этом даже при
нагрузке 900 т/ч отсутствуют
ограничения по тяге, дутыо и
регулированию температуры
перегретого пара.

L, мм

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/ч; _а"„_п=1.29; в работе 5 пылесистем: 1- V_e=V6<»/{V6fflt⁺Voa,)=0.32, W₆=12.Sm/c; 2- V₆=0.3S, W_s=14.5m/c; 3-V₆=0.48, W₆=17.5Wc.

Во всем диапазоне нагрузок 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 (уереднеїшьш по кольцевому сечению уровень температур в зоне их максимума), замеренный оптическим пирометром при нагрузке 820 т/ч, составляет 118О...1190⁰С (рис. 5.4), вверху топки - 950. ..960С, в поворотной камере - 620С. 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 расігределеїшя 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% Dhom (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-тн 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 па температуру пара по потокам,
расположенных в правом и левом газоходах котла.

- В диапазоне нагрузок 60...100% Diiom КПД котла брутто составляет
93...93,8% при Ту* = 125.. .140С и q₄ = 0,35...0,7% (проектный КПД в этом диапазоне
нагрузок - 91,4% при ty* = 136... 147С и q₄ = 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 1200С) и
высокая интенсивность смесеобразования при вихревом движении газов в кольцевой
топке обеспечивают (при нагрузках 60-100% Оном и a"„„= 1,2...1,25) относительно
низкие концентрации вредных выбросов NOx = 370...410 мг/нм³ и СО = 20...70
мг/нм (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 иевоспламенившегося мазута в холодную воронку.

- Установленная на котпе 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. Сепарациошше 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.

ST ,- 2»»gzl*i!!L .100 = 7,7

О—

Сопло пчдвчи

мцоЬ

реииркуляиии

УОО ЮН) ПОО

Рис,5.4. Распределение яркостной температуры факела по высоте кольцевой топочной камеры котла Е-820 при сжигании ирша-бородинского и азейского бурых углей (в работе 5 пылесистем).

\ 0 -Д^ТЗІт/ч Qn—1,иїіш-бс:іх^«:кімуто\ь

3D ~/i^=4/2i/40Jn=l,4G;i^xm-t»Tpcfc(-fiCKM>Ttw. 4 x —Д^=^??іАіС&і=1,46;сіза«<ий)7ТУь

й а ййй

I А В I? ГДЕ;
\/

№)-Работающие мельницы

Рис.5.5. Пирометрия тонки в зоне максимальных температур при сжигании ирша-бородинских углей. Дк~800 т/ч, в работе 5 мельниц (БЗХДД⁷-)-

%,,*,

Яг-'

450 500 550 ЄОО 650 700 750 БОО 850

Чл-7-г

450 500 550 600 650 700 750 ЄОО 850

Рис.5.6. Зависимость КПД котла брутто (г\с,р), потерь тепла с уходящими г-азами (q₂) и мехнедожогом (q₄) от паропроизводитедьности котла. I -при сжигании азейского угля, 2-при сжигании ирша-бородинского угля.

С NOx, *а/

(а »1.4)

J.15 1.г 1,25 1,3 1.35 ).4 1.4

С NOx, лг/нм³ («=1.4)

гоо! . . . . , . . . „ ,

450 5О0 550 600 650 700 7Ь0 BOO А- ^ш'⁴ б) 1.2,3 (АА)~ при работе на о^еаском уьлс 4.5,6 (ов#)-гсри работе на ирша -бородинсхст уа\е ОД-Дк=63»-ВгО т/ч »А-№=530-550 т/ч *Г*-Д«М7г-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 выше моментами

0.0

с рассмотренными

¹ ^Г

л '

положительными

следует отметить, что

о

0.3

D.m/ч

0.2

Рнс.5.8. Зависимость условно нормативного коэффициента тепловой, эффективности топки от нагрузки при сжигании азейского угля.

до настоящего времени на котле
пока еше 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 полугенный опыт эксплуатации и испытания кольцевой топки

подтверждают ее эффективность и целесообразность применения для крупных

котлоагрегатов.

ЭНЕРГОБЛОКОВ /28/

6.1. Особенности расчета и проектирования кольцевых тонок

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 моїут 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 но схеме прямого вдувания аэросмеси іти 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 q_f- и qj,_r. выбираются в пределах значений, рекомендованных Методическими указаниями по проектированию топочных устройств энергетических котлов. При этом поперечные размеры внутренней камеры выбираются из соотношения оУ02=0,4...0,6 (меньшие значения для котлов средней производительности и сильношлакующнх 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 d|

менее 7 м.

Высота зоны активного горения выбирается из условий обеспечения умеренного теплового напряжения лучистой поверхности в этой зоне и рассчитывается по формуле

ц (О.1.)

3,32(rf,+(/j)

где q,._r. -тепловое напряжение лучистой поверхности в зоне активного горения, (кВт/м ); В- расход топлива на котел, кг/ч; QV теплотворная способность топлива, кДж/кг; di и &2 диаметры окружностей, условно вписанных соответственно во внутренний и наружный многогранники топки, м; z_r и f_r -число и площадь сечения амбразуры горелок, м²; \j/ - коэффициент тепловой эффективности стен со стороны факела и холодной воронки; \у_ср-средний коэффициент тепловой эффективности стен. Коэффициент тепловой эффективности собственно экранов для многогранных (8 іраней и более) кольцевых топок определяется по формуле

\у=1,2д (6.2)

Коэффициент 1,2 учитывает повышенную равномерность тепловосприятия экранов за счет вихревого кольцевого движения факела, уменьшающего толщину пристенного неизогермического слоя, и исключения в многогранных камерах малоэффективных угловых панелей, имеющихся в обычных квадратных или прямоугольных призматических топках. Величина углового коэффициента х и коэффициента загрязнеїшя экранов Е, определяется по Нормам теплового расчета котельных агрегатов. Высота кольцевой топки при сжигании каметшых и бурьгх 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

_й=^л^) ₍₆₃₎

где сс_к- коэффициент теплоотдачи конвекцией, Вт/(м С); Н_к- поверхность экранов наружной камеры в пределах вертикальной части, м ; Тф и Т₃- температуры факела и загрязненной стенки соответственно, Вр- расход топлива, кг/ч.

Коэффициент теплоотдачи конвекцией (а_к) может быть определен из соотношения, полученного в КазНИИЭ для циклонных топок с несколькими распределенными по окружности горелочными вводами с учетом поправки на d_y /28/

і о'

Nu_K-^- = 0,O43K_rK_(lyK_T(^-)⁰⁵PrR_e (6.4)

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

К_г=0,76(^)⁹³-(^)'⁵-С⁵ (6-5.)

где Xf_r- суммарная площадь выходных сечений горелок, м², Fo- площадь поперечного

сечения наружной камеры топки, м ; d? - диаметр наружной камеры топки, м; Н_т-

высота топки, м; п_г_„- число горелок в одном ярусе, шт.;

Kj_y - коэффициент, учитывающий влияние условного диаметра установки горелок,

принимается равным: 1,2 для d_y=0,75, 1 для d_y=0,5 и 0,75 для d_y=0,3;

К,- температурный критерий, позволяющий в первом приближении распространить

закономерности, полученные ла изотермических моделях, на условия горящей топки

4~t ⁽⁶'⁶⁾

где Т,- адиабатическая температура горения, К; Т_в и Т'^-темиературы топливовоздуншой смеси на выходе из горелки и продуктов сгорания вверху топки,

соответственно, К.;

S и S_mc?- поверхности условно гладкой стенки и с учетом трубной шероховатости соответственно, м ; Х- коэффициент теплопроводности топочных газов при средней температуре факела, Вг/(мС).

При ежигаїши шлакующих углей для снижения эффекта "прилипания" факела к экранам высота горелки должна составлять h_r= (1,5. ,.2)b_r, где b_r - ширина горелки. Кроме того, между горелками или блоками горелок по высоте следует предусматривать непроточные экратгрованлые разрывы высотой h_p /Ь_г >2 при установке нерегулируемых горелок типа ГПО и h_p /b_r 21,5 при установке регулируемых горелок конструкции Снбтехэнерго. Расстояние от нижней кромки амбразуры нижнего яруса горелок до начала скатов холодной воронки принимается равным или более ЗЬ_Г при установке горелок типа ГПО и (2...2,5) Ь_г при установке регулируемых горелок Снбтехэнерго. При этом необходимо, чтобы высота подгорелочней зоны находилась в пределах (0,25.. .0,3) d₂, т. е.

Ь_пг.з=^ + й„.=0,25...0,3 (6.7)

где h_SB- высота холодной воронки, отнесенная к й₂; h _гх- расстояние от начала скатов холодной воронки до оси нижнего яруса горелки, отнесенное к &2-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 Снбтехэнерго. 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 d_y=0,5...0,75. При этом меньшее значение d_y рекомендуется для горелок типа ГПО, а большее значение d_y-для регулируемых горелок конструкции Сибтсхэнерго. При расположении на грани одной горелки она устанавливается на середине грани. При многоярусной компоновке горелок количество ярусов выбирается, исхода из рекомендуемых Нормами теплонапряжений сечения на ярус горелок

Для кольцевых топочных камер рекомендуют тангенциальный ввод рециркулируклцих 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 d_yp. ~0,8. По высоте камеры сопла рециркуляция располагаются ниже узкого сечения пережима или начала поворотного газохода на расстоянии H_p=(0,I...O,25)d₂. Суммарное выходное сечение сопл рециркуляции (2Х_Р.) выбирается из соотношения

5X7^=0,008+0,012, (6.8)

где Ft- кольцевое сечение топки.

Доля редиркулирующих газов от общего расхода газов, проходящих через топку, в сечении перед вводом рециркуляции должна быть в пределах r_p=0,I...0,I5. При этом меньшие значения H/dz и г_р принимаются для топок с пережимом, а большие- для 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

шлакоудаленнем для блока 800 МВт на канско-ачинских углях /13...17,28/

Профиль котла с кольцевой топкой производительностью 2650 т/ч на канско -ачинских углях разрабатывался при научно-техническом и непосредственном участии автора в Сибтехэнерго и СКБ ВТИ с участием ТЭПа, ВТИ и Союзтехэнерго. Основной целью этих проработок было выявление при конкретном проектировании особенностей конструктикных 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 шлакоудаленнем. Анализ проработанных вариантов котла показал, что наибольший интерес представляют Т-образный и полубашеннъш 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 d=27,5 м и внутренней - 13,75м. 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 d_y=0,5d₂. Скорости в горелках приняты равными но аэросмеси 18 м/с, по вторичному воздуху - 55 м/с. Для уменьшения опасности шлакования наружных

і^ІгдТЧ/І^чІАіА^

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 посьмиграшнтка 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
qr=3,88 МВт/и , теплонапряжение на ярус
горелок -q_F.,;-0,97 кВт/м²; теплонапряжение
лучевоспринимаюгцей поверхности в зоне
активного горения - q_nr= 0,81 МВт/м²;
объемное теплонапряжение q_v= 107 кВт/м³;
температура газов на выходе из зоны
активного горения Т",_г =1174С. 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 прошосвязанных золовых
отложений на экранах топки и обеспечить (с
учетом благоприятной аэродинамики

Рис.6.1 Профиль котла с кольцевой топкой для блока 800 МВт на канско-ачшіскнх углях.

кольцевой топки) низкий уровень образования
NOx. Наружные и внутренние ограждения
кольцевой топки выполнены из цельносварных
газоплотных экранных панелей из труб 32x6
(сталь І2Х1МФ) 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 yW-1500 кг/(м с). Температура газов на уровне начала ширм по аналогии с котлом П-67 принята равной 1100С. Для гашения остаточной крутки газов вверху топки и снижения NOx 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 тонки). Как показывает сравнительный анализ различных конструкций перехода, применение конфузорного перехода позволяет сделать его высотой всего 2,3 м, во всей обогреваемой зоне перехода

сохранить пршштый 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 ширмовыс 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 но аналогии с котлом П-67 принята система нылеириготовления 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 мелышцы устанавливаются вертикальные вихревые пыледелители. 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 централыгую колонну и на четыре группы колоші снаружи котла, при этом расстояние между группами колоші 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 обогреваемых цельносварных экранов в подубашенном кольцевом котле уменьшена на 33%, суммарная поверхность нагрева под давлением -на 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 %.

7. Предложена и разработана новая конструкция топочного устройства- кольцевая топка, обеспечивающая значительное снижение габаритов котла, его металлоемкости и повышение эффективности сжигания различных топлив.

8. Выполнены комплексные стендовые и натурные исследования коиьцевьгх и тангенциальных топочных устройств, в ходе которых вскрыты новые закономерности в области аэродинамики, теплообмена, шлакования и образования NOx в этих топках.

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

10. 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.

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

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

13. Совместно с заводом "Сибэиергомаш" разработана конструкция опытно-промышленного котла с кольцевой топкой ларопроизводительностью 820 т/ч.

14. 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/.

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

Разработка, исследования и результаты внедрения трехступенчатого сжигания газа и мазута на котле с призматической топкойЮрков, Дмитрий Александрович

Разработка, исследование и реализация способов повышения эффективности работы водогрейных котлов и технологического оборудования (на примере Сосногорского газоперерабатывающего завода)Горбунов Сергей Алексеевич

Разработка, исследование и внедрение процессов и схем воздушной консервации теплоэнергетического оборудованияПолевич Александр Николаевич

Разработка, исследование и оптимизация тепловых схем парогазовых установок сбросного типа с пылеугольными паровыми котламиКонакотин, Борис Валерьевич

Разработка, исследование новой технологии использования на ТЭС кавитационного жидкоугольного топливаЦепенок, Алексей Иванович

Повышение экономичности паротурбинных установок путем разработки, исследования и внедрения систем очистки охлаждающей воды и трубок конденсаторовШипилев Станислав Георгиевич

Разработка, исследование и анализ технических мероприятий и устройств для снижения вредного воздействия энергетических установок на окружающую среду при сбросах пара в атмосферуМарченко Михаил Евгеньевич

Исследование, разработка и внедрение установок для очистки высокотемпературных рециркулирующих газов Долбня Юрий Алексеевич

Разработка, исследование и анализ работы устройства для сброса больших потоков пара с пониженным уровнем шумаПермяков, Андрей Борисович

Разработка, исследование и оптимизация схем сжигания энергетических топлив в прямоточно-вихревом факеле в паровых котлахКиричков Владимир Сергеевич