Полученные экспериментальные данные и выполненные на их основе расчеты по формулам, изложенным в § 4-2, позволили определить усредненные значения состава газов, температур и механического недо­жога в различных сечениях пылеугольного факела и в том числе на горизонтальном его участке (ГУФ), в зоне резких градиентов потоков топлива и воздуха.

На рис. 5-13,а в виде примера представлено изменение среднерас­ходных значений С02, Ог, температур и механического недожога по длине факела в топке парогенератора ТП-70, оборудованного вихревы­ми прямоточно-улиточными горелками, а на рис. 5-13,6 в топке паро­генератора ТП-90 с прямоточными длиннощелевыми горелками. На оси абсцисс этих графиков, помимо длины факела, указано время пребыва­ния частиц топлива в предположении прямоточное™ факела и отсутст­вия относительной скорости между частицами и потоком.

Условная длина факела для вихревых горелок при фронтовом и встречном расположении, а также для прямоточных длиннощелевых при встречном их расположении определяется как сумма трех слагае­мых: расстояния от амбразуры до оси топки, от оси горелки до плос­кости середины выходного окна и горизонтального участка от оси топки до середины выходного окна. Для прямоточных горелок при тангенци­альной их компоновке первая составляющая принимается равной рас­стоянию по оси горелки от амбразуры до пересечения с вертикальной осью топки. Следует при этом иметь в виду, что при тангенциальной компоновке горелок определение условной траектории пути факела по геометрической осп горелок вносит некоторую ошибку в связи с откло­нением фактической оси факела от геометрической.

Сравнительный характер работы топочных камер, оборудованных различными вихревыми и прямоточными горелочными устройствами тепловой мощностью 35 МВт, при сжигании пыли АШ представлен кривыми на рис. 5-14.

Наиболее экономично и с большей интенсивностью в начале факе­ла работают двухулиточные вихревые горелки при подаче всего возду­ха, необходимого для горения, непосредственно через горелки.

Степень выгорания топлива (|)=100—д4) за время пребывания т, равное 0,6 с, составляет в топках с двухулиточными горелками при­мерно 92% (рис. 5-14, кривая 4), а с вихревыми прямоточно-улиточны­ми 88% (кривая 3). На начальном участке факела также интенсивно работают прямоточные горелкн с тангенциальной их компоновкой с топкой. За т = 0,6 с степень выгорания топлива составляет примерно 90%) (кривые 1 и 5).

Наиболее растянутые кривые выгорания по длине топки получены при работе прямоточных длиннощелевых (кривая 2) и круглых сопло­вых горелок (кривая 6). Так, за рассматриваемое нами время (т^0,6с) степень выгорания топлива для этих горелок составляет примерно 50 и 80% соответственно.

Ядро факела для всех исследованных горелочных устройств распола­гается в конце зоны интенсивного горения топлива (в нашем случае на расстоянии 5—8 м от устья горелок) Температура в ядре факела составляет 1500—1600°С.

Наиболее крутые кривые падения температуры по высоте наблю­даются в топках с прямоточными горелками при тангенциальной их компоновке. При близких величинах коэффициентов избытка воздуха температура газов на выходе из топки при тангенциальной компоновке составляет примерно 1100°С, что на 70°С ниже, чем в топках о вихре­выми двухулиточными горелками, и на 100 и 50 °С ниже, чем в топках соответственно с длиннощелевыми и прямоточно-улиточными горел­ками.

При сжигании углей других марок — тощих [41], каменных [47], бурых и торфа [14]—основная масса топлива так же, как и при сжи­гании пыли АШ, выгорает на половине пути факела. Остальной топоч­ный объем используется практически как камера охлаждения.

Интенсивность работы различных участков топочного объема иллюстрируется кривыми на рис. 5-15, характеризующими изменение

Скорости выгорания пыли АШ по ходу факела

С различными горелками.

График подтверждает, что в однокамерных малонапряженных топ­ках основное тепловыделение заканчивается на 0,25—0,30 относитель­ного пути факела. Наиболее интенсивное тепловыделение вблизи горе­лок наблюдается в топках с вихревыми двухулиточными горелками и с прямоточными при их тангенциальной компоновке. Во второй поло­
вине исследованных топочных камер, начиная с сечения, расположен­ного на расстоянии 2—3 м над ошипованным поясом, при нормальном режиме работы происходит незначительное догорание топлива.

Проведенные исследования позволили также выяснить динамику выгорания отдельных элементов топлива. Скорость выгорания летучих веществ зависит от сорта топлива и размола частиц, но в широком диа­пазоне изменения тонкости помола пыли сгорание основной массы их (до 95%) происходит за промежуток времени, которым можно пренеб­речь по сравнению со временем горения коксового остатка (рис. 5-16)

Расчетный анализ процесса горения, выполненный на основе мето­дики ЦКТИ, изложенной в гл. 9, показывает, что экспериментальные результаты, полученные при изучении динамики выгорания твердого топлива в промышленных топках, не являются частными, а принципи­ально связаны с характером выгорания прямоточного полидисперсного факела.

В виде примера на рис. 5-17 представлены расчетные кривые (сплошные линии), характеризующие суммарную скорость выгорания пыли антрацита. Точки на кривых соответствуют опытным данным. На этом же рисунке штриховыми линиями показана скорость сгорания частиц с различными начальными размерами б0г, содержащихся в фа­келе. В расчете приняты предэкспоненциальный множитель Ко= = 4,2* 104 м/с и энергия активации £=140 МДж/моль. Режимные пара­метры соответствуют условиям проведения опытов, указанным на гра­фике. Графики на рис. 5-17 позволяют сделать следующие общие для выгорания прямоточных полидисперсных факелов выводы. Мелкие час­тицы полидисперсной пыли быстро сгорают в начале факела, а горе­ние крупных частиц затягивается. Следствием быстрого сгорания мел­ких частиц является выгорание основной массы топлива за относитель­но небольшой промежуток времени. При этом концентрация кислорода в факеле резко снижается до 2—4% ( в зависимости от коэффициента избытка воздуха). Расчетные кривые находятся в соответствии с экспе­риментальными данными и показывают, например, что при оптималь­
ных значениях режимных параметров топочного процесса время сгора­ния 90% пыли антрацита составляет 20—25% времени сгорания 98% атрацита (для полного выгорания пыли в прямоточном факеле тре­буется весьма длительное время). За это время сгорают частицы с на­чальным размером менее 60 мкм. Недогоревшие более крупные части­цы горят далее при пониженных концентрациях кислорода и понижен­ных температурах факела. Приведенные экспериментальные данные и теоретический их анализ, а также другие данные о ско­рости выгорания твердого топлива [26, 31] показывают, что основной причиной ме­ханического недожога в ка­мерных топках является не - догоранке крупных частиц.

В связи с этим необхо­димо отметить ошибочность выводов, сделанных в рабо­те [29], о том, что основной причиной механического не­дожога в камерных топках является вынос невоспламе - нившейся пыли.

Анализ эксперименталь­ных данных и расчетных кривых показывает, что по условиям горения тепловые напряжения в экранирован­ных однокамерных топках с жидким шлакоудалением могут быть повышены при сжигании антрацита, напри­мер, до 0,23 МВт/м3 при со­хранении механического не­дожога на уровне 3—4%. Однако повышение форсировок приводит к соответствующему 'повышению температуры на выходе из топок а шлакованию поверхностей нагрева. Таким образом, величина тепло­вого напряжения при сжигании твердого топлива в однокамерных топ­ках с жидким шлакоудалением ограничена малой интенсивностью теп­лообмена, в связи с чем не может практически превышать значение •/„ = 0.15 МВт/м3.

Дальнейшее повышение форсировок топочного процесса в прямо­точном факеле возможно лишь при значительном повышении темпера­турного уровня в камере горения при интенсификации процесса тепло­обмена в камере охлаждения и при организации максимального шлакоулавливания. Тенденции к повышению температурного уровня топочного процесса нашли отражение в переходе к полуоткрытым двухкамерным топкам с пережимом с жидким шлакоудалением, особен­но с одноярусным расположением мощных горелок. В этих топках форсировка процесса в камере горения достигает 0,465—0,695 МВт/м3. Так, на парогенераторах ТПП-210А блоков 300 МВт и ТПП-200-1 бло­ка 800 МВт, оборудованных мощными вихревыми горелками, располо­женными в один ярус, достигнуто экономическое сжигание малореак­

Ционного твердого топлива [17, 19, 35]. Однако вопрос об интенсифика­ции теплообмена не решен и в данных топочных устройствах, вследствие чего суммарная форсировка топочного объема остается сравнительно низкой (^=0,152^0,175 М'Вт/м3).

Экспериментальные и расчетные данные показывают, что вследст­вие принципиальных особенностей горения полидисперсного факела существенная интенсификация процесса (повышение форсировок в де­сятки раз) может быть достигнута только при переходе к таким схемам сжигания топлива, при которых крупным частицам создаются наиболее благоприятные условия для горения. Этот принцип осуществляется, например, в топках циклонного и вихревого типа.