Подача всего воздуха, необходимого для горения, в горелки при транспорте пыли горячим воздухом, которая имеет место на современных мощных парогенераторах, сжигающих малореакционное топливо, может быть также осуществлена путем ввода сушильного агента в топку через дополнительный канал основных горелочных устройств. С этой целью ЦКТИ, ТКЗ и Змиевская ГРЭС разработали две конструкции вихревых горелочных устройств, в одной из которых запыленный сушильный

Рис. 7-3. Схема пылегазомазутнои горелки /—улиточный завихритель пылевоздушной смеси; 2 — газовый коллектор; 3 — короба вторичного - воздуха; 4 — осевые лопаточные аппараты; 5 —газовые трубки; 6 — канал пылевоздушной смеси; 7 — вторичного воздуха; 8 — сушильного агента; 9 — центрального воздуха; 10 — канал для мазут~ Ной форсунки

Агент подается между каналами центрального воздуха и пылевоздуш - ной смеси (рис. 7-3).

Этими горелками оборудована топочная камера парогенератора ТПП-210А (см. рис. 1-12). Описание, конструктивные особенности топоч­ной камеры парогенератора ТПП-210А и горелочных устройств в про­ектном исполнении, результаты их работы и исследования приведены в гл. 6.

Уг=7+9%; (1^0,т0,1бМВт/м3 Яд0=6+10%

Сравнивалась работа горелочных устройств при проектной схеме лодачи сушильного агента в топку через сбросные сопла с работой при новой схеме, в которой сушильный агент подается через основные го­релки.

Ч	О	О		1
		•	І	О
1 1	: І і		ОЛ и| О <

Уг

О 2

8 10 12 П %

Рис. 7-4. Влияние содержания летучих (а) и коэффициента избытка возду­ха (б) на потери тепла с механическим недожогом при хг<0,2

1 — подача сушильного агента в топку через специальные сопла; 2 — то же, через

Основные горелки

Установлено, что в диапазоне изменения нагрузок Д< от 0,62 до но­минальной и режимных параметров, которые имели место в период более чем двухлетней опытно-промышленной эксплуатации парогенера­тора ТПП-210А при сжигании топлива с содержанием летучих 1/г=5,5-^10% и влажностью Н7р<10% (см. табл. 1-3), топочная камера с реконструированными горелками работает устойчиво с надежным выходом жидкого шлака.

Отсутствует сепарация пыли па под, а также отсутствует шлакова­ние топки и конвективных поверхностей нагрева. Коэффициент исполь­зования рабочего времени парогенератора составляет 0,89.

Отключение одной любой горелки или двух средних не снижает устойчивости воспламенения пылевоздушных струй и надежности рабо­ты топочной камеры, не влияет на режим жидкого шлакоудаления и не приводит к нарушению температурного и гидравлического режима НРЧ и ВРЧ [33]. Коэффициент шлакоулавливания составляет пример­но 15%.

Минимальное значение потери тепла с механической неполнотой сгорания топлива практически совпадает со значением <74, полученным с проектными горелками (рис. 7-4).

Оптимальный коэффициент избытка воздуха в горелках аг состав­ляет примерно 1,05 как при подаче сушильного агента в основные горелки, так и при подаче в сбросные сопла. При этом избыток воздуха в топке <хт соответственно равен примерно 1,15 и 1,3.

В приведенном в табл. 1,-3 диапазоне изменения теплового напря­жения топочного объема Цх, и тонины помола Яэо не обнаружено их влияния на величину механического недожога.

При избытке воздуха в топке ат>1,1 и достаточно равномерной раздаче пыли и воздуха по горелкам (хг<0,2) потери тепла с химичес - лой неполнотой сгорания топлива не обнаружены.

К. п. д. брутто парогенератора при сжигании полуантрацитов (ПА) с Угг«8% и оптимальных режимных параметрах составляет 90,4%. Та­кой же примерно к. п. д. получен при подаче сушильного агента в сбросные сопла в случае сжигания тощих углей с 1^г=«14%.

Рис. 7-5. Характер газообразования на начальном участке фа­кела (б) и в области пережима (а) (аг=1,06; ат = 1,15; А>2/а>1 = 1,2; а>2=23 м/с; ДОСбр=18,4 м/с) / — содержание СОа; 2 — 02; 3 — СО; 4~ пылевоздушная смесь; 5 — вторичный воздух; 6 — сушильный агент

При сжигании пыли АШ (Уг«54,3; <2рн=21,5 МДж/кг; Лр=26%; Ц7р=84°/о), нагрузке парогенератора, близкой к номинальной (0,95 1>н), и ат~1,28 величина потери с механическим недожогом составляет 3,1%.

Сопоставление данных на рис. 7-5 с данными, приведенными в §6-1, показывает, что качественный характер полей состава газа на началь-

Ном участке факела при подаче сушильного агента в топку через основ­ные горелки не отличается от характера полей в случае ввода сушиль­ного агента через специальные сопла. Наибольшее содержание углекислого газа «наблюдается в приосевой зоне рециркуляции. В зонах основного воздушного потока концентрация СОг резко снижается, а за­тем снова повышается на границе смешения пылевых и воздушных потоков, где происходит воспламенение аэросмеси. Вместе с тем, если при ат— 1,15 (аг-1,05) и сжигании ПА (Уг=7%) в топочных газах СО практически не обнаруживается, то в случае подачи сушильного агента в сбросные сопла (при таком же примерно значении избытка воздуха ат=1,15) в газах имеется большое количество окиси углерода на про­тяжении всей камеры горения (см. >рис. 6-1).

V (л>х) ♦ (РхШх )

/макс 7 Крут0

П

*) ЛГ/КГ

0,4- 0,8 1,2 1,6 2,0 О о,8 1,2 1,6 2,0

Йрец, "-ъ. ! &0 / - л V Г 1 7 Г л Й “ Г V N V І У У І

Фа

Г)

0,16 0,08

Кг/кг

1/Па

¥

2,0

1^ 5" ^ I / Г! " V А Г ( Гх 'С Л Д / ''О Ї Г

Ьреи,

Фа

Ч К

Во

0,16

'1,2 1,6 2,0 0 0^ о,8 1,2 1,6

Рис. 7-6. Аэродинамические характеристики факела: а — дальнобойность; б — раз­меры зон рециркуляции; в, г — количество рециркулирующих газов (хи2/ьиі = 1,27; ю2 = 24 м/с; шСбр = 19 м/с; до0 = 22 м/с; ру = 0,59 кг/м3)

/ — мх/и>0> ^ — &хюх!&уто> 3* 4 — приосевая и пристенная зоны рециркуляции

Выравнивание полей газового анализа происходит в основном на расстоянии 2000 мм от устья горелок, что соответствует 1,3 /)а.

Сравнительный анализ полей скоростей и температур показывает, что при вводе запыленного сушильного агента в топку через основные горелки характер движения газов не нарушается.

В приосевой и пристенной зонах наблюдаются области рециркуля­ции со значительными скоростями газов (0,2-ь0,4)иуо и высокой темпе­ратурой (1100—1600 °С). По мере удаления от устья происходит вырав­нивание полей скоростей и температур по сечению факела. На расстоянии 3000 мм от устья (//£>а= 1,9) величина максимальной осе­вой составляющей скорости (ад*/иу0)макс снижается до 0,7, а [£я^зс/(£1/^о)]макс — ДО 0,25 (рИС. 7-6,й) .

При подаче сушильного агента в горелки максимумы скоростей рас­положены дальше от бокового экрана (ближе к оси горелки). Размеры приосевой зоны рециркуляции отличаются незначительно. На расстоя­нии 2000 мм от устья еще имеет место зона рециркуляции (рис. 7-5 б), в то время, как при подаче сушильного агента в специальные сопла факел в данном сечении уже смыкается.

Максимальное значение расхода рециркулирующих газов в приосе­вой зоне, равное 0,15 бо, достигается на относительном расстоянии /Д)а=1 от устья. В пристенной зоне максимальный рециркулирующий

Рис. 7-7. Выгорание (а) и температура газов (б) по высоте топочной ка­меры /, 2 — 0,9£>н (ат —1,15-?-1,18); 3, 4 — 0К —0,6 (ат-1,25). Сплошные кривые— при по­ Даче сушильного агента в топот через основные горелки (V*—8%); штриховые— че­рез специальные сопла (Уг— ю%)

Поток располагается «а расстоянии 0,4 при величине

(Орец/Со)”1^ = 0,22 (рис. 7-6, в). Максимальное суммарное количест­во газов в обоих зонах примерно такое же, как и при работе горелок в проектном исполнении и составляет 0,32 С0 (рис. 7-6, г), что превы­шает даже количество газов, необходимых для воспламенения пыли антрацита.

Полученное равенство значений суммарного расхода рециркулирую­щих газов объясняется практически одинаковой интенсивностью крутки факела на выходе из горелочных устройств обеих конструкций. Высо­кий процент рециркулирующих газов и при подаче сушильного агента в горелку обеспечивает устойчивое воспламенение аэросмеси и в этом случае, несмотря на некоторое снижение температуры (до 50°С) в сходственных сечениях факела.

Изменение усредненных значений температур, механического недо­жога, С02 и 02 по длине факела при сжигании полуантрацита (Уг=7,4%, (2ры=23,2 МДж/кг; Лр = 24,6%; №р=7,4%) представлено на рис. 7-7, а. Из этого рисунка видно, что процесс горения протекает ин­тенсивно. Ядро факела расположено на расстоянии 4—5 м (///)а—2,5-т - - г-3,2) от устья. Температура в ядре факела достигает 1700 °С. На на­чальном участке /ф, равном 4 м, выгорает 87% топлива, а на выходе из камеры горения (в районе пережима) примерно 92%, что практически соответствует такой же степени выгорания, как при подаче сушильного агента в специальные сопла при сжигании тощих углей. На выходе из топки значение меха-нического недожога <74 составляет примерно 2%, а температура факела перед ширмами примерно 1800 °С (950 °С в районе ширмы).

С уменьшением нагрузки парогенератора от 0,9 до 0,6 £>н (рис. 7-7, б, сплошные кривые) температура в ядре факела уменьшается при­мерно на 100°С (с 1700 до 1600 °С), на выходе из камеры горения с 1580 до 1490°С, а перед ширмами (отметка 34100, /ф=28 м) с1180до 1040°С.

3-начение температуры факела па протяжении всей топочной каме­ры, а также на выходе из нее примерно на 50 °С ниже, чем при вводе сушильного агента в топку через специальные сбросные сопла (рис. 7-7, б, штриховые кривые).

Изложенное позволяет рекомендовать для улучшения воздушного режима и повышения надежности и экономичности работы парогенера­торов с замкнутыми системами пылеприготовления при транспорте пы­ли горячим воздухом применять подачу сушильного агента в топку че­рез основные горелки между каналами центрального воздуха и пылевоз­душной смеси при сжигании твердых топлив различного качества.

Полученные данные (количество рециркулирующих газов, пиромет­рический уровень и другие характеристики) свидетельствуют о наличии достаточных резервов для обеспечения надежного воспламенения и го­рения даже такого малореакционного топлива, как АШ.